硬質(zhì)無機粒子填充聚丙烯基復合材料的增韌機理及其定量判據(jù)*

吳成寶,劉傳生,陳崢華,梁基照

(1 廣州民航職業(yè)技術學院飛機維修工程學院,廣東廣州 510430；2 華南理工大學機械與汽車工程學院,廣東廣州 510640；3 廣州白云國際機場地勤服務有限公司機務工程部,廣東廣州 510470)

硬質(zhì)無機粒子填充聚丙烯基復合材料的增韌機理及其定量判據(jù)*

吳成寶1,2,劉傳生1,陳崢華3,梁基照2

(1 廣州民航職業(yè)技術學院飛機維修工程學院,廣東廣州 510430；2 華南理工大學機械與汽車工程學院,廣東廣州 510640；3 廣州白云國際機場地勤服務有限公司機務工程部,廣東廣州 510470)

綜述了硬質(zhì)無機粒子(RIP)填充聚丙烯(PP)復合材料的増韌機理及其定量判據(jù)。大量的研究表明,最典型的增韌機理有逾滲模型理論、銀紋化微觀增韌機理和柔性界面層理論。在定量分析RIP填充PP復合材料的增強機理方面,主要闡述了兩種判據(jù)：基體層厚度判據(jù)和界面黏結強度判據(jù)；并利用所述判據(jù)分析了相關文獻的數(shù)據(jù),得出了如下結論：當RIP平均粒徑d<臨界粒徑dc,體積分數(shù)Φf>臨界體積分數(shù)ΦfC,或平均基體層厚度L<臨界基體層厚度Lc；界面相互作用參數(shù)B值在[1,2.6]之間時,RIP增強填充PP復合材料的韌性的機會較大。

硬質(zhì)無機粒子,聚丙烯,復合材料,增韌機理,定量判據(jù)

聚丙烯(PP)是一種熱塑性通用樹脂,因其相對密度低,來源豐富,價格低廉,電絕緣性和耐疲勞性好,耐化學腐蝕性優(yōu)良,力學性能良好,耐熱性較高,可采用擠出和注塑以及與這兩種加工方法相關的吹塑成型加工等優(yōu)點,被廣泛應用于生產(chǎn)航空制品、薄膜、汽車、家用電器等領域。但是,PP存在著低溫脆性大、剛性低、收縮率大和容易老化等嚴重缺點,從而限制了其應用。為此,人們常通過共聚[1-2]、共混[3-5]、填充[6-9]等改性技術改善PP的使用性能。填充改性由于其低成本,工藝簡單、可控等優(yōu)點而被廣泛應用[6-12],其中彈性體填充改性一直被視為是提高PP韌性最有效的途徑[13],然而彈性體改性不可避免地帶來基體材料剛性和強度的降低。

1984年,Kurauchi和Ohta[14]首先提出了有機剛性粒子增韌塑料的新概念,并用“冷拉機理”解釋了共混物韌性提高的原因：拉伸后分散相的球狀結構發(fā)生了伸長變形,變形幅度大于100%,最高可達400%,因協(xié)同應變使其周圍的基體也產(chǎn)生同樣大的形變,在受力過程中吸收了更多的能量,進而使共混物的韌性得以提高。自此,這種非彈性增韌在提高聚合物基體韌性的同時又提高了材料的強度、模量以及耐熱性,解決了傳統(tǒng)工藝上出現(xiàn)的難題。三十年來的研究表明,在一定條件下,硬質(zhì)無機粒子,如碳酸鈣[12]、高嶺土[15]、礬土[15]、云母[16]、碳粉[17]、中空粒子[18]、三氧化二鋁[15]和氧化鎂[19]等,不但可使材料的強度、模量得以提高,同時也使韌性得以改善,顯示了增韌增強的復合效應。

1 增韌理論及其增韌條件

除上述“冷拉機理”理論外,還產(chǎn)生了一些符合解釋RIP增強增韌PP復合材料機理的理論。

1.1 逾滲模型理論

當基體層厚度小于某一臨界厚度時,相鄰粒子間的相互作用增強,導致應力場交疊,引發(fā)大量的剪切屈服區(qū)出現(xiàn),使能量耗散,填充體系發(fā)生脆韌轉(zhuǎn)變。如圖1所示。

圖1 逾滲模型理論

圖1中1、2、3區(qū)分別表示脆性區(qū)、脆韌轉(zhuǎn)變區(qū)和韌性區(qū)。1區(qū)和3區(qū)分別對應基體產(chǎn)生銀紋和基體發(fā)生剪切屈服。其中的坐標變量X軸可以是第二相體積分數(shù),也可以是溫度、應變速率等其它變量,而Xc值即對應于發(fā)生脆韌轉(zhuǎn)變的臨界值——逾滲閾值,Y軸為韌性S[20-23]。

1.2 銀紋化微觀增韌機理

聚合物受力變形時產(chǎn)生應力集中,在硬質(zhì)無機粒子周圍引發(fā)基體屈服(空化、銀紋、剪切帶),吸收了大量的變形能,產(chǎn)生裂紋二次引發(fā)效應,阻礙裂紋的擴展,界面部分脫黏形成空化,從而使裂紋鈍化而不致發(fā)展成破壞性開裂,從而產(chǎn)生增韌作用。因此,只有基體具有一定的塑性變形能力,才使復合材料在受到外力條件時產(chǎn)生屈服和塑性變形[24-27]。

1.3 微觀機理模型理論

1998年,Kim等[28]模仿橡膠粒子增韌塑料的空穴化機理,提出了硬質(zhì)粒子必須脫黏并產(chǎn)生亞微米尺度的自由體積才能增韌塑料的微觀機理模型,如圖2所示。

由圖2可知,硬質(zhì)粒子的增韌機理包括三個階段：(1)應力集中：由于硬質(zhì)粒子與基體樹脂之間的彈性性能的差別,在受到外力時,無機粒子的加入成為復合材料內(nèi)部的應力集中物；(2)脫黏：應力集中效應使硬質(zhì)粒子周圍產(chǎn)生三維應力,并導致粒子-基體界面層脫黏；(3)剪切屈服：由脫黏產(chǎn)生的空洞使其周圍基體的應力狀態(tài)重新分布,并在一定條件下誘導基體產(chǎn)生大范圍內(nèi)的屈服,最終使材料在斷裂過程中吸收大量能量,其韌性得以提高。

圖2 RIP增韌塑料微觀機理模型

針對上述模型,Chan等[29]認為,在外力條件下,大量的Nano-CaCO3粒子成為應力集中點,并激發(fā)粒子-基體周圍產(chǎn)生空穴,空穴的產(chǎn)生使塑性約束得以釋放,進而使基體引發(fā)大量塑性形變,最終提高材料韌性。從其闡述可知,Nano-CaCO3粒子增韌PP亦可用微觀機理模型解釋。Zuiderduin等[30]認為無機粒子做為增韌劑時需滿足5個條件：(1)粒子的粒徑較小(一般小于5μm),否則,在脫黏過程中產(chǎn)生的空洞會成為斷裂萌發(fā)點。這也有利于穩(wěn)定自由體積的產(chǎn)生；(2)粒子的長徑比一定要均一,以防產(chǎn)生強烈的應力集中；(3)為了使粒子周圍基體的應力狀態(tài)發(fā)生改變,粒子的脫黏應先于基體樹脂的剪切應變；(4)填充粒子在樹脂內(nèi)均勻分布以避免產(chǎn)生萌發(fā)裂紋的團聚體；(5)粒子與樹脂的脫黏不妨礙粒子周圍樹脂的塑性形變的產(chǎn)生。

1.4 柔性界面層理論

對剛性粒子進行表面處理,使表面處理劑在基體與填料之間形成一個彈性過渡層,可有效傳遞和松弛界面上的應力,更好地吸收與分散外界沖擊能,從而提高復合材料的韌性[31-33]。

2 增韌機理的定量判據(jù)

2.1 基體層厚度判據(jù)

1985年,Wu[34]提出一種橡膠填充聚合物增韌機理公式：

(1)

式中：d為填充粒子的平均粒徑；Vf為填充粒子的體積分數(shù)；L為相鄰兩粒子表面之間的基體層厚度,簡稱粒間距。

式(1)最先應用于研究橡膠粒子增韌聚合物,Wu認為當基體層厚度小于臨界厚度(Lc)時,復合材料發(fā)生脆-韌轉(zhuǎn)變,該臨界值不依賴于橡膠粒子的體積分數(shù)、粒度,僅與一定模型、溫度、形變速率條件下基體的性能有關。Zhang[35]認為該式亦可用于計算無機粒子填充PP復合材料的基體層厚度。研究發(fā)現(xiàn),隨著粒子含量的增加,復合材料的基體層厚度減小,其沖擊強度增加,當基體層厚度為0.1μm時,復合材料的沖擊強度急劇增加。由于橡膠粒子和礦物粒子的彈性差異以及粒子-聚合物界面條件的不同,當基體層厚度相同時,PP/EOC共混物的沖擊強度較PP/CaCO3復合材料的大,且基體層厚度越小,相差越明顯,最大可相差1.2倍以上。

1988年,wu[20]研究認為,無機粒子粒度分布影響復合材料的應力分布,也影響著粒子間樹脂基體層厚度,并將粒徑分布具有多分散性,符合對數(shù)正態(tài)分布的粒子的分散度引入橡膠填充聚合物的基體層厚度公式(2),改進后的公式為：

(2)

式中：σ表示填充粒子分散度,對于單一分散的粒子,σ=1,多分散性粒子,σ>1；式中l(wèi)nσ可由下式預測：

(3)

式中：di為第i個粒子的粒徑；ni為粒徑為di的粒子的個數(shù)；d為平均粒徑。

Liu等[36]認為式(1)忽略了粒子粒度分布對基體層厚度的影響,式(2)雖考慮到粒子粒度分布的影響,但其對基體層厚度的影響估計過低,用其估算復合材料基體層厚度的誤差較大,重新建立了復合材料基體層厚度預測公式：

(4)

同時,用式(1)、(2)、(4)預測了復合材料的基體層厚度,對比分析了不同公式的預測值與實驗測量值,結果發(fā)現(xiàn)式(4)預測的具有相對較小的誤差。Kwok等[22]應用式(4)計算了PP/GB復合材料的基體層厚度,并討論了基體層厚度與復合材料的沖擊強度的關系。研究發(fā)現(xiàn),與橡膠粒子增韌機理不同,在相同的工藝條件下,PP/GB復合材料存在2條脆-韌轉(zhuǎn)變曲線。這說明,平均基體層厚度不是控制復合脆-韌轉(zhuǎn)變的唯一參數(shù)。

2.2 界面黏結強度判據(jù)

Turcsanyi等[37]認為粒子的粒度分布及界面黏結強度也是影響復合材料力學性能的重要參數(shù),將界面相互作用參數(shù)()首次引入無機粒子填充復合材料拉伸屈服強度預測的經(jīng)驗公式。經(jīng)轉(zhuǎn)換后,有：

(5)

分析式(5)的量綱可知,界面相互作用參數(shù)無直接的物理意義,但是該參數(shù)反應了特定復合材料的界面特性,且依賴于粒子的體積分數(shù)及基體樹脂的屈服強度,其值越大,說明粒子與基體之間的黏結越強。

對PP/CaCO3和PP/SiO2復合材料的界面相互作用參數(shù)的研究[20]發(fā)現(xiàn),不同類型的CaCO3填充PP復合材料的界面相互作用參數(shù)不相同,一般位于區(qū)間[0.791,1.932]之間,PP/SiO2復合材料的界面相互作用參數(shù)一般都>6。研究最后認為,該參數(shù)亦可用于定量表征無機粒子-聚合物界面的相互作用。Pukanszky等[38]對比分析了在模壓成型和注射成型條件下,無機粒子與PP基體之間的黏結強度,結果發(fā)現(xiàn)不同的成型方式只能改變基體樹脂的力學性能,復合材料的值不變。

用式(5)計算相關文獻[39]報道的數(shù)據(jù)可知,mPP改性及未改性CaCO3填充PP復合材料的值分別為2.24、3.16,且其SI′均小于1,材料未能增韌；0.2μm GB,1μm、3μm、8μm、25μm Al(OH)3填充PP復合材料的B值分別為3.77、1.42、1.04、0.94及0.67,比較分析復合材料相對缺口沖擊強度發(fā)現(xiàn),B值較大的0.2μm GB填充復合材料的SI′值隨體積分數(shù)的增加急劇下降,值較小的8μm、25μm Al(OH)3填充PP復合材料,在體積分數(shù)<10%時,隨體積分數(shù)提高,其SI′值約有提高,但均接近1,當體積分數(shù)>10%時,SI′值明顯減小,B值適中的1μm、3μm Al(OH)3填充PP復合材料在體積分數(shù)<10%時,隨體積分數(shù)提高,其SI′值迅速增加,當體積分數(shù)>10%時,SI′值有所下降,但直到體積分數(shù)超過40%時,SI′值才<1,增韌效果明顯。

Kwok等[40]對不同偶聯(lián)劑處理GB填充PP復合材料的B值的研究表明,經(jīng)鈦酸鹽偶聯(lián)劑處理過的GB填充PP復合材料具有較大的B值,為2.3,硅烷偶聯(lián)劑的為1.0,且二者都具有增韌效果。

Leong等[41]計算了PP/Talc、PP/高嶺土及PP/CaCO3復合體系的B值分別為5.34、3.99、1.12,比較填充復合體系的沖擊強度的發(fā)現(xiàn),前二者的沖擊強度隨填充粒子質(zhì)量分數(shù)的增加而降低；后者沖擊強度增加,有明顯的增韌效果。Metin等[42]測算了聚二乙烯(PEG)、氨丙基三乙氧基硅烷(AMPTES)、3-巰丙基三氧甲基硅烷(MPTMS)、甲基三乙氧基硅烷(MTES)改性天然沸石粒子填充PP復合體系中無機粒子與PP界面黏結強度發(fā)現(xiàn),當體積分數(shù)為3%時,AMPTES和MPTMS改性天然沸石填充PP復合材料的B值分別為2.15、1.7,與文獻[43]報道的AMPTES改性CaCO3填充PP復合材料的B值相近,掃描電鏡觀察其斷面發(fā)現(xiàn),基體在承載外力的過程中發(fā)生了明顯的塑性形變,復合材料表現(xiàn)出韌性斷裂特性；未改性、PEG和MTES改性天然沸石填充PP復合材料的B值相對較小,且前二者的B為負值,這說明未改性、PEG和MTES改性的天然沸石在PP基體內(nèi)呈不均勻分布,粒子與基體之間的黏結強度較弱,復合材料斷面的掃描電鏡圖片進一步表明,材料在斷裂過程中未發(fā)生塑性形變,斷面較為平整,表現(xiàn)出脆性斷裂特征。

計算文獻[29]和[44]報道的PP/CaCO3復合材料的B值,并考察B值與PP/CaCO3復合材料的SI′值的關系,如圖3所示。

由圖3可知,復合材料的B值處于1～7之間時,復合材料的比沖擊強度都大于1,無機粒子起到了一定增韌的效果。對比分析數(shù)據(jù)可以看出,當B值介于[1,3]區(qū)間時,無機粒子的增韌效果顯著,當B值>3時,增韌效果較差,SI′值一般都小于1.5,且B值越大,SI′值接近1；再對比分析文獻[40-42,45-46]報道的結果發(fā)現(xiàn),復合材料的B值均落在上述區(qū)間內(nèi),即當B值落在區(qū)間[1,2.6]內(nèi)時,其沖擊強度較純PP可能提高1.5以上,最高可達4.5左右。

圖3 B值與SI′的關系

3 結論

闡述了無機粒子改性聚合物復合材料的增韌機理、增韌條件和定量判據(jù),結果發(fā)現(xiàn),綜上所述,無機粒子填充PP增韌應滿足的條件為：(1)分散相形態(tài)：與橡膠增韌聚合物條件相同,當平均粒徑d<臨界粒徑dc,體積分數(shù)Φf>臨界體積分數(shù)Φfc,或平均基體層厚度L<臨界基體層厚度Lc；(2)界面相互作用：B值在[1,2.6]之間,即適當?shù)慕缑骛そY強度范圍內(nèi),最有可能增強PP/無機粒子復合材料的韌性。

[1] Machado F,Lim E L,Pinto J C,et al. In situ preparation of polypropylene/1-butene alloys using a MgCl2-supported Ziegler-Natta catalyst [J]. European Polymer Journal,2008,44：1130-1139.

[2] Hai-Yin Yu,Wei Li,Jin Zhou,et al. Thermo-and pH-responsive polypropylene microporous membrane prepared by the photoinduced RAFT-mediated graftcopolymerization[J]. Journal of Membrane Science,2009,343,(1-2)：82-89.

[3] Leire Sangroniz,Jordana K Palacios,Mercedes Fernández,et al. Linear and non-linear rheological behavior of polypropylene/polyamide blends modified with a compatibilizer agent and nanosilica and its relationship with the morphology [J]. European Polymer Journal,2016,83：10-21.

[4] Kun Wang,Yongyan Pang,Fei Wu,et al. Cell nucleation in dominating formation of bimodal cell structure in polypropylene/polystyrene blend foams prepared via continuous extrusion with supercritical CO2[J]. The Journal of Supercritical Fluids,2016,110：65-74.

[5] Jayananrayanan K,Thomas S,Joseph K. Morphology,static and dynamic mechanical properties of in situ microfibrillar composites based on polypropylene/poly (ethylene terephthalate) blends[J]. Composites,Part A,2008,39：164-175.

[6] Mohamed H Gabr,Wataru Okumura,Hisai Ueda,et al. Mechanical and thermal properties of carbon fiber/polypropylene composite filled with nano-clay [J]. Composites Part B：Engineering,2015,69：94-100.

[7] Bruno D Mattos,André L Misso,Pedro H G de Cademartori,et al. Properties of polypropylene composites filled with a mixture of household waste of mate-tea and wood particles[J]. Construction and Building Materials,2014,30：60-68.

[8] Golebiewski J,Galeski A. Thermal stability of nanoclay polypropylene composites by simultaneous DSC and TGA [J]. Composites Science and Technology 2007,67：3442-3447.

[9] Felicia Stan,Laurentiu I Sandu,Catalin Fetecau. Effect of processing parameters and strain rate on mechanical properties of carbon nanotube-filled polypropylene nanocomposites [J]. Composites Part B：Engineering,2014,59：109-122.

[10] Peiwei Hu,Huaming Yang. Polypropylene filled with kaolinite-based conductive powders [J]. Applied Clay Science,2013,83-84：122-128.

[11] K?pplmayr T,Milosavljevic I,Aigner M,et al. Influence of fiber orientation and length distribution on the rheological characterization of glass-fiber-filled polypropylene [J]. Polymer Testing,2013,32(3)：535-544.

[12] Weon J I,Gam K T,Boo W J,et al. Impact-toughening mechanisms of calcium carbonate-reinforced polypropylene nanocomposite [J]. Journal of Applied Polymer Science,2006,99：3070-3076.

[13] Petr Svoboda,Rajesh Theravalappil,Dagmar Svobodova,et al. Elastic properties of polypropylene/ethylene-octene copolymer blends[J]. Polymer Testing,2010,29(6)：742-748.

[14] Kurauchi T,Ohta T. Energy absorption in blends of polycarbonate with ABS and SAN[J].Journal of Material Science,1984,19：1699-1709.

[15] Achyut K Panda,RK Singh. Catalytic performances of kaoline and silica alumina in the thermal degradation of polypropylene [J]. Journal of Fuel Chemistry and Technology,2011,39(3)：198-202.

[16] Mohd Firdaus Omar,Hazizan Md Akil,Zainal Arifin Ahmad. Static and dynamic compressive properties of mica/polypropylene composites [J]. Materials Science and Engineering：A,2011,528(3)：1567-1576.

[17] Ruijie Xu,Minyi Chen,Feng Zhang,et al. High thermal conductivity and low electrical conductivity tailored in carbon nanotube (carbon black)/polypropylene (alumina) composites[J]. Composites Science and Technology,2016,133：111-118.

[18] Jie Zhao,Baoan Li,Xin Li,et al. Numerical simulation of novel polypropylene hollow fiber heat exchanger and analysis of its characteristics [J]. Applied Thermal Engineering,2013,59(1-2)：134-141.

[19] Lei Shen,Yinghong Chen,Pingli Li. Synergistic catalysis effects of lanthanum oxide in polypropylene/magnesium hydroxide flame retarded system [J]. Composites Part A：Applied Science and Manufacturing,2012,43(8)：1177-1186.

[20] Wu S. A generalized criterion for rubber toughening：The critical matrix ligament thickness [J]. Journal of Applied Polymer Science,1988,35：549-561.

[21] Liang J Z,Li R K Y. Brittle-ductile transition in polypropylene filled with glass beads [J]. Polymer,1999,40：3191-3195.

[22] Jiang W,Tjong S C,Li R K Y. Brittle-tough transition in PP/EPDM blends：effects of interparticle distance and tensile deformation speed [J]. Polymer,2000,41：3479-3482.

[23] 楊瑞成,羊海棠,彭采宇,等. 逾滲理論及聚合物脆韌轉(zhuǎn)變逾滲模型[J]. 蘭州理工大學學報,2005,31(1)：26-30.

[24] Chern S S,Hsiao C C. A time dependent theory of crazing behavior in polymers [J]. Journal of Applied Physics,1982,53(10)：6541-6551.

[25] Zhang Z D,Chern S S,Hsiao C C. Propagation of crazing in viscoelastic media [J]. Journal of Applied Physics,1983,54(10)：5568-5576.

[26] Sun B N,Hsiao C C. Nonlinear quasi-fracture behavior of polymers [J]. Journal of Applied Physics,1985,57(2)：170-174.

[27] 于杰,金志浩,周惠久. 銀紋萌生機制及判據(jù)[J]. 高分子材料科學與工程,1997,13(11)：98-103.

[28] Kim G M,Michler G H. Micromechanical deformation processes intoughened and particle-filled semicrystallinepolymers：Part 1. Characterization ofdeformation processes in dependence on phasemorphology[J]. Polymer,1998,39：5689-5687.

[29] Chan C M,Wu J S,Li J X,et al. Polypropylene/calcium carbonate nanocomposites [J]. Polymer,2002,43：2981-2992.

[30] Zuiderduin W C J,Westzaan C,Huetink J,et al. Toughening of polypropylene with calcium carbonate particles [J]. Polymer,2003,44：261-275.

[31] 歐玉春,方曉萍,施懷球,等.界面改性劑在聚丙烯/高嶺土二相復合體系中的作用[J]. 高分子學報,1996(1)：59-64.

[32] 歐玉春. 剛性粒子填充聚合物的增強增韌與界面相結構[J]. 高分子材料科學與工程,1998,14(2)：12-15.

[33] 歐玉春,方曉萍,郭庭泰,等. 剛性粒子增強增韌聚合物復合材料的制備新技術[J].材料研究學報,2001,15(1)：110-115.

[34] Wu S. Phase structure and adhesion in polymer blends a criterion for rubber toughening [J]. Polymer,1985,26：1855-1863.

[35] Zhang L,Li C Z,Huang R. Toughness mechanism in polypropylene composites：polypropylene toughened with elastomer and calcium carbonate [J]. Journal of Polymer Science,Part B：Polymer Physics,2004,42：1656-1662.

[36] Liu Z H,Zhang X D,Zhu X G,et al. Effect of morphology on the brittle ductile transition of polymer blends：1. A new equation for correlating morphological parameters [J]. Polymer,1997,38(21)：5267-5273.

[37] Turcsanyi B,Pukanszky B,Tudos F. Composition dependence of tensile yield stress in filled polymers [J]. Journal of Materials Science Letters,1988,7：160-162.

[38] Pukanszky B,Moczo J. Morphology and properties of particulate filled polymers [J]. Macromolecular Symposia,2004,214：115-134.

[39] Khunova V,Hurst J,Janigova I,et al. Plasma treatment of particulate polymer composites for analyses by scanning electron microscopy Ⅱ. A study of highly filled polypropylene/calcium carbonate composites [J]. Polymer Testing,1999,18：501-509.

[40] Kwok K W,Gao Z M,Choy C L,et al. Stiffness and toughness of polypropylene/glass bead composites [J]. Polymer Composite,2003,28(1)：53-59.

[41] Leong Y W,Abu Bakar M B,Mohd Ishak Z A,et al. Comparision of the mechanical properties and interfacial interactions between talc,kaolin,and calcium carbonate filled polypropylene composites [J]. Journal of Applied Polymer Science,2004,91：3315-3326.

[42] Metin D,Tihminllioglu F,Balkose D,et al. The effect of interfacial interaction on the mechanical properties of polypropylene/natural zeolite composites [J]. Composites,Part A,2004,35：23-32.

[43] Demjen Z,Pukanszky B,Nagy J. Evaluation of interfacial interaction in polypropylene/surface treated CaCO3composites [J]. Composites,Part A,1998,29A：323-329.

[44] Yang K,Yang Q,Li G X,et al. Morphology and mechanical properties of polypropylene calcium carbonate nanocomposites [J]. Materials Letters,2006,60：805-809.

[45] Jancar J,Dianselmo A,Dibenedetto A T. The yield strength of particulate reinforced thermoplastic composites [J]. Polymer Engineering and Science,1992,32(18)：1394-1399.

[46] Khunova V,Hurst J,Janigova I,et al. Plasma treatment of particulate polymer composites for analyses by scanning electron microscopy Ⅱ. A study of highly filled polypropylene/calcium carbonate composites [J]. Polymer Testing,1999,18：501-509.

Toughening Mechanisms and Its Quantitative Criterion of Rigid Inorganic Particle Filled Polypropylene Composites

WU Cheng-bao1,2,LIU Chuan-sheng1,CHEN Zheng-hua3,LIANG Ji-zhao2

(1 School of Aircraft Maintenance Engineering,Guangzhou Civil Aviation College,Guangzhou 510430,Guangdong,China；2 College of Mechanical and Automobile Engineering,South China University of Technology,Guangzhou,510640,Guangdong,China；3 Maintenance Engineering Department,Guangzhou Baiyun International Airport Ground Servicing LTD. Company,Guangzhou,510470,Guangdong,China)

The works in toughening mechanisms and its quantitative criterion of rigid inorganic particle(RIP) filled polypropylene(PP) composites were reviewed. It was extensively reported that the classic toughing mechanisms included percolation model theory,crazing micro-mechanical model and flexible inter-layer theory. Two main quantitative criterion in characterizing the toughing mechanism of RIP filling the PP composites quantitatively,matrix ligament thickness criterion and interfacial bonding strength criterion were indicated. The related data reported in the references were processed by the criterion indicated above,and the conclusion was gained that the RIP filling PP composites could be toughed probable under the conditions：the average particle sizedis smaller than the critical particle sizedc,the volume fractionΦfis larger than the critical volume fractionΦfC,or the average matrix ligament thicknessLis smaller than critical matrix ligament thicknessLc；the interfacial interaciton parameterBwas in the range from 1 to 2.6.

rigid inorganic particle,polypropylene,composite,toughening mechanism,quantitative criterion

TQ 32.5