OCr17Ni7Al和OCr17Ni7MoAl沉淀硬化不锈钢的工艺研究和应用

本文简要介绍OCr17Ni7A1和OCr17Ni7MoA1的深拉伸成形、机械加工、焊接和热处理等工艺研究成果。热处理控制基体和焊接试样的抗拉强度δb=115±10kgf/mm~2、延伸率δ_5≥10％、冲击值α_K≥4kgf-m/cm~2、焊缝弯曲角α_ω≥40°、滚焊试片拉力P≥800kgf/cm~2,结果使产品的液压试验、气密试验、疲劳试验和爆破试验性能均超过设计指标,成功地通过了点火试验和飞行试验。     

Linear Codes with Two Weights or Three Weights from Two Types of Quadratic forms

Let F_qbe afinite field with q=pmelements,where pis an odd prime and mis apositive integer.Here,let D_0={(x_1,x_2)∈F_q~2\{(0,0)}:Tr(x_1~(pk1+1)+x_2~(pk2+1))=c},where c∈F_q,Tr is the trace function fromFF_qtoFpand m/(m,k_1)is odd,m/(m,k_2)is even.Define ap-ary linear code C_D =c(a_1,a_2):(a_1,a_2)∈F_q~2},where c(a_1,a_2)=(Tr(a_1x_1+a_2x_2))_((x1,x2)∈D).At most three-weight distributions of two classes of linear codes are settled.     

激振系统对加速度计灵敏度校准精度的影响

压电加速度计的灵敏度标定和校准要求激振系统只在传感器敏感轴方向提供一个单频正弦振动α_1=α_1sinωt。灵敏度标定和校正时的计算公式: 也是在假设激振系统满足这一要求的前提下推导出来的。因此,激振系统的非基频运动(高次谐波运动,低频串动和50Hz干扰运动等)和横向运动(垂直于传感器敏感轴方向的运动)均会给灵敏度的标定和校正带来误差。这一误差是通过对传感器的输出电压     

Lyapunov矩阵方程的一种数值解法及部分并行处理

本文设计了求解Lyapunov矩阵方程的一种新方法。所考虑的矩阵方程是 AX—XB=C(1)其中A,B,C分别是m×m,n×n和m×n的已知矩阵。 该方法首先是将系数矩阵A,B初等相似约化为三对角矩阵,即存在可逆矩阵U,V,使U~(-1)AU=A,V~(-1)BV=B,其中A,B为三对角矩阵。然后设计了矩阵方程AY—YB=C的公式解法,分三步: 1)求f(λ)=det(λI—A)的λ各次幂的系数a_0,…,a_m; 2)计算sum from i=1 to m (A_(m-i)-CB~(m-i)),f(B); 3)求解Y。解方程AY—YB=C的方法称为THR算法。 最后经逆变换获得原矩阵方程(1)的解X。 求解矩阵方程(1)的方法称为R—THR算法。该方法的计算量约为m~3+4/3n~3+7m~2n+5nm~2+m~2。 本文给出了R—THR的串行计算的数值例子,并给出了THR算法的并行计算格式。最后通过几种数值方法的比较,表明该方法是可行的,也是有效的。     

延性金属的断裂强度

由Griffith脆性断裂基础理论引伸,导出了延性断裂理论,求得含有穿透裂纹或表面裂纹非加劲平板结构断裂强度新的表达式。与常用的线弹性断裂力学使用一个材料参数不同,在表达式中使用两个材料参数。本理论独特之处在于两个参数可以由单向拉伸的应力一应变曲线求出;并且,对常用的结构金属,在很宽的裂纹尺寸范围内,应力超过或者低于金属屈服应力下,理论结果和试验数据相当符合。 A—半椭园表面裂纹临界面积,(πac)/2,in~2。(吋~2) Au—在σ=σ_U下半椭园表面裂纹临界面积,in~2。(吋~2) A—埃,0.394×10~(-8)in。(吋) a—半椭园表面裂纹的深度,in。(吋) a_U—在σ=σ_U下半椭园表面裂纹的深度,in。(吋) 2C—穿透裂纹或表面裂纹的长度,in。(吋) 2C_U—在σ=σ_U下穿透裂纹或表面裂纹的长度,in。(吋) 2C_L—在σ=σ_L下穿透裂纹或表面裂纹的长度,in。(吋) E—拉伸时的杨氏模量,Psi(磅/吋~2) h—滑移带的有效高度,in。(吋) h_F—裂纹前缘变形区城的有效高度,in,(吋) h_U—裂纹前缘附近变形区域的有效高度,in。(吋) K_O—线弹性平面应力或混合型的断裂韧性,Psi in~(1/2)。(磅/吋~(3/2)) K_(1C)—线弹性平面应变断裂韧性,Psi in~(1/2)。(磅/吋~(3/2)) K_(TC)—具有中心穿透裂纹的薄板或平板的断裂靱性,Psi(in)~(1/(2 ω)(磅/吋~((3 2ω)/(2 ω)) K_(pC)—具有中心表面裂纹的薄板或平板的断裂靱性,Psi(in.)~(1/(2 ω)(磅/吋~((3 2ω)/(2 ω))) K—厚度参数 L_G—单向拉伸试验中所用的应变片长度,in。(吋) n—ε_(TP)之Ramberg—Osgood关系的指数 P—单位厚度塑性能吸收率,L bs/in。(磅/吋) T—产生单位面积新裂纹表面所消耗的能量,Lbs/in。(磅/吋) t—断裂试件厚度,in。(吋) t—单向拉伸试件厚度,in。(吋) t_o—平面应力断裂的最大厚度,in。(吋) U_E—可用于产生新裂纹表面的单位厚度弹性能,Lbs(磅) U_S—产生新裂纹表面时单位厚度所消耗的能量,Lbs(磅) U_P—塑性变形时单位厚度所消耗的能量,Lbs(磅) U_F—裂纹前缘塑性变形时单位厚度所消耗的能量,Lbs(磅) U_(F1)—在σ=σ_U下,裂纹前缘塑性变形时单位厚度所消耗的能量,Lbs(磅) U_(F2)—在σ=σ_L下,裂纹前缘塑性变形时单位厚度所消耗的能量,Lbs(磅) U_U—裂纹前缘附近塑性变形时单位厚度所消耗的能量,Lbs(磅) U_(U1)—在σ=σ_U下,裂纹前缘附近塑性变形时单位厚度所消耗的能量,Lbs(磅) U_(U2)—在σ=σ_L下,裂纹前缘附近塑性变形时单位厚度所消耗的能量,Lbs(磅) W—试件宽度,in。(吋) W_F—在应力—应变曲线下面,从颈缩开始时的应变到σ_F的应变之间的塑性能密度, Psi(磅/吋~2) W_U—在应力—应变曲线下面,从σ_L的应变到颈缩开始时的应变之同的塑性能密度, Psi(磅/吋~2) β—厚度参数ε_L—在σ=σ_L下的单向拉伸应变ε_N—修正后的颈缩单向拉伸应变ε_U—颈缩开始(σ=0.995σ_U)时的单向拉伸应变ε_F—在σ=σ_F下的修正后的单向拉伸应变ε_F—在σ=σ_F下的平均单向拉伸应变(应变片长度内平均) ε_Y—在σ=σ_Y下的单向拉伸应变ε_(PL)—在σ=σ_L下的单向塑性应变ε_(PU)—在颈缩开始时的应力下的单向塑性应变ε_(PF)—断裂应力下的单向塑性应变ε_(TL)—在σ=σ_L下的单向真正拉伸应变ε_(TY)—在σ=σ_Y下的单向真正拉伸应变ε__(TU)—颈缩开始时的单向真正拉伸应变ε_(TF)—在σ=σ_F下的单向真正拉伸应变ε_(TP)—单向真正塑性拉伸应变ε_(TPU)—在σ=σ_L下的单向真正塑性拉伸应变ε_(TPY)—在σ=σ_Y下的单向真正塑性拉伸应变ε_(TPU)—颈缩开始时的单向真正塑性拉伸应变ε_(TPF)—在σ=σ_F下的单向真正塑性拉伸应变λ—裂纹形状因子μ—厚度参数ν—波松比σ—垂直于裂纹平面的总(毛)面积应力(单向拉伸应力),Psi(磅/吋~2) σ_L—相当于0.0005单向塑性应变的弹性极限拉仲应力,Psi(磅/吋~2) σ_Y—单向屈服拉伸应力,Psi(磅/吋~2) σ_U—单向极限拉伸应力,Psi(磅/吋~2) σ_(UF)—从σ_U至σ_F的平均单向拉伸应力,Psi(磅/吋~2) σ_F—单向断裂拉伸应力,Psi(磅/吋~2) σ_T—单向真正拉伸应力,Psi(磅/吋~2) σ_(TY)—单向真正屈服拉伸应力,Psi(磅/吋~2) σ_(TU)—单向真正极限拉伸应力,Psi(磅/吋~2) σ_(TUF)—从σ_(T_U)至σ(TF)的平均真正单向拉伸应力,Psi(磅/吋~2) σ_(TL)—单向真正极限拉伸应力,Psi(磅/吋~2) σ_(TF)—单向真正断裂拉伸应力,Psi(磅/吋~2) φ—裂纹形状参数ω—断裂靱性参数     

实双对称矩阵的特征值问题及其反问题的降阶法

本文将实双对称矩阵的特征值问题化为阶数减半的实对称矩阵的特征值问题。并利用这个结果来求解斜对称Jacobi矩阵的特征值反问题,即构造一个斜对称Jacobi矩阵A,使之具有预先指定的特征值{λ_i}_(i=1)~n或预先指定的特征对(λ_1,x_1)和(λ_2,x_2)。     

Al-Cu-Li合金电子束焊接头的微观组织结构

采用真空电子束焊接Al-Cu-Li合金,分析了焊态下接头的微观组织以及焊后热处理对接头微观组织结构的影响。结果表 明,在焊态下,焊缝中心为典型的树枝晶,在树枝晶界分布着共晶组织,其主要组成相为α+θ′(Al2Cu),焊缝中的强化相数量较少。经过焊后热处理,接头焊缝区组织发生了显 著变化,焊缝中心组织由树枝晶转变为等轴晶,焊态下的晶界偏析现象得以消除,焊缝中析出了数量较多的球状δ′(Al3Li)相以及细针状T1(Al2CuLi)相,使接头的力学性能明显改善,接头抗拉强度由焊态下的348 MPa提高到热处理后的423 MPa,接头拉伸断口呈韧性断裂特征。     

COMPUTING REACTIVE FLOW ON A COARSE GRID

INTRODUCTIONConsider the Euler equations supplementedby an additional reactive equation which consistsof a scalar balance law for the mass fraction ofunburntgasρρuρEρY t+ρuρu2 + pρu E + upρu Y x=κ000-ρΘ( T) Ywhereρ is the density,ρu the momentum,ρEthe total specific energy,ρY the mass fraction ofunburnt gas( 0≤ Y≤ 1 ) ,κ a large number( thereaction rate) and T temperature.Θ( T) =01 　if T≤ Tignif T>Tign,Tign is the ignition temperature,E=pγ- 1 + u22 + q0 Y,p is …     

关于二阶马尔可夫过程的样本序列是否存在无后效性的讨论

本文指出了工程界关于高阶马尔可夫过程的一个错误定义,证明了(p=2)满足这个定义的平稳高斯过程是不存在的。 本文还指出由二阶微分方程 x″(t) a_1x′(t) a_2x(t)=ε(t) (其中ε(t)是白高斯过程)描写的随机过程x(t)的任意均匀采样序列都不能是AR(2)序列,而由下面微分方程 x″(t) a_1x′(t) a_2x(t)=ε′(t) βε(t)描写的随机过程x(t),当β~2>[max(c_1~2,c_2~2)]时(c_1、c_2是特征方程z~2 a_1z a_2=0的根),至少存在一个采样间隔Δ_1,使相应的样本序列是AR(2)模型,因此是一个二阶广义马尔可夫序列。     

强激波阵面的非平衡结构研究

利用测量强激波波后N2+第一负系(0,0)带和(1,2)带的辐射,对强激波后振动温度历程的测量过程进行了探索,并利用Langmuir探针技术,在低密度激波管中对强激波后电子数密度历程进行了测量.测量和计算结果进行了对比.结果表明:N2+B2∑u+态的激发比振动能的激发更快;实验测得的振动温度有明显的周期性振荡;在激波速度7.65~7.85km/s、p1=1.33Pa、实验段内径0.8m下,实验有效时间只有约6.5μs,实验中的电子数密度不能达到峰值.在约10倍波前自由程的实验有效区域内,电子数密度的测量值与计算值吻合很好.     

高超声速飞行器测热试验研究

在JF 8脉冲风洞中,来流马赫数Ma=8.0,来流单位长度雷诺数Re/L=1.47×107和2.52×107(1/m)两种试验条件下,对高超声速飞行器1/20缩尺模型进行了表面气动热的测量。模型迎角α=0°,10°,15°,20°,25°和30°。试验给出机身对称面、翼前缘、立尾前缘等处的热流率分布。机头部分最大热流率与由Fay Riddell公式计算的驻点热流Q0率接近,翼前缘最大热流率在全机身中最大,约为Q0的2倍,因此翼前缘的热环境是最严酷的。