荷載作用下多夾砂層玻璃鋼夾砂管涵結(jié)構(gòu)破壞模式

王清洲，張朝陽(yáng)，薛曉，孔麗穎，肖成志

(河北工業(yè)大學(xué)土木與交通學(xué)院，天津 300401)

玻璃鋼夾砂管是一種以不飽和聚酯樹(shù)脂為基體，石英砂為填充物經(jīng)過(guò)特定纏繞加工工藝制作而成的新型柔性管涵，因其具有自重輕、強(qiáng)度高、耐腐蝕、內(nèi)壁光滑、運(yùn)輸方便、免維護(hù)等優(yōu)勢(shì)，已作為傳統(tǒng)剛性管涵的替代品，在市政、公路排水工程中廣泛應(yīng)用[1–3]。由于柔性管涵變形和破壞模式是涵洞設(shè)計(jì)時(shí)重點(diǎn)考慮的因素，決定著管涵在服役期內(nèi)能否具有良好的力學(xué)性能和耐久性，因此開(kāi)展玻璃鋼夾砂管破壞模式研究，將為管壁結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)優(yōu)化以及力學(xué)指標(biāo)控制起到積極作用[4–8]。

國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)于玻璃鋼夾砂管的破壞模式開(kāi)展了較為深入的研究，并取得了豐富的研究成果，主要集中在極限破壞荷載的確定和破壞過(guò)程表述方向。極限破壞荷載是表征管涵承載力的重要指標(biāo)，多采用試驗(yàn)和數(shù)值分析手段確定。陳兆南等[9–10]用試驗(yàn)方法研究了尺寸為50 mm×50 mm×150 mm試樣的破壞過(guò)程，以及通過(guò)無(wú)約束靜載試驗(yàn)研究了壁厚50 mm、直徑1 500 mm 的玻璃鋼夾砂管的破壞模式，確定了試樣的極限破壞荷載；周仕剛[11]通過(guò)平行板加載試驗(yàn)分析管環(huán)的內(nèi)力與應(yīng)力，利用等效截面法確定管壁各層材料的力學(xué)性能，用于材料的力學(xué)性能控制；張國(guó)盤(pán)[12]通過(guò)試驗(yàn)研究了壁厚50 mm、直徑1 500 mm 的公路玻璃鋼夾砂管涵結(jié)構(gòu)在拉伸和壓縮荷載作用下的力學(xué)性能，得到試驗(yàn)強(qiáng)度值遠(yuǎn)遠(yuǎn)高于設(shè)計(jì)強(qiáng)度值，管涵結(jié)構(gòu)強(qiáng)度安全儲(chǔ)備較大。由于受試樣加工變異性等因素影響，采用試驗(yàn)的方法用于確定管涵強(qiáng)度值具有較大難度和較差的普適性，為節(jié)約試驗(yàn)成本和縮短試驗(yàn)周期，數(shù)值計(jì)算方法越來(lái)越受到重視。 H.Ouellette 等[13]根據(jù)管涵的承載要求，提出了詳細(xì)計(jì)算玻璃鋼夾砂管的最大載荷、彎曲和剪切強(qiáng)度以及各層承載能力的方法，用于指導(dǎo)管壁結(jié)構(gòu)指標(biāo)選取；R.Roham 等[14]采用漸進(jìn)損傷模型進(jìn)行管涵的失效行為分析，研究了壓力等級(jí)與玻璃鋼夾砂管失效時(shí)間、失效形式、失效應(yīng)力之間的關(guān)系，計(jì)算得到的強(qiáng)度值具有很高的精度。目前，針對(duì)多夾砂層玻璃鋼夾砂管結(jié)構(gòu)從微觀角度對(duì)破壞模式進(jìn)行研究的成果較少。筆者通過(guò)對(duì)玻璃鋼夾砂管的纏繞層、環(huán)向與軸向試樣以及管環(huán)開(kāi)展破壞試驗(yàn)，采用應(yīng)力監(jiān)測(cè)與掃描電子顯微鏡(SEM)分析等手段，研究玻璃鋼夾砂管試樣在拉壓受力狀態(tài)下的破壞模式、拉壓受力狀態(tài)以及裂縫分布規(guī)律，可為玻璃鋼夾砂管的工藝更新、參數(shù)優(yōu)化設(shè)計(jì)以及提高工程使用壽命起到推動(dòng)作用。

1 試驗(yàn)部分

1.1 玻璃鋼夾砂管

玻璃鋼夾砂管：DN1500，管道各層材料構(gòu)成及參數(shù)要求見(jiàn)表1,承德金豐建材有限責(zé)任公司。

1.2 儀器及設(shè)備

微機(jī)控制電液伺服萬(wàn)能試驗(yàn)機(jī)：WAW–1000型，上海三思縱橫機(jī)械制造有限公司；

三通道電液伺服試驗(yàn)機(jī)：PLS–500 型,濟(jì)南東測(cè)試驗(yàn)機(jī)技術(shù)有限公司；

掃描電子顯微鏡(SEM)：Nova NanoSEM450型，美國(guó)FEI 公司。

表1 管道各層材料構(gòu)成及參數(shù)要求

1.3 試樣制備

除纏繞層試樣外，其它管材試樣均按照試驗(yàn)尺寸使用云切機(jī)從內(nèi)徑為1500 mm、壁厚50 mm、定長(zhǎng)12 m 纏繞的玻璃鋼夾砂管上切取，要求試樣管壁厚度均勻、截取斷面無(wú)缺陷，并保證內(nèi)襯層與外保護(hù)層無(wú)缺損破壞。纏繞層試樣則由1 層環(huán)向纏繞復(fù)合2 層交叉纏繞定制加工生產(chǎn)而成，其厚度為2 mm，交叉纏繞角為57.52°[15]，使用云切機(jī)按照試驗(yàn)尺寸要求切取試樣。

1.4 測(cè)試與表征

玻璃鋼夾砂管纏繞層試樣拉伸試驗(yàn)按 照GB／T 1447–2005 進(jìn) 行， 試 樣 尺 寸20 mm×50 mm×150 mm、開(kāi)口處20 mm，拉伸速率為2 mm／min。

玻璃鋼夾砂管管材試樣的壓縮試驗(yàn)根據(jù)GB／T 1448-2005 進(jìn) 行，由 內(nèi) 徑1 500 mm、定長(zhǎng)12 m 的玻璃鋼夾砂管上截取，試樣尺寸為50 mm×50 mm×150 mm，加載速率為3 mm／min。

玻璃鋼夾砂管管材試樣的拉伸試驗(yàn)按 照GB／T 1447–2005 進(jìn) 行，試 樣 尺 寸 為20 mm×50 mm×150 mm、開(kāi)口處20 mm，拉伸速率均為5 mm／min。

玻璃鋼夾砂管環(huán)靜載試驗(yàn)根據(jù)GB／T 5352–2005 進(jìn)行，采用平行板外載性能試驗(yàn)方法，試樣尺寸為50 mm×300 mm×1500 mm。為監(jiān)測(cè)荷載作用下管環(huán)不同位置的應(yīng)力分布規(guī)律，在管環(huán)內(nèi)外側(cè)的0°～180°每隔15°布置一個(gè)測(cè)點(diǎn)，按照“T”型布設(shè)環(huán)向和軸向的應(yīng)變片，應(yīng)變片布置分布如圖1 所示。試驗(yàn)采用0.2 kN／s 的力控制方式施加壓荷載直到管環(huán)至塑性階段，隨后以位移控制將管環(huán)壓至完全破壞。

SEM 分析：從拉伸試驗(yàn)破壞后玻璃鋼夾砂管纏繞層斷口處裁剪出不超過(guò)10 mm 的試樣，采用SEM 分析其斷口處的破壞機(jī)理。

圖1 管環(huán)內(nèi)外表面應(yīng)變測(cè)點(diǎn)分布圖

2 結(jié)果與討論

2.1 拉伸荷載作用下纏繞層試樣的破壞模式

按照試驗(yàn)要求進(jìn)行纏繞層試樣拉伸破壞試驗(yàn)，纖維纏繞層在拉伸時(shí)的破壞過(guò)程為：基體樹(shù)脂在拉伸作用下產(chǎn)生徑向變形，隨著拉力的進(jìn)一步增加，纖維斷裂／脫粘拔出、樹(shù)脂產(chǎn)生斷裂以及纖維斷裂。圖2 為拉伸試驗(yàn)前后的纏繞層試樣。對(duì)比拉伸試驗(yàn)前后的試樣發(fā)現(xiàn)，玻璃纖維從樹(shù)脂基體中拔出并發(fā)生斷裂，裸露在試件表面的纖維呈現(xiàn)出乳白色，可見(jiàn)大量平行于纖維纏繞方向的裂縫，纏繞層的纖維與基體斷裂、界面分離的現(xiàn)象明顯，如圖2b 所示。

圖2 拉伸試驗(yàn)前后的纏繞層試樣

纏繞層拉伸破壞試樣的SEM 照片如圖3 所示。圖3a 是纖維和基體脫粘分離，因纖維未能發(fā)揮有效抗拉作用，整體強(qiáng)度較低，主要原因是纖維表面碎屑偏少且較為光滑，樹(shù)脂浸潤(rùn)效果差或纖維集中缺少樹(shù)脂裹覆，反映成型工藝變異性會(huì)導(dǎo)致層間粘合強(qiáng)度不高。另外，當(dāng)纏繞層發(fā)生拉伸斷裂時(shí)，纖維表面會(huì)攜帶著大量的碎屑，纖維斷口參差不齊，樹(shù)脂整體產(chǎn)生斷裂分散，無(wú)法粘結(jié)纖維形成整體強(qiáng)度，如圖3b 所示。纖維表面光滑與否，一定程度上決定著玻璃纖維破壞形式與狀態(tài)。拉伸試驗(yàn)結(jié)果表明，玻璃鋼夾砂管纏繞層的破壞機(jī)理是纖維斷裂、基體斷裂及開(kāi)裂、纖維脫粘與拔出，以及層間和層內(nèi)裂紋擴(kuò)展導(dǎo)致的分層及分叉等形式。

圖3 纏繞層拉伸破壞試樣的SEM 照片

2.2 壓縮荷載作用下管材試樣的破壞模式

使用萬(wàn)能試驗(yàn)機(jī)對(duì)環(huán)向與軸向試樣進(jìn)行壓縮破壞試驗(yàn)，破壞后的壓縮試樣如圖4 所示。玻璃鋼夾砂管作為一種新型柔性復(fù)合材料，具有很強(qiáng)抵抗外荷載的變形能力[16–18]，在荷載作用下環(huán)向壓縮試樣層間界面開(kāi)裂是主要破壞模式，即結(jié)構(gòu)層層間界面是受力最薄弱的位置。由圖4a 可見(jiàn)，豎向裂縫首先出現(xiàn)在管道最外側(cè)的纖維纏繞層與夾砂層之間的界面處，隨荷載增加裂縫逐漸擴(kuò)展連通，且層間界面分離由外側(cè)向內(nèi)側(cè)依次破壞，試樣中部夾砂層出現(xiàn)豎向裂縫時(shí)荷載達(dá)到最大值，主要原因是試樣從管道上截取下來(lái)帶有弧度，使得試樣破壞通常是由外側(cè)到內(nèi)側(cè)；隨后，試樣開(kāi)始處于塑性狀態(tài)，豎向位移繼續(xù)增加使得夾砂層發(fā)生橫向剪切破壞。

軸向試樣的破壞模式表現(xiàn)為沿著管壁厚度方向發(fā)生剪切破壞。圖4b 中各試樣雖然破壞的位置不同，但破壞過(guò)程首先是層間界面產(chǎn)生微小裂縫，隨荷載增加裂縫沿著與試件長(zhǎng)邊呈45°方向貫穿夾砂層，纖維纏繞層受剪應(yīng)力后，逐層剪切破壞，在管壁內(nèi)側(cè)夾砂層剪應(yīng)力集中，橫向擴(kuò)張發(fā)生脆性破壞時(shí)荷載達(dá)到最大值，試樣是失穩(wěn)破壞。

圖4 壓縮荷載下環(huán)向和軸向管壁切樣破壞形式

2.3 拉伸荷載作用下管材的破壞模式

對(duì)兩組各6 個(gè)試樣進(jìn)行環(huán)向和軸向拉伸強(qiáng)度試驗(yàn)，試樣拉伸試驗(yàn)的荷載–變形曲線分別見(jiàn)圖5。

圖5 拉伸荷載下管壁切樣荷載–變形圖

由圖5a 可知，環(huán)向試樣受拉破壞前荷載–變形曲線近似線性增加趨勢(shì)，表明管材環(huán)向拉伸破壞前基本處于彈性階段，試驗(yàn)中能明顯觀察到試樣表面裂縫發(fā)生與發(fā)展過(guò)程；達(dá)到極限荷載后，試樣瞬間斷裂，力值迅速下降，并伴隨有清脆響聲，管材呈脆性破壞模式。圖5b 的軸向荷載–變形曲線表明，軸向拉伸試驗(yàn)變形較小時(shí)(≤1 mm)荷載和變形呈線性增長(zhǎng)，試樣先出現(xiàn)細(xì)小裂縫，隨荷載持續(xù)增大，裂縫逐漸變大、增多，直至塑性斷裂破壞。破壞之前環(huán)向試樣荷載–變形曲線增加量較緩慢，軸向試樣荷載–位移曲線增加量較大。

基于環(huán)向和軸向荷載–變形曲線，可確定環(huán)向拉伸強(qiáng)度平均值約為78.00 MPa，各試樣對(duì)應(yīng)的最大變形量范圍為4.5～10 mm 之間；軸向拉伸強(qiáng)度平均值約為7.34 MPa，各試樣對(duì)應(yīng)的最大變形量范圍為1.0～2.4 mm，對(duì)比表明，管材環(huán)向拉伸強(qiáng)度遠(yuǎn)大于軸向拉伸強(qiáng)度，試樣環(huán)向抵抗變形能力明顯優(yōu)于軸向，符合管道服役期的受力特性。

2.4 靜載荷作用下管環(huán)的破壞模式

無(wú)約束靜載破壞試驗(yàn)加載時(shí)，持續(xù)拍攝和記錄玻璃鋼夾砂管樣的一側(cè)和另一側(cè)層間裂縫發(fā)展趨勢(shì)和分布情況，如圖6 和圖7 所示。

圖6 一側(cè)層間裂縫開(kāi)展情況

試樣裂縫發(fā)展過(guò)程表明，細(xì)小裂縫通常首先出現(xiàn)在加載梁下端即0°位置，對(duì)應(yīng)玻璃鋼夾砂管管頂處，此時(shí)管壁的纏繞層和夾砂層界面出現(xiàn)分層，隨荷載增加裂縫逐漸變大并向遠(yuǎn)端發(fā)展，管頂荷載值加至28 kN 時(shí)，纏繞層和夾砂層完全分層，并伴隨清脆的響聲，此時(shí)荷載不再增加，管道進(jìn)入塑性階段。為持續(xù)加載使管環(huán)發(fā)生破壞，將試驗(yàn)加載方式由力控制方式轉(zhuǎn)換為位移控制。隨著加荷持續(xù)進(jìn)行，總變形迅速增加，多個(gè)層間界面出現(xiàn)裂縫，各層出現(xiàn)應(yīng)力重分布，管環(huán)夾砂層受剪應(yīng)力，裂縫逐漸貫通整個(gè)夾砂層并最終發(fā)生剪切破壞，管環(huán)破壞時(shí)多層層間完全脫開(kāi)，并伴有貫通夾砂層的較大裂縫。

圖7 對(duì)面一側(cè)層間裂縫開(kāi)展情況

試驗(yàn)加載過(guò)程中測(cè)得不同測(cè)點(diǎn)的環(huán)向和軸向應(yīng)變?nèi)鐖D8 所示。由于在試驗(yàn)加載過(guò)程中，管環(huán)外側(cè)165°處的應(yīng)變片受壓破壞，故無(wú)法采集數(shù)據(jù)。由圖8a、圖8b 可知，管壁內(nèi)側(cè)環(huán)向最大拉應(yīng)變發(fā)生在下腰部即150°～180°處，在水平徑向附近即75°～105°處出現(xiàn)最大壓應(yīng)變，在0°～30°和120°～180°處為拉應(yīng)變，在30°～120°處為壓應(yīng)變，表明管道沿環(huán)向自管頂?shù)焦艿讟?gòu)成了“拉–壓–拉”過(guò)渡的受力特征；管壁內(nèi)側(cè)軸向最大拉應(yīng)變發(fā)生在75°～105°處，然后沿著管周向兩側(cè)逐漸減小，在15°和180°位置處出現(xiàn)最大壓應(yīng)變，另外，管壁內(nèi)側(cè)軸向在0°～60°和150°～180°處為壓應(yīng)變，而在60°～150°處為拉應(yīng)變，形成了“壓–拉–壓”過(guò)渡的受力特性，表明管頂受載時(shí)管壁內(nèi)側(cè)軸向和環(huán)向應(yīng)變呈現(xiàn)明顯不同的變化模式。

此外，由圖8c、圖8d 可知，玻璃鋼夾砂管的管壁外側(cè)軸向最大拉應(yīng)力發(fā)生在0°～45°處，在60°和105°處壓應(yīng)變達(dá)最大值，拉應(yīng)變出現(xiàn)在0°～45°和75°～105°處，壓應(yīng)變出現(xiàn)在45°～75°和105°～150°處，形成“拉–壓–拉–壓”交替的受力狀態(tài)；管壁外側(cè)環(huán)向最大拉應(yīng)變出現(xiàn)在60°～90°處，最大壓應(yīng)變出現(xiàn)在15°和150°位置處，在0°～45°和120°～150°處為壓應(yīng)變，在45°～120°處為拉應(yīng)變，構(gòu)成了“壓–拉–壓”過(guò)渡的受力特性。

綜上可知，由于加載點(diǎn)位置管道所受荷載最大，通常破壞發(fā)生在加載梁下端的管頂附近，由于管壁內(nèi)、外側(cè)總是處于拉壓相反的不同狀態(tài)，厚度50 mm 的管壁結(jié)構(gòu)受荷截面承受壓應(yīng)力、拉應(yīng)力和剪應(yīng)力作用，層間界面和抗彎拉強(qiáng)度較低的夾砂層為首先發(fā)生破壞的薄弱位置。一旦產(chǎn)生裂縫或分層，將出現(xiàn)應(yīng)力重分布以及應(yīng)力集中現(xiàn)象，并將加速管道發(fā)生塑性形變或屈服。

圖8 各級(jí)荷載下的應(yīng)變曲線

管頂靜載大變形條件下，玻璃鋼夾砂管分層和夾砂層剪切破壞是主要的破壞模式，由于荷載產(chǎn)生的最大彎矩和剪力導(dǎo)致管壁內(nèi)應(yīng)力達(dá)到極限強(qiáng)度值而發(fā)生破壞。一旦管壁中的1～2 層完全破壞時(shí)，尤其是靠近管道內(nèi)側(cè)和外側(cè)的夾砂層發(fā)生剪切破壞后，管道承載能力基本消失即發(fā)生屈服失效，理論上這并非是終層失效理論中所認(rèn)為的層合板失效破壞狀態(tài)。產(chǎn)生這一現(xiàn)象的主要原因是管壁結(jié)構(gòu)層內(nèi)出現(xiàn)的貫通裂紋使其產(chǎn)生應(yīng)力集中，隨著變形增加剩余強(qiáng)度迅速下降，管道失去承擔(dān)荷載的能力[19–20]。因此，層間粘接強(qiáng)度、夾砂層的抗彎拉強(qiáng)度、樹(shù)脂是否完全浸透砂以及管壁結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)參數(shù)是管道具有較高承載能力的關(guān)鍵因素，針對(duì)這些因素的優(yōu)化是提高管道及公路管涵整體力學(xué)性能的重要途徑。

3 結(jié)論

(1)通過(guò)SEM 拉伸試樣的破壞斷面，確定了纏繞層試樣拉力下的破壞機(jī)理是纖維斷裂、基體斷裂及開(kāi)裂、纖維脫粘與拔出，以及層間和層內(nèi)裂紋擴(kuò)展導(dǎo)致的分層及分叉等形式。

(2)環(huán)向試樣壓縮破壞模式為層間界面發(fā)生分層破壞，軸向壓縮試樣破壞為沿著某個(gè)滑裂面(與荷載方向成45°)的剪切破壞；環(huán)向拉伸試樣瞬間斷裂發(fā)生脆性破壞，軸向拉伸試樣裂縫逐漸擴(kuò)展發(fā)生塑性斷裂破壞。

(3)大變形條件下管環(huán)的靜載破壞以層間分離和夾砂層剪切破壞為主要破壞模式，管壁結(jié)構(gòu)呈現(xiàn)拉壓相反的受力狀態(tài)。