2012年 第29卷 第1期
2012, 29(1): 1-7.
摘要:
制备了几种不同纳米粒子(SiO2、 TiO2、 有机化黏土10A、 有机化黏土30B)填充的液晶环氧树脂EP-6-DDM复合材料, 并用差示热分析(DSC)、 偏光显微镜(POM)、 X射线衍射(XRD)和热失重分析(TGA)等方法研究了纳米填料/EP-6-DDM复合材料体系的固化反应过程及其相结构变化和热性能。结果表明, 四种纳米填料对于EP-6-DDM体系均有催化作用, 其中SiO2的催化能力最强, 有机化黏土30B的催化能力最弱。当黏土的质量分数为1%时, 形成了剥离型纳米复合材料, 大于3%时则剥离型和插层型共存。纳米填料的加入并未改变EP-6-DDM的液晶相织构, 但是会破坏向列相液晶纹影织构的形成和完整性。热分析结果表明, 纳米填料的加入使体系的热稳定性略有降低。
制备了几种不同纳米粒子(SiO2、 TiO2、 有机化黏土10A、 有机化黏土30B)填充的液晶环氧树脂EP-6-DDM复合材料, 并用差示热分析(DSC)、 偏光显微镜(POM)、 X射线衍射(XRD)和热失重分析(TGA)等方法研究了纳米填料/EP-6-DDM复合材料体系的固化反应过程及其相结构变化和热性能。结果表明, 四种纳米填料对于EP-6-DDM体系均有催化作用, 其中SiO2的催化能力最强, 有机化黏土30B的催化能力最弱。当黏土的质量分数为1%时, 形成了剥离型纳米复合材料, 大于3%时则剥离型和插层型共存。纳米填料的加入并未改变EP-6-DDM的液晶相织构, 但是会破坏向列相液晶纹影织构的形成和完整性。热分析结果表明, 纳米填料的加入使体系的热稳定性略有降低。
2012, 29(1): 8-15.
摘要:
利用超声作用制备纳米石墨微片(nano-Gs), 并采用混酸对其进行表面活化, 最后通过熔融共混法制备nano-Gs/聚氯乙烯(PVC)复合材料。通过FTIR、 SEM对nano-Gs的结构进行表征, 并研究了nano-Gs对nano-Gs/PVC复合材料导电性能和力学性能的影响。FTIR分析表明: nano-Gs经混酸处理后表面活性官能团含量明显升高, 并与PVC 分子链发生一定程度的氢键作用; SEM图片显示: nano-Gs 厚度为30～80 nm, 其微片宽度为4～20 μm, 在PVC 树脂基体中呈无规状均匀分布; 导电性能测试表明: 随着nano-Gs 含量升高, nano-Gs/PVC复合材料的体积电阻率呈非线性降低趋势, 最低为103 Ω·cm, nano-Gs 的逾渗阈值为10%(质量分数); 力学性能测试表明, 随着nano-Gs含量升高, nano-Gs/PVC复合材料的拉伸强度及缺口冲击强度均先升高后降低, nano-Gs质量分数为1%时, 复合材料的拉伸强度及缺口冲击强度均达到最大值, 相比纯PVC分别升高约14%和38%。
利用超声作用制备纳米石墨微片(nano-Gs), 并采用混酸对其进行表面活化, 最后通过熔融共混法制备nano-Gs/聚氯乙烯(PVC)复合材料。通过FTIR、 SEM对nano-Gs的结构进行表征, 并研究了nano-Gs对nano-Gs/PVC复合材料导电性能和力学性能的影响。FTIR分析表明: nano-Gs经混酸处理后表面活性官能团含量明显升高, 并与PVC 分子链发生一定程度的氢键作用; SEM图片显示: nano-Gs 厚度为30～80 nm, 其微片宽度为4～20 μm, 在PVC 树脂基体中呈无规状均匀分布; 导电性能测试表明: 随着nano-Gs 含量升高, nano-Gs/PVC复合材料的体积电阻率呈非线性降低趋势, 最低为103 Ω·cm, nano-Gs 的逾渗阈值为10%(质量分数); 力学性能测试表明, 随着nano-Gs含量升高, nano-Gs/PVC复合材料的拉伸强度及缺口冲击强度均先升高后降低, nano-Gs质量分数为1%时, 复合材料的拉伸强度及缺口冲击强度均达到最大值, 相比纯PVC分别升高约14%和38%。
2012, 29(1): 16-20.
摘要:
以通用有效介质理论为基础, 给出了炭黑填充导电橡胶(炭黑/橡胶)的力敏传感器灵敏系数计算方程。采用该方程并结合应变和压阻效应对"负压力-电阻特性"(NPC)的影响程度, 分析了力敏导电炭黑/橡胶的灵敏系数和工作原理。结果表明: 炭黑体积分数在临界体积分数附近时, 力敏导电炭黑/橡胶的灵敏系数在2.5～13之间, 其工作原理主要为压阻效应。当炭黑体积分数在渗流区时, 灵敏系数在2.5～4.5之间, 其工作原理与接触压力的大小有关。压力较小时, 其工作原理主要为压阻效应; 压力较大时, 其工作原理主要为应变效应。炭黑体积分数在传导区时, 灵敏系数在2.0～2.5之间, 其工作原理主要为应变效应。
以通用有效介质理论为基础, 给出了炭黑填充导电橡胶(炭黑/橡胶)的力敏传感器灵敏系数计算方程。采用该方程并结合应变和压阻效应对"负压力-电阻特性"(NPC)的影响程度, 分析了力敏导电炭黑/橡胶的灵敏系数和工作原理。结果表明: 炭黑体积分数在临界体积分数附近时, 力敏导电炭黑/橡胶的灵敏系数在2.5～13之间, 其工作原理主要为压阻效应。当炭黑体积分数在渗流区时, 灵敏系数在2.5～4.5之间, 其工作原理与接触压力的大小有关。压力较小时, 其工作原理主要为压阻效应; 压力较大时, 其工作原理主要为应变效应。炭黑体积分数在传导区时, 灵敏系数在2.0～2.5之间, 其工作原理主要为应变效应。
2012, 29(1): 21-27.
摘要:
选择了具有代表性的化学官能团, 羟基(—OH)、 氨基(—NH2)、 羧基(—COOH)和甲基(—CH3), 通过在单晶硅片上进行接枝改性, 并在改性后的硅基底上进行碳酸钙体外矿化模拟实验, 以研究这些官能团对碳酸钙矿化的影响。利用接触角实验对接枝效果进行了分析, 结果显示接枝成功。根据拉曼光谱(Raman)确定了碳酸钙的晶型; 采用扫描电子显微镜(SEM)获得了碳酸钙的形貌、 尺寸、 数量和取向信息。结果显示羟基化硅基底上出现了方解石的聚集; 氨基化硅基底和羧基化硅基底上均出现一定量的球文石, 但形貌各异; 甲基化硅基底上晶体数目较少。通过对结果的对比分析, 认为羟基和甲基对碳酸钙的晶型选择无明显影响, 氨基和羧基能通过对碳酸根离子或钙离子的吸附而诱导球文石结晶。
选择了具有代表性的化学官能团, 羟基(—OH)、 氨基(—NH2)、 羧基(—COOH)和甲基(—CH3), 通过在单晶硅片上进行接枝改性, 并在改性后的硅基底上进行碳酸钙体外矿化模拟实验, 以研究这些官能团对碳酸钙矿化的影响。利用接触角实验对接枝效果进行了分析, 结果显示接枝成功。根据拉曼光谱(Raman)确定了碳酸钙的晶型; 采用扫描电子显微镜(SEM)获得了碳酸钙的形貌、 尺寸、 数量和取向信息。结果显示羟基化硅基底上出现了方解石的聚集; 氨基化硅基底和羧基化硅基底上均出现一定量的球文石, 但形貌各异; 甲基化硅基底上晶体数目较少。通过对结果的对比分析, 认为羟基和甲基对碳酸钙的晶型选择无明显影响, 氨基和羧基能通过对碳酸根离子或钙离子的吸附而诱导球文石结晶。
2012, 29(1): 28-34.
摘要:
通过对碳纤维/PEEK复合材料(纤维体积分数30%)的单调拉伸、 应力控制循环、 应变控制循环实验, 对该材料的应力、 应变循环特性以及棘轮行为的率相关、 时相关特性进行了系统的研究。研究表明: 与PEEK树脂基体材料相比, 加入碳纤维使材料的抗蠕变性能有所提高。在应变控制循环实验中, 响应应力幅值与应变加载速率和应变加载幅值密切相关; 在应力松弛效应的影响下, 响应应力幅值随着应变峰值保持时间的增加而减小。室温下, 碳纤维/PEEK复合材料在非对称应力循环中产生明显的棘轮应变, 并且对加载应力幅值和平均应力具有明显的依赖性, 此外, 当在较低的加载速率和具有一定峰值保持时间情况下, 棘轮应变显著增强。
通过对碳纤维/PEEK复合材料(纤维体积分数30%)的单调拉伸、 应力控制循环、 应变控制循环实验, 对该材料的应力、 应变循环特性以及棘轮行为的率相关、 时相关特性进行了系统的研究。研究表明: 与PEEK树脂基体材料相比, 加入碳纤维使材料的抗蠕变性能有所提高。在应变控制循环实验中, 响应应力幅值与应变加载速率和应变加载幅值密切相关; 在应力松弛效应的影响下, 响应应力幅值随着应变峰值保持时间的增加而减小。室温下, 碳纤维/PEEK复合材料在非对称应力循环中产生明显的棘轮应变, 并且对加载应力幅值和平均应力具有明显的依赖性, 此外, 当在较低的加载速率和具有一定峰值保持时间情况下, 棘轮应变显著增强。
2012, 29(1): 35-42.
摘要:
采用化学镀制备镀镍纳米石墨微片(Ni-nanoG), 对其进行制备工艺研究及结构表征, 旨在得到一种新型导电导磁填料。讨论了硫酸镍浓度、 次亚磷酸钠浓度、 温度、 pH值对石墨微片镀层的影响, 得出镀镍的最佳工艺。采用SEM、 XRD、 EDS对其结构进行了表征, 并用振动样品磁强计(VSM)测试了其磁性能。结果表明: 纳米石墨微片(nanoG)表面镀上了一层紧凑的金属镍。镍均匀分布在nanoG的表面和边界面上, 将nanoG包覆得较严实。 Ni-nanoG厚度约为150 nm。nanoG上镍的含量较高, 其质量分数大约为34.08%。Ni-nanoG的饱和磁化强度为71.2 A·m2·kg-1, 可以作为吸波隐身材料的新型功能型填料。
采用化学镀制备镀镍纳米石墨微片(Ni-nanoG), 对其进行制备工艺研究及结构表征, 旨在得到一种新型导电导磁填料。讨论了硫酸镍浓度、 次亚磷酸钠浓度、 温度、 pH值对石墨微片镀层的影响, 得出镀镍的最佳工艺。采用SEM、 XRD、 EDS对其结构进行了表征, 并用振动样品磁强计(VSM)测试了其磁性能。结果表明: 纳米石墨微片(nanoG)表面镀上了一层紧凑的金属镍。镍均匀分布在nanoG的表面和边界面上, 将nanoG包覆得较严实。 Ni-nanoG厚度约为150 nm。nanoG上镍的含量较高, 其质量分数大约为34.08%。Ni-nanoG的饱和磁化强度为71.2 A·m2·kg-1, 可以作为吸波隐身材料的新型功能型填料。
2012, 29(1): 43-48.
摘要:
为提高碳纤维/环氧树脂复合材料的界面粘结性能, 采用γ射线共辐照接枝方法对碳纤维表面改性, 利用X光电子能谱仪(XPS)、 扫描电子显微镜(SEM)、 电子万能材料试验机, 研究了在缩乙二醇丙酮溶液和环氧氯丙烷丙酮溶液中经200 kGy剂量的γ射线辐照接枝后, 碳纤维的表面化学元素及官能团组成、 表面形貌、 复合材料剪切断面形貌及其层间剪切强度(ILSS)的变化。研究表明, 缩乙二醇类接枝液的接枝效果较理想, 碳纤维接枝率达7%; 辐照处理碳纤维表面O/C比值和含氧官能团含量增加, 以此制备的碳纤维/环氧复合材料的ILSS提高, 最大提高率达31.2%; 同时还发现辐照接枝后的碳纤维表面粗糙度增大。
为提高碳纤维/环氧树脂复合材料的界面粘结性能, 采用γ射线共辐照接枝方法对碳纤维表面改性, 利用X光电子能谱仪(XPS)、 扫描电子显微镜(SEM)、 电子万能材料试验机, 研究了在缩乙二醇丙酮溶液和环氧氯丙烷丙酮溶液中经200 kGy剂量的γ射线辐照接枝后, 碳纤维的表面化学元素及官能团组成、 表面形貌、 复合材料剪切断面形貌及其层间剪切强度(ILSS)的变化。研究表明, 缩乙二醇类接枝液的接枝效果较理想, 碳纤维接枝率达7%; 辐照处理碳纤维表面O/C比值和含氧官能团含量增加, 以此制备的碳纤维/环氧复合材料的ILSS提高, 最大提高率达31.2%; 同时还发现辐照接枝后的碳纤维表面粗糙度增大。
2012, 29(1): 49-53.
摘要:
在高压高热流作用下, 高马赫数飞行器防热层常用耐高温的 C/C复合材料出现烧蚀现象。考虑到C/C复合材料的高温导热系数为温度的函数, 基于傅里叶传热定律和高温烧蚀机制, 利用FORTRAN语言编程计算分析了C/C复合材料板烧蚀中热传导特性。结果表明: 较低热流入射时, 物体表面温度变化速率与内部的不同; 随时间的推移, 受热表面的温度趋于一致, 而背面温度相差较大; 物体内部温度分布趋势大体相同。较高热流入射时, 表面出现烧蚀现象, 温度急速升高, 并维持在某一温度值保持动态平衡。
在高压高热流作用下, 高马赫数飞行器防热层常用耐高温的 C/C复合材料出现烧蚀现象。考虑到C/C复合材料的高温导热系数为温度的函数, 基于傅里叶传热定律和高温烧蚀机制, 利用FORTRAN语言编程计算分析了C/C复合材料板烧蚀中热传导特性。结果表明: 较低热流入射时, 物体表面温度变化速率与内部的不同; 随时间的推移, 受热表面的温度趋于一致, 而背面温度相差较大; 物体内部温度分布趋势大体相同。较高热流入射时, 表面出现烧蚀现象, 温度急速升高, 并维持在某一温度值保持动态平衡。
2012, 29(1): 54-61.
摘要:
采用自制的不同粒径的SiO2粉体, 利用球磨分散技术配制具有剪切增稠特性的SiO2/PEG200悬浮液流体(STF), 并利用静态浸渍方法制备STF/Kevlar复合材料, 研究了粉体粒径对流体体系流变性能和复合材料防刺性能的影响。结果表明, 不同粒径SiO2粉体配制的悬浮液均具有明显的剪切增稠性能, 当SiO2粉体质量分数相同时, 流体体系的起始黏度、 临界剪切速率、 最大黏度均随着粒径的增大而减小。16层STF/Kevlar试样能承受24.0 J锥体冲击, 远远优于相同面密度的纯Kevlar试样, 随着粒径的增加, 试样的防锥刺性能提高。刀体冲击能量为13.0 J时, STF/Kevlar试样的防刀刺性能优于相同面密度的纯Kevlar试样, 随着粒径的增大, 试样的被刺穿深度减小, 主要表现为剪切断裂破坏。
采用自制的不同粒径的SiO2粉体, 利用球磨分散技术配制具有剪切增稠特性的SiO2/PEG200悬浮液流体(STF), 并利用静态浸渍方法制备STF/Kevlar复合材料, 研究了粉体粒径对流体体系流变性能和复合材料防刺性能的影响。结果表明, 不同粒径SiO2粉体配制的悬浮液均具有明显的剪切增稠性能, 当SiO2粉体质量分数相同时, 流体体系的起始黏度、 临界剪切速率、 最大黏度均随着粒径的增大而减小。16层STF/Kevlar试样能承受24.0 J锥体冲击, 远远优于相同面密度的纯Kevlar试样, 随着粒径的增加, 试样的防锥刺性能提高。刀体冲击能量为13.0 J时, STF/Kevlar试样的防刀刺性能优于相同面密度的纯Kevlar试样, 随着粒径的增大, 试样的被刺穿深度减小, 主要表现为剪切断裂破坏。
2012, 29(1): 62-68.
摘要:
以工业废碱渣(主要组分为氢氧化铝(Al(OH3)))、 硼酸锌(2ZnO·3B2O3·3.5H2O)、 硼酸(H3BO3)等为阻燃剂, 制备出具有良好阻燃性能的阻燃高密度松木纤维板(HDF), 对其物理及力学性能、 阻燃性能、 残炭形貌等进行了分析表征。结果表明: 在满足物理及力学性能的条件下, 废碱渣Al(OH3)与2ZnO·3B2O3·3.5H2O和H3BO3之间具有良好的阻燃协效性, 提高了纤维板的成炭性, 残炭量达到22.2%, 降低了总释热量, 降低幅度为32%, 使其氧指数提高到36.4%, 垂直燃烧等级达到V-0级。
以工业废碱渣(主要组分为氢氧化铝(Al(OH3)))、 硼酸锌(2ZnO·3B2O3·3.5H2O)、 硼酸(H3BO3)等为阻燃剂, 制备出具有良好阻燃性能的阻燃高密度松木纤维板(HDF), 对其物理及力学性能、 阻燃性能、 残炭形貌等进行了分析表征。结果表明: 在满足物理及力学性能的条件下, 废碱渣Al(OH3)与2ZnO·3B2O3·3.5H2O和H3BO3之间具有良好的阻燃协效性, 提高了纤维板的成炭性, 残炭量达到22.2%, 降低了总释热量, 降低幅度为32%, 使其氧指数提高到36.4%, 垂直燃烧等级达到V-0级。
2012, 29(1): 69-72.
摘要:
以聚偏氟乙烯(PVDF)为基体, 选用普通工业铝粉为填充组分, 选用乙醇为溶剂, 采用一种简单球磨工艺制备Al片/PVDF介电复合材料, 研究了不同含量的铝粉对复合材料的介电性能的影响。利用SEM分析了复合材料的微观形貌, 并用EDS对微观区域进行元素分析。研究结果表明, 铝片的加入不仅大大提高了复合材料的介电常数, 降低了介电损耗, 而且还具有较高的击穿性能, 满足电子工业领域的要求。
以聚偏氟乙烯(PVDF)为基体, 选用普通工业铝粉为填充组分, 选用乙醇为溶剂, 采用一种简单球磨工艺制备Al片/PVDF介电复合材料, 研究了不同含量的铝粉对复合材料的介电性能的影响。利用SEM分析了复合材料的微观形貌, 并用EDS对微观区域进行元素分析。研究结果表明, 铝片的加入不仅大大提高了复合材料的介电常数, 降低了介电损耗, 而且还具有较高的击穿性能, 满足电子工业领域的要求。
2012, 29(1): 73-78.
摘要:
采用具有高活性端基的膨胀型阻燃剂3, 9-二氯-2, 4, 8, 10-四氯代-3, 9-二磷螺环-3, 9-二氧-[5.5] -十一烷(SPDPC)-己二胺共聚物(PSPHD)对海泡石纤维(SEP)进行阻燃化接枝改性, 并对改性海泡石纤维(PSPHD-SEP)的结构及热性能进行了SEM、 TEM、 XPS、 FTIR、 XRD、 TGA 和DTG测试。采用熔融共混制备了SEP/LDPE(低密度聚乙烯)和PSPHD-SEP/LDPE复合材料。SEM和TEM显示, 接枝前后海泡石纤维表面形貌有明显变化。XPS、 FTIR和XRD分析表明, 阻燃齐聚物PSPHD通过与SEP表面羟基反应对其进行阻燃接枝改性, 这对SEP纤维的结构有一定影响, 但并未造成结构的根本破坏。TGA和DTG测试分析表明, 阻燃接枝改性改变了海泡石纤维的热分解历程, 证明在海泡石表面确实发生了接枝反应。当PSPHD-SEP的质量分数为5%时, PSPHD-SEP/LDPE复合材料的极限氧指数值(LOI)可达23。
采用具有高活性端基的膨胀型阻燃剂3, 9-二氯-2, 4, 8, 10-四氯代-3, 9-二磷螺环-3, 9-二氧-[5.5] -十一烷(SPDPC)-己二胺共聚物(PSPHD)对海泡石纤维(SEP)进行阻燃化接枝改性, 并对改性海泡石纤维(PSPHD-SEP)的结构及热性能进行了SEM、 TEM、 XPS、 FTIR、 XRD、 TGA 和DTG测试。采用熔融共混制备了SEP/LDPE(低密度聚乙烯)和PSPHD-SEP/LDPE复合材料。SEM和TEM显示, 接枝前后海泡石纤维表面形貌有明显变化。XPS、 FTIR和XRD分析表明, 阻燃齐聚物PSPHD通过与SEP表面羟基反应对其进行阻燃接枝改性, 这对SEP纤维的结构有一定影响, 但并未造成结构的根本破坏。TGA和DTG测试分析表明, 阻燃接枝改性改变了海泡石纤维的热分解历程, 证明在海泡石表面确实发生了接枝反应。当PSPHD-SEP的质量分数为5%时, PSPHD-SEP/LDPE复合材料的极限氧指数值(LOI)可达23。
2012, 29(1): 79-84.
摘要:
采用低毒的单体N, N-二甲基丙烯酰胺(DMAA)制备了氧化锆增韧氧化铝(ZrO2/Al2O3)坯体。讨论了分散剂的用量、 ZrO2/Al2O3浆料的pH值、 粉体中ZrO2含量、 粉体所占浆料的固相体积分数、 球磨时间、 预混液中DMAA的浓度(质量分数)对ZrO2/Al2O3浆料黏度的影响。并研究了注凝成型ZrO2/Al2O3坯体的性能和显微结构。结果表明, 当浆料pH值为9, 分散剂的添加量为ZrO2/Al2O3粉体质量的0.6%, 球磨时间为6 h, ZrO2/Al2O3浆料具有最小的黏度。固相体积分数的提高和DMAA加入量的增大都会提高ZrO2/Al2O3浆料的黏度, ZrO2的加入会降低浆料的黏度。用DMAA制备得到的ZrO2/Al2O3坯体结构均匀, 抗弯强度达到25 MPa。
采用低毒的单体N, N-二甲基丙烯酰胺(DMAA)制备了氧化锆增韧氧化铝(ZrO2/Al2O3)坯体。讨论了分散剂的用量、 ZrO2/Al2O3浆料的pH值、 粉体中ZrO2含量、 粉体所占浆料的固相体积分数、 球磨时间、 预混液中DMAA的浓度(质量分数)对ZrO2/Al2O3浆料黏度的影响。并研究了注凝成型ZrO2/Al2O3坯体的性能和显微结构。结果表明, 当浆料pH值为9, 分散剂的添加量为ZrO2/Al2O3粉体质量的0.6%, 球磨时间为6 h, ZrO2/Al2O3浆料具有最小的黏度。固相体积分数的提高和DMAA加入量的增大都会提高ZrO2/Al2O3浆料的黏度, ZrO2的加入会降低浆料的黏度。用DMAA制备得到的ZrO2/Al2O3坯体结构均匀, 抗弯强度达到25 MPa。
2012, 29(1): 85-90.
摘要:
在超声波的促进作用下, 以正硅酸乙酯为溶胶前驱体、 硬脂酸为相变组分, 经溶胶-凝胶过程制备了硬脂酸/SiO2复合定形相变储能材料。为了研究硬脂酸/SiO2复合定形相变储能材料的制备工艺, 考察了不同超声功率对材料制备过程中加强两相传质作用的辅助效果的影响以及不同种类催化剂对材料制备过程中溶胶-凝胶过程的影响, 最后确定出具有良好定形效果下材料的最大硬脂酸质量分数为60%。超声辅助酸碱复合催化法制备硬脂酸/SiO2材料具有无需添加助溶剂和表面活性剂、 凝胶速度快、 方法简便的优点。对硬脂酸/SiO2复合定形相变储能材料进行了FTIR结构表征和DSC、 TG热性能及热稳定性测试, 产品的相变焓值达91.46 J/g, 在低于175℃具有良好的热稳定性。
在超声波的促进作用下, 以正硅酸乙酯为溶胶前驱体、 硬脂酸为相变组分, 经溶胶-凝胶过程制备了硬脂酸/SiO2复合定形相变储能材料。为了研究硬脂酸/SiO2复合定形相变储能材料的制备工艺, 考察了不同超声功率对材料制备过程中加强两相传质作用的辅助效果的影响以及不同种类催化剂对材料制备过程中溶胶-凝胶过程的影响, 最后确定出具有良好定形效果下材料的最大硬脂酸质量分数为60%。超声辅助酸碱复合催化法制备硬脂酸/SiO2材料具有无需添加助溶剂和表面活性剂、 凝胶速度快、 方法简便的优点。对硬脂酸/SiO2复合定形相变储能材料进行了FTIR结构表征和DSC、 TG热性能及热稳定性测试, 产品的相变焓值达91.46 J/g, 在低于175℃具有良好的热稳定性。
2012, 29(1): 91-97.
摘要:
采用包埋法在C/C基体上制备了SiC涂层, 借助X射线衍射仪(XRD)和扫描电镜(SEM)对涂层的相组成及微观形貌进行了观察和分析, 研究了涂层在1500℃静态空气中的氧化行为, 并进一步阐述了涂层的抗氧化机制。结果显示: 包埋法制备的涂层由α-SiC、 β-SiC及游离Si组成, 经XRD半定量分析得到不同工艺制备的涂层中游离Si含量不同; 游离Si含量越高涂层越致密; 氧化性能显示涂层中适量的游离Si有利于涂层的抗氧化, 当涂层中游离Si质量分数为1.3%和2.9%时其抗氧化性能均较好, 在1500℃静态空气中氧化7 h失重率分别为0.19%和0.16%。
采用包埋法在C/C基体上制备了SiC涂层, 借助X射线衍射仪(XRD)和扫描电镜(SEM)对涂层的相组成及微观形貌进行了观察和分析, 研究了涂层在1500℃静态空气中的氧化行为, 并进一步阐述了涂层的抗氧化机制。结果显示: 包埋法制备的涂层由α-SiC、 β-SiC及游离Si组成, 经XRD半定量分析得到不同工艺制备的涂层中游离Si含量不同; 游离Si含量越高涂层越致密; 氧化性能显示涂层中适量的游离Si有利于涂层的抗氧化, 当涂层中游离Si质量分数为1.3%和2.9%时其抗氧化性能均较好, 在1500℃静态空气中氧化7 h失重率分别为0.19%和0.16%。
2012, 29(1): 98-103.
摘要:
以准三维针刺炭纤维毡为预制体, 采用化学气相渗透工艺在预制体中炭纤维/基体炭之间制备C-SiC-TaC-C复合界面, 利用树脂浸渍-炭化工艺对材料进一步增密, 获得含C-SiC-TaC-C界面的C/C复合材料。研究了1400～2500℃不同温度热处理前后复合材料的微观结构和力学性能。结果表明: 热处理前, SiC-TaC界面为管状结构, 复合材料的抗弯强度为241.6 MPa, 以脆性断裂为主; 经1400～1800℃热处理后, TaC界面破坏呈颗粒状, 复合材料的平均抗弯强度下降到238.9～226.1 MPa, 其断裂方式不变, 但断裂位移由0.7 mm增至1.0 mm; 经2000～2500℃热处理后, SiC、 TaC界面均受到破坏, 复合材料平均抗弯强度急剧下降至158.7～131.8 MPa, 断裂方式由脆性断裂转变为假塑性断裂。
以准三维针刺炭纤维毡为预制体, 采用化学气相渗透工艺在预制体中炭纤维/基体炭之间制备C-SiC-TaC-C复合界面, 利用树脂浸渍-炭化工艺对材料进一步增密, 获得含C-SiC-TaC-C界面的C/C复合材料。研究了1400～2500℃不同温度热处理前后复合材料的微观结构和力学性能。结果表明: 热处理前, SiC-TaC界面为管状结构, 复合材料的抗弯强度为241.6 MPa, 以脆性断裂为主; 经1400～1800℃热处理后, TaC界面破坏呈颗粒状, 复合材料的平均抗弯强度下降到238.9～226.1 MPa, 其断裂方式不变, 但断裂位移由0.7 mm增至1.0 mm; 经2000～2500℃热处理后, SiC、 TaC界面均受到破坏, 复合材料平均抗弯强度急剧下降至158.7～131.8 MPa, 断裂方式由脆性断裂转变为假塑性断裂。
2012, 29(1): 104-110.
摘要:
采用浆料浸渗结合液硅渗透法原位生成高韧性Ti3SiC2基体, 制备Ti3SiC2改性C/C-SiC复合材料。研究了TiC颗粒的引入对熔融Si浸渗效果的影响, 分析了Ti3SiC2改性C/C-SiC复合材料的微结构和力学性能。实验结果表明: TiC与熔融Si反应生成Ti3SiC2是可行的, 而且C的存在更有利于生成Ti3SiC2; 在含TiC颗粒的C/C预制体孔隙(平均孔径22.3 μm)内, 熔融Si的渗透深度1 min内可达10.8 cm; Ti3SiC2取代残余Si后提高了 C/C-SiC复合材料的力学性能, C/C-SiC-Ti3SiC2复合材料的弯曲强度达203 MPa, 断裂韧性达到8.8 MPa·m1/2; 对于厚度为20 mm的试样, 不同渗透深度处材料均具有相近的相成分、 密度和力学性能, 无明显微结构梯度存在, 表明所采用的浆料浸渗结合液硅渗透工艺适用于制备厚壁Ti3SiC2改性C/C-SiC复合材料构件。
采用浆料浸渗结合液硅渗透法原位生成高韧性Ti3SiC2基体, 制备Ti3SiC2改性C/C-SiC复合材料。研究了TiC颗粒的引入对熔融Si浸渗效果的影响, 分析了Ti3SiC2改性C/C-SiC复合材料的微结构和力学性能。实验结果表明: TiC与熔融Si反应生成Ti3SiC2是可行的, 而且C的存在更有利于生成Ti3SiC2; 在含TiC颗粒的C/C预制体孔隙(平均孔径22.3 μm)内, 熔融Si的渗透深度1 min内可达10.8 cm; Ti3SiC2取代残余Si后提高了 C/C-SiC复合材料的力学性能, C/C-SiC-Ti3SiC2复合材料的弯曲强度达203 MPa, 断裂韧性达到8.8 MPa·m1/2; 对于厚度为20 mm的试样, 不同渗透深度处材料均具有相近的相成分、 密度和力学性能, 无明显微结构梯度存在, 表明所采用的浆料浸渗结合液硅渗透工艺适用于制备厚壁Ti3SiC2改性C/C-SiC复合材料构件。
2012, 29(1): 111-116.
摘要:
以Fe(NO3)3、 Ni(NO3)2和Sr(NO3)2为主要原料, 通过两步柠檬酸盐溶胶-凝胶法, 制备出核-壳结构SrFe12O19-NiFe2O4磁性纳米复合粉体。采用XRD、 TEM、 VSM及矢量网络分析仪对合成的粉体的结构、 形貌及吸波性能进行了分析研究。结果表明, 复合粉体的相结构与NiFe2O4含量有关, 当SrFe12O19与NiFe2O4的质量比为1∶2、 烧结温度为1050℃时, 复合纳米粉体的相与NiFe2O4接近, 核-壳结构SrFe12O19-NiFe2O4纳米复合粉体的饱和磁化强度(Ms)(51.4 emu/g)比单体SrFe12O19纳米粉体 (42.6 emu/g)的大; 但矫顽力(Hc) (336 Oe)比单体SrFe12O19纳米粉体的小, 在SrFe12O19 与NiFe2O4的矫顽力5395～160 Oe之间。在频率为8～18 GHz范围内, 微波吸收逐渐增强, 当频率为12 GHz时, SrFe12O19-NiFe2O4纳米复合粉体的微波吸收达到最大值-9.7 dB, 是一种性能优良的吸波材料。
以Fe(NO3)3、 Ni(NO3)2和Sr(NO3)2为主要原料, 通过两步柠檬酸盐溶胶-凝胶法, 制备出核-壳结构SrFe12O19-NiFe2O4磁性纳米复合粉体。采用XRD、 TEM、 VSM及矢量网络分析仪对合成的粉体的结构、 形貌及吸波性能进行了分析研究。结果表明, 复合粉体的相结构与NiFe2O4含量有关, 当SrFe12O19与NiFe2O4的质量比为1∶2、 烧结温度为1050℃时, 复合纳米粉体的相与NiFe2O4接近, 核-壳结构SrFe12O19-NiFe2O4纳米复合粉体的饱和磁化强度(Ms)(51.4 emu/g)比单体SrFe12O19纳米粉体 (42.6 emu/g)的大; 但矫顽力(Hc) (336 Oe)比单体SrFe12O19纳米粉体的小, 在SrFe12O19 与NiFe2O4的矫顽力5395～160 Oe之间。在频率为8～18 GHz范围内, 微波吸收逐渐增强, 当频率为12 GHz时, SrFe12O19-NiFe2O4纳米复合粉体的微波吸收达到最大值-9.7 dB, 是一种性能优良的吸波材料。
2012, 29(1): 117-121.
摘要:
采用溶液燃烧法制备了一系列不同Ti掺杂量的LaNiO3光催化剂, 研究了Ti掺杂量对其相结构、 形貌和光催化性能的影响。采用XRD、 SEM、 EDS及光致发光光谱(PL)等对其进行了表征和分析。结果表明: 采用溶液燃烧法可获得单一钙钛矿相的LaNiO3, 随着Ti掺杂量的增加, 晶面间距逐渐增大; Ti掺杂量对颗粒的形貌大小影响较小, 颗粒近似球形, 粒径分布均匀, 约为80 nm。可见光催化实验结果表明, 当Ti掺杂量为3.0%(质量分数)时, 所得催化剂的催化效果最好, 适量的Ti掺杂可显著降低光生载流子的复合几率。
采用溶液燃烧法制备了一系列不同Ti掺杂量的LaNiO3光催化剂, 研究了Ti掺杂量对其相结构、 形貌和光催化性能的影响。采用XRD、 SEM、 EDS及光致发光光谱(PL)等对其进行了表征和分析。结果表明: 采用溶液燃烧法可获得单一钙钛矿相的LaNiO3, 随着Ti掺杂量的增加, 晶面间距逐渐增大; Ti掺杂量对颗粒的形貌大小影响较小, 颗粒近似球形, 粒径分布均匀, 约为80 nm。可见光催化实验结果表明, 当Ti掺杂量为3.0%(质量分数)时, 所得催化剂的催化效果最好, 适量的Ti掺杂可显著降低光生载流子的复合几率。
2012, 29(1): 122-128.
摘要:
采用静电纺丝技术, 通过改进实验装置, 在最佳的纺丝条件下制备了 [Ni(CH3COO)2+PVP]-[Zn(CH3COO)2+PVP]-[Ti(OC4H9)4+CH3COOH+PVP] 前驱体复合电缆, 在600℃下将其进行热处理, 制备出了NiO-ZnTiO3-TiO2同轴三层纳米电缆。采用热重-差热 (TG-DTA)、 X射线衍射(XRD)、 傅里叶变换红外光谱(FTIR)、 扫描电子显微镜(SEM)和透射电子显微镜(TEM)等分析技术对样品进行了表征。对NiO-ZnTiO3-TiO2 同轴三层纳米电缆的形成机制进行了讨论。结果表明, 所得产物为NiO-ZnTiO3-TiO2同轴三层纳米电缆。芯层为NiO, 直径大约为(42.024±4.405) nm; 中间层为ZnTiO3, 厚度大约为(55.385±7.681) nm; 壳层为TiO2, 厚度大约为(70.747±7.373) nm。
采用静电纺丝技术, 通过改进实验装置, 在最佳的纺丝条件下制备了 [Ni(CH3COO)2+PVP]-[Zn(CH3COO)2+PVP]-[Ti(OC4H9)4+CH3COOH+PVP] 前驱体复合电缆, 在600℃下将其进行热处理, 制备出了NiO-ZnTiO3-TiO2同轴三层纳米电缆。采用热重-差热 (TG-DTA)、 X射线衍射(XRD)、 傅里叶变换红外光谱(FTIR)、 扫描电子显微镜(SEM)和透射电子显微镜(TEM)等分析技术对样品进行了表征。对NiO-ZnTiO3-TiO2 同轴三层纳米电缆的形成机制进行了讨论。结果表明, 所得产物为NiO-ZnTiO3-TiO2同轴三层纳米电缆。芯层为NiO, 直径大约为(42.024±4.405) nm; 中间层为ZnTiO3, 厚度大约为(55.385±7.681) nm; 壳层为TiO2, 厚度大约为(70.747±7.373) nm。
2012, 29(1): 129-135.
摘要:
采用双悬臂梁(DCB)试验研究了具有不同密度的PMI泡沫芯体的玻璃纤维增强复合材料夹芯梁界面裂纹曲折破坏路径。基于包含裂纹的物质点算法(MPM), 建立了与试验研究相适应的MPM模型, 在不同的面板/芯体模量比下计算了界面裂纹裂尖模态比和曲折破坏角, 并结合曲折破坏准则模拟了界面裂纹曲折破坏路径。数值模拟结果和试验现象吻合良好, 说明了本文中数值分析模型和方法的有效性。研究结果表明, 面板材料和芯体材料模量失配越严重, 界面裂纹发生曲折破坏时的破坏角越大; 裂纹折入芯体后, 在 Ⅰ 型为主的加载模式的支配下以基本平行于界面的方向扩展。
采用双悬臂梁(DCB)试验研究了具有不同密度的PMI泡沫芯体的玻璃纤维增强复合材料夹芯梁界面裂纹曲折破坏路径。基于包含裂纹的物质点算法(MPM), 建立了与试验研究相适应的MPM模型, 在不同的面板/芯体模量比下计算了界面裂纹裂尖模态比和曲折破坏角, 并结合曲折破坏准则模拟了界面裂纹曲折破坏路径。数值模拟结果和试验现象吻合良好, 说明了本文中数值分析模型和方法的有效性。研究结果表明, 面板材料和芯体材料模量失配越严重, 界面裂纹发生曲折破坏时的破坏角越大; 裂纹折入芯体后, 在 Ⅰ 型为主的加载模式的支配下以基本平行于界面的方向扩展。
2012, 29(1): 136-143.
摘要:
通过构造新保角映射, 利用Stroh公式研究了远场受反平面剪应力和面内电载荷共同作用下无限大压电复合材料中幂函数型曲线裂纹的断裂行为。给出了电不可渗透边界条件下裂纹尖端场强度因子和机械应变能释放率的解析解。该解析解在幂函数的幂次为零时, 可退化为已有文献中无限大压电复合材料含直线裂纹的结果, 证明了其合理性。由解析解可知, 裂纹几何形状一定时, 电场分布将不受机械载荷的影响。最后, 通过数值算例讨论了幂函数的幂次、 系数及其在 x1轴上的投影长度对机械应变能释放率的影响。结果表明, 当压电体仅受 x2方向载荷作用时, 对于给定幂次与开口的曲线裂纹, 在 x1轴上的投影长度存在一临界值使其最容易开裂; 而对于给定投影长度与幂次的曲线裂纹, 开口越大裂纹越容易扩展。
通过构造新保角映射, 利用Stroh公式研究了远场受反平面剪应力和面内电载荷共同作用下无限大压电复合材料中幂函数型曲线裂纹的断裂行为。给出了电不可渗透边界条件下裂纹尖端场强度因子和机械应变能释放率的解析解。该解析解在幂函数的幂次为零时, 可退化为已有文献中无限大压电复合材料含直线裂纹的结果, 证明了其合理性。由解析解可知, 裂纹几何形状一定时, 电场分布将不受机械载荷的影响。最后, 通过数值算例讨论了幂函数的幂次、 系数及其在 x1轴上的投影长度对机械应变能释放率的影响。结果表明, 当压电体仅受 x2方向载荷作用时, 对于给定幂次与开口的曲线裂纹, 在 x1轴上的投影长度存在一临界值使其最容易开裂; 而对于给定投影长度与幂次的曲线裂纹, 开口越大裂纹越容易扩展。
2012, 29(1): 144-149.
摘要:
建立了一种在准静态压痕力作用下复合材料层合板凹坑深度的预测方法。首先采用基于应变描述的Hashin 和 Yeh 失效准则并结合有限元法, 对复合材料层合板在准静态压痕力作用下的失效过程进行渐进损伤分析, 获取一系列的材料性能退化信息。其次采用Sun的方法对局部损伤区材料的弹性参数进行等效处理。最后结合Turner的接触理论预测了凹坑深度-接触力曲线。计算结果表明, 基体开裂与分层是导致层合板开始产生凹坑的主要原因, 纤维断裂是导致凹坑深度急剧增加的主要原因。分层起始载荷、 最大接触力及各自相应的凹坑深度的预测结果与试验值具有较好的一致性。
建立了一种在准静态压痕力作用下复合材料层合板凹坑深度的预测方法。首先采用基于应变描述的Hashin 和 Yeh 失效准则并结合有限元法, 对复合材料层合板在准静态压痕力作用下的失效过程进行渐进损伤分析, 获取一系列的材料性能退化信息。其次采用Sun的方法对局部损伤区材料的弹性参数进行等效处理。最后结合Turner的接触理论预测了凹坑深度-接触力曲线。计算结果表明, 基体开裂与分层是导致层合板开始产生凹坑的主要原因, 纤维断裂是导致凹坑深度急剧增加的主要原因。分层起始载荷、 最大接触力及各自相应的凹坑深度的预测结果与试验值具有较好的一致性。
2012, 29(1): 150-161.
摘要:
推导了复合材料应变率相关三维本构关系, 并将其用于复合材料层板高速冲击损伤的数值模拟。该模型在复合材料层间引入界面单元模拟层间分层, 结合三维Hashin失效准则进行单层板面内损伤识别, 引入材料刚度退化, 采用非线性有限元方法, 研究了复合材料层板高速冲击的破坏过程及层板的损伤特性。数值分析结果表明, 剩余速度预报结果与实验结果吻合较好, 层板的主要损伤形式是层间分层、 基体微裂纹和纤维断裂, 减小弹体直径、 增大铺层角度和层板厚度能够有效降低层板损伤面积。
推导了复合材料应变率相关三维本构关系, 并将其用于复合材料层板高速冲击损伤的数值模拟。该模型在复合材料层间引入界面单元模拟层间分层, 结合三维Hashin失效准则进行单层板面内损伤识别, 引入材料刚度退化, 采用非线性有限元方法, 研究了复合材料层板高速冲击的破坏过程及层板的损伤特性。数值分析结果表明, 剩余速度预报结果与实验结果吻合较好, 层板的主要损伤形式是层间分层、 基体微裂纹和纤维断裂, 减小弹体直径、 增大铺层角度和层板厚度能够有效降低层板损伤面积。
2012, 29(1): 162-168.
摘要:
根据标准线性固体模型构造了一种预测纤维增强复合材料黏弹性行为的模型, 推导出该模型的本构方程与松弛模量和蠕变柔量表达式, 该模型经有限元仿真验证具有较高的精度。利用该模型研究了纤维几何特性对蠕变柔量和松弛模量的影响。结果表明, 复合材料蠕变柔量与纤维比长度呈线性关系, 而当纤维比半径增大到临界值后, 其变化对材料的松弛模量和蠕变柔量影响减小, 该临界值随纤维弹性模量的增大而减小; 当纤维模量与基体模量相差较大时, 复合材料的增强系数和减柔系数几乎不受时间变化的影响。
根据标准线性固体模型构造了一种预测纤维增强复合材料黏弹性行为的模型, 推导出该模型的本构方程与松弛模量和蠕变柔量表达式, 该模型经有限元仿真验证具有较高的精度。利用该模型研究了纤维几何特性对蠕变柔量和松弛模量的影响。结果表明, 复合材料蠕变柔量与纤维比长度呈线性关系, 而当纤维比半径增大到临界值后, 其变化对材料的松弛模量和蠕变柔量影响减小, 该临界值随纤维弹性模量的增大而减小; 当纤维模量与基体模量相差较大时, 复合材料的增强系数和减柔系数几乎不受时间变化的影响。
2012, 29(1): 169-175.
摘要:
针对纤维增强复合材料层板开孔拉伸, 将复合材料层板的失效分为层内失效和层间失效, 建立了复合材料层板开孔拉伸损伤分析模型。该模型基于逐渐损伤分析, 对不同复合材料开孔层板进行了失效预测, 并与文献试验结果进行了对比, 破坏强度和失效模式均与文献试验结果非常吻合。结果表明本文中所建立的层板开孔拉伸损伤分析模型能够模拟含孔层合板拉伸过程中的损伤起始、 损伤扩展和最终破坏模式, 并最终预测含孔层合板拉伸失效模式和破坏强度。
针对纤维增强复合材料层板开孔拉伸, 将复合材料层板的失效分为层内失效和层间失效, 建立了复合材料层板开孔拉伸损伤分析模型。该模型基于逐渐损伤分析, 对不同复合材料开孔层板进行了失效预测, 并与文献试验结果进行了对比, 破坏强度和失效模式均与文献试验结果非常吻合。结果表明本文中所建立的层板开孔拉伸损伤分析模型能够模拟含孔层合板拉伸过程中的损伤起始、 损伤扩展和最终破坏模式, 并最终预测含孔层合板拉伸失效模式和破坏强度。
2012, 29(1): 176-182.
摘要:
对含穿透型损伤层压板双面挖补胶接修补件的拉伸性能及主要影响参数进行了试验研究。结果表明: 双面挖补后的失效拉伸强度恢复率能够达到80%; 当挖补斜度1∶40、 覆盖层取3层、 且靠近母板的铺层方向与母板的最外层的铺层方向保持一致时, 强度恢复率较大; 使用双面挖补后, 母板厚度、 母板铺层方式对强度恢复率的影响不大。同时应用有限元软件ABAQUS, 采用三维实体单层设置建模方式对双面挖补层压板的拉伸性能进行了数值模拟, 模拟计算结果与试验结果基本相符。
对含穿透型损伤层压板双面挖补胶接修补件的拉伸性能及主要影响参数进行了试验研究。结果表明: 双面挖补后的失效拉伸强度恢复率能够达到80%; 当挖补斜度1∶40、 覆盖层取3层、 且靠近母板的铺层方向与母板的最外层的铺层方向保持一致时, 强度恢复率较大; 使用双面挖补后, 母板厚度、 母板铺层方式对强度恢复率的影响不大。同时应用有限元软件ABAQUS, 采用三维实体单层设置建模方式对双面挖补层压板的拉伸性能进行了数值模拟, 模拟计算结果与试验结果基本相符。
2012, 29(1): 183-189.
摘要:
针对传统时间反转(TR)方法消除Lamb波传播时间和操作复杂的问题, 提出了虚拟时间反转(VTR)方法。该方法采用换元激励和接收机制以保留时间信息, 并运用信号运算代替物理TR操作。讨论了基于阶跃激励获取损伤监测路径传递函数的VTR实现过程。提出了基于VTR的高分辨率损伤成像方法。为了降低复合材料各向异性的影响, 在成像中进行了速度修正。实验结果表明, VTR方法能对碳纤维复合材料板中的Lamb波损伤散射波包进行部分再压缩和TR聚焦, 通过本文中成像方法也能清晰显示出板中单个和两个近邻损伤。
针对传统时间反转(TR)方法消除Lamb波传播时间和操作复杂的问题, 提出了虚拟时间反转(VTR)方法。该方法采用换元激励和接收机制以保留时间信息, 并运用信号运算代替物理TR操作。讨论了基于阶跃激励获取损伤监测路径传递函数的VTR实现过程。提出了基于VTR的高分辨率损伤成像方法。为了降低复合材料各向异性的影响, 在成像中进行了速度修正。实验结果表明, VTR方法能对碳纤维复合材料板中的Lamb波损伤散射波包进行部分再压缩和TR聚焦, 通过本文中成像方法也能清晰显示出板中单个和两个近邻损伤。
2012, 29(1): 190-195.
摘要:
研究了中空纳米夹杂填充复合材料的反平面问题。基于Gurtin-Murdoch表/界面理论和广义自洽方法, 给出了考虑夹杂界面效应时空隙-夹杂-基体-等效介质模型的全场精确解, 并推导了中空纳米夹杂填充复合材料有效反平面剪切模量的闭合形式解。由本文结果的特殊情形, 可以得到一系列有意义的解。数值结果表明: 中空夹杂的尺寸在纳米量级时, 复合材料的有效反平面剪切模量受表/界面效应影响显著; 表/界面效应的影响随着夹杂尺寸的增大而逐渐减弱; 当中空纳米夹杂的体积分数和外半径一定时, 壁厚越薄其表/界面效应越大; 在相同的夹杂外半径下, 中空纳米夹杂填充复合材料的表/界面效应比实心纳米夹杂填充复合材料更加明显; 无量纲反平面剪切模量受夹杂的表/界面性能和刚度影响显著, 过高的夹杂刚度使得表/界面效应的影响变弱。
研究了中空纳米夹杂填充复合材料的反平面问题。基于Gurtin-Murdoch表/界面理论和广义自洽方法, 给出了考虑夹杂界面效应时空隙-夹杂-基体-等效介质模型的全场精确解, 并推导了中空纳米夹杂填充复合材料有效反平面剪切模量的闭合形式解。由本文结果的特殊情形, 可以得到一系列有意义的解。数值结果表明: 中空夹杂的尺寸在纳米量级时, 复合材料的有效反平面剪切模量受表/界面效应影响显著; 表/界面效应的影响随着夹杂尺寸的增大而逐渐减弱; 当中空纳米夹杂的体积分数和外半径一定时, 壁厚越薄其表/界面效应越大; 在相同的夹杂外半径下, 中空纳米夹杂填充复合材料的表/界面效应比实心纳米夹杂填充复合材料更加明显; 无量纲反平面剪切模量受夹杂的表/界面性能和刚度影响显著, 过高的夹杂刚度使得表/界面效应的影响变弱。
2012, 29(1): 196-206.
摘要:
依据不可逆热力学理论, 未引入任何附加假设, 建立了湿热弹性各向异性损伤复合材料的一般理论。应用建立损伤本构方程的本构泛函展开法, 推导出湿热弹性损伤材料全部本构方程的一般形式, 其中包括比自由能密度表达式、 应力-应变关系、 熵密度方程、 损伤应变能释放率表达式、 吸湿对偶力表达式、 湿-热-固-损伤耦合的热传导方程和损伤演化方程。研究表明, 在本构方程中含有若干损伤效应函数, 表征损伤对材料宏观力学性能与湿、 热性能的影响, 其具体形式可由细观力学解确定, 从而使连续损伤力学与细观损伤力学有机结合在一起。最后, 从细观力学与实验观测两个角度, 举例说明损伤效应函数与系数张量的确定方法, 为分析变温变湿环境下复合材料的损伤问题提供重要的理论依据。
依据不可逆热力学理论, 未引入任何附加假设, 建立了湿热弹性各向异性损伤复合材料的一般理论。应用建立损伤本构方程的本构泛函展开法, 推导出湿热弹性损伤材料全部本构方程的一般形式, 其中包括比自由能密度表达式、 应力-应变关系、 熵密度方程、 损伤应变能释放率表达式、 吸湿对偶力表达式、 湿-热-固-损伤耦合的热传导方程和损伤演化方程。研究表明, 在本构方程中含有若干损伤效应函数, 表征损伤对材料宏观力学性能与湿、 热性能的影响, 其具体形式可由细观力学解确定, 从而使连续损伤力学与细观损伤力学有机结合在一起。最后, 从细观力学与实验观测两个角度, 举例说明损伤效应函数与系数张量的确定方法, 为分析变温变湿环境下复合材料的损伤问题提供重要的理论依据。
2012, 29(1): 207-211.
摘要:
对几种铺层的非对称/非均衡层压板在纯弯载荷下的耦合变形进行了模拟分析, 并进行了板宽、 板厚等参数的影响分析, 在此基础上设计了一套四点弯曲柔性支持装置。采用该装置对两种铺层的非对称/非均衡层压板进行了柔性四点弯曲试验, 并与常规四点弯曲试验进行了对比。柔性四点弯曲装置对非对称/非均衡层压板施加弯曲载荷的同时没有限制试件的扭转变形, 而常规四点弯曲几乎完全限制了非对称/非均衡层压板的扭转变形。柔性四点弯曲加载装置基本上达到了设计要求, 可用于非对称/非均衡层压板弯-扭耦合系数的测试。
对几种铺层的非对称/非均衡层压板在纯弯载荷下的耦合变形进行了模拟分析, 并进行了板宽、 板厚等参数的影响分析, 在此基础上设计了一套四点弯曲柔性支持装置。采用该装置对两种铺层的非对称/非均衡层压板进行了柔性四点弯曲试验, 并与常规四点弯曲试验进行了对比。柔性四点弯曲装置对非对称/非均衡层压板施加弯曲载荷的同时没有限制试件的扭转变形, 而常规四点弯曲几乎完全限制了非对称/非均衡层压板的扭转变形。柔性四点弯曲加载装置基本上达到了设计要求, 可用于非对称/非均衡层压板弯-扭耦合系数的测试。
2012, 29(1): 212-216.
摘要:
提出了碳纤维为复合结构的观点。根据复合材料力学性能的细观力学分析理论及连续纤维增强的单层板理论, 结合碳纤维的微观结构特点, 研究了碳纤维实际弹性常数与结晶度、 微纤维取向、 孔隙状态等的关系, 得到了分析方法和计算方法, 找出了影响弹性常数的主要因素, 给出了理论分析方法和确定的计算公式。理论计算值与实验结果具有良好的一致性。揭示出孔隙密度、 微纤维尺寸、 微纤维取向、 结晶度等对碳纤维弹性常数的决定关系, 为碳纤维生产工艺的改进提供了理论依据。
提出了碳纤维为复合结构的观点。根据复合材料力学性能的细观力学分析理论及连续纤维增强的单层板理论, 结合碳纤维的微观结构特点, 研究了碳纤维实际弹性常数与结晶度、 微纤维取向、 孔隙状态等的关系, 得到了分析方法和计算方法, 找出了影响弹性常数的主要因素, 给出了理论分析方法和确定的计算公式。理论计算值与实验结果具有良好的一致性。揭示出孔隙密度、 微纤维尺寸、 微纤维取向、 结晶度等对碳纤维弹性常数的决定关系, 为碳纤维生产工艺的改进提供了理论依据。
