在膜結構的施工和服役期間，由于尖銳物刺破和膜材老化等因素，不可避免地會引入裂紋或孔隙等初始缺陷。作為一種張力結構，膜面始終處于受拉狀態，一旦初始裂縫附近的應力集中水平超過臨界值，局部裂縫就會迅速擴展并造成災難性的整體破壞，因此撕裂破壞是最為常見的膜結構失效破壞形式之一。

在膜結構的設計和施工中，應盡可能避免和嚴格限制膜材中裂縫或缺口等損傷形式的出現。此外，如果膜材中出現裂縫等初始缺陷，應保證其仍具有一定的承載能力，可見撕裂性能是評定膜材力學性能的一個至關重要的指標。然而在各國的設計規范中，通常只對膜材強度以“安全系數”的方式予以折減，不同規范規定的折減系數在3.0～7.0之間[1]�！稓W洲張力薄膜結構設計指南》[1]根據寬幅撕裂試驗建議，對于工程中常見的含有小裂口(<40mm)的膜材，強度折減系數應取為4.0。對于裂口大于40mm的情況可通過目測發現后及時地修補。近些年來，撕裂性能研究成為織物膜材研究的熱點，許多學者在試驗和理論方面做出了大量工作。然而，這些研究普遍存在兩個問題：一是試驗方法不統一；二是撕裂機理不明確。

目前，對于織物膜材采用的撕裂試樣方式主要有：舌型撕裂[2]、梯形撕裂[3,4]、中心撕裂等[5,6]。舌型撕裂和梯形撕裂最初主要應用于服裝工業[1]，其優點是試驗簡單、結果不受試件尺寸影響。但是試驗過程中主要是單根紗線受力并逐根斷裂，因而測得的撕裂強度實際上是紗線的強度，無法體現裂紋尖端應力集中的特征，所以這兩種方法都不適用于結構膜材試驗。在實際的膜結構的使用過程中，常常會出現膜面中間產生裂縫而邊緣完好的情況，因此中心撕裂比較符合實際情形。但是目前的研究主要局限于舌型撕裂和梯形撕裂，對中心撕裂方式的研究較少，其主要原因有：一是關于建筑膜材撕裂的研究過少，因而建筑膜材測試標準中關于膜材撕裂試驗的規定大都沿用服裝工業的測試標準；二是中心撕裂試驗結果受試件尺寸影響較大，不能像拉伸強度那樣簡單地給出材料常數，不便于給出明確的條文規定。

對于膜材撕裂機理的研究也同樣存在不足，簡單的說就是采用的破壞準則不明確。長期以來，膜材撕裂問題的研究都是采用傳統的強度準則[7,8,9,10,11]，認為裂紋尖端第一根紗線應力達到單根紗線抗拉強度時裂紋啟裂。這一方法的提出，是因為70年代斷裂力學和有限元方法發展不成熟，但之后的一系列研究卻繼續沿用了這一方法，它存在的問題是：其一，模型過于簡化，需要假設裂紋尖端應力分布形式；其二，根據斷裂力學理論，線彈性體裂紋尖端應力無窮大，強度準則不適用。也有學者采用斷裂力學方法對膜材撕裂問題進行了研究，Minami[12]對非涂層及涂層織物膜材進行了單向中心撕裂試驗，同時運用斷裂力學中的Griffith能量平衡理論和織物膜材的Hedgepeth離散紗線模型推導了膜材撕裂的應變能釋放率公式：

式中，Ex是拉伸方向上的彈性模量；Gxy是膜材剪切模量；2a是初始切縫長度；nc是受拉方向紗線編織密度；σc是含切縫試件撕裂強度。值得注意的是，該公式是基于線彈性假設推導的，對于非線性明顯的涂層織物膜材，該公式的適用性大大削弱。

基于上述研究中存在的問題，本文開展了膜材的撕裂性能研究。由于中心撕裂比較符合結構撕裂破壞的實際情形，并且這種撕裂形式便于運用斷裂力學現有成果，因此本文首先采用中心撕裂方法研究了膜材剩余強度對初始切縫長度的變化規律。其次，基于斷裂力學理論，提出一種漸進公式來考慮膜材斷裂過程中的非線性。

試驗材料采用江蘇維凱公司生產的H302型PTFE永久性建筑膜材，該型號膜材適用于中型張拉膜結構屋面或大中型骨架支撐膜結構。膜材主要由玻璃纖維β基布和聚四氟乙烯(PTFE)面層組成的復合材料，厚度為0.6±0.05mm，面密度為1050±105g/m2，經向（warp）抗拉強度6000N/5cm，緯向（weft）抗拉強度5500 N/5cm。膜材為平紋編織結構，其經紗與緯紗垂直相交，織物經緯向密度為14×12根/cm。

中心切縫撕裂試件尺寸如圖2所示，寬度2W=50 mm，初始切裂縫寬度2a=0～25 mm，涵蓋了彈性斷裂(a/W較大)和彈塑性斷裂(a/W較小)兩種失效模式。單軸拉伸試驗設備采用美國MTS-810液壓伺服試驗機，試驗采用位移控制加載。由于本文研究的是膜材在靜力荷載下的撕裂性能，因此加載速率不宜太高，同時考慮到膜材撕裂延伸率較大，加載速率過小會極大的增加試驗時間，因此加載速率選用10mm/min。加載至荷載-位移峰值后繼續加載，待位移持續增加達到15.0 mm以上，且承載力維持較低值時停止加載。

通過單軸拉伸試驗得到了撕裂荷載-位移曲線如圖3所示。其中2a=0 mm工況為無缺陷試件，得出的材料拉伸強度可作為后續分析的參照。定義剩余強度σres為帶損傷結構的極限承載能力，則本試驗中帶中心切縫試件的剩余強度=撕裂荷載峰值/試件寬度。剩余強度與切縫長度的關系如圖4所示，從圖中可以看出：

1)切縫長度增大時，破壞由脆性轉變為韌性；

2)初始切縫的出現極大地降低了剩余強度，a/W=0.1時，剩余強度減小30%以上；

3) a/W=0→0.5過程中，剩余強度呈非線性減小，體現了從傳統強度準則控制過渡到斷裂力學準則控制。

對于膜材剩余強度的預測，常用的方法主要有：應力場理論（圖5）和線彈性斷裂力學理論(LEFM)。然而，對于涂層織物膜材這種高度非線性、非彈性的復合材料，裂尖應力場很難得到，因此應力場理論十分依賴與參數擬合。此外，對于初始切縫長度較小的情形，裂尖塑性區尺寸與試件特征尺寸（試件的寬度、初始切縫長度等）相比不可忽略，此時LEFM也不適用。因此以往的研究均存大切縫情況下預測效果較好，小切縫情況下預測效果差的問題。

對于如圖1-(c)所示的中心切縫試件，假設中心切縫長度2a從0開始增加，直至無限趨近于試件寬度2W，其破壞形式有如下三種類型：

(1)當切縫長度2a很小時，此時試件的破壞受強度ft控制，即σ=ft時試件破壞；

(2)當切縫長度2a較大，以至于裂紋尖端塑性區長度a*<<a時，線彈性斷裂力學(LEFM)假設成立，此時試件的破壞受斷裂韌度KIC控制，即時試件破壞；

(3)當切縫長度2a與裂紋尖端塑性區長度a*在同一量級時，此時試件的破壞為彈塑性斷裂(也稱準脆性斷裂)，試件的破壞受強度ft和斷裂韌度KIC共同控制；

如果在log a-logσ坐標下研究剩余強度(也即試件破壞時的名義應力σN)，可以發現強度控制破壞為水平線σN=ft；斷裂韌度控制破壞為一斜率為-1/2的斜直線；從強度控制破壞過渡到斷裂韌度控制破壞中間的非線性段是準脆性控制的破壞，如圖6所示。

為了從數學上表示由強度控制破壞逐漸過渡到斷裂韌度控制破壞的過程，需要找到一個參數用于衡量裂紋尖端損傷區的相對大小。本文采用強度控制水平線與斷裂韌度控制斜直線的交點橫坐標a*表示，其表達式為：

實際上a*具有明確地物理意義。a*是裂紋尖端損傷區的度量，稱之為材料的特征長度[13]。因此a/a*即為初始切縫長度與裂紋加大損傷區的相對大小，當a/a*很小時，破壞由強度控制；當a/a*很大時，破壞由斷裂韌度控制。據此，提出慮彈塑性斷裂的剩余強度分析模型如式3所示。其在a/a*→0時極限值為σN=ft，在a/a*→∞時極限值為。當已知材料抗拉強度ft和斷裂韌度KIC時，可通過該式預測剩余強度隨等效切縫長度的變化關系。當材料抗拉強度ft和斷裂韌度KIC未知時，可通過擬合撕裂試驗得到的剩余數據1/σN2～ae，得到材料抗拉強度ft和斷裂韌度KIC

將試驗得到的拉伸強度和擬合得到的斷裂韌度代入式3，得到的剩余強度隨等效切縫尺寸變化如圖7，可見模型預測結果與試驗值十分接近。容易看出，縫寬比a/W=0.1的工況剩余強度明顯偏離LEFM控制的斜直線，而是處于準脆性斷裂破壞區，這是傳統膜材撕裂分析理論中沒有考慮到的。

本文首先通過PTFE膜材的中心切縫撕裂試驗，得到了剩余強度隨初始切縫長度的變化規律。其次在對數坐標下，采用斷裂力學方法研究了剩余強度σres隨初始切縫長度a的變化規律，提出了從強度控制破壞，過渡到準脆性斷裂破壞，再到LEFM控制破壞的剩余強度預測公式。預測結果與試驗數據吻合良好，可以考慮小切縫工況下準脆性斷裂破壞。