PVC涂層聚酯纖維膜材撕裂性能試驗研究

包 晗， 張旭波， 吳明兒

(同濟大學 建筑工程系， 上海 200092)

膜結構屬于輕柔結構，絕大部分破壞由大雪或強風引起.國內外的一系列膜結構破壞工程實例顯示，膜材料的抗拉強度不足往往并不是引起破壞的主要原因，破壞的實質是因為膜材料可能存在的斷絲、裂縫和折痕等損傷，使得膜材在過大的雪荷載、風荷載作用下產生應力集中導致撕裂，再由撕裂擴展導致膜面發生整體破壞[1-2].然而，目前國內外的膜結構技術規范均按抗拉強度進行強度驗算，抗撕裂強度僅作為膜材料的一項性能參數對其提出要求，還無法對膜結構進行撕裂破壞驗算[3].

織物撕裂性能測試常用的是單軸撕裂試驗，主要包括舌形(單舌、雙舌)撕裂和梯形撕裂.目前圍繞單軸撕裂試驗的研究主要集中于：揭示舌形撕裂和梯形撕裂的損傷機制和影響因素，建立細觀幾何模型和有限元模型對膜材的抗撕裂強度值進行預測[4-11]，對比分析不同測試方法的優缺點[12-13]，討論不同測試方法對應的抗撕裂強度之間的關系[14].研究發現：涂層作用、紗線材料參數、編織方式、編織結構及交織點間的摩擦力等因素均會對織物的單軸抗撕裂強度產生重要影響，且針對建筑膜材，梯形撕裂的破壞模式較為統一，結果比較穩定，是一種值得推薦的撕裂性能測試方法.

近幾年的研究主要集中于更接近膜結構實際撕裂破壞過程的單、雙軸中心撕裂試驗，以及可看成是單軸中心撕裂試驗簡化的單側邊開縫撕裂試驗.國內外學者圍繞建筑膜材、飛艇蒙皮等涂層織物，采用單側邊開縫[15-16]及單、雙軸中心撕裂方法[17-23]，研究了切縫長度、切縫角度、偏軸角度、應力比、拉伸速度等因素對膜材中心抗撕裂強度的影響，采用斷裂力學理論、臨界應力場理論、Thiele經驗公式等多種理論方法對試驗結果進行擬合，并建立有限元模型，對裂縫的擴展模式及膜材的抗撕裂強度進行預測.

綜上所述，目前針對建筑膜材撕裂性能的系統研究較少，特別是雙軸中心撕裂試驗過程中的應變場變化以及相應的理論研究缺乏，能實際用于膜結構設計的撕裂理論還遠未完善.為此，本文選用膜結構中常用的聚氯乙烯(PVC)涂層聚酯纖維膜材，進行了單、雙舌及梯形撕裂試驗，對比分析這3種測試方法所得到的膜材抗撕裂強度數據；開展了膜材的雙軸中心撕裂試驗，研究初始裂縫角度對膜材裂縫擴展及抗撕裂強度的影響，并對雙軸中心撕裂過程中的裂縫尖端應變場進行非接觸式應變測量，分析了應變場分布規律.本文試驗結果可為建筑膜材的撕裂性能研究提供基礎數據.

1 試驗

1.1 試驗材料

選用國產某PVC涂層聚酯纖維膜材，膜材厚度為0.76mm，經測試其經向抗拉強度為887.4N/cm(4437N/(5cm))，緯向抗拉強度為657.4N/cm (3287N/(5cm)).

1.2 單軸撕裂試樣

采用單舌撕裂法、雙舌撕裂法和梯形撕裂法這3種常用單軸撕裂試驗方法測試膜材的抗撕裂強度，3種單軸撕裂試樣尺寸如圖1所示.

圖1 單軸撕裂試樣Fig.1 Uniaxial tearing specimens(size:mm)

1.3 雙軸中心撕裂試樣

參考膜材的雙軸拉伸試驗標準，采用十字形試樣進行雙軸中心撕裂試驗.如圖2所示，試樣沿膜材經緯向制作，其中心區域為160mm×160mm的矩形，伸臂處在160mm段內間隔3～5cm做均勻切縫處理，使外拉力能夠比較均勻地傳遞給中心區域.十字形試樣制作完成后，用刀具在試樣中心處預制切縫，切縫長度統一為40mm，與試樣經向分別呈0°、45°和90°夾角.剪裁時應盡量小心，防止出現紗線損失.每種切縫角度的試樣各制作2片.

圖2 雙軸中心撕裂試樣Fig.2 Biaxial central tearing specimen(size:mm)

2 試驗設備與試驗方案

2.1 試驗設備

單軸撕裂試驗利用深圳新三思CMT4204微機控制電子萬能試驗機進行，試驗夾具為平面夾持式夾具，如圖3所示.

圖3 單軸撕裂試驗裝置Fig.3 Device of uniaxial tearing test

雙軸中心撕裂試驗利用同濟大學自主研發的具備自動控制和數據采集功能的膜材雙軸拉伸試驗機進行，如圖4所示.試驗機由機械結構和電子控制2部分組成，可以進行膜材的正交雙向拉伸，且保證十字形膜材試樣中心點為不動點，拉伸過程中可以控制拉伸速度和2個方向上的拉力比等試驗參數.

圖4 雙軸中心撕裂試驗裝置Fig.4 Device of biaxial central tearing test

為了測量撕裂試驗過程中撕裂區域膜面應變場分布，采用了三維數字散斑動態應變測量分析系統.該系統利用2個高速攝像機，實時采集物體在各個變形階段的散斑圖像，然后依據數字圖像相關算法進行物體表面變形點的立體匹配，并重建出匹配點的三維空間坐標.對位移場數據進行平滑處理和變形信息的可視化分析，可快速、高精度、實時、非接觸地進行全場應變測量.

2.2 試驗方案

(1)根據GB/T 3917.2—2009《紡織品 織品撕裂性能第2部分：褲形試樣(單縫)撕破強力的測定》，進行單舌撕裂、雙舌撕裂和梯形撕裂試驗.試驗時拉伸速度均為100mm/min，每種撕裂方法在膜材經向和緯向各裁取5片試樣進行試驗.

(2)參照DG/T J08-2019—2007《膜結構檢測技術規程》，將雙軸中心撕裂試樣固定在雙軸拉伸試驗機夾具上進行張拉.本試驗經向拉伸速度為 2mm/min，試驗機自動控制緯向拉伸速度，使經緯向拉力比保持為1∶1.

3 單軸撕裂試驗結果

單舌撕裂試驗和梯形撕裂試驗的幾何模型如 圖5 所示；單舌、雙舌撕裂和梯形撕裂試樣的破壞形態如圖6所示，荷載-位移曲線如圖7所示，抗撕裂強度如表1所示.

3.1 單舌撕裂過程分析

由圖5(a)、(b)可見：在單舌撕裂過程中，外荷載首先由縱向紗線承受，接著通過紗線交織點pi(i=1,2,…) 間的摩擦力和涂層的參與被傳遞給裂縫根部的橫向紗線；橫向紗線從涂層中被抽拔而出，經過滑移變形，最終形成一個撕裂三角區；隨著外荷載的進一步增大，撕裂三角區繼續擴充，直到變形量最大的邊緣紗線發生斷裂而失去承載能力時，撕裂開始擴展.單舌撕裂的開展方向并不穩定，主要有以下2種模式：

(1)模式Ⅰ，裂縫基本平行于加載方向開展(見圖6(a))，其荷載-位移曲線有很多的波峰和波谷，如圖7(a)中經向試樣2#、3#、5#和圖7(b)中所有緯向試樣的荷載-位移曲線.因為紗線的斷裂伸長率和編織密度一定，所以撕裂三角區中的受力紗線根數基本不變，這些曲線都比較穩定.

圖5 單舌、梯形撕裂試驗的幾何模型Fig.5 Geometric models of single tongue and trapezoid-shaped tearing tests

(2)模式Ⅱ，裂縫會偏離一個較小的角度，向一側斜向開展(見圖6(b)).這種破壞模式全部發生在經向試樣中，因為在該種試樣中，撕裂更容易由強度較高的橫向紗線向強度較低的縱向紗線轉移.裂縫的斜向開展將導致試樣的荷載-位移曲線有更長的波動段，但對其抗撕裂強度影響不大，如圖7(a)中經向試樣1#、4#的荷載-位移曲線.

根據GB/T 3917.2—2009，單舌撕裂的有效試樣須是撕裂完全且撕裂沿著施力方向進行，故本試驗中的經向試樣1#、4#無效.由表1單舌撕裂試樣的抗撕裂強度可見，盡管經向紗線的拉伸強度高于緯向紗線，但緯紗具有更大的斷裂伸長率，因此緯向試樣的撕裂三角區開展得更為充分，使其具有更高的抗撕裂強度.

3.2 雙舌撕裂過程分析

雙舌撕裂法與單舌撕裂法的撕裂機理類似，但雙舌撕裂試樣有2條切縫，因此在舌頭兩側會形成2個撕裂三角區.相較于單舌撕裂法，雙舌撕裂法的撕裂破壞更為復雜，呈現出以下3種主要的破壞模式：

圖6 單舌、雙舌、梯形撕裂試樣的破壞形態Fig.6 Failure modes of single tongue, double tongue and trapezoid-shaped tearing specimens

(1)模式Ⅰ，裂縫基本平行于加載方向開展(見圖6(c)).與單舌撕裂的有效試樣類似，其荷載-位移曲線有穩定的波動區，如圖7(c)中經向試樣1#、4#的荷載-位移曲線.

(2)模式Ⅱ，裂縫向兩側斜向開展(見圖6(d)).發生該種破壞的原因與單舌撕裂時相同，即在經向試樣中，撕裂比較容易向強度較低的縱向紗線轉移.裂縫的斜向開展對雙舌撕裂試樣的抗撕裂強度影響較為明顯，其荷載-位移曲線出現第1個峰值后，即進入衰減階段，如圖7(c)中經向試樣5#的曲線.這是因為雙舌撕裂的裂縫斜向開展比較嚴重，橫向紗線在織物中的包埋長度會越來越短，從而更容易從織物中被抽拔出來，導致試樣的抗撕裂能力顯著下降.

(3)模式Ⅲ，舌頭在根部被直接拉斷，幾乎沒有撕裂過程(見圖6(e)).這是無效試件的典型特征，如圖7(c)中經向試樣2#、3#和圖7(d)中所有緯向試樣的荷載-位移曲線.

實際上，以上3種破壞模式往往會出現在同一試樣撕裂過程中的不同階段，只是某種模式可能會占主導地位.根據紡織規范，本試驗中只有經向試樣1#、4#的撕裂是沿著施力方向進行的，因此是有效的，其余試樣均無效.

將有效的單舌、雙舌撕裂試樣進行對比后可以發現：雖然兩者撕裂機理類似，理論上兩者的抗撕裂強度應為2倍關系，但實際雙舌撕裂試樣的抗撕裂強度約為單舌撕裂試樣抗撕裂強度的1.6倍.由此可知，雙舌撕裂過程較為復雜，3種撕裂模式相互影響，并不能看作是單舌撕裂過程的簡單疊加.另外，包括單舌撕裂法和雙舌撕裂法在內的舌型撕裂破壞并不穩定，經緯紗線的強度、延伸率、編織密度、交織點之間的摩擦力、涂層的束縛作用等因素對膜材的撕裂破壞過程都會產生一定的影響，經緯試樣的差異性較大.

3.3 梯形撕裂過程分析

梯形撕裂與舌形撕裂的撕裂機理具有本質上的不同，主要表現為撕裂三角區內縱向紗線的伸長斷裂，橫向紗線對撕裂幾乎不產生影響.

圖7 單舌、雙舌、梯形撕裂試驗的荷載-位移曲線Fig.7 Load-displacement curves of single tongue, double tongue and trapezoid-shaped tearing tests

表1 單舌、雙舌與梯形撕裂試樣的抗撕裂強度
Table 1 Tear strengths of single tongue, double tongue and trapezoid-shaped tearing specimens

N

由圖6(f)和圖7(e)、(f)可見：在外載荷作用下，梯形撕裂試樣在裂縫根部的縱向紗線伸長變形，形成撕裂三角區，當加載至一定程度后，三角區內變形量最大的第1根紗線因超過其斷裂伸長率而發生破斷，此時裂縫開始擴展，荷載-位移曲線出現第1個峰值；隨著三角區內的承載紗線根數不斷增多，其承載力也會繼續上升，當試樣另一側的邊緣紗線開始受拉變形時，試樣的承載力達到最大峰值；最后由于三角區中已沒有足夠的紗線繼續承載，荷載-位移曲線開始下降，直至試樣被完全撕開.由表1梯形撕裂試樣的抗撕裂強度可見，梯形撕裂試樣全部有效，經向試樣的抗撕裂強度略高于緯向試樣，總體較為接近.

以上3種單軸撕裂試驗的結果表明：舌形撕裂過程中經緯紗線共同參與，撕裂機理復雜，無效試樣較多，不宜用于該種PVC膜材的撕裂性能試驗；梯形撕裂法撕裂機理較為單純，更接近于實際結構中膜材撕裂的平面受力狀態，且試驗結果較為穩定，是值得推薦的撕裂性能測試方法.

4 雙軸中心撕裂試驗結果

4.1 撕裂過程

圖8是切縫長度統一為40mm、切縫方向與試樣經向分別呈0°、45°和90°夾角的3種試樣在1∶1雙軸拉力作用下的撕裂過程；圖9是這3種試樣的荷載-位移曲線，其中橫軸是膜面切縫兩側A、B點在垂直于裂縫擴展方向上的相對位移，縱軸是對應的垂直于裂縫擴展方向上的軸向拉力.

對于切縫角度為0°的試樣(見圖8(a))，在開始加載時，初始裂縫呈接近閉合的I字形，隨著荷載增

圖8 不同切縫角度試樣的撕裂破壞過程Fig.8 Tearing failure process of specimens with different slit angles

圖9 不同切縫角度雙軸中心撕裂試樣的荷載-位移曲線Fig.9 Load-displacement curves of biaxial central tearingspecimens with different slit angles

加逐漸擴張為橢圓形，初始階段的荷載-位移曲線為近似的斜直線；當外荷載增大到一定程度時，裂縫尖端的紗線會從織物涂層中剝離，形成與梯形撕裂試樣類似的撕裂三角區，三角區內紗線率先承載，出現伸長變形；隨著荷載進一步增加，承載紗線逐漸增多，試樣的承載能力得到進一步提高.由于試樣制作和試驗時的誤差，切縫兩端的裂縫開展情況并不完全對稱.當荷載達到3579.16N時，裂縫一端的三角區內少數緯向紗線因變形量超過其斷裂伸長率而開始破斷，裂縫開始擴展，此時的荷載定義為擴展臨界荷載；裂縫另一尖端也開始延伸，擴展均沿著試樣經向進行.撕裂過程中，裂縫尖端的撕裂三角區內不斷有緯向紗線從涂層中抽拔出來并發生斷裂，又不斷有新的緯向紗線加入承載行列，裂縫擴展較為穩定，承載能力也略有提高；當荷載達到 3633.58N 時，裂縫突然迅速擴大，試樣迅速失去承載能力而發生整體撕裂破壞，這一荷載值定義為破壞荷載.

對于切縫角度為90°的試樣(見 圖8(b))，其撕裂過程與0°試樣類似，但裂縫擴展方向平行于試樣緯向.

對于切縫角度為45°的試樣(見 圖8(c))，隨著荷載增加，其裂縫也是由I字形擴展為橢圓形，裂縫尖端也會形成部分紗線率先承載的受力區域，當荷載達到擴展臨界值3649.99N時，尖端受力最大的邊緣經向紗線發生斷裂，裂縫兩端幾乎同時沿著試樣緯向擴展，但開展過程較為平緩，裂縫最終擴展成為Z字形.

將3種試樣的撕裂試驗結果列于表2，可以發現，雙軸中心撕裂試樣的抗撕裂強度和裂縫擴展模式受到了切縫角度的影響，45°時試樣的擴展臨界荷載和破壞荷載最大，90°時2種荷載相對最小.相對于其他2種情況，切縫角度為45°的試樣被切斷的紗線根數最少，故其抗撕裂強度最高.切縫角度為0°和90°試樣的荷載-位移曲線有較大差異，這是由膜材料的正交異性所致.膜材中緯向紗線相對于經向紗線有更多的卷曲，從而具有更大的伸長率，因此在雙軸中心撕裂過程中，緯向紗線撕裂三角區的形成更為充分，有更多的紗線參與承載，導致0°試樣的軸向變形程度和撕裂破壞荷載大于90°試樣.

表2 雙軸中心撕裂試驗結果Table 2 Results of biaxial central tearing tests

4.2 應變場

圖10為擴展臨界荷載下各試樣的應變場分布.由圖10可知，各試樣的最大應變均集中在裂縫尖端撕裂三角區內，裂縫兩側部位位移雖然較大，但應變幾乎為零，膜面其他位置應變則小而均勻.

為了更好地考察膜面裂縫尖端的應變場分布，通過裂縫取一個截面，截取方法如圖10所示；截面上的應變隨位置的變化如圖11所示.可以發現，靠近裂縫尖端區域，膜面應變迅速增加.在擴展臨界荷載下，0°試樣和45°試樣的裂縫尖端緯向最大應變為0.5左右，90°試樣和45°試樣的裂縫尖端經向最大應變為0.4左右.而在單軸拉伸試驗中，該種膜材的經向斷裂伸長率為0.416，緯向斷裂伸長率為0.593，前者與裂縫尖端經向應變場結果基本一致，而后者與裂縫尖端緯向應變場存在一些差異，這是因為在單軸拉伸試驗中，緯向試樣要經歷一段由卷曲變得平整的拉緊過程，所以得到的名義斷裂應變會偏大.以上結果進一步說明，正是裂縫尖端三角區內受力紗線的拉伸應變達到斷裂伸長率而破斷，才促使撕裂開始擴展，因此紗線的斷裂延伸率對膜材的擴展臨界荷載值具有重要意義.當遠離裂縫時，膜面應變迅速減小，距裂縫尖端10mm以外的膜面應變已經減小到0.1以下，說明撕裂過程伴隨著裂縫尖端明顯的應力集中現象.

圖10 擴展臨界荷載下各試樣的應變場Fig.10 Strain field under propagation threshold load of specimens

圖11 擴展臨界荷載下各試樣的膜面應變分布Fig.11 Strain field distribution on section view under propagation threshold load of specimens

5 結論

(1)單軸撕裂試驗方法簡單，為目前織物撕裂試驗規程所采用.但3種單軸撕裂方法的撕裂機理不同，舌形撕裂和梯形撕裂試驗得到的抗撕裂強度難以定量比較.梯形撕裂法得到的試驗結果穩定，為目前各國膜結構設計和檢測相關規范所采用.

(2)切縫角度會影響雙軸中心撕裂試樣的抗撕裂強度和裂縫擴展模式.45°試樣的擴展臨界荷載和破壞荷載最大，90°試樣的2種荷載相對最小.0°試樣撕裂過程中緯向紗線斷裂，撕裂沿經向擴展；45°和90°試樣撕裂過程中經向紗線斷裂，撕裂沿緯向 擴展.

(3)雙軸中心撕裂過程中，膜面最大應變幾乎始終集中在裂縫尖端撕裂三角區內.擴展臨界荷載下，0°試樣和45°試樣的裂縫尖端緯向最大應變約為0.5；90°試樣和45°試樣的裂縫尖端經向最大應變約為0.4，與單軸拉伸試驗結果符合良好.