發泡溫度對常壓自發泡煤基泡沫炭結構和機械強度的影響

楊暖暖，高翔宇，王美君，申巖峰，孔 嬌，常麗萍，呂永康

(太原理工大學 煤科學與技術教育部和山西省重點實驗室，山西 太原 030024)

泡沫炭材料因其獨特的泡孔結構而具有優異的電、磁、熱、力學性能，可廣泛應用于化工、冶金、建筑、航空航天等領域[1-3]，泡沫炭的結構和性能直接取決于前驅體和發泡工藝。目前多以瀝青[4-5]、有機聚合物[6-8]、煤及煤系物[9-11]以及生物質[12-13]等為富碳前驅體，通過不同的發泡工藝制備泡沫炭。我國煤炭資源豐富、價格低廉，利用組成和結構獨特的強黏結性煙煤制備具有特定結構和性能的泡沫炭受到廣泛關注[9-14]，具有良好的發展潛力。

在制備過程中，強黏結性煙煤首先經過熱解形成氣液固三相共存的膠質體，同時生成的大量揮發性氣體會被困在黏流狀膠質體中形成氣泡。當膠質體中存在大量氣泡時，揮發性氣體會直接擴散到氣泡中，導致氣泡的增長和膠質體的膨脹，最終衍生為泡沫炭材料[10,15-17]。由此發現，膠質體的流動性、揮發性氣體的生成量以及體積膨脹是影響發泡過程和最終泡孔結構的關鍵因素。然而，常壓下，氣泡生長阻力較小且易克服平衡力而破裂釋放出揮發性氣體，使膠質體的體積膨脹度過大，導致無法可控地生成具有豐富泡孔且結構良好的泡沫炭材料。傳統上主要采用加壓發泡工藝，在密閉高壓反應釜中引入大量惰性氣體與煤自身熱解產生的揮發性氣體的共同作用下，產生外加壓力對氣泡的生長和膠質體的膨脹進行調控，以得到結構完整的泡沫體[15,17]。但該發泡過程需要高溫高壓、高強度的反應設備，導致泡沫炭的生產成本和危險性增加。同時在密閉環境中熱解揮發性氣體的快速釋放會急劇改變體系外加壓力，泡孔結構難以控制[16,18]。為此，筆者基于傳統加壓發泡原理并結合強黏結性煙煤在熱解過程中形成膠質體的特性，在相對開放的常壓體系下實現了煤基泡沫炭的可控制備[18]。具體以放置在煤床表面重物對原料煤施加的擠壓力作為發泡壓力，提高熱分解過程的氣體壓力，增大氣泡生長和揮發性氣體逸出膠質體的阻力，從而實現膠質體的可控膨脹發泡。在改變重物壓力的條件下制備出不同密度(0.46～0.76 g/cm3)和力學性能(9.0～22.3 MPa)的泡沫炭材料。相較于傳統加壓發泡法，常壓自發泡法不需要額外引入加壓氣體以及高強度的制備模具，具有操作工藝簡單、安全等特點。對同一原料煤，溫度是影響膠質體熱塑性(流動性、膨脹性)和熱解行為(揮發性氣體的生成)的主要因素，通過改變發泡溫度，過程中膠質體流動性、體積膨脹及揮發性氣體生成量與泡沫炭結構和性能之間的關系需進一步明確。

筆者以未經處理的焦煤為前驅體原料，采用常壓自發泡法制備煤基泡沫炭，考察發泡溫度對膠質體的流動性、體積膨脹和生成的揮發性氣體的影響，并重點研究了其對煤基泡沫炭的泡孔結構、微晶結構以及機械性能的影響。

1 實 驗

1.1 發泡溫度的選擇

選取中等變質程度的焦煤作為發泡前驅體，經破碎、篩分，選取粒徑小于0.15 mm的樣品備用。原料煤的工業分析、元素分析、黏結指數G見表1。

表1 原料煤的煤質分析Table 1 Quality analysis of the raw coal

采用熱重分析儀(NETZSCH-STA 409 C)分析原料煤的熱失重特性。以N2為載氣和保護氣，氣體流量為100 mL/min，樣品質量為17～20 mg，以5 ℃/min的升溫速率從室溫升至900 ℃。根據GB/T 25213—2010和GB/T 5450—2014分別測定原料煤膠質體的流動度和膨脹度。圖1，2分別為原料煤的TG/DTG曲線、流動度和膨脹度曲線，主要特性參數見表2。

由圖1可知，原料煤在300～600 ℃內有明顯的熱失重，溫度升到482 ℃時質量變化速率最大，生成大量氣體。由圖2(a)和表2可知，原料煤的流動度隨溫度的升高呈先升高再降低的變化趨勢，其塑性溫度區間為432 ～510 ℃，最大流動度對應的溫度為480 ℃。由圖2(b)和表2可知，溫度升至483 ℃時，膠質體的膨脹度最大(29.3%)，隨溫度繼續升高，膠質體的膨脹度幾乎不發生變化。原料煤熱解過程中形成的膠質體以及生成的熱解氣體，為其發泡提供了基本條件，因此發泡溫度在膠質體與熱解氣共存階段(即塑性溫區內)進行選取。同時，氣泡的生長和發育受到膠質體流動性、揮發性氣體的生成量以及體積膨脹等因素影響。根據煤熱解行為和流動行為隨溫度的變化規律，主要選取435 (軟化溫度附近溫度)，465 (1/2最大流動度對應溫度)，480(最大流動度溫度)，490 (1/2最大流動度對應溫度)，510 ℃(固化溫度)作為發泡溫度。此外，以常壓下測得的特征溫度模擬實際發泡環境可能會存在偏差，因此實驗結果是對應的該發泡溫度的相對規律。

圖1 原料煤的TG/DTG曲線Fig.1 TG/DTG curves of the raw coal

圖2 原料煤的流動度和膨脹度曲線Fig.2 Fluidity and dilatation curves of the raw coal

表2 原料煤的流動性、膨脹性和熱重分析參數Table 2 Parameters from fluidity,dilatation and thermogravimetric analysis of the raw coal

1.2 泡沫炭的制備

按原料煤∶蒸餾水質量比為10∶1混合攪拌均勻后置于金屬模具內，在壓力成型機上以6 MPa壓力成型，得到堆密度為1.05 g/cm3、直徑為10 cm、高為4 cm圓柱體型煤，將其置于剛玉坩堝中，并在煤床上依次放置輕質多孔隔板和壓塊，以提供1 200 N/m2的壓力作為發泡壓力，將帶蓋剛玉坩堝放入馬弗爐中，在空氣氣氛下進行發泡實驗。發泡實驗升溫程序為：先以2 ℃/min的升溫速率升至350 ℃并恒溫1 h，再以1 ℃/min的升溫速率升至指定發泡溫度(435，465，480，490，510 ℃)恒溫2 h。待馬弗爐自然冷卻至室溫后，得到泡沫炭生料(NCF)，分別記為NCF-435，NCF-465，NCF-480，NCF-490和NCF-510。將NCF置于管式爐中在N2氣氛下以2 ℃/min的升溫速率升至700 ℃，恒溫1 h進行炭化，冷卻后得到炭化泡沫炭(CCF)，分別記為CCF-435，CCF-465，CCF-480，CCF-490和CCF-510。

1.3 泡沫炭的分析與表征

采用JSM-7900F型掃描電子顯微鏡(SEM)觀察泡沫炭的微觀形貌。將塊狀泡沫炭材料，制成厚度、邊長均約1 mm的正方體細顆粒，經無水乙醇去除雜質/碎粉末后，于 80 ℃烘干制樣，將薄片置于導電膠上觀察。采用麥克AutoPore 9510全自動壓汞儀測定了泡沫炭樣品的孔徑分布。

體積密度測定是將泡沫炭切割成規整的長方體，用游標卡尺測量塊體的長×寬×高(a×b×c)計算體積(cm3)，質量為m(g)。泡沫炭體積密度ρb(g/cm3)根據式(1)計算。

(1)

采用美國麥克AccuPyc 1340型真密度分析儀分別測定塊體泡沫炭和粉體泡沫炭的真密度(ρt，ρ′t，g/cm3)，測試溫度為25 ℃[15]。該儀器采用氦氣氣體膨脹置換法測定材料的骨架體積，根據樣品質量以及骨架體積得到材料的真密度。通過式(2),(3)計算泡沫炭的開孔率(Popen)和閉孔率(Pclosed)。

Popen=(1-ρb/ρt)×100%

(2)

Pclosed=(1-ρt/ρ′t)×100%

(3)

采用Rigaku MiniFlex 600 型 X 射線衍射儀(Cu Kα)表征樣品的微晶層片結構，入射波長為0.154 18 nm，掃描速度5(°)/min，掃描范圍5°～90°。根據Bragg方程(式(4))計算石墨層間距(d002)，根據Scherrer方程(式(5))計算其芳香片層直徑(La)。根據文獻[19-21]對XRD譜圖分峰擬合，利用式(6)計算其芳香度(fa)。

d002=λ/2sinθ002

(4)

La=1.8λ/β100cosθ100

(5)

fa=A002/(Aγ+A002)

(6)

式中，λ為X射線的波長，λ=0.154 18 nm；θ002和θ100分別為002和100晶面衍射角；β100為100晶面對應衍射峰半高寬；A002和Aγ分別為002峰和γ峰的峰面積。

采用濟南中創ZCW-W20KN型電子壓力試驗機對樣品進行抗壓強度測試并記錄其抗壓強度。采用上海力試CMT4304型萬能試驗機通過三點彎曲法測試并計算樣品的抗彎強度，試樣尺寸為3 mm × 4 mm × 36 mm，加載速率為0.5 mm/min。

2 結果與討論

2.1 發泡溫度對煤基泡沫炭密度和泡孔結構的影響

表3為泡沫炭的泡孔結構和密度參數。由表3可知，NCF和CCF的體積密度隨發泡溫度的升高先減小后增大。發泡溫度為480 ℃時，NCF-480和CCF-480的體積密度最小(0.460 g/cm3和0.532 g/cm3)；發泡溫度為435 ℃時，NCF-435和CCF-435的體積密度最大(0.555 g/cm3和0.624 g/cm3)。不同發泡溫度下NCF的真密度(塊體)在1.477～1.590 g/cm3，而CCF的真密度(塊體)在1.826～2.016 g/cm3。相較于NCF，CCF的體積密度和真密度均增大。這是由于炭化后NCF的質量損失率為9.72%～5.93%，而縮聚反應使其體積收縮了17.98%～14.97%(圖3)，因此導致CCF的結構更加致密。此外，相較于塊體泡沫炭，粉體泡沫炭的真密度ρ′t略增大，說明所得泡沫炭中存在少量He分子無法進入的閉孔結構。其中NCF的閉孔率在1.03%～2.26%，高溫炭化使得部分閉孔打開，CCF的閉孔率降至0.05%～0.73%。因此所合成的材料的氣孔以開孔為主。

圖4，5為不同發泡溫度下NCF和CCF的SEM圖。NCF由泡孔、泡壁以及韌帶組成，泡孔呈不規則球形或橢球形分布，在泡壁和韌帶中存在幾十微米的小孔。相較于NCF，炭化后CCF的孔形、韌帶及泡壁均未發生明顯的變化。但在CCF-510的泡壁和韌帶結構中存在少量長度為1～2 μm的微裂紋(圖5(f))。圖6為泡沫炭樣品的孔徑分布，樣品的孔徑在10～350 μm。由于炭化處理，縮聚反應使NCF體積收縮，導致CCF的孔徑適度變小。此外，相較于NCF-435和CCF-435，NCF-480和CCF-480的孔徑主要集中在100～200 μm。結合SEM圖和孔徑分布得到其平均孔徑，并根據式(2)計算泡沫炭的開孔率。由表3可知，NCF和CCF的開孔率和平均孔徑隨發泡溫度的升高先增加后減小。當發泡溫度從435 ℃升至480 ℃時，NCF的開孔率由62.76%增至70.89%，CCF的開孔率由65.83%增至73.61%，平均孔徑分別由69，63 μm增至170，167 μm。進一步升高發泡溫度至510 ℃時，NCF和CCF的開孔率分別減小至67.80%和69.76%，平均孔徑減小至94 μm和90 μm。

表3 不同發泡溫度下NCF,CCF的泡孔結構和密度Table 3 Parameters of cell structure and density of NCF and CCF obtained at different foaming temperatures

圖3 炭化后NCF的質量損失率和體積收縮率Fig.3 Mass loss rate and volume shrinkage rate of NCF after carbonized

對煤基泡沫炭開孔率和平均孔徑的變化與原料煤在發泡溫度過程中產生的膠質體的流動性和熱失重行為進行關聯，結果如圖7所示。原料煤發泡過程中，揮發性氣體的生成量會影響泡孔的形成和發育，而揮發性氣體的生成量與原料煤因熱分解引起的失重量成正比，因此選用軟化溫度至發泡溫度之間原料煤的失重量(Δw)表示揮發性氣體的生成量。從圖7可知，發泡過程中原料煤的失重量越小，膠質體的流動度越低，泡沫炭的開孔率和平均孔徑越小；失重量越大，膠質體的流動度越高，泡沫炭的開孔率和平均孔徑越大。失重量為0.12%、膠質體的流動度為1 ddpm時，泡沫炭的開孔率和平均孔徑最小，分別為62.76%和69 μm；失重量為2.90%、膠質體的流動度為412 ddpm時，泡沫炭的開孔率和平均孔徑最大，分別為70.89%和170 μm。

此外，當發泡溫度較低(435 ℃)或較高(510 ℃)時，膠質體的流動度均較低(1 ddpm或0)。相應地，失重量的增加導致開孔率從62.76%增到67.80%(圖7(a))，平均孔徑由69 μm增到94 μm(圖7(b))。總體上，在發泡溫度范圍內，流動度及生成揮發性氣體引起的失重量共同作用下，泡沫炭的開孔率和平均孔徑分別在62.76%～70.89%和69～170 μm發生變化。

圖4 不同發泡溫度下制備所得NCF的SEM圖Fig.4 SEM images of NCF prepared at different foaming temperatures

圖5 不同發泡溫度下制備所得CCF的SEM圖Fig.5 SEM images of CCF prepared at different foaming temperatures

圖6 泡沫炭樣品的孔徑分布Fig.6 Pore size distribution of carbon foam

圖7 不同發泡溫度下失重量(Δw) 對泡沫炭流動度、開孔率和平均孔徑的影響Fig.7 Effects of weight loss(Δw)on fluidity，open porosity and mean pore size of carbon foams

綜上，以強黏結性焦煤為原料制備泡沫炭，溫度升高至軟化點時，失重量為1.88%，由于未形成膠質體，此部分氣體未參與發泡過程。隨著溫度升高，煤熱分解產生的揮發性氣體在膠質體中不熔物(組分)的邊界處成核，進而聚集、膨脹，形成氣泡。在相同發泡壓力下，當發泡溫度較低時(435和465 ℃)，膠質體的流動性差且失重量小，所得泡沫炭的泡孔數量較少，泡孔分布不均勻，主要為孔徑在120～300 μm和小于120 μm的泡孔。不規則的孔泡形態以及較大的孔徑差異(圖4(a),(b))，主要是因為膠質體中存在低黏度區和高黏度區。在低黏度區，由于生長速率和遷移速率較快，氣泡生長成大泡孔；在高黏度區，氣泡的生長受阻，形成小孔徑泡孔。此外，泡沫炭中存在未發泡區域，故泡沫炭的開孔率相對較低，體積密度較大。發泡溫度為480 ℃時，原料煤的熱解反應充分，膠質體的流動度達到最大，失重量增多且質量變化速率較快，形成的氣泡核或小氣泡數量較多，前驅體發泡充分，使得泡沫炭的開孔率和平均孔徑最大(圖4(c))，泡壁以及韌帶厚度較小，體積膨脹度較高，相應的體積密度最小。隨著發泡溫度繼續升高，原料煤的縮聚反應加劇生成分子量較大的組分，膠質體黏度增大，升溫過程中形成的泡核或小氣泡的生長受阻，孔徑減小(圖4(d),(e))，閉孔數量增多(表3)，并且相較于480，490和510 ℃時，膠質體的體積膨脹度變化不大(圖2(b))，使得開孔率降低，韌帶厚度增加，體積密度增大。此外，在炭化過程中，殘留揮發分以及縮聚產生的氣體的釋放(圖3)需要突破固化的泡沫炭生料，產生部分孔隙結構[22]，同時材料的體積收縮(圖3)，原有的部分閉孔發生破裂轉變為開孔結構，導致CCF的開孔率高于NCF，且CCF的孔徑適度變小。

2.2 發泡溫度對煤基泡沫炭微晶結構的影響

圖8為NCF和CCF的XRD譜圖以及XRD譜圖分峰。

圖8 NCF和CCF的XRD譜圖Fig.8 XRD spectra of NCF and CCF

由圖8可知，不同發泡溫度制得的NCF和CCF的XRD峰形相似，表明其存在相似的晶體結構。譜圖中2θ=25°,43°附近處的衍射峰分別對應無定型碳(002)和(100)晶面的衍射峰[23]，根據Bragg公式計算XRD譜圖結構參數，結果見表4。NCF和CCF的微晶層面間距d002在0.352～0.355 nm，遠大于理想石墨晶體層間距0.335 nm，說明NCF和CCF的石墨化度很低，主要以無定形碳結構為主。2θ=21°處的衍射峰(γ峰)主要由與芳香層結構相連的脂肪烴側鏈、各種官能團及環烴上的碳微晶產生[24]。可以發現，NCF的XRD譜圖中γ峰較為明顯，表明經發泡后芳香碳結構中仍存在一定量的脂肪烴側鏈、有機官能團等可分解組分。隨著發泡溫度升高，NCF中γ峰的峰面積(Aγ,%)逐漸減小，這與圖7中的熱失重量(Δw,%)一致。經高溫炭化后，NCF中的芳香層結構發生縮聚反應，殘留的可分解組分進一步分解生成揮發性氣體釋放，產生9.72%～5.93%的質量損失(圖3)，導致CCF的XRD譜圖中γ峰的強度明顯降低，γ峰的峰面積相應減小。

根據Scherrer公式計算NCF和CCF的La[24]，并利用式(6)計算NCF和CCF的芳香度(fa)，如表4、圖9所示。

表4 不同發泡溫度下所得NCF和CCF的微晶結構參數Table 4 Crystal structure parameters of NCF and CCF obtained at different foaming temperatures

圖9 芳香度fa和發泡溫度的關系Fig.9 Relationships between aromaticity(fa) and foaming temperature

發泡溫度升高，膠質體內液相分子的熱運動能增大，縮聚等反應加劇，產生大量的稠環芳烴，促進了泡沫炭生料芳香片層的發育，芳香度(fa)增大。5個CCF的La和fa均相應增加，表明高溫炭化促進了縮聚反應的進行，使得泡沫炭骨架的芳香片層直徑以及芳香度增大。

2.3 發泡溫度對煤基泡沫炭機械強度的影響

泡沫炭的力學性能與材料的微觀結構有關。其受力點主要由其泡壁和韌帶骨架結構共同支撐，孔徑減小、體積密度增大使泡沫炭的負荷面積和負荷能力增加、機械性能提高。由圖10(a),(b)和表3可知，發泡溫度從480 ℃升至510 ℃時，體積密度增大(由0.460 g/cm3增至0.530 g/cm3)，開孔率和平均孔徑減小(由70.89%和170 μm降至67.80%和94 μm)，NCF的機械強度提高(抗壓強度和抗折強度分別由1.63 MPa和1.11 MPa增到2.54 MPa和1.45 MPa)，但當泡溫度低于480 ℃時，卻呈相反趨勢。這是因為在NCF制備中，發泡溫度較低(435 ℃和465 ℃)時，由于原料煤熱解不充分，膠質體的液相數量較少且流動性較差，膠質體中的未熔物顆粒較多，液相對其黏結能力和包裹能力較弱，導致生成不連續的碳基體。相較于NCF-480，雖然所得泡沫炭生料的體積密度大、開孔率和平均孔徑小，但其骨架結構疏松，芳香度(fa)較低(圖9)，泡沫炭的承壓能力較小，抗壓強度和抗折強度較小，且泡沫炭中孔徑分布差異較大(圖4，6)，進一步降低了其機械強度。隨著發泡溫度升高，熱解反應劇烈且反應充分，膠質體中液相數量增多且流動性較好，不熔物顆粒減少，膠質體對不熔物的黏結能力和包裹能力增強，所得泡沫炭生料的骨架結構致密度增加，芳香度增大(圖9)，泡沫炭的承壓能力增大，機械強度提高。發泡溫度升至510 ℃時，縮聚反應的加劇有利于泡沫炭生料形成更為致密的碳骨架結構，泡壁及韌帶厚度增加，使其承壓能力增加，進一步提高了泡沫炭生料的力學性能。

經炭化后，CCF的機械強度(CS和FS)明顯高于NCF(圖10(a),(b))，說明高溫炭化賦予泡沫炭優異的機械性能，這是由于高溫炭化有利于縮聚反應的進行，碳微晶結構得到發育(La和fa增大)(表4、圖9)，泡沫炭的碳骨架結構更加致密，泡壁、韌帶厚度以及體積密度增加，泡沫炭力學性能提高[25-27]。

圖10 發泡溫度對NCF,CCF機械強度的影響Fig.10 Effects of foaming temperature on mechanical strength of NCF and CCF

發泡溫度從435 ℃升至480 ℃時，CCF-CS和CCF-FS分別從8.40 MPa和4.97 MPa降至7.90 MPa和4.34 MPa(圖10(a),(b))，這主要是由于體積密度的減小以及平均孔徑和開孔率的增加，使其負荷面積減小，進而機械強度降低。發泡溫度為490 ℃時，CCF-490體積密度、平均孔徑、開孔率處于中間值，且CCF-490的孔徑差異較小，在共同作用下其機械強度達到最大。而發泡溫度為510 ℃時，CCF-510的抗壓強度和抗折強度降到最低，僅為7.63 MPa和4.19 MPa，這是由于膠質體的固化溫度為510 ℃，該溫度下發泡得到的泡沫炭生料中存在微裂紋，經炭化處理，微裂紋進一步發展降低了泡沫炭的力學性能[19]。為了消除體積密度對煤基泡沫炭機械強度的影響，采用單位體積密度下泡沫炭的抗壓強度和抗折強度，即壓縮比強度(SCS)和彎曲比強度(SFS)表征泡沫炭的力學性能[8,25]。從圖10(c),(d)可知，NCF-SCS和NCF-SFS的變化規律與NCF-CS和NCF-FS一致，CCF-SCS和CCF-SFS呈波動變化，但CCF的SCS和SFS明顯高于NCF。490 ℃時CCF-SCS和CCF-SFS達到最大，分別為15.58和9.40 MPa·cm3/g，510 ℃時CCF-SCS和CCF-SFS最小，分別為12.72和6.98 MPa·cm3/g。

綜上，以強黏結性焦煤為原料，采用常壓自發泡法制備泡沫炭時改變發泡溫度會對產品的孔泡結構和機械強度產生重要影響。對于NCF，發泡溫度在軟化溫度和最大流動度對應的溫度之間時，由于原料煤熱解不充分、膠質體流動性較差，導致NCF孔徑分布差異較大、開孔率較低，且泡壁、韌帶等碳骨架結構疏松，機械強度較小；發泡溫度為最大流動度對應的溫度時，膠質體較好的流動性以及原料煤的充分熱解使NCF的孔徑分布集中，開孔率較大，體積密度較小，但其骨架結構致密度，碳基體連續性增強，使機械強度提高；發泡溫度在最大流動度對應溫度和固化溫度之間時，NCF的泡孔尺寸和開孔率較小，體積密度較大，且縮聚反應導致碳骨架致密度增大，fa較大，使機械強度較大。因此，NCF的機械強度主要由泡孔結構和碳骨架結構共同決定。相較于NCF，高溫炭化使CCF的孔徑減小，開孔率和體積密度增大，同時，高溫炭化時縮聚反應使碳骨架更加致密，fa較大，導致CCF機械強度均明顯提高。當平均孔徑、開孔率以及體積密度均處于中間值且孔徑差異較小情況下，機械強度達到最大。

由于合成的煤基泡沫炭材料開孔率高，孔的連通性較好，可通過物理或化學法改性或活化處理，引入活性組分或納米孔隙，用于催化劑載體、電極材料或污水處理、除油等方面；此外，該泡沫炭具有優異的機械強度和比強度，還可拓展與金屬和非金屬進行復合，用作填充材料制成性能優異的夾層結構或用作制備高性能復合材料的骨架材料；同時結合炭材料具有的熱穩定性、耐化學腐燭、體積膨脹系數小等特點，還可用在緩沖材料和結構材料、電磁屏蔽等。整體上，采用常壓自發泡法制備的泡沫炭材料具有良好的結構性能，表現出優異的應用前景。

3 結 論

(1)以強黏結性焦煤為前驅體，采用常壓自發泡法，在塑性區間內選擇不低于最大流動度溫度作為發泡溫度，可制備出泡孔結構和力學性能良好的泡沫炭材料，表現出優異的應用前景。

(2)發泡溫度影響了泡沫炭的泡孔結構和碳骨架結構，決定了NCF的機械強度。發泡溫度為480 ℃時，膠質體的流動度最大，熱失重量較高，NCF-480的開孔率最高(70.89%)，平均孔徑最大(170 μm)，體積密度最小(0.460 g/cm3)，但其相對致密的碳骨架導致機械強度提高，抗壓強度和抗折強度分別達到1.63 MPa和1.11 MPa。

(3)NCF經過高溫炭化，孔徑減小，開孔率和體積密度增大，同時縮聚反應使碳骨架更加致密，fa增大，導致生成的CCF機械強度明顯提高。發泡溫度為490 ℃時，CCF-490的平均孔徑、開孔率以及體積密度均處于中間值且孔徑差異較小，在共同作用下其機械強度達到最大，抗壓強度和抗折強度分別達到8.52 MPa和5.14 MPa。