紧耦合气雾化制备Al基非晶合金粉末

开展了采用紧耦合气雾化方法制备Al基合金粉末的实验和理论研究.利用X射线衍射仪、差热分析仪、扫描电镜和透射电镜分析了粉末的表面形貌、显微组织和结构特征,根据气雾化过程中熔滴的破碎模式和冷却行为确定了Al基合金的非晶化临界冷却速率及相应粉末粒径.结果表明:气雾化粉末中存在部分非晶粉末,非晶粉末的粒径小于26μm;Al基合金的非晶化临界冷却速率大致为106K.s-1;雾化中熔体的破碎和冷却是两个相互耦合(矛盾)的过程,快速冷却(大于104K.s-1)极大地阻碍熔体的充分雾化,同时熔滴的破碎模式对其冷却行为具有显著的影响.目前紧耦合气雾化技术还只能制得非晶/晶态混合的Al基合金粉末.     

韦伯数对紧耦合雾化喷嘴初始破碎模式的影响

为了获得韦伯数对紧耦合雾化喷嘴初始破碎模式的影响规律,利用流体体积函数(volume of fluid,VOF)模型对以水和空气为工质的典型紧耦合环缝型雾化喷嘴的初始破碎过程进行数值模拟,并利用高速摄影技术对数值模拟结果进行实验验证。重点分析韦伯数对紧耦合雾化初始破碎模式、初始破碎长度的影响,以及不同初始破碎模式的内在形成机制和特点。在液体雷诺数为4 500,气体动力韦伯数为70到18 650时,随韦伯数的增加,紧耦合雾化初始破碎模式由韦伯数为70的膜状破碎模式向韦伯数为330的振荡卷吸破碎模式转变,当韦伯数大于1 700时,紧耦合雾化的初始破碎模式转变为完全卷吸破碎模式,其中振荡卷吸破碎模式和典型金属雾化过程中的喷泉状破碎模式类似。初始破碎长度随韦伯数的增加逐渐减小,在韦伯数大于4 560后,基本维持恒定。喷嘴导液管底端存在的卷吸涡状结构会对初始破碎模式产生重要影响,涡状结构在完全卷吸破碎模式时最明显。     

超音速气雾化制备316 L不锈钢粉末的表征

利用自行研制的超音速雾化技术制备了316 L不锈钢粉末,采用激光粒度仪、扫描电镜、金相显微镜和X射线衍射仪进行了表征. 结果表明,316 L不锈钢粉末的平均粒度约为24 μm,粒度分布的几何标准偏差δ为1.75;粉末内部存在三种典型凝固组织,即具有发达二次枝晶的枝晶组织、胞晶组织以及枝状晶与胞状晶的混合组织;大粒径气雾化316 L不锈钢粉末为单一的γ奥氏体相,小粒径粉末由γ奥氏体相+少量δ铁素体相共同组成;熔滴的冷速随着粒径的减小而提高,平均冷却速率为104～107 K·s-1.     

紧耦合真空气雾化制备Fe-Cr合金粉末的特性表征

采用紧耦合真空气雾化法制备Fe-Cr合金粉末,通过不同目数的筛网进行筛分,得到0～25μm、25～53μm、53～105μm、105～150μm四个粒度段的粉末.使用氧氮分析仪、碳硫分析仪、电感耦合等离子体发射光谱仪分析雾化前后粉末化学成分,测定全粒度段及各粒度段的氧含量变化情况;采用扫描电镜、激光粒度仪等分析测试手段...     

复合冷却涡轮导叶的气热耦合数值模拟

采用气热耦合方法对高压涡轮一级导叶带全气膜冷却、冲击冷却和尾缘劈缝冷却的复合冷却结构进行了数值模拟。分析了带复合冷却结构叶片的三维温度场,主要研究了主流燃气雷诺数、冷气与燃气的流量比和燃气与冷气的温比对叶片温度和冷却效果的影响。结果表明:随着流量比增大,叶片前缘壁面平均温度先增后减,压力面和吸力面温度均减小。叶片壁面各处平均温度随温比增大而降低,受雷诺数影响很小。叶片综合冷却效果随流量比增大而增大,受温比和雷诺数影响很小。     

冷却速率对Zr基块体非晶合金塑性变形能力的影响

研究了Zr65Cu17.5Ni40Al7.5块体非晶合金制备过程中合金熔体的冷却速率对合金室温塑性变形能力的影响．对φ2mm铸态Zr65Cu17.5Ni40Al7.5非晶合金及由φ3mm和φ4mm铸态非晶合金经车削加工获得的φ2mm试样的室温压缩变形行为进行了研究,结果表明这些合金表现出不同的塑性变形能力．压缩塑性应变随着铸态块体非晶合金直径的增大而减小,即随冷却速率的增大而增大．由此可知,快速凝固过程中冷却速率的大小决定了块体非晶合金中自由体积含量的多少,对非晶合金的塑性变形能力具有重要影响．     

一种新型气液混合冷却装置的设计

阐述了一种新型认混合冷却装置的组成、工作过程及其关键部件的设计计算。该装置与传统的单相切削液浇注式冷却相比。具有独到的优异性能，有着广阔的应用开发前景。     

富硼渣冷却速率与活性的关系

以硼铁矿13 m3高炉分离生产的富硼渣为原料进行了缓冷试验.通过改变富硼渣熔体的冷却条件,在1500~1 200℃区间控制冷却速率从0.76℃/min到20℃/min,在1200~900℃区间,冷却速率应小于2℃/min.富硼渣活性可由40.05%增加到83.72%.冷却速率越高,富硼渣的活性越大.这一试验结果与实验室研究结果相符合.试验结果表明现场可以实现两段式冷却提高活性,并为今后冷却装置设计指明了方向.     

基于ASNSYS的水冷风机单喷头雾化冷却数值模拟

工业循环水系统中循环水余能常常因为直接排放而浪费掉,提出一种利用循环水余压驱动的循环水冷却设备水冷风机。通过cero 4. 0对风机不同内径的喷头进行建模,运用CFX与Fluent软件分别对水冷风机单喷水管内部流场与喷头雾化场进行数值模拟;对比纵向风促进冷却与自然无风两种状态下雾化冷却效果,结果表明:在5 m/s风速下液滴粒径较无风状态下小接近20%,在粒子集中区域1. 6 m高处,冷却效率提高近10%;水冷风机理论上能够实现将55℃循环水降温10℃以上的目标。     

估算单辊甩带法制备镁基非晶薄带的冷却速度

临界冷却速度是表征非晶态合金非晶形成能力的一个重要参数,但是正确地测量和估算非晶态合金形成时的冷却速度却十分困难.结合热传导理论和凝固理论,单辊甩带过程的热传输可以用一维傅立叶热传导方程描述.通过对热传导方程的数学解析求解,具体计算了单辊甩带法制备镁基非晶薄带的冷却速度,得到了铜辊制备50μm厚镁薄带的自由侧在凝固结束时的冷却速度为5.84×106K/s,这与早期人们预测的单辊甩带法的冷却速度相当.     

宽板坯连铸二冷区喷嘴冷却特性研究

根据宽板坯连铸实际工况条件,测定不同冷却条件下喷嘴的冷却特性曲线,分析不同喷嘴布置与连铸实际需要条件的关系.结果表明,喷嘴水流密度峰值随着冷却水量的增加而变大,水流覆盖区域变宽;当喷嘴冷却水量过大时,水流密度分布均匀性不好;气体压力对喷嘴水流密度分布影响不大;双喷嘴喷淋水重叠区的叠加效应随着左边喷嘴冷却水量的递减呈明显的下降趋势,随两喷嘴间距的变大而逐渐减弱;喷嘴间距为450 mm时,铸坯表面喷淋水流密度分布更为合理.     

小样品在过冷液氮中淬冷时冷却速率的实验研究

本文通过小样品在常压过冷液中的淬冷实验，揭示了液氮过冷度和样品尺寸对小样品淬冷时冷却速率的影响．实验结果表明，增加液氮过冷度、减小样品尺寸均能有效地提高样品的冷却速率，对小生物体的低温保存和低温固定非常有利．     

Cu基块状非晶合金微观结构的特点及组织演化

采用水冷铜坩埚-铜模吸铸法成功制备了底部直径10 mm、长度80 mm的Cu50Zr42Al8圆锥形块体非晶试样.利用X射线衍射,光学显微镜和SEM、TEM等测试手段对圆锥形试样轴向和径向微观结构的特点和微观组织的演变进行了研究.结果表明,由于冷却速率的不同,圆锥形试样的显微组织由表面非晶区、中心等轴晶区及介于两区之间的过渡区组成.过渡区由非晶和晶体相组成,晶体的尺寸和体积分数由表面向中心逐渐增加,具有梯度变化的特征.     

冷却单螺杆内聚合物熔体传热模型

基于聚合物熔体在冷却单螺杆内传热,引入平均温度表征螺槽深度方向的熔体温度变化,将黏性生热简化为内热源,建立聚合物熔体传热理论分析模型;基于模型分析了冷却单螺杆的结构参数与工艺参数对聚合物熔体冷却过程的影响规律,并通过计算流体动力学（CFD）模拟验证模型的准确性。结果表明,当螺槽深度为5~9 mm、螺纹升角为30°~50°时,通过增大螺槽深度和螺纹升角,同时降低螺杆转速和减少产量,能够有效增强冷却单螺杆内聚合物熔体的冷却效果,此时模型能够满足冷却单螺杆内聚合物熔体的降温需求。数值模拟值与模型计算值的最大相对误差为1.21%,表明聚合物熔体传热模型能够预测冷却单螺杆内聚合物熔体的冷却过程,可以为串联挤出发泡系统中冷却单螺杆的设计提供一定的理论参考。     

连铸二冷区喷嘴布置方式优化方法

对现有连铸二冷区喷嘴布置进行分析,根据布置优化原则提出采用喷嘴水流密度数值叠加的方法,在拉坯方向和铸坯横断面方向上对喷嘴布置方式进行优化。其中,在铸坯横断面方向上,考虑了横向水流密度分布的不均匀性对铸坯凝固过程的影响,建立二维铸坯传热数学模型,仿真得到不同位置的铸坯断面凝固形貌,并比较了优化前后铸坯温度分布、凝固情况和铸坯质量。结果表明喷嘴布置方式优化后,二冷区铸坯在拉坯方向和断面方向上喷淋水区域内均匀冷却,周期性温度回升变小,表面温度能够均匀下降,保证了较好的铸坯内部质量。     

Determination of the critical nucleation frequency in undercooled metal melt

By studying the effect of thermodynamic and kinetic factors on the nucleation frequency of under cooled metals, the expressions for heterogeneous and homogenous critical nucleation frequencies have been established. The results show that the homogenous critical nucleation frequency per unit volume is directly proportional to the ratio of the cooling rate to the volume of liquid metal. As the value of the equilibrium contact angle function f(θ) of the most effective catalyst is constant, the heterogeneous critical nucleation frequency per unit area of the catalyst surface is di rectly proportional to the ratio of the cooling rate to the sum of the surface area of the most effective catalyst surface ( Rc/ VSv). When Rc/VSv is constant, the heterogeneous critical nucleation frequency per unit area of the catalyst surface is inversely proportional to f(θ)0.53; the critical nucleation frequency per unit continuous mass of the metal melt for both the homogenous and heterogeneous nucleation can be expressed in terms of a general formula. The critical nucleation fre quency is slightly influenced by the nature of the metal. The obtained theoretical result agrees well with the homogenous critical nucleation frequency estimated by Turnbull.