Mechanical properties of arc concave honeycomb structure with negative Poisson’s ratio
-
摘要: 提出一种可变弧边内凹多胞蜂窝负泊松比结构。利用能量法得到了二维结构的等效泊松比和等效弹性模量的解析公式，讨论了弧角对等效泊松比和等效弹性模量的影响，解析解与有限元结果吻合较好，说明了该方法的有效性。利用ABAQUS研究了三维结构的冲击动力学特性，分析了蜂窝结构受冲击时的变形失效模式，讨论了冲击速度、结构应变和曲边弧角对动应力-应变曲线、能量吸收率和平台应力的影响规律。所得结果为该类机械超材料的冲击变形失效和吸能效果研究提供了力学依据。Abstract: In this paper, a variable arc concave honeycomb structure with negative Poisson’s ratio was proposed. The analytical formulas of the equivalent Poisson’s ratio and the equivalent elastic modulus of the two-dimensional structures were given by energy method. The influences of the arc angle on the equivalent Poisson’s ratio and the equivalent elastic modulus were discussed. The present analytical solution is in agreement with the finite element results, which shows validity of the present method. The three-dimensional structures’ characteristics of the dynamic were studied by ABAQUS, and the deformation failure mode of the whole honeycomb structures under impact was analyzed. The influences of the impact velocity, structural strain and arc angle on the dynamic stress-strain curve, the energy absorption rate and the platform stress were discussed. The results provide a mechanical basis for the analysis of impact deformation failure and energy absorption effect of such mechanical metamaterials.
-
聚对苯二甲酸乙二醇酯(PET)是全球用量最大的高分子材料之一，其纤维制品俗称涤纶，是全球第一大化纤品种[1]。但PET属于易燃材料，且其燃烧时还伴有严重的熔滴现象，极易导致火灾蔓延和二次伤害，这为PET的应用带来了极大的安全隐患，也使其在军事、工业等诸多领域的应用受到限制[2]。目前PET阻燃改性的主流方法是引入含磷阻燃剂，但含磷聚酯的阻燃性主要是通过熔体滴落带走燃烧区域的热量和火焰来实现的[3-4]，未能解决PET的熔滴问题。因此，同时赋予PET阻燃和抗熔滴特性是目前PET阻燃改性面临的一大难点。
相关研究表明，提高聚合物高温下的熔体黏度和炭化能力是实现阻燃和抗滴落的关键[5-6]。但由于PET分子链的线性结构，其在高温下具有较低的熔融黏度，这一特性在赋予其可纺性的同时，也导致其在燃烧过程中表现出严重的熔滴行为，并难以形成连续的炭层[7]。在PET中引入可交联结构单元是提高熔体黏度的一个有效途径[6, 8]。例如，Wu等[9]合成了一种芳香族席夫碱5-(亚苄基-氨基)-间苯二甲酸二甲酯，并将其用作PET的共聚单体；研究结果显示，芳族席夫碱可以在PET的熔融温度和分解温度之间形成稳定的交联网络，并在燃烧中进一步转变为致密的炭层，因而使得PET共聚酯显示出优异的自熄和抗滴落行为。但尽管上述共聚酯表现出较为理想的阻燃性和抗滴落性能，问题仍然存在。除了工艺复杂、成本高、工业化困难之外，共聚法往往会破坏分子链的规整性，从而损害PET的力学性能和可纺性。
近年来，碳基阻燃剂作为一种新型阻燃剂表现出巨大的发展潜力。研究表明，碳纳米管[10]、富勒烯[11]、纳米炭黑[12]、石墨烯[13]、碳微球[14]等碳基阻燃剂在改善聚合物的成炭质量、降低热释放速率、提高热稳定性等方面表现突出。与传统阻燃剂相比，往往少量碳基阻燃剂的引入即可显著提高聚合物的阻燃性，除此之外，引入碳基阻燃剂还能不同程度地改善聚合物的力学、热学以及电学等性能[15]。其中，碳纳米球(Carbon nanospheres，CNSs)具有无卤环保、粒径小、热稳定性高等优势，能满足PET高温加工和熔融纺丝的理论要求，但迄今为止，将碳基阻燃剂应用于PET的研究较少。
基于此，本文以CNSs为基体，在其表面接枝芳香席夫碱4-苯亚甲基氨基苯酚(4-phenyl-methyleneamino-phenol，BA)制备了一种新型碳纳米球基复合阻燃剂(CNSs-BA)，旨在将CNSs和BA的优势有机结合，使阻燃剂同时具备“智能自交联”特性，从而在燃烧时在PET基体中形成三维交联网络，进而改善熔滴。重点研究了CNSs-BA/PET复合材料的阻燃性及其阻燃机制。
1. 实验材料及方法
1.1 原材料
蒸馏水，使用XY-ZL-20型蒸馏水器自制。碳纳米球(CNSs)，纯度99.99%，宁波金雷纳米材料科技有限公司；30%过氧化氢，优级纯，上海沃凯生物技术有限公司；硫酸，分析纯，华东医药股份有限公司；二氯甲烷(DCM)，分析纯，华东医药股份有限公司；4-苯亚甲基氨基苯酚(BA)，纯度98%，东京化成工业株式会社；4-二甲氨基吡啶(DMAP)，纯度99%，阿拉丁试剂(上海)有限公司；无水乙醇，分析纯，嘉兴市甬宏化工有限公司；PET切片，半消光型SD500，中国石化仪征化纤股份有限公司。
1.2 CNSs-BA阻燃剂的制备
首先采用酸化法[16]制备羧基化碳纳米球(CNSs-COOH)；在DCM中加入适量氯化钙，常温振荡12 h以去除其中的水分，使用时用吸管吸取上层液体用。在三口烧瓶中加入一定量的无水DCM (50~100 mL)作为反应溶剂。搅拌状态下加入3 g CNSs-COOH，再加入1 g BA和DMAP (作为碱性催化剂，DMAP的用量为BA用量的1/10)，升温至30℃，之后在搅拌状态下反应2 h，反应完成后抽滤除去液体。将反应所得固体依次用乙醇和蒸馏水洗涤，100℃下干燥6 h后研磨均匀，即得CNSs-BA阻燃剂，CNSs-BA的制备示意图见图1。
![]()
图 1 碳纳米球(CNSs)-芳香席夫碱4-苯亚甲基氨基苯酚(BA)制备示意图Figure 1. Schematic diagram of the preparation of carbon nanospheres (CNSs)-Schiff bases 4-phenyl-methyleneamino-phenol (BA)1.3 CNSs-BA/PET复合材料的制备
首先将纯PET切片和制备的CNSs-BA阻燃剂分别在120℃下真空干燥12 h后冷却至室温备用，然后分别按CNSs-BA占PET的质量分数为0.5wt%、1.0wt%、2.0wt%、3.0wt% 的比例将CNSs-BA与PET切片混合均匀后喂入BP-8188型转矩流变仪(东莞市宝品精密仪器有限公司)中，转矩流变仪各区的温度依次为150、255、273、275℃，转速为35~60 r/min，熔体依次经过熔融共混、挤出、切粒工序得到CNSs-BA/PET复合材料。
1.4 测试与表征
CNSs-BA阻燃剂的测试与表征：用JSM-6510LA型场发射扫描电镜(SEM，日本电子株式会社)和EM420型透射电子显微镜(赛默飞世尔科技)观察阻燃剂的微观形貌，加速电压3 kV 和20 kV。用Perkin Elmer Frontier型傅里叶变换红外光谱仪(FTIR)，溴化钾压片法分析测定阻燃剂表面性质和化学结构，光谱记录范围
4000 ~400 cm−1。用Perkin Elmer TG4000型热重分析仪(TG)，在N2气氛下测试阻燃剂的热稳定性，气体流速20 mL/min，程序设定为：30℃恒温1 min后以20℃/min的升温速率升温至800℃。CNSs-BA/PET复合材料的测试与表征：用TM606 数显氧指数测试仪(青岛睿新杰仪器有限公司)，按照GB/T 2406.2—2009[17]测试PET及其阻燃复合材料的极限氧指数(LOI)，样条尺寸为120 mm×6.5 mm×3 mm。用CZF-5水平垂直燃烧仪(沧州冀路试验仪器有限公司)，按照 GB/T 2408—2008[18]判定PET及其阻燃复合材料的UL-94垂直燃烧等级，样品尺寸为130 mm×13 mm×3 mm。用C-1087型锥形量热仪(英国FTT)，按照ISO 5660-1: 2015[19]测试PET及其阻燃复合材料的燃烧热释放(HRR)等参数，样品尺寸：100 mm×100 mm×3 mm，辐射照度50 kW/m2。用Perkin Elmer TG4000型热重分析仪(TG)，在N2气氛下测试PET及其阻燃复合材料(阻燃剂含量2wt%)的热稳定性，气体流速20 mL/min，程序设定为：30℃恒温1 min后以20℃/min的升温速率升温至800℃。用Netzsch STA449F5型同步热分析仪(TG-DSC)研究PET及其阻燃复合材料(阻燃剂含量2.0wt%)的交联行为，氩气做保护气，空气气氛，气体流速20 mL/min，升温速率为10℃/min，测试温度范围为30~800℃。用气相Agilent 6980N色谱仪，Agilent 5975质谱仪，采用HP-5MS色谱柱对PET及其阻燃复合材料(阻燃剂含量2.0wt%)进行裂解-气相色谱-质谱联用(Py-GC-MS)测试。裂解条件：裂解温度750℃，时间20 s，升温速率200℃/s。色谱条件：柱温在50℃保持5 min，然后以10℃/min升温至260℃，在260℃保持10 min；进样温度220℃，传输温度280℃，He做载气，流量1.0 mL/min；裂解产物经色谱柱分离后进入质谱仪，电子能量为70 eV。
残炭的测试与表征：采用SEM观察PET及其阻燃复合材料(阻燃剂含量2.0wt%)燃烧后残炭的形貌，并用其配套的EDS能谱设备对残炭进行元素分析。采用TG在N2气氛下测试残炭的热稳定性，气体流速20 mL/min，程序设定为：30℃恒温1 min后以20℃/min的升温速率升温至800℃。
2. 结果与讨论
2.1 CNSs-BA的形貌结构和热稳定性
图2为原CNSs (图2(a))和CNSs-BA (图2(b))的SEM、TEM和EDS能谱图。可知：CNSs和CNSs-BA二者均呈规则的球形颗粒状。不同的是，原始CNSs表面光滑，平均粒径约45 nm。而经BA接枝后，CNSs-BA的表面变得粗糙，平均粒径增大到50 nm左右，由EDS谱图可知：纯CNSs中的主要成分为C元素，与CNSs相比，CNSs-BA的表面增加了N元素，源自其表面接枝的BA中的氨基。
![]()
图 2 CNSs (a)和CNSs-BA (b)的SEM图像和EDS能谱图Figure 2. SEM and EDS images of CNSs (a) and CNSs-BA (b)图3是CNSs和CNSs-BA的红外图谱。对比CNSs和CNSs-BA的FTIR曲线可知，在CNSs-BA的红外曲线中，
3330 cm−1和3380 cm−1处对应N—H的伸缩振动峰，2925 cm−1和2850 cm−1处为亚甲基的伸缩振动峰，1450 cm−1处的特征峰是芳环骨架的伸缩振动峰，1269 cm−1处的特征峰是酯基C(O)—O的伸缩振动峰，1045 cm−1处的特征峰是芳环上1, 4位取代的振动峰，以上特征峰源自CMSs表面接枝的BA。图4为CNSs和CNSs-BA的TG曲线。可知：纯CNSs的初始分解温度(Tonset，定义为热失重5wt%时的温度)大于800℃，经BA接枝后Tonset降低到483.1℃，该温度远高于PET的加工温度和热分解温度。纯CNSs和CNSs-BA的最高热分解速率的温度(Tmax)分别为158.4℃和177.4℃，说明CNSs经BA接枝后热分解速率减慢。CNSs在30~800℃之间表现出3个较为明显的失重阶段，338.7℃之前对应CNSs中的少量结晶水和无定形碳的分解，338.7~544.1℃之间对应CNSs主体的热分解，544.1℃之后对应热分解产物的再分解。而CNSs-BA可划分为4个失重阶段：前两个阶段分别对应结晶水、无定形碳、小分子产物的分解以及CNSs-BA主体的分解，值得注意的是，544.1℃之后，CNSs-BA出现一个较为明显的失重峰，而CNSs的DTG曲线上并无该峰，该失重峰的出现证明CNSs表面接枝的BA在第二阶段(PET的熔融温度和分解温度之间)形成了一个较为稳定的交联网络结构，这将十分有助于燃烧时保护炭层的形成。
![]()
图 4 CNSs和CNSs-BA的TG (a)和DTG (b)曲线Figure 4. TG (a) and DTG (b) curves of CNSs and CNSs-BATonset—Initial weightlessness temperature; Tmax—Maximum weightlessness temperature2.2 复合材料的阻燃性能
表1是CNSs-BA/PET复合材料的LOI和UL-94垂直燃烧测试结果。可知，与CNSs/PET相比，CNSs-BA/PET复合材料的LOI进一步提高，二者LOI规律变化一致，即随着阻燃剂含量的增大，LOI先提高后降低，当CNSs-BA含量为2.0wt%时，CNSs-BA/PET的LOI指数达到最大值28.1%，此时与纯PET相比，CNSs-BA/PET的LOI提高了33.8%。UL-94垂直燃烧测试结果表明，CNSs-BA/PET复合材料的抗熔滴性能较CNSs/PET也有明显提高，两次施加火焰后的余焰时间明显缩短，当CNSs-BA的添加量超过2.0wt%时，CNSs-BA/PET复合材料的阻燃等级可达到V-0级。
表 1 复合材料的极限氧指数(LOI)和UL-94垂直燃烧测试结果Table 1. Limiting oxygen index (LOI) and UL-94 vertical burning test results of compositesSample Flame retardant content/wt% LOI/% UL-94 vertical combustion test results t1/s t2/s t3/s Ignite cotton? Rate PET — 21.0 Burn out — — Yes NR CNSs/PET 0.5 23.2 2.6 2.5 0 Yes V-2 1.0 25.0 2.4 2.4 0 Yes V-2 2.0 26.2 2.4 2.8 0 Yes V-2 3.0 24.6 3.1 2.2 0 Yes V-2 CNSs-BA/PET 0.5 24.0 1.5 2.3 0 Yes V-2 1.0 26.9 1.2 2.1 0 Yes V-2 2.0 28.1 0.5 2.2 0 No V-0 3.0 27.5 0.6 1.9 0 No V-0 Notes: PET—Polyethylene terephthalate; t1—Afterglow time after the first application of flame; t2—Afterglow time after the second application of flame; t2—Afterglow time; NR—No rate. 锥形量热仪测试结果见图5和表2。热释放速率(HRR)是表征材料火灾危险性的主要依据。结合图5和表2可知，纯PET被点燃后热释放速率急剧增大，其峰值热释放速率(pk-HRR)为810.45 kW/m2，总热释放(THR)为150.27 MJ/m2。与之相比，CNSs-BA/PET的THR与之接近，但HRR曲线却明显变平缓。值得注意的是，CNSs-BA/PET的HRR曲线表现出两个明显的热释放阶段，即在热释放速率达到峰值之后又出现了一个较为平缓的放热平台(当CNSs-BA含量为0.5wt%时表现为放热峰)，这意味着CNSs-BA/PET在燃烧过程中的热释放受到抑制，这是由燃烧时炭层的形成或可燃气体减少导致的[20]。此外，表2表明，与CNSs/PET相比，CNSs-BA/PET复合材料的pk-HRR进一步降低。当CNSs-BA 含量为2.0wt%时，CNSs-BA/PET的pk-HRR最小，为435 kW/m2，该值与相同阻燃剂含量的CNSs/PET相比降低了7.6%，较纯PET降低了46.3%，说明CNSs经BA接枝后对PET的燃烧抑制作用进一步增强，阻燃效果进一步提高。
![]()
图 5 CNSs-BA/PET的热释放速率(HRR) (a)和总热释放(THR) (b)曲线Figure 5. Curves of heat release rate (HRR) (a) and total heat release (THR) (b) of CNSs-BA/PET表 2 复合材料的锥形量热仪测试数据Table 2. Data of cone calorimeter test of compositesSample FR content/wt% TTI/s Time to pk-HRR/s pk-HRR/(kW·m−2) THR/(MJ·m−2) PET 0 47 104 810.45 150.27 CNSs/PET 0.5 44 34 528.96 151.64 1 34 34 503.44 148.03 2 40 41 470.72 146.06 3 30 29 501.49 143.19 CNSs-BA/PET 0.5 35 39 485.54 146.54 1 31 55 469.98 156.04 2 34 39 435.00 146.54 3 30 39 466.05 156.69 Notes: TTI—Time to ignition; pk-HRR—Peak heat release rate; FR—Flame retardant. 2.3 复合材料的阻燃机制研究
2.3.1 阻燃复合材料的热重分析
为了研究阻燃剂的引入对PET的热降解行为的影响，对PET、CNSs/PET和CNSs-BA/PET在氮气气氛下的TG-DTG曲线作了对比分析，并计算了CNSs/PET和CNSs-BA/PET在500℃时残炭量的理论值，如图6和表3所示。由图6可知：在氮气气氛下，PET、CNSs/PET和CNSs-BA/PET三者的TG曲线和DTG曲线基本重合，说明加入少量(2.0wt%)的CNSs和CNSs-BA均不会对PET的无氧降解行为造成明显影响。由表4可知，PET、CNSs/PET和CNSs-BA/PET三者的Tonset和Tmax均较为接近，但三者在高温(500℃)下的残余质量有所不同。经计算发现CNSs/PET和CNSs-BA/PET二者在高温下残炭量的实际值(CR500℃,exp)均大于理论值(CR500℃,cal)，这说明阻燃剂CNSs和CNSs-BA对PET均有促进成炭作用。其中，CNSs-BA/PET在500℃下残炭量的实际值与理论值的差值(∆CR500℃)大于CNSs/PET，这说明CNSs经BA接枝后对PET的促进成炭作用加强。聚合物在高温下形成的残炭越多，燃烧时发生热分解的部分就越少[21]，这便是阻燃复合材料热释放速率降低的主要原因之一。
![]()
图 6 CNSs、CNSs-BA以及PET、CNSs/PET、CNSs-BA/PET的TG (a)和DTG (b)曲线Figure 6. TG (a) and DTG (b) curves of CNSs, CNSs-BA, PET, CNSs/PET and CNSs-BA/PET表 3 CNSs、CNSs-BA以及PET、CNSs/PET、CNSs-BA/PET在氮气气氛下的TG-DTG数据Table 3. TG-DTG data of CNSs, CNSs-BA, PET, CNSs/PET and CNSs-BA/PET under nitrogen atmosphereSample Tonset/℃ Tmax/℃ CR500℃/% ∆CR500℃/%c exp.a/cal.b CNSs ＞800 — 96.88/— — CNSs-BA 476.4 — 94.92/— — PET 379.1 419.1 10.09/— — CNSs/PET 380.1 421.4 13.97/11.52 2.45 CNSs-BA/PET 382.0 420.1 15.68/11.79 3.89 Notes: a CR500℃,exp. is the experimental value of char residue; b CR500℃,cal. is the calculated value of char residue; c ∆CR500℃=CR500℃,exp.−CR500℃,cal.. 表 4 PET、CNSs/PET和CNSs-BA/PET在空气气氛下的TG-DTG数据Table 4. TG-DTG data of PET, CNSs/PET and CNSs-BA/PET under air atmosphereSample Tonset/℃ Tmax-1/℃ Tmax-2/℃ PET 397.3 433.4 585.1 CNSs/PET 359.1 438.4 567.5 CNSs-BA/PET 391.0 439.7 563.3 Notes: Tmax-1—Maximum weightlessness temperature in the first stage; Tmax-2—Maximum weightlessness temperature of the second stage. 2.3.2 残炭分析
对纯PET、CNSs/PET和CNSs-BA/PET锥形量热仪测试后的残炭做了SEM和TG分析以进一步研究阻燃机制。
炭层的形貌结构和稳定性对于提高聚合物的阻燃性能至关重要，有效的炭层可通过阻止聚合物内部与可燃气体、氧气的接触来实现阻燃目的。图7为纯PET、CNSs/PET和CNSs-BA/PET炭层的SEM图像。可见，纯PET燃烧生成的炭层稀薄空且松散，表面存在大量气体逸出形成的气孔，显然这种形貌的炭层无法形成有效的屏障作用。与纯PET相比，CNSs/PET的炭层的致密性明显提高，气孔明显变小，意味着炭层有效性的提高。值得注意的是，与CNSs/PET相比，CNSs-BA/PET炭层的致密性和连续性得到了进一步改善，表面气孔也明显变少和变小，另外还存在大量鼓起的未破裂气泡，这种形貌的炭层在燃烧时一方面能有效地阻隔热量的传递，另一方面还能有效地阻隔PET燃烧降解生成的气态可燃物的逸出，起到隔热和隔氧的作用[22-23]。除此之外，CNSs-BA受热分解生成的CO2、氨气、氮气等难燃性气体能够稀释燃烧区域可燃气体的浓度，抑制燃烧的发展，这便是CNSs-BA/PET阻燃性提高的重要原因。
![]()
图 7 PET (a)、CNSs/PET (b)和CNSs-BA/PET (c)残炭的SEM图像Figure 7. SEM images of the char residues of PET (a), CNSs/PET (b)和CNSs-BA/PET (c)图8是PET、CNSs/PET和CNSs-BA/PET炭层的TG曲线。可知，纯PET炭层的Tonset较低，为215.08℃，其中100℃前失重为4.36wt%，这主要是由于纯PET的炭层结构松散、孔洞较多，容易吸收水分和储存小分子气体所致，其800℃时的残余质量为87.2wt%。在整个升温过程中，纯PET的炭层表现出3个失重阶段，第一个失重阶段发生在100℃之前，主要对应炭层中贮存的水分以及气态小分子的降解；第二个失重阶段发生在100~530℃之间，对应炭层主体部分的降解；第三个失重阶段发生在530℃之后，对应炭层热降解产物的再降解。与之相比，CNSs/PET炭层的Tonset提高到615.37℃，800℃时的残余质量提高到89.1wt%，这主要是由于CNSs/PET的炭层的致密性提高所致，其TG曲线基本保持了纯PET炭层的3个失重阶段。与PET和CNSs/PET的炭层相比，CNSs-BA/PET炭层的Tonset提高到800℃以上，意味着炭层在燃烧时能耐受更高的温度，从而更持久有效地起到凝聚相阻燃作用。值得注意的是，其炭层在热分解过程中只有一个较为明显的失重平台，并未像PET和的CNSs/PET的炭层一样经历3个失重阶段，说明阻燃剂CNSs-BA能使PET燃烧生成结构稳定的炭层，该炭层在燃烧过程中能耐受较高的火焰温度，从而对内部的基体起到持久有效的保护作用。
2.3.3 交联行为分析
聚合物的交联直接影响其热性能、流变性、成炭性、熔滴和自熄行为，并有助于聚合物的芳香化或炭化[24]。图9是PET、CNSs/PET和CNSs-BA/PET在热氧降解过程中的TG-DSC曲线，相关数据见表4。由图9可以看出，PET、CNSs/PET和CNSs-BA/PET在空气中均有两个失重阶段，说明PET及其复合材料发生的是两步降解反应[25]。第一个失重阶段是PET的主要失重阶段，发生在360~470℃之间。第二个失重阶段发生在470~590℃之间，该阶段对应第一个降解阶段生成的降解产物的进一步降解。值得注意的是，纯PET的Tonset为397.3℃，而PET的燃点通常在420℃左右，这说明PET在燃烧之前，首先会发生一定程度的降解并生成一些可燃性的气体或挥发性产物，以此来维持燃烧的进行。与纯PET相比，在第一个失重阶段，CNSs/PET和CNSs-BA/PET的热失重曲线稍向低温方向移动，但二者在第一个降解阶段结束时的剩余质量却大于PET，且该阶段的最大失重率所对应温度(Tmax-1)大于PET，说明阻燃剂的存在使PET的主体降解提前，但在该阶段却重组生成了热稳定性较高的物质。DSC曲线表明，CNSs-BA/PET在熔融峰和分解峰之间出现了明显的放热峰，该峰是PET的交联峰[26]，而在PET和CNSs/PET的DSC曲线上交联峰却不明显，这说明CNSs经BA接枝改性后促进了PET的交联，这是由于阻燃剂表面接枝的芳香族席夫碱(BA)可以在PET的熔融温度和分解温度之间形成稳定的交联网络。
![]()
图 9 PET、CNSs/PET和CNSs-BA/PET的TG-DSC曲线Figure 9. TG-DSC curves of PET, CNSs/PET and CNSs-BA/PET2.3.4 高温裂解产物分析
裂解-气相色谱-质谱联用(Py-GC-MS)是目前研究聚合物高温裂解产物的常用方法[27]。为了研究阻燃剂的引入对PET的热裂解行为及其高温裂解产物的影响，对PET、CNSs/PET和CNSs-BA/PET做了Py-GC-MS分析，三者的高温裂解产物对比见表5。可知，与纯PET的裂解产物相比，CNSs/PET和CNSs-BA/PET的裂解产物中都包含更多的杂环、稠环、共轭芳环类化合物，这些裂解产物具有较高的热稳定性，是难燃性的保护炭层形成的物质基础[28]。而CNSs-BA/PET的裂解产物中出现了诸如二甲基胺、偶氮苯等含氮产物，这是由于阻燃剂CNSs-BA表面接枝的苯亚甲基氨基苯酚所致。另外，与PET和CNSs/PET相比，CNSs-BA/PET的裂解产物中菲、萘、苊、芴等稠环芳烃类以及联苯类产物明显增多，佐证了CNSs-BA促进了PET降解过程中的交联，该交联一方面通过增大熔体黏度改善了熔滴现象，另一方面提高了炭层的致密性和热稳定性，这就是CNSs-BA/PET阻燃性和抗熔滴性提高的主要原因。
表 5 PET、CNSs/PET和CNSs-BA/PET裂解产物Table 5. Pyrolysis products of PET, CNSs/PET and CNSs-BA/PETPyrolysis products which found only in PET Tetrahydropyran; 2,2-dimethylpropanal; 4,8,12-trimethyl-tridecanoic acid methyl ester; 2,2-dimethoxybutane; 2-methyl-1,5-hexadien-3-yne; 1,6-heptadiyne; p-xylene; Decane; Methyl benzoate; Dodecylethyl ketone; 1-(3-methylphenyl)benzyl(2-methyl-1-methylenepropylidene); 4-methylphenyl-1-pentyn-3-ol phenol; Dimethyl 1,3-benzenedicarboxylate; Vinylmethyl terephthalate; Diphenylacetylene; Biphenyl-4-ylacetophenone; 1-(5,5-dimethyl-1,3-dioxocyclohexan-2-ylidene)-2-(N-ethylbenzothiazol-2-ylidene)-ethanes; Phthalic acid 4-formylphenyl ester; o-tertiaryl tricyclic [8.2.2.2(4,7)]hexadeca-2,4,6,8,10,12,13,15-octene; 4-(diethylaminomethyl)-2,5-dimethylphenol Pyrolysis products which found only in CNSs/PET Phenol; 1,2-dihydro-indene; 1-(4-methylphenyl)-ethanone; Stilbene; 1H-cyclopropyl[l]phenanthrene; Dihydro-p-terphenyl; 1-naphthol; Fluorene-9-methanol; 2-ethyl-1,1'-biphenyl; 1,1-diphenylethene; 4-(2-benzoyl-5-phenyl-3-thienyl)-1,2-dihydrophenanthrene; 2-phenylnaphthalenyl benzoate; 1,1-dihydro-2-phenylnaphthalenyl benzoate; 3-chlorobenzylnonyl; 1-(2,5-dimethylphenyl)ethanone; 1-(2,5-dimethylphenethyl) ethanone; Dimethyl-1H-indene; Diethylmalonic acid; 3-chlorobenzylnonyl ester Pyrolysis products which found only in CNSs-BA/PET 1,5-hexadiyne; Dimethylamine; Nitrous oxide; 1,1'-(1,4-phenylene)bis-acetophenone; 2-methylindene; Azobenzene; Benzene; (1-methyl-2-cyclopropen-1-yl)-2-methylindene; Stilbene; Ethylketone; 1-(3,4-dimethylphenyl); 1-(4-methylphenyl); 1-ethenyl-4-methylbenzene; Dibenzofuran; 2-naphthol; 4-hydroxy-1,2,3,4-tetrahydrophenanthrene; 9,10-dihydrophenanthrene; Benzopropiophenone; Fluorene; 4-vinylbiphenyl; 1,2,3,4-tetrahydrofil; 9,10-dihydrofil; 4-vinylbiphenyl; 1,4-vinylbiphenyl; Phenylacetone; 1,3,5-cycloheptatriene; 2-phenylnaphthalene; 1-acrylbenzene; 2-methylnaphthalene; 4-(2-benzoyl-5-phenyl-3-thienyl)-methylbenzoic acid; 1,3-dimethyl-1H-indene; Tricyclohexen-8-ol; Hexaethylcyclohexane; 9-phenyl-9-fluorenol; Ethylene oxide; Methoxyphenyltricyclohexadecen-5-ylmethanol; 4-benzylbiphenyl; Tritylbenzene; 9-phenylanthracene; 3-(1-phenylethoxy)-3H-isobenzofuran-1-one; 4-phenyl-3,4-dihydroisoquinoline; Oxetane; 2-phenyl; 3-phenylethynyl; Tetraphenyl; 1-[4-(2-phenylethenyl)phenyl]-ethanone; Acenaphthene; 1,2,3,5-tetraisopropyl-cyclohexane; 6,9-dimethoxy-phenazine-1-carboxylic acid; [1,1'-biphenyl]-4-yl-phenylmethanone; 1,1':4',1''-3'-methyltriphenylene Pyrolysis products which found both in PET and CNSs/PET Acetophenone; Benzoic acid; Biphenyl; 2-methyl-1,1'-biphenyl; 1,1'-(1,4-phenylene)bisacetophenone; p-terphenyl Pyrolysis products which found both in PET and CNSs-BA/PET Styrene; Acetophenone; Benzoic acid; Biphenyl; 2-ethyl-1,1'-biphenyl; Benzophenone; 9H-fluoren-9-one; p-terphenyl Pyrolysis products which found both in CNSs/PET and CNSs-BA/PET Benzene; Biphenyl; Acetophenone; Naphthalene; Toluene; Phenanthrene; Indene; 6,6-diphenylfulvene; p-terphenyl; Methylstyrene; Biphenylacetophenone; 4-ethylbiphenyl; Diphenylmethane Pyrolysis products found in PET, CNS/PET and CNSs-BA/PET Acetophenone; Benzoic acid; Biphenyl; p-terphenyl 2.4 复合材料的力学性能
图10为PET阻燃复合材料的抗拉强度和断裂伸长率图。可知，随着阻燃剂含量的增加，CNSs/PET和CNSs-BA/PET复合材料的抗拉强度和断裂伸长率均呈下降趋势。尤其是当阻燃剂含量超过2.0wt%时，PET复合材料的抗拉强度和断裂伸长率大幅度下降。这是由于高含量的阻燃剂在PET基体中形成了较大的团聚体，破坏了基体的连续性，阻碍了应力的传递所致，后续研究中应重点关注材料力学性能的改善。
![]()
图 10 PET复合材料的抗拉强度(a)和断裂伸长率(b)Figure 10. Tensile strength (a) and elongation at break (b) of PET composites3. 结 论
(1)为同时改善聚对苯二甲酸乙二醇酯(PET)的阻燃性和抗熔滴性，在碳纳米球表面接枝4-苯亚甲基氨基苯酚制备了一种新型碳基复合阻燃剂(CNSs-BA)。CNSs-BA为粒径约50 nm的球形颗粒，热稳定性良好。
(2) CNSs-BA的引入可显著提高PET的阻燃性和抗熔滴性。当CNSs-BA添加量为2.0wt%时，CNSs-BA/PET复合材料的极限氧指数(LOI)从PET的21.0%提高至28.1%，阻燃等级达到V-0级，热释放速率峰值降低了46.3%。
(3) CNSs-BA/PET表现出典型的凝聚相阻燃机制。CNSs-BA的引入能促进PET成炭，CNSs-BA/PET的高温残炭量(CR500℃)比PET提高了55.4%，且成炭量的实际值大于理论值。与纯PET的炭层相比，CNSs-BA/PET燃烧生成的炭层的致密性、连续性以及热稳定性都显著提高。这是由于CNSs-BA的引入促进了PET的高温交联，使其高温降解生成了更多的难燃性焦炭物质。
(4)本文为碳基阻燃剂的发展提供了重要理论补充，对开发无卤、阻燃、抗熔滴的PET材料具有一定的指导意义。
-
![]()
图 1 可变弧角弧形内凹负泊松比蜂窝材料胞元
Figure 1. Variable arc angle arc concave negative Poisson's ratio cellular material
θ—Internal angle of arc edge; r—Arc radius; h—Half chord length; m—Length of connecting rod
![]()
图 2 弧边内凹蜂窝负泊松比二维结构静力分析图
Figure 2. Static analysis diagram of concave honeycomb 2D structure with negative Poisson's ratio
A-L—Structure of the node; F—Axial force; M0—Bending moment; 1—Unit load
![]()
图 3 弧边内凹蜂窝负泊松比二维结构模型结构图
Figure 3. Model structure diagram of arc concave honeycomb 2D structure with negative Poisson's ratio
![]()
图 4 弧边内凹蜂窝负泊松比二维结构等效泊松比与弧角的关系
Figure 4. Relationship between equivalent Poisson's ratio and arc angle of arc concave honeycomb 2D structure with negative Poisson's ratio
FEA—Finite element analysis
![]()
图 5 弧边内凹蜂窝负泊松比二维结构等效弹性模量与弧角的关系
Figure 5. Relationship between equivalent elastic modulus and arc angle of arc concave honeycomb 2D structure with negative Poisson's ratio
![]()
图 6 弧边内凹蜂窝负泊松比三维结构模型
Figure 6. Model diagram of arc concave honeycomb 3D structure with negative Poisson's ratio
![]()
图 7 不同冲击速度时弧边内凹蜂窝负泊松比三维结构的变形模式(应变为0.4)
Figure 7. Deformation modes of arc concave honeycomb 3D structure with negative Poisson's ratio at different impact velocities (Strain=0.4)
![]()
图 8 胞元弧角30°应变为0.4时弧边内凹蜂窝负泊松比三维结构变形图
Figure 8. Deformation diagram of cell with 30° arc angle and 0.4 strain for arc concave honeycomb 3D structure with negative Poisson's ratio
![]()
图 9 弧边内凹蜂窝负泊松比三维胞元变形模式
Figure 9. Three-dimensional cell deformation model of arc concave honeycomb 3D structure with negative Poisson's ratio
![]()
图 10 不同冲击速度时弧边内凹蜂窝负泊松比三维结构应力-应变曲线
Figure 10. Stress-strain curves of arc concave honeycomb 3D structure with negative Poisson's ratio at different impact velocities
![]()
图 11 不同冲击速度下的弧边内凹蜂窝负泊松比三维结构能量吸收曲线
Figure 11. Energy absorption curves of arc concave honeycomb 3D structure with negative Poisson's ratio at different impact velocities
![]()
图 12 弧边内凹蜂窝负泊松比三维结构平台应力随冲击速度的变化
Figure 12. Variation of platform stress with impact velocities of arc concave honeycomb 3D structure with negative Poisson's ratio
![]()
图 13 弧边内凹蜂窝负泊松比三维结构平台应力随弧角的变化
Figure 13. Variation of platform stress with arc angles of arc concave honeycomb 3D structure with negative Poisson's ratio
Young's modulus E/GPa Density ρ/(kg·m−3) Poisson's ratio ν 71 2770 0.33 
下载: 导出CSV
-
[1] KSHETRIMAYUM R S. A brief intro to metamaterials[J]. IEEE Potentials,2005,23(5):44-46. DOI: 10.1109/MP.2005.1368916
[2] 于靖军, 谢岩, 裴旭. 负泊松比超材料研究进展[J]. 机械工程学报, 2018, 54(13):1-14. DOI: 10.3901/JME.2018.13.001 YU Jingjun, XIE Yan, PEI Xu. State-of-art of metamaterials with negative Poisson’s ratio[J]. Journal of Mechanical Engineering,2018,54(13):1-14(in Chinese). DOI: 10.3901/JME.2018.13.001
[3] 任鑫, 张相玉, 谢亿民. 负泊松比材料和结构的研究进展[J]. 力学学报, 2019, 51(3):656-689. DOI: 10.6052/0459-1879-18-381 REN Xin, ZHANG Xiangyu, XIE Yimin. Research progress in auxetic materials and structures[J]. Chinese Journal of Theoretical and Applied Mechanics,2019,51(3):656-689(in Chinese). DOI: 10.6052/0459-1879-18-381
[4] 史炜, 杨伟, 李忠明, 等. 负泊松比材料研究进展[J]. 高分子通报, 2003(6):48-57. DOI: 10.3969/j.issn.1003-3726.2003.06.008 SHI Wei, YANG Wei, LI Zhongming, et al. Advances in negative Poisson’s ratio materials[J]. Polymer Bulletin,2003(6):48-57(in Chinese). DOI: 10.3969/j.issn.1003-3726.2003.06.008
[5] JANUS-MICHALSKA M, JASIŃSKA D, SMARDZEWSKI J. Comparison of contact stress distribution for foam seat and seat of auxetic spring skeleton[J]. International Journal of Applied Mechanics and Engineering,2013,18(1):55-72. DOI: 10.2478/ijame-2013-0004
[6] SAXENA K K, DAS R, CALIUS E P. Three decades of auxetics research-materials with negative Poisson’s ratio: A review[J]. Advanced Engineering Materials,2016,18(11):1847-1870. DOI: 10.1002/adem.201600053
[7] NAKAMURA M. Fundamental properties of intermetallic compounds[J]. MRS Bulletin,1995,20(8):33-39. DOI: 10.1557/S0883769400045085
[8] ALDERSON A. A triumph of lateral thought[J]. Chemistry & Industry,1999,10:384-387.
[9] EVANS K E, CADDOCK B D. Microporous materials with negative Poisson’s ratios: microstructure and mechanical properties[J]. Journal of Physics D: Applied Physics,1989,22(12):1877-1882. DOI: 10.1088/0022-3727/22/12/012
[10] LAKES R S. Advances in negative Poisson’s ratio materials[J]. Advanced Materials,1993,5(4):293-296. DOI: 10.1002/adma.19930050416
[11] CHAN N, EVANS K E. Fabrication methods for auxetic foams[J]. Journal of Materials Science,1997,32:5725. DOI: 10.1023/A:1018665617008
[12] LAKES R S. Foam structures with a negative Poisson’s ratio[J]. Science,1987,235:1038-1040. DOI: 10.1126/science.235.4792.1038
[13] GIBSON L J, ASHBY M F. 多孔固体结构与性能[M]. 刘培生, 译. 北京: 清华大学出版社, 2003. GIBSON L J, ASHBY M F. Cellular solids: Structure and properties[M]. Translated by LIU Peisheng. Beijing: Tsinghua University Press, 2003 (in Chinese).
[14] QIAO P, WANG J. Mechanics of composites sinusoidal honeycomb cores[J]. Jouranl of Aerospace Engineering,2005,18(1):42-50. DOI: 10.1061/(ASCE)0893-1321(2005)18:1(42)
[15] 卢子兴, 赵亚斌. 一种有负泊松比效应的二维多胞材料力学模型[J]. 北京航空航天大学学报, 2006, 32(5):594-597. DOI: 10.3969/j.issn.1001-5965.2006.05.022 LU Zixing, ZHAO Yabin. Mechanical model of two-dimensional cellular materials with negative Poisson's ratio[J]. Journal of Beijing University of Aeronautics and Astronautics,2006,32(5):594-597(in Chinese). DOI: 10.3969/j.issn.1001-5965.2006.05.022
[16] 张伟, 侯文彬, 胡平. 新型负泊松比多孔吸能盒平台区力学性能[J]. 复合材料学报, 2015, 32(2):534-541. ZHANG Wei, HOU Wenbin, HU Ping. Mechanical properties of new negative Poission’s ratio crush box with cellular structure in plateau stage[J]. Acta Materiae Compositae Sinica,2015,32(2):534-541(in Chinese).
[17] 蒋伟, 马华, 王军, 等. 基于环形蜂窝芯结构的负泊松比机械超材料[J]. 科学通报, 2016, 61(13):1421-1427. DOI: 10.1360/N972015-01314 JIANG Wei, MA Hua, WANG Jun, et al. Mechanical metamaterial with negative Poisson’s ratio based on circular honeycomb core[J]. Chinese Science Bulletin,2016,61(13):1421-1427(in Chinese). DOI: 10.1360/N972015-01314
[18] 沈建邦, 肖俊华. 负泊松比可变弧角曲边内凹蜂窝结构的力学性能[J]. 中国机械工程, 2019, 30(17):2134-2141. SHEN Jianbang, XIAO Junhua. Mechanics properties of negative Poisson’s ratio honeycomb structures with variable arc angle curved concave sides[J]. China Mechanical Engineering,2019,30(17):2134-2141(in Chinese).
[19] 王彦斌, 刘海涛. 负泊松比圆弧曲线蜂窝芯结构的力学分析[J]. 云南大学学报(自然科学版), 2020, 42(6):1159-1165. WANG Yanbin, LIU Haitao. Mechanical analysis of circular curve honeycomb core with negative Poisson’s ratio[J]. Journal of Yunnan University: Natural Sciences Edition,2020,42(6):1159-1165(in Chinese).
[20] 卢子兴, 武文博. 基于旋转三角形模型的负泊松比蜂窝材料面内动态压溃行为数值模拟[J]. 兵工学报, 2018, 39(1):153-160. LU Zixing, WU Wenbo. Numerical simulations for the in-plane dynamic crushing of honeycomb material with negative Poisson’s ratio based on rotating triangle model[J]. Acta Armamentarii,2018,39(1):153-160(in Chinese).
[21] 任毅如, 蒋宏勇, 金其多, 等. 仿生负泊松比拉胀内凹蜂窝结构耐撞性[J]. 航空学报, 2020, 42(3):223978. REN Yiru, JIANG Hongyong, JIN Qiduo, et al. Crashworthiness of bio-inspired auxetic reentrant honeycomb with negative Poisson’s ratio[J]. Acta Aeronautica et Astronautica Sinica,2020,42(3):223978(in Chinese).
[22] 赵昌方, 朱宏伟, 仲健林, 等. 复合材料负泊松比结构力学性能数值研究[J]. 江苏师范大学学报(自然科学版), 2020, 38(4):61-64. ZHAO Changfang, ZHU Hongwei, ZHONG Jianlin, et al. Numerical study on the negative Poisson’s ratio structure with composite materials: tension and compression mechanics[J]. Journal of Jiangsu Normal University (Natural Science Edition),2020,38(4):61-64(in Chinese).
[23] 刘宇, 郝琪, 田钰楠, 等. 不同泊松比填充结构在汽车前端的应用[J]. 湖北汽车工业学院学报, 2020, 34(2):50-54. LIU Yu, HAO Qi, TIAN Yunan, et al. Application on different negative Poisson’s ratio filling structures in automobile front end[J]. Journal of Hubei University of Automotive Technology,2020,34(2):50-54(in Chinese).
[24] 魏路路, 余强, 赵轩, 等. 内凹-反手性蜂窝结构的面内动态压溃性能研究[J]. 振动与冲击, 2021, 40(4):261-269. WEI Lulu, YU Qiang, ZHAO Xuan, et al. In-plane dynamic crushing characteristics of en-entrant anti-trichiral honeycomb[J]. Journal of Vibration and Shock,2021,40(4):261-269(in Chinese).
[25] 姚永永, 苏步云, 肖革胜, 等. 内凹负泊松比蜂窝结构的面内双轴冲击响应[J]. 高压物理学报, 2021, 35(2):72-79. YAO Yongyong, SU Buyun, XIAO Gesheng, et al. In-plane biaxial impact response of re-entrant auxetic honeycomb[J]. Chinese Journal of High Pressure Physics,2021,35(2):72-79(in Chinese).
[26] 王博, 张雄, 徐胜利. 2D周期蜂窝结构面内静动态压缩力学行为研究[J]. 力学学报, 2009, 41(2):274-281. WANG Bo, ZHANG Xiong, XU Shengli. Mechanical behavior of 2D periodic honeycombs under in-plane uniaxial compression[J]. Chinese Journal of Theoretical and Applied Mechanics,2009,41(2):274-281(in Chinese).
[27] 牛斌, 王博, 徐胜利. 正交各向异性Kagome蜂窝材料宏观等效力学性能[J]. 固体力学学报, 2009, 30(6):600-608. NIU Bin, WANG Bo, XU Shengli. Effective mechanical properties of orthotropic Kagome honeycomb materials[J]. Chinese Journal of Solid Mechanics,2009,30(6):600-608(in Chinese).
[28] ZHANG W, MA Z D, HU P. Mechanical properties of cellular vehicle body structure with negative Poisson’s ratio and enhanced strength[J]. Journal of Reinforced Plastics and Composites,2014,33(4):342-349. DOI: 10.1177/0731684413510752
[29] 邓小林. 分层梯变负泊松比蜂窝结构的面内冲击动力学分析[J]. 机械设计与制造, 2016, 57(4):219-223. DENG Xiaolin. In-plane impact dynamics analysis of honeycomb structure with layer gradient negative Poisson’s ratio[J]. Machinery Design & Manufacture,2016,57(4):219-223(in Chinese).
[30] 高强, 王良模, 钟弘, 等. 负泊松比结构的三点弯曲性能研究[J]. 南京理工大学学报, 2019, 43(2):141-146. GAO Qiang, WANG Liangmo, ZHONG Hong, et al. Research of structure with negative Poisson’s ratio under three-point bending[J]. Journal of Nanjing University of Science and Technology,2019,43(2):141-146(in Chinese).
[31] 周震, 叶茂. 新型三维负泊松比多胞结构的分析及相关问题的研究[D]. 广州: 广州大学, 2020. ZHOU Zhen, YE Mao. Analysis and experimental study of new three-dimensional negative Poisson’s ratio cellular structure[D]. Guangzhou: Guangzhou University, 2020 (in Chinese).
[32] 沈建邦, 肖俊华, 梁希, 等. 负泊松比曲边内凹蜂窝结构的面内冲击动力学数值研究[J]. 中国机械工程, 2020, 31(16):1998-2004. SHEN Jianbang, XIAO Junhua, LIANG Xi, et al. Numerical study on in-plane dynamics of negative Poisson’s ratio honeycomb structures with curved concave sides[J]. China Mechanical Engineering,2020,31(16):1998-2004(in Chinese).
[33] 白临奇, 史小全, 刘宏瑞, 等. 冲击载荷下箭头型负泊松比蜂窝结构动态吸能性能研究[J]. 振动与冲击, 2021, 40(11):70-77. BAI Linqi, SHI Xiaoquan, LIU Hongrui, et al. Dynamic energy absorption performance of arrow type honeycomb structure with negative Poisson’s ratio under impact load[J]. Journal of Vibration and Shock,2021,40(11):70-77(in Chinese).
-
计量
- 文章访问数: 1906
- HTML全文浏览量: 763
- PDF下载量: 199
