2011年 第28卷 第3期
2011, 28(3): 1-5.
摘要:
采用磷酸酯类和氮磷类两种不同类型的阻燃剂处理苎麻织物, 并与酚醛树脂复合制备苎麻/酚醛树脂层压板, 发现氮磷类阻燃剂能够更好地提高酚醛层压板的阻燃性能。氮磷类阻燃剂处理苎麻织物后使层压板的极限氧 指数由25.2%提高到39.1%, 并达到垂直燃烧试验UL94的V0级, 而磷酸酯类处理只能使极限氧指数提高到27.8%。锥形量热试验发现氮磷类的阻燃剂处理后使层压板的残炭量增加, 点燃时间大幅度延长, 而峰值热释放速率和平均烟密度则显著降低。同时, 阻燃剂处理苎麻织物时, 对麻纤维结构的破坏很小, 因此对材料力学性能影响很小。
采用磷酸酯类和氮磷类两种不同类型的阻燃剂处理苎麻织物, 并与酚醛树脂复合制备苎麻/酚醛树脂层压板, 发现氮磷类阻燃剂能够更好地提高酚醛层压板的阻燃性能。氮磷类阻燃剂处理苎麻织物后使层压板的极限氧 指数由25.2%提高到39.1%, 并达到垂直燃烧试验UL94的V0级, 而磷酸酯类处理只能使极限氧指数提高到27.8%。锥形量热试验发现氮磷类的阻燃剂处理后使层压板的残炭量增加, 点燃时间大幅度延长, 而峰值热释放速率和平均烟密度则显著降低。同时, 阻燃剂处理苎麻织物时, 对麻纤维结构的破坏很小, 因此对材料力学性能影响很小。
2011, 28(3): 6-12.
摘要:
以环氧树脂为基体, 经硅烷活化处理的空心玻璃微珠(HGM)为填充剂, 制备了高强浮力材料。采用XRD、 FRIR分析了HGM的结构和硅烷处理效果, 通过密度测试和单轴静态压缩试验研究了HGM的类型和含量对浮力材料性能的影响, 利用SEM和吸水率试验研究了浮力材料的断裂特性和吸水性。结果表明: HGM为无定形结构; 硅烷分子接枝在HGM表面, 使得HGM与环氧树脂完好结合且两者界面没有间隙沟槽; HGM的较大比压缩强度有利于提高浮力材料的性能; 高强浮力材料密度为0.645~0.850 g/cm3, 抗压强度为60~93 MPa, 比压缩强度为92~112 MPa·cm3·g-1; HGM含量较少时, 浮力材料断裂表面HGM破裂处的基体环氧树脂有拖尾特征, HGM含量增多时, HGM的破坏程度不断增大直至完全破坏; 浮力材料具有较好的抗吸水性。
以环氧树脂为基体, 经硅烷活化处理的空心玻璃微珠(HGM)为填充剂, 制备了高强浮力材料。采用XRD、 FRIR分析了HGM的结构和硅烷处理效果, 通过密度测试和单轴静态压缩试验研究了HGM的类型和含量对浮力材料性能的影响, 利用SEM和吸水率试验研究了浮力材料的断裂特性和吸水性。结果表明: HGM为无定形结构; 硅烷分子接枝在HGM表面, 使得HGM与环氧树脂完好结合且两者界面没有间隙沟槽; HGM的较大比压缩强度有利于提高浮力材料的性能; 高强浮力材料密度为0.645~0.850 g/cm3, 抗压强度为60~93 MPa, 比压缩强度为92~112 MPa·cm3·g-1; HGM含量较少时, 浮力材料断裂表面HGM破裂处的基体环氧树脂有拖尾特征, HGM含量增多时, HGM的破坏程度不断增大直至完全破坏; 浮力材料具有较好的抗吸水性。
2011, 28(3): 13-19.
摘要:
针对碳纳米管(CNT)-玻璃纤维/环氧树脂体系, 采用传统的真空灌注工艺(VARIM)和双真空灌注工艺(DVARIM)制备复合材料层板, 分析了不同工艺方法下层板缺陷状况, 测试了层板的弯曲性能和层间剪切性能, 并结合树脂性能和纤维/树脂界面粘结状况观察, 探讨了DVARIM对CNT分布的影响及碳管的增强机制。结果表明: 与传统的VARIM相比, DVARIM能增加纤维的间距, 提高树脂对纤维的浸润能力, 减小纤维束内的孔隙缺陷; 添加质量分数为0.05％的酸化CNT后层板性能提高, 而且采用DVARIM性能提高更明显; 不同灌注工艺对CNT的分布产生影响, 从而改变了CNT对纤维/树脂界面粘接的影响, 同时这种影响与织物结构的紧密程度有关。
针对碳纳米管(CNT)-玻璃纤维/环氧树脂体系, 采用传统的真空灌注工艺(VARIM)和双真空灌注工艺(DVARIM)制备复合材料层板, 分析了不同工艺方法下层板缺陷状况, 测试了层板的弯曲性能和层间剪切性能, 并结合树脂性能和纤维/树脂界面粘结状况观察, 探讨了DVARIM对CNT分布的影响及碳管的增强机制。结果表明: 与传统的VARIM相比, DVARIM能增加纤维的间距, 提高树脂对纤维的浸润能力, 减小纤维束内的孔隙缺陷; 添加质量分数为0.05％的酸化CNT后层板性能提高, 而且采用DVARIM性能提高更明显; 不同灌注工艺对CNT的分布产生影响, 从而改变了CNT对纤维/树脂界面粘接的影响, 同时这种影响与织物结构的紧密程度有关。
2011, 28(3): 20-26.
摘要:
将一种环氧树脂和表面羟基化的多壁碳纳米管(MWCNTs)按照质量比100∶0.1进行配比, 以超声波分散法制备MWCNTs/环氧树脂胶黏剂, 考察了两种硅烷偶联剂KH550和KH560对MWCNTs改性效果的影响。采用FTIR、 DSC、 DMA、 流变仪研究了MWCNTs对胶黏剂固化行为和流变特性的影响, 并结合断口形貌观察, 测试分析了MWCNTs对胶黏剂拉伸剪切强度和冲击强度的影响。结果表明: 硅烷偶联剂能与MWCNTs表面的羟基发生缩合反应, 增强了MWCNTs与环氧树脂基体的亲和性, 从而影响胶黏剂固化反应及黏度-剪切速率曲线; 经KH550改性的MWCNTs明显提高了胶黏剂与金属的界面粘结性, Al-Al拉伸剪切强度较无MWCNTs的胶黏剂提高了46.4%; 添加MWCNTs使胶黏剂的冲击断面更为粗糙, 开裂面积更大; 添加MWCNTs+KH550的胶黏剂冲击强度提高了44.1%, 说明MWCNTs/环氧树脂间界面性能对发挥MWCNTs的增韧效果非常重要。
将一种环氧树脂和表面羟基化的多壁碳纳米管(MWCNTs)按照质量比100∶0.1进行配比, 以超声波分散法制备MWCNTs/环氧树脂胶黏剂, 考察了两种硅烷偶联剂KH550和KH560对MWCNTs改性效果的影响。采用FTIR、 DSC、 DMA、 流变仪研究了MWCNTs对胶黏剂固化行为和流变特性的影响, 并结合断口形貌观察, 测试分析了MWCNTs对胶黏剂拉伸剪切强度和冲击强度的影响。结果表明: 硅烷偶联剂能与MWCNTs表面的羟基发生缩合反应, 增强了MWCNTs与环氧树脂基体的亲和性, 从而影响胶黏剂固化反应及黏度-剪切速率曲线; 经KH550改性的MWCNTs明显提高了胶黏剂与金属的界面粘结性, Al-Al拉伸剪切强度较无MWCNTs的胶黏剂提高了46.4%; 添加MWCNTs使胶黏剂的冲击断面更为粗糙, 开裂面积更大; 添加MWCNTs+KH550的胶黏剂冲击强度提高了44.1%, 说明MWCNTs/环氧树脂间界面性能对发挥MWCNTs的增韧效果非常重要。
2011, 28(3): 27-34.
摘要:
采用反相悬浮乳液法合成了丙烯酸(AA)含量不同的N-异丙基丙烯酰胺(NIPAM)共聚丙烯酸(AA)的聚合物模板P(NIPAM-co-AA), 以此作为微反应器, 分别用两种不同的方法制备了P(NIPAM-co-AA)-co-Alq3 (八羟基喹啉铝)荧光复合微球, 再用四乙氧基硅烷(TEOS)对其表面进行修饰, 获得了表面功能化的P(NIPAM-co-AA)-Alq3-SiO2荧光复合微球。用SEM、 IR、 FM和XRD等手段对其结构和性能进行表征。结果表明: 所制备的荧光复合微球单分散性好、 荧光发光效率较高且性能稳定, 同时具有较大的比表面积; 功能化的荧光复合微球可用于高通量药物筛选和识别生物大分子等生物医学领域。
采用反相悬浮乳液法合成了丙烯酸(AA)含量不同的N-异丙基丙烯酰胺(NIPAM)共聚丙烯酸(AA)的聚合物模板P(NIPAM-co-AA), 以此作为微反应器, 分别用两种不同的方法制备了P(NIPAM-co-AA)-co-Alq3 (八羟基喹啉铝)荧光复合微球, 再用四乙氧基硅烷(TEOS)对其表面进行修饰, 获得了表面功能化的P(NIPAM-co-AA)-Alq3-SiO2荧光复合微球。用SEM、 IR、 FM和XRD等手段对其结构和性能进行表征。结果表明: 所制备的荧光复合微球单分散性好、 荧光发光效率较高且性能稳定, 同时具有较大的比表面积; 功能化的荧光复合微球可用于高通量药物筛选和识别生物大分子等生物医学领域。
2011, 28(3): 27-34.
摘要:
采用反相悬浮乳液法合成了丙烯酸(AA)含量不同的N-异丙基丙烯酰胺(NIPAM)共聚丙烯酸(AA)的聚合物模板P(NIPAM-co-AA), 以此作为微反应器, 分别用两种不同的方法制备了P(NIPAM-co-AA)-co-Alq3 (八羟基喹啉铝)荧光复合微球, 再用四乙氧基硅烷(TEOS)对其表面进行修饰, 获得了表面功能化的P(NIPAM-co-AA)-Alq3-SiO2荧光复合微球。用SEM、 IR、 FM和XRD等手段对其结构和性能进行表征。结果表明: 所制备的荧光复合微球单分散性好、 荧光发光效率较高且性能稳定, 同时具有较大的比表面积; 功能化的荧光复合微球可用于高通量药物筛选和识别生物大分子等生物医学领域。
采用反相悬浮乳液法合成了丙烯酸(AA)含量不同的N-异丙基丙烯酰胺(NIPAM)共聚丙烯酸(AA)的聚合物模板P(NIPAM-co-AA), 以此作为微反应器, 分别用两种不同的方法制备了P(NIPAM-co-AA)-co-Alq3 (八羟基喹啉铝)荧光复合微球, 再用四乙氧基硅烷(TEOS)对其表面进行修饰, 获得了表面功能化的P(NIPAM-co-AA)-Alq3-SiO2荧光复合微球。用SEM、 IR、 FM和XRD等手段对其结构和性能进行表征。结果表明: 所制备的荧光复合微球单分散性好、 荧光发光效率较高且性能稳定, 同时具有较大的比表面积; 功能化的荧光复合微球可用于高通量药物筛选和识别生物大分子等生物医学领域。
2011, 28(3): 42-49.
摘要:
采用水解缩合法制备了三官能结构的聚硅氧烷阻燃剂。采用氧指数仪、 锥形量热仪、 TGA、 热裂解-气相色谱/质谱(PY-GC/MS)和SEM研究了Karstedt催化剂(KC)对聚硅氧烷/聚碳酸酯(PC)复合材料热性能和阻燃性能的影响, 并研究了该复合体系的阻燃机制。结果表明: 在热裂解过程中KC促进了含乙烯基聚硅氧烷的交联, 增强了聚硅氧烷/PC复合材料的耐热性能; KC抑制了聚硅氧烷/PC复合材料在燃烧过程的热释放, 使材料的烟、 CO、 CO2产生过程延后, 且峰值降低, 提高了聚硅氧烷/PC的阻燃性能, 降低了材料燃烧的危害性。但KC对聚硅氧烷/PC复合材料的极限氧指数(LOI)的影响较复杂, 其LOI不仅取决于残炭量, 还与燃烧炭层结构有关, 在保持一定残炭量下, 若KC使聚硅氧烷/PC的燃烧炭层更致密、 均匀, 则材料的LOI提高。
采用水解缩合法制备了三官能结构的聚硅氧烷阻燃剂。采用氧指数仪、 锥形量热仪、 TGA、 热裂解-气相色谱/质谱(PY-GC/MS)和SEM研究了Karstedt催化剂(KC)对聚硅氧烷/聚碳酸酯(PC)复合材料热性能和阻燃性能的影响, 并研究了该复合体系的阻燃机制。结果表明: 在热裂解过程中KC促进了含乙烯基聚硅氧烷的交联, 增强了聚硅氧烷/PC复合材料的耐热性能; KC抑制了聚硅氧烷/PC复合材料在燃烧过程的热释放, 使材料的烟、 CO、 CO2产生过程延后, 且峰值降低, 提高了聚硅氧烷/PC的阻燃性能, 降低了材料燃烧的危害性。但KC对聚硅氧烷/PC复合材料的极限氧指数(LOI)的影响较复杂, 其LOI不仅取决于残炭量, 还与燃烧炭层结构有关, 在保持一定残炭量下, 若KC使聚硅氧烷/PC的燃烧炭层更致密、 均匀, 则材料的LOI提高。
2011, 28(3): 50-55.
摘要:
采用硅橡胶热膨胀工艺制备了碳纤维/双马树脂复合材料层板, 通过自行设计的成型模具及树脂压力在线测试系统测试并分析了成型过程中热胀压力和预浸料铺层内树脂压力的变化规律, 考察了工艺间隙和温度分布的影响, 并通过显微观察分析了不同工艺条件下层板的密实状况。结果表明: 采用树脂压力在线测试系统, 可实现热膨胀工艺预浸料铺层内树脂压力的测试; 工艺间隙和硅橡胶内的温度分布对树脂压力及硅橡胶的热胀压力有重要影响, 在零吸胶工艺条件下, 当工艺间隙设计合理时, 凝胶前热胀压力和树脂压力的变化趋势及变化程度基本一致, 固化层板纤维密实并且厚度均匀; 通过增加恒温平台减小硅橡胶内部温差, 可使热胀压力的增加速度减小。
采用硅橡胶热膨胀工艺制备了碳纤维/双马树脂复合材料层板, 通过自行设计的成型模具及树脂压力在线测试系统测试并分析了成型过程中热胀压力和预浸料铺层内树脂压力的变化规律, 考察了工艺间隙和温度分布的影响, 并通过显微观察分析了不同工艺条件下层板的密实状况。结果表明: 采用树脂压力在线测试系统, 可实现热膨胀工艺预浸料铺层内树脂压力的测试; 工艺间隙和硅橡胶内的温度分布对树脂压力及硅橡胶的热胀压力有重要影响, 在零吸胶工艺条件下, 当工艺间隙设计合理时, 凝胶前热胀压力和树脂压力的变化趋势及变化程度基本一致, 固化层板纤维密实并且厚度均匀; 通过增加恒温平台减小硅橡胶内部温差, 可使热胀压力的增加速度减小。
2011, 28(3): 56-62.
摘要:
通过化学气相渗透(CVI)法结合反应熔体浸渗(RMI)法制备了三维针刺C/SiC刹车材料, 系统研究了三维针刺C/SiC刹车材料的热物理性能。结果表明: C/SiC刹车材料的热膨胀系数随温度升高总体呈增大趋势, 但呈规律性波动; 在相同温度下, 垂直于摩擦面方向的热膨胀系数远大于平行方向的。从室温至1300 ℃, 平行和垂直于摩擦面方向的平均热膨胀系数分别为1.75×10-6K-1和4.41×10-6K-1; C/SiC刹车材料的比定压热容随温度的升高而增大, 但增大速率逐渐减小。温度从100 ℃升到1400 ℃, 其比定压热容从1.41 J/(g·K) 增大到1.92 J/(g·K); C/SiC刹车材料的热扩散率随温度的升高而降低, 并趋于常量。平行于摩擦面方向的热扩散率明显大于垂直于摩擦面方向的热扩散率。
通过化学气相渗透(CVI)法结合反应熔体浸渗(RMI)法制备了三维针刺C/SiC刹车材料, 系统研究了三维针刺C/SiC刹车材料的热物理性能。结果表明: C/SiC刹车材料的热膨胀系数随温度升高总体呈增大趋势, 但呈规律性波动; 在相同温度下, 垂直于摩擦面方向的热膨胀系数远大于平行方向的。从室温至1300 ℃, 平行和垂直于摩擦面方向的平均热膨胀系数分别为1.75×10-6K-1和4.41×10-6K-1; C/SiC刹车材料的比定压热容随温度的升高而增大, 但增大速率逐渐减小。温度从100 ℃升到1400 ℃, 其比定压热容从1.41 J/(g·K) 增大到1.92 J/(g·K); C/SiC刹车材料的热扩散率随温度的升高而降低, 并趋于常量。平行于摩擦面方向的热扩散率明显大于垂直于摩擦面方向的热扩散率。
2011, 28(3): 63-68.
摘要:
以石英纤维预制件和硅溶胶为原料, 采用溶胶-凝胶法制备了SiO2f/SiO2复合材料, 在此基础上用尿素法制备了 SiO2f/SiO2-BN 复合材料, 并对其力学性能和介电性能进行了测试。结果表明, 随着工艺循环次数的不断增加, 复合材料的密度随之提高, 但增长速度逐渐减慢。三次循环后, SiO2f/SiO2-BN 复合材料密度达1.81 g/cm3, 弯曲强度和模量分别为113.9 MPa和36.5 GPa, 分别比SiO2f/SiO2复合材料提高了12.1%和76.3%; 纤维和基体界面结合良好, 材料断面出现了明显的纤维拔出现象, 为韧性断裂; 复合材料介电常数和损耗角正切值分别为3.32和0.004, 介电性能优良。
以石英纤维预制件和硅溶胶为原料, 采用溶胶-凝胶法制备了SiO2f/SiO2复合材料, 在此基础上用尿素法制备了 SiO2f/SiO2-BN 复合材料, 并对其力学性能和介电性能进行了测试。结果表明, 随着工艺循环次数的不断增加, 复合材料的密度随之提高, 但增长速度逐渐减慢。三次循环后, SiO2f/SiO2-BN 复合材料密度达1.81 g/cm3, 弯曲强度和模量分别为113.9 MPa和36.5 GPa, 分别比SiO2f/SiO2复合材料提高了12.1%和76.3%; 纤维和基体界面结合良好, 材料断面出现了明显的纤维拔出现象, 为韧性断裂; 复合材料介电常数和损耗角正切值分别为3.32和0.004, 介电性能优良。
2011, 28(3): 69-73.
摘要:
采用反应热压烧结法制备了SiC/Ti3SiC2复合材料, 研究了热压温度、 SiC含量及粒度对SiC/Ti3SiC2复合材料相组成、 力学性能以及应力-应变行为的影响。结果表明: 热压温度影响SiC/Ti3SiC2复合材料相组成; 随着热压温度的提高, 复合材料的弯曲强度和断裂韧性提高; 随SiC含量的增加, SiC/Ti3SiC2复合材料弯曲强度和断裂韧性提高, 当SiC的质量分数为30%时, 弯曲强度为371 MPa, 断裂韧性为6.9 MPa·m1/2; 但SiC的质量分数达到50%时, 由于复合材料含有较多的孔洞, 使强度和断裂韧性降低; 随着SiC 粒度的增大, 复合材料易于致密化, 使其弯曲强度和断裂韧性提高; SiC/Ti3SiC2复合材料在常温下表现为非脆性断裂。
采用反应热压烧结法制备了SiC/Ti3SiC2复合材料, 研究了热压温度、 SiC含量及粒度对SiC/Ti3SiC2复合材料相组成、 力学性能以及应力-应变行为的影响。结果表明: 热压温度影响SiC/Ti3SiC2复合材料相组成; 随着热压温度的提高, 复合材料的弯曲强度和断裂韧性提高; 随SiC含量的增加, SiC/Ti3SiC2复合材料弯曲强度和断裂韧性提高, 当SiC的质量分数为30%时, 弯曲强度为371 MPa, 断裂韧性为6.9 MPa·m1/2; 但SiC的质量分数达到50%时, 由于复合材料含有较多的孔洞, 使强度和断裂韧性降低; 随着SiC 粒度的增大, 复合材料易于致密化, 使其弯曲强度和断裂韧性提高; SiC/Ti3SiC2复合材料在常温下表现为非脆性断裂。
2011, 28(3): 74-79.
摘要:
利用2层不同软化温度和不同热膨胀系数的BaO-Al2O3-SiO2(BAS)系微晶玻璃, 采用浆料涂覆—浸渍—多层共烧的方法制备了2种双层同组分和1种双层不同组分的Cf/SiC复合材料抗氧化涂层。3种结构的BAS系微晶玻璃涂层完整、 无明显缺陷, 涂层与Cf/SiC复合材料的结合状态良好, 有助于提高Cf/SiC复合材料的抗氧化性能。双层不同组分的BAS系微晶玻璃涂层在1200~1350 ℃范围内对提高Cf/SiC复合材料抗氧化性能的作用显著, 失重速率和失重量均明显减小。与未包覆涂层的复合材料相比, 包覆双层不同组分涂层的复合材料经历600次(每次保温10 min)热冲击后的失重降低了1/2~2/3, 保留的强度提高了7~15倍。
利用2层不同软化温度和不同热膨胀系数的BaO-Al2O3-SiO2(BAS)系微晶玻璃, 采用浆料涂覆—浸渍—多层共烧的方法制备了2种双层同组分和1种双层不同组分的Cf/SiC复合材料抗氧化涂层。3种结构的BAS系微晶玻璃涂层完整、 无明显缺陷, 涂层与Cf/SiC复合材料的结合状态良好, 有助于提高Cf/SiC复合材料的抗氧化性能。双层不同组分的BAS系微晶玻璃涂层在1200~1350 ℃范围内对提高Cf/SiC复合材料抗氧化性能的作用显著, 失重速率和失重量均明显减小。与未包覆涂层的复合材料相比, 包覆双层不同组分涂层的复合材料经历600次(每次保温10 min)热冲击后的失重降低了1/2~2/3, 保留的强度提高了7~15倍。
2011, 28(3): 80-84.
摘要:
针对Al-Fe2O3铝热体系, 采用SiO2和Na2B4O7作为添加剂, 利用离心自蔓延高温合成(SHS)技术制备了陶瓷复合钢管, 研究了添加质量分数7%SiO2和2%、 4%、 6% Na2B4O7对复合管陶瓷层组织结构和力学性能的影响。XRD分析结果表明陶瓷层的主要成分有α-Al2O3、 FeAl2O4、 Al2SiO5、 B2O3等; SEM观察发现陶瓷层表面晶粒排布致密, 结合能谱分析陶瓷层中含有Fe单质; 金相显微镜观察结果表明陶瓷层和Fe过渡层结合良好, 没有间隙存在; 复合钢管的抗剪强度和压溃强度测试结果表明: 添加质量分数为7% SiO2和4% Na2B4O7的陶瓷复合钢管的抗剪强度和压溃强度分别达到22 MPa和430 MPa, 比未添加添加剂的样品分别提高了240%和22.8%。
针对Al-Fe2O3铝热体系, 采用SiO2和Na2B4O7作为添加剂, 利用离心自蔓延高温合成(SHS)技术制备了陶瓷复合钢管, 研究了添加质量分数7%SiO2和2%、 4%、 6% Na2B4O7对复合管陶瓷层组织结构和力学性能的影响。XRD分析结果表明陶瓷层的主要成分有α-Al2O3、 FeAl2O4、 Al2SiO5、 B2O3等; SEM观察发现陶瓷层表面晶粒排布致密, 结合能谱分析陶瓷层中含有Fe单质; 金相显微镜观察结果表明陶瓷层和Fe过渡层结合良好, 没有间隙存在; 复合钢管的抗剪强度和压溃强度测试结果表明: 添加质量分数为7% SiO2和4% Na2B4O7的陶瓷复合钢管的抗剪强度和压溃强度分别达到22 MPa和430 MPa, 比未添加添加剂的样品分别提高了240%和22.8%。
2011, 28(3): 85-89.
摘要:
采用液态金属冷却定向凝固技术制备了高铬 Nb-Si金属间化合物基复合材料, 分析了不同熔化温度和凝固速度下复合材料的相组成及组织特征。结果表明: Nb-22Ti-17Cr-16Si-2Al-2Hf(原子分数)合金相组成为Nbss、 α-Nb5Si3、 Laves相NbCr2和少量的(Nbss+ Nb5Si3)共晶, 定向凝固没有改变复合材料的相组成。熔化温度为1550 ℃时, Nbss相呈颗粒状, Nb5Si3相呈随机分布的块状或短板条状; 随着熔化温度的提高, Nbss转变为枝晶状且沿轴向定向生长, Nb5Si3相转变为有一定定向效果的长板条状。随着凝固速度的增大, 组织明显细化且定向效果增强, 凝固速度为18 mm/min时, Nb5Si3呈定向效果良好的细长条状。
采用液态金属冷却定向凝固技术制备了高铬 Nb-Si金属间化合物基复合材料, 分析了不同熔化温度和凝固速度下复合材料的相组成及组织特征。结果表明: Nb-22Ti-17Cr-16Si-2Al-2Hf(原子分数)合金相组成为Nbss、 α-Nb5Si3、 Laves相NbCr2和少量的(Nbss+ Nb5Si3)共晶, 定向凝固没有改变复合材料的相组成。熔化温度为1550 ℃时, Nbss相呈颗粒状, Nb5Si3相呈随机分布的块状或短板条状; 随着熔化温度的提高, Nbss转变为枝晶状且沿轴向定向生长, Nb5Si3相转变为有一定定向效果的长板条状。随着凝固速度的增大, 组织明显细化且定向效果增强, 凝固速度为18 mm/min时, Nb5Si3呈定向效果良好的细长条状。
2011, 28(3): 90-95.
摘要:
通过改进后的胶体法制备了60%(质量分数)RuO2-活性碳(AC)复合电极材料, 然后在不同的温度下烧结6 h。采用电化学工作站对该复合电极进行了循环伏安、 恒流充放电及交流阻抗测试, 用SEM、 EDS及XRD对不同温度烧结后复合材料的形貌结构进行表征。 结果表明: 240 ℃烧结后复合电极的比电容最大, 其值为445 F/g, 且充放电性能良好; 复合电极的阻抗值在240 ℃以下时随烧结温度的升高呈递减趋势, 高于此温度后略有增大; 复合电极材料在240 ℃烧结后呈细小均匀的水合RuO2粒子, 分布在碳基体上; 复合电极材料中的RuO2保持非晶结构, 高于270 ℃后有较多的晶体相生成; 改进后的胶体法制备的复合电极在240 ℃烧结后电化学性能较优良。
通过改进后的胶体法制备了60%(质量分数)RuO2-活性碳(AC)复合电极材料, 然后在不同的温度下烧结6 h。采用电化学工作站对该复合电极进行了循环伏安、 恒流充放电及交流阻抗测试, 用SEM、 EDS及XRD对不同温度烧结后复合材料的形貌结构进行表征。 结果表明: 240 ℃烧结后复合电极的比电容最大, 其值为445 F/g, 且充放电性能良好; 复合电极的阻抗值在240 ℃以下时随烧结温度的升高呈递减趋势, 高于此温度后略有增大; 复合电极材料在240 ℃烧结后呈细小均匀的水合RuO2粒子, 分布在碳基体上; 复合电极材料中的RuO2保持非晶结构, 高于270 ℃后有较多的晶体相生成; 改进后的胶体法制备的复合电极在240 ℃烧结后电化学性能较优良。
2011, 28(3): 96-102.
摘要:
采用纳米金红石型TiO2为Ti源, 水热法合成了Ti纳米晶须, 将其表面负载磷酸三丁酯(TBP)制备出修饰Ti纳米晶须。用SEM、 TEM及傅里叶红外光谱仪对Ti纳米晶须及修饰Ti纳米晶须的形貌和结构进行表征, 分别研究了两种材料对铀离子的吸附性能, 考察了修饰Ti纳米晶须吸附铀的动力学及等温吸附模型。电镜表征结果表明, 水热温度为160 ℃成功合成出Ti纳米晶须, 其粒径范围为80~100 nm。吸附铀研究结果表明, 在3 mol/L NO-3介质中修饰Ti纳米晶须表现出较高的吸附性能, 修饰Ti纳米晶须对铀的吸附动力学模型符合准二级动力学, 吸附等温线符合Langmuir和Freundlich等温吸附模型。将修饰Ti纳米晶须用于自来水中低浓度铀的回收, 结果较好。
采用纳米金红石型TiO2为Ti源, 水热法合成了Ti纳米晶须, 将其表面负载磷酸三丁酯(TBP)制备出修饰Ti纳米晶须。用SEM、 TEM及傅里叶红外光谱仪对Ti纳米晶须及修饰Ti纳米晶须的形貌和结构进行表征, 分别研究了两种材料对铀离子的吸附性能, 考察了修饰Ti纳米晶须吸附铀的动力学及等温吸附模型。电镜表征结果表明, 水热温度为160 ℃成功合成出Ti纳米晶须, 其粒径范围为80~100 nm。吸附铀研究结果表明, 在3 mol/L NO-3介质中修饰Ti纳米晶须表现出较高的吸附性能, 修饰Ti纳米晶须对铀的吸附动力学模型符合准二级动力学, 吸附等温线符合Langmuir和Freundlich等温吸附模型。将修饰Ti纳米晶须用于自来水中低浓度铀的回收, 结果较好。
2011, 28(3): 103-108.
摘要:
通过在开孔泡沫铝中填充聚氨酯得到了聚氨酯泡沫铝, 利用Hopkinson杆对泡沫铝与泡沫聚氨酯组成的三维连续网络增强复合材料进行了在不同相对密度、 应变率和聚氨酯含量下的动态压缩实验。结果表明, 在相同应变率和相对密度下, 与泡沫纯铝相比, 聚氨酯泡沫铝屈服强度和压缩应变量显著增加, 而且应力-应变曲线出现明显的抖动。 随着应变的不断增大, 应力也逐渐增加, 在达到某一相同的应变时, 聚氨酯泡沫铝的应力值较高, 吸能量也较多。另外, 当应变率增加时, 聚氨酯泡沫铝表现出很明显的应变率效应。
通过在开孔泡沫铝中填充聚氨酯得到了聚氨酯泡沫铝, 利用Hopkinson杆对泡沫铝与泡沫聚氨酯组成的三维连续网络增强复合材料进行了在不同相对密度、 应变率和聚氨酯含量下的动态压缩实验。结果表明, 在相同应变率和相对密度下, 与泡沫纯铝相比, 聚氨酯泡沫铝屈服强度和压缩应变量显著增加, 而且应力-应变曲线出现明显的抖动。 随着应变的不断增大, 应力也逐渐增加, 在达到某一相同的应变时, 聚氨酯泡沫铝的应力值较高, 吸能量也较多。另外, 当应变率增加时, 聚氨酯泡沫铝表现出很明显的应变率效应。
2011, 28(3): 109-114.
摘要:
采用化学改性法对芳纶纤维进行表面处理, 研究了改性前后芳纶纤维对水泥基复合材料强度及抗冲击性能的影响。结果表明: 芳纶纤维的掺入可以提高水泥砂浆的抗折强度和抗冲击性能, 经化学改性后的芳纶纤维增强效果更加明显。当掺杂纤维的体积分数为1.0%时, 化学改性前后芳纶纤维增强水泥砂浆试样与基准砂浆试样相比, 其28天抗折强度分别提高了15.18%和23.85%, 抗冲击韧性分别提高了276.74%和294.54%。采用SEM对芳纶纤维表面微观形貌及试样断口形貌进行了观察, 利用XPS对改性前后芳纶纤维表面元素变化进行了研究, 探讨了芳纶纤维对水泥砂浆的增强机制。
采用化学改性法对芳纶纤维进行表面处理, 研究了改性前后芳纶纤维对水泥基复合材料强度及抗冲击性能的影响。结果表明: 芳纶纤维的掺入可以提高水泥砂浆的抗折强度和抗冲击性能, 经化学改性后的芳纶纤维增强效果更加明显。当掺杂纤维的体积分数为1.0%时, 化学改性前后芳纶纤维增强水泥砂浆试样与基准砂浆试样相比, 其28天抗折强度分别提高了15.18%和23.85%, 抗冲击韧性分别提高了276.74%和294.54%。采用SEM对芳纶纤维表面微观形貌及试样断口形貌进行了观察, 利用XPS对改性前后芳纶纤维表面元素变化进行了研究, 探讨了芳纶纤维对水泥砂浆的增强机制。
2011, 28(3): 115-120.
摘要:
探索了离子聚合物金属复合材料(IPMC)的制备工艺, 利用化学沉积的方法成功制备了铂型IPMC(Pt-IPMC)试样。采用SEM对试样表面电极形貌进行研究, 对Pt-IPMC试样在4种波形激励信号(幅值2~4 V, 频率0.06~0.14 Hz)下的致动位移进行了测试。结果表明: 金属Pt在离子交换膜内部及外表面具有良好的沉积效果, 内、 外电极厚度均有不同程度的减小; 随着激励信号幅值的增加, IPMC试样的变形能力增强, 响应速度加快; 在4 种波形信号的激励下, 试样均在频率为0.1 Hz时达到最大位移, 且在方波信号驱动下具有最好的响应速度和变形量。
探索了离子聚合物金属复合材料(IPMC)的制备工艺, 利用化学沉积的方法成功制备了铂型IPMC(Pt-IPMC)试样。采用SEM对试样表面电极形貌进行研究, 对Pt-IPMC试样在4种波形激励信号(幅值2~4 V, 频率0.06~0.14 Hz)下的致动位移进行了测试。结果表明: 金属Pt在离子交换膜内部及外表面具有良好的沉积效果, 内、 外电极厚度均有不同程度的减小; 随着激励信号幅值的增加, IPMC试样的变形能力增强, 响应速度加快; 在4 种波形信号的激励下, 试样均在频率为0.1 Hz时达到最大位移, 且在方波信号驱动下具有最好的响应速度和变形量。
2011, 28(3): 121-126.
摘要:
研究了腹足纲香螺贝壳在生长过程中不同时期的壳体材料结构及力学性能。结果表明, 随着贝壳的长大, 贝壳文石板片厚度增大, 各项力学性能指标也随之提高。贝壳体在生长过程中通过软体组织修改所产生的结构和贝壳的性能也在随之而演变。贝壳类天然生物材料的性能不同于传统工程材料中组织特征尺寸越小强度越高的准则, 需要考虑贝壳材料本身的微观结构、 组成和界面等多方面因素。
研究了腹足纲香螺贝壳在生长过程中不同时期的壳体材料结构及力学性能。结果表明, 随着贝壳的长大, 贝壳文石板片厚度增大, 各项力学性能指标也随之提高。贝壳体在生长过程中通过软体组织修改所产生的结构和贝壳的性能也在随之而演变。贝壳类天然生物材料的性能不同于传统工程材料中组织特征尺寸越小强度越高的准则, 需要考虑贝壳材料本身的微观结构、 组成和界面等多方面因素。
2011, 28(3): 127-134.
摘要:
采用液相化学还原法合成了Ag/壳聚糖(CS)复合胶乳, 并制备了 Ag/CS-g-甲基丙烯酸甲酯(MMA)复合物。研究结果表明, 纳米Ag粒子对CS与MMA的接枝聚合起阻碍作用, 导致接枝率和接枝效率比无Ag粒子存在时有所下降。结构表征显示纳米Ag粒子均匀分散于复合物中。抗菌评价结果表明: Ag/CS和 Ag/CS-g-MMA 复合抗菌剂具有比Ag或CS单一抗菌剂更高效的抗菌性能, Ag/CS-g-MMA 复合物对E.coli、 B.subtilis、 S.aureus和P.aeruginosa四种菌的抑菌率分别为96.3%、 97.6%、 93.2%、 95.8%; Ag/CS-g-MMA复合抗菌剂的抗菌性能是纳米Ag粒子与CS协同作用的结果。
采用液相化学还原法合成了Ag/壳聚糖(CS)复合胶乳, 并制备了 Ag/CS-g-甲基丙烯酸甲酯(MMA)复合物。研究结果表明, 纳米Ag粒子对CS与MMA的接枝聚合起阻碍作用, 导致接枝率和接枝效率比无Ag粒子存在时有所下降。结构表征显示纳米Ag粒子均匀分散于复合物中。抗菌评价结果表明: Ag/CS和 Ag/CS-g-MMA 复合抗菌剂具有比Ag或CS单一抗菌剂更高效的抗菌性能, Ag/CS-g-MMA 复合物对E.coli、 B.subtilis、 S.aureus和P.aeruginosa四种菌的抑菌率分别为96.3%、 97.6%、 93.2%、 95.8%; Ag/CS-g-MMA复合抗菌剂的抗菌性能是纳米Ag粒子与CS协同作用的结果。
2011, 28(3): 135-140.
摘要:
为了提高生物惰性材料C/C的生物活性以及C/C基体与生物活性材料羟基磷灰石(HAp)的结合强度, 以丙烯酰胺单体(AM)和声化学制备的纳米HAp为原料, 异丙醇为分散介质, 采用水热电泳聚合沉积法在C/C复合材料表面制备了羟基磷灰石-聚丙烯酰胺(HAp-PAM)生物复合涂层。用XRD、 TEM、 SEM、 FTIR、 力学性能测试等手段对涂层的相组成、 官能团、 断面的微观形貌及结合强度进行了测试和表征, 研究了水热沉积电压对复合涂层结构和性能的影响。结果表明: 随着沉积电压的升高, 涂层中HAp的衍射峰呈现先增强后减小的趋势, PAM的衍射峰逐渐消失; 涂层的结合强度随着电压的升高先增强后减小。沉积电压为150 V时, 涂层的致密性和均匀性达到最佳, 涂层的厚度以及涂层与基体的结合强度分别达到最大值25 μm 和19 MPa。
为了提高生物惰性材料C/C的生物活性以及C/C基体与生物活性材料羟基磷灰石(HAp)的结合强度, 以丙烯酰胺单体(AM)和声化学制备的纳米HAp为原料, 异丙醇为分散介质, 采用水热电泳聚合沉积法在C/C复合材料表面制备了羟基磷灰石-聚丙烯酰胺(HAp-PAM)生物复合涂层。用XRD、 TEM、 SEM、 FTIR、 力学性能测试等手段对涂层的相组成、 官能团、 断面的微观形貌及结合强度进行了测试和表征, 研究了水热沉积电压对复合涂层结构和性能的影响。结果表明: 随着沉积电压的升高, 涂层中HAp的衍射峰呈现先增强后减小的趋势, PAM的衍射峰逐渐消失; 涂层的结合强度随着电压的升高先增强后减小。沉积电压为150 V时, 涂层的致密性和均匀性达到最佳, 涂层的厚度以及涂层与基体的结合强度分别达到最大值25 μm 和19 MPa。
2011, 28(3): 141-147.
摘要:
基于ANSYS软件开发了用于模拟复合材料固化过程中温度-固化度耦合场变化程序, 并分别采用二维和三维有限元模型对复合材料先进正交网格结构的软模辅助共固化工艺过程进行了数值仿真。计算结果分析表明: 二维有限元模型不考虑网格结构肋骨交叉点的影响, 能以较大时间步长进行共固化工艺的数值模拟, 且分析结果具有较高的精度; 三维精细有限元模型可考虑肋骨交叉点在共固化工艺中对复合材料先进网格结构内温度-固化度耦合场的影响; 肋骨交叉点附近的温度场明显高于结构的其他部位。
基于ANSYS软件开发了用于模拟复合材料固化过程中温度-固化度耦合场变化程序, 并分别采用二维和三维有限元模型对复合材料先进正交网格结构的软模辅助共固化工艺过程进行了数值仿真。计算结果分析表明: 二维有限元模型不考虑网格结构肋骨交叉点的影响, 能以较大时间步长进行共固化工艺的数值模拟, 且分析结果具有较高的精度; 三维精细有限元模型可考虑肋骨交叉点在共固化工艺中对复合材料先进网格结构内温度-固化度耦合场的影响; 肋骨交叉点附近的温度场明显高于结构的其他部位。
2011, 28(3): 148-153.
摘要:
提出一种缝合线计算模型, 通过数值模拟计算和实验结果比较, 得到缝合线计算模型中相关的弹性参数。对复合材料开口缝合补强结构进行了有限元模拟计算, 分析讨论了孔边及邻近区域应变的分布规律, 并计算出应变集中因子。研究了不同缝合参数(针距、 行距、 边距、 缝合线直径、 缝合线模量)对孔边应变集中的影响, 给出了合理的孔口缝合参数设计方法。
提出一种缝合线计算模型, 通过数值模拟计算和实验结果比较, 得到缝合线计算模型中相关的弹性参数。对复合材料开口缝合补强结构进行了有限元模拟计算, 分析讨论了孔边及邻近区域应变的分布规律, 并计算出应变集中因子。研究了不同缝合参数(针距、 行距、 边距、 缝合线直径、 缝合线模量)对孔边应变集中的影响, 给出了合理的孔口缝合参数设计方法。
2011, 28(3): 154-158.
摘要:
为解决高转速下复合材料圆柱壳的结构可靠性问题, 推导了高速旋转状态下复合材料圆柱壳的应变方程, 并以此为基础导出了圆柱壳各层轴向、 环向和剪切应力以及相应的主轴应力, 给出了各层应力随角度层的角度和厚度的变化规律。然后以各层强度可靠度大于0.99为目标函数, 对复合材料圆柱壳的结构参数进行了优化设计。
为解决高转速下复合材料圆柱壳的结构可靠性问题, 推导了高速旋转状态下复合材料圆柱壳的应变方程, 并以此为基础导出了圆柱壳各层轴向、 环向和剪切应力以及相应的主轴应力, 给出了各层应力随角度层的角度和厚度的变化规律。然后以各层强度可靠度大于0.99为目标函数, 对复合材料圆柱壳的结构参数进行了优化设计。
2011, 28(3): 159-166.
摘要:
针对酚醛先驱体C/C复合材料液相浸渍制备工艺各组分相的化学转化特性, 基于Arrhenius方程建立了C/C复合材料液相浸渍制备工艺力学模型, 详细分析了固化-炭化和石墨化两个重要的工艺阶段各组分相的体积变化规律, 得到的气孔体积分数与Micro-CT系统扫描处理的细编穿刺C/C复合材料微结构图像中气孔体积分数相吻合, 并结合均匀化方法对制备过程材料基体有效弹性模量进行了预测。结果表明: 材料基体的有效弹性模量随着致密化次数的增加而增大, 在每一次致密化过程中材料基体的有效弹性模量先增大后减小, 石墨化工艺过程中材料基体的有效弹性模量达到某一值后保持平稳。
针对酚醛先驱体C/C复合材料液相浸渍制备工艺各组分相的化学转化特性, 基于Arrhenius方程建立了C/C复合材料液相浸渍制备工艺力学模型, 详细分析了固化-炭化和石墨化两个重要的工艺阶段各组分相的体积变化规律, 得到的气孔体积分数与Micro-CT系统扫描处理的细编穿刺C/C复合材料微结构图像中气孔体积分数相吻合, 并结合均匀化方法对制备过程材料基体有效弹性模量进行了预测。结果表明: 材料基体的有效弹性模量随着致密化次数的增加而增大, 在每一次致密化过程中材料基体的有效弹性模量先增大后减小, 石墨化工艺过程中材料基体的有效弹性模量达到某一值后保持平稳。
2011, 28(3): 167-173.
摘要:
为预测含孔隙复合材料单向层合板的有效弹性常数, 基于孔隙周边纤维分布和形态与三维Rankine椭圆体绕流流场的相似性, 提出了一种基于三维Rankine椭圆体绕流流场比拟的含孔隙复合材料弹性常数计算模型与方法。建立了含孔隙复合材料的有限元单胞计算模型, 用流场的速度变化比拟单胞内纤维体积分数的变化, 用流线形状比拟孔隙周边纤维的形态。通过对单胞施加周期性边界条件, 结合孔隙形态的概率分布模型和刚度平均法, 计算了含孔隙复合材料单向层合板的弹性常数。计算结果与实验数据有较好的一致性, 数值计算可以有效反映孔隙对复合材料单向层合板弹性常数的影响。
为预测含孔隙复合材料单向层合板的有效弹性常数, 基于孔隙周边纤维分布和形态与三维Rankine椭圆体绕流流场的相似性, 提出了一种基于三维Rankine椭圆体绕流流场比拟的含孔隙复合材料弹性常数计算模型与方法。建立了含孔隙复合材料的有限元单胞计算模型, 用流场的速度变化比拟单胞内纤维体积分数的变化, 用流线形状比拟孔隙周边纤维的形态。通过对单胞施加周期性边界条件, 结合孔隙形态的概率分布模型和刚度平均法, 计算了含孔隙复合材料单向层合板的弹性常数。计算结果与实验数据有较好的一致性, 数值计算可以有效反映孔隙对复合材料单向层合板弹性常数的影响。
2011, 28(3): 174-179.
摘要:
基于复合材料的性能预测, 对空投柔性储液容器的抗冲击性和动态响应进行了研究。针对该类材料结构具有周期性的特点, 在单胞有限元模型基础上, 应用周期性边界条件加载方法, 通过数值模拟预测了复合材料的宏观性能和力学参数。以此为基础, 采用基于任意拉格朗日欧拉(ALE)描述的流固耦合方法, 通过数值仿真研究了装水量80%(体积分数)的柔性容器空投冲击的动态响应, 并将获得的结果与物理实验进行了对比, 证明了本文中采用的性能预测方法、 有限元模型和流固耦合技术的合理性和有效性。
基于复合材料的性能预测, 对空投柔性储液容器的抗冲击性和动态响应进行了研究。针对该类材料结构具有周期性的特点, 在单胞有限元模型基础上, 应用周期性边界条件加载方法, 通过数值模拟预测了复合材料的宏观性能和力学参数。以此为基础, 采用基于任意拉格朗日欧拉(ALE)描述的流固耦合方法, 通过数值仿真研究了装水量80%(体积分数)的柔性容器空投冲击的动态响应, 并将获得的结果与物理实验进行了对比, 证明了本文中采用的性能预测方法、 有限元模型和流固耦合技术的合理性和有效性。
2011, 28(3): 180-184.
摘要:
对碳纤维(CCF300)/双马树脂(GW-300)复合材料层合板进行了200 ℃和300 ℃高温环境下的拉伸和压缩性能试验, 研究其在不同温度环境下基本力学性能的变化。研究结果表明, 由基体控制试件在高温下的拉伸强度和模量比由纤维控制试件降低的比例大; 随着温度的升高, 厚试件的压缩强度比薄试件的压缩强度提高幅度明显; 高温下, 拉伸性能保持率较高, 而压缩性能保持率较低; 300 ℃下基体控制试件和纤维控制试件的拉伸强度保持率分别达70%以上和90%以上, 而厚试件和薄试件的压缩强度保持率都只略高于30%。
对碳纤维(CCF300)/双马树脂(GW-300)复合材料层合板进行了200 ℃和300 ℃高温环境下的拉伸和压缩性能试验, 研究其在不同温度环境下基本力学性能的变化。研究结果表明, 由基体控制试件在高温下的拉伸强度和模量比由纤维控制试件降低的比例大; 随着温度的升高, 厚试件的压缩强度比薄试件的压缩强度提高幅度明显; 高温下, 拉伸性能保持率较高, 而压缩性能保持率较低; 300 ℃下基体控制试件和纤维控制试件的拉伸强度保持率分别达70%以上和90%以上, 而厚试件和薄试件的压缩强度保持率都只略高于30%。
2011, 28(3): 185-191.
摘要:
对给定外型与尺寸的整体成型复合材料机翼进行了设计、 制备及力学性能实验研究。采用有限元分析软件, 对空心复合材料机翼进行静力学分析, 得到了承载效率与机翼几何尺寸的关系, 并确定了最优结构尺寸与复合材料纤维铺层厚度。采用石蜡芯模辅助气囊法成型技术, 制备了整体成型复合材料机翼, 并进行了三点弯曲实验测定, 分析了其破坏机制。三点弯曲实验研究发现, 整体成型复合材料机翼的破坏模式为上蒙皮的局部屈曲失效, 屈曲后仍有一定的承载能力。
对给定外型与尺寸的整体成型复合材料机翼进行了设计、 制备及力学性能实验研究。采用有限元分析软件, 对空心复合材料机翼进行静力学分析, 得到了承载效率与机翼几何尺寸的关系, 并确定了最优结构尺寸与复合材料纤维铺层厚度。采用石蜡芯模辅助气囊法成型技术, 制备了整体成型复合材料机翼, 并进行了三点弯曲实验测定, 分析了其破坏机制。三点弯曲实验研究发现, 整体成型复合材料机翼的破坏模式为上蒙皮的局部屈曲失效, 屈曲后仍有一定的承载能力。
2011, 28(3): 192-196.
摘要:
对受均布载荷作用功能梯度材料(FGM)压杆的屈曲及后屈曲行为进行了分析。基于杆的大变形理论, 考虑杆的轴线伸长, 建立了受均布载荷作用下细长FGM压杆的几何非线性平衡方程, 其中假设FGM杆的性质沿厚度方向按照幂函数连续变化。采用打靶法和解析延拓法数值求解非线性两点边值问题, 获得了一端自由一端固定FGM杆的后屈曲数值解。给出了不同梯度指标下FGM杆的后屈曲特征曲线, 并与金属和陶瓷两种单相材料杆的相应特性进行了比较, 分析和讨论了材料的梯度性质参数对杆变形的影响。结果表明: FGM杆后屈曲行为与各向同性均质杆有很大区别, 梯度指数对杆的屈曲载荷以及后屈曲形态有明显的影响。
对受均布载荷作用功能梯度材料(FGM)压杆的屈曲及后屈曲行为进行了分析。基于杆的大变形理论, 考虑杆的轴线伸长, 建立了受均布载荷作用下细长FGM压杆的几何非线性平衡方程, 其中假设FGM杆的性质沿厚度方向按照幂函数连续变化。采用打靶法和解析延拓法数值求解非线性两点边值问题, 获得了一端自由一端固定FGM杆的后屈曲数值解。给出了不同梯度指标下FGM杆的后屈曲特征曲线, 并与金属和陶瓷两种单相材料杆的相应特性进行了比较, 分析和讨论了材料的梯度性质参数对杆变形的影响。结果表明: FGM杆后屈曲行为与各向同性均质杆有很大区别, 梯度指数对杆的屈曲载荷以及后屈曲形态有明显的影响。
2011, 28(3): 197-202.
摘要:
建立了复合材料层合板胶接贴补修理构型渐进损伤分析的三维有限元模型, 其中层合板和胶层分别采用正交各向异性损伤和各向同性损伤的连续介质损伤力学模型, 整个分析过程中同时考虑层合板和胶层的损伤形成和扩展以及它们之间的相互影响, 单向压缩载荷作用下的层合板贴补修理构型的试验数据验证了该模型的有效性, 采用该模型分析了不同的贴补修理参数对修补强度的影响。 结果表明: 当层合板补片较薄时, 补片损伤是导致修补结构失效的主要原因; 当补片较厚时, 胶层失效是导致修补结构失效的主要原因, 此时补片厚度增加并不能显著增大修补结构的极限强度。在复合材料贴补修理时需要对补片和胶层进行详细优化设计。
建立了复合材料层合板胶接贴补修理构型渐进损伤分析的三维有限元模型, 其中层合板和胶层分别采用正交各向异性损伤和各向同性损伤的连续介质损伤力学模型, 整个分析过程中同时考虑层合板和胶层的损伤形成和扩展以及它们之间的相互影响, 单向压缩载荷作用下的层合板贴补修理构型的试验数据验证了该模型的有效性, 采用该模型分析了不同的贴补修理参数对修补强度的影响。 结果表明: 当层合板补片较薄时, 补片损伤是导致修补结构失效的主要原因; 当补片较厚时, 胶层失效是导致修补结构失效的主要原因, 此时补片厚度增加并不能显著增大修补结构的极限强度。在复合材料贴补修理时需要对补片和胶层进行详细优化设计。
2011, 28(3): 203-209.
摘要:
采用全数字化设计技术完成了复合材料整体翼盒的结构设计及铺层设计, 同时采用PAM-RTM软件对复合材料翼盒的树脂传递模塑(RTM)成型工艺过程进行了树脂流动模拟, 确定了底边线注射的最佳注射方式和工艺参数, 并在此基础之上完成了RTM成型模具的设计和制造。采用基于水溶性型芯的RTM整体成型技术, 制备了整体化的复合材料翼盒, 验证了翼盒的RTM整体成型设计与制造工艺技术的有效性和可行性。
采用全数字化设计技术完成了复合材料整体翼盒的结构设计及铺层设计, 同时采用PAM-RTM软件对复合材料翼盒的树脂传递模塑(RTM)成型工艺过程进行了树脂流动模拟, 确定了底边线注射的最佳注射方式和工艺参数, 并在此基础之上完成了RTM成型模具的设计和制造。采用基于水溶性型芯的RTM整体成型技术, 制备了整体化的复合材料翼盒, 验证了翼盒的RTM整体成型设计与制造工艺技术的有效性和可行性。
2011, 28(3): 210-216.
摘要:
基于经典叠层板理论, 将铝基蜂窝芯层等效为一正交异性层, 等效弹性参数由修正后的Gibson公式得出, 对四边固支薄蜂窝夹层板弯曲振动的固有频率进行了理论推导, 研究了蜂窝夹层板厚度、 芯层板厚度对蜂窝夹层板固有频率的影响。同时利用有限元软件计算了相应参数下的固有频率。计算结果表明, 经典叠层板理论可以较准确的计算四边固支蜂窝夹层板的固有频率。
基于经典叠层板理论, 将铝基蜂窝芯层等效为一正交异性层, 等效弹性参数由修正后的Gibson公式得出, 对四边固支薄蜂窝夹层板弯曲振动的固有频率进行了理论推导, 研究了蜂窝夹层板厚度、 芯层板厚度对蜂窝夹层板固有频率的影响。同时利用有限元软件计算了相应参数下的固有频率。计算结果表明, 经典叠层板理论可以较准确的计算四边固支蜂窝夹层板的固有频率。
2011, 28(3): 217-222.
摘要:
通过数值技术及实验手段研究了含有球形氮化铝(AlN)导热填料的有机灌封硅橡胶的导热性能。 采用随机序列吸附(RSA)方法, 建立了AlN增强有机灌封硅橡胶的三维有限元模型, 该模型可以生成颗粒位置随机分布、 颗粒直径任意调整的代表体积单元, 能够得到单一粒径和多粒径的模型。制备了半径3 μm AlN增强硅橡胶的复合材料, 并测试了不同填充量下体系的导热系数。对比有限元方法得到的导热系数预测值与实验测试结果, 证明该模型能够较精确地模拟球形填料增强的复合材料。模拟结果显示: 灌封胶的导热系数随着 AlN含量的增加而增大, 并且质量分数大于50％时增大的幅度越来越大; 填料粒径呈正态分布时, 能够在硅橡胶基体中有效堆积而提高填充量; 两种粒径比例不同时, 导热系数也不同。
通过数值技术及实验手段研究了含有球形氮化铝(AlN)导热填料的有机灌封硅橡胶的导热性能。 采用随机序列吸附(RSA)方法, 建立了AlN增强有机灌封硅橡胶的三维有限元模型, 该模型可以生成颗粒位置随机分布、 颗粒直径任意调整的代表体积单元, 能够得到单一粒径和多粒径的模型。制备了半径3 μm AlN增强硅橡胶的复合材料, 并测试了不同填充量下体系的导热系数。对比有限元方法得到的导热系数预测值与实验测试结果, 证明该模型能够较精确地模拟球形填料增强的复合材料。模拟结果显示: 灌封胶的导热系数随着 AlN含量的增加而增大, 并且质量分数大于50％时增大的幅度越来越大; 填料粒径呈正态分布时, 能够在硅橡胶基体中有效堆积而提高填充量; 两种粒径比例不同时, 导热系数也不同。
2011, 28(3): 223-228.
摘要:
采用蜂窝切割和注塑成型两道工序制备了蜂窝增强泡沫塑料试样, 并对试样进行了准静态压缩试验。通过试验机压头的压力-位移数据, 计算不同参数蜂窝增强泡沫塑料试样的应力-应变曲线。实验结果表明, 在相同条件下, 所有蜂窝增强泡沫塑料试样的应力均大于蜂窝与泡沫塑料的应力之和。通过分析得出, 随着蜂窝孔格边长的减小和试样厚度的增大, 复合效应更加明显。在此基础上, 建立了蜂窝增强泡沫塑料的仿真模型, 并对模型施加压力脉冲载荷, 验证了复合材料在动态冲击下, 同样具有良好的复合效应。研究表明, 这种蜂窝增强泡沫塑料既可以作为低应变率场合的缓冲材料使用, 又可以应用于高应变率冲击下的抗爆场合。
采用蜂窝切割和注塑成型两道工序制备了蜂窝增强泡沫塑料试样, 并对试样进行了准静态压缩试验。通过试验机压头的压力-位移数据, 计算不同参数蜂窝增强泡沫塑料试样的应力-应变曲线。实验结果表明, 在相同条件下, 所有蜂窝增强泡沫塑料试样的应力均大于蜂窝与泡沫塑料的应力之和。通过分析得出, 随着蜂窝孔格边长的减小和试样厚度的增大, 复合效应更加明显。在此基础上, 建立了蜂窝增强泡沫塑料的仿真模型, 并对模型施加压力脉冲载荷, 验证了复合材料在动态冲击下, 同样具有良好的复合效应。研究表明, 这种蜂窝增强泡沫塑料既可以作为低应变率场合的缓冲材料使用, 又可以应用于高应变率冲击下的抗爆场合。
2011, 28(3): 229-235.
摘要:
针对复合固体推进剂细观损伤的特点, 在颗粒与基体之间引入了粘结界面单元, 采用双线性关系模型描述其界面损伤扩展特性, 并对双线性关系模型中初始线性模量、 最大粘结强度和最大张开位移等参数进行了预测。结合复合固体推进剂的填充模型, 对推进剂内部细观界面脱粘过程进行了有限元分析。研究表明, 采用粘结界面单元可以有效模拟推进剂颗粒的界面脱粘过程, 推进剂在拉伸过程中力学性能的非线性与界面脱粘有密切关系, 研究结果与试验观察结果相吻合。
针对复合固体推进剂细观损伤的特点, 在颗粒与基体之间引入了粘结界面单元, 采用双线性关系模型描述其界面损伤扩展特性, 并对双线性关系模型中初始线性模量、 最大粘结强度和最大张开位移等参数进行了预测。结合复合固体推进剂的填充模型, 对推进剂内部细观界面脱粘过程进行了有限元分析。研究表明, 采用粘结界面单元可以有效模拟推进剂颗粒的界面脱粘过程, 推进剂在拉伸过程中力学性能的非线性与界面脱粘有密切关系, 研究结果与试验观察结果相吻合。
2011, 28(3): 236-244.
摘要:
假设材料常数和电、 磁常数沿板厚方向呈梯度变化, 将电磁功能梯度材料板沿厚度方向划分为层单元, 建立单元的控制方程, 然后根据单元之间的连续条件将单元控制方程装配成系统的控制方程, 求解控制方程, 得到不同模态波的弥散曲线, 分析了电磁参数对波的弥散特性的影响, 同时研究了材料梯度对弹性位移、 静电势和静磁势分布的影响, 并对磁电功能梯度材料中波的六个特征波面进行了分析。计算结果表明材料梯度引起弹性位移、 静电势、 静磁势的分布集中于材料参数梯度减少的方向, 材料为正交各向异性弹性材料。
假设材料常数和电、 磁常数沿板厚方向呈梯度变化, 将电磁功能梯度材料板沿厚度方向划分为层单元, 建立单元的控制方程, 然后根据单元之间的连续条件将单元控制方程装配成系统的控制方程, 求解控制方程, 得到不同模态波的弥散曲线, 分析了电磁参数对波的弥散特性的影响, 同时研究了材料梯度对弹性位移、 静电势和静磁势分布的影响, 并对磁电功能梯度材料中波的六个特征波面进行了分析。计算结果表明材料梯度引起弹性位移、 静电势、 静磁势的分布集中于材料参数梯度减少的方向, 材料为正交各向异性弹性材料。
