以钛酸四丁酯和正硅酸乙酯为原料,利用溶胶凝胶工艺制备出不同硅含量的TiO2-SiO2复合醇凝胶.结合老化液浸泡和小孔干燥工艺,在常压下干燥得到完整的TiO2-SiO2复合气凝胶块体.采用扫描电子显微镜、BET比表面积测试、X射线粉末衍射等测试手段对复合气凝胶的微观结构和物化性能进行了测试和表征.测试结果表明,复合气凝胶具有良好的性能,Ti和Si元素在气凝胶中分布均匀.随着SiO2含量的增加,复合气凝胶的密度逐渐变小,比表面积增大,孔隙率增加,转变为锐钛矿相的相变温度升高.经高温煅烧晶化处理,复合气凝胶转变为锐钛矿相结构.以乳化后的渤海原油水溶液作为含油污水模拟溶液,测试了复合气凝胶对含油污水的催化降解性能.污水降解结果显示复合气凝胶对渤海原油污水具有较好的催化降解活性.在SiO2摩尔分数低于30%时,随着硅含量的增加,复合气凝胶的光催化降解率升高;但当SiO2摩尔分数高于30%后,继续增加SiO2掺入量,反而造成复合气凝胶催化能力下降.对于SiO2摩尔分数为30%的复合气凝胶,获得了最佳的催化降解效果,90 min催化降解率达95%

以Al-12%Si和Zr(CO3)2作为反应组元,通过原位反应法制备出Al2O3,Al3Zr颗粒增强铝硅基复合材料,通过快速凝固成型得到铸态试样.用热膨胀仪测试了材料在50~500℃范围内的膨胀位移与温度的关系,进而得出平均线膨胀系数.结果表明:在同一温度条件下,随颗粒理论体积分数增加,复合材料的平均线膨胀系数减小.温度是影响平均线膨胀系数的重要因素.当试样温度在50~300℃时,随温度增加,平均线膨胀系数逐渐增加;当试样温度在300~500℃时,随温度增加,平均线膨胀系数逐渐减小;300℃时平均线膨胀系数最大.用Rom、Turner和Kerner模型计算了理论热膨胀系数.比较发现,实测值更接近Turner模型理论预测值.最后通过界面残余热应力分析指出具有高温低膨胀性的(Al2O3+Al3Zr)p/Al-12%Si颗粒增强铝基复合材料能有效防止材料高温时的塑性变形

选择两种Mn含量不同的高铌TiAl合金Ti46Al8Nb2Mn0.2B和Ti46Al8Nb1.3Mn0.2B,通过热等静压(HIP)及后续热处理,结合组织和力学性能的分析,研究了Mn含量对高铌TiAl合金的组织和性能的影响.XRD和SEM背散射电子实验结果表明:Mn含量较高的Ti46Al8Nb2Mn0.2B合金,经热等静压及循环热处理,得到的双态组织较粗大,并且有少量脆性β相存在;Mn含量较低的Ti46Al8Nb1.3Mn0.2B合金,经热等静压后直接在双相区长时间保温处理,得到了细小的双态组织,并且完全消除了β相.室温拉伸实验表明,Mn含量的降低提高了Ti46Al8Nb1.3Mn0.2B合金的力学性能,其延伸率、屈服强度和断裂强度分别达到2.4%、548MPa和660MPa.断口形貌分析表明,室温下两种合金都属于解理断裂

为了从墙体温度稳定性角度探讨外墙外保温系统的耐候性能,利用ABAQUS有限元软件,对采用胶粉聚苯颗粒保温浆料涂料饰面的外墙外保温墙体,建立三维瞬态热结构耦合模型并进行数值模拟分析,计算其在热冷循环下不同功能层的实时温度场、热应力及位移分布.计算结果表明:在热冷循环过程中,涂料饰面层温差最大,墙体内饰面层温差最小,日变化量在2℃以内;沿墙厚方向保温浆料层温度变化率均大于其他材料.涂料饰面层经历拉压循环,低温时受拉,高温时受压;在整个循环过程中基层墙体内表面始终受压,基层墙体内应力变化幅度较小.与保温浆料层相比,界面砂浆层所受应力较大,保温浆料层应力几乎为零.沿墙厚方向最大位移出现在保温浆料层

采用每道次挤压后样品旋转90°进入下一道次且旋转方向不变方式(Bc)的等径弯曲通道变形(ECAP)工艺制备亚微晶Q235钢,并研究了4个面不同的组织演化．研究表明,ECAP变形Q235钢的组织随变形道次的增加而细化,其中第1道次的细化程度最大．4个面的形貌也不同:S面以位错胞为主;R面在第2道次出现变形带交叉现象;而T面2道次就有近似的等轴胞出现,4道次出现了晶界很清楚的等轴晶,尺寸为0．25μm左右;L面4道次后也有等轴晶出现,但晶界没有T面4道次的晶界清楚．8道次后所有的面都已经演化成晶界清晰的等轴晶,尺寸为0．2μm左右．采用ECAP变形可以获得亚微晶Q235钢．

为了提高Custom 465马氏体沉淀硬化不锈钢的耐磨性,分别在440、480和520℃对580℃时效后的样品进行了2 h的盐浴渗氮,使用显微硬度计、X射线衍射仪、电化学工作站、球盘式摩擦磨损仪、表面轮廓仪、扫描电镜等设备,研究渗氮温度对Custom 465钢表面物相、硬度、渗层显微形貌、耐蚀性及耐磨性的影响.随着渗氮温度升高,耐蚀性逐渐降低,但表面硬度增加,520℃处理后表面硬度增大到1240 HV,较未处理试样的400 HV明显上升,渗层厚度达到22μm.440℃渗氮后表面物相为氮在马氏体基体中过饱和的α'N,点蚀电位降低约60 m V;480℃时有少量CrN相析出,引起点蚀电位降低约180 mV,同时磨损体积下降约43%;520℃时CrN相的含量明显升高,自腐蚀电位降低约70 mV,无明显的稳态钝化区,磨损体积降低82%,减磨效果明显

基于Gleeble-1500热力模拟试验机测定了Fe-22Mn-0.7C TWIP钢和Q235钢700~1300℃范围内的静态拉伸行为.采用光学显微镜、扫描电子显微镜、能谱仪、电子探针微区分析等技术表征两钢种不同温度下的变形特征和断口形貌.通过分析基体化学成分、相体积分数、晶粒尺寸、凝固缺陷等因素探讨TWIP钢铸态热塑性的变化规律及其影响机制.研究结果表明,Fe-22Mn-0.7C TWIP钢700~1250℃范围内的铸态抗拉强度高于Q235,而其断面收缩率低于40%,且断口均以沿枝晶间断裂方式为主.晶粒细化和控制溶质显微偏析有利于提高TWIP钢热塑性,与基体均质性改善有关.此外,增加应变速率TWIP钢拉伸强度和断面收缩率同时增大

以纤维素为原料，通过在氮气氛下炭化和水蒸气活化得到纤维素基炭。采用热分析、傅里叶红外光谱、X射线衍射及低温N2吸附测试手段研究了纤维素的炭化和活化过程以及过程中炭微晶结构和比表面积的变化。纤维素分子结构中的C-OH、C-O-C、C-H等基团在280~380℃之间大量分解，380℃后少量裂解产生的小分子碎片或基团持续分解，同时碳元素发生结构重排，形成石墨微晶。炭化温度是影响纤维素基活性炭微晶结构及孔结构的关键因素，随炭化温度的升高，石墨微晶尺寸变大，孔结构得到发育，但活性炭的比表面积则呈先增加后下降趋势，当炭化温度为600℃时所得活性炭比表面积最大；炭化时间对炭微晶结构及比表面积的影响不显著；随着活化时间的延长，先是炭结构中的非微晶碳被氧化，比表面积及总孔容积变大，然后微晶碳被氧化，微晶结构被破坏，炭中部分微孔变成中孔或大孔，导致比表面积及总孔容积变小，当微晶间的非微晶碳被充分氧化而又不破坏原微晶结构时得到的炭孔隙最丰富

通过Gleeble-1500热模拟试验机，分别对取自同一块Q345B钢板坯的横向、纵向、竖向和中心四个方位的试样和AH32钢板坯表面及其厚度1/4处的六组不同部位的纵向试样进行了高温延塑性的研究.采用了金相显微镜和扫描电镜方法对断口和附近的组织进行了观察.研究结果发现：Q345B钢板坯四个方位的试样低温区域（950℃以下）高温延塑性曲线变化较小，而高温区域（950℃以上）的延塑性曲线变化相对较大.AH32钢板坯表面的三组纵向试样的高温延塑性曲线变化规律相同，断面收缩率没有出现特别大的波动；而厚度1/4处的三组试样的高温延塑性曲线与表面的三组试样差异较大，断面收缩率发生了很大波动，其原因主要是试样位于发达的柱状晶区，较表面的等轴晶区更容易出现微裂纹、元素的偏析、铸坯组织疏松等缺陷

为了更好地了解镁电解中及熔盐氯化中铁的行为,对铁离子在氯化物中的化学平衡作了研究。求出在PCl3=101.325kPa和实验温度下,反应FeCl_2(熔)+1/2Cl2(气)=FeCl3(熔)的表观平衡常数K。在PCl2=0和实验温度下,FeCl3完全分解。K的测量值与回归方程的预报值很吻合。熔盐体系、氯分压和温度对K值影响较大,总铁浓度的影响稍小一些。在其他条件相同时,体系3的K值最大,这表明,用光卤石作为电解质时,镁电解的电流效率会低一些,而氯化钾含量高时,在熔盐氯化中铁的催化作用较好