2015年 第32卷 第6期
2015, 32(6): 1547-1557.
doi: 10.13801/j.cnki.fhclxb.20150211.003
摘要:
为了更好地指导无机颗粒增强聚合物基耐磨复合材料的优化设计, 全面回顾了复合材料各组分对复合材料耐磨性能的影响.根据复合材料组成, 将无机颗粒增强聚合物基复合材料耐磨性能影响因素分成5类:纳米/微米无机颗粒填充量、纳米/微米填充颗粒粒径、不同粒径无机颗粒的级配、无机颗粒与纤维的协同增强和无机颗粒表面处理.从能量角度, 即各因素对材料内部结合键的断裂所吸收的外部冲击功和摩擦功的影响, 分析了各因素对复合材料耐磨性能的影响.在回顾前两个因素对复合材料耐磨性影响时, 发现都存在使材料耐磨性能最佳的最佳颗粒填充量和最佳颗粒粒径.对于微米颗粒(粒径>50 μm), 颗粒填充量比粒径对复合材料耐磨性能影响更大, 应尽可能提高颗粒最佳填充量.对于纳米颗粒, 颗粒粒径则是影响材料耐磨性能的关键因素, 应尽可能降低最佳颗粒粒径. 另外, 颗粒的表面改性和级配都能通过提高颗粒最佳填充量和综合力学性能来提高复合材料的耐磨性能.无机颗粒与纳米纤维的混杂填充使复合材料同时具备最优的耐磨性能、 摩擦系数以及优异的变载荷适应性.
为了更好地指导无机颗粒增强聚合物基耐磨复合材料的优化设计, 全面回顾了复合材料各组分对复合材料耐磨性能的影响.根据复合材料组成, 将无机颗粒增强聚合物基复合材料耐磨性能影响因素分成5类:纳米/微米无机颗粒填充量、纳米/微米填充颗粒粒径、不同粒径无机颗粒的级配、无机颗粒与纤维的协同增强和无机颗粒表面处理.从能量角度, 即各因素对材料内部结合键的断裂所吸收的外部冲击功和摩擦功的影响, 分析了各因素对复合材料耐磨性能的影响.在回顾前两个因素对复合材料耐磨性影响时, 发现都存在使材料耐磨性能最佳的最佳颗粒填充量和最佳颗粒粒径.对于微米颗粒(粒径>50 μm), 颗粒填充量比粒径对复合材料耐磨性能影响更大, 应尽可能提高颗粒最佳填充量.对于纳米颗粒, 颗粒粒径则是影响材料耐磨性能的关键因素, 应尽可能降低最佳颗粒粒径. 另外, 颗粒的表面改性和级配都能通过提高颗粒最佳填充量和综合力学性能来提高复合材料的耐磨性能.无机颗粒与纳米纤维的混杂填充使复合材料同时具备最优的耐磨性能、 摩擦系数以及优异的变载荷适应性.
2015, 32(6): 1558-1566.
doi: 10.13801/j.cnki.fhclxb.20150130.001
摘要:
为了对复杂的非线性问题进行便捷求解, 首先提出了考虑拉压异性的纤维增强树脂基复合材料统一非线性本构模型;然后, 在此基础上进一步导出了本构模型的三维表现形式, 以适用于非线性有限元分析工具的开发;随后, 利用有限元软件ABAQUS提供的用户自定义子程序UMAT, 自编了在二维和三维情况下的弹塑性应力分析程序;最后, 应用程序对复合材料单向板和复合材料斜交板在偏轴拉伸/压缩下应力-应变曲线的预测与测试结果进行了比较, 探讨了复合材料悬臂梁的弹塑性问题, 并分析和比较了有无考虑拉压异性情况下应力分布和挠度响应的差异.结果表明:运用所提出的本构模型对考虑拉压不对称问题的弹塑性变形分析十分有效, 这一本构模型有望成为实用数值分析工具, 进而指导工程实践.
为了对复杂的非线性问题进行便捷求解, 首先提出了考虑拉压异性的纤维增强树脂基复合材料统一非线性本构模型;然后, 在此基础上进一步导出了本构模型的三维表现形式, 以适用于非线性有限元分析工具的开发;随后, 利用有限元软件ABAQUS提供的用户自定义子程序UMAT, 自编了在二维和三维情况下的弹塑性应力分析程序;最后, 应用程序对复合材料单向板和复合材料斜交板在偏轴拉伸/压缩下应力-应变曲线的预测与测试结果进行了比较, 探讨了复合材料悬臂梁的弹塑性问题, 并分析和比较了有无考虑拉压异性情况下应力分布和挠度响应的差异.结果表明:运用所提出的本构模型对考虑拉压不对称问题的弹塑性变形分析十分有效, 这一本构模型有望成为实用数值分析工具, 进而指导工程实践.
2015, 32(6): 1567-1572.
doi: 10.13801/j.cnki.fhclxb.20150417.002
摘要:
为了提高纺织废胶粉(TWRP)的回收利用的价值, 首先, 利用TWRP和单孔中空尼龙纤维(NF)制备了一系列NF/TWRP吸声复合材料.然后, 通过动态热机械分析仪(DMA)、扫描电镜(SEM)、吸声仪及电子织物拉伸仪等仪器对复合材料的性能和微观结构进行了测试及分析.结果表明:NF的加入导致复合材料的阻尼损耗因子峰值及峰值对应的玻璃化转变温度下降;随NF含量的增加, 阻尼损耗因子的峰值继续下降, 而玻璃化转变温度变化不大.NF构成的中空纤维网络结构赋予了复合材料吸声性能, 复合材料的刚强性得到了明显改善;NF含量越高, 纤维网络结构越完善, 复合材料的吸声性能就越高;复合材料的应力越大, 应变越小.当NF含量为50wt%时, 1 mm厚的NF/TWRP复合材料在2 500 Hz下的吸声系数高达0.476;当NF含量从10wt%增加到50wt%时, NF/TWRP复合材料的应力从112.1 MPa增大到161.6 MPa, 而对应的应变从136.6%变化到13.2%.所得结论为使用TWRP进行功能化开发吸声材料提供了理论基础.
为了提高纺织废胶粉(TWRP)的回收利用的价值, 首先, 利用TWRP和单孔中空尼龙纤维(NF)制备了一系列NF/TWRP吸声复合材料.然后, 通过动态热机械分析仪(DMA)、扫描电镜(SEM)、吸声仪及电子织物拉伸仪等仪器对复合材料的性能和微观结构进行了测试及分析.结果表明:NF的加入导致复合材料的阻尼损耗因子峰值及峰值对应的玻璃化转变温度下降;随NF含量的增加, 阻尼损耗因子的峰值继续下降, 而玻璃化转变温度变化不大.NF构成的中空纤维网络结构赋予了复合材料吸声性能, 复合材料的刚强性得到了明显改善;NF含量越高, 纤维网络结构越完善, 复合材料的吸声性能就越高;复合材料的应力越大, 应变越小.当NF含量为50wt%时, 1 mm厚的NF/TWRP复合材料在2 500 Hz下的吸声系数高达0.476;当NF含量从10wt%增加到50wt%时, NF/TWRP复合材料的应力从112.1 MPa增大到161.6 MPa, 而对应的应变从136.6%变化到13.2%.所得结论为使用TWRP进行功能化开发吸声材料提供了理论基础.
2015, 32(6): 1573-1580.
doi: 10.13801/j.cnki.fhclxb.20150410.002
摘要:
应变不变量失效理论(SIFT)是一种新型的基于物理失效模式的复合材料强度理论, 被广泛应用于复合材料结构失效分析.首先, 为了提高理论分析的精度, SIFT被扩展用于分析碳纤维增强树脂基复合材料(CFRP)层合板开孔结构的静载压缩逐步失效机制和强度.开发的SIFT实施方法包括材料强度表征和结构强度预测两个部分.结构强度预测是基于ABAQUS平台并使用Fortran语言编写用户自定义材料子程序(UMAT)实现的.随后, 将SIFT预测值与经典复合材料强度理论Tsai-Wu和Hashin理论的预测结果和试验结果进行了对比, 结果显示SIFT预测的精度最高.同时, 基于SIFT对静载压缩下的AS4/3501-6层合板开孔结构从初始失效到最终失效的失效机制演变进行了详细的分析.最后, 将SIFT预测的AS4/3501-6层合板开孔结构静载压缩的失效机制与试验结果进行了对比.结果表明SIFT预测的逐步失效机制与试验结果相吻合, 所得结论为CFRP结构强度的预测提供了新思路.
应变不变量失效理论(SIFT)是一种新型的基于物理失效模式的复合材料强度理论, 被广泛应用于复合材料结构失效分析.首先, 为了提高理论分析的精度, SIFT被扩展用于分析碳纤维增强树脂基复合材料(CFRP)层合板开孔结构的静载压缩逐步失效机制和强度.开发的SIFT实施方法包括材料强度表征和结构强度预测两个部分.结构强度预测是基于ABAQUS平台并使用Fortran语言编写用户自定义材料子程序(UMAT)实现的.随后, 将SIFT预测值与经典复合材料强度理论Tsai-Wu和Hashin理论的预测结果和试验结果进行了对比, 结果显示SIFT预测的精度最高.同时, 基于SIFT对静载压缩下的AS4/3501-6层合板开孔结构从初始失效到最终失效的失效机制演变进行了详细的分析.最后, 将SIFT预测的AS4/3501-6层合板开孔结构静载压缩的失效机制与试验结果进行了对比.结果表明SIFT预测的逐步失效机制与试验结果相吻合, 所得结论为CFRP结构强度的预测提供了新思路.
2015, 32(6): 1581-1589.
doi: 10.13801/j.cnki.fhclxb.20150303.003
摘要:
为了利用TiO2优越的光催化活性和蒙脱土(MMT)的结构特性, 首先, 以MMT为载体、TiCl4为原料、氨水为沉淀剂, 采用水解沉淀法制备了TiO2/MMT复合材料;然后, 利用FTIR、XRD和SEM对TiO2/MMT复合材料进行成分、晶型、结构和形貌表征;最后, 在紫外光照射下, 考察了不同TiO2含量的TiO2/MMT复合材料对模拟苯酚废水的光催化降解活性, 并结合紫外-可见光谱对复合材料光催化降解苯酚的过程进行了跟踪实验.结果表明:所制备的TiO2/MMT复合材料中TiO2为锐钛矿相, 在MMT上的晶粒尺寸为7.8 nm.TiO2/MMT复合材料中层间域内成分被钛柱取代, 且柱撑反应在层间域内进行.因此MMT的基本骨架不变, 且TiO2分散在MMT的表面.当苯酚的初始浓度为10 mg/L、苯酚溶液的pH为6且紫外光照射时间为150 min时, 37.5wt% TiO2/MMT复合材料对苯酚降解率为63%, 优于MMT(4.5%)和纯TiO2(55%), 说明MMT的负载提高了TiO2的光催化活性.
为了利用TiO2优越的光催化活性和蒙脱土(MMT)的结构特性, 首先, 以MMT为载体、TiCl4为原料、氨水为沉淀剂, 采用水解沉淀法制备了TiO2/MMT复合材料;然后, 利用FTIR、XRD和SEM对TiO2/MMT复合材料进行成分、晶型、结构和形貌表征;最后, 在紫外光照射下, 考察了不同TiO2含量的TiO2/MMT复合材料对模拟苯酚废水的光催化降解活性, 并结合紫外-可见光谱对复合材料光催化降解苯酚的过程进行了跟踪实验.结果表明:所制备的TiO2/MMT复合材料中TiO2为锐钛矿相, 在MMT上的晶粒尺寸为7.8 nm.TiO2/MMT复合材料中层间域内成分被钛柱取代, 且柱撑反应在层间域内进行.因此MMT的基本骨架不变, 且TiO2分散在MMT的表面.当苯酚的初始浓度为10 mg/L、苯酚溶液的pH为6且紫外光照射时间为150 min时, 37.5wt% TiO2/MMT复合材料对苯酚降解率为63%, 优于MMT(4.5%)和纯TiO2(55%), 说明MMT的负载提高了TiO2的光催化活性.
2015, 32(6): 1590-1595.
doi: 10.13801/j.cnki.fhclxb.20150327.001
摘要:
为了制备具有良好的热导率、热稳定性、导电性和柔顺性的纳米颗粒填充硅树脂复合材料, 首先以乙基封端聚二甲基硅氧烷(PDMS)为基体材料, 以碳包钴纳米颗粒(C@Co)为填料, 采用研磨共混法制备了C@Co/PDMS复合热界面材料.然后, 运用TEM、XRD、Raman和SEM分别对C@Co的微观结构、物相、石墨化程度和分散性进行了研究.最后, 研究了C@Co含量对复合热界面材料的热导率、热稳定性、导电性和柔顺性的影响.结果表明:该复合热界面材料的热导率随着C@Co含量的增加而增大, 当C@Co的含量为24wt%时, 复合材料的热导率达到最大值1.64 W/(m·K), 比纯PDMS的提高了10.7倍;TG分析表明, 添加24wt%的C@Co后, 复合材料的起始分解温度和最终分解温度比纯PDMS的分别提高了约70 ℃和80 ℃, 说明C@Co能提高复合材料的热稳定性;随着C@Co含量的增加, 复合热界面材料的电导率非线性增大, 拟合试差计算的逾渗阀值为10wt%, 即C@Co含量小于10wt%时复合材料的绝缘性良好, 而填充24wt%的C@Co时复合材料的电导率为9.38×10-3 S·m-1;复合材料的硬度适中, 处于17.6~26.8 HA范围内, 表明该复合材料的柔顺性较好.因此, 24wt% C@Co/PDMS复合材料不仅能满足热界面材料电性能的基本要求, 且具有良好的热导率、热稳定性和柔顺性.
为了制备具有良好的热导率、热稳定性、导电性和柔顺性的纳米颗粒填充硅树脂复合材料, 首先以乙基封端聚二甲基硅氧烷(PDMS)为基体材料, 以碳包钴纳米颗粒(C@Co)为填料, 采用研磨共混法制备了C@Co/PDMS复合热界面材料.然后, 运用TEM、XRD、Raman和SEM分别对C@Co的微观结构、物相、石墨化程度和分散性进行了研究.最后, 研究了C@Co含量对复合热界面材料的热导率、热稳定性、导电性和柔顺性的影响.结果表明:该复合热界面材料的热导率随着C@Co含量的增加而增大, 当C@Co的含量为24wt%时, 复合材料的热导率达到最大值1.64 W/(m·K), 比纯PDMS的提高了10.7倍;TG分析表明, 添加24wt%的C@Co后, 复合材料的起始分解温度和最终分解温度比纯PDMS的分别提高了约70 ℃和80 ℃, 说明C@Co能提高复合材料的热稳定性;随着C@Co含量的增加, 复合热界面材料的电导率非线性增大, 拟合试差计算的逾渗阀值为10wt%, 即C@Co含量小于10wt%时复合材料的绝缘性良好, 而填充24wt%的C@Co时复合材料的电导率为9.38×10-3 S·m-1;复合材料的硬度适中, 处于17.6~26.8 HA范围内, 表明该复合材料的柔顺性较好.因此, 24wt% C@Co/PDMS复合材料不仅能满足热界面材料电性能的基本要求, 且具有良好的热导率、热稳定性和柔顺性.
2015, 32(6): 1596-1601.
doi: 10.13801/j.cnki.fhclxb.20150325.001
摘要:
通过膨胀石墨粉与石蜡混合制备相变复合材料可有效提高该储能材料的传热性能.为研究膨胀石墨/石蜡相变复合材料的导热机制, 提出了膨胀石墨粉与石蜡混合后的3尺度层次固体有效导热系数计算方法.然后, 通过数值模拟计算得到了具有不同体积分数和不同导热系数的膨胀石墨导热颗粒的膨胀石墨/石蜡相变复合材料的有效导热系数.结果表明:膨胀石墨能够有效地提高石蜡的导热性能, 当膨胀石墨的体积分数为10%时, 膨胀石墨/石蜡相变复合材料的有效导热系数是纯石蜡的9倍.此外, 提高底层尺度的石墨片与石蜡的混合程度及降低底层尺度石墨的体积分数都能有效提高膨胀石墨/石蜡相变复合材料的有效导热系数.所得结论为探究膨胀石墨粉提高相变复合材料导热系数的机理奠定了基础.
通过膨胀石墨粉与石蜡混合制备相变复合材料可有效提高该储能材料的传热性能.为研究膨胀石墨/石蜡相变复合材料的导热机制, 提出了膨胀石墨粉与石蜡混合后的3尺度层次固体有效导热系数计算方法.然后, 通过数值模拟计算得到了具有不同体积分数和不同导热系数的膨胀石墨导热颗粒的膨胀石墨/石蜡相变复合材料的有效导热系数.结果表明:膨胀石墨能够有效地提高石蜡的导热性能, 当膨胀石墨的体积分数为10%时, 膨胀石墨/石蜡相变复合材料的有效导热系数是纯石蜡的9倍.此外, 提高底层尺度的石墨片与石蜡的混合程度及降低底层尺度石墨的体积分数都能有效提高膨胀石墨/石蜡相变复合材料的有效导热系数.所得结论为探究膨胀石墨粉提高相变复合材料导热系数的机理奠定了基础.
2015, 32(6): 1602-1610.
doi: 10.13801/j.cnki.fhclxb.20150413.001
摘要:
为防止纳米羟基磷灰石(nano HAP)粉末的团聚, 采用溶剂沉淀法制备了nano HAP/聚酰胺6(PA6)复合粉末, 并对粉末进行热压成型制得nano HAP/PA6复合材料.然后, 通过FTIR、XRD和SEM对nano HAP/PA6复合材料的成分、结构和形貌进行了表征, 并对复合材料的热稳定性、力学性能和细胞相容性进行了检测.结果表明:所制备的nano HAP/PA6复合材料结晶体大小均匀, 且PA6只存在α型结晶;由于nano HAP与PA6界面上形成新的氢键和COO—Ca, 复合材料具有良好的综合性能;在低于350 ℃时, nano HAP/PA6复合材料不会发生裂解, 力学性能与人骨匹配, 50wt% nano HAP/PA6复合材料的弯曲强度、压缩强度和弹性模量分别为146.87 MPa、98.44 MPa和5.44 GPa. MG-63骨瘤细胞在nano HAP/PA6复合材料表面粘附和生长状况良好, 说明nano HAP/PA6复合材料具有良好的细胞相容性.所得结论表明nano HAP/PA6复合材料在骨修复方面具有应用价值.
为防止纳米羟基磷灰石(nano HAP)粉末的团聚, 采用溶剂沉淀法制备了nano HAP/聚酰胺6(PA6)复合粉末, 并对粉末进行热压成型制得nano HAP/PA6复合材料.然后, 通过FTIR、XRD和SEM对nano HAP/PA6复合材料的成分、结构和形貌进行了表征, 并对复合材料的热稳定性、力学性能和细胞相容性进行了检测.结果表明:所制备的nano HAP/PA6复合材料结晶体大小均匀, 且PA6只存在α型结晶;由于nano HAP与PA6界面上形成新的氢键和COO—Ca, 复合材料具有良好的综合性能;在低于350 ℃时, nano HAP/PA6复合材料不会发生裂解, 力学性能与人骨匹配, 50wt% nano HAP/PA6复合材料的弯曲强度、压缩强度和弹性模量分别为146.87 MPa、98.44 MPa和5.44 GPa. MG-63骨瘤细胞在nano HAP/PA6复合材料表面粘附和生长状况良好, 说明nano HAP/PA6复合材料具有良好的细胞相容性.所得结论表明nano HAP/PA6复合材料在骨修复方面具有应用价值.
2015, 32(6): 1611-1617.
doi: 10.13801/j.cnki.fhclxb.20150325.002
摘要:
为提高碳纤维/环氧树脂复合材料的刚性和热尺寸稳定性, 首先利用短切碳纤维制备了碳纤维网络增强体(CFNR), 并将其与环氧树脂复合制备了CFNR/环氧树脂新型复合材料.然后, 分别利用扫描电镜和热机械分析仪对CFNR/环氧树脂复合材料的微观结构和热力学性能进行了表征.结果表明:CFNR/环氧树脂复合材料中有明显的网络节点, 即碳质粘结点;CFNR/环氧树脂复合材料具有较好的导电性、较高的刚性和较低的热膨胀性, 其弹性模量分别为常规短切碳纤维/环氧树脂复合材料及纯环氧树脂的3倍和6倍, 平均热膨胀系数(60~200 ℃)分别为常规短切碳纤维/环氧树脂复合材料的1/15及纯环氧树脂的1/40;随着温度升高, CFNR/环氧树脂复合材料、常规短切碳纤维/环氧树脂复合材料及纯环氧树脂的弹性模量均因环氧树脂变软而降低, 当温度高于80 ℃时, CFNR/环氧树脂复合材料的弹性模量分别约为常规短切碳纤维/环氧树脂复合材料的7倍和纯环氧树脂的近70倍.研究结论可以为开发高刚性、低膨胀聚合物基复合材料提供实验依据和理论指导.
为提高碳纤维/环氧树脂复合材料的刚性和热尺寸稳定性, 首先利用短切碳纤维制备了碳纤维网络增强体(CFNR), 并将其与环氧树脂复合制备了CFNR/环氧树脂新型复合材料.然后, 分别利用扫描电镜和热机械分析仪对CFNR/环氧树脂复合材料的微观结构和热力学性能进行了表征.结果表明:CFNR/环氧树脂复合材料中有明显的网络节点, 即碳质粘结点;CFNR/环氧树脂复合材料具有较好的导电性、较高的刚性和较低的热膨胀性, 其弹性模量分别为常规短切碳纤维/环氧树脂复合材料及纯环氧树脂的3倍和6倍, 平均热膨胀系数(60~200 ℃)分别为常规短切碳纤维/环氧树脂复合材料的1/15及纯环氧树脂的1/40;随着温度升高, CFNR/环氧树脂复合材料、常规短切碳纤维/环氧树脂复合材料及纯环氧树脂的弹性模量均因环氧树脂变软而降低, 当温度高于80 ℃时, CFNR/环氧树脂复合材料的弹性模量分别约为常规短切碳纤维/环氧树脂复合材料的7倍和纯环氧树脂的近70倍.研究结论可以为开发高刚性、低膨胀聚合物基复合材料提供实验依据和理论指导.
2015, 32(6): 1618-1624.
doi: 10.13801/j.cnki.fhclxb.20151113.002
摘要:
为验证含硅大分子相容剂在无卤阻燃体系中的协效阻燃作用, 首先, 以马来酸酐、硅橡胶与聚乙烯为原料, 通过熔融接枝共聚制备了新型含硅阻燃大分子相容剂;然后, 利用氢氧化铝、氢氧化镁和含硅大分子相容剂复配协同阻燃聚乙烯复合材料;最后, 探讨了含硅大分子相容剂对复合材料极限氧指数、锥形量热参数、拉伸性能以及微观结构的影响.结果表明:与聚乙烯接枝马来酸酐相比, 含硅大分子相容剂含量为10wt%时可使无机阻燃剂在基体树脂中分散较好;随着大分子相容剂含量的增加, 复合材料的拉伸强度上升而断裂伸长率下降, 极限氧指数提高至34.0%, 燃烧时的热释放速率峰值和热释放总量均明显下降, 说明含硅大分子相容剂除了能够在该复合材料中起到良好的相容作用外, 还可以发挥较好的协效阻燃作用.
为验证含硅大分子相容剂在无卤阻燃体系中的协效阻燃作用, 首先, 以马来酸酐、硅橡胶与聚乙烯为原料, 通过熔融接枝共聚制备了新型含硅阻燃大分子相容剂;然后, 利用氢氧化铝、氢氧化镁和含硅大分子相容剂复配协同阻燃聚乙烯复合材料;最后, 探讨了含硅大分子相容剂对复合材料极限氧指数、锥形量热参数、拉伸性能以及微观结构的影响.结果表明:与聚乙烯接枝马来酸酐相比, 含硅大分子相容剂含量为10wt%时可使无机阻燃剂在基体树脂中分散较好;随着大分子相容剂含量的增加, 复合材料的拉伸强度上升而断裂伸长率下降, 极限氧指数提高至34.0%, 燃烧时的热释放速率峰值和热释放总量均明显下降, 说明含硅大分子相容剂除了能够在该复合材料中起到良好的相容作用外, 还可以发挥较好的协效阻燃作用.
2015, 32(6): 1625-1632.
doi: 10.13801/j.cnki.fhclxb.20150210.001
摘要:
为研究不同植绒工艺条件下尼龙66纤维/6061铝合金复合板的植绒性能与隔声性能, 首先, 采用静电植绒工艺将6061铝合金板与尼龙66纤维复合, 制成隔音复合板;然后, 研究了植绒时间、植绒电压、极板间距以及胶黏剂涂覆量等工艺参数对植绒面密度和植绒纤维耐磨性能的影响;最后, 利用混响室-消声室法研究了尼龙66纤维/6061铝合金复合板在不同入射声频下和不同纤维结构参数时的隔声性能.结果表明:在0~40 s植绒时间范围内, 随着植绒时间的延长, 植绒面密度持续增大, 而后保持不变;同时, 在0~90 kV电压范围内, 随着电压的增加, 植绒面密度连续增大, 而后因极板间距不同植绒面密度增大或减小;植绒纤维的耐磨性能随胶黏剂涂覆量的增加而提高, 但当涂覆量超过155 g/m2后会产生气泡;当植绒时间为40 s、植绒电压为90 kV、极板间距为11.5 cm且胶黏剂涂覆量为155 g/m2时, 尼龙66纤维/6061铝合金复合板的性能最好.该复合板具有较高的中高频隔声性能, 隔声量在500~1 600 Hz频率范围内满足6 dB/倍频程规律;在2 000 Hz后出现吻合效应.提高植绒面密度以及减小尼龙66纤维直径均可增大该尼龙66纤维/6061铝合金复合板的隔声量.研究结论可为建筑用新型隔音复合材料的开发与应用奠定基础.
为研究不同植绒工艺条件下尼龙66纤维/6061铝合金复合板的植绒性能与隔声性能, 首先, 采用静电植绒工艺将6061铝合金板与尼龙66纤维复合, 制成隔音复合板;然后, 研究了植绒时间、植绒电压、极板间距以及胶黏剂涂覆量等工艺参数对植绒面密度和植绒纤维耐磨性能的影响;最后, 利用混响室-消声室法研究了尼龙66纤维/6061铝合金复合板在不同入射声频下和不同纤维结构参数时的隔声性能.结果表明:在0~40 s植绒时间范围内, 随着植绒时间的延长, 植绒面密度持续增大, 而后保持不变;同时, 在0~90 kV电压范围内, 随着电压的增加, 植绒面密度连续增大, 而后因极板间距不同植绒面密度增大或减小;植绒纤维的耐磨性能随胶黏剂涂覆量的增加而提高, 但当涂覆量超过155 g/m2后会产生气泡;当植绒时间为40 s、植绒电压为90 kV、极板间距为11.5 cm且胶黏剂涂覆量为155 g/m2时, 尼龙66纤维/6061铝合金复合板的性能最好.该复合板具有较高的中高频隔声性能, 隔声量在500~1 600 Hz频率范围内满足6 dB/倍频程规律;在2 000 Hz后出现吻合效应.提高植绒面密度以及减小尼龙66纤维直径均可增大该尼龙66纤维/6061铝合金复合板的隔声量.研究结论可为建筑用新型隔音复合材料的开发与应用奠定基础.
2015, 32(6): 1633-1640.
doi: 10.13801/j.cnki.fhclxb.20150420.002
摘要:
采用尼龙无纺布(PNF)作为结构化增韧层, 制备了PNF层间增韧改性的U3160碳纤维增强3266环氧树脂(U3160-PNF/3266)复合材料, 研究了U3160-PNF/3266复合材料的面内力学性能及湿热老化后的力学性能变化, 并分析了复合材料湿热老化前后的层间形貌.结果表明:PNF增韧层的引入并未导致复合材料面内力学性能的下降, 与未增韧的U3160碳纤维增强3266环氧树脂(U3160/3266)复合材料相比, 增韧复合材料U3160-PNF/3266的90°拉伸性能有所提高.而湿热老化处理对U3160-PNF/3266复合材料的基体和界面性能影响相对明显, 尤其是尼龙纤维与树脂基体之间的界面结合性能, 湿热老化处理后增韧复合材料的90°压缩和层间剪切性能保持率均明显低于未增韧复合材料的.
采用尼龙无纺布(PNF)作为结构化增韧层, 制备了PNF层间增韧改性的U3160碳纤维增强3266环氧树脂(U3160-PNF/3266)复合材料, 研究了U3160-PNF/3266复合材料的面内力学性能及湿热老化后的力学性能变化, 并分析了复合材料湿热老化前后的层间形貌.结果表明:PNF增韧层的引入并未导致复合材料面内力学性能的下降, 与未增韧的U3160碳纤维增强3266环氧树脂(U3160/3266)复合材料相比, 增韧复合材料U3160-PNF/3266的90°拉伸性能有所提高.而湿热老化处理对U3160-PNF/3266复合材料的基体和界面性能影响相对明显, 尤其是尼龙纤维与树脂基体之间的界面结合性能, 湿热老化处理后增韧复合材料的90°压缩和层间剪切性能保持率均明显低于未增韧复合材料的.
2015, 32(6): 1641-1648.
doi: 10.13801/j.cnki.fhclxb.20150310.001
摘要:
为解析木塑复合材料的界面相容性机制, 通过介电弛豫过程分析研究不同硅烷偶联剂添加量的毛白杨木粉/聚丙烯复合材料的温度谱及频率谱, 并计算介电弛豫过程中的表观活化能和热力学量.结果表明:在添加硅烷偶联剂的毛白杨木粉/聚丙烯复合材料中能观察到基于木材细胞壁无定形区中伯醇羟基的回转取向运动的弛豫过程;弛豫强度随硅烷偶联剂添加量增大先减少而后缓慢增大;随偶联剂添加量的增大, 弛豫时间分布峰呈先变宽、变低, 然后再变尖、变高趋势;表观活化能、活化焓、活化自由能和活化熵随硅烷偶联剂添加量增加先增大后减小.表观活化能在硅烷偶联剂添加量(质量比)为2.0%时达到最大值(28.12 kJ/mol), 与未添加偶联剂的毛白杨木粉/聚丙烯复合材料的(13.86 kJ/mol)相比增加2倍以上, 活化焓在硅烷偶联剂添加量从0%时的12.09 kJ/mol增大到2.0%时的26.35 kJ/mol, 增大了117.9%, 说明弛豫过程中伯醇羟基回转取向运动需要克服的能垒增加, 毛白杨木粉与聚丙烯塑料的相容性更好, 结合更紧密, 界面强度更强, 性能更加稳定.
为解析木塑复合材料的界面相容性机制, 通过介电弛豫过程分析研究不同硅烷偶联剂添加量的毛白杨木粉/聚丙烯复合材料的温度谱及频率谱, 并计算介电弛豫过程中的表观活化能和热力学量.结果表明:在添加硅烷偶联剂的毛白杨木粉/聚丙烯复合材料中能观察到基于木材细胞壁无定形区中伯醇羟基的回转取向运动的弛豫过程;弛豫强度随硅烷偶联剂添加量增大先减少而后缓慢增大;随偶联剂添加量的增大, 弛豫时间分布峰呈先变宽、变低, 然后再变尖、变高趋势;表观活化能、活化焓、活化自由能和活化熵随硅烷偶联剂添加量增加先增大后减小.表观活化能在硅烷偶联剂添加量(质量比)为2.0%时达到最大值(28.12 kJ/mol), 与未添加偶联剂的毛白杨木粉/聚丙烯复合材料的(13.86 kJ/mol)相比增加2倍以上, 活化焓在硅烷偶联剂添加量从0%时的12.09 kJ/mol增大到2.0%时的26.35 kJ/mol, 增大了117.9%, 说明弛豫过程中伯醇羟基回转取向运动需要克服的能垒增加, 毛白杨木粉与聚丙烯塑料的相容性更好, 结合更紧密, 界面强度更强, 性能更加稳定.
2015, 32(6): 1649-1657.
doi: 10.13801/j.cnki.fhclxb.20150302.002
摘要:
采用聚乙二醇(PEG)改性的聚丁二酸丁二醇酯(PEG/PBS)分别与改性纤维素羧甲基纤维素(CMC)和羟乙基纤维素(HEC)共混制备了在水相均匀分散的聚酯/纤维素新型液体复合材料, 并结合分子模拟技术对液体复合材料间的相互作用机制进行了研究.结果表明: 1H-NMR证明了PEG/PBS共聚物具有预期的化学结构; 分子动力学模拟表明PBS呈现螺旋结构, PEG的引入改变了其结构的规整性, 且有效提高了共聚物分子链的极性和柔顺性, 改善了其与纤维素衍生物的相容性.复合材料的能量分布结果表明PEG/PBS中醚、 酯基官能团与纤维素衍生物中的羟基官能团之间存在较强的氢键作用和范德华力.FTIR谱图中官能团(如—OH、 —OCO—、 —COOH、 —C—O—C—等)吸收峰频率的偏移、 SEM照片中表界面形态的变化、 EDS能谱中C和O元素的含量变化等表明PBS及其醚化PEG/PBS与CMC的官能团之间发生了相互作用, 且醚化改性后相互作用增强, 复合材料的透过率由50%提高到70%以上, 热稳定性和柔韧性均提高, 验证了分子模拟的结果.
采用聚乙二醇(PEG)改性的聚丁二酸丁二醇酯(PEG/PBS)分别与改性纤维素羧甲基纤维素(CMC)和羟乙基纤维素(HEC)共混制备了在水相均匀分散的聚酯/纤维素新型液体复合材料, 并结合分子模拟技术对液体复合材料间的相互作用机制进行了研究.结果表明: 1H-NMR证明了PEG/PBS共聚物具有预期的化学结构; 分子动力学模拟表明PBS呈现螺旋结构, PEG的引入改变了其结构的规整性, 且有效提高了共聚物分子链的极性和柔顺性, 改善了其与纤维素衍生物的相容性.复合材料的能量分布结果表明PEG/PBS中醚、 酯基官能团与纤维素衍生物中的羟基官能团之间存在较强的氢键作用和范德华力.FTIR谱图中官能团(如—OH、 —OCO—、 —COOH、 —C—O—C—等)吸收峰频率的偏移、 SEM照片中表界面形态的变化、 EDS能谱中C和O元素的含量变化等表明PBS及其醚化PEG/PBS与CMC的官能团之间发生了相互作用, 且醚化改性后相互作用增强, 复合材料的透过率由50%提高到70%以上, 热稳定性和柔韧性均提高, 验证了分子模拟的结果.
2015, 32(6): 1658-1662.
doi: 10.13801/j.cnki.fhclxb.20150323.001
摘要:
针对一种电弧法制备的石墨烯材料, 通过X射线光电子能谱、 拉曼光谱、 红外光谱和扫描电镜分析等方法进行了表征与评价.结果表明: 石墨烯中C元素含量为 89.77%, O元素和N元素含量分别为3.03%和7.21%; 通过拉曼光谱中G峰和2D峰的位置确定石墨烯样品以多层石墨烯为主; 红外光谱显示石墨烯样品吸附了水分子; 显微结构观察确定了石墨烯片层结构的层数及尺寸.根据实验方法总结了一套石墨烯的测试表征方案, 为石墨烯在复合材料中的推广应用提供了评价依据.
针对一种电弧法制备的石墨烯材料, 通过X射线光电子能谱、 拉曼光谱、 红外光谱和扫描电镜分析等方法进行了表征与评价.结果表明: 石墨烯中C元素含量为 89.77%, O元素和N元素含量分别为3.03%和7.21%; 通过拉曼光谱中G峰和2D峰的位置确定石墨烯样品以多层石墨烯为主; 红外光谱显示石墨烯样品吸附了水分子; 显微结构观察确定了石墨烯片层结构的层数及尺寸.根据实验方法总结了一套石墨烯的测试表征方案, 为石墨烯在复合材料中的推广应用提供了评价依据.
2015, 32(6): 1663-1672.
doi: 10.13801/j.cnki.fhclxb.20150316.001
摘要:
采用在二甲基硅油内添加2-羟基-4-甲氧基二苯甲酮(UV-9)和受阻胺类光稳定剂GW-783的方法制备了光稳定剂/二甲基硅油共混物复合材料, 研究了其用作聚光太阳电池散热介质的性能.通过加速寿命试验的方法, 考察了复合材料的耐候性、 黏度和光谱透过性, 确定了工作过程中光稳定剂在复合材料中的质量分数范围, 检测和分析了聚光太阳电池试验前后的性能.试验证明光稳定剂/二甲基硅油共混物复合材料能够有效抑制老化作用的影响, 且聚光太阳电池与复合材料之间不会影响彼此的特性, 这保证了聚光光伏(CPV)系统长期运行下电力输出的稳定, 其中UV-9-GW-783/二甲基硅油复合材料的性能最佳.
采用在二甲基硅油内添加2-羟基-4-甲氧基二苯甲酮(UV-9)和受阻胺类光稳定剂GW-783的方法制备了光稳定剂/二甲基硅油共混物复合材料, 研究了其用作聚光太阳电池散热介质的性能.通过加速寿命试验的方法, 考察了复合材料的耐候性、 黏度和光谱透过性, 确定了工作过程中光稳定剂在复合材料中的质量分数范围, 检测和分析了聚光太阳电池试验前后的性能.试验证明光稳定剂/二甲基硅油共混物复合材料能够有效抑制老化作用的影响, 且聚光太阳电池与复合材料之间不会影响彼此的特性, 这保证了聚光光伏(CPV)系统长期运行下电力输出的稳定, 其中UV-9-GW-783/二甲基硅油复合材料的性能最佳.
2015, 32(6): 1673-1680.
doi: 10.13801/j.cnki.fhclxb.20150331.001
摘要:
对碳纤维(T700)/双马来酰亚胺(HT280)复合材料进行了空气热循环实验(-60~180 ℃), 分别测试了经历空气热循环前后材料的低速冲击性能和质损率, 利用超声C扫描对冲击后材料内部损伤状况进行了分析.实验结果表明:随空气热循环次数的增加, 质损率先迅速升高然后趋于平缓.随低速冲击能量的增大, 空气热循环前后试样的平均损伤区域面积呈增加趋势, 其破坏模式会发生明显变化.在相同低速冲击能量下, 经历空气热循环试样的平均损伤区域面积和吸收能均大于原始态试样的.
对碳纤维(T700)/双马来酰亚胺(HT280)复合材料进行了空气热循环实验(-60~180 ℃), 分别测试了经历空气热循环前后材料的低速冲击性能和质损率, 利用超声C扫描对冲击后材料内部损伤状况进行了分析.实验结果表明:随空气热循环次数的增加, 质损率先迅速升高然后趋于平缓.随低速冲击能量的增大, 空气热循环前后试样的平均损伤区域面积呈增加趋势, 其破坏模式会发生明显变化.在相同低速冲击能量下, 经历空气热循环试样的平均损伤区域面积和吸收能均大于原始态试样的.
2015, 32(6): 1681-1687.
doi: 10.13801/j.cnki.fhclxb.20150505.002
摘要:
为考察介孔纳米羟基磷灰石(MHA)/左旋聚乳酸(PLLA)复合材料的性能, 以十六烷基三甲基溴化铵(CTAB)为模板合成MHA, 采用溶液相分离结合粒子沥滤法制备了不同纳米粒子含量的MHA/PLLA多孔支架复合材料, 考察了其抗压缩性能和淬断面微观结构.采用溶液浇注法制备了MHA/PLLA复合膜, 并对其拉伸性能和拉伸断面微观结构进行了研究.FTIR、XRD、TEM和氮气吸附测试等结果显示:合成的MHA具有典型的晶体结构、介孔结构和较高的比表面积.力学测试结果显示:在发生10%压缩形变时, 填料含量为1%、5%和10%的MHA/PLLA多孔支架复合材料的抗压缩强度随填料含量增加而提高, 与相应含量的纳米羟基磷灰石(HA)/PLLA多孔支架复合材料相比, 分别提高了约37.0%、67.7%和144.7%.在填料含量为5%和10%时, MHA/PLLA复合膜的拉伸强度较HA/PLLA复合膜分别提高约38.7%和46.1%, 拉伸模量分别提高约35.4%和14.5%.而且MHA/PLLA复合膜具有更高的断裂伸长率, 填料含量为1%、5%和10%时断裂伸长率分别较HA/PLLA复合膜提高约91.3%、79.7%和96.1%.FESEM结果显示:尤其当填料含量较高时, MHA/PLLA多孔支架复合材料或复合膜中填料粒子分布较HA/PLLA中均匀.结果表明:与HA/PLLA复合材料相比, 随着MHA含量增加, MHA/PLLA复合材料具有更好的力学性能, MHA在PLLA基体中分布相对更均匀.
为考察介孔纳米羟基磷灰石(MHA)/左旋聚乳酸(PLLA)复合材料的性能, 以十六烷基三甲基溴化铵(CTAB)为模板合成MHA, 采用溶液相分离结合粒子沥滤法制备了不同纳米粒子含量的MHA/PLLA多孔支架复合材料, 考察了其抗压缩性能和淬断面微观结构.采用溶液浇注法制备了MHA/PLLA复合膜, 并对其拉伸性能和拉伸断面微观结构进行了研究.FTIR、XRD、TEM和氮气吸附测试等结果显示:合成的MHA具有典型的晶体结构、介孔结构和较高的比表面积.力学测试结果显示:在发生10%压缩形变时, 填料含量为1%、5%和10%的MHA/PLLA多孔支架复合材料的抗压缩强度随填料含量增加而提高, 与相应含量的纳米羟基磷灰石(HA)/PLLA多孔支架复合材料相比, 分别提高了约37.0%、67.7%和144.7%.在填料含量为5%和10%时, MHA/PLLA复合膜的拉伸强度较HA/PLLA复合膜分别提高约38.7%和46.1%, 拉伸模量分别提高约35.4%和14.5%.而且MHA/PLLA复合膜具有更高的断裂伸长率, 填料含量为1%、5%和10%时断裂伸长率分别较HA/PLLA复合膜提高约91.3%、79.7%和96.1%.FESEM结果显示:尤其当填料含量较高时, MHA/PLLA多孔支架复合材料或复合膜中填料粒子分布较HA/PLLA中均匀.结果表明:与HA/PLLA复合材料相比, 随着MHA含量增加, MHA/PLLA复合材料具有更好的力学性能, MHA在PLLA基体中分布相对更均匀.
2015, 32(6): 1688-1695.
doi: 10.13801/j.cnki.fhclxb.20150327.003
摘要:
制备了不同纤维质量分数的玻璃纤维-空心玻璃微珠/环氧树脂复合泡沫材料.通过三点弯曲试验研究了纤维质量分数对复合泡沫材料力学性能的影响.将复合泡沫材料试件置于蒸馏水和海水中浸泡, 研究了浸泡腐蚀对试件弯曲性能的影响, 并结合扫描电镜照片分析其原因.研究表明:纤维质量分数越高, 玻璃纤维-空心玻璃微珠/环氧树脂复合泡沫材料的吸湿率越大, 且在蒸馏水中的吸湿率较海水中的更大.试件的弯曲强度随纤维质量分数增加而增大, 当纤维质量分数为10%时达到最大, 比未添加纤维的试件增强了51%, 之后则随纤维质量分数增加逐渐降低.浸泡腐蚀降低了试件的弯曲性能, 其中海水浸泡后的试件弯曲性能最低.玻璃纤维-空心玻璃微珠/环氧树脂复合泡沫材料弯曲强度降低的直接原因是浸泡腐蚀使得部分玻璃微珠和玻璃纤维与环氧树脂基体间的界面层受到破坏.
制备了不同纤维质量分数的玻璃纤维-空心玻璃微珠/环氧树脂复合泡沫材料.通过三点弯曲试验研究了纤维质量分数对复合泡沫材料力学性能的影响.将复合泡沫材料试件置于蒸馏水和海水中浸泡, 研究了浸泡腐蚀对试件弯曲性能的影响, 并结合扫描电镜照片分析其原因.研究表明:纤维质量分数越高, 玻璃纤维-空心玻璃微珠/环氧树脂复合泡沫材料的吸湿率越大, 且在蒸馏水中的吸湿率较海水中的更大.试件的弯曲强度随纤维质量分数增加而增大, 当纤维质量分数为10%时达到最大, 比未添加纤维的试件增强了51%, 之后则随纤维质量分数增加逐渐降低.浸泡腐蚀降低了试件的弯曲性能, 其中海水浸泡后的试件弯曲性能最低.玻璃纤维-空心玻璃微珠/环氧树脂复合泡沫材料弯曲强度降低的直接原因是浸泡腐蚀使得部分玻璃微珠和玻璃纤维与环氧树脂基体间的界面层受到破坏.
2015, 32(6): 1696-1702.
doi: 10.13801/j.cnki.fhclxb.20150323.003
摘要:
为研究麻纤维化学成分对其增强复合材料界面性能的影响, 选取麻纤维纤维素、半纤维素、果胶、木质素、水溶物、脂蜡质成分含量及回潮率作为影响因素, 以麻纤维/不饱和聚酯树脂(UP)复合材料界面性能作为影响结果, 构建Back Propagation (BP)神经网络的训练样本.首先, 利用灰关联分析法对影响麻纤维/UP复合材料界面性能的因素进行关联度计算; 其次, 按照影响程度的大小进行排序, 建立3层BP神经网络模型进行迭代训练; 最后, 预测麻纤维化学成分含量对麻纤维/UP复合材料界面性能的影响.预测结果表明: 学习结束后模型的输出比较接近实测值, 说明BP神经网络具有很强的学习能力, 同时也证明了将BP神经网络用于麻纤维/UP复合材料界面剪切力预测的可行性;灰关联与BP神经网络联用后预测精度得到大大提高, 预测误差最大可减小83.28%.
为研究麻纤维化学成分对其增强复合材料界面性能的影响, 选取麻纤维纤维素、半纤维素、果胶、木质素、水溶物、脂蜡质成分含量及回潮率作为影响因素, 以麻纤维/不饱和聚酯树脂(UP)复合材料界面性能作为影响结果, 构建Back Propagation (BP)神经网络的训练样本.首先, 利用灰关联分析法对影响麻纤维/UP复合材料界面性能的因素进行关联度计算; 其次, 按照影响程度的大小进行排序, 建立3层BP神经网络模型进行迭代训练; 最后, 预测麻纤维化学成分含量对麻纤维/UP复合材料界面性能的影响.预测结果表明: 学习结束后模型的输出比较接近实测值, 说明BP神经网络具有很强的学习能力, 同时也证明了将BP神经网络用于麻纤维/UP复合材料界面剪切力预测的可行性;灰关联与BP神经网络联用后预测精度得到大大提高, 预测误差最大可减小83.28%.
2015, 32(6): 1703-1713.
doi: 10.13801/j.cnki.fhclxb.20150316.003
摘要:
通过酸解法制备了具有纳米尺寸和一定长径比针棒状的纳米纤维素晶须(NCW), 利用NCW表面的羟基引发L-丙交酯开环聚合, 合成了表面接枝聚(L-乳酸)(PLLA)链段的接枝纤维素晶须(g-NCW);采用溶液浇铸法制备了PLLA膜以及不同配比的NCW/PLLA和g-NCW/PLLA复合膜.对接枝改性前后的NCW的形貌与性能进行了表征, 研究了复合膜的形貌、结晶性能、热稳定性、亲/疏水性和拉伸性能.结果表明: NCW的形貌与结晶性能在接枝改性后变化不大, 但在乙醇和PLLA溶液中的分散性得到明显改善;当NCW与L-丙交酯的物质的量之比为1∶5时, g-NCW表面PLLA链段的接枝率约为23.61%.NCW和g-NCW作为异相成核剂, 显著提高了PLLA基体的结晶速率;并且, 加入晶须改善了材料的亲水性和热稳定性.添加一定量的NCW和g-NCW到PLLA中, 可有效增强增韧PLLA基体;随着晶须含量增加, 复合膜的拉伸强度和断裂能先增大后下降;当NCW和g-NCW的质量分数为5%时, NCW/PLLA和g-NCW/PLLA复合膜的拉伸强度和断裂能分别达到22.02 MPa和20.01 MPa以及102.39 J/m3和117.83 J/m3, 均达到最大值.由于g-NCW在基体中良好的分散性以及与基体间的界面结合, g-NCW/PLLA复合膜的拉伸强度和韧性明显优于相应的纯PLLA和NCW/PLLA膜.
通过酸解法制备了具有纳米尺寸和一定长径比针棒状的纳米纤维素晶须(NCW), 利用NCW表面的羟基引发L-丙交酯开环聚合, 合成了表面接枝聚(L-乳酸)(PLLA)链段的接枝纤维素晶须(g-NCW);采用溶液浇铸法制备了PLLA膜以及不同配比的NCW/PLLA和g-NCW/PLLA复合膜.对接枝改性前后的NCW的形貌与性能进行了表征, 研究了复合膜的形貌、结晶性能、热稳定性、亲/疏水性和拉伸性能.结果表明: NCW的形貌与结晶性能在接枝改性后变化不大, 但在乙醇和PLLA溶液中的分散性得到明显改善;当NCW与L-丙交酯的物质的量之比为1∶5时, g-NCW表面PLLA链段的接枝率约为23.61%.NCW和g-NCW作为异相成核剂, 显著提高了PLLA基体的结晶速率;并且, 加入晶须改善了材料的亲水性和热稳定性.添加一定量的NCW和g-NCW到PLLA中, 可有效增强增韧PLLA基体;随着晶须含量增加, 复合膜的拉伸强度和断裂能先增大后下降;当NCW和g-NCW的质量分数为5%时, NCW/PLLA和g-NCW/PLLA复合膜的拉伸强度和断裂能分别达到22.02 MPa和20.01 MPa以及102.39 J/m3和117.83 J/m3, 均达到最大值.由于g-NCW在基体中良好的分散性以及与基体间的界面结合, g-NCW/PLLA复合膜的拉伸强度和韧性明显优于相应的纯PLLA和NCW/PLLA膜.
2015, 32(6): 1714-1720.
doi: 10.13801/j.cnki.fhclxb.20150428.004
摘要:
应用聚磷酸铵(APP)对苯并噁嗪(BOZ)树脂及玻璃纤维(GF)/BOZ复合材料进行了阻燃改性, 结合热分析和微观形貌分析等研究了材料的阻燃机制.结果表明:APP可以明显提高BOZ树脂的阻燃性能, 随APP含量的提高, 树脂体系的极限氧指数逐渐提高, 添加量为3wt%时可使BOZ树脂的极限氧指数从基体的31.5%提高到34.5%, 并达到UL 94 V-0级.APP的加入使改性树脂体系的分解温度前移, 玻璃化转变温度略有下降, 改性树脂体系固化反应提前, 反应过程变得缓和.APP的加入使GF/BOZ复合材料的阻燃性能进一步提高, 10wt% GF/APP-BOZ复合材料的极限氧指数从GF/BOZ的51.0%提高到57.7%.微观形貌分析表明: APP的加入使APP-BOZ改性树脂及GF/APP-BOZ复合材料燃烧后生成更为致密的炭层, 从而使材料的阻燃性能得到提高.
应用聚磷酸铵(APP)对苯并噁嗪(BOZ)树脂及玻璃纤维(GF)/BOZ复合材料进行了阻燃改性, 结合热分析和微观形貌分析等研究了材料的阻燃机制.结果表明:APP可以明显提高BOZ树脂的阻燃性能, 随APP含量的提高, 树脂体系的极限氧指数逐渐提高, 添加量为3wt%时可使BOZ树脂的极限氧指数从基体的31.5%提高到34.5%, 并达到UL 94 V-0级.APP的加入使改性树脂体系的分解温度前移, 玻璃化转变温度略有下降, 改性树脂体系固化反应提前, 反应过程变得缓和.APP的加入使GF/BOZ复合材料的阻燃性能进一步提高, 10wt% GF/APP-BOZ复合材料的极限氧指数从GF/BOZ的51.0%提高到57.7%.微观形貌分析表明: APP的加入使APP-BOZ改性树脂及GF/APP-BOZ复合材料燃烧后生成更为致密的炭层, 从而使材料的阻燃性能得到提高.
2015, 32(6): 1721-1728.
doi: 10.13801/j.cnki.fhclxb.20150410.001
摘要:
采用化学气相沉积(CVD)法在碳纤维(CF)表面原位生长碳纳米管(CNTs).考察了不同催化剂、沉积温度、氢气流量以及样品距进气口距离等工艺参数对CNTs-CF生长的影响.利用SEM和高分辨透射电子显微镜(HRTEM)对CNTs-CF形貌和微结构进行了表征和分析.结果表明: 在CF表面原位生长的CNTs为多壁结构, 其中以Ni为催化剂得到的CNTs直径小、分布均匀;在600~750 ℃温度范围内, 随着温度的升高, CNTs直径和长度减小, 产量降低;随着氢气流量的增加, CNTs直径和长度均增加;距进气口30 cm, 在CF表面得到的CNTs覆盖率高、直径小且分布窄, 有利于制备高质量CNTs.
采用化学气相沉积(CVD)法在碳纤维(CF)表面原位生长碳纳米管(CNTs).考察了不同催化剂、沉积温度、氢气流量以及样品距进气口距离等工艺参数对CNTs-CF生长的影响.利用SEM和高分辨透射电子显微镜(HRTEM)对CNTs-CF形貌和微结构进行了表征和分析.结果表明: 在CF表面原位生长的CNTs为多壁结构, 其中以Ni为催化剂得到的CNTs直径小、分布均匀;在600~750 ℃温度范围内, 随着温度的升高, CNTs直径和长度减小, 产量降低;随着氢气流量的增加, CNTs直径和长度均增加;距进气口30 cm, 在CF表面得到的CNTs覆盖率高、直径小且分布窄, 有利于制备高质量CNTs.
2015, 32(6): 1729-1736.
doi: 10.13801/j.cnki.fhclxb.20150211.001
摘要:
使用大尺寸球形Ti60钛合金粉与细小TiB2粉, 通过低能球磨与反应热压烧结, 成功制备了增强相呈网状分布的TiB晶须增强Ti60合金基(TiBW/Ti60)复合材料.对TiBW/Ti60复合材料进行热处理, 以改善其组织结构与力学性能.结果表明: 随着固溶温度的升高, TiBW/Ti60复合材料基体中初生α相(密排六方相)含量减少, 相应地转变β组织(α'(马氏体)+残留β相(体心立方相))含量增加, TiBW/Ti60复合材料的抗拉强度升高, 塑性降低;经过1 100 ℃/1 h固溶处理之后, TiBW/Ti60复合材料的室温抗拉强度为1 470 MPa, 延伸率为1.9%.经过时效处理后, 转变β组织中的α'相分解成细小α+β相.经过1 100 ℃/1 h固溶+600 ℃/8 h时效处理后TiBW/Ti60复合材料的硬度达到HV538, 抗拉强度达到1 552 MPa, 延伸率为1.5%, 经过1 000 ℃/1 h固溶+600 ℃/8 h时效处理, 其抗拉强度达到1 460 MPa, 延伸率为2.2%.
使用大尺寸球形Ti60钛合金粉与细小TiB2粉, 通过低能球磨与反应热压烧结, 成功制备了增强相呈网状分布的TiB晶须增强Ti60合金基(TiBW/Ti60)复合材料.对TiBW/Ti60复合材料进行热处理, 以改善其组织结构与力学性能.结果表明: 随着固溶温度的升高, TiBW/Ti60复合材料基体中初生α相(密排六方相)含量减少, 相应地转变β组织(α'(马氏体)+残留β相(体心立方相))含量增加, TiBW/Ti60复合材料的抗拉强度升高, 塑性降低;经过1 100 ℃/1 h固溶处理之后, TiBW/Ti60复合材料的室温抗拉强度为1 470 MPa, 延伸率为1.9%.经过时效处理后, 转变β组织中的α'相分解成细小α+β相.经过1 100 ℃/1 h固溶+600 ℃/8 h时效处理后TiBW/Ti60复合材料的硬度达到HV538, 抗拉强度达到1 552 MPa, 延伸率为1.5%, 经过1 000 ℃/1 h固溶+600 ℃/8 h时效处理, 其抗拉强度达到1 460 MPa, 延伸率为2.2%.
2015, 32(6): 1737-1744.
doi: 10.13801/j.cnki.fhclxb.20150625.001
摘要:
基于梯度的优化方法对复合材料层合板进行了变刚度铺层优化设计.在优化过程中需确定铺层中各单元的密度以及角度.为了使优化结果具有可制造性, 优化结果需满足制造工艺约束并且铺层角度需从预定角度中选取.为了避免在优化问题中引入过多的约束并减少设计变量的数目, 提出密度分布曲线法(DDCM)对层合板中各单元的密度进行参数化.根据各单元的密度以及角度设计变量并基于Bi-value Coding Parameterization(BCP)方法中的插值公式确定各单元的弹性矩阵.优化过程中以结构柔顺度作为优化目标, 结构体积作为约束, 优化算法采用凸规划对偶算法.对碳纤维复合材料的算例结果表明: 采用DDCM可得到较理想的优化结果, 并且收敛速率较快.
基于梯度的优化方法对复合材料层合板进行了变刚度铺层优化设计.在优化过程中需确定铺层中各单元的密度以及角度.为了使优化结果具有可制造性, 优化结果需满足制造工艺约束并且铺层角度需从预定角度中选取.为了避免在优化问题中引入过多的约束并减少设计变量的数目, 提出密度分布曲线法(DDCM)对层合板中各单元的密度进行参数化.根据各单元的密度以及角度设计变量并基于Bi-value Coding Parameterization(BCP)方法中的插值公式确定各单元的弹性矩阵.优化过程中以结构柔顺度作为优化目标, 结构体积作为约束, 优化算法采用凸规划对偶算法.对碳纤维复合材料的算例结果表明: 采用DDCM可得到较理想的优化结果, 并且收敛速率较快.
2015, 32(6): 1745-1753.
doi: 10.13801/j.cnki.fhclxb.20150505.001
摘要:
针对传统内聚力损伤模型(CZM)无法考虑层内裂纹对界面分层影响的缺点, 提出了一种改进的适用于复合材料层合板低速冲击损伤模拟的CZM.通过对界面单元内聚力本构模型中的损伤起始准则进行修正, 考虑了界面层相邻铺层内基体、 纤维的损伤状态及应力分布对层间强度和分层扩展的影响.基于ABAQUS用户子程序VUMAT, 结合本文模型及层合板失效判据, 建立了模拟复合材料层合板在低速冲击作用下的渐进损伤过程的有限元模型, 计算了不同铺层角度和材料属性的层合板在低速冲击作用下的损伤状态.通过数值模拟与试验结果的对比, 验证了本文方法的精度及合理性.
针对传统内聚力损伤模型(CZM)无法考虑层内裂纹对界面分层影响的缺点, 提出了一种改进的适用于复合材料层合板低速冲击损伤模拟的CZM.通过对界面单元内聚力本构模型中的损伤起始准则进行修正, 考虑了界面层相邻铺层内基体、 纤维的损伤状态及应力分布对层间强度和分层扩展的影响.基于ABAQUS用户子程序VUMAT, 结合本文模型及层合板失效判据, 建立了模拟复合材料层合板在低速冲击作用下的渐进损伤过程的有限元模型, 计算了不同铺层角度和材料属性的层合板在低速冲击作用下的损伤状态.通过数值模拟与试验结果的对比, 验证了本文方法的精度及合理性.
2015, 32(6): 1754-1761.
doi: 10.13801/j.cnki.fhclxb.20150410.006
摘要:
为研究常用于飞机垂尾的复合材料加筋壁板的冲击疲劳特性, 设计了该型加筋壁板多点冲击试验、高周疲劳试验及剩余压缩强度试验.讨论了不同冲击能量对筋条边缘冲击损伤的影响, 及施加低应力水平的疲劳载荷后各冲击损伤区域的扩展情况, 对比分析了疲劳对冲击后剩余压缩强度的影响.结果表明:40 J能量冲击后的损伤面积和凹坑深度较大, C扫描损伤形貌很不规则.100万次低应力疲劳后主损伤区附近衍生出新损伤, 导致压缩破坏时产生向上、下夹具扩展的裂痕.该型加筋壁板疲劳后破坏载荷保持率为95.6%, 有较好的抗冲击疲劳能力, 为加筋壁板耐久性及后屈曲设计提供了思路.
为研究常用于飞机垂尾的复合材料加筋壁板的冲击疲劳特性, 设计了该型加筋壁板多点冲击试验、高周疲劳试验及剩余压缩强度试验.讨论了不同冲击能量对筋条边缘冲击损伤的影响, 及施加低应力水平的疲劳载荷后各冲击损伤区域的扩展情况, 对比分析了疲劳对冲击后剩余压缩强度的影响.结果表明:40 J能量冲击后的损伤面积和凹坑深度较大, C扫描损伤形貌很不规则.100万次低应力疲劳后主损伤区附近衍生出新损伤, 导致压缩破坏时产生向上、下夹具扩展的裂痕.该型加筋壁板疲劳后破坏载荷保持率为95.6%, 有较好的抗冲击疲劳能力, 为加筋壁板耐久性及后屈曲设计提供了思路.
2015, 32(6): 1762-1768.
doi: 10.13801/j.cnki.fhclxb.20151113.003
摘要:
为研究碳纤维增强树脂基复合材料开孔层板在压缩加载过程中的损伤起始、 演化方式和损伤特点, 采用微距拍摄、 逐级加载超声C扫描、 X光扫描和扫描电子显微镜观测4种观测手段对国产CCF300/5228A[45/0/-45/90]4s 、 [452/02/-452/902]2s 、 [454/04/-454/904]s 3种铺层方式的开孔层板进行了压缩试验研究.对压缩载荷作用下开孔层板的损伤起始和损伤演化进行了观察和对比.对试验中观测到的纤维微屈曲、 纤维挤出、 孔边开裂和分层扩展等现象之间的关系进行了分析和说明.试验结果表明: 压缩载荷下45°和90°铺层相邻位置为层板易分层位置, 含45°和90°铺层相邻位置的开孔层板渐进损伤过程较为明显: 开孔层板在压缩载荷下较早出现损伤, 损伤的起始和演化缓解了孔边应力集中, 促使压缩应变能在孔边逐步释放, 推迟开孔层板压缩破坏的发生, 提高层板压缩承载能力.研究结果可为材料结构损伤容限设计提供依据.
为研究碳纤维增强树脂基复合材料开孔层板在压缩加载过程中的损伤起始、 演化方式和损伤特点, 采用微距拍摄、 逐级加载超声C扫描、 X光扫描和扫描电子显微镜观测4种观测手段对国产CCF300/5228A[45/0/-45/90]4s 、 [452/02/-452/902]2s 、 [454/04/-454/904]s 3种铺层方式的开孔层板进行了压缩试验研究.对压缩载荷作用下开孔层板的损伤起始和损伤演化进行了观察和对比.对试验中观测到的纤维微屈曲、 纤维挤出、 孔边开裂和分层扩展等现象之间的关系进行了分析和说明.试验结果表明: 压缩载荷下45°和90°铺层相邻位置为层板易分层位置, 含45°和90°铺层相邻位置的开孔层板渐进损伤过程较为明显: 开孔层板在压缩载荷下较早出现损伤, 损伤的起始和演化缓解了孔边应力集中, 促使压缩应变能在孔边逐步释放, 推迟开孔层板压缩破坏的发生, 提高层板压缩承载能力.研究结果可为材料结构损伤容限设计提供依据.
2015, 32(6): 1769-1776.
doi: 10.13801/j.cnki.fhclxb.20150424.001
摘要:
通过Voxel有限元网格对球形夹杂复合材料进行应力分析时, 由于Voxel网格在两相界面呈现阶梯状, 所以在两相界面附近的单元会表现出明显的应力集中现象.提出采用局部应力平均方法来处理由于Voxel有限元网格而引起的应力集中, 并且考虑应力平均区域、 应力平均加权函数以及网格密度的影响.结果表明: 该局部应力平均方法能够有效地去除两相界面附近单元的应力集中, 但应力平均区域不能过大也不能过小.通过计算发现采用2个Voxel网格深度的平均区域为最优, 并且具有网格不依赖性.该方法也可以进一步用于球形夹杂复合材料的积累损伤演化分析.
通过Voxel有限元网格对球形夹杂复合材料进行应力分析时, 由于Voxel网格在两相界面呈现阶梯状, 所以在两相界面附近的单元会表现出明显的应力集中现象.提出采用局部应力平均方法来处理由于Voxel有限元网格而引起的应力集中, 并且考虑应力平均区域、 应力平均加权函数以及网格密度的影响.结果表明: 该局部应力平均方法能够有效地去除两相界面附近单元的应力集中, 但应力平均区域不能过大也不能过小.通过计算发现采用2个Voxel网格深度的平均区域为最优, 并且具有网格不依赖性.该方法也可以进一步用于球形夹杂复合材料的积累损伤演化分析.
2015, 32(6): 1777-1783.
doi: 10.13801/j.cnki.fhclxb.20150323.002
摘要:
为了研究ZrO2增强羟基磷灰石(HA)复合涂层在牛血清润滑环境下的摩擦磨损性能, 首先, 采用等离子喷涂技术在钛合金基体上制备了ZrO2含量分别为0、15wt%和30wt%的HA生物陶瓷涂层;然后, 分析了ZrO2/HA复合涂层的物相成分和结合强度;最后, 采用UMT-3销盘摩擦试验机研究了ZrO2/HA复合涂层在牛血清润滑环境下的摩擦磨损性能, 观察涂层磨损表面微观形貌并分析了磨损机制.结果表明:HA涂层的主要物相为HA, 15wt% ZrO2/HA复合涂层和30wt% ZrO2/HA复合涂层中的ZrO2以立方相形式存在, 并且衍射峰强度高于HA的.随着ZrO2含量增大, 涂层的结合强度明显增大.ZrO2/HA复合涂层与纯HA涂层相比, 有更好的耐磨性和更低的摩擦系数.纯HA涂层的磨损机制以犁沟效应和磨粒磨损为主, 而15wt% ZrO2/HA复合涂层和30wt% ZrO2/HA复合涂层的磨损机制为脆性剥落磨损.
为了研究ZrO2增强羟基磷灰石(HA)复合涂层在牛血清润滑环境下的摩擦磨损性能, 首先, 采用等离子喷涂技术在钛合金基体上制备了ZrO2含量分别为0、15wt%和30wt%的HA生物陶瓷涂层;然后, 分析了ZrO2/HA复合涂层的物相成分和结合强度;最后, 采用UMT-3销盘摩擦试验机研究了ZrO2/HA复合涂层在牛血清润滑环境下的摩擦磨损性能, 观察涂层磨损表面微观形貌并分析了磨损机制.结果表明:HA涂层的主要物相为HA, 15wt% ZrO2/HA复合涂层和30wt% ZrO2/HA复合涂层中的ZrO2以立方相形式存在, 并且衍射峰强度高于HA的.随着ZrO2含量增大, 涂层的结合强度明显增大.ZrO2/HA复合涂层与纯HA涂层相比, 有更好的耐磨性和更低的摩擦系数.纯HA涂层的磨损机制以犁沟效应和磨粒磨损为主, 而15wt% ZrO2/HA复合涂层和30wt% ZrO2/HA复合涂层的磨损机制为脆性剥落磨损.
2015, 32(6): 1784-1790.
doi: 10.13801/j.cnki.fhclxb.20150518.002
摘要:
为了揭示短纤维无纺布对碳纤维增强树脂基复合材料(CFRP)层板层间韧性的影响规律, 测试了不同面密度(1.95、3.90、7.80和15.60 mg/cm2)和不同纤维平均长度(0.8 mm和4.3 mm)的碳纤维无纺布增韧的CFRP层板I型层间断裂韧性.实验结果表明:对于不同短纤维增韧的CFRP层板, 平均长度为0.8 mm的短纤维增韧效果优于平均长度为4.3 mm的短纤维, 并且面密度为7.8 mg/cm2、厚度约为150 μm、平均长度为0.8 mm的碳纤维无纺布显著提高了CFRP层板的层间断裂韧性, 与未改性的CFRP层板相比, 其能量释放率最大可提高99%.光学显微镜观察结果表明环氧基体中长度为0.8 mm的短纤维具有三维交织结构, 该结构可以有效地阻止裂纹的扩展;SEM观察结果表明短纤维从环氧基体中的脱粘和拔出以及短纤维周围环氧基体的塑性变形是CFRP层板的主要增韧机制.研究结论为层板短纤维增韧技术的应用奠定了基础.
为了揭示短纤维无纺布对碳纤维增强树脂基复合材料(CFRP)层板层间韧性的影响规律, 测试了不同面密度(1.95、3.90、7.80和15.60 mg/cm2)和不同纤维平均长度(0.8 mm和4.3 mm)的碳纤维无纺布增韧的CFRP层板I型层间断裂韧性.实验结果表明:对于不同短纤维增韧的CFRP层板, 平均长度为0.8 mm的短纤维增韧效果优于平均长度为4.3 mm的短纤维, 并且面密度为7.8 mg/cm2、厚度约为150 μm、平均长度为0.8 mm的碳纤维无纺布显著提高了CFRP层板的层间断裂韧性, 与未改性的CFRP层板相比, 其能量释放率最大可提高99%.光学显微镜观察结果表明环氧基体中长度为0.8 mm的短纤维具有三维交织结构, 该结构可以有效地阻止裂纹的扩展;SEM观察结果表明短纤维从环氧基体中的脱粘和拔出以及短纤维周围环氧基体的塑性变形是CFRP层板的主要增韧机制.研究结论为层板短纤维增韧技术的应用奠定了基础.
2015, 32(6): 1791-1799.
doi: 10.13801/j.cnki.fhclxb.20150325.004
摘要:
为评价热塑性结晶聚合物聚偏二氟乙烯(PVDF)对共固化复合材料动态力学和阻尼性能的影响, 首先, 将PVDF负载到芳纶无纺布(ANF)上, 采用共固化工艺制备了PVDF-ANF/环氧树脂(EP)结构阻尼复合材料.然后, 利用动态机械分析仪测试了PVDF-ANF/EP复合材料的损耗因子、损耗模量和储能模量的温度谱;通过弯曲强度、弯曲模量和层间剪切强度的测试评价了复合材料的静态力学性能;通过单悬臂梁振动实验测试了复合材料的共振频率及自由振动衰减曲线, 并计算了损耗因子;通过I型、II型层间断裂韧性实验及断面微观形貌的观察研究了复合材料的断裂韧性及增韧机制.最后, 对复合材料的微观结构进行分析, 探讨了其兼具力学性能和阻尼性能的结构内因.结果表明:通过在ANF表面负载PVDF, 可在不引起复合材料力学性能明显下降的前提下, 进一步提高PVDF-ANF/EP复合材料的阻尼性能和层间断裂韧性, 复合材料的损耗因子提高了33.3%, I型和II型断裂韧性分别提高了168%和208%.
为评价热塑性结晶聚合物聚偏二氟乙烯(PVDF)对共固化复合材料动态力学和阻尼性能的影响, 首先, 将PVDF负载到芳纶无纺布(ANF)上, 采用共固化工艺制备了PVDF-ANF/环氧树脂(EP)结构阻尼复合材料.然后, 利用动态机械分析仪测试了PVDF-ANF/EP复合材料的损耗因子、损耗模量和储能模量的温度谱;通过弯曲强度、弯曲模量和层间剪切强度的测试评价了复合材料的静态力学性能;通过单悬臂梁振动实验测试了复合材料的共振频率及自由振动衰减曲线, 并计算了损耗因子;通过I型、II型层间断裂韧性实验及断面微观形貌的观察研究了复合材料的断裂韧性及增韧机制.最后, 对复合材料的微观结构进行分析, 探讨了其兼具力学性能和阻尼性能的结构内因.结果表明:通过在ANF表面负载PVDF, 可在不引起复合材料力学性能明显下降的前提下, 进一步提高PVDF-ANF/EP复合材料的阻尼性能和层间断裂韧性, 复合材料的损耗因子提高了33.3%, I型和II型断裂韧性分别提高了168%和208%.
2015, 32(6): 1800-1806.
doi: 10.13801/j.cnki.fhclxb.20150204.001
摘要:
为进一步提高骨修复材料的骨诱导性能, 引入了BaTiO3压电涂层.首先, 通过等离子喷涂法在Ti基体上制备羟基磷灰石(HA)、Ti-HA和Ti-HA-BaTiO3这3种生物涂层;然后, 采用正交试验设计优化了喷涂工艺参数, 用SEM/EDS对涂层的形貌和成分进行了表征, 并通过划痕试验测试了涂层与基体的结合强度;最后, 进行了细胞培养试验, 用CCK-8法对细胞毒性进行了评价, 并在SEM下观察了细胞的粘附形态.结果显示:细胞带有伪足, 呈梭形和不规则多边形, 且粘附在Ti-HA-BaTiO3复合涂层表面;细胞伸展形态良好, 涂层的细胞毒性等级不高于1级.可见, Ti-HA-BaTiO3复合材料可以作为临床植入材料应用.
为进一步提高骨修复材料的骨诱导性能, 引入了BaTiO3压电涂层.首先, 通过等离子喷涂法在Ti基体上制备羟基磷灰石(HA)、Ti-HA和Ti-HA-BaTiO3这3种生物涂层;然后, 采用正交试验设计优化了喷涂工艺参数, 用SEM/EDS对涂层的形貌和成分进行了表征, 并通过划痕试验测试了涂层与基体的结合强度;最后, 进行了细胞培养试验, 用CCK-8法对细胞毒性进行了评价, 并在SEM下观察了细胞的粘附形态.结果显示:细胞带有伪足, 呈梭形和不规则多边形, 且粘附在Ti-HA-BaTiO3复合涂层表面;细胞伸展形态良好, 涂层的细胞毒性等级不高于1级.可见, Ti-HA-BaTiO3复合材料可以作为临床植入材料应用.
2015, 32(6): 1807-1813.
doi: 10.13801/j.cnki.fhclxb.20150302.004
摘要:
为了获得性能优异的聚合物多孔材料, 首先, 在封端剂六甲基二硅氧烷(MM)的存在下, 通过硅酸钠与甲基丙烯酰氧基丙基三甲氧基硅烷(MPS)的水解缩聚反应制备了含甲基丙烯酰氧基丙基官能基团的MTQ有机硅树脂;然后, 以MTQ硅树脂为交联剂, 丙烯酸异辛酯(EHA)为单体, 利用高内相比乳液模板法制备了MTQ硅树脂/聚丙烯酸异辛酯(PEHA)聚合物多孔材料;最后, 对该多孔材料的孔结构、压缩性能和热稳定性进行了研究.结果表明:采用MTQ硅树脂作为交联剂制备得到的MTQ硅树脂/PEHA聚合物多孔材料的泡孔孔径介于4~10 μm范围内, 毛孔孔径分布于0.3~2.0 μm区间内;泡孔之间紧密相连, 毛孔均匀分布且通道较窄.MTQ硅树脂含量对MTQ硅树脂/PEHA聚合物多孔材料的比表面积和孔容的影响较小, 但可显著提高聚合物多孔材料的热稳定性和压缩强度;在氮气氛围下, 聚合物多孔材料的最大热分解速率温度可达411.5 ℃.
为了获得性能优异的聚合物多孔材料, 首先, 在封端剂六甲基二硅氧烷(MM)的存在下, 通过硅酸钠与甲基丙烯酰氧基丙基三甲氧基硅烷(MPS)的水解缩聚反应制备了含甲基丙烯酰氧基丙基官能基团的MTQ有机硅树脂;然后, 以MTQ硅树脂为交联剂, 丙烯酸异辛酯(EHA)为单体, 利用高内相比乳液模板法制备了MTQ硅树脂/聚丙烯酸异辛酯(PEHA)聚合物多孔材料;最后, 对该多孔材料的孔结构、压缩性能和热稳定性进行了研究.结果表明:采用MTQ硅树脂作为交联剂制备得到的MTQ硅树脂/PEHA聚合物多孔材料的泡孔孔径介于4~10 μm范围内, 毛孔孔径分布于0.3~2.0 μm区间内;泡孔之间紧密相连, 毛孔均匀分布且通道较窄.MTQ硅树脂含量对MTQ硅树脂/PEHA聚合物多孔材料的比表面积和孔容的影响较小, 但可显著提高聚合物多孔材料的热稳定性和压缩强度;在氮气氛围下, 聚合物多孔材料的最大热分解速率温度可达411.5 ℃.
2015, 32(6): 1814-1823.
doi: 10.13801/j.cnki.fhclxb.20150306.001
摘要:
首先实现了基于几何因子的复合材料层合板建模方法, 解决了几何因子与Natran的参数输入问题, 并通过一个简单算例进行验证.其次, 在基于几何因子的层合板建模方法的基础上, 采用p-k法计算颤振速度和发散速度, 进行基于几何因子的悬臂复合材料层合板颤振和发散特性分析研究, 重点研究了主轴刚度和弯扭耦合效应对颤振速度的影响.分析结果表明: 相对于弯曲刚度, 扭转刚度的改变对颤振速度的影响更显著, 且扭转刚度越小, 颤振速度越低;颤振模式随着刚度特性的改变有可能发生转变, 导致颤振速度的突然变化和几何因子空间内颤振速度等高线的不连续; 在正则化刚度矩阵不变的情况下, 层合板厚度增加会同时提高颤振速度和发散速度, 且颤振速度与发散速度与厚度大致呈线性关系.
首先实现了基于几何因子的复合材料层合板建模方法, 解决了几何因子与Natran的参数输入问题, 并通过一个简单算例进行验证.其次, 在基于几何因子的层合板建模方法的基础上, 采用p-k法计算颤振速度和发散速度, 进行基于几何因子的悬臂复合材料层合板颤振和发散特性分析研究, 重点研究了主轴刚度和弯扭耦合效应对颤振速度的影响.分析结果表明: 相对于弯曲刚度, 扭转刚度的改变对颤振速度的影响更显著, 且扭转刚度越小, 颤振速度越低;颤振模式随着刚度特性的改变有可能发生转变, 导致颤振速度的突然变化和几何因子空间内颤振速度等高线的不连续; 在正则化刚度矩阵不变的情况下, 层合板厚度增加会同时提高颤振速度和发散速度, 且颤振速度与发散速度与厚度大致呈线性关系.
2015, 32(6): 1824-1834.
doi: 10.13801/j.cnki.fhclxb.20150316.004
摘要:
以1Cr18Ni9Ti、 Ti-6Al-4V为金属基底, 通过在B4C+Ti体系中引入CrO3+Al铝热剂, 调整反应体系绝热温度依次为3 193、 3 282、 3 290及3 473 K, 采用超重力场反应连接制备TiB2-TiC/1Cr18Ni9Ti和TiB2-TiC/Ti-6Al-4V梯度复合材料, 发现随着反应绝热温度升高, 陶瓷/金属界面区厚度不仅因金属熔深增加而增大, 并且残存于界面上的Al2O3夹杂也随之增多.分别对B4C+Al体系与CrO3+Al铝热剂进行配制、 球磨活化、 压制成坯并依次填料入坩埚后, 发现残存于界面上的Al2O3夹杂完全消除, 同时发现在TiB2-TiC/1Cr18Ni9Ti界面上生成三维网络陶瓷/金属梯度复合结构,而在TiB2-TiC/Ti-6Al-4V界面上形成跨尺度多层次梯度复合结构.
以1Cr18Ni9Ti、 Ti-6Al-4V为金属基底, 通过在B4C+Ti体系中引入CrO3+Al铝热剂, 调整反应体系绝热温度依次为3 193、 3 282、 3 290及3 473 K, 采用超重力场反应连接制备TiB2-TiC/1Cr18Ni9Ti和TiB2-TiC/Ti-6Al-4V梯度复合材料, 发现随着反应绝热温度升高, 陶瓷/金属界面区厚度不仅因金属熔深增加而增大, 并且残存于界面上的Al2O3夹杂也随之增多.分别对B4C+Al体系与CrO3+Al铝热剂进行配制、 球磨活化、 压制成坯并依次填料入坩埚后, 发现残存于界面上的Al2O3夹杂完全消除, 同时发现在TiB2-TiC/1Cr18Ni9Ti界面上生成三维网络陶瓷/金属梯度复合结构,而在TiB2-TiC/Ti-6Al-4V界面上形成跨尺度多层次梯度复合结构.
