2012年 第29卷 第4期
2012, (4): 1-9.
摘要:
从复合材料离位增韧思想出发, 选用具有高孔隙率的尼龙无纺布(PNF)作为结构化增韧层, 采用RTM工艺制备了PNF层间增韧改性的U3160碳纤维增强环氧3266树脂基复合材料(U3160-PNF/3266), 并研究了其韧性相关性能和增韧机制。结果表明: U3160-PNF/3266复合材料层间仍保持其原有的结构形式, 同时与层间树脂相互贯穿形成了一种非反应诱导相分离的双连续结构, 并且这种双连续结构表现出显著的增韧效果。U3160-PNF/3266复合材料的 Ⅰ 型层间断裂韧性和 Ⅱ 型层间断裂韧性分别提高了1.1倍和1.4倍, 冲击后压缩强度由212 MPa提高到281 MPa。
从复合材料离位增韧思想出发, 选用具有高孔隙率的尼龙无纺布(PNF)作为结构化增韧层, 采用RTM工艺制备了PNF层间增韧改性的U3160碳纤维增强环氧3266树脂基复合材料(U3160-PNF/3266), 并研究了其韧性相关性能和增韧机制。结果表明: U3160-PNF/3266复合材料层间仍保持其原有的结构形式, 同时与层间树脂相互贯穿形成了一种非反应诱导相分离的双连续结构, 并且这种双连续结构表现出显著的增韧效果。U3160-PNF/3266复合材料的 Ⅰ 型层间断裂韧性和 Ⅱ 型层间断裂韧性分别提高了1.1倍和1.4倍, 冲击后压缩强度由212 MPa提高到281 MPa。
2012, (4): 10-16.
摘要:
采用表面接枝十六烷烃的方法对多壁碳纳米管(MWCNTs)进行改性, 通过溶液共混法制备多壁碳纳米管/聚丙烯(MWCNTs/PP)复合材料, 并研究了MWCNTs/PP的结晶行为。结果表明, 3%(质量分数)表面接枝十六烷烃的MWCNTs在PP基体中分散良好, 达到纳米级的分散。加入接枝MWCNTs后, PP的结晶结构未发生改变, 依然是α晶型。接枝MWCNTs对PP有异相成核的作用, 加入接枝MWCNTs使PP的成核及晶体生长方式发生变化。加入3%(质量分数)接枝MWCNTs 以后, PP的结晶温度升高了8℃, 结晶速率提高了1倍, 结晶度提高了3%, 球晶尺寸减小。
采用表面接枝十六烷烃的方法对多壁碳纳米管(MWCNTs)进行改性, 通过溶液共混法制备多壁碳纳米管/聚丙烯(MWCNTs/PP)复合材料, 并研究了MWCNTs/PP的结晶行为。结果表明, 3%(质量分数)表面接枝十六烷烃的MWCNTs在PP基体中分散良好, 达到纳米级的分散。加入接枝MWCNTs后, PP的结晶结构未发生改变, 依然是α晶型。接枝MWCNTs对PP有异相成核的作用, 加入接枝MWCNTs使PP的成核及晶体生长方式发生变化。加入3%(质量分数)接枝MWCNTs 以后, PP的结晶温度升高了8℃, 结晶速率提高了1倍, 结晶度提高了3%, 球晶尺寸减小。
2012, (4): 17-22.
摘要:
制备了含碳纳米管(CNTs)的水溶液, 将该水溶液作为浸润剂浸渍碳纤维并进行烘干, 采用扫描电镜(SEM)和原子力显微镜(AFM)研究了CNTs含量及浸润工艺对碳纤维表面CNTs分布的影响, 运用单丝断裂法分析了CNTs浸润剂处理对碳纤维/环氧树脂界面粘结性能的影响和作用机制。结果表明: CNTs可在T700和T300纤维表面黏附, 浸润剂中CNTs含量越高, CNTs在纤维表面含量越高; 对于CNTs含量较低的浸润剂, 采用增加浸润次数的方法, 能有效提高碳纤维表面CNTs的含量和碳纤维表面粗糙度; 经过CNTs浸润剂处理后, 碳纤维/树脂界面处的机械啮合作用增强, 界面粘结强度明显提高, 增幅最高达35.8%。
制备了含碳纳米管(CNTs)的水溶液, 将该水溶液作为浸润剂浸渍碳纤维并进行烘干, 采用扫描电镜(SEM)和原子力显微镜(AFM)研究了CNTs含量及浸润工艺对碳纤维表面CNTs分布的影响, 运用单丝断裂法分析了CNTs浸润剂处理对碳纤维/环氧树脂界面粘结性能的影响和作用机制。结果表明: CNTs可在T700和T300纤维表面黏附, 浸润剂中CNTs含量越高, CNTs在纤维表面含量越高; 对于CNTs含量较低的浸润剂, 采用增加浸润次数的方法, 能有效提高碳纤维表面CNTs的含量和碳纤维表面粗糙度; 经过CNTs浸润剂处理后, 碳纤维/树脂界面处的机械啮合作用增强, 界面粘结强度明显提高, 增幅最高达35.8%。
2012, (4): 23-28.
摘要:
采用调制式差示扫描量热技术(MDSC)实现了碳纤维/环氧预浸料固化过程中的热导率(垂直纤维方向和平行纤维方向)测定。在实验基础上建立了预浸料固化过程中的热导率二元二次函数模型, 确定了热导率随温度及固化度变化的函数关系。结果表明: T800/环氧预浸料沿纤维方向的热导率为1.15~1.40 W/(m·K), 垂直纤维方向热导率为0.85~1.25 W/(m·K)。在相同温度下, 预浸料的热导率值随固化度的增大而减小; 在相同固化度条件下, 预浸料的热导率值随温度的升高而增大。验证结果表明, 拟合所得热导率二元二次函数关系用于预浸料固化过程的数值模拟时, 将提高参数的准确性。
采用调制式差示扫描量热技术(MDSC)实现了碳纤维/环氧预浸料固化过程中的热导率(垂直纤维方向和平行纤维方向)测定。在实验基础上建立了预浸料固化过程中的热导率二元二次函数模型, 确定了热导率随温度及固化度变化的函数关系。结果表明: T800/环氧预浸料沿纤维方向的热导率为1.15~1.40 W/(m·K), 垂直纤维方向热导率为0.85~1.25 W/(m·K)。在相同温度下, 预浸料的热导率值随固化度的增大而减小; 在相同固化度条件下, 预浸料的热导率值随温度的升高而增大。验证结果表明, 拟合所得热导率二元二次函数关系用于预浸料固化过程的数值模拟时, 将提高参数的准确性。
2012, (4): 29-35.
摘要:
采用环状对苯二甲酸丁二醇酯(CBT)原位聚合制备了连续玻璃纤维(GF)增强聚环状对苯二甲酸丁二醇酯(PCBT)复合材料。考察了聚合反应中催化剂用量对PCBT结晶度以及GF/PCBT复合材料力学性能的影响。当催化剂用量为0.5%(质量分数)时, PCBT的结晶度为53%, GF/PCBT的力学性能达到最佳, 拉伸强度为522 MPa, 拉伸模量为27 GPa, 弯曲强度为481 MPa, 弯曲模量为24.8 GPa, 层间剪切强度(ILSS)为43 MPa。SEM观察表明, 发现催化剂用量为0.5%时, 树脂与纤维的结合性较好。进一步研究了淬火和退火后处理对复合材料力学性能的影响。发现复合材料退火处理后具有较好的力学性能, 其中拉伸强度为545 MPa, 弯曲强度为495 MPa。
采用环状对苯二甲酸丁二醇酯(CBT)原位聚合制备了连续玻璃纤维(GF)增强聚环状对苯二甲酸丁二醇酯(PCBT)复合材料。考察了聚合反应中催化剂用量对PCBT结晶度以及GF/PCBT复合材料力学性能的影响。当催化剂用量为0.5%(质量分数)时, PCBT的结晶度为53%, GF/PCBT的力学性能达到最佳, 拉伸强度为522 MPa, 拉伸模量为27 GPa, 弯曲强度为481 MPa, 弯曲模量为24.8 GPa, 层间剪切强度(ILSS)为43 MPa。SEM观察表明, 发现催化剂用量为0.5%时, 树脂与纤维的结合性较好。进一步研究了淬火和退火后处理对复合材料力学性能的影响。发现复合材料退火处理后具有较好的力学性能, 其中拉伸强度为545 MPa, 弯曲强度为495 MPa。
2012, (4): 36-41.
摘要:
为了比较超高分子量聚乙烯(UHMWPE)在单一填充和混合填充时, 复合材料导电性的差别。在超声和肼的作用下, 通过对氧化石墨烯(GO)、 多壁碳纳米管(MWCNTs)和超高分子量聚乙烯水/乙醇分散液减压蒸馏及热压制备了隔离型MWCNTs/UHMWPE、 石墨烯(GNS)/UHMWPE和MWCNTs-GNS/UHMWPE导电复合材料。经SEM、 TEM测试发现, 导电填料分散于UHMWPE颗粒表面, 热压后形成隔离结构。隔离型的MWCNTs/UHMWPE和GNS/UHMWPE复合材料均表现出较低的导电逾渗(0.148%和0.059%, 体积分数,下同), 但MWCNTs/UHMWPE复合材料的电导率(2.0×10-2 S/m, 1.0%, 质量分数, 下同)明显高于相同填料含量下的GNS/UHMWPE复合材料。 MWCNTs-GNS/UHMWPE复合材料表现出了更低的逾渗(0.039%) 和较高导电性能(1.0×10-2 S/m, 1.0%), 其拉伸强度和断裂伸长率随填充剂含量的增加呈现出先上升后下降的趋势。
为了比较超高分子量聚乙烯(UHMWPE)在单一填充和混合填充时, 复合材料导电性的差别。在超声和肼的作用下, 通过对氧化石墨烯(GO)、 多壁碳纳米管(MWCNTs)和超高分子量聚乙烯水/乙醇分散液减压蒸馏及热压制备了隔离型MWCNTs/UHMWPE、 石墨烯(GNS)/UHMWPE和MWCNTs-GNS/UHMWPE导电复合材料。经SEM、 TEM测试发现, 导电填料分散于UHMWPE颗粒表面, 热压后形成隔离结构。隔离型的MWCNTs/UHMWPE和GNS/UHMWPE复合材料均表现出较低的导电逾渗(0.148%和0.059%, 体积分数,下同), 但MWCNTs/UHMWPE复合材料的电导率(2.0×10-2 S/m, 1.0%, 质量分数, 下同)明显高于相同填料含量下的GNS/UHMWPE复合材料。 MWCNTs-GNS/UHMWPE复合材料表现出了更低的逾渗(0.039%) 和较高导电性能(1.0×10-2 S/m, 1.0%), 其拉伸强度和断裂伸长率随填充剂含量的增加呈现出先上升后下降的趋势。
2012, (4): 42-46.
摘要:
采用双料筒毛细管流变仪和Haul-off牵伸设备, 研究了云母(Mica)/聚丙烯(PP)共混物在拉伸流场中的流变性能。结果表明: Mica/PP共混物熔体拉伸流动属于拉伸变稀型, 随着云母含量的增加, 熔体的表观拉伸黏度逐渐增大。熔体的拉伸应力和表观拉伸黏度均随温度的升高而下降。随着拉伸应变速率的提高, 熔体的拉伸应力增大, 表观拉伸黏度减小, 熔体拉伸流动活化能呈下降趋势。云母微粒的加入使聚丙烯熔体的拉伸模量明显增大, 但随着拉伸速度的提高, 共混熔体的拉伸模量下降显著。为了提高Mica/PP共混物的纺丝稳定性, 应严格控制好拉伸速度和加工温度。
采用双料筒毛细管流变仪和Haul-off牵伸设备, 研究了云母(Mica)/聚丙烯(PP)共混物在拉伸流场中的流变性能。结果表明: Mica/PP共混物熔体拉伸流动属于拉伸变稀型, 随着云母含量的增加, 熔体的表观拉伸黏度逐渐增大。熔体的拉伸应力和表观拉伸黏度均随温度的升高而下降。随着拉伸应变速率的提高, 熔体的拉伸应力增大, 表观拉伸黏度减小, 熔体拉伸流动活化能呈下降趋势。云母微粒的加入使聚丙烯熔体的拉伸模量明显增大, 但随着拉伸速度的提高, 共混熔体的拉伸模量下降显著。为了提高Mica/PP共混物的纺丝稳定性, 应严格控制好拉伸速度和加工温度。
2012, (4): 47-55.
摘要:
将一种全氟磺酸树脂(Nafion)与多壁碳纳米管(MWCNTs)分别按质量比100:1、 100:3、 100:5进行配比, 采用溶剂浇铸法配合超声波分散法制备MWCNTs/Nafion型离子交换膜(IEM), 在此基础上利用化学沉积法制备铂型离子聚合物金属复合材料(Pt-IPMC), 考察三种MWCNTs负载量对IEM及Pt-IPMC性能的影响。采用SEM配合EDAX研究Pt的沉积效果, 对IEM及Pt-IPMC试样进行拉伸测试, 采用数字信号发生器为激励源测试Pt-IPMC的动态位移。结果表明: 添加MWCNTs使Pt-IPMC的内、 外电极厚度分别增加200%~250%和180%~200%, 使IEM及Pt-IPMC的弹性模量分别提高57.92%~140.85%和9.06%~52.85%; MWCNTs有效修饰了Pt-IPMC的内电极, 并明显提升其动态位移量、 动态响应及变形速度。
将一种全氟磺酸树脂(Nafion)与多壁碳纳米管(MWCNTs)分别按质量比100:1、 100:3、 100:5进行配比, 采用溶剂浇铸法配合超声波分散法制备MWCNTs/Nafion型离子交换膜(IEM), 在此基础上利用化学沉积法制备铂型离子聚合物金属复合材料(Pt-IPMC), 考察三种MWCNTs负载量对IEM及Pt-IPMC性能的影响。采用SEM配合EDAX研究Pt的沉积效果, 对IEM及Pt-IPMC试样进行拉伸测试, 采用数字信号发生器为激励源测试Pt-IPMC的动态位移。结果表明: 添加MWCNTs使Pt-IPMC的内、 外电极厚度分别增加200%~250%和180%~200%, 使IEM及Pt-IPMC的弹性模量分别提高57.92%~140.85%和9.06%~52.85%; MWCNTs有效修饰了Pt-IPMC的内电极, 并明显提升其动态位移量、 动态响应及变形速度。
2012, (4): 56-62.
摘要:
采用混酸氧化及表面接枝改性的方法制备了表面含不同官能团的多壁碳纳米管(MWCNTs), 并研究了不同MWCNTs对环氧树脂的低温(77 K)抗冲击性能及热膨胀系数(CTE)的影响。结果表明: 通过接枝反应将—NCO基团封端的PEO齐聚物引入MWCNTs表面, 可提高MWCNTs在环氧树脂基体中的分散性, 加强MWCNTs与环氧树脂的界面作用; 相对于纯环氧树脂, 添加质量分数为0.5%的纯MWCNTs、 氧化MWCNTs和表面接枝MWCNTs改性后的环氧树脂的低温冲击强度分别升高了10.27%、 26.13%和32.95%, 而CTE则分别降低了14.79%、 29.59%和40.29%。这表明表面接枝改性MWCNTs可明显提高环氧树脂基体的低温抗冲击性能并降低环氧树脂在玻璃化转变温度下的CTE。
采用混酸氧化及表面接枝改性的方法制备了表面含不同官能团的多壁碳纳米管(MWCNTs), 并研究了不同MWCNTs对环氧树脂的低温(77 K)抗冲击性能及热膨胀系数(CTE)的影响。结果表明: 通过接枝反应将—NCO基团封端的PEO齐聚物引入MWCNTs表面, 可提高MWCNTs在环氧树脂基体中的分散性, 加强MWCNTs与环氧树脂的界面作用; 相对于纯环氧树脂, 添加质量分数为0.5%的纯MWCNTs、 氧化MWCNTs和表面接枝MWCNTs改性后的环氧树脂的低温冲击强度分别升高了10.27%、 26.13%和32.95%, 而CTE则分别降低了14.79%、 29.59%和40.29%。这表明表面接枝改性MWCNTs可明显提高环氧树脂基体的低温抗冲击性能并降低环氧树脂在玻璃化转变温度下的CTE。
2012, (4): 63-68.
摘要:
基于复合材料液态模塑(LCM)工艺过程中存在半饱和区域的实验现象以及对预制体双尺度效应的逐步认识, 一些学者提出用沉浸模型来研究双尺度多孔介质的不饱和流动。通过体积均匀化方法描述了双尺度多孔介质复合材料液态模塑工艺模型的特征, 得到含有沉浸项的双尺度多孔介质的质量守恒方程, 并采用有限元法对方程进行数值求解, 通过具体算例计算了考虑双尺度效应时恒压树脂注射下不同时段的压力分布状态, 得到树脂在填充过程中流动前沿半饱和区域从出现到消失的过程, 采用不同注射压力进行模拟并比较。结果表明, 与单尺度多孔介质模型不同, 双尺度多孔介质模型更能反映实际树脂填充过程中出现的半饱和区域现象。
基于复合材料液态模塑(LCM)工艺过程中存在半饱和区域的实验现象以及对预制体双尺度效应的逐步认识, 一些学者提出用沉浸模型来研究双尺度多孔介质的不饱和流动。通过体积均匀化方法描述了双尺度多孔介质复合材料液态模塑工艺模型的特征, 得到含有沉浸项的双尺度多孔介质的质量守恒方程, 并采用有限元法对方程进行数值求解, 通过具体算例计算了考虑双尺度效应时恒压树脂注射下不同时段的压力分布状态, 得到树脂在填充过程中流动前沿半饱和区域从出现到消失的过程, 采用不同注射压力进行模拟并比较。结果表明, 与单尺度多孔介质模型不同, 双尺度多孔介质模型更能反映实际树脂填充过程中出现的半饱和区域现象。
2012, (4): 69-74.
摘要:
采用Weibull统计分布方法量化了剑麻纤维的横截面积, 并考虑液体在剑麻纤维中空结构中的芯吸质量, 发展了基于Wilhelmy吊片法原理测试剑麻纤维与液体动态接触角的表征方法。在此基础上, 分析了不同表面处理方法对剑麻纤维微观结构、 表面化学组成、 表面能及其色散、 极性特性的影响规律, 并测试了剑麻纤维与E51环氧树脂的浸润性。结果表明: NaOH、 阻燃剂处理使剑麻纤维表面极性官能团增加, 纤维的表面能极性分量增加显著; 硅烷处理增加了剑麻纤维表面的极性基团含量, 但使其极性分量减小, 表面能略有下降; 并且剑麻纤维与E51树脂的浸润性与其极性比匹配特性密切相关。
采用Weibull统计分布方法量化了剑麻纤维的横截面积, 并考虑液体在剑麻纤维中空结构中的芯吸质量, 发展了基于Wilhelmy吊片法原理测试剑麻纤维与液体动态接触角的表征方法。在此基础上, 分析了不同表面处理方法对剑麻纤维微观结构、 表面化学组成、 表面能及其色散、 极性特性的影响规律, 并测试了剑麻纤维与E51环氧树脂的浸润性。结果表明: NaOH、 阻燃剂处理使剑麻纤维表面极性官能团增加, 纤维的表面能极性分量增加显著; 硅烷处理增加了剑麻纤维表面的极性基团含量, 但使其极性分量减小, 表面能略有下降; 并且剑麻纤维与E51树脂的浸润性与其极性比匹配特性密切相关。
2012, (4): 75-82.
摘要:
以无卤阻燃剂三聚氰胺氰尿酸盐(MCA)为改性剂, 采用熔体共混法制备了改性聚苯醚/聚苯乙烯 (PPO/PS)复合材料。通过XRD和SEM对MCA-PPO/PS复合材料的微观结构进行了表征, 重点研究了复合材料的燃烧性能和流动性能。研究发现: 在复合材料的制备和加工过程中MCA的微观结构并没有发生任何变化, 因此复合材料中MCA的阻燃作用不变。MCA在复合材料中分散比较均匀, 无明显团聚现象。与纯PS相比, 质量比为100:100的PPO/PS在燃烧时的氧指数增加5.4%, 热释放速率峰值降低33.1%, 但总烟释放量增加近1.5倍。在PPO/PS中加入MCA后得到的复合材料的阻燃性能随着MCA用量增加而逐渐增强, 发烟量大幅度降低, 同时熔体黏度减小, 流动性增加。在MCA-PPO/PS复合材料中加入5%、 25%和45%质量分数的MCA可分别使复合材料的总烟释放量比PPO/PS降低43.7%、 82.6%和91.6%。PPO/PS的阻燃机制为凝聚相成炭阻燃, 随着MCA用量增加, MCA-PPO/PS复合材料的阻燃机制逐渐转变为气相稀释和对聚合物基体的冷却效应。加入MCA对MCA-PPO/PS复合材料可同时起到阻燃、 抑烟和改善加工流动性的作用。
以无卤阻燃剂三聚氰胺氰尿酸盐(MCA)为改性剂, 采用熔体共混法制备了改性聚苯醚/聚苯乙烯 (PPO/PS)复合材料。通过XRD和SEM对MCA-PPO/PS复合材料的微观结构进行了表征, 重点研究了复合材料的燃烧性能和流动性能。研究发现: 在复合材料的制备和加工过程中MCA的微观结构并没有发生任何变化, 因此复合材料中MCA的阻燃作用不变。MCA在复合材料中分散比较均匀, 无明显团聚现象。与纯PS相比, 质量比为100:100的PPO/PS在燃烧时的氧指数增加5.4%, 热释放速率峰值降低33.1%, 但总烟释放量增加近1.5倍。在PPO/PS中加入MCA后得到的复合材料的阻燃性能随着MCA用量增加而逐渐增强, 发烟量大幅度降低, 同时熔体黏度减小, 流动性增加。在MCA-PPO/PS复合材料中加入5%、 25%和45%质量分数的MCA可分别使复合材料的总烟释放量比PPO/PS降低43.7%、 82.6%和91.6%。PPO/PS的阻燃机制为凝聚相成炭阻燃, 随着MCA用量增加, MCA-PPO/PS复合材料的阻燃机制逐渐转变为气相稀释和对聚合物基体的冷却效应。加入MCA对MCA-PPO/PS复合材料可同时起到阻燃、 抑烟和改善加工流动性的作用。
2012, (4): 83-87.
摘要:
以甲基乙基次膦酸铝(Al(MEP))作为环氧树脂(EP)的阻燃剂, 制备了Al(MEP)/EP复合材料, 利用垂直燃烧和氧指数法研究了Al(MEP)/EP复合材料的阻燃性能; 探讨了不同组成的Al(MEP)/EP复合材料的弯曲强度和冲击强度; 采用红外光谱(FTIR) 、 TGA 、 DSC、 SEM分别对样品的结构、 热稳定性、 玻璃化转变温度(Tg) 和形貌进行了分析。 结果表明, Al(MEP)的质量分数为15%时, Al(MEP)/EP复合材料的氧指数值(LOI)即可达到32.5%, 垂直燃烧达到UL 94 V-0级。此外, 各种组成的复合材料的力学性能较好、 热稳定性能优良。
以甲基乙基次膦酸铝(Al(MEP))作为环氧树脂(EP)的阻燃剂, 制备了Al(MEP)/EP复合材料, 利用垂直燃烧和氧指数法研究了Al(MEP)/EP复合材料的阻燃性能; 探讨了不同组成的Al(MEP)/EP复合材料的弯曲强度和冲击强度; 采用红外光谱(FTIR) 、 TGA 、 DSC、 SEM分别对样品的结构、 热稳定性、 玻璃化转变温度(Tg) 和形貌进行了分析。 结果表明, Al(MEP)的质量分数为15%时, Al(MEP)/EP复合材料的氧指数值(LOI)即可达到32.5%, 垂直燃烧达到UL 94 V-0级。此外, 各种组成的复合材料的力学性能较好、 热稳定性能优良。
2012, (4): 88-93.
摘要:
用硅烷偶联剂γ-甲基丙烯酰氧基丙基三甲氧基硅烷(KH550)对纳米TiO2进行改性, 将不同比例的聚乙烯醇(17-88与17-99)相混合制成胶液, 再采用直接共混法制备了纳米TiO2/聚乙烯醇(PVA)复合材料, 并流延成膜。通过自制透水仪、 扫描电镜、 热失重分析、 拉伸强度、 耐水性能以及透明性对纳米TiO2/PVA复合膜进行表征, 探讨不同含量的PVA 17-88对复合膜的性能影响。结果表明, PVA 17-88的质量分数为30%, 纳米TiO2 /PVA膜厚度控制在25~30 μm, 透水量较大, 拉伸强度达到28.72 MPa, 耐水性能最佳。
用硅烷偶联剂γ-甲基丙烯酰氧基丙基三甲氧基硅烷(KH550)对纳米TiO2进行改性, 将不同比例的聚乙烯醇(17-88与17-99)相混合制成胶液, 再采用直接共混法制备了纳米TiO2/聚乙烯醇(PVA)复合材料, 并流延成膜。通过自制透水仪、 扫描电镜、 热失重分析、 拉伸强度、 耐水性能以及透明性对纳米TiO2/PVA复合膜进行表征, 探讨不同含量的PVA 17-88对复合膜的性能影响。结果表明, PVA 17-88的质量分数为30%, 纳米TiO2 /PVA膜厚度控制在25~30 μm, 透水量较大, 拉伸强度达到28.72 MPa, 耐水性能最佳。
2012, (4): 94-98.
摘要:
分别采用碱(NaOH)处理、 异氰酸酯(MDI)处理以及NaOH+MDI处理的界面调控方法对竹纤维/聚乳酸复合材料界面进行调控。结果表明, NaOH处理可以进一步细化竹纤维, 增加比表面积, 实现对竹纤维/聚乳酸复合材料界面的物理调控; MDI处理能够实现对复合材料界面的化学调控; 三种界面调控方法均可以改善竹纤维/聚乳酸复合材料的力学性能, 而NaOH+MDI界面调控效果最佳, 调控处理后复合材料拉伸强度和冲击强度分别增加了36.9%和36.5%。
分别采用碱(NaOH)处理、 异氰酸酯(MDI)处理以及NaOH+MDI处理的界面调控方法对竹纤维/聚乳酸复合材料界面进行调控。结果表明, NaOH处理可以进一步细化竹纤维, 增加比表面积, 实现对竹纤维/聚乳酸复合材料界面的物理调控; MDI处理能够实现对复合材料界面的化学调控; 三种界面调控方法均可以改善竹纤维/聚乳酸复合材料的力学性能, 而NaOH+MDI界面调控效果最佳, 调控处理后复合材料拉伸强度和冲击强度分别增加了36.9%和36.5%。
2012, (4): 99-104.
摘要:
选用多层非屈曲经编织物(NCF)作为增强体, 提高了预成型体的铺覆效率及准确性, 同时根据T型接头的结构特点将其组合成工字梁形式并依此设计成型模具, 采用树脂传递模塑(RTM)成型工艺实现了复合材料T型接头的高效制造, 并对其拉伸和压缩力学性能进行了试验研究。结果表明: T型接头拉伸破坏由孔边蒙皮纤维拉断和腹板分层拉脱造成; 而压缩破坏则由腹板翻边分层屈曲和接头中部蒙皮纤维压断造成; T接头拉伸破坏载荷高于其压缩的破坏载荷。
选用多层非屈曲经编织物(NCF)作为增强体, 提高了预成型体的铺覆效率及准确性, 同时根据T型接头的结构特点将其组合成工字梁形式并依此设计成型模具, 采用树脂传递模塑(RTM)成型工艺实现了复合材料T型接头的高效制造, 并对其拉伸和压缩力学性能进行了试验研究。结果表明: T型接头拉伸破坏由孔边蒙皮纤维拉断和腹板分层拉脱造成; 而压缩破坏则由腹板翻边分层屈曲和接头中部蒙皮纤维压断造成; T接头拉伸破坏载荷高于其压缩的破坏载荷。
2012, (4): 105-112.
摘要:
根据复合材料的可制造性及RTM成型工艺的特点对复合材料厚壁连杆的几何外形进行了优化设计。测定了纤维预成型体的渗透率参数, 采用数值模拟技术研究其RTM成型工艺过程, 并根据RTM流动模拟结果设计了成型模具, 成功地利用RTM工艺制备了复合材料厚壁连杆样件。对样件的力学试验考核表明, 采用基于数值模拟技术的工艺设计能够很好地满足制件的制造及载荷要求。
根据复合材料的可制造性及RTM成型工艺的特点对复合材料厚壁连杆的几何外形进行了优化设计。测定了纤维预成型体的渗透率参数, 采用数值模拟技术研究其RTM成型工艺过程, 并根据RTM流动模拟结果设计了成型模具, 成功地利用RTM工艺制备了复合材料厚壁连杆样件。对样件的力学试验考核表明, 采用基于数值模拟技术的工艺设计能够很好地满足制件的制造及载荷要求。
2012, (4): 113-118.
摘要:
采用树脂结合剂金刚石砂轮, 通过对2D-C/SiC复合材料高速深磨磨削加工, 并对磨削表面形貌和亚表面损伤进行了观察。提出了2D-C/SiC摩擦层(表面)的磨削力理论公式, 讨论了磨削加工用量对磨削力和磨削力比的影响。实验结果表明, 2D-C/SiC复合材料的高速深磨材料去除机制与其自身的微观结构相关, 既不同于塑性材料, 也不同于普通脆性材料, 而是以脆性断裂去除为主。
采用树脂结合剂金刚石砂轮, 通过对2D-C/SiC复合材料高速深磨磨削加工, 并对磨削表面形貌和亚表面损伤进行了观察。提出了2D-C/SiC摩擦层(表面)的磨削力理论公式, 讨论了磨削加工用量对磨削力和磨削力比的影响。实验结果表明, 2D-C/SiC复合材料的高速深磨材料去除机制与其自身的微观结构相关, 既不同于塑性材料, 也不同于普通脆性材料, 而是以脆性断裂去除为主。
2012, (4): 119-125.
摘要:
研究了一种Ti诱导反应熔体无压浸渗制备复合材料的方法: 通过凝胶注模成型工艺, 以蔗糖为造孔剂制备了多孔Ti-WC陶瓷骨架预制体, 真空状态下, 在1370℃以Fe-Cr-C合金熔体无压浸渗该预制体, 经过原位反应制备了(W,Ti)C/Fe复合材料。利用SEM-EDS、 XRD对复合材料的组织结构、 元素组成及相组成进行了测试和分析。采用旋转圆盘式摩擦试验机以SiC砂浆为磨料研究了(W,Ti)C/Fe复合材料的耐磨性。结果表明: 在浸渗过程中骨架中的Ti元素的溶解析出与C元素的原位反应促进了浸渗过程的进行, 在1370℃保温1 h, 金属液即渗透整个多孔骨架, 并且在浸渗过程中仍然维持着骨架的形状, 浸渗过程中Ti-C-WC原位反应生成具有芯-壳结构的中间富Ti、 边缘富W的(W,Ti)C增强相。摩擦磨损实验结果表明, (W,Ti)C/Fe复合材料具有优异的抗磨粒磨损性能, 其耐磨性优于工业用耐磨铸铁。
研究了一种Ti诱导反应熔体无压浸渗制备复合材料的方法: 通过凝胶注模成型工艺, 以蔗糖为造孔剂制备了多孔Ti-WC陶瓷骨架预制体, 真空状态下, 在1370℃以Fe-Cr-C合金熔体无压浸渗该预制体, 经过原位反应制备了(W,Ti)C/Fe复合材料。利用SEM-EDS、 XRD对复合材料的组织结构、 元素组成及相组成进行了测试和分析。采用旋转圆盘式摩擦试验机以SiC砂浆为磨料研究了(W,Ti)C/Fe复合材料的耐磨性。结果表明: 在浸渗过程中骨架中的Ti元素的溶解析出与C元素的原位反应促进了浸渗过程的进行, 在1370℃保温1 h, 金属液即渗透整个多孔骨架, 并且在浸渗过程中仍然维持着骨架的形状, 浸渗过程中Ti-C-WC原位反应生成具有芯-壳结构的中间富Ti、 边缘富W的(W,Ti)C增强相。摩擦磨损实验结果表明, (W,Ti)C/Fe复合材料具有优异的抗磨粒磨损性能, 其耐磨性优于工业用耐磨铸铁。
2012, (4): 126-131.
摘要:
选用电工纯铁与无氧铜两种组元材料, 采用轧制复合工艺制备了Cu-Fe-Cu磁屏叠层材料, 对轧合件进行力学性能分析, 并运用金相显微镜、 扫描电镜、 能谱仪等手段分析复合件界面形貌及复合机制。结果表明: 采用50%热轧压下率可使铜、 铁板有效复合, 轧合件内各叠层厚度尺寸稳定、 叠层间平行度良好, 经简单退火后其叠层间无明显扩散发生, 叠层间抗剪切强度达167 MPa, 此时热轧的主要复合机制为机械啮合。
选用电工纯铁与无氧铜两种组元材料, 采用轧制复合工艺制备了Cu-Fe-Cu磁屏叠层材料, 对轧合件进行力学性能分析, 并运用金相显微镜、 扫描电镜、 能谱仪等手段分析复合件界面形貌及复合机制。结果表明: 采用50%热轧压下率可使铜、 铁板有效复合, 轧合件内各叠层厚度尺寸稳定、 叠层间平行度良好, 经简单退火后其叠层间无明显扩散发生, 叠层间抗剪切强度达167 MPa, 此时热轧的主要复合机制为机械啮合。
2012, (4): 132-137.
摘要:
采用真空热压原位合成法制备Al3Ti增强Mg-Al基复合材料。研究了烧结工艺对复合材料显微结构的影响。探讨了Al3Ti的原位合成机制, 提出了Ti和Al的微观反应模型。采用XRD、 SEM等方法分析了复合材料的相组成及微观结构。结果表明, Mg-Al基复合材料组织致密, 原位合成增强相Al3Ti颗粒在基体中均匀分布, 尺寸为0.5~2.0 μm, 与基体界面紧密结合, 同时存在少量残余的Ti和中间相Al-Ti。
采用真空热压原位合成法制备Al3Ti增强Mg-Al基复合材料。研究了烧结工艺对复合材料显微结构的影响。探讨了Al3Ti的原位合成机制, 提出了Ti和Al的微观反应模型。采用XRD、 SEM等方法分析了复合材料的相组成及微观结构。结果表明, Mg-Al基复合材料组织致密, 原位合成增强相Al3Ti颗粒在基体中均匀分布, 尺寸为0.5~2.0 μm, 与基体界面紧密结合, 同时存在少量残余的Ti和中间相Al-Ti。
2012, (4): 138-142.
摘要:
通过对掺杂不同含量钨精矿粉末Fe-Al系粉末压坯进行激光点燃自蔓延烧结(SHS), 利用XRD、 SEM、 硬度测试、 磨损测试表征手段, 分析研究了钨精矿粉含量对烧结合金微观组织结构及宏观性能的影响。实验结果表明: 在烧结过程中, 压坯实现了自蔓延燃烧。合金组织为针状组织, 且随着钨精矿粉含量的增加, 针状组织长大。产物物相主要为AlFe、 AlFe3、 WO3以及Fe7W6。当钨精矿粉添加量为1%时, 烧结合金显微硬度最大, 达到HK956, 烧结合金的密度最大, 为4.27 g/cm3, 孔隙率最小, 为12.2%, 烧结合金的相对磨损率最低, 达到0.05%。
通过对掺杂不同含量钨精矿粉末Fe-Al系粉末压坯进行激光点燃自蔓延烧结(SHS), 利用XRD、 SEM、 硬度测试、 磨损测试表征手段, 分析研究了钨精矿粉含量对烧结合金微观组织结构及宏观性能的影响。实验结果表明: 在烧结过程中, 压坯实现了自蔓延燃烧。合金组织为针状组织, 且随着钨精矿粉含量的增加, 针状组织长大。产物物相主要为AlFe、 AlFe3、 WO3以及Fe7W6。当钨精矿粉添加量为1%时, 烧结合金显微硬度最大, 达到HK956, 烧结合金的密度最大, 为4.27 g/cm3, 孔隙率最小, 为12.2%, 烧结合金的相对磨损率最低, 达到0.05%。
2012, (4): 143-147.
摘要:
采用微波辅助原位氧化还原法制备长径比均匀的银纳米棒, 研究了制备条件参数如催化剂浓度、 表面活性剂与先驱体浓度比率等因素对制备银纳米材料的形貌的影响。以这些银纳米棒作为导电填料制备印刷用导电油墨, 研究了填料含量、 纳米棒及纳米粒子的比率对导电油墨的电导率、 附着力、 老化性能的影响。结果表明, 当晶体生长催化剂NaCl与AgNO3的摩尔比为1:5时, 得到的银纳米材料中纳米棒比例达95%以上。对导电油墨的性能研究表明, 当填料中银纳米棒比例为95%时得到的导电胶具有最低的渗滤阈值, 为62%, 同时经过80℃、 85%RH老化环境老化500 h后导电油墨的体积电阻率上升不超过10%。
采用微波辅助原位氧化还原法制备长径比均匀的银纳米棒, 研究了制备条件参数如催化剂浓度、 表面活性剂与先驱体浓度比率等因素对制备银纳米材料的形貌的影响。以这些银纳米棒作为导电填料制备印刷用导电油墨, 研究了填料含量、 纳米棒及纳米粒子的比率对导电油墨的电导率、 附着力、 老化性能的影响。结果表明, 当晶体生长催化剂NaCl与AgNO3的摩尔比为1:5时, 得到的银纳米材料中纳米棒比例达95%以上。对导电油墨的性能研究表明, 当填料中银纳米棒比例为95%时得到的导电胶具有最低的渗滤阈值, 为62%, 同时经过80℃、 85%RH老化环境老化500 h后导电油墨的体积电阻率上升不超过10%。
2012, (4): 148-156.
摘要:
采用三因素四水平正交实验与单因素实验相结合, 通过力学性能测试及SEM和光学显微镜微观形貌观察研究了复合材料铺放过程中压紧力、 预浸带加热温度及芯模温度对复合材料力学性能的影响。实验结果表明: 压紧力与加热温度对层间剪切强度(ILSS)影响很大, 而芯模温度影响较小; 当压紧力为600 N、 预浸带加热温度为30℃、 芯模温度为18℃时, 复合材料综合力学性能达到最佳。微观形貌观察结果表明: 随着压紧力和预浸带加热温度升高, 纤维与树脂接触充分, 树脂与纤维分布均匀性较好, 层间富树脂区的厚度较小, ILSS逐渐增加; 但当预浸温度上升到40℃以后, 压紧力作用导致树脂与纤维的分布均匀性变差, 层间富树脂区的厚度较大, 从而导致ILSS下降。
采用三因素四水平正交实验与单因素实验相结合, 通过力学性能测试及SEM和光学显微镜微观形貌观察研究了复合材料铺放过程中压紧力、 预浸带加热温度及芯模温度对复合材料力学性能的影响。实验结果表明: 压紧力与加热温度对层间剪切强度(ILSS)影响很大, 而芯模温度影响较小; 当压紧力为600 N、 预浸带加热温度为30℃、 芯模温度为18℃时, 复合材料综合力学性能达到最佳。微观形貌观察结果表明: 随着压紧力和预浸带加热温度升高, 纤维与树脂接触充分, 树脂与纤维分布均匀性较好, 层间富树脂区的厚度较小, ILSS逐渐增加; 但当预浸温度上升到40℃以后, 压紧力作用导致树脂与纤维的分布均匀性变差, 层间富树脂区的厚度较大, 从而导致ILSS下降。
2012, (4): 157-162.
摘要:
通过实验系统研究了三维正交机织玻璃纤维/环氧树脂复合材料厚度方向和面内方向的动、 静态压缩力学性能。结果表明, 动、 静态压缩载荷作用下该材料响应表现出明显的各向异性、 非线性和应变率敏感性。针对三维正交机织玻璃纤维/环氧树脂复合材料高速变形过程中不同形式的内部缺陷和微损伤的演化, 提出了一个依赖应变、 应变率的宏观损伤量, 建立了一种含损伤的非线性黏弹性本构模型。采用数据处理方法拟合了其本构方程材料参数, 在加载过程中, 模型计算值与实验结果吻合较好。
通过实验系统研究了三维正交机织玻璃纤维/环氧树脂复合材料厚度方向和面内方向的动、 静态压缩力学性能。结果表明, 动、 静态压缩载荷作用下该材料响应表现出明显的各向异性、 非线性和应变率敏感性。针对三维正交机织玻璃纤维/环氧树脂复合材料高速变形过程中不同形式的内部缺陷和微损伤的演化, 提出了一个依赖应变、 应变率的宏观损伤量, 建立了一种含损伤的非线性黏弹性本构模型。采用数据处理方法拟合了其本构方程材料参数, 在加载过程中, 模型计算值与实验结果吻合较好。
2012, (4): 163-169.
摘要:
基于增量塑性损伤理论与纤维增强金属层板疲劳裂纹扩展唯象方法, 推导出在拉-压循环加载下, 纤维增强金属层板疲劳裂纹扩展速率预测模型。并通过玻璃纤维增强铝合金层板在应力比R=-1,-2的疲劳裂纹扩展实验对预测模型进行验证。结果表明, 纤维增强铝合金层板疲劳裂纹扩展的压载荷效应分为两种情况: 在有效循环应力比RC>0时, 表现为压载荷对铝合金层所承受残余拉应力的抵消作用; 当RC<0时, 表现为压载荷抵消残余拉应力后, 对纤维增强铝合金层板金属层的塑性损伤, 对疲劳裂纹扩展存在促进作用。纤维铝合金层板疲劳裂纹扩展的压载荷效应不可忽略, 本文中得出的在拉-压循环加载下疲劳裂纹扩展速率预测模型与实验结果符合较好。
基于增量塑性损伤理论与纤维增强金属层板疲劳裂纹扩展唯象方法, 推导出在拉-压循环加载下, 纤维增强金属层板疲劳裂纹扩展速率预测模型。并通过玻璃纤维增强铝合金层板在应力比R=-1,-2的疲劳裂纹扩展实验对预测模型进行验证。结果表明, 纤维增强铝合金层板疲劳裂纹扩展的压载荷效应分为两种情况: 在有效循环应力比RC>0时, 表现为压载荷对铝合金层所承受残余拉应力的抵消作用; 当RC<0时, 表现为压载荷抵消残余拉应力后, 对纤维增强铝合金层板金属层的塑性损伤, 对疲劳裂纹扩展存在促进作用。纤维铝合金层板疲劳裂纹扩展的压载荷效应不可忽略, 本文中得出的在拉-压循环加载下疲劳裂纹扩展速率预测模型与实验结果符合较好。
2012, (4): 170-177.
摘要:
设计了聚甲基丙烯酰亚胺(PMI)泡沫、 交联聚氯乙烯(X-PVC)泡沫、 NOMEX蜂窝、 缝合PMI以及开槽PMI泡沫等形式的玻璃布面板夹层结构复合材料, 研究了芯材种类和厚度、 面板玻璃布层数以及缝合和开槽等因素对夹层结构低速冲击性能的影响。结果表明, PMI泡沫芯较X-PVC泡沫芯和NOMEX蜂窝芯具有更高的冲击破坏载荷和吸收能量。随着泡沫密度及面板厚度的增加, 夹层结构复合材料的冲击破坏载荷和破坏吸收能量增大。合理的缝合和开槽, 能够增加PMI泡沫夹层结构的强度、 刚度及界面性能, 提高冲击承载能力。
设计了聚甲基丙烯酰亚胺(PMI)泡沫、 交联聚氯乙烯(X-PVC)泡沫、 NOMEX蜂窝、 缝合PMI以及开槽PMI泡沫等形式的玻璃布面板夹层结构复合材料, 研究了芯材种类和厚度、 面板玻璃布层数以及缝合和开槽等因素对夹层结构低速冲击性能的影响。结果表明, PMI泡沫芯较X-PVC泡沫芯和NOMEX蜂窝芯具有更高的冲击破坏载荷和吸收能量。随着泡沫密度及面板厚度的增加, 夹层结构复合材料的冲击破坏载荷和破坏吸收能量增大。合理的缝合和开槽, 能够增加PMI泡沫夹层结构的强度、 刚度及界面性能, 提高冲击承载能力。
2012, (4): 178-185.
摘要:
给出了一种适用于梯度复合材料热传导分析的梯度单元, 采用细观力学方法描述材料变化的热物理属性, 通过线性插值和高阶插值温度场分别给出了4节点和8节点梯度单元随空间位置变化的热传导刚度矩阵。推导了在温度梯度载荷和热流密度载荷作用下, 矩形梯度板的稳态温度场和热通量场精确解。基于该精确解对比了连续梯度模型和传统的离散梯度模型的热传导有限元计算结果, 验证了梯度单元的有效性, 并讨论了相关参数对梯度单元的影响。结果表明, 梯度单元和均匀单元得到的温度场基本一致; 当热载荷垂直于材料梯度方向时, 梯度单元能够给出更加精确的局部热通量场; 当热载荷平行于材料梯度方向时, 4节点梯度单元性能恶化, 8节点梯度单元和均匀单元的计算结果与精确解吻合很好。
给出了一种适用于梯度复合材料热传导分析的梯度单元, 采用细观力学方法描述材料变化的热物理属性, 通过线性插值和高阶插值温度场分别给出了4节点和8节点梯度单元随空间位置变化的热传导刚度矩阵。推导了在温度梯度载荷和热流密度载荷作用下, 矩形梯度板的稳态温度场和热通量场精确解。基于该精确解对比了连续梯度模型和传统的离散梯度模型的热传导有限元计算结果, 验证了梯度单元的有效性, 并讨论了相关参数对梯度单元的影响。结果表明, 梯度单元和均匀单元得到的温度场基本一致; 当热载荷垂直于材料梯度方向时, 梯度单元能够给出更加精确的局部热通量场; 当热载荷平行于材料梯度方向时, 4节点梯度单元性能恶化, 8节点梯度单元和均匀单元的计算结果与精确解吻合很好。
2012, (4): 186-190.
摘要:
高精度蜂窝夹层结构反射面板由经过开缝应力释放工艺处理的表层铝板和铝蜂窝芯胶接而成, 为了研究缝隙所引起的夹层结构刚度损失, 基于对实验数据的统计分析, 考虑缝隙面积和分布等对刚度的影响, 定义了缝隙对刚度的影响系数与刚度的损失系数并建立了二者之间的关系, 提出了基于缝隙特征的蜂窝夹层结构刚度损失的评估方法。实验分析结果表明, 缝隙对夹层结构刚度造成的损失达到一定程度后明显减缓, 刚度最大损失可限定在40%。针对表板带有缝隙的夹层结构的数值分析, 依据夹层结构刚度等效原则, 利用刚度损失与缝隙影响系数之间的关系, 可将带有缝隙的表板等效为厚度减薄的连续表板, 对于模拟带有缝隙的夹层结构具有一定的应用价值。
高精度蜂窝夹层结构反射面板由经过开缝应力释放工艺处理的表层铝板和铝蜂窝芯胶接而成, 为了研究缝隙所引起的夹层结构刚度损失, 基于对实验数据的统计分析, 考虑缝隙面积和分布等对刚度的影响, 定义了缝隙对刚度的影响系数与刚度的损失系数并建立了二者之间的关系, 提出了基于缝隙特征的蜂窝夹层结构刚度损失的评估方法。实验分析结果表明, 缝隙对夹层结构刚度造成的损失达到一定程度后明显减缓, 刚度最大损失可限定在40%。针对表板带有缝隙的夹层结构的数值分析, 依据夹层结构刚度等效原则, 利用刚度损失与缝隙影响系数之间的关系, 可将带有缝隙的表板等效为厚度减薄的连续表板, 对于模拟带有缝隙的夹层结构具有一定的应用价值。
2012, (4): 191-194.
摘要:
为了研究纤维增强复合材料的力学性能, 借助混合率构造的Reuss-Voigt模型以及三维纤维取向简化模型, 建立了随机短纤维复合材料弹性模量预测模型。利用该模型对玻璃纤维增强尼龙6(PA6)复合材料进行弹性模量预测, 其预测结果与拉伸实验结果误差值小于5%, 表明该预测模型具有较好的准确性。
为了研究纤维增强复合材料的力学性能, 借助混合率构造的Reuss-Voigt模型以及三维纤维取向简化模型, 建立了随机短纤维复合材料弹性模量预测模型。利用该模型对玻璃纤维增强尼龙6(PA6)复合材料进行弹性模量预测, 其预测结果与拉伸实验结果误差值小于5%, 表明该预测模型具有较好的准确性。
2012, (4): 195-203.
摘要:
提出了一种纤维缠绕厚壁复合材料管的张力优化设计方法。介绍了纤维缠绕控制系统的工作原理, 并讨论了缠绕厚壁复合材料管成型质量的影响因素。针对厚壁复合材料管纤维缠绕过程, 利用弹性叠加原理建立了计算缠绕张力导致复合材料管残余内应力变化的模型和方法。分别比较了利用现有恒张力、 恒力矩和锥度张力三种常规模式缠绕厚壁复合材料管的内应力分布特性。设计了一种独特的神经网络结构, 并通过误差反向传播实现了对纤维缠绕张力的优化设计。以实验验证说明神经网络收敛优化过程的主要机制, 结果表明, 通过该神经网络优化的纤维缠绕张力能满足特殊内应力(如等应力)分布设计的需要。
提出了一种纤维缠绕厚壁复合材料管的张力优化设计方法。介绍了纤维缠绕控制系统的工作原理, 并讨论了缠绕厚壁复合材料管成型质量的影响因素。针对厚壁复合材料管纤维缠绕过程, 利用弹性叠加原理建立了计算缠绕张力导致复合材料管残余内应力变化的模型和方法。分别比较了利用现有恒张力、 恒力矩和锥度张力三种常规模式缠绕厚壁复合材料管的内应力分布特性。设计了一种独特的神经网络结构, 并通过误差反向传播实现了对纤维缠绕张力的优化设计。以实验验证说明神经网络收敛优化过程的主要机制, 结果表明, 通过该神经网络优化的纤维缠绕张力能满足特殊内应力(如等应力)分布设计的需要。
2012, (4): 204-209.
摘要:
给出了多种纤维混杂多向缠绕筒三维等效弹性模量的理论估算方法, 应用该方法计算了玻璃-碳纤维混杂缠绕筒的三维等效弹性模量。计及混杂效应的影响, 考虑了碳纤维体积分数、 铺层方式、 纤维分散度等因素, 对玻璃-碳纤维混杂缠绕结构, 引入混杂效应系数对该方法进行修正。试验结果表明, 该方法预测的三维等效弹性模量的精度较高。采用该方法可将复杂的纤维混杂缠绕结构等效为具有各向异性性质的均质单一材料, 极大降低了应力分析的工作量。
给出了多种纤维混杂多向缠绕筒三维等效弹性模量的理论估算方法, 应用该方法计算了玻璃-碳纤维混杂缠绕筒的三维等效弹性模量。计及混杂效应的影响, 考虑了碳纤维体积分数、 铺层方式、 纤维分散度等因素, 对玻璃-碳纤维混杂缠绕结构, 引入混杂效应系数对该方法进行修正。试验结果表明, 该方法预测的三维等效弹性模量的精度较高。采用该方法可将复杂的纤维混杂缠绕结构等效为具有各向异性性质的均质单一材料, 极大降低了应力分析的工作量。
2012, (4): 210-216.
摘要:
低频时, 控制振动结构第一阶声辐射模态伴随系数可有效控制总声功率。通过分层有限元模型可以求解层合板的位移模式。对层合板的固有频率和动态响应进行了理论推导。结合声辐射模态理论, 研究了层合板铺设角度、 弹性模量比、 跨厚比以及阻尼比等结构参数对层合板结构第一阶声辐射模态伴随系数的影响。计算结果表明, 分层理论结合有限元方法可以较准确地计算层合板固有频率, 而且铺设角度和跨厚比对层合板结构声辐射模态影响较大。
低频时, 控制振动结构第一阶声辐射模态伴随系数可有效控制总声功率。通过分层有限元模型可以求解层合板的位移模式。对层合板的固有频率和动态响应进行了理论推导。结合声辐射模态理论, 研究了层合板铺设角度、 弹性模量比、 跨厚比以及阻尼比等结构参数对层合板结构第一阶声辐射模态伴随系数的影响。计算结果表明, 分层理论结合有限元方法可以较准确地计算层合板固有频率, 而且铺设角度和跨厚比对层合板结构声辐射模态影响较大。
2012, (4): 217-223.
摘要:
通过构造新的广义保角映射, 利用广义复变函数方法研究了在电不可渗透边界条件下含有沿垂直于极化方向穿透的共线半无限裂纹的狭长压电体的平面问题, 给出了裂纹尖端处的各场强度因子的解析解。此外, 当狭长体高度和裂纹尺寸按一定的趋势变化时, 还可以得到压电复合材料另外几种新构型的平面问题的解析解。通过数值算例分析得到了两裂纹之间的距离、 狭长体的高度及裂纹面上的受载长度对场强度因子的影响规律。
通过构造新的广义保角映射, 利用广义复变函数方法研究了在电不可渗透边界条件下含有沿垂直于极化方向穿透的共线半无限裂纹的狭长压电体的平面问题, 给出了裂纹尖端处的各场强度因子的解析解。此外, 当狭长体高度和裂纹尺寸按一定的趋势变化时, 还可以得到压电复合材料另外几种新构型的平面问题的解析解。通过数值算例分析得到了两裂纹之间的距离、 狭长体的高度及裂纹面上的受载长度对场强度因子的影响规律。
2012, (4): 224-230.
摘要:
通过一系列准静态压缩实验研究了纯泡沫铝、 纯环氧树脂及三种不同体积分数的空心玻璃微珠(HGB)泡沫铝-环氧树脂互穿相复合材料(IPC)等五种材料压缩的变形过程和破坏形貌, 分析了其破坏机制, 并对三种IPC进行了应力松弛实验。通过绘制应力-应变曲线, 分析了其变化规律, 得出了有效弹性模量、 屈服极限等力学性能及能量吸收特性。结果表明: 三种IPC的有效弹性模量、 屈服极限及比强度、 比刚度均较纯泡沫铝有较大的提高, 泡沫铝-环氧树脂的单位体积吸能率最大, 且吸能率随空心玻璃微珠体积分数的增加而减小。泡沫铝-环氧树脂IPC有效弹性模量的预测结果与实验值较为符合。应力松弛率随空心玻璃微珠体积分数增加而增大。
通过一系列准静态压缩实验研究了纯泡沫铝、 纯环氧树脂及三种不同体积分数的空心玻璃微珠(HGB)泡沫铝-环氧树脂互穿相复合材料(IPC)等五种材料压缩的变形过程和破坏形貌, 分析了其破坏机制, 并对三种IPC进行了应力松弛实验。通过绘制应力-应变曲线, 分析了其变化规律, 得出了有效弹性模量、 屈服极限等力学性能及能量吸收特性。结果表明: 三种IPC的有效弹性模量、 屈服极限及比强度、 比刚度均较纯泡沫铝有较大的提高, 泡沫铝-环氧树脂的单位体积吸能率最大, 且吸能率随空心玻璃微珠体积分数的增加而减小。泡沫铝-环氧树脂IPC有效弹性模量的预测结果与实验值较为符合。应力松弛率随空心玻璃微珠体积分数增加而增大。
2012, (4): 231-238.
摘要:
采用细观力学方法研究了正交铺设SiC/CAS复合材料在单轴拉伸载荷作用下界面脱粘对基体开裂的影响。采用断裂力学界面脱粘准则确定了0°铺层纤维/基体界面脱粘长度, 结合能量平衡法得到了主裂纹且纤维/基体界面发生脱粘(即模式3)和次裂纹且纤维/基体界面发生脱粘(即模式5)的临界开裂应力, 讨论了纤维/基体界面剪应力、 界面脱粘能对基体开裂应力的影响。结果表明, 模式3和模式5的基体开裂应力随纤维/基体界面剪应力、 界面脱粘能的增加而增加。将这一结果与Chiang考虑界面脱粘对单向纤维增强陶瓷基复合材料初始基体开裂影响的试验研究结果进行对比表明, 该变化趋势与单向SiC增强玻璃陶瓷基复合材料的试验研究结果一致。
采用细观力学方法研究了正交铺设SiC/CAS复合材料在单轴拉伸载荷作用下界面脱粘对基体开裂的影响。采用断裂力学界面脱粘准则确定了0°铺层纤维/基体界面脱粘长度, 结合能量平衡法得到了主裂纹且纤维/基体界面发生脱粘(即模式3)和次裂纹且纤维/基体界面发生脱粘(即模式5)的临界开裂应力, 讨论了纤维/基体界面剪应力、 界面脱粘能对基体开裂应力的影响。结果表明, 模式3和模式5的基体开裂应力随纤维/基体界面剪应力、 界面脱粘能的增加而增加。将这一结果与Chiang考虑界面脱粘对单向纤维增强陶瓷基复合材料初始基体开裂影响的试验研究结果进行对比表明, 该变化趋势与单向SiC增强玻璃陶瓷基复合材料的试验研究结果一致。
2012, (4): 239-245.
摘要:
基于一个六自由度的位移场和电势场, 建立了压电复合材料层板的控制方程。在简支边界条件下, 得到了正交矩形压电复合材料层板的解析解。该理论是一个等效单层理论, 控制方程的变量仅六个, 且不随层数变化, 使解的数学过程简洁。在该理论中, 决定精度的位移分布函数和电势分布函数由三维应力和静电平衡方程的特解来确定, 使之满足压电层板界面连续条件与板面力及电条件。算例验证了本文中等效单层理论的高精度。
基于一个六自由度的位移场和电势场, 建立了压电复合材料层板的控制方程。在简支边界条件下, 得到了正交矩形压电复合材料层板的解析解。该理论是一个等效单层理论, 控制方程的变量仅六个, 且不随层数变化, 使解的数学过程简洁。在该理论中, 决定精度的位移分布函数和电势分布函数由三维应力和静电平衡方程的特解来确定, 使之满足压电层板界面连续条件与板面力及电条件。算例验证了本文中等效单层理论的高精度。
2012, (4): 246-250.
摘要:
为推广Reddy理论准确分析复合材料层合/夹层结构的热变形和应力, 通过使用横法向热变形和自由表面条件, 发展了增强型Reddy层合梁理论。虽然考虑了横法向应变, 增强型Reddy理论位移变量数与Reddy理论相同。用虚功原理推导了复合材料层合梁平衡方程, 并分析了简支复合材料层合/夹层梁热膨胀问题。数值结果表明, 增强型Reddy理论能准确分析复合材料层合/夹层结构热膨胀问题, 而Reddy理论分析热膨胀问题误差较大。
为推广Reddy理论准确分析复合材料层合/夹层结构的热变形和应力, 通过使用横法向热变形和自由表面条件, 发展了增强型Reddy层合梁理论。虽然考虑了横法向应变, 增强型Reddy理论位移变量数与Reddy理论相同。用虚功原理推导了复合材料层合梁平衡方程, 并分析了简支复合材料层合/夹层梁热膨胀问题。数值结果表明, 增强型Reddy理论能准确分析复合材料层合/夹层结构热膨胀问题, 而Reddy理论分析热膨胀问题误差较大。
