- 2016年第46卷第3期文章目次
>综述
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2016, 46(3).
摘要:
根据高超声速飞行器控制面高温密封件的设计要求ꎬ本文介绍了ＮＡＳＡ 格林研究中心高温密封件的先进设计方案ꎬ即以耐高温材料的编织物为基础的密封件方案、陶瓷层叠薄片密封件方案和预加载器方案ꎬ并总结了鉴定密封件和密封系统性能的试验设备和方法ꎮ -
2016, 46(3).
摘要:
氟橡胶具有优异的耐油、耐高温、耐酸碱、耐高真空等性能ꎬ但由于氟橡胶分子链含有氟原子ꎬ使其极性增加、耐低温性能变差ꎮ 本文从分子结构、共混、配方设计、工艺条件４ 个方面ꎬ综述了国内外氟橡胶低温性能改进的途径ꎬ着重分析了分子结构与共混ꎮ 分子结构改进包括在主链或者侧链加入柔性基团ꎬ例如氟醚橡胶、氟硅橡胶等ꎻ共混主要是指将通过一定手段将其与低温性能较好的橡胶混合均匀ꎮ 最后ꎬ提出了氟橡胶低温性能改进的发展趋势及应用前景ꎮ >计算材料学
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2016, 46(3).
摘要:
聚铝碳硅烷( ＰＡＣＳ) 纤维预氧化过程是制备近化学计量比ＳｉＣ( Ａｌ) 纤维的关键步骤ꎮ 而连续ＰＡＣＳ 纤维预氧化的氧含量控制是关键问题ꎮ 采用实时测量设备对连续ＰＡＣＳ 纤维预氧化过程进行跟踪ꎬ用分段积分方法对ＰＡＣＳ 纤维进行非等温动力学模拟ꎻ利用实时测量数据用非线性优化方法求解ꎬ可以预测ＰＡＣＳ纤维预氧化增重ꎮ 本文在实验过程中ꎬ采用聚碳硅烷(ＰＣＳ)纤维和ＰＡＣＳ 纤维进行对比研究ꎮ 结果表明:在相同的预氧化条件下ꎬ两种纤维均在Ｓｉ—Ｈ 键反应程度为４０％时出现凝胶点ꎬ反应后凝胶含量均达到１００％ꎬ其氧含量分别为９.９ｗｔ％和１４.７ｗｔ％ꎻＰＡＣＳ 纤维的Ｓｉ—Ｈ 键反应程度和增重均比ＰＣＳ 纤维低ꎮ 利用实时增重数据ꎬ用Ｍａｔｌａｂ 的Ｌｓｑｎｏｎｌｉｎ 函数进行求解预氧化动力学方程ꎬ得到ＰＡＣＳ 的预氧化活化能为６２.２ ｋＪ/ ｍｏｌꎬ模型可准确的预测其预氧化过程中的增重率变化ꎮ -
2016, 46(3).
摘要:
借助绘图软件ＰＲＯ/ Ｅ 构建出用于研究冲击性能的三层三维浅交弯联机织复合材料及冲头的结构模型ꎬ并利用有限元软件ＡＮＳＹＳ 对其力学性能进行模拟分析ꎮ 分别表征复合材料中纤维、树脂基体的应力应变分布情况ꎬ并预测复合材料的冲击破坏形式ꎮ 结果表明ꎬ在准静态冲击载荷的作用下ꎬ复合材料在冲头冲击的位置形成贯穿性损伤ꎻ纤维表现出较大的冲击应力ꎬ树脂基体表现出较大的冲击应变ꎻ冲击破坏模式主要为复合材料的变形引起的贯穿性破坏ꎬ包括纤维的断裂、树脂的破碎及纤维与树脂间的脱粘ꎮ >新材料新工艺
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摘要:
设计了基于ＶＯ２的非对称ＦＰ 腔薄膜结构的智能热控涂层ꎬ并应用光学模拟计算的方法研究了不同膜层厚度对薄膜结构辐射率的影响ꎬ以及辐射率随角度的变化规律ꎮ 计算结果表明ꎬ当相变层ＶＯ２层的厚度从１５ ｎｍ 增至１２０ ｎｍ 时ꎬ薄膜结构的辐射率变化Δε 先增加再减小ꎬＶＯ２厚度为５０ ｎｍ 时ꎬΔε 达到最大ꎬ约为０.６ꎮ 介质层ＨｆＯ２的厚度主要影响多层薄膜结构的高温吸收带位置ꎬ但Δε 在ＨｆＯ２层厚度为８００~１ ０００ ｎｍꎬ均可达到约０.６ 的最大值ꎮ 多层薄膜结构在０°~ ７０°ꎬ仍保持明显的辐射率变化ꎬΔε 在０.４ 以上ꎮ -
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摘要:
开展了２２１９ＭＣＳ 叉形环和２２１９Ｃ１０Ｓ 筒段组成的接底接头的搅拌摩擦焊工艺试验ꎬ分析了焊接速度、２２１９ＭＣＳ 叉形环位置对接头组织形貌、显微硬度、力学性能的影响规律ꎮ 结果表明:２２１９ＭＣＳ 叉形环的原始粗大组织晶粒导致其无论位于前进侧还是后退侧ꎬ均是整个接头的薄弱环节ꎮ 接头显微硬度呈现出典型的“Ｗ”型分布ꎬ叉形环一侧的热机影响区的显微硬度最低ꎮ 在焊接参数相同时ꎬ叉形环位于后退侧的力学性能优于其位于前进侧ꎻ当焊接速度为１８０~２２０ ｍｍ/ ｍｉｎ 且叉形环为后退侧时ꎬ其接头综合性能最优ꎬ抗拉强度可达到３３０ ＭＰａꎬ低温抗拉强度可达到４２０ ＭＰａꎬ延伸率超过３.５％ꎬ正弯性能均可以达到１８０°无裂纹ꎬ但是２２１９ＭＣＳ 母材开始出现裂纹ꎬ而背弯性能较差ꎬ并且背部裂纹沿着２２１９ＭＣＳ 热机影响区一侧起裂、扩展ꎮ -
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摘要:
以聚铝氧烷为铝源ꎬ聚硼硅氮烷兼作硼源和硅源ꎬ共混得到ＳｉＢＡｌＯＮ 陶瓷前驱体ꎬ经高温裂解得到ＳｉＢＡｌＯＮ 陶瓷ꎮ 采用ＴＧＡ 和ＸＲＤ 对ＳｉＢＡｌＯＮ 前驱体的裂解行为及陶瓷产物晶相结构进行表征ꎮ 结果表明ꎬＡｌ 的引入降低了陶瓷的结晶温度ꎬ当陶瓷中的Ａｌ 含量为１０ｗｔ％时ꎬ１ ３００℃ 处理后析出β－Ｓｉ３ Ｎ４ 晶体ꎬ１５００℃时ꎬ陶瓷中的Ａｌ 和Ｏ 与无定型的Ｓｉ－Ｎ 结合生成出现Ｓｉ２Ｎ２Ｏ 和Ｓｉ３ Ａｌ３ Ｏ３＋１.５ｘ Ｎ５－ｘ结晶ꎬ１ ７００℃时Ａｌ 和Ｏ与结晶的β－Ｓｉ３Ｎ４固溶生成β’ －ＳｉＡｌＯＮ 结晶ꎬ最终陶瓷产物晶相组成为Ｓｉ２ Ｎ２ Ｏ/ Ｓｉ３ Ａｌ３ Ｏ３＋１.５ｘ Ｎ５－ｘ / β’ －ＳｉＡｌＯＮꎮ对陶瓷的介电性能进行研究表明ꎬ温度<１ ０００℃时ꎬ其介电常数和介电损耗较为稳定ꎬ分别约为３ 和<０.００４ꎮ -
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摘要:
研究了ＥＰ / ＰＩ 和ＢＭＩ/ ＰＥＳ 两种ＴＳ/ ＴＰ 共混体系的反应诱导相分离过程及形貌结构ꎮ 采用相差显微镜原位研究了反应诱导相分离的过程ꎬ发现分相初期形成了均匀的相结构ꎻ随着相分离的发展ꎬ一定浓度区域样品中的双连续结构经过演化发展ꎬ分相后期样品内部与边缘的形貌不一致ꎮ 通过对固化后样品断面的ＳＥＭ 观察ꎬ发现在ＴＰ 浓度很低时形成海岛结构ꎬ当ＴＰ 浓度稍高ꎬ样品形成了核壳结构ꎬ在样品边缘和与基板接触的上下等外侧形成了ＴＳ 的富集区ꎬ只有极少量的ＴＰ 分散颗粒存在ꎻ在样品的中间ꎬＴＳ 和ＴＰ 形成双连续结构ꎬ其中ＴＰ 富集相具有细丝状的网络特征ꎮ 分析认为ꎬＥＰ 和ＢＭＩ 为热固性树脂ꎬ初始样品为小分子ꎬ在反应开始时表现为流体ꎬ为快组分ꎻＰＩ 和ＰＥＳ 为典型的热塑性聚合物ꎬ它们的黏弹性特征随着相分离的发展越来越显著ꎬ即Ｔｇ以下为玻璃态ꎬＴｇ以上表现出弹性、黏弹性特征ꎬ为慢组分ꎮ 在反应分相过程中ꎬ由于ＴＰ 富集相缠结网络的松弛慢于相分离的速度ꎬ因此ＴＰ 富集相网络的整体收缩不可避免ꎬ在ＴＰ 与ＴＳ 动力学极不对称的作用之下ꎬ初始均匀的双连续结构最终发展为核壳结构ꎮ -
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摘要:
通过胺解反应合成了二(３－乙炔基苯胺) －甲基乙烯基硅烷( ＳＺＭＶ)ꎬ并对其物理结构进行了表征ꎮ 将ＳＺＭＶ 与含硅芳炔(ＰＳＡ)树脂通过熔融共混的方法制备了改性ＰＳＡ 树脂( ＰＳＡ/ ＳＺＭＶ)ꎮ 考察了改性ＰＳＡ 树脂的黏度、固化特性、耐热性能、介电性能以及复合材料的力学性能ꎮ 研究结果表明ＳＺＭＶ 的加入有效降低了树脂的黏度ꎬ使其加工工艺性能得到改善ꎬ氮气条件下树脂固化物的Ｔ５ｄ高达５７１℃ꎬ仍保持良好的耐热性能ꎬ改性树脂的介电常数为２.９ꎬ复合材料的弯曲和层剪强度分别提高了４５％和３３.６％ꎮ -
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摘要:
针对Ｔｉ－Ｓｉ－Ｂ４Ｃ－Ｃ 反应体系ꎬ在进行热力学分析的基础上ꎬ采用燃烧合成法制备了复相陶瓷粉体ꎬ采用ＸＲＤ、ＳＥＭ 对反应产物的物相和组织结构进行表征ꎬ探讨了燃烧反应机理ꎮ 研究结果表明ꎬ所制备复相陶瓷由Ｔｉ３ＳｉＣ２、ＴｉＢ２、ＴｉＣ 三相组成ꎬ其质量分数分别为４４.２％、２７.９％、２７.９％ꎮ ＴｉＢ２相以棱角分明的颗粒形态存在ꎬＴｉＣ 相以不规则的球形颗粒存在ꎬ两种颗粒弥散分布于具有典型层状结构Ｔｉ３ＳｉＣ２基体中ꎮ Ｔｉ－Ｓｉ－Ｂ４ＣＣ体系反应机理可以概括为Ｔｉ 与Ｃ 的燃烧反应、Ｔｉ－Ｓｉ 熔体的形成、Ｂ 的还原与Ｔｉ３ ＳｉＣ２ 的合成、ＴｉＢ２ 的生成与长大四个基本过程ꎮ -
2016, 46(3).
摘要:
以含硅芳炔树脂为基体ꎬ偶氮二甲酰胺(ＡＣ)为发泡剂ꎬ脲素为助发泡剂ꎬ通过树脂在固化的同时进行发泡ꎬ制备出工艺简单、结构基本可控的泡沫材料ꎮ 研究结果表明ꎬ当泡沫材料密度约为０.５７８ ｇ/ ｃｍ３ 时ꎬ泡孔直径约３００ μｍꎬ压缩强度为６.３２ ＭＰａꎬ热导率为０.１１２ Ｗ/ (ｍＫ)ꎬ介电常数为１.７ 左右ꎮ -
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摘要:
以含硅芳炔树脂为先驱体ꎬ采用先驱体浸渍法(ＰＩＰ) 制备了Ｃ/ Ｃ－ＳｉＣ 复合材料ꎮ 首先通过炭化Ｔ３００/ 含硅芳炔树脂(ＣＦＲＰ)制备了多孔Ｃ/ Ｃ－ＳｉＣ 预制体ꎬ并探究了炭化工艺对所得多孔Ｃ/ Ｃ－ＳｉＣ 预制体性能的影响ꎬ制得的多孔Ｃ/ Ｃ－ＳｉＣ 预制体弯曲强度为９８ ＭＰａꎻ然后以含硅芳炔树脂溶液为浸渍剂ꎬ浸渍多孔Ｃ/ ＣＳｉＣ预制体ꎬ经过４ 次浸渍、固化、炭化后ꎬ得到致密的Ｃ/ Ｃ－ＳｉＣ 复合材料ꎬ其弯曲强度提升到２０３ ＭＰａꎬ同时用ＸＲＤ、ＳＥＭ、ＴＥＭ 等手段表征了复合材料的微观结构ꎬ所得Ｃ/ Ｃ－ＳｉＣ 复合材料主要成分为β－ＳｉＣ 及无定型碳ꎮ -
2016, 46(3).
摘要:
为了满足不同马赫数飞行器对透波材料提出的集透波、承载、防热、耐蚀、抗冲击于一体的性能要求ꎬ本文开展了不同耐热区间纤维增强陶瓷基复合材料的研究ꎮ 采用ＰＩＰ 工艺分别制备了氧化铝、莫来石、石英、氮化硅纤维增强ＳｉＢＮ 陶瓷基复合材料ꎬ并对其介电和力学性能进行了测试与评价ꎮ 结果发现莫来石纤维增强ＳｉＢＮ 陶瓷基复合材料的介电常数和介电损耗分别为４.１~４.２ 和１.０×１０－２ ~９.７×１０－３ꎬ抗弯、拉伸、压缩强度分别为９５.１２、３４.９５ 和８０.９２ ＭＰａꎬ具有最佳的综合性能ꎮ -
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摘要:
对发动机调节片用聚酰亚胺树脂及其复合材料性能、调节片力学仿真设计和装机试车考核三方面进行研究ꎮ 采用ＤＭＡ、ＴＧＡ、流变仪和万能力学试验机等考察了ＫＨ３０８ 树脂及其复合材料性能ꎬ并结合ＡＮ￣ＳＹＳ 力学仿真计算等方法对复合材料调节片进行了结构设计ꎮ 结果表明ＫＨ３０８ 树脂熔体最低黏度为１４.８ Ｐａｓꎬ具有良好的成型工艺性ꎻＴｇ为３３５℃ꎬＴ５ｄ为４６８.８℃ꎬ ＭＴ３００/ ＫＨ３０８ 复合材料具有优良的耐热、抗振动及耐老化性能ꎬ可以有效替代钛合金调节片ꎬ实现减重５２％ꎬ各项功能指标均满足设计要求ꎮ -
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摘要:
为了满足重型卫星发射要求ꎬ需要研制具有高承载能力的条带ꎮ 以Φ９３７ ｍｍ 接口包带装置为例ꎬ采用１８Ｎｉ 马氏体时效钢开展条带设计ꎬ条带制造过程中对热处理工艺、表面抛光工艺进行研究:条带的屈服强度达到１ ７２３ ＭＰａꎬ使包带装置承载能力提高了一倍ꎻ条带表面粗糙度达到０.４ꎬ满足包带装置使用要求ꎮ通过静力试验及分离试验对产品进行了考核ꎬ结果表明１８Ｎｉ 马氏体时效钢条带满足设计要求ꎮ >测试分析
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摘要:
在不同的样品温度下ꎬ利用微波源原子氧对ＩＴＯ/ Ｔｅｆｌｏｎ/ Ａｇ 和硫化硅橡胶进行了辐照试验ꎮ 结果表明:样品温度≯１５０℃时ꎬ原子氧作用造成ＩＴＯ/ Ｔｅｆｌｏｎ/ Ａｇ 的质量变化较小ꎻ样品温度≯１００℃时ꎬ硅橡胶的质量损失随着样品温度的升高而增大ꎮ 温度对ＩＴＯ/ Ｔｅｆｌｏｎ/ Ａｇ 的太阳吸收比影响不大ꎬ而随着温度的增加ꎬ硫化硅橡胶的太阳吸收比逐渐升高ꎮ 不同样品温度原子氧试验后两种材料发射率变化不明显ꎮ -
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摘要:
分析了雷达吸波材料对表面波抑制性能的作用机理并设计测试系统来测试材料对表面波的抑制性能ꎮ 在Ｘ 波段(８~１２ ＧＨｚ)利用喇叭天线发射电磁波ꎬ以掠入射角度投射到金属板上形成表面波ꎬ覆盖于金属板上的聚四氟乙烯将反射的电磁波束缚在介质中并沿金属板向前传播ꎮ 利用电场探针来检测接收到的电磁能量ꎬ对比放置吸波材料前后的结果ꎬ以此来评估吸波材料对表面波的抑制性能ꎮ 并对两种吸波材料进行测试ꎬ取得了良好的效果ꎬ说明了该测试方法的可行性和有效性ꎮ -
2016, 46(3).
摘要:
选取１４２０ 铝锂合金(１４２０)和镀锌钢进行不同组合压印连接ꎬ对所得接头进行静态力学性能试验ꎬ并运用扫描电子显微镜对接头拉伸断口进行微观分析ꎮ 结果表明:镀锌钢－１４２０ 接头的静拉伸强度和能量吸收值最大(３ １１９.３ Ｎꎬ４.７５７ Ｊ)ꎻ１４２０－１４２０ 接头最小(２ ２４３.４ Ｎꎬ０.５９８ Ｊ)ꎮ １４２０－１４２０ 接头为颈部断裂失效ꎬ镀锌钢－镀锌钢接头为混合失效ꎬ两种接头同时存在韧性断裂和脆性断裂两种特征ꎻ镀锌钢－１４２０ 接头为上板拉脱失效ꎬ接头断口为韧性断裂ꎮ -
2016, 46(3).
摘要:
主要研究了压印接头的混合失效模式ꎬ给出混合失效相关概念ꎬ分析混合失效模式出现的情况和接头参数ꎬ得出其常出现在板材力学性能、流动性和所形成的接头参数较好的情况下ꎬ并以１４２０ 铝锂合金和ＴＡ１ 钛合金为例比较得知ꎬ混合失效模式的承载能力和能量吸收值均为最大ꎬ在接头失效过程中兼具了颈部断裂和拉脱失效的特点并在承载能力和承载位移上更优ꎮ >工程实践
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2016, 46(3).
摘要:
以７０５０ 铝合金为研究对象ꎬ使用ＹＧ３ 和ＹＧ６ 两种刀具对其进行切削试验ꎮ 试验结果表明:ＹＧ３刀具切削力和表面粗糙度值高于ＹＧ６ 刀具ꎬＹＧ６ 切削表面形貌明显优于ＹＧ３ 刀具ꎬ说明ＹＧ６ 刀具与７０５０ 铝合金加工性能匹配性好ꎮ
