一、Cr_2O_3/SiC(M,Y)-Al_2O_3系稳定的低粘度高固相含量悬浮体的制备（论文文献综述）
马伊欣[1]（2020）在《A型夹层结构Si3N4聚空心球陶瓷的制备及其性能研究》文中研究指明Si3N4陶瓷由于其优异的力学性能、高温性能和良好的透波性能等优势,成为具有潜力的天线罩/窗材料之一。然而面向天线罩应用的夹层结构Si3N4陶瓷的制备工艺仍不成熟,本文以Si3N4聚空心球为原料,采用直接凝固注模成型（Direct coagulation casting,DCC）复合浸渗工艺和激光选区烧结（Selective laser sintering,SLS）技术制备A型夹层结构Si3N4陶瓷,并系统地研究了成形工艺参数对Si3N4聚空心球陶瓷的微观形貌、物相组成、孔隙率和力学性能等的影响规律,揭示无粘结剂下SLS制备Si3N4聚空心球陶瓷的机制。主要研究结果如下:（1）以化学共沉淀法制备的包覆Si3N4聚空心球为原料和造孔剂,采用DCC工艺制备多孔芯层结构。相转变随着液相从聚空心球表面向其内部扩散而逐步进行,最终得到孔隙率为54%、抗弯强度为110 MPa的双级孔Si3N4聚空心球陶瓷。随着浆料固相含量由50 wt%增大至65 wt%,球与球之间的镶嵌深度由0μm逐渐增大至8.16μm,断裂模式由沿球断裂转变为穿球断裂。（2）采用DCC复合浸渗工艺制备A型夹层结构Si3N4陶瓷。致密层与芯层具有优良的界面结合性能,负压浸渗可获得更高的致密层厚度和更好的力学性能。当浸渗浆料固相含量为30 vol%,负压浸渗时,随着浸渗时间由10 min增大至30min,致密层厚度由44.08μm逐渐增大至96.33μm,孔隙率为38～42%,抗弯强度为95～100 MPa。（3）为了提高Si3N4陶瓷设计和制造的自由度,采用SLS技术制备芯层Si3N4聚空心球陶瓷。在瞬态激光热源作用下,Si3N4聚空心球表面氧化生成竹节状非晶纤维簇和堆垛纳米球构成的“绒毛”结构,这些结构桥接Si3N4粉体表面,实现聚空心球之间的键合。9 W-50 mm/s成形的Si3N4聚空心球陶瓷素坯,经过1800°C烧结2 h,获得55%的孔隙率和18 MPa抗弯强度。通过控制SLS原料组分、成形工艺参数和结构设计,有望实现A型夹层结构Si3N4聚空心球陶瓷的近净成形,推动天线罩/窗材料的制备和应用。
洪秋[2]（2019）在《溶胶-凝胶原位制备陶瓷结合剂砂轮的研究》文中研究表明采用传统机械混合法制备的精密陶瓷结合剂砂轮因磨料与结合剂密度相差较大,混料过程中易造成富磨料区和结合剂区,致使砂轮的组织均匀性较差,因而会影响其磨削效果。本文采用溶胶-凝胶原位制备了精密磨削用陶瓷结合剂碳化硅砂轮,研究了SiO2-Al2O3-B2O3-R2O系溶胶陶瓷结合剂的性能,探讨不同制备工艺对陶瓷结合剂结构与性能的影响,以及固相含量、分散剂、真空除气等因素对SiC/陶瓷混合浆料流变特性、SiC/陶瓷坯体性能和SiC/陶瓷复烧结体性能的影响。获得以下主要研究结论:（1）优化了溶胶-凝胶法制备SiO2-Al2O3-B2O3-R2O系陶瓷结合剂工艺参数:控制多组分溶胶体系pH值为2,凝胶化温度为80℃,热处理凝胶温度为620℃,获得了组织结构均匀的结合剂烧结体。（2）比较了干混法、熔融法、溶胶-凝胶法制备的三种陶瓷结合剂,抗弯强度、气孔率、硬度和热膨胀系数分别为32.68MPa,26.42%,60.7HRB,9.72×10-6/℃;68.52MPa,0.55%,88.3HRB,5.81×10-6/℃;46.31MPa,28.74%,64.3HRB,7.34×10-6/℃。溶胶-凝胶法制备的结合剂具有结构均匀、细化的显着特点。（3）三种分散剂的分散能力顺序为:聚丙烯酸钠>三聚磷酸钠>聚乙二醇。当聚丙烯酸钠的加入量为0.6wt%,SiC/陶瓷浆料的表观粘度最低;当固相含量为58vol%时,制备的烧结体密度和抗弯强度达到最大值,为1.84g/cm3和46.23MPa;真空除气可以降低烧结体的气孔率,提高体积密度及抗弯强度,使其具有更好的结构均匀性。（4）采用溶胶-凝胶原位法制备的陶瓷碳化硅砂轮的抗弯强度、硬度、密度和气孔率分别为49.18MPa,58.4HRB,1.89g/cm3,19.27%;而采用机械混合法制备的陶瓷砂轮试样的抗弯强度、硬度、密度和气孔率分别为68.29MPa,74.3HRB,2.07g/cm3,15.46%;前者的抗弯强度比后者低约28%,硬度低约21%。但溶胶-凝胶原位法制备的陶瓷砂轮的组织均匀性好,结构得到细化,磨削加工的不锈钢工件表面磨削质量相对较好,工件表面的粗糙度为0.054μm;与机械混合法制备的砂轮相比,被磨削工件表面粗糙度降低了40.66%。
吕琳[3]（2019）在《预烧粉结合Isobam基凝胶注模成型低收缩氧化铝陶瓷的研究》文中提出陶瓷能够作为优良的结构材料,可归因于其拥有一系列卓越的性能,如机械强度高、硬度高、化学稳定性好、耐磨性好等。然而,陶瓷在生产时有一个致命的缺点,即烧结密实化过程中会产生一定的固有线性收缩来消除孔隙,一旦收缩不均匀就会引起陶瓷的尺寸偏差、变形和开裂等问题,这极大的限制了陶瓷在大尺寸、复杂形状部件等方面的进一步应用。低收缩陶瓷可以做到在制备过程中尺寸仅发生微小的变化,不仅能够提高产品的成品率,而且能够降低加工成本,在尺寸要求严格的产业领域有着良好的应用前景。因此,对低收缩陶瓷的研究引起了广大学者的关注,同时也成为了陶瓷发展的重要方向。为了能够制备出性能卓越的低收缩氧化铝陶瓷,本文首次将预烧粉填充法和Isobam基凝胶注模成型工艺相结合。我们首先对氧化铝-Isobam基凝胶注模成型工艺进行了优化,因为当悬浮体固相含量较高时,仅Isobam达不到理想的分散效果,因此选择羧酸来辅助分散。通过研究悬浮体Zeta电位、粘度和湿坯的屈服应力、弹性模量,从各种羧酸中发现了有效降低粘度并对湿坯凝胶强度影响最小的添加剂。结果表明,当取用0.5 wt%Isobam、0.04 wt%的邻苯二甲酸（PA）和0.03 wt%的二水合草酸（OA）配制固相含量为54vol%的悬浮体时,可得到抗弯强度和韦伯模量分别为448±44 MPa和12.1的氧化铝陶瓷。其次是对预烧氧化铝粉的制备与性质进行了研究。由于预烧粉在低收缩氧化铝陶瓷制备中有极其重要的作用,因此优化预烧氧化铝粉的制备工艺具有重要意义。通过研究预烧氧化铝粉的收缩率、球磨时间和微观形貌,确定了制备预烧氧化铝粉的最佳工艺。结果表明,有效的烧结保温时间和球磨时间分别为0.5 h和48 h。最后是对低收缩氧化铝陶瓷的制备与性质进行了研究。通过分别研究预烧氧化铝粉的添加量和预烧温度对悬浮体粘度、烧结体力学性能和微观结构的影响,确定了最佳的添加量和预烧温度。结果表明,在预烧氧化铝粉的预烧温度和添加量分别为1600°C和60 wt%的条件下,配制固相含量为58 vol%的悬浮体时,可得到抗弯强度为294.5±33.0MPa、线收缩率为7.79%以及致密度为91.5%的低收缩氧化铝陶瓷。综上所述,本文的研究成果拓宽了Isobam在高固相含量悬浮体中的使用范围,为低收缩陶瓷的深入研究和应用奠定了基础,提供了新思路和新方法,为大尺寸复杂形状陶瓷的产业化提供了新途径。
韩晓雪[4]（2019）在《纳米TiO2表面性质和表面活性剂对纳米流体物性的影响》文中认为纳米流体作为一种新型高效的换热介质,不仅可以强化传热,还可以提升能源利用率,因而纳米流体已经在光热太阳能、电子冷却、航空航天、核能、散热、冶金工业等众多领域均得到了不同程度的应用。表面张力与粘度均为纳米流体的一种物化性质,是其重要的物性参数之一。表面张力的大小影响着气体与液体分子之间的质交换,粘度的大小直接影响着液体的换热和流动过程。纳米流体的稳定性是其应用的必要条件,对纳米颗粒进行表面改性和在纳米流体中添加表面活性剂是增强流体稳定性的两种重要手段。本文以亲水型和亲水亲油型纳米TiO2与去离子水（DIW）通过两步法形成的纳米流体为主要研究对象,以降低纳米流体的表面张力和粘度为目的,探讨表面性质不同的纳米颗粒对纳米流体表面张力和粘度的不同影响,以及表面活性剂对表面性质不同的纳米颗粒形成的纳米流体粘度的影响。研究发现:无论亲水型TiO2-DIW纳米流体还是亲水亲油型TiO2-DIW纳米流体,其表面张力均随温度的升高而减小。加入亲水型纳米TiO2,纳米流体的表面张力高于去离子水,且随TiO2质量分数的增加而增大。而加入亲水亲油型纳米TiO2,纳米流体的表面张力低于去离子水,且随TiO2质量分数的增加而减小。不同表面性质的纳米TiO2对纳米流体表面张力的影响正好相反,此结论可以通过Gibbs吸附等温式计算出的不同表面性质TiO2的吸附过剩量解释。亲水型纳米颗粒更容易分散在溶液内部,使自由表面的水分子被更强的向内拉,从而增大表面张力。相反地,亲水亲油型纳米颗粒更容易聚集在自由表面上,使流体内和自由表面区域水分子之间的吸引力减小,从而降低了表面张力。亲水型与亲水亲油型TiO2-DIW纳米流体的粘度随温度的上升而减小,随TiO2质量分数的增加而增大,且二者均高于去离子水的粘度。当纳米TiO2质量分数相同时,亲水型TiO2-DIW纳米流体的粘度大于亲水亲油型TiO2-DIW纳米流体的粘度。纳米颗粒表面亲水/疏水性对纳米流体粘度的影响可以用斯托克斯-爱因斯坦扩散方程解释。在极性溶剂中,亲水型纳米颗粒的等效半径比疏水型纳米颗粒的等效半径大,扩散系数小,因而使纳米流体的粘度升高更大。表面活性剂不仅可以提高纳米流体的稳定性,同时也将影响流体的粘度。十二烷基苯磺酸钠（SDBS）对去离子水和TiO2-去离子水纳米流体粘度的影响一致。流体粘度均随表面活性剂浓度的增加,而呈现先减小后增大的趋势。对于去离子水,表面活性剂既可以弱化水分子之间的氢键作用,又会增加流体中分子或离子之间的相互作用;对于纳米流体,表面活性剂不仅降低了聚集效应,减小了聚集体的有效直径,同时随着表面活性剂的增加,聚集体的有效体积分数增大。因此,随表面活性剂浓度的增加,去离子水与纳米流体的粘度均先减小后增大,且亲水型TiO2-水纳米流体的粘度高于亲水亲油型TiO2-水纳米流体的粘度。研究发现,对于某一合适的分形维数（Df）,模型拟合数据与实验数据趋势一致,但亲水型与亲水亲油型Ti02-DIW纳米流体的最佳分形维数不同,分别为2.4和2.7。以修正后的Smoluchowski粘度模型对实验数据进行拟合,得到的纳米流体中纳米颗粒的有效体积分数是可靠的。而且,无论所加入的纳米TiO2是亲水型还是亲水亲油型,在考虑了电粘滞效应并采用分形理论处理纳米颗粒的团聚效应后,纳米流体的粘度与纳米颗粒有效体积分数之间的关系符合爱因斯坦方程。因此,可以推测认为纳米颗粒在纳米流体中的分形团聚是造成纳米流体粘度与纳米颗粒体积分数之间复杂关系的原因。除此之外,还发现随表面活性剂（SDBS）浓度的增加,纳米流体的零电荷电位降低,二者符合一定的指数规律。当纳米流体处于零电荷电位时,其粘度较低。
肖欢[5]（2018）在《氧化物纤维/SiO2复合材料的近净成型及性能研究》文中指出石英陶瓷和氧化物纤维在航空航天、冶金等领域有广泛应用,但陶瓷的低强度特性严重限制了它们的进一步应用。氧化物纤维/陶瓷复合材料的强度较高,但现有的复合陶瓷成型方法存在组分不均匀、制造周期长、难以成型复杂形状零件等问题。高价反离子直接凝固注模成型（Direct Coagulation Casting via High Valence Counter Ions,DCC-HVCI）和激光选区烧结-真空浸渗（Selective Laser Sintering-Vacuum Impregnation,SLS-VI）在成型高性能复杂形状陶瓷件上有很大的应用前景,且目前用这两种方法成型复杂形状氧化物纤维/陶瓷复合材料的相关报道较少。基于以上现状,本文以SiO2和氧化物纤维中的Al2O3纤维和莫来石纤维作为研究对象,将DCC-HVCI和SLS-VI工艺应用于陶瓷复合材料成型,并结合场发射扫描电镜、X射线分析仪和电子万能材料试验机等表征手段系统地研究了成型试样的微观组织、物相成分及力学性能。结论如下:（1）采用DCC-HVCI方法成功制备了Al2O3（f）/SiO2复合材料。Al2O3（f）/SiO2悬浮液会随着温度的升高快速发生原位固化。一方面通过碘酸钙控制释放Ca2+使浆料中的离子强度增加,压缩陶瓷颗粒的双电层,另一方面使二乙酸甘油酯水解产生乙酸调节浆料的pH使其达到等电点。当pH=11,分散剂四甲基氢氧化铵加入2.5 wt%时,可以在常温下制备固相体积分数为50 vol%,粘度小于1 Pa·s的稳定悬浮液。0-15 wt%Al2O3纤维的加入对浆料的粘度影响不大。在浆料中加入6.5 g/L碘酸钙,1.0 wt%二乙酸甘油酯后,在70℃水浴30 min后浆料会发生原位固化,脱模后得到了形状完整、强度高的陶瓷素坯。由于纤维的断裂和拔出会消耗能量,一定含量的纤维可以显着提高复合材料的强度,在纤维加入量为10 wt%,烧结温度为1350℃时,Al2O3（f）/SiO2复合材料的抗弯强度达到最大值30.3±2.7 MPa。（2）采用SLS-VI方法成功制备了Mullite（f）/SiO2复合材料。在环氧树脂E12的加入量为10 wt%,激光功率7 W,扫描速度2000 mm/s,扫描间距0.13 mm,单层层厚0.13 mm时,可以成型质量良好的莫来石纤维素坯。该素坯经1300℃预烧结后可以成功地将有机物排掉并具有一定的强度。当预烧结后的莫来石纤维坯体在真空条件下放置15 min,由于SLS成型方法的堆积密度较低、预烧结时有机物环氧树脂E12被烧掉留下孔隙及纤维之间有搭接孔,SiO2颗粒可以浸渗入其中。SiO2在1600℃下会形成液相,将莫来石纤维间的缝隙填充和纤维搭接处粘连,使Mullite（f）/SiO2复合材料的抗弯强度提高。随着SiO2浆料固相体积分数的提高,Mullite（f）/SiO2复合材料的抗弯强度先增大后减小,在SiO2浆料固相体积分数为20 vol%时的抗弯强度最高,达到12.2±0.14 MPa。DCC-HVCI和SLS-VI两种近净成型方法可适用于高性能复杂形状氧化物纤维/SiO2复合材料的制备,可以大大缩短成型周期、节约生产成本。因此,这两种成型方法在航空航天等领域具有很大的应用前景,也为其它高性能复杂形状的陶瓷复合材料的制备提供了工艺参考。
郭瑞芬[6]（2018）在《冰模板—浸渗法制备Al基/Al2O3-ZrO2层状复合材料的结构与性能》文中研究指明自然界材料的自组装技术为设计和制备先进结构材料提供了思路。在诸多生物材料中,贝壳较高强韧性及优异耐磨性吸引了众多学者的注意。其优异性能源于软硬相交替排列的纳米级“砖-泥”（brick-and-mortar）结构。基于这一结构的启发,采用冰模板结合浸渗技术制备仿贝壳结构材料引起了学术界的广泛关注。虽然这一技术为仿生层状复合材料的制备提供了新的指导,但文献对影响层状金属-陶瓷复合材料性能的许多关键因素并没有系统研究,如片层的结构,陶瓷片层的致密度以及金属和陶瓷之间的界面反应等。此外,目前对材料性能的研究也仅限于少量的常温力学性能,而很少涉及材料的高温以及摩擦磨损性能。所以仿贝壳结构层状Al基复合材料中涉及的片层结构,界面反应对复合材料性能影响规律及作用机制还需要进一步探索与揭示。在诸多陶瓷中,Al2O3-ZrO2复相陶瓷由于具有高强度,高韧性以及优异的耐磨性等优点被广泛应用。然而,目前采用冰模板结合浸渗技术制备层状Al基/Al2O3-ZrO2复合材料的研究很少,更没有人就二者的组分进行系统研究。显然,最佳的陶瓷组分是获得材料优异性能的关键。因此,本文选用冰模板法制备不同陶瓷含量以及不同Al2O3:ZrO2层状多孔Al2O3-ZrO2陶瓷坯体,优化出最佳坯体制备工艺参数。随后将Al-12Si-10Mg合金作为无压浸渗基体合金,ZL107合金和纯Al作为压力浸渗基体合金,采用两种浸渗技术将上述合金浸渗到该多孔骨架中制备了仿贝壳结构层状Al合金/Al2O3-ZrO2复合材料。通过调整陶瓷成分,含量,坯体结构以控制陶瓷和金属之间的界面反应获得了优异的室温和高温力学性能以及耐摩擦磨损性能,建立了材料成分-结构-性能-机制之间的关系。本文获得的主要研究结果如下:（1）明确了浆料粘度,坯体孔隙率,陶瓷片层厚度以及坯体压缩强度对陶瓷成分和固相含量的依赖性,优化出最佳陶瓷组分（Al2O3:ZrO2（28）3:7）和含量（30 vol.%）。随着氧化铝相对含量的升高,浆料粘度逐渐降低;而坯体孔隙率和陶瓷片层厚度呈现先增大后减小的趋势,在Al2O3:ZrO2（28）5:5时出现最大值。受t-ZrO2到m-ZrO2相变增强和坯体致密度综合作用的影响,同一温度烧结后坯体的压缩强度大致按Al2O3:ZrO2（28）3:7,1:9,9:1,5:5,7:3顺序降低。较高的陶瓷含量导致坯体层状结构不明显,内部产生裂纹从而影响性能,优化出最佳陶瓷固相含量为30 vol.%。高温烧结降低了坯体中t-ZrO2的相对含量,从而削弱了坯体的压缩性能,因而较佳的坯体烧结温度为1450 oC。（2）采用冰模板结合无压浸渗技术制备了仿贝壳结构Al-12Si-10Mg/Al2O3-ZrO2复合材料,并揭示了陶瓷组分和含量以及坯体烧结温度对界面反应和复合材料性能的影响规律。研究发现复合材料很好地遗传了坯体的层状结构,在浸渗过程中,Al-12Si-10Mg合金和Al2O3-ZrO2多孔陶瓷之间发生了多种化学反应,主要产物相为ZrSi2,（Al,Zr,Si）和Al2O3。随着氧化铝含量的增加,受坯体致密度以及坯体内氧化锆含量的综合作用,反应产物相呈现先升高后降低的趋势,而随着坯体烧结温度和陶瓷含量升高,界面反应程度降低。复合材料的压缩强度极大依赖于Al2O3:ZrO2,而受坯体烧结温度的影响较小。总体上,受片层结构、界面反应程度以及大量残余的Zr O2在受载时相变增强增韧的影响,复合材料的压缩性能随坯体中ZrO2含量的增加而升高,而弯曲强度呈现先降低后升高的趋势。弯曲强度在Al2O3:ZrO2（28）5:5时达到最小值。（3）利用冰模板结合压力浸渗技术制备了层状ZL107/Al2O3-ZrO2复合材料,通过调控后续热处理时间获得了优异的室温和高温压缩强度。在850 oC保温60 min时,复合材料在20,150和300 oC测试时最高压缩强度比基体合金分别提高了2,5和12倍。适当的界面反应产物相(Alm,Si1-m)3Zr和ZrSi2可以改善界面结合并作为内生增强相提高复合材料压缩性能,过多且粗大的反应产物则易割裂合金片层造成应力集中从而削弱了复合材料的性能。（4）揭示了陶瓷组分、砂纸粒度以及不同片层取向对层状结构ZL107/Al2O3-ZrO2复合材料干磨粒磨损性能的影响规律并提出了层状复合材料优异耐磨性机制:1)随着Al2O3含量和SiC磨料粒度的增加,复合材料的磨损率显着增加;2)沿着不同方向磨损时,层状复合材料的磨损率展现了明显的各向异性特征,沿着平行于片层方向磨损时耐磨性最好,沿着垂直于片层方向磨损时耐磨性最差;层状复合材料优异的磨损耐磨性可以归结为:在磨损前期,复合材料的“自锐化”效应抵抗了大面积的磨损,而在后期,摩擦膜的形成起到了降低磨损的作用。（5）利用冰模板结合压力浸渗技术制备了层状仿贝壳结构Al/Al2O3-ZrO2复合材料。通过改变陶瓷含量以及坯体的烧结温度调控陶瓷片层致密度以及界面反应程度,获得了高强韧性复合材料,并建立了陶瓷片层致密度-界面反应-力学性能-断裂机制之间关系:在反应体系中,陶瓷片层致密度直接影响了熔体在陶瓷片层内的浸渗以及浸渗后体系的界面反应。随着坯体烧结温度和固相含量的增加,陶瓷片层致密度增加,界面反应生成脆性Al3Zr相程度降低,因而材料的强度和韧性都得到了改善。反应产物Al3Zr的存在促进了初始裂纹的萌生,尤其当Al3Zr在界面连续排列时,它还可以诱导界面在主裂纹形成前发生开裂从而大大削弱了材料的断裂韧性。因而,在反应产物作为有害相条件下,应该尽可能控制界面反应。总之,本文通过两种浸渗技术,详细研究了复合材料的成分-组织结构-性能之间的关系,并揭示了复合材料的断裂和磨损机制。为发展轻质、高强韧、耐磨的层状Al基/Al2O3-ZrO2复合材料提供一定的实验数据与技术参考。
刘梦月[7]（2017）在《0.9Al2O3-0.1TiO2微波介质陶瓷的新型直接凝固注模成型及性能研究》文中提出低介微波介质陶瓷可以减少电信号延迟,被广泛应用于军事、卫星通讯等领域,需求量日益增大。然而目前干压-排胶-烧结-机加工的生产工艺复杂、周期长,只能生产简单形状的器件;由于陶瓷材料的硬脆特性,加工成本一般占总成本的70%以上。直接凝固注模成型可以原位固化成型复杂形状陶瓷素坯,获得均匀的微观组织,而且无需排胶过程,简化了工艺,在微波介质陶瓷成型领域具有巨大的应用潜力。基于以上现状,本文以低介微波介质陶瓷中的0.9Al2O3-0.1TiO2体系作为研究对象,将高价反离子直接凝固成型（DCC-HVCI）和分散剂失效法直接凝固注模成型（DCC-DRM）应用于其成型,并结合场发射扫描电镜、X射线分析仪和网络分析仪等表征手段系统地研究了成型试样的微观组织、物相成分及其介电性能。结论如下:（1）在DCC-HVCI成型0.9Al2O3-0.1TiO2陶瓷方面:加入0.3 wt%柠檬酸铵作为分散剂,制备固相含量在50 vol%以上,粘度小于1Pa·s的稳定悬浮液。随后加入8 g/L碘酸钙,70℃水浴1 h可脱模出形状完整、表面光滑的陶瓷素坯。经1500℃保温4 h后,得到密度为3.62±0.02 g/cm3的0.9Al2O3-0.1TiO2陶瓷。退火消除Al2TiO5有害相后陶瓷的介电性能为εr=11.26±0.06,Q×f=11569±629 GHz,τf=-33.60±0.20ppm/℃,各方面性能均低于干压成型件;（2）在DCC-DRM成型0.9Al2O3-0.1TiO2陶瓷方面:加入0.5 wt%四甲基氢氧化铵作为分散剂,可制备固相含量高达60 vol%,粘度小于1 Pa·s的稳定悬浮液。加入2 vol%二乙酸甲酯,60℃水浴1 h后得到形状完整、表面光滑的陶瓷素坯。固相含量为60 vol%的素坯在1550℃烧结后所得样品的密度最高,为3.82 g/cm3,且介电性能最佳:εr=10.70±0.04,Q×f=27640±446 GHz,τf=-19.33±0.05 ppm/℃,其品质因数较退火后的干压试样提高了24%左右,谐振频率温度系数降低了36%左右。
何娇[8]（2015）在《Y2O3粉体的改性及胶态成型工艺制备Y2O3透明陶瓷》文中研究指明本论文研究适合烧结的Y2O3纳米粉体的预处理技术,研究影响纳米氧化钇粉体胶态成型工艺中水基悬浮液的稳定性和流变学特性的一些因素,为制备大尺寸和复杂形状的透明氧化钇陶瓷奠定理论和实践基础。论文取得如下主要结果:（1）通过使用H2SO4处理实现了商业Y2O3粉体的SO42-添加,获得了具有出色的烧结活性的纳米氧化钇粉体,并明确了 H2SO4的作用机制。发现经过煆烧后,未添加的粉体颗粒具有尖的边缘和平的表面状态,而添加H2SO4可以使粉体有圆的边缘,即呈各向同性,而且经过煅烧后H2SO4处理后得到的粉体有更小的颗粒尺寸和更少的团聚体。添加H2SO4有利于形成促进颗粒粗化的机制,颗粒长大的过程中颗粒相互间的烧结被一定程度抑制;对于未处理的粉体,促进致密化的传质机制起着主导作用,颗粒的粗化和烧结同时发生,在煅烧过程中产生硬团聚的粉体。添加7mol%H2SO4经过煅烧可获得分散良好具有出色的烧结性质的粉体。最佳的H2SO4添加量与在粉体表面实现单层的饱和吸附有关。在添加7mol%H2SO4条件下,当粉体煅烧温度为1100℃,所获得的粉体分散性好,具有高的烧结活性。研究表明,所有添加H2SO4的样品真空烧结后是透明的,而未添加制备出的烧结体是不透明的。添加7 mol%H2SO4经过1100℃锻烧所获得粉体,经过1700℃烧结5 h后得到的烧结体光学透过性最好,1.5 mm厚的样品在800 nm处的透过率可达到～70%。（2）系统研究了柠檬酸铵（TAC）加入比例,悬浮液pH值,固相体积分数等因素对氧化钇悬浮液稳定性和流变性的影响。明确了 TAC对Y2O3悬浮液的稳定机制,发现分散剂TAC的添加使粉体的等电点向酸性方向移动,TAC在粉体表面为单层吸附,饱和吸附量为0.33 mg/m2,最佳用量1 wt%,添加1 wt%TMAH可以进一步改善悬浮液的稳定性。制备出了固相含量大于20 vol%的悬浮液,最高固相含量为35 vol%,离心成型得到的坯体相对密度为28.5%-38.84%。为了增强坯体的致密性,离心成型后得到素坯需经过等静压的处理再进行真空烧结。通过真空烧结制备出了高光学透过性的透明陶瓷,所得到的1.2 mm厚的陶瓷在800 nm处样品的透过率为74.5%。（3）提出通过H3PO4实现氧化钇粉体表面改性从而提高氧化钇悬浮液固相体积分数的方法。未处理的Y2O3悬浮液的pH值在120 min之内从9.34快速增加到10.45,H3PO4处理的粉体悬浮液经过长时间的搅拌,pH一直维持在9.34附近。H3PO4的处理使粉体表面形成一层磷酸盐保护层,因此可以抑制粉体的水解。添加0.5-1.0wt%H3PO4处理的粉体悬浮液的稳定性最好,粘度较低,沉降速率较慢,粒度分布窄。TAC的添加使粉体的等电点向酸性方向移动,在碱性条件下,极大地增加Zeta电位的绝对值。最佳的TAC的添加量为1.5 wt%,素坯的相对密度达到40.06%。悬浮液的分散时间对其稳定性有一定的影响。通过悬浮液粘度随球磨时间的变化,悬浮液的粘度随着球磨时间的增加先减小,在球磨6 h时达到最小,进一步增加球磨时间,悬浮液的粘度又增大。制备出不同固相含量的陶瓷悬浮液,素坯的相对密度为49.24%,微观结构均一,粉体团聚程度较低。经过1600℃在空气中烧结,烧结体的密度可达98.59%,而经过1700℃烧结密度可达到99%。（4）考察了不同的处理方式和不同分散剂对Y2O3悬浮液的稳定性的影响。采用一定工艺的水洗处理,可以实现最好的Y2O3粉体的预处理。与未处理的粉体相比,水洗处理的粉体的悬浮液的粘度有很大程度的降低,而且稳定时间较长,可达到6 h,并且随分散时间的延长,pH的变化较小。分散剂聚甲基丙烯酸铵（A40）、2,3-二羟基苯甲酸、聚乙烯亚铵（PEI）和聚乙烯吡咯烷酮（PVP）分别可以通过不同的稳定机制而不同程度地增强Y2O3悬浮液的稳定性。选择分散剂为A40,添加量为1.3wt%时所制备的Y2O3悬浮液的稳定性能好。该条件制备出不同固相含量的悬浮液,当固含量为37 vol%时,其坯体的密度最高,达到了理论密度的58%。1700℃烧结得到的1.5 mm厚的烧结体在800 nm波长处透过率达到了 36%,实现了透明陶瓷的制备。对坯体进行等静压处理,可以改善烧结体的致密性,烧结后得到的样品的透过率在800 nm波长处透过率达到了71.6%。烧结体具有均一的微观结构。通过凝胶注模成型工艺制备出了复杂形状的透明Y2O3陶瓷,在800 nm处样品的透过率为73%,而在2000 nm处的透过率为78%。这为制备高度透明、大尺寸、复杂形状的Y2O3陶瓷材料奠定了基础。
冀树军[9]（2013）在《有机泡沫浸渍法（PSD）及发泡凝胶法（FGC）制备SiC基泡沫陶瓷过滤材料的研究》文中进行了进一步梳理泡沫陶瓷因其开放的三维网络骨架结构,具有气孔率高、孔径分布广、比表面积大、热传导率低、温度适应性好、耐腐蚀、抗氧化等优点,已广泛用于高温金属熔体过滤净化领域。SiC材料具有良好的抗热震性和化学稳定性,使其成为制造黑色合金及有色高温合金过滤器的首选材料。本研究在比较与总结国内外泡沫陶瓷先进研究成果的基础上,采取有机泡沫浸渍工艺（PSD）及发泡凝胶工艺（FGC）法,结合有机泡沫表面处理、烧结制度优化、磷酸铈、氧化钇增韧等手段,实验室制备SiC基泡沫陶瓷,并对制品性能进行了分析研究。1)采用PSD法制备SiC泡沫陶瓷,研究了浆料制备过程中硅溶胶对于浆料流变性能的影响,优化了浆料制备工艺。①固含量为55vo1%的SiC混合浆料,加入硅溶胶后,RSH值均随pH值增加呈降低趋势,硅溶胶含量为8wt%、 pH=10.3时,RSH值最低,分散效果最佳。最佳的固液比是55-60vo1%；②球磨时间-粘度曲线表明：高能球磨时间为60-90min,可获得较好的触变性及流动性。2)采用NaOH溶液、CMC、SDS及硅溶胶三种溶液对有机聚氨酯泡沫表面进行处理,改善其表面粗糙度及挂浆性能。①采用15wt%NaOH溶液,60℃下对聚氨酯泡沫水解40min,可在保持聚氨酯泡沫弹性的前提下,有效增加孔筋表面的粗糙度,并有效去除孔筋间膜。②CMC、SDS及硅溶胶的浸泡处理均可有效改善聚氨酯泡沫表面的亲水性,增加其挂浆性能。其中35wt%硅溶胶的改善效果最好,单位重量泡沫挂浆量可达30.7g/g。③对于固含量为60vol%的混合浆料,最佳的排浆挤压比为1/5。3)制定了优化烧结曲线。采用优化曲线,终点温度为1550℃、1650℃、1750℃、1850℃的烧结体的抗弯强度分别达到1.826Mpa、2.434Mpa、3.175Mpa、3.713Mpa,断裂韧性分别达到2.21MPa·m1/2、2.77MPa·m1/2、3.23MPa·m1/2和3.56MPa.m1/2；抗弯强度和断裂韧性的增幅在1550℃C-1650℃温度段均达到最大值。同样的终点烧结温度（1750℃）,优化曲线的抗弯强度、断裂韧性分别比工业曲线提高18.8%和42.9%。XRD与SEM分析表明,基体的强化作用主要源自刚玉的致密化团聚、SiO2的充分相变、液相的致密化作用、SiC氧化效应以及莫来石的增强作用。4)采用CeP04作为改性剂,在保证抗弯强度不受较大影响的前提下,提高制品的断裂韧性。①水热合成的无定形产物Ce1-x/3（P04）1-x（HPO4）x.nH2O在温度升高时,经历一系列相变,最终在1200℃后转变为稳定的m-CePO4.②在SiC混合浆料中添加1200℃煅烧CePO4粉体,CePO4添加量一定时,抗弯强度及断裂韧性均随终点烧结温度的提高而提高,其中1300～1400℃温度段增幅最大。而同一烧结温度下,断裂韧性先随CePO4添加量的增加而增大,达到峰值后,又呈下降趋势。③添加110℃CePO4干燥粉体,烧结体抗弯强度及断裂韧性均随终点烧结温度的升高而增加。其中抗弯强度在1200～1400℃区间的强度增幅较大,断裂韧性在1200～1300℃区间的增幅最大。比较同温度下添加1200℃煅烧粉末的烧结体,其抗弯强度及断裂韧性均有所提高,其中1200℃烧结体抗弯强度增幅最大,1500℃增幅最小,即烧结温度越高,强度差别越小；其在1300℃时断裂韧性增幅最大。5)采用FGC工艺制备SiC泡沫陶瓷。研究了木钠分散剂对于"AM-MBAM"氧化还原体系浆料流变性能的影响,以及pH值、引发剂含量、初始温度等对聚合凝胶反应效率的影响,确定了浆料优化成型工艺。①木钠分散剂含量为0.20～0.25wt%时,浆料的粘度及触变性较符合注模要求；对于固含量70vol%的浆料,当pH=11.5、分散剂含量为0.25wt%时,Zeta电位负值达到最大。②强碱环境下,凝胶效率及强度极低；强酸环境下,陶瓷聚合网络恶化,坯体强度降低。当pH值在3～10之间变化时,由于催化滞后所导致的温和凝胶对于坯体均匀成型最为有利。③引发剂过少,自由基数量太少,难以引发大面积凝胶反应,固化时间长,坯体强度低；引发剂含量过高,升温过快,反应时间短,浆料迅速固化,不利于料浆注模,且易破坏泡沫网络结构。④研究了初始温度对于引发剂含量为0.3wt%、pH=8.23的浆料的聚合反应效率的影响；分析了初始温度对引发剂分解率、单体与生长链扩散、笼子效应等因素的影响。结合坯体照片,确定了最佳初始温度。⑤当搅拌速度为35r/s的烧结试样,气孔率达到85.7%的同时,体积密度也较高,满足过滤器要求。6)研究了多种因素对于以氧化钇、刚玉为助烧剂,以明胶为胶凝剂,THAM为分散剂,Tween80为发泡剂的SiC混合浆料的流变性能影响。①有机强碱THAM添加量达到1.52wt%时,其分散、降粘效果达到最佳。刚玉和氧化钇添加可使SiC浆料等电点向碱性方向偏移。②粘度-剪切速率曲线表明：固含量越高,同一剪切速率下粘度越高,浆料流动性越差；而固含量过低时,虽然浆料粘度下降,流动性改善,但泡沫陶瓷孔筋网络强度受到消弱。③明胶含量-浆料粘度曲线表明,明胶含量越高,粘度曲线平滑性越差,流动性越差。④搅拌速度对泡沫陶瓷孔型、孔径分布、气孔率等有显着影响。30r/s、40r/s两种搅拌速率下所得泡沫陶瓷的开口气孔率分别为76%与90%。平均孔径分别为200μm及120μm,孔径分布范围分别为50～800μm和25～400μm。⑤刚玉与氧化钇可促使基体高温相变,产生大量液相和莫来石针状晶体,促进了基体致密化烧结。烧结温度过高时,大量低粘度液相的产生加速了SiC表面氧化和较多难以排出的气体生成,并为粗大柱状晶体长成提供了条件,从而影响基体的力学性能。
袁彪[10]（2011）在《凝胶注模SiC-AlN复相陶瓷的制备工艺与性能研究》文中研究说明碳化硅陶瓷因具有高温强度高、比重轻、高热导率、抗氧化、耐化学腐蚀、耐磨损性好、热膨胀系数小等优良特性,在国民经济领域获得广泛的应用。但碳化硅的共价键合很强,晶界能和表面能之比过高,扩散系数低,很难制备出致密的烧结体。由于AlN和SiC材料在原子尺寸、晶体结构上非常相似,能在1800～2100℃的温度范围内形成固溶体,有效地改善材料的力学性能和微观组织结构。本文以SiC、AlN和Y2O3为原料,成分以SiC为主体,AlN含量在7wt%～20wt%,添加剂Y2O3含量为3wt%,采用凝胶注模成型的方法制备SiC-AlN复相陶瓷。系统地研究了浆料制备工艺条件对流变学性能的影响规律;单体含量、固相体积分数对坯体性能的影响规律及坯体排胶工艺;进而研究了成分配比、烧结温度、固相含量对SiC-AlN复相陶瓷的显微组织结构和性能的影响规律。结果表明:由于AlN成分较少,AlN的水解对凝胶注模成型的影响在可接受范围之内,水解产物在烧结过程中可作为烧结助剂促进致密化。通过对SiC-AlN浆料流变学性能研究得到最佳工艺参数:PH值13.00～13.10,分散剂含量0.2wt%,单体AM含量5wt%,混料时间10h,可制备出流动性较好,固相体积分数40vol%的SiC-AlN浆料。另外,AlN含量过多,水解程度增大,浆料稳定性恶化。单体含量和固相体积分数越高,坯体强度也越高,可对其进行机加工。但同时也造成坯体成分不均匀,排胶时易出现变形开裂。单体含量5wt%,固相体积分数40vol%,所制备的坯体抗弯强度14.2MPa,收缩率3.4%,致密度42.2%,可满足凝胶注模成型坯体的要求。坯体表面喷洒质量分数20wt%的聚乙二醇（PEG）溶液,可大大减轻表面起皮现象。通过对坯体TG/DTA热分析,最终制定坯体排胶制度:1.5℃/min升至600℃,保温2h,最后随炉冷却至室温。随着AlN含量的增加,SiC-AlN固溶体增加,晶粒细化,断裂方式由穿晶断裂过渡至沿晶断裂,裂纹扩展产生绕道与偏转效应,材料的力学性能大为改善。AlN含量为12wt%时,复相陶瓷密度、抗弯强度、断裂韧性和弹性模量分别为2.94g/cm3,329.5MPa,5.49MPa·m1/2,299.6GPa。AlN进一步增加,复相陶瓷由于失重率较高,坯体成分不均而导致力学性能下降。而烧结温度的提高,也导致SiC-AlN复相陶瓷力学性能也大幅提高。当烧结温度为2050℃时,AlN含量10wt%,其密度、抗弯强度,断裂韧性,弹性模量分别达到2.95g/cm3,365.8MPa,5.31 MPa·m1/2,308.9GPa。随着固相含量的增加,SiC-AlN复相陶瓷的力学性能相应提高。烧结温度不变,AlN含量一定,不同固相含量的复相陶瓷中的固溶体含量在中基本不变。在一定范围内,AlN含量和烧结温度越高,生成的固溶体越多。经过高达1000℃的热震后,SiC-AlN复相陶瓷残余抗弯强度大幅下降,热震前后断口形貌显着改变,表面有氧化膜的形成,且AlN含量越多,表面氧化膜越致密。
二、Cr_2O_3/SiC(M,Y)-Al_2O_3系稳定的低粘度高固相含量悬浮体的制备（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、Cr_2O_3/SiC(M,Y)-Al_2O_3系稳定的低粘度高固相含量悬浮体的制备（论文提纲范文）
（1）A型夹层结构Si3N4聚空心球陶瓷的制备及其性能研究（论文提纲范文）
| 摘要 |
| Abstract |
| 第一章 绪论 |
| 1.1 研究背景 |
| 1.2 Si_3N_4陶瓷材料介绍 |
| 1.3 多孔Si_3N_4陶瓷的常用制备方法 |
| 1.4 直接凝固注模成型技术 |
| 1.5 激光选区烧结成形技术 |
| 1.6 课题来源、研究目的、意义和主要研究内容 |
| 第二章 实验材料及方法 |
| 2.1 实验原料及设备 |
| 2.2 实验方案 |
| 2.3 性能表征 |
| 第三章 DCC工艺制备芯层Si_3N_4聚空心球陶瓷及性能研究 |
| 3.1 引言 |
| 3.2 实验过程 |
| 3.3 化学共沉淀法制备烧结助剂包覆Si_3N_4聚空心球粉体 |
| 3.4 DCC成型Si_3N_4聚空心球陶瓷的微观结构与性能 |
| 3.5 本章小结 |
| 第四章 DCC复合浸渗工艺制备夹层结构Si_3N_4聚空心球陶瓷及其性能研究 |
| 4.1 引言 |
| 4.2 实验过程 |
| 4.3 浸渗浆料的制备及基体预处理工艺对浸渗性能的影响 |
| 4.4 浸渗工艺参数对夹层结构Si_3N_4聚空心球陶瓷性能影响 |
| 4.5 本章小结 |
| 第五章 SLS制备芯层Si_3N_4聚空心球陶瓷及其性能研究 |
| 5.1 引言 |
| 5.2 实验过程 |
| 5.3 SLS成形工艺参数对Si_3N_4聚空心球陶瓷素坯性能的影响 |
| 5.4 热处理工艺对芯层Si_3N_4聚空心球陶瓷性能的影响 |
| 5.5 本章小结 |
| 第六章 结论与展望 |
| 6.1 结论 |
| 6.2 展望 |
| 致谢 |
| 参考文献 |
| 附录1 攻读硕士学位期间主要的研究成果 |
| 1.学术论文 |
| 2.国家发明专利 |
| 附录2 攻读硕士学位期间所获奖励 |
（2）溶胶-凝胶原位制备陶瓷结合剂砂轮的研究（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 陶瓷结合剂 |
| 1.2.1 陶瓷结合剂简介 |
| 1.2.2 陶瓷结合剂制备工艺 |
| 1.3 碳化硅 |
| 1.3.1 碳化硅的物质性能 |
| 1.3.2 碳化硅微粉的磨削用途 |
| 1.4 溶胶-凝胶法 |
| 1.4.1 溶胶-凝胶法简述 |
| 1.4.2 溶胶-凝胶法基本原理 |
| 1.4.3 溶胶-凝胶法特点 |
| 1.4.4 溶胶稳定性影响因素 |
| 1.5 超细粉体颗粒分散 |
| 1.6 陶瓷原位凝固成型 |
| 1.7 本课题主要研究内容 |
| 第2章 实验 |
| 2.1 实验材料与设备 |
| 2.1.1 材料选择与作用 |
| 2.1.2 实验设备与仪器 |
| 2.2 制备工艺 |
| 2.2.1 粉体陶瓷结合剂制备工艺 |
| 2.2.2 液体陶瓷结合剂的制备工艺 |
| 2.2.3 结合剂试样的制备与烧结 |
| 2.2.4 溶胶-凝胶法陶瓷碳化硅砂轮的制备 |
| 2.2.5 粉体法陶瓷碳化硅砂轮的制备 |
| 2.4 性能测试与表征 |
| 2.4.1 粒度分析 |
| 2.4.2 pH值测定 |
| 2.4.3 粘度测试 |
| 2.4.4 凝胶时间测定 |
| 2.4.5 结合剂综合热分析 |
| 2.4.6 结合剂耐火度测定 |
| 2.4.7 结合剂流动性测定 |
| 2.4.8 结合剂热膨胀系数测定 |
| 2.4.9 结合剂XRD分析 |
| 2.4.10 抗弯强度测定 |
| 2.4.11 硬度测定 |
| 2.4.12 结合剂FTIR分析 |
| 2.4.13 陶瓷结合剂砂轮磨削性能测试 |
| 第3章 陶瓷结合剂的性能研究 |
| 3.1 引言 |
| 3.2 溶胶陶瓷结合剂的性能 |
| 3.2.1 电解质对溶胶性能的影响 |
| 3.2.2 pH值对多组分溶胶性能的影响 |
| 3.2.3 温度对溶胶体系凝胶时间的影响 |
| 3.2.4 陶瓷结合剂干凝胶的热性能 |
| 3.2.5 陶瓷结合剂的结构与组成 |
| 3.3 制备工艺对陶瓷结合剂结构与性能的影响 |
| 3.3.1 结合剂耐火度 |
| 3.3.2 结合剂流动性 |
| 3.3.3 结合剂的物相组成 |
| 3.3.4 结合剂的断面微观形貌 |
| 3.3.5 结合剂性能 |
| 3.4 本章小结 |
| 第4章 SiC/陶瓷浆料及其坯体性能研究 |
| 4.1 前言 |
| 4.2 SiC/陶瓷浆料的流变特性 |
| 4.2.1 固相含量对SiC/陶瓷浆料流变特性的影响 |
| 4.2.2 分散剂对SiC/陶瓷浆料流变特性的影响 |
| 4.2.3 真空除气对SiC/陶瓷浆料流变特性的影响 |
| 4.2.4 温度对SiC/陶瓷浆料流变特性的影响 |
| 4.3 SiC/陶瓷坯体的性能研究 |
| 4.3.1 浆料固相含量对成型坯体干燥收缩率的影响 |
| 4.3.2 浆料固相含量对成型坯体密度的影响 |
| 4.3.3 浆料真空除气对成型坯体性能的影响 |
| 4.3.4 干燥工艺对成型坯体的影响 |
| 4.4 本章小结 |
| 第5章 SiC/陶瓷复合烧结体性能的研究 |
| 5.1 前言 |
| 5.2 浆料固相含量对SiC/陶瓷复合烧结体的影响 |
| 5.2.1 浆料固相含量对烧结体气孔率的影响 |
| 5.2.2 浆料固相含量对烧结体抗弯强度的影响 |
| 5.2.3 烧结体的微观形貌 |
| 5.3 分散剂对SiC/陶瓷复合烧结体的影响 |
| 5.3.1 分散剂对烧结体密度的影响 |
| 5.3.2 分散剂对烧结体微观形貌的影响 |
| 5.4 浆料真空除气对SiC/陶瓷复合烧结体的影响 |
| 5.4.1 烧结体的力学性能 |
| 5.4.2 烧结体的显微结构 |
| 5.5 陶瓷碳化硅砂轮的性能表征 |
| 5.5.1 陶瓷碳化硅砂轮的断面微观形貌 |
| 5.5.2 陶瓷碳化硅砂轮的性能测试 |
| 5.5.3陶瓷碳化硅砂轮的磨削实验 |
| 5.6 本章小结 |
| 结论 |
| 参考文献 |
| 致谢 |
| 附录A 攻读硕士期间所发表的论文目录 |
（3）预烧粉结合Isobam基凝胶注模成型低收缩氧化铝陶瓷的研究（论文提纲范文）
| 摘要 |
| abstract |
| 第一章 绪论 |
| 1.1 引言 |
| 1.2 凝胶注模成型工艺研究综述 |
| 1.2.1 凝胶注摸成型工艺简介 |
| 1.2.2 凝胶注模成型工艺研究进展 |
| 1.2.3 凝胶注模成型工艺的应用 |
| 1.3 氧化铝陶瓷概述 |
| 1.3.1 氧化铝陶瓷的类型 |
| 1.3.2 氧化铝的晶型 |
| 1.3.3 氧化铝陶瓷的性能与应用 |
| 1.3.4 氧化铝陶瓷成型工艺 |
| 1.4 低收缩陶瓷常用制备方法 |
| 1.4.1 反应烧结法 |
| 1.4.3 预烧粉填充法 |
| 1.5 课题的提出及研究内容 |
| 1.5.1 课题的提出及研究意义 |
| 1.5.2 研究内容 |
| 第二章 氧化铝-Isobam基凝胶注模成型工艺的优化 |
| 2.1 引言 |
| 2.2 实验内容与方法 |
| 2.2.1 实验原料及设备 |
| 2.2.2 样品制备过程 |
| 2.2.3 分析与表征 |
| 2.3 结果与讨论 |
| 2.3.1 羧酸对氧化铝悬浮体Zeta电位的影响 |
| 2.3.2 羧酸对氧化铝悬浮体粘度的影响 |
| 2.3.3 羧酸对氧化铝陶瓷湿坯力学性能的影响 |
| 2.3.4 氧化铝陶瓷力学性能 |
| 2.4 本章小结 |
| 第三章 预烧氧化铝粉的制备与性质研究 |
| 3.1 引言 |
| 3.2 实验内容与方法 |
| 3.2.1 实验原料及设备 |
| 3.2.2 样品制备过程 |
| 3.2.3 分析与表征 |
| 3.3 结果与讨论 |
| 3.3.1 预烧温度对预烧氧化铝粉收缩率的影响 |
| 3.3.2 球磨时间对预烧氧化铝粉粒径的影响 |
| 3.3.3 预烧温度对预烧氧化铝粉微观形貌的影响 |
| 3.4 本章小结 |
| 第四章 低收缩氧化铝陶瓷的制备与性能的研究 |
| 4.1 引言 |
| 4.2 实验内容与方法 |
| 4.2.1 实验原料及设备 |
| 4.2.2 样品制备过程 |
| 4.2.3 分析与表征 |
| 4.3 结果与讨论 |
| 4.3.1 预烧氧化铝粉对低收缩氧化铝陶瓷悬浮体粘度的影响 |
| 4.3.2 预烧氧化铝粉对低收缩氧化铝陶瓷力学性能的影响 |
| 4.3.3 预烧氧化铝粉对低收缩氧化铝陶瓷微观结构的影响 |
| 4.4 本章小结 |
| 第五章 全文总结与展望 |
| 5.1 全文总结 |
| 5.2 展望 |
| 参考文献 |
| 攻读硕士学位期间发表的论文及所取得的研究成果 |
| 致谢 |
（4）纳米TiO2表面性质和表面活性剂对纳米流体物性的影响（论文提纲范文）
| 摘要 |
| Abstract |
| 主要符号表 |
| 第1章 绪论 |
| 1.1 课题背景及研究的目的和意义 |
| 1.2 纳米流体的研究现状 |
| 1.2.1 纳米流体体系的研究现状 |
| 1.2.2 纳米流体的制备方法 |
| 1.2.3 纳米流体的稳定性 |
| 1.2.4 纳米流体的应用现状 |
| 1.3 纳米流体表面张力的研究现状 |
| 1.4 纳米流体粘度的研究现状 |
| 1.4.1 纳米流体粘度的研究现状 |
| 1.4.2 纳米流体粘度模型的研究现状 |
| 1.5 二氧化钛-水纳米流体的表面张力和粘度研究现状 |
| 1.6 表面活性剂对流体粘度的影响 |
| 1.7 本文的研究内容 |
| 第2章 实验方法 |
| 2.1 实验试剂 |
| 2.2 实验仪器设备 |
| 2.3 实验方法 |
| 2.3.1 纳米流体制备方法 |
| 2.3.2 含表面活性剂的纳米流体的制备方法 |
| 2.3.3 纳米流体表面张力测量方法 |
| 2.3.4 纳米流体粘度测量方法 |
| 2.3.5 Zeta电位测量方法 |
| 2.4 本章小结 |
| 第3章 纳米TiO_2表面性质对纳米流体表面张力的影响 |
| 3.1 前言 |
| 3.2 实验方法 |
| 3.3 实验结果 |
| 3.3.1 温度对纳米流体表面张力的影响 |
| 3.3.2 纳米二氧化钛添加量对纳米流体表面张力的影响 |
| 3.3.3 纳米二氧化钛亲水性/亲油性对纳米流体表面张力的影响 |
| 3.4 讨论 |
| 3.4.1 温度对纳米流体表面张力的影响 |
| 3.4.2 纳米颗粒浓度对纳米流体表面张力的影响 |
| 3.4.3 纳米颗粒亲水性对纳米流体表面张力的影响 |
| 3.5 本章小结 |
| 第4章 纳米TiO_2表面性质对纳米流体粘度的影响 |
| 4.1 前言 |
| 4.2 实验方法 |
| 4.3 实验结果 |
| 4.3.1 温度对纳米流体粘度的影响 |
| 4.3.2 纳米TiO_2添加量对纳米流体粘度的影响 |
| 4.3.3 纳米TiO_2亲水性/亲油性对纳米流体粘度的影响 |
| 4.4 讨论 |
| 4.4.1 温度对纳米流体粘度的影响 |
| 4.4.2 纳米颗粒添加量对纳米流体粘度的影响 |
| 4.4.3 纳米颗粒亲水性/亲油性对纳米流体粘度的影响 |
| 4.5 本章小结 |
| 第5章 表面活性剂对流体粘度的影响 |
| 5.1 引言 |
| 5.2 实验方法 |
| 5.3 实验结果 |
| 5.3.1 不同温度下表面活性剂对去离子水粘度的影响 |
| 5.3.2 表面活性剂对TiO_2-水纳米流体粘度的影响 |
| 5.3.3 表面活性剂对亲水性不同的TiO_2-水纳米流体粘度的影响 |
| 5.4 讨论 |
| 5.4.1 表面活性剂对去离子水粘度的影响 |
| 5.4.2 表面活性剂对TiO_2-水纳米流体粘度的影响 |
| 5.5 本章小结 |
| 第6章 表面活性剂对纳米流体粘度影响的模型研究 |
| 6.1 前言 |
| 6.2 表面活性剂对纳米流体粘度数学模型的影响 |
| 6.3 本章小结 |
| 第7章 等电点对纳米流体粘度的影响 |
| 7.1 前言 |
| 7.2 实验方法 |
| 7.3 纳米流体的零电荷电位 |
| 7.4 本章小结 |
| 第8章 结论与展望 |
| 8.1 主要结论 |
| 8.2 创新点 |
| 8.3 展望 |
| 参考文献 |
| 攻读博士学位期间发表的论文及其它成果 |
| 攻读博士学位期间参加的科研工作 |
| 致谢 |
| 作者简介 |
（5）氧化物纤维/SiO2复合材料的近净成型及性能研究（论文提纲范文）
| 摘要 |
| Abstract |
| 1 绪论 |
| 1.1 研究背景 |
| 1.2 氧化物纤维/SiO_2复合材料 |
| 1.3 陶瓷近净成型工艺 |
| 1.4 课题来源、研究目的与意义、研究内容 |
| 2 实验内容及方法 |
| 2.1 实验材料制备及设备 |
| 2.2 实验流程 |
| 2.3 性能表征 |
| 3 高价反离子直接凝固注模成型Al_2O_(3(f))/SiO_2复合材料及性能研究 |
| 3.1 引言 |
| 3.2 实验过程 |
| 3.3 Al_2O_(3(f))/SiO_2复合材料素坯的制备 |
| 3.4 Al_2O_(3(f))/SiO_2复合材料的性能分析 |
| 3.5 本章小结 |
| 4 激光选区烧结-真空浸渗成型Mullite_(f)/SiO_2复合材料及性能研究 |
| 4.1 引言 |
| 4.2 实验过程 |
| 4.3 Mullite_(f)/SiO_2复合材料素坯的制备 |
| 4.4 Mullite_(f)/SiO_2复合材料的性能分析 |
| 4.5 本章小结 |
| 5 总结与展望 |
| 5.1 总结 |
| 5.2 课题展望 |
| 致谢 |
| 参考文献 |
| 附录1 攻读硕士学位期间主要的研究成果 |
| A、期刊论文 |
| B、发明专利 |
| 附录2 攻读硕士学位期间所获奖励 |
（6）冰模板—浸渗法制备Al基/Al2O3-ZrO2层状复合材料的结构与性能（论文提纲范文）
| 摘要 |
| Abstract |
| 第1章 绪论 |
| 1.1 选题意义 |
| 1.2 国内外研究现状 |
| 1.2.1 贝壳及仿贝壳材料研究现状 |
| 1.2.1.1 贝壳的结构和性能 |
| 1.2.1.2 仿贝壳材料的研究现状 |
| 1.2.2 冰模板制备层状多孔材料的研究 |
| 1.2.2.1 冰模板制备层状多孔坯体原理 |
| 1.2.2.2 冰模板制备多孔材料的影响因素 |
| 1.2.2.3 层状多孔Al_2O_3-ZrO_2坯体的国内外研究现状 |
| 1.2.3 层状金属-陶瓷复合材料的制备技术 |
| 1.2.3.1 无压浸渗技术 |
| 1.2.3.2 压力浸渗技术 |
| 1.2.4 冰模板制备层状复合材料的国内外研究现状 |
| 1.2.5 层状复合材料力学性能以及强韧化机制 |
| 1.2.6 层状复合材料摩擦磨损机制 |
| 1.3 本课题的研究内容 |
| 第2章 实验方法 |
| 2.1 实验材料 |
| 2.1.1 坯体制备用原材料 |
| 2.1.2 合金材料 |
| 2.2 工艺流程 |
| 2.3 实验过程 |
| 2.3.1 层状Al_2O_3-ZrO_2坯体制备 |
| 2.3.2 润湿性测试 |
| 2.3.3 金属熔体向多孔陶瓷坯体内浸渗 |
| 2.3.3.1 无压浸渗技术 |
| 2.3.3.2 压力浸渗技术 |
| 2.3.4 复合材料热处理 |
| 2.4 材料性能表征 |
| 2.4.1 浆料流变性测试 |
| 2.4.2 陶瓷坯体孔隙率和致密度的测试 |
| 2.4.3 复合材料的密度以及孔隙率测试 |
| 2.4.4 坯体结构分析 |
| 2.4.5 复合材料结构分析 |
| 2.4.6 物相分析 |
| 2.4.7 弹性模量测试 |
| 2.4.8 压缩强度测试 |
| 2.4.9 弯曲强度测试 |
| 2.4.10 断裂韧性测试 |
| 2.4.11 复合材料的磨损性能测试 |
| 2.4.12 复合材料的磨损形貌分析 |
| 2.4.13 复合材料的纳米压痕硬度测试 |
| 第3章 层状Al_2O_3-ZrO_2坯体的制备 |
| 3.1 引言 |
| 3.2 浆料流变性 |
| 3.2.1 陶瓷成分对浆料流变性的影响 |
| 3.2.2 固相含量对浆料流变性的影响 |
| 3.3 坯体结构 |
| 3.3.1 陶瓷成分对坯体结构影响 |
| 3.3.2 陶瓷烧结温度对坯体结构影响 |
| 3.3.3 陶瓷初始固相含量对坯体结构的影响 |
| 3.4 坯体性能 |
| 3.4.1 陶瓷成分和烧结温度对坯体性能的影响 |
| 3.4.2 陶瓷初始固相含量对坯体性能的影响 |
| 3.5 层状多孔陶瓷的压缩断裂机制 |
| 3.6 本章小结 |
| 第4章 无压浸渗法制备层状Al-12Si-10Mg/Al_2O_3-ZrO_2复合材料 |
| 4.1 引言 |
| 4.2 复合材料结构 |
| 4.2.1 陶瓷成分对复合材料结构的影响 |
| 4.2.2 陶瓷固相含量对复合材料结构的影响 |
| 4.2.3 坯体烧结温度对复合材料结构的影响 |
| 4.3 复合材料性能 |
| 4.3.1 陶瓷成分对复合材料性能的影响 |
| 4.3.2 陶瓷固相含量对复合材料性能的影响 |
| 4.3.3 坯体烧结温度对复合材料性能的影响 |
| 4.4 复合材料断裂机制 |
| 4.4.1 复合材料的压缩断裂机制 |
| 4.4.2 复合材料的弯曲断裂机制 |
| 4.5 本章小结 |
| 第5章 压力浸渗法制备层状ZL107/Al_2O_3-ZrO_2复合材料 |
| 5.1 引言 |
| 5.2 润湿性测试 |
| 5.3 复合材料结构和力学性能 |
| 5.3.1 浸渗压力对复合材料结构和性能的影响 |
| 5.3.2 热处理对复合材料结构和性能的影响 |
| 5.3.2.1 热处理时间对复合材料结构的影响 |
| 5.3.2.2 热处理时间对复合材料性能的影响 |
| 5.3.3 陶瓷成分对复合材料结构和性能的影响 |
| 5.3.3.1 陶瓷成分对复合材料结构的影响 |
| 5.3.3.2 陶瓷成分对复合材料性能的影响 |
| 5.3.4 复合材料各向异性压缩断裂机制分析 |
| 5.4 复合材料干磨粒磨损性能 |
| 5.4.1 复合材料磨损率 |
| 5.4.2 复合材料磨损面形貌 |
| 5.4.2.1 磨损方向对磨损面形貌的影响 |
| 5.4.2.2 陶瓷成分对磨损面形貌的影响 |
| 5.4.2.3 砂纸粒度对磨损面形貌的影响 |
| 5.4.3 层状复合材料磨损机制 |
| 5.5 本章小结 |
| 第6章 压力浸渗法制备层状Al/Al_2O_3-ZrO_2复合材料 |
| 6.1 引言 |
| 6.2 复合材料的结构 |
| 6.2.1 不同陶瓷含量复合材料的结构 |
| 6.2.2 不同陶瓷层致密度复合材料的结构 |
| 6.2.3 陶瓷片层致密度对熔体浸渗和复合材料结构的影响 |
| 6.3 复合材料的性能 |
| 6.3.1 不同陶瓷含量复合材料的性能 |
| 6.3.2 不同陶瓷层致密度复合材料的性能 |
| 6.4 断口形貌 |
| 6.5 复合材料的结构和性能之间的关系 |
| 6.6 断裂机制分析 |
| 6.7 本章小结 |
| 第7章 结论 |
| 参考文献 |
| 作者简介及在攻读博士期间所取得的科研成果 |
| 致谢 |
（7）0.9Al2O3-0.1TiO2微波介质陶瓷的新型直接凝固注模成型及性能研究（论文提纲范文）
| 摘要 |
| Abstract |
| 1 绪论 |
| 1.1 引言 |
| 1.2 低介微波介质陶瓷 |
| 1.2.1 微波介质陶瓷的介电性能 |
| 1.2.2 低介微波介质陶瓷 |
| 1.3 陶瓷成型工艺 |
| 1.3.1 传统陶瓷成型工艺 |
| 1.3.2 先进陶瓷胶态成型工艺 |
| 1.3.3 直接凝固注模成型的原理及研究现状 |
| 1.4 课题背景及研究内容 |
| 1.4.1 课题背景 |
| 1.4.2 研究内容 |
| 2 实验材料制备及表征方法 |
| 2.1 实验原料及设备 |
| 2.2 实验过程 |
| 2.3 测试样的制备 |
| 2.4 性能表征 |
| 3 高价反离子直接凝固注模成型0.9Al_2O_3-0.1TiO_2微波介质陶瓷及性能研究 |
| 3.1 概述 |
| 3.2 高固相含量、低粘度悬浮体的制备 |
| 3.2.1 TAC对0.9Al_2O_3-0.1TiO_2悬浮体Zeta电位的影响 |
| 3.2.2 TAC对0.9Al_2O_3-0.1TiO_2悬浮体流变性能的影响 |
| 3.2.3 固相含量对0.9Al_2O_3-0.1TiO_2悬浮体粘度的影响 |
| 3.3 高价反离子的可控释放及悬浮体的固化成型 |
| 3.4 固化坯体及烧结体的性能 |
| 3.4.1 固化坯体的微观结构 |
| 3.4.2 烧结工艺对陶瓷试样微观结构的影响 |
| 3.4.3 烧结体的物相成分分析 |
| 3.4.4 烧结体的密度及介电性能分析 |
| 3.5 本章小结 |
| 4 分散剂失效法直接凝固注模成型0.9Al_2O_3-0.1TiO_2微波介质陶瓷及其性能研究 |
| 4.1 概述 |
| 4.2 高固相含量、低粘度悬浮体的制备 |
| 4.2.1 TMAOH对0.9Al_2O_3-0.1TiO_2悬浮体Zeta电位的影响 |
| 4.2.2 TMAOH对0.9Al_2O_3-0.1TiO_2悬浮体粘度的影响 |
| 4.2.3 固相含量对0.9Al_2O_3-0.1TiO_2悬浮体流变性能的影响 |
| 4.3 0.9A1_2O_3-0.1TiO_2悬浮体的固化成型 |
| 4.3.1 GDA的加入量对固化的影响 |
| 4.3.2 水浴温度对固化的影响 |
| 4.4 固化坯体及烧结体的性能 |
| 4.4.1 固化坯体的微观结构 |
| 4.4.2 烧结工艺及固相含量对陶瓷试样微观结构的影响 |
| 4.4.3 烧结体的物相成分分析 |
| 4.4.4 烧结体的密度及介电性能分析 |
| 4.5 本章小结 |
| 5 总结与展望 |
| 5.1 全文总结 |
| 5.2 课题展望 |
| 致谢 |
| 参考文献 |
| 附录1 攻读硕士学位期间主要的研究成果 |
| 附录2 攻读硕士学位期间所获奖励 |
（8）Y2O3粉体的改性及胶态成型工艺制备Y2O3透明陶瓷（论文提纲范文）
| 摘要 |
| Abstract |
| 第1章 绪论 |
| 1.1 引言 |
| 1.2 透明陶瓷的概述 |
| 1.2.1 影响陶瓷透光性的因素 |
| 1.2.2 透明陶瓷的应用 |
| 1.3 氧化钇透明陶瓷 |
| 1.3.1 氧化钇透明陶瓷的性质及其应用 |
| 1.3.2 氧化钇透明陶瓷的研究进展 |
| 1.4 陶瓷成型技术 |
| 1.4.1 干法成型 |
| 1.4.2 塑性成型 |
| 1.4.3 胶态成型 |
| 1.5 胶态成型的理论基础 |
| 1.5.1 胶体稳定的DLVO理论 |
| 1.5.2 位阻稳定 |
| 1.5.3 空位稳定理论 |
| 1.5.4 悬浮液流变性理论 |
| 1.6 稳定的陶瓷悬浮液制备方法 |
| 1.7 Y_2O_3粉体胶态成型研究进展 |
| 1.8 本论文研究目的及内容 |
| 第2章 硫酸预处理粉体对氧化钇透明陶瓷制备的影响 |
| 2.1 引言 |
| 2.2 实验过程 |
| 2.2.1 实验原料 |
| 2.2.2 实验仪器及设备 |
| 2.2.3 样品的合成 |
| 2.2.4 样品的表征 |
| 2.3 结果与讨论 |
| 2.3.1 H_2SO_4处理对Y_2O_3粉体微结构的影响 |
| 2.3.2 粉体煅烧温度的影响 |
| 2.4 本章小结 |
| 第3章 纳米Y_2O_3水基悬浮液的分散稳定性及胶态成型制备透明Y_2O_3陶瓷 |
| 3.1 引言 |
| 3.2 实验过程 |
| 3.2.1 实验原料 |
| 3.2.2 悬浮液的制备及表征 |
| 3.2.3 成型和烧结 |
| 3.3 结果与讨论 |
| 3.3.1 分散剂TAC对Y_2O_3悬浮液分散稳定性的影响 |
| 3.3.2 TAC对Y_2O_3悬浮液的稳定机理 |
| 3.3.3 PH值对Y_2O_3悬浮液的稳定性的影响 |
| 3.3.4 TMAH对Y_2O_3悬浮液的稳定性的影响 |
| 3.3.5 固相体积分数对Y_2O_3悬浮液流变特性的影响 |
| 3.3.6 离心成型制备Y_2O_3透明陶瓷 |
| 3.4 本章小结 |
| 第4章 磷酸预处理的Y_2O_3粉体的胶态稳定性的研究 |
| 4.1 引言 |
| 4.2 实验过程 |
| 4.2.1 实验原料 |
| 4.2.2 实验设备及仪器 |
| 4.2.3 Y_2O_3粉体的预处理及悬浮液的制备 |
| 4.2.4 成型和烧结 |
| 4.2.5 表征手段 |
| 4.3 结果与讨论 |
| 4.3.1 磷酸预处理对Y_2O_3悬浮液稳定性的影响 |
| 4.3.2 球磨时间对Y_2O_3悬浮液稳定性的影响 |
| 4.3.3 分散剂添加量对Y_2O_3悬浮液稳定性的影响 |
| 4.3.4 固相体积分数对Y_2O_3悬浮液流变特性的影响 |
| 4.3.5 Y_2O_3悬浮液的成型 |
| 4.3.6 Y_2O_3坯体的烧结 |
| 4.4 本章小结 |
| 第5章 粉体的预处理和分散剂种类对Y_2O_3悬浮液稳定性的影响 |
| 5.1 引言 |
| 5.2 实验过程 |
| 5.2.1 实验原料 |
| 5.2.2 实验设备及仪器 |
| 5.2.3 Y_2O_3粉体的预处理及悬浮液的制备 |
| 5.2.4 成型和烧结 |
| 5.2.5 表征手段 |
| 5.3 结果与讨论 |
| 5.3.1 粉体的预处理工艺对悬浮液稳定性的影响 |
| 5.3.2 分散剂PVP对Y_2O_3体系分散稳定性的影响 |
| 5.3.3 分散剂PEI对Y_2O_3体系分散性的影响 |
| 5.3.4 分散剂2,3-二羟基苯甲酸对Y_2O_3体系分散性的影响 |
| 5.3.5 分散剂A40对Y_2O_3体系分散性的影响 |
| 5.3.6 不同分散剂对Y_2O_3悬浮液稳定性的影响 |
| 5.3.7 固相体积分数对Y_2O_3悬浮液流变特性的影响 |
| 5.3.8 离心成型制备Y_2O__3透明陶瓷 |
| 5.3.9 素坯的等静压处理 |
| 5.3.10 烧结温度对氧化钇透明陶瓷制备的影响 |
| 5.3.11 凝胶注模成型制备Y_2O_3透明陶瓷 |
| 5.4 本章小结 |
| 第6章 结论 |
| 参考文献 |
| 攻读博士学位期间发表论文 |
| 致谢 |
| 作者简介 |
（9）有机泡沫浸渍法（PSD）及发泡凝胶法（FGC）制备SiC基泡沫陶瓷过滤材料的研究（论文提纲范文）
| 摘要 |
| ABSTRACT |
| 目录 |
| 第一章 文献综述 |
| 1.1 泡沫陶瓷及其应用领域 |
| 1.2 泡沫陶瓷制备工艺 |
| 1.2.1 有机泡沫浸渍法 |
| 1.2.2 发泡注凝工艺 |
| 1.2.3 添加造孔剂法 |
| 1.2.4 冰冻干燥法 |
| 1.2.5 颗粒堆积法 |
| 1.2.6 孔梯度成型法 |
| 1.2.7 高温自蔓延合成工艺 |
| 1.3 熔融金属过滤用泡沫陶瓷器(CFF)的应用研究进展 |
| 1.3.1 CFF在熔融金属净化中的主要功效 |
| 1.3.2 CFF研究与应用进展 |
| 1.4 本研究的主要目的及内容 |
| 1.4.1 PSD法制备SiC泡沫陶瓷 |
| 1.4.2 通过FGC法制备SiC泡沫陶瓷 |
| 第二章 PSD法制备SiC泡沫陶瓷—浆料的流变性能研究 |
| 2.1 实验用主要原材料 |
| 2.2 实验设备 |
| 2.3 测量仪器及表征方法 |
| 2.4 实验 |
| 2.4.1 原料粒度分析 |
| 2.4.2 浆料的分散性研究 |
| 2.5 混合浆料的沉降性能表征 |
| 2.5.1 RSH测定法表征 |
| 2.5.2 吸光度表征 |
| 2.6 混合浆料的流变特性 |
| 2.6.1 混合浆料的粘度变化 |
| 2.6.2 混合浆料的触变性能表征 |
| 2.7 本章小结 |
| 第三章 PSD法制备SiC泡沫陶瓷—成型与烧结 |
| 3.1 聚氨酯有机泡沫的挂浆成型 |
| 3.1.2 NaOH水解法增大聚氨酯泡沫表面粗糙度 |
| 3.1.3 改善聚氨酯表面的亲水性 |
| 3.2 SiC泡沫陶瓷预制体的制备与烧结 |
| 3.2.1 预制体的制备 |
| 3.2.2 烧结制度的确定 |
| 3.3 泡沫陶瓷烧结体的力学性能表征与分析 |
| 3.3.1 力学性能表征 |
| 3.3.2 烧结机理分析 |
| 3.4 本章小结 |
| 第四章 PSD法制备SiC泡沫陶瓷—CePO_4的强韧化作用 |
| 4.1 CePO4的实验室制备 |
| 4.1.1 主要原料 |
| 4.1.2 CePO4的制备 |
| 4.2 添加CePO4煅烧粉体对泡沫陶瓷力学性能的影响 |
| 4.2.1 SiC泡沫陶瓷的制备与性能测试 |
| 4.2.2 泡沫陶瓷烧结体抗弯强度分析 |
| 4.2.3 干压实体烧结体的断裂韧性分析 |
| 4.3 添加未煅烧CePO4粉体对烧结体力学性能的影响 |
| 4.3.1 烧结体力学性能表征 |
| 4.3.2 烧结体力学性能分析 |
| 4.4 本章小结 |
| 第五章 FGC法制备SiC泡沫陶瓷——“AM-MBAM”体系 |
| 5.1 主要实验原料 |
| 5.2 FGC法制备SiC泡沫陶瓷工艺流程 |
| 5.3 浆料的流变性能分析 |
| 5.3.1 浆料的制备与流变性能测试 |
| 5.3.2 木钠分散剂对于浆料流变性能的影响 |
| 5.4 浆料的发泡凝胶 |
| 5.4.1 发泡凝胶过程及表征 |
| 5.4.2 pH值对凝胶聚合反应的影响 |
| 5.4.3 引发剂含量对凝胶效率的影响 |
| 5.4.4 初始温度的影响 |
| 5.5 泡沫陶瓷的烧成及显微结构表征 |
| 5.6 本章小节 |
| 第六章 SiC泡沫陶瓷的FGC制备—明胶固化工艺 |
| 6.1 主要实验原料 |
| 6.2 明胶固化制备SiC泡沫陶瓷工艺流程 |
| 6.3 性能表征与分析 |
| 6.3.1 混合浆料流变性能分析 |
| 6.3.2 搅拌速度对泡沫陶瓷孔径分布的影响 |
| 6.3.3 烧结温度及搅拌速度对泡沫陶瓷制品力学性能的影响 |
| 6.4 本章小节 |
| 第七章 结论与展望 |
| 7.1 结论 |
| 7.2 展望 |
| 参考文献 |
| 攻读博士学位期间主要的研究成果 |
| 致谢 |
（10）凝胶注模SiC-AlN复相陶瓷的制备工艺与性能研究（论文提纲范文）
| 摘要 |
| Abstract |
| 第1章 绪论 |
| 1.1 前言 |
| 1.2 碳化硅材料概述 |
| 1.2.1 SiC 晶体结构和性质 |
| 1.2.2 SiC 的性能和用途 |
| 1.2.2.1 SiC 的性能 |
| 1.2.2.2 SiC 的用途 |
| 1.3 AlN 陶瓷材料概述 |
| 1.4 凝胶注模成型工艺 |
| 1.4.1 凝胶注模成型工艺研究概况 |
| 1.4.2 凝胶注模成型在SiC 和AlN 陶瓷制备中的应用 |
| 1.5 SiC-AlN 复相陶瓷研究进展 |
| 1.5.1 SiC-AlN 复相陶瓷概况 |
| 1.5.2 SiC-AlN 复相陶瓷的烧结及性能研究进展 |
| 1.6 研究的目的、意义和主要内容 |
| 1.6.1 研究的目的和意义 |
| 1.6.2 研究内容 |
| 第2章 试验材料与分析方法 |
| 2.1 试验用原材料 |
| 2.1.1 碳化硅粉末 |
| 2.1.2 氮化铝粉末 |
| 2.1.3 氧化钇粉末 |
| 2.1.4 化学原料 |
| 2.2 SiC-AlN 复相陶瓷成分、烧结温度、固相含量的设计 |
| 2.2.1 SiC-AlN 复相陶瓷成分设计方案 |
| 2.2.2 SiC-AlN 复相陶瓷烧结温度设计方案 |
| 2.2.3 SiC-AlN 复相陶瓷不同固相含量设计方案 |
| 2.2.4 SiC-AlN 复相陶瓷的水基凝胶注模制备工艺 |
| 2.3 试验研究方法 |
| 2.3.1 粉体粒度分析 |
| 2.3.2 密度的测定 |
| 2.3.3 抗弯强度和弹性模量 |
| 2.3.4 断裂韧性 |
| 2.3.5 浆料粘度测量 |
| 2.3.6 差热分析 |
| 2.3.7 材料的抗热震性能测试 |
| 2.3.8 X 射线衍射物相分析 |
| 2.3.9 扫描电镜观察及成份分析 |
| 第3章 SiC-AlN 浆料的流变学性能 |
| 3.1 AlN 的水解实验 |
| 3.2 SiC-AlN 浆料流变学性能的研究 |
| 3.2.1 PH 值对SiC-AlN 浆料粘度的影响 |
| 3.2.2 分散剂含量对SiC-AlN 浆料粘度的影响 |
| 3.2.3 单体含量对SiC-AlN 浆料粘度的影响 |
| 3.2.4 Y_20_3助烧剂对SiC-AlN 浆料粘度的影响 |
| 3.2.5 混料时间对SiC-AlN 浆料粘度的影响 |
| 3.2.6 AlN 含量对SiC-AlN 浆料粘度的影响 |
| 3.2.7 固相含量对SiC-AlN 浆料粘度的影响 |
| 3.3 本章小结 |
| 第4章 凝胶注模制备SiC-AlN 坯体及性能表征 |
| 4.1 不同单体含量坯体微观组织结构 |
| 4.2 不同单体含量坯体的性能 |
| 4.3 不同固相含量坯体的微观组织结构 |
| 4.4 不同固相含量坯体的性能 |
| 4.5 坯体脱脂工艺研究 |
| 4.6 坯体排胶后断口显微组织结构 |
| 4.7 本章小结 |
| 第5章 SiC-AlN 复相陶瓷微观组织与性能研究 |
| 5.1 AlN 含量对SiC-AlN 复相陶瓷微观组织与性能的影响 |
| 5.1.1 AlN 含量对SiC-AlN 复相陶瓷密度和失重率的影响 |
| 5.1.2 SiC-AlN 复相陶瓷的物相组成 |
| 5.1.3 不同AlN 含量的SiC-AlN 复相陶瓷的断口微观组织 |
| 5.1.4 不同AlN 含量的复相陶瓷的力学性能 |
| 5.1.5 不同AlN 含量的SiC-AlN 复相陶瓷的热震残余抗弯强度 |
| 5.1.6 不同AlN 含量SiC-AlN 复相陶瓷热震后表面形貌 |
| 5.1.7 SiC-AlN 复相陶瓷热震后断口形貌 |
| 5.2 烧结温度对SiC-AlN 复相陶瓷微观组织与性能的影响 |
| 5.2.1 烧结温度对陶瓷密度和失重率的影响 |
| 5.2.2 不同烧结温度的SiC-AlN 复相陶瓷物相分析 |
| 5.2.3 不同烧结温度的SiC-AlN 复相陶瓷断口微观组织 |
| 5.2.4 烧结温度对力学性能的影响 |
| 5.2.5 不同烧结温度下复相陶瓷热震残余抗弯强度 |
| 5.2.6 不同烧结温度SiC-AlN 复相陶瓷热震后表面形貌 |
| 5.2.7 不同烧结温度SiC-AlN 复相陶瓷热震后断口形貌 |
| 5.3 固相含量对SiC-AlN 复相陶瓷微观组织与性能的影响 |
| 5.3.1 不同固相含量对复相陶瓷的密度和失重率的影响 |
| 5.3.2 不同固相体积分数的复相陶瓷物相分析 |
| 5.3.3 不同固相含量的SiC-AlN 复相陶瓷断口微观组织结构 |
| 5.3.4 不同固相体积分数对复相陶瓷的力学性能的影响 |
| 5.4 本章小结 |
| 结论 |
| 参考文献 |
| 致谢 |
四、Cr_2O_3/SiC(M,Y)-Al_2O_3系稳定的低粘度高固相含量悬浮体的制备（论文参考文献）
- [1]A型夹层结构Si3N4聚空心球陶瓷的制备及其性能研究[D]. 马伊欣. 华中科技大学, 2020(01)
- [2]溶胶-凝胶原位制备陶瓷结合剂砂轮的研究[D]. 洪秋. 湖南大学, 2019(07)
- [3]预烧粉结合Isobam基凝胶注模成型低收缩氧化铝陶瓷的研究[D]. 吕琳. 中北大学, 2019(09)
- [4]纳米TiO2表面性质和表面活性剂对纳米流体物性的影响[D]. 韩晓雪. 华北电力大学(北京), 2019(01)
- [5]氧化物纤维/SiO2复合材料的近净成型及性能研究[D]. 肖欢. 华中科技大学, 2018(06)
- [6]冰模板—浸渗法制备Al基/Al2O3-ZrO2层状复合材料的结构与性能[D]. 郭瑞芬. 吉林大学, 2018(12)
- [7]0.9Al2O3-0.1TiO2微波介质陶瓷的新型直接凝固注模成型及性能研究[D]. 刘梦月. 华中科技大学, 2017(03)
- [8]Y2O3粉体的改性及胶态成型工艺制备Y2O3透明陶瓷[D]. 何娇. 东北大学, 2015(07)
- [9]有机泡沫浸渍法（PSD）及发泡凝胶法（FGC）制备SiC基泡沫陶瓷过滤材料的研究[D]. 冀树军. 中南大学, 2013(01)
- [10]凝胶注模SiC-AlN复相陶瓷的制备工艺与性能研究[D]. 袁彪. 哈尔滨工业大学, 2011(06)