目录
第一章绪论 (1)
1.1 红外低可探测技术 (1)
1.2 红外低可探测的基本原理 (1)
1.3 飞机的红外辐射 (2)
1.3.1飞机红外辐射的特点 (2)
1.3.2飞机高温部件红外辐射波段 (2)
1.3.3抑制飞机发动机红外辐射特性的主要技术途径 (4)
1.4 耐高温红外低发射率涂料 (5)
1.4.1耐高温填料 (5)
1.4.2耐高温粘合剂 (7)
1.4.3耐高温添加剂（助剂） (8)
1.4.4耐高温红外低发射率涂层研究现状 (8)
1.5 涂层抗热震性能研究进展 (9)
1.6 本文的选题背景及研究内容 (9)
1.6.1选题背景 (9)
1.6.2研究内容 (10)
第二章涂层界面结合机理及抗热震性能研究方案 (11)
2.1 引言 (11)
2.2 涂层与基板结合界面 (11)
2.2.1 涂层与基体间结合界面类型 (11)
2.2.2涂层与基体界面间的结合力 (12)
2.3 影响涂层界面结合的因素 (13)
2.3.1粘合剂对涂层界面结合的影响 (13)
2.3.2润湿性对涂层界面结合的影响 (14)
2.3.3基体的预处理对涂层界面结合的影响 (15)
2.3.4热应力对涂层界面结合的影响 (16)
2.3.5制备工艺对涂层界面结合的影响 (17)
2.4氧化铈基耐高温IRLEC抗热震性能设计方案 (17)
2.4.1添加剂对涂层抗热震性能的影响 (17)
III
2.4.1.1金属氧化物对涂层抗热震性能的影响 (17)
2.4.1.2 悬浮助剂对涂层抗热震性能的影响 (18)
2.4.2填料的表面改性对涂层抗热震性能的影响 (19)
2.4.3添加剂和填料表面改性协同作用对涂层抗热震性能的影响 (20)
2.5 耐高温低发射率涂层的制备方案设计 (20)
2.6 技术路线 (20)
第三章添加剂对氧化铈基耐高温IRLEC抗热震性能影响 (22)
3.1 引言 (22)
3.2 金属氧化物对涂层抗热震性能的影响 (22)
3.2.1实验部分 (22)
3.2.1.1实验原料 (22)
3.2.1.2 实验内容 (23)
3.2.1.3测试与表征 (23)
3.2.2实验结果与分析 (25)
3.2.2.1 氧化物种类对涂层抗热震性能的影响 (25)
3.2.2.2 氧化物含量对涂层抗热震性能的影响 (26)
3.2.3本节小结 (29)
3.3 锂基膨润土对涂层抗热震性能的影响 (30)
3.3.1实验部分 (30)
3.3.1.1实验原料 (30)
3.3.1.2 实验内容 (30)
3.3.1.3 测试与表征 (30)
3.3.2实验结果与分析 (31)
3.3.3本节小结 (33)
3.4 添加剂配方初步确定 (33)
3.4.1引言 (33)
3.4.2实验部分 (33)
3.4.2.1 实验原料 (33)
3.4.2.2 实验内容 (34)
3.4.2.3 测试与表征 (34)
3.4.3实验结果与分析 (34)
3.4.4本节小结 (36)
IV
3.5 本章小结 (36)
第四章填料表面改性对氧化铈基耐高温IRLEC抗热震性能影响 (37)
4.1 引言 (37)
4.2 聚乙二醇400对涂层抗热震性能的影响 (37)
4.2.1实验部分 (37)
4.2.1.1 原料 (37)
4.2.1.2实验内容 (38)
4.2.1.3 测试与表征 (38)
4.2.2实验结果与分析 (38)
4.2.3本节小结 (44)
4.3 十二烷基苯磺酸钠对涂层抗热震性能的影响 (44)
4.3.1实验部分 (44)
4.3.1.1 原料 (44)
4.3.1.2实验内容 (44)
4.3.1.3 测试与表征 (45)
4.3.2实验结果与分析 (45)
4.3.3本节小结 (49)
4.4本章小结 (49)
第五章氧化铈基耐高温IRLEC抗热震性能优化和综合性能研究 (50)
5.1 引言 (50)
5.2涂层抗热震性能的优化 (50)
5.2.1实验部分 (50)
5.2.1.1 实验原料 (50)
5.2.1.2 实验内容 (50)
5.2.1.3测试与表征 (51)
5.2.2实验结果与分析 (51)
5.2.3本节小结 (52)
5.3综合性能研究 (52)
5.3.1引言 (52)
5.3.2实验部分 (53)
5.3.2.1 实验原料 (53)
5.3.2.2 实验内容 (53)
V
5.3.2.3 测试与分析 (53)
5.3.3实验结果与分析 (54)
5.3.3.1 耐热性能测试结果 (54)
5.3.3.2抗氧化性能测试结果 (54)
5.3.3.3涂层力学性能测试 (55)
5.3.3.4 涂层耐湿热性能测试 (56)
5.3.4本节小结 (56)
5.4 本章小结 (56)
第六章工作总结与研究展望 (58)
6.1 工作总结 (58)
6.2 研究展望 (60)
参考文献 (61)
致谢 (67)
硕士期间发表论文及专利情况 (68)
VI
图清单
图1.1 不同温度下黑体辐出量与波长关系曲线图 (3)
图1.2 涡扇发动机示意图 (4)
图1.3 俄罗斯Su-37战斗机的矢量尾喷管 (4)
图2.1 -Si-O-键的网络结构 (13)
图2.2 无机粘合剂粘接基板机理示意图 (14)
图2.3 液滴在固体表面的平衡状态 (15)
图2.4 填料在涂层中分布图 (18)
图2.5 蒙脱石的晶体结构示意图 (19)
图2.6 涂层制备流程图 (20)
图2.7 技术路线 (21)
图3.1 附着力测试评级图 (24)
图3.2 不同添加剂涂层的XRD图 (26)
图3.3 MgO含量为3%涂层测试图 (27)
图3.4 MgO含量为10%涂层测试图 (27)
图3.5 涂层与基板热膨胀系数差与涂层抗热震性能的关系 (28)
图3.6 不同MgO含量涂层的SEM图 (28)
图3.7 MgO含量与涂层3~5μm波段的发射率关系图 (29)
图3.8 涂料放置时间和悬浮率的关系图 (32)
图3.9 锂基膨润土对涂层3~5μm波段发射率的影响变化图 (33)
图3.10 涂层a的性能测试图 (35)
图3.11 涂层a的XRD图 (35)
图4.1 CeO2经溶液1改性后制备成涂层的表面图 (39)
图4.2 CeO2经溶液2改性后制备成涂层的表面图 (39)
图4.3 CeO2经溶液3改性后制备成涂层的表面图 (40)
图4.4 CeO2粉体经PEG400改性前后SEM图 (41)
图4.5 CeO2粉体经PEG400改性前后在粘合剂中的分布SEM图 (41)
图4.6 CeO2粉体经PEG400改性前后的XRD图 (42)
图4.7 CeO2粉体经溶液2改性前后的FTIR图 (43)
VII
图4.8 CeO2经溶液2改性后制备的涂层抗热震前后表面SEM图 (43)
图4.9 CeO2经溶液4改性后制备成涂层的表面图 (45)
图4.10 CeO2经溶液5改性后制备成涂层的表面图 (46)
图4.11 CeO2粉体经SDBS改性后SEM (46)
图4.12 CeO2粉体经SDBS改性后在粘合剂中的分布SEM图 (46)
图4.13CeO2粉体经SDBS改性后的XRD图 (47)
图4.14 溶液4改性前后氧化铈粉体的FTIR图 (48)
图4.15 CeO2经溶液4改性后制备的涂层抗热震前后表面SEM图 (48)
图5.1 涂层b性能测试图 (52)
图5.2 涂层b抗热震前后截面SEM图 (52)
图5.3 涂层a氧化增重与氧化时间的关系 (55)
VIII
表清单
表1.1 红外光谱区划分 (2)
表1.2 某些物体的红外辐射特征 (3)
表1.3 部分金属氧化物半导体及其熔点 (6)
表2.1 各种原子（分子）作用力 (12)
表2.2 各物质物理参数 (17)
表3.1 实验原料 (22)
表3.2 划格附着力测定法等级评定 (23)
表3.3 不同添加剂涂层的抗热震性能测试 (25)
表3.4 600-800℃温度区间各涂层的平均热膨胀系数 (26)
表3.5 MgO含量对涂层的抗热震性能测试 (27)
表3.6 实验原料 (30)
表3.7 锂基膨润土对涂层抗热震性能的影响 (31)
表3.8 涂料悬浮性能测试 (32)
表3.9 实验原料 (34)
表3.10 涂层a性能测试 (35)
表4.1 实验原料 (37)
表4.2 CeO2经PEG400改性后制备成涂层的性能测试表 (39)
表4.3 CeO2经PEG400改性后制备的涂层发射率值 (44)
表4.4 实验原料 (44)
表4.5 CeO2经SDBS改性后制备成涂层的性能测试表 (45)
表4.6 CeO2经SDBS改性后制成涂层的发射率值 (49)
表5.1 实验原料 (50)
表5.2 涂层b性能测试表 (51)
表5.3 涂层a耐热性测试 (54)
表5.4 涂层a质量及增重百分比随氧化时间的变化 (55)
表5.5 涂层a力学性能测试结果 (56)
表5.6 涂层a耐湿热性能测试 (56)
IX
00Cr17Ni14Mo2不锈钢 (316L不锈钢 ) SUS316（L）- 00Cr17Ni14Mo2 添加了Mo(2～3%)达到优秀的耐孔蚀和耐腐蚀性，高温Creep强度优秀 特性及实用用途： 化学成分：（单位：wt%) 机械性能： SUS304不锈钢-0Cr18Ni9不锈钢材质性能及用途介绍 作为AUSTENITE系的基本钢种耐腐蚀性、耐热性、低温强度、机械性能优秀，热处理后不发生硬化，几乎没有磁性 特性及实用用途：
化学成分：（单位：wt%) 机械性能： SUS317L不锈钢-00Cr19Ni13Mo3不锈钢材质性能介绍 化学成分：（单位：wt％） 机械性能：
SUS 430不锈钢钢种介绍 1、概要 含有17% Cr, 在高温以混合相(α+γ)形式存在，1000OC以下是α单相的BCC结构。广泛使用的铁素体系不锈钢。 2、特点 1）深冲性能优秀，类似于304钢； 2）对氧化性酸有很强的耐腐蚀性，对碱液及大部分有机酸和无机酸也有一定的耐腐蚀能力；耐应力腐蚀开裂能力强于304钢种； 3）热膨胀系数低于304钢种，耐氧化能力高，适合于耐热设备； 4）冷轧产品外观光亮度好，漂亮； 5)和304比较,价格便宜,作为304钢种的替代钢种。 2、适用范围 主要用作在温和的大气中高抛光装饰用途，如燃气灶表面, 家电部件, 餐具, 建筑内装饰用，洗涤槽, 洗衣机内桶等。 6、热处理 熔点：1425~15100C； 退火：780~8500C。 7、使用状态 1）退火状态： NO.1，2D，2B，N0.4，HL，BA，Mirror,以及各种其他表面处理状态 8、使用注意事项 - 相对304，拉伸性能、焊接性能较差； - 由于是铁素体不锈钢，强度相对较低，加工硬化能力也低，选择使用时应该注意；
不锈钢的物理性能、力学性能和耐热性能 不锈钢的物理性能 不锈钢和碳钢的物理性能数据对比，碳钢的密度略高于铁素体和马氏体型不锈钢，而略低于奥氏体型不锈钢；电阻率按碳钢、铁素体型、马氏体型和奥氏体型不锈钢排序递增；线膨胀系数大小的排序也类似，奥氏体型不锈钢最高而碳钢最小；碳钢、铁素体型和马氏体型不锈钢有磁性，奥氏体型不锈钢无磁性，但其冷加工硬化天生成氏体相变时将会产生磁性，可用热处理方法来消除这种马氏体组织而恢复其无磁性。 奥氏体型不锈钢与碳钢相比，具有下列特点： 1）高的电导率，约为碳钢的5倍。 2）大的线膨胀系数，比碳钢大40％，并随着温度的升高，线膨胀系数的数值也相应地进步。 3）低的热导率，约为碳钢的1/3。 不锈钢的力学性能 不论不锈钢板还是耐热钢板，奥氏体型的钢板的综合性能最好，既有足够的强度，又有极好的塑性同时硬度也不高，这也是它们被广泛采用的原因之一。奥
氏体型不锈钢同尽大多数的其它金属材料相似，其抗拉强度、屈服强度和硬度，随着温度的降低而进步；塑性则随着温度降低而减小。其抗拉强度在温度15~80°C范围内增长是较为均匀的。更重要的是：随着温度的降低，其冲击韧度减少缓慢，并不存在脆性转变温度。所以不锈钢在低温时能保持足够的塑性和韧性。 不锈钢的耐热性能 耐热性能是指高温下，既有抗氧化或耐气体介质腐蚀的性能即热稳定性，同时在高温时双有足够的强度即热强性。 316和316L不锈钢 316和317不锈钢（317不锈钢的性能见后）是含钼不锈钢种。317不锈钢 中的钼含量略高明于316不锈钢.由于钢中钼，该钢种总的性能优于310和304 不锈钢，高温条件下，当硫酸的浓度低于15％和高于85％时，316不锈钢具有 广泛的用途。316不锈钢还具有良好的而氯化物腐蚀的性能，所以通常用于海洋环境。 316L不锈钢的最大碳含量0.03,可用于焊接后不能进行退火和需要最大耐 腐蚀性的用途中。
高温合金A S U G应用解 析 文档编制序号：[KKIDT-LLE0828-LLETD298-POI08]
SUH660 镍基合金 （UNS S66286/A286/SUH660/GH2132/）简介 SUH660（UNS S66286/A286/SUH660/GH2132/）是Fe-25Ni-15Cr基高温合金，加入钼、钛、铝、钒及微量硼综合强化。有可时效硬化高的机械性能。该合金在温度高达约1300°F（700℃）保持良好的强度和抗氧化性能。在700℃以下具有优于奥氏体不锈钢的高温强度，属于沉淀析出硬化耐热不锈钢。与SUS 304相比Ni含量多，且添加有Ti、Al 等硬化元素。因此，通过时效硬化处理，会有γ’相(fcc_Ni3(Al,Ti))析出，高温强度将得到显着提高。在650℃以下具有高的屈服强度和持久、蠕变强度，并且具有较好的加工塑性和满意的焊接性能。 SUH660高强度和优异的加工特性使该合金用于飞机的各种部件和有用工业燃气涡轮机。它也用于汽车发动机紧固件和应用多方面受到高层次的热量和压力的元器件，和近海石油和天然气行业。适合制造在650℃以下长期工作的航空发动机高温承力部件，如涡轮盘、压气机盘、转子叶片、紧固件、承力环、机匣、轴类、紧固件、和板材焊接承力件等。 SUH660/A286相近牌号 GH2132(中国)，UNS S66286(美国)，A286（美国），SUH660(日本)，(德国) 技术文件 SUH660/A286材料特性 ·铁基高温 ·高强度合金 SUH660/A286主要应用 ·燃气涡轮机锻件 ·适用于使用高达约1300°F的腐蚀环境，如燃气涡轮机 ·于1500°F的温度连续服务于氧化环境 ·飞机部件 ·汽车发动机紧固件 ·元器件 ·石油和天然气行业 SUH660/A286溶炼与铸造工艺 SUH660/A286合金可采用非真空感应+电渣，电弧炉+电渣和电弧炉+真空电弧以及真空感应+真空电弧等工艺溶炼。SUH660/A286生产执行标准 中国国家标准
SMT焊点质量检测方法 热循环为确保电子产品德量稳固性和可靠性，或对失效产品进行剖析诊断，一般需进行必要的焊点质量检测。SM T中焊点质量检测办法很多，应当依据不同元器件、不同检测项目等选择不同的检测方法。 1 焊点质量检测方式 焊点质量常用检测方法有非破坏性、破坏性和环境检测3种，见表1所示。 1.1 目视检测 目视检测是最常用的一种非破坏检测方法，可用万能投影仪或10倍放大镜进行检测。检测速度和精度与检测职员才能有关，评价可依照以下基准进行： ⑴润湿状况钎料完整笼罩焊盘及引线的钎焊部位，接触角最好小于20°，通常以小于3 0°为标准，最大不超过60°。 ⑵焊点外观钎料流动性好，表面完全且平滑光明，无针孔、砂粒、裂纹、桥连和拉尖等渺小缺点。 ⑶钎料量钎焊引线时，钎料轮廓薄且引线轮廓显明可见。 1.2 电气检测 电气检测是产品在加载条件下通电，以检测是否满足所请求的规范。它能有效地查出目视检测所不能发明的微小裂纹和桥连等。检测时可应用各种电气丈量仪，检测导通不良及在钎焊进程中引起的元器件热破坏。前者是由渺小裂纹、极细丝的锡蚀和松香粘附等引起，后者是由于过热使元器件失效或助焊剂分解气体引起元器件的腐化和变质等。 1.3 X-ray 检测 X-ray检测是应用X射线可穿透物资并在物质中有衰减的特征来发明缺陷，主要检测焊点内部缺陷，如BGA、CSP和FC焊点等。目前X射线装备的X光束斑一般在1-5μm范畴内，不能用来检测亚微米规模内的焊点微小开裂。 1.4 超声波检测 超声波检测利用超声波束能透进金属材料的深处，由一截面进入另一截面时，在界面边沿发生反射的特色来检测焊点的缺陷。来自焊点表面的超声波进入金属内部，碰到缺陷及焊点底部时就会发生反射现象，将反射波束收集到荧光屏上形成脉冲波形，根据波形的特色来断定缺陷的位置、大小和性质。超声波检验具有敏锐度高、操作便利、检验速度快、本钱低、对人体无害等长处，但是对缺陷进行定性和定量判定尚存在艰苦。 扫描超声波显微镜（ C-SAM）重要应用高频超声（一般为100MHz以上）在材料不持续的处所界面上反射产生的位相及振幅变更来成像，是用来检测元器件内部的分层、空泛和裂纹等一种有效办法。采用微声像技巧，通过超声换能器把超声脉冲发射到元件封装中，在表面和底板这一深度范畴内，超声反馈回波信号以稍微不同的时光间隔达到转化器，经过处置就得到可视的内部图像，再通过选通回波信号，将成像限制在检测区域，得到缺点图。一般采取频率从100MHz到230MHz，最高可达300MHz，检测辨别率也相应进步。 1.5 机械性损坏检测 机械性破坏检测是将焊点进行机械性破坏，从它的强度和断裂面来检讨缺陷的。常用的评价指标有拉伸强度、剥离强度和剪切强度。因为对所有的产品进行检测是不可能的，所以只能进行适量的抽检。 1.6 显微组织检测 显微组织检测是将焊点切片、研磨、抛光后用显微镜来察看其界面，是一种发明钎料杂质、熔蚀、组织结构、合金层及渺小裂纹的有效办法。焊点裂纹一般呈中心对称散布，因而应尽量可能沿对角线方向制样。显微组织检测和机械性损坏检测一样，不可能对所有的成品
不锈钢的物理性能不锈钢和碳钢的物理性能数据对比，碳钢的密度略高于铁素体和马氏体型不锈钢，而略低于奥氏体型不锈钢；电阻率按碳钢、铁素体型、马氏体型和奥氏体型不锈钢排序递增；线膨胀系数大小的排序也类似，奥氏体型不锈钢最高而碳钢最小；碳钢、铁素体型和马氏体型不锈钢有磁性，奥氏体型不锈钢无磁性，但其冷加工硬化生成成氏体相变时将会产生磁性，可用热处理方法来消除这种马氏体组织而恢复其无磁性。奥氏体型不锈钢与碳钢相比，具有下列特点：1）高的电阴率，约为碳钢的5倍。2）大的线膨胀系数，比碳钢大40％，并随着温度的升高，线膨胀系数的数值也相应地提高。3）低的热导率，约为碳钢的1/3。不锈钢的力学性不论不锈钢板还是耐热钢板，奥氏体型的钢板的综合性能最好，既有足够的强度，又有极好的塑性同时硬度也不高，这也是它们被广泛采用的原因之一。奥氏体型不锈钢同绝大多数的其它金属材料相似，其抗拉强度、屈服强度和硬度，随着温度的降低而提高；塑性则随着温度降低而减小。其抗拉强度在温度15~80°C范围内增长是较为均匀的。更重要的是：随着温度的降低，其冲击韧度减少缓慢，并不存在脆性转变温度。所以不锈钢在低温时能保持足够的塑性和韧性。不锈钢的耐热性能耐热性能是指高温下，既有抗氧化或耐气体介质腐蚀的性能即热稳定性，同时在高温时双有足够的强度即热强性。不锈钢国际标准标准标准标准名GB 中华人民共和国国家标准（国家技术监督局）KS 韩国工业标准协会规格Korean Standard AISI 美国钢铁协会规格America Iron and Steel Institute SAE 美国汽车技术者协会规格Society of Automative Engineers ASTM 美国材料试验协会规格American Society for Testing and Material AWS 美国焊接协会规格American Welding Society ASME 美国机械技术者协会规格American Society of Mechanical Engineers BS 英国标准规格British Standard DIN 德国标准规格Deutsch Industria Normen CAS 加拿大标准规格Canadian Standard Associatoin API 美国石油协会规格American Petroleum Association KR 韩国船舶协会规格Korean Resister of Shipping NK 日本省事协会规格Hihon Kanji Koki LR 英国船舶协会规格Llouds Register of Shipping AB 美国舰艇协会规格American Bureau of Shipping JIS 日本工业标准协会规格Japanese Standard 316和316L不锈钢316和317不锈钢（317不锈钢的性能见后）是含钼不锈钢种。317不锈钢中的钼含量略高明于316不锈钢.由于钢中钼，该钢种总的性能优于310和304不锈钢，高温条件下，当硫酸的浓度低于15％和高于85％时，316不锈钢具有广泛的用途。316不锈钢还具有良好的而氯化物侵蚀的性能，所以通常用于海洋环境。316L不锈钢的最大碳含量0.03,可用于焊接后不能进行退火和需要最大耐腐蚀性的用途中。耐腐蚀性：耐腐蚀性能优于304不锈钢，在浆和造纸的生产过程中具有良好的耐腐蚀的性能。而且316不锈钢还耐海洋和侵蚀性工业大气的侵蚀。耐热性：在1600度以下的间断使用和在1700度以下的连续使用中，316不锈钢具有好的耐氧化性能：在800-1575度的范围内，最好不要连续作用316不锈钢，但在该温度范围以外连续使用316不锈钢时，该不锈钢具有良好的耐热性。316L不锈钢的耐碳化物析出的性能比316不锈钢更好，可用上述温度范围。热处理：在1850-2050度的温度范围内进行退火，然后迅速退火，然后迅速冷却。316不锈钢不能过热处理进行硬化。焊接：316不锈钢具有良好的焊接性能。可采用所有标准的焊接方法进行焊接。焊接时可根据用途，分别采用316Cb、316L或309Cb不锈钢填料棒或焊条进行焊接。为获得最佳的耐腐蚀性能，316不锈钢钢的焊接断面需要进行焊后退火处理。如果使用316L不锈钢，不需要进行焊后退火处理。典型用途：纸浆和造纸用设备热交换器、染色设备、胶片冲洗设备、管道、沿海区域建筑物外部用材料。不锈钢加工及施工Drawing深加工：易产生磨擦热量所以使用耐压、耐热性高不锈钢种同时成型加工结束后应除掉表面附着的油。焊接：焊接之前应彻底除掉有害于焊接的锈、油、水份、油漆等，选定适合钢种的焊条。点焊时间距比碳钢点焊间距短，除掉焊渣时应使用不锈钢刷。焊完以后，为了防止局部腐蚀或强度下降，应对表面进行研磨处理或清洗。切断以及冲压：由于不锈钢比一般材料强度高，所以冲压以及剪切时需要更高的压力，而刀与刀间隙准确时才能不发生切变不良和加工硬化，最好采用等离子或激光切断，当不得不采用气割或电弧切断时，对热影响区进行研磨以及必要进行热处理。折弯加工：簿板可以折弯到180，但为了减少弯面的裂纹同半径大小最好2倍板厚的，厚板沿压延方向时给2倍板厚半径，与压延垂直方
镍基高温合金材料研究进展 姓名：李义锋1 镍基高温合金材料概述 高温合金是指以铁、镍、钴为基，在高温环境下服役，并能承受严酷的机械应力及具有良好表面稳定性的一类合金[1]。高温合金一般具有高的室温和高温强度、良好的抗氧化性和抗热腐蚀性、优异的蠕变与疲劳抗力、良好的组织稳定性和使用的可靠性[2]。因此，高温合金既是航空、航天发动机高温部件的关键材料，又是舰船、能源、石油化工等工业领域不可缺少的重要材料，已成为衡量一个国家材料发展水平的重要标志之一。 在整个高温合金领域中，镍基高温合金占有特殊重要的地位。与铁基和钴基高温合金相比，镍基高温合金具有更高的高温强度和组织稳定性，广泛应用于制作航空喷气发动机和工业燃气轮机的热端部件。现代燃气涡轮发动机有50%以上质量的材料采用高温合金，其中镍基高温合金的用量在发动机材料中约占40%。镍基合金在中、高温度下具有优异综合性能，适合长时间在高温下工作，能够抗腐蚀和磨蚀，是最复杂的、在高温零部件中应用最广泛的、在所有超合金中许多冶金工作者最感兴趣的合金。镍基高温合金主要用于航空航天领域950-1050℃下工作的结构部件，如航空发动机的工作叶片、涡轮盘、燃烧室等。因此，研究镍基高温合金对于我国航天航空事业的发展具有重要意义。 镍基高温合金是以镍为基体(含量一般大于50 )、在650～1000℃范围内具有较高的强度和良好的抗氧化、抗燃气腐蚀能力的高温合金[2]。它是在Cr20Ni80合金基础上发展起来的，为了满足1000℃左右高温热强性(高温强度、蠕变抗力、高温疲劳强度)和气体介质中的抗氧化、抗腐蚀的要求，加入了大量的强化元素，如W、Mo、Ti、Al、Nb、Co等，以保证其优越的高温性能。除具有固溶强化作用，高温合金更依靠Al、Ti等与Ni形成金属问化合物γ′相(Ni3A1或Ni3Ti等)的析出强化和部分细小稳定MC、M23C6碳化物的晶内弥散强化以及B、Zr、Re等对晶界起净化、强化作用。添加Cr的目的是进一步提高高温合金抗氧化、抗高温腐蚀性能。镍基高温合金具有良好的综合性能，目前已被广泛地用于航空航天、汽车、通讯和电子工业部门。随着对镍基合金潜在性能的发掘，研究人员对其使用性能提出了更高的要求，国内外学者已开拓了针对镍基合金的新加工工艺如等温锻造、挤压变形、包套变形等。
焊点疲劳强度研讨 一．疲劳强度 电子元器件的焊点必须能经受长时间的微小振动和电路发散的热量。随着电子产品元器件安装密度的增加，电路的发热量增加，经常会发生焊接处的电气特性劣化，机械强度下降或出现断裂等现象。材料在变动载荷和应变长期作用下，因累积损伤而引起的断裂现象，称为疲劳。疲劳是一种低应力破坏。 二．提高疲劳强度性能的方法 2．1提高焊点的可靠性 提高焊点可靠性的最好方法有三个：提高焊点合金的耐用性；减少元件与PCB之间热膨胀系数（CTE）的失配；尽可能按照实际的柔软性来生产元件，向焊点提供更大的应变； 2．1．1提高焊点合金的耐用性 2．1．1．1选择合适的焊膏 2．1．1 润湿性能 对于焊料来说，能否与基板形成较好的浸润，是能否顺利地完成焊接的关键。如果一种 合金不能浸润基板材料，则会因浸润不良而在界面上产生空隙，易使应力集中而在焊接 处发生开裂。 焊料的润湿性主要的指标浸润角和铺展率。从现象上看，任何物体都有减少其自身表面 能的倾向。因此液体尽量收缩成圆球状，固体则把其接触的液体铺展开来覆盖其表面。 如果液体滴在固体表面，则会形成图一所示的情况。 图二和图三分别表示浸润不良和良好的现象。 θ为浸润角，显然浸润角越小，液态焊料越容易铺展，表示焊料对基板的润湿性能越好。 a. 当θ<900，称为润湿，B角越小，润湿性越好，液体越容易在固体表面展开； b. 当θ>90时称为不润湿，B角越大，润湿性越不好，液体越不容易在固体表面上铺展开， 越容易收缩成接近圆球的形状;
c. 当θ=00或180“时，则分别称为完全润湿和完全不润湿。 通常电子工业焊接时要求焊料的润湿角θ<200。 影响焊料润湿性能主要有:焊料和基板的材料组分、焊接温度、金属表面氧化物、环境介质、基板表面状况等。 IPC－SPVC用润湿力天平来测量并用润湿时间以及最大润湿力来表示的方法评估了不同组成的 SAC 合金的润湿性，结果发现其中（零交时间与最大润湿力）并无差异，见图4。各候选合金与锡铅共晶合金的润湿性比较见图5。 图 4 不同组成的SAC的润湿性评估结果
氧化锆陶瓷材料的抗热震性能分析 摘要：文章通过对氧化锆陶瓷材料的热膨胀性以及相变的特征进行分析，着重探讨有效利用氧化锆的相变提高氧化锆材料实际抗热震性能的具体方法，以及如何提高材料抗热震性的可行性办法。 关键词：氧化锆陶瓷材料抗热震性能 材料具有的热学性能以及力学性能决定了陶瓷材料当中热应力的大小，另外构件的几何形状以及环境的介质等也会影响陶瓷材料的热应力的大小。因此，抗热震性代表着陶瓷材料抵抗温度变化能力的大小，也肯定是它热学性能以及力学性能相对应各种受热条件时一个全面的反映。关于陶瓷材料在抗热震能力方面的研究开始于上个世纪五十年代，到目前形成了很多关于抗震性的相关评价理论，不过都在一定程度上有着片面性和局限性。 一、陶瓷材料的抗热震性具体理论分析 陶瓷材料热震破坏包括：在热冲击的循环直接作用下发生的开裂和剥落；在热冲击的作用下瞬间的断裂。基于此，有关脆性的陶瓷材料具体的抗热震性相关的评价理论也涵盖了两个观点。首先是基于热弹性的理论。其说的是材料原本的强度无法抵抗热震温差导致的热应力的时候，就造成了材料的“热震断裂”。通过这个理论，陶瓷材料需要同时具备热导率、高强度和低热膨胀系数、泊松比、杨氏弹性模量、黏度以及热辐射的系数，这样方能够具备较高的抗热震断裂能力。另外，想要提高陶瓷材料实际的抗热震能力，还可以通过对材料的热容以及密度进行适当的降低。 另一理论基于断裂力学的具体概念，也就是材料当中热弹性的应变能完全能够裂纹成核以及扩展而新生的表面需要的能量的时候，裂纹形成并且开始扩展，进而造成了材料热震的损伤。按照该理论，在抗热震损伤性能方面比较好的材料应当符合越高越好的弹性模量以及越低越好的强度。以此能够发现，以上要求和高抗热震断裂的能力具体的要求完全对立。另外，将陶瓷材料实际的断裂能提高以及对材料的实际断裂韧性进行改善，很明显有助于提高材料的抗热震的损伤能力。另外，存在一定量的微裂纹也对提高抗热震的损伤性能有很大的帮助，比如：在气孔率是10%到20%之间的非致密的陶瓷当中，热扩展裂纹的形成通常会遭受来自气孔的抵制，存在的气孔能够帮助钝化裂纹以及减小应力的集中。 作为氧化锆陶瓷材料，有着极为鲜明的常温力学的性能，熔点比较高、在化学稳定性以及热稳定性上都比较好。所以，其的使用经常处于高温的条件之下，因而其抗热震性的性能也是判断其性能的关键指标。氧化锆的许多性质都非常的特殊，比如：氧化锆能够以单料以及四方、立方这三种具体晶型共同存在，还有它特殊的相变特性，这么多特性都可以被我们所利用，用来提高其热膨胀的行为，加强其的抗热震方面的性能。
热震性试验方案 试验用材HG4169、GH202、GH586热冲击试样尺寸40×40×5mm，耐热试样尺寸Φ20×15；喷涂前试样表面采用喷砂粗化处理，采用等离子喷涂电源，以工业用αAl2O3喷涂粉末，以NiCoCrAlY或NiCrAlY复合粉末作为底层。 热冲击试样采用单面喷涂，工作涂层的厚度0.3mm，热冲击试样加热至1100℃保温10分钟后迅速淬入20~25℃中的水中急冷，记录涂层表面出现第一次裂纹的次数及涂层剥落1、2的次数，每个数据取三个试样的平均值。 喷涂工艺参数 前人的研究表明; 1、具有过渡层涂层的热震性明显高于无过渡层的涂层，； 2、无论有无过渡层纯的αAl2O3涂层的热震性均高于内填有 +ZrO2、TiO2和Cr的复合涂层。 3、涂层的剥落与涂层对基底层氧化的保护作用有关。 4、对αAl2O3+10%ZrO2涂层重熔处理热震处理97次才发生剥 落现象。 资料来源：阎殿然，Al2O3涂层陶瓷抗高温冲击性能研究，河北工学院学报.1994第4期，：12~17
试验方案一等离子喷涂（外涂层αAl2O3，以NiCrAlY复合粉末作为底层）+激光重熔 试验用材HG4169、GH202、GH586热冲击试样尺寸40×40×5mm，耐热试样尺寸Φ20×15；喷涂前试样表面采用喷砂粗化处理，采用等离子喷涂电源，以工业用αAl2O3喷涂粉末，以NiCrAlY 复合粉末作为底层。Y在涂层中的质量分数一般控制在1%一下。 基体温度150~200℃ 底层涂层厚度控制在50~70μm 面涂层控制在0.15~0.13mm 喷涂工艺参数 1、首先确定底层喷涂工艺参数，确定合理厚度大约需要试样 10块，在确定厚度优化参数后进行面层喷涂工艺参数，厚度控制在50~70μm 主要以测试硬度为主，考察薄膜层的质量。 2、在优化的底层试样基体上进行Al2O3涂层最佳厚度的试验， 大约也需要5块； 热冲击试样加热至1100℃保温10分钟后迅速淬入20~25℃中的水中急冷，记录涂层表面出现第一次裂纹的次数及涂层剥落1、2的次数，每个数据取三个试样的平均值。
目录 第一章绪论 (1) 1.1 红外低可探测技术 (1) 1.2 红外低可探测的基本原理 (1) 1.3 飞机的红外辐射 (2) 1.3.1飞机红外辐射的特点 (2) 1.3.2飞机高温部件红外辐射波段 (2) 1.3.3抑制飞机发动机红外辐射特性的主要技术途径 (4) 1.4 耐高温红外低发射率涂料 (5) 1.4.1耐高温填料 (5) 1.4.2耐高温粘合剂 (7) 1.4.3耐高温添加剂（助剂） (8) 1.4.4耐高温红外低发射率涂层研究现状 (8) 1.5 涂层抗热震性能研究进展 (9) 1.6 本文的选题背景及研究内容 (9) 1.6.1选题背景 (9) 1.6.2研究内容 (10) 第二章涂层界面结合机理及抗热震性能研究方案 (11) 2.1 引言 (11) 2.2 涂层与基板结合界面 (11) 2.2.1 涂层与基体间结合界面类型 (11) 2.2.2涂层与基体界面间的结合力 (12) 2.3 影响涂层界面结合的因素 (13) 2.3.1粘合剂对涂层界面结合的影响 (13) 2.3.2润湿性对涂层界面结合的影响 (14) 2.3.3基体的预处理对涂层界面结合的影响 (15) 2.3.4热应力对涂层界面结合的影响 (16) 2.3.5制备工艺对涂层界面结合的影响 (17) 2.4氧化铈基耐高温IRLEC抗热震性能设计方案 (17) 2.4.1添加剂对涂层抗热震性能的影响 (17) III
2.4.1.1金属氧化物对涂层抗热震性能的影响 (17) 2.4.1.2 悬浮助剂对涂层抗热震性能的影响 (18) 2.4.2填料的表面改性对涂层抗热震性能的影响 (19) 2.4.3添加剂和填料表面改性协同作用对涂层抗热震性能的影响 (20) 2.5 耐高温低发射率涂层的制备方案设计 (20) 2.6 技术路线 (20) 第三章添加剂对氧化铈基耐高温IRLEC抗热震性能影响 (22) 3.1 引言 (22) 3.2 金属氧化物对涂层抗热震性能的影响 (22) 3.2.1实验部分 (22) 3.2.1.1实验原料 (22) 3.2.1.2 实验内容 (23) 3.2.1.3测试与表征 (23) 3.2.2实验结果与分析 (25) 3.2.2.1 氧化物种类对涂层抗热震性能的影响 (25) 3.2.2.2 氧化物含量对涂层抗热震性能的影响 (26) 3.2.3本节小结 (29) 3.3 锂基膨润土对涂层抗热震性能的影响 (30) 3.3.1实验部分 (30) 3.3.1.1实验原料 (30) 3.3.1.2 实验内容 (30) 3.3.1.3 测试与表征 (30) 3.3.2实验结果与分析 (31) 3.3.3本节小结 (33) 3.4 添加剂配方初步确定 (33) 3.4.1引言 (33) 3.4.2实验部分 (33) 3.4.2.1 实验原料 (33) 3.4.2.2 实验内容 (34) 3.4.2.3 测试与表征 (34) 3.4.3实验结果与分析 (34) 3.4.4本节小结 (36) IV
陶瓷材料的抗热震性改善与应用 摘要： 本文总结了陶瓷材料抗热震的理论基础以及抗热震陶瓷材料的分类与应用，基于理论提出了改善陶瓷材料抗热震性的策略，为制作高抗热震陶瓷材料提供了可借鉴的工程技术途径。 关键词： 陶瓷 材料 抗热震性 改善措施 应用 引言： 陶瓷材料因具有极高的熔点、高的化学和物理稳定性及优异的抵抗极端环境的能力而闻名。但陶瓷材料由于其固有的脆性，抗热震性能较差，热冲击是造成陶瓷材料破坏的重要原因。因此，改善陶瓷材料的抗热震性能历来就是陶瓷材料研究的重大课题之一。 1. 陶瓷抗热震性的理论基础 陶瓷抗热震性指陶瓷在温度剧变情况下抵抗热冲击的能力。陶瓷抗热震性能经典理论主要有两种，即Kingery 抗热震断裂理论和Hasselman 抗热展损伤理论和Andersson 等提出一种新模型——压痕淬冷法。 (1) Kingery 基于热弹性理论，提出了抗热震断裂理论。由热震温差引起热应力与材料固有抗拉强度之间的平衡作为抗热震断裂判据，导出抗热震断裂参数： (1f R E = ασ-μ) 式中：f σ为强度极限，E 为弹性膜量，μ为泊松比，α为热膨胀系数， 根据上式，要使陶瓷材料具有优异抗热震性，需要陶瓷弹性模量低，强度极限高，泊松比低。一些材料R 的经验值见下表。 R 的经验值 f σ(MPa ) μ -6-1α(?10K ) ()E GPa R （℃）
23Al O 345 0.22 7.4 379 96 SiC 414 0.17 3.8 400 226 热压烧结SiC 310 0.24 2.5 172 547 HPSN 690 0.27 3.2 310 500 4LAS 138 0.27 1.0 70 1460 (2) Hasselman 基于断裂力学理论，从能量观点出发，提出了抗热冲击理论.分析材料在温度变化下裂纹成核、扩展动态过程。以弹性应变能与断裂表面能之间平衡作为抗热震损伤判据，导出抗热震损伤参数 122st 20 R ()G E λ=α 式中：E 0是材料无裂纹时的弹性模量，G 为弹性应变能释放率，α为热膨胀系数，R st 大，裂纹不易扩展，热稳定性好。 裂纹长度及强度与热震温差的函数关系 上图为理论上预期的裂纹长度以及材料强度随T ?的变化。假如原有裂纹长度l 0相应的强度为0σ，当c T T ??，强度同样连续地降低。这
不锈钢的力学性能 材料的力学性能是指材料在不同环境（温度、介质、湿度）下，承受各种外加载荷（拉伸、压缩、弯曲、扭转、冲击、交变应力等）时所表现出的力学特征。 一、强度（抗拉强度、屈服强度） 不锈钢的强度由各种因素来确定，但最重要的和最基本的因素是其中添加的不同化学元素，主要是金属元素。不同类型的不锈钢由于其化学成分的差异，就有不同的强度特性。 （1）马氏体型不锈钢 马氏体型不锈钢与普通合金钢一样具有通过淬火实现硬化的特性，因此可通过选择牌号及热处理条件来得到较大范围的不同的力学性能。 马氏体型不锈钢从大的方面来区分，属于铁—铬—碳系不锈钢.进而可分为马氏体铬系不锈钢和马氏体铬镍系不锈钢。在马氏体铬系不锈钢中添加铬、碳和钼等元素时强度的变化趋势和在马氏体铬镍系不锈钢中添加镍的强度特性如下所述。 马氏体铬系不锈钢在淬火—回火条件下，增加铬的含量可使铁素体含量增加，因而会降低硬度和抗拉强度。低碳马氏体铬不锈钢在退火条件下，当铬含量增加时硬度有所提高，而延伸率略有下降。在铬含量一定的条件下，碳含量的增加使钢在淬火后的硬度也随之增加，而塑性降低。添加钼的主要目的是提高钢的强度、硬度及二次硬化效果。在进行低温淬火后，钼的添加效果十分明显。含量通常少于1%。 在马氏体铬镍系不锈钢中，含一定量的镍可降低钢中的δ铁素体含量，使钢得到最大硬度值。 马氏体型不锈钢的化学成分特征是，在0.1%----1.0%C，12%---27%Cr的不同成分组合基础上添加钼、钨、钒和铌等元素。由于组织结构为体心立方结构，因而在高温下强度急剧下降。而在600℃以下，高温强度在各类不锈钢中最高，蠕变强度也最高。 （2）铁素体型不锈钢 据研究结果，当铬含量小于25%时铁素体组织会抑制马氏体组织的形成，因而随铬含量的增加其强度下降；高于25%时由于合金的固溶强化作用，强度略有
焊接点高温蠕变性能测试 (1)焊接接头短时高温拉仲强度试验：焊接接头在高温下工作时，其强度、塑性与在常温下工作时有所不同。高温短时拉伸试验按GB 2652-89《焊缝及熔敷金属拉伸试验法》及GB 4338-84《金属高温拉伸试验方法》的规定进行，以求得不同温度下的抗拉强度、屈服点、伸长率及断面收缩率。 (2)焊接接头的高温持久强度试验：在高温下，载荷持续时间对材料力学性能有很大影响，例如高压燕汽锅炉管道，虽然所承受的应力小于工作温度下的屈服点，但在长期的使用过程中，可能导致管道破裂。对于高温材料，必须测定其在高温长期载荷作用下抵抗断裂的能力，即高温持久强度(在给定的温度下，恰好使材料经过规定时间发生断裂的应力值)。 材料的高温持久试验按GB 6395-86(金属高温持久强度试验方法》的规定进行.在试验中测定试样在给定温度和一定应力作用下的断裂时间，用外推法求出数万小时甚至数十万小时。同时还可测出反映高温时持久塑性-伸长率及断面收缩率。 (3)焊接接头的蠕变断裂试验 金属在长时间恒温、恒应力作用下，发生缓慢的塑性变形的现象称为蠕变。蜗变可以在单一应力(拉力、压力或扭力)下产生，也可在复合应力下产生。典型的蠕变曲线如图3-14所示。Oa为开始加载后所引起的瞬时变形；ab为蠕变第l阶段，在这个阶段中蠕变的速度随时间的增加而逐渐减小；bc为蠕变第Ⅱ阶段，蠕变速度基本不变；ed为蠕变第Ⅲ阶段，在这个阶段中，蠕变加速进行，直到d点断裂。 蠕变极限是试样在一定温度下和在规定的持续时间内，产生的蠕变形量或蠕变速度等于某规定值时的最大应力，可通过蠕变断裂试验来测定。例如汽轮机叶片在长期运行中，只允许产生一定的变形量，在设计时必须考虑到蟠变极限。 焊接接头的蠕变断裂试验可按GB 2039-80《金属拉伸蠕变试验方法》的规定进行。
什么是耐火材料的抗热震性 https://www.doczj.com/doc/475494151.html, 和田玉,和田玉器,新疆和田玉,和田玉籽料,和田玉鉴别,新疆和田玉鉴别，和田玉籽料鉴别，和田玉疯了,和田玉挂件,和田玉手镯,和田玉原石，和田玉商城https://www.doczj.com/doc/475494151.html, https://www.doczj.com/doc/475494151.html, 南阳艾条艾条南阳艾条批发 https://www.doczj.com/doc/475494151.html, 艾灸减肥艾灸疗法艾灸的作用 https://www.doczj.com/doc/475494151.html,/膜结构膜结构公司河南膜结构公司张拉膜https://www.doczj.com/doc/475494151.html, 珍珠岩2 https://www.doczj.com/doc/475494151.html,/ 互感器电流互感器电压互感器零序电流互感器放电线圈消谐器信阳互感器 抗热震性是指耐火制品对温度迅速变化所产生损伤的抵抗性能。耐火材料在使用的过程中，经常受到环境温度的急剧变化作用，例如，盛钢桶衬砖在浇注过程中，冶金炉（转炉、平炉或转炉）的加料、出钢或操作中炉温变化等，导致制品产生裂纹、剥落，甚至崩溃、此种破坏作用不仅限制了制品和炉窑的加热速度和冷却速度，限制了炉窑操作的强化，而且也是制品、炉窑损坏较快的主要原因之一。 影响耐火材料抗热震性的因素非常复杂。一般来说，材料的线膨胀系数小，抗热震性就好；材料的热导率高，抗热震性也好。另外，材料的颗粒度组成、致密度、气孔大小和分布、制品形状等均对其抗热震性有影响。 对于不同的耐火材料，其抗热震性的检测方法也不同，主要包括
水急冷法和空气急冷法两种。 https://www.doczj.com/doc/475494151.html, 南阳电子警察 https://www.doczj.com/doc/475494151.html,/ 南阳汉都网 https://www.doczj.com/doc/475494151.html,/膨胀珍珠岩 https://www.doczj.com/doc/475494151.html,/ 膨胀珍珠岩 https://www.doczj.com/doc/475494151.html,/ 1珍珠岩2 玻化微珠 https://www.doczj.com/doc/475494151.html,/ 珍珠岩2 玻化微珠 https://www.doczj.com/doc/475494151.html,/ https://www.doczj.com/doc/475494151.html,/ 颗粒石墨鳞片石墨海泡石增碳剂 https://www.doczj.com/doc/475494151.html, https://www.doczj.com/doc/475494151.html, https://www.doczj.com/doc/475494151.html, https://www.doczj.com/doc/475494151.html, 室机房河南机房https://www.doczj.com/doc/475494151.html, 室机房 https://www.doczj.com/doc/475494151.html, 月季树状月季大花月季丰花月季藤本月季 https://www.doczj.com/doc/475494151.html,防爆电机防爆变频电机防爆电机配件https://www.doczj.com/doc/475494151.html,/ https://www.doczj.com/doc/475494151.html,/ 膨胀玻化微珠https://www.doczj.com/doc/475494151.html,/ 浸塑设备https://www.doczj.com/doc/475494151.html, https://www.doczj.com/doc/475494151.html, https://www.doczj.com/doc/475494151.html, https://www.doczj.com/doc/475494151.html, https://www.doczj.com/doc/475494151.html,/ 膨胀珍珠岩https://www.doczj.com/doc/475494151.html, https://www.doczj.com/doc/475494151.html,/爱笑网https://www.doczj.com/doc/475494151.html,五彩咖啡玉器https://www.doczj.com/doc/475494151.html,/解梦网https://www.doczj.com/doc/475494151.html,/ 精密铸造不锈
No3.2008工程与试验September 2008 [收稿日期] 2008-06-26 [作者简介] 关逊(1969-),女,助理工程师,从事蠕变实验工作。刘庆(1961-),男,工程师,从事蠕变实验工作。郭建亭(1938-), 男,研究员。博士生导师,从事高温合金与金属间化合物的研究。 高温合金循环蠕变实验 关 逊,刘 庆,郭建亭 (中国科学院金属研究所,辽宁沈阳110016) 摘 要:本文利用装配有EDC 数字控制器的高温电子蠕变试验机开展了一种镍基高温合金的循环蠕变实验。结果表明与恒载荷静态蠕变相比,两种方式(矩形波和锯齿波)载荷循环降低了合金蠕变寿命,但对蠕变塑性并没有影响。 关键词:高温合金;循环蠕变实验;循环载荷中图分类号:T G 132.3 文献标识码:A Cyclic Creep Experimentation of Superalloy Guan Xun ,Liu Qing ,Guo Jianting (I nstit ute of M et al Research ,Chi nese A cadem y of S ciences ,L i aoni ng S heny ang 110016)Abstract :The cyclic creep test s of a Nickel 2base superalloy has been conducted on a High Temper 2at ure Elect rical Creep Machine equipped wit h an External Digital Controler (EDC ).Compared wit h t he constant load creep ,t he cyclic load in t he square and sawtoot h waveforms reduces t he creep life ,but has no effect on t he creep ductility of t he testing alloy.K eyw ords :superalloy ;cyclic creep test ;cyclic load 1 引言 高温合金部件在高温服役期间,往往遭受静态 应力和循环应力的联合作用,实际变形过程既不同于静态载荷作用下的纯蠕变变形,也不同于完全循环载荷作用下的纯疲劳变形,而是蠕变与疲劳交互作用的复杂变形过程[1～2]。对这种循环应力作用下复杂变形行为的研究方法有两种。第一种方法是完全模拟部件实际工作条件下的受力情况进行实验,实验结果可直接应用于指导设计。第二种方法是进行特定循环载荷作用下的蠕变实验(称之为循环蠕变实验),并与恒载荷作用下的蠕变行为(称之为静态蠕变)进行比较,以了解循环载荷对蠕变变形影响的基本规律。高温循环蠕变性能是高温合金设计与安全应用的重要指标之一。 中国科学院金属研究所蠕变实验室引进装备有德国Doli 公司EDC (External Digital Cont roler )数 字控制器的高温电子蠕变试验机,能够实现载荷控 制、位移控制和变形控制。利用此试验机,本文开展了一种镍基高温合金的循环蠕变实验,进而评价循环载荷对合金蠕变行为的影响。 2 实验方法 211 实验合金 实验合金DZ417G 是一种具有中国特色的先进定向凝固高温合金,用作某先进航空发动机的涡轮叶片材料。有关该合金的成分、制备工艺、性能特点等见文献[3]。实验用母合金经真空感应炉熔炼后,在定向凝固真空炉内以快速凝固法(温度梯度是850 C/cm ,凝固速度是7mm/min )制备直径16mm ,长130mm 的定向凝固园棒试样。随后对园棒试样进行两级热处理,即1220℃/4h ,AC.的固溶处理和980℃/16h ,AC.的时效处理。热处理试样机加工 成标距100mm 的标准螺纹蠕变试样。 ? 42?
抗热震性 材料在温度急剧变化条件下抵抗损伤的能力。曾称热稳定性，热震稳定性，抗热冲击性，抗温度急变性，耐急冷急热性等。 耐火材料在低温和中温下是脆性材料，缺乏延性，在热工设备使用中，常常受到急剧的温度变化，导致损伤。抗热震性是耐火材料重要的使用性能之一。 抗热震性机理材料的抗热震性，是其力学性能与热学性能在温度变化条件下的综合表现。 材料遭受的急剧温度变化，称为热震。材料在热震中产生的新裂纹，以及新裂纹与原有裂纹扩展造成的开裂、剥落、断裂等状况，称为热震损伤。热震损伤是热应力作用的结果。材料在温度变化时，变形受到抑制所产生的应力为热应力。线膨胀系数不同的多相物体在温度变化时，均匀热膨胀的物体受到温度梯度作用时，以及相变时，都会产生热应力。热应力与材料的弹性模量及弹性应变成正比，而弹性应变等于线膨胀系数和温度变化的乘积。在无限平板中 式中ah为热应力，Pa；E为弹性模量，Pa；a为线膨胀系数，K-1；Tf为最终温度，℃；Ti为初始温度，℃；u为泊松比。 理论上，对陶瓷与耐火材料处于脆性阶段的抗热震性已提出两种互补的分析。一种是热弹性理论，认为材料受到的热应力超过材料的极限强度时，导致瞬时断裂，
即所谓的%26ldquo;热震断裂%26rdquo;。金格里(w.D.Kingery)根据不同的热震条件，导出%26ldquo;抗热震断裂参数%26rdquo;R，R%26rsquo;和 R%26rdquo;表达式： 式中af为断裂强度；%26lambda;为热导率；Cp为质量定压热容；%26rho;为密度；a=%26lambda;/Cp%26rho;，为热扩散率。对氧化物陶瓷等特殊耐火材料，为避免热震断裂的发生，要求具有较高的强度、热导率或热扩散率，以及低的线膨胀系数和弹性模量。另一种是能量理论，认为材料中不可避免地存在着或大或小数量不等的微裂纹，材料的热震损伤是裂纹扩展的结果。哈塞曼(D.P.H.Hasselman)用断裂力学中的能量平衡原理分析热应力引起的裂纹扩展，导出%26ldquo;抗热震损伤参数%26rdquo;R%26rsquo;和 R%26rsquo;%26rsquo;表达式： (适用于比较G不同材料的抗热震性)
ZY 宁夏中测计量测试检验院（有限公司） 检测细则 NZC-ZY-XZ025-2015 陶瓷砖抗热震性试验检测细则 2015-04-01 发布 2015-04-01 实施 宁夏中测计量测试检验院（有限公司）发布
前言 根据宁夏中测计量测试检验院（有限公司）?质量手册?和?程序文件?的要求，为了使本公司不同检测人员，不同时间所进行试验检测方法、过程保持一致性，实现检测结果的准确性，依据相关产品标准和试验方法标准，特制定本细则。 所有检测人员在检测过程中必须严格遵守本细则。 本细则由宁夏中测计量测试检验院（有限公司）负责起草。 编制：校核：批准：
陶瓷砖抗热震性试验检测细则 1、适用范围 本细则规定了在正常使用条件下各种类型陶瓷砖抗热震性的试验方法。除经许可，应根据吸水率的不同采用不同的试验方法(浸没或非浸没试验)。 2、规范性引用文件 下列文件中的条款通过GB/T 3810的本部分的引用而成为本部分的条款。凡是注日期的引用文件，其随后所有的修改单(不包括勘误的内容)或修订版均不适用于本部分，然而，鼓励根据本部分达成协议的各方研究是否可使用这些文件的最新版本。凡是不注日期的引用文件，其最新版本适用于本部分。 GB/T 3810.3陶瓷砖试验方法第3部分:吸水率、显气孔率、表观相对密度和容重的测定(GB/T 3810.3-2006, ISO 10545-3；1995, MOD) 3、仪具与材料 3.1低温水槽(NZCS-047） 3.2干燥箱(NZCS-075) 4、试验方法与步骤 4.1试样 至少用5块整砖进行试验 注:对于超大的砖(即边长大于400 mm的砖)，有必要进行切割，切割尽可能大的尺寸，其中心应与原中心一致。 在有疑问时，用整砖比用切割过的砖测定的结果准确 4.2步骤 首先用肉眼(平常带眼镜的可戴上眼镜)在距砖25cm到30cm，光源照度约300Ix的光照条件下观察试样表面。 所有试样在试验前应没有缺陷，可用亚甲基蓝溶液对待测试样进行测定前的检验。 4.3浸没试验 吸水率不大于10%(质量分数)的陶瓷砖，垂直浸没在15℃士5℃的冷水中，并使它们互不接触。 4.4非漫没试验 吸水率大于10%(质量分数)的有釉砖，使其釉面朝下与15℃士5℃的低温水槽上的铝粒接触。 4.5对上述两项步骤，在低温下保持5min后，立即将试样移至145℃士5℃的烘箱内重新达到此温度，保持20min， 立即将试样移回低温环境中。 重复进行10次上述过程。 然后用肉眼(平常戴眼镜的可戴上眼镜)，在距试样25cm到30cm，光源照度约300Ix的条件下观察试样的可见缺陷。为帮助检查，可将合适的染色溶液(如含有少量湿润剂的1%亚甲基蓝溶液)刷在试样的釉面上，1 min后，用湿布抹去染色液体。 5、报告 试验报告应包括以下内容: a) 试样的描述； b) 试样的吸水率；