玻璃钢夹砂管国内现状（服役后玻璃钢夹砂管力学性能及断口结构研究）
玻璃钢夹砂管国内现状（服役后玻璃钢夹砂管力学性能及断口结构研究）引用：国家自然科学基金项目(51508150);作者简介：王伟(1981—) 男，高级工程师，学士，研究方向为材料科学与力学。E-mail:439671394@qq.com;基金：
摘 要：
玻璃钢夹砂管作为一种新型玻璃纤维增强复合材料，已广泛应用于输水排水工程。该材料服役过程中力学性能会发生退化，进而产生管道破裂等问题，影响管道长期使用。为探究玻璃钢夹砂管服役后力学性能的变化及破坏机理，把从退役的玻璃钢夹砂管道上切割的若干轴向和环向试样分别进行抗压、抗拉和剪切性能试验，并对试样破坏后的断口进行了SEM电镜扫描分析。研究结果表明：服役后玻璃钢夹砂管的各项力学性能均有明显降低，且由于玻璃纤维主要沿环向分布，管道环向抗压、抗拉和剪切性能均优于轴向；试样断口SEM扫描电镜分析结果表明，玻璃纤维通过对试样的约束而提高其抗压强度，通过承担拉力而提高其抗拉强度，且玻璃纤维与石英砂在环向具有更好的整体性，进而玻璃纤维对环向的增强作用明显高于轴向。因此，在复杂环境和长期服役条件下，随着玻璃钢夹砂管力学性能不断退化，由于管道轴向强度相对较低，管道更易出现环向裂缝进而导致破坏。
关键词：
玻璃钢夹砂管;服役性能;试验研究;电镜扫描;
作者简介：
王伟(1981—) 男，高级工程师，学士，研究方向为材料科学与力学。E-mail:439671394@qq.com;
基金：
国家自然科学基金项目(51508150);
引用：
王伟，柳镕林，史喜珍，等． 服役后玻璃钢夹砂管力学性能及断口结构研究［J］. 水利水电技术( 中英文) ，2021，52( 4) :202-208.
WANG Wei，LIU Ronglin，SHI Xizhen，et al． Mechanical properties and fracture structure of the FRPM pipe after service［J］. Water Resources and Hydropower Engineering，2021，52( 4) : 202-208
0 引 言
玻璃钢夹砂管是由内衬树脂、结构层缠绕树脂等基体树脂、石英砂等增强材料以及辅助材料等制成的复合管材，在实际使用过程中，该材料在耐腐蚀性能、质量表现、施工安装、综合投资等方面均具有良好的特性 因此该种材料在城市输水工程中得到广泛应用。但玻璃钢夹砂管在长期服役过程中，管壁会出现裂缝，轻则导致渗水、漏水等现象，重则导致管道破裂水流喷涌而出，造成严重财产损失并影响城市正常供水。部分玻璃钢夹砂管因爆管事故频发，被迫提前拆除而未能满足设计使用年限。因此，为更好了解玻璃钢夹砂管管壁裂缝产生原因及管道破裂机理，需开展相应的力学试验研究，探究该材料在服役前后力学性能的变化及原因，为玻璃钢夹砂管实际工程运用提供有益借鉴。
针对玻璃钢夹砂管基本力学性能，学术界和工程界已开展了大量的研究。黄吉龙通过室内试验测定大口径玻璃钢夹砂顶管管材的抗压强度、弹性模量，得到其在径向荷载作用下整管的刚度以及荷载--变形曲线，并进一步分析得到大口径玻璃钢夹砂顶管作为脆性材料的破坏规律以及破坏模式。蒋浩等对玻璃钢夹砂管管材进行了不同方向的力学性能试验，实验结果表明轴向试样承载能力较小，管道轴向受拉、受压破坏的可能性较大，原因可能是管道的施工工艺以及本身材质的不均匀或缺陷造成的。王汪宇通过对某工程报废的玻璃钢夹砂管道材料进行拉伸试验，发现材料的拉伸强度和硬度均低于标准值，而且材料内部存在诸多缺陷，导致该种材料力学性能较薄弱，说明玻璃钢夹砂管在工程使用后，力学性能劣化较严重。此外，为研究玻璃钢夹砂管实际受力状态，也有学者选择通过室外车辆加载的方式，测量管道的应力应变，并分析各种受力情况下的环向与轴向位移的变化趋势;或者采用数值模拟的方法，借助有限元分析软件模拟一定埋深和荷载作用下的玻璃钢夹砂管道的实际受力状态，并建立相应的本构模型，进而探讨材料在管道工程中的适用性。
综上所述，针对玻璃钢夹砂管力学性能的研究已经积累了一定成果，但相关力学研究主要局限于材料的初始性能以及原位荷载试验和施工过程仿真模拟等方面。而玻璃钢夹砂管使用后的力学性能的劣化，破坏的原因分析，对于管线工程的安全运行至关重要，相关研究虽有涉及，但仍明显欠缺，需要开展进一步的研究和探讨。
为此，本文依托某市北线引水工程项目，从退役的玻璃钢夹砂管上切割若干轴向和环向试样并加工成型，通过室内试验测试其力学性能，并通过SEM扫描电镜分析试验后的试样断口结构，探究玻璃钢夹砂管的破坏模式和力学性能，进而探讨玻璃钢夹砂管作为一种工程材料在服役后力学性能的劣化特征，为今后同类工程的设计和施工提供参考。
1 工程概况及试样制备1.1 工程概况
某市北线引水工程项目管线全长约20 km 其中约8 km采用管径3 400 mm 壁厚40 mm的玻璃钢夹砂管作为输水管道，工程于2010年建成投入运行。本文拟从已退役拆除的玻璃钢夹砂管管材上截取试样，开展相应的力学试验，获得玻璃钢夹砂管服役后的力学性能特征。
考虑到管道上方可能出现的施工活动与管外覆土体自重对于管道内衬部分的荷载作用 在管沟回填的过程中管道会受到压力作用和剪切作用，导致管道材料就较容易出现裂纹。另外水压作用在管道上，玻璃钢夹砂管管道本身受到相应的拉伸作用，玻璃钢夹砂管和附属建筑物基础的不均匀沉降对玻璃钢夹砂管也会带来拉伸变形 因此本文将分别测试玻璃钢夹砂管环向试样和轴向试样的抗压强度、抗拉强度以及剪切强度，并对抗压试验和抗拉试验破坏试样的断口进行SEM扫描电镜分析。
在进行试验时，对于缠绕成型的玻璃钢夹砂管，通常环向性能与轴向性能并不一致，因此需要在环向及轴向上分别试验。
1.2 试样制备
首先在服役后的玻璃钢夹砂管上选取相对完整的区域，避开裂缝、气泡、树脂分层、淤积等明显缺陷，沿管道轴向和环向上分别切割出五块长1 000 mm×宽200 mm×厚40 mm的长方体切块，随后再进一步将这些切块平均切为五块长200 mm×宽200 mm×厚40 mm的长方体切块。
在制备抗压性能测试试样时，根据国标《玻璃纤维增强塑料夹砂管》(GB/T 21238—2016)[15]的规定，将200 mm×200 mm×40 mm的长方体切块平均切成五块200 mm×40 mm×40 mm的长方体试样，注意切割时保持长轴方向与拟加载方向一致(环向加载的试样长轴方向为环向，轴向加载的试样长轴方向为轴向)。制备好的抗压性能测试试样如图1所示。每组试验5个试样，试验结果取5个试样的算术平均值。
图 1 抗压性能测试试样
制备拉伸性能测试试样时，根据国标《玻璃纤维增强塑料夹砂管》(GB/T 21238—2016)[15]和《纤维增强塑料拉伸性能试验方法》(GB/T 1447—2005)的规定，需要将长200 mm×宽200 mm×厚40 mm的长方体切块平均切割成十块长200 mm×宽20 mm×厚40 mm的拉伸试样，注意切割时保持长轴方向与拟加载方向一致(环向加载的试样长轴方向为环向，轴向加载的试样长轴方向为轴向)。对于轴向拉伸试验，直接使用切割后的长条状试样进行试验。而环向试样则需要在该试样中部沿宽度方向(20 mm)两侧再各开一个长20 mm的半椭圆形槽，最大槽深约5 mm 试样受力宽度约10 mm。每组试样5个，试验结果取5个试样的算术平均值。
制备剪切试验试样时，根据国标《纤维增强塑料冲压式剪切强度试验方法》(GB/T 1450.2—2005)的规定，并考虑剪切盒尺寸以及管壁厚度，将长200 mm×宽200 mm×厚40 mm的长方体试样切割成以管壁厚度为边长的立方体。每组试样5个，试验结果取5个试样的算术平均值。
试样制备完成后，对试样尺寸进行测量分析，如表1所列，为各组试样截面尺寸平均值及宽度的离散系数值(环向拉伸试样的截面宽度为最小宽度平均值)。
玻璃钢夹砂管管材的抗压性能测试和剪切性能测试采用RMT-301岩石与混凝土力学试验系统，拉伸性能测试采用WE-100液压万能试验机，断口SEM电镜扫描采用荷兰FEI公司生产的QUANTA型扫描电镜。所有试验均在武汉大学相关实验室完成。
2.1 抗压性能试验结果与分析
玻璃钢夹砂管试样抗压性能试验时的典型受力-变形曲线如图2所示，试验后试样断口的SEM电镜扫描图片如图3所示。
由图2可见，经过服役后的玻璃钢夹砂管环向与轴向试样的抗压性能明显不同。首先，二者的峰值承载力不同，环向试样的峰值承载力明显大于轴向试样的峰值承载力；其次，二者抵抗变形的能力不同，同等荷载下，轴向试样的变形量明显大于环向试样，虽然轴向试样的峰值承载力明显小于环向试样，但其破坏时的变形量却明显大于环向试样破坏时的变形量，这证明了环向试样的抗压刚度大于轴向试样。
图 2 抗压性能试验时的典型受力－变形曲线
图3 抗压性能试验后试样破坏断口 SEM 扫描图片
试验结果表明，服役后的玻璃钢夹砂管环向试样的抗压强度平均值为120.56 MPa 离散系数为0.126 1 峰值强度对应的应变平均值为1.26%;轴向试样的抗压强度平均值为83.67 MPa 离散系数为0.130 2 峰值强度对应的应变平均值为1.58%。由此可见，轴向试样抗压强度与环向试样抗压强度之比约为0.69 而峰值强度对应的应变平均值之比则约为1.25。
由图3所示的试样破坏后断口SEM扫描电镜图片可知，试样受压破坏源于材料中的石英砂和树脂之间的黏结破坏，即由于石英砂与树脂之间的黏结作用减弱或消失，致使材料受力层失去承载力。由图中还可以看出，环向试样中的石英砂和树脂之间虽然开裂，但二者基本上仍为一个整体，并未完全脱离[见图3(a)] 裂隙并未相互贯通；而轴向试样中的石英砂与树脂之间则产生了脱离，形成了明显的空洞[见图3(b)] 且裂隙之间相互贯通。这一结果说明环向试样中两种材料结合更紧密，试样破坏时的变形更小，即使失去承载力，仍然保持完整；而轴向试样中两种材料结合相对不够紧密，试样破坏时的变形更大，失去承载力后，会产生明显的空洞和宏观裂缝。
另外在陈兆南等关于不同级配下石英砂力学性能的研究中，树脂含量一定时，不同级配的石英砂抗压强度分布在65～80 MPa范围内，与试验中轴向试样的抗压强度差别不大，因此结合图3中轴向试样的破坏断口图样可知，石英砂组分承担了轴向试样在抗压性能试验中的大部分压力，而当石英砂与树脂之间产生脱离后试样很快破坏。但是在环向试样中，石英砂与基础树脂间的紧密黏结以及其它各组分材料的共同作用，有效地提高了环向试样的抗压强度。
如图4所示为抗压性能试验中试样破坏后的典型形貌示意图，其中图4 (a)为环向试样破坏后的形貌示意图，图4 (b)为轴向试样破坏后的形貌示意。
图4 环向与轴向试样破坏图样
由图4所示，服役后的玻璃钢夹砂管环向试样和轴向试样受压破坏形貌有显著的区别。对于轴向受压试样，受载时首先沿着玻璃钢增强层和石英砂材料层之间的分界面出现剥离，使材料内部的石英砂材料层失去约束，承载力降低，变形量增大；而对于环向受压试样，受载时其玻璃钢增强层和石英砂材料层之间结合较紧密，一般不会首先剥离，因此材料内部的石英砂材料层在玻璃钢增强层的约束作用下强度比轴向受压试样更高，变形量更小。另外，从试样的破裂形势看，环向加载试样基本上形成单一的剪切破坏裂缝，而轴向加载试样基本上形成多条平行或交叉(X型)的剪切破坏裂缝，说明环向试样一方面受到了外部增强层的约束，另一方面沿此方向的材料结合更加紧密，破坏时不易形成宏观贯通裂缝；而轴向则相反，石英砂材料体结合不紧密，受力时很快失去外部增强层的约束，易于形成宏观贯通裂缝，甚至是同时形成若干条裂缝。
2.2 拉伸性能试验结果与分析
如图5所示为经过服役后的玻璃钢夹砂管管材环向和轴向拉伸性能试验时的典型受力-变形曲线。由图5所示，环向试样拉伸时的承载能力及变形能力均优于轴向试样。当试样拉伸变形达到约4 mm时，环向和轴向试样受力大小基本相同，变形特征也基本一致，但此时轴向试样已达到承载力极限而破坏，而环向试样仍能继续承担更大的拉力，受力-变形曲线斜率增大，其破坏时的受力和极限变形均远大于轴向试样。
图 5 抗拉性能试验时的典型受力－变形曲线
根据试验结果进行计算，得到环向试样和轴向试样的抗拉强度平均值如表2所列。为了比较，根据玻璃钢夹砂管设计参数：管径3.4 m 壁厚40 mm 水压1.0 MPa 按照国标《玻璃纤维增强塑料夹砂管》(GB/T 21238—2016)中关于标准值的规定，计算得到该材料在正常工作条件下的抗拉强度标准值，即可体现该种玻璃钢夹砂管的正常合格拉伸性能，如表2所列。
由表2结果可知，玻璃钢夹砂管在服役之后，环向抗拉强度平均值为57.67 MPa 峰值强度对应的拉伸应变平均值约为4.61% 而轴向抗拉强度平均值为8.13 MPa 峰值强度对应的拉伸应变平均值约为2.67%。由此可见，玻璃钢夹砂管在服役之后，其轴向抗拉强度及轴向拉伸变形能力远低于环向结果(抗拉强度之比约为0.14)。由表2结果还可看出，玻璃钢夹砂管在服役之后，其环向抗拉强度仅为设计抗拉强度正常标准值的21.7% 轴向抗拉强度仅为设计抗拉强度正常标准值的36.9%。因此，在长期荷载作用下，玻璃钢夹砂管的轴向及环向抗拉性能均产生劣化，其中环向抗拉强度与设计标准值差距更大，但轴向抗拉强度很低。
如图6所示为拉伸试验后试样断口的SEM电镜扫描图片，由图可见在拉伸过程中，基体内部的玻璃纤维出现韧性断裂。其中图6(a)为轴向拉伸试样的断口扫描图片，由图中可以看到，此时石英砂颗粒与树脂之间黏结已破坏，出现开裂，但整体还是比较完整的，此时试样变形较小，拉应力主要由石英砂与树脂的混合体承担，玻璃纤维没有承担轴向拉应力的能力；图6(b)为环向拉伸试样的断口扫描图片，可以看到石英砂颗粒与树脂之间已经出现脱离，并有明显的玻璃纤维被拉断的痕迹，说明试样受拉时，拉力首先由石英砂与树脂的混合体承担，但拉力达到一定值，拉伸变形较大时，石英砂与树脂的混合体断裂，此时轴向试样破坏，而环向试样外层的玻璃纤维则可继续承担拉力，直至玻璃纤维被拉断，由于变形更大，局部石英砂颗粒从树脂中脱落，形成宏观空洞及裂缝。这种情况主要是由于玻璃钢夹砂管的制备工艺造成的。由于玻璃钢夹砂管的制造工艺主要采用定长缠绕工艺或连续缠绕工艺 各种工艺下的玻璃纤维均以增强管道环向承载能力为目的，因此其环向拉力往往由石英砂管材和玻璃纤维共同承担，而轴向拉力则主要由石英砂管材承担，在抗拉强度方面的表现就是环向抗拉强度远大于轴向抗拉强度。
图6 抗拉性能试验后试样破坏断口 SEM 扫描图片
此外在长期内水压力及复杂运营环境条件作用下，玻璃钢夹砂管会产生微裂隙、脱层等劣化现象，其环向抗拉强度和轴向抗拉强度均会降低，且环向抗拉强度降低幅度更大，因此环向玻璃纤维与石英砂管体的共同作用会大大减弱。在现场的管道检修过程中发现管壁出现较多环向裂纹，与本文分析结果一致。
2.3 剪切性能试验结果与分析
由于剪切试样近似为40 mm×40 mm×40 mm的立方体，无论是环向取样还是轴向取样，最终的试样大小和形状都是基本相同的，因此首先应该对剪切试样及剪切方向进行界定。所谓环向试样，是由环向长方条块截取的试样，剪切试验时剪切面是与管道轴向平行的；而所谓轴向试样，是由轴向长方条块截取的试样，剪切试验时剪切面是与管道环向平行的。剪切试验时无法向作用力，测得的试样抗剪强度应为抗剪断强度。
按照上述界定，该玻璃钢夹砂管环向剪切试验和轴向剪切试验典型剪力-剪切位移曲线如图7所示。
由图7所示，玻璃钢夹砂管试样的剪力-剪切位移曲线可明显分为峰值前剪力快速增长阶段、剪切屈服阶段、峰值后软化阶段及残余稳定阶段。随着剪力的逐渐增大，材料的剪力-剪切位移曲线逐渐呈现出从弹性向塑性转换的趋势。在剪切屈服阶段，试样剪切变形速率越来越大，此时材料内部成分进行结构重组，之后便发生剪切破坏。材料破坏之后仍然有一定的残余剪切强度，约占峰值剪切强度的一半。由图7还可看出，环向试样的抗剪切能力明显高于轴向试样的抗剪切能力。试验结果表明，环向试样的平均峰值抗剪强度为48.72 MPa 轴向试样的平均峰值抗剪强度为31.49 MPa 即服役后的玻璃钢夹砂管轴向试样的平均抗剪强度与环向试样的平均抗剪强度之比约为0.65 与二者抗压强度之比相近。分析原因，也是由于玻璃钢夹砂管内外增强玻璃纤维为环向缠绕，因此环向试样(剪切面平行于轴向)剪切时除了需要剪断石英砂与树脂的混合体外，尚需剪断两侧包裹的增强用玻璃纤维，使其抗剪切性能明显高于轴向试样(剪切面平行于环向)。
图7 剪切性能试验时的典型剪力－剪切位移曲线
3 结 论本文从长期带压服役后的玻璃钢夹砂管道上切割取样，分别进行了抗压性能试验、拉伸性能试验以及剪切性能试验。通过对试验数据的计算分析，研究了玻璃钢夹砂管长期带压服役后材料力学性能的方向性及其劣化程度。结合SEM扫描电镜对试样压缩和拉伸破坏的断口进行的电镜扫描图片，分析了玻璃钢夹砂管在环向和轴向抗压及抗拉性能不同的机理。文章的主要结论如下：
(1)由于玻璃钢夹砂管生产工艺的原因，玻璃纤维对管道的增强作用主要体现在环向，因此无论是抗压强度，还是抗拉强度、剪切强度，均表现出轴向强度值明显低于环向强度值的特征。试验结果表明，经过服役后的玻璃钢夹砂管轴向抗压强度与环向抗压强度之比约为0.69 轴向抗拉强度与环向抗拉强度之比约为0.20 轴向剪切强度与环向剪切强度之比约为0.65。
(2)玻璃钢夹砂管在带压服役过程中，由于水压及复杂环境作用的影响，其内部可能产生微裂隙、脱层等缺陷，导致管道强度劣化。试验结果表明，服役后的玻璃钢夹砂管的抗压强度和抗拉强度相比服役之前均有一定程度的下降，尤其是抗拉强度下降最明显，其中轴向试样抗拉强度下降为设计值的36.9% 而环向试样的抗拉强度仅为设计值的21.7%。
(3)利用SEM扫描电镜对抗压性能试验和抗拉性能试验后试样断口分析结果也表明，玻璃纤维增强作用主要在环向。抗压性能试验时，玻璃纤维通过对试样的约束而提高其抗压强度，而环向试样内外玻璃纤维整体性好，与管体结合紧密，故其抗压强度更高；抗拉性能试验时，石英砂管体首先被拉断，但环向试样内外缠绕的玻璃纤维能够继续承担拉力，因此其抗拉强度也明显高于轴向试样。
(4)由于玻璃钢夹砂管轴向力学性能明显低于环向力学性能，尤其是其轴向抗拉强度较低，在服役期间复杂的环境条件，如地面局部的车辆荷载作用、管道的不均匀沉降等都可能引起较大的轴向拉应力或剪应力，从而导致管道环向开裂，最终可能引起渗漏或爆管。在现场的管道检修过程中发现管壁出现较多环向裂纹，与本文分析结果一致。
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