碳纤维薄壁杆件空间热辐射分析

碳纤维复合材料以其高强轻质等显著特点广泛应用于航天器的结构设计,以空间可展天线框架结构中的碳纤维复合材料薄壁杆件为研究对象,对其空间热辐射环境下的温度场和热变形进行数值模拟;采用分层实体单元和层合板壳单元两种模型进行计算,比较了两种尺度下的温度场和热变形结果,验证了采用层合板整体正交异性热参数和等效壳单元进行计算的适用性,进而可以为整体结构和复杂杆件的计算提供依据;同时也表明:薄壁构件的在轨温度场下的热变形水平满足空间可展天线的形面精度要求。     

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)。     

空间充气可展天线反射面精度测试分析

采用相位和立体视觉技术相结合的白光扫描技术测量了抛物面在不同压强下的形面状态,分析了天线形面褶皱分布情况。使用数学软件Matlab拟合出不同压强作用下抛物面反射面的方程,将这些方程与设计值进行对比,分析了充气可展天线反射面在各压强作用下的形面精度。结果表明：不同压强作用对充气可展天线反射面精度有显著影响。     

稀土微合金化AZ80镁合金的热压缩变形行为

在应变速率为0.01~10 s-1、温度为300~450℃的条件下,采用热机械模拟实验研究稀土微合金化AZ80镁合金的热压缩变形行为。结果表明,温度和应变速率对流变应力的影响显著,随着试验温度的升高和应变速率的降低,流变应力减小。微合金化后镁合金的热压缩变形仍受热激活控制,可采用Z参数描述合金在高温压缩变形时的流变应力-应变行为。     

密封状态下HNS的热烤试验研究

为了模拟爆炸箔起爆器中HNS药柱在热烤环境下的热响应状态,设计了密封的样品试管,并对φ3 mm×4 mm、φ4 mm×5 mm和φ4mm×6mm3种尺寸,装药密度为90％ TMD的HNS药柱进行了3.3℃·h-1、5℃·min-1和10℃·min-1条件下的热烤试验.通过试验后样品试管及其薄弱环节的破坏和变形程度、钢凹...     

扭转热变形对7A04铝合金织构的影响

用Gleeble-3500热模拟试验机在变形温度为440℃、扭转速率为0.01 s~(-1)(8×10~(-3)rad/s)条件下对挤压态7A04铝合金试样进行高温扭转试验,通过EBSD技术,分析概括合金在不同变形区域中晶粒分布、晶界取向角、取向线等的演变规律,并绘制其扭转变形前后主要取向线在欧拉空间中的位向变化。结果表明:原始材料平均晶粒尺寸为84.64μm,纤维区、椭圆区和等轴区各为96.52、46.53、24.38μm,其对应的平均晶粒取向角为11.08°、7.84°、14.22°、18.12°;经扭转变形后,原始材料的取向线发生了一定规律性的位置变化,且织构发生显著弱化。     

国产T23钢再热裂纹敏感性试验研究

采用斜Y型坡口焊接裂纹试验方法研究再热温度对国产T23钢再热裂纹敏感性的影响,探讨国产T23钢再热裂纹形成机理。结果表明,国产T23钢有再热裂纹倾向,再热裂纹敏感温度区间为550~690℃,在620℃时再热裂纹敏感性最大,再热760℃则无再热裂纹产生。分析认为,晶界的弱化和晶内的强化是T23钢再热裂纹形成的内因,外因则是高拘束导致的焊接残余应力。     

军工新材料——聚苯硫醚(PPS)介绍之二

耐高温：树脂的熔点为280—290℃，塑料制品的热变形温度大于260℃，长期使用温度为200—230℃，短期可承受260℃的高温；     

不对称1,2,4,5-四嗪类化合物DPHX和DMHT的结构、热行为和热安全性

为寻求性能良好的不对称1,2,4,5-四嗪类含能化合物,合成了3-[(对硝基苯基)亚甲基腙]-6-(3,5-二甲基吡唑)-S-四嗪(DPHX)和3-[(2,4-二硝基苯基)亚甲基腙]-6-(3,5-二甲基吡唑)-S-四嗪(DMHT)并培养出单晶,通过元素分析、红外以及X-射线单晶衍射对其结构进行表征。运用差示扫描量热仪(DSC)研究了DPHX和DMHT的热分解行为和热分解动力学,并由Kissinger法计算得到其表观活化能。利用热分解动力学的研究结果对DPHX和DMHT的热安全性进行了研究。结果表明,二者均为单斜晶系,空间群为P21/c,两种化合物表观活化能分别为176.20 kJ·mol~(-1)和229.29 kJ·mol~(-1)。DPHX的自加速分解温度(TSADT)为191.83℃,热点火温度(Tbe)为206.20℃,热爆炸临界温度(Tbp)为213.78℃,DMHT的TSADT为203.91℃,Tbe为212.24℃,Tbp为218.34℃。因此,DMHT较DPHX热稳定好,热安全性高。     

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。     

退火态TC4钛合金热变形本构关系的研究

利用Gleeble-3800热模拟机对TC4钛合金在550~800 ℃温区进行热变形试验研究。通过真应力、真应变分析得到TC4钛合金峰值应力随温度升高而降低、应变速率增大而升高,确定了550~800 ℃温区热变形激活能、建立了流变应力本构关系以及峰值应力与温度和变形速率之间的函数关系。通过热变形模拟为TC4钛合金热加工参数的合理制定与控制提供依据。     

退火态TC4钛合金热变形本构关系的研究

利用Gleeble-3800热模拟机对TC4钛合金在550~800℃温区进行热变形试验研究。通过真应力、真应变分析得到TC4钛合金峰值应力随温度升高而降低、应变速率增大而升高,确定了550~800℃温区热变形激活能、建立了流变应力本构关系以及峰值应力与温度和变形速率之间的函数关系。通过热变形模拟为TC4钛合金热加工参数的合理制定与控制提供依据。     

X70管线钢热模拟变形的研究

为研究X70管线钢在高温压缩变形过程中的组织转变规律,利用Gleeble-3500型热模拟机,在应变速率为0.01~1.00 s~(-1)、变形温度为850~1 250℃的变形条件下,对X70管线钢进行单道次高温压缩变形实验,研究试验钢的动态再结晶行为。结果表明:该钢在应变速率为0.01~0.10 s~(-1)和温度为1 100~1 250℃下变形时易发生动态再结晶;考虑到晶粒细化,再结晶温度区,连轧温度应控制在1 100~1 200℃、轧制应变速率为0.10 s~(-1);非再结晶区,开轧温度应≤950℃、轧制应变速率为0.10 s~(-1)。     

考虑零件变形的自动武器闭锁片偏移式闭锁机构弹底间隙分析

弹底间隙是自动武器总装中典型的装配要求,直接影响到武器性能和安全。为研究实际工况下的自动武器弹底间隙,提出基于有限元分析的零件装配变形计算方法,建立了考虑变形的自动武器装配公差分析模型。针对某闭锁片偏移式机枪弹底间隙问题,建立了闭锁机构零件变形分析模型,分析了考虑温度引起变形下的弹底间隙变化,研究了不同温度对弹底间隙的影响,复进到位撞击引起的变形对弹底间隙的影响,以及发射过程中零件变形的影响。结果表明：考虑枪管弹膛温度引起的零件变形时,随着温度升高,弹底间隙分布中心发生明显偏移,分布范围收缩,弹膛温度在300~600 ℃时弹底间隙最大减小0.015 mm;考虑复进到位撞击引起变形时,弹底间隙增大0.02 mm;发射过程中闭锁机构零件弹性变形量为0.14 mm,考虑发射过程变形影响,当最大闭锁间隙为0.38~0.47 mm时弹壳不会发生横断,当最大闭锁间隙为0.47~0.48 mm时弹壳会发生横断。     

一种高速充气翼设计与流固耦合研究

针对高速飞行器固定外形无法满足不同飞行段对气动外形不同需求的问题,提出高速充气翼变形方案,探讨了高速充气翼材料选择和内部结构方案,建立双向流固耦合分析模型,得到典型飞行状态下高速充气翼流固耦合特性。结果表明：高速充气翼存在两种不同变形机理,且典型状态下两种变形均不超过2mm;变形后的高速充气翼与常规翼相比,升力系数最大下降3.75%,升阻比最大下降10.18%。     

TC11合金β相区大应变热变形行为及组织研究

利用热模拟试验机,在温度为1020～1080℃和应变速率为0．001～70 s~(-1)范围内对TC11合金进行真应变为1．2的大应变等温恒应变速率压缩试验,获悉高温塑性流动的应力-应变关系曲线特征,并对变形前后的微观组织进行观察。结果表明:流动应力随应变速率升高和温度降低而增加,但前者比后者对流动应力的影响更为显著;在所研究的温度范围内,当应变速率大于10．0 s~(-1)时,变形组织主要为拉长的β晶粒;当应变速率在1．0～0．01 s~(-1)之间时,变形试样分别发生部分动态再结晶和完全动态再结晶;当应变速率为0．001 s~(-1)时,变形试样以动态回复为主。为获得良好的变形组织,热加工区域以温度在1020～1050℃,应变速率在0．01～1．0 s~(-1)范围为宜。     

热等静压TC4粉末体热压缩变形组织演变规律

针对热等静压工艺制备的Ti-6Al-4V合金,利用Gleeble-1500热模拟机进行高温热压缩变形试验,结合OM组织观察研究热变形温度为850~1 050℃与变形速率为0.001~5 s-1对该合金热变形组织的影响规律。结果表明:单道次变形时,当温度在900℃及以下,层片状α相发生球化或动态再结晶,得到均匀等轴的细小组织;高于950℃时,变形后淬火组织由均匀等轴β晶粒与板条马氏体组成,晶粒内有交叉排列的短片层α相;在950℃以下,随着应变速率增大,动态再结晶体积分数降低,晶粒内α相细化,当应变速率过大时,变形后组织以拉长的未再结晶粗大β晶粒为主;相较单道次变形,3道次变形中每一道次变形量较小,低应变速率下再结晶组织易粗大化,随着应变速率的增大,再结晶组织不均匀分布。     

废弃推进剂改善无烟煤燃烧的热重-红外实验研究

采用热重?红外(TG?FTIR)联用技术研究废弃推进剂与无烟煤混合试样的燃烧特性,以10 K·min~(-1)的加热速率将不同配比的推进剂?无烟煤混合物从室温加热至1300℃,分析热分析曲线获得热力学参数,采用Satava?Sestak积分法计算氧化反应动力学参数,并进行红外光谱的同步分析。结果表明,将废弃推进剂加入到无烟煤中,随着推进剂含量的上升,热分析曲线向低温区移动,无烟煤固定碳的着火温度由560℃降至383℃,燃尽温度由676℃降至616℃,综合燃烧特性指数由2.36E?8升至1.27E?7,反应表观活化能由165.6 kJ·mol~(-1)降低至91.2 kJ·mol~(-1);红外光谱结果显示,随着推进剂掺混量增加,热氧化标志性气体产物CO_2、CO波峰向低温区移动,表明废弃推进剂对无烟煤的氧化和点火燃烧过程具有促进作用。     

高铜超纯铁素体不锈钢热变形行为研究

为研究高铜超纯铁素体不锈钢(21Cr-1.5Cu)热加工过程中变形温度和应变率对热变形行为影响,在变形温度为950、1000、1050、1100、1150、1200℃,应变率为0.01、0.1、1、10 s-1条件下对其进行热变形试验.结果表明:试验钢热变形方程为ε.=5.81×1013sinh(ασ)4.6825exp(-323000/RT).热加工图中流变失稳区主要有3处:变形温度为950～1060℃,应变率为0.15～1.1 s-1;变形温度为1050～1080℃,应变率为3～10 s-1;变形温度为1130～1180℃,应变率为1～10 s-1.分析可知,变形温度为1075～1200℃,变形率为0.01～0.1 s-1最适合热加工,能耗率达40％以上,且应变量增加,失稳区增大.     

GHQ推进剂的热分解特性研究

采用差示扫描量热仪DSC和绝热加速量热仪ARC,对比研究了双基推进剂SF、改性双基推进剂GHQ和单质RDX的热分解过程,并分析评估了GHQ推进剂的热危害性。DSC实验结果表明:GHQ推进剂起始分解温度为182.4℃,热分解明显分为双基组分和RDX分解两个过程,分解峰温为202.2℃和240.4℃,分别与双基推进剂SF、单质RDX分解峰温接近,说明双基组分与RDX混合后作用不激烈。ARC实验结果表明:GHQ推进剂在最危险状态(即绝热条件)下的起始分解温度为135.3℃,绝热温升为1 197.5℃,tMR为15.9min,单位质量产生气体最大压力为15.8MPa·g~(-1)。研究结果表明:添加RDX后,GHQ推进剂发生热自燃可能性较双基推进剂SF稍有提高,热危害性大大增强。