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• 2011年, 31卷, 第6期
  刊出日期：2011-10-29

    

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  DD3合金TLP扩散焊等温凝固过程研究

  李晓红;叶雷;钟群鹏;曹春晓;熊华平

  2011, 31(6): 1-6.

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  李晓红;叶雷;钟群鹏;曹春晓;熊华平. DD3合金TLP扩散焊等温凝固过程研究[J]. , 2011, 31(6): 1-6.
  LI Xiao-hong;YE Lei;ZHONG Qun-peng;CAO Chun-xiao;XIONG Hua-ping. Isothermal Solidification Process of TLP Diffusion Bonding for DD3 Superalloy[J]. , 2011, 31(6): 1-6.

  采用一种含B中间层合金在不同温度下保温不同时间TLP连接DD3高温合金。观察不同连接规范下的焊缝组织并测定了焊缝中央共晶区域的宽度。研究发现，焊缝中央共晶宽度与保温时间的1/2次方成反比。由此推算出1150℃，1200℃和1250℃连接温度下等温凝固完成所需时间分别不超过3h，2h和1h。通过建立扩散模型并利用菲克第二定律的误差函数解，分别根据NiB和DD3B模拟相图，计算了不同连接温度下焊缝完成等温凝固所需要的时间。计算结果表明对于给定的连接系统，存在一个连接温度的最佳值，在该温度下，焊缝等温凝固完成所需的时间最短。结果表明，对于DD3合金的TLP扩散焊，采用1250℃的连接温度比较合适。
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  Cu对铝热法制备的Fe3Al-10%Ni块体纳米晶材料组织和性能影响

  喇培清;刘雪梅;刘辉;卢学峰;魏玉鹏;白亚平;陈经民

  2011, 31(6): 7-11.

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  喇培清;刘雪梅;刘辉;卢学峰;魏玉鹏;白亚平;陈经民. Cu对铝热法制备的Fe3Al-10%Ni块体纳米晶材料组织和性能影响[J]. , 2011, 31(6): 7-11.
  LA Pei-qing;LIU Xue-mei;LIU Hui;LU Xu-efeng;WEI Yu-peng;BAI Ya-ping;CHEN Jing-min. Effects of Cu on Microstructure and Mechanical Properties of Fe3Al10%Ni Bulk Nanocrystalline Prepared by Aluminothermic Reaction[J]. , 2011, 31(6): 7-11.

  通过铝热法制备了Cu含量为2%，4%，6%（质量分数，下同）的Fe3Al-10%Ni块体纳米晶材料，用光学显微镜（OM），电子探针（EPMA），X射线衍射仪（XRD）和透射电镜（TEM）表征了材料的微观结构，并测定了材料的维氏硬度和室温压缩性能。结果表明：Cu含量低（2%）时，合金保持无序bcc结构,晶粒尺寸显著下降；高Cu含量（4% 和6%）使合金发生B2型有序化转变。添加Cu元素提高了材料的硬度，但不利于材料塑性的提高。添加2%和6%的Cu元素使材料的屈服强度明显增加，而添加4%的Cu元素使材料的强度明显下降。
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  镍基粉末高温合金FGH98流变曲线特性及本构方程

  刘洋;陶宇;贾建

  2011, 31(6): 12-18. https://doi.org/10.3969/j.issn.1005-5053.2011.6.003

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  刘洋;陶宇;贾建. 镍基粉末高温合金FGH98流变曲线特性及本构方程[J]. , 2011, 31(6): 12-18.
  LIU Yang;TAO Yu;JIA Jian. Characteristics of Flow Curves and Constitutive Equation of NickelBased P/M Superalloy FGH98[J]. , 2011, 31(6): 12-18.

  通过对第三代镍基粉末高温合金FGH98进行热模拟压缩实验，得到了不同温度(1050~1110℃)和不同应变速率下(0.01～1s－1)的真应力真应变曲线。根据其特点分析了该合金的流变应力与温度和应变速率以及应变量的关系。由实验结果得出：该曲线呈典型的热激活特征，合金流变应力对变形温度和应变速率敏感。在此基础上选用Arrhenius方程低应力水平下的简化模型作为其本构关系的经验公式，利用线性回归法确定相关系数并对其误差进行分析，从而得到了该合金的本构方程。
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  超高强度23Co14Ni12Cr3MoE钢的热变形行为研究

  王春旭;刘宪民;田志凌;王瑞;李建新

  2011, 31(6): 19-23.

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  王春旭;刘宪民;田志凌;王瑞;李建新. 超高强度23Co14Ni12Cr3MoE钢的热变形行为研究[J]. , 2011, 31(6): 19-23.
  WANG Chun-xu;LIU Xian-min;TIAN Zhi-ling;WANG Rui;LI Jian-xin. Hot Deformation Behavior of 23Co14Ni12Cr3MoE UltraHigh Strength Steel[J]. , 2011, 31(6): 19-23.

  利用Gleeble3800热力模拟试验机，在1123～1423K温度范围，应变速率0.5～10s-1条件下，对二次硬化超高强度23Co14Ni12Cr3MoE钢进行了高温轴向压缩试验，测得了钢的高温流变曲线，并观察了变形后的显微组织。实验结果表明，该钢流变应力和峰值应变随着变形温度的升高和应变速率的降低而减小；在真应变为0.8，应变速率为0.5～10s-1的条件下，随着变形速率的提高，其发生完全动态再结晶的温度也逐渐升高。当变形速率为10s-1时，其变形温度高于1373K，才会发生完全动态再结晶。23Co14Ni12Cr3MoE钢的热变形激活能（Q）为421.6kJ/mol。本次研究还确立了钢的热变形方程。
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  固溶处理对含Ag的Al-Cu-Mg合金力学性能和组织的影响

  陆智伦;潘清林;陈琴;曹素芳;刘晓艳;何运斌

  2011, 31(6): 24-29.

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  陆智伦;潘清林;陈琴;曹素芳;刘晓艳;何运斌. 固溶处理对含Ag的Al-Cu-Mg合金力学性能和组织的影响[J]. , 2011, 31(6): 24-29.
  LU Zhi-lun;PAN Qing-lin;CHEN Qin;CAO Su-fang;LIU Xiao-yan;HE Yun-bin. Effects of Solution Treatment on Mechanical Properties and Microstructure of Al-Cu-Mg Alloy with Ag Addition[J]. , 2011, 31(6): 24-29.

  采用金相显微镜（OA）、扫描电镜（SEM）、透射电镜（TEM）、差示扫描量热法（DSC）、拉伸测试等方法研究了固溶处理对含Ag的AlCuMg合金力学性能与组织的影响。结果表明：合金的最佳固溶工艺为：515℃/1.5 h。185℃时效处理4 h后，合金的抗拉强度为503 MPa，伸长率为12.3%。在510~525℃进行固溶处理，随固溶温度升高和固溶时间延长，合金的强度先逐渐升高，当固溶温度超过515℃（保温2 h）或固溶时间大于1.5 h（固溶温度为515℃）时，合金强度逐步降低。固溶温度过低或时间过短不利于过剩相回溶，使合金强度降低，而固溶温度过高或时间过长，则容易过烧。合金的过烧温度为525.9℃。固溶温度对合金的力学性能和显微组织的影响要比固溶时间更加明显。
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  沉积温度对水热电泳沉积硅酸锆涂层显微结构和性能的影响

  刘佳;曹丽云;黄剑锋;辛宇;吴建鹏

  2011, 31(6): 30-29.

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  刘佳;曹丽云;黄剑锋;辛宇;吴建鹏. 沉积温度对水热电泳沉积硅酸锆涂层显微结构和性能的影响[J]. , 2011, 31(6): 30-29.
  LIU Jia;CAO Li-yun;HUANG Jian-feng;XIN Yu;WU Jian-peng. Influence of Deposition Temperature on Microstructure of Zirconium Silicate Coating Prepared by Hydrothermal Electrophoretic Deposition Process[J]. , 2011, 31(6): 30-29.

  以硅酸锆粉体为原料，异丙醇为溶剂，采用水热电泳沉积法在C/CSiC复合材料基体表面制备了硅酸锆外涂层。通过X射线衍射（XRD）、扫描电子显微镜（SEM）对涂层的晶相结构和微观形貌进行表征。研究了沉积温度对硅酸锆涂层沉积量及显微结构的影响，及不同沉积温度下涂层的沉积动力学，同时测试了涂层的抗氧化性能。结果表明：在353～413K范围内，水热沉积温度对涂层的显微结构有较大影响；涂层的沉积量随温度升高而增加；涂层的沉积规律受硅酸锆带电粒子扩散迁移所控制；涂层的沉积活化能为25.45kJ/mol；所制备的涂层试样在空气中氧化25h后，失重率小于2%。
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  冷态输送ZrCl4低压化学气相沉积ZrC涂层的制备

  刘岗;李国栋;熊翔;王雅雷;陈招科;孙威

  2011, 31(6): 36-42.

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  刘岗;李国栋;熊翔;王雅雷;陈招科;孙威. 冷态输送ZrCl4低压化学气相沉积ZrC涂层的制备[J]. , 2011, 31(6): 36-42.
  LIU Gang;LI Guo-dong;XIONG Xiang;WANG Ya-lei;CHEN Zhao-ke;SUN Wei. Preparation of ZrC Film by Transporting Solid ZrCl₄ during Low Pressure Chemical Vapor Deposition[J]. , 2011, 31(6): 36-42.

  采用ZrCl4-CH4-H2-Ar反应体系，冷态输送ZrCl4粉末化学气相沉积（CVD）制备ZrC涂层。采用热力学计算并结合实验结果分析了冷态输送ZrCl 4化学气相沉积ZrC涂层的特点，采用X射线衍射仪和扫描电镜分析了涂层的物相组成、表面形貌和组织结构。结果表明：冷态输送ZrCl4粉末大幅度降低了ZrC的化学气相沉积温度，且容易获得大面积、结构均匀的ZrC涂层。涂层表面由直径在20～80nm之间的颗粒组成，为无规则田状组织。涂层结构主要为柱状晶，沿（200）面优先生长。分析了这种新型田状ZrC涂层组织的形成机理以及ZrC涂层的生长机制。
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  等离子表面Cr-Si合金化改善TiAl基合金高温性能的研究

  李亚非;张平则;许浩

  2011, 31(6): 43-49.

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  李亚非;张平则;许浩. 等离子表面Cr-Si合金化改善TiAl基合金高温性能的研究[J]. , 2011, 31(6): 43-49.
  LI Ya-fei;ZHANG Pin-ze;XU Hao. Improving TiAlBased Alloy High Temperature Properties by Plasma Surface Cr-Si Alloying[J]. , 2011, 31(6): 43-49.

  利用等离子表面合金化技术，在TiAl基合金表面实现了CrSi二元共渗。使用扫描电镜（SEM）、能谱（EDS）和X衍射仪（XRD）检测了合金渗层的形貌、合金元素含量与相组成，并研究了合金化处理对TiAl基合金高温抗氧化性能与高温耐磨性能的改善效果。结果显示，合金渗层组成相为Cr3Si及Laves相TiCr2，过渡层物相主要为Al8Cr5与Al3Ti，合金层内Cr，Si元素含量呈梯度分布。经高温氧化，合金渗层表层形成致密CrO2，内层形成连续Al2O3阻隔层，其氧化动力学曲线呈现典型的抛物线型。较之原始TiAl基合金摩擦学特性，CrSi合金渗层的磨粒磨损程度降低极大，氧化磨损受到抑制，其相对耐磨性能提高了17.3倍。
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  CdSeS合金量子点的非线性组分效应研究

  万真;付红红;袁斌霞;栾伟玲

  2011, 31(6): 50-54.

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  万真;付红红;袁斌霞;栾伟玲. CdSeS合金量子点的非线性组分效应研究[J]. , 2011, 31(6): 50-54.
  WAN Zhen;FU Hong-hong;YUAN Bin-xia;LUAN Wei-ling. CdSeS Alloyed Quantum Dots and its Nonlinear Composition Effect[J]. , 2011, 31(6): 50-54.

  利用毛细管微反应装置实现了三元合金CdSeS量子点的高效、可控合成，并考查了合成温度、前驱体浓度等对CdSeS量子点性能的影响。通过对前驱体浓度的调控，实现了荧光发射波长在520～629 nm范围连续可调的CdSeS量子点的合成，并验证了合金量子点的非线性组分效应；利用高分辨透射电镜（HRTEM）、X射线衍射（XRD）、电子能谱（EDS）对合成的CdSeS量子点进行了结构和形貌表征。通过ZnS壳层包裹CdSeS，制备了核壳结构量子点，提高了荧光量子产率。
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  镧掺杂锶铁氧体/聚苯胺纳米复合材料的制备及电磁性能

  翟青霞;黄英

  2011, 31(6): 55.

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  翟青霞;黄英. 镧掺杂锶铁氧体/聚苯胺纳米复合材料的制备及电磁性能[J]. , 2011, 31(6): 55-.
  ZHAI Qing-xia;HUANG Ying. Prepared and Electromagnetic Properties of La Doped Strontium Ferrite/Polymer Composite[J]. , 2011, 31(6): 55-.

  为了比较不同形态的镧掺杂纳米锶铁氧体复合材料电磁性能的优劣，分别以溶胶凝胶法制备了稀土镧掺杂纳米锶铁氧体（SrLa0.4Fe11.6O19）颗粒、原位复合技术制备了镧掺杂锶铁氧体/聚苯胺（SrLa0.4Fe11.6O19/PANI）纳米复合颗粒，静电自组装法制备了镧掺杂锶铁氧体/聚苯乙烯磺酸钠(SrLa0.4Fe11.6O19/PSS)20、镧掺杂锶铁氧体/聚苯乙烯磺酸钠/聚苯胺(SrLa0.4Fe11.6O19/PSS/PANI)8纳米复合多层膜。用XRD，FTIR，FETEM，XPS，矢量网络分析，VSM研究了镧掺杂锶铁氧体/聚苯胺纳米复合材料结构和性能。结果表明：在9.21GHz附近，材料的损耗角正切大小排序为：(SrLa0.4Fe11.6O19/PSS/PANI)8复合多层膜 SrLa0.4Fe11.6O19/PANI复合颗粒 SrLa0.4Fe11.6O19颗粒；(SrLa0.4Fe11.6O19/PSS/PANI)8复合多层薄膜比颗粒材料具有更高的饱和磁化强度Ms和矫顽力Hc。(SrLa0.4Fe11.6O19/PSS/PANI)8纳米复合多层膜具有优良的电磁性能。
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  纳米石墨微片/聚丙烯酸酯导电压敏胶的制备研究

  张翼;齐暑华;段国晨;吴新明

  2011, 31(6): 62.

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  张翼;齐暑华;段国晨;吴新明. 纳米石墨微片/聚丙烯酸酯导电压敏胶的制备研究[J]. , 2011, 31(6): 62-.
  ZHANG Yi;QI Shu-hua;DUAN Guo-chen;WU Xin-ming. Preparing Electrically Conductive Acrylate Pressure Sensitive Adhesive Filled with Graphite Nanosheet[J]. , 2011, 31(6): 62-.

  以纳米石墨微片(NanoG)为导电填料，聚丙烯酸酯为基体，采用溶液共混法制备了纳米石墨微片/聚丙烯酸酯导电压敏胶。扫描电镜(SEM)显示纳米石墨微片直径为1～10m，厚度为20～80nm。红外光谱测试（FTIR）表明纳米石墨微片与聚丙烯酸酯之间形成了氢键，两者形成了均相的复合体系。透射电镜(TEM)揭示了纳米石墨微片均匀地分散在导电胶中，并形成了导电网络；电性能测试表明当纳米石墨微片质量分数为40%时，复合物导电性能最佳，电导率达到1.2810-2 S/cm。导电压敏胶的剥离强度随着纳米石墨微片含量的增加逐渐下降，剪切强度先上升后下降。
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  单向苎麻纤维增强酚醛树脂复合材料性能的研究

  刘燕峰;包建文;李艳亮;益小苏

  2011, 31(6): 68.

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  刘燕峰;包建文;李艳亮;益小苏. 单向苎麻纤维增强酚醛树脂复合材料性能的研究[J]. , 2011, 31(6): 68-.
  LIU Yan-feng;BAO Jian-wen;LI Yan-liang;YI Xiao-su. Unidirectional Ramie Fiber Reinforced Composite Based on Phenolic Resin[J]. , 2011, 31(6): 68-.

  制备了基于Cycom6070酚醛树脂的单向苎麻纤维增强复合材料，并研究了树脂、纤维及复合材料的热性能和力学性能。研究表明：将Cycom6070酚醛树脂在 100 ℃固化1h，树脂的最低熔体黏度由0.1Pas 变为3.6 Pas，适合预浸料的制备；由热失重曲线（TGA）可知：当温度升到200℃时，苎麻纤维失重约为8%；当温度升至200 ℃以上时，失重非常明显。经过偶联处理的苎麻纤维增强复合材料MU62%的力学性能，均优于没有经过表面处理的纤维增强复合材料GU62%的力学性能。电镜照片显示，纤维表面经过偶联处理后，很好地提高了复合材料中树脂和纤维界面的相容性。
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  含界面脱粘三维五向编织复合材料

  张超;许希武;郭树祥

  2011, 31(6): 73.

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  张超;许希武;郭树祥. 含界面脱粘三维五向编织复合材料[J]. , 2011, 31(6): 73-.
  HANG Chao;XU Xi-wu;GUO Shu-xiang. Damage and Failure Mechanism Analysis of 3D FiveDirectional Braided Composites with Interface Debonding under Unidirectional Tension[J]. , 2011, 31(6): 73-.

  建立了含界面脱粘的三维五向编织复合材料单向拉伸损伤分析有限元模型。将TsaiWu强度准则用于纤维束损伤判断并确定材料失效模式，结合Murakami损伤张量表征材料各向异性损伤，根据失效模式进行材料性能退化；界面相和基体分别采用Quads准则和Mises准则作为失效判据，引入刚度折减；建立了五向编织复合材料的损伤预测模型。模拟了典型编织角材料的细观损伤起始、扩展和最终失效过程，分析了材料的细观损伤失效机理，并基于所得应力应变曲线预测了材料的拉伸强度。数值结果与试验结果基本吻合，说明了损伤预测模型的合理有效性。
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  复合材料层合板低速冲击损伤影响因素分析

  屈天骄;郑锡涛;范献银;郑晓霞

  2011, 31(6): 81.

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  屈天骄;郑锡涛;范献银;郑晓霞. 复合材料层合板低速冲击损伤影响因素分析[J]. , 2011, 31(6): 81-.
  QU Tian-jiao;ZHENG Xi-tao;FAN Xian-yin;ZHENG Xiao-xia. Exploration of Several Influence Factors of Low-Velocity Impact Damage on Composite Laminates[J]. , 2011, 31(6): 81-.

  运用ABAQUS软件对复合材料层合板低速冲击下的损伤状态进行模拟，采用单一变量法，以损伤面积为表征参数，针对影响低速冲击下复合材料层合板损伤性能的诸多因素进行分析，以便在材料研制的初期预见其损伤阻抗。分层损伤是层合板低速冲击下的主要损伤形式之一，基于损伤力学、断裂力学和黏性理论，建立零厚度的三维界面单元来精确模拟层间分层。拐点是损伤阻抗的主要表征，基于试验研究和有限元模拟，在冲击力时间曲线上计算出拐点，通过比较不同材料的拐点值，判定不同层合板的损伤阻抗。低速落锤冲击试验验证了此模型的合理性。
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  不同等级损伤复合材料层压板的压缩失效行为

  刘杰;范金娟;王云英

  2011, 31(6): 87.

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  刘杰;范金娟;王云英. 不同等级损伤复合材料层压板的压缩失效行为[J]. , 2011, 31(6): 87-.
  LIU Jie;FAN Jin-juan;WANG Yun-ying. Compression Failure Behavior of Composite Laminates with Lowvelocity Impact Damage[J]. , 2011, 31(6): 87-.

  研究了目视不可检与可检损伤对CF3052/5224复合材料层压板冲击后压缩失效行为的影响。对复合材料进行了低速冲击和冲击后压缩试验，采用超声C扫描、宏观断口观察等手段将两种损伤等级试样的失效模式进行了对比，同时分析了冲击凹坑深度随冲击能量变化中存在拐点的现象。结果表明：目视不可检损伤层压板主要是基体开裂和分层，目视可检损伤层压板除基体开裂和分层严重外，还存在大量的纤维断裂；两种等级损伤层压板在冲击损伤中心区域的侧面断口上可见由冲击造成的微屈曲失效特征，冲击损伤边缘未受冲击影响，其失效模式与无损伤层压板失效模式相同，均为剪切分层失效。
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  2D-C/SiC复合材料在空气中的高温压缩强度研究

  牛学宝;张程煜;乔生儒;韩栋;李玫

  2011, 31(6): 92.

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  牛学宝;张程煜;乔生儒;韩栋;李玫. 2D-C/SiC复合材料在空气中的高温压缩强度研究[J]. , 2011, 31(6): 92-.
  NIU Xue-bao;ZHANG Cheng-yu;QIAO Sheng-ru;HAN Dong;LI Mei. Compressive Strength of 2DC/SiC Composite at High Temperature in Air[J]. , 2011, 31(6): 92-.

  研究了二维碳纤维增强碳化硅基复合材料（2DC/SiC）在空气介质中的高温压缩强度。材料采用1K T300碳纤维平纹布经叠层和缝合制成预制体为增强体，经等温化学气相浸渗制备而成。试样表面用化学气相沉积工艺沉积SiC涂层。测试方向为垂直于炭布叠层方向，测试温度为室温，700℃，1100℃和1300℃。使用扫描电子显微镜观察了材料的断口。结果表明：室温~700℃，2DC/SiC的压缩强度随温度升高逐渐增大，温度高于700℃后，材料的压缩强度缓慢降低。导致2DC/SiC的压缩强度随温度变化的主要原因为纤维和基体热膨胀系数不同引起的残余应力随温度升高逐渐变小和高温下材料的氧化损伤。
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  粉末高温合金FGH95和FGH96的热机械疲劳性能

  张国栋;何玉怀;苏彬

  2011, 31(6): 96.

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  张国栋;何玉怀;苏彬. 粉末高温合金FGH95和FGH96的热机械疲劳性能[J]. , 2011, 31(6): 96-.
  ZHANG Guo-dong;HE Yu-huai;SU Bin. ThermalMechanical Fatigue Performance of Powder Metallurgy Superalloy FGH95 and FGH96[J]. , 2011, 31(6): 96-.

  对粉末高温合金FGH95和FGH96进行了温度循环为350℃到600℃的同相位和反相位热机械疲劳试验。分析比较了两种合金的热机械疲劳滞后回线、循环应力响应行为和疲劳寿命。研究结果表明：FGH95合金和FGH96合金的热机械疲劳应力应变滞后回线拉压对称，合金表现出高强度低塑性的特点；在相同总应变范围下，FGH96合金的热机械疲劳循环塑性比FGH95合金的热机械疲劳循环塑性大；FGH95合金和FGH96合金的热机械疲劳循环应力响应行为与热机械载荷水平相关；在相同的变形条件下，FGH96合金的热机械疲劳循环应力比FGH95合金的热机械疲劳循环应力小，从而导致了FGH96的热机械疲劳性能好于FGH95的热机械疲劳性能。