2012年 第29卷 第5期
2012, (5): 1-5.
摘要:
通过涂覆热分解法并结合电化学聚合法制备得到聚苯胺(PANI)/RuO2电极材料。使用涂覆热分解法于260℃热处理3 h制备RuO2薄膜, 通过电化学聚合法将PANI粒子沉积在RuO2薄膜上, 并在80℃加热12 h。采用XRD分析PANI/RuO2复合物晶相, 采用SEM观察PANI/RuO2复合电极材料的形貌变化。利用循环伏安及恒流充放电测试了该复合电极的电化学性能。结果表明, PANI沉积时间为25 min, 该PANI/RuO2复合电极的最大电容量为9.72 F, 比电容为452 F·g-1, 充放电曲线体现了较低的电压降、等效串联电阻及良好的充放电性能。经1000次循环伏安后, 其比电容损失约为11%。
通过涂覆热分解法并结合电化学聚合法制备得到聚苯胺(PANI)/RuO2电极材料。使用涂覆热分解法于260℃热处理3 h制备RuO2薄膜, 通过电化学聚合法将PANI粒子沉积在RuO2薄膜上, 并在80℃加热12 h。采用XRD分析PANI/RuO2复合物晶相, 采用SEM观察PANI/RuO2复合电极材料的形貌变化。利用循环伏安及恒流充放电测试了该复合电极的电化学性能。结果表明, PANI沉积时间为25 min, 该PANI/RuO2复合电极的最大电容量为9.72 F, 比电容为452 F·g-1, 充放电曲线体现了较低的电压降、等效串联电阻及良好的充放电性能。经1000次循环伏安后, 其比电容损失约为11%。
2012, (5): 6-10,23.
摘要:
通过采用羟基硅油对炭黑表面修饰, 改善炭黑与硅橡胶之间的相容性, 从而减小炭黑与硅橡胶界面热阻, 制备了高导热系数炭黑填充硅橡胶, 研究了炭黑填料与硅橡胶的相容性及炭黑/硅橡胶的导热系数。结果表明: 与原炭黑/硅橡胶体系相比, 经过羟基硅油修饰的炭黑与硅橡胶的相容性得到明显改善。当经表面修饰炭黑的质量分数为36.59%时, 表面修饰炭黑/硅橡胶的导热系数可达到0.591 W·(m·K)-1, 较同含量未修饰炭黑/硅橡胶的导热系数高38.7%。
通过采用羟基硅油对炭黑表面修饰, 改善炭黑与硅橡胶之间的相容性, 从而减小炭黑与硅橡胶界面热阻, 制备了高导热系数炭黑填充硅橡胶, 研究了炭黑填料与硅橡胶的相容性及炭黑/硅橡胶的导热系数。结果表明: 与原炭黑/硅橡胶体系相比, 经过羟基硅油修饰的炭黑与硅橡胶的相容性得到明显改善。当经表面修饰炭黑的质量分数为36.59%时, 表面修饰炭黑/硅橡胶的导热系数可达到0.591 W·(m·K)-1, 较同含量未修饰炭黑/硅橡胶的导热系数高38.7%。
2012, (5): 11-17.
摘要:
采用超声波振荡与超声波破碎两种分散方法制备了低含量碳纳米管(CNTs)增强的环氧树脂, 研究了CNTs对树脂流变特性、 固化特性和力学性能的影响。进一步采用该树脂体系通过真空灌注工艺(VARIM)制备了CNTs含量为0.01%的CNTs-玻璃纤维/环氧树脂复合材料层板, 研究了两种分散方式下CNTs对复合材料层板力学性能的影响和CNTs的增强机制。结果表明: 超声波破碎分散使CNTs长度变短, 分散性更好, 与超声波振荡分散方式相比, CNTs对树脂增黏效果和树脂固化反应的影响更明显。采用双真空灌注工艺, 两种超声波分散方式下CNTs均提高了复合材料的弯曲性能、 层间剪切性能和树脂与纤维的粘结强度, 而单真空灌注工艺下CNTs的增强效果不明显, 说明受纤维过滤作用的影响, 选择合适的灌注工艺和CNTs分散方式, 低含量CNTs可实现对灌注工艺复合材料层板的增强。
采用超声波振荡与超声波破碎两种分散方法制备了低含量碳纳米管(CNTs)增强的环氧树脂, 研究了CNTs对树脂流变特性、 固化特性和力学性能的影响。进一步采用该树脂体系通过真空灌注工艺(VARIM)制备了CNTs含量为0.01%的CNTs-玻璃纤维/环氧树脂复合材料层板, 研究了两种分散方式下CNTs对复合材料层板力学性能的影响和CNTs的增强机制。结果表明: 超声波破碎分散使CNTs长度变短, 分散性更好, 与超声波振荡分散方式相比, CNTs对树脂增黏效果和树脂固化反应的影响更明显。采用双真空灌注工艺, 两种超声波分散方式下CNTs均提高了复合材料的弯曲性能、 层间剪切性能和树脂与纤维的粘结强度, 而单真空灌注工艺下CNTs的增强效果不明显, 说明受纤维过滤作用的影响, 选择合适的灌注工艺和CNTs分散方式, 低含量CNTs可实现对灌注工艺复合材料层板的增强。
2012, (5): 18-23.
摘要:
以三维连体织物格栅夹芯材料为研究对象, 研究其在平压、 剪切载荷作用下的力学特性与破坏模式, 并考察格栅分布密度、 厚度和泡沫填充等对力学性能的影响, 揭示纤维芯柱间的协同作用。结果表明: 三维连体织物格栅复合材料及其夹芯材料平压及剪切性能随芯柱纬向间距的增大而减小; 三维连体织物格栅夹芯材料芯柱之间的协同作用随着芯柱纬向间距的增大而逐渐增大; 大厚度三维连体织物格栅复合材料平压破坏模式主要为芯柱失稳, 最终芯柱断裂破坏, 剪切破坏模式为芯柱受剪根部断裂。
以三维连体织物格栅夹芯材料为研究对象, 研究其在平压、 剪切载荷作用下的力学特性与破坏模式, 并考察格栅分布密度、 厚度和泡沫填充等对力学性能的影响, 揭示纤维芯柱间的协同作用。结果表明: 三维连体织物格栅复合材料及其夹芯材料平压及剪切性能随芯柱纬向间距的增大而减小; 三维连体织物格栅夹芯材料芯柱之间的协同作用随着芯柱纬向间距的增大而逐渐增大; 大厚度三维连体织物格栅复合材料平压破坏模式主要为芯柱失稳, 最终芯柱断裂破坏, 剪切破坏模式为芯柱受剪根部断裂。
2012, (5): 24-31.
摘要:
合成了磺酸化石墨烯单分子膜, 并按不同质量分数浇注了约200 μm厚的石墨烯/全氟磺酸杂化膜, 全反射衰减红外光谱验证了全部合成和掺杂过程; 对影响杂化膜电致动性能的相关物理参数进行了测试。 利用化学还原沉积技术在杂化膜两侧嵌入Pt纳米颗粒, 制成石墨烯/全氟磺酸-金属复合材料, 并进行了扫描电子显微镜观测。引入低频正弦电信号, 得到聚合物电致动器, 利用力和位移传感器测试其电致动性能。结果表明: 石墨烯掺杂后, 离子交换膜的柔韧性、 离子交换能力、 含水量均得到了一定程度的提高。金属Pt纳米电极表面平整; 颗粒较精细、 均匀; 电极与基底膜结合紧密。杂化膜具有高度的电致形变性能; 相同条件下, 最大输出位移可增加2.38倍。
合成了磺酸化石墨烯单分子膜, 并按不同质量分数浇注了约200 μm厚的石墨烯/全氟磺酸杂化膜, 全反射衰减红外光谱验证了全部合成和掺杂过程; 对影响杂化膜电致动性能的相关物理参数进行了测试。 利用化学还原沉积技术在杂化膜两侧嵌入Pt纳米颗粒, 制成石墨烯/全氟磺酸-金属复合材料, 并进行了扫描电子显微镜观测。引入低频正弦电信号, 得到聚合物电致动器, 利用力和位移传感器测试其电致动性能。结果表明: 石墨烯掺杂后, 离子交换膜的柔韧性、 离子交换能力、 含水量均得到了一定程度的提高。金属Pt纳米电极表面平整; 颗粒较精细、 均匀; 电极与基底膜结合紧密。杂化膜具有高度的电致形变性能; 相同条件下, 最大输出位移可增加2.38倍。
2012, (5): 32-40.
摘要:
把Mg(OH)2 (Magnesium hydroxide, MH) 在不同温度热处理不同时间, 得到一系列不同热分解状态的Mg(OH)2 (Treated magnesium hydroxide, t-MH)。以MH和t-MH为无卤阻燃剂, 聚苯乙烯(PS)为基体, 采用熔体共混法制备了MH/PS和t-MH/PS复合材料。详细研究了MH热处理对t-MH/PS复合材料燃烧性能的影响, 并以此实验结果为基础提出了复合材料的阻燃机制模型。结果表明, 随着热处理温度升高、热处理时间延长, MH逐渐分解并转化成MgO。在相同条件下t-MH/PS复合材料的阻燃性能较MH/PS复合材料显著降低, 但是仍然比纯PS有明显提高。此外, MH热分解产生的MgO有促进PS成炭的作用。MH/PS复合材料的阻燃机制是以下几种因素协同作用的结果: (1)MH分解吸热的冷却降温作用;(2)MH热分解释放水蒸气的气相稀释作用;(3)MH热分解产物MgO的固相阻隔与防护作用;(4)MgO促进PS成炭阻燃作用。
把Mg(OH)2 (Magnesium hydroxide, MH) 在不同温度热处理不同时间, 得到一系列不同热分解状态的Mg(OH)2 (Treated magnesium hydroxide, t-MH)。以MH和t-MH为无卤阻燃剂, 聚苯乙烯(PS)为基体, 采用熔体共混法制备了MH/PS和t-MH/PS复合材料。详细研究了MH热处理对t-MH/PS复合材料燃烧性能的影响, 并以此实验结果为基础提出了复合材料的阻燃机制模型。结果表明, 随着热处理温度升高、热处理时间延长, MH逐渐分解并转化成MgO。在相同条件下t-MH/PS复合材料的阻燃性能较MH/PS复合材料显著降低, 但是仍然比纯PS有明显提高。此外, MH热分解产生的MgO有促进PS成炭的作用。MH/PS复合材料的阻燃机制是以下几种因素协同作用的结果: (1)MH分解吸热的冷却降温作用;(2)MH热分解释放水蒸气的气相稀释作用;(3)MH热分解产物MgO的固相阻隔与防护作用;(4)MgO促进PS成炭阻燃作用。
2012, (5): 41-46.
摘要:
采用化学氧化法, 以吡咯为单体、 三氯化铁为氧化剂、 苯磺酸钠为掺杂剂在磷酸铁锂颗粒表面进行原位聚合, 制备了聚吡咯/磷酸铁锂(PPy/LiFePO4)复合材料。用FTIR、 XRD和SEM对PPy/LiFePO4复合材料进行了结构与形貌表征。用电化学工作站和充放电测试系统对复合材料的电化学性能进行了表征。结果表明: PPy/LiFePO4复合材料作锂二次电池正极具有良好的充放电循环性能。当PPy质量分数为17%, 充放电电流为0.1 mA时, PPy/LiFePO4复合材料最高放电比容量达163 mAh·g-1, 50次循环之后放电比容量仍为初始时的94.9%; 与LiFePO4相比, 当PPy的含量适当时, PPy/LiFePO4复合正极材料的放电比容量会有明显提高。PPy的加入提高了LiFePO4的电子电导率, 从而提高了活性物质有效利用率, 因此PPy/LiFePO4复合材料的比容量和循环性能均得到了提升。
采用化学氧化法, 以吡咯为单体、 三氯化铁为氧化剂、 苯磺酸钠为掺杂剂在磷酸铁锂颗粒表面进行原位聚合, 制备了聚吡咯/磷酸铁锂(PPy/LiFePO4)复合材料。用FTIR、 XRD和SEM对PPy/LiFePO4复合材料进行了结构与形貌表征。用电化学工作站和充放电测试系统对复合材料的电化学性能进行了表征。结果表明: PPy/LiFePO4复合材料作锂二次电池正极具有良好的充放电循环性能。当PPy质量分数为17%, 充放电电流为0.1 mA时, PPy/LiFePO4复合材料最高放电比容量达163 mAh·g-1, 50次循环之后放电比容量仍为初始时的94.9%; 与LiFePO4相比, 当PPy的含量适当时, PPy/LiFePO4复合正极材料的放电比容量会有明显提高。PPy的加入提高了LiFePO4的电子电导率, 从而提高了活性物质有效利用率, 因此PPy/LiFePO4复合材料的比容量和循环性能均得到了提升。
2012, (5): 47-52.
摘要:
研究了25%(质量分数)玻璃纤维增强PA66复合材料(25%GF/PA66)在干摩擦和水润滑条件下与Al2O3陶瓷之间的摩擦磨损行为。采用激光共聚焦扫描显微镜、 扫描电子显微镜、 傅里叶变换红外光谱仪和X射线光电子能谱分析仪对25%GF/PA66的组织、 磨损形貌和磨损表面的化学结构变化进行分析。结果表明: 相同实验载荷时,润滑条件下25%GF/PA66的摩擦系数小于干摩擦条件下的摩擦系数,但磨损体积却远远大于干摩擦条件下的磨损体积。在有水存在的条件下,机械微切削作用持续发生,温度的升高使25%GF/PA66试样变形,同时引起酰胺基团发生水解,C—C键大量断裂,导致磨损体积增加。采用扩展表面一般导热模型计算本实验所用材料的热软化温度为105.9℃。
研究了25%(质量分数)玻璃纤维增强PA66复合材料(25%GF/PA66)在干摩擦和水润滑条件下与Al2O3陶瓷之间的摩擦磨损行为。采用激光共聚焦扫描显微镜、 扫描电子显微镜、 傅里叶变换红外光谱仪和X射线光电子能谱分析仪对25%GF/PA66的组织、 磨损形貌和磨损表面的化学结构变化进行分析。结果表明: 相同实验载荷时,润滑条件下25%GF/PA66的摩擦系数小于干摩擦条件下的摩擦系数,但磨损体积却远远大于干摩擦条件下的磨损体积。在有水存在的条件下,机械微切削作用持续发生,温度的升高使25%GF/PA66试样变形,同时引起酰胺基团发生水解,C—C键大量断裂,导致磨损体积增加。采用扩展表面一般导热模型计算本实验所用材料的热软化温度为105.9℃。
2012, (5): 53-60.
摘要:
对多壁碳管(MWCNTs)进行改性处理得到酸化碳管(MWCNTs-COOH)和环氧化碳管(MWCNTs-Epon828), 将石墨烯(Graphene)与不同的碳管分别混合, 制备出三种Graphene-MWCNTs/环氧树脂(EP)复合材料。通过拉伸和热重实验研究了石墨烯与MWCNTs的协同作用、 两者的含量以及MWCNTs功能化方法对复合材料力学和热学性能的影响。结果表明: 石墨烯与MWCNTs的协同增强明显优于MWCNTs单独增强。当石墨烯和MWCNTs质量分数仅为0.1%时, Graphene-MWCNTs-Epon828/EP的拉伸强度达最大值, 其拉伸强度、 弹性模量和断裂伸长率分别较纯EP增加了35%、 65%和34%。石墨烯和MWCNTs的加入使Graphene-MWCNTs/EP复合材料的热稳定性均有所提高。
对多壁碳管(MWCNTs)进行改性处理得到酸化碳管(MWCNTs-COOH)和环氧化碳管(MWCNTs-Epon828), 将石墨烯(Graphene)与不同的碳管分别混合, 制备出三种Graphene-MWCNTs/环氧树脂(EP)复合材料。通过拉伸和热重实验研究了石墨烯与MWCNTs的协同作用、 两者的含量以及MWCNTs功能化方法对复合材料力学和热学性能的影响。结果表明: 石墨烯与MWCNTs的协同增强明显优于MWCNTs单独增强。当石墨烯和MWCNTs质量分数仅为0.1%时, Graphene-MWCNTs-Epon828/EP的拉伸强度达最大值, 其拉伸强度、 弹性模量和断裂伸长率分别较纯EP增加了35%、 65%和34%。石墨烯和MWCNTs的加入使Graphene-MWCNTs/EP复合材料的热稳定性均有所提高。
2012, (5): 61-68.
摘要:
采用一种表面存在大量微/纳米裂纹、 横截面为十字型异型纤维的涤棉混纺织物作为基底, 以全氟壬烯氧基苯磺酸钠(OBS)作为掺杂剂, FeCl3为氧化剂, 通过原位化学氧化法制备得到了具有超疏水性能和耐水洗的聚苯胺/涤棉复合导电织物(PANI/CPCCT), 研究了pH对PANI/CPCCT的影响。结果表明, 该导电织物的水接触角最高可达162°, 在碱性条件下仍具有良好的导电性能和疏水性, 并且其颜色也随着pH从1增大至14而发生由墨绿色-蓝绿色-蓝黑色-褐色之间的可逆变化, 其浸润性可快速响应外界酸度的变化, 发生超疏水到超亲水的可逆转变, 具有良好的pH响应性。此外, PANI/CPCCT可耐受弱酸性溶液的洗涤, 并可通过在强酸溶液中浸泡而重复使用, 具有较强的应用性。这些优良的性能, 使其有望在开发酸度控制的浸润性开关、 自清洁织物、 酸度检测等方面获得应用。
采用一种表面存在大量微/纳米裂纹、 横截面为十字型异型纤维的涤棉混纺织物作为基底, 以全氟壬烯氧基苯磺酸钠(OBS)作为掺杂剂, FeCl3为氧化剂, 通过原位化学氧化法制备得到了具有超疏水性能和耐水洗的聚苯胺/涤棉复合导电织物(PANI/CPCCT), 研究了pH对PANI/CPCCT的影响。结果表明, 该导电织物的水接触角最高可达162°, 在碱性条件下仍具有良好的导电性能和疏水性, 并且其颜色也随着pH从1增大至14而发生由墨绿色-蓝绿色-蓝黑色-褐色之间的可逆变化, 其浸润性可快速响应外界酸度的变化, 发生超疏水到超亲水的可逆转变, 具有良好的pH响应性。此外, PANI/CPCCT可耐受弱酸性溶液的洗涤, 并可通过在强酸溶液中浸泡而重复使用, 具有较强的应用性。这些优良的性能, 使其有望在开发酸度控制的浸润性开关、 自清洁织物、 酸度检测等方面获得应用。
2012, (5): 69-75.
摘要:
在0.1~0.6 MPa热压压力条件下, 制备了不同孔隙率含量的玻璃纤维布/618环氧树脂层压板试件。采用超声C扫描及烧蚀密度法测定了试件的超声衰减系数与平均孔隙率, 并通过金相显微分析对孔隙的分布、 形状及尺寸进行了表征。讨论了孔隙率对层压板拉伸、 弯曲和层间剪切性能及超声衰减系数的影响规律, 获得了使力学性能下降的临界孔隙率及衰减系数值。结果表明, 随着固化压力减小, 孔隙率从0.976%增加到5.268%, 抗拉强度、 弯曲强度和层间剪切强度均下降, 衰减系数由1.460 dB·mm-1增加到2.150 dB·mm-1, 使力学性能下降的临界衰减系数约为1.5 dB·mm-1。
在0.1~0.6 MPa热压压力条件下, 制备了不同孔隙率含量的玻璃纤维布/618环氧树脂层压板试件。采用超声C扫描及烧蚀密度法测定了试件的超声衰减系数与平均孔隙率, 并通过金相显微分析对孔隙的分布、 形状及尺寸进行了表征。讨论了孔隙率对层压板拉伸、 弯曲和层间剪切性能及超声衰减系数的影响规律, 获得了使力学性能下降的临界孔隙率及衰减系数值。结果表明, 随着固化压力减小, 孔隙率从0.976%增加到5.268%, 抗拉强度、 弯曲强度和层间剪切强度均下降, 衰减系数由1.460 dB·mm-1增加到2.150 dB·mm-1, 使力学性能下降的临界衰减系数约为1.5 dB·mm-1。
2012, (5): 76-82.
摘要:
航空发动机涡轮叶片工作时表面经常产生CaO-MgO-Al2O3-SiO2(简称CMAS)等沉积物。本文中研究了电子束物理气相沉积(EB-PVD)制备ZrO2热障涂层(TBCs)在CMAS环境下的热循环行为及失效机制。结果表明, 在1200℃热冲击条件下, 表面涂覆CMAS的热障涂层的热循环寿命低于100次, 而未涂覆CMAS的涂层寿命达到500次以上, CMAS 的存在加速了热障涂层的剥落失效。在1200℃经过210次循环后, ZrO2陶瓷层与CMAS之间形成了约8 μm厚的互反应区, 其形成主要与CMAS中Ca2+内扩散有关。CMAS环境下热障涂层陶瓷层产生大量横向裂纹, 涂层的失效主要以陶瓷层片状剥落为主。
航空发动机涡轮叶片工作时表面经常产生CaO-MgO-Al2O3-SiO2(简称CMAS)等沉积物。本文中研究了电子束物理气相沉积(EB-PVD)制备ZrO2热障涂层(TBCs)在CMAS环境下的热循环行为及失效机制。结果表明, 在1200℃热冲击条件下, 表面涂覆CMAS的热障涂层的热循环寿命低于100次, 而未涂覆CMAS的涂层寿命达到500次以上, CMAS 的存在加速了热障涂层的剥落失效。在1200℃经过210次循环后, ZrO2陶瓷层与CMAS之间形成了约8 μm厚的互反应区, 其形成主要与CMAS中Ca2+内扩散有关。CMAS环境下热障涂层陶瓷层产生大量横向裂纹, 涂层的失效主要以陶瓷层片状剥落为主。
2012, (5): 83-87.
摘要:
采用射频磁控溅射方法在玻璃衬底上制备了掺铝ZnO透明导电薄膜(AZO)。为了降低AZO薄膜的电阻率, 采用在溅射气氛中通入一定比例H2的方法对AZO薄膜进行氢化处理, 并研究了溅射气氛中H2含量及衬底温度对AZO薄膜氢化效果的影响。结果表明: 在低温条件下, 氢化处理能有效降低AZO薄膜的电阻率; 在衬底温度为100℃的低温条件下, 通过调节溅射气氛中H2的比例, 制备了电阻率为6.0×10-4 Ω·cm的高质量氢化AZO薄膜, 该电阻值低于同等条件下未氢化AZO薄膜电阻值的1/3; 但随着衬底温度的升高, 氢化处理对薄膜电学性能的改善效果逐渐减弱。
采用射频磁控溅射方法在玻璃衬底上制备了掺铝ZnO透明导电薄膜(AZO)。为了降低AZO薄膜的电阻率, 采用在溅射气氛中通入一定比例H2的方法对AZO薄膜进行氢化处理, 并研究了溅射气氛中H2含量及衬底温度对AZO薄膜氢化效果的影响。结果表明: 在低温条件下, 氢化处理能有效降低AZO薄膜的电阻率; 在衬底温度为100℃的低温条件下, 通过调节溅射气氛中H2的比例, 制备了电阻率为6.0×10-4 Ω·cm的高质量氢化AZO薄膜, 该电阻值低于同等条件下未氢化AZO薄膜电阻值的1/3; 但随着衬底温度的升高, 氢化处理对薄膜电学性能的改善效果逐渐减弱。
2012, (5): 88-93.
摘要:
利用激光烧结技术制备316不锈钢/MCrAlY复合多孔金属材料。利用扫描电镜及轮廓仪表征了激光烧结试样的形貌, 研究了在激光作用下聚苯乙烯空心球造孔剂的造孔机制。同时对烧结试样的力学性能及高温抗氧化性能进行了测试。结果表明: 成形孔洞平均分布在20 μm左右, 孔隙率为61%, 孔洞与孔洞之间有序的排布, 孔壁之间连接较好, 贯通性良好, 聚苯乙烯空心球造孔剂起到了重要的作用。烧结试样压缩强度达到4.78 MPa; 在900℃下氧化50 h增重仅为3.49 mg/cm2。
利用激光烧结技术制备316不锈钢/MCrAlY复合多孔金属材料。利用扫描电镜及轮廓仪表征了激光烧结试样的形貌, 研究了在激光作用下聚苯乙烯空心球造孔剂的造孔机制。同时对烧结试样的力学性能及高温抗氧化性能进行了测试。结果表明: 成形孔洞平均分布在20 μm左右, 孔隙率为61%, 孔洞与孔洞之间有序的排布, 孔壁之间连接较好, 贯通性良好, 聚苯乙烯空心球造孔剂起到了重要的作用。烧结试样压缩强度达到4.78 MPa; 在900℃下氧化50 h增重仅为3.49 mg/cm2。
2012, (5): 94-98.
摘要:
采用粉末冶金技术制备了铁族金属(Ni、 Co、 Fe)掺杂的R2O-B2O3-Al2O3-SiO2系陶瓷结合剂。研究了添加不同铁族金属对R2O-B2O3-Al2O3-SiO2系陶瓷结合剂耐火度、 流动性、 微观结构、 氧化性能以及抗折强度的影响。结果表明: 结合剂耐火度随着金属Co粉添加量的增加而升高, 在Fe粉的添加量小于20%(质量分数, 下同)时结合剂耐火度有明显的降低趋势, Ni粉的加入对陶瓷结合剂耐火度影响不大; 在空气气氛下750℃烧结时, 所添加的金属粉均有部分发生氧化, 氧化程度为Fe>Co>Ni; 添加金属粉后结合剂抗折强度均有不同程度的提高, 其中添加25%Co的结合剂强度最高, 达到75.42 MPa, 所添加的金属颗粒与陶瓷结合剂结合紧密程度为Co>Ni>Fe。
采用粉末冶金技术制备了铁族金属(Ni、 Co、 Fe)掺杂的R2O-B2O3-Al2O3-SiO2系陶瓷结合剂。研究了添加不同铁族金属对R2O-B2O3-Al2O3-SiO2系陶瓷结合剂耐火度、 流动性、 微观结构、 氧化性能以及抗折强度的影响。结果表明: 结合剂耐火度随着金属Co粉添加量的增加而升高, 在Fe粉的添加量小于20%(质量分数, 下同)时结合剂耐火度有明显的降低趋势, Ni粉的加入对陶瓷结合剂耐火度影响不大; 在空气气氛下750℃烧结时, 所添加的金属粉均有部分发生氧化, 氧化程度为Fe>Co>Ni; 添加金属粉后结合剂抗折强度均有不同程度的提高, 其中添加25%Co的结合剂强度最高, 达到75.42 MPa, 所添加的金属颗粒与陶瓷结合剂结合紧密程度为Co>Ni>Fe。
2012, (5): 99-105.
摘要:
通过热力学计算分析了分别使用NH4Cl和CrCl3·6H2O两种不同激活剂时, 各个共渗元素的卤化物蒸汽压分压的变化, 得到了实现Nb-Si基原位复合材料上Si-Cr-Y三元包埋共渗的最佳条件。采用包埋共渗法在Nb-Si基原位复合材料表面制备了Si-Cr-Y共渗涂层, 研究了涂层的组织形貌、 成分及其相组成。结果表明: 使用NH4Cl做激活剂, 通过调整包埋渗料的成分, 可以在适当的温度下实现Si-Cr-Y的三元共渗。当渗料成分为12Cr-6Si-0.75Y2O3-5NH4Cl-76.25Al2O3(质量分数)时, 在1350℃可以实现Si-Cr-Y三元共渗。制备的涂层具有多层结构, 分为外层、 内层和明显的互扩散层。互扩散层的存在, 表明涂层的形成是一个连续生长过程, 伴随着Cr、 Si、 Y元素向基体内的扩散。涂层的主要成分由Cr2(Nb,Ti)、 (Nb,Ti)5Si3和HfSi2组成, Y元素的添加起到了细化涂层的作用。
通过热力学计算分析了分别使用NH4Cl和CrCl3·6H2O两种不同激活剂时, 各个共渗元素的卤化物蒸汽压分压的变化, 得到了实现Nb-Si基原位复合材料上Si-Cr-Y三元包埋共渗的最佳条件。采用包埋共渗法在Nb-Si基原位复合材料表面制备了Si-Cr-Y共渗涂层, 研究了涂层的组织形貌、 成分及其相组成。结果表明: 使用NH4Cl做激活剂, 通过调整包埋渗料的成分, 可以在适当的温度下实现Si-Cr-Y的三元共渗。当渗料成分为12Cr-6Si-0.75Y2O3-5NH4Cl-76.25Al2O3(质量分数)时, 在1350℃可以实现Si-Cr-Y三元共渗。制备的涂层具有多层结构, 分为外层、 内层和明显的互扩散层。互扩散层的存在, 表明涂层的形成是一个连续生长过程, 伴随着Cr、 Si、 Y元素向基体内的扩散。涂层的主要成分由Cr2(Nb,Ti)、 (Nb,Ti)5Si3和HfSi2组成, Y元素的添加起到了细化涂层的作用。
2012, (5): 106-112.
摘要:
考察了物料配比和煅烧工艺对以凹凸棒石黏土、 锯末(造孔剂)和水玻璃(粘结剂)为原料制备的凹凸棒石基多孔陶粒(PC)性能的影响。利用所制备多孔陶粒的抗压强度作为衡量陶粒质量的指标, 通过单因素、 正交实验来优化陶粒的物料配比和煅烧工艺, 并通过XRD、 SEM表征多孔陶粒特性。结果表明: 物料的最佳质量比为凹凸棒石黏土:锯末:水玻璃=10:2:1; 在最佳煅烧条件下(700℃, 煅烧3 h)可以制备出满足国家标准的水处理用陶粒; 所制备陶粒内部存在大量分布均匀、 三维连通的气孔, 适合微生物的附着。
考察了物料配比和煅烧工艺对以凹凸棒石黏土、 锯末(造孔剂)和水玻璃(粘结剂)为原料制备的凹凸棒石基多孔陶粒(PC)性能的影响。利用所制备多孔陶粒的抗压强度作为衡量陶粒质量的指标, 通过单因素、 正交实验来优化陶粒的物料配比和煅烧工艺, 并通过XRD、 SEM表征多孔陶粒特性。结果表明: 物料的最佳质量比为凹凸棒石黏土:锯末:水玻璃=10:2:1; 在最佳煅烧条件下(700℃, 煅烧3 h)可以制备出满足国家标准的水处理用陶粒; 所制备陶粒内部存在大量分布均匀、 三维连通的气孔, 适合微生物的附着。
2012, (5): 113-120.
摘要:
通过调整反应体系中Ti、 C及B之间的原子摩尔比, 采用超重力下燃烧合成工艺, 制备出TiB2系列摩尔分数的TiC-TiB2复合陶瓷。利用场发射扫描电镜(FESEM)观察了复合陶瓷微观组织, 研究了TiB2成分对复合陶瓷力学性能的影响。结果表明: 随着TiB2摩尔含量增加, 陶瓷基体逐渐从TiC球晶组织转化为TiB2片晶组织, 在TiB2摩尔分数为50%时, 可获得细晶乃至超细晶TiC-TiB2复合陶瓷, 而且残留于基体上的α-Al2O3夹杂量也最低。陶瓷相对密度、 Vickers硬度与弯曲强度均在50%TiB2(摩尔分数, 下同)时呈现最大值, 而陶瓷断裂韧性则在66.7% TiB2时出现最高值。陶瓷断裂模式为TiC穿晶断裂与TiB2沿晶断裂的混合模式, 且随TiB2摩尔分数增加至66.7%, TiC穿晶断裂倾向显著减弱而TiB2沿晶断裂倾向明显增强。TiC-TiB2细晶及超细晶凝固组织的获得使TiC-50%TiB2复合陶瓷在小尺寸TiB2片晶诱发的裂纹偏转、 裂纹桥接及片晶拔出增韧机制作用下, 具有最高的弯曲强度及较高的断裂韧性。
通过调整反应体系中Ti、 C及B之间的原子摩尔比, 采用超重力下燃烧合成工艺, 制备出TiB2系列摩尔分数的TiC-TiB2复合陶瓷。利用场发射扫描电镜(FESEM)观察了复合陶瓷微观组织, 研究了TiB2成分对复合陶瓷力学性能的影响。结果表明: 随着TiB2摩尔含量增加, 陶瓷基体逐渐从TiC球晶组织转化为TiB2片晶组织, 在TiB2摩尔分数为50%时, 可获得细晶乃至超细晶TiC-TiB2复合陶瓷, 而且残留于基体上的α-Al2O3夹杂量也最低。陶瓷相对密度、 Vickers硬度与弯曲强度均在50%TiB2(摩尔分数, 下同)时呈现最大值, 而陶瓷断裂韧性则在66.7% TiB2时出现最高值。陶瓷断裂模式为TiC穿晶断裂与TiB2沿晶断裂的混合模式, 且随TiB2摩尔分数增加至66.7%, TiC穿晶断裂倾向显著减弱而TiB2沿晶断裂倾向明显增强。TiC-TiB2细晶及超细晶凝固组织的获得使TiC-50%TiB2复合陶瓷在小尺寸TiB2片晶诱发的裂纹偏转、 裂纹桥接及片晶拔出增韧机制作用下, 具有最高的弯曲强度及较高的断裂韧性。
2012, (5): 121-126.
摘要:
以具有优异磁学特性的锶铁氧体(SrFe12O19)粒子为磁性基体, 负载固体酸制备锶磁性固体酸催化剂S2O82-/ZrO2-SrFe12O19。利用XRD、 比表面积测试(BET)、 振动样品磁强计(VSM)、 IR等表征手段, 研究了磁性催化剂的表面性质和催化性能。结果表明: SrFe12O19的掺入提高了介稳的四方晶型t-ZrO2的热稳定性; 固体酸的磁性能较好, 饱和磁化强度(Ms)在30.0 emu·g-1左右, 矫顽力(Hc)大于3900 G, 有利于磁分离和重复使用; BET表面积为16.0 m2·g-1, 平均孔径为8.16 nm, 属于介孔磁性材料; 以乌桕油与甲醇的酯交换为探针反应的研究表明, 该固体酸能在较短时间内有效发挥催化作用。
以具有优异磁学特性的锶铁氧体(SrFe12O19)粒子为磁性基体, 负载固体酸制备锶磁性固体酸催化剂S2O82-/ZrO2-SrFe12O19。利用XRD、 比表面积测试(BET)、 振动样品磁强计(VSM)、 IR等表征手段, 研究了磁性催化剂的表面性质和催化性能。结果表明: SrFe12O19的掺入提高了介稳的四方晶型t-ZrO2的热稳定性; 固体酸的磁性能较好, 饱和磁化强度(Ms)在30.0 emu·g-1左右, 矫顽力(Hc)大于3900 G, 有利于磁分离和重复使用; BET表面积为16.0 m2·g-1, 平均孔径为8.16 nm, 属于介孔磁性材料; 以乌桕油与甲醇的酯交换为探针反应的研究表明, 该固体酸能在较短时间内有效发挥催化作用。
2012, (5): 127-133.
摘要:
采用自然浸泡和干湿循环的试验方法, 研究了碳化后的粉煤灰混凝土(FAC)、 大掺量矿物掺合料混凝土(HVMAC)及高性能混杂纤维增强膨胀混凝土(HPHFREC)在5%硫酸镁溶液中的损伤过程。结果表明: 碳化一定程度上密实了混凝土表层, 但改变了混凝土表层的化学组成, 降低混凝土的抗硫酸镁腐蚀性能。干湿循环加速硫酸镁的扩散作用, 扩展混凝土内部原有的微裂缝。在碳化+硫酸镁双重破坏因素作用下, HVMAC具有优异的抗腐蚀性能, 适合应用于硫酸镁腐蚀的严酷环境; 在碳化+干湿循环+硫酸镁多重破坏因素作用下, HPHFREC2的三元纤维混杂起到明显的增强增韧效果, 抗腐蚀性能较好。
采用自然浸泡和干湿循环的试验方法, 研究了碳化后的粉煤灰混凝土(FAC)、 大掺量矿物掺合料混凝土(HVMAC)及高性能混杂纤维增强膨胀混凝土(HPHFREC)在5%硫酸镁溶液中的损伤过程。结果表明: 碳化一定程度上密实了混凝土表层, 但改变了混凝土表层的化学组成, 降低混凝土的抗硫酸镁腐蚀性能。干湿循环加速硫酸镁的扩散作用, 扩展混凝土内部原有的微裂缝。在碳化+硫酸镁双重破坏因素作用下, HVMAC具有优异的抗腐蚀性能, 适合应用于硫酸镁腐蚀的严酷环境; 在碳化+干湿循环+硫酸镁多重破坏因素作用下, HPHFREC2的三元纤维混杂起到明显的增强增韧效果, 抗腐蚀性能较好。
2012, (5): 134-139.
摘要:
为了从理论上表征平面正交织物球面成型后的几何特征, 提出基于坐标变换求解渔网模型的新方法, 确定单层正交平面织物在球面上铺覆成型后的网格位置、 织物剪切变形和纱线弯曲变形。依据弧长不变条件确定方形织物完全包覆球面后的对称面上的网格位置和局部坐标系下中间网格的位置, 利用坐标变换获得中间网格在整体坐标系成型球面上的坐标位置; 根据变形前后的网格形状确定织物面内剪切变形和两个方向纱线的弯曲曲率, 为织物的球面成型性评价提供几何参数。通过实例证明了当网格尺寸远小于球体半径时铺覆变形程度与网格 尺寸无关, 也与球体半径无关。铺覆后织物的剪切变形和纱线弯曲变形分布只与织物在球面上的球坐标位置有关。
为了从理论上表征平面正交织物球面成型后的几何特征, 提出基于坐标变换求解渔网模型的新方法, 确定单层正交平面织物在球面上铺覆成型后的网格位置、 织物剪切变形和纱线弯曲变形。依据弧长不变条件确定方形织物完全包覆球面后的对称面上的网格位置和局部坐标系下中间网格的位置, 利用坐标变换获得中间网格在整体坐标系成型球面上的坐标位置; 根据变形前后的网格形状确定织物面内剪切变形和两个方向纱线的弯曲曲率, 为织物的球面成型性评价提供几何参数。通过实例证明了当网格尺寸远小于球体半径时铺覆变形程度与网格 尺寸无关, 也与球体半径无关。铺覆后织物的剪切变形和纱线弯曲变形分布只与织物在球面上的球坐标位置有关。
2012, (5): 140-145.
摘要:
发展了能预报复合材料有效性质的随机微结构胞元模型以预测单向纤维增强复合材料横向热导率。研究了能反映宏观有效性质的模型最小化问题, 探讨了微结构影响宏观有效热传导性能的机制。结果表明: 通过对模型指定周期边界条件并且以多个合适的小规模模型计算的平均值取代大模型计算, 可大大改进收敛性并提高计算效率, 从10×10个到30×30个子胞的模型, 所得有效热导率计算结果的最大相对变化量仅为0.6%。不同纤维排列引起热流穿过热阻大的基体的路径长度改变, 造成有效热导率不同; 纤维热导率远大于基体热导率时, 纤维随机分布造成纤维偏聚, 部分纤维接触形成"热流通道", 使得有效热导率增大, 揭示了某一体积分数下有效热导率急剧增加是由"热流通道"贯通引起。与实验结果的比较说明了微结构随机性研究的必要性和本文工作的实用价值。
发展了能预报复合材料有效性质的随机微结构胞元模型以预测单向纤维增强复合材料横向热导率。研究了能反映宏观有效性质的模型最小化问题, 探讨了微结构影响宏观有效热传导性能的机制。结果表明: 通过对模型指定周期边界条件并且以多个合适的小规模模型计算的平均值取代大模型计算, 可大大改进收敛性并提高计算效率, 从10×10个到30×30个子胞的模型, 所得有效热导率计算结果的最大相对变化量仅为0.6%。不同纤维排列引起热流穿过热阻大的基体的路径长度改变, 造成有效热导率不同; 纤维热导率远大于基体热导率时, 纤维随机分布造成纤维偏聚, 部分纤维接触形成"热流通道", 使得有效热导率增大, 揭示了某一体积分数下有效热导率急剧增加是由"热流通道"贯通引起。与实验结果的比较说明了微结构随机性研究的必要性和本文工作的实用价值。
2012, (5): 146-150.
摘要:
针对传统处理不确定问题概率统计方法的局限性, 提出两种非概率分析方法对具有不确定参数的含损伤复合材料剩余弹性模量问题进行研究。非概率方法将不确定变量描述为一区间数或凸集合, 再利用Taylor展开及区间四则运算, 便可得到含损伤复合材料剩余弹性模量的区间范围。非概率分析方法优点在于: 对于不确定参数数据信息依赖性较小, 计算方法简单、 实用, 并且精度可满足工程要求。通过一数值算例的两种情况对含损伤层合板的相对剩余弹性模量进行计算, 结果表明, 所提出的两种非概率方法在不确定信息较少时, 可以得到令人满意的结果。
针对传统处理不确定问题概率统计方法的局限性, 提出两种非概率分析方法对具有不确定参数的含损伤复合材料剩余弹性模量问题进行研究。非概率方法将不确定变量描述为一区间数或凸集合, 再利用Taylor展开及区间四则运算, 便可得到含损伤复合材料剩余弹性模量的区间范围。非概率分析方法优点在于: 对于不确定参数数据信息依赖性较小, 计算方法简单、 实用, 并且精度可满足工程要求。通过一数值算例的两种情况对含损伤层合板的相对剩余弹性模量进行计算, 结果表明, 所提出的两种非概率方法在不确定信息较少时, 可以得到令人满意的结果。
2012, (5): 151-156.
摘要:
为了研究复合材料层间损伤, 建立了一种新型零厚度界面单元模型, 可以准确地预测复合材料Ⅱ型层间分层扩展。模型包括本构关系建立、损伤准则和损伤演化引入, 并在大型商用有限元软件ABAQUS用户单元子程序(VUEL)中实现, 采用显示积分方法求解, 不存在收敛性问题。将该模型应用于国产碳纤维增强树脂基复合材料CCF300/5428端部缺口弯曲试验(ENF)模拟分析中, 结果表明, 此界面单元模型能够准确模拟复合材料层板Ⅱ型裂纹扩展, 为复合材料层间损伤分析提供了一种有效的方法。
为了研究复合材料层间损伤, 建立了一种新型零厚度界面单元模型, 可以准确地预测复合材料Ⅱ型层间分层扩展。模型包括本构关系建立、损伤准则和损伤演化引入, 并在大型商用有限元软件ABAQUS用户单元子程序(VUEL)中实现, 采用显示积分方法求解, 不存在收敛性问题。将该模型应用于国产碳纤维增强树脂基复合材料CCF300/5428端部缺口弯曲试验(ENF)模拟分析中, 结果表明, 此界面单元模型能够准确模拟复合材料层板Ⅱ型裂纹扩展, 为复合材料层间损伤分析提供了一种有效的方法。
2012, (5): 157-163.
摘要:
通过单向拉伸试验对比分析了两种接头的破坏模式及载荷-位移曲线, 研究了T700/TDE85复合材料单向层合板单搭接胶层内缺陷对接头破坏行为的影响。试验结果表明, 接头破坏的主导模式为界面破坏, 胶层中微小缺陷对接头强度的影响不大。为研究接头的失效机制, 采用有限元方法对两种接头失效进行数值分析, 模拟了接头搭接区界面剥离应力及剪切应力分布情况, 并分析了缺陷位置变化及面积变化对接头强度的影响。结果表明, 随着缺陷位置距接头搭接区自由端部越近, 接头强度越小, 且缺陷位置距接头搭接区自由端部2.5 mm以内, 缺陷对接头强度影响较大; 接头强度随缺陷面积的增大而减小, 并且缺陷面积占搭接区面积的比率在4.4%以内, 缺陷对接头强度的影响较小; 数值计算结果与实验结果吻合较好。
通过单向拉伸试验对比分析了两种接头的破坏模式及载荷-位移曲线, 研究了T700/TDE85复合材料单向层合板单搭接胶层内缺陷对接头破坏行为的影响。试验结果表明, 接头破坏的主导模式为界面破坏, 胶层中微小缺陷对接头强度的影响不大。为研究接头的失效机制, 采用有限元方法对两种接头失效进行数值分析, 模拟了接头搭接区界面剥离应力及剪切应力分布情况, 并分析了缺陷位置变化及面积变化对接头强度的影响。结果表明, 随着缺陷位置距接头搭接区自由端部越近, 接头强度越小, 且缺陷位置距接头搭接区自由端部2.5 mm以内, 缺陷对接头强度影响较大; 接头强度随缺陷面积的增大而减小, 并且缺陷面积占搭接区面积的比率在4.4%以内, 缺陷对接头强度的影响较小; 数值计算结果与实验结果吻合较好。
2012, (5): 164-170.
摘要:
探讨了C/SiC陶瓷基复合材料螺纹紧固件在室温下的拧紧特性。试验测试了紧固件在拧紧和拧松过程中, 力矩与预紧力两者的对应关系, 记录了预紧力在短时、 长时内的减小比率, 并用显微镜观察了螺纹面的磨损情况。另外, 分析了材料非线性拉伸行为对拧紧状态所造成的影响。结果表明: 拧紧、 拧松力矩与预紧力之间近似呈线性关系, 螺纹面和支承面的平均摩擦系数分别为0.52和0.46; 随拧紧力矩增大, 螺纹面产生一定程度磨损, 螺纹之间的相互嵌入作用减弱, 因此预紧力在拧紧后的降幅减小, 稳定性提高; 对螺栓进行适当的预拉伸处理, 提高材料的弹性极限后, 可提高紧固件的抗松弛能力。
探讨了C/SiC陶瓷基复合材料螺纹紧固件在室温下的拧紧特性。试验测试了紧固件在拧紧和拧松过程中, 力矩与预紧力两者的对应关系, 记录了预紧力在短时、 长时内的减小比率, 并用显微镜观察了螺纹面的磨损情况。另外, 分析了材料非线性拉伸行为对拧紧状态所造成的影响。结果表明: 拧紧、 拧松力矩与预紧力之间近似呈线性关系, 螺纹面和支承面的平均摩擦系数分别为0.52和0.46; 随拧紧力矩增大, 螺纹面产生一定程度磨损, 螺纹之间的相互嵌入作用减弱, 因此预紧力在拧紧后的降幅减小, 稳定性提高; 对螺栓进行适当的预拉伸处理, 提高材料的弹性极限后, 可提高紧固件的抗松弛能力。
2012, (5): 171-178.
摘要:
对T300/QY8911复合材料层板进行了低速冲击、 冲击后压缩以及冲击后疲劳试验研究。通过对冲击后的层板进行目视检测和超声C扫描获得了层板受低速冲击后的若干损伤特征; 在压-压疲劳试验中, 测量了损伤的扩展情况。讨论了冲击能量与损伤面积以及冲击后剩余压缩强度的关系, 分析了含冲击损伤层合板在压缩载荷及压-压疲劳载荷下的主要破坏机制。结果表明, 低速冲击损伤对该类层板的强度和疲劳性能影响很大, 在3.75 J/mm的冲击能量下, 层板剩余压缩强度下降了65%; 在压-压疲劳载荷作用下, 其损伤扩展大致可分为两个阶段, 占整个疲劳寿命约60%的前一阶段损伤扩展较为缓慢; 而疲劳寿命的后半阶段损伤则开始加速扩展, 并导致材料破坏。
对T300/QY8911复合材料层板进行了低速冲击、 冲击后压缩以及冲击后疲劳试验研究。通过对冲击后的层板进行目视检测和超声C扫描获得了层板受低速冲击后的若干损伤特征; 在压-压疲劳试验中, 测量了损伤的扩展情况。讨论了冲击能量与损伤面积以及冲击后剩余压缩强度的关系, 分析了含冲击损伤层合板在压缩载荷及压-压疲劳载荷下的主要破坏机制。结果表明, 低速冲击损伤对该类层板的强度和疲劳性能影响很大, 在3.75 J/mm的冲击能量下, 层板剩余压缩强度下降了65%; 在压-压疲劳载荷作用下, 其损伤扩展大致可分为两个阶段, 占整个疲劳寿命约60%的前一阶段损伤扩展较为缓慢; 而疲劳寿命的后半阶段损伤则开始加速扩展, 并导致材料破坏。
2012, (5): 179-183.
摘要:
为了解碳纤维束的疲劳特性及疲劳加载后剩余强度的变化, 为建立碳纤维复合材料疲劳性能的细观力学分析模型提供必要的基础数据, 研究设计了碳纤维束静载力学性能及疲劳特性试验方案, 并进行了试验。采用最小二乘法拟合得到了单束碳纤维的应力-寿命(S-N)曲线。对经过预疲劳的碳纤维束试验件进行了剩余强度试验, 采用最小二乘法拟合得到了碳纤维束疲劳加载剩余强度模型。试验结果表明: 试验所用碳纤维束的条件疲劳极限为静拉伸强度的80.47%; 碳纤维束经历一定循环次数的拉-拉疲劳可以提高其强度, 其剩余强度随着疲劳加载循环次数的增加先增加后减小。
为了解碳纤维束的疲劳特性及疲劳加载后剩余强度的变化, 为建立碳纤维复合材料疲劳性能的细观力学分析模型提供必要的基础数据, 研究设计了碳纤维束静载力学性能及疲劳特性试验方案, 并进行了试验。采用最小二乘法拟合得到了单束碳纤维的应力-寿命(S-N)曲线。对经过预疲劳的碳纤维束试验件进行了剩余强度试验, 采用最小二乘法拟合得到了碳纤维束疲劳加载剩余强度模型。试验结果表明: 试验所用碳纤维束的条件疲劳极限为静拉伸强度的80.47%; 碳纤维束经历一定循环次数的拉-拉疲劳可以提高其强度, 其剩余强度随着疲劳加载循环次数的增加先增加后减小。
2012, (5): 184-190.
摘要:
以复合材料层合板各单层连续变化的铺层角度为设计变量, 在有限元软件中对层合板结构的基频进行优化分析, 在四边简支和固支两种不同的边界条件下, 结构的基频分别提高了4.9%和16.2%, 并对优化前后结构的静力失效强度进行了对比分析。随后将这种优化方法应用到某无人机复合材料机翼格栅结构中, 针对格栅结构蒙皮和肋板共计24个纤维铺层角度进行了优化设计, 使结构基频提高了10.6%, 同时结构的承载能力也有了一定程度的提高。
以复合材料层合板各单层连续变化的铺层角度为设计变量, 在有限元软件中对层合板结构的基频进行优化分析, 在四边简支和固支两种不同的边界条件下, 结构的基频分别提高了4.9%和16.2%, 并对优化前后结构的静力失效强度进行了对比分析。随后将这种优化方法应用到某无人机复合材料机翼格栅结构中, 针对格栅结构蒙皮和肋板共计24个纤维铺层角度进行了优化设计, 使结构基频提高了10.6%, 同时结构的承载能力也有了一定程度的提高。
2012, (5): 191-195.
摘要:
针对复合材料构件固化变形问题, 分析了复合材料热压罐成型固化过程的多场耦合关系, 考虑模具的作用, 建立了柱面复合材料构件固化过程的有限元分析模型。基于此模型, 研究了模具材料、 模具厚度和模具形式对柱面复合材料构件固化变形的影响。结果表明: 模具对柱面件固化变形的影响较大, 模具材料与构件材料热膨胀系数(CTE)不匹配程度影响构件回弹角的大小; 模具的厚度不同, 导致构件的不同回弹角; 采用阴模时, 构件回弹角小于阳模的, 且回弹方向相反。
针对复合材料构件固化变形问题, 分析了复合材料热压罐成型固化过程的多场耦合关系, 考虑模具的作用, 建立了柱面复合材料构件固化过程的有限元分析模型。基于此模型, 研究了模具材料、 模具厚度和模具形式对柱面复合材料构件固化变形的影响。结果表明: 模具对柱面件固化变形的影响较大, 模具材料与构件材料热膨胀系数(CTE)不匹配程度影响构件回弹角的大小; 模具的厚度不同, 导致构件的不同回弹角; 采用阴模时, 构件回弹角小于阳模的, 且回弹方向相反。
2012, (5): 196-202.
摘要:
为了提高复合材料叶片承担载荷的能力, 尤其是承受最大弯矩的叶片根部的承载能力, 研究了遗传算法的优化原理并将遗传算法应用到复合材料叶片根部铺层的优化设计中。针对复合材料层压结构遗传算法优化设计中, 层压结构参数具有离散型的特点, 提出了适合复合材料层压结构遗传算法优化设计的整数编码策略, 以整数来表征层压结构参数。在分析层压结构强度的基础上, 针对结构强度优化的目标构造了可用于遗传算法的适应度函数。同时参考了一定的铺层规则, 在铺层角度限制为工程中常用的四种角度的前提下, 应用遗传算法对叶片根部进行了铺层优化设计。结果表明, 由于遗传算法特有的处理离散型问题的优势, 在叶片根部的铺层优化设计中应用遗传算法是可行和可信的。
为了提高复合材料叶片承担载荷的能力, 尤其是承受最大弯矩的叶片根部的承载能力, 研究了遗传算法的优化原理并将遗传算法应用到复合材料叶片根部铺层的优化设计中。针对复合材料层压结构遗传算法优化设计中, 层压结构参数具有离散型的特点, 提出了适合复合材料层压结构遗传算法优化设计的整数编码策略, 以整数来表征层压结构参数。在分析层压结构强度的基础上, 针对结构强度优化的目标构造了可用于遗传算法的适应度函数。同时参考了一定的铺层规则, 在铺层角度限制为工程中常用的四种角度的前提下, 应用遗传算法对叶片根部进行了铺层优化设计。结果表明, 由于遗传算法特有的处理离散型问题的优势, 在叶片根部的铺层优化设计中应用遗传算法是可行和可信的。
2012, (5): 203-208.
摘要:
针对多辊轴辅助高黏树脂熔融浸渍连续纤维的过程, 基于达西定律、 微元法及展开理论, 建立了包含各影响因素的浸渍表达式。对所建立的表达式赋予实验条件进行计算, 结果与已有实验结果吻合良好。理论分析表明: 用辊轴法对纤维束进行分散, 当多辊轴水平布置时, 对纤维展开辅助作用比较小, 应采用错位排列; 辊轴个数增加, 纤维张力增加(增加纤维断裂风险), 宜采用3~5个辊轴。
针对多辊轴辅助高黏树脂熔融浸渍连续纤维的过程, 基于达西定律、 微元法及展开理论, 建立了包含各影响因素的浸渍表达式。对所建立的表达式赋予实验条件进行计算, 结果与已有实验结果吻合良好。理论分析表明: 用辊轴法对纤维束进行分散, 当多辊轴水平布置时, 对纤维展开辅助作用比较小, 应采用错位排列; 辊轴个数增加, 纤维张力增加(增加纤维断裂风险), 宜采用3~5个辊轴。
2012, (5): 209-214.
摘要:
基于纳米压痕技术对碳纤维/环氧树脂复合材料各组分的原位硬度、 弹性模量和蠕变性能进行了测试, 实验得到了基体、 纤维和微小厚度界面层的力学性能。结果表明, 从环氧树脂基体到碳纤维过渡过程中, 硬度和弹性模量有明显的梯度变化, 并且纤维和树脂基体的原位弹性模量平均值与其非原位性能有一定的变化, 实验得到纤维的原位弹性模量有所下降, 环氧树脂的弹性模量有所增加。试件制备过程中的机械研磨对其表面产生的残余应力和复合后两种材料的相互影响是组分材料原位性能变化的主要原因。各组分的蠕变性能呈现出明显的差异。
基于纳米压痕技术对碳纤维/环氧树脂复合材料各组分的原位硬度、 弹性模量和蠕变性能进行了测试, 实验得到了基体、 纤维和微小厚度界面层的力学性能。结果表明, 从环氧树脂基体到碳纤维过渡过程中, 硬度和弹性模量有明显的梯度变化, 并且纤维和树脂基体的原位弹性模量平均值与其非原位性能有一定的变化, 实验得到纤维的原位弹性模量有所下降, 环氧树脂的弹性模量有所增加。试件制备过程中的机械研磨对其表面产生的残余应力和复合后两种材料的相互影响是组分材料原位性能变化的主要原因。各组分的蠕变性能呈现出明显的差异。
2012, (5): 215-221.
摘要:
聚合物基体的变形局部化在复合材料破坏过程中起着重要作用。采用有限元分析方法, 借助用户材料子程序(UMAT), 描述了具有应变软化特点的高聚物弹塑性的本构关系, 研究了纤维/环氧树脂复合材料在拉伸破坏过程中基体局部变形的演化规律, 分析了基体的局部应变软化对纤维/环氧树脂复合材料应力的影响。结果表明: 纤维的应力分布及基体的塑性变形具有不均匀性; 基体局部变形降低了邻近断点的完好纤维的应力集中程度; 随着纤维间距的增加, 邻近断点的完好纤维的应力集中区域变宽, 而且应力集中程度降低。
聚合物基体的变形局部化在复合材料破坏过程中起着重要作用。采用有限元分析方法, 借助用户材料子程序(UMAT), 描述了具有应变软化特点的高聚物弹塑性的本构关系, 研究了纤维/环氧树脂复合材料在拉伸破坏过程中基体局部变形的演化规律, 分析了基体的局部应变软化对纤维/环氧树脂复合材料应力的影响。结果表明: 纤维的应力分布及基体的塑性变形具有不均匀性; 基体局部变形降低了邻近断点的完好纤维的应力集中程度; 随着纤维间距的增加, 邻近断点的完好纤维的应力集中区域变宽, 而且应力集中程度降低。
2012, (5): 222-229.
摘要:
通过单束纤维与纤维编织网增强混凝土(TRC)薄板的单轴拉伸试验, 研究了环氧树脂浸渍后纤维束的应力-应变关系。试验结果发现, 即使经环氧树脂浸渍, 也不能完全发挥碳纤维束的抗拉强度; 单轴拉伸碳纤维束获得的应力-应变曲线几乎是完全线性的, 在达到其极限强度80%左右出现一定的非线性特征。假定细粒混凝土开裂后只有纤维编织网承担荷载, 从而由TRC薄板试件单轴拉伸的荷载-变形关系获得的碳纤维束的应力-应变关系可合理简化为双线性的形式, 并针对本文中研究的纤维编织网给出了其相应控制参数点的取值。基于受弯构件计算理论, 采用本文纤维束拉伸模型得到的两种系列受弯构件的计算值与试验值吻合较好。
通过单束纤维与纤维编织网增强混凝土(TRC)薄板的单轴拉伸试验, 研究了环氧树脂浸渍后纤维束的应力-应变关系。试验结果发现, 即使经环氧树脂浸渍, 也不能完全发挥碳纤维束的抗拉强度; 单轴拉伸碳纤维束获得的应力-应变曲线几乎是完全线性的, 在达到其极限强度80%左右出现一定的非线性特征。假定细粒混凝土开裂后只有纤维编织网承担荷载, 从而由TRC薄板试件单轴拉伸的荷载-变形关系获得的碳纤维束的应力-应变关系可合理简化为双线性的形式, 并针对本文中研究的纤维编织网给出了其相应控制参数点的取值。基于受弯构件计算理论, 采用本文纤维束拉伸模型得到的两种系列受弯构件的计算值与试验值吻合较好。
2012, (5): 230-235.
摘要:
通过自制压力容器模拟深海环境, 采用称量法获得玻璃纤维增强环氧树脂(GF/CYD-128)层合板在不同压力下吸湿数据, 研究GF/CYD-128层合板在深海环境的吸湿行为。结果表明: 0~3.0 MPa压力范围内GF/CYD-128层合板饱和吸湿量随着压力的增加呈现先下降后增加的趋势, 压力为2.5 MPa时饱和吸湿量最低, 其饱和吸湿量随浸泡压力变化的趋势可用二次多项式描述; GF/CYD-128层合板在深海环境中的吸湿行为呈现non-Fick特征, 但可以采用Langmuir 模型进行描述。利用Langmuir模型准确预测了深海环境中GF/CYD-128层合板的吸湿行为。
通过自制压力容器模拟深海环境, 采用称量法获得玻璃纤维增强环氧树脂(GF/CYD-128)层合板在不同压力下吸湿数据, 研究GF/CYD-128层合板在深海环境的吸湿行为。结果表明: 0~3.0 MPa压力范围内GF/CYD-128层合板饱和吸湿量随着压力的增加呈现先下降后增加的趋势, 压力为2.5 MPa时饱和吸湿量最低, 其饱和吸湿量随浸泡压力变化的趋势可用二次多项式描述; GF/CYD-128层合板在深海环境中的吸湿行为呈现non-Fick特征, 但可以采用Langmuir 模型进行描述。利用Langmuir模型准确预测了深海环境中GF/CYD-128层合板的吸湿行为。
2012, (5): 236-243.
摘要:
通过单纤维拔出实验和单轴拉伸实验, 测定了形状记忆合金(SMA)增强树脂基复合材料的界面脱粘剪切强度和单向随机分布SMA短纤维增强复合材料的拉伸强度。根据蒙特卡罗法和边界条件控制方程, 编写了适于软件调用的单向随机分布短纤维增强复合材料的APDL语言生成程序, 建立数值模拟模型。基于指数型内聚力模型, 对SMA纤维与环氧树脂基体界面分离(即界面脱粘)过程进行了有限元模拟。结果表明: 相同纤维体积分数下, 随着纤维长细比的减小, 复合材料整体弹性模量逐渐降低; 温度驱使SMA纤维弹性模量发生变化, 可以有效提高复合材料整体弹性模量。
通过单纤维拔出实验和单轴拉伸实验, 测定了形状记忆合金(SMA)增强树脂基复合材料的界面脱粘剪切强度和单向随机分布SMA短纤维增强复合材料的拉伸强度。根据蒙特卡罗法和边界条件控制方程, 编写了适于软件调用的单向随机分布短纤维增强复合材料的APDL语言生成程序, 建立数值模拟模型。基于指数型内聚力模型, 对SMA纤维与环氧树脂基体界面分离(即界面脱粘)过程进行了有限元模拟。结果表明: 相同纤维体积分数下, 随着纤维长细比的减小, 复合材料整体弹性模量逐渐降低; 温度驱使SMA纤维弹性模量发生变化, 可以有效提高复合材料整体弹性模量。
2012, (5): 244-248.
摘要:
采用无接触式电涡流位移传感系统, 对真空辅助成型工艺中预成型体的厚度变化进行了实时监测。揭示了该成型工艺过程中预成型体的厚度变化规律, 并考察了树脂过流控制时间对制件厚度与纤维体积含量的影响。结果表明, 在整个工艺过程中预成型体的厚度变化可分为三个阶段: 在树脂浸入后, 预成型体厚度迅速增加; 在树脂过流控制阶段, 预成型体厚度变化较小且保持在较高水平; 在树脂管关闭后, 预成型体厚度迅速下降并逐渐趋于稳定。制件厚度与树脂过流控制时间的变化关系类似于正弦曲线, 在树脂过流控制时间约为10 min时, 纤维体积分数最低, 较无过流控制降低1.7%; 在树脂过流控制时间约为40 min时, 纤维体积分数最高, 较无过流控制提高1.6%。
采用无接触式电涡流位移传感系统, 对真空辅助成型工艺中预成型体的厚度变化进行了实时监测。揭示了该成型工艺过程中预成型体的厚度变化规律, 并考察了树脂过流控制时间对制件厚度与纤维体积含量的影响。结果表明, 在整个工艺过程中预成型体的厚度变化可分为三个阶段: 在树脂浸入后, 预成型体厚度迅速增加; 在树脂过流控制阶段, 预成型体厚度变化较小且保持在较高水平; 在树脂管关闭后, 预成型体厚度迅速下降并逐渐趋于稳定。制件厚度与树脂过流控制时间的变化关系类似于正弦曲线, 在树脂过流控制时间约为10 min时, 纤维体积分数最低, 较无过流控制降低1.7%; 在树脂过流控制时间约为40 min时, 纤维体积分数最高, 较无过流控制提高1.6%。
