熔接型聚丙烯土工格室拉伸特性試驗研究

孫健,楊廣慶,2,3*,左政,梁訓美,王奇偉

(1.石家莊鐵道大學土木工程學院,石家莊 050043;2.土工合成材料應用河北省工程研究中心,石家莊 050043;3.河北省交通安全與控制重點實驗室,石家莊 050043;4.國家能源集團技術經濟研究院,北京 102211;5.山東路德新材料股份有限公司,泰安 271000;6.江西施普特新材料有限公司,萍鄉 337200)

土工格室是在具有網格多孔狀平面土工加筋材料基礎上,為了改善加筋結構體的承載方式以及提升承載能力,由高分子聚合物長條帶通過不同的節點連接方式而制成的一種三維立體網狀側向約束加筋材料[1],在土體等填料加筋中主要提供摩擦作用、環箍作用、網兜效應及隔離作用。

彭艾鑫等[2]認為土工格室高度比節點距離對加筋土強度的貢獻更大,土工格室加筋對土體內摩擦角的影響相對較小,但對土體黏聚力有顯著增大的作用。耿大新等[3]基于ABAQUS有限元軟件,對加筋路基中多層土工格室筋材拉應力性狀進行了分析,總結出了一種節省筋材同時又能取得基本相同加筋效果的土工格室鋪設方式。劉蓓蓓等[4]通過數值計算的方式研究分析了土工格室加筋公路路堤的效果,得出土工格室可使路堤整體穩定性得到提升的結論,并且加筋效果在土工格室越高、節點距離越小的情況下更為顯著。范永豐等[5]針對土工格室加固邊坡的穩定性問題開展數值模擬研究,結果表明土工格室加固邊坡的穩定性受格室高度、節點距離影響顯著。Leshchinsky等[6]和Han等[7]通過數值模擬和室內試驗的方式均得出了節點對土工格室性能發揮影響較大的觀點。Yang[8]研究認為,土工格室節點的損壞有可能導致荷載傳遞的不平衡,進一步造成結構內部的不穩定,甚至使得土工格室加筋結構整體遭到破壞。以上所述的研究多集中在土工格室加筋作用機理或工程實際應用等方面,少數學者通過對土工格室條帶、節點進行室內試驗研究,得到了一些結論。

土工格室條帶和節點的共同作用產生了“箍效應”,即土工格室對土體的環向約束作用,同時土工格室的條帶和節點環向受拉,故主要通過拉伸試驗研究分析土工格室條帶和節點的力學特性。楊利[9]對高密度聚乙烯(high-density polyethylene,HDPE)土工格室條帶進行拉伸,得出其峰值強度、應力-應變關系等受試驗拉伸速率的影響,且影響程度不同。楊廣慶等[10]通過室內單軸拉伸試驗,分別研究了HDPE、聚丙烯(polypropylene,PP)、聚酯(polyester,PET)土工格室條帶的拉伸力學性能,針對Ⅰ型-啞鈴形試樣、Ⅱ型-矩形試樣、Ⅲ型-矩形試樣于強度和變形的影響進行了分析,并對室內試驗選用土工格室試樣給出了建議。左政等[11]通過對含焊接、插接、鉚接節點條帶進行單軸拉伸試驗,研究了3種節點在不同受力狀態下的失效模式,并對3種不同節點連接方式于各自條帶性能的影響進行了評價。許淋穎[12]通過直剪試驗對含焊接節點的土工格室展開研究,試驗分析得出含焊接節點土工格室的強度主要受剝離強度控制,這與Adem等[13]通過拉拔試驗研究得出的結論保持一致。周亞梅等[14]對訂書釘連接的聚丙烯土工格室開展的壓縮試驗研究表明不同形狀的格室單元對土體均有加筋作用。

上述開展的土工格室條帶或節點的試驗研究主要為HDPE、PP、PET材質并且節點連接方式局限于焊接、插接、鉚接。熔接型土工格室作為一種新型土工合成材料,是通過熱熔焊接方式將相鄰片材連接在一起而形成的高節點強度的整體型土工格室,其條帶具有一定弧度而呈微曲面狀。熔接型PP土工格室作為一種新型的高強土工格室,目前對其節點性能的發揮情況尚不明晰,同時對熔接型節點連接方式與PP材質結合匹配度的性能表現情況尚未清楚,需要相關的強度及變形性能指標提供數據支撐,才能更好地評價和評估熔接型PP土工格室這種新型高強土工合成材料的整體優良性能。因此通過開展室內試驗研究熔接型PP土工格室條帶和節點的力學性能十分必要,通過分析熔接型PP土工格室條帶和節點的強度及變形性能測試指標,有助于進一步完善土工格室的各項性能指標,為土工格室結構設計參數取值提供理論依據,對土工格室的工程實踐應用具有參考意義。

選取熔接型PP土工格室為試驗材料,參考中外相關試驗標準和規范,采用拉伸試驗機開展室內單軸拉伸試驗,研究試樣形狀和試樣寬度對PP土工格室條帶強度及拉伸變形特性的影響,并比較在不同受力狀態下熔接節點的失效模式及強度大小,為合理選用土工格室并供其加筋加固機理的研究以借鑒和參考。

1 研究方案

1.1 試驗設備

室內單軸拉伸試驗采用DW1210土工合成材料拉伸試驗機,如圖1所示。在平板式壓縮夾具內放置聚酯板,防止試驗加載前夾具對試樣造成損傷,同時可避免試驗過程中試樣出現滑移或在鉗口處斷裂。

圖1 DW1210土工合成材料拉伸試驗機Fig.1 DW1210 Geosynthetics tensile testing machine

1.2 PP條帶試驗材料及方案

Liu等[15]開展的HDPE土工格室條帶拉伸試驗選取StandardTestMethodforTensilePropertiesofPlastics(ASTM D638—2014)中建議的啞鈴形試樣作為試驗材料,但《土工合成材料 塑料土工格室》(GB/T 19274—2003)、《塑料-拉伸性能的測定》(GB/T 1040.3—2006)中則建議選用窄矩形試樣,由此可見不同標準對試樣的要求有一定差別。

PP條帶試驗材料的參數如圖2所示。其中啞鈴形和窄矩形試樣通過特制刀具裁取于熔接型PP土工格室條帶。寬矩形通過剪刀直接裁剪于熔接型PP土工格室條帶,試樣呈微曲面狀,將其命名為寬矩形。

圖2 PP條帶試驗材料參數Fig.2 Test parameters of polypropylene strip

按照圖2中啞鈴形、窄矩形和寬矩形試樣進行制樣,PP條帶試驗方案如表1所示,每組進行不少于5組平行試驗。

表1 PP條帶試驗方案Table 1 Test scheme of polypropylene strip

通過對比啞鈴形和窄矩形試樣的拉伸強度和伸長率,研究試樣形狀對PP土工格室條帶拉伸力學性能的影響,通過比較窄矩形與寬矩形試樣的拉伸強度、伸長率以及斷裂模式,研究試樣寬度對PP土工格室條帶拉伸力學性能的影響。

1.3 熔接節點試驗材料及方案

為確切描述熔接型土工格室節點的試驗方案,對各項試驗以“作用對象-受力狀態”命名,如表2所示。其中條帶寬度即土工格室高度,由于熔接型PP土工格室條帶呈微曲面狀,弧度由內向外略增,取其中間部位的寬度為條帶寬度。

表2 熔接節點試驗方案Table 2 Test scheme of fused junction

借助寬矩形試樣的拉伸結果作為試驗“條帶-拉伸”的結果,旨在建立參考,與試驗“含節點條帶-拉伸”進行對比,用以評價節點對條帶拉伸性能的影響。通過對比“節點-剪切”“節點-剝離”“節點-對拉”試樣的失效模式及強度大小,研究熔接節點在不同受力狀態下的失效機制及拉伸性能。通過分析熔接型PP土工格室拉伸試驗結果,評價熔接節點連接方式依托于PP條帶的拉伸性能。

2 試驗結果與分析

2.1 PP條帶拉伸力學特性分析

PP土工格室條帶3種試樣的拉伸曲線如圖3所示。可以看出,3種試樣的拉伸曲線變化趨勢大致相同,均表現為拉伸強度與伸長率基本呈線性增加關系,達到峰值后迅速降低,試驗過程中未出現明顯屈服點。3種試樣的抗拉強度及其對應的伸長率從大到小的順序為寬矩形、啞鈴形、窄矩形。對比3種試樣的拉伸曲線可知試樣形狀、寬度對PP土工格室條帶的抗拉強度和伸長率均有一定的影響。

圖3 PP土工格室條帶3種試樣拉伸曲線Fig.3 Tensile curves of three samples of polypropylene geocell strips

為了定量分析試樣形狀和試樣寬度對PP條帶抗拉強度和伸長率的影響,提出了“強度比值”與“伸長率比值”概念,即啞鈴形、窄矩形試樣的抗拉強度、伸長率與寬矩形試樣對應抗拉強度、伸長率的比值,如式(1)、式(2)所示,試驗計算結果如表3所示。

表3 PP土工格室條帶拉伸試驗結果Table 3 Tensile test results of polypropylene geocell strip

(1)

式(1)中:Iratio為強度比值,即啞鈴形試樣、窄矩形試樣抗拉強度與寬矩形試樣抗拉強度的比值;σ*為啞鈴形試樣或窄矩形試樣的抗拉強度,N/cm;σwide為寬矩形試樣的抗拉強度。

(2)

分析表3可知,PP土工格室條帶啞鈴形較窄矩形試樣的抗拉強度和伸長率更接近寬矩形試樣。對比啞鈴形、窄矩形、寬矩形3種試樣:啞鈴形與窄矩形試樣的強度比值、伸長率比值分別相差2%,5%,窄矩形與寬矩形試樣的強度比值、伸長率比值分別相差18%,23%。

根據表3分析可知,試樣形狀對PP土工格室條帶伸長率的影響略大于對強度的影響,并且試樣形狀對窄矩形試樣和啞鈴形試樣的強度和伸長率的影響均較小,僅為2%和7%。因此,選用窄矩形試樣相對更為適宜,加之從取樣便捷的角度考慮,建議選取窄矩形試樣。

與此同時,試樣寬度對PP土工格室條帶伸長率的影響也略大于對強度的影響,但試樣寬度對窄矩形試樣和寬矩形試樣的強度和伸長率的影響均較大,分別為18%和27%。因此,窄矩形試樣不能很好地表征寬矩形試樣即PP土工格室原條帶的強度指標,同時為方便取樣,建議選用寬矩形試樣。

分析試驗結果可知,試樣寬度對PP土工格室條帶強度的影響(18%)明顯大于試樣形狀的影響(2%),而且試樣寬度對PP土工格室條帶伸長率的影響(27%)也顯然大于試樣形狀的影響(7%)。可見,由PP材質為原材料制成土工格室條帶的強度及變形性能受寬度的影響程度明顯大于受形狀的影響程度,因此在工程實踐應用中依據相關參數指標選取PP土工格室時,應優先考慮條帶寬度即土工格室高度這一因素。

對比窄矩形和寬矩形兩種試樣,結果表明,隨試樣寬度增大,抗拉強度和伸長率均增大。窄矩形、寬矩形試樣寬度分別為20、55 mm,即寬度比為1∶2.75,但二者的強度比值(1∶1.2)及伸長率比值(1∶1.4)與寬度比并不吻合。分析原因是PP為脆性材料,具有顯著的應力敏感性,當試樣標距區內某一點一旦產生應力集中,隨即在標距區內產生微裂紋,進而使試樣快速斷裂,試驗結束,這與在室內試驗取樣準備階段時試樣容易沿著拉伸方向發生脆性裂紋保持一致。

2.2 熔接節點失效機制分析

2.2.1 熔接節點對條帶性能的影響

含熔接節點的PP土工格室條帶和不含節點的PP土工格室條帶拉伸試樣、拉伸失效模式以及拉伸強度與伸長率的關系曲線如圖4所示。

圖4 PP土工格室條帶-熔接節點拉伸結果Fig.4 Tensile results of polypropylene geocell strip-fused junction

觀察圖4(a)、圖4(b)可知,含熔接節點的PP條帶受到軸向拉伸作用時,其在節點處發生斷裂破壞,且斷口處呈條狀撕裂破壞,同時伴有少量的窄條狀撕裂。觀察圖4(c)、圖4(d)可知,不含節點的PP條帶在軸向拉伸過程中表面由光滑變為微纖細絲狀。

觀察圖4(e)可知,含熔接節點的PP條帶拉伸試驗曲線趨勢與不含節點的PP條帶大體一致,均表現為拉伸強度與伸長率基本呈線性增加關系,達到峰值后開始下降,均未出現明顯的屈服點。不同的是,含熔接節點的PP條帶當伸長率達到某值時,拉伸強度迅速降為0,這與圖4(a)、圖4(b)含熔接節點的PP條帶未出現頸縮變形即發生斷裂失效這一試驗現象保持一致。而不含節點的PP條帶當伸長率達到某值時,拉伸強度沒有立刻降為0,而是曲線呈階梯式緩慢的下降,這與圖4(c)、圖4(d)中不含節點的PP條帶在拉伸斷裂過程中呈微纖細絲狀破壞這一試驗現象保持一致。

由圖4(e)PP土工格室條帶拉伸試驗曲線可知,熔接型節點在表現出較好的屬性繼承特性的同時,對PP土工格室的拉伸性能(拉伸強度、伸長率)有一定的影響,表現為增長的趨勢。

為了定量分析熔接節點連接方式對PP土工格室條帶性能的影響,提出“條帶強度延續率”與“條帶變形延續率”。條帶強度延續率即含節點的PP土工格室條帶抗拉強度與不含節點的PP土工格室條帶抗拉強度的比值,如式(3)所示。條帶變形延續率即含節點的PP土工格室條帶伸長率與不含節點的PP土工格室條帶伸長率的比值,如式(4)所示。計算結果如表4所示。

表4 熔接節點對PP土工格室條帶性能影響的計算結果Table 4 Calculation results of the influence of fused junction on the performance of polypropylene geocell strips

(3)

式(3)中:Sσ為條帶強度延續率,%;σ*、σstrip分別為拉伸試驗所測含節點條帶、不含節點條帶的抗拉強度,N/cm。

(4)

由表4可知,熔接節點在依托于PP條帶下的土工格室拉伸力學性能表現良好,條帶強度延續率和條帶變形延續率均大于100%,對PP條帶的拉伸性能不僅保持而且提高。由此可見,熔接型PP土工格室并沒有因對其節點部位的處理而導致原條帶強度降低,而是提高了PP條帶的拉伸性能。分析原因是得益于熔接節點PP土工格室特殊的生產工藝,通過對相鄰條帶交錯設置的節點位置打通孔,然后對節點進行熔融注射處理,注射的熔融材料通過這些孔,并在孔的四周形成連接塊,使相鄰兩片條帶連接在一起,最后將疊合并經熔融注射處理的條帶橫向拉伸,每塊條狀PP條帶被拉伸成波浪形。節點周圍的連接塊,在對相鄰條帶進行緊密結合的同時,也實現了對節點部位的加固與保護,從而形成了高節點強度的整體型土工格室,故熔接節點的強度及變形性能發揮情況相較于純條帶均有所提升。

2.2.2 不同受力狀態下熔接節點的失效機制

熔接節點連接方式是通過熔融注射方式將相鄰條帶連接在一起,形成高節點強度的整體型土工格室。熔接節點在不同受力狀態下的失效模式以及對應的強度大小分別如圖5、圖6所示。

圖5 不同受力狀態下熔接節點試樣的失效模式Fig.5 Failure Modes of fused junction Specimens under Different Stress States

圖6 不同受力狀態下熔接節點的強度大小對比Fig.6 Comparison of strength of fused junction under different stress states

觀察圖5(a)、圖5(b)可知,熔接節點受到剪切作用時在節點處發生斷裂破壞,且斷口處呈條狀撕裂破壞,其剪切強度值(1 476 N/cm)與條帶(不含節點)的抗拉強度值(1 484 N/cm)接近。分析原因是熔接節點特殊的處理工藝使得節點處強度較高,同時使原本處于同一母材上的兩側條帶分離開來,進而使得受剪切作用的熔接節點與條帶(不含節點)的強度大小較為接近。

由圖5(c)、圖5(d)節點-剝離試樣及失效模式可知,熔接節點受剝離作用時,在熔接節點處發生失效,且節點斷開時PP條帶無明顯屈服變形,即破壞無明顯征兆。分析原因是因為熔接節點在受到剝離作用時,節點處于偏心拉伸狀態,即除受軸向力外,還受附加彎矩的作用,附加彎矩使得包裹節點的連接塊一側受壓,一側受拉,故熔接節點很快就發生失效斷裂。

由圖5(e)觀察可知,熔接節點在受到對拉作用時,因節點處的連接塊被拉斷而發生失效破壞,同時條帶出現條狀撕裂現象。試樣破壞階段基本無征兆,與節點-剝離試驗同屬于脆性破壞,但對拉強度明顯大于剝離強度。分析原因是熔接節點在受到對拉作用時,熔接節點受力平行于連接塊,連接塊受到拉伸方向的拉力,故連接塊的抗拉作用可以充分發揮。此外,PP為脆性材料,具有顯著的應力敏感性,同時結合試驗過程中觀察到的試驗現象,條帶的條狀撕裂是在試驗結束的失效破壞瞬間出現的,即是在條帶內部產生的應力集中導致的條狀撕裂。

由圖6可知,熔接節點在不同受力狀態下的強度從大到小依次為:剪切強度、對拉強度、剝離強度。可知,熔接節點的強度主要受剝離強度控制,因此,PP熔接土工格室在實際工程應用時,應避免節點受剝離作用,可以采用角度定型式土工格室,可以減少剝離破壞的出現,從而更好地發揮熔接節點的作用。此外,結合上述熔接節點在不同受力狀態下的失效模式可知,熔接節點的強度指標與節點處連接塊的質量存在密切關系。

3 結論

通過對熔接型PP土工格室的條帶和熔接節點進行室內單軸拉伸試驗,研究了試樣形狀和試樣寬度對PP條帶強度及拉伸變形特性的影響,分析了熔接節點連接方式對PP土工格室條帶性能的影響,比較了不同受力狀態下熔接節點的失效模式及強度大小,評價了在不同的受力狀態下失效時,熔接節點依托于PP條帶的強度發揮情況,得出以下主要結論。

(1)PP條帶3種試樣的拉伸曲線變化趨勢大致相同且均未出現明顯的屈服點,3種試樣的抗拉強度及其對應的伸長率從大到小為寬矩形、啞鈴形、窄矩形。

(2)試樣形狀、試樣寬度對PP條帶伸長率的影響均略大于對強度的影響。

(3)試樣寬度對PP土工格室條帶強度及變形性能的影響明顯大于試樣形狀,故在PP土工格室的實際選用中應優先考慮其條帶寬度即土工格室高度因素。

(4)熔接節點依托于PP條帶下的拉伸力學性能表現良好。

(5)熔接節點在不同受力狀態下的強度從大到小依次為:剪切強度、對拉強度、剝離強度,故熔接節點的強度主要受剝離強度控制。同時熔接節點的強度指標與節點處連接塊的質量存在密切關系。