采用经典弹性力学方法建立了金属层合板翘曲解析计算力学模型，获得了厚度方向不均匀延伸与板形翘曲之间的定量关系；并分别建立了在线和离线两种状态下金属层合板翘曲变形的有限元数值模拟模型，对解析计算力学模型进行了验证；在此基础上，揭示了金属层合板产生板形翘曲缺陷的力学根源以及各因素对金属层合板板形翘曲缺陷演变的影响规律，同时对比分析了双层和三层结构层合板与均质板的翘曲变形差异以及铜/碳钢层合板与不锈钢/碳钢层合板二者之间的翘曲变形差异。研究表明，金属层合板翘曲高度与延伸差、厚度比呈正比关系，与厚度呈反比关系，且基层与覆层的切变模量相差越大，厚度比对金属层合板翘曲变形的影响越大。基于数值模型，模拟研究了层合板在理想均匀分布的初始温度下，历经去应力退火过程时，其板形翘曲的变形行为及规律，并与均质板进行比较。最后，在工业生产现场取样已翘曲层合板，通过测量其弯曲变形量进而反求其初始延伸差，验证了解析计算力学模型的准确性

为了解决Cr20Ni80电热合金锻造开裂的问题,在Gleeb-1500D热模拟试验机上对该合金进行热压缩试验,研究变形温度为900-1220℃,应变速率为0.001-10 s-1条件下的热变形行为,并根据动态材料模型建立合金的热加工图.合金的真应力-真应变曲线呈现稳态流变特征,峰值应力随变形温度的降低或应变速率的升高而增加;热变形过程中稳态流变应力可用双曲正弦本构方程来描述,其激活能为371.29 kJ·mol-1.根据热加工图确定了热变形流变失稳区及热变形过程的最佳工艺参数,其加工温度为1050-1200℃,应变速率为0.03-0.08 s-1.优化的热加工工艺在生产中得到验证

采用Gleeble-1500热模拟试验机对FGH96合金进行双道次真应变量为0.6＋0.6和0.3＋0.9的等温间断热压缩试验,研究了变形温度为1050~1125℃、变形速率为0.001~0.1 s-1时合金的热变形行为和组织演变.热变形过程中合金发生了再结晶,第一道次较小的真应变量减轻了合金的开裂.当第一道次真应变量小时,随着温度和变形速率的上升,合金道次间再结晶软化率增加.不同应变量以及不同道次真应变量均对合金热加工图产生明显影响.在相同变形条件下,当能量耗散率随应变量的增加而下降时,合金中组织由细晶向粗晶转变,反之则由粗晶向细晶转变;当能量耗散率不随应变量的变化而变化时,能量耗散率低于20%的合金中出现大量的不完全再结晶组织,能量耗散率高于35%的合金中出现细小完全再结晶组织

利用Gleeble-1500热模拟试验机对AZ31镁合金在变形温度为250~400℃、变形速率为0.5~3.0s-1下进行热变形模拟实验,得到了AZ31镁合金真实应力-真实应变曲线,并通过光学显微镜观察了试样在变形中的微观组织.结果表明,动态再结晶是该实验条件下晶粒细化的主要机制,变形参数影响了再结晶的程度

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

第十章 工程建筑变形观测的内容与布置方案 §10-1 工程建筑物变形观测的意义、内容和目的 §10-2 建筑物变形的精度和频率 §10-3 工业与民用建筑物变形观测的布置 §10-4 大坝变形观测点的布置方案 §10-5 基准点的选择与控制网的布设 §10-6 监测网优化设计的灵敏度约束 第十一章 垂直位移观测 §11-1 水准基点、观测点标志构造与埋设 §11-2 沉陷与回弹观测 §11-3 沉陷观测

用抛光的WOL型恒位移试样跟踪观察了各种低合金钢在H2S中应力腐蚀裂纹产生和扩展的规律。结果表明:当钢的强度和KI均大于临界值之后,在裂纹前端将会发生滞后塑性变形,即裂纹前端塑性区的大小及其变形量将随时间延长而逐渐增加,当这种滞后塑性变形发展到临界状态时就会导致应力腐蚀裂纹的产生和扩展。对超高强钢来说,当这个滞后塑性区闭合后应力腐蚀裂纹就在其端点形核,随着滞后塑性变形的发展,这些不连续的应力腐蚀裂纹逐渐长大并互相连接。对强度较低的钢,随滞后塑性变形的发展,应力腐蚀裂纹沿着滞后塑性区边界向前扩展。已经证明这个滞后塑性变形是由氢引起的,称作氢致滞后塑性变形。利用WOL型试样测量了在H2S气体以及H2S饱和水溶液中的KISCC和da/dt研究了它们随强度变化的规律,以及阴极极化和阳极极化对超高强钢KISCC和da/dt的影响

采用Gleeble-1500热/力模拟试验机进行压缩试验,研究了不同变形条件下微量稀土对T91耐热钢动态再结晶行为的影响.分析绘制了稀土加入前后实验钢的真应力-真应变曲线、再结晶-温度-时间图、再结晶图及功率耗散图,并计算了高温下实验钢的再结晶激活能.在变形温度为850~1100℃,变形速率为0.004~10 s-1变形条件下,变形温度越高和变形速率越低,动态再结晶越容易发生.稀土加入会产生固溶强化,稀土元素与碳原子发生交互作用,且在晶界处或晶界附近偏聚,使变形抗力与峰值应变均增大,再结晶激活能由354.6 kJ·mol-1提高到397.2 kJ·mol-1.另外,稀土会显著推迟再结晶发生时间,扩大再结晶的时间间隔,推迟再结晶动力学过程

对Q235级低碳钢板条马氏体在550℃多道次单向压缩变形后退火和室温大塑性变形轧制后在此温度退火的显微组织演变规律进行了对比研究,结合未变形板条马氏体在此温度的回火组织演变,讨论了变形对马氏体分解过程、铁素体再结晶晶粒尺寸和析出碳化物形貌的影响.实验结果表明,变形显著影响马氏体分解过程,促进渗碳体的析出和铁素体回复及再结晶.热变形组织铁素体再结晶晶粒尺寸在0.5μm左右;渗碳体形貌从细棒状向球状转变,随变形量增大渗碳体尺寸增大,继续保温60min导致铁素体晶粒长大到1μm左右,晶粒内部的渗碳体消失,原先在铁素体晶界析出的渗碳体球化、粗化.冷轧试样在550℃退火保温时间在30min内得到0.3~0.4μm超细晶粒和尺度小于150nm的弥散渗碳体颗粒组织;随退火保温时间延长到60min,铁素体再结晶晶粒长大到1.9μm,渗碳体颗粒尺寸约160nm

针对金川Ⅲ矿区硐室围岩蠕变控制问题,通过对破碎工程系统中大件道工程围岩变形的监测发现有明显的流变特性,即包括急剧变形、减速变形以及变形趋于稳定的三个阶段.分析了围岩应力环境、矿物成分和地下水对硐室围岩变形的影响,提出了适合高地应力构造影响带围岩流变模型,并对流变参数作了分析.根据金川岩体流变过程是由弹性、塑性、黏弹性和黏塑性等多种变形共存的一个复杂过程,呈现出高度的非线性的特征,从理论上分析二次支护的最佳时机,即金川Ⅲ矿区深部岩体在开挖并进行一次支护后的第3周内可作为最佳的二次支护时机,允许变形量应控制在50~150 mm