一、Determination of Mechanical Properties of Micromembranes with Compressive Residual Stress（论文文献综述）
熊玮[1]（2021）在《基于激光选区熔融技术的银合金多尺度协同力学优化研究》文中认为银是人类早期就已知并加以利用的贵金属材料之一。在工业领域,银是智能电子、绿色能源（如光伏）和现代通信（如5G）设备的重要材料。在民生领域,其在医疗大健康、可穿戴、首饰行业应用也满足人民对美好生活的向往。2019年全球银年产量31821吨,工业用银需求占52%。中国白银年开采量为全球的十分之一（3443吨）,但仅国内工业用银（3773吨）就已占全球工业用银四分之一,且已超过国内年开采量。作为不可再生且对工业发展与社会民生起重要作用的贵金属材料,银的高效利用和性能优化成为需要迫切研究的课题。银力学强度低而延展性高。优化力学性能是提升材料利用率的重要途径。常规银力学性能优化方法,如固溶强化、加工硬化、热处理,可在一定程度上提高力学强度,但存在进一步高效利用和性能优化瓶颈。采用一种可优化力学性能的精密制造技术,并研究相应精确调控策略是突破瓶颈的重要思路。激光选区熔融技术（SLM）作为一种先进制造技术,已显示其具有力学强化、精密制造和多尺度精确调控优势。多尺度调控实现力学优化也是SLM研究前沿和热点。有别于常见SLM金属,银材料的高导热率对精确调控挑战、高成本对轻量化需求、高延展性对力学优化作用都在SLM研究领域具有代表性。然而,参数调控对银合金在多尺度性能影响机制研究尚属空白。亟待研究针对银合金热力学特性的银合金块体多尺度协同力学强化机制,适用于SLM成形的银合金轻量化技术以及基于银合金力学特性的功能结构多尺度协同力学优化策略。因此,本论文提出基于SLM技术的银合金多尺度协同力学优化研究的课题。以致密块体和复杂结构（晶格结构和负泊松比结构）为研究对象,通过多尺度精确调控,揭示多因素（拓扑结构、工艺和结构参数）对多尺度（微-介-宏观）的影响机制。建立致密块体和复杂结构多尺度协同力学优化策略。在致密块体力学强化研究基础上开展轻量化（晶格结构）和功能化（负泊松比结构）研究。研究中,发现银合金成形过程中独特定向凝固和极高导热率可形成多种独特微观结构,如精细的亚微米级等轴晶。已制备高于常规铸件三倍的高硬度（148.9HV）银合金块体。建立受大角度晶界启发的多尺度协同力学强化机制,实现致密块体材料屈服强度（+145%）和延展性（+28%）同时增强。首次运用T-Splines算法对复杂结构进行宏观尺度拓扑结构设计优化,协同工艺参数和具有精细尺寸的结构参数在微-介观尺度局部和全局调控,实现复杂精密结构高效利用（相对块体,晶格结构减重70%max）和性能优化（高抗压强度（相比对照组+7.8倍）、各向同性（1.06%min）、高负泊松比（-0.51））的多尺度调控目标。
程靖清[2]（2021）在《高能射流式液动潜孔锤冲击系统优化研究》文中进行了进一步梳理干热岩型地热资源以其能量输出稳定,对环境影响小等特点日渐成为当前地热能开发的热点。目前国际上通用的开发干热岩的方法是利用增强型地热系统（EGS）从目标地层获取热量,从而实现地热发电。钻进生产井和回注井是开发EGS的重要步骤。赋存于岩浆岩或变质岩中的干热型地热占据了绝大部分。这种岩石的单轴抗压强度可达200MPa以上,可钻性差。现阶段,在可钻性差的硬岩中钻进,大多采用牙轮钻头或PDC钻头回转钻进方法。然而,用以上常规钻进方法在干热岩及其它硬岩地层钻进时,存在钻进效率低等问题,导致EGS开发过程中,钻井成本占到了总成本的80%以上,严重制约了干热岩的开发利用。为此,吉林大学彭枧明教授团队提出高能射流式液动潜孔锤钻进技术。相比于风动潜孔锤,高能射流式液动潜孔锤使用的钻井液具有护壁作用。此外,钻进过程不会产生粉尘,只需要匹配合适的泥浆泵即可满足工作条件。高能射流式液动潜孔锤具有性能不随孔深变化的特点,结构简单,运动部件较少,没有弹簧等易损部件。此外,高能射流式液动潜孔锤额定工作压力达15MPa,冲锤冲击末速度可达7m/s,与常规液动潜孔锤相比冲击功数倍提高。其驱动介质适应性广,清水、泥浆条件下都能稳定工作,在保证钻进效率的同时大幅降低了钻井成本,有望解决硬岩地层钻进效率低的难题。由于高能射流式液动潜孔锤冲击频率与冲击末速度较高,常规35Cr Mo活塞杆抗摩擦磨损性能不足,限制了整机寿命。本文提出使用WC-Co硬质合金及其相关材料制造活塞杆,提高其活塞杆抗摩擦磨损性能。由于WC-Co硬质合金的硬脆性特点,WC-Co硬质合金活塞杆使用过程中发生了疲劳破坏。针对纯WC-Co硬质合金活塞杆发生疲劳破坏的现象,本文对冲击后活塞杆应力分布、活塞杆结构、活塞杆与冲锤连接方式、热喷涂WC-Co硬质合金活塞杆性能等展开深入研究。探讨了初始装配应力对活塞杆冲击应力分布的影响,活塞杆与冲锤连接处几何优化后应力幅值变化趋势,不同材料锥面配合削波垫片组削波效果,热喷涂WC-Co硬质合金活塞杆在高能射流式液动潜孔锤工况下抗磨损性能及机械性能变化等。本文的主要结论如下:（1）活塞杆与冲锤连接处的应力集中是导致硬质合金活塞杆冲击断裂的原因。活塞杆与冲锤装配时的初始装配应力对冲击应力的分布影响不大。一定程度上,初始装配应力对于硬质合金活塞杆起到了保护作用。（2）锥面配合段长度、活塞杆及冲锤锥面的锥度以及冲锤外部倒角的变化对冲击应力分布有一定影响。其中锥面配合段长度对应力集中的影响最为显着。优化后,冲锤的倒角设置为60°,锥度设置为1:20,锥面配合长度设置为35mm。相比于未优化状态,活塞杆锥面配合连接处最大主应力幅值降低了19.4%。（3）不同材料锥形垫片组合而成的新型锥面配合垫片组对弹性应力波有明显的削弱作用。冲击速度在3-5m/s范围内变化时,三层垫片组合可降低透射应力波幅值60%-62%,五层垫片组合可降低透射应力波幅值71%-77%。削波效果主要取决于相邻垫片间波阻抗差异程度及垫片界面数量。相邻垫片间的接触百分比对于垫片组合的削波效果影响也很显着。此外,垫片组的锥度也能影响其削波效果。（4）利用超音速火焰喷涂（HVOF）制造WC-Co硬质合金喷涂活塞杆,是平衡活塞杆耐磨性与韧性的有效方法之一。通过实验证明,WC-17Co喷涂活塞杆在高能射流式液动潜孔锤中工作寿命明显优于普通35Cr Mo活塞杆。在潜孔锤工况下工作时,相比于的其它工况,喷涂WC-Co硬质合金磨损机制变化不大,然而,硬质合金涂层耐磨性较其它工况显着降低。潜孔锤工作过程引起的裂纹降低了活塞杆的耐磨性能。此外,喷涂工艺造成的涂层孔隙率对于涂层耐磨性能也有一定影响。因此,在现有喷涂工艺基础上,改进喷涂参数,并减小冲击系统径向振动是提高热喷涂活塞杆使用寿命的有效方法。（5）通过模拟高能射流式液动潜孔锤摩擦生热及水冷循环工况,研究了加热及水冷循环对热喷涂WC-Co硬质合金机械性能的影响。研究表明,在加热及水冷循环条件下,涂层的机械性能会发生显着变化。与涂层耐磨性相关的显微硬度及残余应力会显着降低。与涂层完整性相关的涂层结合强度在高温条件下也会显着降低。冲击系统冲击钻头后剧烈振动,导致活塞杆与摩擦副产生径向压力。较高的径向压力造成活塞杆在往复运动过程中产生高温。在冲锤位置处设计导正与局部增强冷却结构后,有望明显减小活塞杆、冲锤冲击钻头后的径向振动,降低活塞杆表面温度,从而提高活塞杆使用寿命。本文的创新点主要有:（1）研究了初始装配应力对冲击系统中冲击应力分布的影响。在此基础上,探究了冲击系统中活塞杆和冲锤主要几何尺寸变化对连接处应力集中的影响趋势,并优化设计了活塞杆及冲锤结构。（2）基于应力波理论,提出利用材料波阻抗差异削弱弹性应力波,并针对冲击系统几何结构提出不同材料垫片组锥面配合连接。研究了垫片组材质匹配和几何尺寸等对其削波效果的影响。（3）研究了超音速火焰喷涂（HVOF）WC-Co活塞杆在高能射流式液动潜孔锤工况下的性能变化,并分析了超音速火焰喷涂硬质合金活塞杆在高能射流式液动潜孔锤工况条件下耐磨性能变化及机械性能变化的原因,针对性地提出高能射流式液动潜孔锤冲击系统导正与局部增强冷却结构,延长超音速火焰喷涂硬质合金活塞杆在高能射流式液动潜孔锤中工作寿命。
张盼盼[3]（2019）在《激光仿生耦合改性热障涂层的组织与性能研究》文中研究说明广泛用于航空发动机叶片上的热障涂层作为一种先进的高温防护涂层,可显着降低涡轮叶片的表面温度,大幅延长叶片的服役寿命,提高发动机的推力和效率。因此,热障涂层与高温结构材料、高效气膜冷却技术并列为先进航空发动机涡轮叶片的三大关键技术。飞机在频繁起飞、续航和降落的循环过程中,发动机叶片将承受高温高速燃气、高应力、交变载荷、外来物冲击和腐蚀介质等多种因素的交互作用,热障涂层极易出现热疲劳剥落、高温氧化、冲蚀和热腐蚀等突出问题,最终使热障涂层过早失效。其中,热疲劳剥落是热障涂层失效的最主要形式,也是大气等离子喷涂制备氧化锆基热障涂层在服役过程中的瓶颈问题。因此,改善等离子喷涂制备热障涂层的抗热疲劳性能成为提高航空发动机叶片服役寿命的首要任务。本文基于自然界生物耦合止裂和抗疲劳功能原理,面向大气等离子喷涂制备的氧化锆基热障涂层,进行了仿生耦合抗热疲劳设计,采用激光表面改性技术在热障涂层表面制备仿生耦合结构,并通过优化激光加工参数、改进后热处理工艺,有效拓展了仿生耦合热障涂层的制备技术;研究了单元体形态耦元和材料耦元对仿生耦合热障涂层性能的影响规律,揭示了激光仿生耦合热障涂层抗热疲劳、抗冲蚀、抗热腐蚀性能的作用机理;在此基础上,采用激光合金化技术进一步强化单元体,显着改善了仿生耦合热障涂层的抗热震性能。主要研究结果如下:（1）形态耦元对仿生耦合热障涂层的性能有显着影响。点状仿生耦合热障涂层的结合强度和抗热震性能最佳,网格状仿生耦合热障涂层的隔热性能和抗固体颗粒冲蚀性能最优。优化单元体间距可进一步提高抗热震性能,单元体间距为3 mm时仿生涂层的抗热震性能更优,其热循环寿命是常规涂层的2.5倍。仿生单元体内微观柱状晶结构和宏观网状裂纹,使得涂层具有较高的应变容限能力,能够释放冷热循环过程中的热应力,降低了裂纹扩展驱动力,从而增强了仿生耦合涂层的热裂纹扩展抗力,提高了涂层的抗热震性能。（2）基于不同的陶瓷层母材,制备获得的仿生耦合热障涂层的性能提高比不同。相同陶瓷层母材下,仿生耦合热障涂层的结合强度、抗热震和抗热腐蚀性能均显着优于常规涂层。通过激光仿生耦合改性,结合强度提高比为CYSZ涂层（16%）>7YSZ涂层（11%）,隔热性能降低比为CYSZ涂层（15%）>7YSZ涂层（12%）,抗热震性能提高比为7YSZ涂层（150%）>CYSZ涂层（26%）,抗热腐蚀性能提高比为CYSZ涂层（13.8%）>7YSZ涂层（8.5%）。（3）利用激光合金化技术制备的组织和材料均不同于陶瓷层母材的仿生单元体,可进一步提升仿生耦合涂层的抗热震效果。含有不同质量分数TiAl3的仿生耦合热障涂层的抗热震性能均显着优于常规涂层,抗热震性能排序依次为10%TiAl3>15%TiAl3>5%TiAl3>20%TiAl3>25%TiAl3。其中,含有10%TiAl3的仿生耦合热障涂层的抗热震性能是常规涂层的3.1倍。在热震试验后期,仿生单元体中的TiAl3在高温下发生氧化反应,实现了裂纹的自愈合,延缓了垂直裂纹与水平裂纹的联接,推迟了涂层的剥落,从而导致抗热震性能进一步提高。（4）仿生耦合热障涂层的冲蚀失效过程主要经历了两个阶段:在冲蚀过程早期,具有孔隙结构的未改性区更易受到冲刷,导致涂层单个扁平粒子的断裂和破碎;在冲蚀过程后期,结构致密且高硬度的仿生单元体逐渐凸出,明显抵御了固体颗粒的冲蚀。仿生耦合热障涂层的冲蚀失效机制是脆性和部分塑性冲蚀。（5）熔盐和氧化锆稳定剂（Y2O3和CeO2）之间的热腐蚀反应,在7YSZ涂层表面形成了YVO4,在CYSZ涂层表面生成了YVO4和CeVO4热腐蚀产物并发生了CeO2的矿化。稳定剂的消耗导致t-ZrO2向有害相m-ZrO2转变。最终,由相变和热腐蚀产物产生的应力以及粘结层的氧化导致7YSZ和CYSZ涂层失效。而仿生单元体的致密结构和更低的表面粗糙度是仿生耦合热障涂层抗热腐蚀性能提高的主要原因。
宋鲁霞[4]（2020）在《纯锌及锌合金脉冲电子束表面改性研究》文中研究指明纯锌及锌合金由于其良好的可铸性和机械加工性能,在电镀、铸造、航空航天、汽车等行业中具有广泛的应用,然而由于其力学性能和耐蚀性较差,严重影响了其在使用过程中的寿命。近年来,作为高能束表面改性技术之一的强流脉冲电子束（HCPEB）得到了迅速的发展,通过电子束轰击材料表面使其在短时间内快速加热与冷却产生非平衡凝固,使得表层化学成分均匀,得到过饱和固溶体、纳米晶和细小的第二相颗粒等非平衡凝固组织,进而达到改善其表面性能的目的。本文选择纯锌以及Zn-10wt%Cu合金来进行脉冲电子束表面改性处理,通过使用X射线衍射仪（XRD）、三维超景深显微镜（OM）、扫描电子显微镜（SEM）、能谱仪（EDS）和透射电子显微镜（TEM）来表征其相组成、表面微观结构和成分变化。对处理样品进行表面以及截面显微硬度测试,并在3.5wt%的Na Cl水溶液中进行电化学测试来表征耐腐蚀性能的变化。主要结论如下:（1）XRD检测结果显示,纯锌试样在（002）晶面上的衍射峰强度随着脉冲次数的增加逐渐增强,衍射峰产生了宽化并产生了轻微的偏移,表明晶面间距发生变化,晶格常数a与c产生了相同的变化趋势——先减小后小幅度增加。Zn-10wt%Cu合金表面ε-Cu Zn5相衍射峰强度随着脉冲次数的增加逐渐增强,η-Zn（101）衍射峰产生宽化,a与c均出现不同程度的降低,通过分析可知,两种试样表层晶粒均得到细化。（2）经过脉冲电子束处理过的纯锌和Zn-10wt%Cu合金表面均呈现波纹状或环形山形貌特征,并且出现了大量的“火山坑”。随着脉冲次数的增加,纯锌试样表面“火山坑”的密度逐渐减少,表面变得更加平整光滑,表面胞状晶互相熔合,逐渐形成长条胞状形态,并且表面喷发的小液滴逐渐减少。而Zn-10wt%Cu合金则呈现出与纯锌样品相反的形貌特征,随着脉冲次数的增加,Zn-10wt%Cu合金表面“火山坑”的密度增加,尺寸减小,小液滴的数量和大小则随着脉冲次数的增加而增加。这主要归因于表面层中的ε-Cu Zn5相随着脉冲次数的增加而增加,从而ε-Cu Zn5相和η-Zn相之间的相界增加,在脉冲电子束处理过程中很容易成为火山口喷发部位。（3）经过脉冲电子束处理后,纯锌和Zn-10wt%Cu合金的显微硬度均有所提高。对于纯锌来说,样品的表面硬度由未处理试样的22.8HV增加到15次脉冲处理后的61.7HV（增加了近2.7倍）。对于Zn-10wt%Cu合金,未处理、5次脉冲和15次脉冲样品的硬度分别为56.7HV、164HV和165.9HV,5次脉冲样品和15次脉冲样品的显微硬度均提高了近三倍。对于纯锌和Zn-10wt%Cu合金,截面显微硬度呈现出相同的变化趋势——均在距离表面一定深度达到硬度最高值,之后随着测量深度的增加逐渐减小,直到与基体的硬度一致。硬度提高的原因主要是表面脉冲电子束处理后引起的细晶强化和热应力形变强化。（4）通过在3.5wt%的Na Cl水溶液中的极化曲线以及电化学阻抗谱分析可知,经过脉冲电子束处理后,纯锌和Zn-10wt%Cu合金的耐腐蚀性均得到改善。15次脉冲处理后的纯锌试样具有最优的耐腐蚀性,其腐蚀电位由原始样品的-1.237V增至-1.021V,其腐蚀电流减小至1.021×10-7A·cm-2,与原始样品(2.509×10-6A·cm-2)相比降低了一个数量级;Zn-10wt%Cu合金则是5次脉冲处理试样具有最好的耐腐蚀性能。通过极化曲线可知,处理前后的Zn-10wt%Cu合金均出现了轻微的钝化行为。经过5脉冲处理后的样品,其icorr=3.06×10-6 A·cm-2,是三者中最低（约为未处理样品的1/50）,ip=2.807×10-4 A·cm-2,最高的Ecorr=-1.219V和Eb=-0.964V。产生上述结果主要与样品表面状态和表面第二相分布及数量密切相关,纯锌样品在经过5次脉冲处理后表面出现了大量的“火山坑”等腐蚀敏感部位,15次脉冲处理后表面趋于平缓;对于Zn-10wt%Cu合金来说,15次脉冲处理后,表面“火山坑”和小液滴的密度增加,这会引起局部腐蚀并降低耐蚀性。
王慧颖[5]（2019）在《硅通孔铜互连材料力学性能的研究》文中研究说明硅通孔（Through silicon via,TSV）互连技术是实现三维（3D）电子封装的核心技术。它具有封装体积小、互连距离短和信号延迟小等优良性能,使3D电子封装技术不断向微型化,高性能化发展成为可能,并与水平互连的再分布层（Redistribution layer,RDL）一起构成三维互连。3D电子封装中微纳芯片的优化设计,封装系统的可靠性预测等关键技术问题日益受到关注。其中,微纳尺度材料的杨氏模量、屈服强度、断裂强度等力学特性对封装体的功能和可靠性设计尤为重要。然而,微纳尺度下材料的力学参数大多与宏观体系有着显着的差异,不仅对尺度效应极具敏感性,而且与制造工艺息息相关。如果再以传统力学参数为基础指导微纳芯片和封装互连的设计、制造与使用,往往南辕北辙。基础数据不精确是制约芯片设计、互连结构设计、制造工艺优化和失效分析的关键之一,但目前对TSV铜互连材料表征的研究较少。因此,研究并表征微尺度硅通孔铜互连材料力学性能,把握硅通孔铜互连材料的基础力学参数及其制备工艺的影响规律具有十分重要的意义。针对以上需求,本文提出了测试TSV铜柱力学性能的微压缩法及RDL铜互连线（二者同为甲基磺酸铜体系沉积所得）的单轴微拉伸方法,研究建立了适合微压缩与单轴微拉伸的测试试样模型。微压缩实验实现了对TSV铜柱屈服强度的测量,并应用纳米压痕法提取到铜柱的杨氏模量。单轴微拉伸完成了对RDL铜互连线的杨氏模量、屈服强度和断裂强度测量。探讨了试样尺寸以及电流密度、热处理温度等工艺条件对力学参数的影响规律。本文的主要研究内容如下:首先建立适用于原位TSV铜柱的微压缩测试方法。1)通过仿真分析确定了适于微压缩实验的初始条件,排除TSV铜柱的长径比（λ）和压头倾角过大造成测试结果失真的影响。仿真结果显示在试样长径比为150μm:50μm（λ=3:1）、试样与压头间摩擦、压头倾角小于5?时理论上不会发生屈曲现象,不会影响测试结果真实性。长径比大于3:1时会增大屈曲发生概率,因此引入可视系统以剔除发生屈曲的试样。2)搭建微压缩实验平台,分析不同工艺条件对TSV铜柱屈服强度的影响。电流密度增大使TSV铜柱晶粒尺寸减小,晶粒取向转变,各CSL晶界比例变化和碳元素含量增大。电流密度的增大对增大材料的屈服强度的贡献有限,在电流密度为3mA/cm2时达到最大值175.1MPa。热处理将增大晶粒尺寸,继而降低晶界密度而导致屈服强度下降,由175.1MPa@25?C下降到148.3MPa@400?C;随着长径比的增大,TSV铜柱试样的屈服强度逐渐增高,在120μm:20μm（λ=6:1）时达到最高值（208.0MPa）,同时应力-应变曲线出现应变跳跃现象。其次通过纳米压痕测试技术获得了TSV铜柱的杨氏模量与硬度值。1)实验结果表明,不同电流密度下的TSV铜柱的杨氏模量变化趋势与屈服强度变化趋势基本相同。杨氏模量的大小与晶粒取向和晶界密度关系较大,晶粒取向从（100）转向（111）与晶界密度升高都会增大杨氏模量数值。相同电流密度TSV铜柱各区域（顶部、中部和底部）的杨氏模量大致相同（101.2128.9GPa）。平均硬度值分别为2.4GPa@1mA/cm2,2.6GPa@3mA/cm2,2.7GPa@6mA/cm2和2.4GPa@9mA/cm2。2)在变电流密度电沉积试样中,低电流与高电流区域的杨氏模量分别为133.9和141.6GPa。由于低电流密度区Σ3晶界数量多使得该区域硬度值（2.7GPa）高于高电流密度区（2.2GPa）。热处理消除了高、低电流密度区域的微观结构差异,使得两个区域的力学性能大致相同,杨氏模量约为109.9GPa,硬度约为1.7GPa。最后通过动态力学分析（DMA）单轴微拉伸试验获取RDL铜互连线的屈服强度和杨氏模量。为了降低试样结构对试验结果的影响,利用有限元仿真软件对微拉伸试样形状的选择,及其长度,曲率半径和厚度的优化。电流密度从5mA/cm2增大到15mA/cm2,在10mA/cm2时,RDL铜互连线屈服强度达到最高值（347.3MPa）;电流密度增大导致试样的优势晶面从（111）转变为（220）,试样优势晶面和积分比的变化致使杨氏模量降低,从110.2MPa下降到96.6MPa。电流密度增大会使试样中出现针孔缺陷致使力学性能下降;热处理降低材料中残余应力与存储能的同时也使材料力学性能降低,经过400?C热处理,RDL铜互连线屈服强度由室温的347.3MPa下降为228.4MPa,RDL铜互连线的优势晶面从（220）转变为（311）,杨氏模量在95.7GPa与77.8GPa之间浮动。
杨福挺[6]（2019）在《热效应对碳纤维环氧树脂复合材料界面的作用研究》文中提出界面相是碳纤维复合材料（CFRPs）的重要组成部分,对材料的整体性能影响显着。因此,界面表征一直是CFRPs研究中十分关键的一个领域,而界面的微观表征更是研究热点。某些热效应可能会对CFRPs的界面性能带来破坏,如电热效应和湿热效应,然而相关机理尚不明确。研究这些热效应对CFRPs的影响有助于预防材料在实际使用中的损坏。具体研究内容如下:（1）对CFRPs单丝试样通电,使用显微红外光谱表征其界面附近树脂的化学结构;利用拉曼光谱分析界面内应力;采用单丝断裂实验分析界面剪切强度;并通过全反射红外光谱和热失重分析研究电流对单层板化学结构和热稳定性的影响。研究表明,6 mA电流处理使纤维两测约70μm以内的树脂后固化;随处理电流由0 mA增至6 mA,界面压应力先增后减,而界面剪切强度逐渐增大;随着处理电流增大,CFRPs单层板依次发生后固化、醚键断裂和脱氢反应,当处理电流达到1.4 A时,其热稳定性明显降低。（2）对CFRPs分别进行湿热处理和热处理,通过原子力显微镜定量分析其截面形貌变化,采用短梁剪切实验分析其层间剪切强度。实验表明,与热处理样品相比,湿热处理样品的纤维间树脂收缩程度更大、对树脂的有效束缚区域更小,并且距纤维0.5μm范围内树脂的收缩程度更大;湿热处理后试样的短梁强度降低了约12%,并且具有更明显的层内纤维脱粘。（3）对CFRPs进行乙醇处理,采用环境可控原子力显微镜对试样进行原位升温观察,通过短梁剪切试验分析溶剂对材料力学性能影响。结果表明,乙醇处理后,界面周边的树脂发生膨胀,并且在热处理时试样发生显着的树脂收缩和纤维膨胀;乙醇处理不会明显影响CFRPs层板的质量、层间剪切强度和相应的失效模式。
张勇[7]（2017）在《纳米结构金刚石涂层的制备及组织性能研究》文中研究指明本文以纳米金刚石制备场致发射阴极材料为背景,采用液相等离子喷涂制备纳米结构的金刚石涂层,优化了涂层的制备工艺;分析了金刚石涂层与基体间的残余应力;观察了纳米金刚石涂层的微观组织形貌;探索了纳米金刚石/HA复合涂层和纳米金刚石/钛复合涂层的微观组织与性能。本文研究的主要结论如下:采用干式喷砂法对钛片表面进行预处理以增强涂层与基体的结合强度。选用十六烷基三甲基溴化铵（CTAB）作为纳米金刚石液料的分散剂,并采用超声振荡方法使纳米金刚石液料保持均匀和稳定。对等离子体射流温度场进行模拟的结果表明,随着氢气含量的增加,等离子射流的温度场分布存在明显的变化,氢气与氩气摩尔比含量为1:4的等离子体射流的热损失较小,该条件下,当气体的流速为200m/s时,等离子体射流的温度较高。通过对纳米金刚石涂层与钛片基体的残余应力进行数值模拟后发现:纳米金刚石涂层的主应力为拉应力,薄涂层的最大主应力是由涂层表面的最大主应力决定,且薄涂层表面的最大主应力具有先增大后减小的特点。厚涂层的最大主应力是由涂层与基体界面的最大主应力决定,且涂层界面的最大主应力随着涂层厚度的增加而增加;涂层的最大剪切力随着涂层厚度的增加由涂层表面转移到涂层界面,其最大剪切力先减少后保持稳定;涂层整体、涂层界面和涂层表面的最大主应力与最大剪应力随着涂层温度的升高而呈线性递减的趋势;纳米金刚石涂层的主应力集中在涂层与基体的界面上且在界面的边沿处,而涂层的剪应力分布在涂层的表面。纳米金刚石在钛基体表面的沉积过程主要是以扁平粒子的形式相互搭接且紧密排列组成涂层,扁平粒子呈现出表面相对粗糙、表面相对光滑以及表面破碎三种不同类型的扁平粒子形貌;扁平粒子的扁平化程度不同使得涂层表面具有一定起伏,造成扁平粒子间的搭接部位处孔隙密集,但涂层整体保持良好的纳米粒度,涂层的厚度为几微米;通过XRD、拉曼光谱和选取电子衍射分析测得涂层的主要成分为金刚石结构,极好地保存了金刚石的纳米尺寸、颗粒度和晶型结构。纳米金刚石/HA复合涂层呈现纳米结构特征,纳米金刚石颗粒有效填充了涂层的孔隙,提高了涂层的性能;复合涂层的显微硬度和结合强度均随着纳米金刚石含量的增加而递增。纳米金刚石/钛复合涂层具有分层结构,纳米金刚石涂层完全覆盖在粗糙的钛涂层表面,涂层中微小颗粒相互团聚形成团聚体且涂层整体存在许多较微小的孔洞,涂层呈现出纳米结构特征,表面较为致密,其耐腐蚀性能得到极大的提高。
李津[8]（2017）在《高性能RF MEMS全硅腔/基片集成滤波器工艺及可重构技术研究》文中研究指明本论文围绕RF MEMS（RF microelectromechanical systems）滤波器的加工工艺和可重构设计技术,分别研究了基于硅微加工技术的全硅腔凋落模可调滤波器和基于商用RF MEMS器件的可重构微带滤波器,具体研究内容如下。（一）首次提出基于硅微加工技术的K–Ka频段二阶RF MEMS全硅腔凋落模可调带通滤波器,并提出基于纯金溅射工艺的新型微齿薄膜用于该滤波器的频率调谐。该滤波器的耦合凋落模腔体谐振器采用四甲基氢氧化铵（Tetramethylammonium hydroxide,TMAH）湿法刻蚀技术制作在（700±25）-?m厚低阻（电阻率5–10Ω·cm,下同）硅衬底上,表面金属淀积采用1-?m厚纯金溅射工艺;微齿薄膜的齿同样采用TMAH湿法刻蚀技术制作在（300±25）-?m厚低阻硅衬底上,1-?m厚溅射金薄膜采用硅的二氟化氙气体干法刻蚀释放。提出的滤波器具有在23–35 GHz范围内通带中心频率连续可调,滤波器品质因数（Q）高（530–750）和静电驱动电压低（小于140 V）的优势。对于实现相同的频率调谐范围,微齿薄膜的静电驱动电压远小于传统商用压电执行器膜片,且不存在压电执行器膜片偏置电压—形变关系的迟滞效应;与相同物理尺寸的平面金膜相比,微齿薄膜的静电驱动电压减小了2倍以上。（二）首次提出基于金、钒双金属源共溅射技术的抗蠕变纳米晶粒金钒合金微齿薄膜,研究了金钒合金微齿薄膜的抗蠕变性能。针对纯金微齿薄膜在RF MEMS全硅腔可调滤波器宽频率范围调谐中的蠕变,在溅射金薄膜中引入极少量的钒（2.2原子百分比（at.%）钒）可以大幅度细化晶粒,增大材料的屈服强度,明显提升薄膜的抗蠕变性能,这符合金属薄膜的晶界强化机制。首次在微齿薄膜加工中引入纯氩气环境中的2小时300℃退火工艺,进一步提升了薄膜的抗蠕变性能。1-?m厚共溅射金钒合金微齿薄膜制作在（300±25）-?m厚低阻硅衬底上;采用X射线光电子能谱技术（X-ray photoelectron spectroscopy,XPS）检测金钒合金薄膜中的钒含量;用场发射扫描电子显微技术（Field emission scanning electron microscopy,FESEM）观察比较退火前后薄膜表面的晶粒形貌并测量薄膜的平均表面晶粒尺寸;在微力探针台上测量微齿薄膜的应力松弛响应,量化比较薄膜的抗蠕变性能。金钒合金（2.2 at.%钒）微齿薄膜的平均表面晶粒尺寸比纯金微齿薄膜减小了50%以上,其稳态应力松弛响应在第3和第12小时处的应力松弛速率分别为后者的约1/2和1/10,且12小时的回复力衰减量比后者减少13.4%。提出的金钒合金薄膜与传统纯金薄膜加工工艺兼容性好,抗蠕变性能明显优于后者,能够有效地改善薄膜使能的RF MEMS器件长期工作下的机械可靠性。（三）在（二）的基础上首次深入研究了2小时300℃退火和改变钒含量对金钒合金薄膜机械和电气性能的影响。采用相同物理尺寸和加工工艺制备了钒含量分别为0.7 at.%和6.8 at.%的金钒合金微齿薄膜。类似地,薄膜的钒含量和平均表面晶粒尺寸分别用XPS和FESEM技术测得,薄膜的应力松弛响应用微力探针台测得。实验表明,金钒合金（0.7或6.8 at.%钒）薄膜的平均表面晶粒尺寸与金钒合金（2.2 at.%钒）薄膜差异不大,但均远小于纯金薄膜的平均表面晶粒尺寸。两种晶界强化金钒合金（0.7和2.2 at.%钒）微齿薄膜的12小时稳态应力松弛响应无明显区别,但明显优于纯金薄膜。固溶强化金钒合金（6.8 at.%钒）微齿薄膜在所有被测材料薄膜中抗蠕变性能最好,且明显优于前两种晶界强化金钒合金薄膜,其3小时的回复力衰减量仅约6%,分别是纯金和金钒合金（2.2 at.%钒）微齿薄膜同期衰减量的约1/4和1/3,且在第3小时处的应力松弛速率分别是后两者的约1/9和1/5。实验还发现在该退火条件下,纯金薄膜退火后重结晶显着导致应力松弛明显改善,但金钒合金薄膜退火后重结晶不明显且应力松弛无明显改善。在对金钒合金电气性能的评估中,实验采用四端传感技术测量了2小时300℃退火前后（500±50）-nm厚纯金和金钒合金薄膜的表面电阻Rs,并计算出了薄膜的电阻率ρ和电导率σ。然后,实验基于500-?m厚石英衬底接地共面波导传输线测量了退火前后的纯金和金钒合金（2.2 at.%钒）薄膜在毫米波20–40 GHz频段的传输性能,并计算出了薄膜的射频衰减因子α。直流（四端传感技术）和射频（S参数）测量方法验证了薄膜电导率的一致性。实验发现,2小时300℃退火可以明显提高纯金薄膜的电导率,但是对改善金钒合金薄膜的电导率无明显作用。退火后金钒合金（2.2 at.%钒）薄膜表面电阻为339.10 mΩ/□,电导率为5.9 MS/m,衰减因子为0.327–0.410 dB/mm。金钒合金（2.2 at.%钒）薄膜的电阻率约为纯金薄膜的5倍,这是由于薄膜平均晶粒的大幅度减小增大了晶界处的电子散射密度。（四）基于商用RF MEMS开关和带通—准吸收式带阻级联滤波器拓扑,提出了L频段RF MEMS可重构窄带陷波微带带通滤波器。该滤波器中,1.575-GHz三阶静态窄带带通滤波器采用小型化发夹线形谐振器实现,而与带通滤波器级联的两个准吸收式带阻滤波器采用Omron商用RF MEMS电阻性开关进行陷波频率的切换。提出的滤波器实现了三种可重构状态,即只含1.575-GHz带通响应、1.575-GHz带通响应加1.525-GHz陷波和1.575-GHz带通响应加1.625-GHz陷波。该可重构窄带陷波实现了大于90 dB的衰减,这是传统反射式带阻滤波器无法实现的。（五）基于商用RF MEMS可调电容器和并联带通滤波器拓扑,提出了0.95/2.45-GHz频率切换式恒定带宽带通滤波器。该滤波器中,0.95-GHz四阶带通滤波器采用集总电感器和集总电容器实现,而2.45-GHz四阶微带带通滤波器采用小型化发夹线形谐振器实现。采用WiSpry商用RF MEMS数字式可调电容器分别失谐每个带通滤波器中的两个谐振器来实现通带频率的切换。提出的频率切换式滤波器实现了四种可重构状态,即0.95-GHz和2.45-GHz双通带响应、只含0.95-GHz通带响应、只含2.45-GHz通带响应和无任何通带响应（滤波器关断）。该滤波器实现了大于2.5:1的频率跨度下恒定带宽通带的固有切换和开启/关断功能。
何俊波[9]（2016）在《等离子喷涂纳米AT13/CaF2复合涂层的制备及其性能研究》文中研究指明本文针对大庆油田镀铬层螺杆泵转子在三元复合驱采油工程中结垢和磨损严重等问题,提出了采用等离子喷涂技术在螺杆泵转子表面制备纳米AT13/CaF2复合涂层的研究方案,通过SEM、XRD、EDS、磨损试验机、万能拉伸试验机等现代测试手段,对纳米AT13/CaF2复合涂层的组织结构、力学性能、抗结垢性能以及抗磨损性能进行了深入研究,探索了纳米AT13/CaF2复合涂层的减磨机理,并采用ANSYS有限元分析软件对复合涂层的残余应力进行了模拟分析,得出以下主要几条结论：（1）SEM分析表明,纳米AT13/CaF2复合涂层中存在完全熔化区域和未完全熔化区域,在完全熔化区域可能发生纳米粒子的长大,在未完全熔化区域中可见大量纳米粒子；随着固体润滑剂CaF2的增加,纳米AT13/CaF2复合涂层的表面出现较多的细小颗粒。XRD物相分析表明,纳米AT13/CaF2复合涂层物相以α-Al2O3、CaF2和Rutile-TiO2为主,同时还有少量的γ-Al2O3和Al2TiO5。（2）力学性能测试试验结果表明,纳米AT13涂层的显微硬度、抗拉结合强度以及抗热震性能均优于微米AT13涂层,随着固体润滑剂CaF2的增加,纳米AT13/CaF2复合涂层的显微硬度和抗拉结合强度逐渐降低,但抗热震性能逐渐升高,纳米AT13/CaF2复合涂层中的孔隙对提高涂层的抗热震性能有利。（3）采用静滴接触角测定仪测试了纳米AT13/CaF2复合涂层的接触角,测试结果表明,纳米AT13/CaF2复合涂层表面的微纳米结构可以提高涂层表面的接触角,随着CaF2掺杂量的增加,涂层中的孔隙率逐渐增加,液、固表面形成一种复合接触表面,液体在涂层表面上的接触状态属于Cassie状态,导致接触角随孔隙率的增加而逐渐增大；在三元复合驱环境下,进行了纳米AT13/CaF2复合涂层的抗结垢试验模拟,结果表明：纳米AT13/CaF2复合涂层的抗结垢性能与接触角无关,与固体表面的表面能相关,固体表面的表面能越大,吸附能力越强,结垢量越多,涂层表面垢物主要为CaSO4、CaCO3和硫酸钙的结晶水合物。（4）磨损试验结果表明,在相同成分下,纳米AT13/CaF2复合涂层的摩擦系数均随载荷的增加而减小,在同一载荷下,纳米AT13/CaF2复合涂层的摩擦系数随CaF2掺杂量增加而减小；当载荷为200N时,纳米AT13涂层的摩擦系数为0.66,随着固体润滑剂CaF2的增加,纳米AT13/CaF2复合涂层的摩擦系数逐渐降低,范围在0.33～0.63;在磨损过程中,纳米AT13/CaF2复合涂层主要依靠CaF2在涂层与对磨环之间形成固体自润滑膜来降低摩擦系数,从而减小磨损量；当CaF2含量为10%时,纳米AT13-10%CaF2复合涂层的体积磨损量最低,涂层的综合性能最好。（5） ANSYS有限元模拟结果表明：径向应力分布图中,纳米AT13-10%CaF2涂层的最大拉应力出现在涂层外表面处,这种较大的拉应力可能使涂层产生分层剥离,轴向应力和剪切分布图中,纳米AT13-10%CaF2涂层在涂层与基体的界面处存在应力集中；Ni/Al过渡层层能够明显降低涂层内部的最大径向应力。
谢忱[10]（2016）在《基于光纤光栅传感的CFRP传动轴的固化过程监测》文中研究表明碳纤维复合材料（Carbon Fiber Reinforced Polymer,CFRP）具有比强度高、热膨胀系数小、吸振性能好等特点。相比于传统金属传动轴,CFRP传动轴质量轻、强度高、尺寸稳定性好、传动效率高,因而广泛应用于直升机、大型风力发电机、船舶舰艇和重型机床等高端装备中。然而,由于碳纤维复合材料中增强纤维与树脂基体热膨胀系数的不匹配性和树脂的聚合反应等原因,CFRP传动轴在制备过程的固化阶段会产生残余应力,这些残余应力导致产品在服役前就产生缺陷,如纤维变形和内部分层等,并且,这些缺陷损伤很难直接用肉眼观察到,极易形成潜在危害,严重影响产品在服役期间的机械性能。因此,对碳纤维复合材料传动轴的固化过程进行监测十分重要。布拉格光纤光栅（Fiber Bragg Grating,FBG）具有直径小（80-125μm）、易埋入、耐高温、不受电磁干扰、电绝缘性好等特点,它能够像纤维一样埋放在碳纤维复合材料铺层之间,且对碳纤维复合材料结构本身的影响很小。另外,它能够实现“一纤多点”测量,非常适用于各向异性的复合材料的内部监测。因此,本文提出采用光纤光栅传感技术对碳纤维复合材料传动轴的固化过程进行实时监测,主要研究内容如下:首先,本文结合复合材料结构设计基础和光纤光栅的传感原理对应用FBG传感器进行碳纤维复合材料传动轴固化监测的原理进行了分析和阐述。结合CFRP传动轴的结构设计,确定了FBG传感器的布点策略,采用四个埋放在0?铺层之间沿轴向布置的FBG传感器对CFRP传动轴的固化过程进行监测,CFRP传动轴共22层,其中,FBGa和FBG1埋放在第1、2层之间,FBGa用于温度和应变监测,FBG1用于温度监测,进行温度补偿;同理,另外两个传感器FBGb和FBG2埋放在第9、10层之间。然后,针对CFRP传动轴的热压罐成型工艺特点,设计了一种分离式芯轴,用于埋入和引出光纤时的尾纤保护,并保证传动轴脱模时不损伤光纤,为实现埋入的FBG传感器在CFRP传动轴服役期间的机械性能监测提供技术基础。其次,对用于CFRP传动轴固化监测的FBG传感器分别进行了温度和应力灵敏度系数的标定实验。其中,对用于监测温度和应变的FBGa和FBGb传感器进行了轴向应力灵敏度实验,结果表明,两个FBG传感器测量值接近,均达到99.99%的线性拟合系数,测得的FBGa和FBGb的应力灵敏度系数分别为1.33×10-5pm/Pa和1.37×10-5pm/Pa,相比于理论值的误差分别为7.0%和4.2%。然后,对用于监测温度的FBG1和FBG2传感器进行了封装,使其不受应力因素的影响,并对封装后的传感器进行了应力拉伸实验,结果表明此封装工艺能够很好的剔除FBG传感器中应变因素的影响。最后,采用水浴降温法对封装后的FBG1和FBG2温度传感器进行了温度灵敏度系数的标定,结果表明两个传感器测得的温度灵敏度系数接近,且线性拟合系数分别达到99.99%和99.98%,测得的FBG1和FBG2传感器的温度灵敏度系数分别为8.58 pm/℃和8.52pm/℃,与理论值基本吻合,误差分别为2.7%和3.4%。最后,进行了基于光纤光栅传感的CFRP传动轴的固化监测实验。采用手动卷管和热压罐成型的方法制备了碳纤维复合材料传动轴试件,在用分离式芯轴进行CFRP传动轴的卷管铺层过程中,埋入了温度补偿光栅（FBG1与FBG2）和测量温度及应变的光栅（FBGa与FBGb）,并用其对CFRP传动轴的铺层过程进行了应变监测,得到了铺层过程中CFRP传动轴内部铺层间的应变变化规律。然后,将其放入热压罐中进行固化过程的实时监测,通过温度补偿得到了CFRP传动轴固化过程中的内部应变,并计算出了残余应力的大小。在CFRP传动轴第1、2层之间的轴向产生了4MPa的收缩残余应力（降温至85℃）,第9、10层之间的轴向的残余应力接近于0（降温至55℃）,结果表明固化结束后CFRP传动轴内部存在一定的残余应力,且该CFRP传动轴试件固化过程中内表面和中间层产生的残余应力大小不同（降温至85℃）。本文提出了采用分离式芯轴的CFRP传动轴的光纤光栅传感器的埋入方法,并验证了工艺的可行性,利用光纤光栅传感器成功实现了CFRP传动轴在固化过程中内部应变和温度的实时监测。
二、Determination of Mechanical Properties of Micromembranes with Compressive Residual Stress（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、Determination of Mechanical Properties of Micromembranes with Compressive Residual Stress（论文提纲范文）
（1）基于激光选区熔融技术的银合金多尺度协同力学优化研究（论文提纲范文）
| 作者简历 |
| 摘要 |
| abstract |
| 第一章 绪论 |
| 1.1 选题背景及意义 |
| 1.2 研究现状 |
| 1.2.1 贵金属及其银合金材料研究与应用现状 |
| 1.2.2 银合金常规加工方法与性能调控研究现状 |
| 1.2.3 基于激光选区熔融技术的性能调控现状 |
| 1.3 存在的问题 |
| 1.4 主要研究内容 |
| 第二章 样品制备、参数调控、仿真和表征方法 |
| 2.1 引言 |
| 2.2 制备设备与材料 |
| 2.3 模型建构及结构参数调控原理与方法 |
| 2.3.1 NURBS模型建构及参数调控原理 |
| 2.3.2 T-Splines模型建构及参数调控原理 |
| 2.3.3 两类建构和结构参数调控方法对比 |
| 2.4 工艺参数调控方法 |
| 2.4.1 工艺参数调控方法及参数设定 |
| 2.4.2 工艺参数调控下单道成形预研 |
| 2.5 仿真原理/方法 |
| 2.5.1 材料热物性仿真原理及方法 |
| 2.5.2 成形过程仿真原理及方法 |
| 2.5.3 结构力学仿真原理及方法 |
| 2.6 样品表征方法 |
| 2.7 本章小结 |
| 第三章 工艺参数与银合金致密部件微宏观性能关系研究 |
| 3.1 引言 |
| 3.2 工艺参数与致密部件微观结构关系 |
| 3.2.1 不同制备工艺的微结构 |
| 3.2.2 高激光功率的微观结构 |
| 3.2.3 低激光功率的微观结构 |
| 3.3 工艺参数与致密部件介观形貌关系 |
| 3.3.1 工艺参数与熔池形貌 |
| 3.3.2 工艺参数与缺陷形成 |
| 3.3.3 工艺参数与孔隙率 |
| 3.4 工艺参数与致密部件宏观性能关系 |
| 3.4.1 工艺参数与体积密度 |
| 3.4.2 工艺参数与力学性能 |
| 3.4.3 体积密度与力学性能 |
| 3.5 本章小结 |
| 第四章 多尺度协同银合金致密部件力学优化机制研究 |
| 4.1 引言 |
| 4.2 微观调控对力学性能影响机制 |
| 4.3 宏观调控对力学性能影响机制 |
| 4.4 介观调控对力学性能影响机制 |
| 4.5 致密部件多尺度协同力学强化机制 |
| 4.6 本章小结 |
| 第五章 多尺度协同的晶格结构力学优化机制研究 |
| 5.1 引言 |
| 5.2 宏观拓扑结构设计及参数设定 |
| 5.2.1 拓扑结构设计 |
| 5.2.2 结构参数设定 |
| 5.2.3 工艺参数设定 |
| 5.3 参数调控在微观尺度的影响机制 |
| 5.3.1 参数调控对微区形貌与晶粒结构的影响 |
| 5.3.2 参数调控对微区成形尺寸的影响 |
| 5.4 参数调控在介观尺度的影响机制 |
| 5.4.1 拓扑优化对晶格结构在介观尺度的影响 |
| 5.4.2 结构参数对晶格结构在介观尺度的影响 |
| 5.4.3 工艺参数对晶格结构在介观尺度的影响 |
| 5.5 参数调控对力学性能的影响机制 |
| 5.5.1 拓扑结构对力学性能的影响 |
| 5.5.2 结构参数对力学性能的影响 |
| 5.5.3 工艺参数对力学性能的影响 |
| 5.6 晶格结构多尺度调控对力学性能影响及优化机制 |
| 5.7 本章小结 |
| 第六章 多尺度协同的负泊松比结构力学优化研究 |
| 6.1 引言 |
| 6.2 负泊松比结构力学优化调控策略 |
| 6.2.1 拓扑结构调控策略 |
| 6.2.2 局部参数调控策略 |
| 6.2.3 全局参数调控策略 |
| 6.3 拓扑结构设计和宏观力学性能优化 |
| 6.3.1 负泊松比拓扑结构设计与优化 |
| 6.3.2 负泊松比拓扑结构的成形分析 |
| 6.3.3 拓扑结构调控对力学性能优化 |
| 6.4 局部参数调控策略下力学性能多尺度协同优化 |
| 6.4.1 局部变工艺参数下微观尺度调控 |
| 6.4.2 局部变工艺参数下介观尺度调控 |
| 6.4.3 局部变参数对宏观力学性能优化 |
| 6.5 全局参数调控策略下力学性能多尺度协同优化 |
| 6.5.1 全局参数调控策略下微观尺度调控 |
| 6.5.2 全局参数调控策略下介观尺度调控 |
| 6.5.3 全局参数调控策略对宏观力学优化 |
| 6.6 本章小结 |
| 第七章 结论与创新点 |
| 7.1 主要结论 |
| 7.2 主要创新点 |
| 致谢 |
| 参考文献 |
（2）高能射流式液动潜孔锤冲击系统优化研究（论文提纲范文）
| 中文摘要 |
| Abstract |
| 第1章 绪论 |
| 1.1 选题背景 |
| 1.2 国内外研究现状 |
| 1.2.1 常规液动潜孔锤研究现状 |
| 1.2.2 高能液动潜孔锤研究现状 |
| 1.2.3 硬质合金材料研究现状 |
| 1.2.4 硬质合金涂层制备研究现状 |
| 1.3 课题研究目的及意义 |
| 1.4 论文主要研究内容 |
| 1.5 研究方法及技术路线 |
| 第2章 高能射流式液动潜孔锤冲击系统应力分布研究 |
| 2.1 高能射流式液动潜孔锤冲击系统亟待解决的问题 |
| 2.2 硬质合金活塞杆特点 |
| 2.3 硬质合金活塞杆断口形貌分析 |
| 2.4 冲击系统运动方程 |
| 2.5 ANSYS/Ls-dyna冲击动力学理论 |
| 2.6 数值模拟及冲击应力分布 |
| 2.7 初始装配应力对连接处动应力分布影响 |
| 2.7.1 Lsdyna隐式-显式顺序分析 |
| 2.7.2 初始装配应力对整体应力分布的影响 |
| 本章小结 |
| 第3章 活塞杆-冲锤连接结构优化研究 |
| 3.1 形状及结构优化理论及流程 |
| 3.2 优化结构设计方案 |
| 3.3 几何尺寸对锥面连接处应力分布的影响 |
| 本章小结 |
| 第4章 活塞杆-冲锤锥面配合连接处削波垫片组设计与研究 |
| 4.1 应力波在不同波阻抗材料界面处传播特性 |
| 4.2 新型锥面配合削波垫片组削波性能研究 |
| 4.2.1 材料选择及样品准备 |
| 4.2.2 实验方案设计及分离式霍普金森压杆冲击试验 |
| 4.2.3 有限元模拟验证 |
| 4.2.4 垫片组合对应力波传播的影响 |
| 4.3 垫片组削波效果影响因素研究 |
| 4.3.1 正交试验设计及方差分析 |
| 4.3.2 各因素对垫片组削波效果的影响分析 |
| 本章小结 |
| 第5章 热喷涂WC-Co硬质合金活塞杆在高能射流式液动潜孔锤工况下抗磨损性能研究 |
| 5.1 超音速火焰喷涂(HVOF)活塞杆制备 |
| 5.2 高能射流式液动潜孔锤实验台架及实验设计 |
| 5.3 摩擦磨损实验相关参数确定 |
| 5.4 摩擦磨损实验 |
| 5.5 硬质合金涂层在高能潜孔锤工况条件下摩擦磨损规律 |
| 5.6 热喷涂活塞杆对潜孔锤工作性能的影响 |
| 本章小结 |
| 第6章 热喷涂WC-Co硬质合金活塞杆在高能射流式液动潜孔锤工况下机械性能研究 |
| 6.1 热喷涂WC-Co涂层试样制备 |
| 6.2 高能射流式液动潜孔锤工况模拟及实验设计 |
| 6.2.1 HVOF喷涂样品热处理及水冷 |
| 6.2.2 实验步骤及机械性能测量原理 |
| 6.3 高温-水冷循环对热喷涂WC-Co硬质合金机械性能影响 |
| 6.3.1 显微硬度变化 |
| 6.3.2 残余应力变化 |
| 6.3.3 结合强度变化 |
| 6.4 涂层热损伤特征与机理 |
| 6.5 高能射流式液动潜孔锤冲击系统导正与局部增强冷却结构 |
| 本章小结 |
| 第7章 结论与展望 |
| 7.1 论文的主要结论 |
| 7.2 论文的创新点 |
| 7.3 论文不足与展望 |
| 7.3.1 论文研究的不足 |
| 7.3.2 后续工作建议 |
| 参考文献 |
| 攻博期间发表的文章及参与的科研项目 |
| 致谢 |
（3）激光仿生耦合改性热障涂层的组织与性能研究（论文提纲范文）
| 摘要 |
| ABSTRACT |
| 第一章 绪论 |
| 1.1 研究背景和意义 |
| 1.2 热障涂层的研究现状 |
| 1.2.1 热障涂层的结构体系 |
| 1.2.2 热障涂层的材料体系 |
| 1.2.3 热障涂层的制备技术 |
| 1.2.4 热障涂层的失效形式 |
| 1.2.5 改善热障涂层性能的方法与手段 |
| 1.3 生物耦合止裂原理及其仿生抗疲劳设计 |
| 1.3.1 生物耦合止裂功能原理 |
| 1.3.2 多元耦合仿生 |
| 1.3.3 仿生耦合抗热疲劳设计 |
| 1.4 激光仿生耦合改性技术 |
| 1.5 本文的主要研究内容 |
| 第二章 试验材料与研究方法 |
| 2.1 热障涂层仿生结构设计 |
| 2.2 试验材料 |
| 2.2.1 基体材料 |
| 2.2.2 涂层材料 |
| 2.3 热障涂层制备方法 |
| 2.3.1 基体预处理 |
| 2.3.2 粘结层制备 |
| 2.3.3 陶瓷层制备 |
| 2.4 激光仿生耦合改性热障涂层的制备 |
| 2.4.1 激光加工制备系统 |
| 2.4.2 制备的部分激光仿生耦合改性热障涂层 |
| 2.5 涂层组织与性能表征 |
| 2.5.1 显微组织、表面形貌与粗糙度测量 |
| 2.5.2 显微硬度测量 |
| 2.5.3 物相分析 |
| 2.5.4 残余应力测量 |
| 2.5.5 结合强度测试 |
| 2.5.6 隔热性能测试 |
| 2.5.7 热震性能测试 |
| 2.5.8 抗固体颗粒冲蚀性能测试 |
| 2.5.9 抗热腐蚀性能测试 |
| 第三章 仿生耦合热障涂层的工艺参数优化及后热处理 |
| 3.1 引言 |
| 3.2 激光加工工艺参数优化及分析 |
| 3.2.1 正交试验设计方案 |
| 3.2.2 正交试验结果与分析 |
| 3.2.3 试验因素对单元体宽度及深度的影响规律及分析 |
| 3.2.4 激光加工参数的选择 |
| 3.3 仿生耦合热障涂层的后热处理 |
| 3.3.1 仿生耦合热障涂层的宏观残余应力 |
| 3.3.2 仿生耦合热障涂层的整体去应力退火 |
| 3.3.3 去应力退火对仿生耦合热障涂层残余应力的影响 |
| 3.4 本章小节 |
| 第四章 单元体形态对仿生耦合热障涂层的组织与性能影响 |
| 4.1 引言 |
| 4.2 仿生耦合单元体的微观组织与形貌 |
| 4.2.1 表面形貌 |
| 4.2.2 显微组织 |
| 4.2.3 相结构 |
| 4.2.4 显微硬度 |
| 4.3 单元体形状对仿生耦合热障涂层性能的影响 |
| 4.3.1 不同形状仿生单元体的表面形貌与显微组织 |
| 4.3.2 不同单元体形状仿生耦合热障涂层的结合强度 |
| 4.3.3 不同单元体形状仿生耦合热障涂层的隔热性能 |
| 4.3.4 不同单元体形状仿生耦合热障涂层的抗热震性能 |
| 4.3.5 不同单元体形状仿生耦合热障涂层的抗固体颗粒冲蚀性能 |
| 4.4 单元体间距对仿生耦合热障涂层性能的影响规律研究 |
| 4.4.1 不同单元体间距仿生耦合热障涂层的隔热性能 |
| 4.4.2 不同单元体间距仿生耦合热障涂层的抗热震性能 |
| 4.5 本章小节 |
| 第五章 陶瓷层母材对仿生耦合热障涂层的组织与性能影响 |
| 5.1 引言 |
| 5.2 陶瓷层材料及其影响规律 |
| 5.2.1 不同陶瓷层母体材料的显微组织 |
| 5.2.2 陶瓷层母体材料对单元体表面形貌与显微组织的影响 |
| 5.3 陶瓷层材料对仿生耦合热障涂层性能的影响 |
| 5.3.1 对仿生耦合热障涂层结合强度的影响及分析 |
| 5.3.2 对仿生耦合热障涂层隔热性能的影响及分析 |
| 5.3.3 对仿生耦合热障涂层抗热震性能的影响及分析 |
| 5.3.4 对仿生耦合热障涂层抗热腐蚀性能的影响及分析 |
| 5.4 本章小节 |
| 第六章 单元体材料对仿生耦合热障涂层的组织与性能影响 |
| 6.1 引言 |
| 6.2 不同Ti Al3含量仿生单元体的微观组织与形貌 |
| 6.2.1 表面形貌 |
| 6.2.2 显微组织 |
| 6.2.3 相结构分析 |
| 6.3 单元体材料对仿生耦合热障涂层抗热震性能的影响 |
| 6.4 本章小节 |
| 第七章 结论与展望 |
| 7.1 结论 |
| 7.2 创新点 |
| 7.3 展望 |
| 参考文献 |
| 作者简介及在学期间所取得的科研成果 |
| 致谢 |
（4）纯锌及锌合金脉冲电子束表面改性研究（论文提纲范文）
| 摘要 |
| abstract |
| 第一章 绪论 |
| 1.1 金属锌的概述 |
| 1.1.1 锌的存在及分布 |
| 1.1.2 锌的作用 |
| 1.2 锌合金的概述 |
| 1.2.1 锌合金的分类及应用 |
| 1.2.2 合金元素的作用 |
| 1.2.3 锌合金的腐蚀类型 |
| 1.2.4 Zn-Cu合金 |
| 1.3 锌及锌合金表面改性研究现状 |
| 1.4 电子束表面改性技术的发展 |
| 1.4.1 电子束表面改性技术简介 |
| 1.4.2 电子束表面改性处理的原理 |
| 1.4.3 电子束表面改性处理的特点 |
| 1.4.4 电子束表面改性技术分类 |
| 1.4.5 电子束表面改性技术的研究现状 |
| 1.5 研究内容及意义 |
| 第二章 实验原理及方法 |
| 2.1 脉冲电子束装置 |
| 2.2 实验材料 |
| 2.3 性能参数 |
| 2.4 样品表征手段 |
| 2.4.1 X射线衍射分析 |
| 2.4.2 样品表面及截面微观组织分析 |
| 2.4.3 TEM测试 |
| 2.4.4 样品表面与截面显微硬度测试 |
| 2.4.5 样品表面耐蚀性测试 |
| 2.5 实验过程 |
| 第三章 纯锌脉冲电子束表面改性研究 |
| 3.1 引言 |
| 3.2 实验结果分析 |
| 3.2.1 纯锌脉冲电子束改性前后XRD分析 |
| 3.2.2 纯锌脉冲电子束改性后表面形貌分析 |
| 3.2.3 纯锌脉冲电子束改性后截面分析 |
| 3.2.4 纯锌脉冲电子束改性前后表面及截面显微硬度分析 |
| 3.2.5 纯锌脉冲电子束改性前后表面腐蚀性能分析 |
| 3.3 本章小结 |
| 第四章 Zn-10wt%Cu合金脉冲电子束表面改性研究 |
| 4.1 引言 |
| 4.2 实验结果分析 |
| 4.2.1 Zn-10wt%Cu合金脉冲电子束改性前后XRD分析 |
| 4.2.2 Zn-10wt%Cu合金脉冲电子束改性前后表面形貌及成分分析 |
| 4.2.3 Zn-10wt%Cu合金脉冲电子束改性后截面分析 |
| 4.2.4 Zn-10wt%Cu合金脉冲电子束改性前后TEM分析 |
| 4.2.5 Zn-10wt%Cu合金脉冲电子束改性前后表面及截面显微硬度分析 |
| 4.2.6 Zn-10wt%Cu合金脉冲电子束改性前后表面腐蚀性能分析 |
| 4.3 本章小结 |
| 第五章 总结与展望 |
| 5.1 主要结论 |
| 5.2 展望 |
| 参考文献 |
| 攻读硕士学位期间发表的学术论文及取得的相关科研成果 |
| 致谢 |
（5）硅通孔铜互连材料力学性能的研究（论文提纲范文）
| 摘要 |
| ABSTRACT |
| 第一章 绪论 |
| 1.1 三维集成技术(3D integration Technology)概述 |
| 1.1.1 微电子封装的发展趋势 |
| 1.1.2 先进电子封装技术 |
| 1.2 硅通孔(TSV)技术 |
| 1.2.1 TSV 制作工艺 |
| 1.2.2 TSV制程技术 |
| 1.2.3 TSV填充技术 |
| 1.3 TSV铜互连材料性能研究现状 |
| 1.3.1 填充工艺对TSV互连铜的影响 |
| 1.3.2 TSV互连铜的性能表征方法 |
| 1.3.3 微尺度材料的力学性能测试方法 |
| 1.4 本课题研究意义与研究内容 |
| 参考文献 |
| 第二章 TSV铜柱微压缩测试方法及力学性能表征 |
| 2.1 微压缩试样设计与仿真分析 |
| 2.1.1 微压缩实验原理与方法 |
| 2.1.2 原位TSV铜柱微压缩试样设计 |
| 2.1.3 原位TSV铜柱微压缩过程仿真 |
| 2.2 微压缩测试系统构建 |
| 2.2.1 微压缩测试系统架构 |
| 2.2.2 微压缩测试中力学与位移传感器标定 |
| 2.3 微压缩测试试样制备 |
| 2.3.1 基于微加工技术的微压缩试样制备 |
| 2.3.2 TSV铜柱剖面试样制备 |
| 2.4 原位TSV铜柱力学性能测试及影响机制研究 |
| 2.4.1 不同电流密度下的TSV铜柱力学性能 |
| 2.4.2 电流密度影响TSV铜柱力学特性的机制分析 |
| 2.4.3 热处理对TSV铜柱力学性能及微观结构的影响 |
| 2.4.4 试样尺寸对TSV铜柱力学性能的影响 |
| 2.5 本章小结 |
| 参考文献 |
| 第三章 基于纳米压痕的TSV铜柱力学性能测试表征 |
| 3.1 纳米压痕测试原理及方法选择 |
| 3.1.1 纳米压痕测试基本原理 |
| 3.1.2 纳米压痕测试方法 |
| 3.1.3 纳米压痕测试设备 |
| 3.2 纳米压痕测试试样制备 |
| 3.2.1 抛光技术与设备选择 |
| 3.2.2 纳米试样制作流程 |
| 3.3 TSV铜柱力学性能测试及表征 |
| 3.3.1 不同电流密度对TSV铜柱力学性能的影响 |
| 3.3.2 变电流电沉积对TSV铜柱力学性能的影响 |
| 3.4 本章小结 |
| 参考文献 |
| 第四章 基于微拉伸的RDL铜互连线力学性能测试及表征 |
| 4.1 DMA微拉伸测试简介 |
| 4.2 微拉伸试样设计及仿真优化 |
| 4.2.1 微拉伸试样形状优化 |
| 4.2.2 微拉伸试样边角曲率半径优化 |
| 4.2.3 微拉伸试样厚度优化 |
| 4.3 微拉伸试样制备 |
| 4.3.1 掩模版设计 |
| 4.3.2 微拉伸试样制备 |
| 4.3.3 热处理试样制备 |
| 4.4 RDL铜互连线力学性能测试及影响机制研究 |
| 4.4.1 不同电流密度下的RDL铜互连线力学性能 |
| 4.4.2 电流密度影响RDL铜互连线力学特性的机制分析 |
| 4.4.3 经时效处理的RDL铜互连线力学性能 |
| 4.4.4 不同热处理温度的RDL铜互连线力学性能 |
| 4.4.5 热处理温度影响RDL铜互连线力学特性的机制分析 |
| 4.5 本章小结 |
| 参考文献 |
| 第五章 总结与展望 |
| 5.1 主要结论 |
| 5.2 创新点 |
| 5.3 研究展望 |
| 致谢 |
| 攻读博士学位期间发表的学术论文及专利 |
（6）热效应对碳纤维环氧树脂复合材料界面的作用研究（论文提纲范文）
| 摘要 |
| ABSTRACT |
| 第一章 绪论 |
| 1.1 碳纤维及其复合材料概述 |
| 1.1.1 碳纤维 |
| 1.1.2 碳纤维复合材料 |
| 1.2 复合材料的界面理论 |
| 1.2.1 浸润理论 |
| 1.2.2 化学键理论 |
| 1.2.3 啮合理论 |
| 1.2.4 扩散理论 |
| 1.2.5 静电理论 |
| 1.2.6 过渡层理论 |
| 1.3 CFRPs的界面表征现状 |
| 1.3.1 CFRPs的界面结合强度表征 |
| 1.3.2 CFRPs的界面化学结构和界面相表征 |
| 1.3.3 CFRPs的界面厚度和界面模量表征 |
| 1.3.4 CFRPs的界面残余应力表征 |
| 1.4 环境因素对复合材料影响的研究现状 |
| 1.4.1 湿热环境对复合材料的影响研究 |
| 1.4.2 电流对复合材料的影响研究 |
| 1.4.3 其它组分对复合材料的影响研究 |
| 1.5 论文研究目的、主要内容和创新点 |
| 第二章 电热效应对CFRPs界面性能的影响研究 |
| 2.1 引言 |
| 2.2 实验部分 |
| 2.2.1 实验原料及实验仪器 |
| 2.2.2 试样制备 |
| 2.2.3电热损伤实验 |
| 2.2.4 测试与表征 |
| 2.3 结果和讨论 |
| 2.3.1 单丝复合材料化学结构 |
| 2.3.2 单丝复合材料界面应力 |
| 2.3.3 单丝复合材料界面剪切强度 |
| 2.3.4 单层板复合材料化学结构 |
| 2.3.5 单层板复合材料热稳定性 |
| 2.4 本章小结 |
| 第三章 湿热环境对CFRPs界面结合能力的影响研究 |
| 3.1 引言 |
| 3.2 实验部分 |
| 3.2.1 实验原料及实验仪器 |
| 3.2.2 复合材料的制备 |
| 3.2.3热处理实验 |
| 3.2.4 测试与表征 |
| 3.3 结果和讨论 |
| 3.3.1 热处理和湿热处理对树脂形貌的影响 |
| 3.3.2 两种热处理下,基于相邻纤维间树脂热响应的定量分析 |
| 3.3.3 两种热处理下,基于纤维外围树脂热响应的定量分析 |
| 3.3.4 短梁剪切强度 |
| 3.3.5 损伤形貌表征 |
| 3.4 本章小结 |
| 第四章 有机溶剂对CFRPs界面热响应的影响研究 |
| 4.1 引言 |
| 4.2 实验部分 |
| 4.2.1 实验原料及实验仪器 |
| 4.2.2 复合材料的制备 |
| 4.2.3 复合材料的处理方式 |
| 4.2.4 测试和表征 |
| 4.3 结果和讨论 |
| 4.3.1 乙醇处理对CFRPs形貌的影响 |
| 4.3.2 乙醇处理对CFRPs质量的影响 |
| 4.3.3 乙醇处理对CFRPs短梁剪切强度的影响 |
| 4.4 本章小结 |
| 第五章 全文总结与展望 |
| 参考文献 |
| 攻读硕士学位期间论文发表情况 |
| 致谢 |
（7）纳米结构金刚石涂层的制备及组织性能研究（论文提纲范文）
| 摘要 |
| abstract |
| 第一章 绪论 |
| 1.1 课题背景及意义 |
| 1.2 热喷涂技术 |
| 1.3 液相热喷涂技术 |
| 1.3.1 液相热喷涂的试验过程 |
| 1.3.2 液相热喷涂的液料研究 |
| 1.3.3 液相热喷涂的涂层特点 |
| 1.3.4 液相热喷涂的应用领域 |
| 1.4 纳米金刚石的研究进展 |
| 1.4.1 金刚石的结构 |
| 1.4.2 纳米金刚石的性质 |
| 1.4.3 纳米金刚石的制备方法 |
| 1.4.4 纳米金刚石的团聚与分散 |
| 1.4.5 纳米金刚石的应用 |
| 1.5 本课题主要研究内容 |
| 第二章 试验方案与工艺研究 |
| 2.1 试验方案 |
| 2.2 实验材料 |
| 2.2.1 基材 |
| 2.2.2 分散剂 |
| 2.3 涂层制备工艺 |
| 2.3.1 表面预处理 |
| 2.3.2 纳米金刚石的解团聚机理与稳定性研究 |
| 2.3.3 液相等离子喷涂工艺研究 |
| 2.4 试验检测仪器 |
| 2.5 本章小结 |
| 第三章 纳米金刚石涂层的残余应力分析 |
| 3.1 引言 |
| 3.2 模型建立 |
| 3.2.1 模型假设 |
| 3.2.2 几何模型与有限元网格模型 |
| 3.2.3 材料参数的确定 |
| 3.2.4 热传导的基本方程 |
| 3.2.5 热应力的计算 |
| 3.3 残余应力的分析与讨论 |
| 3.3.1 涂层厚度对残余应力的影响 |
| 3.3.2 涂层温度变化对残余应力的影响 |
| 3.4 本章小结 |
| 第四章 纳米结构金刚石涂层的微观组织研究 |
| 4.1 引言 |
| 4.2 纳米结构金刚石涂层的微观形貌 |
| 4.2.1 研究单元体在基体上沉积过程中的变化规律 |
| 4.2.2 研究涂层的表面和截面微观形貌 |
| 4.3 XRD衍射分析 |
| 4.4 拉曼光谱分析 |
| 4.5 选取电子衍射 |
| 4.6 本章小结 |
| 第五章 纳米结构金刚石复合涂层的组织及性能研究 |
| 5.1 引言 |
| 5.2 纳米金刚石/羟基磷灰石复合涂层 |
| 5.2.1 纳米金刚石/HA复合粉末的分析 |
| 5.2.2 纳米金刚石/HA复合涂层的工艺研究 |
| 5.2.3 拉曼光谱和FTIR分析表征 |
| 5.2.4 纳米金刚石/HA复合涂层的显微硬度和结合强度 |
| 5.3 纳米金刚石/钛复合涂层 |
| 5.3.1 纳米金刚石/钛复合涂层的表面形貌 |
| 5.3.2 纳米金刚石/钛复合涂层的截面形貌 |
| 5.3.3 纳米金刚石/钛复合涂层的耐腐蚀性能研究 |
| 5.4 本章总结 |
| 第六章 总结与展望 |
| 6.1 总结 |
| 6.2 展望 |
| 参考文献 |
| 攻读硕士学位期间发表的学术论文及取得的相关科研成果 |
| 致谢 |
（8）高性能RF MEMS全硅腔/基片集成滤波器工艺及可重构技术研究（论文提纲范文）
| 摘要 |
| abstract |
| 主要符号与英文缩写列表 |
| 第一章 绪论 |
| 1.1 RF MEMS基本概念 |
| 1.2 RF MEMS滤波器研究背景和意义 |
| 1.3 RF MEMS滤波器研究现状和进展 |
| 1.3.1 微加工单片静态滤波器 |
| 1.3.2 频率可调谐振器调谐原理与RF MEMS开关式可调滤波器 |
| 1.3.3 高Q值RF MEMS可调腔体滤波器 |
| 1.3.4 多功能可重构滤波器 |
| 1.4 本文的主要贡献与创新 |
| 1.5 本论文的结构安排 |
| 第二章 RF MEMS凋落模腔体可调带通滤波器基本理论 |
| 2.1 高Q值凋落模腔体谐振器的等效电路模型 |
| 2.2 高Q值凋落模腔体谐振器的物理结构 |
| 2.2.1 基片集成凋落模腔体谐振器与压电执行器膜片 |
| 2.2.2 基片集成凋落模腔体谐振器与静电驱动薄膜执行器 |
| 2.2.3 凋落模全硅腔谐振器与静电驱动薄膜执行器 |
| 2.3 本章小结 |
| 第三章 K–Ka频段RF MEMS全硅腔可调带通滤波器设计与工艺 |
| 3.1 引言 |
| 3.2 K–Ka频段RF MEMS凋落模全硅腔可调带通滤波器设计与仿真 |
| 3.2.1 全硅微谐振腔 |
| 3.2.2 微齿薄膜调谐器 |
| 3.2.2.1 MEMS平面薄膜的静态力学模型 |
| 3.2.2.2 MEMS齿形薄膜的机械分析 |
| 3.2.2.3 纯金微齿薄膜调谐器的物理结构 |
| 3.2.3 耦合全硅腔谐振器 |
| 3.2.3.1 射频/微波滤波器耦合矩阵理论 |
| 3.2.3.2 全硅腔谐振器的级间耦合 |
| 3.2.3.3 全硅腔谐振器的输入输出耦合 |
| 3.2.4 二阶可调带通滤波器 |
| 3.2.5 三阶可调带通滤波器 |
| 3.2.6 四阶可调带通滤波器 |
| 3.3 二阶RF MEMS凋落模全硅腔可调带通滤波器微加工工艺 |
| 3.3.1 全硅微谐振腔 |
| 3.3.2 微齿薄膜调谐器 |
| 3.3.3 直流偏置电极 |
| 3.4 二阶全硅腔可调滤波器的封装 |
| 3.4.1 裸片的金—金表面活化热压键合 |
| 3.4.2 用于射频调测的滤波器封装 |
| 3.5 全硅腔滤波器工艺的检测和可靠性 |
| 3.5.1 全硅微谐振腔工艺的检测 |
| 3.5.2 微齿薄膜调谐器工艺的检测 |
| 3.5.3 直流偏置电极工艺的检测 |
| 3.5.4 全硅腔滤波器工艺中的问题与解决方案 |
| 3.6 本章小结 |
| 第四章 抗蠕变纳米晶粒金钒合金微齿薄膜 |
| 4.1 引言 |
| 4.2 金属薄膜机械性能的材料力学理论 |
| 4.2.1 金属的应力—应变关系曲线 |
| 4.2.2 弹性、塑性、粘弹性和粘塑性 |
| 4.2.3 蠕变与应力松弛 |
| 4.2.3.1 概念和机械响应 |
| 4.2.3.2 蠕变的描述与典型机制 |
| 4.2.3.3 金属薄膜蠕变与应力松弛的传统测量方法 |
| 4.3 纯金微齿薄膜的机械可靠性 |
| 4.4 典型的金属薄膜机械性能强化机制 |
| 4.4.1 晶界强化 |
| 4.4.2 固溶强化 |
| 4.4.3 弥散强化 |
| 4.4.4 新型高可靠性合金薄膜材料及其应用 |
| 4.5 抗蠕变纳米晶粒金钒合金微齿薄膜 |
| 4.5.1 晶界强化金钒合金（2.2 at. %钒）薄膜 |
| 4.5.1.1 金钒合金薄膜的共溅射与退火 |
| 4.5.1.2 金钒合金薄膜中的钒含量检测 |
| 4.5.1.3 薄膜的表面形貌 |
| 4.5.1.4 薄膜的应力松弛响应 |
| 4.5.1.5 薄膜机械性能一致性的量化比较 |
| 4.5.2 晶界强化金钒合金（0.7 at. %钒）薄膜 |
| 4.5.2.1 加工工艺 |
| 4.5.2.2 钒含量检测 |
| 4.5.2.3 薄膜的表面形貌 |
| 4.5.2.4 薄膜的应力松弛响应 |
| 4.5.3 固溶强化金钒合金（6.8 at. %钒）薄膜 |
| 4.5.3.1 加工工艺 |
| 4.5.3.2 钒含量检测 |
| 4.5.3.3 薄膜的表面形貌 |
| 4.5.3.4 薄膜的应力松弛响应 |
| 4.6 本章小结 |
| 第五章 抗蠕变纳米晶粒金钒合金薄膜的电气性能 |
| 5.1 引言 |
| 5.2 金钒合金薄膜电导率的直流测量 |
| 5.3 金钒合金薄膜电导率的射频测量 |
| 5.4 钒含量和退火工艺对传输线衰减因子的影响 |
| 5.5 表面粗糙度对薄膜电导率的影响 |
| 5.6 本章小结 |
| 第六章L频段RF MEMS可重构窄带陷波带通滤波器 |
| 6.1 引言 |
| 6.2 L频段RF MEMS可重构窄带陷波带通滤波器 |
| 6.2.1 1.575-GHz三阶静态窄带带通滤波器 |
| 6.2.2 1.525/1.625-GHz频率切换式准吸收式窄带带阻滤波器 |
| 6.2.3 带通—带阻级联滤波器的仿真与调测 |
| 6.3 本章小结 |
| 第七章 0.95/2.45-GHz频率切换式可重构恒定带宽带通滤波器 |
| 7.1 引言 |
| 7.2 0.95/2.45-GHz频率切换式可重构恒定带宽带通滤波器 |
| 7.2.1 设计指标与方案 |
| 7.2.2 0.95-GHz四阶集总元件带通滤波器 |
| 7.2.3 2.45-GHz四阶微带带通滤波器 |
| 7.2.4 带通滤波器的并联 |
| 7.2.5 并联滤波器的仿真与调测 |
| 7.3 本章小结 |
| 第八章 全文总结与展望 |
| 8.1 全文总结 |
| 8.2 后续工作展望 |
| 致谢 |
| 参考文献 |
| 附录A 全硅腔滤波器常用加工工艺 |
| A.1 热氧化 |
| A.2 光学光刻 |
| A.3 刻蚀 |
| A.3.1 湿法刻蚀 |
| A.3.2 干法刻蚀 |
| A.3.2.1 反应离子刻蚀 |
| A.3.2.2 深反应离子刻蚀 |
| A.3.2.3 硅的XeF_2气体刻蚀 |
| A.4 化学气相淀积 |
| A.4.1 低压化学气相淀积 |
| A.4.2 等离子体增强化学气相淀积 |
| A.5 金属淀积 |
| A.6 晶圆划片 |
| 附录B 全硅腔滤波器工艺常用化学品 |
| B.1 Nano-Strip 2X |
| B.2 Microposit~(TM)SC~(TM) 1827 |
| B.3 Microposit~(TM)MF~(TM)-26A |
| B.4 去离子水 |
| B.5 Buffered Oxide Etch |
| B.6 Baker PRS-2000TM |
| B.7 四甲基氢氧化铵 |
| B.8 Triton~(TM) X-100 |
| B.9 硫酸 |
| B.10 过氧化氢 |
| B.11 异丙醇 |
| B.12 Crystalbond~(TM) 555 |
| B.13 丙酮 |
| B.14 Gold Etchant Type TFA |
| B.15 氢氧化铵 |
| B.16 划片胶带 |
| B.17 二氟化氙 |
| B.18 AZ 9260 (520 CPS) |
| B.19 AZ 400K |
| B.20 DuPont~(TM) Riston? 200 系列光刻胶胶带 |
| B.21 一水合碳酸钠 |
| B.22 氢氟酸 |
| 附录C 石英玻璃掩模设计 |
| 附录D 薄膜应力松弛响应的Prony级数拟合MATLAB程序 |
| D.1 3小时应力松弛响应的四项Prony级数拟合 |
| D.2 12小时应力松弛响应的五项Prony级数拟合 |
| 攻读博士学位期间取得的成果 |
| 期刊论文 |
| 会议论文 |
| 获奖 |
| 结业证书 |
（9）等离子喷涂纳米AT13/CaF2复合涂层的制备及其性能研究（论文提纲范文）
| 摘要 |
| Abstract |
| 第1章 绪论 |
| 1.1 研究背景及意义 |
| 1.2 螺杆泵采油现状及存在问题 |
| 1.2.1 螺杆泵简介 |
| 1.2.2 三元复合驱采油 |
| 1.2.3 螺杆泵在三元复合驱采油环境下存在的主要问题 |
| 1.3 纳米材料及其特性 |
| 1.3.1 纳米材料 |
| 1.3.2 纳米材料的特性 |
| 1.4 纳米陶瓷涂层及其制备技术 |
| 1.4.1 纳米陶瓷涂层喂料的制备方法 |
| 1.4.2 纳米结构陶瓷涂层制备技术 |
| 1.4.3 等离子喷涂纳米陶瓷涂层的应用 |
| 1.5 固体自润滑涂层的研究概况 |
| 1.5.1 金属基固体自润滑复合材料 |
| 1.5.2 非金属基固体自润滑复合材料 |
| 1.5.3 陶瓷基自润滑复合材料 |
| 1.6 本文研究的主要内容 |
| 第2章 纳米AT13/CaF_2复合涂层的制备及组织结构分析 |
| 2.1 等离子喷涂纳米AT13/CaF_2复合涂层的制备 |
| 2.1.1 试验材料 |
| 2.1.2 喷涂粉末的制备 |
| 2.1.3 基体预处理 |
| 2.1.4 等离子喷涂气体的选用 |
| 2.1.5 等离子喷涂参数的设计 |
| 2.1.6 涂层的制备 |
| 2.2 涂层的表面形貌分析 |
| 2.3 纳米AT13/CaF_2复合涂层的物相分析 |
| 2.4 本章小结 |
| 第3章 纳米AT13/CaF_2复合涂层的物理力学性能 |
| 3.1 试验方法 |
| 3.1.1 涂层密度的测定 |
| 3.1.2 涂层孔隙率的测定 |
| 3.1.3 涂层显微硬度的测定 |
| 3.1.4 涂层抗热震性能的测试 |
| 3.1.5 涂层结合强度的测定 |
| 3.2 试验结果及分析 |
| 3.2.1 涂层的密度及孔隙率 |
| 3.2.2 涂层的显微硬度 |
| 3.2.3 涂层的抗热震性能 |
| 3.2.4 涂层的结合强度 |
| 3.3 本章小结 |
| 第4章 纳米AT13/CaF_2复合涂层的抗结垢性能研究 |
| 4.1 试验设备及试剂 |
| 4.2 试验方法 |
| 4.2.1 涂层表面接触角试验 |
| 4.2.2 模拟结垢试验 |
| 4.3 试验结果及分析 |
| 4.3.1 接触角测试结果 |
| 4.3.2 涂层的结垢性能分析 |
| 4.4 本章小结 |
| 第5章 纳米AT13/CaF_2复合涂层的抗磨损性能 |
| 5.1 试验方法 |
| 5.2 纳米AT13/CaF_2复合涂层的抗磨损性能分析 |
| 5.2.1 纳米AT13/CaF_2复合涂层的磨损特性 |
| 5.2.2 涂层的磨损机理分析 |
| 5.2.3 纳米AT13/CaF_2复合涂层中CaF_2的减磨机理探讨 |
| 5.3 本章小结 |
| 第6章 纳米AT13/CaF_2复合涂层的残余应力分析 |
| 6.1 ANSYS有限元分析的基本原理与建模 |
| 6.1.1 ANSYS有限元热应力分析的基本原理 |
| 6.1.2 涂层残余应力分析条件的假设 |
| 6.1.3 分析模型与材料性能 |
| 6.1.4 网格划分与载荷加载 |
| 6.2 计算结构与讨论 |
| 6.2.1 纳米AT13-10-%CaF_2复合涂层的应力分布云图 |
| 6.2.2 厚度对涂层残余应力的影响 |
| 6.2.3 过渡层厚度对残余应力的影响 |
| 6.3 本章小结 |
| 第7章 结论 |
| 致谢 |
| 参考文献 |
| 攻读硕士学位期间发表的论文及科研成果 |
（10）基于光纤光栅传感的CFRP传动轴的固化过程监测（论文提纲范文）
| 摘要 |
| Abstract |
| 第1章 绪论 |
| 1.1 课题的研究背景及意义 |
| 1.1.1 碳纤维复合材料的特性 |
| 1.1.2 碳纤维复合材料传动轴的优势与应用 |
| 1.1.3 碳纤维复合材料传动轴固化过程中的残余应力问题 |
| 1.1.4 FBG传感器在复合材料结构固化监测中的应用 |
| 1.2 国内外研究现状 |
| 1.2.1 国内研究现状 |
| 1.2.2 国外研究现状 |
| 1.3 论文的主要研究内容 |
| 1.4 项目来源 |
| 第2章 基于光纤光栅传感的碳纤维复合材料传动轴的固化监测原理 |
| 2.1 碳纤维复合材料传动轴的固化残余应力 |
| 2.1.1 残余应力产生的原因 |
| 2.1.2 残余应力的分类 |
| 2.2 光纤光栅的传感原理 |
| 2.2.1 FBG的传感原理 |
| 2.2.2 FBG的交叉敏感问题 |
| 2.3 FBG传感器的布点策略 |
| 2.3.1 碳纤维复合材料传动轴试件的设计 |
| 2.3.2 FBG传感器的布点方案 |
| 2.4 FBG传感器的埋入与引出 |
| 2.4.1 碳纤维复合材料传动轴的热压罐成型工艺 |
| 2.4.2 分离式芯轴的设计 |
| 2.5 本章小结 |
| 第3章 FBG传感器温度与应力灵敏度标定实验 |
| 3.1 FBG传感器的轴向应力灵敏度实验 |
| 3.1.1 FBG传感器的轴向应力实验 |
| 3.1.2 实验结果及分析 |
| 3.2 FBG温度传感器的制备 |
| 3.2.1 FBG温度传感器的封装 |
| 3.2.2 封装后的FBG传感器的拉伸实验 |
| 3.2.3 实验结果及分析 |
| 3.3 FBG温度传感器的温度标定实验 |
| 3.3.1 FBG温度传感器的温度灵敏度实验 |
| 3.3.2 实验结果及分析 |
| 3.4 本章小结 |
| 第4章 基于光纤光栅传感的碳纤维复合材料传动轴的固化过程监测 |
| 4.1 埋入FBG传感器的碳纤维复合材料传动轴的制备 |
| 4.1.1 碳纤维复合材料传动轴的制备及光纤的埋入工艺 |
| 4.1.2 碳纤维复合材料传动轴铺层过程中的应变监测 |
| 4.2 基于FBG的碳纤维复合材料传动轴的固化监测 |
| 4.2.1 碳纤维复合材料传动轴的固化监测实验系统 |
| 4.2.2 碳纤维复合材料传动轴的固化温度和应变监测 |
| 4.2.3 实验结果及分析 |
| 4.3 本章小结 |
| 第5章 总结与展望 |
| 5.1 论文总结 |
| 5.2 展望 |
| 致谢 |
| 参考文献 |
| 攻读硕士期间发表的论文 |
四、Determination of Mechanical Properties of Micromembranes with Compressive Residual Stress（论文参考文献）
- [1]基于激光选区熔融技术的银合金多尺度协同力学优化研究[D]. 熊玮. 中国地质大学, 2021(02)
- [2]高能射流式液动潜孔锤冲击系统优化研究[D]. 程靖清. 吉林大学, 2021(01)
- [3]激光仿生耦合改性热障涂层的组织与性能研究[D]. 张盼盼. 吉林大学, 2019(02)
- [4]纯锌及锌合金脉冲电子束表面改性研究[D]. 宋鲁霞. 上海工程技术大学, 2020(04)
- [5]硅通孔铜互连材料力学性能的研究[D]. 王慧颖. 上海交通大学, 2019(06)
- [6]热效应对碳纤维环氧树脂复合材料界面的作用研究[D]. 杨福挺. 上海交通大学, 2019(06)
- [7]纳米结构金刚石涂层的制备及组织性能研究[D]. 张勇. 上海工程技术大学, 2017(03)
- [8]高性能RF MEMS全硅腔/基片集成滤波器工艺及可重构技术研究[D]. 李津. 电子科技大学, 2017(01)
- [9]等离子喷涂纳米AT13/CaF2复合涂层的制备及其性能研究[D]. 何俊波. 西南石油大学, 2016(08)
- [10]基于光纤光栅传感的CFRP传动轴的固化过程监测[D]. 谢忱. 武汉理工大学, 2016(05)