6.1 热力学第一定律及其应用 6.1.1 热力学第一定律的本质 6.1.2 普遍化衡算方程 6.1.3 能量平衡方程 6.1.4 能量平衡方程的应用 6.2 热力学第二定律及其应用 6.3 理想功、损失功和热力学效率

用二次热压工艺改善了MoSi2/SiC复合材料致密度，热压复合材料相对密度可达到理论密度的92%.用SEM和XRD对热压复合材料组织结构的研究表明，热压复合材料组织为MoSi2基体上弥散分布着SiC颗粒

§7-1 郎肯循环Rankine Cycle §7-2 实际蒸汽动力循环分析 §7-3 蒸汽再热循环(reheat) §7-4 蒸汽回热循环(regenerative) §7-5 热电联产(供)循环

在带钢热连轧平坦度控制系统中,平坦度实测信号通常包含精轧后带钢横向温差引起的附加干扰.针对鞍钢ASP1700热连轧机组,利用红外热像仪测量精轧后带钢横向温度场.通过具体分析温差附加干扰对带钢平坦度控制的影响,采用最小二乘法拟合得到带钢横向温度场分布规律,建立了平坦度控制目标设定的温差补偿模型

采用熔融法,由熔融高炉渣制备性能稳定的基础玻璃.通过对基础玻璃的差热分析确定微晶玻璃的热处理工艺制度.结合X射线衍射分析、扫描式电子显微镜观察等现代研究方法,确定了微晶玻璃热处理制度的最佳工艺参数,并研究了微晶玻璃的晶体生长方式.微晶玻璃的热处理最佳工艺参数为:核化温度850℃,保温1.5 h;晶化温度935℃,保温1 h.玻璃首先从表面开始析晶,然后逐步向内部生长.实验所得微晶玻璃的力学性能,如抗折强度、耐酸碱性和硬度,均优于天然大理石

通过固溶度积公式计算及热模拟实验,对不同热装和加热温度条件下的无取向硅钢铸坯中析出相进行了研究.在低于950℃热装时,铸坯中AlN的析出量和尺寸不再变化,但MnS和AlN-MnS的数量及平均尺寸随着热装温度降低而进一步增加,并在温度低于600℃时达到最大值后保持不变.与1200℃相比,1100℃加热的铸坯中AlN、MnS的总固溶量相对更少.相比850℃热装,600℃热装再加热到1100℃的铸坯中AlN和MnS的总固溶量更少,且AlN和MnS尺寸更大.合适的热装温度和加热温度分别为600℃和1100℃

应用模拟退火算法和有限差分法,建立起适用于武钢2800 mm四辊轧机的工作辊热膨胀计算模型.此模型是一个半经验的工程运用公式,其参数的估计采用传统的优化方法难以解决,而用模拟退火算法却能得到有效地解决.应用此模型来预报工作辊的一个轧制单位全过程的热凸度变化值,其精度较高.生产使用后表明,此模型具有较高的工程实用性,可以应用于其他各类轧机的轧辊热辊形预测

为了进一步研究热压缩及热处理过程对组织及取向变化的关联性, 通过对TC17进行热压缩变形及后续热处理, 利用光学显微镜和背散射电子衍射等分析方法, 结合晶粒尺寸、织构分布图、极图以及反极图, 研究变形后及热处理后的TC17的组织结构、晶粒尺寸的变化和取向的演变规律以及两者之间的关联性.结果表明: 随着变形温度升高, 初生α相含量大幅减小, 尺寸减小, 大部分α相晶粒分散分布, 且位于高温β相晶粒的三叉晶界上; 热处理后, α相和β相组织特征清晰, 界限明显, 初生α相依旧存在, 且趋于等轴化, 亚稳定β相发生转变, 形成片层状β转变组织; 热变形使α相织构极密度值减小, 且随之温度增加, α相织构极密度值也变小; 热变形后的α相已不存在明显的强织构, 热变形对α相晶粒的取向影响较大, 很明显的改善了其取向的均匀性; 热变形同样使β相织构极密度值减小, 但效果不明显.β相仍存在取向集中现象, 取向均匀性相对较差

§ 7-1基本术语与基本假设 § 7-2最概然分布与Boltzmann分布 § 7-3热力学量的统计热力学关系式 § 7-4粒子配分函数的计算 § 7-5理想气体的热力学性质

基于Navier-Stokes动量方程和湍流低雷诺数k-ε方程,综合考虑能量守恒和钢液凝固与糊状区对流动过程的影响,建立了描述结晶器内钢液流动、传热及凝固过程的三维耦合数学模型.以实测温度和结晶器反问题模型计算出的热流为边界条件,模拟计算了结晶器内钢水的流动、传热和凝固行为.钢液流动决定结晶器内的温度和热流分布,铸坯凝固受钢液流动和结晶器热流双重因素的影响.建立的模型以及由此得到的铸坯凝固非均匀特征可为进一步考察浇铸过程中纵裂和其他表面缺陷提供借鉴和参考