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1.
为研究不同钝化工艺栅介质用SiO2薄膜的高能电子辐射缺陷特征,采用能量为1 MeV的高能电子在辐照注量为1×1015 e/cm2、5×1015 e/cm2和1×1016e/cm2下对三种不同钝化工艺(I,700 nm SiN + 500 nm PSG;II,1.2 μm SiN;III,700 nm PSG + 500 nm SiN)的SiO2薄膜进行了辐照试验。拉曼光谱和X射线光电子能谱结果表明I和III钝化工艺SiO2薄膜形成了非晶硅及双氧根离子,傅立叶红外光谱结果表明I钝化工艺SiO2薄膜形成缺陷结构未知的A1、A2、B1及B2缺陷;II钝化工艺SiO2薄膜形成A1、B1、及 缺陷;III钝化工艺SiO2薄膜形成A1、 及B2缺陷。 相似文献
2.
为降低航空发动机高压转子的振动,提高高压转子对复杂工况的可容度,本文建立带双阻尼器的高压转子动力学模型,开展模态分析和响应分析,研究高压转子关键结构参数对“可容模态”的影响规律。构造了可容度评价函数η ![]()
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,建立了“可容模态”设计方法。设计了高压转子模拟实验器,通过模态校核实验验证了计算模型和计算方法的准确性,通过“可容模态”实验验证了设计方法的可行性。研究发现,利用当量临界转速ω ˉ ![]()
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估计转子系统前两阶临界转速的方法可行,高压转子实验器的临界转速满足ω c r 1 ![]()
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≤ω ˉ ![]()
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,ω ˉ ![]()
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≤ω c r 2 ![]()
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≤2 ω ˉ ![]()
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;高压转子实验器在两阶“可容模态”下连续“共振”时长达到7125s,实验器转子关键部位的振动位移峰值不超过79.42μm,振动速度有效值不超过2.33mm/s,最大波动不超过10.59%。结果表明,所建立的发动机高压转子“可容模态”设计方法是行之有效的。 相似文献
3.
为了改善固体推进剂中高氯酸铵(AP)热分解性能,降低其热分解温度,利用SEM,XRD,FT-IR对原位制备的g-C3N4/Fe2O3复合催化剂的形貌和结构进行了表征,通过差示扫描量热法(DSC)考察了催化剂对AP 热分解的催化效果。结果表明:g-C3N4/Fe2O3复合结构完整,Fe2O3颗粒紧密负载在g-C3N4上;加入不同质量分数的复合催化剂,AP的低温分解峰和高温分解峰都明显降低,且随着催化剂加入量的增加催化效果增强;加入复合催化剂质量分数5%时,高温分解峰和低温分解峰分别降低到348.1℃和281.7℃,表明g-C3N4/Fe2O3复合催化剂可有效降低AP的热分解温度,改善其热分解性能。 相似文献
4.
考虑n个互相连结的空间树形挠性多体系统,不妨按照Ho的直接路思想对系统分层标号,并选取体1为系统的主体,所有直接路均是相对体1而言的。如图1所示,选取OExByEzB为地心惯性系,而O0为整个系统的质心,O0x0y0z0为参考坐标系,系O1x1y1z1固连在主体1上,而系OiXiyiZi(2≤i≤n)的原点在体i与其直接内连体的铰结点处,并固连在体i上,铰链点Oi允许有三自由度平动和三自由度转动,为了方便,也将O0和O1点看作两个虚设的铰链点。 相似文献
5.
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
相似文献
6.
1.变截面变轴力柱屈曲计算的边界元法 变截面变轴力柱的挠曲方程的一般形式为式中 d2/dx2[EI(x)dw/dx2]+p(x)d2x/dx2=0,E——弹性模量;W——挠度;I(x)——截面处的横截面惯性矩;P(x)——x截面处的轴向压力;x——轴向坐标。 (1)式是非线性常微分方程,本文采用微分方程分解法,将(1)式分解成两个二阶变系数常微分方程。 相似文献
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8.
采用空心阴极等离子烧结工艺制备了Ti/Ni等原子比的Ti50-x/2Ni50-x/2Alx(x=0,3,6,9)合金,研究了Al含量对合金微观组织以及力学性能的影响。结果表明:未添加铝的合金微观组织主要由NiTi基体、强化相Ti2Ni、Ni3Ti及孔隙组成;随着Al含量的提高,合金中Ti2Ni(Al)数量不断增多,孔隙数量和孔径不断增加,Ni3Ti(Al)数量不断减少,在Ti45.5Ni45.5Al9中还生成了少量Ni2TiAl相;合金的抗弯强度随Al含量的提高而增加,并在Al含量为6%时达到最大值296.3 MPa;合金的硬度随铝含量的提高而增加,Ti45.5Ni45.5Al9的硬度值为295.6 HV。 相似文献
9.
为研究电磁波在吸波涂层中的干涉现象,选取了X型羰基铁粉吸收剂,采用同轴法测试了材料电磁参数,通过多次反射方法求解了X型吸波涂层在厚度为1/4波长时反射系数公式;另外,求解了不同厚度X-1型吸波涂层对频率为9.5 GHz平面电磁波反射系数公式,取公式前6项计算了反射系数Γa和反射率Ra。结果表明,多次反射波之间产生了干涉行为,发生了干涉相消现象。Γa、Ra分别与传输线方法计算的Γ和R的值非常接近,表明Γa和Ra可以近似代表X-1型吸波涂层对9.5 GHz电磁波的反射系数和反射率。当X-1型吸波涂层厚度小于1.9 mm或在3.2~6.6 mm时,第二反射波对第一反射波起到干涉相长作用,降低吸波性能,表明优选的吸波涂层厚度应该介于1.9~3.2 mm。 相似文献
10.
11.
以Si和Al2O3为原料,采用原位生成法在带有SiC内涂层的炭/炭(C/C)复合材料表面制备出Si-Al2O3-mullite(莫来石)抗氧化涂层。采用X射线衍射、扫描电镜和氧化实验研究了Al2O3含量等工艺因素对Si-Al2O3-mullite涂层的物相组成、结构形貌、抗氧化性能影响。结果表明:Al2O3质量含量为30%~40%时,涂层主要由Si,mullite和Al2O3三相组成,涂层致密无裂纹,抗氧化性能最佳。在1 500 ℃等温氧化测试显示,SiC/Si-Al2O3-mullite复合涂层比单一的SiC涂层抗氧化性能有明显提高,1 500 ℃等温氧化75 h试样失重为4.6%。涂层试样失重的主要原因是涂层中产生了不可愈合的孔隙缺陷。 相似文献
12.
13.
以某TiC颗粒TiB晶须混合增强钛基复合材料[(TiCp+TiBw)/TC4]骨架零件为研究对象,开展切削速度在60~200 m/min铣削性能研究,研究结果应用于骨架零件的加工进行验证。研究表明,切削速度是影响铣削温度的一个因素,切削速度在60~200 m/min内,铣削温度随切削速度的增加而增加;切削速度对铣削温度的影响比径向切宽的影响大;切削速度和径向切宽在试验范围内对表面质量的影响较小。通过试验优化得到的铣削参数,结合骨架零件的结构特点,确定了粗加工的铣削参数为V=39.25 m/min,fz=0.08 mm/z,ae=12 mm,ap=2 mm,精加工的铣削参数为V=62.8 m/min,fz=0.04 mm/z,ae=10 mm,ap=1 mm,加工后满足图纸要求,验证了优化方案合理可行。 相似文献
14.
以正交切削试验为手段ꎬ研究T800 CFRP 在小切削余量条件下的切削加工过程和表面形成规
律ꎬ深入探讨了CFRP 在精密切削加工中的切削取向、切削参数范围以及刀具刃口钝圆半径等几个关键问题ꎮ
试验结果表明:CFRP 在切削加工中表现出极为显著的各向异性ꎬ切削取向非常重要ꎬ0°和135°两个纤维方向
上获取了较小的切削力ꎬ0°和90°两个纤维方向上形成了较为光滑、平整的表面质量ꎮ 在精密削CFRP 的场合ꎬ
为获得较小的切削力并得到较好的加工表面质量ꎬ0°纤维方向角是最佳切削方向ꎬ切削速度应达到200 m/ min
以上ꎬ要选择较小的刀具刃口钝圆半径ꎬ切削厚度应大于刀具刃口钝圆半径。
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15.
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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16.
固体姿轨控发动机通过伺服机构控制喉栓位移实现推力矢量调节。为实现推力精确调控,需拟合大量地面试验数据,得出发动机喉栓位移与推力矢量间的数学模型。提出了一种面向喉栓式固体轨控发动机喉栓运动时序实验设计方法,实现了单次试验中不同燃烧室理论压强及喉栓位移组合最大覆盖,为最低试验成本下精准构建喉栓位移与推力输出模型提供训练样本。以四阀固体轨控发动机作为对象,基于零维内弹道实现燃气发生器压强求解。采用Φ p ![]()
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准则评估喉栓位置组合遍历性,并对其进行优化,获得合理的喉栓运动方案。算例结果证明实验设计后方案在整个运动周期内几乎遍历各种组合状态,较实验设计前Φ p ![]()
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值提升近40%,验证了本文实验设计方法在时序工程问题中的优良性能。采用实验设计方法可提高固体姿轨控发动机地面试车数据利用效率。 相似文献
17.
Cr对Nb-16Si-22Ti-2Al-2Hf合金显微组织与高低温力学性能的影响 总被引:2,自引:0,他引:2
以Nb-16Si-22Ti-2Al-2Hf成分为基础,分别添加了2%和17%(原子分数,后同)的Cr元素替代Nb(分别称2Cr和17Cr合金),研究了Cr含量对Nb-16Si-22Ti-2Al-2Hf合金相组成、显微组织形貌、室温断裂韧性和高温强度的影响,分析了高低温失效机制。结果表明,铸态和1 375 ℃×100 h热处理后2Cr合金由Nbss和Nb5Si3两相组成;当Cr含量为17%时,出现了具有C15结构的Laves Cr2Nb相,合金由Nbss、Nb5Si3和Cr2Nb三相组成,热处理后在Nb5Si3中还析出了球状Cr2Nb相。随着Cr含量由2%提高到17%,热处理合金的室温断裂韧性KQ由14.32 MPa·m1/2下降到10.30 MPa·m1/2。合金强度与Cr含量的关系受温度影响,随Cr含量提高,室温和1 150 ℃时合金的硬度或强度增高,而1 250 ℃和1 350 ℃时合金强度降低。如1 150 ℃时2Cr和17Cr合金的屈服强度σ0.2分别为349 MPa和387 MPa;1 350 ℃时分别为306 MPa和74 MPa。 相似文献
18.
19.
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ꎬ1
500℃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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对MT700、T700-A 及T700-B 三种碳纤维拉伸性能、表面形貌、单向板力学性能及网格加筋圆筒
轴压稳定性进行逐级对比研究ꎮ 结果表明:MT700 碳纤维拉伸性能达到同级别进口碳纤维水平且具有高模量
特征ꎻMT700 碳纤维表面均布沟槽的结构特点使得MT700/603 复合材料体系表现出良好的界面性能和拉伸-
压缩匹配性ꎬ单向板压缩强度、层剪强度及弯曲强度均明显高于T700-A/603 和T700-B/603ꎻMT700/603 网格
加筋圆筒轴压破坏强度及模量分别达到870 kN 和108.2 GPaꎬ相比于T700-B/603 分别提高11.5%和33.1%ꎮ
MT700 碳纤维更适用于制备航天领域结构复杂承力构件ꎮ
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