Fe-0.04 Nb-0.02C合金的强化

Fe—0.04Nb—0.02C合金经1175°C—900°C轧制并随即在600°C进行等温处理后,获得直经为7-22微米的等轴细晶粒α—Fe。在α—Fe中保留相当数量的三维和二维位错网络,并沉淀折出细小的NbC粒子。通过细化晶粒强化,NbC第二相粒子弥散强化和位错亚结构强化的叠加,合金下屈服强度可提高达35-42公斤/毫米~2。下屈服强度σ_(iy)与晶粒的平均直径d之间的关系符合Hall—Petch公式: σ_(iy)=σ_i k_yd~(-1/2)其中k_y为细化晶粒强化的比例常数,k_y=2.2公斤/毫米~3/2;σ_i为位错在晶粒内运动的阻力,对于600°C等温30秒,40分及3小时者,σ_i分别为21.5,13.5及13.5公斤/毫米。合金的位错密度随拉伸形变程度的增高而增加,平均位错密度ρ的平方根值与对应的流变应力值关系可表达如下式σ_f=σ_? αGbρ~(1/2)其中G是切变模量;b是柏纸矢量的模;α是位错交互作用产生强化的比例常数,α=0.37;σ。是除位错交互作用外其它因素(如晶粒细化,弥散强化等)对流变应力的贡献,对于600℃等温30秒,40分及3小时者,α_o分别为34,30及30公斤/毫米~2。实验数据分析和理论计算结果表明,σ_i值是NbC第二相粒子弥散强化,位错亚结构强化和点阵阻力对屈服强度贡献α_p,σ_d和σ_l的叠加,即σ_i=σ_p σ_d σ_l 在α—Fe中沉淀折出的NbC粒子周围观察到“沉淀生长”位错圈,对其形成机理进行了分析,而它们的强化作用尚须进一步探明。     

高强度钢水介质应力腐蚀研究

本文对应力腐蚀试验的WoL型恒位移试样作了评述。并用它测最了四种高强度钢(30CrMnSiNi_2 A、30CrMnSiA、40CrNiMo、ZG-18铸钢)在水介质中的止裂K_(ISCC)以及da/dt。对其中的30CrMnSiNi_2A钢研究了热处理工艺对K_(ISCC)、da/dt的影响,同时探讨了强度和组织的作用。结果表明,对同一类处理,随强度下降K_(ISCC)提高。在相同强度时,等温后回火组织的K_(ISCC)明显比马氏体组织和不回火贝氏体组织高得多。当强度σ_b≤130～140公斤/毫米~2时,裂纹扩展特征发生了变化,da/dt也大幅度下降。当σ_b<110公斤毫米~2时在水介质中不再产生应力腐蚀裂纹。 我们用不同曲率(ρ)的恒位移缺口试样(B=20mm)测量了缺口形成应力腐蚀裂纹的界限应力强度因子K_(ISCC)(ρ),结果表明A是材料常数。对σ_b=160公斤/毫米~2的30CrMnSiNi_2A钢,A=426公斤/毫米、σ_b=140公斤/毫米~2的30CrMnSiA以及40CrNiMo钢的A值更高。 根据实验数据,运用线弹性断裂力学对30CrMnSiNi_2A钢(σ_b=160公斤/毫米~2)螺桩的应力腐蚀断裂进行了定量分析,并提出了提高螺桩安全性的具体办法。     

对称的单叶幂级数的系数和开始多项式

§1.设k次对称函数fk(x)=z sum from v=1 to ∝(a_(vk)_1)~(z~(vk_1))=z sum from v=z to ∝ (a_n~(k)z~(vk 1)在单位圆|z|<1中正则单叶,这类函数的全体称为S_k,设σ_n~(k)=z sum from v=1 to ∝n (a_(vk)_1~(z~(vk 1))。 舍苟证明一切σ_n~(1)(z)在圆|z|<1/4中单叶,且不能易以更大的数,伊列夫证明当     

低合金钢水介质中的应力腐蚀机构

用抛光的恒位移试样对不同钢种、不同强度的高强钢在水介质中应力腐蚀裂纹的产生和扩展进行了金相跟踪观察。结果表明:超高强钢(σ_b≥160公斤/毫米~2的30CrMnSiNi_2A,ZG-18铸钢)应力腐蚀时,裂纹前端塑性区逐渐扩大,闭合后形成不连续裂纹,以后随塑性区中变形量增大主裂纹扩展並与新裂纹相连。当强度降低时,(σ_b≤138公斤/毫米~2的30CrMnSiNi_2A,40CrNiMoA,30CrMnSiA)塑性区随时间增大,但不闭合,随其变形量增大,原裂纹沿弹塑性边界向前扩展。强度更低(σ_b<110公斤/毫米~2的30CrKnSiNi_2A,σ_b≤120公斤/毫米~2的40CrNiMoA)塑性区不增大,裂纹也不扩展。 同样试样在电解充氢条件或干氢条件下,加载裂纹前端同样能产生滞后塑性变形,而且裂纹产生和扩展的情况完全和水介质中类似。由此可知,裂纹前端滞后塑性变形是由氢引起的。 高强钢或超高强钢在水介质中应力腐蚀的机构如下:阴极放氢,它进入裂纹前端引起滞后塑性变形,从而导致裂纹的产生和扩展。     

对称单叶函数的开始多项式的单叶性

设 k 次对称函数 f_k(z)=z+a_(nk)~(k)+12~(nk+1)在单位圆|z|<1中正则单叶,记σ_n~(k)(z)=z+a_v~(k)z~(vk+1),特别的记σ_n~(1)(z)=σ_n(z).宰格证明了一切σ_n(z)在圆|z|<1/4中单叶,且1/4不能换以更大之数。列文证明了当 n>16时σ_n(n)在|z|1-6(logn)/n中单叶。考利茨     

对水击基本方程的探讨

本文对水击基本方程H/x+1/gV/t+1/gfV|V/2D=0,H/t+a~2/gV/x=0进行了探讨与推导,认为式中H应为全水头(H=z+p/ρg+V~2/2g)而不是测压管水头(H=z+p/ρg),水头回复的影响应该考虑。在采用列表法、图解法、电算法计算时,采用H为全水头计算要简便些。目前在有关的水击计算中,所见到的水击基本方程大都由文献1中式(2—8)及(2—28)简化得到,这里用式(a)、(b)代替上述二式。 gH/x+VV/x+V/t+fV|V|/2D=0 VH/x+H/t-Vsinα+α~2/g=V/x=0 式中 g为重力加速度;H=Z+p/ρg;Z为位头;p/ρg为压头;p为压力;ρ为水体密度;x为沿水管轴线距离;V为流速;t为时间;f为Darcy-Weisbach摩擦系数;D为水管直径;a为水管轴线与水平面夹角;a为水击传播速度。考虑式(a)(b)中VV/x<相似文献   

珠光体和珠光体-铁素体球铁齿轮抗弯曲疲劳能力的研究

本文是珠光体和珠光体-铁素体球墨铸铁齿轮弯曲疲劳极限应力σ_(Flim)测定的试验总结。作者根据13对齿轮的寿命试验结果,用最小二乘法求得疲劳曲线方程为σ_F~(3.23726)N=2.941478×10~(11) 同时求得99％可靠度的疲劳曲线方程为: σ_F~(3.23726)N=8.6050375×10~(10) 据此,确定当循环基数N_0=5×10~6次时,其相应的弯曲疲劳极限应力为: 当可靠度为99％时σ_(Flim)=29.4公斤/毫米~2 σ_(Flim)=20.4公斤/毫米~2 上述数值可供设计齿轮时参考。     

关于误差方差估计中的一致余项级数的绝对收敛性

一、引言如所周知,如果X_1,X_2,…,i、i、d,EX_1=0,EX_1~2=σ~2<∞,则对任何—∞相似文献   

解析函数的单叶半径

对于单位圆|z|<1中的单叶函数f(z)=z+a_2z~2+…∈S,一个尚未解决的问题是:g(z)=1/2(zf(z))’在圆|z|<1/2中是否具有单叶性?目前最好的结果是1978年S.W.Barnsrd所得到的:当f(z)∈S时,2g(z)=(zf(z))’必在|z|≤0.49中是单叶的.对于星象函数,或者近于凸象函数,这个问题已经解决.对于后次对称的单叶函数f(z)=z+a_(k+1)~((k))Z~(k+1)+a_(2k+1)~((k))Z~(2k+1)+…,开始两项σ_2(z)=z+a_(k+1)~((k))Z~(k+1)及三项σ_3(Z)=σ_2(Z)+a_(2k+1)~((k))Z~(2k+1)在圆|Z|~k相似文献   

半线性中立型二阶时滞微分方程的振动准则

研究广义Emden-Fowler中立型时滞微分方程(r(t)|z′(t)|α-1 z′(t))′+q1(t)|x(σ1(t))|β1-1 x(σ1(t))+q2(t)|x(σ2(t))|β2-1 x(σ2(t))=0,t≥t0,其中z(t)=x(t)+p(t)x(τ(t)),β2αβ10.利用广义Riccati变换、积分平均和不等式技巧,给出了该方程的若干新的振动准则,推广了最近文献中的相关结果.     

半线性中立型Emden-Fowler泛函微分方程的振动准则

建立了中立型Emden-Fowler泛函微分方程(r(t)︱z′(t)︱~(α-1)z′(t))′+q(t)︱x(σ(t))︱~(β-1)x(σ(t))=0,t≥t_0的若干振动准则,推广、统一了半线性微分方程和Emden-Fowler型微分方程的某些振动性结果,其中z(t)=x(t)+p(t)x(τ(t)),α0,β0为常数.最后,通过几个实例说明了结果的正确性.     

弹性板补充理论

<正> 为了补充 A.A.Kromm.的厚板理论(εzz=0),本文作以下分析:(1)几何方程:eij=1/2(?) (1)(2)物理方程:σij=γθδij+2μeij (2)(3)平衡方程:(?) (3)(4)边界条件:Ri=σijlnj (4)现在用直角坐标系,原点放在均匀厚板的形心上,设厚板厚度方向为 z 轴,若以右手坐标系,则 x、y 轴在厚板中性层平面上,如果除厚板支座支承边界条件外,在厚板 z=-(h/2)板面上,有与 z 轴方向一致的荷重 q(x,y)。在厚板 z=h/2板面上及四周无其它     

R上由指数型整函数的Hermite型插值的收敛性

证明了如果f∈L1p(R),f'(χ)=O(1/(1 |x|1/p δ),δ＞0,且f'在R的任何有限区间上Riemann可积,则limσ→∞||f-Hσ(f)||p(R)=0,其中Hα(f)是f通过由其样本{f(kπ/σ)}k z和{f'(kπ/σ)}k z在Lp(R)中的指数2α型整函数空间B2σ,p中的Hermite型的插值算子.     

一类具功能性反应的Prey-Predator系统的周期解与稳定性

研究一类具Holling Ⅱ功能性函数的含扩散与时滞Prey-Predator系统,利用上下解及比较原理,通过周期抛物系统(e)ui(t,x)/(e)t-Aiui(t,x)=ui(t,x)[ai(t,x)-bi(t,x)ui(tx,x)](i=1,2)的周期解得到系统的上下解,证明了系统在对应的特征方程的主特征值σ1(a1)≥0,σ1(a2)>0时存在全局渐近稳定的平凡解(0,0),当σ1(a1)≥0,σ1(a2)<0时系统存在全局渐近稳定的半平凡解(0,(O)2(t,x)),当σ1(a1)<0,σ1(a2+1)≥0时系统存在全局渐近稳定的半平凡解(01(t,x),0),并获得当σ1(a1)<0,σ1(a2)<0时系统存在一对T-周期拟解的充分条件,且对任意的非负初值函数这对周期拟解构成此系统的一个吸引子.     

测度链上二阶边值问题多个正解的存在性

讨论测度链上二阶边值问题,xΔΔ+k(t)f(t,x(σ(t)))=0,t∈[t1,t2],αx(t1)-βxΔ(t1)=0,γx(σ(t2))+δxΔ(σ(t2))=0正解的存在性,[t1,t2]T,T是测度链,利用Leggett-Williams不动点定理,可得该问题至少存在3个正解.     

具有极点和正则点的非线性迭代方程的解析解（英文）

本文主要研究具有极点和正则点的非线性迭代方程G(z)x'(z)=x(αz+βx(z))+F(x(z))的解析解。在第二章和第三章中通过把已知方程转化为不含未知函数迭代的辅助方程[ψ(λz)-αψ(z)][λψ'(λΖ)-αψ'(z)]G(ψ(z))=ψ(z)[ψ(λz)-αψ(z)][ψ(λ~2z)-αψ(λz)]ψ'(z)+β~2ψ(z)ψ'(z)F(1/β(ψ(λz)-αψ(z))),z∈C.和G(g(z))[γg'(γz)-αg'(z)]=[g(γ~2z)-αg(γz)]g'(z)+βg'(z)F(1/β(g(γz)-αg(z))).从而得到原方程在极点和正则点处的解析解x(z)=1/β[ψ(λψ~(-1)(Ζ))-αz],x(z)=1/β[g(γg~(-1)(z))-αz].     

Pythagorean三角形的结构

本文给出Pythagorean三角形(x,y,z)的一般形态,即x、y、z呈形x=k/4{[(2a_0 d) c_02~(1/2)](1 2~(1/2))~(2n) [(2a_0 d)-c_02~(1/2)](1-2~(1/2))~(2n)-2d}y=k/4{[(2a_0 d) c_02~(1/2)](1 2~(1/2)) [(2a_0十d)-c_02~(1/2)](1-2~(1/2)~(2n) 2d}z=k2~(1/2)/4{[(2a_0 d) c_02~(1/2)](1 2~(1/2))~(2n)-[(2a_0 d)-c_02~(1/2)](1-2~(1/2))~(2n)}其中a_0 、c_0、d、k∈N,n∈N~ =NU{0}且(a_0,a_0 d,c_0)∈M_d.     

淬火钢磨削表面质量的研究——表面质量在磨损过程中的变化

淬火钢磨削后具有一定的微观几何形状、显微硬度、以及残余应力。但在零件使用过程中,这种几何及物理机械性质均将发生变化。本文就 T7A 碳钢经不同时间磨损后的表面光洁度、显微硬度,以及残余应力分布规律的变化进行了初步的研究,试件先经热处理,并按一定规范磨削。研究结果指出,淬火钢经不同时间磨损后,其表面粗糙度降低;而显微硬度则随磨损时间的增长而增大,例如原始显微硬度为870公斤/毫米~2,经2小时磨损后增加到880公斤/毫米~2,经20小时磨损后则增加到975公斤/毫米~2。硬化程度也增加1—12%。但硬化层深度则无甚变化,处于0.17—0.20毫米。不管表面层原始残余应力是压应力还是拉应力,在磨损后就很快在表面层出现压应力,其值也是随着磨损时间的增长而增大,例如在2小时磨损后σ=-17公斤/毫米~2,而在20小时磨损后则增加到-65公斤/毫米~2。又应力梯度随磨损时间的增长而减小。应力变向点则随磨损时间的增长而增大。     

奇摄动二阶非线性微分方程边值问题

本文研究了一类奇摄动二阶非线性边值问题: Ey＇＇—f(x,y,y＇)=0.0相似文献   

薄板在T型裂纹周围的应力场

作者构造了一个变换函数将z平面上的T型外域变为平面中心单位圆的内域,在K/H≤4的条件下,得到了矩形薄板在两个互相垂直方向受均布拉力时,求应力分量式中的两个解析函数,又用逆变换求出了z平面上用直角坐标表示的应力表达式σx+σy,σy-σx+2ixy得到了T型裂纹周围的应力场,当T型裂纹退化为典型裂纹时,本文所得结果退化为经典裂纹问题的解。