采用光泽度、扫描电镜和傅里叶变换红外分析技术等研究了三元乙丙橡胶(EPDM)在西沙大气暴晒和室内加速老化试验条件下的表观形貌及结构的变化,探索了室内外老化表观性能的相关性.结果表明:盐雾试验条件下光泽度基本没有变化;荧光紫外试验中光泽度在开始阶段就快速下降,最后趋于平稳;在西沙大气暴晒条件下,初始阶段变化趋势并不明显,随着老化时间的增加,光泽度值下降.紫外-盐雾复合循环试验条件下光泽度变化趋势与西沙大气条件下相似,说明西沙大气暴晒试验和紫外-盐雾复合循环试验具有很好的相关性,基于光泽度分析,紫外-盐雾复合循环试验的加速倍数是25~26.红外光谱显示在西沙大气暴晒试验和紫外-盐雾复合试验中可能有β-二酮的生成,盐雾试验条件下没有β-二酮的生成

针对高温含水条件下非氧化物材料经常面临的性能失效问题,以六方BN粉体(平均粒度为1.2μm)为研究对象,利用高温热重分析、X射线衍射以及扫描电镜等手段,考察了BN粉体在不同温度(1273-1373K)含水条件下f水和空气的体积比为3:7)的反应行为,并与其在干燥空气下的反应行为进行对比.BN粉体在含水条件下的反应有如下特点:在反应初期,试样质量增加率快速增加;在反应后期,试样质量增加率变缓.结合热力学分析探讨了BN材料在高温含水条件下的反应机理:质量快速增加阶段主要发生BN与O2之间的氧化反应,试样质量增加率变缓阶段主要是由于氧化产物B2O3与H2O反应生成了挥发性产物.随着温度的升高,两反应阶段试样的质量增加率均有所提高.利用周模型对BN材料在高温含水条件下的反应动力学进行了较为精确且定量的拟合,结果与实验数据吻合良好

保持微熔池稳定是采用玻璃包覆熔融纺丝法连续稳定制备微丝的前提.采用理论计算分析了感应加热器结构参数、加热电流、微熔池的体积、微熔池在感应加热器中的位置等因素对铁基合金微熔池温度和所受悬浮力的影响,获得了保持微熔池稳定的合理工艺参数.在合适的拉丝温度(1280℃左右)下,增大感应加热器锥角和下锥孔高度,减小感应加热器高度、下锥孔半径以及微熔池中心与下锥孔上端面之间的距离,均有利于提高铁基合金微熔池所受悬浮力;减小电流的同时减小微熔池的体积(质量),有利于减小重力与悬浮力差值.在本文研究条件下,整体感应加热器的合理结构尺寸为:感应加热器锥角120~130°,感应加热器高度12~14mm,下锥孔高度2~4mm,下锥孔半径3~4mm.微熔池中心与感应加热器下锥孔上端面之间的合理距离为4~6mm,合适的微熔池质量为1.5~2.0g.采用结构优化的整体感应加热器,并通过连续进料使微熔池的体积(质量)保持基本不变,实现了玻璃包覆铁基合金微丝的连续稳定制备

采用自行设计的高温抗压强度在线测定装置,研究了氧化球团矿在不同气氛下的高温强度变化规律,并对高温下强度变化的机理进行了分析和探讨.实验结果表明:球团矿在中性气氛和氧化性气氛下的高温强度变化规律基本一致,表现为在低于800℃的温度范围内,球团矿强度随着温度的上升而增大,但在800~900℃球团矿强度有个明显的下降,900~1100℃球团矿强度随温度的升高略有回升,1100℃以后强度急剧下降,到1200℃时已基本失去强度;中性气氛下的球团强度整体高于氧化性气氛下的强度;在还原性气氛下,球团矿强度随着温度和还原度的提高而降低,至1100℃时强度基本消失

利用实验及CFD模拟软件分别研究非空调工况下以及空调工况的送氧口个数、送氧口管径、送氧流量及送氧方式、不同的气流组织形式(同侧上送下回、异侧上送下回)等发生变化对密闭建筑缺氧房间的富氧特性及富氧效果的影响. 结果表明: 非空调工况下, 送氧口个数、送氧口管径、送氧流量及送氧方式不同, 所形成的富氧区域差别较大, 宜采用管径为6 mm的相背45°的双送氧口进行送氧, 所形成的富氧面积为最大; 空调工况下, 送氧口个数、送氧口管径、送氧流量及气流组织形式不同, 所形成的富氧区域形状大体相似, 均为\椭圆\形状, 宜采用送氧口管径为6 mm的单送氧口且异侧上送下回的气流组织形式; 空调工况下, 送氧流量相同时, 送风风速为0.85 m·s-1所形成的富氧面积比送风风速为1 m·s-1所形成的富氧面积大约20%;当送风风速均为0.85 m·s-1, 送氧流量为1.5 m3·h-1所形成的富氧面积约为0.96 m2, 该富氧面积与单人次活动范围面积相当, 适宜作为空调工况下缺氧房间单人次的富氧基础供氧量. 模拟结果可为缺氧空调房间供氧装置的选择、布置、降低新风量、降低空调能耗等方面提供参考

一、操作题 完成下列操作:(考生文件夹为KKS314510101) 1)将考生文件夹下的SOAP文件夹删除。 2)在考生文件夹下 OPERA文件夹内建立一新的文件夹 ACTOR 3)将考生文件夹下POEM文件夹中的DUFU.OC文件属性设置为只读文件 4)在考生文件夹下为文件LITERA.ART创建快捷方式。 5)将考生文件夹下MOVE文件夹中的 MUSIC PLY文件拷贝到考生文件夹 下的 SPACE文件夹中。 6)将考生文件夹下ROLL文件夹中的 NOISEDAT文件删除。 7)用Vmail(虚拟电子邮件)发一封电子邮件,内容不限,你的E-mail地址 是: Jimyli@pub.fcn,收信人-mail地址是:Babalariyo.brasia 8)将CFjexam9595\\dryflw.bmp图片设置为桌面墙纸,以平铺方式显示

А.ПюГуляев?和M.Cohen?早期研究高速鋼的冷处理曾指出,室溫停留將导致奧氏体在另下溫度时馬氏体轉变的稳定化。Cohen並指出,冷处理时的冷卻速度对另下溫度的相变並無影響。Γ.Β.Курдюмов證明?эи184高速鋼在另下溫度時形成恒溫馬氏體。В.С.Попоженцев?曾測定P9及эи184鋼在—60℃以下停留時恒溫馬氐體的形成及冷處理後鋼的金相組織。但也有很多作者並未發現在另下溫度停留時對轉變所發生的效應。對於高速鋼在另下溫度時相變的其他問題尚缺之較系統的研究

借助有机涂层预应变施加方法，跟踪观察户内加速试验过程中受到外加应变的航空有机涂层表面形貌变化，利用环境扫描电子显微镜进行显微组织表征，利用电化学阻抗谱进行特定频率的阻抗模值分析，进而综合研究航空有机涂层在外加应变和热带海洋大气环境耦合作用下的损伤规律和失效模型.研究发现，外加拉应变导致有机涂层的防护性能下降，外加拉应变水平越高，有机涂层损伤越严重，防护性能下降越多.进行户内加速试验过程中，受到外加拉应变的涂层防护性能进一步下降，外加拉应变越大，下降越快.受外加拉应变的涂层防护性能下降的原因是相应的应力水平超过有机涂层材料的断裂强度，从而在涂层内部形成微裂纹，构成外界溶液到达有机涂层/合金界面的通道.受到外加压应变后，有机涂层的防护性能不发生明显变化.进行户内加速试验过程中，受到外加压应变的涂层防护性能缓慢丧失，受到外加压应变水平越高，涂层防护性能下降越缓慢

为了研究运转工况下风电塔的地震响应及倒塔模式,使用风电塔设计软件FAST建立风电塔模型,比较停机和运转不同工况下的结构响应,并在运转工况下通过改变地震动输入方向研究不同风震组合角对结构响应的影响,得到最不利工况;使用ABAQUS建立风电塔的精细化有限元模型,将FAST计算的塔顶风荷载导入ABAQUS开展分析计算.将基于叶素理论计算的塔顶荷载与FAST计算结果进行对比,并进一步将弹性阶段ABAQUS与FAST模拟的塔顶位移进行对比,校验分析方法的合理性.利用ABAQUS模型将地震动调幅,开展倒塔模拟.研究结果表明运转工况下最不利风震组合角是90°,强震下塑性铰在塔身下部出现并向中上部发展,最终该风电塔在中上部发生破坏

由于铸坯表面与二冷辊列夹持辊发生的间断式接触传热,其表面温度存在一定程度的上下波动.基于J55微合金钢,考虑温度波动的影响,研究了钢在不同热状态下的热塑性.结果表明,高于850℃时温度波动制度下测得的断面收缩率低于常规恒温制度下的测量值,而等于或低于850℃时情况相反.分析了两种不同温度制度下测试结果的差异,认为对于微合金钢,存在着略高于所测钢种Ae3温度的某一分界温度,高于该温度时恒温制度下测得的塑性值相比波动制度下塑性值偏高,而低于该温度时则偏低.这一认识有助于更加合理地制定实际连铸过程的矫直温度