采用碳酸盐共沉淀工艺,通过控制结晶合成了显微形貌呈现较大差异的Li[Li0.17Mn0.58Ni0.25]O2样品,并对样品进行了X射线衍射、高分辨透射电镜、场发射扫描电镜分析以及恒电流充放电和交流阻抗测试.合成的Li[[Li0.17Mn0.58Ni0.25]O2材料均具有良好的结晶度,可标定为α-NaFeO2结构(空间群R3m).其中,具有一次颗粒沿六方棱柱长轴方向形成\簇形\团聚的材料比其他样品具有优异的倍率性能,在电压范围为2.5-4.8V,倍率分别为0.5C、1.0C和3.0C时,Li[[Li0.17Mn0.58Ni0.25]O2材料首次放电比容量分别达到205.4、195.5和158.5mA.h·g-1,100次循环后放电比容量保持在203.5、187.2和151.2mA·h·g-1,容量保持率分别为99%、96%和95%.Li[[Li0.17Mn0.58Ni0.25]O2材料特殊的颗粒团聚状态降低了界面的电荷转移阻抗,材料的倍率性能显著提高.同时,文中对Li[[Li0.17Mn0.58Ni0.25]O2材料在不同截止电压下的电化学性能进行了对比分析

通过控制硫化锌室温成核反应在油-水液-液界面处进行,并采用羟基端基自组装分子层修饰的聚合物膜作为柔性衬底,最终在衬底表面制得硫化锌纳米晶膜.X射线衍射表征显示产物为高温稳定的纤锌矿结构.扫描电镜和透射电镜观察发现硫化锌膜由粒径30-50 nm的颗粒构成.产物对甲基橙的光催化降解研究证实在紫外光辅助下硫化锌纳米晶膜对有机物的降解能力.鉴于上述结果,提出了一种结合油-水液-液界面及自组装分子层功能化的衬底,在室温且无添加剂条件下一步制备高温稳定相ZnS功能膜的方法,并分析了产物形貌与光催化性能间的关系

基于D值理论,考虑矿山工程实际情况,引入微震事件概率因子、监测区域重要性因子和台网布设可行性因子重新构建了台网优化目标函数.以某磷矿顶板突水的微震监测为例,对全矿区按照监测区域重要性、台网布设可行性等因素进行分区,采用专家权重法分别给出了相关因子的参考值.按照影响因子取值差异将整个监测区域再次分区,给出了分区后目标函数的积分形式,其中各监测区域控制点坐标即为相应的积分上下限.基于文中提出的微震监测网络的动态优化设计原则,最终给出了该磷矿微震监测台网布设方案.爆破试验表明,本文提出的台网布设方案具有一定的合理性和准确性,三个坐标方向的平均定位误差为6.74 m,最大为10.05 m,空间定位误差为12.51 m,定位精度可满足工程监测需要

采用凸轮式形变试验机,压缩端面带凹槽并在凹槽里充满不同熔点温度的玻璃粉作润滑剂的圆柱形试件。为保证试验过程中整个试件温度的均匀和衡定,采用了试件保温装置。在变形温度为850°~1100℃、变形速度为5-80秒-1、变形程度(e=ln H/h)最大为ln2的条件下,实验研究了1Cr18Ni9Ti等十个钢种在高温高速条件下的变形阻力。文中叙述了金属塑性变形阻力的试验方法,分析了变形温度、变形速度、变形程度、等诸因素对变形阻力的影响规律,通过对实验数据的回归分析——非线性回归,提出在计算机控制的设定模型以及工程计算中可优先采用的变形阻力计算公式和查用图表。其表达式为:$\\sigma = {\\rm{EXP(}}\\frac{{{{\\rm{U}}_1}}}{{\\rm{T}}}{\\rm{ + }}{{\\rm{U}}_2}{\\rm{)\\cdot(}}\\frac{{\\rm{u}}}{{10}}{{\\rm{)}}^{{{\\rm{U}}_3}{\\rm{T + }}{{\\rm{U}}_4}}}{\\rm{\\cdot}}\\left( {{{\\rm{U}}_6}{{(\\frac{{\\rm{e}}}{{0.4}})}^{{{\\rm{U}}_5}}} - ({{\\rm{U}}_6} - 1)\\frac{{\\rm{e}}}{{0.4}}} \\right)$式中:T=$\\frac{{{\\rm{t}} + 273}}{{1000}}$U1~U6为系数,其值与钢种有关

本文对烧结矿粉化粉末中的矿物组成进行了试验研究,证明了迁安精矿粉烧结矿中γ-2CaO·SiO2的形成是引起烧结矿粉化的根本原因。通过降低精矿粉中SiO2含量、CaO配加量、配加白云石、配加少量含磷灰石铁矿粉和配加少量的含硼、钡、铬、钒及锰等矿物以及在低温氧化气氛中烧结试验研究,均可得出减少或防止烧结矿中γ-C2S形成的效果。配加少量含磷灰石矿粉,防止烧结矿粉化曾作为主要措施应用于生产。降低精矿粉中SiO2的含量,以控制γ-C2S的形成从而咸轻或防止烧结矿粉化的试验结果,近来在首钢烧结厂生产中已实现

休风时对COREX熔融气化炉进行风口取样，通过对风口试样的检测分析，用压差度的倒数表示炉内气相对料柱透液性的影响，用空隙度和温度强度的乘积表示炉内的渣铁液相对料柱透液性的影响，建立了表征熔融气化炉料柱透液性的公式.对两批风口试样的研究发现，熔融气化炉内不同位置风口试样的透液性指数与相应位置的滞留铁比呈现一致的对应关系.进一步分析了透液性指数的影响因素，发现在炉况不顺时，未反应完全的酸性脉石直接落入炉缸，导致沿风口径向部分位置的渣样熔化温度高于1500℃，影响了渣铁流动性.提出了增加料层厚度、采取合理的造渣制度、控制均匀的煤气流分布等技术措施，为改善熔融气化炉内料柱的透液性提供帮助

通过显微组织分析方法,研究了冷却开始温度及冷却速度对高钢级X100管线钢热模拟试样中M-A岛的体积分数和尺寸的影响.结果表明降低冷却开始温度和提高冷却速度都可以细化组织,导致M-A岛的体积分数降低,使M-A岛由尺寸较大的块状、条状转变成尺寸较小且弥散分布的块状、条状.利用透射电镜观察了热轧后以不同冷却速度冷却所得试样组织中M-A岛的形貌.发现在低的冷却速度下,M-A岛由残余奥氏体、尺寸及取向均不同的马氏体板条组成.在马氏体板条中存在孪晶,证明了碳的扩散,也说明M-A岛中M是孪晶马氏体.在高的冷却速度下,转变为针状、薄膜状的M-A岛弱化了铁素体板条的界面,降低了管线钢的韧性.因此只有控制冷速在一定范围内,才能获得尺寸细小、弥散分布的M-A岛

应用光滑拉伸试样,弯曲试样以及预裂纹WQL型试样具有对广泛拉伸强度的多种低碳及低合金钢研究了电解充氧对表观屈服强度的影响,并对氢致滞后塑性变形进行了金相观察。结果表明:氢对光滑拉伸试样屈服强度的影响不明显。随钢种不同,充氢后屈服强度可能没有变化,也可能升高或降低,但其差值小于10%。对存在应力梯度的无裂纹弯曲试样以及预裂纹WOL试样,当钢的强度和进入的氢量超过临界值后氢能使表观屈服强度明显降低,从而引起氢致滞后塑性交形,最终导致氢致滞后裂纹的产生和扩展。随钢的强度升高,进入的氢量增加,氢致表观屈服强度下降也愈明显。另外,具有更大应力梯度和三向应力的裂纹试样,下降效应比无裂纹弯曲试样更为明显。氢致表观屈服强度下降作用是扩散控制过程,明显依赖变形速度和试验温度。另外,它具有可逆性,随着氢的逐渐消除,表观屈服应力也逐渐回到未充氢状态的数值。氢致表观屈服强度下降和原始变形量及是否存在加工硬化关系不大。根据上述实验事实,本文对屈服强度下降的原因作了探讨

根据热力学原理,计算并分析了含锌冶金粉尘中的重要成分ZnFe2O4在CO-CO2气体还原过程中的热力学行为.ZnFe2O4的气体还原遵循逐级还原规律,且ZnFe2O4很容易被CO还原到ZnO和Fe3O4.较高温度条件下,Zn O的气体还原易于Fe O的还原.随着反应温度升高,锌完全反应和挥发所需要的CO含量不断降低,当反应温度从1100 K升高到1400 K时所需的CO体积分数由0.4降低到0.01以下.要达到还原分离金属锌的目的,不必将铁氧化物还原到金属铁,而只需将铁氧化物还原到Fe3O4或FeO,同时满足锌的还原条件即可.在高炉炉身中上部,由于发生锌的还原反应和内部循环,给高炉生产带来危害,因此应减少和控制高炉的锌负荷

采用微波低温硫酸化焙烧-水浸和针铁矿除铁方法将Zn、Cu等富集到浸出液中,Pb和Ag富集到浸出渣中,使有价金属得到清洁的回收利用.研究了上述工艺中浸出液除铁的优化工艺条件,探究了反应体系的pH值、浸出液单次滴加量、浸出液的铁含量等因素对除铁效果的影响,并采用X射线衍射分析、扫描电子显微镜观察等手段对得到的沉淀渣进行了表征.研究获得的优化实验条件为:以200 mL的0.01 mol·L-1ZnSO4溶液为底液,晶种添加量为20 g·L-1,除铁体系pH值控制在3左右,温度90℃,每隔5 min滴加3 mL水浸液(保持反应体系中铁的浓度<1 g·L-1).在此条件下,除铁后溶液残铁量仅为0.065 g·L-1,去除率可达99.3%,达到了深度除铁效果.除铁过程中,Zn的损失率仅为4.1%