2013年 第30卷 第3期
2013, 30(3): 1-6.
摘要:
通过在聚磷酸铵(APP)缩聚反应过程中加入钙基纳米蒙脱土(CaMMT), 制备CaMMT/APP复合物, 以提高CaMMT在APP中的分散性, 并提高其热性能。采用FTIR、 XRD、 TGA、 31P核磁共振(31P NMR)以及水溶解性和pH值测试等, 表征了添加不同质量分数的CaMMT和在不同温度下制备得到的CaMMT/APP复合物的结构和性质。测试分析表明: CaMMT/APP中CaMMT是完全剥离的, 表明CaMMT在APP中分散性好。随着复合物中CaMMT含量增加, 复合物中Ⅰ型结晶APP比例提高, APP聚合度下降, 复合物水溶性增大, 起始分解温度降低, 但800 ℃时复合物的残余质量分数更高。当CaMMT的添加量相同时, 添加CaMMT时反应体系的温度越高, 越有利于生成高聚合度的结晶Ⅱ型APP, 复合物的水溶性也降低, 热性能提高, 温度为210 ℃, 复合物在800 ℃的残余质量分数为29.69%, 当温度为300 ℃时, 复合物残余质量分数上升至53.75%。
通过在聚磷酸铵(APP)缩聚反应过程中加入钙基纳米蒙脱土(CaMMT), 制备CaMMT/APP复合物, 以提高CaMMT在APP中的分散性, 并提高其热性能。采用FTIR、 XRD、 TGA、 31P核磁共振(31P NMR)以及水溶解性和pH值测试等, 表征了添加不同质量分数的CaMMT和在不同温度下制备得到的CaMMT/APP复合物的结构和性质。测试分析表明: CaMMT/APP中CaMMT是完全剥离的, 表明CaMMT在APP中分散性好。随着复合物中CaMMT含量增加, 复合物中Ⅰ型结晶APP比例提高, APP聚合度下降, 复合物水溶性增大, 起始分解温度降低, 但800 ℃时复合物的残余质量分数更高。当CaMMT的添加量相同时, 添加CaMMT时反应体系的温度越高, 越有利于生成高聚合度的结晶Ⅱ型APP, 复合物的水溶性也降低, 热性能提高, 温度为210 ℃, 复合物在800 ℃的残余质量分数为29.69%, 当温度为300 ℃时, 复合物残余质量分数上升至53.75%。
2013, 30(3): 7-13.
摘要:
以阻燃齐聚物(PSPTR)和酚醛树脂(PF)作为膨胀型阻燃剂(IFR)阻燃丙烯晴-丁二烯-苯乙烯共聚物(ABS), 通过极限氧指数(LOI)和水平垂直燃烧(UL-94)测试研究了阻燃PSPTR-PF/ABS体系的阻燃性能。研究表明, 当PSPTR:PF=1:1(质量比), 总质量分数为30%时, 体系的LOI为28.2%, UL-94达V-1级别。采用热重-红外联用(TG-IR)技术探索了阻燃体系的热性能和热分解历程, 发现PSPTR-PF阻燃剂的加入延缓了ABS的热分解, 提高了ABS的热稳定性能。采用SEM、 XRD和Raman光谱分析了燃烧炭层的形貌和结构。结果表明, PF不仅改善了炭层的致密度, 而且完善了炭层的石墨结构, 最终提高了ABS的阻燃性能。
以阻燃齐聚物(PSPTR)和酚醛树脂(PF)作为膨胀型阻燃剂(IFR)阻燃丙烯晴-丁二烯-苯乙烯共聚物(ABS), 通过极限氧指数(LOI)和水平垂直燃烧(UL-94)测试研究了阻燃PSPTR-PF/ABS体系的阻燃性能。研究表明, 当PSPTR:PF=1:1(质量比), 总质量分数为30%时, 体系的LOI为28.2%, UL-94达V-1级别。采用热重-红外联用(TG-IR)技术探索了阻燃体系的热性能和热分解历程, 发现PSPTR-PF阻燃剂的加入延缓了ABS的热分解, 提高了ABS的热稳定性能。采用SEM、 XRD和Raman光谱分析了燃烧炭层的形貌和结构。结果表明, PF不仅改善了炭层的致密度, 而且完善了炭层的石墨结构, 最终提高了ABS的阻燃性能。
2013, 30(3): 14-20.
摘要:
采用丙烯酸化学接枝法对聚丙烯纤维进行表面改性, 研究了改性聚丙烯纤维对发泡水泥塑性收缩开裂、 力学性能及泡孔结构的影响。结果表明, 改性聚丙烯纤维可改善发泡水泥的泡孔结构, 并降低其塑性收缩开裂、 细化其塑性收缩裂缝, 同时可提高其抗折、 抗压强度及弯曲韧性。纤维与水泥的质量比为0.7%时, 试样的泡孔结构明显改善, 塑性收缩开裂值下降了85.4%, 且缝宽小于1 mm的塑性收缩裂缝比例高达73.1%, 同时试样抗折及抗压强度分别增加48.8%和30.3%, 弯曲韧性显著增加。利用傅里叶变换红外光谱仪、 SEM、 光学显微镜对改性前后聚丙烯纤维表面基团及发泡水泥试样的断面微观形貌、 泡孔结构进行了分析, 探讨了改性聚丙烯纤维的作用机制。
采用丙烯酸化学接枝法对聚丙烯纤维进行表面改性, 研究了改性聚丙烯纤维对发泡水泥塑性收缩开裂、 力学性能及泡孔结构的影响。结果表明, 改性聚丙烯纤维可改善发泡水泥的泡孔结构, 并降低其塑性收缩开裂、 细化其塑性收缩裂缝, 同时可提高其抗折、 抗压强度及弯曲韧性。纤维与水泥的质量比为0.7%时, 试样的泡孔结构明显改善, 塑性收缩开裂值下降了85.4%, 且缝宽小于1 mm的塑性收缩裂缝比例高达73.1%, 同时试样抗折及抗压强度分别增加48.8%和30.3%, 弯曲韧性显著增加。利用傅里叶变换红外光谱仪、 SEM、 光学显微镜对改性前后聚丙烯纤维表面基团及发泡水泥试样的断面微观形貌、 泡孔结构进行了分析, 探讨了改性聚丙烯纤维的作用机制。
2013, 30(3): 21-27.
摘要:
利用氯化聚乙烯(CPE)、 2, 2-亚甲基-双( 4-甲基-6-叔丁基苯酚) (AO2246)和三维卷曲七孔中空涤纶纤维(SHPF)制备了一系列的SHPF/CPE-AO2246三元复合材料。通过DMA、 SEM、 SW230吸声仪以及HD026NE电子织物强力仪等对复合材料的微观结构和性能进行了测试及分析。结果表明, 加入的SHPF纤维充当了结晶诱导作用, 在复合材料中产生了大量AO2246的包覆式结晶, 从而加速了网络结构的形成; 含有20%质量比(以CPE和AO2246总质量为基)纤维的SHPF/CPE-AO2246复合材料的最大储能模量是未加纤维的3倍多, 由于复合材料的储能模量增幅较大而使其损耗因子下降较快, 但材料损耗模量-温度曲线下的面积(LA)随纤维含量增加而增大, 说明材料的阻尼耗能能力并未下降; SHPF纤维的加入使材料的力学性能获得了较大的改善, 中空网络结构的形成赋予三元复合材料吸声性能。
利用氯化聚乙烯(CPE)、 2, 2-亚甲基-双( 4-甲基-6-叔丁基苯酚) (AO2246)和三维卷曲七孔中空涤纶纤维(SHPF)制备了一系列的SHPF/CPE-AO2246三元复合材料。通过DMA、 SEM、 SW230吸声仪以及HD026NE电子织物强力仪等对复合材料的微观结构和性能进行了测试及分析。结果表明, 加入的SHPF纤维充当了结晶诱导作用, 在复合材料中产生了大量AO2246的包覆式结晶, 从而加速了网络结构的形成; 含有20%质量比(以CPE和AO2246总质量为基)纤维的SHPF/CPE-AO2246复合材料的最大储能模量是未加纤维的3倍多, 由于复合材料的储能模量增幅较大而使其损耗因子下降较快, 但材料损耗模量-温度曲线下的面积(LA)随纤维含量增加而增大, 说明材料的阻尼耗能能力并未下降; SHPF纤维的加入使材料的力学性能获得了较大的改善, 中空网络结构的形成赋予三元复合材料吸声性能。
2013, 30(3): 28-34.
摘要:
采用无屈曲织物(NCF)、 CYCOM® 890 RTM树脂体系和聚甲基丙烯酰亚胺(PMI)泡沫以及真空辅助树脂灌注成型工艺(VARI)成型泡沫夹芯复合材料平板, 结合力学性能测试和微观结构分析等手段研究了成型过程中抽胶对夹芯板界面质量以及纤维体积分数的影响, 分析产生的缺陷类型及原因, 优化了工艺参数。结果表明: 抽胶有利于提高泡沫夹芯板的纤维体积分数和力学性能, 在100～120 ℃温度范围内进行30 min的抽胶, 工艺稳定, 层间剪切强度和弯曲强度显著提高。
采用无屈曲织物(NCF)、 CYCOM® 890 RTM树脂体系和聚甲基丙烯酰亚胺(PMI)泡沫以及真空辅助树脂灌注成型工艺(VARI)成型泡沫夹芯复合材料平板, 结合力学性能测试和微观结构分析等手段研究了成型过程中抽胶对夹芯板界面质量以及纤维体积分数的影响, 分析产生的缺陷类型及原因, 优化了工艺参数。结果表明: 抽胶有利于提高泡沫夹芯板的纤维体积分数和力学性能, 在100～120 ℃温度范围内进行30 min的抽胶, 工艺稳定, 层间剪切强度和弯曲强度显著提高。
2013, 30(3): 35-38.
摘要:
RTM和预浸料两种工艺共固化会形成一个界面层, 采用差热分析和红外光谱研究环氧树脂/酸酐和环氧树脂/双氰胺共固化体系的反应, 采用正电子湮没技术测试了共固化体系所形成界面中的自由体积尺寸和浓度。结果表明, 单独体系的反应峰大约是160 ℃, 两种工艺树脂混合后, 反应峰向高温方向移动, 为275.14 ℃; 同时放热量从RTM体系的236.2 J/g和预浸料体系的193.9 J/g降低至83.15 J/g; 界面层的自由体积尺寸和浓度比两个单独固化体系的大, 弯曲强度分别从RTM体系的140.2 MPa和预浸科体系的105.4 MPa降至83.4 MPa。两种体系的固化剂相互反应, 致使共固化体系反应不完全, 形成一个力学性能较低的共固化界面层。
RTM和预浸料两种工艺共固化会形成一个界面层, 采用差热分析和红外光谱研究环氧树脂/酸酐和环氧树脂/双氰胺共固化体系的反应, 采用正电子湮没技术测试了共固化体系所形成界面中的自由体积尺寸和浓度。结果表明, 单独体系的反应峰大约是160 ℃, 两种工艺树脂混合后, 反应峰向高温方向移动, 为275.14 ℃; 同时放热量从RTM体系的236.2 J/g和预浸料体系的193.9 J/g降低至83.15 J/g; 界面层的自由体积尺寸和浓度比两个单独固化体系的大, 弯曲强度分别从RTM体系的140.2 MPa和预浸科体系的105.4 MPa降至83.4 MPa。两种体系的固化剂相互反应, 致使共固化体系反应不完全, 形成一个力学性能较低的共固化界面层。
2013, 30(3): 39-44.
摘要:
采用硅烷偶联剂KH560对镀镍碳纤维进行偶联处理。通过扫描电镜、 红外光谱、 接触角测量和单丝复合体系多次断裂法测试研究对比偶联处理前后碳纤维的表面形貌、 结构、 润湿性能以及纤维/树脂体系的界面状态和粘结性能。结果显示: 偶联处理后, 镍镀层表面平整, 羟基等表面极性基团增加, 表面涂覆的KH560膜层完整; 镀镍碳纤维/树脂界面的浸润性得到改善; 镀镍碳纤维/环氧树脂的界面处没有气泡产生, 断点两侧的脱粘现象减轻; 单丝饱和断点数由46增加到65; 镀镍碳纤维/环氧树脂的界面剪切强度由(34.87±2.23)MPa提高到(72.51±3.77)MPa。
采用硅烷偶联剂KH560对镀镍碳纤维进行偶联处理。通过扫描电镜、 红外光谱、 接触角测量和单丝复合体系多次断裂法测试研究对比偶联处理前后碳纤维的表面形貌、 结构、 润湿性能以及纤维/树脂体系的界面状态和粘结性能。结果显示: 偶联处理后, 镍镀层表面平整, 羟基等表面极性基团增加, 表面涂覆的KH560膜层完整; 镀镍碳纤维/树脂界面的浸润性得到改善; 镀镍碳纤维/环氧树脂的界面处没有气泡产生, 断点两侧的脱粘现象减轻; 单丝饱和断点数由46增加到65; 镀镍碳纤维/环氧树脂的界面剪切强度由(34.87±2.23)MPa提高到(72.51±3.77)MPa。
2013, 30(3): 45-50.
摘要:
用浇铸法制备了不同含量D101型聚苯乙烯大孔树脂颗粒改性的聚氨酯(PU)/环氧树脂(EP)(D101/PU-EP)弹性体复合材料声学试样, 并研究了该材料的水声吸声性能。基于等效夹杂原理的含涂层空心球复合泡沫材料的模量预测模型, 计算了D101/PU-EP弹性体复合材料的体积模量和剪切模量。根据计算模量和声学模型, 采用传递矩阵法对D101/PU-EP弹性体复合材料的水声性能进行了仿真, 得到了D101大孔树脂颗粒的添加量以及梯度结构对该复合材料水声性能的影响规律。运用水声材料声脉冲管系统测试了复合材料的水声声学性能(管中测试, 水背衬)。研究结果表明: D101大孔树脂颗粒能够有效改善PU-EP弹性体的水声吸声性能, 三层梯度结构的D101/PU-EP弹性体复合材料的吸声性能(D101树脂含量10%, 平均吸声系数0.53, 最大吸声系数0.64)优于同组成的单层复合材料(D101树脂含量10%, 平均吸声系数0.46, 最大吸声系数0.52)。算例验证表明, D101/PU-EP弹性体复合材料的水声性能测试结果与仿真结果基本吻合。
用浇铸法制备了不同含量D101型聚苯乙烯大孔树脂颗粒改性的聚氨酯(PU)/环氧树脂(EP)(D101/PU-EP)弹性体复合材料声学试样, 并研究了该材料的水声吸声性能。基于等效夹杂原理的含涂层空心球复合泡沫材料的模量预测模型, 计算了D101/PU-EP弹性体复合材料的体积模量和剪切模量。根据计算模量和声学模型, 采用传递矩阵法对D101/PU-EP弹性体复合材料的水声性能进行了仿真, 得到了D101大孔树脂颗粒的添加量以及梯度结构对该复合材料水声性能的影响规律。运用水声材料声脉冲管系统测试了复合材料的水声声学性能(管中测试, 水背衬)。研究结果表明: D101大孔树脂颗粒能够有效改善PU-EP弹性体的水声吸声性能, 三层梯度结构的D101/PU-EP弹性体复合材料的吸声性能(D101树脂含量10%, 平均吸声系数0.53, 最大吸声系数0.64)优于同组成的单层复合材料(D101树脂含量10%, 平均吸声系数0.46, 最大吸声系数0.52)。算例验证表明, D101/PU-EP弹性体复合材料的水声性能测试结果与仿真结果基本吻合。
2013, 30(3): 51-55.
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)的力敏传感器灵敏度计算方程。采用该方程并结合形变和压阻效应, 分析了影响力敏导电炭黑/橡胶的灵敏度的主要参数。结果表明: 炭黑体积分数是影响力敏导电炭黑/橡胶的灵敏度的主要参数。当炭黑体积分数在临界体积分数附近时, 力敏导电炭黑/橡胶的灵敏度为0.1～11.5 MPa-1, 其敏感机制主要为压阻效应。当炭黑体积分数在渗流区时, 灵敏度为0.2～3.6 MPa-1, 其敏感机制还与接触压力的大小有关, 压力较小时, 主要为压阻效应; 压力较大时, 主要为应变效应。若炭黑体积分数在传导区, 灵敏度为0.3～1.7 MPa-1, 其敏感机制主要为应变效应。
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)的力敏传感器灵敏度计算方程。采用该方程并结合形变和压阻效应, 分析了影响力敏导电炭黑/橡胶的灵敏度的主要参数。结果表明: 炭黑体积分数是影响力敏导电炭黑/橡胶的灵敏度的主要参数。当炭黑体积分数在临界体积分数附近时, 力敏导电炭黑/橡胶的灵敏度为0.1～11.5 MPa-1, 其敏感机制主要为压阻效应。当炭黑体积分数在渗流区时, 灵敏度为0.2～3.6 MPa-1, 其敏感机制还与接触压力的大小有关, 压力较小时, 主要为压阻效应; 压力较大时, 主要为应变效应。若炭黑体积分数在传导区, 灵敏度为0.3～1.7 MPa-1, 其敏感机制主要为应变效应。
2013, 30(3): 56-62.
摘要:
实验研究了靶板表面有0.4 Mach(1 Mach=340 m/s)切向空气气流、 0.4 Mach切向氮气气流和无气流时, 976 nm连续激光对碳纤维增强E-51环氧树脂复合材料的辐照效应, 得到了该材料在不同功率密度下的烧蚀规律。实验结果表明: 当样品发生剧烈热分解时, 随热分解气体流出边界的固体颗粒对入射激光有屏蔽作用; 切向气流一方面可以减弱这种屏蔽作用, 有利于辐照区的烧蚀, 另一方面对样品有冷却作用, 不利于烧蚀; 相比于氮气流, 空气流有助于产物的燃烧, 对下游附近区域产生明显的加热作用; 切向空气气流的加载会明显提高扩散到样品表面的氧气浓度, 导致碳纤维发生氧化烧蚀; 三种气流状态下, 当入射激光功率密度在100～800 W/cm2范围内, 随着功率密度的增大, 激光能量的利用效率逐渐降低。
实验研究了靶板表面有0.4 Mach(1 Mach=340 m/s)切向空气气流、 0.4 Mach切向氮气气流和无气流时, 976 nm连续激光对碳纤维增强E-51环氧树脂复合材料的辐照效应, 得到了该材料在不同功率密度下的烧蚀规律。实验结果表明: 当样品发生剧烈热分解时, 随热分解气体流出边界的固体颗粒对入射激光有屏蔽作用; 切向气流一方面可以减弱这种屏蔽作用, 有利于辐照区的烧蚀, 另一方面对样品有冷却作用, 不利于烧蚀; 相比于氮气流, 空气流有助于产物的燃烧, 对下游附近区域产生明显的加热作用; 切向空气气流的加载会明显提高扩散到样品表面的氧气浓度, 导致碳纤维发生氧化烧蚀; 三种气流状态下, 当入射激光功率密度在100～800 W/cm2范围内, 随着功率密度的增大, 激光能量的利用效率逐渐降低。
2013, 30(3): 63-69.
摘要:
利用原位聚合法合成具有导电性能的炭黑(CB)/聚碳酸酯(PC)复合材料。在聚合反应过程中, CB与PC在较低黏度下更好地混融, 而且通过负载催化剂连接CB和PC分子, 使CB参与PC链增长过程, 从而使CB有效分散。与传统的熔融共混法相比, 利用原位聚合法制备的CB/PC导电复合材料的渗滤阈值低, 当复合材料的体积电阻率为1.56×106 Ω·mm时, CB的质量分数仅为4.32%。通过SEM观察发现, 原位法得到的样品中CB与PC充分混融, 形成导电网络更充分有效。利用原位聚合法得到的样品的正温度系数(PTC)的对数值达到4.69, 具有作为自控温材料的潜力。
利用原位聚合法合成具有导电性能的炭黑(CB)/聚碳酸酯(PC)复合材料。在聚合反应过程中, CB与PC在较低黏度下更好地混融, 而且通过负载催化剂连接CB和PC分子, 使CB参与PC链增长过程, 从而使CB有效分散。与传统的熔融共混法相比, 利用原位聚合法制备的CB/PC导电复合材料的渗滤阈值低, 当复合材料的体积电阻率为1.56×106 Ω·mm时, CB的质量分数仅为4.32%。通过SEM观察发现, 原位法得到的样品中CB与PC充分混融, 形成导电网络更充分有效。利用原位聚合法得到的样品的正温度系数(PTC)的对数值达到4.69, 具有作为自控温材料的潜力。
2013, 30(3): 70-75.
摘要:
基于炭布优异的摩擦磨损性能、 自润滑性能以及低密度等特点, 将其应用于湿式摩擦材料中, 以适应高转速、 大压力或润滑不充分等极端工况。分别以1 K、 3 K和6 K碳布为增强体, 制备出三种炭布/树脂复合摩擦材料, 研究了其湿式摩擦学性能。结果表明: 随着纤维束内单丝数量的增加, 摩擦材料的瞬时制动稳定性降低, 动摩擦系数减小, 但是耐磨性能提高。所有摩擦材料的磨损率小于1.10×10-5 mm3/J, 表现出较好的耐磨性能, 并且对偶材料的磨损率很小, 仅为0.40×10-5 mm3/J。磨损主要表现为纤维断裂、 拔出及树脂脱粘等形式, 但是在磨损表面没有形成大尺寸磨屑和明显的"第三体"磨粒, 导致摩擦材料和对偶材料的磨损率较小。
基于炭布优异的摩擦磨损性能、 自润滑性能以及低密度等特点, 将其应用于湿式摩擦材料中, 以适应高转速、 大压力或润滑不充分等极端工况。分别以1 K、 3 K和6 K碳布为增强体, 制备出三种炭布/树脂复合摩擦材料, 研究了其湿式摩擦学性能。结果表明: 随着纤维束内单丝数量的增加, 摩擦材料的瞬时制动稳定性降低, 动摩擦系数减小, 但是耐磨性能提高。所有摩擦材料的磨损率小于1.10×10-5 mm3/J, 表现出较好的耐磨性能, 并且对偶材料的磨损率很小, 仅为0.40×10-5 mm3/J。磨损主要表现为纤维断裂、 拔出及树脂脱粘等形式, 但是在磨损表面没有形成大尺寸磨屑和明显的"第三体"磨粒, 导致摩擦材料和对偶材料的磨损率较小。
2013, 30(3): 76-81.
摘要:
为提高壳聚糖支架材料的孔隙率及矿化程度, 通过磷酸化表面改性和仿生矿化制备了磷酸化(PCSW)和生物矿化(BMCW)木垛型壳聚糖多孔支架。FTIR结果显示, 壳聚糖分子中有磷酸根的引入。XRD结果表明, 矿化24 h后支架上形成结晶度较高的磷酸钙盐晶体, 矿化48 h后结晶度明显增加并形成单纯的羟基磷灰石(HA)结晶。SEM观察发现, 在支架的内外表面均致密地沉积了HA晶体层。压缩强度测试结果表明, 复合支架BMCW矿化48 h的压缩强度为(0.54±0.005) MPa, 压缩模量为(5.47±0.65) MPa, BMCW可用作非承重骨组织修复材料。
为提高壳聚糖支架材料的孔隙率及矿化程度, 通过磷酸化表面改性和仿生矿化制备了磷酸化(PCSW)和生物矿化(BMCW)木垛型壳聚糖多孔支架。FTIR结果显示, 壳聚糖分子中有磷酸根的引入。XRD结果表明, 矿化24 h后支架上形成结晶度较高的磷酸钙盐晶体, 矿化48 h后结晶度明显增加并形成单纯的羟基磷灰石(HA)结晶。SEM观察发现, 在支架的内外表面均致密地沉积了HA晶体层。压缩强度测试结果表明, 复合支架BMCW矿化48 h的压缩强度为(0.54±0.005) MPa, 压缩模量为(5.47±0.65) MPa, BMCW可用作非承重骨组织修复材料。
2013, 30(3): 82-86.
摘要:
探索了一种新型竹质工程构件——瓦楞型竹束单板复合材料(CBLC)的制备工艺, 研究了三种典型铺装类型(Ⅰ型: (0°)6; Ⅱ型: (0°/90°)3; Ⅲ型: (90°)6)对其拉伸、 双向弯曲、 三维压缩性能的影响, 同时利用数字散斑相关方法(DSCM)对其弯曲应变场信息进行了表征。结果表明: 铺装类型对各项力学性能有明显影响, 对于拉伸、 纵向弯曲性能, Ⅰ型> Ⅱ型> Ⅲ型, 对于横向弯曲, Ⅱ型> Ⅲ型> Ⅰ型。不同铺装类型下CBLC的拉伸断裂机制亦各不相同: Ⅰ型为延性断裂, Ⅱ型为逐渐分层断裂, Ⅲ型为脆性断裂。 x和y方向应变场集中分布在试样底端最外层瓦楞波形连接处, 且Exx< Eyy。多重比较分析表明: 抗压缩性能在三维方向上存在明显差异, 且y>x>z; 铺装类型对CBLC的抗压载荷、 抗压强度有很大影响, 而抗压模量差异不明显。
探索了一种新型竹质工程构件——瓦楞型竹束单板复合材料(CBLC)的制备工艺, 研究了三种典型铺装类型(Ⅰ型: (0°)6; Ⅱ型: (0°/90°)3; Ⅲ型: (90°)6)对其拉伸、 双向弯曲、 三维压缩性能的影响, 同时利用数字散斑相关方法(DSCM)对其弯曲应变场信息进行了表征。结果表明: 铺装类型对各项力学性能有明显影响, 对于拉伸、 纵向弯曲性能, Ⅰ型> Ⅱ型> Ⅲ型, 对于横向弯曲, Ⅱ型> Ⅲ型> Ⅰ型。不同铺装类型下CBLC的拉伸断裂机制亦各不相同: Ⅰ型为延性断裂, Ⅱ型为逐渐分层断裂, Ⅲ型为脆性断裂。 x和y方向应变场集中分布在试样底端最外层瓦楞波形连接处, 且Exx< Eyy。多重比较分析表明: 抗压缩性能在三维方向上存在明显差异, 且y>x>z; 铺装类型对CBLC的抗压载荷、 抗压强度有很大影响, 而抗压模量差异不明显。
2013, 30(3): 87-92.
摘要:
通过对中心开孔、 双边半圆切口和双边V型切口三种结构的静态拉伸测试及有限元模拟分析, 比较了不同开孔/切口形式C/C编织复合材料的破坏行为。结果表明: 三种开孔/切口形式的C/C试件在拉伸破坏中均表现为较强线性的应力-应变关系, 且开孔/切口附近有明显的应力集中; 板宽不变时, 缺口强度对开孔/切口尺寸不敏感, 而对其端部的曲率半径较敏感; 孔端部材料不满足线弹性的破坏机制, 发生了大规模的应力松弛, 其尺寸随开孔/切口曲率半径的增大而增大, 而对开孔/切口位置不敏感。
通过对中心开孔、 双边半圆切口和双边V型切口三种结构的静态拉伸测试及有限元模拟分析, 比较了不同开孔/切口形式C/C编织复合材料的破坏行为。结果表明: 三种开孔/切口形式的C/C试件在拉伸破坏中均表现为较强线性的应力-应变关系, 且开孔/切口附近有明显的应力集中; 板宽不变时, 缺口强度对开孔/切口尺寸不敏感, 而对其端部的曲率半径较敏感; 孔端部材料不满足线弹性的破坏机制, 发生了大规模的应力松弛, 其尺寸随开孔/切口曲率半径的增大而增大, 而对开孔/切口位置不敏感。
2013, 30(3): 93-99.
摘要:
以异丙醇铝(AIP)与正硅酸乙酯(TEOS)为溶胶前驱体、 聚乙二醇(PEG)为相变组分, 经超声辅助溶胶-凝胶过程制备了SiO2-Al2O3/PEG 导热增强型定形相变储能材料。利用FTIR和XRD对SiO2-Al2O3/PEG进行结构表征及结晶性能测定, 利用DSC与TGA研究其热性能与热稳定性, 利用显微热台与数码拍照技术测试材料的定形效果; 利用热导率仪测定了材料的导热系数。结果表明, SiO2-Al2O3/PEG的相变焓值可以达到100 J/g以上, 低于300 ℃时具有良好的热稳定性, 当SiO2-Al2O3/PEG中的铝硅质量比为0.2:1时, 其导热系数可达0.414 W/(m·K), 导热性能比纯PEG提高39.3%, 并具有良好的定形效果。
以异丙醇铝(AIP)与正硅酸乙酯(TEOS)为溶胶前驱体、 聚乙二醇(PEG)为相变组分, 经超声辅助溶胶-凝胶过程制备了SiO2-Al2O3/PEG 导热增强型定形相变储能材料。利用FTIR和XRD对SiO2-Al2O3/PEG进行结构表征及结晶性能测定, 利用DSC与TGA研究其热性能与热稳定性, 利用显微热台与数码拍照技术测试材料的定形效果; 利用热导率仪测定了材料的导热系数。结果表明, SiO2-Al2O3/PEG的相变焓值可以达到100 J/g以上, 低于300 ℃时具有良好的热稳定性, 当SiO2-Al2O3/PEG中的铝硅质量比为0.2:1时, 其导热系数可达0.414 W/(m·K), 导热性能比纯PEG提高39.3%, 并具有良好的定形效果。
2013, 30(3): 100-106.
摘要:
利用化学气相沉积(CVD)法制备了Si-B-C陶瓷涂敷改性的2D C/SiC复合材料, 研究了其在700～1200 ℃氧化10 h性能和结构的演变规律以及自愈合机制, 同时获得了Si-B-C涂层在不同温度氧化后的形貌、 组分和物相转变规律。结果表明: 涂敷在复合材料表面的Si-B-C陶瓷随温度的升高氧化加快, 但氧化程度较低, 不深于7 μm; 随温度的升高, 氧化形成的硅硼玻璃黏度降低, 挥发增强; 当温度达到1200 ℃时, 硅硼玻璃析出SiO2晶体; Si-B-C陶瓷涂敷改性的C/SiC具有优良的抗氧化性能, 随氧化温度的升高, 复合材料失重率增加, 但在1200 ℃氧化10 h后失重率仅为0.47%; 此外材料在1000 ℃氧化后的强度保持率最高, 达到91.6%, Si-B-C陶瓷氧化形成的硅硼玻璃可以有效封填裂纹, 这是材料具有优良抗氧化性能的主要机制。
利用化学气相沉积(CVD)法制备了Si-B-C陶瓷涂敷改性的2D C/SiC复合材料, 研究了其在700～1200 ℃氧化10 h性能和结构的演变规律以及自愈合机制, 同时获得了Si-B-C涂层在不同温度氧化后的形貌、 组分和物相转变规律。结果表明: 涂敷在复合材料表面的Si-B-C陶瓷随温度的升高氧化加快, 但氧化程度较低, 不深于7 μm; 随温度的升高, 氧化形成的硅硼玻璃黏度降低, 挥发增强; 当温度达到1200 ℃时, 硅硼玻璃析出SiO2晶体; Si-B-C陶瓷涂敷改性的C/SiC具有优良的抗氧化性能, 随氧化温度的升高, 复合材料失重率增加, 但在1200 ℃氧化10 h后失重率仅为0.47%; 此外材料在1000 ℃氧化后的强度保持率最高, 达到91.6%, Si-B-C陶瓷氧化形成的硅硼玻璃可以有效封填裂纹, 这是材料具有优良抗氧化性能的主要机制。
2013, 30(3): 107-113.
摘要:
采用低温固相化学反应法制备了Pr2O3掺杂的ZnO纳米复合粉体, 并用此粉体在不同烧结温度下制备了高压ZnO压敏电阻。采用X射线衍射、 比表面测试、 透射电镜、 扫描电镜等手段对制备的ZnO纳米复合粉体及高压ZnO压敏电阻进行了表征, 并与未掺杂ZnO压敏电阻进行了对比研究, 探讨了稀土氧化物Pr2O3掺杂对高压ZnO压敏电阻电性能的影响机制。结果表明: 较低的烧结温度(1030～1130 ℃)时, 掺杂的稀土氧化物Pr2O3偏析于ZnO晶界中, 有活化晶界、 促使晶粒生长的作用; 同时, Pr2O3掺杂导致1080 ℃烧结的ZnO压敏陶瓷体中晶体相互交织形成晶界织构, 比未掺杂的更均匀和致密, 这有助于高压ZnO压敏电阻晶界性能的改善, 从而提高其综合电性能。当烧结温度为1080 ℃时, Pr2O3掺杂的高压ZnO压敏电阻的综合电性能最佳: 电位梯度为864.39 V/mm, 非线性系数为28.75, 漏电流为35 μA。
采用低温固相化学反应法制备了Pr2O3掺杂的ZnO纳米复合粉体, 并用此粉体在不同烧结温度下制备了高压ZnO压敏电阻。采用X射线衍射、 比表面测试、 透射电镜、 扫描电镜等手段对制备的ZnO纳米复合粉体及高压ZnO压敏电阻进行了表征, 并与未掺杂ZnO压敏电阻进行了对比研究, 探讨了稀土氧化物Pr2O3掺杂对高压ZnO压敏电阻电性能的影响机制。结果表明: 较低的烧结温度(1030～1130 ℃)时, 掺杂的稀土氧化物Pr2O3偏析于ZnO晶界中, 有活化晶界、 促使晶粒生长的作用; 同时, Pr2O3掺杂导致1080 ℃烧结的ZnO压敏陶瓷体中晶体相互交织形成晶界织构, 比未掺杂的更均匀和致密, 这有助于高压ZnO压敏电阻晶界性能的改善, 从而提高其综合电性能。当烧结温度为1080 ℃时, Pr2O3掺杂的高压ZnO压敏电阻的综合电性能最佳: 电位梯度为864.39 V/mm, 非线性系数为28.75, 漏电流为35 μA。
2013, 30(3): 114-119.
摘要:
将Al2O3-TiC陶瓷材料与具有固体润滑特性的Al2O3-TiC-CaF2陶瓷材料进行叠层, 通过真空热压烧结制备Al2O3-TiC/Al2O3-TiC-CaF2复合叠层陶瓷材料。在环盘式摩擦磨损试验机上进行摩擦磨损实验, 研究该材料在不同载荷、 转速条件下的摩擦系数和磨损率, 分别用SEM及EDS观察材料磨损前后的微观形貌和分析其成分组成, 研究其磨损机制。结果表明: 在相同载荷条件下, Al2O3-TiC/Al2O3-TiC-CaF2复合叠层陶瓷材料的摩擦系数和磨损率随着转速的升高而下降, 在相同转速条件下, 其摩擦系数和磨损率随着载荷的增加而下降; Al2O3-TiC/Al2O3-TiC-CaF2复合叠层陶瓷材料的磨损机制主要是磨粒磨损和黏着磨损。
将Al2O3-TiC陶瓷材料与具有固体润滑特性的Al2O3-TiC-CaF2陶瓷材料进行叠层, 通过真空热压烧结制备Al2O3-TiC/Al2O3-TiC-CaF2复合叠层陶瓷材料。在环盘式摩擦磨损试验机上进行摩擦磨损实验, 研究该材料在不同载荷、 转速条件下的摩擦系数和磨损率, 分别用SEM及EDS观察材料磨损前后的微观形貌和分析其成分组成, 研究其磨损机制。结果表明: 在相同载荷条件下, Al2O3-TiC/Al2O3-TiC-CaF2复合叠层陶瓷材料的摩擦系数和磨损率随着转速的升高而下降, 在相同转速条件下, 其摩擦系数和磨损率随着载荷的增加而下降; Al2O3-TiC/Al2O3-TiC-CaF2复合叠层陶瓷材料的磨损机制主要是磨粒磨损和黏着磨损。
2013, 30(3): 120-124.
摘要:
采用高分子网络凝胶(P-G)法制备了纳米金刚石-陶瓷结合剂的复合粉体, 通过压制成型, 低温烧结, 获得了纳米金刚石-陶瓷结合剂的复合烧结块体试样; 同时与采用高温熔融法制备的陶瓷结合剂, 再加入纳米金刚石机械混合后烧结制备的复合烧结块体试样进行对比。通过X射线衍射分析了试样的物相构成, 借助场发射扫描电镜对试样断口进行了显微形貌观察, 采用三点弯曲法测试了试样的抗折强度, 利用阿基米德原理测试了试样的密度和气孔率。结果表明, 采用高分子网络凝胶法可以获得纳米金刚石均匀分散的纳米金刚石-陶瓷复合粉体, 经过800 ℃/2h烧结后试样的抗折强度为60.41 MPa, 密度为1.81 g/cm3, 气孔率为15.67%; 而采用高温熔融法+纳米金刚石的工艺获得的纳米金刚石-陶瓷结合剂烧结后试样, 其抗折强度、 密度和气孔率分别为46.48 MPa、 2.23 g/cm3和11.75%, 其显微结构中可见明显的纳米金刚石团聚体。高分子网络凝胶法可以成为超精磨削用纳米金刚石-陶瓷磨具制备的新方法。
采用高分子网络凝胶(P-G)法制备了纳米金刚石-陶瓷结合剂的复合粉体, 通过压制成型, 低温烧结, 获得了纳米金刚石-陶瓷结合剂的复合烧结块体试样; 同时与采用高温熔融法制备的陶瓷结合剂, 再加入纳米金刚石机械混合后烧结制备的复合烧结块体试样进行对比。通过X射线衍射分析了试样的物相构成, 借助场发射扫描电镜对试样断口进行了显微形貌观察, 采用三点弯曲法测试了试样的抗折强度, 利用阿基米德原理测试了试样的密度和气孔率。结果表明, 采用高分子网络凝胶法可以获得纳米金刚石均匀分散的纳米金刚石-陶瓷复合粉体, 经过800 ℃/2h烧结后试样的抗折强度为60.41 MPa, 密度为1.81 g/cm3, 气孔率为15.67%; 而采用高温熔融法+纳米金刚石的工艺获得的纳米金刚石-陶瓷结合剂烧结后试样, 其抗折强度、 密度和气孔率分别为46.48 MPa、 2.23 g/cm3和11.75%, 其显微结构中可见明显的纳米金刚石团聚体。高分子网络凝胶法可以成为超精磨削用纳米金刚石-陶瓷磨具制备的新方法。
2013, 30(3): 125-132.
摘要:
采用化学气相沉积法(chemical vapor deposition, CVD)在SiC上制备了BCx涂层, 研究了静态空气条件下BCx的氧化行为, 并获得BCx氧化的动力学参数, 对裂纹的愈合时间进行了预测。采用压痕法, 在BCx/SiC层状结构中预制微裂纹, 以观察B2O3玻璃相对裂纹的愈合情况。通过扫描电镜(SEM)对裂纹的愈合情况进行观察, 结果表明, 理论预测结果与实验验证能够很好地吻合。
采用化学气相沉积法(chemical vapor deposition, CVD)在SiC上制备了BCx涂层, 研究了静态空气条件下BCx的氧化行为, 并获得BCx氧化的动力学参数, 对裂纹的愈合时间进行了预测。采用压痕法, 在BCx/SiC层状结构中预制微裂纹, 以观察B2O3玻璃相对裂纹的愈合情况。通过扫描电镜(SEM)对裂纹的愈合情况进行观察, 结果表明, 理论预测结果与实验验证能够很好地吻合。
2013, 30(3): 133-141.
摘要:
研究了掺纳米SiO2的钢纤维混凝土(NSFC)、 钢纤维混凝土(SFRC)和普通混凝土(NC)三种材料在不同加热温度后的抗压、 劈裂和抗折强度等力学性能, 对不同温度热处理后的微观结构进行了SEM分析, 对钢纤维与过渡区界面的相结构进行了XRD分析。结果表明: 在测试温度范围内, NSFC的抗压、 劈裂和抗折强度均高于SFRC和NC的强度, 且在400 ℃时达到最大值。在常温下, NSFC的抗压、 劈裂和抗折强度较NC分别提高27.01%、 63.28%和54.12%, 400 ℃高温热处理后比NC分别高35.09%、 84.62%和87.23%; SEM分析表明, 在钢纤维与过渡区的界面处, 致密度提高, 显微硬度提高。由于固相反应, 使界面区结构发生变化, 在钢纤维表层形成扩散渗透层(白亮层), 即化合物层, 呈锯齿状, XRD分析证明, 白亮层主要由FeSi2和复杂的水化硅酸钙组成, 从而增强了钢纤维与基体的粘结力, 提高了混凝土的高温力学性能。
研究了掺纳米SiO2的钢纤维混凝土(NSFC)、 钢纤维混凝土(SFRC)和普通混凝土(NC)三种材料在不同加热温度后的抗压、 劈裂和抗折强度等力学性能, 对不同温度热处理后的微观结构进行了SEM分析, 对钢纤维与过渡区界面的相结构进行了XRD分析。结果表明: 在测试温度范围内, NSFC的抗压、 劈裂和抗折强度均高于SFRC和NC的强度, 且在400 ℃时达到最大值。在常温下, NSFC的抗压、 劈裂和抗折强度较NC分别提高27.01%、 63.28%和54.12%, 400 ℃高温热处理后比NC分别高35.09%、 84.62%和87.23%; SEM分析表明, 在钢纤维与过渡区的界面处, 致密度提高, 显微硬度提高。由于固相反应, 使界面区结构发生变化, 在钢纤维表层形成扩散渗透层(白亮层), 即化合物层, 呈锯齿状, XRD分析证明, 白亮层主要由FeSi2和复杂的水化硅酸钙组成, 从而增强了钢纤维与基体的粘结力, 提高了混凝土的高温力学性能。
2013, 30(3): 142-148.
摘要:
采用机械合金化(MA)和放电等离子体烧结(SPS)工艺制备了9CrWTi-0.35%Y2O3氧化物弥散强化铁素体-马氏体钢(9CrWTi-0.35%Y2O3/FMs)。利用SPS温度和位移测量装置、 OM、 FE-SEM、 TEM、 EDX表征了材料烧结收缩曲线及热处理前后的显微组织和成分, 并采用电子拉伸试验机测试了室温拉伸性能。结果表明: 9CrWTi/FMs和9CrWTi-0.35%Y2O3/FMs在烧结过程出现液相烧结特征。提高烧结温度和压力, 9CrWTi-0.35%Y2O3/FMs孔隙度减小, 密度提高, 晶粒变细, 抗拉强度增加, 但延伸率仅为2%左右。富集Y—Ti—O的弥散相颗粒大小为5～20 nm, 较均匀地分布在基体上。9CrWTi-0.35%Y2O3/FMs烧结态、 10%盐水淬火态及750 ℃高温回火态的显微组织分别为等轴铁素体、 细长板条马氏体及等轴和残余铁素体。9CrWTi-0.35%Y2O3/FMs烧结体经盐水淬火、 回火后, 抗拉强度、 屈服强度和总延伸率由1554 MPa、 1430 MPa、 1.8%变为1198 MPa、 1006 MPa和12.8%。
采用机械合金化(MA)和放电等离子体烧结(SPS)工艺制备了9CrWTi-0.35%Y2O3氧化物弥散强化铁素体-马氏体钢(9CrWTi-0.35%Y2O3/FMs)。利用SPS温度和位移测量装置、 OM、 FE-SEM、 TEM、 EDX表征了材料烧结收缩曲线及热处理前后的显微组织和成分, 并采用电子拉伸试验机测试了室温拉伸性能。结果表明: 9CrWTi/FMs和9CrWTi-0.35%Y2O3/FMs在烧结过程出现液相烧结特征。提高烧结温度和压力, 9CrWTi-0.35%Y2O3/FMs孔隙度减小, 密度提高, 晶粒变细, 抗拉强度增加, 但延伸率仅为2%左右。富集Y—Ti—O的弥散相颗粒大小为5～20 nm, 较均匀地分布在基体上。9CrWTi-0.35%Y2O3/FMs烧结态、 10%盐水淬火态及750 ℃高温回火态的显微组织分别为等轴铁素体、 细长板条马氏体及等轴和残余铁素体。9CrWTi-0.35%Y2O3/FMs烧结体经盐水淬火、 回火后, 抗拉强度、 屈服强度和总延伸率由1554 MPa、 1430 MPa、 1.8%变为1198 MPa、 1006 MPa和12.8%。
2013, 30(3): 149-153.
摘要:
基于微波在介电材料中的传播理论及其对金属界面特性的敏感性, 利用CST-微波工作室(computer simulation technology-microwave studio)对微波检测热障涂层下金属的裂缝进行了仿真计算, 研究了热障涂层的厚度、 裂缝方向对检测结果的影响, 仿真计算了热障涂层厚度为400 μm、 裂缝长边方向平行于矩形波导探头长边的不同宽度的裂缝。结果表明: 热障涂层厚度不同时, 微波检测金属表面裂缝的敏感工作频率不同; 裂缝方向与波导口长边的夹角为50°～55°时检测敏感度低。裂缝宽度小于8 μm时用本研究中的频率范围无法检测, 裂缝宽度在10～30 μm时检测效果不明显, 裂缝宽度在30 μm～1 mm范围内, 裂缝越宽微波的反射系数相位差越大。因此, 在合适的工作频率下能利用微波无损检测技术对热障涂层下金属表面的裂缝进行无损检测。
基于微波在介电材料中的传播理论及其对金属界面特性的敏感性, 利用CST-微波工作室(computer simulation technology-microwave studio)对微波检测热障涂层下金属的裂缝进行了仿真计算, 研究了热障涂层的厚度、 裂缝方向对检测结果的影响, 仿真计算了热障涂层厚度为400 μm、 裂缝长边方向平行于矩形波导探头长边的不同宽度的裂缝。结果表明: 热障涂层厚度不同时, 微波检测金属表面裂缝的敏感工作频率不同; 裂缝方向与波导口长边的夹角为50°～55°时检测敏感度低。裂缝宽度小于8 μm时用本研究中的频率范围无法检测, 裂缝宽度在10～30 μm时检测效果不明显, 裂缝宽度在30 μm～1 mm范围内, 裂缝越宽微波的反射系数相位差越大。因此, 在合适的工作频率下能利用微波无损检测技术对热障涂层下金属表面的裂缝进行无损检测。
2013, 30(3): 154-159.
摘要:
通过改变铝合金表面阳极氧化工艺参数, 研究了阳极氧化电压和时间对玻璃纤维-铝合金(GLARE)层板抗拉强度和层间剪切强度的影响。通过SEM观察了铝合金表面Al2O3多孔膜和层板断面形貌, 分析了铝合金/树脂胶接界面对层板力学性能的影响。结果表明, 阳极氧化电压为20 V时, GLARE层板抗拉强度和层间剪切强度随着阳极氧化时间延长而增大, 在20 min时出现最大值, 继续延长阳极氧化时间, 层板强度随之下降; 阳极氧化时间为20 min时, GLARE层板抗拉强度和层间剪切强度随着阳极氧化电压增大而增大, 在20 V时出现最大值, 继续增大电压, 强度随之下降。
通过改变铝合金表面阳极氧化工艺参数, 研究了阳极氧化电压和时间对玻璃纤维-铝合金(GLARE)层板抗拉强度和层间剪切强度的影响。通过SEM观察了铝合金表面Al2O3多孔膜和层板断面形貌, 分析了铝合金/树脂胶接界面对层板力学性能的影响。结果表明, 阳极氧化电压为20 V时, GLARE层板抗拉强度和层间剪切强度随着阳极氧化时间延长而增大, 在20 min时出现最大值, 继续延长阳极氧化时间, 层板强度随之下降; 阳极氧化时间为20 min时, GLARE层板抗拉强度和层间剪切强度随着阳极氧化电压增大而增大, 在20 V时出现最大值, 继续增大电压, 强度随之下降。
2013, 30(3): 160-167.
摘要:
在三维全五向(Q5D)编织复合材料细观结构模型的基础上, 建立了其单胞参数化有限元模型。通过施加合理的边界条件, 计算得到了Q5D编织复合材料的弹性常数、 热传导系数和热膨胀系数, 所得结果与现有的实验数据吻合较好。在此基础上, 深入研究了纤维体积分数、 编织角等工艺参数对材料弹性性能和热物理性能的影响规律, 并将计算结果与三维四向(4D)和三维五向(5D)编织复合材料的相应结果进行了对比。结果表明, Q5D编织复合材料具有较好的力学性能和纵向导热性能, 其零膨胀结构的可设计性更强, 为进一步研究此种结构材料的强度问题和热力耦合问题奠定了基础。
在三维全五向(Q5D)编织复合材料细观结构模型的基础上, 建立了其单胞参数化有限元模型。通过施加合理的边界条件, 计算得到了Q5D编织复合材料的弹性常数、 热传导系数和热膨胀系数, 所得结果与现有的实验数据吻合较好。在此基础上, 深入研究了纤维体积分数、 编织角等工艺参数对材料弹性性能和热物理性能的影响规律, 并将计算结果与三维四向(4D)和三维五向(5D)编织复合材料的相应结果进行了对比。结果表明, Q5D编织复合材料具有较好的力学性能和纵向导热性能, 其零膨胀结构的可设计性更强, 为进一步研究此种结构材料的强度问题和热力耦合问题奠定了基础。
2013, 30(3): 168-176.
摘要:
推导了一种适用于梯度复合材料断裂特性分析的梯度扩展单元, 采用细观力学方法描述材料变化的物理属性, 通过线性插值位移场给出了4节点梯度扩展元随空间位置变化的刚度矩阵, 并建立了结构的连续梯度有限元模型。通过将梯度单元的计算结果与均匀单元以及已有文献结果进行对比, 证明了梯度扩展有限元(XFEM)的优越性, 并进一步讨论了材料参数对裂纹尖端应力强度因子(SIF)的影响规律。研究结果表明: 随着网格密度的增加, 梯度单元的计算结果能够迅速收敛于准确解, 均匀单元的计算误差不会随着网格细化而消失, 且随着裂纹长度和属性梯度的增大而增大; 属性梯度和涂层基体厚度比的增大导致涂覆型梯度材料的SIF增大; 裂纹长度的增加和连接层基体厚度比的减小均导致连接型梯度材料的SIF增大。
推导了一种适用于梯度复合材料断裂特性分析的梯度扩展单元, 采用细观力学方法描述材料变化的物理属性, 通过线性插值位移场给出了4节点梯度扩展元随空间位置变化的刚度矩阵, 并建立了结构的连续梯度有限元模型。通过将梯度单元的计算结果与均匀单元以及已有文献结果进行对比, 证明了梯度扩展有限元(XFEM)的优越性, 并进一步讨论了材料参数对裂纹尖端应力强度因子(SIF)的影响规律。研究结果表明: 随着网格密度的增加, 梯度单元的计算结果能够迅速收敛于准确解, 均匀单元的计算误差不会随着网格细化而消失, 且随着裂纹长度和属性梯度的增大而增大; 属性梯度和涂层基体厚度比的增大导致涂覆型梯度材料的SIF增大; 裂纹长度的增加和连接层基体厚度比的减小均导致连接型梯度材料的SIF增大。
2013, 30(3): 177-183.
摘要:
对三种方法修理后复合材料蜂窝夹芯板的侧压性能进行了试验研究, 结果表明, 不同修理方法均可以有效恢复试件的侧压强度, 所有试件侧压强度恢复率均在完好板强度的79%之上。使用k样本Anderson-Darling检验方法对试验结果进行分析, 比较固化温度及固化设备等工艺因素对修理后试件力学性能的影响。结果表明: 使用中温固化材料完成修理不会对修理结构的力学性能造成明显影响, 同时使用热压罐完成修理区域固化通常可以改善修理后试件的力学性能, 但改善程度与试件修理区域的有效高度密切相关; 此外修理时要尽量避免非对称结构引起的附加弯矩对承载能力造成的不利影响。
对三种方法修理后复合材料蜂窝夹芯板的侧压性能进行了试验研究, 结果表明, 不同修理方法均可以有效恢复试件的侧压强度, 所有试件侧压强度恢复率均在完好板强度的79%之上。使用k样本Anderson-Darling检验方法对试验结果进行分析, 比较固化温度及固化设备等工艺因素对修理后试件力学性能的影响。结果表明: 使用中温固化材料完成修理不会对修理结构的力学性能造成明显影响, 同时使用热压罐完成修理区域固化通常可以改善修理后试件的力学性能, 但改善程度与试件修理区域的有效高度密切相关; 此外修理时要尽量避免非对称结构引起的附加弯矩对承载能力造成的不利影响。
2013, 30(3): 184-190.
摘要:
为满足在工程应用中对建立拉压性能不同纤维增强复合材料的非线性本构理论的需要, 考虑静水压影响的Drucker-Prager屈服准则与各向异性的Hill屈服准则相结合, 提出了广义Hill屈服准则, 并推广到Sun-Chen的单参数塑性模型中, 建立了考虑拉压异性复合材料的非线性统一本构方程。实验验证结果表明, 运用本文中所建立的本构模型能够很好地描述碳纤维/环氧(IM600/Q133)复合材料在偏轴拉伸和压缩载荷作用下的非线性响应。
为满足在工程应用中对建立拉压性能不同纤维增强复合材料的非线性本构理论的需要, 考虑静水压影响的Drucker-Prager屈服准则与各向异性的Hill屈服准则相结合, 提出了广义Hill屈服准则, 并推广到Sun-Chen的单参数塑性模型中, 建立了考虑拉压异性复合材料的非线性统一本构方程。实验验证结果表明, 运用本文中所建立的本构模型能够很好地描述碳纤维/环氧(IM600/Q133)复合材料在偏轴拉伸和压缩载荷作用下的非线性响应。
2013, 30(3): 191-197.
摘要:
为优化复合材料层压板的冲击损伤阻抗, 提出了基于实体-壳耦合模型的优化方法。模型以实体单元模拟冲击点区域, 以壳单元模拟周围区域, 采用耦合约束连接实体与壳, 引用渐进损伤材料本构, 提出了冲击下与纤维方向种数相关的损伤变量, 优化过程利用遗传算法。通过算例对冲击阻抗的优化方法进行了验证, 并对复合材料盒段壁板进行了铺层优化。结果表明: 基于实体-壳耦合模型的遗传优化方法, 计算效率高, 收敛速度快, 提高了层压板的抗冲击性能。
为优化复合材料层压板的冲击损伤阻抗, 提出了基于实体-壳耦合模型的优化方法。模型以实体单元模拟冲击点区域, 以壳单元模拟周围区域, 采用耦合约束连接实体与壳, 引用渐进损伤材料本构, 提出了冲击下与纤维方向种数相关的损伤变量, 优化过程利用遗传算法。通过算例对冲击阻抗的优化方法进行了验证, 并对复合材料盒段壁板进行了铺层优化。结果表明: 基于实体-壳耦合模型的遗传优化方法, 计算效率高, 收敛速度快, 提高了层压板的抗冲击性能。
2013, 30(3): 198-204.
摘要:
采用沿经向切片积分的方法计算2.5维机织复合材料的宏观经向拉伸弹性模量, 与试验结果和传统的体积平均合成方法进行了对比, 分析表明, 本文中的方法能够有效提高传统体积平均法的预测精度。利用文中的方法分析了2.5维机织复合材料沿在机织循环过程中的经向拉伸弹性模量分布情况, 并且对相关机织结构的2.5维机织复合材料进行了试验研究。研究发现, 经纱弯曲程度较小的直联结构和添加平直经纱的衬经结构能够有效提高2.5维机织复合材料的经向拉伸弹性模量, 并且能够改善经向拉伸应力-应变曲线的非线性。
采用沿经向切片积分的方法计算2.5维机织复合材料的宏观经向拉伸弹性模量, 与试验结果和传统的体积平均合成方法进行了对比, 分析表明, 本文中的方法能够有效提高传统体积平均法的预测精度。利用文中的方法分析了2.5维机织复合材料沿在机织循环过程中的经向拉伸弹性模量分布情况, 并且对相关机织结构的2.5维机织复合材料进行了试验研究。研究发现, 经纱弯曲程度较小的直联结构和添加平直经纱的衬经结构能够有效提高2.5维机织复合材料的经向拉伸弹性模量, 并且能够改善经向拉伸应力-应变曲线的非线性。
2013, 30(3): 205-210.
摘要:
利用有限元模拟和实验验证研究了拉伸载荷下C/SiC铆接接头的应力分布及几何参数与破坏方式的固有关系。结果表明: 接头的锥度变化对接头中的应力分布影响不大, 但对应力值的影响较为明显, 锥度控制在2°～10°比较合适。模拟计算的铆钉临界半径为2.2016 mm, 小于2.2016 mm时, 铆钉被拉断, 反之, 铆钉被拔出。实验得到的临界半径为2.25 mm, 与计算结果的误差为2.2%, 说明提出的铆接接头几何结构参数与接头破坏形式关系的模型是正确的。
利用有限元模拟和实验验证研究了拉伸载荷下C/SiC铆接接头的应力分布及几何参数与破坏方式的固有关系。结果表明: 接头的锥度变化对接头中的应力分布影响不大, 但对应力值的影响较为明显, 锥度控制在2°～10°比较合适。模拟计算的铆钉临界半径为2.2016 mm, 小于2.2016 mm时, 铆钉被拉断, 反之, 铆钉被拔出。实验得到的临界半径为2.25 mm, 与计算结果的误差为2.2%, 说明提出的铆接接头几何结构参数与接头破坏形式关系的模型是正确的。
2013, 30(3): 211-219.
摘要:
根据复合材料三维黏弹性本构关系, 建立了纤维增强复合材料层板高速倾斜冲击损伤的数值分析模型。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, 引入材料刚度折减方案, 采用非线性有限元方法, 研究高速倾斜冲击下复合材料层板的破坏过程和损伤特性。研究结果表明: 层板的主要损伤形式是层间分层、 基体微裂纹和纤维断裂; 冲击速度不变而入射角度增大时, 剩余速度减小, 层板损伤面积在一定入射角度范围内有明显变化; 入射角度不变而冲击速度增大时, 剩余速度增大, 层板损伤面积在一定速度范围内也有明显变化。
根据复合材料三维黏弹性本构关系, 建立了纤维增强复合材料层板高速倾斜冲击损伤的数值分析模型。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, 引入材料刚度折减方案, 采用非线性有限元方法, 研究高速倾斜冲击下复合材料层板的破坏过程和损伤特性。研究结果表明: 层板的主要损伤形式是层间分层、 基体微裂纹和纤维断裂; 冲击速度不变而入射角度增大时, 剩余速度减小, 层板损伤面积在一定入射角度范围内有明显变化; 入射角度不变而冲击速度增大时, 剩余速度增大, 层板损伤面积在一定速度范围内也有明显变化。
2013, 30(3): 220-224.
摘要:
通过MATLAB软件对陶瓷颗粒均匀分布的0-3型压电陶瓷/聚合物复合材料进行了建模, 通过有限元分析软件ANSYS, 研究了压电复合材料受力时内部应力分布及电荷分布状态, 同时研究了压电陶瓷颗粒体积分数及静态载荷变化时, 压电陶瓷/聚合物复合材料中压电陶瓷产生的最大节点电压的变化情况。研究表明: 压电陶瓷/聚合物复合材料在受力时, 压电相受到的应力远远大于聚合物相, 压电相棱角处受到的应力最大, 产生的电荷最多。随着压电陶瓷体积分数变化, 压电复合材料中压电陶瓷产生的最大节点电压也增加, 当压电陶瓷体积分数达到30%时, 产生的最大节点电压达到2.86×10-5 V。随着静态载荷的增加, 压电复合材料产生的最大节点电压呈线性增加, 阻尼效果越明显, 与文献中的实验结果吻合。
通过MATLAB软件对陶瓷颗粒均匀分布的0-3型压电陶瓷/聚合物复合材料进行了建模, 通过有限元分析软件ANSYS, 研究了压电复合材料受力时内部应力分布及电荷分布状态, 同时研究了压电陶瓷颗粒体积分数及静态载荷变化时, 压电陶瓷/聚合物复合材料中压电陶瓷产生的最大节点电压的变化情况。研究表明: 压电陶瓷/聚合物复合材料在受力时, 压电相受到的应力远远大于聚合物相, 压电相棱角处受到的应力最大, 产生的电荷最多。随着压电陶瓷体积分数变化, 压电复合材料中压电陶瓷产生的最大节点电压也增加, 当压电陶瓷体积分数达到30%时, 产生的最大节点电压达到2.86×10-5 V。随着静态载荷的增加, 压电复合材料产生的最大节点电压呈线性增加, 阻尼效果越明显, 与文献中的实验结果吻合。
2013, 30(3): 225-232.
摘要:
通过对不同空心陶瓷微珠含量的环氧基复合泡沫塑料进行准静态拉伸实验, 研究了填充微珠的体积分数对复合泡沫塑料弹性模量和泊松比的影响。基于其细观结构特征, 利用三维立方单胞有限元模型模拟了细观应力/应变场; 将内聚力单元引入细观有限元模型, 以此来模拟空心微珠与基体材料之间界面相的力学行为。将有限元预测结果以及两种传统的细观解析法与实验数据对比, 发现基于界面理想粘接假设的有限元模型和传统细观解析法均过高估计了复合泡沫塑料的弹性模量和泊松比; 复合泡沫塑料的弹性性能强烈地依赖于界面相的力学性质, 只有考虑界面效应的细观有限元模型才能给出较为精确的预测, 从而验证了文中细观建模方法的合理性。
通过对不同空心陶瓷微珠含量的环氧基复合泡沫塑料进行准静态拉伸实验, 研究了填充微珠的体积分数对复合泡沫塑料弹性模量和泊松比的影响。基于其细观结构特征, 利用三维立方单胞有限元模型模拟了细观应力/应变场; 将内聚力单元引入细观有限元模型, 以此来模拟空心微珠与基体材料之间界面相的力学行为。将有限元预测结果以及两种传统的细观解析法与实验数据对比, 发现基于界面理想粘接假设的有限元模型和传统细观解析法均过高估计了复合泡沫塑料的弹性模量和泊松比; 复合泡沫塑料的弹性性能强烈地依赖于界面相的力学性质, 只有考虑界面效应的细观有限元模型才能给出较为精确的预测, 从而验证了文中细观建模方法的合理性。
2013, 30(3): 233-239.
摘要:
利用RSA(random sequential adsorption)方法生成了含不同体积分数和不同壁厚的空心玻璃微珠(HGMs)填充树脂(HGMs/树脂)复合材料代表体元模型, 用有限元软件ANSYS计算了该材料的热膨胀性能, 得到了材料热膨胀系数与HGMs体积分数和壁厚的变化关系以及温度变化产生的应力场和位移场分布情况。分别对HGMs/树脂热膨胀系数与HGMs体积分数和壁厚变化曲线进行线性拟合和指数函数拟合, 分析了HGMs体积分数和壁厚对HGMs/树脂热膨胀系数的灵敏度。结果发现, HGMs体积分数与壁厚的增大都会降低HGMs/树脂的热膨胀系数; 填充体积分数对材料热膨胀系数的灵敏度大于壁厚的灵敏度。
利用RSA(random sequential adsorption)方法生成了含不同体积分数和不同壁厚的空心玻璃微珠(HGMs)填充树脂(HGMs/树脂)复合材料代表体元模型, 用有限元软件ANSYS计算了该材料的热膨胀性能, 得到了材料热膨胀系数与HGMs体积分数和壁厚的变化关系以及温度变化产生的应力场和位移场分布情况。分别对HGMs/树脂热膨胀系数与HGMs体积分数和壁厚变化曲线进行线性拟合和指数函数拟合, 分析了HGMs体积分数和壁厚对HGMs/树脂热膨胀系数的灵敏度。结果发现, HGMs体积分数与壁厚的增大都会降低HGMs/树脂的热膨胀系数; 填充体积分数对材料热膨胀系数的灵敏度大于壁厚的灵敏度。
2013, 30(3): 240-246.
摘要:
研制了一种具有动态传感功能的碳纤维/树脂智能层, 可用于结构的应变模态诊断。通过不同加载频率下的单向拉伸实验揭示了这种智能材料对低频动态载荷的响应能力, 并理论分析了动态响应误差的影响因素。在此基础上将碳纤维/环氧树脂智能层连续敷设于悬臂梁结构表面代替传统的点式应变片, 进行应变模态测试。测试结果表明, 碳纤维/环氧树脂智能层可以较精确地反映结构的前三阶固有频率, 并较好地表征结构的前三阶应变模态振型。对悬臂梁局部附加质量后重新进行了模态试验, 结果表明: 附加质量后, 智能层反映的结构固有频率显著下降; 同时, 在附加质量所在的节点位置, 智能层反映的应变模态振型有突变产生, 说明智能层所表征的应变模态对结构物性参数变化具有识别能力, 采用智能层与采用应变片的实验结果一致。此外, 基于碳纤维/树脂智能层的可覆盖性, 采用有限的测点全面捕捉了结构的应变模态信息, 并在测试中通过在可疑区域内逐步增加测点, 实现了结构物性参数变化的定位。
研制了一种具有动态传感功能的碳纤维/树脂智能层, 可用于结构的应变模态诊断。通过不同加载频率下的单向拉伸实验揭示了这种智能材料对低频动态载荷的响应能力, 并理论分析了动态响应误差的影响因素。在此基础上将碳纤维/环氧树脂智能层连续敷设于悬臂梁结构表面代替传统的点式应变片, 进行应变模态测试。测试结果表明, 碳纤维/环氧树脂智能层可以较精确地反映结构的前三阶固有频率, 并较好地表征结构的前三阶应变模态振型。对悬臂梁局部附加质量后重新进行了模态试验, 结果表明: 附加质量后, 智能层反映的结构固有频率显著下降; 同时, 在附加质量所在的节点位置, 智能层反映的应变模态振型有突变产生, 说明智能层所表征的应变模态对结构物性参数变化具有识别能力, 采用智能层与采用应变片的实验结果一致。此外, 基于碳纤维/树脂智能层的可覆盖性, 采用有限的测点全面捕捉了结构的应变模态信息, 并在测试中通过在可疑区域内逐步增加测点, 实现了结构物性参数变化的定位。
2013, 30(3): 247-252.
摘要:
通过对含冲击损伤缝合复合材料层板进行压缩实验, 揭示了含损伤缝合层板在压缩载荷下的破坏模式和破坏机制。将冲击损伤等效为圆孔, 利用杂交单元计算冲击后缝合层板的应力分布, 采用基于特征曲线概念的点应力判据预测了含损伤缝合层板的剩余压缩强度。研究结果表明: 冲击损伤近似为圆形; 缝合和未缝合层板冲击后压缩的损伤模式不同; 采用开口等效法可以有效分析缝合层板的剩余压缩强度; 特征距离、 损伤面积是影响计算结果的主要因素。
通过对含冲击损伤缝合复合材料层板进行压缩实验, 揭示了含损伤缝合层板在压缩载荷下的破坏模式和破坏机制。将冲击损伤等效为圆孔, 利用杂交单元计算冲击后缝合层板的应力分布, 采用基于特征曲线概念的点应力判据预测了含损伤缝合层板的剩余压缩强度。研究结果表明: 冲击损伤近似为圆形; 缝合和未缝合层板冲击后压缩的损伤模式不同; 采用开口等效法可以有效分析缝合层板的剩余压缩强度; 特征距离、 损伤面积是影响计算结果的主要因素。
