在膜结构的施工和服役期间，由于尖锐物刺破和膜材老化等因素，不可避免地会引入裂纹或孔隙等初始缺陷。作为一种张力结构，膜面始终处于受拉状态，一旦初始裂缝附近的应力集中水平超过临界值，局部裂缝就会迅速扩展并造成灾难性的整体破坏，因此撕裂破坏是最为常见的膜结构失效破坏形式之一。

在膜结构的设计和施工中，应尽可能避免和严格限制膜材中裂缝或缺口等损伤形式的出现。此外，如果膜材中出现裂缝等初始缺陷，应保证其仍具有一定的承载能力，可见撕裂性能是评定膜材力学性能的一个至关重要的指标。然而在各国的设计规范中，通常只对膜材强度以“安全系数”的方式予以折减，不同规范规定的折减系数在3.0～7.0之间[1]。《欧洲张力薄膜结构设计指南》[1]根据宽幅撕裂试验建议，对于工程中常见的含有小裂口(<40mm)的膜材，强度折减系数应取为4.0。对于裂口大于40mm的情况可通过目测发现后及时地修补。近些年来，撕裂性能研究成为织物膜材研究的热点，许多学者在试验和理论方面做出了大量工作。然而，这些研究普遍存在两个问题：一是试验方法不统一；二是撕裂机理不明确。

目前，对于织物膜材采用的撕裂试样方式主要有：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应用于服装工业[1]，其优点是试验简单、结果不受试件尺寸影响。但是试验过程中主要是单根纱线受力并逐根断裂，因而测得的撕裂强度实际上是纱线的强度，无法体现裂纹尖端应力集中的特征，所以这两种方法都不适用于结构膜材试验。在实际的膜结构的使用过程中，常常会出现膜面中间产生裂缝而边缘完好的情况，因此中心撕裂比较符合实际情形。但是目前的研究主要局限于舌型撕裂和梯形撕裂，对中心撕裂方式的研究较少，其主要原因有：一是关于建筑膜材撕裂的研究过少，因而建筑膜材测试标准中关于膜材撕裂试验的规定大都沿用服装工业的测试标准；二是中心撕裂试验结果受试件尺寸影响较大，不能像拉伸强度那样简单地给出材料常数，不便于给出明确的条文规定。

对于膜材撕裂机理的研究也同样存在不足，简单的说就是采用的破坏准则不明确。长期以来，膜材撕裂问题的研究都是采用传统的强度准则[7,8,9,10,11]，认为裂纹尖端第一根纱线应力达到单根纱线抗拉强度时裂纹启裂。这一方法的提出，是因为70年代断裂力学和有限元方法发展不成熟，但之后的一系列研究却继续沿用了这一方法，它存在的问题是：其一，模型过于简化，需要假设裂纹尖端应力分布形式；其二，根据断裂力学理论，线弹性体裂纹尖端应力无穷大，强度准则不适用。也有学者采用断裂力学方法对膜材撕裂问题进行了研究，Minami[12]对非涂层及涂层织物膜材进行了单向中心撕裂试验，同时运用断裂力学中的Griffith能量平衡理论和织物膜材的Hedgepeth离散纱线模型推导了膜材撕裂的应变能释放率公式：

式中，Ex是拉伸方向上的弹性模量；Gxy是膜材剪切模量；2a是初始切缝长度；nc是受拉方向纱线编织密度；σc是含切缝试件撕裂强度。值得注意的是，该公式是基于线弹性假设推导的，对于非线性明显的涂层织物膜材，该公式的适用性大大削弱。

基于上述研究中存在的问题，本文开展了膜材的撕裂性能研究。由于中心撕裂比较符合结构撕裂破坏的实际情形，并且这种撕裂形式便于运用断裂力学现有成果，因此本文首先采用中心撕裂方法研究了膜材剩余强度对初始切缝长度的变化规律。其次，基于断裂力学理论，提出一种渐进公式来考虑膜材断裂过程中的非线性。

试验材料采用江苏维凯公司生产的H302型PTFE永久性建筑膜材，该型号膜材适用于中型张拉膜结构屋面或大中型骨架支撑膜结构。膜材主要由玻璃纤维β基布和聚四氟乙烯(PTFE)面层组成的复合材料，厚度为0.6±0.05mm，面密度为1050±105g/m2，经向（warp）抗拉强度6000N/5cm，纬向（weft）抗拉强度5500 N/5cm。膜材为平纹编织结构，其经纱与纬纱垂直相交，织物经纬向密度为14×12根/cm。

中心切缝撕裂试件尺寸如图2所示，宽度2W=50 mm，初始切裂缝宽度2a=0～25 mm，涵盖了弹性断裂(a/W较大)和弹塑性断裂(a/W较小)两种失效模式。单轴拉伸试验设备采用美国MTS-810液压伺服试验机，试验采用位移控制加载。由于本文研究的是膜材在静力荷载下的撕裂性能，因此加载速率不宜太高，同时考虑到膜材撕裂延伸率较大，加载速率过小会极大的增加试验时间，因此加载速率选用10mm/min。加载至荷载-位移峰值后继续加载，待位移持续增加达到15.0 mm以上，且承载力维持较低值时停止加载。

通过单轴拉伸试验得到了撕裂荷载-位移曲线如图3所示。其中2a=0 mm工况为无缺陷试件，得出的材料拉伸强度可作为后续分析的参照。定义剩余强度σres为带损伤结构的极限承载能力，则本试验中带中心切缝试件的剩余强度=撕裂荷载峰值/试件宽度。剩余强度与切缝长度的关系如图4所示，从图中可以看出：

1)切缝长度增大时，破坏由脆性转变为韧性；

2)初始切缝的出现极大地降低了剩余强度，a/W=0.1时，剩余强度减小30%以上；

3) a/W=0→0.5过程中，剩余强度呈非线性减小，体现了从传统强度准则控制过渡到断裂力学准则控制。

对于膜材剩余强度的预测，常用的方法主要有：应力场理论（图5）和线弹性断裂力学理论(LEFM)。然而，对于涂层织物膜材这种高度非线性、非弹性的复合材料，裂尖应力场很难得到，因此应力场理论十分依赖与参数拟合。此外，对于初始切缝长度较小的情形，裂尖塑性区尺寸与试件特征尺寸（试件的宽度、初始切缝长度等）相比不可忽略，此时LEFM也不适用。因此以往的研究均存大切缝情况下预测效果较好，小切缝情况下预测效果差的问题。

对于如图1-(c)所示的中心切缝试件，假设中心切缝长度2a从0开始增加，直至无限趋近于试件宽度2W，其破坏形式有如下三种类型：

(1)当切缝长度2a很小时，此时试件的破坏受强度ft控制，即σ=ft时试件破坏；

(2)当切缝长度2a较大，以至于裂纹尖端塑性区长度a*<<a时，线弹性断裂力学(LEFM)假设成立，此时试件的破坏受断裂韧度KIC控制，即时试件破坏；

(3)当切缝长度2a与裂纹尖端塑性区长度a*在同一量级时，此时试件的破坏为弹塑性断裂(也称准脆性断裂)，试件的破坏受强度ft和断裂韧度KIC共同控制；

如果在log a-logσ坐标下研究剩余强度(也即试件破坏时的名义应力σN)，可以发现强度控制破坏为水平线σN=ft；断裂韧度控制破坏为一斜率为-1/2的斜直线；从强度控制破坏过渡到断裂韧度控制破坏中间的非线性段是准脆性控制的破坏，如图6所示。

为了从数学上表示由强度控制破坏逐渐过渡到断裂韧度控制破坏的过程，需要找到一个参数用于衡量裂纹尖端损伤区的相对大小。本文采用强度控制水平线与断裂韧度控制斜直线的交点横坐标a*表示，其表达式为：

实际上a*具有明确地物理意义。a*是裂纹尖端损伤区的度量，称之为材料的特征长度[13]。因此a/a*即为初始切缝长度与裂纹加大损伤区的相对大小，当a/a*很小时，破坏由强度控制；当a/a*很大时，破坏由断裂韧度控制。据此，提出虑弹塑性断裂的剩余强度分析模型如式3所示。其在a/a*→0时极限值为σN=ft，在a/a*→∞时极限值为。当已知材料抗拉强度ft和断裂韧度KIC时，可通过该式预测剩余强度随等效切缝长度的变化关系。当材料抗拉强度ft和断裂韧度KIC未知时，可通过拟合撕裂试验得到的剩余数据1/σN2～ae，得到材料抗拉强度ft和断裂韧度KIC

将试验得到的拉伸强度和拟合得到的断裂韧度代入式3，得到的剩余强度随等效切缝尺寸变化如图7，可见模型预测结果与试验值十分接近。容易看出，缝宽比a/W=0.1的工况剩余强度明显偏离LEFM控制的斜直线，而是处于准脆性断裂破坏区，这是传统膜材撕裂分析理论中没有考虑到的。

本文首先通过PTFE膜材的中心切缝撕裂试验，得到了剩余强度随初始切缝长度的变化规律。其次在对数坐标下，采用断裂力学方法研究了剩余强度σres随初始切缝长度a的变化规律，提出了从强度控制破坏，过渡到准脆性断裂破坏，再到LEFM控制破坏的剩余强度预测公式。预测结果与试验数据吻合良好，可以考虑小切缝工况下准脆性断裂破坏。