面膜堆石壩焊接施工土工膜形變特性研究

吳修宇，張憲雷，吳云云

(1.華北水利水電大學水利學院，河南 鄭州 450045；2.河海大學水利水電學院，江蘇 南京 210024)

自20世紀80年代以來，土工膜應用于水利工程各個領域，土工膜防滲土石壩近年來發展迅速[1]。根據土工膜在壩體橫斷面中的部位不同，束一鳴等[2]將此類堆石壩分為面膜堆石壩和芯膜堆石壩2種類型，其中土工膜位于壩體上游面防滲的堆石壩稱為面膜堆石壩。除壩體主體防滲結構存在差異外，面膜堆石壩壩體結構與混凝土面板堆石壩相似，高分子防滲面膜后不設縫及止水是二者的顯著區別[3]，壩面無結構分縫防滲是面膜堆石壩的基本特征。面膜堆石壩國內外應用廣泛，特別是壩面防滲在非土工膜防滲土石壩除險加固和壩體/壩基沉降量大的新建工程，據國際大壩委員會2010年不完全統計，全球已建設183座面膜堆石壩，其中中國占有43座[4]，其他主要分布于歐美國家，但受相關規范限制國內面膜堆石壩主要為中低壩。近年來，環境保護條例逐步加強黏性土料開采限制力度，天然防滲土料日趨匱乏，軟巖土石料填筑或深厚覆蓋層上的高壩因長期變形量大，防滲結構柔韌性較好的面膜堆石壩備受壩工界關注[5]。國內設計部門嘗試突破規范約束，探索高面膜堆石壩建設，如國內規劃設計的軟巖填筑比例最大的老撾南歐江六級面膜堆石壩(88 m)于2016年竣工，監測結果顯示蓄水后工作狀態正常[6-7]。面膜堆石壩的防滲土工膜在周邊縫結構等差異位移量較大部位，其拉伸變形量大，特別是對于較高的面膜堆石壩，變形較為復雜，國外已建工程常用柔性性較好的PVC土工膜為主防滲材料。

低滲透性土工膜是面膜堆石壩防滲結構中的主要防滲材料，鋪設在上游壩面，其上部一般鋪設一層保護層抵御外在因素可能造成的功性能損傷(如紫外線輻射引起膜材老化等)，也有完建工程將其裸露鋪設于壩面，不設工程防護措施[8]。土工膜質地柔軟，母材一般為聚乙烯(PE)、高密度聚乙烯(HDPE)和聚氯乙烯(PVC)等有機高分子聚合物，受生產設備/技術限制，土工膜一般分幅生產，最大幅寬6～8 m，長度不受限制，工程現場應用土工膜拼接技術實現全壩面鋪設(圖1)。

圖1 土工膜焊接現場和焊接設備

文獻[9]將土工膜卷材寬度和長度方向分別稱為緯向和經向，單幅土工膜一般經向尺寸能夠滿足上游壩坡長度要求，緯向尺寸難以達到壩軸線長度要求，因此，現場必須拼接完成大面積土工膜防滲層。壩面土工膜拼接主要是相鄰兩幅土工膜緯向/緯向間拼接，但局部存在經向之間或經-緯向間的拼接，如面膜防滲結構周邊縫部位的土工膜。為便于壩肩周邊縫處趾板部位土工膜錨固施工，一般選用短長度的土工膜，一端錨固另一端處于自由狀態，錨固完成后與大壩坡面土工膜焊接為一體[10]；同樣，為實現壩基與壩體構成完整的防滲體系，壩基部位需開槽固壁，土工膜一端豎向鋪設于槽內下沉封槽，此部分土工膜一般稱為地基膜，地基膜相鄰兩幅完成拼接后再與壩坡土工膜焊接，這種焊接大部分為經向/經向之間焊接。

文獻[11]指出熱風焊和熱楔式焊接是土工膜拼接有效可行的技術，陳改新等[12]通過理論分析與試驗提出熱楔式熔焊最佳焊接速度，石漢生等[13]對土工膜焊接法施工的工藝過程做了詳細介紹，任澤棟等[14]詳細總結了土工膜焊接的主要方法及工作原理，楊帆[15]采用熱風焊技術完成PVC土工膜筒狀焊接并指出185℃為最佳焊接溫度。筆者選用熱風焊焊接技術研究PVC土工膜焊接部位物理變形特性，試驗研究過程中發現最佳焊接速度下經向/經向之間的焊縫處粗糙不平、局部起褶皺現象，焊接質量較差，單向拉伸試驗表明經向/經向焊縫處斷裂強度和延伸率較差。土工膜屬于高分子聚合物，其物理特性對溫度具有敏感性和依賴性，文獻[16-19]指出高溫環境能夠引起土工膜表面產生大面積褶皺。因此，展開土工膜焊接處及焊接溫度影響區域內的形變特性研究對面膜堆石壩土工膜防滲結構設計與土工膜焊接施工具有重要意義。

1 試驗條件

1.1 試驗設備

熱機械分析儀(TMA)是在恒定負荷(非交變)作用下測量試樣形變(一維尺寸)在等速升溫/降溫條件下的形變-溫度關系曲線，控制力為零或相對試樣溫度應力較小時，測定材料的熱膨脹系數。主要由液氮罐、內環境密閉筒(試驗艙)、夾具、程序控溫儀、形變轉換器、放大器和記錄儀等組成。熱機分析儀主要參數：試驗艙測試溫度范圍：-196～500℃，試驗艙溫度控制范圍：-70～500℃，溫度準確度：±0.5℃，升溫速率：0.2～5 ℃/min，降溫速率：-0.2～-2℃/min，位移測量分辨率：0.001 mm。

液氮是降低測試內環境溫度的措施，液氮罐頂部可程式數控控制閥可依據設定的溫降速率自動調節閥門開啟度，實現等速降溫；熱阻絲在密閉筒內壁內部呈螺旋纏繞狀，程序控制儀通過控制熱阻絲內的電流實現內環境溫度等速率升高。設定較小的恒定控制力，設定恒定升溫和降溫速率，通過程序控制儀控制測試內環境溫度變化，溫度變化引起試樣形變形成溫度應力，因控制力是恒定的，為抵消溫度應力，TMA試驗儀可根據試樣形變自動調整，形成形變量傳輸至形變轉換器，信號再通過放大器傳輸至記錄儀，記錄形變和溫度數據，其工作原理見圖2。試樣初始內環境溫度為室溫，可通過程序控溫儀依照設定的起始測試溫度要求，調節測試內部環境溫度。

圖2 熱機械分析儀工作原理

1.2 試驗材料

選用國內某知名土工合成材料廠家生產的PVC、PE和HDPE土工膜作為試驗材料，材料出廠參數指標見表1。

表1 土工膜特性參數

圖3為PVC、HDPE和PE土工膜試樣，試樣尺寸為5 mm×15 mm(寬×長)，長度標距為10 mm，兩端夾具夾持長度分別為2.5 mm。

圖3 試樣制備

1.3 試驗方案

焊接溫度一般稍高于土工膜的熔點溫度，溫度過高易引起土工膜碳化反應，溫度低于熔點溫度達不到焊接目的。焊接過程中土工膜焊接部位及受溫度梯度影響范圍內的土工膜溫度逐漸上升，土工膜經向/緯向的形變趨勢可能影響焊接質量。焊接完成后，焊接處溫度由高溫逐漸降低至大氣環境溫度，土工膜由熔融態向固態轉化，焊接部位和因焊接溫度影響的周邊區域發生收縮變形。

25℃室溫環境下，裁取經向/緯向試樣，試樣尺寸15 mm×5 mm(長×寬)，熱機械分析儀升溫速率均設定為試驗艙最大值5℃/min，為減小負荷對溫度引起的形變量干擾，試樣負荷取儀器最小恒定值0.02 N。

室溫環境下裝載試樣，按設定的升溫速率加熱至試樣熔點溫度，試樣發生流變，結束試驗，記錄試驗數據。

2 試驗成果及初步分析

PVC/PE/HDPE土工膜試樣起始溫度25℃下持續升溫，其形變-溫度關系曲線見圖4、5。圖4顯示3組土工膜隨溫度的升高，形變量逐漸增大，變化趨勢基本一致，宏觀表現為受熱膨脹，屬于膨脹變形。從圖中可以看出PVC試樣熔點溫度155℃左右，HDPE/PE試樣熔點溫度180℃左右，形變量隨溫度升高呈現不同的變化曲率，前期呈線性變化，后期呈拋物線趨勢，直至試樣接近熔點溫度，形變量陡增。PVC土工膜在25～110℃區間溫度內試樣形變量隨溫度升高呈線性增加趨勢，110℃至熔點溫度155℃區間內形變膨脹速率加快，呈拋物線增長趨勢，155℃以后形變量保持不變，處于熔融狀態。

圖4 緯向試樣形變-溫度曲線

圖5 經向試樣形變-溫度曲線

圖5顯示PVC/PE/HDPE土工膜經向形變-溫度關系曲線，三者形變變化趨勢基本一致，前期形變量緩慢增長，后期形變量逐漸回縮，直至接近熔點溫度，形變陡增。可以看出經向PVC熔點溫度165℃左右，HDPE/PE試樣熔點溫度185℃左右，相比緯向形變-溫度曲線獲取的熔點溫度稍偏高。三者形變變化趨勢基本為前期形變隨溫度升高線性增大，后期形變隨溫度升高呈非線性減小。PVC土工膜在25～80℃溫度區間內形變量增加量較小，形變量隨溫度升高呈緩慢增加趨勢，屬于正常吸熱膨脹；80℃至熔點溫度165℃區間內隨溫度升高形變變化顯著，但形變量并未表現出正常吸熱膨脹現象，反而出現吸熱收縮現象，PE/HDPE土工膜也存在此類現象，僅是發生的溫度區間不同。PVC土工膜收縮變形在80～100℃溫度區間內形變量平緩降低，處于收縮變形初期，收縮速率緩慢；100～150℃溫度區間內試樣形變量繼續收縮，但收縮速度明顯加快，至150℃溫度時收縮變形量出現極值，150～165℃溫度區間內試樣形變量陡然增長，表現出正常吸熱膨脹變形，至試樣熔點溫度165℃后變形量不再變化。

3類土工膜經向試樣后期形變均展現出的吸熱收縮特性，相悖于普工材料熱脹冷縮熱力學規律，而前期形變量雖然比較緩慢，但符合吸熱膨脹規律，土工膜在不同的溫度區間展現出兩種截然不同的熱力學現象，另外經向形變-溫度曲線下的熔點溫度稍高于緯向。相比于土工膜緯向形變-溫度曲線展現出的吸熱膨脹現象，可以推測經緯向形變趨勢不同可能與2個方向的高分子結構排列或應力歷史有關。

圖6 PVC土工膜經/緯向形變差-溫度曲線

圖6為PVC土工膜經/緯向形變差-溫度曲線，可以看出形變差50℃后隨溫度升高呈拋物線形式快速增加，在熔點溫度附近達到最大差異量6.5 mm，差異量是試樣測試長度的65%，又土工膜焊接溫度大于其熔點溫度，由此可推斷差異熱力學變形是經/緯向之間焊接時局部粗糙不平整、起皺的主要原因。

3 經緯向差異變形分析

通過試驗結果初步分析，土工膜緯向和經向應力歷史或高分結構排列不同是熱力學形變差異的主要原因。土工膜屬于高分子聚合物，高分子原料樹脂、添加劑等原材料加熱共混后，利用攪拌機械將熔融狀態下的混合料攪拌均勻后，經擠出、牽引、冷卻成膜等工藝制作而成，因此，土工膜的生產工藝是應力歷史和分子結構排列的主要歷程，面膜堆石壩防滲選用的PVC土工膜采用壓延工藝生產。

壓延法是利用高聚物的可塑性，加入增塑劑、穩定劑、填充劑等助劑，利用機械攪拌法先將其配制成混合均勻的粉料，再對粉料進行加溫、加壓，在高剪切力下使其混煉、塑化，然后將塑化好的物料進入一組輥筒間隙，形成連續片狀土工膜。高速剪切攪拌、引輪牽引和冷卻速比是壓延法土工膜應力歷史主要環節，如冷卻時冷卻速度梯度過大，成品土工膜的熱收縮性大。

PVC土工膜生產流程為：原料加熱高速攪拌→過濾擠出→壓延機壓延→冷卻→卷曲成品，生產流程完成黏流態土工膜在外力作用下冷卻至高彈態。擠出機的出口尺寸決定一幅土工膜的緯向尺寸，即緯向不發生拉伸作用；經向從擠出機出口由牽引輪牽引冷卻至需要長度尺寸，在縱向牽引并冷卻過程中PVC膜經向受外力拉伸和降溫梯度應力作用，經向分子在牽引力作用下沿經向排列拉伸，并在降溫過程中保留至固態產品中。另外，PVC膜高分子熔融狀態下在高剪切作用力作用下充分伸展后，其長度是寬度的幾千甚至幾萬倍，相差懸殊的幾何不對稱性。在外力場作用下易沿外力場方向做占優勢平行排列，稱這種現象為取向[22]。取向包括分子鏈、鏈段及晶片(晶帶)沿特定方向擇優排列，是一維或者二維在一定程度上的有序，土工膜經向屬于單向拉伸取向，分子鏈在平行取向方向排列，而緯向不存在拉伸作用，無取向。

牽引力作用下的黏流態PVC土工膜由擠出機擠出口擠出冷卻成形，即在冷卻過程中縱向取向后的分子被冷卻，牽引比引起的分子拉伸被冷卻凍結。黏流態溫度一般為150～180℃，當縱向試樣升溫至150℃左右時，被拉伸冷卻的分子處于“解凍”狀態，在無約束條件下開始彈性回復，即表現為彈性收縮。經向試樣受熱后先發生收縮變形的原因正是高分子的取向作用，緯向試樣因不存在取向作用，受熱后表現出正常熱脹形態。

高分子取向是經緯向試樣溫度形變特性存在差異的根本原因，為改善PVC土工膜經緯向的高分子取向不均勻，生產過程中可調整高速攪拌剪切工藝措施以減小單向分子取向的影響，如采取增加高速攪拌機械內部構件變單向為雙向攪拌[23]，并依據試驗測試成果確定合理的冷卻溫度速率等。

4 分析驗證

試驗成果表明，土工膜經緯向形變-溫度曲線存在差別，其中經向試樣的形變-溫度曲線出現吸熱收縮的異常現象，經/緯向的熱力學形變特性的差異是相鄰兩幅土工膜經向與緯向之間焊接過程中出現局部粗糙、不平整起皺現象的主要原因，土工膜經向方向生產加工過程中存在溫度應力歷史是熱力學特性異常的根本原因。

熔融狀態的土工膜原輔料混合攪拌、制品出口冷卻區冷卻溫度速度梯度和輥輪牽引力拉伸作用等，混合料由熔融狀態到制品固體狀態過程中存在高分子結構鏈取向，高分子取向宏觀表現為制品內部拉伸應力/形變被“冷凍”至固體狀態。若固體狀態吸收外界熱量，溫度達到一定程度后，“冷凍”狀態下被拉伸的高分子鏈被激活，熱力學最大熵原理使得分子鏈向初始狀態回復，即宏觀表現出收縮現象；高分子回復至初始狀態后吸收熱量表現為膨脹變形，當外界吸收的熱量尚未達到使處于“冷凍”狀態拉伸應力解除或取向高分子鏈未被激活時，聚合物整體表現出吸熱膨脹現象，這種膨脹是緩慢的、微量的。

為驗證上述試驗結果理論分析的準確性，將一塊面積為0.25 m2的PVC土工膜樣品在熱融解器中加熱至熔點溫度，并使樣品處于完全熔融狀態，在模具盒中自然無約束環境下冷卻成型，然后在新成型的樣品中間部位，正交方向裁取標準試樣，分別標記為試樣1和試樣2，試樣測試標距均為10 mm，溫升試驗成果見圖7。

圖7 試樣1與試樣2形變差-溫度曲線

圖7中可以看出兩試樣的差值形變量在20～120℃變化不大，在0～2.14 μm之間。因此，此方案試驗結果表明：融解處理過后的PVC土工膜的2個正交向試樣的形變差-溫度曲線基本相同，熔點溫度也相同。試驗成果很好地驗證了文中試驗成果分析結論是正確的。

5 結論

面膜堆石壩壩體防滲結構中土工膜鋪設面積大，成卷膜材在壩面，壩肩/壩基周邊縫防滲結構與壩面連接部位大部分選用土工膜焊接技術完成拼接。夏季壩面施工溫度及膜材焊接時的周邊溫度高于膜材存儲溫度，溫度升高至一定溫度后，經、緯2個方向熱力學形變特性不同，特別是土工膜焊接時，因焊接溫度高于土工膜熔點，易引起土工膜卷材經向收縮而緯向膨脹，增大了經向與緯向之間焊接難度或焊接質量不佳。針對土工膜經緯向之間焊接效果不佳問題，筆者選用試驗與理論分析相結合的方法揭示了問題存在的根本原因，依據分析結果提出了解決方法，并用試驗方法進行了驗證，主要得到以下結論。

a)土工膜經緯向熱力學形變特性差異是問題的主要原因，生產過程中高分子結構鏈發生取向，被“冷凍”在土工膜內部的拉伸形變量是問題存在的根本原因。

b)改進土工膜生產工藝，避免分子取向。如壓延土工膜高速剪切攪拌變單向為雙向，合理控制冷卻速度。

c)建議土工膜防滲結構設計過程中，施工技術要求盡量避免縱向與緯向焊接搭接或焊接工藝要求適當增加兩者焊接處的搭接長度，以抵消高溫造成形變收縮，提高焊接質量。