采用热等静压(HIP)工艺连接Al12A12和Ti6Al4V两种不同的航空航天用材料.利用扫描电镜、能谱仪和X射线衍射仪观察连接过渡区的微观组织和组成的演化,并测试其主要的力学性能.结果表明:采用热等静压制备这两种材料的界面连接好;Ti/Al反应层界面处形成了不同的金属间化合物,例如,Al3 Ti、TiAl2和TiAl;连接接头处硬度为163 HV,界面连接处剪切强度达到了23 MPa,比只添加镀层而无中间层的连接强度提高了约17.9%,但低于带有中间层的连接强度.由于过烧和孔隙的形成使得断裂方式是脆性断裂.由此可知,在热等静压成形过程中异种材料的元素发生了相互扩散,在扩散连接处形成了不同的金属间化合物,这些金属间化合物影响连接处的力学性能

以大冶铁矿为工程背景,采用相似材料模型实验和数值模拟计算相结合的方法,对深凹露天转地下开采高陡边坡的变形和破坏规律进行了系统研究.首先,模型相似实验中,采用百分表、压力传感器和近景摄影测量等手段监测模型的应力应变和破坏特征,对围岩位移和破坏裂纹进行系统分析,揭示了高陡边坡的变形和破坏基本规律.其次,采用有限差分软件,从地表沉降量、应力值变化和塑性区分布等方面与相似材料实验结果进行了对比分析.结果表明,高边坡竖向最大沉降为28.2mm,围岩破坏程度随着开采深度的增加递增,塑性区范围不断扩大,剪切破坏主要集中在两侧边坡的边脚部位.相似模型实验和数值模拟相结合可以较好地揭示深凹露天转地下开采过程中高陡边坡的变形和破坏基本特征,是一种较好的理论研究方法

利用染料示踪法,采用波高传感器和旋桨式流速仪在全比例水模型中研究了四种浸入式水口(A型:凹型,15°(上角度)-15°(下角度);B型:凸型,15°-15°;C型:凹型,40°-15°,D型:凸型,40°-15°)下板坯连铸结晶器内的流场和液面特征.发现采用凹型水口时结晶器液面的波动与表面流速均小于凸型水口.凹型水口F的表面流速变化的功率(频率为0.03~0.1Hz)比凸型水口小约50%,所以凹型水口更有利于减少结晶器内卷渣的发生.在高拉速条件下(拉速为1.8m·min-1,较大的水口出口上角度有利于抑制水口出口流股的漩涡流,进而减少剪切卷渣的发生.四种水口中C型水口条件下结晶器液面的表面流速最小,约为0.27m·s-1,为提高拉速留有较大余地,所以适合高拉速连铸的最佳浸入式水口为C型

利用背散射电子衍射(EBSD)取向成像技术分析了具有不同初始织构的镁合金AZ31动态再结晶晶粒的取向特征以及与相邻的形变晶粒的取向关系.结果表明:不同初始织构以及不同应变量下动态再结晶新晶粒与形变晶粒的取向都相近,说明动态再结晶以连续方式进行,即亚晶转动方式.随形变量的增加,不同初始织构试样的晶粒都转向基面取向,但菊池带衬度图像显示大的形变晶粒内部很少有亚晶界存在并且菊池带质量高,说明塑性滑移机制仍在起很大作用但在靠近晶界处发生,形变晶粒是通过平行于压缩面方向剪切晶界而逐渐消失的.动态再结晶晶粒与相邻形变晶粒的取向差表明不同初始织构造成不同的取向差,但总的趋势是相同的

4.1 概述 4.2 岩体结构 4.2.1 结构面的类型与自然特性 4.2.2 结构体及其力学特点 4.2.3 岩体结构类型 4.2.4 岩体的特点 4.3 结构面的力学性质 4.3.1 结构面的法向变形 4.3.2 结构面的剪切变形与强度 4.4 岩体的变形特性 4.4.1 岩体的应力一应变（变形、位移）关系曲线 4.4.2 岩体变形特点和残余变形 4.5 岩体的强度 4.5.1 含有一个不连续面岩体的强度(Jaeger) 4.5.2 含有多组不连续面岩体的强度 4.5.3 裂隙岩体的霍克—布朗强度准则 4.5.4 岩体强度估算的经验方法 4.6 岩体工程分类 4.6.1 岩体分类的目的 4.6.2 岩体分类的现状 4.6.3 按岩石质量指标 RQD（Rock Quality Designation）分类 4.6.4 按岩体弹性波（纵波）速度分类 4.6.5 节理岩体的 RMR 分类方法 4.6.6 隧道质量指标 Q 4.6.7 我国工程岩体分级标准（GB50218-94）

测定了半工艺无取向电工钢热轧(终轧温度在Ar1以下)到成品各工序的织构,以取向分布函数(ODF)的形式对加临界变形的半工艺无取向硅钢的织构演变作了分析.发现其热轧板表层织构基本是典型的铁素体再结晶{111}组分,心部和1/4厚度处以铁素体剪切织构和轧制变形织构为主.冷轧变形后,心部和表层织构组分比较接近,{111}、{112}和{100}面织构都增加,但{111}组分增加最明显.软化退火后,{001}与{112}组分迅速降低,织构组分以γ纤维织构为主.通过增加临界变形,在最终去应力退火后,{111}不利面织构大量减少,高斯组分增加明显.Taylor因子可以表征不同取向晶粒对变形能的储存能力,从轧制变形时Taylor因子的分布可以解释该实验结果

采用水平连铸直接复合成形工艺制备了断面尺寸为50 mm×30 mm×3 mm×R4 mm的铜包铝复合棒材,通过多道次平辊轧制和精整拉拔,制备了断面尺寸为60 mm×8 mm的铜包铝复合扁排,研究了合理的轧制工艺、扁排的力学和导电性能.结果表明:扁排的最终轧后宽度与侧边部开裂具有相关性,可通过轧制过程的压下量分配和轧制温度控制扁排宽度,从而防止边部开裂.合理的轧制温度为室温至200℃.在室温平辊轧制时,较为合理的轧制制度为5道次平辊轧制,第1道次压下率为20%左右,最大道次压下率为30%左右.轧后经1道次精整拉拔,可获得外形尺寸精确、表面质量良好的铜包铝复合扁排.经退火处理后,铜包铝复合扁排电阻率为2.084×10-8Ω·m,抗拉强度为122.7 MPa,延伸率为22.0%,界面剪切强度为25.9 MPa

采用不同固溶工艺处理后的00Cr25Ni7Mo3N双相不锈钢,在恒温的热拉伸试验机上进行超塑性测试,通过Gleeble3500热模拟试验机进行超塑性扩散连接实验研究,并采用扫描电镜对固溶处理金相及连接试样界面孔洞进行观察.结果表明,由于固溶处理温度不同,α相和γ相体积比(xα/xγ)不同.超塑性拉伸测试中,在同一变形条件下,随着初始xα/xγ的增大,延伸率和峰值应力相应增大.固溶温度为1350℃的试样,在960℃、1×10-3s-1条件下拉伸,延伸率达到1186%;超塑性扩散连接在1100℃温度下进行时,压力加载形式不同,扩散连接界面结合机理不同,但加载形式对试样的界面剪切强度影响不大.在连接过程中,界面孔洞闭合情况和滞留位置与晶界迁移的相对速度有关

为揭示巴西圆盘起裂模式的变化规律及其破裂演化过程，运用连续介质弹塑性分析开展巴西圆盘劈裂二维及三维数值模拟研究。通过开展二维模拟研究，探究压拉比及加载角对试样起裂破坏模式的影响；通过三维模拟研究，探究圆盘试样三维破裂面的形成及扩展过程。二维数值模拟结果表明，接触加载角及压拉比越大，巴西圆盘试样越容易发生中心起裂；端部起裂由剪切破坏引起，而劈裂裂纹进一步扩展则由张拉破坏驱动。三维数值模拟结果表明，初始起裂点位于三维圆盘端面，随加载角增大其逐渐向端面圆心移动；当圆盘发生端面中心起裂时，三维破裂面以弧形边界向试样内部发散扩展。无论圆盘试样发生中心起裂还是端部起裂，由于三维效应巴西劈裂试验可能都会低估岩石的抗拉强度

采用圆环压缩法和挤压–模拟法测定Zr-4合金有润滑条件下的摩擦因子，讨论了2种方法所测定摩擦因子存在差异的原因。研究结果表明，在模具（砧面）粗糙度Ra = 0.6 μm、实验温度700～800 ℃的条件下，采用圆环压缩法获得的Zr-4合金与模具的摩擦因子为0.18～0.27，摩擦因子随实验温度的升高而增大。挤压温度为750 ℃时，采用挤压–模拟法获得的热挤压平均摩擦因子为0.35。测试结果存在较大差异的原因，是由于挤压过程润滑剂的剪切速率较圆环压缩实验大得多，且挤压过程中润滑剂所受压应力约为圆环压缩实验中的两倍，从而导致润滑剂黏度的增大，表现为摩擦因子较高。圆环压缩法获得的摩擦因子更适合于Zr-4合金的锻造等热加工工况