一、玻璃态聚合物银纹化过程的数值模拟（论文文献综述）
刘一江[1]（2020）在《聚乙烯管材准脆性断裂力学行为的数值模拟》文中进行了进一步梳理随着化工技术革新,聚乙烯（PE）管材的性能不断提高并适用于更严苛的工作环境,促使PE压力管道在给排水及天然气输送等实际工程中得以广泛的应用。PE压力管道的工况大多处于中等应力水平,其主导失效模式是准脆性失效,对应的失效机理是慢速裂纹扩展（SCG）。PE管材准脆性断裂力学行为的研究对确保PE压力管道的使用安全性具有重要意义。目前鲜有可靠的模型用以预测不同应力水平下PE压力管道的延迟失效规律与管道蠕变寿命,尤其是对非连续SCG的理论与数值模拟的研究还处于起步阶段。因此,关于非连续SCG过程数值模拟的研究具有重要的应用价值和科学意义。本文基于目前研究现状试图提出了一种改进的裂尖过程区模型,用于模拟PE管材的非连续型SCG过程,研究内容和主要结果概述如下:（1）提出了一种考虑银纹损伤的裂尖过程区模型用于模拟PE管材的非连续型SCG过程。该过程区模型考虑了PE管材裂尖应力集中所产生的银纹损伤,基于银纹本体材料界面活性层的微颈缩机理,提出界面活性层的应力均匀分布的假设,并采用线性裂纹扩展动力学方程。为表征PE管材断裂过程中的延迟特性,考虑银纹微纤的断裂表面能与时间呈指数衰减变化,断裂表面能的时间相关性主要与银纹微纤的蠕变损伤有关,并假设表征银纹微纤劣化速度的特征时间与裂尖应力强度因子呈线性关系。此外,通过将模型被分解为两个子系统,分别描述银纹区扩展和裂纹扩展过程,并基于Green公式,推导了裂尖过程区模型用以描述单边裂纹试样SCG过程的控制方程。（2）采用数值迭代的方法,实现对裂尖过程区模型控制方程的求解。详细介绍了数值迭代的算法流程,给出了迭代循环中微纤劣化经历时间的确定方法;利用自编程序将过程区模型用以描述PE管材PENT试样的SCG过程作为算例进行数值模拟,并对试验与模拟结果进行对比分析。结果表明,裂尖过程区模型的模拟结果与试验结果基本一致,这说明改进后的裂尖过程区模型可用于描述PE管材的非连续SCG行为。此外,关于断裂表面能与时间呈指数衰减变化、表征银纹微纤劣化速度的特征时间与应力强度因子呈线性关系的假设也得以验证。（3）研究了裂尖过程区模型中各个参数对SCG过程数值模拟结果的影响。结果表明,裂尖过程区模型模拟SCG过程的数值模拟结果基本满足Paris-Erdogan幂律关系,这进一步体现了该模型描述PE管材SCG过程的能力。
靳静[2]（2020）在《考虑蠕变与筋土界面作用的土工格栅加筋效应研究》文中提出土工格栅以其良好的工程特性与成本优势广泛应用于各类加筋土结构中,土工格栅蠕变行为与筋土界面作用机理对加筋土结构的设计及长期服役性能有着重要影响。本文基于室内试验、理论分析和离散元数值模拟,对HDPE单向拉伸塑料土工格栅考虑蠕变与筋土界面作用的土工格栅加筋效应进行了深入研究,主要研究内容与取得的成果如下:（1）土工格栅蠕变行为及损伤本构模型研究。通过进行不同温度和不同荷载水平条件下的土工格栅蠕变试验,分析温度和荷载水平对土工格栅蠕变的影响,得到了设计使用年限内土工格栅长期强度及蠕变强度折减系数。基于高聚物分子运动特点和Rabotnov损伤理论,构建了土工格栅蠕变黏弹塑性损伤本构模型,确定了蠕变损伤模型的各参数值。经过模型计算结果与室内试验结果的对比,验证了该模型的合理性与可靠性。通过对土工格栅蠕变损伤模型中各参数的敏感性分析,认为土工格栅的加速蠕变断裂阶段主要是材料黏塑性体行为表现,而受黏弹性体影响较小。（2）考虑土工格栅蠕变损伤的筋土界面作用机理研究。土工格栅在长期荷载作用下的蠕变会引起格栅纵肋长度的增加及抗拉强度的降低,为了分析土工格栅蠕变对筋土界面作用的影响,本文以土工格栅不同横肋间距类比蠕变后不同的伸长量。基于不同横肋土工格栅在拉拔中呈现出的应变硬化和应变软化两种不同界面力学行为,考虑蠕变损伤效应,提出了两折线型剪应力-位移硬化模型和三折线型剪应力-位移损伤软化模型。通过界面基本控制方程,推导了考虑拉拔荷载作用下土工格栅应变硬化和考虑蠕变损伤应变软化的不同阶段界面拉力、剪应力和位移的解析解,揭示了不同拉拔阶段的界面剪应力演化规律及筋土界面渐进性破坏模式。（3）法向静荷载下土工格栅加筋效应的试验研究。通过法向静载条件下的土工格栅拉拔试验,研究了筋土界面相互作用机理、摩擦系数、界面剪应力和筋土相对位移的变化规律,分析了横肋端承力对筋土界面的贡献率,提出了修正的土工格栅极限拉拔力计算模型。（4）法向动荷载和柔性边界条件下土工格栅加筋效应的试验研究。法向循环动荷载的频率和振幅对筋土界面作用有显着的影响,循环动荷载作用下界面黏聚力和界面摩擦系数均小于静荷载作用下的筋土界面参数。顶部柔性和前端柔性边界下最大拉拔力小于刚性边界条件下最大拉拔力,且顶部柔性和前端柔性边界下界面黏聚力和界面摩擦系数均小于刚性边界条件下相应值。结果表明,循环动荷载和柔性边界减弱了土工格栅的加筋效应。因此,在加筋土结构采用拟静力分析时,土工格栅强度宜做折减处理。在拉拔过程中,建议采用柔性顶部边界施加法向荷载及拉拔前端也采用柔性边界条件,若受试验条件等限制无法实现,建议采用折减系数进行相应折减。（5）静动荷载和刚柔边界下土工格栅加筋效应的数值模拟。分析了筋土界面剪切带的形成机制和演化机理,明确拉拔试验中筋土界面参数的宏细观联系,基于离散元数值方法,使用PFC2D模拟土工格栅在砂土中的拉拔试验,并与室内拉拔试验结果进行对比分析。重点研究了静动荷载及刚柔边界下剪切带内配位数、孔隙率、颗粒旋转运动、接触力链等因素的影响规律及筋土界面荷载的传递过程。从细观角度揭示了颗粒运动和旋转是剪切带变形演化的重要特征,其接触力的分布决定了试样宏观的力学性质和剪切带基本形状。通过配位数和孔隙率等细观参数、试样内部土颗粒旋转及砂土颗粒间接触力分布情况直观地展现了静动荷载和刚柔性边界条件对拉拔试验结果的影响。
张磊[3]（2019）在《聚合物/二氧化碳体系的动态相演变与结晶行为研究》文中指出资源的加速消耗和环境的严重破坏已成让整个社会开始前所未有的关注节能减排问题。对于以消耗石油和白色污染为代价的聚合物材加工行业,实现节能减排已经迫在眉睫。然而,由于长链分子的高构象熵、强的分子间相互作用效应和分子间的拓扑缠结,聚合物材料的成形成性过程存在工艺窗口窄、流动行为复杂和产品缺陷多等问题。上述问题的解决可使聚合物材料的加工技术进一步降能降耗、节省原料和提高产品质量。二氧化碳是一种无毒、廉价、生物兼容和可调性强的流体,将二氧化碳引入到聚合物加工工艺中,可以实现对聚合物微观凝聚态演变的干预和介观结构形成的调控,从而提升聚合物产品力学性能和服役性能。这种优势引起传统聚合物加工行业的高度重视,开发了包括聚合物发泡注塑工艺在内的多种二氧化碳辅助的聚合物成形工艺。此外,这种优势还吸引了众多科研工作者开展聚合物/二氧化碳体系的相关研究,探讨其在组织工程、药物输运、电磁屏蔽、超级隔热、吸声、吸油等领域中的应用潜力。目前,人们围绕聚合物/二氧化碳的二元体系,在聚合物流场中气体相的形态演变和聚合物在高压二氧化碳环境中的凝聚态演变等方面开展了许多研究工作。然而,仍存在诸多关键问题亟待研究和解决。气泡在聚合物注塑流场中形态演变的全过程尚未探明,聚合物发泡件表面缺陷的形成机理及其消除方法尚不明确,工艺参数对聚合物/二氧化碳体系的影响规律缺乏理论解释;加压二氧化碳对聚合物结晶的影响尚未探明,如何通过改变二氧化碳压力实现对聚合物晶体形貌的控制缺乏理论指导。围绕上述问题,本文开展了关于聚合物/二氧化碳体系的动态相演变与结晶行为的研究,其主要研究工作和取得的研究成果如下:（1）建立了一种不可压缩、非等温、非稳态三维多相流数学模型,提出了一种模具型腔排气边界条件设置方法,将聚合物熔体的人为损耗降低到1 ‰以内。采用能量方程/PIMPLE耦合算法,解决了大黏度比两相界面温度求解发散问题;采用基于场量的自适应网格划分技术,提高了宏观尺度流场中微小气泡界面追踪的精度。基于该模型,本文研究了在注塑流场厚度截面上温度场和速度场对气泡形态演变过程的影响规律,预测了在剪切和泉涌流场中不同初始大小和位置的球形气泡的变形、破裂和溃灭过程;结合聚合物发泡注塑（Polymer Foaming Injection Molding,PFIM）短射实验,揭示了发泡注塑制件表面泡坑、银纹、塌陷形貌的形成机理。（2）建立了一种基于有限体积法的非等温非稳态的多相-VOF模型,提出一种采用隐式区域耦合算法同步求解模具和型腔区域温度场的方法,并进行快速热循环（Rapid Heat Cycle Molding,RHCM）辅助的PFIM工艺实验研究。基于模拟和实验结果,本文分析了超临界二氧化碳、聚合物熔体、空气在模具型腔内的瞬态流动行为,研究了模具温度对气泡在泉涌流场中的变形、破裂和塌陷的影响,揭示了 RHCM/PFIM工艺所成形的塑件表面缺陷的形成机理。（3）基于两相流模型开发了一种非等温流固耦合模型。该模型采用隐式耦合传热算法考虑注塑模具与聚合物熔体之间的耦合传热。模型精确预测了RHCM/PFIM工艺过程中的温度场,分析了 RHCM/PFIM工艺过程中热响应特征,结合数值模拟结果和实验获得的泡孔结构,揭示了 RHCM/PFIM工艺过程中的塑件内部多孔结构的形成机理。（4）开发了一种原位高压显微系统,该系统包含一个温度和压力可以闭环控制的样品池。在不同样品厚度、分子量、温度、二氧化碳压力条件下,本文采用该系统研究了 PLLA样品在加压二氧化碳中的晶体生长过程。通过合理选择实验参数,本文研究了雪花晶体形成过程的初始阶段。结合原子力显微镜,阐明了雪花状PLLA晶体的生长模式。（5）建立了一种原位高压多光学观测系统,该系统由光学、偏振光学和小焦激光散射三部分组成,可以研究0.1 μm-1 cm尺度范围内的聚合物凝聚态演变过程。本研究利用该系统获得了左旋聚乳酸（Poly（L-lactic acid）,PLLA）在二氧化碳中的晶体尺寸和晶体数量密度的统计数据。结合原子力显微镜,分析了树枝状晶体在高压二氧化碳中的生长行为,发现了一种通过节奏式生长形成的竹节状树枝晶。（6）将超临界二氧化碳引入到PLLA样品的熔融等温结晶中,制备了一种可以排除链分子和晶间缠结的螺旋梯田状晶体。根据原子力显微镜、透射电子显微镜、核磁共振、X射线衍射的表征结果,确定了晶间相分子的链构象,研究了无定形链的构象状态对多层片晶形貌的影响,最终给出了关于晶片外翻起源的理论解释。（7）利用自建的原位高压显微系统,实现了一种可以在线升压的结晶实验。通过这种单变量的实验方法研究了二氧化碳压力对PLLA晶体长大的影响规律,基于两步形核模式提出一种用于计算在二氧化碳中聚合物晶体二次形核速率的新模型。结合实验结果,通过对聚合物/二氧化碳体系中结晶自由能、扩散活化能、混合能、吸附能、平动能的定量计算,本文给出了高压二氧化碳对聚合物晶体二次形核的影响机理。
申振楠[4]（2019）在《尼龙PA6棒材挤出模具设计与成型工艺研究》文中进行了进一步梳理随着社会的进步和科学的发展,工程塑料的品种越来越多样性,应用也越来越广泛。工程塑料的研制和生产始于国外,短短几十年的时间发展迅速,从产量到品质逐年都有突破。尽管我国对工程塑料需求比较大,但是在高端工程塑料领域自产比例仍然很低,在工程塑料性能、成型工艺和模具技术等方面仍比较落后。尼龙PA6是一种重要的工程塑料,广泛应用于汽车制造、航空航天、家用电器等领域中。但PA6材料流动性能差,成型过程中对温度比较敏感,成型温度范围很窄。本文针对PA6棒材挤出成型较为困难的工程问题,对挤出模具的流变学设计、制造方法、成型工艺和制品成型质量分析等进行了深入的研究。主要研究内容如下:首先,基于聚合物流变学理论进行了尼龙PA6棒材单腔挤出模具设计与成型过程数值分析。采用毛细管流变仪实验研究了材料的流变特性,得到了挤出成型的合理温度区间。采用数值分析方法研究了挤出模具加热区流道结构特征参数对熔体温度分布和剪切速率的影响规律。通过理论计算和数值分析相结合,设计了冷却定型结构并分析了螺旋形冷却水道的温度分布状况及冷却效果。其次,开展PA6棒材单腔挤出成型实验,获得了挤出成型工艺参数的合理范围,并对挤出棒材制品成型质量进行了对比分析。结果表明:改进后的挤出模具和冷却定型结构能够有效提高棒材成型效率,减少棒材制品表面银纹,提高棒材制品力学性能、结晶度以及内部组织致密程度,有效提高了成型制品的内在和外观质量,对于指导开发高质量的棒材挤出模具具有重要意义。最后,基于聚合物流变学理论和计算机流体动力学数值分析,研究了直排六腔挤出模流道结构对PA6熔体流动均匀性的影响规律。结果表明:平直段半径是影响熔体流动均匀性的主要因素,平直段长度和流道间距主要对内侧流道和外侧流道内的熔体流率产生了影响。通过数值分析得到了直排六腔挤出模流道合理结构参数,分析结果表明在此流道结构参数下熔体从主流道入口到各分流道出口处沿挤出方向压力降相近,流经各分流道的熔体体积流率相等。
李凤娇[5]（2018）在《PLA/PEG/CNF材料的结构形态与性能研究》文中进行了进一步梳理由于石油基高分子不可再生,且无法生物降解,造成日益严重的环境污染。研究开发综合性能优异的生物基生物降解高分子材料并拓宽其应用领域,意义重大。聚乳酸（PLA）作为生物基高分子材料中的佼佼者,具有优良的生物降解性、高强度、高模量以及高透明性等优点,在许多领域有望取代传统的石油基塑料。但是,PLA的韧性差极大限制了其实际应用。因此,为了克服PLA韧性差的缺点,本论文采用聚乙二醇（PEG）协同纤维素纳米纤维（CNF）对PLA进行共混增韧改性,制备高韧性的PLA基材料。深入研究了PLA基材料的结构与性能之间的关系,并探讨了各组分间的协同作用以及增强增韧机理。主要研究内容及结果包括以下5个部分:1.选用5种不同分子量的PEG（WM=200、600、6000、10000和20000 g/mol,分别标记为PEG-200、PEG-600、PEG-6000、PEG-10000和PEG-20000）增韧PLA,并采用熔融共混法制备了5个不同PEG分子量的PLA/PEG共混体系。首先,对比分析PEG分子量对PLA动态流变性能、结晶行为、力学性能和微观形貌等的影响。当PEG含量相同（均为10 wt%）时,PEG的加入明显降低了PLA的玻璃化转变温度（Tg）、拉伸强度和模量,而且随着PEG分子量的减小,PLA/PEG共混物的Tg、拉伸强度和模量均降低,但其断裂伸长率和缺口冲击强度却提高。在这5个PLA/PEG共混体系中,PLA/PEG-10000共混物的综合力学性能最优。进而系统研究PEG-10000含量对PLA性能的影响。PEG-10000的引入削弱了PLA链之间的相互作用,并提高了PLA链的流动性,从而显着提高了PLA的结晶能力和韧性。添加10 wt%PEG-10000后,PLA/PEG-10000（90/10）共混物的结晶度（cX）从纯PLA的4.0%提高到49.0%。此外,随着PEG-10000含量的增加,PLA/PEG-10000共混物的Tg、拉伸强度和模量均明显降低,但其断裂伸长率和缺口冲击强度却显着提高;当PEG-10000含量为20 wt%时,PLA/PEG-10000（80/20）共混物的断裂伸长率（207.7%）和缺口冲击强度（7.3 k J/m2）均达到最大值,分别比纯PLA的相应值提高了6008.8%和114.7%。SEM观察发现,纯PLA和PEG-10000含量≤5 wt%的PLA/PEG-10000共混物的断裂方式为脆性断裂,增韧机理主要是产生银纹。然而,随着PEG-10000含量（PEG-1000010 wt%￡W￡20 wt%）的进一步增加,PEG-10000的内成穴化,引发PLA基体产生大面积剧烈的剪切屈服是PLA/PEG-10000共混物韧性获得显着提高、并发生脆-韧转变的主要增韧机理。2.选用CNF增强增韧PLA,采用熔融共混法制备PLA/CNF纳米复合材料,并深入研究CNF含量对PLA动态流变性能、结晶行为、力学性能和微观形貌等的影响。在分析微观结构时,探讨了CNF在PLA基体中的分散情况及其与PLA之间的界面黏结对PLA/CNF纳米复合材料力学性能的影响以及CNF增强增韧PLA机理。CNF的加入提高了PLA的储能模量（G￠）、损耗模量（G￠）和复数黏度（η*）,而且随着CNF含量（≤3 wt%）的增加,PLA/CNF纳米复合材料的G￠、G￠和η*值逐渐增大。但是,当CNF含量>3 wt%时,随着CNF含量的继续增加,CNF在PLA基体中发生团聚,增大了自由体积,从而导致PLA/CNF（95/5）纳米复合材料的G￠、G￠和η*值略微降低。由于CNF的异相成核作用,它的引入提高了PLA的结晶速率和结晶能力。随着CNF含量从0增加到5 wt%,PLA/CNF纳米复合材料的cX从纯PLA的4.0%增大到34.4%。此外,PLA/CNF纳米复合材料的拉伸强度和模量以及缺口冲击强度均高于纯PLA的相应值,而且随着CNF含量的增加,先增大而后减小;当CNF含量为3 wt%时,PLA/CNF纳米复合材料的拉伸强度（68.3 MPa）和模量（4438.8 MPa）以及缺口冲击强度（7.1 k J/m2）均达到最大值,分别比纯PLA的相应值提高了9.5%、18.9%和108.8%。PLA/CNF纳米复合材料中CNF作为应力集中点引发大量银纹以及随着CNF含量（≤3 wt%）的增加,均匀分散的CNF与CNF或PLA之间的相互作用增强,并形成相互缠结的空间网状结构,能有效阻止银纹、裂纹或微孔的进一步扩展,产生更粗糙的断裂面,是PLA/CNF纳米复合材料强度和冲击韧性提高的主要机理。3.为了改善CNF与PLA之间的界面黏结,以过氧化二异丙苯（DCP）作为自由基引发剂,采用原位反应挤出法成功将PLA接枝到CNF上。系统研究了DCP含量对PLA/CNF（95/5）纳米复合材料动态流变性能、结晶行为、力学性能和微观形貌等的影响。DCP引发合成的CNF-g-PLA接枝共聚物作为增容剂,改善了CNF与PLA之间的界面黏结和应力传递,从而提高了CNF-g-PLA纳米复合材料的力学性能。与PLA/CNF（95/5）纳米复合材料相比,CNF-g-PLA纳米复合材料的拉伸模量和强度、断裂伸长率以及缺口冲击强度的最大增幅分别为31.8%、20.0%、12.0%和27.9%,由此归纳出DCP协同CNF增强增韧PLA理论,并构建CNF-g-PLA纳米复合材料空间网状结构增强与增韧模型。DCP引发接枝提高了PLA/CNF（95/5）纳米复合材料的结晶能力,导致CNF-g-PLA纳米复合材料的cX高于PLA/CNF（95/5）纳米复合材料的cX,而且随着DCP含量的增加,先增大而后减小。HS-POM观察证实,DCP引发接枝明显提高了PLA的成核密度,但却减小了PLA球晶的尺寸。由于DCP引发接枝增强了CNF与PLA分子间的相互作用,从而提高了CNF-g-PLA纳米复合材料的熔体强度。4.为了改善CNF与PLA之间的界面相容性以及CNF在PLA基体中的分散,以PEG-10000作为增容剂,采用熔融共混法制备PLA/PEG-10000/CNF纳米复合材料,系统研究了CNF含量对PLA/PEG-10000（80/20）共混物动态流变性能、结晶行为、力学性能和微观形貌等的影响。通过对比添加20 wt%PEG-10000前后PLA/CNF（95/5）纳米复合材料微观形貌与性能的变化,探讨了CNF协同PEG-10000增强增韧PLA机理。CNF的加入显着提高了PLA/PEG-10000（80/20）共混物的G￠、G￠和η*值,而且随着CNF含量的增加而增大。在低频区域,PLA/PEG-10000/CNF5纳米复合材料的G￠、G￠和η*值均高于PLA/CNF（95/5）纳米复合材料的相应值,表明20 wt%PEG-10000的加入改善了CNF在PLA基体中的分散,这也从SEM和TEM观察得到证实。PEG-10000的增塑和分散作用协同CNF的成核作用显着提高了PLA的结晶能力,使PLA/PEG-10000/CNF纳米复合材料的cX明显高于PLA/PEG-10000（80/20）共混物或PLA/CNF（95/5）纳米复合材料的cX;当CNF含量为0.5 phr时,PLA/PEG-10000/CNF纳米复合材料的cX达到最大值（51.7%）,分别比PLA/PEG-10000（80/20）共混物和PLA/CNF（95/5）纳米复合材料的cX提高了19.1%和50.3%。PEG-10000的增塑和分散作用协同CNF的增强作用促使PLA/PEG-10000/CNF纳米复合材料具有更优异的力学性能。其拉伸强度和模量以及缺口冲击强度均高于PLA/PEG-10000（80/20）共混物的相应值;而且当CNF含量为1 phr时,PLA/PEG-10000/CNF纳米复合材料的拉伸强度、断裂伸长率和缺口冲击强度均达到最大值,分别比PLA/PEG-10000（80/20）共混物的相应值提高了27.4%、27.2%和31.5%。由此归纳出CNF协同PEG-10000增强增韧PLA机理,并构建PLA/PEG-10000/CNF纳米复合材料界面黏附增强与增韧模型。5.为了了解PEG-10000或CNF对PLA结晶行为的影响,采用差示扫描量热法研究了纯PLA、PLA/PEG-10000共混物和PLA/PEG-10000/CNF纳米复合材料在不同降温速率下的非等温结晶行为,并采用Jeziorny、Ozawa、Mo和Kissinger四种方法分析了它们的结晶机理和非等温结晶动力学参数。随着降温速率的增加,纯PLA、PLA/PEG-10000共混物和PLA/PEG-10000/CNF纳米复合材料的结晶速率提高,但它们的结晶温度却降低。在相同降温速率下,由于PEG-10000的加入削弱了PLA链之间的相互作用,并提高了PLA分子的链段运动能力,导致PLA/PEG-10000共混物的结晶速率和结晶温度均高于纯PLA的相应值,而且随着PEG-10000含量的增加而升高。由于CNF的异相成核作用,添加少量的CNF可提高PLA/PEG-10000（80/20）共混物的结晶速率和结晶起始温度。这与采用Jeziorny和Mo方法分析获得的结晶速率的变化趋势是一致的。PLA/PEG-10000共混物主要以均相成核的三维生长方式结晶,而CNF的加入促进了PLA/PEG-10000共混物结晶。此外,利用Kissinger方法计算出纯PLA、PLA/PEG-10000共混物和PLA/PEG-10000/CNF纳米复合材料在非等温结晶过程中的结晶活化能（Eg）显示,PEG-10000或少量CNF的加入均能降低PLA的Eg值。
田孟辙[6]（2014）在《含羧基侧基聚芳醚腈的合成及环氧树脂的改性》文中研究说明环氧树脂是一类重要的热固性树脂,由于其优异的机械性能,电绝缘性能,化学稳定性,耐热性,低收缩率,较高的界面粘结性和易于加工成型等优势,广泛用于航空、航天、建筑、机械、绝缘材料和先进复合材料基体树脂等领域。然而,固化后的环氧树脂因为交联密度相对较高,所以也存在一些缺点,如质脆,耐开裂性和耐冲击性较差,断裂韧性较低。由于上述条件的影响,对环氧树脂进行增韧改性研究是非常必要的,其理论意义和现实价值都十分突出。全文的主要内容和结论如下：以酚酞啉（PPL）和2,6-二氟苯腈为反应原料,由溶液缩聚法并通过亲核取代制备了含有羧基侧基的聚芳醚腈（PEN-L）。利用FTIR,’HNMR, DSC, TGA和GPC表征了所合成聚合物的结构和性能。PEN-L的玻璃化转变温度（Tg）为248℃,失重5%时的温度为427℃,700℃时的残炭率为60.25%。应用非等温差示扫描量热法（DSC）和傅里叶变换红外光谱（FTIR）对DGEBA/MeHHPA/PEN-L固化体系进行测试和分析。探索并证实了固化反应的可行性,混合体系的固化工艺确定如下：105℃/2h+155℃/3h+205℃/2h。通过FTIR, DSC, DMA等分析测试可以证实聚合物已经彻底嵌入环氧树脂交联网络并与其以化学键键合,所以根据固化工艺105℃/2h+155℃/3h+205℃/2h固化得到的纯环氧树脂和改性环氧树脂可以完全固化。对不同PEN-L质量分数的改性环氧树脂固化体系的热性能和机械力学性能进行了研究,并与仅用4-甲基六氢苯酐（MeHHPA）这种普通固化剂固化的纯环氧树脂体系的相关性质作了详细的分析对比。DSC和TGA测试数据表明,当体系中加入不同质量分数的PEN-L时,固化环氧树脂的耐热性和热稳定性得到了很好的改善,玻璃化转变温度,热分解温度和残碳率随着固化体系中PEN-L质量分数的提高而呈现不同程度的增加。固化树脂体系的弯曲强度和弯曲模量随着体系中PEN-L质量分数的增加发生明显降低,与纯环氧树脂相比,最大下降百分比分别为43%和42%。但是,固化树脂的弯曲断裂应变却出现较大增长,最大值为5.11%,与纯环氧树脂相比增加了89%。衡量固化树脂的断裂韧性的参数包括临界应力强度因子（KIC）和临界应变能释放速率（GIC）,这两个数值随着体系中PEN-L质量分数的连续增长而显着增加。当改性固化树脂体系中含有质量分数为15%的PEN-L时,断裂韧性KIC将达到最大值5.43MN/m3/2,与纯环氧树脂相比增加了98%；临界应变能释放速率的最大值达到7.755kJ/m2,与纯环氧树脂相比增加了215%。缺口冲击强度与断裂韧性表现出相似的变化趋势。
刘振宇,熊玉竹,梅文杰[7]（2013）在《高分子材料银纹研究》文中提出结合国内外研究状况,对银纹结构、引发、生长以及断裂进行了全面的介绍和分析,总结了近年来对银纹认识的发展,并对今后研究的重点和趋势进行了展望。
吴征良,张斌[8]（2012）在《不同应变率下的高聚物银纹化分子动力学模拟》文中认为基于粗粒珠簧模型,采用分子动力学模拟了玻璃态高聚物在不同应变率下微空洞的产生、扩展及断裂演化过程,表明银纹产生的微空洞会引起周围的应力集中,微空洞迅速扩展并伴有少量合并;结合临界应力判据,给出了银纹萌生的微观构型;通过引入非仿射位移场并结合应力-应变响应关系,计算了参与率随应变的演化,证实了聚合物在银纹化破坏过程中具有应变率相关敏感性的线性粘弹性特征。与实验现象吻合较好。
张跃,张超,张斌[9]（2011）在《高抗冲聚苯乙烯银纹化渐进损伤三维模拟》文中进行了进一步梳理针对高抗冲聚苯乙烯,本文建立了细观单胞结构三维模型,引入周期性边界条件,采用非线性有限元法,研究了在单向拉伸载荷下银纹化损伤过程。采用最大主应力准则作为银纹化损伤判据,通过受损单元积分点刚度矩阵的折减实现材料力学性能的退化,运用材料的应力-应变曲线预测了其力学性能。数值结果与相关文献模拟结果吻合,表明本文损伤预测三维模型的合理有效性。
张跃,张斌[10]（2011）在《高抗冲聚苯乙烯多处银纹化RVE模拟》文中进行了进一步梳理通过在代表性体积胞元（RVE）中嵌入内聚力面,建立了基于连续损伤力学的高抗冲聚苯乙烯多处银纹化细观机理模型。采用Quads准则作为内聚力面失效判据,引入材料刚度退化模型,利用非线性有限元方法研究了在单向拉伸载荷下高抗冲聚苯乙烯中银纹的萌生、生长和断裂过程及其规律。数值分析结果与实验中观察到的现象吻合较好,表明了本模型描述的内聚力面模拟银纹化过程的合理性。
二、玻璃态聚合物银纹化过程的数值模拟（论文开题报告）
（1）论文研究背景及目的
此处内容要求：
首先简单简介论文所研究问题的基本概念和背景，再而简单明了地指出论文所要研究解决的具体问题，并提出你的论文准备的观点或解决方法。
写法范例：
本文主要提出一款精简64位RISC处理器存储管理单元结构并详细分析其设计过程。在该MMU结构中,TLB采用叁个分离的TLB,TLB采用基于内容查找的相联存储器并行查找,支持粗粒度为64KB和细粒度为4KB两种页面大小,采用多级分层页表结构映射地址空间,并详细论述了四级页表转换过程,TLB结构组织等。该MMU结构将作为该处理器存储系统实现的一个重要组成部分。
（2）本文研究方法
调查法：该方法是有目的、有系统的搜集有关研究对象的具体信息。
观察法：用自己的感官和辅助工具直接观察研究对象从而得到有关信息。
实验法：通过主支变革、控制研究对象来发现与确认事物间的因果关系。
文献研究法：通过调查文献来获得资料，从而全面的、正确的了解掌握研究方法。
实证研究法：依据现有的科学理论和实践的需要提出设计。
定性分析法：对研究对象进行“质”的方面的研究，这个方法需要计算的数据较少。
定量分析法：通过具体的数字，使人们对研究对象的认识进一步精确化。
跨学科研究法：运用多学科的理论、方法和成果从整体上对某一课题进行研究。
功能分析法：这是社会科学用来分析社会现象的一种方法，从某一功能出发研究多个方面的影响。
模拟法：通过创设一个与原型相似的模型来间接研究原型某种特性的一种形容方法。
三、玻璃态聚合物银纹化过程的数值模拟（论文提纲范文）
（1）聚乙烯管材准脆性断裂力学行为的数值模拟（论文提纲范文）
| 摘要 |
| abstract |
| 第1章 引言 |
| 1.1 研究背景及意义 |
| 1.2 国内外研究现状 |
| 1.2.1 聚合物银纹化 |
| 1.2.2 加速表征聚合物SCG性能的试验方法 |
| 1.2.3 SCG的理论与模型 |
| 1.3 本文研究的主要内容 |
| 第2章 裂尖过程区模型及相关理论 |
| 2.1 SCG过程中银纹区形成机理及其细观结构 |
| 2.2 裂尖过程区模型 |
| 2.3 银纹区及裂纹扩展 |
| 2.4 本章小结 |
| 第3章 PE管材PENT试样SCG过程的数值模拟 |
| 3.1 裂尖过程区模型的数值算法 |
| 3.2 PE管材PENT试样SCG过程的模拟分析 |
| 3.3 本章小结 |
| 第4章 模型参数对模拟结果的影响研究 |
| 4.1 银纹区扩展相关参数对模拟结果的影响 |
| 4.1.1 银纹应力的影响 |
| 4.1.2 银纹区微纤自然伸长比的影响 |
| 4.1.3 银纹区材料微纤化能量密度的影响 |
| 4.2 裂纹扩展相关参数对模拟结果的影响 |
| 4.2.1 时间相关断裂表面能中衰减指数的影响 |
| 4.2.2 特征时间参数的影响 |
| 4.3 银纹区及裂纹扩展共同相关参数对模拟结果的影响 |
| 4.3.1 远场应力的影响 |
| 4.3.2 弹性模量的影响 |
| 4.3.3 动力学系数的影响 |
| 4.4 本章小结 |
| 第5章 总结与展望 |
| 5.1 全文总结 |
| 5.2 展望 |
| 参考文献 |
| 致谢 |
| 个人简历、在学期间发表的学术论文及研究成果 |
（2）考虑蠕变与筋土界面作用的土工格栅加筋效应研究（论文提纲范文）
| 摘要 |
| abstract |
| 第一章 绪论 |
| 1.1 研究背景及意义 |
| 1.2 土工格栅蠕变行为及本构模型研究现状 |
| 1.2.1 蠕变试验研究 |
| 1.2.2 蠕变本构模型研究 |
| 1.3 筋土界面作用机理及土工格栅加筋效应研究现状 |
| 1.3.1 筋土界面试验研究 |
| 1.3.2 筋土界面理论研究 |
| 1.3.3 筋土界面数值模拟研究 |
| 1.4 研究发展动态分析 |
| 1.5 主要研究内容和技术路线及创新点 |
| 1.5.1 主要研究内容 |
| 1.5.2 技术路线 |
| 1.5.3 创新点 |
| 第二章 土工格栅蠕变行为及损伤本构模型研究 |
| 2.1 引言 |
| 2.2 土工格栅蠕变试验 |
| 2.2.1 蠕变试验试样制备 |
| 2.2.2 蠕变试验装置 |
| 2.2.3 蠕变试验条件 |
| 2.2.4 蠕变试验数据记录 |
| 2.3 土工格栅蠕变特性 |
| 2.3.1 土工格栅蠕变试验结果分析 |
| 2.3.2 土工格栅等时蠕变曲线 |
| 2.3.3 土工格栅拉伸模量的变化 |
| 2.4 考虑蠕变影响的土工格栅长期强度 |
| 2.4.1 波尔兹曼(Boltzmann)叠加原理 |
| 2.4.2 时温等效原理 |
| 2.4.3 不同温度下蠕变试验结果分析 |
| 2.4.4 土工格栅长期强度和蠕变强度折减系数 |
| 2.5 土工格栅蠕变损伤本构模型研究 |
| 2.5.1 土工格栅蠕变机理分析 |
| 2.5.2 土工格栅蠕变黏弹塑性损伤本构模型 |
| 2.5.3 土工格栅蠕变损伤本构模型参数确定及验证 |
| 2.5.4 土工格栅蠕变损伤模型参数敏感性分析 |
| 2.6 本章小结 |
| 第三章 考虑土工格栅蠕变的筋土界面作用机理研究 |
| 3.1 引言 |
| 3.2 土工格栅横肋间距对筋土界面行为的影响研究 |
| 3.2.1 试验方案 |
| 3.2.2 试验填料 |
| 3.2.3 试验结果与分析 |
| 3.2.4 考虑土工格栅蠕变损伤的SEM微观分析 |
| 3.3 拉拔荷载作用下筋土界面基本方程 |
| 3.4 拉拔荷载作用下筋土界面本构模型 |
| 3.4.1 筋土界面硬化模型 |
| 3.4.2 筋土界面蠕变损伤软化模型 |
| 3.5 土工格栅在拉拔荷载作用下的拉拔全过程分析 |
| 3.5.1 筋土界面硬化模型拉拔过程分析 |
| 3.5.2 筋土界面蠕变损伤软化模型拉拔过程分析 |
| 3.6 筋土界面本构模型参数确定方法 |
| 3.7 筋土界面本构模型验证与讨论 |
| 3.8 本章小结 |
| 第四章 静动荷载和刚柔边界下土工格栅加筋效应试验研究 |
| 4.1 引言 |
| 4.2 试验方法 |
| 4.2.1 试验设备 |
| 4.2.2 试验材料 |
| 4.2.3 试验步骤 |
| 4.2.4 筋土界面参数计算公式 |
| 4.3 静荷载作用下土工格栅拉拔试验 |
| 4.3.1 试验方案 |
| 4.3.2 试验结果与分析 |
| 4.3.3 土工格栅极限拉拔力模型 |
| 4.4 法向动荷载边界条件下土工格栅拉拔试验 |
| 4.4.1 试验方案 |
| 4.4.2 试验结果与分析 |
| 4.5 刚柔性边界条件下土工格栅拉拔试验 |
| 4.5.1 试验方案 |
| 4.5.2 试验结果与分析 |
| 4.6 本章小结 |
| 第五章 静动荷载和刚柔边界下土工格栅加筋效应离散元分析 |
| 5.1 引言 |
| 5.2 离散单元法的基本介绍 |
| 5.2.1 概述 |
| 5.2.2 离散单元法的基本原理 |
| 5.2.3 阻尼系数的确定 |
| 5.2.4 时间步长的计算 |
| 5.2.5 离散单元法的接触本构模型 |
| 5.3 筋土界面特性颗粒流模型 |
| 5.3.1 直剪试验砂土颗粒的生成 |
| 5.3.2 砂土直剪试验的标定结果 |
| 5.3.3 土工格栅拉伸试验的标定结果 |
| 5.3.4 拉拔试验的伺服方法 |
| 5.3.5 拉拔试验的标定结果 |
| 5.4 颗粒流模拟结果分析 |
| 5.4.1 拉拔试验的模拟数值结果与试验结果对比验证 |
| 5.4.2 静动荷载和刚柔性边界下的配位数和孔隙率 |
| 5.4.3 静动荷载和刚柔性边界下的颗粒运动与剪切带 |
| 5.4.4 静动荷载和刚柔性边界下力链的演化 |
| 5.4.5 筋土界面荷载传递过程 |
| 5.5 本章小结 |
| 第六章 结论与展望 |
| 6.1 主要研究成果与结论 |
| 6.2 展望 |
| 参考文献 |
| 致谢 |
| 个人简历、在学期间的研究成果及发表的学术论文 |
（3）聚合物/二氧化碳体系的动态相演变与结晶行为研究（论文提纲范文）
| 摘要 |
| ABSTRACT |
| 第一章 绪论 |
| 1.1 前言 |
| 1.2 二氧化碳气泡在聚合物流场中的动态演变 |
| 1.2.1 聚合物流场中气泡形态演变 |
| 1.2.2 注塑充填流场的数值模拟 |
| 1.2.3 聚合物/二氧化碳两相流数值模拟 |
| 1.2.4 二氧化碳气泡在聚合物流场中形态演变的数值模拟 |
| 1.3 聚合物在高压二氧化碳中的结晶行为 |
| 1.3.1 二氧化碳辅助聚合物成形技术的应用 |
| 1.3.2 二氧化碳对聚合物结晶的影响 |
| 1.3.3 原位高压显微光学研究方法 |
| 1.4 该课题方向所存在的主要问题 |
| 1.5 本文的主要研究内容 |
| 1.6 参考文献 |
| 第二章 聚合物注塑流场中超临界流体气泡的形态演变规律 |
| 2.1 引言 |
| 2.2 数学建模 |
| 2.2.1 控制方程 |
| 2.2.2 界面追踪 |
| 2.2.3 界面张力 |
| 2.2.4 黏度模型 |
| 2.2.5 边界条件 |
| 2.2.6 计算方法 |
| 2.3 模型验证 |
| 2.4 聚合物发泡注塑实验 |
| 2.5 结果与讨论 |
| 2.5.1 注塑流场中性面上的气泡的形态演变过程 |
| 2.5.2 注塑流场中性面上不同初始位置和尺寸的气泡的形态演变过程 |
| 2.5.3 偏离注塑流场中性面的气泡的形态演变过程 |
| 2.5.4 非注塑流场中性面上不同初始位置和尺寸气泡的形态演变过程 |
| 2.6 本章小结 |
| 2.7 参考文献 |
| 第三章 模具温度对聚合物发泡塑件表面质量的影响机理 |
| 3.1 引言 |
| 3.2 数学建模 |
| 3.2.1 控制方程 |
| 3.2.2 界面追踪 |
| 3.2.3 黏度模型 |
| 3.2.4 界面张力 |
| 3.2.5 边界条件 |
| 3.2.6 计算方法 |
| 3.3 模型验证 |
| 3.4 结果与讨论 |
| 3.4.1 RHCM/PFIM工艺中的气泡演变 |
| 3.4.2 非对称模具温度所引起的气泡的偏心分布 |
| 3.4.3 模温对产品表面质量的影响机理 |
| 3.4.4 RHCM/PFIM中熔接痕附近的表面缺陷 |
| 3.5 本章小结 |
| 3.6 参考文献 |
| 第四章 模具温度对聚合物发泡塑件内部泡孔结构的影响机理 |
| 4.1 引言 |
| 4.2 数学建模 |
| 4.2.1 控制方程 |
| 4.2.2 界面追踪 |
| 4.2.3 黏度模型 |
| 4.2.4 边界条件 |
| 4.2.5 计算方法 |
| 4.3 模型验证 |
| 4.4 实验 |
| 4.5 结果与讨论 |
| 4.5.1 RHCM/PFIM热相应分析 |
| 4.5.2 实心层的厚度变化 |
| 4.5.3 芯层的泡孔结构 |
| 4.5.4 小气泡带的位置 |
| 4.5.5 小气泡带的形成机理 |
| 4.6 本章小结 |
| 4.7 参考文献 |
| 第五章 雪花状左旋聚乳酸晶体在二氧化碳中的生长过程 |
| 5.1 引言 |
| 5.2 实验 |
| 5.2.1 材料 |
| 5.2.2 样品制备 |
| 5.2.3 二氧化碳处理 |
| 5.2.4 测试方法 |
| 5.3. 结果与讨论 |
| 5.3.1 经加压二氧化碳处理的PLLA薄膜的形貌 |
| 5.3.2 雪花晶的结构分析 |
| 5.3.3 雪花晶的生长过程 |
| 5.4. 本章小结 |
| 5.5 参考文献 |
| 第六章 加压二氧化碳对左旋聚乳酸晶体形核长大的影响 |
| 6.1 引言 |
| 6.2 实验 |
| 6.2.1 材料 |
| 6.2.2 样品制备 |
| 6.2.3 测试 |
| 6.2.4 原位高压多光学观测系统 |
| 6.2.5 二氧化碳处理 |
| 6.3 结果与讨论 |
| 6.3.1 PLLA在低温二氧化碳中的结晶 |
| 6.3.2 PLLA在高温二氧化碳中的结晶 |
| 6.3.3 PLLA在加压二氧化碳中的结晶动力学 |
| 6.3.4 PLLA晶体在形核限制效应中的节奏式生长 |
| 6.4 本章小结 |
| 6.5 参考文献 |
| 第七章 二氧化碳中聚乳酸晶体的分子构象和晶片结构 |
| 7.1 引言 |
| 7.2 实验 |
| 7.2.1 材料 |
| 7.2.2 薄膜制备 |
| 7.2.3 超临界二氧化碳处理 |
| 7.2.4 测试 |
| 7.3 结果与讨论 |
| 7.3.1 PLLA提纯 |
| 7.3.2 二氧化碳中的薄膜结晶 |
| 7.3.3 螺旋梯田晶体 |
| 7.3.4 分子形态 |
| 7.3.5 松弛折叠的形成 |
| 7.3.6 多层片晶中的晶片外翻 |
| 7.4 本章小结 |
| 7.5 参考文献 |
| 第八章 聚乳酸在二氧化碳中晶体生长的分子机理 |
| 8.1 引言 |
| 8.2 实验 |
| 8.2.1 二氧化碳处理 |
| 8.2.2 实验结果 |
| 8.3 理论模型 |
| 8.3.1 聚合物/二氧化碳体系状态方程 |
| 8.3.2 分子形核模型 |
| 8.3.3 二氧化碳诱发的附加能变 |
| 8.3.4 模型参数 |
| 8.3.5 计算方法 |
| 8.4 计算结果 |
| 8.5 本章小结 |
| 8.6 附录 |
| 8.6.1 S-L模型的计算结果 |
| 8.6.2 分子形核模型的计算结果 |
| 8.6.3 扩散活化能和临界形核自由能 |
| 8.6.4 二氧化碳引起的形核过程中的额外自由能 |
| 8.7 参考文献 |
| 第九章 结论与展望 |
| 9.1 结论 |
| 9.2 展望 |
| 致谢 |
| 攻读博士学位期间完成的论文 |
| 攻读博士学位期间申请的发明专利 |
| 攻读博士学位期间获得的奖励 |
| 攻读博士学位期间参与的科研项目 |
| 附件 |
| 学位论文评阅及答辩情况表 |
（4）尼龙PA6棒材挤出模具设计与成型工艺研究（论文提纲范文）
| 摘要 |
| Abstract |
| 1 绪论 |
| 1.1 研究背景及意义 |
| 1.2 国内外研究现状 |
| 1.2.1 工程塑料挤出成型过程分析 |
| 1.2.2 工程塑料挤出模具设计 |
| 1.2.3 工程塑料挤出成型工艺 |
| 1.3 存在的问题 |
| 1.4 论文的主要研究内容 |
| 2 棒材挤出模具设计理论基础 |
| 2.1 聚合物挤出成型的基本原理 |
| 2.2 聚合物挤出流动的基本控制方程 |
| 2.3 聚合物熔体在圆形和锥形口模内的流动分析 |
| 2.4 本章小结 |
| 3 尼龙PA6 棒材单腔挤出模具设计与成型过程数值分析 |
| 3.1 尼龙PA6 流变特性实验 |
| 3.2 尼龙PA6 棒材挤出成型要求 |
| 3.3 棒材挤出模具设计原则 |
| 3.4 成型模结构设计 |
| 3.4.1 常见棒材成型模结构类型 |
| 3.4.2 挤出模具成型模结构设计 |
| 3.5 成型模流道结构对熔体挤出过程影响规律的数值分析 |
| 3.6 冷却定型模结构设计 |
| 3.7 冷却定型过程数值分析 |
| 3.8 单腔挤出模具整体结构 |
| 3.9 本章小结 |
| 4 尼龙PA6 棒材单腔挤出成型工艺和制品质量分析 |
| 4.1 模具材料 |
| 4.2 模具制造 |
| 4.3 模具温度监测装置 |
| 4.4 挤出成型工艺与成型实验 |
| 4.4.1 实验材料及设备 |
| 4.4.2 实验方法及工艺控制 |
| 4.4.3 挤出成型实验与结果分析 |
| 4.5 棒材制品成型质量分析 |
| 4.5.1 棒材圆柱度与直线度分析 |
| 4.5.2 棒材抗压性能分析 |
| 4.5.3 棒材结晶度分析 |
| 4.5.4 棒材内部组织分析 |
| 4.6 本章小结 |
| 5 尼龙PA6 棒材多腔挤出模具设计 |
| 5.1 尼龙PA6 棒材多腔挤出成型要求 |
| 5.2 多腔挤出模流道结构设计 |
| 5.2.1 多腔挤出模流道结构对比分析 |
| 5.2.2 流道结构参数计算 |
| 5.3 熔体在多腔模内流动均匀性分析 |
| 5.3.1 网格划分 |
| 5.3.2 边界条件设置 |
| 5.3.3 数值分析结果 |
| 5.4 流道结构参数对熔体流动均匀性影响规律的分析 |
| 5.4.1 流道平直段半径对熔体流动均匀性的影响 |
| 5.4.2 流道平直段长度对熔体流动均匀性的影响 |
| 5.4.3 流道间距对熔体流动均匀性的影响 |
| 5.5 直排六腔挤出模流道合理结构参数 |
| 5.6 直排六腔挤出模具结构设计 |
| 5.7 本章小结 |
| 结论 |
| 参考文献 |
| 攻读硕士学位期间发表学术论文情况 |
| 致谢 |
（5）PLA/PEG/CNF材料的结构形态与性能研究（论文提纲范文）
| 摘要 |
| Abstract |
| 试剂、聚合物和测试方法缩略词中英文对照及主要符号表 |
| 第一章 绪论 |
| 1.1 研究背景 |
| 1.2 聚乳酸概述 |
| 1.2.1 PLA的合成、结构与性能 |
| 1.2.2 PLA的局限性及其改性方法 |
| 1.3 聚合物的增强增韧机理 |
| 1.3.1 塑料/弹性体增韧机理 |
| 1.3.2 塑料/晶须增强增韧机理 |
| 1.4 PLA增强增韧的研究进展 |
| 1.4.1 共混 |
| 1.4.2 聚合物接枝共聚 |
| 1.4.3 PLA增强增韧改性研究中存在的问题 |
| 1.5 研究课题的提出 |
| 1.6 研究目标 |
| 1.7 研究内容 |
| 第二章 PLA/PEG共混体系的结构与性能 |
| 2.1 引言 |
| 2.2 实验部分 |
| 2.2.1 实验原料 |
| 2.2.2 PLA/PEG共混物的制备 |
| 2.2.3 结构表征与性能测试 |
| 2.3 结果与讨论 |
| 2.3.1 PEG分子量对PLA动态流变性能的影响 |
| 2.3.2 PEG分子量对PLA熔融与结晶行为的影响 |
| 2.3.3 PEG分子量对PLA动态力学性能的影响 |
| 2.3.4 PEG分子量对PLA力学性能的影响 |
| 2.3.5 PEG分子量对PLA断面形貌和微观结构的影响 |
| 2.3.6 PEG-10000 含量对PLA动态流变性能的影响 |
| 2.3.7 PEG-10000 含量对PLA熔融与结晶行为的影响 |
| 2.3.8 PEG-10000 含量对PLA动态力学性能的影响 |
| 2.3.9 PEG-10000 含量对PLA力学性能的影响 |
| 2.3.10 PEG-10000对PLA的增韧机理分析 |
| 2.4 本章小结 |
| 第三章 CNF增强PLA纳米复合材料的结构与性能 |
| 3.1 引言 |
| 3.2 实验部分 |
| 3.2.1 实验原料 |
| 3.2.2 PLA/CNF纳米复合材料的制备 |
| 3.3 结果与讨论 |
| 3.3.1 CNF含量对PLA动态流变性能的影响 |
| 3.3.2 CNF含量对PLA熔融与结晶行为的影响 |
| 3.3.3 CNF含量对PLA动态力学性能的影响 |
| 3.3.4 CNF含量对PLA力学性能的影响 |
| 3.3.5 CNF在 PLA中的分散及其与PLA的界面形态 |
| 3.4 本章小结 |
| 第四章 反应增容PLA/CNF纳米复合材料的结构与性能 |
| 4.1 引言 |
| 4.2 实验部分 |
| 4.2.1 实验原料 |
| 4.2.2 CNF-g-PLA纳米复合材料的制备 |
| 4.2.3 结构表征与性能测试 |
| 4.3 结果与讨论 |
| 4.3.1 DCP诱导PLA接枝到CNF上:反应机理和接枝参数 |
| 4.3.2 CNF-g-PLA的化学结构鉴定 |
| 4.3.3 DCP含量对PLA/CNF纳米复合材料动态流变性能的影响 |
| 4.3.4 DCP含量对PLA/CNF纳米复合材料熔融与结晶行为的影响 |
| 4.3.5 DCP含量对PLA/CNF纳米复合材料动态力学性能的影响 |
| 4.3.6 DCP含量对PLA/CNF纳米复合材料力学性能的影响 |
| 4.3.7 DCP含量对CNF在 PLA中的分散以及CNF与 PLA界面形貌的影响 |
| 4.3.8 CNF-g-PLA纳米复合材料增强增韧机理分析 |
| 4.4 本章小结 |
| 第五章 PLA/PEG-10000/CNF纳米复合材料的结构与性能 |
| 5.1 引言 |
| 5.2 实验部分 |
| 5.2.1 实验原料 |
| 5.2.2 PLA/PEG-10000/CNF纳米复合材料的制备 |
| 5.2.3 结构表征与性能测试 |
| 5.3 结果与讨论 |
| 5.3.2 CNF含量对PLA/PEG-10000 共混物熔融与结晶行为的影响 |
| 5.3.3 CNF含量对PLA/PEG-10000 共混物动态力学性能的影响 |
| 5.3.4 CNF含量对PLA/PEG-10000 共混物力学性能的影响 |
| 5.3.5 PEG-10000 对复合材料断面形貌以及CNF在 PLA中分散性的影响 |
| 5.3.6 PLA/PEG-10000/CNF纳米复合材料增强增韧机理分析 |
| 5.4 本章小结 |
| 第六章 PLA/PEG-10000 共混物和PLA/PEG-10000/CNF纳米复合材料的非等温结晶动力学 |
| 6.1 引言 |
| 6.2 实验部分 |
| 6.2.1 实验原料 |
| 6.2.2 PLA/PEG-10000 共混物和PLA/PEG-10000/CNF纳米复合材料的制备 |
| 6.2.3 DSC测试 |
| 6.3 结果与讨论 |
| 6.3.1 降温速率对PLA基共混物和纳米复合材料非等温结晶行为的影响 |
| 6.3.2 非等温结晶动力学 |
| 6.4 本章小结 |
| 结论与展望 |
| 1.结论 |
| 2.主要创新点 |
| 3.后续工作与展望 |
| 参考文献 |
| 攻读博士学位期间取得的研究成果 |
| 致谢 |
| 附件 |
（6）含羧基侧基聚芳醚腈的合成及环氧树脂的改性（论文提纲范文）
| 摘要 |
| Abstract |
| 引言 |
| 1 绪论 |
| 1.1 环氧树脂概述 |
| 1.1.1 环氧树脂定义及结构 |
| 1.1.2 环氧树脂预聚物的固化 |
| 1.1.3 环氧树脂的应用 |
| 1.2 环氧树脂增韧机理及研究进展 |
| 1.2.1 环氧树脂增韧机理 |
| 1.2.2 环氧树脂增韧研究进展 |
| 1.3 本文的选题意义及研究内容 |
| 1.3.1 选题意义 |
| 1.3.2 研究内容 |
| 2 含羧基侧基聚芳醚腈(PEN-L)的合成与表征 |
| 2.1 前言 |
| 2.1.1 聚芳醚腈的制备 |
| 2.1.2 聚芳醚腈的性能 |
| 2.1.3 聚芳醚腈的应用 |
| 2.2 实验部分 |
| 2.2.1 主要原料、实验设备及测试仪器 |
| 2.2.2 含羧基侧基聚芳醚腈(PEN-L)的合成 |
| 2.3 结果与讨论 |
| 2.3.1 含羧基侧基聚芳醚腈(PEN-L)的红外光谱表征 |
| 2.3.2 含羧基侧基聚芳醚腈(PEN-L)的~1HNMR表征 |
| 2.3.3 含羧基侧基聚芳醚腈(PEN-L)的DSC表征 |
| 2.3.4 含羧基侧基聚芳醚腈(PEN-L)的TGA表征 |
| 2.3.5 含羧基侧基聚芳醚腈(PEN-L)的相对分子质量和分布表征 |
| 2.3.6 含羧基侧基聚芳醚腈(PEN-L)的溶解性分析 |
| 2.4 本章总结 |
| 3 环氧树脂(DGEBA)/MeHHPA/PEN-L体系的固化反应动力学研究 |
| 3.1 前言 |
| 3.2 实验部分 |
| 3.2.1 试剂与仪器 |
| 3.2.2 测试与表征 |
| 3.2.3 改性环氧混合物膜的制备 |
| 3.3 结果与讨论 |
| 3.3.1 固化剂的选择 |
| 3.3.2 固化剂用量的确定 |
| 3.3.3 PEN-L含量对DGEBA/MeHHPA/PEN-L体系固化反应的影响 |
| 3.3.4 改性DGEBA/MeHHPA/PEN-L体系的固化反应动力学 |
| 3.3.5 改性DGEBA/MeHHPA/PEN-L体系的固化工艺 |
| 3.4 本章总结 |
| 4 含羧基侧基聚芳醚腈(PEN-L)改性环氧树脂(DGEBA)的性能研究 |
| 4.1 前言 |
| 4.2 实验部分 |
| 4.2.1 实验原材料及测试设备 |
| 4.2.2 试样制备 |
| 4.2.3 树脂体系的固化表征 |
| 4.2.4 性能测试与表征 |
| 4.3 结果与讨论 |
| 4.3.1 增韧树脂体系的断裂行为 |
| 4.3.2 树脂体系的固化表征 |
| 4.3.3 PEN-L的质量分数对固化环氧树脂体系玻璃化转变温度的影响 |
| 4.3.4 PEN-L的质量分数对固化环氧树脂体系动态力学性能的影响 |
| 4.3.5 PEN-L的质量分数对固化环氧树脂体系热稳定性的影响 |
| 4.3.6 PEN-L的质量分数对固化环氧树脂体系弯曲性能的影响 |
| 4.3.7 PEN-L的质量分数对固化环氧树脂体系断裂韧性的影响 |
| 4.3.8 PEN-L的质量分数对固化环氧树脂体系冲击性能的影响 |
| 4.3.9 固化环氧树脂体系的广角X射线衍射(WAXD)分析 |
| 4.3.10 固化环氧树脂体系断面形貌的扫描电子显微镜(SEM)分析 |
| 4.4 本章总结 |
| 结论 |
| 参考文献 |
| 攻读硕士学位期间发表学术论文情况 |
| 致谢 |
（7）高分子材料银纹研究（论文提纲范文）
| 0前言 |
| 1 银纹结构及影响因素 |
| 2 银纹引发 |
| 3 银纹生长 |
| 4 银纹断裂 |
| 5 结语 |
（8）不同应变率下的高聚物银纹化分子动力学模拟（论文提纲范文）
| 1 分子模型和方法 |
| 1.1 粗粒珠簧分子动力学作用势 |
| 1.2 非仿射位移场参与率表征 |
| 2 模拟结果与讨论 |
| 2.1 银纹萌生 |
| 2.2 应力-应变响应关系 |
| 2.3 线性粘弹性特征 |
| 3 结论 |
（9）高抗冲聚苯乙烯银纹化渐进损伤三维模拟（论文提纲范文）
| 1 引 言 |
| 2 单胞几何模型 |
| 3 单胞有限元模型 |
| 3.1 周期性边界条件 |
| 3.2 银纹化损伤准则 |
| 3.3 银纹化损伤性能退化及分析流程 |
| 4 数值分析与讨论 |
| 4.1 细观应力分析及弹性性能预测 |
| 4.2 材料应力应变曲线 |
| 4.3 银纹化渐进损伤分析 |
| 5 结 论 |
（10）高抗冲聚苯乙烯多处银纹化RVE模拟（论文提纲范文）
| 1 引 言 |
| 2 银纹化过程 |
| 2.1 银纹萌生判据 |
| 2.2 银纹的生长与断裂机理 |
| 3 细观模型 |
| 3.1 细观机理模型 |
| 3.2 界面单元本构关系和失效准则 |
| 3.3 界面单元刚度折减及破坏 |
| 4 数值分析与讨论 |
| 4.1 HIPS材料参数 |
| 4.2 初始应力分析 |
| 4.3 银纹的萌生和生长 |
| 4.4 银纹的断裂 |
| 5 结 论 |
四、玻璃态聚合物银纹化过程的数值模拟（论文参考文献）
- [1]聚乙烯管材准脆性断裂力学行为的数值模拟[D]. 刘一江. 湘潭大学, 2020(02)
- [2]考虑蠕变与筋土界面作用的土工格栅加筋效应研究[D]. 靳静. 石家庄铁道大学, 2020(04)
- [3]聚合物/二氧化碳体系的动态相演变与结晶行为研究[D]. 张磊. 山东大学, 2019(02)
- [4]尼龙PA6棒材挤出模具设计与成型工艺研究[D]. 申振楠. 大连理工大学, 2019(02)
- [5]PLA/PEG/CNF材料的结构形态与性能研究[D]. 李凤娇. 华南理工大学, 2018(01)
- [6]含羧基侧基聚芳醚腈的合成及环氧树脂的改性[D]. 田孟辙. 大连理工大学, 2014(07)
- [7]高分子材料银纹研究[J]. 刘振宇,熊玉竹,梅文杰. 中国塑料, 2013(06)
- [8]不同应变率下的高聚物银纹化分子动力学模拟[J]. 吴征良,张斌. 高分子材料科学与工程, 2012(04)
- [9]高抗冲聚苯乙烯银纹化渐进损伤三维模拟[J]. 张跃,张超,张斌. 材料科学与工程学报, 2011(05)
- [10]高抗冲聚苯乙烯多处银纹化RVE模拟[J]. 张跃,张斌. 材料科学与工程学报, 2011(02)