由于对膜结构抗力及荷载作用影响缺乏足够认识, 现行各国膜结构设计规程 (如中国CECS158:2004《膜结构技术设计规程》等) 大多采用了基于经验的容许应力设计法, 而没有采用基于结构可靠度的膜结构概率极限状态设计法, 这使得膜结构设计和施工中容易出现较大偏差.

建立基于结构可靠度的膜结构概率极限状态设计法, 需要对影响膜结构抗力的各种不确定因素进行详细的统计分析, 得出相应的影响规律, 然后通过膜结构抗力与各种不确定因素的函数关系, 推求出膜结构抗力的统计特征参数[1].影响膜结构抗力的不确定因素很多, 一般可以归纳为三类:膜材力学性能的不定性、构件几何参数的不定性和结构计算模式的不定性.当然这三者之间是相互关联、相互影响的, 但其中膜材力学性能的不定性影响最重要、最复杂, 是进行膜结构可靠度研究、实现膜结构概率极限状态设计的关键所在[2].

作为高分子复合材料, 膜材力学性能受制作工艺、使用环境影响明显.为了考虑双轴折减、材料老化及施工过程中局部损坏等诸多因素对膜材力学性能的影响, 在膜结构设计时往往采用较大的安全系数, 但这样容易导致安全储备过大, 造成浪费.因此, 有必要深入把握膜材力学性能, 进行膜材抗力不定性分析, 为膜结构可靠度分析奠定基础.

目前国内外百富策略白菜网的建筑膜材主要包括热塑化合物类膜材和涂层织物类膜材两大类, 其中热塑化合物类膜材主要为ETFE膜材 (乙烯-四氟乙烯共聚物) , 而涂层织物类膜材主要有PTFE膜材 (外涂聚四氟乙烯的玻璃纤维类膜材) 和PVC膜材 (外涂聚氯乙烯的聚酯纤维类膜材) 两类.热塑化合物类膜材属近各向同性材料, 性能相对比较明确[3], 而涂层织物类膜材属各向异性材料, 其力学性能受加载大小、加载比例及加载次序等因素影响明显, 比较复杂.目前对涂层织物类膜材的研究主要集中在常温荷载状态下膜材力学性能及力学参数的研究[4], 而对于环境方面的影响则研究较少[5,6].作为一种高分子复合材料, 膜材在使用过程中会受到光、热、风、雨、雪、大气污染物等多种环境因素的影响, 造成材料发生力学性能的衰变.另外, 膜材作为建筑结构的一部分, 大都暴露在空气中, 其不可避免地要受到风荷载的循环作用.在风荷载的循环作用下膜材必然会产生残余变形, 减小原有的预张力, 这对膜结构的长期使用性能、使用寿命等造成很大影响.因此环境作用对膜材力学性能的影响成为膜结构设计和分析时必须考虑的问题.

本文测试了2种常见PTFE膜材 (圣戈班公司SHEERFILL-Ⅱ膜材和中兴化成公司 (日本) FGT-800膜材) 的基本力学性能, 进行了膜材的抗力不定性分析, 研究了循环拉伸、温度、损伤、接缝连接、人工加速老化等对PTFE膜材拉伸性能的影响规律, 从而为膜结构可靠度研究提供参考依据.

拉伸试验 (单轴拉伸试验和循环拉伸试验) 采用长条形试件, 试件的有效宽度应为 (50.0±0.5) mm, 有效长度应为 (1 000±1) mm, 应变测距应为 (200±1) mm, 如图1所示.试样的裁剪应尽可能沿着膜材相邻2组纤维纱线的中间位置进行, 保证试样长度方向边缘与相应方向的纤维纱线平行, 并使试样两侧边不能有纤维纱线的散失.拉伸试验在配有高低温度箱的微机控制电子万能 (拉伸) 试验机中进行, 拉伸速率取100mm/min[7].进行拉伸试验时, 先用缠绕夹具把试件固定在高低温度箱内, 然后将高低温度箱温度调到预定的温度 (-20, 0, 10, 23, 40, 50, 60, 70℃) , 恒温1h后进行拉伸试验, 记录膜材拉伸曲线.

由于荷载作用下PTFE膜材的最小应力可能为3kN·m-1, 并且PTFE膜结构常用预应力为4kN·m-1, 膜材常用设计拉伸强度为20kN·m-1, 两者平均值为12kN·m-1, 因此循环拉伸试验所采用的应力幅分别为3~12kN·m-1, 4~12kN·m-1, 3~20kN·m-1, 4~20kN·m-1.

撕裂试件尺寸如图2所示.进行撕裂试验时, 先在试件上标记出等腰梯形, 然后在等腰梯形上面短边中央处垂直切出切口, 切口长度为 (25.0±0.5) mm.沿梯形两腰线夹住试件, 并保持等腰梯形上面短边张紧, 然后撕裂试件.在撕裂过程中试件会沿着切口裂开并逐渐扩展直至全部被撕断.记录撕裂过程中膜材的荷载-位移曲线.

PTFE膜材由玻璃纤维编织而成, 而玻璃纤维比较脆, 抗弯折性能比较差, 因此需要根据生产、运输、施工过程中可能出现的最不利损伤情况, 对膜材进行损伤试验.本文以某实际工程为背景, 通过控制试样折叠位置和折叠次数来模拟试样损伤, 然后分析试样损伤对膜材拉伸强度的影响.具体试验步骤: (1) 按照实际结构膜面区域做一个1/3缩尺模型, 中间圆拱取4跨, 然后选取典型膜面区域 (见图3 (a) ) . (2) 将现场使用的PTFE膜材制成样片 (见图3 (b) ) 并粘贴到缩尺模型上的典型膜面区域。折叠膜材, 放置7d后再展开。 (3) 取下粘贴在模型上的膜材, 在几个不同的位置 (见图3 (b) ) 取样 (每组至少取5块试样) .以恒定拉伸速率100mm/min拉伸试样, 将试样拉伸至破坏, 记录试样拉伸强度.

接缝连接试验中所用试件的接缝连接形式为单面热合搭接, 搭接长度取75mm.为便于与母材的拉伸强度进行比较, 搭接膜材尺寸与母材尺寸应保持一致.

老化试验试件 (经向试件和纬向试件) 尺寸同单轴拉伸试验试件尺寸.

采用氙灯耐气候试验箱 (见图4) 对膜材进行人工加速老化试验.试验中采用氙弧灯光源对膜材进行连续光照, 并控制一定的温度、湿度、辐射能和降雨周期, 模拟自然气候环境中光、热、湿气、降雨等对膜材的老化, 然后测试膜材拉伸强度.根据有关规程[7], 氙弧灯光的辐射波长应控制在300~1 050nm, 辐照度应大于800W/mm2, 且整个试件辐照面积内辐照度允许偏差为10W/mm2.另外, 控制相对湿度为 (50±5) %, 温度为 (63±3) ℃, 降雨周期为降雨18min/不降雨102min.老化试验终止时, 总辐照度应不小于1 350MJ/m2.

受篇幅限制, 本文仅以SHEERFILL-Ⅱ膜材为例进行力学性能试验结果分析.

膜材单向拉伸曲线和主要力学参数分别见图5和表1.由表1可以看出:膜材的经向断裂延伸率小于纬向断裂延伸率, 经向拉伸强度略大于纬向拉伸强度.

膜材荷载-位移曲线见图6.由图6可以看到, 膜材荷载-位移曲线由一组波峰和波谷组成, 显示膜材在撕裂过程中其受力不断发生变化, 而这是由膜材的组成结构所决定的.在拉伸荷载作用下, 膜材裂缝根部的部分纵向纱线率先承载, 随着荷载的增加, 受力区内能够承受纵向拉力的纱线数目逐渐增多;当荷载增大到一定程度时, 膜材裂缝外侧不断有纱线因变形过大而发生断裂, 同时又不断有新的纱线开始承载, 此时膜材荷载-位移曲线便进入了相对稳定的波动阶段.以试件5个最大荷载峰值的平均值作为膜材的撕裂强度.膜材撕裂强度实质上是组成膜材纱线单根破断力的统计结果, 其值远低于膜材的抗拉强度, 因此实际工程中存在微小瑕疵或者裂缝膜材在双向张力的作用下极易发生撕裂并迅速扩展到整个膜面, 造成较大的安全隐患.

对涂层织物类膜材而言, 决定其主要力学性能的膜材基层是由玻璃纤维编织而成.平织法是基层纤维最常用的编织方法, 在编织过程中, 经向纱线张紧, 纬向纱线上下缠绕、交替绕过经向纱线.因此, 荷载作用下经、纬向纱线力学特性有很大差别.经向纤维受拉时, 基本仅伸展变形;而交替编织的纬向纱线在受拉时, 需要克服编织过程产生的卷曲度后才开始伸展变形.纤维的卷曲程度主要决定了膜材在受力初始阶段的力学特性.经过最初的纱线卷曲阶段, 经、纬向纱线均张紧并彼此紧靠、相互影响, 此时膜材的力学特性主要取决于纤维自身的性能.

PTFE膜材的单向拉伸破坏过程可分成3个阶段:第1阶段是低应力下少数纤维的早期断裂阶段;第2阶段是膜材损伤的扩展阶段;第3阶段是膜材最终破坏阶段.3个阶段的发展都与纤维性能及纤维-涂层界面黏结性能密切相关.PTFE膜材采用的高强脆性玻璃纤维的性质及其强度的离散性, 决定了在应力较低时就有少数纤维首先断裂.纤维一旦断裂, 其断口端部就释放形变能, 而纤维-涂层界面的黏结作用阻止断裂纤维断口的收缩, 纤维断口裂纹处以及附近纤维-涂层界面上有较大的应力集中, 并将断裂纤维卸下的应力传递到相邻纤维, 使断口附近的纤维出现应力集中, 即“过应力”.纤维及纤维-涂层界面应力集中的程度, 以及纤维损伤将如何进一步发展, 完全取决于纤维性能和纤维-涂层界面黏结性能, 以及它们之间的相互作用.

在膜材单轴拉伸试验中发现, 膜材的破坏形式主要有3种: (1) 纤维拔出破坏.这种破坏一般发生在纤维-涂层界面黏结强度相对较弱的情况.高模量纤维断裂将造成较大的纤维-涂层界面应力集中, 而较弱纤维-涂层界面黏结强度将使其发生更长范围内的脱黏, 不能发挥纤维的最高强度, 最终形成纤维拔出破坏. (2) 整齐断裂破坏.这种破坏一般发生在纤维-涂层界面黏结强度相对较强的情况.由于玻璃纤维比较脆, 纤维断口裂纹会直接造成相邻纤维更大的应力集中而相继发生断裂, 最终表现为纤维整体断裂, 断面比较齐平.这种破坏形式下纤维强度利用率最低. (3) 复合型破坏.这种破坏一般发生在纤维-涂层界面黏结强度比较适中的情况.部分纤维早期断裂产生的纤维-涂层界面和基层纤维的应力集中, 会造成纤维-涂层界面范围不大的脱黏或纤维的屈服并局限在较小范围内不再扩展.随着外荷载的不断增大, 膜材随机分布的局部损伤区域不断增多, 直至在其某一截面上因包含过多的损伤区域而发生整个截面的断裂.在膜材损伤积累过程中, 随着纤维薄弱处的逐个断裂, 连续纤维变成不连续, 断口截面上呈现出长短不齐的较短纤维拔出.这种情况下膜材的拉伸强度最大[8].

膜结构抗力与膜材力学性能、构件几何参数、结构计算模式等密切相关, 因此, 膜结构抗力应当是考虑多因素的随机变量函数.严格来讲, 膜材力学性能和膜构件几何参数等因素都是随时间变化而不断变化的, 因此膜结构抗力应该采用随时间变化的随机过程来描述.但是, 考虑到上述变化很缓慢, 分析时往往将影响膜结构抗力的诸多因素简化为与时间无关的随机变量.当研究膜结构抗力的概率分布与统计特征参数时, 应该对相同条件下相同母材的抗力实测数据进行统计分析.由于实际条件限制, 要取得这样一批同条件同母材的抗力数据非常困难.所以, 对膜结构进行抗力分析通常采用间接分析方法, 即先对影响它的各种主要因素分别进行统计分析, 确定其统计参数;然后通过膜结构抗力与各个有关因素之间的函数关系, 求出抗力的统计特征参数.

笔者依照文献[5], 采用单一变量控制法分别考察每种因素对膜材拉伸强度的影响, 以对膜材抗力不定性进行分析.在进行每一组试验时, 都分别进行1组原材料拉伸对比试验, 通过拉伸强度折减系数来表示各种因素对膜材抗力的影响.在进行抗力不定性分析时, 对于大量的试验数据, 应进行合理、科学的处理, 得到相应的统计结果, 而对于抗力的概率分布类型, 一般按照主要影响因素的概率分布类型百富策略白菜网数学分析方法或者经验判断方法确定.试验中, 先结合破坏模式来排除不可靠数据.对于在夹持钳口附近5mm以内断裂的试件且该试样试验值小于样本平均值, 则认定该试件结果无效, 应舍去.在此基础上, 采用经典的偏度、峰度检验法对试验数据进行正态性检验.对正态分布而言, 偏度和峰度均为0, 即无偏无峰.对本文的试验数据进行处理分析, 发现试验结果在显著性水平α=0.05的水平下均符合正态分布.

SHEERFILL-Ⅱ膜材循环拉伸试验结果[9]表明: (1) 膜材在第1次循环拉伸结束后, 其残余应变比较大.随着循环拉伸次数的增加, 膜材残余应变越来越小并趋近于常数, 同时滞回曲线所包含的面积也在不断减小. (2) 随着循环应力幅最大值的增加, 膜材滞回曲线所包含的面积逐渐变大, 残余应变也逐渐变大;循环应力幅最小值对膜材残余应变的变化影响不明显. (3) 在较低应力幅 (3~12kN·m-1, 4~12kN·m-1) 作用下, 第1次循环拉伸之后的纬向残余应变约为0.069, 经向残余应变约为0.053, 残余变形发展相对较慢, 达到稳定值的速度也比较慢, 50次循环拉伸之后残余应变还在缓慢增长;在高应力幅 (3~20kN·m-1, 4~20kN·m-1) 作用下, 第1次循环拉伸之后膜材的经向残余应变约为0.074, 纬向残余应变约为0.080, 明显大于低应力幅循环拉伸后的残余应变, 这主要是因为应力为20kN·m-1时材料处于应力强化阶段, 膜材在此阶段残余应变增加比较明显.此时, 每次循环拉伸之后的残余应变大于低应力幅循环拉伸相应次数后的残余应变, 但是残余应变达到稳定值的速度较低应力幅循环拉伸快, 约45次循环拉伸后残余应变可以达到稳定值.

对循环拉伸之后的膜材进行单向拉伸试验, 以100mm/min的速度拉伸至破坏, 获得其拉伸曲线, 并与未经循环拉伸膜材的拉伸曲线进行对比, 结果见图7.由图7可见, 未经循环拉伸膜材的拉伸曲线呈现明显的非线性, 而经循环拉伸膜材的拉伸曲线则接近线性, 拉伸刚度明显增大, 尤其是经过高应力幅拉伸后;循环拉伸后膜材的拉伸强度与未经循环拉伸膜材相比没有明显变化.这是因为:循环拉伸主要改变了经、纬向纤维在编织和涂层过程中形成的卷曲程度, 使得材料的线性化比较明显, 再加上试验循环拉伸次数较少, 并没有对纤维造成明显的损伤, 因此膜材的拉伸强度变化不明显.

损伤膜材 (SHEERFILL-Ⅱ膜材) 的拉伸强度及其折减系数 (参照组膜材抗拉强度与损伤膜材抗拉强度之比) 见表2.表2显示:L5处的膜材 (试样沿纬向纤维方向截取且无折叠) 拉伸强度基本没有变化;L1, L2处的膜材 (试样沿纬向纤维方向截取, 且折叠过1次, 折叠方向与纬向纤维方向平行) 拉伸强度折减相对比较明显, 拉伸强度折减系数分别是1.08和1.05;L3, L4处的膜材 (试样折叠方向及裁剪方向与L1, L2处的膜材相同, 但是折叠次数为2) , 其拉伸强度折减更加明显, 拉伸强度折减系数分别是1.14和1.10, 其中L3处膜材的拉伸强度折减系数略大 (这与其处于母材的边缘有关) ;L6上、中 (最长) 、下3部分膜材 (试样沿经向纤维方向截取, 且折叠2次) 拉伸强度折减相对比较明显, 拉伸强度折减系数分别是1.11, 1.08和1.11.综上可知, 经过损伤处理后的膜材拉伸强度有明显的折减, 折减程度同折叠方向、折叠次数有直接关系, 因此在膜结构设计时应考虑膜材在搬运和折叠中出现的拉伸强度折减.

在接缝连接试验中, 搭接膜材主要发生接缝附近处的破坏 (见图8 (a) ) , 这说明该种搭接方式是有效可用的.发生这种破坏是因为靠近接缝处的膜材存在应力集中的缘故.另外搭接膜材还发生纤维拔出破坏 (见图8 (b) ) , 这主要是由于纤维-涂层界面黏结强度不足而造成的.

不同温度下母材拉伸强度和搭接膜材接缝拉伸强度如表3所示.由表3可见:搭接膜材接缝拉伸强度受温度影响明显, 随着温度的升高, 搭接膜材接缝拉伸强度下降, 这与母材拉伸强度的变化规律一致.

SHEERFILL-Ⅱ膜材 (母材) 经、纬向高温影响系数 (23℃拉伸强度与70℃拉伸强度之比) 分别是1.068和1.150 (见表3) , 取2个方向中的较大值为1.150;SHEERFILL-Ⅱ膜材经、纬向低温影响系数 (-20℃拉伸强度与23℃拉伸强度之比) 分别是1.106和1.128 (见表3) , 取2个方向中的较大值为1.128.即SHEERFILL-Ⅱ膜材高温影响系数是1.150, 低温影响系数是1.128;同理, FGT-800膜材高温影响系数是1.076, 低温影响系数是1.113.

不同温度下搭接膜材接缝拉伸强度与母材拉伸强度的比值如表4所示.由表4可见, 在不同温度下, 搭接膜材接缝拉伸强度能够达到母材拉伸强度的90%以上, 这表明该接缝连接方式在不同温度下均有效.

膜材经老化试验后, 可见其表面出现污渍、斑点, 且色泽略微变暗、泛黄, 同时出现较明显的软化.

老化430h之后, 经向试件拉伸强度折减系数 (母材平均拉伸强度与老化后膜材平均拉伸强度之比) 为1.044, 纬向试件拉伸强度折减系数为1.032;老化860h之后, 经向试件拉伸强度折减系数为1.075, 纬向试件拉伸强度折减系数为1.052 (见表5) , 也就是说, 老化处理后膜材的经、纬向拉伸强度均有一定程度的折减, 但不明显.

PTFE膜材的涂层材料为聚四氟乙烯, 为惰性材料, 故PTFE膜材抗老化性能较好.

(1) 膜材的经向断裂延伸率小于纬向断裂延伸率, 经向抗拉强度略大于纬向抗拉强度.

(2) 随着温度的升高, 膜材拉伸强度逐渐减小.不同温度下搭接膜材接缝拉伸强度能够达到母材拉伸强度的90%以上.

(3) 损伤膜材的拉伸强度有明显的折减, 折减程度同取样位置、折叠次数有直接关系.

(4) 循环应力幅较大时, 经循环拉伸后的膜材拉伸曲线更接近线性.由于循环拉伸次数较少, 循环拉伸后的膜材拉伸强度没有明显的折减.

(5) 人工加速老化会使膜材表面出现污渍、斑点, 膜材色泽变暗、泛黄, 并出现较明显的软化.人工加速老化后膜材的拉伸强度有一定程度的折减, 但并不明显, 这是因为PTFE膜材的涂层材料为惰性的聚四氟乙烯的缘故.