2005年 第22卷 第3期
2005, 22(3): 1-8.
摘要:
通过两步法熔融共混工艺制备了具有核壳特征凹凸棒土(AT) / 聚丙烯( PP) / 聚碳酸酯( PC) 三元复合材料。利用TEM 观察复合体系的亚微相态。使用万能材料拉力机、冲击实验仪等手段测试了复合材料的力学性能, 并对三元复合体系的增韧机理进行了探讨。结果表明, PC 连续相中形成了以AT 为核、PP 为壳的分散相。这种核2壳结构特征相包容粒子对PC 具有良好的增韧效果, 且强度较PP/ PC 二元共混体系有所提高。结合冲击断面形貌的SEM 分析, 认为AT/ PP/ PC 三元复合体系中的增韧机制主要是界面脱粘、空化作用和AT 对分散相的增强作用。
通过两步法熔融共混工艺制备了具有核壳特征凹凸棒土(AT) / 聚丙烯( PP) / 聚碳酸酯( PC) 三元复合材料。利用TEM 观察复合体系的亚微相态。使用万能材料拉力机、冲击实验仪等手段测试了复合材料的力学性能, 并对三元复合体系的增韧机理进行了探讨。结果表明, PC 连续相中形成了以AT 为核、PP 为壳的分散相。这种核2壳结构特征相包容粒子对PC 具有良好的增韧效果, 且强度较PP/ PC 二元共混体系有所提高。结合冲击断面形貌的SEM 分析, 认为AT/ PP/ PC 三元复合体系中的增韧机制主要是界面脱粘、空化作用和AT 对分散相的增强作用。
2005, 22(3): 9-15.
摘要:
采用熔融挤出2热拉伸2淬冷方法制备了聚对苯二甲酸乙二醇酯( PET) / 聚乙烯( PE) 原位微纤化复合材料。固定体系组成( PET/ PE 为15/ 85), 热拉伸比增加, PET 粒子相继从球状转变成椭球状、棒状和纤维状; 除了最小粒径保持基本不变外, 最大和平均粒径均逐渐减小。微纤化复合材料在PE 的加工温度下成型时, 纤维能够良好地保持在体系中, 但在PET 的加工温度下成型时, 纤维重新熔融, 形成球状粒子。复合材料的拉伸模量和拉伸强度随拉伸比增加显著增加, 表明微纤化对材料具有良好的增强效果; 而断裂伸长率随热拉伸比增加剧烈下降, 产生明显的韧-脆转变。比基本断裂功( we ) 先随热拉伸比( HSR) 增加而增加, 热拉伸比为19117 左右时达到最大值, 继续增加热拉伸比, we 降低。
采用熔融挤出2热拉伸2淬冷方法制备了聚对苯二甲酸乙二醇酯( PET) / 聚乙烯( PE) 原位微纤化复合材料。固定体系组成( PET/ PE 为15/ 85), 热拉伸比增加, PET 粒子相继从球状转变成椭球状、棒状和纤维状; 除了最小粒径保持基本不变外, 最大和平均粒径均逐渐减小。微纤化复合材料在PE 的加工温度下成型时, 纤维能够良好地保持在体系中, 但在PET 的加工温度下成型时, 纤维重新熔融, 形成球状粒子。复合材料的拉伸模量和拉伸强度随拉伸比增加显著增加, 表明微纤化对材料具有良好的增强效果; 而断裂伸长率随热拉伸比增加剧烈下降, 产生明显的韧-脆转变。比基本断裂功( we ) 先随热拉伸比( HSR) 增加而增加, 热拉伸比为19117 左右时达到最大值, 继续增加热拉伸比, we 降低。
2005, 22(3): 16-20.
摘要:
以Weibull 统计模型和最弱连接理论为基础, 研究了经6 种化学介质处理的5 cm 长PBO 单纤维的统计强度及强度分布, 并与未经处理的PBO 纤维比较。用SEM 对纤维表面进行了观察, 分析了其强度变化的原因。结果表明, 酸性介质对PBO 纤维强度及强度分散性影响较大, 且盐酸和硫酸对纤维的破坏有不同的机理。
以Weibull 统计模型和最弱连接理论为基础, 研究了经6 种化学介质处理的5 cm 长PBO 单纤维的统计强度及强度分布, 并与未经处理的PBO 纤维比较。用SEM 对纤维表面进行了观察, 分析了其强度变化的原因。结果表明, 酸性介质对PBO 纤维强度及强度分散性影响较大, 且盐酸和硫酸对纤维的破坏有不同的机理。
2005, 22(3): 21-24.
摘要:
采用SHPB 冲击试验装置, 对AF/ ZF(Aramid Fiber/ Zylon Fiber) 混杂纤维防弹复合材料进行了横向冲击试验, 获得了不同混杂比的混杂复合材料的载荷历史与位移历史, 进一步分析了其破坏过程和能量吸收特性。所得结果与不同混杂比的AF/ ZF 混杂纤维复合材料实弹靶试吸能特性变化趋势相似。结果表明, 进行不同混杂比AF/ ZF 混杂纤维复合材料的横向冲击试验对预测实弹冲击的破坏吸能有参考价值。
采用SHPB 冲击试验装置, 对AF/ ZF(Aramid Fiber/ Zylon Fiber) 混杂纤维防弹复合材料进行了横向冲击试验, 获得了不同混杂比的混杂复合材料的载荷历史与位移历史, 进一步分析了其破坏过程和能量吸收特性。所得结果与不同混杂比的AF/ ZF 混杂纤维复合材料实弹靶试吸能特性变化趋势相似。结果表明, 进行不同混杂比AF/ ZF 混杂纤维复合材料的横向冲击试验对预测实弹冲击的破坏吸能有参考价值。
2005, 22(3): 25-29.
摘要:
研究了纳米碳酸钙/ SBS 或mSBS/ 聚苯乙烯共混物体系的力学性能和形态。由于mSBS 和纳米碳酸钙较强的相互作用, 在PS 复合材料体系中, 更多的纳米碳酸钙进入弹性体相, 原位形成了以纳米碳酸钙为核、弹性体为壳层的结构。这种结构增加了弹性体的体积分数, 放大了弹性体的作用, 减少了分散到脆性PS 基体中的纳米碳酸钙粒子(尤其是纳米碳酸钙团聚体) 数量, 从而避免了对复合材料体系的不利影响; 另一方面, 可通过提高无机粒子的填充率降低材料成本。
研究了纳米碳酸钙/ SBS 或mSBS/ 聚苯乙烯共混物体系的力学性能和形态。由于mSBS 和纳米碳酸钙较强的相互作用, 在PS 复合材料体系中, 更多的纳米碳酸钙进入弹性体相, 原位形成了以纳米碳酸钙为核、弹性体为壳层的结构。这种结构增加了弹性体的体积分数, 放大了弹性体的作用, 减少了分散到脆性PS 基体中的纳米碳酸钙粒子(尤其是纳米碳酸钙团聚体) 数量, 从而避免了对复合材料体系的不利影响; 另一方面, 可通过提高无机粒子的填充率降低材料成本。
2005, 22(3): 30-34.
摘要:
采用自制的丙烯酸丁酯接枝甲基丙烯酸甲酯核壳结构增韧剂( PBA-g-PMMA, AIM) 与聚氯乙烯( PVC) 树脂熔融共混, 制备了AIM/ PVC 共混物。研究了增韧剂粒子在PVC 中的分散和空洞化、AIM/ PVC 共混物的断裂与脆韧转变。结果表明, 球形的增韧剂粒子能够在PVC 树脂中均匀分散并对PVC 有很好的增韧作用, 在PVC 树脂中加入质量分数为615 %AIM 时, 冲击样条以韧性方式断裂; 样条冲击断面周围应力发白区域内产生了空洞。提出AIM 增韧PVC 的机理是橡胶粒子的空洞化与塑料基体剪切屈服协同作用。
采用自制的丙烯酸丁酯接枝甲基丙烯酸甲酯核壳结构增韧剂( PBA-g-PMMA, AIM) 与聚氯乙烯( PVC) 树脂熔融共混, 制备了AIM/ PVC 共混物。研究了增韧剂粒子在PVC 中的分散和空洞化、AIM/ PVC 共混物的断裂与脆韧转变。结果表明, 球形的增韧剂粒子能够在PVC 树脂中均匀分散并对PVC 有很好的增韧作用, 在PVC 树脂中加入质量分数为615 %AIM 时, 冲击样条以韧性方式断裂; 样条冲击断面周围应力发白区域内产生了空洞。提出AIM 增韧PVC 的机理是橡胶粒子的空洞化与塑料基体剪切屈服协同作用。
2005, 22(3): 35-39.
摘要:
尝试用电化学阻抗图谱和循环伏安曲线的方法研究电化学表征参数与复合材料腐蚀程度之间的相关性, 用电化学方法研究了环境因素对碳纤维增强环氧树脂基复合材料内部结构的破坏机理。测试结果显示, 碳纤维本身不会发生电化学反应, 主要破坏机理为溶液离子逐渐渗入复合材料内部, 导致复合材料内部结构受到破坏。用电化学方法可以在线获得复合材料内部溶液离子浓度及溶液离子在复合材料内部的渗透过程, 据此可判断复合材料内部在环境因素作用下的变化。
尝试用电化学阻抗图谱和循环伏安曲线的方法研究电化学表征参数与复合材料腐蚀程度之间的相关性, 用电化学方法研究了环境因素对碳纤维增强环氧树脂基复合材料内部结构的破坏机理。测试结果显示, 碳纤维本身不会发生电化学反应, 主要破坏机理为溶液离子逐渐渗入复合材料内部, 导致复合材料内部结构受到破坏。用电化学方法可以在线获得复合材料内部溶液离子浓度及溶液离子在复合材料内部的渗透过程, 据此可判断复合材料内部在环境因素作用下的变化。
2005, 22(3): 40-44.
摘要:
研究开发了一种适合以聚乙烯塑料为内衬的水容器壳体湿法缠绕成型用新型环氧树脂复合体系。进行了粘度、力学性能、耐疲劳、爆破实验。结果表明, 改性环氧复合体系室温下粘度低(0.6～0.7 Pa ·s), 凝胶期长( ≥5 h), 可在较低温度下(60 ℃左右) 凝胶、固化; 环氧浇注体强度较高, 韧性好; 环氧/ 玻纤湿法缠绕壳体具有力学性能优异、长期耐疲劳性好、爆破强度高、成本低等优点, 能够满足水处理容器湿法缠绕成型要求。
研究开发了一种适合以聚乙烯塑料为内衬的水容器壳体湿法缠绕成型用新型环氧树脂复合体系。进行了粘度、力学性能、耐疲劳、爆破实验。结果表明, 改性环氧复合体系室温下粘度低(0.6～0.7 Pa ·s), 凝胶期长( ≥5 h), 可在较低温度下(60 ℃左右) 凝胶、固化; 环氧浇注体强度较高, 韧性好; 环氧/ 玻纤湿法缠绕壳体具有力学性能优异、长期耐疲劳性好、爆破强度高、成本低等优点, 能够满足水处理容器湿法缠绕成型要求。
2005, 22(3): 45-48.
摘要:
用炭黑吸附化学氧化聚合法制备聚吡咯/ 炭黑( PPy/ C) 导电复合材料。运用FT2IR、TGA、SEM、四探针和电化学测试仪对材料的组成、结构和性能进行了测试和表征。导电炭黑的加入不仅提高了材料的电导率,由原来的6.152 S/ cm 增加至13.42 S/ cm, 而且提高了材料的堆积密度, 改善了聚吡咯的颗粒形态和制膜加工性能, 聚吡咯复合材料为正极的锂/ 聚吡咯二次电池的性能得以改善, 室温下充放电循环30 次以上, 电池容量无明显衰减, 库仑效率在98 %以上, 首次放电容量以聚吡咯计可达41 mAh/ g。
用炭黑吸附化学氧化聚合法制备聚吡咯/ 炭黑( PPy/ C) 导电复合材料。运用FT2IR、TGA、SEM、四探针和电化学测试仪对材料的组成、结构和性能进行了测试和表征。导电炭黑的加入不仅提高了材料的电导率,由原来的6.152 S/ cm 增加至13.42 S/ cm, 而且提高了材料的堆积密度, 改善了聚吡咯的颗粒形态和制膜加工性能, 聚吡咯复合材料为正极的锂/ 聚吡咯二次电池的性能得以改善, 室温下充放电循环30 次以上, 电池容量无明显衰减, 库仑效率在98 %以上, 首次放电容量以聚吡咯计可达41 mAh/ g。
2005, 22(3): 49-54.
摘要:
采用电化学氧化法对聚丙烯腈(PAN) 基碳纤维进行表面改性, 利用扫描电子显微镜(SEM) 、原子力显微镜(AFM) 、X 射线光电子能谱(XPS) 和X 射线衍射(XRD) 对改性后的碳纤维表面状态进行了研究。同时探讨了碳纤维表面状态与其抗拉强度及其复合材料力学性能的关联。研究结果表明, 碳纤维经电化学氧化后, 表面的粗糙度提高了1.1 倍; 表面碳含量降低了9.7 %, 氧含量提高了53.8 %, 氮含量增加了7.5 倍, 羟基和羰基含量也有不同程度的提高; 表面取向指数减小了1.5 %, 表面微晶尺寸减小, 表面活性碳原子数增加了78 %。电化学氧化法的刻蚀作用致使碳纤维拉伸强度降低了8.1 %, 但同时也改善了碳纤维表面的物理性质和化学性质, 提高了碳纤维与树脂间的粘结性, 使复合材料的ILSS 提高26 %。
采用电化学氧化法对聚丙烯腈(PAN) 基碳纤维进行表面改性, 利用扫描电子显微镜(SEM) 、原子力显微镜(AFM) 、X 射线光电子能谱(XPS) 和X 射线衍射(XRD) 对改性后的碳纤维表面状态进行了研究。同时探讨了碳纤维表面状态与其抗拉强度及其复合材料力学性能的关联。研究结果表明, 碳纤维经电化学氧化后, 表面的粗糙度提高了1.1 倍; 表面碳含量降低了9.7 %, 氧含量提高了53.8 %, 氮含量增加了7.5 倍, 羟基和羰基含量也有不同程度的提高; 表面取向指数减小了1.5 %, 表面微晶尺寸减小, 表面活性碳原子数增加了78 %。电化学氧化法的刻蚀作用致使碳纤维拉伸强度降低了8.1 %, 但同时也改善了碳纤维表面的物理性质和化学性质, 提高了碳纤维与树脂间的粘结性, 使复合材料的ILSS 提高26 %。
2005, 22(3): 55-59.
摘要:
为确定不同纤维体积分数的化学气相浸渗(CVI) C/ C 复合材料的最佳热处理工艺, 以40 %、30 %、25 %三种不同纤维体积分数的针刺整体毡为坯体, 经三次CVI 后制得C/ C 复合材料, 采用X射线衍射和拉曼光谱微区分析测试了三种不同纤维体积分数的CVI C/ C 复合材料试样未经热处理及经2200 ℃、2400 ℃热处理下宏观和微区石墨化度。结果表明: 三次CVI 热解炭均为光滑层结构, 且纤维体积分数越高, C/ C 复合材料的石墨化度也越高;纤维与光滑层热解炭界面及两种不同热解炭界面在高温热处理时会发生应力石墨化, 应力石墨化程度前者大于后者, 这是纤维体积分数高的C/ C 复合材料石墨化度高的原因; 热处理温度越高, 应力石墨化程度越大。
为确定不同纤维体积分数的化学气相浸渗(CVI) C/ C 复合材料的最佳热处理工艺, 以40 %、30 %、25 %三种不同纤维体积分数的针刺整体毡为坯体, 经三次CVI 后制得C/ C 复合材料, 采用X射线衍射和拉曼光谱微区分析测试了三种不同纤维体积分数的CVI C/ C 复合材料试样未经热处理及经2200 ℃、2400 ℃热处理下宏观和微区石墨化度。结果表明: 三次CVI 热解炭均为光滑层结构, 且纤维体积分数越高, C/ C 复合材料的石墨化度也越高;纤维与光滑层热解炭界面及两种不同热解炭界面在高温热处理时会发生应力石墨化, 应力石墨化程度前者大于后者, 这是纤维体积分数高的C/ C 复合材料石墨化度高的原因; 热处理温度越高, 应力石墨化程度越大。
2005, 22(3): 60-63.
摘要:
通过等离子体源离子注入法( PSII), 对带有SiC 涂层的C 纤维增强SiC 基(SiC-C/ SiC) 复合材料进行硼离子注入, 研究了硼离子注入对样品抗氧化性能的影响。通过俄歇电子能谱检测分析了样品成份的深度分布。在空气中1300 ℃的高温条件下进行了氧化实验。通过XRD 和扫描电镜分别对样品的化学组成和表面形貌进行了表征, 对样品的力学性能进行了测试。结果表明, 对SiC-C/ SiC 复合材料注入硼有助于提高其抗氧化性能。经过离子注入试样的弯曲性能与未经离子注入试样相比变化很小。
通过等离子体源离子注入法( PSII), 对带有SiC 涂层的C 纤维增强SiC 基(SiC-C/ SiC) 复合材料进行硼离子注入, 研究了硼离子注入对样品抗氧化性能的影响。通过俄歇电子能谱检测分析了样品成份的深度分布。在空气中1300 ℃的高温条件下进行了氧化实验。通过XRD 和扫描电镜分别对样品的化学组成和表面形貌进行了表征, 对样品的力学性能进行了测试。结果表明, 对SiC-C/ SiC 复合材料注入硼有助于提高其抗氧化性能。经过离子注入试样的弯曲性能与未经离子注入试样相比变化很小。
2005, 22(3): 64-69.
摘要:
采用流延制膜和热压烧结工艺制备了Al2O3 / 3 Y-TZP 层状复合材料。用SEM 观察显微组织, 并采用高温深拉实验对该材料进行了超塑性能研究。结果表明: 1550 ℃热压烧结制备的材料晶粒细小, 界面结合良好;当应变速率一定时, 变形温度对Al2O3 / 3Y-TZP 层状复合材料的超塑性能具有重要影响, 1500 ℃时得到深拉成形最大高度, 温度较高和较低时超塑性能均会降低。
采用流延制膜和热压烧结工艺制备了Al2O3 / 3 Y-TZP 层状复合材料。用SEM 观察显微组织, 并采用高温深拉实验对该材料进行了超塑性能研究。结果表明: 1550 ℃热压烧结制备的材料晶粒细小, 界面结合良好;当应变速率一定时, 变形温度对Al2O3 / 3Y-TZP 层状复合材料的超塑性能具有重要影响, 1500 ℃时得到深拉成形最大高度, 温度较高和较低时超塑性能均会降低。
2005, 22(3): 70-74.
摘要:
采用原位掺杂的方法合成了聚苯胺微管, 将具有介电损耗性能的高分子材料聚苯胺微管与具有磁损耗性能的无机材料羰基铁复合, 并采用波导法研究了复合材料在8.2～12.4 GHz 频段内的电磁参数。结果表明, 在羰基铁/ 聚苯胺复合材料与石蜡的质量比为1 ∶1 的情况下, 通过复合, 可以调节电磁参数, 提高材料的吸波性能。
采用原位掺杂的方法合成了聚苯胺微管, 将具有介电损耗性能的高分子材料聚苯胺微管与具有磁损耗性能的无机材料羰基铁复合, 并采用波导法研究了复合材料在8.2～12.4 GHz 频段内的电磁参数。结果表明, 在羰基铁/ 聚苯胺复合材料与石蜡的质量比为1 ∶1 的情况下, 通过复合, 可以调节电磁参数, 提高材料的吸波性能。
2005, 22(3): 75-79.
摘要:
通过有机模板-溶剂热-超临界流体干燥法获得四方相TiO2有序介孔(2～4 nm) 粉体, 利用浸泡沉淀法将CeO2 填充到TiO2的介孔孔道中, 并用HREM、TEM、BET 等分析技术, 对CeO2 / TiO2 复合体系的有序介孔结构进行了表征, 初步探讨了TiO2 介孔结构和CeO2 纳米团簇结构的形成机理。结果表明, 所制备的CeO2 /TiO2 体系实现了纳米尺寸结构的均匀复合。
通过有机模板-溶剂热-超临界流体干燥法获得四方相TiO2有序介孔(2～4 nm) 粉体, 利用浸泡沉淀法将CeO2 填充到TiO2的介孔孔道中, 并用HREM、TEM、BET 等分析技术, 对CeO2 / TiO2 复合体系的有序介孔结构进行了表征, 初步探讨了TiO2 介孔结构和CeO2 纳米团簇结构的形成机理。结果表明, 所制备的CeO2 /TiO2 体系实现了纳米尺寸结构的均匀复合。
2005, 22(3): 80-84.
摘要:
以TiFe 粉和碳的前驱体(石油沥青) 为原料, 用前驱体碳化复合技术制备了Ti-Fe-C 反应喷涂复合粉末, 并采用普通火焰喷涂技术成功制备了TiC/ Fe 陶瓷金属复合涂层。研究了不同C/ Ti 原子比对反应火焰喷涂TiC/ Fe 复合涂层相组成、显微结构和硬度的影响。结果表明, 前驱体碳化复合技术制备的Ti-Fe-C 系反应喷涂复合粉末中C/ Ti 原子比是影响涂层相组成、显微结构和硬度的关键因素。C/ Ti 原子比不同, 涂层的相组成和硬度不同; 随着C/ Ti 原子比增大, 涂层中TiC 团聚富集区增大, 涂层的孔隙率也随之增大。
以TiFe 粉和碳的前驱体(石油沥青) 为原料, 用前驱体碳化复合技术制备了Ti-Fe-C 反应喷涂复合粉末, 并采用普通火焰喷涂技术成功制备了TiC/ Fe 陶瓷金属复合涂层。研究了不同C/ Ti 原子比对反应火焰喷涂TiC/ Fe 复合涂层相组成、显微结构和硬度的影响。结果表明, 前驱体碳化复合技术制备的Ti-Fe-C 系反应喷涂复合粉末中C/ Ti 原子比是影响涂层相组成、显微结构和硬度的关键因素。C/ Ti 原子比不同, 涂层的相组成和硬度不同; 随着C/ Ti 原子比增大, 涂层中TiC 团聚富集区增大, 涂层的孔隙率也随之增大。
2005, 22(3): 85-91.
摘要:
采用等离子喷涂工艺, 制备了WC、ZrO2 、Cr2O3 和Al2O3 陶瓷颗粒/ 镍合金复合涂层。用X 射线衍射研究了陶瓷颗粒复合涂层相的分布; 用里氏硬度计测量陶瓷颗粒/ 镍合金复合涂层的硬度; 用CSS-1110 电子万能试验机研究陶瓷颗粒复合涂层的弯曲断裂性能。对涂层金相组织结构进行二值化处理, 利用Sandbox 法对陶瓷颗粒在金属基体中的分布进行研究, 得到了不同体积分数下陶瓷颗粒复合材料涂层的分维数。结果表明,陶瓷颗粒/ 镍合金复合涂层分维数随陶瓷颗粒含量的增加而增加, 与陶瓷颗粒种类无关; 陶瓷颗粒/ 镍合金复合涂层硬度和分维数随陶瓷颗粒直径减小而增加。随着分维数的增加, 复合涂层弯曲断裂角下降。
采用等离子喷涂工艺, 制备了WC、ZrO2 、Cr2O3 和Al2O3 陶瓷颗粒/ 镍合金复合涂层。用X 射线衍射研究了陶瓷颗粒复合涂层相的分布; 用里氏硬度计测量陶瓷颗粒/ 镍合金复合涂层的硬度; 用CSS-1110 电子万能试验机研究陶瓷颗粒复合涂层的弯曲断裂性能。对涂层金相组织结构进行二值化处理, 利用Sandbox 法对陶瓷颗粒在金属基体中的分布进行研究, 得到了不同体积分数下陶瓷颗粒复合材料涂层的分维数。结果表明,陶瓷颗粒/ 镍合金复合涂层分维数随陶瓷颗粒含量的增加而增加, 与陶瓷颗粒种类无关; 陶瓷颗粒/ 镍合金复合涂层硬度和分维数随陶瓷颗粒直径减小而增加。随着分维数的增加, 复合涂层弯曲断裂角下降。
2005, 22(3): 92-97.
摘要:
采用复合电铸技术制备了Ni-石墨自润滑复合材料, 重点研究了工艺参数(微粒浓度、电流密度、电铸液流动速度及温度和p H 值) 对复合材料中石墨微粒含量的影响。结果表明, 提高镀液中微粒浓度使复合材料中石墨含量增大, 最后趋于稳定值。电流密度和镀液流动速度使石墨含量存在最大值, 但是温度和p H 值的增加却使之降低。复合电铸沉积机理Guglielmi 模型只在低电流密度条件下适用, 但不适用于高电流密度的条件。镀液中石墨微粒含量增大, 复合材料的硬度和摩擦系数降低, 磨损失重减小, 但是石墨微粒30 g/ L 时的磨损量增加。
采用复合电铸技术制备了Ni-石墨自润滑复合材料, 重点研究了工艺参数(微粒浓度、电流密度、电铸液流动速度及温度和p H 值) 对复合材料中石墨微粒含量的影响。结果表明, 提高镀液中微粒浓度使复合材料中石墨含量增大, 最后趋于稳定值。电流密度和镀液流动速度使石墨含量存在最大值, 但是温度和p H 值的增加却使之降低。复合电铸沉积机理Guglielmi 模型只在低电流密度条件下适用, 但不适用于高电流密度的条件。镀液中石墨微粒含量增大, 复合材料的硬度和摩擦系数降低, 磨损失重减小, 但是石墨微粒30 g/ L 时的磨损量增加。
2005, 22(3): 98-102.
摘要:
利用激光熔覆技术在中碳钢表面制备了不同涂层成分的原位自生TiB2 / Ni 金属陶瓷复合涂层, 研究了涂层的开裂行为。结果表明: 当陶瓷相含量高时, 涂层中形成的裂纹主要有粘接金属基体中的穿晶裂纹、熔覆层边缘的高密度裂纹、金属基体与硬质陶瓷相界面上的微裂纹以及热影响区中结合界面附近的微裂纹等。涂层中的裂纹主要是由涂层材料与金属基体热膨胀系数不同而造成的热应力产生的, 组织转变应力也起了重要作用。当激光工艺参数及涂层成分配制合理时, 涂层质量良好。
利用激光熔覆技术在中碳钢表面制备了不同涂层成分的原位自生TiB2 / Ni 金属陶瓷复合涂层, 研究了涂层的开裂行为。结果表明: 当陶瓷相含量高时, 涂层中形成的裂纹主要有粘接金属基体中的穿晶裂纹、熔覆层边缘的高密度裂纹、金属基体与硬质陶瓷相界面上的微裂纹以及热影响区中结合界面附近的微裂纹等。涂层中的裂纹主要是由涂层材料与金属基体热膨胀系数不同而造成的热应力产生的, 组织转变应力也起了重要作用。当激光工艺参数及涂层成分配制合理时, 涂层质量良好。
2005, 22(3): 103-108.
摘要:
利用Gleeble-1500 对SiCW/ AZ91 复合材料和AZ91 镁合金在温度为423～723 K、应变速率为0.002～0.25s-1 、最大应变量为60 %的条件下进行高温压缩变形行为的研究。测试了其真应力-应变曲线, 观察了变形后的显微组织。结果表明: 晶须的转动和折断导致复合材料的应变软化现象较合金明显; 复合材料和合金的应变速率敏感指数(m) 和表观激活能(Q) 均随温度的升高而增大; 晶须的加入细化了晶粒, 使复合材料的m 值比合金高; 同时晶须的加入也限制了位错交滑移和晶界的迁移, 因此复合材料的Q 值比合金高; 压缩变形过程中, 合金和复合材料发生了动态回复和动态再结晶。
利用Gleeble-1500 对SiCW/ AZ91 复合材料和AZ91 镁合金在温度为423～723 K、应变速率为0.002～0.25s-1 、最大应变量为60 %的条件下进行高温压缩变形行为的研究。测试了其真应力-应变曲线, 观察了变形后的显微组织。结果表明: 晶须的转动和折断导致复合材料的应变软化现象较合金明显; 复合材料和合金的应变速率敏感指数(m) 和表观激活能(Q) 均随温度的升高而增大; 晶须的加入细化了晶粒, 使复合材料的m 值比合金高; 同时晶须的加入也限制了位错交滑移和晶界的迁移, 因此复合材料的Q 值比合金高; 压缩变形过程中, 合金和复合材料发生了动态回复和动态再结晶。
2005, 22(3): 109-115.
摘要:
采用热模金属型工艺, 离心铸造Zn-27Al-9.8Mg-5.2Si 和Zn-27Al-6.3Mg-3.7Si 合金, 获得了内层聚集大量块状初生Mg2Si 、少量初生Si, 中层不含初生Mg2Si 和初生Si, 外层含有初生Mg- Si 和初生Si 的自生锌基复合材料。离心铸造Zn-27Al-3.2Mg-1.8Si 合金, 获得了不含初生Mg2Si 和初生Si 的单层材料。考察了复合材料的组织形貌, 检测了复合材料的硬度和耐磨性, 分析了复合材料的断裂模式。结果表明: 复合材料的内层因聚集大量的初生Mg2Si 和初生Si 具有较高的硬度和较优的耐磨性。复合材料的断裂方式为脆性断裂, 含共晶Mg2Si 和共晶Si 的中层在断裂中比含块状初生Mg2Si 和初生Si 的内层经历了更多的塑性变形。
采用热模金属型工艺, 离心铸造Zn-27Al-9.8Mg-5.2Si 和Zn-27Al-6.3Mg-3.7Si 合金, 获得了内层聚集大量块状初生Mg2Si 、少量初生Si, 中层不含初生Mg2Si 和初生Si, 外层含有初生Mg- Si 和初生Si 的自生锌基复合材料。离心铸造Zn-27Al-3.2Mg-1.8Si 合金, 获得了不含初生Mg2Si 和初生Si 的单层材料。考察了复合材料的组织形貌, 检测了复合材料的硬度和耐磨性, 分析了复合材料的断裂模式。结果表明: 复合材料的内层因聚集大量的初生Mg2Si 和初生Si 具有较高的硬度和较优的耐磨性。复合材料的断裂方式为脆性断裂, 含共晶Mg2Si 和共晶Si 的中层在断裂中比含块状初生Mg2Si 和初生Si 的内层经历了更多的塑性变形。
2005, 22(3): 116-120.
摘要:
采用连续高功率固体Nd-YA G激光辐照, 使预置于NiTi 合金表面的Ti 粉在N2 环境中形成TiN 增强Ti 基复合材料涂层。选择适当的激光辐照工艺参数, 获得致密的TiN 增强金属基复合材料激光改性层。SEM 观察及EDAX 成分分析结果表明, TiN/ Ti 金属基复合材料表面改性层与基体NiTi 合金存在良好的冶金结合, 界面处成分均匀过渡, 表面Ni 含量极低。显微硬度测试及磨损实验表明, TiN/ Ti 金属基复合材料改性层显著提高了NiTi 合金的表面硬度和耐磨性, 激光表面改性层可有效地改善NiTi 合金作为生物医学材料使用的表面成分和性能。
采用连续高功率固体Nd-YA G激光辐照, 使预置于NiTi 合金表面的Ti 粉在N2 环境中形成TiN 增强Ti 基复合材料涂层。选择适当的激光辐照工艺参数, 获得致密的TiN 增强金属基复合材料激光改性层。SEM 观察及EDAX 成分分析结果表明, TiN/ Ti 金属基复合材料表面改性层与基体NiTi 合金存在良好的冶金结合, 界面处成分均匀过渡, 表面Ni 含量极低。显微硬度测试及磨损实验表明, TiN/ Ti 金属基复合材料改性层显著提高了NiTi 合金的表面硬度和耐磨性, 激光表面改性层可有效地改善NiTi 合金作为生物医学材料使用的表面成分和性能。
2005, 22(3): 121-125.
摘要:
研究了经多次冷拔或冷拔配合中间热处理制得的形变Cu-11.5 %Fe 原位复合材料的组织、强度和导电性。用SEM 和TEM 观察分析了材料的组织结构。结果发现, 形变量η ≥5137 的形变Cu-11.5 %Fe 原位复合材料的Fe 树枝晶已成为细纤维状, 在横截面呈薄片弯曲状。形变量越大, 纤维越均匀细化。力学性能和电阻率测试结果发现, 随形变量增加, 强度提高, 同时电阻率增大。中间热处理可在不损失强度的同时, 明显降低电阻率。经3 次中间热处理后, 不同形变量下的材料电阻率均可下降约4.4μΩ·cm。几个较好的电导率和极限抗拉强度组合为: 70.6 %/ 659 MPa (Φ0.8) 、64.6 %/ 752 MPa (Φ0.5) 和51.9 %/ 880 MPa (Φ0.2) 。
研究了经多次冷拔或冷拔配合中间热处理制得的形变Cu-11.5 %Fe 原位复合材料的组织、强度和导电性。用SEM 和TEM 观察分析了材料的组织结构。结果发现, 形变量η ≥5137 的形变Cu-11.5 %Fe 原位复合材料的Fe 树枝晶已成为细纤维状, 在横截面呈薄片弯曲状。形变量越大, 纤维越均匀细化。力学性能和电阻率测试结果发现, 随形变量增加, 强度提高, 同时电阻率增大。中间热处理可在不损失强度的同时, 明显降低电阻率。经3 次中间热处理后, 不同形变量下的材料电阻率均可下降约4.4μΩ·cm。几个较好的电导率和极限抗拉强度组合为: 70.6 %/ 659 MPa (Φ0.8) 、64.6 %/ 752 MPa (Φ0.5) 和51.9 %/ 880 MPa (Φ0.2) 。
2005, 22(3): 126-129.
摘要:
采用液态搅拌法制备漂珠增强铝基复合材料过程中, 当颗粒含量较低时, 熔体容易分层。为了了解颗粒在铝熔体中的分布情况, 对试样的不同位置进行扫描电镜分析。结果表明, 在试样的底部有明显的纯铝层,而漂珠在上部的铝熔体中分布均匀。漂珠向熔体上部移动的速度主要取决于漂珠颗粒与铝熔体的密度差、颗粒直径、颗粒体积分数及铝熔体粘度。原料确定后, 只能通过增加铝熔体的粘度或减少浇铸过程的时间来减少纯铝层的产生。因此, 可以采用下浇铸式方法和快速冷却装置, 使颗粒来不及向上运动而被凝固在铝熔体中, 形成漂珠在铝熔体中均匀分布的复合材料。
采用液态搅拌法制备漂珠增强铝基复合材料过程中, 当颗粒含量较低时, 熔体容易分层。为了了解颗粒在铝熔体中的分布情况, 对试样的不同位置进行扫描电镜分析。结果表明, 在试样的底部有明显的纯铝层,而漂珠在上部的铝熔体中分布均匀。漂珠向熔体上部移动的速度主要取决于漂珠颗粒与铝熔体的密度差、颗粒直径、颗粒体积分数及铝熔体粘度。原料确定后, 只能通过增加铝熔体的粘度或减少浇铸过程的时间来减少纯铝层的产生。因此, 可以采用下浇铸式方法和快速冷却装置, 使颗粒来不及向上运动而被凝固在铝熔体中, 形成漂珠在铝熔体中均匀分布的复合材料。
2005, 22(3): 130-134.
摘要:
采用单边缺口梁(SENB) 法、扫描电镜和电子理论, 研究了碳化钨(WC) 增强钢基复合材料经960～1040 ℃奥氏体化及淬火、回火共12 种状态的断裂行为和断口特征。实验结果表明, 该材料在具有高强度(σbb～2200 MPa,σbc～3000 MPa) 高硬度( HRC 62～68) 的同时, 还具有较高的SENB 断裂韧性(～30 MPa ·m1/2 ), 断口形貌主要特征为WC 解理、基体准解理及分散韧窝和韧窝带。研究发现, 高体积分数(～40 %) 的硬质相对材料的断裂韧性和断裂行为起决定性作用, 基体内存在的具有高共价键强的含碳结构单元和具有较多晶格电子的α-Fe (Ni) 结构单元共同作用, 既给予硬质相以强韧支持, 又产生断裂时的微观延性。
采用单边缺口梁(SENB) 法、扫描电镜和电子理论, 研究了碳化钨(WC) 增强钢基复合材料经960～1040 ℃奥氏体化及淬火、回火共12 种状态的断裂行为和断口特征。实验结果表明, 该材料在具有高强度(σbb～2200 MPa,σbc～3000 MPa) 高硬度( HRC 62～68) 的同时, 还具有较高的SENB 断裂韧性(～30 MPa ·m1/2 ), 断口形貌主要特征为WC 解理、基体准解理及分散韧窝和韧窝带。研究发现, 高体积分数(～40 %) 的硬质相对材料的断裂韧性和断裂行为起决定性作用, 基体内存在的具有高共价键强的含碳结构单元和具有较多晶格电子的α-Fe (Ni) 结构单元共同作用, 既给予硬质相以强韧支持, 又产生断裂时的微观延性。
2005, 22(3): 135-139.
摘要:
采用分段-集合计算方法, 对二步法三维编织变厚度变截面薄壁壳体RTM 充模工艺过程进行了较深入的理论研究。提出了较准确的树脂流动速度、树脂充模时间和树脂流动压力计算方程。数值预测值与充模试验结果具有良好的一致性, 所推导理论方程为合理设计RTM 充模工艺参数提供了理论依据。
采用分段-集合计算方法, 对二步法三维编织变厚度变截面薄壁壳体RTM 充模工艺过程进行了较深入的理论研究。提出了较准确的树脂流动速度、树脂充模时间和树脂流动压力计算方程。数值预测值与充模试验结果具有良好的一致性, 所推导理论方程为合理设计RTM 充模工艺参数提供了理论依据。
2005, 22(3): 140-144.
摘要:
对含孔损伤复合材料层合板单面贴补后进行拉伸试验研究。测量了层合板的应变分布、修理后层合板中心点的离面位移及拉伸强度等, 考察了补片的厚度、大小等因素对修理效果的影响。结果显示, 增加补片的厚度和直径能够提高母板的承拉能力, 但是增加补片的厚度会导致层合板离面位移增大。对无侧边支持的单面贴补层合板进行计算分析时, 必须考虑偏心载荷引起的弯矩的影响。在此基础上, 采用分层损伤判据建立了三维有限元模型, 对单面贴补层合板的破坏机理和拉伸强度进行了计算和分析。结果表明, 修理后层合板的拉伸破坏是由补片或母板内与胶接面相邻的层间分层引起的; 计算结果与试验结果一致。
对含孔损伤复合材料层合板单面贴补后进行拉伸试验研究。测量了层合板的应变分布、修理后层合板中心点的离面位移及拉伸强度等, 考察了补片的厚度、大小等因素对修理效果的影响。结果显示, 增加补片的厚度和直径能够提高母板的承拉能力, 但是增加补片的厚度会导致层合板离面位移增大。对无侧边支持的单面贴补层合板进行计算分析时, 必须考虑偏心载荷引起的弯矩的影响。在此基础上, 采用分层损伤判据建立了三维有限元模型, 对单面贴补层合板的破坏机理和拉伸强度进行了计算和分析。结果表明, 修理后层合板的拉伸破坏是由补片或母板内与胶接面相邻的层间分层引起的; 计算结果与试验结果一致。
2005, 22(3): 145-149.
摘要:
使用遗传/ 敏度混合优化算法对大展弦比复合材料机翼进行气动弹性优化设计研究。在满足强度、位移、发散速度和颤振速度等约束条件的前提下, 以机翼各部件复合材料铺层的厚度为设计变量, 对结构进行重量最小化设计。研究表明: 弯曲变形严重影响最终的优化重量, 是设计大展弦比复合材料机翼结构时应该重点考虑的问题; 按照应力设计准则对这类结构进行设计, 往往很难满足弯曲变形的要求; 使用遗传/ 敏度混合优化算法对大展弦比复合材料机翼进行气动弹性优化设计能够在可以接受的计算耗费下获得满意的结果。
使用遗传/ 敏度混合优化算法对大展弦比复合材料机翼进行气动弹性优化设计研究。在满足强度、位移、发散速度和颤振速度等约束条件的前提下, 以机翼各部件复合材料铺层的厚度为设计变量, 对结构进行重量最小化设计。研究表明: 弯曲变形严重影响最终的优化重量, 是设计大展弦比复合材料机翼结构时应该重点考虑的问题; 按照应力设计准则对这类结构进行设计, 往往很难满足弯曲变形的要求; 使用遗传/ 敏度混合优化算法对大展弦比复合材料机翼进行气动弹性优化设计能够在可以接受的计算耗费下获得满意的结果。
2005, 22(3): 150-155.
摘要:
针对空间结构中常见的复合材料层合壳体结构发展了一种多层相对自由度层合壳元。这种实体型壳元既可以用较粗的网格很好地模拟层合壳, 又易与三维实体单元相连接, 使变厚度、带有补强的复合材料层合壳体等复杂结构得以正确建模。同时运用旋转周期有限元技术对大规模的空间复合材料层合结构成功实施了屈曲分析。数值算例验证了本文计算策略的有效性。
针对空间结构中常见的复合材料层合壳体结构发展了一种多层相对自由度层合壳元。这种实体型壳元既可以用较粗的网格很好地模拟层合壳, 又易与三维实体单元相连接, 使变厚度、带有补强的复合材料层合壳体等复杂结构得以正确建模。同时运用旋转周期有限元技术对大规模的空间复合材料层合结构成功实施了屈曲分析。数值算例验证了本文计算策略的有效性。
2005, 22(3): 156-161.
摘要:
给出了二维正交各向异性结构弹塑性问题的边界元分析方法, 包括相应边界积分方程、内点应力公式、边界元求解格式以及弹塑性应力计算方法。在弹塑性分析中, 引入了Hill-Tsai 屈服准则, 采用初应力法和切向预测径向返回法确定实际应力状态。通过具体算例分析了二维正交各向异性结构的弹塑性应力和塑性区分布情况, 部分数值结果与已有结果进行了比较, 两者基本吻合。结果表明, 本文中给出的边界元法可以有效地用于求解二维正交各向异性结构的弹塑性问题。
给出了二维正交各向异性结构弹塑性问题的边界元分析方法, 包括相应边界积分方程、内点应力公式、边界元求解格式以及弹塑性应力计算方法。在弹塑性分析中, 引入了Hill-Tsai 屈服准则, 采用初应力法和切向预测径向返回法确定实际应力状态。通过具体算例分析了二维正交各向异性结构的弹塑性应力和塑性区分布情况, 部分数值结果与已有结果进行了比较, 两者基本吻合。结果表明, 本文中给出的边界元法可以有效地用于求解二维正交各向异性结构的弹塑性问题。
2005, 22(3): 162-167.
摘要:
对剪切型压电层合圆柱壳在电场和机械力作用下的应力场、位移场和电势分布进行了分析。在每层的局部坐标系下对该层的应力场、位移场和电势进行傅立叶展开, 然后采用状态空间方法得到变系数的8 维一阶常微分方程组, 采用Frobenius 方法得到应力场、位移场和电势的解。数值算例显示了电场和机械力作用下, 壳体厚度对应力场和位移场分布的不同影响。得到的3 维精确解为其他剪切型压电弹性层合壳的壳体理论提供理论依据和验证。
对剪切型压电层合圆柱壳在电场和机械力作用下的应力场、位移场和电势分布进行了分析。在每层的局部坐标系下对该层的应力场、位移场和电势进行傅立叶展开, 然后采用状态空间方法得到变系数的8 维一阶常微分方程组, 采用Frobenius 方法得到应力场、位移场和电势的解。数值算例显示了电场和机械力作用下, 壳体厚度对应力场和位移场分布的不同影响。得到的3 维精确解为其他剪切型压电弹性层合壳的壳体理论提供理论依据和验证。
2005, 22(3): 168-174.
摘要:
针对纤维增强复合材料螺栓双盖板接头, 发展了面内静拉伸三维逐渐损伤模型。并对损伤累积过程中出现的四种基本损伤机理类型(纤维断裂、纤维-基体剪切、基体开裂、分层) 及其之间的相互关联性进行了分析模拟, 并能成功预测其接头层合板静拉伸强度、破坏模式及损伤与扩展的整个过程。同时用参数化设计方法, 对任意铺层、任意尺寸单钉接头进行建模, 使分析工作更加方便。用本模型计算的结果与文献[ 4 ]提供的9 种不同铺层尺寸接头实验结果进行了比较分析, 对比结果非常令人满意。
针对纤维增强复合材料螺栓双盖板接头, 发展了面内静拉伸三维逐渐损伤模型。并对损伤累积过程中出现的四种基本损伤机理类型(纤维断裂、纤维-基体剪切、基体开裂、分层) 及其之间的相互关联性进行了分析模拟, 并能成功预测其接头层合板静拉伸强度、破坏模式及损伤与扩展的整个过程。同时用参数化设计方法, 对任意铺层、任意尺寸单钉接头进行建模, 使分析工作更加方便。用本模型计算的结果与文献[ 4 ]提供的9 种不同铺层尺寸接头实验结果进行了比较分析, 对比结果非常令人满意。
2005, 22(3): 175-181.
摘要:
制备了多层阻尼复合结构, 应用有限元方法对多层复合结构阻尼性能进行了理论研究。计算结果与实验结果基本一致。利用该有限元模型分析了各层阻尼材料的几何及物理参数对复合结构阻尼性能的影响。分析表明: 阻尼材料的厚度、损耗因子和弹性模量对阻尼复合结构阻尼性能有较大影响, 而阻尼材料的密度对阻尼复合结构阻尼性能的影响不明显。
制备了多层阻尼复合结构, 应用有限元方法对多层复合结构阻尼性能进行了理论研究。计算结果与实验结果基本一致。利用该有限元模型分析了各层阻尼材料的几何及物理参数对复合结构阻尼性能的影响。分析表明: 阻尼材料的厚度、损耗因子和弹性模量对阻尼复合结构阻尼性能有较大影响, 而阻尼材料的密度对阻尼复合结构阻尼性能的影响不明显。
