N,N’-二[ (2,2,2-三硝基乙基-N-硝基)乙二胺的热安全性和密度泛函理论研究（英）

借助N,N’-二[(2,2,2-三硝基乙基-N-硝基)]乙二胺的恒容标准燃烧热(Qc),不同加热速率(β)非等温DSC曲线离开基线的初始温度(T0)、onest温度(Te)、最大峰顶温度,由Kissinger法和Ozawa法所得的热分解反应活化能(EK,EO)和指前因子(AK),从方程lnβi=ln[A0/be0(orp0)G(α)]+be0(orp0)Te(orp)i所得的值be0(orp0),从方程lnβi=ln[A0/(ae0(orp0)+1)G(α)]+(ae0(orp0)+1)lnTe(orp)i所得的ae0(orp0)值,从方程ln(βi/(Tei-T0i))=ln (A0/G(α))+bTei所得的b值,从方程ln(βi/(Tei-T0i))=ln (A0/G(α))+alnTei所得的a值,估算的比热容(cp)、密度(ρ)、热导率(λ)和分解热(Qd,取爆热之半)数据,Zhang-Hu-Xie-Li公式,Hu-Yang-Liang-Xie公式,基于Berthelot方程和Harcourt-Esson方程计算热爆炸临界温度的公式,Smith方程,Friedman公式,Bruckman-Guillet公式,热力学公式和Wang-Du公式,计算了由理想燃烧反应和Hess定律得到的BTNEDA的恒容标准燃烧能ΔcU(BTNEDA,s,298.15K)和标准生成焓ΔfHmθ(BTNEDA,s,298.15K),β→0时的T0、Te和Tp值(T00,Te0和Tp0),热爆炸临界温度(Tbe0和Tbp0),绝热至爆时间(tTIad),撞击感度50%落高(H50),热点起爆临界温度(Tcr),被350K环境包围的半厚和半径为1m的无限大平板、无限长圆柱和球形BTNEDA的热感度概率密度函数,相应于S(T)与T关系曲线最大值的峰温(TS(T)max),安全度(SD),临界热爆炸环境温度(Tacr)和热爆炸概率(PTE)。得到了评价BTNEDA热安全性的下列结果:(1)ΔcU(BTNEDA,s,298.15K)=-(3478.11±6.41)kJ.mol-1和ΔfHmθ(BTNEDA,s,298.15K)=-(53.546.41)kJ.mol-1;(2)T00=438.73K,TSADT=Te0=440.73K,Tp0=446.53K;Tbe0=449.88K,Tbp0=455.28K;(3)当EK=199.5kJ·mol-1,AK=1020.45s-1,cp=1.12J·g-1.K-1,Qd=3226J·g-1,T0=Te0=440.73K,T=Tb=455.26K,f(α)=3(1-α)2/3,a=10-3cm,ρ=1.87g·cm-3,t-t0=10-4s,Troom=293.15K和λ=0.00269J·cm-·1s-·1K-1,H50=15.03cm,tTIad=1.25s,Tcr,hot,spot=333.86K;对无限大平板,TS(T)max=350K,Tacr=345.47K,SD=28.55%,PTE=71.45%;对无限长圆柱,TS(T)max=354.5K,Tacr=349.73K,SD=39.31%,PTE=60.69%;对球,TS(T)max=357.00K,Tacr=352.42K,SD=45.81%,PTE=54.19%。运用密度泛函理论计算获得了BT-NEDA的优化构型及红外光谱,分析了其分子总能量、前沿轨道能量和原子净电荷分布。     

7A52铝合金Johnson-Cook本构模型的有限元模拟

为探究7A52铝合金的流动应力变化规律,在材料拉伸试验数据基础上,建立Johnson-Cook本构模型。利用有限元软件AQAQUS,模拟7A52铝合金在温度为25~400℃、应变率为0.1~10 000 s~(-1)的准静态和动态拉伸试验。结果表明:温度和应变率都会影响7A52铝合金的流动应力,但对温度的敏感性较大,对应变率敏感性较小;流动应力随着温度的升高而减小;流动应力随着应变率的增加而增大,尤其在应变率高于1 000 s~(-1)时影响更加明显。所建有限元模型结果与试验结果吻合较好,证明该Johnson-Cook本构模型能够在一定温度和应变率范围内预测7A52铝合金的流动应力。     

挤压态6082铝合金热加工图及显微组织研究

用Gleeble3500热模拟试验机对挤压态6082铝合金进行等温恒应变率压缩试验,变形温度为350～500℃,应变率为0.01～7.5 s-1,获得不同变形条件下的真应力-真应变曲线,建立本构方程和热加工图,并对不同条件下显微组织进行分析.结果表明:挤压态6082铝合金为正应变率敏感材料,该材料热变形软化机制主要为动态回复,热变形失稳主要是析出相聚集导致局部流变失稳,计算得到该合金的热变形激活能为175.17 kJ/mol,安全加工区主要分布在375～500℃,0.001～0.5 s-1,随应变增加安全加工区变化很小.     

HTPB推进剂温度相关性失效准则

为建立考虑温度及应变率效应的端羟基聚丁二烯(HTPB)推进剂失效准则,通过不同温度下的HTPB推进剂应力松弛实验(233.15,253.15,273.15,293.15,323.15,343.15 K)得到了HTPB推进剂的时温等效因子,基于累积损伤理论和线性粘弹性理论,建立了含时温等效因子αT的推进剂失效准则,结合不同温度、不同速率下的单轴拉伸实验数据获取了失效准则损伤参数。利用该失效准则预测了不同温度和拉伸速度下推进剂材料的损伤演化特性和临界失效时间,与实验结果对比分析发现,失效准则预测相对误差低于20%,表明该失效准则能在低温233.15~273.15 K,拉伸速度2~500 mm·min~(-1)和高温293.15~343.15 K,拉伸速度0.5~100 mm·min~(-1)的条件下预测HTPB推进剂的失效情况。     

灌封材料对侵彻过载下弹载器件的防护分析

为研究在灌封材料缓冲保护下弹载器件对冲击载荷的动态响应,利用LS-DYNA用户材料自定义程序UMAT二次开发平台,编写朱-王-唐（ZWT）非线性黏弹性本构模型的材料子程序,并将ZWT模型应用于弹体内部灌封材料的动态仿真。通过调整ZWT模型的非线性弹性模量、低应变率Maxwell单元的弹性常数、高应变率Maxwell单元的弹性常数、高应变率Maxwell单元的松弛时间和材料密度,得出不同参数对应下,弹体内部电子器件不同的动力学响应,并分析灌封材料各参数变化对于弹体内部电子器件响应造成的影响。研究结果表明：当非线性弹性模量、低应变率Maxwell单元的弹性常数、高应变率Maxwell单元的松弛时间和材料密度的数值降低时,灌封材料的减振和防护效果更佳。根据仿真结果提出了针对不同工程需求的材料优化方案。     

二硝基甲烷钾盐的晶体结构与热行为（英）

合成了二硝基甲烷钾盐{ K[CH(NO2)2]}n并得到了其单晶.该晶体属于三斜晶系,P-1空间群,晶胞参数:a=4.5285(11) (A),b=7.0377(17) (A),c=7.8543(19) (A),α=70.671(3)°,β=88.SS7(3)°,γ=75.818(4)°,V=228.58(10) (A)3,Z=2,Dc=2.094 g·cm-3,F(000)=144,5=1.060,μ (Mo Kα)=1.077 mm-1,R1 =0.0457,wR2 =0.1399,(△p)max=0.484 e·(A)-3和(△p)min=-1.278 e·(A)-3.用DSC和TG-DTG方法研究了{K[CH(NO2)2]}n的热分解行为,呈现出两个放热过程.{ K[CH(NO2)2]}n的自加速分解温度和临界爆炸温度分别是161.0℃和162.8℃.{K[CH(NO2)2]}n的热稳定性比K(DNDZ)和K(AHDNE)低,比K(NNMPA)的热稳定性高.{K[CH(NO2)2]}n相对不敏感.     

挤压态Mg-9Li-3Al-1.6Y合金的热变形行为

为研究Mg-9Li-3Al-1.6Y合金的热变形行为,利用Gleeble-1500D型热模拟试验机,在变形温度为200~350℃、应变速率为0.001~1 s~(-1)条件下,对挤压态Mg-9Li-3Al-1.6Y合金进行热力模拟实验。通过研究该合金的真应力-真应变曲线,分析合金的双曲线正弦函数表征的本构方程和热加工性。结果表明:材料的流变应力随应变速率的增加而增加,随温度的升高而下降;用双曲正弦函数能很好地表示材料在热变形中的稳态流变应力。分析热加工图可以看出:较佳的理论热加工区为220~270℃,0.05~0.001 s~(-1);超塑性加工区域为300~350℃,0.015~0.16 s~(-1)。     

25CrMo钢的热变形行为及加工图

利用Gleeble3500热模拟机对25Cr Mo钢进行热压缩试验,研究变形温度为950~1 100℃、应变速率为0.01~10 s-1条件下的应力-应变曲线。根据动态材料模型DMM建立材料的热加工图,确定其热变形的流变失稳区,得到25Cr Mo钢在试验参数范围内的最佳热变形工艺参数:温度为1 050~1 100℃、应变速率为0.1 s-1。     

W-20Cu复合材料热变形行为及应变补偿本构模型

用Gleeble-3800热模拟试验机对W-20Cu复合材料进行热压缩试验,在应变率为0.001～1 s-1、变形温度为1073～1223 K下进行热变形,研究应变率和温度对力学性能的影响.考虑应变对材料本构参数的影响,基于Arrhenius模型,建立W-20Cu复合材料的应变补偿本构模型,通过误差分析对应变补偿本构模型的准确性进行验证.结果表明:峰值应力随温度升高而降低,随应变率增大而增大,相对于应变率,W-20Cu复合材料对温度更敏感.基于应变补偿的W-20Cu复合材料本构模型能较好的预测热变形过程中的流变应力,其预测值与试验值的线性相关系数为0.973,平均相对误差为3.418％.     

碳化硅与聚脲纳米复合材料拉伸力学性能和本构模型

聚脲作为一种涂层或夹层材料被用在爆炸冲击领域,对目标结构具有良好的防护作用。为研究聚脲材料的力学性能,利用万能试验机和分离式霍普金森拉杆试验装置对聚脲材料分别进行准静态和动态拉伸加载试验。得到碳化硅与聚脲纳米复合材料在低应变率（0.001~0.1 s^-1）和高应变率（1 260~4 500 s^-1）范围内的真应力-真应变曲线,并分析了应变率强化效应和纳米碳化硅颗粒含量对聚脲力学性能的影响。结合超弹性理论构建了含有应变率效应的准静态和动态本构模型,对试样的模型参数进行了拟合。结果表明：应变率越高,试样的流动应力越大,且动态加载下的流动应力要显著大于准静态,表现出明显的应变率强化效应;碳化硅与聚脲纳米复合材料的力学性能优于纯聚脲材料;碳化硅与聚脲纳米复合材料流动应力与相对应变率的对数在一定应变率范围内基本上满足线性关系;通过对聚脲动态拉伸力学性能数值模拟,仿真结果和试验结果吻合性很好,验证了拉伸试验应力-应变结果的准确性;本构模型拟合结果和试验结果吻合较好,说明所构建的本构模型能够较好地描述碳化硅与聚脲纳米复合材料的力学行为。     

HMX状态方程与弹性性能的分子动力学研究

利用COMPASS力场,采用NPT系综对β-HMX晶体进行了温度为295K,压力为0—27GPa的分子动力学模拟并进行静态力学分析。研究了β-HMX的压缩各向异性,得到了295K下β-HMX的等温线,用不同状态方程对结果进行拟合,求得了零压下β-HMX体积模量民及其关于p的一阶导数K＇0。计算结果表明,用不同方程拟合得到的K0和K＇0存在差异。通过静态力学分析,得到了弹性系数以及各模量随压力的变化情况,通过对G／K与C12-C44（柯西压）的研究发现JB-HMX的硬度随着压力的增大而增大,在大压力作用下材料由脆性到韧性转变。     

Ti-4.5Al-5Mo-1.5Cr合金(α+β)/β转变温度的价键理论计算

基于EET理论和钛合金相变基本理论,以纯钛的同素异构转变温度为依据,在计算合金相最强键共价电子对数nA、组织中α相和β相的晶胞权重、α和β稳定元素对相变温度的影响、相修正系数及β稳定元素温度系数的基础上,给出一种从价电子结构层次计算α+β两相钛合金(α+β)/β转变温度的方法。据此,计算Ti-4.5Al-5Mo-1.5Cr合金的(α+β)/β转变温度,理论计算值为945.48℃,实测值为925℃,理论计算值与实测值相对误差为2.21%。     

中高应变率条件下TC18钛合金动态力学行为的实验研究

应变和应变率是影响材料力学行为的两个重要因素,分离式霍普金森压杆（SHPB）技术是实现不同应变和应变率加载的有效途径之一。为研究室温下TC18钛合金的塑性变形和破坏行为,采用SHPB,通过调节子弹长度和速度实现对TC18钛合金圆柱试样不同应变和应变率的加载。实验得到了TC18钛合金在不同应变率下的真应力-真应变曲线和同一应变率不同应变下的真应力-真 应变曲线,并分别分析了应变硬化和应变率强化效应对TC18钛合金的动态力学性能的影响。实验结果表明：TC18钛合金压缩试样破坏时断口与加载方向（轴线）之间的夹角约为45°,其压缩破坏形式为典型的剪切破坏,与应变和应变率相关;应变率越高,TC18钛合金的流动应力和屈服强度越高,故该材料具有明显的应变率强化效应;绝热剪切带是裂纹形成和试样发生宏观剪切破坏的先兆。     

等离子喷涂制备压电石英膜材料及性能分析

采用大气等离子喷涂技术制备SiO2膜压电材料,利用XRD和SEM研究其组织结构,同时对其介电常数ε、介电损耗tanδ、压电常数d33、机械品质因数Q等性能进行测试。结果表明:采用大气等离子喷涂工艺可制备出相结构主要由α-石英和α-方石英共同组成组织较为致密、缺陷较多的SiO2压电膜,压电常数d33和介电常数εr随膜厚度的增加而增加,介电损耗tanδ随膜厚度的增加而减小;介电常数εr、介电损耗tanδ、机械品质因数Q随频率的增加而减小,当SiO2膜厚为5mm,压电常数d33最大值为2.3 pC/N。     

火灾环境下含炸药结构传热问题的数值模拟

为了解火灾环境下含炸药结构的热响应行为,针对其涉及的主要传热学问题,建立了池火灾火焰温升数值模型,碳/酚醛烧蚀层高温热解吸热数值模型,空气夹层复合传热数值模型,以及炸药受热分解放热数值模型。用所建数值模型,计算并获得了含炸药结构在不同温升条件下(恒定值1073 K、1273 K及本研究所提的火焰实测温升曲线)、不同火焰辐射率(0.1~0.9)和不同空气夹层间壳体表面辐射率(0.1~0.9)下的温度响应和热点火延滞时间。结果表明:火烧30 min情况下,火焰温度为1273 K时,内部炸药在28.92 min已经发生热点火现象。火焰温度为1073 K和实测温升曲线时,内部炸药最高温度分别为448 K和535 K。火焰辐射率从0.9降低到0.1时,内部炸药最高温度由535.4 K降低到344.6 K,热点火延滞时间由1917 s增加到3520 s。空气夹层间壳体表面辐射率由0.9降低到0.1时,内部炸药最高温度由535.4 K降低到329.0 K,热点火延滞时间由1917 s增加到3739 s。     

抽拉速率对定向凝固NiAl-43V合金组织演化的影响

采用定向凝固技术制备Ni-28.5Al-43V过共晶合金,研究初始过渡区和稳态区在不同抽拉速率下的组织形态转变,对初生α(V)相和(α+β)共晶竞争生长进行理论计算。结果表明:在恒定温度梯度GL=310 K/cm,NiAl-43V过共晶合金初始过渡区凝固过程在低速抽拉速率下(v=(2~6)×10^-6m/s)经历胞状初生α(V)相+(α+β)共晶、枝晶α(V)相+(α+β)共晶两个阶段;中速抽拉速率(v=(10~60)×10^-6m/s)经历条状初生相、胞状初生α(V)相+(α+β)共晶、枝晶α(V)相+(α+β)共晶3个阶段;高速抽拉速率(v=(90~150)×10^-6m/s)下条状初生相阶段逐渐消失,演变为中速的后两个阶段;在抽拉速率条件下(v=(2~150)×10^-6m/s),固液界面依次经历平、胞枝、枝晶的形貌转变;初生相和共晶界面生长温度相同时,临界生长速率v1=4.31×10^-6m/s和v2=6.796 285×10^-2m/s,与生长速率v=2×10^-6m/s时的共晶组织基本吻合。     

双基固体推进剂率相关性研究

利用材料试验机在不同温度和应变率下对双基推进剂的力学性能进行了系统性的研究.结果表明,双基推进剂力学性能有明显的温度和应变率相关性,在低温(233.15K)下近似为脆性材料,而在常温(288.15K)和高温(323.15K)下呈现出明显的塑性流动.提出了针对双基推进剂屈服值的判断方法.双基推进剂拉伸试样的断面表征也有明显的温度和应变率相关性,系统地分析了双基推进剂拉伸断面形貌特征.对双基推进剂力学性能及其试样断面的变化规律进行分析,为以后双基推进剂的选择和装药的结构完整性分析奠定了基础.     

长杆弹侵彻过程中弹靶材料本构参数对侵彻计算的影响规律及其优化

利用材料动静态力学性能实验结果拟合出的Johnson-cook本构方程,在应用于侵彻问题研究时需要做进一步的校正和优化。基于现有侵彻实验结果和经验证较准确的材料本构方程,对弹靶材料均为4340钢时杆弹垂直侵彻半无限靶板进行系列数值仿真研究和初步的理论分析,得到各本构参数对侵彻计算结果特别是最大侵彻深度的影响规律。研究表明:除参数A外,其他4个参数与弹体的最大侵彻深度之间分别呈线性关系;材料的应变率硬化因子C、温度软化因子m和应变硬化指数n对弹体最大侵彻深度影响远小于参数A和B;相对于参数B与n,参数A的实验测量误差相对较小;在参数的校正和优化过程中,注意对参数A和B、n进行调节,特别是参数B的优化。给出各参数与弹体最大侵彻深度的内在联系表达式,并对实验中的4340钢进行校正和优化。计算表明,利用优化后的本构参数所得到的侵彻结果更加准确。     

基于板厚补偿的921A钢与Q345钢靶板在截卵形弹体侵彻下的等效方法

对于弹体侵彻舰船靶标试验,由于船用特种钢材较为昂贵,试验成本过高,开展普通船用钢材替代船用特种钢材的等效性研究。为确定不同材料靶板之间的等效关系,基于剩余速度相等原则,采用量纲分析及补偿模型的方法,提出基于补偿模型的材料等效工程化设计公式。该公式中等效板厚与原型板厚之比和等效板屈服强度与原型板屈服强度之比要满足幂指数关系,而幂指数系数要通过实验或仿真方法确定。运用有限元分析软件LS-DYNA对截卵形弹体垂直侵彻921A钢 和Q345钢均质靶板过程进行数值仿真,结果表明计算结果与实验结果吻合较好,验证了数值仿真方法的正确性。通过对数值仿真计算得到的等效板厚拟合,提出两种材料靶板等效板厚与动态屈服强度之间的经验公式,并验证了补偿模型公式的有效性。为舰船靶标侵彻实验的等效靶设计提供了理论依据和数据参考。     

10~(-2)s~(-1)压缩应变率下Al-Teflon的反应现象

采用不同的热处理工艺,得到了A类(烧结温度380℃,降温速率50℃·h~(-1))、B类(烧结温度350℃,降温速率70℃·h~(-1))两类Al-Teflon反应材料。通过准静态压缩实验对两类试件反应现象进行了测试。得到了应力应变曲线。进行了试件密度测量,SEM微观形貌分析及高速摄影观察。结果表明,B类试件发生剧烈放热反应,A类试件没有反应发生。B类试件的应变硬化模量是A类试件的5.3倍,其在应力应变平面的反应区间为:真实应变1.2~2.2,真实应力60~80 MPa。A、B两类试件结晶度分别为63%和43%。在A类试件中发现大量纳米级聚四氟乙烯纤丝,可能对材料裂纹拓展起阻碍作用。B类试件的反应现象与试件的强剪切作用及脆性开裂现象密切相关。