MXene-PEDOT:PSS修饰PDMS多孔弹性体高灵敏度柔性压阻传感器

史菲菲; 熊娟; 但智钢

doi:10.13801/j.cnki.fhclxb.20240009.001

MXene-PEDOT:PSS修饰PDMS多孔弹性体高灵敏度柔性压阻传感器

1.
中国环境科学研究院　环境保护生态工业重点实验室，北京 100012
2.
湖北大学　微电子学院，武汉 430062

基金项目: 中国环境科学研究院国家环境保护生态工业重点实验室开放基金(2022KFF-08)；湖北省自然科学基金项目(2022CFB518)

详细信息

通讯作者:
但智钢，博士，研究员，博士生导师，研究方向为工业固废处理与资源化　E-mail: dash_2001@163.com

中图分类号: TP212；TB332
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出版历程
- 收稿日期: 2023-11-09
- 修回日期: 2023-12-07
- 录用日期: 2024-01-02
- 网络出版日期: 2024-01-08
- 刊出日期: 2024-10-14

High sensitivity flexible piezoresistive sensor of PDMS porous elastomer decorated by MXene-PEDOT:PSS

1.
State Environmental Protection Key Laboratory of Eco-Industry, Chinese Research Academy of Environmental Sciences, Beijing 100012, China
2.
School of Microelectronics, Hubei University, Wuhan 430062, China

Funds: Open Research Fund of State Environmental Protection Key Laboratory of Eco-industry, Chinese Research Academy of Environmental Sciences (2022KFF-08); Hubei Provincial Natural Science Foundation Project (2022CFB518)

摘要

摘要: 柔性压阻传感器在可穿戴式设备、电子皮肤、人机交互等领域有着极大的应用需求。常见的柔性压阻传感器导电敏感介质存在成本高、制备工艺复杂的问题，限制了其实用化进程和批量化生产。本文以明胶为牺牲剂制备了具有多孔结构的聚二甲基硅氧烷(PDMS)弹性体，再采用浸渍法获得了聚(3,4-亚乙基二氧噻吩):聚(苯乙烯磺酸盐) (PEDOT:PSS)和MXene复合修饰的PDMS柔性压阻传感器。实验表明，当PEDOT:PSS和MXene复合浓度分别为15 mg/mL和10 mg/mL时，传感器灵敏度获得最大值，在12~40 kPa压力范围内，灵敏度达29.1 kPa⁻¹。经测试，所制备的传感器响应时间为0.36 s，回复时间为0.6 s。该传感器可以检测人体关节(手指、肘部、膝盖)运动，表明开发的压力传感器在智能衣物、柔性可穿戴电子设备及人机交互领域具有良好的应用前景。
- MXene /
- PEDOT:PSS /
- PDMS多孔弹性体 /
- 高灵敏度 /
- 压阻传感器
Abstract: Flexible piezoresistive sensors have great application demands in wearable devices, electronic skins, man-computer interaction, and other fields. The common conductive sensitive media of flexible piezoresistive sensors suffer from high cost and complex preparation processes, which limit their practical application and mass production. A porous polydimethylsiloxane (PDMS) elastomer was prepared using gelatin as a sacrificial agent, and a MXene-poly(3,4-ethylenedioxythiophene) : poly(styrene sulfonate) (PEDOT:PSS)/PDMS composite piezoresistive sensor was obtained by impregnation method. Experimental results demonstrated that when the composite concentrations of PEDOT:PSS and MXene are 15 mg/mL and 10 mg/mL, respectively, the sensor has the highest sensitivity, reaching up to 29.1 kPa⁻¹ under the force range of 12-40 kPa. The response and recovery time of the piezoresistive sensor are 0.36 s and 0.6 s, respectively. After verification, the sensor can detect the movement of human joints (finger, elbow and knee), indicating that the developed piezoresistive sensor exhibits good application prospects in the fields of smart clothing, flexible wearable electronic devices, and human-computer interaction.
- MXene /
- PEDOT:PSS /
- PDMS porous elastomer /
- high sensitivity /
- piezoresistive sensor

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复合管多用于海洋油气输送，其中非粘接的钢带缠绕增强复合管多用于浅海油气运输^[1-3]。钢带缠绕增强复合管不仅克服了一般热塑性复合管质量密度低的缺点，且具有顺应性高、生产安装费用低及可再回收利用等特点^[4]。但长期恶劣的服役环境极易造成管道失效，进而引发油气泄露事故^[5]，因此开展海底复合管力学行为研究对钢带缠绕增强复合管结构设计、安全评价、操作维修等具有重要意义。

许多学者对钢带缠绕增强复合管进行了探索研究，如Bai等^[6-7]利用压溃试验和数值模拟研究发现，初始椭圆度、径厚比越大，钢带缠绕增强复合管极限抗外压能力越低。Bai等^[8]、Jiang等^[9]和Bai等^[10]利用轴向拉伸试验和数值模拟对钢带缠绕增强复合管进行研究发现，在纯拉伸载荷作用下，钢带缠绕增强复合管的拉伸刚度随着伸长量的增大而减小；同时建立了相应的解析模型并进行求解。Liu等^[11]基于蒙特卡洛(Monte-Carlo)及一次二阶矩(FOSM)相组合的方法矫正了钢带缠绕增强复合管的设计安全系数。学者们对复杂载荷下其他类型复合管进行了研究，如姜豪等^[12]建立了深海非粘结柔性管力学模型，分析了其在组合载荷工况下的力学性能。Gong等^[13]、Sertã等^[14]和Fe´ret等^[15]预测了深海柔性管的铠装层在轴向压缩、弯曲及外压下的屈曲失效。Bathtui^[16]给出用于模拟非粘结柔性立管在轴向拉伸、弯矩、内外压作用下结构响应的简化本构模型。Ramos等^[17]建立了深海柔性管在弯曲、扭转等组合载荷条件下的全滑动力学模型并得到相应解。Ramos等^[18]考虑管道层间间隙，提出了组合载荷下深海柔性管力学响应的计算模型，并进行了相应试验。Merino等^[19]采用试验和有限元方法研究发现，深海柔性管在内外压及拉伸条件下为线性响应，扭转载荷下为非线性响应。Gong等^[20]研究了深水夹芯管屈曲传播特性，提出了非粘接下深水夹芯管系统的传播压力经验表达式。Xue等^[21-23]对海底腐蚀管道在外部静水压力作用下的稳态屈曲拓展现象进行了非线性有限元分析。同时，提出一种夹芯管屈曲传播的三维分析方法，从壳的塑性稳定性理论角度描述了一种屈曲传播现象的综合机制，并提出了夹芯管的一阶剪切变形理论，推导了非浅水区夹芯层圆柱壳的平衡微分方程。

综上所述，目前针对钢带缠绕增强复合管的力学响应研究大多限于单一载荷下的试验或数值模拟，而对复杂载荷条件下的力学响应问题研究较少。由于海洋环境复杂多变，海底管道服役环境恶劣，钢带缠绕增强复合管承受复杂载荷，包括轴向拉力、弯曲载荷及内外压等，会加速管道失效。因此，本文开展多种复杂载荷下钢带缠绕增强复合管的力学特性研究。

1. 数值计算模型及验证

钢带缠绕增强复合管包含防漏和耐腐蚀的内层聚乙烯(PE)管、抵抗内外压的两层螺旋方向相反的钢质增强带、减小摩擦的保护层及抵抗外腐蚀的外层聚乙烯(PE)管^[24]，如图1所示。以长度为1 100 mm的钢带缠绕增强复合管为研究对象，建立如图1所示的数值计算模型。其中：1为内层PE管；2为内层缠绕钢带；3为外层缠绕钢带；4为保护层；5为外层PE管。

图 1 钢带缠绕增强复合管结构及数值计算模型

Figure 1. Structure and numerical calculation model of reinforced composite pipe wound with steel strip

PE—Polyethylene

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由于钢带缠绕增强复合管各层之间存在非线性接触，因此对较厚的内、外PE管采用C3D8R实体单元，对较薄的钢带及保护层采用S4R壳单元。接触关系采用法向硬接触和切向罚接触^[24]，钢带之间的摩擦系数为0.18，钢带与PE管之间的摩擦系数为0.22。管道一端完全固定，另一端施加轴向拉伸位移。根据文献[8]的试件，设置如表1所示的几何参数及材料属性。

表 1 钢带缠绕增强复合管的几何模型及材料参数

Table 1. Geometric and material parameters of reinforced composite pipe wound with steel strip

Model	Inner ring radius/mm	Thickness/mm	Helix angle/(°)	Width/mm	E/GPa	μ	Yield strength/MPa
Inner PE pipe	25.0	6.0	—	—	1.04	0.40	20
Inner steel strip	31.0	0.5	54.7	52	199.00	0.26	850
Outer steel strip	31.5	0.5	−54.7	52	199.00	0.26	850
Protective layer	32.0	1.0	—	—	1.04	0.40	20
Outer PE pipe	33.0	4.0	—	—	1.04	0.40	20
Notes: E—Elastic modulus; μ—Poisson’s ratio.

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文献[24]提出了计算钢带缠绕增强复合管轴向拉伸刚度的简化解析模型，可知钢带轴向拉力为

$\left\{ \begin{array}{l} {F_{{\rm{steel}},i}} = nbtE\cos \theta \cdot \left( {\dfrac{{\Delta L}}{L}{{\cos }^2}\theta + \dfrac{{{u_{{\rm{R}}i}}}}{{{R_{{\rm{m}}i}}}}{{\sin }^2}\theta } \right){\kern 1pt} {\kern 1pt} {\kern 1pt} {\kern 1pt} {\kern 1pt} {\kern 1pt} {\kern 1pt} \left\{ {i = {\rm{1,}}2} \right\}\\ {u_{{\rm{R}}i}} = - \dfrac{{{{\rm{\Lambda }}_1}{\Lambda _5} + {\Lambda _6}}}{{1 + {\Lambda _2}{\Lambda _5}}}\\ {\Lambda _1} = \beta E{\sin ^2}\theta \cdot t\dfrac{{\Delta L{{\cos }^2}\theta }}{L}\left( {\dfrac{1}{{{R_{{\rm{m}}1}}}} + \dfrac{1}{{{R_{{\rm{m}}2}}}}} \right)\\ {\Lambda _2} = \beta E{\sin ^4}\theta \cdot t\left( {\dfrac{1}{{R_{{\rm{m}}1}^2}} + \dfrac{1}{{R_{{\rm{m}}2}^2}}} \right)\\ {\Lambda _5} = \dfrac{{\left( {1 + \nu } \right){R_6}\left[ {\left( {1 - 2\nu } \right)R_6^2 + R_7^2} \right]}}{{{E_{\rm{S}}}\left( {R_6^2 - R_7^2} \right)}}\\ {\Lambda _6} = \dfrac{{2\left( {1 - {\nu ^2}} \right){P_{{\rm{out}}}}R_6^2R_7^2}}{{{E_{\rm{S}}}\left( {R_6^2 - R_7^2} \right)}} + \nu \dfrac{{{R_6}\Delta L}}{L}\\[-14pt] \end{array} \right.$

(1)

式中：u_Ri为径向位移量；β为考虑间隙时的折减系数；E为钢带弹性模量；θ为钢带缠绕螺旋角度；L为管道长度；∆L为拉伸长度；n为同一层增强层中钢带的条数；b为带宽；R_mi为第i层钢带增强层的平均缠绕半径；t为钢带厚度；R₆为内层PE管外半径；R₇为外层PE管内半径；E_S为PE材料在当前加载步下的割线模量。

PE管的轴向拉力F_PEi为

${F_{{\rm{PE}}i}} = \frac{{{E_{\rm{S}}}{A_{0i}}\Delta L}}{{\Delta L + L}}$

(2)

式中，A_0i为PE管截面初始面积。

钢带缠绕增强复合管总轴向拉力F_T可看作管道各层贡献值的累加，即

${F_{\rm{T}}} = \Sigma {F_{{\rm{PE}}}} + \Sigma {F_{{\rm{steel}}}}$

(3)

图2为钢带缠绕增强复合管数值模型与实验及解析解对比。可知，将数值计算模型与文献[8]的试验结果及文献[24]的解析模型进行对比，三者变化趋势一致。同时，本文数值计算模型比解析模型更接近试验值，这是由于解析模型未考虑层与层之间的摩擦作用及螺旋钢带自身弯曲变化，即仅考虑钢带沿带长度方向的轴向变形。因此，该数值计算模型较为可靠。

图 2 钢带缠绕增强复合管数值模型与试验及解析解对比

Figure 2. Comparison of numerical model, experimental and analytical model results of reinforced composite pipe wound with steel strip

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2. 不同组合载荷下钢带缠绕增强复合管的力学性能

为研究由拉伸、内外压和弯曲载荷组合的复杂载荷下带缠绕增强复合管的力学性能，其组合类型为：内外压加拉伸、内外压加弯曲、内外压加弯曲及拉伸，同时与纯拉伸和纯弯曲载荷条件进行对比。由于海底工况复杂，带缠绕增强复合管受载具有不确定性，因此本文选取的加载路径为在同一分析步中同时施加内外压、拉伸或弯曲载荷。承载能力可通过管道屈曲时的载荷大小判定，载荷越大，承载性能越好。钢带缠绕增强复合管的拉伸刚度为

$k = \frac{F}{x}$

(4)

式中：k为拉伸刚度；F为轴向拉力；x为轴向位移。

钢带缠绕增强复合管的弯曲刚度为

$m = \frac{M}{\alpha }$

(5)

式中：m为弯曲刚度；M为弯矩；α为弯曲角度。

图3为钢带缠绕增强复合管轴向拉力和拉伸量的关系曲线。可知，在弹性阶段(AB、AC、AD段)，钢带缠绕增强复合管的拉伸刚度不变。在BE、DF、CG段，钢带缠绕增强复合管的拉伸刚度随伸长量增大而减小，非线性特征明显，将该阶段定义为过渡阶段。而EH、FI、GJ段则为整体的屈服阶段。曲线Ⅰ(内压为1 MPa、外压为3 MPa)和曲线Ⅱ(内压为2 MPa、外压为3 MPa)的拉伸刚度明显小于纯拉伸情况，这是由外压大于内压，压差引起泊松效应(一端固定条件下，钢带缠绕增强复合管因挤压而径向收缩，又因整体体积不变，钢带缠绕增强复合管将沿自由端方向伸长)造成的。在曲线Ⅰ基础上，对自由端施加0.2 rad的转角位移，钢带缠绕增强复合管被拉伸约至77 mm时其拉力急剧下降，此时钢带缠绕增强复合管失效。可以看出，弯曲载荷对钢带缠绕增强复合管拉伸刚度影响较小，但会降低钢带缠绕增强复合管屈曲时的临界拉力，即抗拉承载能力降低。

图 3 不同拉伸载荷作用下钢带缠绕增强复合管的力学性能

Figure 3. Mechanical properties of reinforced composite pipe wound with steel strip under different tensile loads

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图4为钢带缠绕增强复合管的弯矩和弯曲角度关系曲线。可知，曲线Ⅰ(内压为1 MPa、外压为3 MPa)和曲线Ⅱ(内压为2 MPa、外压为3 MPa)的钢带缠绕增强复合管弯曲刚度明显小于纯弯曲情况。这是由于钢带缠绕增强复合管不受内外压作用时，层间挤压较小，最大静摩擦力小；在弯曲过程中各层易产生相对滑移，滑动摩擦力在一定程度上阻碍钢带缠绕增强复合管变形，使钢带缠绕增强复合管产生更大弯矩，即迟滞效应。同理，钢带缠绕增强复合管承受内外压时，层间摩擦力增强，无滑移现象，钢带缠绕增强复合管整体性提高。在曲线Ⅰ基础上，钢带缠绕增强复合管被拉伸至60 mm，轴向拉力所形成的弯矩与初始弯矩叠加，使在相同弯曲形变下钢带缠绕增强复合管弯曲刚度大幅提高，柔性降低。

图 4 不同弯曲载荷作用下钢带缠绕增强复合管的力学性能

Figure 4. Mechanical properties of reinforced composite pipe wound with steel strip under different bending loads

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当钢带缠绕增强复合管承受较大内外压时，虽然钢带缠绕增强复合管整体性增强，但由于钢带缠绕增强复合管各层力学性能不同，形变过程中外层PE管易提前进入屈服阶段，使钢带缠绕增强复合管整体弯曲刚度下降，管端弯矩出现极大值，如曲线Ⅰ和Ⅱ所示。

3. 复杂载荷下钢带缠绕增强复合管各层力学性能对比

3.1 内层和外层PE管的力学性能

图5为内层和外层PE管在纯拉伸和组合拉伸(包含内外压和弯曲，且以拉伸载荷为主)载荷作用下的应力云图。可见，纯拉伸作用下应力沿管道分布较均匀，两端应力小于中间段。内层PE管出现螺旋状高应力区，这是由于拉伸过程中钢带边缘对其径向挤压。而在组合拉伸作用下，相同拉伸长度的内层和外层PE管在自由端附近产生严重的屈曲破坏，进入失效状态。

图 5 内层和外层聚乙烯(PE)管在纯拉伸和组合拉伸下的应力分布

Figure 5. Stress distributions of inner and outer polyethylene (PE) pipes under pure tensile and combined tensile loads

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图6为内层和外层PE管在纯拉伸和组合拉伸作用下应力及应变随拉伸量的变化。由图6(a)可知，纯拉伸载荷作用时，轴向位移为0~90 mm范围内的应变呈线性变化，复合管处于弹性状态，且内层和外层PE管应变基本一致。在组合拉伸下，内层和外层PE管在拉伸至77 mm时应变急剧增大，达到屈服极限，开始产生塑性变形，且外层PE管应变大于内层PE管。由图6(b)可知，当拉伸至76.5 mm时，外层PE管的最大Mises应力达到22.60 MPa，内层PE管为21.51 MPa，进一步说明在组合拉伸的条件下，外层PE管力学响应较内层PE管更为敏感。

图 6 内层和外层PE管在纯拉伸和组合拉伸作用下的应力和应变

Figure 6. Stress and strain of inner and outer PE pipes under pure tensile and combined tensile loads

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外层PE管应力分布如图6(a)内图所示。可知，在拉伸过程中管道自由端上部出现高应力区，外层PE管螺旋状高应力区的应力值逐渐增大，最终在拉伸约至77 mm时，外层PE管在自由端附近发生屈曲失效。

图7为内层和外层PE管在纯弯曲和组合弯曲(包含内外压和拉伸，且以弯曲载荷为主)作用下的应力云图。可见，在纯弯曲作用下，高应力区出现在管道固定端附近上部。而在组合弯曲作用下的高应力区出现在管道自由端附近，并发生屈曲破坏。同时外层PE管应力分布较内层PE管更具规律性。

图 7 内层和外层PE管在纯弯曲和组合弯曲下的应力分布

Figure 7. Stress distribution of inner and outer PE pipes under pure bending loads and combined bending loads

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图8为内层和外层PE管在纯弯曲和组合弯曲作用下的应力和应变随弯曲角度的变化。由图8(a)可知，在纯弯曲作用下，内层和外层PE管均处于弹性阶段；在组合弯曲载荷作用下，内层和外层PE管的应变在弯曲角度分别为0.24 rad和0.25 rad时急剧增加，外层PE管提前失效。由图8(b)可知，无论是在纯弯曲载荷作用下还是组合弯曲载荷作用下，外层PE管的Mises应力始终大于内层PE管。

图 8 内层和外层PE管在纯弯曲和组合弯曲作用下应力和应变

Figure 8. Stress and strain of inner and outer PE pipes under pure bending and combined bending loads

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外层PE管应力分布如图8(a)内图所示。可知，钢带缠绕增强复合管变形过程中外层PE管的高应力区不断向自由端集中，并在其附近发生屈曲破坏。管道整体曲率半径非常大，说明在组合弯曲载荷作用下钢带缠绕增强复合管弯曲刚度大幅度提高，柔性降低。

3.2 钢带增强层的力学性能

图9为组合拉伸载荷和组合弯曲载荷作用下内层缠绕钢带的应力云图。可见，钢带在组合拉伸载荷和组合弯曲载荷作用下应力分布几乎一致。应力沿轴向方向呈非均匀分布，这是由于边界条件的非线性即端部效应，钢带在边缘部分出现应力集中造成的。同时，应力集中区域沿某一路径具有对称性。创建相应路径及节点编号1~7，提取一组单元在同一时刻对应节点的Mises应力，如图9所示。由文献[8]可知，纯拉伸下内层钢带对称应力的路径平行于带宽分布，而组合拉伸载荷和组合弯曲载荷作用下的路径发生偏移，说明复杂载荷会改变内层钢带对称应力分布路径。

图 9 内层缠绕钢带应力云图及节点Mises应力

Figure 9. Stress cloud diagram of inner wound steel strip and Mises stress of nodes

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4. 参数敏感性分析

4.1 钢带螺旋角度

选取钢带缠绕增强复合管中钢带增强层的三种螺旋角度(±54.7°、±60.5°、±67.7°)进行分析。图10为组合拉伸载荷作用下螺旋角对钢带缠绕增强复合管拉伸性能的影响。可见，随着螺旋角度增大，由于未发生层间相对滑动，钢带缠绕增强复合管在弹性阶段的拉伸刚度几乎不发生变化；在过渡及屈服阶段，钢带缠绕增强复合管的拉伸刚度增大，柔性降低，这是由于螺旋角度的增大，增加了单位轴向长度内钢带缠绕圈数，导致钢带覆盖率提高，总摩擦力增大，钢带缠绕增强复合管各层之间不易产生滑移。随着螺旋角增大，钢带缠绕增强复合管屈曲时的临界拉力增大，抗拉承载能力提高。

图 10 组合拉伸载荷作用下螺旋角对钢带缠绕增强复合管拉伸性能影响

Figure 10. Effect of helix angles on tensile properties of reinforced composite pipe wound with steel strip under combined tensile load

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图11为组合弯曲载荷作用下螺旋角对钢带缠绕增强复合管弯曲性能影响。可见，随着螺旋角度增大，钢带缠绕增强复合管在弹性阶段的弯曲刚度基本不变；在屈服阶段，钢带缠绕增强复合管弯曲刚度随螺旋角增大而增大，柔性降低，这是由于螺旋角度越大，在保持钢带宽度不变条件下，单位轴向长度内钢带缠绕圈数增大，即钢带覆盖率越高，钢带缠绕增强复合管整体刚度越大；钢带缠绕增强复合管屈曲时的临界弯矩呈非单调变化，存在极大值，当弯曲角度为0.215 rad时，螺旋角为60.5°的钢带缠绕增强复合管弯矩为697 kN·m，载荷达到屈曲临界值，而螺旋角为54.7°的钢带缠绕增强复合管仍处于屈服阶段，螺旋角为67.7°的钢带缠绕增强复合管早已失效。

图 11 组合弯曲载荷作用下螺旋角对钢带缠绕增强复合管弯曲性能影响

Figure 11. Effect of helix angles on bending properties of reinforced composite pipe wound with steel strip under combined bending load

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4.2 层间摩擦系数

图12为组合拉伸载荷作用下摩擦系数对钢带缠绕增强复合管拉伸性能的影响。可知，在组合拉伸载荷作用下，随着摩擦系数增大，钢带缠绕增强复合管在弹性阶段轴向拉伸刚度基本不变，体现了较强整体性；在过渡阶段，钢带缠绕增强复合管拉伸刚度提高，柔性降低，这是由于摩擦系数的增大提高了层间滑动摩擦力，迟滞效应更加明显；钢带缠绕增强复合管屈曲时的临界拉力增大，抗拉承载能力提高，即当摩擦系数为0.2时，钢带缠绕增强复合管在拉伸至77 mm时失效，而对于其他情况，其失效时的拉伸量均小于77 mm。

图 12 组合拉伸载荷作用下摩擦系数对钢带缠绕增强复合管拉伸性能的影响

Figure 12. Effect of friction coefficients on tensile properties of reinforced composite pipe wound with steel strip under combined tensile load

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图13为组合弯曲下摩擦系数对钢带缠绕增强复合管弯曲性能影响。可见，随着摩擦系数增大，弹性阶段的钢带缠绕增强复合管与组合拉伸载荷作用下刚度的变化规律类似。钢带缠绕增强复合管屈曲时的临界弯矩逐渐增大，抗弯承载能力提高。

图 13 组合弯曲下摩擦系数对钢带缠绕增强复合管弯曲性能影响

Figure 13. Effect of friction coefficients on bending properties of reinforced composite pipe wound with steel strip under combined bending load

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5. 结论

(1)压差(外压大于内压，且≤2 MPa)越大，钢带缠绕增强复合管柔性越高；钢带缠绕增强复合管弯矩存在极大值。与纯拉伸作用相比，组合拉伸载荷作用时钢带缠绕增强复合管屈服时的临界拉力降低，抗拉承载能力降低；与纯弯曲作用相比，组合弯曲载荷作用时钢带缠绕增强复合管柔性大幅降低。

(2)复杂载荷作用的高应力区出现在钢带缠绕增强复合管自由端附近，并在此处发生屈曲失效，且外层聚乙烯(PE)管的应变大于内层PE管；而在纯弯曲载荷作用下，高应力区出现在钢带缠绕增强复合管的固定端，纯拉伸载荷作用下应力分布较均匀；复杂载荷会改变内层钢带对称应力的分布路径。

(3)复杂载荷作用下，钢带螺旋角度及摩擦系数越大，钢带缠绕增强复合管柔性越低。在组合拉伸载荷作用下，增大钢带螺旋角及层间摩擦系数，钢带缠绕增强复合管屈曲时的临界拉力增大，承载能力提高。在组合弯曲载荷作用下，螺旋角增大使钢带缠绕增强复合管屈曲时的临界弯矩呈非单调变化，存在极大值；层间摩擦系数越大，临界弯矩越大，钢带缠绕增强复合管的抗弯承载能力提高。

图 1 负载不同浓度聚(3,4-亚乙基二氧噻吩):聚(苯乙烯磺酸盐)(PEDOT:PSS)的PEDOT:PSS/聚二甲基硅氧烷(PDMS)弹性体SEM图像：(a) 0 mg/mL；(b) 1 mg/mL；(c) 3 mg/mL；(d) 5 mg/mL；(e) 10 mg/mL；(f) 15 mg/mL

Figure 1. SEM images of PEDOT:PSS/polydimethylsiloxane (PDMS) porous elastomer after loading different concentrations of poly(3,4-ethylenedioxythiophene):poly(styrene sulfonate) (PEDOT:PSS): (a) 0 mg/mL; (b) 1 mg/mL; (c) 3 mg/mL; (d) 5 mg/mL; (e) 10 mg/mL; (f) 15 mg/mL

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图 2 负载不同浓度MXene的MXene-PEDOT:PSS/PDMS弹性体SEM图像：(a) 0 mg/mL；(b) 1 mg/mL；(c) 3 mg/mL；(d) 5 mg/mL；(e) 10 mg/mL；(f) 15 mg/mL

Figure 2. SEM images of MXene-PEDOT:PSS/PDMS porous elastomer after loading different concentrations of MXene: (a) 0 mg/mL; (b) 1 mg/mL; (c) 3 mg/mL; (d) 5 mg/mL; (e) 10 mg/mL; (f) 15 mg/mL

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图 3 多孔PDMS弹性体、PEDOT:PSS/PDMS及MXene-PEDOT:PSS/PDMS复合样品的XRD图谱

Figure 3. XRD patterns of PDMS porous elastomer, PEDOT:PSS/PDMS and MXene-PEDOT:PSS/PDMS composited samples

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图 4 PEDOT:PSS/PDMS压阻传感器电流变化率-压强曲线

Figure 4. Current change rates vs pressure of PEDOT:PSS/PDMS piezoresistive sensor

△I/I₀—Current change rates; S—Sensitivity

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图 5 MXene-PEDOT:PSS/PDMS压阻传感器电流变化率-压强曲线

Figure 5. Current change rates vs pressure of MXene-PEDOT:PSS/PDMS piezoresistive sensor

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图 6 MXene-PEDOT:PSS/PDMS压阻传感器： (a) 电流-电压曲线；12~48 kPa (b)及0~44 kPa (c)范围内电流变化率随时间变化曲线；(d) 响应与回复曲线

Figure 6. MXene-PEDOT:PSS/PDMS piezoresistive sensor: (a) Current-voltage curves; Current change rates vs time of 12-48 kPa (b) and 0-44 kPa (c); (d) Response and recovery curves

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图 7 MXene-PEDOT:PSS/PDMS压阻传感器的应用：手指弯曲(a)、肘部弯曲(b)、膝盖弯曲(c)、走(d)、跑(e)、跳(f)运动状态的响应曲线

Figure 7. Application of MXene-PEDOT:PSS/PDM piezoresistive sensor: Response curves of finger bending (a), elbow bending (b), knee bending (c), walking (d), running (e) and jumping (f)

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表 1 柔性压阻式压力传感器性能比较

Table 1 Performance comparison of flexible piezoresistive sensor

Material	Detection range/kPa	Sensitivity/kPa⁻¹	Response/recovery time/ms	Ref.
PDMS@MWCNTs/PP	2-7	16.6	74/64	[18]
MXene@PDMS	0-40	1.96	40/40	[19]
CNT/PDMS	0-9.2	5.1	54/65	[20]
MXene/NWF	15-150	6.31	300/260	[21]
PANI/BC/CH	0-0.3	1.41	＞1000	[22]
MXene-PEDOT:PSS/PDMS	0-12	14.4	360/600	This work
Notes: PP—Polypropylene; MWCNT—Multiwall carbon nanotube; CNT—Carbon nanotube; NWF—Nonwoven fabric; PANI/BC/CH—Polyaniline/bacterial cellulose/chitosan.

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长摘要

目的
柔性压阻传感器在可穿戴式设备、电子皮肤、人机交互等领域有着极大的应用需求。目前常见的用作柔性压阻传感器导电敏感介质有金属纳米材料和碳基敏感材料，由于存在成本高、制备工艺复杂的问题，限制了其在工业机器人、医疗器械等领域中的实用化进程和批量化生产。本文制备的MXene-PEDOT:PSS/PDMS复合压阻传感器，具有合成方法简单、灵敏度高的特点，适用于柔性可穿戴电子设备及人机交互领域。
方法
以明胶为牺牲剂制备了具有多孔结构的PDMS弹性体，以MXene和PEDOT:PSS为导电敏感材料，通过优化MXene和PEDOT:PSS的浓度，获得了高灵敏度MXene-PEDOT:PSS/PDMS复合压阻传感器。利用D8 Advance X射线衍射仪对复合多孔弹性体进行结构分析。采用吉时利数字源表和旋转推拉测试仪测试柔性压阻传感器的压力敏感特性。将Keithley 2611源表、直流电源与传感器用导线串联形成回路，在固定直流电压(5 V)输出下，用Keithley 2611源表记录样品在不同压强作用下传感器的电流变化率。
结果
①MXene-PEDOT:PSS/PDMS复合弹性体中， PEDOT:PSS薄膜在PDMS多孔内壁呈褶皱状结构；MXene在PDMS内壁为片层状薄膜附着。②PEDOT:PSS浓度为15 mg/mL时，PEDOT:PSS/PDMS传感器的压阻敏感性能最好，传感器在三个线性区间的灵敏度都达到了最大值。在0~12 kPa区间内，传感器的灵敏度为10.20 kPa，在12~40 kPa和40~56 kPa区间范围内，压阻传感器的灵敏度分别为6.96 kPa和3.73 kPa。③当MXene的负载浓度为10 mg/mL时，传感器在三个区间的灵敏度均最大。在0~12 kPa区间内传感器的灵敏度为14.4 kPa，在12~40 kPa作用力范围内，灵敏度最大，达到29.1 kPa。④MXene-PEDOT:PSS/PDMS传感器具有稳定的I-V曲线及电流响应特性，传感器对外力作用的响应/恢复时间分别为0.36 s和0.6 s。⑤将MXene-PEDOT:PSS/PDMS传感器固定在膝盖处，人行走时传感器的电流变化率约为50，跑步时的电流变化率为450，跳跃时的电流变化率达到570。
结论
本文以明胶为牺牲剂获得了多孔结构PDMS弹性体，再采用浸渍法制备了MXene-PEDOT:PSS/PDMS柔性压阻传感器。分析了PEDOT:PSS及MXene复合浓度对压阻传感器灵敏度的影响。当PEDOT:PSS复合浓度为15 mg/mL，MXene复合浓度为10 mg/mL时，传感器的灵敏度达到了最大值。在0~12 kPa、12~40 kPa和40~56 kPa三个区间内，该传感器的灵敏度分别为14.4 kPa、29.1 kPa和20.3 kPa，传感器对外力作用的响应速度较快，响应/恢复时间分别为0.36 s和0.6 s。将制备MXene-PEDOT:PSS/PDMS压阻传感器固定在手指、肘部和膝盖关节处，测试人体关节弯曲不同角度时传感器的电流变化率，结果发现传感器对关节运动呈现良好的电流响应特性，表明该传感器在柔性可穿戴设备、人机交互等领域具有良好的应用前景。