粉末压制功与不完全Γ函数的关系

本文导出了粉体从应变为0(ε=0)到应变无穷大(ε=∞)时的压制总功: α_总=MW(1/d_o-1/d_m)Γ(m+1)式中,M是粉末压制模量,W是粉末的重量,d_o是粉末的原始密度,d_m是致密金属的理论密度,Γ(m+1)是m+1的Γ函数, Γ(m+1)=∫_0~ ∞e~(-ε)ε~mdεε是压制应变, ε=ln(d_m-d_o)d/(d_m-d)d_od是压坯密度,m是非线性指数。还导出了应变从ε_1到ε_2时实际的粉末压制功, α=∫_(ε_1)~(ε_2)e~(-ε)ε~mdε式中,∫_(ε_1)~(ε_2)e~(-ε)ε~mdε是m+1的不完全Γ函数,其函数值可由电子计算机近似求得。文中列表给出了钨粉压制功的计算实例。     

基于结构函数下的球面曲线求解一类非线性微分方程族（英文）

结构函数对于研究特定曲面上的曲线具有特殊的作用,其思想和方法也比较新颖,利用结构函数下的球面曲线求解非线性微分方程的方法更为独特.首先利用球面曲线的结构函数ρ~1(s),ρ~2(s),ρ~3(s),曲率κ(s),挠率τ(s)和球曲率λ(s)将两类等价的非线性微分方程ρ~1ρ~1+ρ~1-ρ_1~2=0和2ρ_1-ρ_1~2-ρ_1~2=0转化为二阶常系数线性微分方程ρ~1+ρ~1-1=0,然后得出了这两类等价的非线性微分方程的一族特解,进而得到了一类非线性微分方程族(ρ_1ρ_1+ρ_1-ρ_1~2)~l(2ρ_1-ρ_1~2-ρ_1~2)~k=0,(其中l,k为非负实数,且l~2+k~2≠0)的一族特解.     

Zn-22Al合金在超塑温度及复合加载下屈服条件的实验研究

通过薄壁管复合加载实验及单向拉伸卸载组合实验,证明了Zn-22Al合金在超塑温度-速度条件下遵循Mises屈服条件,且与应变速度呈(σ_1-σ_2)~2+(σ_2-σ_3)~2+(σ_3-σ_1)~2=2(σ=K_(ε~m))~2的关系。给出了该合金在250℃、应变速度为3.3×10~(-2)(sec~(-1))时,平面应力且0.2％应变时的屈服椭圆方程为通过单向拉伸位置预置自动卸载组合实验及数学回归分析处理,可定量地确定关系式(变形一定时,σ=K_(ε~m)),且证明K、m与变形程度或变形速度有关。通过薄壁管复合加载实验和分析,还得到薄壁筒形件吹塑时的吹塑压力-应力图和压力-应变图,可为判断和选择类似的吹塑成型力学条件提供参考。     

一类具有强阻尼和强时滞的粘弹性方程解的存在性

研究一类具有强阻尼和强时滞作用的粘弹性波动方程|u_t|~ρu_(tt)-Δu-Δu_(tt)+∫_0~tg(t-s)Δu(s)ds-μ_1Δu_t-μ_2Δu_t(t-τ)=0的初边值问题,当μ_1、μ_2和记忆核g满足一定条件时,利用Faedo-Galerkin方法证明了解的整体存在性.     

热压方程的研究——铁粉热压实验验证

本文根据黄培云粉末压型理论,导出了能进行定量计算的热压方程: ln(d_m-d_0)d/(d_m-d)d_0=((P/M_0))~(1/m_0) e~(-t/τ_2)+(P/M)~(1/m)(1-e~(-t/τ_2))式中:d是压块密度,d_0是粉末的初始密度,d_m是金属的理论密度,P是压制压力,m是非线性指数,m_0是初始非线性指数,τ_2是恒应力下的应变弛豫时间,M是压制模数,M_0是初始压制模数。用铁粉热压实验对所导出的方程进行了验证,结果表明,上述方程不但在本实验条件下与实验结果较好地符合,而且能预测本实验范围以外的结果。     

高纯铝在范性形变过程中内耗对频率和速率的响应行为

考虑了位错平均速度V=f(σ)随时间或应变的变化之后,导出了金属在范性形变过程中内耗Q～~(-1)与位错动力学关系式V=f(σ),形变速率ε、测量频率ω、测量振幅σ_A 以及切变模量G 等的关系为(?)此处(?)t、(?)p 分别为扭切应力和拉伸应力的平均取向因子,Г(n)为取正值的积分常数,m 为除0,-1以外的整数。可见,形变过程内耗可能出现正比于(ε/ω)~(2/3)、((?)/ω)~(1/2)、((?)/ω)以及((?)/ω)~2等各种对于ω和(?)的响应行为。而且出现随测量振幅σ_A增大而减小的反常振幅效应内耗。高纯铝在拉伸速率(?)=50×10~(-6)/秒时,形变过程内耗Q~(-1)的实验数据与上式中n=-2时的结果符合得很好.此时的内耗可表示为Q~(-1)=0.245(G/σ_A)β_(-2)((?)/ω)~(1/2)/(V_0~′+β_(-2)ε~(-(1/2)).亦即Q~(-1)正比于((?)/ω)~(1/2).还观测到随着σ_A 的增加而减小的反常振幅效应内耗.高纯铝在恒速拉伸时,当ε>0.5%后,位错的平均速度(?)_0。与形变量ε间的关系可表示为(?)_0=V_0~′+βε~(-(1/2));而运动位错的密度ρ可表示为ρ=(?)/ab(V_0~~′+βε~(-(1/2)).     

ν_ee→W~-γ过程中光子的圆极化效应

本文引进了使计算较为简单的光子圆极化密度矩阵ρ_(μv)=1/2(-g_(μv) (i/ω)ε_(μvρτ)ξ~ρK~τ),并计算了过程v_ee→W~-γ中光子的圆极化度,讨论了光子圆极化不对称性的起因以及BMSS零点问题。     

闭算子半—Fredholm 域的结构

设T是复Hilbert空间H中的稠定闭算子,用ρ_(S-F)(T),C,ρ_(S-F)~s(T)分别表示T的半—弗雷德霍姆域及该域中T—正则点,T—奇异点的集合,用S表示T的Moore-Penrose逆。作者以(M—P)逆为工具证明了:如果O∈ρ_(S-F)(T),G={μ∈C:0<|μ|<‖S‖~(-1),那么Gρ_(S-F)~r(T)。因此ρ_(s-f)(T),ρ_(S-F)~r(T)均为开集,而ρ_(S-F)~s(T)在ρ_(S-F)(T)中无极限点。     

粉末烧结坯冷轧时前滑与摩擦系数的确定

致密金属在理想轧制条件下.摩擦系数可由下式确定:μ=α/2[1-(4S_nh/Δh)~(1/2) ]~(-1) ,α是临界咬入角,S_n 是由实验测定的前滑值。Δh 为轧制压下量。本文根据有孔金属变形质量不变的原理,对上式进行修正,得到计算摩擦系数的新公式:μ=α/2[1-(4(S_n+1-K)h/KΔh)~(1/2) ]~(-1) ,K 是考虑:致密化的修正系数,它等于有孔金属轧制时,对应中性角的板坯密度与轧制带材的最终密度之比。该式也适用于致密金属轧制(K=1) ,因而是一个普遍公式。实验测定铜粉烧结坯冷轧的前滑值是随轧制板坯的原始密度增大而增大;按上式计算的摩擦系数则随轧带的密度增大而减小。     

Zn-22%Al合金超塑性的m-C-δ(或 m-k-δ)关系的研究

在本文中,采用160,200,230,250℃四种温度和0.5×10~(-2),0.75×10~(-2),1×10~(-1),1.5×10~(-1)min~(-1)四种应变速率对于 Zn-22%Al 共析合金的 m-C-δ或 m-k-δ关系(简称 m-δ关系)曲线进行了研完。在曲线上表现为,m 值在一定的应变量(“极限”应变量)以内,随应变(δ)的增加而快速增高。超过“极限”应变量后,变为缓慢增高或缓慢下降,直到断裂。因此,可以肯定在一定的条件下,存在和该合金的起始应变δ_0(=0.00%)拉伸期间各个阶段的瞬时应变,δ_Ⅰ(δ_(Ⅰ1),δ_(Ⅰ2),δ_(Ⅰ3),……),拉断时的总延伸率δ_(?)相对应的 m_0(≠0),m_Ⅰ(m_(Ⅰ1),δ_(Ⅰ2),δ_(Ⅰ3),……),m_F 值和 k_0(≠0),k_Ⅰ(k_(Ⅰ1),k_(Ⅰ2),k_(Ⅰ3),……),k_F 值。C_0=k_Ⅰ/k_0=1,C_Ⅰ=k_Ⅰ/k_0,C_F=k_F/k_0(见方程式,σ=kε~m,其中σ为流变应力,(?)为应变速率,m 为流变应力的应变速率敏感性指数,k 为系数[1])。m,δ和 C 之间的关系可以由下面的 m-δ关系式(或称 L.Q.方程式)[2,3]表达:δ_F(%)=[C_F(?)~(m~F-m~(?))-1]×100(试棒拉断)或δ_Ⅰ(%)=[C_Ⅰ(?)~(m_Ⅰ-m_0)-1]×100(试棒不拉断)其中 m_0 和 C(C_Ⅰ和 C_F)均为任意常数~**由实测 m-δ关系曲线外推,获得了各试验条件下的 m_0和 m_F 值。由有关数据,根据 L、Q、m-δ方程式计算出来了和不同应变量(δ)相对应的 C(C_Ⅰ和 C_F)值。C-δ关系成近似的直线关系。直线的斜率在“极限应变”处发生突然减小。     

单模变薄引伸最大加工率的理论计算

本文推导了在μ_1≠μ_2 条件下(μ_1、μ_2分别为变形金属与凹模、凸模的摩擦系数),单模变薄引伸理论最大加工率的计算公式,分析了影响最大加工率的诸因素,提出了引伸模合理模角α的新概念,指出采用大的μ_2、小的μ_1、小的α角和加工硬化指数n大的材料,可以较大地提高引伸加工率。     

对称群的特征的计算

§1.引言设?_n是n个文字的n!阶对称群,x_ρ~(λ)表示划分(λ)=(λ_1,λ_2…,λ_s)对应于?_n的类ρ=(1~(α_1)2~(α_2)…n~(α_n))的特征,这里?我们知道,求x_ρ~((λ))与用α_1,α_2,…,α_l的多项式表示x_ρ~((nl,(μ)))的问题是密切相关的,且后者的应用此前者更为广泛,这里1≤l相似文献   

粉末冶金法制得的白口铸铁的超塑性研究

通过快速结晶法制得了2.875％C+1.3％Cr的白口铸铁粉末。然后用热等静压方法在温度720℃,压力150MPa将粉末压3h得到了高密度的粉末压块。压块经63％的变形后,显微组织由晶粒尺寸为1～3μm的铁素体和直径小于3.5μm的渗碳体颗粒组成。在670～770℃的温度区间和3×10~(-4)～1~(s-1)的应变速率范围,对材料在热等静压后和热等静压+63％的墩粗变形后的超塑性行为进行了研究。研究结果表明:材料在720℃和3×10~(-3)～3×10~(-2s-1)的应变速率下显示出低的流动应力和高的应变速率敏感性(m=0.42)。     

固体干摩擦与接触时间、滑动速率的关系探讨

摩擦决定于很多因素。摩擦系数与真实接触面积成正比。从此出发,本文根据文献[1],分析了静止接触时间和滑动速率对摩擦系数的影响,由已知的实验数据,比较了公式μ=μ_s-(μ_s-μ_o)e(?),μ′=μ_m+(μ_0-μ_m)e(?).和 Dieterich 的经验公式μ=μ_0+Alg(Bt+1)给出了驰予时间τ和临界速度υ的范围,并作了进一步的讨论。     

不同草本植物根土复合体无侧限抗压强度增量与根系分布特征关系

研究草本植物根土复合体无侧限抗压强度增量与根系分布特征关系,可以为草本植物根系固土能力计算及草种选择提供依据.用应变控制式三轴仪测定了种植在PVC管内3种草本植物根土复合体及素土柱体的无侧限抗压强度,2013WinRHIZO根系分析系统测定了根系分布特征.结果表明:①和素土柱体相比,在0～25 cm深度范围内非洲狗尾草、鸭茅、紫花苜蓿根土复合体无侧限抗压强度增量(Δc)分别为4.75、4.00、1.11 kPa,在25～50 cm深度范围为3.20、2.33、0.83 kPa.②紫花苜蓿的根系平均直径(D_a)、根长密度(ρ_(Len))、根表面积密度(ρ_(SA))与另2种草差异极显著.③非洲狗尾草、鸭茅的Δc与含根量(Q)、ρ_(Len)、ρ_(SA)、根体积密度(ρ_(RV))和D_a显著或极显著相关,紫花苜蓿的Δc与ρ_(Len)、ρ_(SA)极显著相关,与ρ_(RV)、Q和D_a不相关.结果表明在草本植物根系的Q、ρ_(Len)、ρ_(SA)、ρ_(RV)和D_a等分布特征值中ρ_(Len)、ρ_(SA)与根土复合体Δc显著相关,可用它们来预测根系的固土能力,在受试的3种植物中非洲狗尾草根系固土能力最强.     

核电用奥氏体不锈钢的动态再结晶行为

利用 Gleeble-1500D 热模拟试验机对316LN 奥氏体不锈钢进行单道次热压缩试验,分别设置变形温度为900~1200℃、应变速率为0. 001~10 s-1、真应变为0. 1~0. 9及试样的初始晶粒度为122~297μm之间,以研究热变形条件及初始晶粒度对316LN钢动态再结晶行为的影响. 对试验数据进行处理,得到临界应变与峰值应变以及临界应力与峰值应力的比值分别为0. 38和0. 89,建立了动态再结晶动力学方程和晶粒尺寸演变方程. 对建立的动态再结晶模型进行修正,将修正后的模型嵌入DEFORM-3D有限元模拟软件中进行计算,发现修正模型的模拟值和试验值符合较好,证明修正模型的准确性.     

西摩松定理及其推广的极坐标证法

本文对西摩松(Simson)定理加以推广,并用极坐标法进行统一证明,现分四方面介绍于下.一、几个极坐标方程1.直线两点式(sin(θ_2-θ_1))/ρ=(sin(θ_2-θ))/(ρ_1)+(sin(θ-θ_1))/(ρ_2)(ρ_1>0 ρ_2>0 ρ>0)     

牛顿型及非牛顿型流体在通气搅拌罐中体积氧传递系数的研究

在BF-Ⅱ-12型玻璃发酵罐中测定了四种牛顿型流体和五种具有指数律流变特性的金霉菌悬浮液在不同操作条件下的体积氧传递系数,并且测定了这些流体的物性常数。氧在液体中的溶解度和扩散系数是利用原电池型氧电极进行测定的。根据实验数据,得到如下关于牛顿型流体的关联式K_(La)D~2/D_L=-0.00460(ρND~2/μ)~(1.65)(N~2D/g)~(0.127)(μ/ρD_L)~(0.5)(μV_S/σ)~(0.370)(ND/V_S)~(0.169)以及关于非牛顿型的菌丝悬浮液的关联式K_(La)D~2/D_L=-0.00460(ρND~2/μ_a)~(1.65)(N~2D/g)~(0.127)(μ_a/ρD_L)~(0.5)(μaV_S/VL)~(0.370)(ND/V_S)~(0.169)·n~(2.51)(1-n/C_(S/ρ)~(0.160)(μ_(?)/μ_L)~(1.04n~(-0.222))     

基于动态材料参数的5083铝合金本构模型

通过热压缩试验研究5083铝合金在应变速率为0.01~10 s~(-1)、变形温度为300~500℃、变形程度为50%条件下的流变行为,根据热模拟数据建立基于动态材料参数的双曲正弦函数本构模型(ZHCM)及幂函数本构模型(ZBCM),并对这2种本构模型的应力预测精确度进行计算。研究结果表明:ZHCM与ZBCM均有较高的应力预测精度,应力平均相对误差分别为5.26%和3.92%,相比之下,ZHCM在应变速率为10 s~(-1)、变形温度为300℃的条件下应力精度比ZBCM的高,而当应变速率为0.01~1 s~(-1)、变形温度为350~500℃时,ZBCM的应力精度较高。     

Zn-22%Al合金超塑性C_1~(δ_L)-(m_L=m_(max))型m-δ曲线与显微组织

在170℃,ε=7.5×10~(-2)min~(-1)(平均)和200℃,ε=3×10~(-2)min~(-1)(平均)的条件下,测到的Zn—22%Al共析合金超塑性的m-C-δ或m-k-δ关系曲线(简称m-δ关系曲线)属于m_L=m_(max)型。当δ_O<δ_L<δ_F时,属于基本形式。可根据δ_L对于C值进行“规划”(令C=C_1~δL)得到L·Q·m-δ“规划”方程式如下: δ(%)=[C_1~δLε~(m-m0)-1]×100 当δ=δ_n(=0.00%)时,m=m_0,C=C_0=k_0/k_0=1。当δ=δ_Ⅰ(δ_(Ⅰ1),δ_(Ⅰ2),δ_(Ⅰ3),……)时,m=m_Ⅰ(m_(Ⅰ1),m_(Ⅰ2),m_(Ⅰ3),……),C=C_Ⅰ(C_(Ⅰ1),C_(Ⅰ2),C_(Ⅰ3)……)=k_Ⅰ(k_Ⅰ(k_(Ⅰ1),k_(Ⅰ2),k_(Ⅰ3),……)/k_0当δ=δ_F时,m==m_F,C=C_F=k_F/k_0。ε为应变速率(min~(-1))。在两种试验条件下的δ_L值分别为100%(170℃,ε=7.5×10~(-2)min~(-1))和45%(200℃,ε=3×100~(-2)min~(-1))。C_1~(100)-δ和C_1~(45)-δ两个关系均成近似的直线上升。其斜率分别在100%和45%应变(极限应变)处突然减小。当δ_L=δ_0=0.00%时,δ_L在曲线上消失,属于本类型曲线的特例。特例曲线表现为一直下降,直到断裂(单纯的下降式),可表示为:(m_L=m_(max))=m_0>m_F。因C=C_1~δL=C_1~(δ0)=1,故不存在C-δ关系问题[2]。对于在变形过程中的显微组织的变化进行了相对比较。发现随着应变量的增大,晶粒不断粗化,但最后的粗化程度仍处于超塑性所要求的范围内,故合金仍显示高的超塑性。