力學(xué)性能論文

開(kāi)篇：寫(xiě)作不僅是一種記錄，更是一種創(chuàng)造，它讓我們能夠捕捉那些稍縱即逝的靈感，將它們永久地定格在紙上。下面是小編精心整理的1篇力學(xué)性能論文，希望這些內(nèi)容能成為您創(chuàng)作過(guò)程中的良師益友，陪伴您不斷探索和進(jìn)步。

力學(xué)性能論文:瓦楞紙板力學(xué)性能論文

1引言

近年來(lái)隨著經(jīng)濟(jì)社會(huì)的發(fā)展和人們生活水平的不斷提高，使得社會(huì)對(duì)物質(zhì)產(chǎn)品消費(fèi)不斷提高，從而促進(jìn)了作為商品重要包裝形式的瓦楞紙板行業(yè)迅速發(fā)展，瓦楞紙板的需求量十分巨大。商品在流通過(guò)程中，瓦楞紙板這類(lèi)紙質(zhì)包裝材料受到流通環(huán)境溫度、濕度制約，其力學(xué)性質(zhì)和動(dòng)力學(xué)特性也直接受到環(huán)境的影響[1]。所以要求產(chǎn)品包裝必須滿足流通運(yùn)輸環(huán)境要求，保證產(chǎn)品的安全可靠性。在實(shí)際的流通運(yùn)輸環(huán)境下，引起瓦楞紙板力學(xué)性能變化的影響因素很多,溫度和濕度的變化影響尤其顯著,直接影響到瓦楞紙板包裝物品的安全性和使用時(shí)限。王俊麗、李廣生、肖文娟、程小琴等[2-5]通過(guò)在不同的含水率條件下瓦楞紙板力學(xué)性能的測(cè)定，得出瓦楞紙板的力學(xué)性能隨紙板含水率的增加而下降。DongMeiWang[6]等人在不同溫度下，研究溫度對(duì)紙蜂窩夾層板的含水率的影響，結(jié)果表明瓦楞紙板的含水率隨著溫度的升高而下降；隨著溫度的變化，瓦楞紙板的含水率發(fā)生了變化，最終影響到瓦楞紙板的力學(xué)性能。在實(shí)際運(yùn)輸過(guò)程中，瓦楞紙板的力學(xué)性能在不同溫濕度環(huán)境下的變化比較顯著,但目前對(duì)瓦楞紙板在模擬運(yùn)輸環(huán)境下力學(xué)性能的研究卻鮮有報(bào)道。當(dāng)前，瓦楞紙板的種類(lèi)繁多,不同類(lèi)型的瓦楞紙板會(huì)有不同的力學(xué)性能。三層UV型瓦楞紙板的需用量非常大，已在精細(xì)產(chǎn)品、中小型和高檔包裝領(lǐng)域逐漸擴(kuò)展，特別是在一些精密儀表、中小型家電、玻璃陶瓷器皿、醫(yī)藥、干鮮果品、飲料及禮品等的包裝上體現(xiàn)得尤為明顯。為了更好的解決三層UV型瓦楞紙板實(shí)際使用過(guò)程中出現(xiàn)的問(wèn)題，為企業(yè)提供更多實(shí)際可行的借鑒方案，很有必要的對(duì)三層UV型瓦楞紙板的力學(xué)性能進(jìn)行深入研究。

2材料與方法

2.1材料與儀器

實(shí)驗(yàn)材料：三層UV型瓦楞紙板，A型，克重為180g/cm2，南寧新大海紙箱廠。實(shí)驗(yàn)儀器：17-76型抗壓強(qiáng)度測(cè)試儀，美國(guó)TMI儀器制造公司；LP-80U型恒溫恒濕實(shí)驗(yàn)試驗(yàn)箱，廣東宏展科技有限公司。

2.2實(shí)驗(yàn)方法

選擇在流通環(huán)境下比較常見(jiàn)的溫濕度。一般在車(chē)廂里面或集裝箱內(nèi)的溫度為10℃-50℃，濕度為30%-80%。結(jié)合實(shí)驗(yàn)室相關(guān)條件，相對(duì)濕度選取40%、50%、60%、70%、80%、90%，100%的7個(gè)水平。溫度選取20℃、25℃、30℃、35℃、40℃、45℃、50℃的7個(gè)水平。裁切100mm×25mm（長(zhǎng)×高）的試樣，試樣采用GB/T22906.2-2008《紙芯的測(cè)定第2部分：試樣的溫濕處理》[7]進(jìn)行試樣溫濕度處理。平壓強(qiáng)度采用GB／T22906.9-2008《紙芯的測(cè)定第9部分：平壓強(qiáng)度的測(cè)定》[8]；邊壓強(qiáng)度采用GB/T6546-1998《瓦楞紙板邊壓強(qiáng)度的測(cè)定法》[9]，粘合強(qiáng)度采用GB/T6548-2011，《瓦楞紙板粘合強(qiáng)度的測(cè)定》[10]。

3結(jié)果與討論

3.1溫濕度對(duì)瓦楞紙板力學(xué)性能的影響

3.1.1溫濕度對(duì)瓦楞紙板平壓強(qiáng)度的影響

不同濕度條件下，隨著溫度升高，各條曲線呈上下波動(dòng)趨勢(shì)，波動(dòng)值在20℃-30℃和40℃-50℃范圍內(nèi)變化不大，在30℃-40℃范圍內(nèi)的變化大，說(shuō)明三層UV型瓦楞紙板平壓強(qiáng)度在溫度為30℃-40℃時(shí)的影響大；引起這一變化的原因是在30℃-40℃時(shí)，在各相對(duì)濕度下，瓦楞紙板內(nèi)的纖維之間容易散失水分，瓦楞紙板的含水率不高，紙板纖維間的氫鍵力作用比較大。相對(duì)濕度為80%時(shí)的曲線波動(dòng)最大，說(shuō)明溫度對(duì)相對(duì)濕度為80%時(shí)的影響是最大的；相對(duì)濕度為100%時(shí)的曲線波動(dòng)最小，說(shuō)明當(dāng)相對(duì)濕度達(dá)到最大值時(shí)，在各個(gè)溫度條件下瓦楞紙板內(nèi)的含水率都非常高，平壓強(qiáng)度在此濕度下隨著溫度的變化比較小。當(dāng)相對(duì)濕度為40%，溫度在35℃-45℃時(shí)，瓦楞紙板的平壓強(qiáng)度達(dá)到最大值，這是因?yàn)榧埌鍍?nèi)纖維之間的水分含量比較低，纖維之間的作用力比較大。不同溫度時(shí)，當(dāng)瓦楞紙板的相對(duì)濕度增加到70%-80%，瓦楞紙板的平壓強(qiáng)度下降明顯加快。影響瓦楞紙板平壓強(qiáng)度主要因素是纖維的作用力，纖維間水分的含量直接影響著纖維間的相互作用力，當(dāng)環(huán)境相對(duì)濕度增加到70%后，紙板纖維潤(rùn)脹達(dá)到最大程度，纖維間的氫鍵就會(huì)被破壞，使瓦楞紙板的平壓強(qiáng)度下降。

3.1.2溫濕度對(duì)瓦楞紙板邊壓強(qiáng)度的影響

不同濕度條件下，隨著溫度升高，各條曲線呈上下波動(dòng)趨勢(shì)，波動(dòng)值在20℃-30℃范圍內(nèi)，變化大，在30℃-50℃范圍內(nèi)，波動(dòng)值小。說(shuō)明三層UV型瓦楞紙板邊壓強(qiáng)度在低溫時(shí)容易受到溫度變化的影響；引起這一變化的原因是當(dāng)溫度升高到25℃左右時(shí)，紙板纖維之間的作用力變小造成的；相對(duì)濕度為90%和100%時(shí)的曲線波動(dòng)最大，說(shuō)明在高濕度環(huán)境下，瓦楞紙板內(nèi)隨著溫度的升高水分散失嚴(yán)重；從圖可看出邊壓強(qiáng)度最大值范圍出現(xiàn)在相對(duì)濕度為40%溫度在35℃-45℃之間，這是因?yàn)樵诘蜐窀邷氐沫h(huán)境下，紙板內(nèi)的水分含量低，水分對(duì)紙板結(jié)構(gòu)力學(xué)造成的影響比較小，所以紙板結(jié)構(gòu)力比較大。邊壓強(qiáng)度隨著相對(duì)濕度的增大不斷地變小。不同溫度時(shí)，當(dāng)瓦楞紙板濕度增加到80%，瓦楞紙板的邊壓強(qiáng)度下降更快，說(shuō)明當(dāng)瓦楞紙板的濕度到達(dá)80%以上時(shí)，瓦楞紙板的平壓強(qiáng)度受濕度的影響加大，若濕度繼續(xù)增加，瓦楞紙板就可能失效，在運(yùn)輸中就喪失了作為運(yùn)輸包裝的保護(hù)產(chǎn)品的功能。

3.1.3溫濕度對(duì)瓦楞紙板粘合強(qiáng)度的影響

不同濕度條件下，隨著溫度升高，各條曲線呈上下波動(dòng)趨勢(shì)，波動(dòng)值在30℃-40℃范圍內(nèi)，變化比較大，說(shuō)明三層UV型瓦楞紙板粘合強(qiáng)度對(duì)高溫的影響是比較明顯的，粘合強(qiáng)度主要的影響因素是粘合劑，在此溫度范圍內(nèi)，水分的散失比較慢，導(dǎo)致粘合劑的含水量大，降低了粘合劑的粘合力。從圖3還可以看出，隨著濕度的增大，粘合強(qiáng)度都在不斷下降。粘合強(qiáng)度的最大值范圍出現(xiàn)在相對(duì)濕度40%，溫度為40℃-50℃時(shí)，在高溫低濕環(huán)境下，粘合劑的含水量比較少，粘合劑的粘合力比較大。當(dāng)相對(duì)濕度大于70%時(shí)，三層UV型瓦楞紙板的粘合強(qiáng)度下降速率非常大，可能由于相對(duì)濕度大于70%時(shí)，水分增加較快，瓦楞紙板的粘合劑開(kāi)始慢慢變軟，粘合劑的粘合力不斷下降，使得瓦楞紙板的粘合強(qiáng)度下降的速率變大。綜合圖1-圖3所示，在溫度為35℃-45℃的運(yùn)輸條件下，當(dāng)相對(duì)濕度為40%時(shí)，三層UV型瓦楞紙板的三種力達(dá)到相對(duì)的最大值，在此條件下最適合物品的運(yùn)輸，可以更好的保護(hù)產(chǎn)品。對(duì)三層UV型瓦楞紙板力學(xué)性能影響比較大的是相對(duì)濕度，溫度次之。

4結(jié)論

本文探討了模擬流通環(huán)境中不同溫度和濕度對(duì)三層UV型瓦楞紙板的力學(xué)性能的影響。研究表明，流通環(huán)境的相對(duì)濕度對(duì)瓦楞紙板的影響較大，溫度對(duì)瓦楞紙板影響次之；當(dāng)溫度在35℃-45℃之間、相對(duì)濕度為40%的狀態(tài)下，瓦楞紙板的力學(xué)性能達(dá)到最佳值，此時(shí)瓦楞紙板可以最大限度的保證產(chǎn)品的安全性。在運(yùn)輸流通環(huán)境下，保證相對(duì)濕度不超過(guò)70%，瓦楞紙板可以更好保護(hù)產(chǎn)品。但要探究其原因，還需要從微觀層面，楞紙板的內(nèi)在纖維的影響等因素進(jìn)行深入研究，在未來(lái)的瓦楞紙板力學(xué)性能研究中需要結(jié)合結(jié)構(gòu)力學(xué)，材料力學(xué)等進(jìn)行細(xì)致地分析瓦楞紙板內(nèi)在的影響因素，開(kāi)展深層理論研究。

作者：黃劍宗 單位：廣西大學(xué)輕工與食品工程學(xué)院

力學(xué)性能論文:汽車(chē)用鋼連續(xù)退火力學(xué)性能論文

1試驗(yàn)材料及方法

試驗(yàn)原料為真空冶煉并鍛造而成的鍛坯，首先在鍛坯上截取直徑為4.0mm、長(zhǎng)10.0mm的圓柱試樣，采用熱膨脹儀測(cè)得合金鋼材料的A1和A3分別為710℃和930℃。采用二輥軋機(jī)將1200℃保溫90min的鍛坯熱軋為厚度為3.0mm的熱軋板，并對(duì)其依次進(jìn)行酸洗、冷軋，最后得到厚度為1.2mm的雙相鋼冷軋薄板，其主要化學(xué)成分w(%)：0.10C、1.35Si、1.88Mn、0.007P、0.0056S，余量為Fe。在冷軋鋼板上沿軋制方向截取長(zhǎng)220mm、寬60mm雙相鋼試樣，并進(jìn)行連續(xù)退火試驗(yàn)。根據(jù)實(shí)驗(yàn)測(cè)得的A1和A3，確定退火溫度分別為735、760、785、810和835℃。將試樣加熱至退火溫度并進(jìn)行保溫處理，保溫時(shí)間為6min，然后將試樣冷卻至685℃后淬火到240℃，保溫12min后冷卻至室溫。對(duì)工藝參數(shù)不同的退火板取樣，利用熱場(chǎng)發(fā)射掃描電子顯微鏡及EBSD技術(shù)對(duì)其進(jìn)行顯微組織觀察和相結(jié)構(gòu)分析，并采用電子萬(wàn)能試驗(yàn)機(jī)對(duì)其力學(xué)性能按照國(guó)標(biāo)要求進(jìn)行測(cè)試。

2試驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1顯微組織

圖1是退火溫度為735、760、785、810和835℃時(shí)雙相鋼連續(xù)退火后的組織。可以看出，不同溫度條件下的退火組織均為馬氏體和鐵素體，無(wú)明顯差異。同時(shí)發(fā)現(xiàn)馬氏體（硬相）呈凸起島狀，且均勻分布在鐵素體（軟相）的晶界上，形成了由軟相和硬相組成的雙相組織[4]。通過(guò)ImagesProPlu和彩色金相圖片對(duì)不同退火溫度下馬氏體的體積分?jǐn)?shù)進(jìn)行定量分析，研究組織中的相構(gòu)成[5]。統(tǒng)計(jì)數(shù)據(jù)顯示，馬氏體的體積分?jǐn)?shù)隨退火溫度的升高由13.8%增加至19.7%，且馬氏體島尺寸增大。這是由于在退火過(guò)程中，奧氏體隨退火溫度的升高逐漸增多；同時(shí)，C元素以及其他合金元素的擴(kuò)散率也增大，奧氏體的尺寸增大。大部分奧氏體組織在淬火處理后轉(zhuǎn)變?yōu)轳R氏體，增加了馬氏體的體積分?jǐn)?shù)以及尺寸。由圖1還可以看到，馬氏體島中心位置顏色較暗，而與鐵素體交界區(qū)域出現(xiàn)了光亮圈。這是因?yàn)镃元素的熱擴(kuò)散速率較大，使其在連續(xù)退火過(guò)程中擴(kuò)散較充分，使鐵素體與奧氏體中的碳濃度達(dá)到了平衡狀態(tài)。而Mn元素在奧氏體組織中的擴(kuò)散速率小于其在鐵素體組織中的擴(kuò)散速率，導(dǎo)致鐵素體與奧氏體的交界區(qū)域成為富Mn區(qū)，而淬透性與Mn的含量呈正比例關(guān)系，不同淬透性導(dǎo)致其內(nèi)部較暗，而與鐵素體的交界呈現(xiàn)光亮圈。

2.2相結(jié)構(gòu)

退火溫度分別為735℃和785℃時(shí)，汽車(chē)用高Si雙相鋼材料連續(xù)退火后的EBSD圖像如圖2所示。（采用黑色標(biāo)記殘余奧氏體，其他顏色標(biāo)記馬氏體和鐵素體）可以看出，不同退火溫度條件下雙相鋼組織中均得到了分布于鐵素體晶界上的粒狀殘余奧氏體組織。這是由于雙相鋼材料中Si元素的含量較高，在退火過(guò)程可促進(jìn)鐵素體中C元素向奧氏體擴(kuò)散，提高了奧氏體相中的含碳量；同時(shí)在冷卻過(guò)程中Si元素還可以對(duì)碳化物的析出起到抑制作用，降低了奧氏體相中的碳損失。高碳奧氏體相的Ms點(diǎn)較低，因此具有較高的熱穩(wěn)定性，在室溫條件下穩(wěn)定存在并被保留。經(jīng)測(cè)量，殘余奧氏體的晶粒直徑均小于1μm，穩(wěn)定性較高。圖3給出了雙相鋼在760℃時(shí)退火后的透射照片。可以看出，部分殘余奧氏體組織呈薄膜狀，分布于板條馬氏體組織中。薄膜狀?yuàn)W氏體由于尺寸較小，同時(shí)周?chē)笋R氏體束，提高了其成核所需表面能，因此增加了其向馬氏體轉(zhuǎn)變的難度。

2.3力學(xué)性能

表1給出了不同退火溫度下雙相鋼連續(xù)退火后的力學(xué)性能。可知，隨著退火溫度升高，試驗(yàn)鋼抗拉強(qiáng)度呈現(xiàn)先升高后降低。這是由于當(dāng)退火溫度高于735℃后，馬氏體的體積分?jǐn)?shù)開(kāi)始急劇增加，抗拉強(qiáng)度也隨之大幅提高；當(dāng)退火溫度超過(guò)785℃后，馬氏體的體積分?jǐn)?shù)不再增加，但在冷卻階段生成的鐵素體體積分?jǐn)?shù)逐漸增加，相比原始鐵素體，新生鐵素體的含碳量較高，導(dǎo)致馬氏體的含碳量下降，抗拉強(qiáng)度也隨之降低。傳統(tǒng)低Si雙相鋼材料的抗拉強(qiáng)度為630MPa時(shí)，伸長(zhǎng)率為23.0%。相比之下，退火溫度為785℃時(shí)高Si雙相鋼材料的綜合力學(xué)性能較高，抗拉強(qiáng)度為702MPa時(shí)，伸長(zhǎng)率為25.5%，均高于傳統(tǒng)低Si雙相鋼。伴隨退火溫度的升高，試驗(yàn)鋼的屈強(qiáng)比未發(fā)生明顯變化，最大為0.58，最小為0.44。傳統(tǒng)低Si雙相鋼材料的屈強(qiáng)比為0.47，相比之下，除735℃退火外，雙相鋼的屈強(qiáng)比較低，因此其成型性能較好。這是由于鋼中的Si元素不僅可以降低鐵素體中C元素的含量，還可以對(duì)冷卻及時(shí)效過(guò)程中碳化物的析出起到抑制作用，使C元素聚集在奧氏體中；此外，由于新生鐵素體出現(xiàn)的無(wú)沉淀區(qū)降低了雙相鋼的屈服強(qiáng)度，因此其屈強(qiáng)比也隨之下降。

3結(jié)論

（1）在汽車(chē)用高Si雙相鋼在連續(xù)退火后，鐵素體晶界上均勻分布有島狀馬氏體和粒狀殘余奧氏體，這是由于Si元素在退火過(guò)程中促進(jìn)C元素的擴(kuò)散，在冷卻過(guò)程中抑制碳化物的析出造成的。（2）隨著退火溫度的升高，雙相鋼的抗拉強(qiáng)度呈現(xiàn)先升高后降低。當(dāng)退火溫度為785℃時(shí)，高Si雙相鋼的綜合力學(xué)性能均高于傳統(tǒng)低Si雙相鋼，有利于改善雙相鋼的成型性能。

作者：莫樹(shù)懂 單位：廣西交通職業(yè)技術(shù)學(xué)院

力學(xué)性能論文:復(fù)合水泥物理力學(xué)性能論文

1試驗(yàn)

1．1原材料

熟料：采用華新水泥廠的新型干法熟料（石膏外摻），其物理力學(xué)性能見(jiàn)表1；硬石膏：其化學(xué)成分見(jiàn)表2；脫硫渣：采用武鋼的干法煙氣脫硫渣，其化學(xué)成分見(jiàn)表3；粉煤灰：采用青山熱電廠的二級(jí)粉煤灰；礦粉：取自武鋼粉磨廠，其SO3含量為0．35％；標(biāo)準(zhǔn)砂：采用的標(biāo)準(zhǔn)砂是廈門(mén)ISO標(biāo)準(zhǔn)砂。

1．2方法

水泥標(biāo)準(zhǔn)稠度用水量、凝結(jié)時(shí)間和安定性檢驗(yàn)按照GB／T1346—2001《水泥標(biāo)準(zhǔn)稠度用水量、凝結(jié)時(shí)間、安定性檢驗(yàn)方法》［6］進(jìn)行。水泥膠砂流動(dòng)度按照GB／T2419—1999《水泥膠砂流動(dòng)度測(cè)定方法》［7］進(jìn)行。水泥膠砂強(qiáng)度按照GB／T1767l—1999《水泥膠砂強(qiáng)度檢驗(yàn)方法》［8］進(jìn)行。水泥膠砂干縮試驗(yàn)按照J(rèn)C／T603—2004《水泥膠砂干縮試驗(yàn)方法》［9］進(jìn)行。

1．3試驗(yàn)配合比

試驗(yàn)中控制熟料摻量為35％，礦粉摻量為30％，通過(guò)調(diào)節(jié)脫硫渣和硬石膏摻量，探討了脫硫渣及硬石膏摻量的變化對(duì)復(fù)合水泥性能的影響規(guī)律。其中，在脫硫渣和硬石膏復(fù)摻試驗(yàn)中，脫硫渣與硬石膏中所含SO3比例為1∶1。

2結(jié)果與討論

2．1硬石膏（未摻脫硫渣）對(duì)水泥性能的影響

從A－1到A－3的試驗(yàn)結(jié)果中可以看出：隨著石膏摻量的增加，水泥標(biāo)準(zhǔn)稠度用水量逐漸增大；水泥的凝結(jié)時(shí)間有所延長(zhǎng)，SO3含量的變化從3．0％～4．0％，水泥初凝時(shí)間增加近60min，終凝時(shí)間增加近30min；此外，每組水泥的初凝和終凝時(shí)間相差60min左右。作出水泥各齡期力學(xué)強(qiáng)度隨石膏摻量變化趨勢(shì)圖，見(jiàn)圖1。從圖1中可知，該組水泥試樣的3d和28d的抗折強(qiáng)度均隨著硬石膏摻量的增加而逐漸增大，其抗壓強(qiáng)度與抗折強(qiáng)度有著相同的規(guī)律。

2．2脫硫渣（未摻硬石膏）對(duì)水泥性能的影響

從B－1到B－3的試驗(yàn)結(jié)果中可以看出：隨著脫硫渣摻量的增加，水泥的標(biāo)準(zhǔn)稠度用水量呈逐漸增大的趨勢(shì)，水泥凝結(jié)時(shí)間也逐漸延長(zhǎng)，同樣，SO3含量的變化從3．0％～4．0％，水泥的初凝及終凝時(shí)間均增加近150min；此外，每組水泥的初凝和終凝時(shí)間差達(dá)到180min左右。與A－1到A－3的試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比發(fā)現(xiàn)，SO3含量相同兩組試驗(yàn)，摻脫硫渣的水泥試樣的標(biāo)準(zhǔn)稠度用水量、初凝及終凝時(shí)間均要大于摻硬石膏的水泥試樣，并且隨著SO3含量的增加，水泥凝結(jié)時(shí)間延長(zhǎng)的幅度也隨之加大。當(dāng)SO3含量都為3．0％時(shí)，兩者初凝相差10min，終凝相差131min；SO3含量都為3．5％時(shí)，兩者初凝相差25min，終凝相差137min；SO3含量都為4．0％時(shí)，兩者初凝相差103min，終凝相差241min。由此可見(jiàn)，脫硫渣能夠明顯延緩水泥的凝結(jié)時(shí)間，并且其緩凝效果要強(qiáng)于硬石膏。脫硫渣對(duì)水泥的緩凝作用，增大了水泥初凝和終凝的時(shí)間間隔，并且合理?yè)搅康拿摿蛟鼘?duì)水泥的緩凝效果能滿足相應(yīng)規(guī)范對(duì)水泥凝結(jié)時(shí)間的要求。作出水泥各齡期力學(xué)強(qiáng)度隨脫硫渣摻量變化趨勢(shì)圖，見(jiàn)圖2。從圖2中可知，該組水泥試樣3d抗折、抗壓強(qiáng)度隨著脫硫渣摻量的增加先降低后增大，而28d抗折、抗壓強(qiáng)度則逐漸增大，并且28d強(qiáng)度值比較接近，脫硫渣摻量從9．2％增加到13．7％，28d抗壓強(qiáng)度提高了6．01％。但與A－1到A－3的試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比可發(fā)現(xiàn)，相同SO3含量的兩組試驗(yàn)，摻有脫硫渣的水泥試樣的3d抗折、抗壓強(qiáng)度均低于摻硬石膏的水泥試樣。與A－1試樣相比，B－1試樣的3d抗折、抗壓強(qiáng)度分別降低11．1％和10．9％；與A－2試樣相比，B－2試樣的3d抗折、抗壓強(qiáng)度分別降低34．1％和40．2％；與A－3試樣相比，B－3試樣的3d抗折、抗壓強(qiáng)度分別降低38．6％和43．2％；然而摻有脫硫渣的水泥試樣28d抗壓強(qiáng)度值卻偏高，與A－1試樣相比，B－1試樣的28d抗壓強(qiáng)度提高了36．2％；與A－2試樣相比，B－2試樣的28d抗壓強(qiáng)度提高了32．8％；與A－3試樣相比，B－3試樣的28d抗壓強(qiáng)度提高了18．6％。由此可見(jiàn)，與硬石膏相比，脫硫渣的摻入對(duì)水泥早期強(qiáng)度的發(fā)展不利，且隨著脫硫渣摻量的增加，3d強(qiáng)度降幅增大；但脫硫渣有利于水泥后期抗壓強(qiáng)度的增長(zhǎng)。

2．3脫硫渣和硬石膏復(fù)摻對(duì)水泥性能的影響

從C－1到C－3的實(shí)驗(yàn)結(jié)果中可以看出：隨著SO3含量的增加，水泥試樣的標(biāo)準(zhǔn)稠度用水量逐漸增大，但水泥凝結(jié)時(shí)間相近，變化不明顯，水泥初凝時(shí)間將近10h，終凝時(shí)間到達(dá)12h左右，水泥凝結(jié)時(shí)間明顯偏長(zhǎng)。由此說(shuō)明脫硫渣與石膏復(fù)摻時(shí)會(huì)出現(xiàn)更強(qiáng)的緩凝效果，水泥凝結(jié)時(shí)間大幅延長(zhǎng)。作出水泥各齡期力學(xué)強(qiáng)度隨SO3含量變化趨勢(shì)圖，見(jiàn)圖3。從圖3中可知，該組水泥試樣3d抗折、抗壓強(qiáng)度隨著SO3含量的增加先降低后增大，28d抗折強(qiáng)度逐漸增大，28d抗壓強(qiáng)度卻逐漸降低。但是，在相同SO3含量的情況下，與A組實(shí)驗(yàn)進(jìn)行比較發(fā)現(xiàn)，其變化規(guī)律與B組和A組比較結(jié)果的變化規(guī)律相似，即C組水泥試樣3d強(qiáng)度低于A組試樣，但28d抗壓強(qiáng)度仍然高于A組試樣；與A－1試樣相比，C－1試樣的28d抗壓強(qiáng)度提高了45．2％；與A－2試樣相比，C－2試樣的28d抗壓強(qiáng)度提高了36．2％與A－3試樣相比，C－3試樣的28d抗壓強(qiáng)度提高了13．2％。通過(guò)上述分析可知，脫硫渣和硬石膏進(jìn)行復(fù)摻，使復(fù)合水泥的凝結(jié)時(shí)間大幅延長(zhǎng)，其凝結(jié)時(shí)間已經(jīng)不能滿足復(fù)合水泥對(duì)凝結(jié)時(shí)間的要求，但其對(duì)水泥強(qiáng)度的影響規(guī)律和單摻脫硫渣的水泥類(lèi)似。因此，兩者復(fù)摻主要對(duì)水泥的凝結(jié)時(shí)間影響較大，可能是由于兩者摻配比例不合理的原因。

2．4脫硫渣對(duì)水泥干縮性能的影響

為了研究脫硫渣對(duì)水泥干縮性能的影響，本次試驗(yàn)中選取A－1、B－1、B－2及B－3四組配比，測(cè)定了水泥砂漿的不同齡期的干縮率，試驗(yàn)結(jié)果見(jiàn)圖4。從圖4中可以看出，4組水泥試樣的干縮率均隨著齡期的增加而增大，在養(yǎng)護(hù)的初期階段，水泥干縮率的增長(zhǎng)速率較快，養(yǎng)護(hù)14d后，水泥干縮率的增長(zhǎng)速率降低；比較A－1和B－1可知，在相同SO3含量的情況下，摻有脫硫渣的水泥試樣在各齡期的干縮率均低于摻硬石膏的水泥試樣；從B－1到B－3可看出，水泥試樣各齡期的干縮率隨著脫硫渣摻量的增加而降低。由此可見(jiàn)，脫硫渣的摻入能明顯改善水泥的干縮性能，且隨著脫硫渣摻量的增加，改善效果越好。

2．5脫硫渣對(duì)水泥緩凝及補(bǔ)償收縮效應(yīng)機(jī)理分析

脫硫渣中Ca（OH）2的含量較高，這使水泥在水化初始即形成Ca（OH）2的高度過(guò)飽和液相，對(duì)鈣礬石生成影響最大的Ca2＋、OH－濃度與普通水泥相比要大的多，在水化初始形成鈣礬石的諸離子的溶度積K即超過(guò)了形成鈣礬石所需的臨界值Ksp，鈣礬石的析晶速率更快，晶體尺寸更小，生成更具有屏蔽作用的膠體狀鈣礬石覆蓋在水泥顆粒表面，延緩了水泥特別是C3A的水化［10］。而CaSO3·1／2H2O與C3A體系在純水中水化30min時(shí)即可生成膠體狀的C3A·CaSO3·11H2O覆蓋在C3A的表面，也可能造成C3A在開(kāi)始之初水化延緩。由于脫硫渣中同時(shí)含有硫酸鈣和亞硫酸鈣這兩種物質(zhì)，可能由于兩者的雙重作用效果，使得脫硫渣的緩凝效果要強(qiáng)于硬石膏。袁潤(rùn)章等人研究了礦渣在不同介質(zhì)下呈現(xiàn)出水硬活性的能力，礦渣通常只有在pH值大于12的堿性環(huán)境下才能呈現(xiàn)出一定的膠凝能力，同時(shí)CaSO4和Ca（OH）2共同作用下對(duì)礦渣的激發(fā)效果比Ca（OH）2單獨(dú)激發(fā)的效果更加顯著［11］。脫硫渣中含有大量的Ca（OH）2、CaSO4等活性激發(fā)組分，在大幅度提高水泥水化液相堿含量的同時(shí)，不僅可以促進(jìn)礦渣和粉煤灰活性更早地被激發(fā)，還能大大提高礦渣和粉煤灰的二次水化反應(yīng)程度，進(jìn)而提高水泥后期強(qiáng)度增長(zhǎng)率［12］。通過(guò)摻入脫硫渣能促進(jìn)水泥水化過(guò)程中鈣礬石晶體的生成，通過(guò)鈣礬石的吸水腫脹和結(jié)晶膨脹作用來(lái)達(dá)到微膨脹的作用，顯著改善水泥的收縮和抗裂性能。

3結(jié)論

a．脫硫渣與硬石膏相比，比表面積較大，需水量多。b．脫硫渣對(duì)復(fù)合水泥的緩凝效果要好于硬石膏，其緩凝時(shí)間能滿足復(fù)合水泥對(duì)凝結(jié)時(shí)間的要求，脫硫渣能夠取代硬石膏用做水泥緩凝劑。但將兩者復(fù)摻時(shí)，復(fù)合水泥的凝結(jié)時(shí)間卻大幅延長(zhǎng)，其緩凝時(shí)間不能滿足復(fù)合水泥對(duì)凝結(jié)時(shí)間的要求，兩者復(fù)摻比列還需進(jìn)一步研究。c．脫硫渣對(duì)復(fù)合水泥早期強(qiáng)度影響不利，卻能提高水泥后期強(qiáng)度的增長(zhǎng)率；在SO3含量相同時(shí)，B組水泥試樣（脫硫渣摻量9．2％～13．7％）與A組相比，3d抗壓強(qiáng)度下降10．9％～43．2％，而28d抗壓強(qiáng)度提高了18．6％～36．2％。d．在合理?yè)搅糠秶鷥?nèi)，脫硫渣的摻入能明顯改善復(fù)合水泥的干縮性能，且隨著脫硫渣摻量的增加，改善效果越好。

作者：拓守儉 單位：武漢理工大學(xué)

力學(xué)性能論文:高溫后纖維混凝土力學(xué)性能論述

摘要:研究了普通混凝土、聚丙烯纖維混凝、鋼纖維混凝土及混雜纖維混凝土高溫后的抗壓強(qiáng)度、抗折強(qiáng)度及力學(xué)性能殘余率的變化規(guī)律。結(jié)果表明，混凝土的力學(xué)性能隨著溫度的升高而逐漸降低;溫度小于400℃時(shí)，聚丙烯纖維混凝土力學(xué)性能有所改善，溫度大于400℃時(shí)，改善作用不明顯;800℃時(shí)，鋼纖維混凝土力學(xué)性能殘余率都較高;混雜纖維混凝土抗壓強(qiáng)度改善作用最顯著，殘余率最高。

關(guān)鍵詞:高溫；纖維；混凝土；力學(xué)性能

我國(guó)城市化水平的迅速提高，帶動(dòng)建筑業(yè)的飛速發(fā)展。房屋密集程度加大，高層超高層建筑越來(lái)越多，人口居住密度不斷增大，建筑物發(fā)生火災(zāi)的概率明顯加大。建筑物一旦發(fā)生了火災(zāi)，將給人民群眾的生命財(cái)產(chǎn)和安全造成巨大的損失［1，2］。據(jù)統(tǒng)計(jì)，現(xiàn)階段我國(guó)每年發(fā)生的火災(zāi)中，建筑火災(zāi)占火災(zāi)總數(shù)的一半以上，直接經(jīng)濟(jì)損失占火災(zāi)總損失的80%以上［3］。混凝土以其取材方便、制備簡(jiǎn)單、適應(yīng)性強(qiáng)等特點(diǎn)，被作為結(jié)構(gòu)的主導(dǎo)材料大量應(yīng)用于土建工程中，并且還將會(huì)長(zhǎng)期占據(jù)土木工程領(lǐng)域的主導(dǎo)地位。纖維混凝土是以混凝土為基體，以金屬纖維或有機(jī)纖維增強(qiáng)材料組成的一種水泥基復(fù)合材料，最常見(jiàn)的纖維就是鋼纖維、聚丙烯纖維及二者混雜使用［4～6］。摻入的纖維可以有效地克服混凝土抗拉強(qiáng)度低、易開(kāi)裂、抗疲勞性能差等固有缺陷［7，8］。聚丙烯纖維混凝土、鋼纖維混凝土及混雜纖維混凝土在工程中實(shí)際都有大量的應(yīng)用，因此研究其高溫后的力學(xué)性能變化十分有必要。研究普通混凝土、聚丙烯纖維混凝土、鋼纖維混凝土及混雜纖維混凝土在高溫后力學(xué)性能的變化及殘余值，對(duì)火災(zāi)后建筑物的安全評(píng)定及加固提供指導(dǎo)。

1原材料及試驗(yàn)方法

1．1原材料

江西海螺P?O42．5普通硅酸鹽水泥;江西德安碎石，5～20mm連續(xù)級(jí)配;贛江中砂，細(xì)度模數(shù)2．7，含泥量0．8%。聚丙烯纖維由長(zhǎng)沙博賽特建筑工程材料有限公司提供，性能參數(shù)如表1所示：鋼纖維來(lái)自浙江博恩金屬制品有限公司，性能參數(shù)如表2所示。

1．2試驗(yàn)方法

抗壓強(qiáng)度試件采用100mm×100mm×100mm模具成型，抗折強(qiáng)度試件采用100mm×100mm×400mm模具成型。1d后脫模，在標(biāo)準(zhǔn)養(yǎng)護(hù)室中養(yǎng)護(hù)至28d齡期進(jìn)行相應(yīng)測(cè)試。高溫爐升溫速度為10℃/min，分別升高至200℃、400℃、600℃和800℃，保持3h以保證試件內(nèi)外溫度一致，加熱結(jié)束后自然冷卻，7d后進(jìn)行力學(xué)性能測(cè)試。

1．3混凝土配合比

以強(qiáng)度等級(jí)為C40混凝土為研究對(duì)象，研究其高溫后力學(xué)性能的變化。配合比如表3所示，其中纖維量按照體積摻量摻入。

2結(jié)果與討論

2．1纖維混凝土高溫后抗壓強(qiáng)度變化

普通混凝土及纖維混凝土在20℃、200℃、400℃、600℃和800℃后抗壓強(qiáng)度值及抗壓強(qiáng)度殘余率如圖1、圖2所示。如圖1所示，普通混凝土及纖維混凝土抗壓強(qiáng)度值都隨著溫度的升高而降低，在相同溫度條件下，各組混凝土抗壓強(qiáng)度值的大小都呈現(xiàn)如下規(guī)律:普通混凝土＜聚丙烯纖維混凝土＜混雜纖維混凝土＜鋼纖維混凝土。如圖2所示，普通混凝土及纖維混凝土抗壓強(qiáng)度殘余率都隨著溫度的升高而降低，在相同溫度條件下，各組混凝土抗壓強(qiáng)度殘余率變化規(guī)律與強(qiáng)度值變化規(guī)律有所不同:普通混凝土＜聚丙烯纖維混凝土＜鋼纖維混凝土＜混雜纖維混凝土。這說(shuō)明纖維混凝土較普通混凝土具有更高的耐高溫性能。不同溫度條件下，各組混凝土受溫度影響也不盡相同。200℃時(shí)，普通混凝土抗壓強(qiáng)度殘余率為79%，而纖維混凝土都保持在85%～88%之間;400℃時(shí)，普通混凝土抗壓強(qiáng)度殘余率只有54%，纖維混凝土達(dá)到70%～73%;600℃時(shí)，普通混凝土和聚丙烯纖維混凝土的抗壓強(qiáng)度殘余率為38%左右，鋼纖維混凝土和混雜纖維混凝土抗壓強(qiáng)度殘余率大于50%;800℃時(shí)，普通混凝土和聚丙烯纖維混凝土的抗壓強(qiáng)度殘余率為23%左右，鋼纖維混凝土和混雜纖維混凝土抗壓強(qiáng)度仍具有33%殘余。普通混凝土隨著溫度的增加，都呈現(xiàn)出明顯的強(qiáng)度損失;當(dāng)溫度小于400℃時(shí)，纖維混凝土都具有很高的抗壓強(qiáng)度殘余率，當(dāng)溫度大于400℃時(shí)，聚丙烯纖維混凝土抗壓強(qiáng)度殘余率顯著降低;鋼纖維混凝土和混雜纖維混凝土在不同溫度條件下，都具有較高的抗壓強(qiáng)度殘余率。

2．2纖維混凝土高溫后抗折強(qiáng)度變化

普通混凝土及纖維混凝土在20℃、200℃、400℃、600℃和800℃后抗折強(qiáng)度值及抗壓強(qiáng)度殘余率如圖3、圖4所示。如圖3所示，各組混凝土抗折強(qiáng)度值都隨著溫度的升高而降低，在相同溫度條件下，各組混凝土抗折強(qiáng)度值的大小與抗壓強(qiáng)度具有相同規(guī)律，不同的是，鋼纖維混凝土和混雜纖維混凝土的抗折強(qiáng)度明顯高于普通混凝土和聚丙烯纖維混凝土。如圖4所示，各組混凝土抗折強(qiáng)度殘余率都隨著溫度的升高而降低;200℃、400℃和600℃條件下，各組混凝土抗折強(qiáng)度殘余率規(guī)律相同:混雜纖維混凝土＜鋼纖維混凝土＜普通混凝土＜聚丙烯纖維混凝土，溫度為800℃時(shí)為:普通混凝土＜聚丙烯纖維混凝土＜混雜纖維混凝土＜鋼纖維混凝土。鋼纖維混凝土和混雜纖維混凝土的抗折強(qiáng)度在各個(gè)溫度條件下都明顯大于普通混凝土及聚丙烯纖維混凝土;聚丙烯纖維的摻入使得混凝土抗折強(qiáng)度略有增長(zhǎng)，但不明顯;鋼纖維和混雜纖維顯著增加了混凝土的抗折強(qiáng)度。在800℃條件下，鋼纖維混凝土的抗折強(qiáng)度仍大于7MPa，與20℃時(shí)普通混凝土抗折強(qiáng)度相差不大(8．3MPa)。

2．3機(jī)理分析

混凝土及纖維混凝土在高溫后力學(xué)性能發(fā)生明顯變化，究其原因主要分為以下兩方面:一是混凝土自身原因，另一個(gè)是不同種類(lèi)纖維的理化性能不同。200℃時(shí)，自由水和物理結(jié)合水逸出，Aft發(fā)生分解，水化產(chǎn)物有所減少，水泥漿的熱膨脹，會(huì)導(dǎo)致骨料水泥漿體界面處原始裂紋的發(fā)展，從而導(dǎo)致混凝土強(qiáng)度衰減［9，］。400℃左右時(shí)，水泥漿體中的水化硅酸鈣和水化鋁酸鈣開(kāi)始脫水，同時(shí)大量水蒸氣的外逸沖刷和擠脹作用，又?jǐn)U大了裂紋和孔隙，使水泥漿體中孔隙平均尺寸和微裂紋迅速增大，混凝土力學(xué)性能進(jìn)一步降低。500℃時(shí)，水泥石中的氫氧化鈣晶體受熱分解，引起吸熱反應(yīng)，孔隙含量急劇增加［10］;硅質(zhì)骨料中的二氧化硅晶體發(fā)生相而體積膨脹，骨料體積的增加使得骨料與水泥漿體之間的裂縫增大。600℃時(shí)，孔隙水完全失去，混凝土宏觀破壞開(kāi)始，因而其力學(xué)性能大幅下降，在600～700℃之間C－S－H凝膠分解［11］。800℃時(shí)石灰?guī)r骨料膨脹、開(kāi)裂，并產(chǎn)生二氧化碳?xì)怏w，混凝土強(qiáng)度進(jìn)一步降低。聚丙烯纖維熔點(diǎn)較低(168℃)，在高溫下熔解而失去作用，但因其液態(tài)體積遠(yuǎn)小于固態(tài)所占空間，于是形成眾多小孔隙，并由于聚丙烯纖維分散的均勻性及纖維細(xì)小且量又多，使得混凝土內(nèi)部孔結(jié)構(gòu)發(fā)生了變化，孔隙的連通性加強(qiáng)，為混凝土內(nèi)部水分的分解蒸發(fā)提供了通道，從而緩解了由于水分膨脹所形成的分壓，使內(nèi)部壓力大大降低，從而降低了水蒸氣的沖刷和擠脹作用，降低裂紋的擴(kuò)展［12］。因此在溫度小于400℃時(shí)，聚丙烯纖維混凝土強(qiáng)度顯著大于普通混凝土。鋼纖維熔點(diǎn)高，自身力學(xué)性能受溫度影響較小，另外，鋼纖維的橋接作用和阻裂作用限制了混凝土在溫度急劇變化和高溫環(huán)境下產(chǎn)生的體積變化，減輕了混凝土內(nèi)部微缺陷的引發(fā)和擴(kuò)展，使混凝土在高溫條件下表現(xiàn)出較好的力學(xué)性能［13］。

3結(jié)論

(1)混凝土及纖維混凝土的抗壓強(qiáng)度、抗折強(qiáng)度及其殘余率都隨著溫度的升高而降低。(2)纖維的摻入對(duì)混凝土高溫力學(xué)性能具有改善作用，聚丙烯纖維在溫度不超過(guò)400℃時(shí)改善作用顯著，鋼纖維在800℃時(shí)改善作用仍明顯。(3)混雜纖維混凝土高溫后抗壓強(qiáng)度殘余率最高。

作者：鄭腰華 單位：江西鐵建工程檢測(cè)有限公司

力學(xué)性能論文:復(fù)合微粉對(duì)硅酸鹽水泥力學(xué)性能的影響

摘要：本文利用復(fù)合微粉氮化硅和氧化鋁對(duì)水泥凈漿進(jìn)行改性，研究了不同復(fù)合微粉氮化硅和氧化鋁的摻量以及比例對(duì)水泥凈漿的力學(xué)強(qiáng)度的影響。

關(guān)鍵詞：復(fù)合微粉；水泥凈漿；比例；摻量；力學(xué)強(qiáng)度

1研究背景

隨著現(xiàn)代材料科學(xué)的進(jìn)步，混凝土已逐漸向高強(qiáng)度、高性能、多功能和智能化方向發(fā)展，而水泥作為混凝土的主要材料之一，對(duì)其性能的改善，可以在很大程度上提高混凝土的性能。隨著超細(xì)粉體領(lǐng)域研究的深入，應(yīng)用微細(xì)粉對(duì)水泥材料進(jìn)行改性的研究已經(jīng)開(kāi)始起步［1］。特別是近年來(lái)，人們?cè)谔岣咚嘤不瘽{體的微觀結(jié)構(gòu)和性能方面做了許多改進(jìn)性的工作。

2研究試驗(yàn)

試驗(yàn)所用原材料:P．O42．5普通硅酸鹽水泥;Si3N4微粉;Al2O3微粉;水。

2．1試驗(yàn)方案

本試驗(yàn)在保持用水量不變的情況下，將復(fù)合微粉Si3N4和Al2O3按不同的比例(1:0、1:1、1:2、1:3、0:1)和不同的水泥取代量(0%、1%、3%、5%、9%)，配制水泥凈漿試塊，分別研究復(fù)合微粉Si3N4和Al2O3不同的比例和取代水泥量時(shí)，對(duì)水泥凈漿的物理力學(xué)性能影響規(guī)律。凈漿試驗(yàn)空白配比為:水泥500g，水140ml。

2．2試驗(yàn)方法

試驗(yàn)采用抗壓強(qiáng)度為測(cè)試指標(biāo)，分別測(cè)定Si3N4和Al2O3微粉以不同的比例和水泥取代量對(duì)水泥凈漿的物理力學(xué)性能的影響。試件成型脫模后放入標(biāo)準(zhǔn)養(yǎng)護(hù)室養(yǎng)護(hù)至相應(yīng)齡期，再分別測(cè)定其3d、7d和28d的抗壓強(qiáng)度，并與空白試驗(yàn)作比較。

3試驗(yàn)結(jié)果

3．1單摻Si3N4對(duì)水泥凈漿的抗壓強(qiáng)度的影響

不同水泥取代量的Si3N4微粉的水泥凈漿的3d、7d和28d抗壓強(qiáng)度結(jié)果。

3．2單摻Al2O3對(duì)水泥凈漿的抗壓強(qiáng)度的影響不同水泥取代量的Al2O3的水泥凈漿的3d、7d和28d抗壓強(qiáng)度。

3．3摻加復(fù)合微粉Si3N4和Al2O3對(duì)水泥凈漿的抗壓強(qiáng)度的影響

(1)復(fù)合微粉Si3N4和Al2O3比例為1:1時(shí)，不同水泥取代量的水泥凈漿的3d、7d和28d抗壓強(qiáng)度。(2)復(fù)合微粉Si3N4和Al2O3比例為1:2時(shí)，不同水泥取代量的水泥凈漿的3d、7d和28d抗壓強(qiáng)度。(3)復(fù)合微粉Si3N4和Al2O3比例為1:3時(shí)，不同水泥取代量的水泥凈漿的3d、7d和28d抗壓強(qiáng)度。

(4)分析。當(dāng)Si3N4和Al2O3的質(zhì)量之比為1:2、取代水泥量為5%時(shí)，水泥石的早期和后期強(qiáng)度均達(dá)到最大，此時(shí)微粉的摻量和比例是復(fù)摻時(shí)的最佳摻量，其后期強(qiáng)度最高的原因，可以歸納為以下兩點(diǎn):(1)Si3N4在水泥石中起到微集料效應(yīng)，填充在水泥顆粒之間，使水泥石結(jié)構(gòu)密實(shí)。(2)Al2O3在堿性條件下，生成了鋁膠，起到填充的作用，使水泥石結(jié)構(gòu)更加的致密。隨著水泥取代量的增加，當(dāng)超過(guò)一定量時(shí)，其后期強(qiáng)度隨著水泥取代量的增加呈現(xiàn)降低的現(xiàn)象，是由于復(fù)合微粉取代水泥超過(guò)一定量后，致使水泥水化產(chǎn)物的數(shù)量減少，且Al2O3水化生成了C－A－H固溶體，因此即使有Si3N4和鋁膠的填充作用，不足以彌補(bǔ)由于水泥用量的減少和C－A－H固溶體而引起的水泥石強(qiáng)度的降低。

4結(jié)論

通過(guò)對(duì)復(fù)合微粉Si3N4和Al2O3在水泥中不同的取代量對(duì)水泥石力學(xué)強(qiáng)度試驗(yàn)的機(jī)理分析可以得出:(1)Si3N4微粉在水泥石中主要起到的是填充的作用，主要體現(xiàn)在提高水泥石的早期強(qiáng)度上。Al2O3微粉在水泥石中發(fā)生了反應(yīng)，在早期主要生成鋁膠，填充于水泥顆粒間，提高其早期強(qiáng)度。(2)當(dāng)Si3N4和Al2O3微粉在復(fù)摻比例為1:2，取代水泥量為5%時(shí)，可以最大限度的提高水泥石的強(qiáng)度。此時(shí)，水泥石的強(qiáng)度要高于單摻Si3N4和單摻Al2O3的任何摻量的強(qiáng)度。此摻量即為復(fù)合微粉Si3N4和Al2O3的最佳摻量。

作者：楚菁苗 單位：中鐵二十局集團(tuán)第二工程有限公

力學(xué)性能論文:激發(fā)劑對(duì)水泥基材料力學(xué)性能的影響

摘要:以強(qiáng)度作為評(píng)價(jià)指標(biāo)，選取硫酸鈉、氯化鈣、二水石膏三種激發(fā)劑進(jìn)行了試驗(yàn)，分析了不同激發(fā)劑及其摻量對(duì)水泥基材料力學(xué)性能的影響，并得到了摻入激發(fā)劑水泥基材料的強(qiáng)度發(fā)展規(guī)律，結(jié)果表明:氯化鈣的后期激發(fā)效果最好。

關(guān)鍵詞:激發(fā)劑，水泥基材料，抗壓強(qiáng)度

中圖分類(lèi)號(hào):TU502 文獻(xiàn)標(biāo)識(shí)碼:A

0引言

生產(chǎn)1t水泥熟料，將向大氣排放1t二氧化碳，嚴(yán)重污染了大氣環(huán)境。隨著人類(lèi)對(duì)環(huán)境保護(hù)愈加重視，建材工業(yè)也提出了發(fā)展生態(tài)型、綠色環(huán)保材料的目標(biāo)。如何減少水泥基材料中的水泥用量，同時(shí)又能達(dá)到材料的使用強(qiáng)度要求，已成為建筑材料研究中的一個(gè)熱點(diǎn)問(wèn)題［1］。目前，粉煤灰作為一種工業(yè)廢渣，在建筑材料方面得到了較為廣泛的應(yīng)用［2］。粉煤灰活性激發(fā)較為有效的方法主要有3種:1)物理活化，在機(jī)械粉磨破壞作用下，粉煤灰的玻璃體將更加分散，比表面積大幅增加，從而分子熱運(yùn)動(dòng)加速，促進(jìn)粉煤灰的水化;2)化學(xué)活化，即通過(guò)堿(石灰、水玻璃等)、硫酸鹽(CaSO4，Na2SO4等)、氯鹽等化學(xué)激發(fā)劑來(lái)激發(fā)粉煤灰的活性;3)熱力激發(fā)方法，熱力激發(fā)是指粉煤灰在蒸汽養(yǎng)護(hù)的水熱條件下，使其硅氧四面體聚合體解聚成單聚體和雙聚體［3，4］。相比其他激發(fā)方式，化學(xué)激發(fā)受場(chǎng)地和工藝條件制約影響小，是較為常用的激發(fā)方式。到目前為止，許多學(xué)者采用不同化學(xué)激發(fā)劑，進(jìn)行了一些水泥砂漿和混凝土的化學(xué)激發(fā)試驗(yàn)，取得了許多成果。藺喜強(qiáng)等認(rèn)為單摻氯化鈣對(duì)粉煤灰水泥砂漿的激發(fā)效果優(yōu)于氯化鈉等化學(xué)分析［4］。劉妍等認(rèn)為硫酸鈉對(duì)鈦石膏—粉煤灰復(fù)合膠凝材料的激發(fā)效果較好，并根據(jù)其具體試驗(yàn)條件得到了最佳摻量［5］。從許多研究可以看出，對(duì)于同種化學(xué)激發(fā)劑的激發(fā)效果存在一些矛盾的結(jié)論。事實(shí)上，化學(xué)激發(fā)的效果和具體試驗(yàn)條件密切相關(guān)，一些文獻(xiàn)中的矛盾應(yīng)歸因于不同的實(shí)驗(yàn)條件［6］。通常，最佳的激發(fā)措施和激發(fā)劑的摻量都要通過(guò)試驗(yàn)得到。本文擬通過(guò)選取不同激發(fā)劑，替代部分水泥用量，以強(qiáng)度作為評(píng)價(jià)指標(biāo)，研究不同化學(xué)激發(fā)劑對(duì)水泥基材料力學(xué)性能的影響，為水泥基材料綠色環(huán)保化提供一定的試驗(yàn)依據(jù)。

1原材料與配合比

水泥:寧波市售海螺32．5級(jí)復(fù)合硅酸鹽水泥(P．C32．5)，其物理力學(xué)性能指標(biāo)見(jiàn)表1，化學(xué)成分指標(biāo)見(jiàn)表2;粉煤灰為浙江寧波北侖港電廠生產(chǎn)的Ⅰ級(jí)粉煤灰(FA)，化學(xué)成分指標(biāo)和物理性質(zhì)見(jiàn)表2和表3;水:自來(lái)水;砂:普通河砂，細(xì)度模數(shù)為2．7，Ⅱ區(qū)級(jí)配合格。激發(fā)劑:硫酸鈉、氯化鈣、二水石膏。試驗(yàn)配合比見(jiàn)表4。為研究不同激發(fā)劑對(duì)水泥砂漿性能的影響，優(yōu)選出較好效果的激發(fā)劑，選取硫酸鈉、氯化鈣、二水石膏作為激發(fā)劑進(jìn)行了試驗(yàn)。采用標(biāo)準(zhǔn)砂，制作砂漿試件，來(lái)研究這幾種激發(fā)劑對(duì)不同試塊強(qiáng)度的影響。激發(fā)劑的用量按水泥用量的百分比來(lái)進(jìn)行計(jì)算，分別為1%，3%，5%，試驗(yàn)配合比見(jiàn)表4。

2制備與測(cè)試方法

按照各配合比和規(guī)范GB/T17671水泥砂漿強(qiáng)度檢驗(yàn)方法進(jìn)行試驗(yàn)，制作160mm×40mm×40mm的水泥砂漿試塊，24h后拆模，并移入水池中進(jìn)行室溫下的浸水養(yǎng)護(hù)，到3d，7d，28d時(shí)對(duì)水泥砂漿試塊抗壓強(qiáng)度進(jìn)行測(cè)試。

3試驗(yàn)結(jié)果與分析

3．1不同激發(fā)劑對(duì)抗壓強(qiáng)度的影響

圖1表示了各激發(fā)劑摻量均為1%時(shí)，3種激發(fā)劑對(duì)砂漿不同養(yǎng)護(hù)齡期時(shí)抗壓強(qiáng)度的影響規(guī)律。由圖1看出，摻加3種不同激發(fā)劑的粉煤灰水泥膠砂在3d和7d早期的強(qiáng)度均高于未摻加激發(fā)劑的空白樣，但二水石膏對(duì)早期3d的激發(fā)效果不明顯，氯化鈣和硫酸鈉的激發(fā)效果較好，分別提高了20%和16%。在28d時(shí)，各激發(fā)劑對(duì)強(qiáng)度增長(zhǎng)的貢獻(xiàn)較大。氯化鈣的后期激發(fā)效果最好，比空白樣高約5．7MPa，二水石膏的后期激發(fā)效果最小，僅比空白樣高3．9MPa。上述3種激發(fā)劑對(duì)粉煤灰的激發(fā)作用大小為氯化鈣＞硫酸鈉＞二水石膏。這種現(xiàn)象應(yīng)歸因于粉煤灰的化學(xué)性質(zhì)為弱酸性，主要成分是SiO2，Al2O3，其在堿性環(huán)境中OH－的作用下，粉煤灰顆粒表面的硅氧鍵和鋁氧鍵斷裂形成不飽和鍵，容易與水泥體系中形成的Ca(OH)2反應(yīng)生成水化硅酸鈣C-S-H和水化鋁酸鈣C-A-H等膠凝材料。然而粉煤灰火山灰反應(yīng)所需的Ca(OH)2只有在后期才能較為充分地生成。這就是摻加激發(fā)劑試塊的強(qiáng)度在早齡期略高于空白樣，而水化后期強(qiáng)度比空白樣有了很大的提高的原因。

3．2不同激發(fā)劑摻量對(duì)抗壓強(qiáng)度的影響

對(duì)不同激發(fā)劑在不同摻量條件下的粉煤灰水泥膠砂強(qiáng)度進(jìn)行了研究，根據(jù)表4的試驗(yàn)配合比成型試件進(jìn)行測(cè)試，試驗(yàn)結(jié)果分別見(jiàn)圖2～圖4。圖2表示了二水石膏對(duì)粉煤灰水泥膠砂抗壓強(qiáng)度的影響。由圖2中結(jié)果可知，在本論文研究的二水石膏0%～5%范圍內(nèi)，3d齡期時(shí)，各種二水石膏摻量的水泥膠砂試塊抗壓強(qiáng)度差別不大，均略高于基準(zhǔn)空白膠砂，這說(shuō)明在3d齡期時(shí)水泥膠砂的抗壓強(qiáng)度提高不明顯，起不到早期使水泥能夠強(qiáng)度變快的作用。但隨著齡期增加，摻二水石膏的膠砂強(qiáng)度增長(zhǎng)較快，在28d時(shí)，摻1%二水石膏的水泥膠砂比基準(zhǔn)膠砂強(qiáng)度提高22%。圖3表示了硫酸鈉對(duì)粉煤灰水泥膠砂抗壓強(qiáng)度的影響。由圖3可知，在本文研究的硫酸鈉0%～5%范圍內(nèi)，3d齡期時(shí)，各種硫酸鈉摻量的水泥膠砂試塊抗壓強(qiáng)度差別不大，均略高于基準(zhǔn)空白膠砂，但可看出，隨著硫酸鈉摻量增大到5%，抗壓強(qiáng)度相比1%和3%摻量時(shí)更低。隨著齡期增加，摻硫酸鈉的粉煤灰水泥膠砂強(qiáng)度增長(zhǎng)較快，在28d時(shí)，摻1%硫酸鈉的水泥膠砂比基準(zhǔn)膠砂強(qiáng)度提高27%。圖4表示了氯化鈣對(duì)粉煤灰水泥膠砂抗壓強(qiáng)度的影響。由圖4可知，在本文研究的氯化鈣0%～5%范圍內(nèi)，3d齡期時(shí)，相比前述的硫酸鈉和二水石膏，各種氯化鈣摻量的水泥膠砂試塊抗壓強(qiáng)度較高，可見(jiàn)氯化鈣的早期激發(fā)效果更好;但亦可看出，隨著氯化鈣摻量增大到5%，28d抗壓強(qiáng)度相比1%和3%摻量時(shí)更低，對(duì)于氯化鈣而言，摻量不宜過(guò)高;隨著齡期增加，摻氯化鈣的粉煤灰水泥膠砂強(qiáng)度增長(zhǎng)較快，在28d時(shí)，摻1%硫酸鈉的水泥膠砂比基準(zhǔn)膠砂強(qiáng)度提高32%。本文采用的激發(fā)劑對(duì)粉煤灰水泥膠砂的激發(fā)機(jī)理主要有以下幾個(gè)方面，試驗(yàn)中所用激發(fā)劑主要成分為硅酸鹽和硫酸鹽，二水石膏的主要成分為二水硫酸鈣，含有較多的鈣離子，因此激發(fā)劑中的硫酸根離子在鈣離子的作用下，可以與溶解在液相石膏中的氧化鋁發(fā)生水化反應(yīng)生成鈣礬石(AFt)，與此同時(shí)，和水泥水化機(jī)理一樣，激發(fā)劑中所含有的硅酸鹽水化后也能夠形成C-S-H凝膠，這些水化生成的鈣礬石和C-S-H凝膠可以填充粉煤灰水泥砂漿中的孔隙和空隙，降低其孔隙率，使水泥砂漿更加致密，從而強(qiáng)度更高。從圖2～圖4的結(jié)果可以看出，各種激發(fā)劑的摻量存在極限，在給定的實(shí)驗(yàn)條件下有一個(gè)最佳摻量。這要?dú)w因于激發(fā)劑本身的組成與性質(zhì)，其主要成分是鹽，如果摻量過(guò)高，在粉煤灰水泥膠砂水化后期，激發(fā)劑會(huì)在試樣表面以薄層結(jié)晶的形態(tài)析出，即激發(fā)劑中的硫酸鹽成分會(huì)引起泛霜現(xiàn)象［7］。

3．3摻激發(fā)劑對(duì)粉煤灰水泥膠砂經(jīng)濟(jì)性的影響

根據(jù)本文的實(shí)驗(yàn)結(jié)果，在摻1%膠凝材料總量的激發(fā)劑時(shí)，以粉煤灰等量取代20%水泥配制的粉煤灰水泥砂漿，其力學(xué)性能(抗壓強(qiáng)度)高于不摻激發(fā)劑的空白組試件22%～30%，明顯優(yōu)于空白組的抗壓強(qiáng)度。相比水泥的價(jià)格，粉煤灰是工業(yè)廢渣，非常廉價(jià)，本文采用的氯化鈣激發(fā)劑的摻量很小，僅為1%。所以，選擇合適的激發(fā)劑種類(lèi)，摻加適量的激發(fā)劑，可以節(jié)約水泥20%，既能滿足其力學(xué)性能要求，又是環(huán)保節(jié)能的綠色建材，且降低了建材的成本。

4結(jié)語(yǔ)

1)摻有激發(fā)劑的粉煤灰水泥膠砂早期強(qiáng)度均高于空白樣，相比氯化鈣，硫酸鈉和二水石膏激發(fā)劑對(duì)粉煤灰早期活性的激發(fā)作用不明顯;在水化28d時(shí)，各激發(fā)劑單摻對(duì)粉煤灰的激發(fā)作用大小為氯化鈣＞硫酸鈉＞二水石膏。2)各種激發(fā)劑在不同摻量的情況下，硫酸鈉與二水石膏對(duì)粉煤灰的激發(fā)效果隨著其摻量的增加而減弱，在1%摻量時(shí)最佳;氯化鈣對(duì)粉煤灰的激發(fā)效果在其摻量為1%和3%時(shí)均較好，在5%摻量時(shí)反而抗壓強(qiáng)度下降。3)氯化鈣激發(fā)劑對(duì)粉煤灰活性的激發(fā)效果最好。這表明選擇合適的激發(fā)劑種類(lèi)，摻加適量的激發(fā)劑，可以節(jié)約水泥20%，既能滿足其力學(xué)性能要求，又是環(huán)保節(jié)能的綠色建材，且降低了建材的成本。

作者：楊穎志 單位：中國(guó)鐵路總公司廣州鐵路( 集團(tuán)) 公司職工住房建設(shè)指揮部

力學(xué)性能論文:熱處理對(duì)TB8鈦合金棒材力學(xué)性能的影響

摘要：文章介紹了緊固件用TB8棒材的生產(chǎn)流程，研究了熱處理制度對(duì)TB8棒材力學(xué)性能的影響。結(jié)果表明棒材在750℃～830℃保溫0.5h～2h，抗拉強(qiáng)度為800MPa～1000MPa，剪切強(qiáng)度大于570MPa；隨后因時(shí)效溫度的變化，分別可得到1100MPa、1200MPa、1300MPa不同強(qiáng)度級(jí)別的棒材。

關(guān)鍵詞：緊固件；TB8鈦合金；力學(xué)性能

TB8鈦合金屬亞穩(wěn)定β鈦合金，名義成分Ti-15Mo-3Al-2.7Nb-0.2Si，國(guó)外對(duì)應(yīng)牌號(hào)為Beta-21S（UNSNumberR58210）。該合金具有優(yōu)良的比強(qiáng)度、焊接性能、抗蠕變性能、高溫抗氧化性能和耐腐蝕性能，同時(shí)經(jīng)熱處理可獲得高強(qiáng)度。TB8鈦合金可以在固溶狀態(tài)和固溶時(shí)效狀態(tài)下使用，固溶狀態(tài)的使用溫度為200℃，固溶后冷成型狀態(tài)的使用溫度為150℃，固溶時(shí)效狀態(tài)的最高使用溫度為550℃[1]。由于優(yōu)異的綜合性能，TB8鈦合金已成為理想的航空航天緊固件用材料[2，3]，并擬納入GJB2219《緊固件用鈦合金棒（線）材規(guī)范》修訂版中。規(guī)范中固溶制度為（780～810）℃保溫（0.5～2）h，空冷；時(shí)效制度為（520～560）℃保溫（8～12）h，空冷。文章通過(guò)研究熱處理工藝對(duì)TB8緊固件用棒材力學(xué)性能的影響，為今后該合金的工業(yè)化制備及應(yīng)用提供參考數(shù)據(jù)。

1棒材制備

由于TB8鈦合金含有較多的Mo、Nb等β穩(wěn)定元素，鑄錠采用3次真空自耗電弧爐熔煉制備，鑄錠規(guī)格為直徑φ580mm，化學(xué)成分見(jiàn)表1。鑄錠在β相區(qū)經(jīng)多火次鍛造后，制備為直徑φ150mm、組織均勻的棒材坯料，并進(jìn)行了表面機(jī)加工處理。采用金相法對(duì)TB8相變點(diǎn)進(jìn)行測(cè)定，結(jié)果為810～815℃。隨后成品棒材制備并未采用傳統(tǒng)的精鍛后軋制工藝，而是采用了效率更高的高速連軋工藝。分2次將φ150軋制為直徑10mm的棒材，單只棒材重量約為25kg。

2熱處理結(jié)果及分析

2.1固溶制度及力學(xué)性能

對(duì)制備的φ10mm棒材，截取試樣后在780℃～850℃分別進(jìn)行7組試樣的固溶處理，溫度間隔為10℃。因棒材規(guī)格小，固溶時(shí)間均采用0.5小時(shí)，冷卻方式采用空冷。同時(shí)在相變點(diǎn)上及相變點(diǎn)下，分別選取800℃及830℃兩個(gè)溫度，固溶時(shí)間從0.5h～1.5h做了固溶試驗(yàn)，固溶時(shí)間間隔為0.5h。固溶處理的具體制度及性能見(jiàn)表2。

2.2時(shí)效制度及力學(xué)性能

選用800℃/0.5h.AC作為固溶制度，時(shí)效溫度在460℃～620℃，時(shí)效時(shí)間為8.5h，進(jìn)行了9組時(shí)效處理，時(shí)效溫度間隔為10℃。同時(shí)在固溶及時(shí)效溫度不變的前提下，對(duì)時(shí)效時(shí)間從6～12分別進(jìn)行了時(shí)效處理，時(shí)間間隔為1小時(shí)。固溶處理的具體制度及性能見(jiàn)表3。

2.3熱處理與力學(xué)性能的分析

由表2可以看出，連軋工藝生產(chǎn)的TB8棒材，在相轉(zhuǎn)變點(diǎn)以上40℃范圍內(nèi)固溶，因固溶時(shí)間短，溫度范圍小，因此晶粒尺寸相對(duì)穩(wěn)定，固溶溫度對(duì)棒材的力學(xué)性能影響很小；在相轉(zhuǎn)變點(diǎn)以下30℃范圍內(nèi)固溶，隨著固溶溫度降低，棒材強(qiáng)度有下降趨勢(shì)，塑性逐漸上升，在此溫度區(qū)間內(nèi)力學(xué)性能并不會(huì)有顯著變化。同時(shí)在相變點(diǎn)附件的溫度區(qū)間內(nèi)延長(zhǎng)固溶時(shí)間，對(duì)于力學(xué)性能并不會(huì)顯著變化。因此在工業(yè)化生產(chǎn)中，小規(guī)格棒材可適當(dāng)減少固溶時(shí)間，有利于經(jīng)濟(jì)型。后期試驗(yàn)證明經(jīng)800℃/0.5h.AC固溶處理的棒材試樣，晶粒度評(píng)級(jí)為7級(jí)，剪切強(qiáng)度為620MPa；冷頂鍛工藝中，鍛后高度與鍛前高度之比為1：3時(shí)，棒材表面無(wú)裂紋。完全滿足航空緊固件用棒材的要求。由表3可知，時(shí)效溫度對(duì)棒材力學(xué)性能影響顯著，隨著時(shí)效溫度的降低，強(qiáng)度增加，塑性降低；但延長(zhǎng)時(shí)效時(shí)間并不能對(duì)力學(xué)性能產(chǎn)生顯著影響。通過(guò)調(diào)整時(shí)效溫度，可以獲得不同強(qiáng)度級(jí)別的棒材。

3結(jié)束語(yǔ)

（1）TB8鈦合金固溶溫度控制在相變點(diǎn)附近40℃內(nèi)，強(qiáng)度和塑性可得到較好的匹配，強(qiáng)度Rm≥820，延伸率A≥15%，斷面收縮率Z≥15%，且隨著固溶的時(shí)間延長(zhǎng)，強(qiáng)度及塑性不會(huì)有顯著變化。（2）時(shí)效溫度對(duì)TB8鈦合金的抗拉強(qiáng)度影響顯著，在（620-480）℃隨著時(shí)效溫度降低，強(qiáng)度提高，塑性降低。（3）對(duì)于連軋工藝生產(chǎn)的TB8鈦合金緊固件用棒材，通過(guò)熱處理可得到強(qiáng)度級(jí)別為1300MPa、1200MPa和1100MP的棒材。

作者：胡志杰 馮軍寧 馬忠賢 王田 單位：寶鈦集團(tuán)有限公司

力學(xué)性能論文:熱成型工藝對(duì)金相組織力學(xué)性能的影響

摘要:為了驗(yàn)證熱成型工藝對(duì)Q345R熱軋鋼板力學(xué)性能的影響，通過(guò)模擬成型熱加工方法，采用正火處理Q345R熱軋鋼板，分析其力學(xué)性能和組織變化。結(jié)果表明，Q345R熱軋鋼板采用熱成型工藝制備封頭時(shí)，由于熱成型過(guò)程中，軋制強(qiáng)化效果減弱，組織粗化、力學(xué)性能降低。因此Q345R熱軋鋼板不適合用于制作強(qiáng)度富裕度小的熱成型封頭。

關(guān)鍵詞:力學(xué)性能;熱成型;金相組織

Q345R鋼板是由原來(lái)的16Mng、16MnR和19Mng組合并成的［1］，具有良好的綜合力學(xué)性能和工藝性能。目前，Q345R鋼板是我國(guó)用途最廣、用量最大的壓力容器專(zhuān)用鋼板，廣泛應(yīng)用于輔機(jī)和化工容器殼體設(shè)計(jì)。封頭是用熱軋鋼板熱成型的，成型后是否需要重新熱處理，在HG/T20584《鋼制化工容器制造技術(shù)要求》標(biāo)準(zhǔn)的加工和成型中規(guī)定為:熱軋狀態(tài)使用的鋼材，熱加工后一般可在加工狀態(tài)使用。Q345R在《GB713—2008鍋爐和壓力容器用鋼板》中其熱處理狀態(tài)為熱軋、控軋或正火。由于熱軋鋼板的經(jīng)濟(jì)性，特別是控軋熱軋鋼板，在容器設(shè)計(jì)中，如能滿足要求，一般首選控軋熱軋鋼板。按封頭成型的控制溫度，一般分為冷成型和熱成型。冷壓變形后(旋壓也是在冷態(tài)下進(jìn)行的)，封頭的硬度、強(qiáng)度增大，塑性、韌性降低，出現(xiàn)加工硬化現(xiàn)象;同時(shí)由于成型原因，冷成型時(shí)尺寸精度和減薄量相對(duì)于熱成型要差。根據(jù)GB150—2011規(guī)定:對(duì)于碳鋼、低合金鋼，成型后減薄量大于10%且變形率超過(guò)5%的，應(yīng)在成型后進(jìn)行相應(yīng)熱處理，恢復(fù)材料的性能。對(duì)于熱成型，由于加熱可以提高材料的塑性、降低變形抗力;相比于冷成型，其減薄量要小，而且成型尺寸好，能很好地滿足尺寸要求。由于封頭尺寸大、板厚，變形抗力很大，不易變形，同時(shí)為保證封頭環(huán)縫的對(duì)接尺寸，一般采用熱成型。Q345R鋼的臨界溫度點(diǎn)Ac3為850℃左右，正火溫度為880～940℃［2］，封頭熱成型時(shí)，一般采用將封頭板料加熱至950～980℃，即既要保證原材料充分奧氏體化、又要避免溫度過(guò)高，造成晶粒粗大從而損害其理化性能。根據(jù)Q345R鋼的臨界溫度點(diǎn)及封頭成型工藝的要求確定封頭熱成型的加熱溫度，溫度的制度應(yīng)盡量提高加熱溫度，便于封頭的壓制及成型，同時(shí)避免鋼加熱時(shí)導(dǎo)致過(guò)熱發(fā)生。我們制定了Q345R控制熱軋鋼板制備封頭熱成型工藝的加熱溫度，通過(guò)模擬成型熱加工方法，采用正火處理Q345R控制熱軋鋼板，分析其力學(xué)性能和組織變化，為封頭的熱成型生產(chǎn)提供參考。

1試驗(yàn)材料

實(shí)驗(yàn)采用壓力容器專(zhuān)用的Q345R鋼板，其屈服強(qiáng)度為340MPa，狀態(tài)分別為:熱軋、控軋或正火。伸長(zhǎng)率大于21%(60mm以上為20%)，0℃的V型沖擊功大于41J，本實(shí)驗(yàn)采用26mm厚熱軋鋼板。根據(jù)Q345R鋼冷卻臨界點(diǎn)Ar3(約820℃)［2］，壓制時(shí)加熱一般分為950～980℃和900～930℃兩種情況(即終壓溫度在Ar3以上和以下兩種情況)，工藝圖見(jiàn)圖1。因此分別采用975、915℃對(duì)鋼板進(jìn)行正火處理，分析鋼板的力學(xué)性能變化。采用模擬封頭熱成型的加熱過(guò)程對(duì)鋼板進(jìn)行處理，具體工藝參數(shù)，見(jiàn)圖1。采用拉伸試驗(yàn)機(jī)、沖擊試驗(yàn)機(jī)檢測(cè)模擬處理態(tài)鋼板的力學(xué)性能;研究正火處理對(duì)模擬封頭成型處理Q345R鋼板力學(xué)性能的影響;采用光學(xué)顯微鏡觀察材料的組織。

2試驗(yàn)結(jié)果與分析

表1為Q345R鋼板原材料化學(xué)成分及力學(xué)性能，表中數(shù)值是2次實(shí)驗(yàn)的評(píng)價(jià)值，A、B組原材料為不同批次的供貨材料，可見(jiàn)不同批次的原材料力學(xué)性能有一定的差異。表2為經(jīng)過(guò)975℃正火后鋼板的力學(xué)性能，與表1中的力學(xué)性能比較，正火使Q345R的屈服強(qiáng)度從430MPa降低到305MPa;抗拉強(qiáng)度從560MPa下降到505MPa。對(duì)比A、B組原材料的數(shù)據(jù)，可知B組的力學(xué)性能高于A組，根據(jù)原材料的元素含量可知，B組試樣中C、Mn含量比A試樣高，這是其力學(xué)性能差異的主要原因。表3為920℃正火后鋼板的力學(xué)性能，從表3可知，在920℃正火后Q345R的力學(xué)性能比原材料狀態(tài)也有較大的降幅，力學(xué)性能與975℃正火一致。對(duì)比表2和表3可知，降低正火溫度對(duì)Q345R熱軋鋼板力學(xué)性能沒(méi)有改善，也就是說(shuō)，采用Q345R熱軋鋼板制作容器封頭，不適合采用熱成型工藝。圖2為Q345R鋼板的金相組織形貌圖，其中圖2(a)為熱軋態(tài)，具有明顯的帶狀組織結(jié)構(gòu)，晶粒度細(xì)小均勻;圖2(b)和2(c)為正火態(tài)。由圖可知，與熱軋態(tài)相比，正火態(tài)的組織變粗;隨著正火溫度的升高，組織粗化，975℃正火的組織明顯比915℃的大。正火導(dǎo)致組織的粗化是強(qiáng)度、沖擊功等力學(xué)性能下降的原因。從表1、表2、表3及圖2可知，熱加工對(duì)熱軋板的金相形貌、力學(xué)性能具有較大的影響。圖2(a)為熱軋態(tài)組織，通過(guò)控制加熱溫度、軋制溫度、變形制度等工藝參數(shù)，控制奧氏體組織的變化規(guī)律和相變產(chǎn)物的組織形態(tài)，達(dá)到細(xì)化組織，獲得高的強(qiáng)度和韌性，如表1數(shù)據(jù)所示。其控制軋制溫度、壓下量、冷卻速度、以及終軋溫度等措施，使鋼板的性能達(dá)到良好的強(qiáng)韌性配比。良好的力學(xué)性能是因?yàn)棣孟嗪挺料嘞嗑Я３叽缰g的聯(lián)系，α組織的細(xì)化主要通過(guò)γ晶粒細(xì)化而達(dá)到;在非再結(jié)晶區(qū)進(jìn)行最后的壓制，在再結(jié)晶溫度以下的變形生成“螺旋式加工”的γ晶粒組織，形成較細(xì)的α晶粒。熱軋鋼板通過(guò)形變后獲得了較高的屈服強(qiáng)度、較低的沖擊轉(zhuǎn)變溫度、良好的冷成型性、特別是冷彎性能，改善了韌性和焊接性［3］。在容器封頭成型過(guò)程中，正火在提高熱軋板成型工藝性能的同時(shí)，也降低了控軋控冷熱軋鋼板的抗拉強(qiáng)度，降低80～120MPa;與鋼板熱軋成型相比，由于封頭成型過(guò)程中變形力比熱軋力小很多，變形量幾乎可以忽略，并且隨后的冷卻控制也不如熱軋鋼板，這樣導(dǎo)致熱軋鋼板正火后其晶粒度比原始態(tài)粗大，見(jiàn)圖2(b)和2(c)。考慮到熱處理的需要，適當(dāng)提高了鋼的碳當(dāng)量，雖然會(huì)導(dǎo)致熱軋后鋼板的延伸率或沖擊功有所降低，但延伸率或沖擊功可以采用正火處理獲得提高［4－7］。

3結(jié)論

在915～975℃之間對(duì)Q345R熱軋鋼進(jìn)行正火熱處理，會(huì)導(dǎo)致其組織變粗，拉伸強(qiáng)度、沖擊功等力學(xué)性能降低;因此對(duì)于強(qiáng)度要求較高，屈服強(qiáng)度富裕度小于20MPa的封頭不宜采用熱軋態(tài)Q345R鋼板進(jìn)行熱成型工藝生產(chǎn)。

作者：朱超兵 銀潤(rùn)邦 王筱磊 單位：東方電氣集團(tuán)東方鍋爐股份有限公司

力學(xué)性能論文:熱解炭涂層的微觀結(jié)構(gòu)及力學(xué)性能

摘要：采用準(zhǔn)穩(wěn)態(tài)流化床沉積工藝制備了各向同性熱解炭涂層材料，利用X射線衍射、偏光顯微鏡、掃描電鏡、透射電鏡對(duì)所制備的涂層材料進(jìn)行觀察，并對(duì)其熱處理前后的力學(xué)性能進(jìn)行了測(cè)試．結(jié)果表明，該涂層材料結(jié)構(gòu)均勻，孔隙較少，主要由直徑約為0．5～1μm的類(lèi)球形顆粒堆積而成，顆粒之間由片層狀熱解炭相連，材料內(nèi)部只有亂層結(jié)構(gòu)熱解炭和β－SiC兩種物相．此外，所制備的涂層材料還具有較高的納米硬度和彈性模量，在熱處理之后，材料的彈性模量保持不變，納米硬度略有降低．

關(guān)鍵詞：熱解炭；微觀結(jié)構(gòu)；力學(xué)性能

引言

熱解炭（Pyc）是氣態(tài)碳?xì)浠衔镌跓峄w表面通過(guò)脫氫作用而形成的炭材料［1］．起初熱解炭是作為核燃料的包裹材料，而隨著研究的深入，熱解炭不斷被應(yīng)用在航空、航天、電池、生物醫(yī)學(xué)、機(jī)械等領(lǐng)域［2－4］．在生物醫(yī)學(xué)領(lǐng)域，由于熱解炭具有良好的生物相容性、化學(xué)惰性及優(yōu)異的力學(xué)性能，特別是在加入硅之后，還具有較強(qiáng)的耐磨性，是制作人工心臟瓣膜的主要材料［5－6］．熱解炭通常采用流化床沉積工藝制備，但由于沉積反應(yīng)較為復(fù)雜并且各種參數(shù)相互影響，使得制備出的熱解炭的質(zhì)量難以控制，因此對(duì)熱解炭的微觀結(jié)構(gòu)及性能的繼續(xù)研究就顯得很有必要．本文采用準(zhǔn)穩(wěn)態(tài)流化床化學(xué)氣相沉（FBCVD）工藝制備出各向同性熱解炭涂層材料，利用X射線、偏光顯微鏡、掃描電鏡、透射電鏡觀察其微觀結(jié)構(gòu)，并利用納米壓痕儀測(cè)量了熱處理前后的納米硬度及彈性模量，同時(shí)對(duì)其微觀結(jié)構(gòu)與力學(xué)性能之間的關(guān)系進(jìn)行了探討．

1實(shí)驗(yàn)

1．1材料的制備

采用FBCVD工藝，以丙烷為前驅(qū)氣體、硅烷為硅源、氬氣作為載氣和稀釋氣體、氧化鋯作為床層粒子，以厚度為1．5mm、直徑為25mm并經(jīng)過(guò)拋光處理的高純度石墨圓片為基體．利用高頻感應(yīng)加熱爐圈將爐體加熱到1250℃．床層粒子會(huì)在混合氣體的吹動(dòng)下，在爐內(nèi)形成流態(tài)化．在高溫下，丙烷發(fā)生熱解反應(yīng)，并沉積在石墨基體上，待沉積一定厚度后，停爐冷卻至室溫并出爐．

1．2微觀結(jié)構(gòu)觀察方法

從石墨基體上割出熱解炭涂層試樣，并對(duì)各面進(jìn)行研磨與拋光處理．利用D8DiscoverX射線衍射儀對(duì)樣品進(jìn)行X射線（XRD）分析；利用XPV－203E型偏光顯微鏡（PLM）對(duì)熱解炭的光學(xué)特征進(jìn)行分析；利用JSM－5610LV掃描電鏡（SEM）對(duì)樣品的斷面形貌進(jìn)行觀察分析；樣品經(jīng)過(guò)機(jī)械減薄和離子減薄后，制成透射電鏡所需樣品，再利用FEITecnaiG2F30S－Twin型透射電子顯微鏡（TEM）觀察樣品的微觀結(jié)構(gòu)．

1．3力學(xué)性能測(cè)試

將沉積得到的熱解炭樣品重新放回沉積裝置中進(jìn)行熱處理，熱處理溫度為1350℃，通入氬氣進(jìn)行保護(hù)，在保溫1h后隨爐冷卻至室溫并取出．采用MTS公司生產(chǎn)的NANOG200型納米壓痕儀分別對(duì)熱處理前及熱處理后的樣品進(jìn)行納米壓痕測(cè)試，所用壓頭為Berkovich三棱錐壓頭，最大壓痕深度為2000nm．

2結(jié)果與分析

2．1微觀組織結(jié)構(gòu)觀察

圖1為熱解炭涂層材料的XRD圖譜．XRD圖譜分析結(jié)果表明，所制備的熱解炭涂層含有兩種物相：亂層結(jié)構(gòu)熱解炭和β－SiC．觀察熱解炭的衍射曲線可以發(fā)現(xiàn)，（002）衍射峰較強(qiáng)但不尖銳，其余的衍射線較小且不明顯，符合亂層結(jié)構(gòu)的特征［7］．根據(jù)Bragg和Scherrer公式計(jì)算得到制備的熱解炭涂層材料的石墨片層間距d002為0．3476nm，晶粒尺寸Lc為3．15nm．圖2為熱解炭的偏振光照片．圖2中，較暗的部分為石墨基體，結(jié)構(gòu)較為疏松，較亮的部分為沉積的熱解炭．觀察沉積的熱解炭可以發(fā)現(xiàn)，在熱解炭?jī)?nèi)部均勻地分布著一些形狀不規(guī)則的閉合孔隙，這些孔隙的存在使得材料的密度降低．在用偏光顯微鏡觀察拋光表面時(shí)，轉(zhuǎn)動(dòng)樣品光線無(wú)明顯變化，并且沒(méi)有觀察到十字消光線，表現(xiàn)出各向同性熱解炭特征［8］．圖3為熱解炭的SEM照片，從圖3中可以看出，熱解炭樣品的斷面形貌呈現(xiàn)顆粒狀結(jié)構(gòu)，片層無(wú)明顯的取向，符合各向同性熱解炭的特征［9］．觀察熱解炭斷面照片可以發(fā)現(xiàn)，所制成的熱解炭主要由直徑大約為0．5～1μm的類(lèi)球形顆粒無(wú)序的堆積而成，并且相鄰的類(lèi)球形顆粒之間有部分的融并現(xiàn)象，在類(lèi)球形顆粒無(wú)取向的堆積過(guò)程中，顆粒間形成了一些閉合孔隙，這些孔隙對(duì)材料的密度和力學(xué)性能有較大的影響［7］．另外，觀察在制樣時(shí)顆粒球被剝?nèi)ザ粝碌陌伎涌梢园l(fā)現(xiàn)，類(lèi)球形顆粒是被片層狀熱解炭所包裹，并且片層狀結(jié)構(gòu)將類(lèi)球形顆粒球緊密相連。圖4為類(lèi)球形顆粒的內(nèi)部TEM照片．從圖4（a）中可以看出，類(lèi)球形顆粒內(nèi)部有著更為精細(xì)的結(jié)構(gòu)，它是由核－殼結(jié)構(gòu)組成［9］．在其中心區(qū)域是直徑約為50nm呈現(xiàn)多邊形狀的石墨多晶內(nèi)核，為氣固二相異質(zhì)形核中心［10］．核是均勻地向四周進(jìn)行生長(zhǎng)，生長(zhǎng)的層結(jié)構(gòu)逐層向外推進(jìn)，形成核－殼結(jié)構(gòu)．圖4（b）是殼結(jié)構(gòu)高倍照片，從圖4（b）中可以看出，殼層排列相對(duì)整齊，具有一定的取向性．

2．2力學(xué)性能測(cè)試

圖5為熱處理前后熱解炭材料的載荷－位移曲線．從圖5中可以看出，熱解炭的加載和卸載曲線幾乎完全重合，是典型的脆性材料性質(zhì)［11］，在加載的過(guò)程中，涂層表面先是發(fā)生彈性變形，而隨著載荷的增加塑性變形逐漸出現(xiàn)，卸載的過(guò)程是彈性形變恢復(fù)的過(guò)程．對(duì)于載荷－位移曲線，加載曲線的積分面積是作的總功，而卸載曲線的積分面積是彈性分量，塑性功部分就是加載曲線和卸載曲線包圍部分的面積［12］，從圖5中可以看出，熱處理之后的塑性功略大于熱處理前，這說(shuō)明熱處理后的熱解炭在實(shí)驗(yàn)過(guò)程中發(fā)生了很小的塑性變形．圖6為熱處理對(duì)熱解炭涂層的力學(xué)性能影響．從圖6中可以看出，熱處理前熱解炭涂層的納米硬度為5．0GPa，彈性模量為32GPa，再經(jīng)高溫處理之后，熱解炭涂層的納米硬度有所降低，減小到4．7GPa，而彈性模量保持不變，仍為32GPa．

3討論

國(guó)內(nèi)外文獻(xiàn)中提出了很多CVD制備的熱解炭沉積機(jī)理模型，主要有：分子沉積機(jī)理、液滴機(jī)理、固態(tài)粒子機(jī)理、黏滯小液滴機(jī)理等［13－15］．但由于熱解炭的沉積過(guò)程極其復(fù)雜，各學(xué)者之間還沒(méi)達(dá)成共識(shí)．本實(shí)驗(yàn)采用FBCVD工藝制備熱解炭，熱解炭的沉積一般主要包括以下幾個(gè)步驟：1）熱解．在高溫下，丙烷氣體發(fā)生熱解，生成線性分子及芳香烴，然后經(jīng)過(guò)一系列的反應(yīng)生成大分子的稠環(huán)芳香烴（PAHS）；2）成核．隨著熱解反應(yīng)的進(jìn)行，當(dāng)氣相中出現(xiàn)飽和蒸汽壓后，PAHS便會(huì)發(fā)生液化形成具有一定粘度的液滴；3）生長(zhǎng)．液滴在生成以后，會(huì)通過(guò)與其他液滴發(fā)生融合及PAHS在其表面的加聚反應(yīng)進(jìn)行生長(zhǎng)；4）炭化．在流態(tài)化的氣氛中，當(dāng)液滴碰撞到石墨基體，便會(huì)沉積到石墨基體上，并與先前沉積的熱解炭發(fā)生部分融并，最后脫氫炭化形成熱解炭固體顆粒．在液滴長(zhǎng)大的過(guò)程中，當(dāng)氣相中生成的熱解產(chǎn)物在碰撞到液滴之后，便會(huì)在液滴表面發(fā)生加聚反應(yīng)，由于粘性液滴具有一定的流動(dòng)性，加聚在液滴表面的熱解產(chǎn)物便會(huì)以液滴為優(yōu)秀發(fā)生重排，隨著加聚反應(yīng)的不斷進(jìn)行，會(huì)在液滴表面形成一層殼狀結(jié)構(gòu)并包裹著液滴，而后液滴就這樣逐層往外生長(zhǎng)，形成球狀結(jié)構(gòu)，在中心的液滴完全炭化后，形成多邊形結(jié)構(gòu)．最終形成如圖4（a）所觀察到的核－殼結(jié)構(gòu)．在掃描電鏡下，觀察到樣品斷面形貌主要有類(lèi)球形顆粒無(wú)取向的堆積而成，在顆粒球之間偶有孔隙存在，并且在類(lèi)球形顆粒外面包裹著一層片層狀結(jié)構(gòu)熱解炭．根據(jù)材料的結(jié)構(gòu)特征，認(rèn)為在本實(shí)驗(yàn)的沉積溫度和濃度下，沉積主要是以類(lèi)球形顆粒沉積為主，線性分子沉積為輔，當(dāng)類(lèi)球形顆粒沉積到基體上之后，會(huì)被線性分子所包裹，形成片層狀結(jié)構(gòu)，并將類(lèi)球形顆粒緊密粘接到一起．由于類(lèi)球形顆粒為主要的結(jié)構(gòu)單元，在類(lèi)球形顆粒沉積到基體上后會(huì)因顆粒間的相互連接而形成一些孔隙．材料的微觀結(jié)構(gòu)對(duì)其性能特性有著直接的影響．由于本實(shí)驗(yàn)所制備熱解炭由類(lèi)球形顆粒組成，所以宏觀性能表現(xiàn)出各向同性，同時(shí)由于材料較為致密，孔隙少，石墨化程度低等因素使得材料具有較高的彈性模量和納米硬度［7］．另外，彈性模量是材料內(nèi)部原子結(jié)合力的一種度量［16］，原子結(jié)合能和配位數(shù)越高，鍵長(zhǎng)越小，則彈性模量越大［12］．亂層結(jié)構(gòu)炭是網(wǎng)平面二維有序而三維無(wú)序的堆積，而石墨是網(wǎng)平面三維有序的堆積，在經(jīng)高溫?zé)崽幚砗螅瑏y層結(jié)構(gòu)會(huì)向三維有序的石墨結(jié)構(gòu)轉(zhuǎn)變，層間距減小，層間作用力增大，彈性模量會(huì)隨之增加．本實(shí)驗(yàn)的熱解炭樣品也經(jīng)1350℃的高溫?zé)崽幚恚錈崽幚砬昂髲椥阅Ａ勘３植蛔儯@是由于所制備的熱解炭為各向同性熱解炭，這類(lèi)熱解炭較難石墨化［8］，即使經(jīng)過(guò)高溫處理，其石墨化也很低．納米硬度是材料對(duì)接觸載荷承受能力的度量［17］，亂層結(jié)構(gòu)碳的硬度相比于石墨結(jié)構(gòu)大很多［12］，在經(jīng)過(guò)高溫處理后，包裹在類(lèi)球形顆粒表面的片層狀熱解炭發(fā)生部分石墨化，結(jié)果導(dǎo)致熱處理后樣品的納米硬度有所降低．

4結(jié)束語(yǔ)

本文采用FBCVD工藝制備出熱解炭涂層材料，結(jié)果表明：制備的涂層材料只有亂層結(jié)構(gòu)熱解炭和β－SiC兩種物相，主要由直徑約為0．5～1μm的類(lèi)球形顆粒無(wú)序堆積而成，材料呈現(xiàn)出均勻的各向同性結(jié)構(gòu)，其中也均勻地分布些閉合孔隙．材料的納米硬度為5．0GPa，彈性模量為32GPa，由于所制備的材料較難石墨化，在經(jīng)過(guò)高溫?zé)崽幚碇螅瑥椥阅Ａ炕颈３植蛔儯{米硬度略有降低．

作者：李威龍 張建輝 單位：杭州電子科技大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院

力學(xué)性能論文:PAN基碳纖維表面鍍鎳及力學(xué)性能研究

摘要:碳纖維表面鍍鎳不但可以有效提高碳纖維與金屬液間的浸潤(rùn)性，而且可以避免高溫狀態(tài)下金屬鋁與碳纖維發(fā)生界面反應(yīng)。基于此，對(duì)PAN基碳纖維表面鍍鎳和鍍鎳碳纖維在高溫下的力學(xué)性能進(jìn)行研究，探究鎳層對(duì)碳纖維力學(xué)性能的影響規(guī)律。研究結(jié)果表明:碳纖維表面的金屬鎳層致密、均勻，與碳纖維緊密結(jié)合，表面鍍鎳對(duì)碳纖維束的抗拉強(qiáng)度影響不大;高溫狀態(tài)下鍍鎳碳纖維與氧發(fā)生反應(yīng)，形成孔狀結(jié)構(gòu)，導(dǎo)致鍍鎳碳纖維抗拉強(qiáng)度隨著溫度的升高而逐漸減小;高溫真空處理后的鍍鎳碳纖維可以有效保持鍍鎳碳纖維的抗拉強(qiáng)度。

關(guān)鍵詞:PAN基碳纖維;鍍鎳;高溫;力學(xué)性能

金屬基復(fù)合材料(MetalMatrixComposites，MMC)的研究起步于20世紀(jì)60年代，與樹(shù)脂基復(fù)合材料相比，金屬基復(fù)合材料除了具有高比強(qiáng)度、高比模量和低熱膨脹系數(shù)等特點(diǎn)外，還具有耐高溫、橫向強(qiáng)度和剛度高、高導(dǎo)熱與導(dǎo)電率、抗輻射等優(yōu)點(diǎn)，因而受到國(guó)內(nèi)外研究者的高度重視，在航空、航天、軍事和汽車(chē)等領(lǐng)域顯示出巨大的應(yīng)用潛力［1-2］。目前，金屬基復(fù)合材料有鋁基、鎂基、鈦基、鎳基、高溫合金基和銅基等，增強(qiáng)纖維有碳纖維、硼纖維、碳化硅纖維和金屬合金絲等。碳纖維力學(xué)性能優(yōu)異且密度小，是目前可作為金屬基復(fù)合材料增強(qiáng)相的高性能連續(xù)纖維中價(jià)格最便宜的一種，一般用于耐熱、輕型結(jié)構(gòu)材料的增強(qiáng)纖維［3-5］。碳纖維作為增強(qiáng)相時(shí)，首選石墨纖維，而選PAN基碳纖維作為金屬基復(fù)合材料增強(qiáng)相的研究報(bào)道較少［6-7］。從降低碳纖維增強(qiáng)金屬基復(fù)合材料的原材料成本的角度出發(fā)，通過(guò)對(duì)PAN基碳纖維進(jìn)行適當(dāng)處理后，將其作為增強(qiáng)相加入金屬基體，制備材料性能要求不是很高的金屬基復(fù)合材料，可能是一種不錯(cuò)的選擇，非常有利于碳纖維增強(qiáng)金屬基復(fù)合材料在民用領(lǐng)域的推廣應(yīng)用。制備纖維增強(qiáng)金屬基復(fù)合材料的方法有很多種［8-9］，如加壓鑄造法、液態(tài)金屬浸漬法、粉末冶金法、擴(kuò)散粘接法和超聲波焊接技術(shù)等，但無(wú)論采取何種方法制備金屬基復(fù)合材料，都會(huì)使碳纖維處于高溫狀態(tài)，為此，碳纖維的高溫力學(xué)性能，將直接影響碳纖維增強(qiáng)金屬基復(fù)合材料的最終力學(xué)性能［10］。碳纖維與鋁液間的浸潤(rùn)性及界面結(jié)合強(qiáng)度是得到高性能復(fù)合材料的前提條件。表面鍍鎳的碳纖維可以有效提高碳纖維與金屬液間的浸潤(rùn)性，而且可以避免高溫狀態(tài)下金屬鋁與碳纖維發(fā)生界面反應(yīng)，生成脆性相。因此，本文選取PAN基碳纖維作為研究對(duì)象，首先對(duì)其進(jìn)行表面鍍鎳處理，然后研究鍍鎳碳纖維在室溫、高溫有氧和真空高溫加熱狀態(tài)下的拉伸力學(xué)性能，探索鎳層對(duì)碳纖維力學(xué)性能的影響規(guī)律，為PAN基碳纖維在金屬基復(fù)合材料中的推廣應(yīng)用提供理論基礎(chǔ)。

1碳纖維表面鍍鎳

在碳纖維增強(qiáng)鋁基復(fù)合材料中碳纖維表面與金屬基體潤(rùn)濕性差，并且高溫下與鋁發(fā)生化學(xué)反應(yīng)，直接影響鋁基復(fù)合材料的最終力學(xué)性能。采用表面金屬化方法可有效改善碳纖維與鋁基體間的界面結(jié)合問(wèn)題。目前，對(duì)纖維進(jìn)行表面金屬化處理的方法有:化學(xué)氣相沉積法、物理氣相沉積法、電鍍和表面噴涂等。本文實(shí)驗(yàn)中的PAN基碳纖維均購(gòu)自天津飛榮達(dá)科技有限公司。利用該公司提供的電鍍技術(shù)對(duì)12K國(guó)產(chǎn)普通PAN基碳纖維進(jìn)行表面鍍鎳處理。利用電子顯微鏡對(duì)鍍鎳碳纖維的橫截面進(jìn)行觀察，如圖1所示，圖中發(fā)亮部分為鎳層，金屬鎳層組織致密、均勻，鎳層與碳纖維結(jié)合較好，碳纖維橫截面并非標(biāo)準(zhǔn)圓截面，鍍鎳碳纖維單絲直徑8．4μm，鎳層厚度0．7μm．

2鍍鎳碳纖維拉伸性能試驗(yàn)

利用高低溫拉伸試驗(yàn)機(jī)和真空加熱爐對(duì)12K鍍鎳碳纖維復(fù)絲分別進(jìn)行了室溫拉伸、高溫有氧條件下拉伸和真空800℃加熱后室溫拉伸，加載速率均為0．5mm/min．

2．1鍍鎳碳纖維室溫拉伸試驗(yàn)

碳纖維束和鍍鎳碳纖維束在室溫(20℃)拉伸作用下的力-位移曲線分別如圖2所示。選取力的最大值除以纖維束的橫截面面積，得到纖維束的最大應(yīng)力值，相應(yīng)的結(jié)果見(jiàn)表1．對(duì)比圖2中各條曲線，可知:(1)鍍鎳碳纖維束的拉伸曲線波動(dòng)明顯，未鍍鎳碳纖維束拉伸曲線比較光滑;鍍鎳碳纖維束在加載上升段時(shí)，每次波動(dòng)中基本包含兩次小波動(dòng)。出現(xiàn)此現(xiàn)象的主要原因是:在拉伸作用下，纖維束中每根纖維的長(zhǎng)度很難保證完全相等，相對(duì)較短的纖維首先發(fā)生斷裂，因而出現(xiàn)了加載過(guò)程中的波動(dòng)現(xiàn)象。對(duì)于鍍鎳碳纖維束中的每根單絲，由于碳纖維的彈性模量遠(yuǎn)遠(yuǎn)高于鎳層的彈性模量，所以碳纖維承受大部分載荷，鎳層僅僅承受很小部分的載荷。結(jié)合圖3可以看出，在變形量相同的條件下，首先鎳層發(fā)生斷裂，然后纖維絲斷裂，這主要是由于鎳層的抗拉強(qiáng)度較低且塑性較差所引起的。(2)由表1可以看出，在常溫條件下鍍鎳碳纖維束的抗拉強(qiáng)度(1112．52MPa)與未鍍鎳碳纖維束的抗拉強(qiáng)度(1134．24MPa)基本相近，說(shuō)明碳纖維表面鍍鎳對(duì)碳纖維束抗拉強(qiáng)度的影響不大。

2．2鍍鎳碳纖維高溫有氧條件下的拉伸試驗(yàn)

為了研究氧氣對(duì)鍍鎳碳纖維束的抗拉強(qiáng)度的影響，分別在300℃、400℃、500℃和600℃對(duì)12K鍍鎳碳纖維束進(jìn)行高溫拉伸性能試驗(yàn)。采用進(jìn)行多次拉伸實(shí)驗(yàn)，并對(duì)實(shí)驗(yàn)結(jié)果取平均值的方法，以保證實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)的有效性和合理性。鍍鎳碳纖維束在不同溫度下進(jìn)行拉伸實(shí)驗(yàn)，得到纖維束的最大應(yīng)力值，相應(yīng)的結(jié)果見(jiàn)表2，分析表2可知:(1)隨著溫度的升高，鍍鎳碳纖維束的抗拉強(qiáng)度逐漸減小。在600℃時(shí)，鍍鎳碳纖維束的平均抗拉強(qiáng)度為21．51MPa，已經(jīng)不具備承載能力。主要原因是高溫條件下，首先是鎳層與氧反應(yīng)，隨后是碳纖維本身與氧發(fā)生化學(xué)反應(yīng)，燒損后的碳纖維呈現(xiàn)多孔結(jié)構(gòu)，如圖4所示。這種多孔狀的結(jié)構(gòu)用手一捻纖維變成粉末。(2)與常溫下的鍍鎳碳纖維的抗拉強(qiáng)度相比，F(xiàn)ig．4Theporousstructureofcarbonat600℃在300℃、400℃、500℃和600℃條件下，所對(duì)應(yīng)溫度的抗拉強(qiáng)度下降的百分比分別為22．63%、36．89%、54．01%和98．07%．結(jié)果表明:PAN基碳纖維與氧發(fā)生化學(xué)反應(yīng)，導(dǎo)致鍍鎳碳纖維束的抗拉強(qiáng)度減小，溫度越高，抗拉強(qiáng)度越小。所以在高溫狀態(tài)下，應(yīng)盡量避免與氧氣接觸。

2．3鍍鎳碳纖維真空高溫加熱后的拉伸試驗(yàn)

為了研究真空下高溫加熱對(duì)鍍鎳碳纖維束的抗拉強(qiáng)度的影響，利用FJL560Ⅱ型超真空磁控與離子束聯(lián)合濺射設(shè)備，對(duì)鍍鎳碳纖維束進(jìn)行800下的真空處理，保溫時(shí)間20min，真空下自然冷卻，然后在常溫下進(jìn)行拉伸實(shí)驗(yàn)，其實(shí)驗(yàn)結(jié)果見(jiàn)表3.觀察表3可知:(1)與600℃有氧條件下的鍍鎳碳纖維束相比，在真空條件下，鍍鎳碳纖維經(jīng)歷了800℃的高溫，其室溫下的抗拉強(qiáng)度平均值仍然保持在900MPa以上。由圖5可以看出沒(méi)有出現(xiàn)蜂窩狀結(jié)構(gòu)，而且鎳層表面變得更加致密。真空狀態(tài)可以有效保持鍍鎳碳纖維的抗拉強(qiáng)度，發(fā)揮其增強(qiáng)相的作用。(2)800℃真空處理后的鍍鎳碳纖維的抗拉強(qiáng)度減小了18．44%．主要原因可能是由于碳纖維及鎳層本身的缺陷在高溫?zé)崽幚磉^(guò)程中殘余熱應(yīng)力增大所導(dǎo)致的。結(jié)果表明，高溫真空處理后的鍍鎳碳纖維可以有效保持鍍鎳碳纖維的抗拉強(qiáng)度。所以，在利用碳纖維作為增強(qiáng)相制備金屬基復(fù)合材料時(shí)，應(yīng)盡可能的保持其真空狀態(tài)，或者采用吹惰性保護(hù)氣體的方法。

3結(jié)論

(1)利用電鍍法對(duì)PAN基碳纖維進(jìn)行表面處理，所得金屬鎳層組織致密、均勻，與碳纖維結(jié)合良好，鎳層改善了碳纖維對(duì)金屬液的浸潤(rùn)性、防止界面反應(yīng)，表面鍍鎳對(duì)碳纖維束的抗拉強(qiáng)度影響不大。(2)高溫有氧條件下，首先是鎳層與氧反應(yīng)，隨后碳纖維本身與氧反應(yīng)，形成蜂窩狀結(jié)構(gòu)，使得鍍鎳碳纖維抗拉強(qiáng)度隨著溫度的升高而逐漸減小;到600℃時(shí)，碳鍍鎳碳纖維已經(jīng)不具備承載能力。(3)高溫真空處理后的鍍鎳碳纖維可以有效保持鍍鎳碳纖維的抗拉強(qiáng)度，發(fā)揮其增強(qiáng)相的作用。因此，利用PAN基碳纖維作為增強(qiáng)相制備金屬基復(fù)合材料時(shí)，應(yīng)盡可能的保持其真空狀態(tài)，或者采用吹惰性保護(hù)氣體的方法。(4)對(duì)于真空800℃加熱后的鍍鎳碳纖維來(lái)說(shuō)，雖然是無(wú)氧條件，但其抗拉強(qiáng)度仍然減少了18．44%，可見(jiàn)提高PAN基碳纖維的質(zhì)量尤為重要。

作者：晉艷娟 楊昆 李盛靜 張柱 楊雪霞 單位：太原科技大學(xué) 應(yīng)用科學(xué)學(xué)院

力學(xué)性能論文:金槍魚(yú)延繩釣釣鉤力學(xué)性能研究

1材料與方法

1.1釣鉤拉伸實(shí)驗(yàn)

選取一系列環(huán)形鉤與圓形鉤進(jìn)行拉伸實(shí)驗(yàn)，測(cè)試釣鉤的結(jié)構(gòu)強(qiáng)度，確定釣鉤剛開(kāi)始出現(xiàn)塑性變形時(shí)的拉力值A(chǔ)(精確到0.01kN)。拉力實(shí)驗(yàn)機(jī)性能參數(shù)如表1。實(shí)驗(yàn)方法:(1)用釣鉤專(zhuān)用夾具分別固定好釣鉤的上下兩端，并分別掛到拉力機(jī)的上下受力點(diǎn);(2)啟動(dòng)開(kāi)關(guān)，按合適的速度(100mm/min)將釣鉤拉伸至完全變形;(3)讀出顯示器上拉力的數(shù)值，記錄拉力值A(chǔ)。

1.2釣鉤有限元模型的建立

經(jīng)市場(chǎng)調(diào)研，14/0號(hào)圓形鉤(線徑4.5mm)為需求量最大的金槍魚(yú)釣鉤，選取3.4寸環(huán)形鉤(線徑4.5mm)作為對(duì)照組。釣鉤各部位的名稱(chēng)如圖1，兩種釣鉤各部分的尺寸見(jiàn)表2。對(duì)兩種釣鉤運(yùn)用UG軟件建立三維實(shí)體模型(圖2)。釣鉤有限元網(wǎng)格模型的建立釣鉤為小型不規(guī)則構(gòu)件，為提高求解效率，在不影響分析結(jié)果的前提下，對(duì)釣鉤的軸頭、倒刺、尖芒部位的部分尺寸進(jìn)行適當(dāng)簡(jiǎn)化，如簡(jiǎn)化尖芒的外形尺寸，倒刺的定位基準(zhǔn)等。釣鉤材料為馬氏體不銹鋼Cr13，密度ρ=7750kg/m3，彈性模量E=217GPa，泊松比μ=0.27，抗拉強(qiáng)度1000MPa，屈服強(qiáng)度850MPa［9］。安全系數(shù)取1.3，許用應(yīng)力為650MPa。根據(jù)釣鉤實(shí)體模型及結(jié)構(gòu)力學(xué)特性，采用四面體與六面體結(jié)合的方法(釣鉤是非規(guī)則件)對(duì)釣鉤結(jié)構(gòu)進(jìn)行自動(dòng)精細(xì)網(wǎng)格(尺寸為0.5mm×0.5mm)劃分。綜上建立圓形鉤和環(huán)形鉤的有限元網(wǎng)格模型(圖3)。釣鉤的邊界條件與加載方式釣鉤在海水中由支繩在軸頭孔處拴住，當(dāng)魚(yú)咬上鉤時(shí)，鋒利的尖芒迅速刺穿魚(yú)體的上顎，伴隨魚(yú)體在海水中的劇烈掙扎，魚(yú)體的上顎會(huì)沿釣鉤的輪廓移動(dòng)，在此過(guò)程中，釣鉤主要受魚(yú)體作用力和支繩張力作用。由于支繩屬柔性體，釣鉤可以繞軸頭孔任意轉(zhuǎn)動(dòng)和移動(dòng)，因此在有限元分析時(shí)軸頭孔處可以看作鉸鏈約束。當(dāng)魚(yú)體的掙扎使支繩和干線繃緊時(shí)，支繩、軸頭孔和金槍魚(yú)施加于釣鉤的咬鉤力在同一條直線上，釣鉤受到的外力最大，在此位置進(jìn)行建模，分析釣鉤的應(yīng)力、強(qiáng)度和變形。為了便于計(jì)算，假設(shè)此時(shí)支繩、釣鉤以及咬鉤力均處于豎直位置。支繩繃緊后，不再考慮支繩的伸長(zhǎng)，釣鉤在軸頭孔處沿豎直方向的位移假設(shè)為0。由于魚(yú)體咬鉤的隨機(jī)性，咬鉤力的作用點(diǎn)可以在靠近倒刺下方的前彎至釣鉤受力張緊時(shí)豎直位置最低點(diǎn)間的圓弧AD上(圖4)。為了比較咬鉤力作用點(diǎn)不同對(duì)釣鉤強(qiáng)度的影響，確定釣鉤產(chǎn)生最大應(yīng)力時(shí)施力點(diǎn)的位置，對(duì)該段圓弧均勻選取4個(gè)點(diǎn)A、B、C、D(圖4)，分別施加相同的載荷，選取產(chǎn)生最大等效應(yīng)力的點(diǎn)作為后續(xù)分析時(shí)魚(yú)體施加給釣鉤的載荷作用點(diǎn)。

1.3釣鉤有限元分析求解

將實(shí)驗(yàn)中建立的釣鉤網(wǎng)格模型導(dǎo)入有限元分析軟件ANSYS中的結(jié)構(gòu)靜力分析模塊中，通過(guò)施加載荷、設(shè)置邊界條件，然后進(jìn)行靜力學(xué)結(jié)構(gòu)分析得到釣鉤的等效應(yīng)力云圖和變形云圖，從等效應(yīng)力圖中可以看出應(yīng)力分布規(guī)律以及最大應(yīng)力的大小和位置，標(biāo)出最大應(yīng)力以此進(jìn)行強(qiáng)度分析。受力變形云圖可導(dǎo)出總變形云圖及沿X、Y、Z方向的變形云圖，從變形云圖中可看出釣鉤各部位的變形程度及變形分布規(guī)律、最大變形量的大小及位置，以此來(lái)確定變形率。按下列公式計(jì)算變形率:δ1=X軸最大變形量/鉤寬×100%δ2=Y軸最大變形量/尖高×100%若計(jì)算出的變形率超過(guò)12%，則釣鉤失去使用價(jià)值［10］。釣鉤在海水中主要受魚(yú)體作用力F和干線張力T作用(將釣鉤與支繩部分等效為一點(diǎn))。魚(yú)上鉤后干線張力的大小隨魚(yú)體作用力的變化而變化(圖5)。

2結(jié)果

2.1釣鉤的拉伸試驗(yàn)結(jié)果

釣鉤拉伸試驗(yàn)測(cè)得一系列環(huán)形鉤與圓形鉤的拉力值(表3)。通過(guò)實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)對(duì)比，可得:(1)釣鉤隨著線徑增大，其能承受的拉力也逐漸增大。說(shuō)明釣鉤線徑與強(qiáng)度呈正相關(guān)關(guān)系。(2)同線徑環(huán)形鉤能承受的最大拉力大于圓形鉤15.80%～29.40%，說(shuō)明環(huán)形鉤的結(jié)構(gòu)強(qiáng)度要優(yōu)于圓形鉤。(3)通過(guò)觀察拉伸實(shí)驗(yàn)過(guò)程，可知釣鉤主要的變形區(qū)域集中在鉤彎處，由于釣鉤的材料屬于超塑性材料，其伸長(zhǎng)率可超過(guò)25%，硬度超過(guò)159HB［9］，所以釣鉤的失效形式主要為變形率過(guò)大(超過(guò)12%)，鉤彎拉平，尖芒外凸，失去使用意義。但實(shí)驗(yàn)過(guò)程中釣鉤未出現(xiàn)斷裂。

2.2釣鉤有限元分析結(jié)果

釣鉤施力點(diǎn)位置的確定按照實(shí)驗(yàn)加載方案對(duì)圓形鉤施加拉力650N后得到的計(jì)算結(jié)果如表4。在A點(diǎn)，也就是假設(shè)支繩、釣鉤以及咬鉤力均處于豎直位置時(shí)的最低點(diǎn)。環(huán)形鉤與圓形鉤結(jié)果類(lèi)似。圓形鉤有限元分析對(duì)圓形鉤最低點(diǎn)處施加650N拉力得到等效應(yīng)力分布云圖，(圖6)圓形鉤的最大等效應(yīng)力出現(xiàn)在釣鉤后彎處，應(yīng)力分布區(qū)域從釣鉤鉤底一直延伸至軸頭處，軸頭孔處存在應(yīng)力集中，等效應(yīng)力值為620MPa，小于等效應(yīng)力的最大值。尖芒、倒刺、釣鉤前彎及軸頭頂端區(qū)域受到的應(yīng)力很小。釣鉤后彎內(nèi)側(cè)受拉應(yīng)力，外側(cè)受壓應(yīng)力，兩側(cè)應(yīng)力分布相似，圓形鉤等效應(yīng)力最大值為636.68MPa，其值較大，這是由于假設(shè)魚(yú)體咬鉤力是作用于釣鉤最低點(diǎn)的一個(gè)集中力，實(shí)際作業(yè)中，魚(yú)體咬鉤力因魚(yú)嘴具有一定寬度，是一個(gè)分布力，應(yīng)力值會(huì)較小。此時(shí)，釣鉤不會(huì)變形，這與當(dāng)拉力是650N時(shí)才開(kāi)始出現(xiàn)塑性變形的結(jié)果(表4)較為接近。因此，圓形鉤基本滿足強(qiáng)度設(shè)計(jì)要求。最大值在圓形鉤后彎圓弧中心偏上處，且應(yīng)力分布隨著后彎應(yīng)力最大值點(diǎn)向圓弧兩側(cè)逐漸減小，最小值在尖芒下端，由此可看出，外載荷主要由圓形鉤后彎部分來(lái)承擔(dān)，約占整體應(yīng)力的86.00%。圖7為其總變形云圖及沿X、Y、Z方向的變形云圖，圓形鉤整體變形集中在鉤彎處，而魚(yú)體拉力亦主要由鉤彎承受，因此鉤彎是釣鉤的主要受力區(qū)域，也是產(chǎn)生變形甚至失效的主要區(qū)域。釣鉤整體最大變形出現(xiàn)在釣鉤前彎外側(cè)。釣鉤整體最大變形量，在X、Y和Z軸的最大變形量，X軸和Y軸變形率見(jiàn)表5。由表5得出釣鉤的主要變形集中在X軸方向。最大變形率為11.1%，接近12%，基本滿足釣鉤力學(xué)性能設(shè)計(jì)要求［10］。

2.3環(huán)形鉤有限元分析

對(duì)環(huán)形鉤于最低點(diǎn)處分別施加650N的拉力得到等效應(yīng)力分布云圖(圖8)。在與圓形鉤承受相同載荷650N的情況下，環(huán)形鉤的等效應(yīng)力最大值為557.25MPa，小于圓形鉤。說(shuō)明環(huán)形鉤的結(jié)構(gòu)強(qiáng)度優(yōu)于圓形鉤。圖9為對(duì)其施加850N拉力所得到的等效應(yīng)力分布云圖。在850N的拉力作用下，最大等效應(yīng)力出現(xiàn)在環(huán)形鉤后彎圓弧中心偏上處，等效應(yīng)力最大值為629.94MPa，與釣鉤材料的許用應(yīng)力接近，與實(shí)驗(yàn)結(jié)果接近，基本滿足強(qiáng)度設(shè)計(jì)要求。應(yīng)力分布特征與圓形釣鉤類(lèi)似，軸頭與鉤軸連接處存在應(yīng)力集中，而尖芒、倒刺、釣鉤前彎及鉤柄頂端區(qū)域幾乎不受力。應(yīng)力分布隨著后彎最大值點(diǎn)沿釣鉤軸線向軸頭、尖芒處逐漸減小，最小值在尖芒下端，由此可看出外載荷主要由環(huán)形鉤后彎承擔(dān)，約占整體應(yīng)力的83.00%。圖10為環(huán)形鉤總變形云圖及沿X、Y、Z方向的變形云圖，環(huán)形鉤的變形特征與圓形鉤相似，鉤彎和鉤軸是環(huán)形鉤整體變形最集中的區(qū)域，鉤彎是環(huán)形鉤的主要受力區(qū)域，也是產(chǎn)生變形甚至失效的主要區(qū)域。釣鉤整體最大變形出現(xiàn)在釣鉤前彎外側(cè)。釣鉤整體最大變形量，在X軸、Y軸和Z軸的最大變形量，X軸和Y軸的最大變形率見(jiàn)表5。由表5可看出環(huán)形鉤的主要變形集中在X軸方向。最大變形量均未超過(guò)12%，基本滿足釣鉤剛度性能設(shè)計(jì)要求［10］。有限元分析結(jié)果從有限元分析中可以得出:(1)圓形鉤與環(huán)形鉤的力學(xué)性能基本滿足設(shè)計(jì)使用要求，在線徑相同的條件下，承受相同載荷時(shí)，環(huán)形鉤X、Y軸最大變形率比圓形鉤分別小3.00%和0.21%，說(shuō)明環(huán)形鉤的強(qiáng)度更高，抗變形能力更強(qiáng)。(2)圓形鉤與環(huán)形鉤的主要受力區(qū)域都在鉤彎處，分別占86.00%、83.00%，軸頭與鉤軸連接處皆存在應(yīng)力集中，最大變形都出現(xiàn)在釣鉤前彎外側(cè)，而尖芒、倒刺及鉤柄頂端區(qū)域受到的力很小，因此鉤彎的設(shè)計(jì)對(duì)釣鉤整體性能的影響至關(guān)重要。(3)14/0號(hào)圓形鉤可承受的最大拉力為650N，已經(jīng)超過(guò)了50kg大眼金槍魚(yú)所能產(chǎn)生的動(dòng)拉力(450N)，說(shuō)明該釣鉤已能滿足使用要求。但在實(shí)際捕撈作業(yè)中，可能有更大的漁獲，如大眼金槍魚(yú)最大可達(dá)138kg，對(duì)應(yīng)的動(dòng)拉力是1250N，這時(shí)，釣鉤的強(qiáng)度已經(jīng)不夠，故需增加釣鉤的強(qiáng)度或更換更大尺寸的釣鉤。

2.4圓形鉤的結(jié)構(gòu)優(yōu)化

優(yōu)化后的圓形鉤有限元分析對(duì)圓形鉤，其具體優(yōu)化方案:(1)對(duì)鉤柄、鉤彎進(jìn)行壓扁操作，將其原有的圓形截面壓扁成近似于長(zhǎng)方形的截面，其壓下率(壓下量與軋件軋制前的寬度之比)為15%。(2)適當(dāng)增大釣鉤前彎的圓弧曲率，原前彎曲率半徑為14mm，現(xiàn)增至16mm。鉤軸采用圓弧過(guò)渡以避免應(yīng)力集中。采用與上述分析類(lèi)似的步驟，按照優(yōu)化方案，重新對(duì)14/0號(hào)圓形鉤建模，然后導(dǎo)入ANSYS軟件進(jìn)行分析，求解后的等效應(yīng)力如圖11。求解后得到的最大等效應(yīng)力值為613.64MPa，小于優(yōu)化前的最大等效應(yīng)力值636.68MPa，說(shuō)明在用料相同的情況下，強(qiáng)度提升了3.60%。有限元分析初步證實(shí)上述優(yōu)化方案可以有效提升圓形鉤的結(jié)構(gòu)強(qiáng)度。優(yōu)化后的圓形鉤拉伸實(shí)驗(yàn)選取14/0號(hào)圓形鉤(線徑4.5mm)和結(jié)構(gòu)優(yōu)化后的14/0號(hào)圓形鉤進(jìn)行拉伸實(shí)驗(yàn)，針對(duì)實(shí)驗(yàn)中的兩種措施分別測(cè)試相應(yīng)可承受的最大拉力值，拉力A為增大圓弧曲率后的拉力值，拉力B為壓扁操作后的拉力值(表6)。實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)對(duì)比發(fā)現(xiàn):優(yōu)化后的圓形鉤較優(yōu)化之前抗拉強(qiáng)度分別提升了4.60%、10.80%，其結(jié)構(gòu)強(qiáng)度較之前有了提高，在應(yīng)對(duì)金槍魚(yú)的主要捕撈群體(10～50kg)方面能滿足使用要求，但在應(yīng)對(duì)超大型金槍魚(yú)(超過(guò)100kg)時(shí)強(qiáng)度欠缺。

3討論

3.1釣鉤的力學(xué)性能及優(yōu)化

經(jīng)過(guò)有限元分析與實(shí)驗(yàn)研究可得:環(huán)形鉤的部分力學(xué)性能(強(qiáng)度和剛度)優(yōu)于圓形鉤，但圓形鉤亦滿足正常的使用要求，釣鉤線徑與抗拉強(qiáng)度呈正相關(guān)關(guān)系。鉤彎是主要受力及變形區(qū)域，其設(shè)計(jì)對(duì)釣鉤整體性能的影響至關(guān)重要。釣鉤的主要受力區(qū)域在后彎處，軸頭孔下端存在應(yīng)力集中。適當(dāng)增加釣鉤鉤彎的圓弧曲率并對(duì)表面進(jìn)行壓扁處理、鉤軸采用圓弧過(guò)渡可避免應(yīng)力集中，壓扁操作有效增大了慣性矩，根據(jù)材料力學(xué)理論，材料一定的條件下(彈性模量不變時(shí))，慣性矩越大，抗彎剛度越大，釣鉤的承載能力也越強(qiáng)。通過(guò)釣鉤拉伸實(shí)驗(yàn)證實(shí)，上述措施可有效提升圓形鉤的力學(xué)性能。結(jié)合釣鉤拉伸實(shí)驗(yàn)結(jié)果與軟件分析的釣鉤力學(xué)性能，環(huán)形鉤雖然部分力學(xué)性能優(yōu)于圓形鉤，但其結(jié)構(gòu)容易造成魚(yú)體死亡，會(huì)威脅海龜?shù)缺Ｗo(hù)動(dòng)物的生存，而圓形鉤是良好的生態(tài)保護(hù)型釣鉤，可降低對(duì)海龜?shù)缺Ｗo(hù)動(dòng)物的兼捕，滿足生態(tài)保護(hù)等要求［12］，且其力學(xué)性能基本滿足使用要求。Cooke等［12］分析得出圓形鉤是有效的保護(hù)型釣鉤。Andrew［13］通過(guò)實(shí)驗(yàn)對(duì)比得出，在延繩釣漁業(yè)中使用圓形鉤可降低海龜?shù)乃劳雎省all［14］研究表明，與傳統(tǒng)環(huán)形鉤相比，金槍魚(yú)延繩釣漁業(yè)中使用圓形鉤使海龜?shù)尼灚@率下降44%～88%。戴小杰等［15］通過(guò)實(shí)驗(yàn)證明使用環(huán)形鉤確實(shí)會(huì)引起海龜?shù)募娌丁Ｓ纱丝沙醪秸J(rèn)定，圓形鉤相對(duì)于環(huán)形鉤而言，可以減少海龜?shù)鹊募娌叮行ПＷo(hù)瀕危物種，是良好的生態(tài)保護(hù)型釣鉤，是今后釣鉤發(fā)展的趨勢(shì)，在尺寸相同的條件下，圓形鉤的強(qiáng)度雖比環(huán)形鉤低，但仍能滿足使用要求，在延繩釣作業(yè)中可放心使用，但在釣大型金槍魚(yú)時(shí)需選用大尺寸釣鉤。

3.2展望

釣鉤的偏角對(duì)漁獲的捕獲率、傷害和死亡率產(chǎn)生影響［16－19］。因此，具有偏角的釣鉤的力學(xué)性能研究勢(shì)在必行。另外，有學(xué)者指出大號(hào)圓形鉤能防止海龜?shù)恼`捕，但小號(hào)圓形鉤和傳統(tǒng)的環(huán)形鉤對(duì)海龜?shù)尼灚@率沒(méi)有實(shí)質(zhì)性區(qū)別［20－21］。

作者：馬駿馳 袁軍亭 宋利明 單位：上海海洋大學(xué)工程學(xué)院 上海海洋大學(xué)海洋科學(xué)學(xué)院

力學(xué)性能論文:高溫時(shí)效對(duì)力學(xué)性能的影響

目前火力發(fā)電廠廣泛使用的汽輪機(jī)組主要有亞臨界、超臨界和超超臨界三種，汽輪機(jī)的安全穩(wěn)定運(yùn)行對(duì)保障電廠安全具有重要的現(xiàn)實(shí)意義。螺栓是汽輪機(jī)上廣泛使用的緊固件，螺栓的質(zhì)量對(duì)汽輪機(jī)能否安全運(yùn)行至關(guān)重要。由于GH4145合金在980℃以下具有良好的耐腐蝕和抗氧化性能，800℃以下具有較高的強(qiáng)度，700℃以下具有良好的抗蠕變性能，540℃以下具有良好的抗松弛性能［1］，故這種合金已被廣泛用于制造亞臨界機(jī)組汽輪機(jī)汽缸、主汽門(mén)、法蘭等部件的緊固螺栓，而且目前對(duì)于600MW以上的超(超)臨界機(jī)組也開(kāi)始使用該材料制作的緊固螺栓，其最高使用溫度可達(dá)677℃(見(jiàn)《火力發(fā)電廠高溫緊固件技術(shù)導(dǎo)則》DL/T439-2006)。GH4145螺栓的顯微組織在服役過(guò)程中(高溫、高應(yīng)力作用下)會(huì)發(fā)生變化，造成其性能下降［2］。關(guān)于GH4145合金在700～870℃之間的組織、性能演變規(guī)律已有一些研究報(bào)道［3-5］，但這種合金在超(超)臨界工況(服役溫度為566和600℃)下的組織、性能演變規(guī)律還未見(jiàn)報(bào)道。因此，本文擬對(duì)GH4145合金在超(超)臨界機(jī)組服役溫度(566℃)下組織和性能的演變規(guī)律進(jìn)行研究，以便為保障超(超)臨界機(jī)組的安全運(yùn)行提供試驗(yàn)和理論依據(jù)。

1試驗(yàn)材料及方法

試驗(yàn)材料為國(guó)產(chǎn)GH4145合金，其冶煉方法為真空感應(yīng)爐熔煉+電渣重熔，具體化學(xué)成分見(jiàn)表1。首先對(duì)直徑為60mm的試驗(yàn)合金軋制棒材進(jìn)行標(biāo)準(zhǔn)熱處理，即固溶處理(1130℃/2h/空冷)+雙時(shí)效處理(845℃/24h/爐冷+705℃/20h/空冷)。然后分別將其在566℃時(shí)效100、300、500、750和1000h。將時(shí)效后的材料線切割成10mm×10mm×10mm的試樣，采用不同型號(hào)的砂紙對(duì)平行于棒材縱截面的試樣表面進(jìn)行打磨，并經(jīng)機(jī)械拋光后，在15gCuCl2+100mLHCl+100mLC2H5OH溶液中侵蝕30～60s，制得用于觀察顯微組織的試樣。采用20%H2SO4+80%CH3OH溶液對(duì)上述打磨試樣進(jìn)行電解拋光(電解電壓為20V，時(shí)間為20s)，然后在150mLH3PO4+10mLH2SO4+15gCrO3溶液中對(duì)其進(jìn)行電解侵蝕(電解電壓為5V，時(shí)間為3s)，制得用于觀察析出相的試樣。利用光學(xué)顯微鏡觀察試樣的顯微組織，利用ZEISSSUPRA55場(chǎng)發(fā)射掃描電子顯微鏡(scanningelectronmicroscope，SEM)觀察試樣中的析出相，利用Photoshop軟件采用截線法測(cè)定試樣的平均晶粒尺寸，利用Image-ProPlus軟件采用面積法分別測(cè)定試樣中大、小晶粒的平均尺寸。綜合利用Photoshop和Image-ProPlus軟件測(cè)定試樣中析出相的平均尺寸和體積分?jǐn)?shù)。采用普通布氏硬度計(jì)(型號(hào):XHB-3000，壓頭直徑:5mm，施加載荷:7.355kN)按照國(guó)標(biāo)GB/T231.1－2002中的規(guī)定測(cè)量所有時(shí)效試樣的布氏硬度。按照國(guó)標(biāo)GB/T228.1－2010、GB/T4338－2006和GB/T229－2007中的規(guī)定分別對(duì)未時(shí)效、時(shí)效500和1000h的材料進(jìn)行室溫與高溫拉伸以及室溫沖擊試驗(yàn)。拉伸試樣直徑為5mm，標(biāo)距為25mm;沖擊試樣尺寸為55mm×10mm×5mm，缺口類(lèi)型為V型。

2試驗(yàn)結(jié)果與討論

2.1高溫時(shí)效過(guò)程中GH4145合金顯微組織的演變

2.1.1顯微組織試驗(yàn)合金在566℃時(shí)效不同時(shí)間后的顯微組織如圖1所示，可以看出，未時(shí)效和時(shí)效不同時(shí)間后的試驗(yàn)合金均由等軸晶組成，且晶內(nèi)有孿晶和帶狀?yuàn)A雜物存在。晶粒大小不太均勻，存在著尺寸相差較大的大、小兩種晶粒，隨時(shí)效時(shí)間的延長(zhǎng)，晶粒尺寸無(wú)明顯變化。對(duì)566℃時(shí)效不同時(shí)間試樣的平均晶粒尺寸、較小和較大晶粒的平均尺寸分別進(jìn)行統(tǒng)計(jì)，結(jié)果如圖2所示。試驗(yàn)合金的平均晶粒尺寸、較小和較大晶粒的平均尺寸隨時(shí)效時(shí)間變化的規(guī)律基本相同，時(shí)效初期(時(shí)效時(shí)間小于100h)隨著時(shí)效時(shí)間的延長(zhǎng)，合金的平均晶粒尺寸、較小和較大晶粒的平均尺寸均逐漸增大，而后趨于穩(wěn)定，基本保持不變。2.1.2γ'強(qiáng)化相據(jù)報(bào)道［4-5］，GH4145合金中的析出相主要為γ'強(qiáng)化相和碳化物，圖3顯示出了標(biāo)準(zhǔn)熱處理后試驗(yàn)合金中析出相的形貌。可以看出，除γ'強(qiáng)化相外，在晶界和晶內(nèi)均存在著形狀和尺寸不同的碳化物。斷續(xù)地分布于晶界上的碳化物呈不規(guī)則的長(zhǎng)條狀，尺寸相對(duì)較小;隨機(jī)分布于晶內(nèi)的碳化物呈較規(guī)則的多邊形狀，尺寸相對(duì)較大，為一次碳化物。對(duì)這些碳化物進(jìn)行EDS(energydispersivespectrometry)能譜分析，結(jié)果表明:無(wú)論是晶界碳化物還是晶內(nèi)一次碳化物，其中Nb和Ti的含量均明顯高于基體(見(jiàn)圖4)，說(shuō)明這些碳化物均為含Nb、Ti的碳化物。此外，試驗(yàn)合金中γ'強(qiáng)化相的形狀和尺寸也不盡相同，彌散分布于晶內(nèi)的近似立方形的γ'相尺寸較大，其平均尺寸約為97.5nm;在這些大γ'相之間以及在晶界和晶內(nèi)一次碳化物周?chē)植嫉慕魄蛐蔚摩?相尺寸較小，前者的平均尺寸約為39.6nm;后者的平均尺寸約為20.7nm。時(shí)效過(guò)程中鎳基合金中γ'相的形狀變化序列一般是:小球形大球形立方形二隅體或八隅體［6-7］。對(duì)于γ'相與基體之間錯(cuò)配度較小的合金，析出初期界面能是控制γ'相形狀的主要因素，故剛析出的γ'相呈球形且與基體共格;隨著γ'相的長(zhǎng)大，彈性應(yīng)變能逐漸增大，當(dāng)其達(dá)到一定值后，γ'相就會(huì)從球形轉(zhuǎn)變成立方形，其與基體間的界面也會(huì)變?yōu)榘牍哺窕蚍枪哺窠缑妫驗(yàn)樵诖诉^(guò)程中彈性應(yīng)變能的減少大于界面能的增加，系統(tǒng)總能量會(huì)降低。此后，彈性應(yīng)變能成為控制γ'相形狀的主要因素。為了降低系統(tǒng)的彈性應(yīng)變能，立方形γ'相會(huì)通過(guò)在自身不同部位發(fā)生回溶而分裂，最終變成二隅體或八隅體形狀。試驗(yàn)合金中尺寸較大的近似立方形的γ'相是在雙時(shí)效前期析出的，此時(shí)充足的γ'相形成元素和足夠的時(shí)間使其可以充分長(zhǎng)大，當(dāng)其尺寸長(zhǎng)大到一定值后便由球形轉(zhuǎn)變成了立方形。而大尺寸γ'相之間的小尺寸γ'相則是在雙時(shí)效后期或冷卻過(guò)程中形成的，它們因其周?chē)w不能在較短時(shí)間內(nèi)提供足夠的γ'相形成元素而不能充分長(zhǎng)大，因而尺寸較小，仍保持球形。由于晶界和晶內(nèi)碳化物均為含Nb、Ti的碳化物，這些碳化物的析出必然會(huì)使其周?chē)w中Nb、Ti的含量降低，又由于Nb、Ti是γ'相形成元素，它們的貧化必然會(huì)推遲γ'相的析出和長(zhǎng)大，因而晶界和晶內(nèi)碳化物周?chē)摩?相尺寸較小，呈球形［8］。由于標(biāo)準(zhǔn)熱處理態(tài)試驗(yàn)合金中的γ'相都是在雙時(shí)效過(guò)程中形成的，故均為二次γ'相［9］。566℃時(shí)效不同時(shí)間后試驗(yàn)合金中γ'強(qiáng)化相的形貌如圖5所示。可以看出，時(shí)效后尺寸較小的球形二次γ'相的形狀無(wú)明顯改變;部分尺寸較大的立方形二次γ'相發(fā)生了分裂，但直至?xí)r效1000h，分裂過(guò)程也未完成，故在時(shí)效試樣中未能觀察到二隅體或八隅體的γ'相。對(duì)時(shí)效試樣中各種二次γ'相的尺寸和體積分?jǐn)?shù)進(jìn)行統(tǒng)計(jì)，結(jié)果表明:與標(biāo)準(zhǔn)熱處理態(tài)相比，時(shí)效試樣中各種二次γ'相的平均尺寸和體積分?jǐn)?shù)均變化不大，尺寸較大的近似立方形的γ'相的體積分?jǐn)?shù)保持在22%左右。但是，當(dāng)時(shí)效時(shí)間達(dá)500h后，合金中出現(xiàn)了尺寸更加細(xì)小(平均尺寸約為12.3nm)的球形三次γ'相，且隨著時(shí)效時(shí)間的進(jìn)一步延長(zhǎng)，其平均尺寸和體積分?jǐn)?shù)均逐漸增大，分別從時(shí)效500h后的12.3nm、0.8%增加到了時(shí)效1000h后的14.2nm、1.49%。此外，566℃時(shí)效1000h后，試驗(yàn)合金晶界和晶內(nèi)碳化物的形狀與尺寸均無(wú)明顯變化。

2.2高溫時(shí)效過(guò)程中GH4145合金力學(xué)性能的演變

對(duì)566℃時(shí)效不同時(shí)間后的試樣進(jìn)行布氏硬度測(cè)量，結(jié)果如圖6所示。隨著時(shí)效時(shí)間的延長(zhǎng)，合金的硬度逐漸增加。這是由于時(shí)效500h后合金中析出了三次γ'強(qiáng)化相，且隨著時(shí)效時(shí)間的進(jìn)一步延長(zhǎng)，三次γ'相的數(shù)量逐漸增多。當(dāng)時(shí)效時(shí)間超過(guò)750h后，合金的硬度已超出電力行業(yè)標(biāo)準(zhǔn)DL/T439－2006《火力發(fā)電廠高溫緊固件技術(shù)導(dǎo)則》中規(guī)定的上限值331HBW。因此，GH4145合金螺栓在使用過(guò)程中容易出現(xiàn)硬度超標(biāo)的問(wèn)題。對(duì)未時(shí)效和566℃時(shí)效500、1000h的試樣進(jìn)行室溫和高溫(566℃)拉伸試驗(yàn)，結(jié)果如圖7所示。隨著時(shí)效時(shí)間的延長(zhǎng)，無(wú)論是室溫還是高溫拉伸，合金的強(qiáng)度指標(biāo)(屈服強(qiáng)度、抗拉強(qiáng)度)均逐漸增加，而塑性指標(biāo)(斷后伸長(zhǎng)率、斷面收縮率)卻略有下降。比較室溫和高溫拉伸試驗(yàn)結(jié)果可知，高溫下合金的強(qiáng)度指標(biāo)均低于室溫;而塑性指標(biāo)卻高于室溫或與室溫相當(dāng)。對(duì)未時(shí)效和566℃時(shí)效500、1000h的試樣進(jìn)行室溫沖擊試驗(yàn)，結(jié)果如表2所示。可以看出，隨時(shí)效時(shí)間的延長(zhǎng)，合金的沖擊吸收功變化不大。

3結(jié)論

1)標(biāo)準(zhǔn)熱處理態(tài)下試驗(yàn)合金由等軸晶組成，且晶內(nèi)有孿晶和帶狀?yuàn)A雜物存在。晶粒大小不太均勻，存在著尺寸相差較大的大、小兩種晶粒。566℃下，隨著時(shí)效時(shí)間的延長(zhǎng)，時(shí)效初期合金的平均晶粒尺寸、較小和較大晶粒的平均尺寸均有所增大，而后趨于穩(wěn)定，基本保持不變;2)標(biāo)準(zhǔn)熱處理態(tài)下試驗(yàn)合金中存在著形狀和尺寸不同的二次γ'相，彌散分布于晶內(nèi)的近似立方形的γ'相尺寸較大，在這些大γ'相之間近似球形的γ'相尺寸較小，在晶界和晶內(nèi)一次碳化物周?chē)奂植嫉慕魄蛐蔚摩?相尺寸最小。566℃下，隨著時(shí)效時(shí)間的延長(zhǎng)，部分尺寸較大的立方形二次γ'相發(fā)生了分裂;當(dāng)時(shí)效時(shí)間超過(guò)500h后，合金中還析出了尺寸更加細(xì)小的球形三次γ'相，且隨著時(shí)效時(shí)間的進(jìn)一步延長(zhǎng)，其平均尺寸和體積分?jǐn)?shù)均逐漸增大;3)566℃下，隨著時(shí)效時(shí)間的延長(zhǎng)，試驗(yàn)合金的塑性指標(biāo)略有下降，沖擊吸收功變化不大，而硬度和強(qiáng)度逐漸增高，因此，GH4145合金螺栓在使用過(guò)程中容易出現(xiàn)硬度超標(biāo)的問(wèn)題。

作者：?jiǎn)挝唬?

力學(xué)性能論文:回火溫度對(duì)石油套管鋼力學(xué)性能的影響

由于高密度油粘度大，所以抽采難度很大，一般采用熱力開(kāi)采。利用注入蒸汽的熱量使高密度油溫度升高，易于流動(dòng)，便于開(kāi)采。開(kāi)采過(guò)程中，套管被固定在井筒中處于約束狀態(tài)，不能自由膨脹和收縮，在注入高溫高壓蒸汽階段套管由于受熱膨脹和受約束而承受很大的壓應(yīng)力，停注采油時(shí)，由于降溫收縮松弛而承受很大的拉應(yīng)力，套管反復(fù)承受高的拉-壓應(yīng)力而極易損壞［1-3］。針對(duì)熱采油開(kāi)采的環(huán)境，國(guó)內(nèi)外該類(lèi)產(chǎn)品的開(kāi)發(fā)思路大體一致，即通過(guò)合理的鋼種成分設(shè)計(jì)，使得套管材料具有高溫強(qiáng)度高、在工況溫度下強(qiáng)度下降小、熱穩(wěn)定性能高、抗擠毀強(qiáng)度高的特點(diǎn)。國(guó)內(nèi)已經(jīng)開(kāi)發(fā)的注蒸汽熱采套管有TP90H、TP100H、TP110H、TP120H等，材質(zhì)為Cr-Mo系鋼［4-10］。雖然能夠滿足熱采管的使用工況，但Mo的加入使Cr-Mo系鋼種生產(chǎn)成本較高，因此，為降低成本，筆者提出以Mn替代Mo，即Cr-Mn鋼，這種新型石油套管鋼屬P110鋼級(jí)，按客戶要求，其設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)性能要求為:抗拉強(qiáng)度≥862MPa，屈服強(qiáng)度758～880MPa，伸長(zhǎng)率≥20%，0℃下的縱向沖擊性能≥48J，硬度要求≤HRC30。本文主要研究不同回火溫度對(duì)該新型石油套管鋼力學(xué)性能的影響，為該新型鋼管在高密度原油開(kāi)采中的推廣應(yīng)用提供可靠依據(jù)。

1實(shí)驗(yàn)材料及方法

采用連鑄法生產(chǎn)鑄坯，經(jīng)穿孔、軋管、定徑后，生產(chǎn)出規(guī)格為177.8mm×10.36mm的鋼管，變形比為6.7。在箱式電阻爐中進(jìn)行調(diào)質(zhì)熱處理實(shí)驗(yàn)，調(diào)質(zhì)熱處理工藝參數(shù)為:920℃淬火，保溫60min后水冷，570～620℃回火，保溫120min后水冷，具體調(diào)質(zhì)熱處理工藝參數(shù)如表1所示。采用CMT5305型微機(jī)控制電子萬(wàn)能試驗(yàn)機(jī)，根據(jù)GB/T228－2002標(biāo)準(zhǔn)進(jìn)行室溫拉伸試驗(yàn)，對(duì)熱處理后的試料加工成規(guī)定尺寸的管狀拉伸試樣，每組試驗(yàn)做3個(gè)試樣取平均值。用TH320型全洛氏硬度計(jì)測(cè)定熱處理后試樣表面硬度，壓頭為金剛石，載荷為150kg，取3次試驗(yàn)的平均值。采用ZOOM6045型顯微鏡觀察試樣的顯微組織。采用300J沖擊試驗(yàn)機(jī)對(duì)每組3個(gè)試樣進(jìn)行沖擊試驗(yàn)，并采用EVOMA18型電子掃描顯微鏡觀察試樣的斷口形貌。

2結(jié)果與分析

2.1回火溫度對(duì)材料力學(xué)性能的影響

為了確定該新型石油套管鋼的調(diào)質(zhì)熱處理工藝，對(duì)不同回火溫度下材料的力學(xué)性能進(jìn)行了研究。圖1為不同回火溫度下材料的抗拉強(qiáng)度和屈服強(qiáng)度。由圖可知，隨著回火溫度的提高，材料的抗拉強(qiáng)度和屈服強(qiáng)度均降低，但基本能夠達(dá)到設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)性能要求(抗拉強(qiáng)度≥862MPa，屈服強(qiáng)度758～880MPa)，僅當(dāng)回火溫度為620℃時(shí)，其強(qiáng)度值未達(dá)到設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)性能要求。這是由于隨著回火溫度的升高，元素?cái)U(kuò)散速度加快，擴(kuò)散越充分，伴隨著馬氏體的分解，殘留奧氏體的轉(zhuǎn)變，滲碳體的聚集長(zhǎng)大以及鐵素體的回復(fù)再結(jié)晶，使淬火導(dǎo)致的晶格畸變能越小，位錯(cuò)密度降低，從而使強(qiáng)度下降。圖2為不同回火溫度下材料的伸長(zhǎng)率和硬度，其中箭頭向左黑色實(shí)線表示該鋼種設(shè)計(jì)的標(biāo)準(zhǔn)伸長(zhǎng)率要求，即≥20%;箭頭向右黑色虛線表示該鋼種設(shè)計(jì)的標(biāo)準(zhǔn)硬度要求，即≤30HRC。由圖可知，隨著回火溫度的提高，材料的伸長(zhǎng)率呈上升趨勢(shì)，而硬度隨之下降，且當(dāng)回火溫度為570℃時(shí)，硬度超過(guò)標(biāo)準(zhǔn)硬度要求，當(dāng)回火溫度為620℃時(shí)，伸長(zhǎng)率剛剛滿足最低標(biāo)準(zhǔn)要求。這是因?yàn)殡S著回火溫度的升高，馬氏體轉(zhuǎn)變?cè)匠浞郑ㄟ^(guò)元素的擴(kuò)散，晶界的遷移，馬氏體轉(zhuǎn)變?yōu)榛鼗鹚魇象w，從而使材料的硬度下降，韌性提高，伸長(zhǎng)率增大。采用沖擊試驗(yàn)測(cè)定不同回火溫度下各試樣的沖擊功表征材料的沖擊韌性，圖3為不同回火溫度下分別進(jìn)行3次沖擊試驗(yàn)的沖擊功柱狀圖，黑色實(shí)線表示該鋼種設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)沖擊功要求，即≥48J。由圖可知，沖擊韌性總體變化趨勢(shì)是隨著回火溫度的升高，沖擊韌性增加，且當(dāng)回火溫度為570℃和580℃時(shí)，沖擊功未達(dá)到標(biāo)準(zhǔn)要求。由圖2可知，隨著回火溫度的升高，材料的韌性增加，因此相對(duì)應(yīng)，材料的沖擊功增加，沖擊韌性增強(qiáng)。圖4為調(diào)質(zhì)處理(回火溫度600℃)后材料進(jìn)行沖擊試驗(yàn)后的斷口形貌。由于所配制的材質(zhì)以Cr和Mn為主要合金元素，從元素構(gòu)成方面看，材質(zhì)具有嚴(yán)重的高溫回火脆性。由于雜質(zhì)元素在原奧氏體晶界上的聚集，隔斷晶界的連貫性，導(dǎo)致回火后晶界強(qiáng)度降低，因而采用回火保溫后水冷的方式。水冷的冷速較快，使雜質(zhì)元素失去了向晶界擴(kuò)散的動(dòng)力而來(lái)不及聚集，因而獲得的晶界表面較為純凈，結(jié)合強(qiáng)度高。由圖4可知，試樣斷口韌窩面積大，脆性面積小，二次裂紋數(shù)量減少，表面發(fā)現(xiàn)少量夾雜物，如圖4(b)所示，夾雜物的尺寸約為8μm。綜上所述，該新型石油套管鋼的調(diào)質(zhì)熱處理工藝為:淬火溫度920℃，保溫時(shí)間60min，水淬，然后在590～610℃回火，保溫時(shí)間120min，回火保溫后進(jìn)行水冷。通過(guò)該調(diào)質(zhì)工藝處理的試樣其性能滿足鋼種設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)要求。

2.2調(diào)質(zhì)處理后材料的顯微組織

圖5為試樣經(jīng)調(diào)質(zhì)處理后(淬火溫度920℃，保溫時(shí)間60min，水淬，然后在600℃回火，保溫時(shí)間120min，回火保溫后進(jìn)行水冷)的顯微組織。經(jīng)過(guò)調(diào)質(zhì)處理后，由于淬火時(shí)原奧氏體晶粒較為細(xì)小，回火后組織比較致密。原奧氏體晶粒輪廓下的馬氏體組織在回火溫度下，經(jīng)過(guò)長(zhǎng)時(shí)間的保溫，發(fā)生碳元素的擴(kuò)散，碳化物的析出，晶界的遷移，以及出現(xiàn)碳化物的聚集。因此，調(diào)質(zhì)處理后試樣的組織以細(xì)小鐵素體為主，在鐵素體基體上彌散分布著細(xì)粒狀碳化物，形成回火索氏體［11-12］，碳化物的彌散分布提高了鐵素體基體的強(qiáng)度和韌性，使得回火組織具有優(yōu)良的力學(xué)性能。

3結(jié)論

1)通過(guò)研究不同回火溫度下試樣的力學(xué)性能，較適宜的調(diào)質(zhì)熱處理工藝為:920℃保溫60min水淬，590～610℃保溫120min回火后水冷;2)經(jīng)優(yōu)化后的調(diào)質(zhì)工藝處理后，鋼種的各項(xiàng)力學(xué)性能指標(biāo)為:抗拉強(qiáng)度882～916MPa，屈服強(qiáng)度798～813MPa，伸長(zhǎng)率21%～22%，硬度26.2～27.8HRC，沖擊功53～83J;3)調(diào)質(zhì)后得到的組織為回火索氏體，即在鐵素體基體上彌散分布著細(xì)粒狀碳化物，碳化物的彌散分布提高了鐵素體基體的強(qiáng)度和韌性，使得回火組織具有優(yōu)良的力學(xué)性能。

作者：曹晶晶 李河宗 李陽(yáng) 趙文武 單位：河北工程大學(xué)機(jī)電工程學(xué)院

力學(xué)性能論文:瀝青防水卷材力學(xué)性能檢測(cè)分析

建筑施工對(duì)建筑的防水性能有較高的要求，為了使防水施工取得更好的結(jié)果，應(yīng)該選用合適的防水卷材。現(xiàn)在防水工程中常用的防水卷材有瀝青防水卷材、高分子防水卷材、防水涂料等，這些防水卷材中瀝青防水卷材使用范圍最廣。瀝青防水卷材進(jìn)行物理力學(xué)性檢測(cè)可以對(duì)瀝青防水材料的性能做出良好的反映。下面是對(duì)瀝青防水卷材檢測(cè)中的力學(xué)性能的檢測(cè)分析。

1影響瀝青防水卷材力學(xué)性能檢測(cè)的因素

1.1儀器設(shè)備的影響

瀝青防水卷次檢驗(yàn)中會(huì)用到多種儀器設(shè)備，這些儀器設(shè)備會(huì)對(duì)檢測(cè)的結(jié)果產(chǎn)生一定的影響。需要使用的儀器設(shè)備有拉力機(jī)、不透水儀、電熱恒溫箱等。瀝青防水卷材檢測(cè)中用到的拉力機(jī)的測(cè)量范圍應(yīng)該是0-1000N，如果拉力機(jī)的測(cè)量范圍大于這個(gè)規(guī)定值，那么檢測(cè)的精度就得不到保障。如果測(cè)量范圍小于這個(gè)規(guī)定，測(cè)量程就滿足不了實(shí)際要求。檢測(cè)中使用的不透水儀對(duì)測(cè)量結(jié)果也有一定的影響，不透水儀在使用的過(guò)程中密封性應(yīng)該保持良好，保證其可以長(zhǎng)時(shí)間承受壓力。在檢測(cè)過(guò)程中如果不透水儀存在漏水的情況，那么其就不能保持在規(guī)定的壓力內(nèi)，從而影響到不透水儀的檢測(cè)結(jié)果。電熱恒溫箱也是檢測(cè)中的一個(gè)必備裝置，電熱恒溫箱在使用過(guò)程中應(yīng)該有熱風(fēng)循環(huán)裝置，運(yùn)用此裝置來(lái)保證箱內(nèi)溫度的均衡，保證試件可以均勻受熱，如果受力不均勻則會(huì)對(duì)最終檢測(cè)結(jié)果造成影響。

1.2取樣和制樣的影響

取樣和制樣是瀝青防水卷材料檢測(cè)中的重要步驟，取樣和制樣過(guò)程中也極容易對(duì)檢測(cè)結(jié)果造成影響。取樣時(shí)應(yīng)該選取尺寸、卷重、外觀等均合格的產(chǎn)品中選出一卷，縱向上截取50cm，橫向上截取250cm作為試驗(yàn)件[1]。選取試驗(yàn)品時(shí)要保證瀝青防水卷材的表面沒(méi)有孔洞、裂縫、麻面、露胎等情況，如果出現(xiàn)有這些情況會(huì)影響到最終檢測(cè)的準(zhǔn)確性。制樣過(guò)程切取拉力試件時(shí)應(yīng)該保證切口的垂直整齊，防止切口出現(xiàn)坡口的情況，坡口的情況一旦出現(xiàn)會(huì)使最終的檢測(cè)結(jié)果或者偏高或者偏低。如果切口出現(xiàn)不整齊的情況，試件的邊緣會(huì)出現(xiàn)不平滑的現(xiàn)象，會(huì)導(dǎo)致檢測(cè)結(jié)果偏低。另外樣品的卷頭和邊緣的材質(zhì)在生產(chǎn)的過(guò)程中會(huì)出現(xiàn)疏松、不勻的現(xiàn)象，這樣的情況會(huì)對(duì)瀝青防水卷材的透水性、柔度和耐熱性產(chǎn)生一定的影響。

1.3試驗(yàn)條件的影響

瀝青防水卷材具有較好的感溫性，在檢測(cè)的過(guò)程中容易受到外部環(huán)境溫度的影響，這也要求式樣應(yīng)該放在干燥的地方，溫度保持穩(wěn)定。一些試驗(yàn)顯示在不同的溫度下開(kāi)展試驗(yàn)，瀝青防水卷材的檢測(cè)結(jié)果會(huì)出現(xiàn)差別，在縱向和橫向上溫度高的試樣所能承受的拉力較小。另外在試驗(yàn)的過(guò)程中對(duì)試樣進(jìn)行不透水性試驗(yàn)時(shí)所采用的水應(yīng)該是蒸餾水或者潔凈的淡水。如果選用了含有較多雜質(zhì)的水來(lái)做試驗(yàn)會(huì)導(dǎo)致水中所含的雜質(zhì)與試件的覆蓋層發(fā)生反應(yīng)，使試件的抗?jié)B透性有所下降，同時(shí)水中所含的雜質(zhì)也會(huì)阻礙水的自由滲透，導(dǎo)致檢測(cè)結(jié)果最終出現(xiàn)偏差。

2瀝青防水卷材力學(xué)性能的檢測(cè)

瀝青防水卷材力學(xué)性能檢測(cè)中延伸率的檢測(cè)是一項(xiàng)重要內(nèi)容，斷裂延伸率可以把拉伸試驗(yàn)后試件完全斷開(kāi)作為斷裂延伸率的判斷指標(biāo)，也可以把試件瀝青層出現(xiàn)空洞、裂縫等時(shí)的伸長(zhǎng)率作為斷裂延伸率的判斷標(biāo)準(zhǔn)。在測(cè)量的過(guò)程中對(duì)試件所處的狀態(tài)要加以注意，有時(shí)試件斷裂時(shí)所用的拉力不一定最大，當(dāng)運(yùn)用最大的拉力時(shí)試件也不一定斷裂，因此試件測(cè)試必須在規(guī)定的狀態(tài)下記行，防止測(cè)得的延伸率不準(zhǔn)確。對(duì)瀝青卷材做拉伸實(shí)驗(yàn)時(shí)斷裂在夾具20mm內(nèi)時(shí)試件就應(yīng)該作廢，應(yīng)該重新取樣進(jìn)行試驗(yàn)。試件進(jìn)行檢測(cè)時(shí)試件會(huì)經(jīng)常從夾具處斷裂，這容易出現(xiàn)內(nèi)部胎基整體滑移的現(xiàn)象。對(duì)于這種情況可以采用纏繞式夾具或者在卷材的兩端處纏繞上膠布來(lái)增加夾具接觸處的摩擦阻力，這樣可以有效避免類(lèi)似問(wèn)題的產(chǎn)生。檢測(cè)中一般不同種類(lèi)的瀝青防水卷材有著不同的檢測(cè)標(biāo)準(zhǔn)，所以在檢測(cè)的過(guò)程中就應(yīng)該根據(jù)防水卷材的種類(lèi)選好相應(yīng)的標(biāo)準(zhǔn)。對(duì)于同一種卷材的試件而言，不同的規(guī)格型號(hào)，其物理力學(xué)性能的指標(biāo)也不盡相同。這也要求檢驗(yàn)人員在監(jiān)測(cè)的過(guò)程中認(rèn)真區(qū)分這些不同的卷材[2]。在很多情況下由于送檢單位對(duì)卷材的種類(lèi)了解不清楚，出現(xiàn)了將試樣品種填錯(cuò)的情況，這就導(dǎo)致了在檢測(cè)過(guò)程中檢測(cè)標(biāo)準(zhǔn)運(yùn)用錯(cuò)，導(dǎo)致最后檢測(cè)結(jié)果出現(xiàn)了不準(zhǔn)確的情況。瀝青防水卷材進(jìn)行拉力檢測(cè)時(shí)加荷速度會(huì)影響到最終的測(cè)試值，如果加荷速度快，測(cè)試值則會(huì)偏高，反之，測(cè)試值就會(huì)偏低。因此拉伸速度應(yīng)該保持在標(biāo)準(zhǔn)所規(guī)定的測(cè)試速度范圍內(nèi)。

3結(jié)語(yǔ)

瀝青防水卷材作為防水工程的重要材料在防水工程中發(fā)揮了重要的作用。瀝青防水卷材的力學(xué)性能的檢測(cè)是對(duì)其總體性能的一個(gè)反映，應(yīng)該采取切實(shí)措施保證力學(xué)性能檢測(cè)的準(zhǔn)確性。對(duì)于影響檢測(cè)結(jié)果的因素要努力加以避免，采取正確的方式進(jìn)行法檢測(cè)，保證最終檢測(cè)結(jié)果的準(zhǔn)確。

作者：夏力哈爾·阿山哈孜 單位：新疆省伊犁州產(chǎn)品質(zhì)量檢驗(yàn)所

力學(xué)性能論文:退火溫度對(duì)超細(xì)晶鋼力學(xué)性能的影響

隨著汽車(chē)工業(yè)的飛速發(fā)展，安全、能耗和環(huán)境問(wèn)題越來(lái)越受到各國(guó)的關(guān)注。為了節(jié)約能源并且減少汽車(chē)尾氣排放，先進(jìn)高強(qiáng)度汽車(chē)用鋼的開(kāi)發(fā)是主要研究方向［1］。近年來(lái)，美國(guó)科羅拉多礦校JohnSpeer教授提出了一種新型熱處理—Q＆P工藝［2-5］，成為高強(qiáng)度汽車(chē)用鋼研究的熱點(diǎn)。該工藝通過(guò)先奧氏體化退火再淬火至Ms～Mf溫度得到一定量的馬氏體和殘留奧氏體，再在稍高于Ms溫度控制C元素從馬氏體向殘留奧氏體配分，最后淬火得到富集C的殘留奧氏體和馬氏體的復(fù)相組織。由于殘留奧氏體的相變誘發(fā)塑性(TRIP)效應(yīng)故Q＆P鋼具有良好的綜合力學(xué)性能。Q＆P工藝的關(guān)鍵是通過(guò)設(shè)計(jì)合理的成分、制定合理的退火工藝來(lái)獲得一定量并且具有合適穩(wěn)定性的殘留奧氏體［6］。Q＆P工藝按退火溫度分有完全奧氏體化Q＆P工藝和兩相區(qū)Q＆P工藝，前者室溫組織為殘留奧氏體+馬氏體，后者為鐵素體+殘留奧氏體+馬氏體。本實(shí)驗(yàn)通過(guò)兩相區(qū)Q＆P退火工藝，在傳統(tǒng)Q＆P鋼成分基礎(chǔ)上添加適量Nb和Ni來(lái)提高其力學(xué)性能。Nb具有細(xì)化晶粒的作用［7］，而Ni是強(qiáng)烈的穩(wěn)定奧氏體元素［8］，并且Mn鋼熱軋板室溫組織馬氏體含量較多，冷軋易出現(xiàn)邊裂現(xiàn)象，另外Ni的固溶強(qiáng)化比Mn低，冷軋容易進(jìn)行，同時(shí)添加Ni能改善鋼的耐蝕性，故采用少量Ni取代部分Mn。本文模擬連續(xù)退火工藝對(duì)實(shí)驗(yàn)鋼在不同退火溫度下的顯微組織和力學(xué)性能進(jìn)行了對(duì)比和研究。

1實(shí)驗(yàn)材料與方法

實(shí)驗(yàn)用鋼采用50kg真空感應(yīng)爐熔煉，化學(xué)成分如表1所示。采用Thermo-Calc軟件進(jìn)行熱力學(xué)計(jì)算實(shí)驗(yàn)鋼的相變點(diǎn)，其Ac1、Ac3、Ms點(diǎn)溫度分別為650、726和170℃。實(shí)驗(yàn)鋼澆鑄成錠并鍛造成100mm×60mm×40mm的鍛坯，鍛坯經(jīng)1200℃保溫1h后熱軋，開(kāi)軋溫度1150℃，經(jīng)五道次軋制，終軋溫度為870℃，卷取溫度為660℃。熱軋板經(jīng)酸洗除磷后冷軋，冷軋壓下率為50%，得到厚度為1.5mm的冷軋板。Q＆P熱處理工藝示意圖如圖1所示。先將實(shí)驗(yàn)鋼在兩相區(qū)奧氏體化退火，然后淬火至160℃，接著在400℃進(jìn)行配分處理，最后淬火至室溫。連續(xù)退火工藝在ULVACCCT-AY-Ⅱ型板材退火模擬試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行，退火溫度分別為650、670、690和710℃。根據(jù)國(guó)標(biāo)GB/T228.1－2010，將熱處理后的鋼加工成50mm標(biāo)距的標(biāo)準(zhǔn)拉伸試樣，并在室溫下進(jìn)行拉伸試驗(yàn)，對(duì)每種狀態(tài)的拉伸試樣進(jìn)行兩次拉伸測(cè)試，性能指標(biāo)取其平均值。退火后鋼板的金相試樣經(jīng)機(jī)械拋光和4%硝酸酒精侵蝕后，在ZEISSAX10光學(xué)顯微鏡(OM)和QuantaFEG450熱場(chǎng)發(fā)射環(huán)境掃描電鏡(SEM)下觀察其顯微組織形貌和各相的形態(tài)分布。EBSD技術(shù)用于決定殘留奧氏體相分布，高分辨率EBSD圖片在步長(zhǎng)為50nm放大倍數(shù)為10000×條件下獲得，并用HKLChannel5軟件進(jìn)行數(shù)據(jù)處理。

2實(shí)驗(yàn)結(jié)果及討論

2.1退火溫度對(duì)組織的影響

實(shí)驗(yàn)鋼經(jīng)兩相區(qū)Q＆P工藝之后的顯微組織如圖2所示。其顯微組織由塊狀鐵素體+殘留奧氏體/馬氏體混合組織組成。其中，白色組織為鐵素體，深色組織為塊狀殘留奧氏體/馬氏體。從圖中可以看出，晶粒尺寸達(dá)到了亞微米級(jí)別，光學(xué)顯微鏡的分辨尺度下很難辨認(rèn)組織的細(xì)節(jié)與狀態(tài)。隨著退火溫度的升高，白色區(qū)域逐漸減少，深色區(qū)域逐漸增多。圖3為實(shí)驗(yàn)鋼Q＆P處理后的SEM照片。經(jīng)歷兩相區(qū)退火后，從圖中可以看出，深色塊狀下凹區(qū)域?yàn)殍F素體，細(xì)小的碳化物彌散分布在鐵素體基體上，白色塊狀為馬氏體或殘留奧氏體。在650℃退火時(shí)，由于剛到Ac1溫度，馬氏體/殘留奧氏體組織很少，組織中存在大塊的冷軋變形的未再結(jié)晶區(qū)和彌散的未溶碳化物顆粒;高于Ac1退火時(shí)，隨退火溫度升高，未再結(jié)晶區(qū)和碳化物逐漸減少，馬氏體/殘留奧氏體逐漸增加。當(dāng)退火溫度為670℃時(shí)，形變基體的再結(jié)晶程度增加，同時(shí)有塊狀馬氏體/殘留奧氏體組織增多，說(shuō)明退火溫度已經(jīng)處于兩相區(qū)的溫度范圍;當(dāng)退火溫度為690℃時(shí)，超細(xì)化的馬氏體/殘留奧氏體彌散的分布在基本再結(jié)晶的基體上，同時(shí)未溶解的滲碳體已經(jīng)很少;當(dāng)實(shí)驗(yàn)鋼在710℃退火時(shí)，基體中基本不存在碳化物。

2.2退火溫度對(duì)力學(xué)性能的影響

圖4為不同退火溫度下實(shí)驗(yàn)鋼工程應(yīng)力應(yīng)變曲線。實(shí)驗(yàn)鋼在彈性變形結(jié)束后，出現(xiàn)了不同的加工硬化現(xiàn)象，當(dāng)退火溫度為650℃以及670℃時(shí)，實(shí)驗(yàn)鋼拉伸曲線的塑性變形階段呈現(xiàn)出雙曲的特征，即曲線在塑性變形的初期即開(kāi)始出現(xiàn)局部變形，拉伸曲線逐漸下降，隨后又產(chǎn)生一定的加工硬化，拉伸曲線逐漸上升，直至斷裂;當(dāng)退火溫度為690℃時(shí)，應(yīng)力應(yīng)變曲線出現(xiàn)了呂德斯類(lèi)型臺(tái)階，這與局部應(yīng)變有關(guān)，應(yīng)變局部存在于狹窄的變形帶中［11］，當(dāng)應(yīng)變約為0.09時(shí)，由于應(yīng)變積累到一定程度，殘留奧氏體發(fā)生馬氏體轉(zhuǎn)變產(chǎn)生加工硬化出現(xiàn)了第一個(gè)臺(tái)階，當(dāng)應(yīng)變積累達(dá)到約0.23時(shí)，實(shí)驗(yàn)鋼發(fā)生失穩(wěn)斷裂。當(dāng)退火溫度達(dá)到710℃時(shí)，出現(xiàn)了明顯的加工硬化現(xiàn)象，這主要是因?yàn)?10℃時(shí)鋼中殘留奧氏體含量較多，殘留奧氏體相變產(chǎn)生TRIP增塑效應(yīng)的結(jié)果，之后應(yīng)力應(yīng)變曲線呈鋸齒狀，這稱(chēng)為PLC效應(yīng)，直至失穩(wěn)斷裂。退火溫度為650、670和690℃時(shí)，隨溫度升高，斷后伸長(zhǎng)率逐漸升高，抗拉強(qiáng)度和屈服強(qiáng)度逐漸降低，這是因?yàn)殡S退火溫度升高鐵素體回復(fù)再結(jié)晶程度增大，且滲碳體逐漸減少。圖5不同退火溫度Q＆P鋼的力學(xué)性能Fig．5MechanicalpropertiesofthesteeltreatedbyQ＆Pprocessatdifferentannealingtemperatures圖5是實(shí)驗(yàn)鋼不同退火溫度條件下力學(xué)性能對(duì)比。從圖看出，隨退火溫度升高，抗拉強(qiáng)度有下降的趨勢(shì)，但變化幅度不大，而斷后伸長(zhǎng)率呈現(xiàn)先上升后下降的趨勢(shì)，且在690℃達(dá)到最大，峰值為23.5%。由圖中可知，退火溫度為690℃時(shí)，強(qiáng)度和塑性達(dá)到最佳結(jié)合，強(qiáng)塑積最大，達(dá)到28GPa?%。

2.3殘留奧氏體的XRD測(cè)量結(jié)果

采用X射線衍射技術(shù)對(duì)不同退火溫度處理后樣品中殘留奧氏體含量進(jìn)行了測(cè)定。不同溫度下的XRD譜如圖6所示。由圖中可見(jiàn)，退火溫度為650℃時(shí)，幾乎沒(méi)有殘留奧氏體峰，隨退火溫度升高，殘留奧氏體相對(duì)衍射強(qiáng)度逐漸增大且(200)γ和(211)γ峰基本以相同比例增加而鐵素體峰卻逐漸較弱。這主要是因?yàn)橥嘶饻囟壬撸瑑上鄥^(qū)得到的殘余奧氏體增多，在隨后的淬火和配分中，C配分穩(wěn)定的奧氏體含量大于奧氏體分解或相變的量。留奧氏體體積分?jǐn)?shù)逐漸升高。退火溫度為650℃時(shí)，奧氏體中碳含量最大，這主要是因?yàn)榇藭r(shí)殘留奧氏體含量較少，因此TRIP效應(yīng)不明顯導(dǎo)致塑性較差，說(shuō)明此時(shí)殘留奧氏體體積分?jǐn)?shù)是影響塑性的主要因素。退火溫度在650℃以上時(shí)，殘留奧氏體碳含量先升高后降低，在690℃時(shí)達(dá)到最大，這和圖5斷后伸長(zhǎng)率表征結(jié)果趨勢(shì)一致，說(shuō)明當(dāng)退火溫度在Ac1以上時(shí)，殘留奧氏體中碳含量是影響塑性的主要因素。

3殘留奧氏體增塑效應(yīng)分析

殘留奧氏體在Q＆P鋼中至關(guān)重要，其體積分?jǐn)?shù)、化學(xué)成分、尺寸、形貌、以及位置都是影響殘留奧氏體穩(wěn)定性的因素。殘留奧氏體對(duì)塑性有3個(gè)效應(yīng)，一個(gè)是TRIP效應(yīng)，另一個(gè)是阻礙微裂紋擴(kuò)展(BMP)效應(yīng)，最后是殘留奧氏體吸收位錯(cuò)(DARA)效應(yīng)［12］。圖8是通過(guò)HKLChannel5數(shù)據(jù)處理軟件得到的FCC相和BCC相分布結(jié)果。圖中灰色和黑色是由于位錯(cuò)密度等缺陷導(dǎo)致的襯度不同所致，其中灰色為鐵素體，黑色為位錯(cuò)密度高馬氏體，藍(lán)色塊狀為殘留奧氏體，綠色線條代表2°～15°晶界，一般認(rèn)為是亞晶界，黑色線條為＞15°晶界，一般認(rèn)為晶界。從圖中可以看出，隨著退火溫度的升高，殘留奧氏體的比例逐漸增高，到710℃時(shí)，達(dá)到最大，這是由于隨退火溫度升高，退火時(shí)兩相區(qū)奧氏體含量逐漸升高，相當(dāng)一部分被保留在室溫成為殘留奧氏體。但是由于710℃時(shí)，殘留奧氏體塊較大且分布不均勻，導(dǎo)致殘留奧氏體穩(wěn)定性下降，因此此溫度下塑性較差。而690℃時(shí)，殘留奧氏體尺寸相近且均勻彌散分布于鐵素體基體上，由圖7可知，此時(shí)奧氏體碳含量也相對(duì)較高，因此，殘留奧氏體也相對(duì)穩(wěn)定，塑性最好。

4結(jié)論

1)實(shí)驗(yàn)鋼在傳統(tǒng)C-Si-Mn鋼成分基礎(chǔ)上，添加適量Nb和Ni，得到了亞微米級(jí)別的晶粒尺寸，并且在室溫獲得了大量穩(wěn)定存在的殘留奧氏體;2)采用兩相區(qū)Q＆P工藝處理，得到了塊狀鐵素體+塊狀馬氏體+殘留奧氏體組織。基體為鐵素體，隨著退火溫度增加，殘留奧氏體含量逐漸增多，且殘留奧氏體晶粒逐漸增大;3)不同退火溫度下實(shí)驗(yàn)鋼表現(xiàn)出不同的力學(xué)性能，在690℃退火時(shí)，得到最佳的力學(xué)性能。其強(qiáng)度為1195MPa，斷后伸長(zhǎng)率為23.5%，強(qiáng)塑積達(dá)到28GPa?%。

作者：苗丹陽(yáng) 唐荻 趙征志 丁然 單位：北京科技大學(xué)冶金工程研究院

力學(xué)性能論文:熱處理對(duì)微晶玻璃力學(xué)性能的影響

過(guò)去的幾十年我國(guó)工業(yè)迅速發(fā)展的同時(shí)，增大了對(duì)礦產(chǎn)資源的需求量。而礦產(chǎn)資源開(kāi)采及選別過(guò)程中產(chǎn)生了諸如煤矸石、鐵尾礦類(lèi)大量的工業(yè)危險(xiǎn)固體廢棄物［1］，大量廢棄物的堆存帶來(lái)的諸如土壤、空氣和水體污染等一系列的問(wèn)題。長(zhǎng)期以來(lái)我國(guó)的一次能源消耗中70%來(lái)自煤炭。大量的煤炭開(kāi)采、選別過(guò)程中產(chǎn)生了占原煤產(chǎn)量10%～15%煤矸石［2］，大多數(shù)的煤矸石被露天堆放在陸地上，2014年統(tǒng)計(jì)數(shù)據(jù)表明，我國(guó)煤矸石的堆存量已經(jīng)達(dá)到50億噸，占地約1.2萬(wàn)公頃［3-4］。而鋼鐵行業(yè)發(fā)展中產(chǎn)生的鐵尾礦在工業(yè)固體廢棄物中的比例也越來(lái)越大，來(lái)自金屬礦山的尾礦堆存超過(guò)120億噸，鐵尾礦占到了其中的1/3［5-6］。我國(guó)煤矸石和鐵尾礦的堆存總量接近100億噸，已經(jīng)成為一個(gè)緊迫的環(huán)境問(wèn)題，因此對(duì)它們進(jìn)行資源化利用是相當(dāng)必要的。國(guó)內(nèi)外許多研究機(jī)構(gòu)、生產(chǎn)企業(yè)對(duì)煤矸石和鐵尾礦的資源化利用進(jìn)行了研究與報(bào)道，可大多數(shù)研究、應(yīng)用集中在制備傳統(tǒng)的低附加值建筑材料如水泥［7］、磚［8］。微晶玻璃具有高耐磨性、耐腐蝕強(qiáng)和機(jī)械性能高的細(xì)粒度多晶材料［9-10］，被廣泛的關(guān)注和應(yīng)用。通常煤矸石和鐵尾礦的礦物組成為長(zhǎng)石和石英［11-12］，主要化學(xué)成分為Fe、Al、Si等，以及其它的Na、Ti等次要與元素，這些礦物和化學(xué)元素是制備微晶玻璃所必需的條件。同時(shí)，煤矸石和鐵尾礦組分中SiO2含量可以達(dá)到70%，相比較粉煤灰、高嶺土和紅柱石等工業(yè)廢料和礦物質(zhì)，可以成為低成本的硅源生產(chǎn)微晶玻璃。本文采用熔融法澆鑄制備微晶玻璃，同時(shí)分析微晶玻璃的結(jié)晶行為、微觀結(jié)構(gòu)和性能，為研究煤矸石和鐵尾礦制備CaO-MgO-Al2O3-SiO2系微晶玻璃提供理論依據(jù)和技術(shù)基礎(chǔ)。

1實(shí)驗(yàn)原料與方法

1.1實(shí)驗(yàn)原料

實(shí)驗(yàn)選用房山煤矸石(煅燒后)和山西靈丘鐵礦尾礦，其化學(xué)成分列于表1。由表1可知，煤矸石、鐵尾礦原料中SiO2及Al2O3組分總計(jì)為79.35%和62.40%，原料中含有的TiO2，為微晶玻璃晶體成核提供了條件。煤矸石煅燒后其礦物成分以石英和鈣長(zhǎng)石為主，伴有少量白云母、赤鐵礦，鐵尾礦的礦物成分以石英為主，伴有角閃石、斜長(zhǎng)石等。為改善微晶玻璃使用性能和工藝性能，在煤矸石和鐵尾礦主要原料的基礎(chǔ)上，加入化學(xué)分析純二氧化硅與氧化鋁純作為成分調(diào)整劑，NaNO3與Sb2O3化學(xué)分析純作為澄清劑加入，調(diào)質(zhì)后的基礎(chǔ)玻璃的化學(xué)成分見(jiàn)表1。

1.2實(shí)驗(yàn)方法

1.2.1材料的預(yù)處理原狀煤矸石經(jīng)預(yù)先破碎至－2mm后烘干至含水率在1%以下，用裝料量為5kg質(zhì)量級(jí)配為鋼球60kg、鋼鍛40kg的SM500mm×500mm試驗(yàn)用球磨機(jī)粉磨，控制磨后細(xì)度為0.08mm方孔篩篩余10%以下，用CD-1400X型馬弗爐經(jīng)750℃煅燒3h去除原料有機(jī)雜質(zhì)。1.2.2微晶玻璃的制備實(shí)驗(yàn)將一定配比的原料與成分調(diào)節(jié)劑、澄清劑等原料置于剛玉坩堝，而后置入CD-1700X型馬弗爐，在1500℃下充分融化、澄清，保溫180min。將均一的熔漿體澆鑄成12cm×12cm×4cm的正方體大塊并迅速放入650℃的晶化爐保溫2h，以1℃/min降至室溫以消除玻璃內(nèi)應(yīng)力。在馬弗爐內(nèi)升溫至1450℃，并保溫4h充分澄清、均化。將均一的熔漿體澆鑄成12cm×12cm×4cm的正方體大塊并迅速放入650℃的晶化爐保溫5h，以1℃/min降至室溫以消除玻璃內(nèi)應(yīng)力。將上述玻璃大塊切磨成6mm×10mm×40mm長(zhǎng)條試塊。分別置于不同的核化溫度(680、720、760、800)℃和核化時(shí)間3h、晶化溫度(920、960、1000、1040)℃和晶化時(shí)間1h條件下，進(jìn)行強(qiáng)度測(cè)試。實(shí)驗(yàn)所用的強(qiáng)度測(cè)試方法按照GB/T6569－2006《精細(xì)陶瓷彎曲強(qiáng)度試驗(yàn)方法》進(jìn)行。DSC分析采用差熱分析儀(STA409C/CDNetzschGertebauGmbH，selb);XRD分析儀為M21X超大功率X射線衍射儀，額定管電壓20～60kV，最大額定電流500mA;SEM分析所用儀器為聚焦離子束場(chǎng)發(fā)射掃描電子顯微鏡。

2結(jié)果與討論

2.1熱分析與組成

差示掃描量熱法(DSC)能夠精確的測(cè)定物質(zhì)與熱量有關(guān)的物理化學(xué)反應(yīng)，為微晶玻璃的核化和晶化溫度的確定提供了重要依據(jù)［13］。將1500℃熔融的煤矸石鐵尾礦微晶玻璃漿體急冷水淬，制備成水淬渣，經(jīng)過(guò)烘干、破碎、研磨至74μm基礎(chǔ)玻璃粉末進(jìn)行DSC分析。圖1為煤矸石鐵尾礦基礎(chǔ)玻璃的熱分析曲線，從圖1中可見(jiàn)DSC曲線上有2處明顯的與熱相關(guān)的反應(yīng):即745℃的吸熱反應(yīng)和917℃的放熱反應(yīng)。745℃的吸熱峰是轉(zhuǎn)變溫度，不是核化吸熱，而是在熱處理中基礎(chǔ)玻璃粉末吸熱發(fā)生軟化變形后微觀結(jié)構(gòu)重排引起的。實(shí)際上，玻璃轉(zhuǎn)變溫度為700～800℃溫度區(qū)間。為了討論微晶玻璃制備中核化溫度的影響，選擇核化溫度為680、720、740和760℃。917℃處尖銳的放熱峰，為玻璃的析晶放熱反應(yīng)，為了討論微晶玻璃制備中晶化溫度的影響，選擇晶化溫度為900、940、980和1020℃。

2.2核化溫度對(duì)微晶玻璃結(jié)構(gòu)和性能的影響

玻璃的主晶相的種類(lèi)和數(shù)量被原料成分控制，而玻璃的結(jié)構(gòu)和性能受熱處理工藝制度影響［14］。為了優(yōu)化玻璃的熱處理溫度，將微晶玻璃在680、720、740和760℃下核化3h，所得的不同核化溫度微晶玻璃X射線衍射結(jié)果如圖2所示。圖2曲線(1)中經(jīng)核化后的微晶玻璃試樣，在2θ=26.48°、29.66°與43.22°處顯示有晶體小峰，其主晶相為普通輝石(Ca(Mg，F(xiàn)e，Al)(Si，Al)2O6)，說(shuō)明玻璃試樣中已經(jīng)有部分晶核的形成。此外，由于XRD譜中含有數(shù)目眾多的毛刺小峰，說(shuō)明微晶玻璃中含有一定數(shù)量的玻璃相。曲線(2)～(4)中，玻璃試樣經(jīng)720、760和800℃核化保溫3h后，微晶玻璃試樣析出晶相種類(lèi)均為普通輝石，但是隨溫度從720℃升高到800℃，衍射峰呈現(xiàn)逐漸增強(qiáng)趨勢(shì)，說(shuō)明析出的普通輝石晶相數(shù)量有變化，曲線(4)中經(jīng)800℃的核化處理后的微晶玻璃試樣，其主晶相衍射峰最強(qiáng)。圖3為微晶玻璃經(jīng)1%HF溶液腐蝕、清洗、干燥并噴碳處理，經(jīng)用掃描電子顯微鏡對(duì)核化后(680、720、740、760℃)保溫2h的4組樣品進(jìn)行了SEM和EDS分析圖。從圖3的SEM中可以觀察到微球狀顆粒析出，且隨著核化溫度的升高，微球狀顆粒的分布越來(lái)越均勻，致密度也相應(yīng)的提高。從圖3(a)中可以看出，核化溫度為680℃時(shí)開(kāi)始出現(xiàn)微晶玻璃的單粒狀晶體，也出現(xiàn)了幾個(gè)粒徑較大的球狀晶粒，晶粒尺寸約為200nm，其中還存在少數(shù)晶粒為30～40nm不等的小晶粒，這些微晶粒的出現(xiàn)，預(yù)示著試樣結(jié)晶的開(kāi)始。對(duì)粒狀晶體1進(jìn)行EDS半定量分析，并結(jié)合圖2的XRD分析可知，該晶體為普通輝石。圖3(b)中經(jīng)720℃核化處理后，微晶玻璃的晶粒開(kāi)始變小而且均勻化，晶粒尺寸為30～100nm，視域中可見(jiàn)個(gè)別形貌清晰的晶粒凝聚的現(xiàn)象，圖中左上角的團(tuán)簇由若干個(gè)30～40nm晶粒凝聚而成約100nm微晶粒，同時(shí)在右下角區(qū)域可見(jiàn)粒徑在100nm以下的微球粒。經(jīng)760℃核化后的微晶玻璃中出現(xiàn)納米級(jí)別的微晶粒數(shù)量增多，遍布于整個(gè)視域中，晶粒大小更加均勻，晶粒尺寸為50～100nm，圖中可見(jiàn)個(gè)別粒徑較大的晶粒，由若干個(gè)30～40nm晶粒團(tuán)簇凝聚而成，其粒徑約200nm。800℃核化后的SEM圖3(d)中，可以觀察到晶粒比較典型的凝聚成團(tuán)的現(xiàn)象，晶粒呈現(xiàn)大量凝聚，納米級(jí)的晶粒邊界開(kāi)始消失［14］。由于彎曲強(qiáng)度離散性小，準(zhǔn)確可靠，而且試樣容易制備，因而彎曲強(qiáng)度作為考察微晶玻璃強(qiáng)度的主要指標(biāo)之一［15］。將經(jīng)過(guò)核化保溫的4組微晶玻璃試樣，以5℃?min－1升溫速率勻速升溫至900℃后，晶化保溫1h，分析核化溫度對(duì)彎曲強(qiáng)度的影響。經(jīng)過(guò)測(cè)得的數(shù)據(jù)，得到不同的核化溫度對(duì)微晶玻璃彎曲強(qiáng)度影響的關(guān)系圖4。從圖4中可以看出，在晶化溫度為900℃保溫1h條件下，試樣的彎曲強(qiáng)度呈現(xiàn)為隨著核化溫度的升高，核化溫度為760℃的微晶玻璃試樣強(qiáng)度最大，達(dá)到204.32MPa。隨著核化溫度的進(jìn)一步提高，微晶玻璃的彎曲強(qiáng)度減小，當(dāng)核化溫度達(dá)到800℃時(shí)，微晶玻璃試樣彎曲強(qiáng)度下降到156.47MPa。結(jié)合圖3可知，隨著核化溫度的升高，微晶玻璃的晶粒數(shù)量呈增大趨勢(shì)，致密度提高，且晶粒分布越來(lái)越均勻，雖然有大量細(xì)小均勻的晶粒產(chǎn)生，但微晶玻璃內(nèi)仍有大量連續(xù)的玻璃體存在(由圖2可知)，微晶玻璃材料的破壞通常是沿著晶界玻璃體進(jìn)行的，由于基體內(nèi)玻璃體的存在斷裂強(qiáng)度較大，所以微晶玻璃的彎曲強(qiáng)度較低［16］。760℃核化處理后，微晶玻璃基體內(nèi)晶粒明顯增多，其內(nèi)部玻璃體減少，玻璃體的連續(xù)被打破，晶粒間分布均勻致密，此時(shí)微晶玻璃有最大的彎曲強(qiáng)度值。而800℃核化后，微晶玻璃內(nèi)部的微觀組織出現(xiàn)缺陷，這可嫩由于過(guò)高的核化溫度使得晶粒凝聚、重熔導(dǎo)致微晶玻璃內(nèi)部過(guò)大的組織應(yīng)力而出現(xiàn)微裂紋，從而使微晶玻璃的彎曲強(qiáng)度下降［16］。

2.3晶化溫度對(duì)微晶玻璃結(jié)構(gòu)和性能的影響

為了確定微晶玻璃優(yōu)化的熱處理溫度，將基礎(chǔ)玻璃試樣在760℃下核化3h，然后在900、940、980和1020℃晶化處理1h，所得微晶玻璃試樣的X射線衍射結(jié)果如圖5所示。由不同的晶化溫度得到的XRD可以看出，在900、940、980和1020℃晶化溫度下得到的主晶相為普通輝石(Ca(Mg，F(xiàn)e，Al)(Si，Al)2O6)。在2θ角等于30°和35°時(shí)，XRD曲線中有非晶相引起的比較平緩饅頭峰，這說(shuō)明微晶玻璃試樣中不僅存在普通輝石的晶態(tài)結(jié)構(gòu)，同時(shí)也有未完全結(jié)晶的非晶成分，饅頭峰整體比較平緩，說(shuō)明晶化處理后的微晶玻璃析晶情況良好。隨著晶化溫度從900℃升高到1020℃，主晶相普通輝石的衍射峰呈現(xiàn)逐漸增強(qiáng)趨勢(shì)，曲線(3)中微晶玻璃試樣在980℃的晶化處理后，主晶相衍射峰最強(qiáng)，當(dāng)晶化處理溫度升高到1020℃時(shí)，曲線(4)中的晶體衍射峰減弱。圖6為經(jīng)900、940、980和1020℃晶化處理后的微晶玻璃試樣的SEM圖。試樣經(jīng)過(guò)核化后，通過(guò)晶化處理能夠使數(shù)目眾多的晶核形成。經(jīng)過(guò)900℃晶化處理的圖6(a)中，有大量形貌接近于圓形形態(tài)的晶粒生成，一些晶粒尺寸30～50nm的晶粒團(tuán)聚在一起，排列緊密，同時(shí)視域中左上角還存在一些尺寸約100nm的晶粒，晶體排列相對(duì)疏松。隨著晶化溫度的升高，940℃晶化處理的圖片6(b)中可以觀察到晶粒比較典型的凝聚成團(tuán)的現(xiàn)象，大量尺寸約100nm的晶粒之間排列緊密，晶粒間的邊界相對(duì)于圖6(a)晶粒尺寸增大，其形狀更趨向規(guī)則化且結(jié)構(gòu)致密。這對(duì)提高微晶玻璃的物化性能有利，是比較理想的晶化處理結(jié)果。與圖6(b)相比較，圖6(c)中尺寸約100nm的晶粒間相互接觸，但晶粒邊界清晰可見(jiàn)，圖中區(qū)域出現(xiàn)兩塊大的晶粒凝聚，晶粒間的邊界開(kāi)始消失。在圖6(d)中，試樣隨著溫度的升高的延長(zhǎng)，在整個(gè)空間內(nèi)出現(xiàn)了晶粒的大量凝聚，在團(tuán)簇體中的某些區(qū)域，已經(jīng)觀察不到納米晶粒的邊界，部分晶粒已發(fā)生重熔。圖7為晶化后的微晶玻璃試樣與彎曲強(qiáng)度的關(guān)系。可以看出，隨著晶化溫度的升高，彎曲強(qiáng)度值呈現(xiàn)先增大而后降低的趨勢(shì)，在980℃時(shí)彎曲強(qiáng)度的最大值達(dá)到236.63MPa。當(dāng)晶化溫度為1020℃時(shí)，彎曲強(qiáng)度下降到199.27MPa。微晶玻璃的力學(xué)性質(zhì)不僅受晶體粒晶(材料構(gòu)成)的影響，還受到的氣孔、裂紋、微應(yīng)力，玻璃相和自身空隙等的大小、分布、形狀和分布狀態(tài)等因素影響。如將這些影響因素，可以認(rèn)為，微晶玻璃的粒晶越小，成核密度越大，則強(qiáng)度越高。結(jié)合圖6可知，隨著晶化溫度的升高，微晶玻璃試樣形成晶粒數(shù)量逐漸增多，晶體含量增加，且晶粒分布越來(lái)越均勻，致密度提高。在980℃晶化處理后，微晶玻璃基體內(nèi)產(chǎn)生了大量細(xì)小均勻的晶粒，整體析晶狀況良好，此時(shí)微晶玻璃有最大的彎曲強(qiáng)度值。而1020℃晶化后，微晶玻璃內(nèi)部的微觀組織出現(xiàn)缺陷，發(fā)生了晶粒回收的重熔現(xiàn)象，導(dǎo)致晶體內(nèi)部結(jié)構(gòu)產(chǎn)生了缺陷，試樣的彎曲強(qiáng)度反而降低。

3結(jié)論

1)利用煤矸石和鐵尾礦為主要原料，可以制備具有優(yōu)異機(jī)械強(qiáng)度的CaO-MgO-Al2O3-SiO2體系微晶玻璃，其主晶相為普通輝石(Ca(Mg，F(xiàn)e，Al)(Si，Al)2O6);2)通過(guò)熱處理制度對(duì)微晶玻璃結(jié)構(gòu)和性能的研究可知，煤矸石鐵尾礦在最佳熱處理制度為:760℃核化3h，晶化溫度980℃，保溫1h的條件下，可制備抗彎強(qiáng)度為236.63MPa的微晶玻璃;3)隨熱處理溫度升高，煤矸石鐵尾礦微晶玻璃主晶相的種類(lèi)沒(méi)有改變，但其衍射峰呈現(xiàn)先增強(qiáng)后減小的趨勢(shì)。同時(shí)，微晶玻璃的彎曲強(qiáng)度會(huì)提高，但熱處理溫度過(guò)高內(nèi)部就會(huì)出現(xiàn)晶粒凝聚、重熔導(dǎo)致微晶玻璃內(nèi)部過(guò)大的組織應(yīng)力而出現(xiàn)微裂紋，從而使微晶玻璃的彎曲強(qiáng)度下降。

作者：王長(zhǎng)龍 梁寶瑞 鄭永超 劉世昌 楊建 單位：北京科技大學(xué)土木與環(huán)境工程學(xué)院工業(yè)典型污染物資源化處理北京市重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室 河北工程大學(xué)土木工程學(xué)院 清華大學(xué)材料科學(xué)與工程學(xué)院先進(jìn)材料教育部

力學(xué)性能論文:水滑石對(duì)EVA阻燃及力學(xué)性能的影響

乙烯-醋酸乙烯共聚物(EVA)具有良好的耐沖性和耐應(yīng)力開(kāi)裂性，在較寬溫度范圍內(nèi)有良好的柔韌性，在日常生活中應(yīng)用相當(dāng)廣泛，但其氧指數(shù)僅為19，極易燃燒，且燃燒產(chǎn)物含有一氧化碳，所以對(duì)其進(jìn)行阻燃研究一直是個(gè)熱門(mén)課題[1-3]。目前我國(guó)常用的阻燃劑有鹵系阻燃劑和無(wú)機(jī)阻燃劑，由于鹵系阻燃劑燃燒時(shí)會(huì)釋放大量煙霧和有毒氣體，目前已逐漸被限制使用。無(wú)機(jī)系阻燃劑具有安全性好、無(wú)毒、對(duì)環(huán)境影響小、應(yīng)用面廣且原料豐富等優(yōu)點(diǎn)，在市場(chǎng)上所占份額日益增加[4]。氫氧化鋁與氫氧化鎂是無(wú)機(jī)系阻燃劑中用量最大的兩種[5]，Mg(OH)2是一種添加型高抑煙阻燃劑,具有很好的抑煙效果，但其在有機(jī)材料中的分散性和相容性較差，無(wú)法直接用作阻燃劑[6]；而鋁化合物阻燃劑必須經(jīng)過(guò)大量的填充，才能起到阻燃效果，從而影響了材料的力學(xué)性能[4]。水滑石是一種層柱狀雙金屬氫氧化物（簡(jiǎn)稱(chēng)LDHs），既兼具了Mg(OH)2和Al(OH)3的優(yōu)點(diǎn)，又客服了各自的不足[7]。LDHs層間含有CO32-和結(jié)晶水，層板上有大量羥基，添加到聚合物中的鎂鋁水滑石阻燃劑受熱分解時(shí)，放出的二氧化碳和水能稀釋可燃?xì)怏w濃度并隔絕氧氣的進(jìn)一步侵入，從而減弱火勢(shì)，達(dá)到阻燃的目的[8]。而分解產(chǎn)生的MgO和Al2O3可形成隔熱層；同時(shí)受熱分解時(shí)吸收大量的熱量，降低燃燒體系的溫度。由此可見(jiàn)，LDHs具有阻燃、消煙、填充等多種功能，是一種發(fā)展前途廣闊的阻燃劑新品種[9]。本文主要通過(guò)微波晶化法合成含有不同層間陰離子插層組裝的錳鎂鋁水滑石，與EVA混合制備水滑石含量分別為5%和20%的復(fù)合材料，并對(duì)復(fù)合材料進(jìn)行阻燃性能和力學(xué)性能的測(cè)定。

1實(shí)驗(yàn)部分

1.1微波晶化插層法制備錳鎂鋁水滑石

稱(chēng)取5.8g硬脂酸于加入100mL蒸餾水的四口瓶中，在70℃、氮?dú)獗Ｗo(hù)條件下溶解。待完全溶解后，用10mL1.0mol?L-1的Al(NO3)3，39.5mL1.0mol?L-1的Mg(NO3)2及1.0mL0.5mol?L-1的Mn(NO3)2的混合溶液進(jìn)行滴定，控制滴定速率，使其約1h完成，最后用1.2mol?L-1的NaOH溶液調(diào)節(jié)pH值為7~8。在70℃下晶化1.5h。最后，將反應(yīng)漿液倒入干凈的大燒杯中，在微波爐中微波30min。微波后的漿液經(jīng)洗滌，抽濾，干燥，粉碎及過(guò)篩之后獲得硬脂酸插層的錳鎂鋁水滑石粉末。采用同樣的方法獲得硼酸、十二烷基硫酸鈉及碳酸根插層的錳鎂鋁水滑石粉末。其中，碳酸根插層時(shí)用Na2CO3和NaOH的混合堿液代替NaOH溶液進(jìn)行滴定，無(wú)需進(jìn)行氮?dú)獗Ｗo(hù)。采用混合陰離子溶液進(jìn)行插層的時(shí)候，方法與上面相似。將5.8g硬脂酸、6.0g硼酸、6.0g十二烷基硫酸鈉一起溶于蒸餾水中，分別用1.2mol?L-1的NaOH溶液和混合堿液進(jìn)行滴定，以下步驟與上面方法相同。分別獲得混合陰離子插層不含CO32-錳鎂鋁水滑石粉末和混合陰離子插層含CO32-的錳鎂鋁水滑石粉末。以上晶化法合成的碳酸根插層錳鎂鋁水滑石，硼酸根插層錳鎂鋁水滑石，硬脂酸插層錳鎂鋁水滑石，十二烷基硫酸根插層錳鎂鋁水滑石，硼酸根、十二烷基硫酸根、硬脂酸根混合插層錳鎂鋁水滑石，硼酸根、十二烷基硫酸根、硬脂酸根、碳酸根混合插層錳鎂鋁水滑石，本文分別簡(jiǎn)寫(xiě)為：LDHC、LDHB、LDHC18、LDHC12、LDHM3、LDHM4。

1.2改性水滑石與EVA制備復(fù)合材料

本實(shí)驗(yàn)采用轉(zhuǎn)矩測(cè)量?jī)x混料，設(shè)定溫度為150℃，轉(zhuǎn)速60r?min-1,將各種陰離子插層錳鎂鋁水滑石樣品按5%、20%的比例添加到EVA28中，混合后加入到轉(zhuǎn)矩測(cè)量?jī)x，混合時(shí)間為10min。出料后立即壓板，防止產(chǎn)生過(guò)多氣泡，影響測(cè)定結(jié)果，取出后壓片，熱壓溫度為135℃，熱壓時(shí)間為2min，壓力10MPa；之后再冷壓，阻燃系數(shù)測(cè)定板厚為3mm，力學(xué)性能測(cè)定板厚為1mm，壓板后用模具切割出各種尺寸的樣條，供性能測(cè)試。

1.3FT-IR測(cè)定

FT-IR分析技術(shù)已廣泛應(yīng)用于獲取水滑石層間陰離子、結(jié)晶水及層中晶格氧振動(dòng)及雜質(zhì)的有關(guān)信息。實(shí)驗(yàn)所用儀器為美國(guó)生產(chǎn)的Avatar360型FT-IR紅外分光光度計(jì)，測(cè)定波數(shù)范圍為400~4000cm-1。

1.4XRD測(cè)定

實(shí)驗(yàn)所用儀器為日本理學(xué)生產(chǎn)的D/MAX2200VPC型X射線衍射儀，Cu_Kα輻射源，輻射源，管電壓40kV，管電流30mA。

1.5氧指數(shù)測(cè)定

實(shí)驗(yàn)所用儀器為江寧縣分析儀器廠生產(chǎn)的JF-3型氧指數(shù)測(cè)定儀。參照GB/T2406-1993的方法測(cè)定氧指數(shù)，氧指數(shù)樣條尺寸：長(zhǎng)120mm，寬6.5mm，厚3.0mm。根據(jù)實(shí)驗(yàn)需要設(shè)定氧氣瓶、氮?dú)馄繗鈮簽?.4MPa，根據(jù)實(shí)驗(yàn)需要設(shè)定氧氣、氮?dú)獾牧髁浚鞑糠謿鈮簹饬鞣€(wěn)定后將標(biāo)記好長(zhǎng)度的樣品放入燃燒池，點(diǎn)燃，記錄時(shí)間，不斷調(diào)整氧氣氮?dú)獾陌俜直龋沟脴悠啡紵臅r(shí)間恰好為3min，記錄氧氣百分比。

1.6力學(xué)性能測(cè)定

此性能測(cè)試采用微機(jī)控制電子萬(wàn)能試驗(yàn)機(jī)，儀器設(shè)定為大變形非金屬測(cè)定，試樣速度為50mm?min-1,標(biāo)距25mm，將樣品裝入儀器，上下固定牢靠，測(cè)定結(jié)束后，保存測(cè)量結(jié)果，調(diào)出數(shù)據(jù)。

2結(jié)果與討論

2.1FT-IR分析

由圖1可以看出，產(chǎn)物均在3460cm-1附近出現(xiàn)層中-OH的氫氧鍵伸縮振動(dòng)峰[10]，這是由于水滑石層間含有大量的羥基。由于樣品表面吸附和層間空隙插入了一定數(shù)量的H2O，因此，在1634cm-1附近出現(xiàn)結(jié)晶水的-OH的彎曲振動(dòng)峰。從紅外譜圖可以看出LDHC表面吸附或晶格層間插入的水分子含量最多。波數(shù)1562cm-1處為硬脂酸的C=O鍵不對(duì)稱(chēng)伸縮振動(dòng)峰，波數(shù)為1236cm-1出現(xiàn)的吸收峰均為十二烷基硫酸根離子的S=O伸縮振動(dòng)峰，1365cm-1的吸收峰屬于碳酸根中C-O的面內(nèi)彎曲振動(dòng)特征峰。從紅外譜圖(a)分析可知，本實(shí)驗(yàn)成功地將碳酸根插層到錳鎂鋁水滑石。從紅外譜圖(d)分析可知，本實(shí)驗(yàn)成功地將硬脂酸根插層到錳鎂鋁水滑石。在(e)譜圖中的波數(shù)1090cm-1、1038cm-1附近的吸收峰為SO42-的特征吸收峰[11]，由此可知，本實(shí)驗(yàn)成功的將十二烷基硫酸根插層的錳鎂鋁水滑石。在(f)譜圖中的波數(shù)1012cm-1、850cm-1處的吸收對(duì)應(yīng)B-O鍵的伸縮振動(dòng)[12]，由此可知，本實(shí)驗(yàn)成功地將硼酸根插層到錳鎂鋁水滑石。在譜圖(b)、(c)中，既含有波數(shù)1090cm-1、1038cm-1附近SO42-的特征吸收峰，又含有波數(shù)為1562cm-1C=O鍵不對(duì)稱(chēng)伸縮振動(dòng)峰。所以，可以認(rèn)為在混合組裝插層時(shí)，成功地將十二烷基硫酸根和硬脂酸根同時(shí)插層到錳鎂鋁水滑石。

2.2XRD分析

由圖2可看出，六種插層組裝的水滑石均表現(xiàn)出反映水滑石的層狀結(jié)構(gòu)(003)、(006)和(012)晶面的特征衍射峰和反映層板結(jié)構(gòu)的(110)晶面的特征衍射峰[13]，說(shuō)明均成功合成出了錳鎂鋁水滑石；此外，相比于譜圖2(a)，其他譜圖的(006)晶面衍射峰位置向小角度偏移，而(110)晶面附近的衍射峰位置沒(méi)有發(fā)生變化，說(shuō)明不同陰離子插層進(jìn)入層間后，引起了層間距的變化，并沒(méi)有影響水滑石層板結(jié)構(gòu)。2(d)和2(e)的(003)衍射峰不明顯，說(shuō)明無(wú)機(jī)相的長(zhǎng)程有序結(jié)構(gòu)被破壞，LDH片層被剝離分散形成層離型結(jié)構(gòu)[14]。從圖2還可看出碳酸根插層錳鎂鋁水滑石(LDHC)基線低且平穩(wěn)，衍射峰峰型窄而尖且無(wú)其他雜質(zhì)峰，表明晶面生長(zhǎng)的有序程度最高，結(jié)晶度好，晶相單一。

2.3阻燃性能分析

極限氧指數(shù)（LOI）是指在規(guī)定條件下，試樣在氧、氮混合氣流中，維持平穩(wěn)燃燒所需的最低氧氣濃度，以氧所占的體積百分?jǐn)?shù)表示。LOI的大小表示了材料相對(duì)的燃燒難易程度。從表1可以看出，六種類(lèi)水滑石/EVA復(fù)合材料的氧指數(shù)較純EVA28都有一定程度的提升，5%LDHB摻雜后提升最低為0.7%，而摻雜20%LDHC后EVA的阻燃性能提升最高，達(dá)到6.5%，說(shuō)明各種阻燃劑對(duì)EVA均有阻燃作用。類(lèi)水滑石受熱分解時(shí)，由于吸熱，會(huì)降低EVA表面溫度，釋放出的水蒸氣能稀釋可燃?xì)怏w濃度；同時(shí)，由于類(lèi)水滑石特殊的層狀結(jié)構(gòu)賦予其較大的比表面積，可以吸附EVA燃燒過(guò)程產(chǎn)生的微粒和有害氣體，從而起到消煙作用；分解產(chǎn)生的氧化鎂、氧化鋁、氧化鋅等殘余物形成隔熱層，并隔絕空氣中的氧氣，從而起到阻燃作用。除了LDHC12-EVA復(fù)合材料外，其他復(fù)合材料是均隨著水滑石含量的增大而呈增大的趨勢(shì)，LDHC12-EVA復(fù)合材料隨著水滑石含量的增大而呈減小的趨勢(shì)，原因是由于層間插入的十二烷基硫酸根中含有大量碳?xì)淞颍鸬搅酥嫉男Ч：繛?0%的LDHC-EVA極限氧指數(shù)最高，是由于其含有的水分子數(shù)量最多，吸熱釋放的結(jié)晶水最多。

2.4力學(xué)性能分析

實(shí)驗(yàn)所用儀器為深圳市瑞格爾儀器有限公司生產(chǎn)的微機(jī)控制電子萬(wàn)能試驗(yàn)機(jī)，拉伸速率為50mm/min，間距為25mm。從表2可以看出，復(fù)合材料的斷裂拉伸強(qiáng)度較純EVA28均有所提升，摻雜5%LDHC后EVA斷裂拉伸強(qiáng)度最高提升12.14MPa，摻雜20%LDHM3后EVA的提升幅度最小，為0.64MPa，摻雜5%LDHC12后EVA的斷裂伸長(zhǎng)率提高282.1%；隨著水滑石含量的升高，復(fù)合材料的力學(xué)性能有所下降，這主要是由于添加量較高時(shí)水滑石在EVA基體中分散性較差，影響了EVA分子之間的結(jié)合力，從而對(duì)其力學(xué)性能產(chǎn)生不利影響；添加量為20%時(shí)，LDHM4-EVA的斷裂伸長(zhǎng)率最小為933.3%，較EVA28下降6.3%，下降幅度較小，可能是因?yàn)榻Y(jié)晶度增加，對(duì)拉伸強(qiáng)度有好處，但結(jié)晶程度太高，則會(huì)導(dǎo)致斷裂伸長(zhǎng)率的降低。各類(lèi)復(fù)合材料在提高阻燃效率的同時(shí)，它們的機(jī)械性能并沒(méi)有出現(xiàn)明顯下降的趨勢(shì)，所以可以作為良好的阻燃劑。

3結(jié)論

1）通過(guò)傅立葉紅外光譜分析可證明，該實(shí)驗(yàn)成功地將硬脂酸、十二烷基硫酸根、硼酸根插層到水滑石層間。同時(shí)，LDHM3和LDHM4的譜圖相似，基本相同，并沒(méi)有因?yàn)樘妓岣募尤胗忻黠@變化，所以可以得出結(jié)論：硬脂酸、十二烷基硫酸根對(duì)水滑石的的插層能力比碳酸根更強(qiáng)。2）XRD譜圖分析可表明，插層的水滑石的特征衍射峰與碳酸根型水滑石相比發(fā)生明顯的小角度偏移，說(shuō)明硬脂酸、十二烷基硫酸根、硼酸根等陰離子成功的插層到水滑石層間。3）氧指數(shù)分析可看出，六種類(lèi)水滑石/EVA復(fù)合材料的氧指數(shù)較純EVA28都有一定程度的提升，摻雜20%LDHC后EVA的阻燃性能提升6.5%，阻燃效果明顯。除了LDHC12-EVA復(fù)合材料外，其他復(fù)合材料的氧指數(shù)分別隨著水滑石添加量的加大而呈增大的趨勢(shì)，但是增幅較小。LDHC12-EVA復(fù)合材料隨著水滑石添加量的加大而呈減小，原因可能是層間插入的十二烷基硫酸根是有機(jī)離子，起到了助燃的效果。4）力學(xué)性能測(cè)試數(shù)據(jù)分析表明，水滑石的添加量對(duì)復(fù)合材料的力學(xué)性能有一定影響，摻雜5%LDHC后EVA斷裂拉伸強(qiáng)度提升12.14MPa，斷裂伸長(zhǎng)率較EVA28也提高147.3%，而即使摻雜量達(dá)到20%，EVA的力學(xué)性能也沒(méi)有受到顯著影響，所以相比容易影響材料力學(xué)性能的Mg(OH)2和Al(OH)3而言，錳鎂鋁水滑石可作為良好的阻燃劑。

作者：張曉璐 丁彤 王麗麗 馬智 單位：天津大學(xué)化工學(xué)院 東北林業(yè)大學(xué)理學(xué)院

力學(xué)性能論文:微觀組織對(duì)力學(xué)性能的影響

熱機(jī)械加工工藝在工業(yè)部件制造中有著及其重要的作用，其不僅可用來(lái)獲得預(yù)期的加工工件形狀，還可得到預(yù)期的材料微觀結(jié)構(gòu)及織構(gòu)演變。相比其他強(qiáng)化機(jī)制，晶粒細(xì)化是唯一一種可以同時(shí)提高材料強(qiáng)度和韌性的機(jī)制。因此，細(xì)化晶粒成為熱機(jī)械加工工藝的重要研究目的。細(xì)化晶粒有很多優(yōu)點(diǎn)，包括:(1)避免添加貴重的合金元素，從而減少成本，促進(jìn)再循環(huán);(2)無(wú)需額外的固溶時(shí)效熱處理工藝來(lái)提高強(qiáng)度，從而降低了制作消耗;(3)提高了金屬的可焊性;(4)為二次加工提供適當(dāng)溫度下的高應(yīng)變速率超塑性［1－2］。大塑性變形被認(rèn)為是制備超細(xì)晶化材料的重要工藝，因此對(duì)大塑性變形制備高性能的金屬和合金的工藝參數(shù)和流程路線進(jìn)行了大量的研究，等徑角擠壓(ECAP)、高壓扭轉(zhuǎn)變形(HPT)、多向鍛(MAF)以及累積疊軋焊(ARB)等大塑性變形工藝隨之被開(kāi)發(fā)。然而，這些工藝中的復(fù)雜模具形狀限制了其應(yīng)用范圍，因此只能適用于實(shí)驗(yàn)室規(guī)模。盡管多向鍛(MAF)及累積疊軋焊(ARB)具有可開(kāi)發(fā)且適用于大規(guī)模工業(yè)生產(chǎn)的應(yīng)用前景，但是由于其自身的間歇批生產(chǎn)工藝，限制了效益最優(yōu)化。另外，累積疊軋技術(shù)只能應(yīng)用于板材的生產(chǎn)，極大地限制了其應(yīng)用［3－6］。目前，大塑性變形細(xì)化晶粒工藝主要應(yīng)用于低強(qiáng)度、低塑性的單相金屬或合金，然而KumarP等［7］對(duì)高強(qiáng)度雙相合金的大塑性變形工藝也進(jìn)行了研究。采用大塑性變形工藝來(lái)得到高強(qiáng)度珠光體雙相鋼的晶粒細(xì)化，并分析了對(duì)硬度的影響規(guī)律。綜上所述，大塑性變形工藝可以通過(guò)超細(xì)化晶粒來(lái)顯著提高力學(xué)性能。鑄態(tài)鈦合金通常要經(jīng)過(guò)一系列熱機(jī)械加工流程，β相的體積分?jǐn)?shù)會(huì)隨溫度的升高而增加，從而影響合金的力學(xué)性能。同時(shí)，溫度對(duì)晶體織構(gòu)的產(chǎn)生也有重要的影響。溫軋作為一種有效細(xì)化晶粒的途徑可制備高強(qiáng)度低彈性模量的鈦合金。HaoYL和ZhangZB等［8－9］通過(guò)熱模鍛和溫軋研究Ti－24Nd－4Zr－8Sn合金的晶粒細(xì)化過(guò)程，并分析了細(xì)化晶粒對(duì)力學(xué)性能的影響。韓雄偉等對(duì)鈦合金等通道轉(zhuǎn)角擠壓時(shí)工藝參數(shù)進(jìn)行了數(shù)值模擬分析及優(yōu)化處理，并分析了不同條件下材料的微觀組織［10］。考慮到溫軋工藝對(duì)材料組織性能的綜合影響，本文研究目的是通過(guò)多道溫軋工藝制備超細(xì)晶化的Ti－6Al－4V合金，同時(shí)研究了工藝參數(shù)對(duì)組織、力學(xué)性能的綜合影響，獲得較優(yōu)的軋制工藝。

1實(shí)驗(yàn)過(guò)程及數(shù)據(jù)

實(shí)驗(yàn)所用原始材料是熱鍛后直徑為Φ150mm的兩相Ti－6Al－4V合金棒材，其標(biāo)定化學(xué)成分如表1所示。從原始棒材截取45mm×45mm×200mm的板坯，分別在650，700和750℃下進(jìn)行溫軋，總壓下量約92%，總應(yīng)變?yōu)?.6。在軋輥機(jī)上多道間歇加熱的槽紋軋輥上進(jìn)行軋制。經(jīng)過(guò)每道軋輥時(shí)，板坯旋轉(zhuǎn)1/4圈，從而改變90°的軋制方向，最終，合金經(jīng)過(guò)水淬來(lái)保持高溫下的組織。沿長(zhǎng)度方向取標(biāo)距為25mm、直徑為Φ6.25mm的圓棒作為拉伸試樣。試樣經(jīng)過(guò)拋光后，用凱勒試劑腐蝕后進(jìn)行金相觀察。采用電子背散射衍射(EBSD)技術(shù)測(cè)試顯微織構(gòu)，并通過(guò)TSLOIM6軟件采集分析晶粒取向數(shù)據(jù)。

2實(shí)驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1顯微組織演化

如圖1中Ti－6Al－4V合金的掃描電鏡下和光學(xué)顯微鏡下所示，原始材料中α相的平均晶粒尺寸為15μm。圖2為T(mén)i－6Al－4V合金在650，700和750℃下，均勻累積應(yīng)變?yōu)?.6時(shí)的多道次溫軋后的合金微觀結(jié)構(gòu)。由圖2可見(jiàn)，與單一相結(jié)構(gòu)相比，初始微觀組織中包含(α+β)雙相結(jié)構(gòu)，在軋制過(guò)程中將獲得完全不同的結(jié)果。軋制后的層狀雙相板材試樣中，β幾乎不可見(jiàn)。不同軋制溫度下，可觀察到完整的β相碎片及其在α相中的均勻分布。650℃下，β相非常細(xì)小，且均勻分布在試樣的橫斷面上，如圖2a所示。隨著軋制溫度的升高，β相的尺寸呈單調(diào)遞增的趨勢(shì)，如圖2c和圖2e所示。為進(jìn)一步觀察微觀組織演化過(guò)程，采用EBSD對(duì)材料不同成形階段的相組織進(jìn)行分析，如圖3所示。由圖3a、圖3c和圖3e可分析出變形過(guò)程中沿邊界部分β相的分布情況。對(duì)比兩相比例不難發(fā)現(xiàn)，隨著成形溫度的不斷升高，β相所占比重逐漸降低，具體數(shù)據(jù)為650℃占16.9%，700℃占8.8%，750℃占2.2%。α鈦的平均晶粒尺寸在3種成形溫度下分別為0.25，0.36和0.53μm。IPF圖同時(shí)顯示，大部分α晶粒方向分布在{1011}軋向。

2.2織構(gòu)演變

不同成形條件下α相的織構(gòu)演變過(guò)程如圖4所示。在＜1010＞面沿軋制方向形成一定的絲織構(gòu)，且隨著成形溫度的升高，織構(gòu)強(qiáng)度逐漸降低。圖4中清晰地表現(xiàn)出650℃時(shí)大多數(shù)晶粒具有沿＜1010＞面的取向，但隨著成形溫度的不斷升高，一些晶粒會(huì)向＜2110＞方向旋轉(zhuǎn)。

2.3力學(xué)性能

圖5為T(mén)i－6Al－4V在不同溫度下進(jìn)行多道次溫軋所獲得的力學(xué)性能比較。由圖5可以得出，多道次溫軋可很大改善該種鈦合金的力學(xué)性能，最大的屈服強(qiáng)度為1191MPa。650℃、伸長(zhǎng)率為10%時(shí)的抗拉強(qiáng)度為1299MPa。換言之，多道次溫軋時(shí)，在無(wú)任何塑性指標(biāo)損失的情況下，抗拉強(qiáng)度提高了50%，屈服強(qiáng)度提高了47%。

3結(jié)論

(1)通過(guò)多道次溫軋工藝，可獲得Ti－6Al－4V鈦合金的超細(xì)晶棒材，且目前已獲得直徑為Φ12mm的Ti－6Al－4V棒材，材料的長(zhǎng)度可達(dá)幾米，甚至更長(zhǎng)，可為具體的工業(yè)應(yīng)用提供了非常好的試驗(yàn)基礎(chǔ)。(2)軋制工藝可提高材料的力學(xué)性能，如抗拉強(qiáng)度提高50%，屈服強(qiáng)度提高47%。650℃時(shí)可獲得的抗拉強(qiáng)度為1300MPa，屈服強(qiáng)度為1200MPa。(3)通過(guò)多道次溫軋工藝，可獲得平行于軋制方向的絲織構(gòu)，且通過(guò)改變工藝參數(shù)，可對(duì)α相的織構(gòu)進(jìn)行控制。

作者：凌敏 單位：貴州理工學(xué)院 材料與冶金工程學(xué)院