ＥＰ－ＰＩ 及ＢＭＩ－ＰＥＳ 的反应诱导相分离

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

     

用含硅芳炔树脂制备Ｃ/ Ｃ－ＳｉＣ 复合材料

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

     

纤维增强ＳｉＢＮ 陶瓷基复合材料的制备及性能

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

     

Ｔｉ－Ｓｉ－Ｂ４ Ｃ－Ｃ 系的燃烧反应机理

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

     

高体积分数ＳｉＣｐ / Ａｌ 复合材料精密车削加工工艺技术

针对高体积分数铝基碳化硅材料车削加工过程中出现的刀具磨损严重、寿命低、切削难度大、零

件质量难以保证等问题ꎬ采用聚晶金刚石刀具(ＰＣＤ 刀具)对其进行精密车削工艺实验ꎬ并利用扫描电镜、粗糙

度仪、圆度仪等设备对已加工表面和刀具磨损形态进行观察分析研究ꎮ 研究表明:刀具材料、切削速度、切削深

度和进给量是影响高体积分数ＳｉＣｐ / Ａｌ 复合材料加工质量的主要因素ꎮ 当切削速度在２５~４０ ｍ/ ｍｉｎ、切削深

度在２５~３５ μｍ 和进给量为２５ μｍ/ ｒ 的ＰＣＤ 车刀时ꎬ切削效果最佳ꎬ可以有效地提高加工效率ꎬ改善工件表面

加工质量ꎬ得到表面粗糙度为０.５８ μｍ 和圆柱度为０.９１ μｍ 的加工表面。

     

ＳｉＢＡｌＯＮ 陶瓷前驱体的制备与裂解

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

     

ＳＭＰ 复合壳结构力学性能的有限元分析

基于建立的三维ＳＭＰ 本构方程ꎬ采用有限元的方法对ＳＭＰ 壳结构的弯曲和展开性能进行了建

模和仿真ꎬ重点研究了该壳的高温加载ꎬ降温固形ꎬ低温卸载和升温恢复的形状记忆过程ꎬ并进一步分析了金属

壳片对ＳＭＰ 壳的增强效应ꎮ 通过本构方程和有限元方法有效地描述了三维复杂应力状态下ＳＭＰ 壳的形状记

忆行为ꎬ 模拟得出了壳的反向弯曲的弯矩大于正向弯曲的弯矩以及弯矩－转角曲线具有明显的非线性ꎬ得出金

属薄壳能够有效的提高壳结构的刚度和形状恢复力。

     

Ｔ８００ 碳纤维增强复合材料精密切削加工机理

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。

     

ＹＧ 刀具与７０５０ 铝合金加工性能匹配研究

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

     

三种Ｔ７００ 级碳纤维及其复合材料性能比较

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

     

超高温抗氧化碳陶复合材料研究进展

综述了国内外近年来陶瓷涂层抗氧化改性C/ C 复合材料和陶瓷基体抗氧化C/ C 复合材料研究

与应用的新进展, 主要包括1 800℃以下、1 800 ~2 200℃和2 200℃以上不同使用温度范围的抗氧化陶瓷涂层

以及SiC 陶瓷和超高温陶瓷基体改性复合材料。指出了目前高超声速飞行器2 200℃以上超高温抗氧化热防

护材料研究中存在的问题,提出了今后研究的方向。

     

EOC-g-MAH 共混增韧PLA/ HGB 复合材料的结构及性能

采用熔融共混和模压成型工艺制备了马来酸酐接枝聚烯烃弹性体(EOC-g-MAH)共混增韧聚乳

酸/ 中空玻璃微珠(PLA/ HGB)复合材料,考察了EOC-g-MAH 的质量分数对复合材料的微观结构、力学性能

和热稳定性的影响。结果表明,EOC-g-MAH 的引入促进了基体对HGB 的表面润湿,显著增强了两者的界面

结合。随EOC-g-MAH 的含量增加,PLA/ HGB 复合材料的拉伸强度先上升后降低,并在含量为3% 时达到最

大值,较未改性体系提高了14. 23%,而弹性模量持续下降。在0 ~9%内,PLA/ HGB 复合材料的冲击韧性先急

剧上升而后趋缓,当EOC-g-MAH 的添加量为7%时,即可使增韧体系的冲击韧性提高近40%,表明EOC-g-

MAH 更有利于提高PLA/ HGB 复合材料的抗冲击性能。EOC-g-MAH 的引入使复合体系的热分解过程由一阶

失重转变为两阶失重,但对热分解温度几乎没有影响。

     

芳纶纤维表面改性及在EPDM 中的分散性

分别采用超声波法和物理机械法对芳纶纤维进行表面改性,研究了两种处理方法对其表面形貌、

分散性以及EPDM 复合材料性能的影响。结果表明:超声法和机械法使芳纶纤维表面形成差别较大的形貌特

征;其中芳纶经机械处理后呈现良好的分散性,其复合材料的拉伸强度和烧蚀深度分别为11. 3 MPa 和1. 2 mm

(10 phr),优于超声波法处理的结果。

     

基于损伤力学的金属材料韧性断裂失效分析

金属韧性断裂是损伤累积的结果,以孔洞演化理论和细观损伤力学模型为基础,将韧性断裂机制

分为拉伸型和剪切型两种类型,提出了一个适用于不同变形路径的统一形式的韧性断裂准则。通过编写用户

材料子程序VUMAT,将韧性断裂准则嵌入到ABAQUS 有限元软件的准静态算法主程序中,模拟了航空铝合金

LY12CZ(Kt =1 和3)单向拉伸时材料损伤累积、裂纹萌生、扩展直至韧性断裂的物理全过程,并通过拉伸试验

验证了模型的有效性。韧性金属材料孔洞断裂机制研究表明,单调加载过程中宏观裂纹的形成是孔洞在夹杂

物和第二相微粒周围形核、长大直至聚合的结果。

     

硅氮烷改性含硅芳炔树脂及其复合材料的性能

采用胺解法合成了二(3-乙炔基苯胺) -二甲基硅烷(SZ),并与含硅芳炔(PSA)树脂熔融共混制

备了PSA/ SZ。利用一系列测试手段考察了PSA/ SZ 树脂的流变行为、固化反应、热稳定性、弯曲、介电性能以

及石英布增强PSA/ SZ 复合材料的力学性能。结果表明,硅氮烷SZ 的加入有效降低了PSA/ SZ 树脂的黏度,

PSA/ SZ 浇铸体的弯曲强度提高了62. 7%,石英纤维增强PSA/ SZ 复合材料的弯曲和层剪强度分别提高了

18． 7%和60. 4%。

     

形状记忆复合材料的最新研究进展

综述了2009 年以来国内外在形状记忆复合材料方面的最新研究进展,重点介绍了热致感应型、

电致感应型形状记忆复合材料的情况。在热致感应型中,出现了双向记忆复合材料。应用方面,研究人员发现

形状记忆复合材料可以应用于复合材料结构的自修复。同时总结了国、内外科研机构在该领域的研究走向,指

出了形状记忆复合材料在应用方面遇到的瓶颈问题,并提出对未来发展的建议。

     

纳米晶Ni-Zn 铁氧体/ 环氧树脂复合材料的磁性能

采用喷射-沉淀法制备了纳米晶Ni-Zn 铁氧体粉料。在10 ~110 MHz 通过Agilent 阻抗仪测量纳

米晶Ni-Zn 铁氧体/ 环氧树脂复合材料磁导率。结果表明:600益下煅烧1. 5 h,喷射-共沉淀法制备Ni-Zn 铁

氧体晶粒尺寸约为30 nm;随着环氧树脂含量减少和成型压力增大,纳米晶Ni-Zn 铁氧体/ 环氧树脂复合材料

磁导率实部滋忆逐渐增大、虚部滋义逐渐减小;相同工艺条件下, Ni-Zn 铁氧体晶粒尺寸增大,磁导率实部滋忆逐渐

增大而虚部滋义减小,纳米Ni0. 4Zn0. 6Fe2O4 具有最佳磁导率。

     

沥青浸渍炭化C/ C 复合材料密度及孔隙分布

以径棒法编织成型预制体,采用沥青浸渍炭化工艺制备了C/ C 复合材料(1. 50 g/ cm3 ),采用CT

检测了试件的密度分布特征,并采用光学显微镜和压汞法分析了试件的孔隙分布特征。结果表明,在沥青浸渍

炭化的工艺条件下,试件外端密度最高,由外端到中心沿径向密度递减;以坯体中心为参照点,同一圆周方向密

度均匀分布;坯体开孔率沿径向由外端到中心递增;坯体大孔和中孔孔容积比率沿径向从外端到中心递增,而

微孔孔容积比率则从外端到中心递减。

     

SiCp / Al 复合材料低损伤磨削制孔工艺研究

采用研制的椎4 mm 金刚石磨料刀具,研究SiCp / Al 复合材料磨削制孔过程中工艺参数对轴向力和

孔质量的影响规律。结果表明:刀具转速高于6 000 r/ min、进给速度为5 mm/ min 时,可以获得较好的制孔质量。

     

碳纤维增强树脂基复合材料壳体相贯线孔加工工艺

介绍一种用于碳纤维复合材料大直径不垂直相贯线孔加工方法。综合考虑了加工温度,加工质

量,排屑及加工效率等问题。结果表明,采用一种简易的加工工装保证了孔的尺寸及位置精度,使相贯线孔能

够一次性加工完成。通过对传统磨头的工艺改进解决了排屑及散热问题,并提高了复合材料的表面加工质量。