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Cu_(60)Zr_(33)Ti_7非晶合金的非等温晶化动力学行为被引量：1: 2014年; 采用铜模吸铸法制备Cu60Zr33Ti7大块非晶合金(BMGs),用X射线衍射仪(XRD)、透射电子显微镜(TEM)确定其非晶态结构,并利用同步示差扫描量热仪(DSC)对其晶化动力学进行研究.结果显示:该BMGs第一晶化峰晶化产物为Cu10Zr7,其晶化过程有显著的动力学效应.由Kissinger法和Ozawa法得到的全局晶化激活能分别为116.27、122.9kJ·mol-1,该大块非晶合金具有很好的热稳定性.; 袁子洲张香云冯雪磊崔立治; 关键词：大块非晶合金晶化激活能

带有自动融雪路面的能源互补抗滑结构及施工与运行方法: 带有自动融雪路面的能源互补抗滑结构及施工与运行方法，属于滑坡区支挡结构领域，带有自动融雪路面的能源互补抗滑结构由抗滑能源桩、矩形横梁、槽型路面板、地源热泵设备、循环管道、钢托架构成；将传热U型循环管插入内套钢管内，外套翅...; 康健袁子洲刘建军张香云李断弦李锐阳; 文献传递

Cu-Zr-Ag-Al非晶合金晶化过程的动力学效应被引量：4: 2016年; 采用铜模吸铸法制备了直径3 mm的Cu_(40)Zr_(44)Ag_8Al_8大块非晶合金(BMGs),并分别利用X射线衍射仪(XRD)和同步示差扫描量热仪(DSC)对其晶化过程中显微结构的演变及其晶化动力学进行研究。结果显示,该BMGs在晶化过程中依次从非晶基体中析出Al_3Zr和Cu_10Zr_7相。采用Kissinger和Ozawa方法计算的非晶样品第一晶化峰的晶化激活能分别为315.69和312.65 k J/mol,该非晶合金具有很强的热稳定性。此外,该非晶合金晶化过程具有很强的动力学效应,特征温度对升温速率的依赖性遵循Lasocka方程,但其晶化机理函数却无明显的动力学效应,与加热速率无关。采用GM模型对30 K/min加热速率下的DSC实验数据进行拟合,发现其拟合参数由λi=5.2,n=3.4变为λi=2.5,n=4,说明该非晶合金的晶化行为遵循形核率随时间增加而不断增加的初晶型晶化规律。; 张香云袁子洲冯雪磊崔立志李断弦; 关键词：晶化动力学大块非晶激活能晶化机理

基于形貌控制的多孔涂层沉积机制及其碱式电解水性能研究: 2024年; 目的探索冷喷涂工艺中造孔剂形貌对涂层沉积机制、多孔镍电极结构和电解水析氢性能的影响。方法采用冷喷涂工艺将不同形貌的造孔剂粉末沉积为涂层,经化学腐蚀造孔后,得到可供测试的多孔镍电极。通过SEM/EDS、XPS、XRD对样品微观形貌、元素价态等物性进行表征,并通过线性扫描伏安法(LSV)、循环扫描伏安法(CV)和电化学阻抗谱(EIS)等电化学方法研究样品的析氢性能。结果由于片状Al粉末在喷涂过程中受气体影响较大,不易沉积在涂层中;因此球形Al造孔效果明显优于片状Al,得到的涂层孔隙更多,比表面积更大,表现出更优异的电解性能,同时两组样品析氢反应步骤都是Heyrovsky步骤。在电流密度为100 mA/cm^(2)和250 mA/cm^(2)时,NsA样品的过电位分别为0.32 V和0.42 V,而NfA样品的过电位则分别为0.4 V和0.5 V。结论球形Al表面氧化物的阻抗和孔隙度的阻抗要小于片状Al,电荷转移能力明显较强,双电层的电容有所增加,显示出较大的活性表面积。因此,球形Al造孔效果明显优于片状Al,所得到的涂层电解析氢性能更强。; 赫亮亮张香云刘太楷谢迎春褚欣; 关键词：电解水冷喷涂 NIAL 多孔电极

Fe-Si-B非晶合金薄带对水中Cu(Ⅱ)的去除性能及机理研究被引量：2: 2020年; 采用单辊甩带法制备了Fe-Si-B非晶合金条带(Fe-Si-BAR)。分别将0.08、0.30、0.60、1.00 g/L的Fe-Si-BAR加入初始浓度为100 mg/L的含Cu(Ⅱ)溶液中进行Cu(Ⅱ)去除试验。结果表明,随着Fe-Si-BAR剂量从0.08增加到1.00 g/L,Cu (Ⅱ)的去除率从85%升高到99%,且去除过程符合伪一级动力学模型。Fe-Si-BAR去除Cu (Ⅱ)主要基于氧化还原反应,还原产物为Cu和Cu2O。反应过程中,Fe-Si-BAR表面产物层形成松散结构,并且从条带表面脱落。; 杜进英张香云李世霞袁子洲

Nb元素对Zr-Cu基非晶合金力学性能的影响被引量：1: 2018年; 采用铜模吸铸法制备了直径为3mm的(Zr_(0.48)Cu_(0.36)Al_(0.08)Ag_(0.08))_(100-x)Nb_x(x=0,1,2,4)非晶试样,分别采用X射线衍射仪(XRD)、扫描电镜(SEM)、力学性能试验机对合金的相组成、力学性能进行研究。结果表明,随Nb含量的增加,非晶合金的玻璃形成能力不断降低,试样由完全非晶结构变为非晶基体与晶体相的复合结构。此外,试样的塑性先增加后减小,当x=2时试样塑性达到最大值,最大塑性应变为1.025%,并且出现了一定的加工硬化现象。x=4时最大断裂强度为1.723GPa且加工硬化现象最明显。因此,添加适量Nb元素有利于Zr_(48)Cu_(36)Al_8Ag_8非晶合金室温塑性的提高。; 路世盛袁子洲张香云张香云; 关键词：非晶合金塑性

退火时间对Fe-2.0Mn-4.7Al-0.4C低密度高强度钢组织和性能的影响: 2024年; 通过JMat-Pro模拟软件确定了Fe-2.0Mn-4.7Al-0.4C低密度钢退火温度为860℃,通过光学显微镜、扫描电镜、电子万能材料试验机等检测方法研究了退火时间对热轧态Fe-2.0Mn-4.7Al-0.4C钢的组织及力学性能的影响。结果表明,热轧态Fe-2.0Mn-4.7Al-0.4C钢经过退火处理,其组织由δ铁素体、α铁素体、马氏体、珠光体和渗碳体转变为δ铁素体、珠光体和残留奥氏体。退火保温120 min时,拉伸断口形貌显示试样由脆性断裂转变为韧性断裂,材料抗拉强度为515.6 MPa,屈服强度为361.0 MPa,伸长率达到最大值35.4%,强塑积达到18.3 GPa·%,综合力学性能达到最好。而退火时间过长,达到180 min时,组织晶粒长大并发生聚集,位错运动消失,导致材料韧性降低,增加了材料的脆性,断口以韧窝和较为平滑的解理面为主。; 彭侠超唐恩张香云; 关键词：退火时间断口形貌显微组织

镁合金表面喷涂铁基非晶涂层在模拟体液中的耐蚀性: 2024年; 采用超音速火焰喷涂(HVOF)技术在ZK60A镁合金表面沉积Fe_(78)Si_(9)B_(13)非晶涂层,对涂层的组织结构进行表征,并利用电化学动电位极化和阻抗测试研究了非晶涂层在模拟体液(SBF)中的腐蚀行为。结果表明,涂层致密均匀,与基体结合良好,非晶占比高,孔隙率小。动电位极化测试结果显示涂层腐蚀速率远低于镁合金基体,且低于骨缺损修复前两阶段的降解速率上限,阻抗谱分析结果与极化曲线对应,涂层在SBF中的耐蚀性明显高于镁合金基体。; 何鹏袁子洲张香云张咪; 关键词：电化学测试 SBF

高温结构弛豫对非晶复合材料力学性能的影响被引量：1: 2015年; 采用铜模吸铸法制备了Cu40Zr44Al8Ag8非晶复合材料(BMGCs),在玻璃转变温度(Tg)退火不同时间(5,10,15,20,25,40,60,85min)后,采用单轴压缩实验测试了试样退火前后的力学性能,并利用X射线衍射仪(XRD)、扫描电子显微镜(SEM)、透射电子显微镜(TEM)和同步差示扫描量热仪(DSC)等手段对退火前后试样的显微结构和断口形貌进行分析。结果发现:所制备铸态试样主要为非晶结构,非晶基体中弥散分布着少量的纳米级及微米级的Al3Zr金属间化合物。随着退火的进行,非晶复合材料中微米级晶体相的尺寸和形貌并不发生变化,这些晶体相是裂纹形成的源泉;但是纳米级晶体相不断增加,最终析出产物相为Al3Zr,Cu10Zr7和Ag3Al相。非晶复合材料中自由体积与析出晶体相共同控制着该BMGCs的力学性能。退火初期,试样的强度和塑性缓慢增长,至退火15 min时达到极值,最高强度达到1.77 GPa,最大塑性应变量达到1.67%;但是继续退火,试样内自由体积大量减少,强度和塑性均迅速下降;其断裂方式也由单一剪切面断裂转变为多剪切面断裂,最后发生脆性劈裂。; 张香云袁子洲冯雪磊崔立治李断弦; 关键词：力学性能显微结构大块金属玻璃复合材料

预压缩处理时间对Zr-Cu基非晶合金塑性的影响: 2017年; 采用铜模吸铸法制备了直径为φ3mm的Cu_(36)Zr_(48)Al_8Ag_8非晶合金试样(BMGs),利用X射线衍射(XRD)仪、透射电镜(TEM)、万能材料试验机、同步示差扫描量热仪(DSC)和扫描电镜(SEM)等手段研究了预压缩处理时间对Zr-Cu基非晶合金塑性的影响。结果表明,所制备的合金均为非晶态;随着预压缩处理时间的延长,试样内部的自由体积含量及室温塑性提高,当处理时间为100min时,试样内部的自由体积含量及其室温塑性均达到最优值,继续延长预压缩处理时间,自由体积含量及室温塑性虽有增加,但增加幅度呈下降趋势。; 陈文斌袁子洲张香云吴启明; 关键词：非晶合金自由体积室温塑性

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张香云

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