ارزیابی درزهای چسبی ژئوممبران پلی‌اتیلن با چگالی بالا تحت چرخه‌های ترشوندگی و انجماد-ذوب

منبع: Xianlei Zhang, Jialong Zhai, Yuan Tang, Yunyun Wu. «Evaluation of Adhesive Seams of High-Density Polyethylene Geomembrane Subjected to Wetting and Freeze-Thaw Cycles». Materials (MDPI)، ۲۰۲۵. doi.org/10.3390/ma18102368

این متن ترجمه‌ی فارسی کامل این مقاله است که تحت مجوز Creative Commons Attribution 4.0 (CC BY 4.0) منتشر شده است. ترجمه با کمک هوش مصنوعی انجام و ویرایش شده؛ فهرست منابع حذف شده و شکل‌ها و جدول‌های کامل در مقاله‌ی اصلی در دسترس‌اند. در صورت هرگونه اختلاف، متن انگلیسی ملاک است. تصویر شاخص: شکلی از همین مقاله (مجوز CC BY 4.0).

چکیده: درزبندی (seaming) ژئوممبران‌ها (geomembranes - GMBs) جنبه‌ای حیاتی در عملکرد موفقیت‌آمیز آن‌ها به‌عنوان موانع نفوذناپذیر در برابر مایعات به‌شمار می‌رود و اتصال چسبی (bonding) و جوشکاری (welding) از روش‌های متداول مورد استفاده هستند. با توجه به محدودیت‌های روش‌های مرسوم جوشکاری در نقاط اتصال میان ژئوممبران و سازه، جوشکاری اکستروژن (extrusion welding) اغلب منجر به آسیب‌دیدگی در محل درزها می‌شود. روش اتصال چسبی که الزامات اجرایی کمتری از نظر شرایط ساخت‌وساز دارد، به‌عنوان یک فناوری جایگزین و کارآمد در درزبندی مطرح شده است. روش‌های اتصال چسبی به‌طور گسترده‌ای در مخازن کوچک (small reservoirs) و خاکریزها (embankments) به‌کار گرفته می‌شوند. این پژوهش به بررسی عملکرد درزهای ژئوممبران پلی‌اتیلن سنگین (HDPE) متصل‌شده با استفاده از چسب بر پایه آسفالت (asphalt-based adhesive - ABA) و چسب غیرقیری یا غیر بر پایه آسفالت (non-asphalt-based adhesive - NABA) می‌پردازد. آزمون‌های کشش درز (seam tensile tests) تحت شرایط ترشدگی و چرخه‌های انجماد-ذوب (freeze-thaw cycles - FTCs) به‌منظور ارزیابی خواص مکانیکی (mechanical properties) ژئوممبران‌های درزبندی‌شده انجام شد. نتایج نشان داد که مقاومت درز (seam strength) نمونه‌های متصل‌شده با ABA همگام با افزایش مدت‌زمان ترشدگی و تعداد چرخه‌های FTC افزایش یافته است (با حداکثر افزایش 113.8%). در مقابل، نمونه‌های متصل‌شده با NABA در شرایط مشابه، کاهش مقاومت درز را نشان دادند (با حداکثر کاهش 93.4%). در هر دو نوع نمونه، با افزایش عرض درز (seam width)، مقاومت درز بهبود یافت. در اثر ترشدگی و چرخه‌های FTC، کارایی درز (seam efficiency) نمونه‌های متصل‌شده با NABA کاهش یافت، در حالی که در نمونه‌های متصل‌شده با ABA بهبود اندکی مشاهده شد. با این حال، کارایی بهبود‌یافته درز همچنان کمتر از 1.2% باقی ماند که مقداری بسیار ناچیز است. مقاومت کششی محوری (axial tensile strength) نمونه‌های متصل‌شده با چسب به‌طور قابل‌توجهی کمتر از نمونه‌های بدون درز (seamless specimens) بود و نتوانست الزامات بهره‌برداری ایمن بلندمدت را برآورده سازد. بنابراین، روش اتصال چسبی باید با احتیاط و در اجزای غیربحرانی سازه (non-critical structural components) که جوشکاری در آن‌ها غیرعملی بوده اما تعمیر و تعویض نسبتاً ساده است، مورد استفاده قرار گیرد. این یافته‌ها دیدگاه‌های سودمندی را برای نصابان و مهندسان طراح ژئوممبران در جهت بهبود عملکرد درزهای ژئوممبران HDPE فراهم می‌آورد.

واژه‌های کلیدی: ژئوسنتتیک‌ها (geosynthetics)؛ پلی‌اتیلن سنگین (HDPE)؛ اتصال چسبی (bonding)؛ مقاومت درز (seam strength)؛ کارایی درز (seam efficiency).

1. مقدمه

ژئوممبران‌های (GMBs) پلی‌اتیلن با چگالی بالا یا پلی‌اتیلن سنگین (HDPE) به‌دلیل برخورداری از مزایایی همچون عملکرد عالی در ناتراوایی و جلوگیری از نشت، سهولت در اجرا و هزینه‌های مهندسی پایین، به‌طور گسترده به‌عنوان مصالح اصلی ضد نشت (anti-seepage materials) در مهندسی منابع آب (water conservancy)، مهندسی محیط زیست و مهندسی ژئوتکنیک (geotechnical engineering) مورد استفاده قرار گرفته‌اند [1–7]. با این حال، عرض یک رول منفرد، که عموماً بین 6 تا 10 متر است، پاسخگوی الزامات ناتراوایی برای سطوح مخازن یا سدها نیست. در نتیجه، درزبندی کارگاهی (field seaming) روش اصلی به‌کاررفته برای برطرف کردن این محدودیت به‌شمار می‌رود. درزهای ژئوممبران نشان‌دهنده نقاط ضعف بحرانی و منبع بالقوه نشتی هستند و بسیاری از مشکلات مشاهده‌شده (مانند ترک‌خوردگی تنشی (stress cracking)) از محل همین درزها منشأ می‌گیرند [8].

رولین و همکاران [9] گزارش دادند که 55% از آسیب‌های ثبت‌شده در لاینرهای ژئوممبران نمایان (exposed GMB liners) در محل درزها رخ داده است. علاوه بر این، گاسنر و فیرهید [10] خاطرنشان ساختند که 32% از عیوب ثبت‌شده ناشی از درزهای معیوب بوده است. فن و روو [11] گزارش کردند که درزهای ژئوممبران قیری الاستومری (elastomeric bituminous geomembrane) تحت بارهای کششی مداوم (sustained tensile loads) به‌شدت مستعد گسیختگی ناشی از خزش (creep rupture) هستند. علاوه بر این، آن‌ها دریافتند که برای جوش‌های قابل‌قبول، هم زمان تا گسیختگی و هم کرنش در هنگام گسیختگی (strain at rupture) به‌صورت نمایی با بار مداوم همبستگی دارند. از این رو، تضمین بالاترین کیفیت در ایجاد درز امری حیاتی است.

درزبندی رول‌ها و پانل‌های ژئوممبران جنبه‌ای بسیار مهم در عملکرد موفقیت‌آمیز آن‌ها به‌عنوان مانعی در برابر مایعات است که اتصال چسبی و جوشکاری از روش‌های معمول مورد استفاده برای آن به‌شمار می‌روند [12]. ژیرو [13] اشاره کرد که شکست ژئوممبران در مجاورت درز ناشی از تمرکز تنش (stress concentration) است که معمولاً در اثر کاهش ضخامت رخ می‌دهد. ژیرو و همکاران [14] معادلاتی را برای محاسبه تمرکز کرنش (strain concentration) با استفاده از پارامترهایی نظیر ضخامت ژئوممبران، مدول، نوع درز، ضخامت درز و عرض درز ارائه دادند. کاوازانجیان و همکاران [15] با استفاده از روش همبستگی تصاویر دیجیتال (digital image correlation) آزمون‌های آزمایشگاهی را به‌منظور ارزیابی تمرکز کرنش در مجاورت درزهای ژئوممبران HDPE انجام دادند. در زمینه تحقیقات پیرامون روش جوشکاری، استارک و همکاران [16] نتیجه گرفتند که درزهای جوش‌داده‌شده در کارخانه (factory-welded seams) در مقایسه با درزهای حرارتی جوش‌داده‌شده در کارگاه (field-welded thermal seams)، از مقاومت لایه‌کنی درز (seam peel strength) و مقاومت برشی درز در تسلیم (seam shear strength at yield) بالاتری برخوردارند. روو و شعیب [17] عملکرد بلندمدت جوش‌های گوه‌ای دوبل (dual wedge welds) در ژئوممبران HDPE را هنگام قرارگیری در معرض شیرابه سنتزی پسماند جامد شهری (synthetic municipal solid waste leachate) گزارش کردند. شعیب و روو [18] دوام و مقاومت بلندمدت درزها را در ژئوممبران‌های HDPE مورد بررسی قرار دادند. ژانگ و همکاران [19] اثر پارامترهای جوشکاری گوه‌ای دوبل را بر خواص فیزیکی، مکانیکی و شیمیایی درزهای ژئوممبران HDPE بررسی کردند. روو و شعیب [20] مصرف یا تخلیه آنتی‌اکسیدان‌ها (depletion of antioxidants) و خواص مکانیکی را برای یک جوش غوطه‌ور در محلول شیرابه سنتزی مورد ارزیابی قرار دادند. فرنسی و روو [21] افت آنتی‌اکسیدان در بیرون‌زدگی مذاب درز (seam squeeze-out) و کاهش ضخامت (thickness reduction) را برای سه نوع ژئوممبران HDPE که با استفاده از پارامترهای مختلف جوشکاری و دو دستگاه جوش گوه‌ای متفاوت درزبندی شده بودند، ارزیابی نمودند. پگز [22] پیامدهای گرده‌های بیرون‌زدگی درز (seam squeeze-out beads) را در ارتباط با تشکیل ریزترک (craze formation) و مقاومت در برابر ترک‌خوردگی تنشی درز (seam stress crack resistance) ارزیابی کرد و نتیجه گرفت که گرده بیرون‌زدگی با زمان القای اکسیداسیون استاندارد (standard oxidative induction time - Std-OIT) پایین ممکن است موجب القای ترک‌خوردگی تنشی در مناطق متأثر از حرارت (heat affected zones) شود. فرنسی و روو [23] مقاومت در برابر ترک‌خوردگی تنشی درزهای همجوشی (fusion seams) ژئوممبران HDPE، شامل درزهای بدون شیار و شیاردار (unnotched and notched seams)، را در محدوده‌ای از پارامترهای جوشکاری بررسی کرده و هندسه‌های مخرب بیرون‌زدگی مذاب را شناسایی کردند. فرنسی و روو [24] اثرات کاهش ضخامت درز و عرض هم‌پوشانی (overlap width) را بر مقاومت درزهای ژئوممبران قیری بررسی نمودند. از نظر تحقیقات مربوط به روش اتصال چسبی، توماس و همکاران [25] درزهای ژئوممبران PVC متصل‌شده با حرارت (thermally bonded) را مورد مطالعه قرار داده و رابطه‌ای بین مقاومت لایه‌کنی درز و فشار ترکیدگی (burst pressure) توسعه دادند که امکان اجرای عملیات غیرمخرب تضمین کیفیت/کنترل کیفیت (quality assurance/quality control - QA/QC) را در کارگاه فراهم می‌سازد. استارک و همکاران [26] رابطه بین فشار مورد نیاز کانال هوا (air channel pressure) و دمای ورق (sheet temperature) را تدقیق کردند. استارک و پازمینو [27] پژوهشی در زمینه آزمون کانال هوای دمابالا (high-temperature air channel testing) روی درزهای ژئوممبران PVC متصل‌شده با حرارت انجام دادند. به‌دلیل دمای بسیار بالای جوشکاری، استفاده از روش‌های جوشکاری به آسیب مکانیکی ژئوممبران‌ها در محل درزها و نواحی اطراف آن‌ها منجر شده و در نتیجه، حلقه‌ای ضعیف در سامانه نفوذناپذیر ایجاد می‌کند. این مسئله به‌ویژه در نقاط اتصال بین ژئوممبران و سازه بسیار مشهود است؛ در حالی که روش اتصال چسبی عموماً در طول فرآیند اجرا آسیبی به مصالح وارد نمی‌سازد. با این حال، خواص فیزیکی و مکانیکی درزها در نواحی اتصال چسبی، از نقاط کلیدی برای کنترل کیفیت به‌شمار می‌روند. مطالعات پیشین عمدتاً بر درزهای جوشکاری‌شده ژئوممبران‌های HDPE متمرکز بوده‌اند؛ این در حالی است که پیشینه پژوهشی پیرامون درزهای متصل‌شده با چسب غالباً به ژئوممبران‌های PVC اختصاص دارد. در نتیجه، همچنان کمبود چشمگیری در پژوهش‌های مربوط به درزهای چسبی ژئوممبران‌های HDPE به چشم می‌خورد.

هدف این مقاله، ارزیابی خواص مکانیکی درزهای چسبی در ژئوممبران‌های HDPE تحت چرخه‌های ترشدگی و انجماد-ذوب (FTCs) است. این اهداف به‌صورت زیر ساختار یافته‌اند: (1) انتخاب نوع مناسب نمونه درزبندی‌شده و سرعت کشش (tensile rate) برای آزمون‌های کشش درز؛ (2) بررسی اثر مدت‌زمان ترشدگی و چرخه‌های FTC بر مقاومت درز نمونه‌های متصل‌شده با چسب؛ (3) ارزیابی کارایی درز نمونه‌های متصل‌شده با چسب تحت شرایط ترشدگی و چرخه‌های FTC؛ و (4) مقایسه نتایج حاصل میان نمونه‌های متصل‌شده با چسب و نمونه‌های بدون درز، و تحلیل امکان‌پذیری عملی روش‌های اتصال چسبی در کاربردهای مهندسی.

2. مواد و روش‌ها

2.1. مصالح آزمون

برای انجام آزمون‌های کشش درز (seam tensile tests)، از ژئوممبران‌های پلی‌اتیلن سنگین (HDPE GMBs: high-density polyethylene geomembranes) تجاری موجود در بازار (تولید شرکت گروه فناوری مواد نوین شاندونگ جیانتونگ، دژو، چین) استفاده شد. نمونه‌های ژئوممبران با دو نوع چسب ویژه پرکاربرد به یکدیگر متصل شدند: چسب بر پایه قیر (asphalt-based adhesive: ABA) که عمدتاً در کاربردهای خاکریز و مخازن به کار می‌رود، و چسب غیرقیری (non-asphalt-based adhesive: NABA) که بیشتر در پروژه‌های مهندسی عمران استفاده می‌شود. پارامترهای پایه‌ای مصالح آزمون که مطابق با استانداردهای ASTM D5261-10، ASTM D5199-12 و ASTM D4885-01 [28–30] اندازه‌گیری شده‌اند، در جدول 1 خلاصه شده است.

جدول 1. پارامترهای مشخصه ژئوممبران و چسب‌های ویژه.

نام	جرم در واحد سطح (g/m2)	ضخامت (mm)	مقاومت کششی در نقطه تسلیم (N/mm)	مقاومت کششی در نقطه شکست (N/mm)	کرنش کششی در نقطه تسلیم (%)
HDPE GMB	2400.00	0.5	7.320	20.00	146.99
ABA	9296.66	1.0	4.796	—	—
NABA	4187.77	0.8	5.294	—	—

2.2. روش‌های آزمون

2.2.1. روش استاندارد

نمونه‌های درزدار مطابق با استانداردهای GB/T 13760-2009 و SL 235-2012 [31,32]، همان‌گونه که در شکل 1 نشان داده شده است، آماده‌سازی شدند. مطابق با استاندارد ASTM D4885-01 [30]، آزمون‌های کشش نوار پهن (wide strip tensile tests) با استفاده از دستگاه آزمون کشش ژئوسنتتیک‌ها (tensile testing machine for geosynthetics: TTMG) مدل CMT-5000 (تولید شرکت تجهیزات آزمایشگاهی ان‌اس‌اس (شنژن)، شنژن، چین) با نرخ کشش 2 mm/min و در دمای 20 ± 2 °C انجام شد. پارامترهای مشخصه دستگاه TTMG به این شرح است: حداکثر بار 30 kN، بیشینه دامنه حرکتی 2.1 m، و جابه‌جایی در محدوده 0.2% تا 100% حداکثر کورس با خطای 0.5%.

شکل 1. نمونه بر اساس روش استاندارد: b عرض درز است.

شکل 2 ریخت‌شناسی (morphology) نمونه متصل‌شده را در هنگام شکست مطابق با روش استاندارد نشان می‌دهد. همان‌طور که مشخص است، در محدوده عرض فک نگهدارنده (fixture width)، ژئوممبران‌های بالایی و پایینی در ناحیه اتصال کاملاً از یکدیگر جدا شده‌اند. در مقابل، فراتر از عرض فک، ژئوممبران‌ها به‌طور کامل جدا نشده و به دلیل نیروی کشش محوری موجود در عرض فک، دچار پارگی عرضی (transverse tearing) و شکست کششی محوری (axial tensile failure) شدند. در طول فرایند آزمون، مشاهده شد که جدایش اولیه سطح چسب در میانه عرض فک رخ داده و سپس به‌تدریج به سمت هر دو طرف گسترش یافته تا زمانی که جدایش کامل حاصل شده است. این پدیده نشان می‌دهد که پیش از شکست بخش‌های بیرون‌زده (outward-extending parts)، ناحیه تحلیل هسته مرکزی در نمونه استاندارد دچار آسیب شده بود. ناحیه فراتر از بخش اتصال نه‌تنها بر ریخت‌شناسی کشش محوری، بلکه بر حداکثر نیروی کشش محوری در عرض آزمون نیز اثر می‌گذارد. بنابراین، نتایج نمی‌توانند خواص مکانیکی سطح اتصال را به‌طور دقیق بازتاب دهند. از این رو، برای ارزیابی دقیق عملکرد ژئوممبران‌های درزدار، اصلاح طرح نمونه بر اساس مشخصات استاندارد ضروری است.

شکل 2. شکل شکست تسلیم بر اساس روش استاندارد.

2.2.2. روش اصلاح‌شده

با توجه به محدودیت‌های روش استاندارد، در این پژوهش طرح نمونه بر پایه نمونه استاندارد بهبود یافت. در نمونه‌های اصلاح‌شده، بخش‌های بیرون‌زده در هر دو طرف ناحیه اتصال که در استاندارد قید شده بود، حذف شدند. نمونه‌ها پس از اتصال، مستطیل‌شکل بوده و بدون احتساب بخش اتصال، دارای عرض 200 mm و طول 100 mm بودند. در طول آزمون کشش محوری، جابه‌جایی نمونه اصلاح‌شده در بخش اتصال به‌صورت یکنواخت تغییر کرد. هنگامی که شکست در بخش اتصال رخ داد، سطح اتصال به‌طور هم‌زمان جدا شد، همان‌گونه که در شکل 3 نشان داده شده است. به‌ویژه، هیچ پدیده پارگی که از ناحیه مرکزی آغاز شده و به دو طرف گسترش یابد، مشاهده نشد. در نمونه‌های اصلاح‌شده، بخش‌های بیرون‌زده حذف شده‌اند و این امر امکان وقوع شکست کلی در محل درزها را فراهم می‌آورد. در نتیجه، نمونه اصلاح‌شده می‌تواند خواص مکانیکی فصل مشترک اتصال (bonding interface) را به‌دقت نشان دهد.

شکل 4 منحنی‌های کشش محوری–جابه‌جایی (axial tension-displacement curves) نمونه‌های درزدار متصل‌شده با NABA را نشان می‌دهد که برای نمونه استاندارد با A-E-B-C-D و برای نمونه اصلاح‌شده با A-E-F-G مشخص شده است. در ابتدا، کشش محوری رابطه خطی با جابه‌جایی نشان داد (خطوط AF و AB) و سپس منحنی‌ها به‌طور قابل‌توجهی از یکدیگر فاصله گرفتند. در بازه AE، کشش محوری نمونه استاندارد در جابه‌جایی یکسان، اندکی بیشتر از نمونه اصلاح‌شده بود. این اختلاف اولیه در کشش محوری را می‌توان عمدتاً به نیروی برشی (shear force) بزرگ‌تری نسبت داد که به دلیل مساحت اتصال بزرگ‌تر در نمونه استاندارد در مقایسه با نمونه اصلاح‌شده، در فصل مشترک چسب–ژئوممبران القا می‌شود. با این حال، با افزایش جابه‌جایی کششی، اثر نیروی برشی کاهش یافت و منجر به همبستگی قوی بین منحنی‌های EF و EB گردید. شایان توجه است که حداکثر کشش محوری برای نمونه اصلاح‌شده زودتر از نمونه استاندارد رخ داد، که این امر نشان می‌دهد بخش‌های امتدادیافته در درزهای نمونه استاندارد بر نتایج آزمون اثر گذاشته‌اند.

پس از رسیدن به حداکثر کشش محوری، نمونه استاندارد کاهش تدریجی کشش محوری را نشان داد (یعنی خطوط BC و CD)، در حالی که نمونه اصلاح‌شده افت شدیدی را بروز داد (یعنی خط FG) تا این‌که شکست در درزها رخ داد. با این حال، هر دو نمونه در هنگام شکست دچار جدایش در فصل مشترک بین چسب و ژئوممبران شدند. پس از جدایش در محدوده عرض، نمونه استاندارد به دلیل وجود بخش‌های امتدادیافته در درزها در نقطه C به‌طور کامل جدا شد و این امر موجب انحراف از رفتار نمونه اصلاح‌شده گردید. بنابراین، نیروی برشی فصل مشترک در بخش‌های امتدادیافته عامل اصلی سرعت کاهش کندتر کشش محوری در نمونه استاندارد بود.

شکل 3. شکل شکست تسلیم بر اساس روش اصلاح‌شده.

شکل 4. منحنی‌های نیرو–جابه‌جایی محوری در روش‌های استاندارد و اصلاح‌شده.

پس از رسیدن به بیشینه کشش محوری (axial tension)، نمونه استاندارد (standard specimen) کاهش تدریجی در کشش محوری را نشان داد (یعنی خطوط BC و CD)، در حالی که نمونه اصلاح‌شده (modified specimen) افت شدیدی را (یعنی خط FG) تا زمان وقوع شکست در درزها (seams) به نمایش گذاشت. با این حال، هر دو نمونه هنگام شکست، دچار جداشدگی (detachment) در فصل مشترک (interface) بین چسب (adhesive) و ژئوممبران (GMB - geomembrane) شدند. پس از جداشدگی در محدوده عرض، نمونه استاندارد به دلیل بخش‌های امتدادیافته در درزها، در نقطه C به‌طور کامل جدا شد که این امر منجر به انحراف از رفتار نمونه اصلاح‌شده گردید. بنابراین، نیروی برشی فصل مشترک (interface shear force) در بخش‌های امتدادیافته، عامل اصلی نرخ کندتر کاهش کشش محوری در نمونه استاندارد بود.

در نتیجه، بخش‌های امتدادیافته در درزهای نمونه استاندارد بر دقت نتایج آزمایش تأثیر گذاشته و منجر به مقادیر بالاتری برای هر دو پارامتر کشش محوری و جابه‌جایی کششی (tensile displacement) متناظر با بیشینه آن شدند. در مقابل، نمونه‌های اصلاح‌شده شکست کششی (tensile failure) یکنواختی را در درزها نشان دادند و نتایج آزمایشی معرف‌تر و قابل اعتمادتری را فراهم آوردند. بنابراین، این مطالعه نمونه‌های اصلاح‌شده را برای تحلیل‌های بیشتر به کار گرفت.

2.3. انتخاب سرعت کشش و عرض درز

سرعت‌های کشش (tensile rates) مختلفی برای آزمایش‌های کشش درز در روش‌های آزمون موجود پیشنهاد شده است، همان‌طور که در جدول 2 آمده است. با این حال، این سرعت‌ها عمدتاً با هدف ارزیابی کیفیت مواد تعیین شده‌اند و راهنمایی‌های عملی محدودی ارائه می‌دهند. در طول ساخت و بهره‌برداری از GMBها، وقوع تغییرشکل‌های کششی با سرعت‌های بالاتر بعید است، مگر اینکه عدم رعایت استانداردهای ساخت یا شرایط عملیاتی استثنایی رخ دهد. Zhao و همکاران [33] گزارش کردند که نرخ‌های کرنش کششی (tensile strain rates) تأثیر قابل توجهی بر بار کششی دارند؛ به‌طوری‌که نرخ‌های کرنش بالاتر منجر به افزایش بارهای کششی و خطی‌تر شدن منحنی‌های بار-کرنش در ورق‌های ژئوسل (geocell) از مخلوط پلیمری می‌شوند. با در نظر گرفتن نشست ناهمگون (differential settlement) مشاهده‌شده در پروژه‌های حفاظت از آب موجود، سه سرعت کشش شامل 2.0 mm/min، 5.0 mm/min و 10.0 mm/min برای ارزیابی تأثیر آن‌ها بر خواص مکانیکی کشش محوری انتخاب شدند. علاوه بر این، از دو نوع ماده چسب شامل ABA و NABA در این مطالعه استفاده شد.

جدول 2 در مقالهی اصلی آمده است.

خواص مکانیکی درزها تحت بارگذاری کششی محوری، عمدتاً با تنش برشی (shear stress) در فصل مشترک بین چسب و GMB مشخص می‌شد. از این رو، عرض درز (seam width) یک عامل تعیین‌کننده و تأثیرگذار بر این خواص بود. در چیدمان آزمایشی، سه نسبت مختلف عرض درز به طول گیج (gauge length) شامل 10%، 20% و 30% مورد بررسی قرار گرفت که به ترتیب متناظر با عرض‌های درز 10 میلی‌متر، 20 میلی‌متر و 30 میلی‌متر بودند.

آزمایش‌های کشش در ابتدا برای تعیین سرعت کشش مناسب انجام شدند. شکل 5 رابطه بین کشش محوری و جابه‌جایی را در سرعت‌های کشش مختلف به ترتیب برای نمونه‌های متصل‌شده با ABA و NABA نشان می‌دهد. برای نمونه‌های چسبانده‌شده با ABA، منحنی‌های کشش محوری-جابه‌جایی در ابتدا رشد سریعی را نشان دادند و متعاقباً پیش از بروز افت شدید، به یک کشش اوج (peak tension) رسیدند. برای نمونه‌هایی با عرض درز یکسان، هم کشش محوری و هم کشش اوج با افزایش سرعت‌های کشش افزایش یافتند. در مقابل، برای نمونه‌های متصل‌شده با NABA، منحنی‌های کشش محوری-جابه‌جایی رشد تدریجی اولیه‌ای را نشان دادند و سپس تا زمان وقوع شکست دچار افت سریع شدند. برای نمونه‌هایی با همان عرض درز، سرعت‌های کشش بالاتر منجر به افزایش مقادیر کشش محوری و کشش اوج گردید. در عرض درز و سرعت کشش یکسان، کشش اوج نمونه‌های متصل‌شده با NABA به‌طور قابل توجهی بالاتر از نمونه‌های چسبانده‌شده با ABA بود.

شکل 5. رابطه بین نیروی محوری و جابه‌جایی در سرعت‌های کشش مختلف: (a) ABA؛ (b) NABA.

در نتیجه، سرعت کشش تأثیر بسزایی بر نتایج آزمایش داشته و در سرعت‌های کشش بالاتر به کشش‌های اوج بیشتری منجر شد. در کاربردهای مهندسی، سرعت‌های کشش GMBها تحت تأثیر اختلاف نشست و زمان نشست لایه‌های باربر (bearing layers) قرار دارند. اختلاف نشست بزرگ‌تر که در بازه زمانی کوتاه‌تری رخ دهد، به سرعت کشش بالاتری برای GMBها منجر می‌شود. اختلاف نشست‌های قابل توجهی در درزهای پیرامونی (peripheral joints) مشاهده شد، با مقادیری اندکی بزرگ‌تر در مرحله اولیه آبگیری مخزن و مقادیری نسبتاً کوچک‌تر در طول بهره‌برداری. با این حال، نرخ‌های نشست در هر دو دوره...

داده‌های تجربی نشان داد که در یک سرعت کشش ثابت، کشش اوج به صورت متناسب با هر افزایش در عرض درز افزایش می‌یابد. مشخصات فصل مشترک بین چسب و GMB هم تحت تأثیر عرض درز و هم طول گیج قرار داشت که منجر به کشش بیشینه بالاتر اما هزینه‌های بیشتر می‌شد. بنابراین، عرض درز باید بر اساس رویه‌های مهندسی و نتایج آزمایش به‌طور منطقی تعیین شود. در سرعت کشش و عرض درز یکسان، نمونه‌های چسبانده‌شده با NABA در مقایسه با نمونه‌های چسبانده‌شده با ABA کشش بیشینه بسیار بالاتری را نشان دادند که بیانگر خواص مکانیکی برتر نمونه‌های متصل‌شده با NABA در محیط خشک و در دمای اتاق است.

... کُندتر از سرعت‌های کشش (tensile rates) مورداستفاده در آزمایش‌ها بود. یک تحلیل آماری بر روی نشست ناشی از آبگیری اولیه (initial impoundment settlement) در سدهای سنگریزه‌ای با رویه بتنی (concrete-faced rockfill dams) مرتفع در چین انجام شد. نتایج نشان داد که به‌جز سد تیان‌شنگ‌چیائو سطح ۱ (Tianshengqiao Level 1)، حداکثر نشست در اکثر سدها از 36.1 cm فراتر نرفته است. حداقل زمان ذخیره‌سازی از چند روز تا ده‌ها روز متغیر بود. با فرض زمان ذخیره‌سازی اولیه 2 h، میانگین نرخ نشست برابر با 0.125 mm/min محاسبه گردید که کمتر از حداقل سرعت کشش به‌کاررفته در آزمایش‌ها است. در عمل، زمان طولانی‌تر ذخیره‌سازی اولیه منجر به کاهش چشمگیر نرخ نشست شد. با این حال، به دلیل محدودیت‌های شرایط آزمایشگاهی، اعمال سرعت‌های کشش بسیار پایین امکان‌پذیر نبود. جهت ارائه مرجعی ارزشمند برای کاربردهای مهندسی، سرعت کشش 2 mm/min به عنوان مقدار مناسب توصیه گردید.

داده‌های تجربی نشان داد که در یک سرعت کشش ثابت، کشش اوج (peak tension) با هر افزایش در عرض درز (seam width) به‌طور متناسب افزایش می‌یابد. مشخصات فصل‌مشترک (interface characteristics) بین چسب (adhesive) و ژئوممبران (geomembrane - GMB) تحت‌تأثیر هر دو عامل عرض درز و فاصله گیج بین فک‌ها (gauge distance between fixtures) قرار داشت. افزایش نسبت عرض درز به طول گیج نمونه (specimen gauge length) منجر به کشش بیشینه بالاتری شد، اما هزینه‌های بیشتری را نیز در پی داشت. بنابراین، عرض درز باید بر اساس تجارب مهندسی و نتایج آزمایش‌ها به طور منطقی تعیین گردد. در سرعت کشش و عرض درز یکسان، نمونه‌های متصل‌شده با NABA در مقایسه با نمونه‌های متصل‌شده با ABA کشش بیشینه بسیار بالاتری را نشان دادند که بیانگر خواص مکانیکی برتر نمونه‌های متصل با NABA در یک محیط خشک و در دمای اتاق است.

2.4. آزمایش کشش درز تحت شرایط مرطوب‌شدگی

از آنجا که ژئوممبران‌های درزبندی‌شده با چسب در طول دوره بهره‌برداری برای مدت طولانی در آب غوطه‌ور هستند، مرطوب‌شدگی (wetting) ممکن است منجر به کاهش مقاومت درز (seam strength) شده و عملکرد ایمن پروژه را تحت‌تأثیر قرار دهد. در این مقاله، به‌منظور شبیه‌سازی محیط غوطه‌وری، نمونه‌های مرطوب‌شده آماده گردیدند و آزمایش‌های کشش مطابق با استاندارد ASTM D4885-01 برای بررسی اثر رطوبت بر مقاومت درز انجام شد.

با توجه به عرض‌های مختلف درز، عرض نمونه‌های مرطوب‌شونده به ترتیب برابر با 110، 120 و 130 mm تعیین شد. دو نوع چسب، یعنی ABA و NABA انتخاب شدند. برای هر نوع چسب، ۱۵ نمونه با عرض درز یکسان تهیه گردید. با در نظر گرفتن حداکثر بار بالقوه در حین بهره‌برداری واقعی مهندسی، ناحیه درز هر نمونه به مدت 24 h تحت تراکم استاتیکی یک وزنه 30 kg قرار داده شد. متعاقباً، نمونه‌ها در یک مخزن آب مقطر با دمای ثابت 20 ± 2 °C به مدت 10، 20 و 30 d غوطه‌ور شدند. در هر مدت‌زمان غوطه‌وری، پنج نمونه با چسب و عرض درز یکسان برای انجام آزمایش کشش درز با سرعت کشش 2 mm/min برداشته شدند.

2.5. آزمایش کشش درز تحت شرایط چرخه‌های انجماد-ذوب

ژئوممبران‌ها به عنوان مصالح ضدتراوش (anti-seepage materials) در وجه بالادست مخزن یا سازه‌های ذخیره آب به کار گرفته شدند. در طول بهره‌برداری، چرخه‌های انجماد-ذوب (freeze-thaw cycles - FTCs) ممکن است باعث تغییر مقاومت در برابر انجماد-ذوب نمونه‌ها در نواحی اتصال گردیده و پتانسیل کاهش طول عمر مفید آن‌ها را داشته باشند. جهت آشکارسازی اثر FTCها بر مقاومت درز و ارزیابی کیفیت درز، آزمایش‌های چرخه انجماد-ذوب بر روی نمونه‌های متصل‌شده با دو نوع چسب مطابق با استاندارد ASTM D4885-01 انجام گرفت.

تجهیزات آزمایشی انتخاب‌شده، یک دستگاه آزمون انجماد-ذوب (freeze-thaw tester) مدل HDK-9 (تولیدشده توسط آزمایشگاهی در چانگژو، استان چانگژو، چین) در آزمایشگاه سازه‌های هیدرولیکی بود. پارامترهای اصلی آن به شرح زیر است: دوره تناوب چرخه انجماد-ذوب بین 2.5 تا 5.5 h، محدوده کنترل دمای پایین بین -23 تا -18 °C، محدوده کنترل دمای بالا بین 18 تا 23 °C، و توان گرمایشی آن برابر با 3 kW است. سیستم تبرید از یک کمپرسور کاملاً بسته 4HP بهره می‌برد.

شکل و تعداد نمونه‌های متصل‌شده برای آزمایش‌های انجماد-ذوب کاملاً مشابه نمونه‌های مورداستفاده در آزمایش‌های مرطوب‌شدگی بود و برای هر FTC، پنج نمونه بدون درز (seamless specimens) انتخاب شد. دمای پایین روی -18 ± 2 °C کنترل شد، در حالی که دمای بالا روی 20 ± 2 °C تنظیم گردید. زمان گرمایش 1.0 h، زمان سرمایش 1.5 h و مدت‌زمان یک چرخه کامل انجماد-ذوب 5.0 h به طول انجامید. نمونه‌ها به ترتیب تحت 100، 150 و 200 چرخه FTC قرار گرفتند. پس از اتمام تعداد مشخص FTCها، نمونه‌ها خارج شده و آب روی سطح آن‌ها خشک شد. متعاقباً، پنج نمونه با تعداد چرخه‌های یکسان، نوع چسب مشابه و عرض درز برابر جهت انجام آزمایش کشش درز انتخاب گردیدند.

2.6. روش تحلیل در مشخصات استاندارد

مقاومت درز/اتصال (joint/seam strength) و بازدهی درز/اتصال (joint/seam efficiency) معمولاً برای ارزیابی خواص مکانیکی نمونه‌های متصل‌شده به کار می‌روند [32,34]، و مقاومت درز/اتصال به صورت زیر بیان می‌شود:

TS_max = F / B (1)

که در آن، TS_max مقاومت درز/اتصال، F حداکثر بار گسیختگی (maximum failure load) و B عرض نمونه است.

بازدهی درز/اتصال به صورت زیر تعریف می‌شود:

&S = (100 × TS_max) / T_max (2)

T_max = F / B₀ (3)

که در آن، &S بازدهی درز/اتصال، T_max میانگین مقاومت کششی نمونه بدون درز و B₀ عرض نمونه بدون درز است.

3. نتایج

3.1. اثر مدت‌زمان مرطوب‌شدگی و عرض درز بر مقاومت درز

شکل 6 رابطه بین کشش محوری (axial tension) و جابه‌جایی کششی (tensile displacement) را برای نمونه‌های مرطوب‌شده در طول آزمایش کشش درز نشان می‌دهد. همان‌طور که مشاهده می‌شود، منحنی‌های کشش محوری برحسب جابه‌جایی برای نمونه‌های مرطوب‌شده، از الگوهای مشابهی با نمونه‌های مرطوب‌نشده پیروی کردند. برای نمونه‌های درزبندی‌شده با ABA، کشش محوری در مرحله اولیه به سرعت افزایش یافت و برای مدت طولانی تثبیت گردید. برای نمونه‌های متصل‌شده با NABA، کشش محوری به شدت صعود کرد تا به مقدار حداکثر رسید و سپس کاهش یافت. در شرایط یکسان، یعنی مدت‌زمان رطوبت و عرض درز یکسان، هم کشش محوری اوج و هم جابه‌جایی کششی متناظر در نمونه‌های متصل به NABA بزرگ‌تر از نمونه‌های متصل به ABA بود. در مدت‌زمان یکسان مرطوب‌شدگی، کشش محوری اوج نمونه‌های مرطوب‌شده با هر افزایش در عرض درز به طور متناسب افزایش یافت. برای یک عرض درز معین، با افزایش مدت‌زمان رطوبت، کشش محوری اوج نیز افزایش پیدا کرد.

جدول 3 مقاومت درز محاسبه‌شده با استفاده از رابطه (1) و اختلاف در مقاومت درز ناشی از زمان‌های مختلف مرطوب‌شدگی را نشان می‌دهد. برای نمونه‌های متصل‌شده با ABA، مقاومت درز با افزایش مدت‌زمان مرطوب‌شدگی به تدریج افزایش یافت و در نهایت به یک سطح پایدار رسید. به عنوان مثال، در 30 روز مرطوب‌شدگی، مقاومت درز برای عرض‌های درز 10 mm، 20 mm و 30 mm به ترتیب افزایش‌های 86.8%، 93.5% و 113.8% را نشان داد. این افزایش همچنین با عرض درز همبستگی مثبت داشت. در مقابل، برای نمونه‌های متصل‌شده با NABA، مقاومت درز با افزایش مدت‌زمان رطوبت روندی کاهشی را نشان داد. به همین ترتیب، در 30 روز مرطوب‌شدگی، زمانی که عرض درز 10 mm، 20 mm و 30 mm بود، مقاومت درز به ترتیب 93.4%، 84.8% و 90.8% کاهش یافت. در بازه زمانی یکسان از اختلاف زمان رطوبت، کاهش مقاومت درز روندی فزاینده را نشان داد، به‌طوری‌که عرض‌های درز بزرگ‌تر شیب افت شدیدتری را تجربه کردند. در ابتدا، مقاومت درز نمونه‌های متصل به NABA به طور قابل‌توجهی بیشتر از نمونه‌های متصل به ABA بود. با این حال، به دلیل کاهش مقاومت درز نمونه‌های متصل به NABA هم‌زمان با افزایش مقاومت درز نمونه‌های متصل به ABA با افزایش مدت‌زمان رطوبت، مقاومت درز نمونه‌های اول پس از 30 روز مرطوب‌شدگی و تحت عرض درز یکسان، کمتر از نمونه‌های دوم گردید.

شکل 6. رابطه بین نیروی محوری و جابه‌جایی نمونه‌های مرطوب‌شده: (a) چسب ABA؛ (b) چسب NABA.

جدول 3 در مقالهی اصلی آمده است.

جدول 3 مقاومت درز (seam strength) محاسبه‌شده با استفاده از رابطه (1) و تغییرات مقاومت درز ناشی از مدت‌زمان‌های مختلف ترشدگی (wetting) را فهرست کرده است. برای نمونه‌های چسبانده‌شده با ABA، مقاومت درز با افزایش مدت‌زمان ترشدگی به‌تدریج افزایش یافت و در نهایت به سطحی پایدار رسید. به عنوان مثال، در ۳۰ روز ترشدگی، مقاومت درز برای عرض‌های درز ۱۰ میلی‌متر، ۲۰ میلی‌متر و ۳۰ میلی‌متر به ترتیب ۸۶.۸٪، ۹۳.۵٪ و ۱۱۳.۸٪ افزایش نشان داد. این افزایش همچنین دارای همبستگی مثبت (positively correlated) با عرض درز بود. در مقابل، برای نمونه‌های متصل‌شده با NABA، مقاومت درز با افزایش مدت‌زمان ترشدگی کاهشی تدریجی را نشان داد. به همین ترتیب، در ۳۰ روز ترشدگی، مقاومت درز به ترتیب برای عرض‌های درز ۱۰ میلی‌متر، ۲۰ میلی‌متر و ۳۰ میلی‌متر، ۹۳.۴٪، ۸۴.۸٪ و ۹۰.۸٪ کاهش یافت. در یک بازه زمانی یکسان از اختلاف زمان ترشدگی، کاهش مقاومت درز روندی صعودی نشان داد و عرض‌های درز بزرگ‌تر شیب کاهش تندتری را تجربه کردند. در ابتدا، مقاومت درز نمونه‌های چسبانده‌شده با NABA به‌طور قابل‌توجهی بالاتر از نمونه‌های متصل‌شده با ABA بود. با توجه به کاهش مقاومت درز نمونه‌های چسبانده‌شده با NABA و هم‌زمان افزایش مقاومت درز نمونه‌های چسبانده‌شده با ABA با افزایش زمان ترشدگی، مقاومت درز نمونه‌های اول پس از گذشت ۳۰ روز ترشدگی و در عرض درز یکسان، کمتر از نمونه‌های دوم شد.

جدول 3. مقاومت درز نمونه‌های متصل‌شده پس از ترشدگی.

عرض درز (mm)	زمان ترشدگی ti/d				اختلاف مقاومت درز					واحد
	t0 = 0	t1 = 10	t2 = 20	t3 = 30	Δt1 (t1–t0)	Δt2 (t2–t0)	Δt3 (t3–t0)	Δt4 (t2–t1)	Δt5 (t3–t2)
10 (ABA)	0.0993	0.1275	0.1343	0.1855	0.0282	0.035	0.0862	0.0068	0.0512	kN/m
20 (ABA)	0.2088	0.2148	0.3039	0.4041	0.0060	0.0951	0.1953	0.0891	0.1002	kN/m
30 (ABA)	0.2374	0.3164	0.4814	0.5076	0.0790	0.244	0.2702	0.1650	0.0262	kN/m
10 (NABA)	0.9733	0.8753	0.8132	0.0615	−0.098	−0.1601	−0.9118	−0.0621	−0.7517	kN/m
20 (NABA)	1.2825	0.7033	0.6416	0.1952	−0.5792	−0.6409	−1.0873	−0.0617	−0.4464	kN/m
30 (NABA)	2.1185	1.8780	1.3153	0.1943	−0.2405	−0.8032	−1.9242	−0.5627	−1.121	kN/m

3.2. اثر چرخه‌های ذوب و انجماد (FTCs) و عرض درز بر مقاومت درز

شکل 7 رابطه بین کشش محوری (axial tension) و جابه‌جایی کششی (tensile displacement) را برای نمونه‌های درزدار تحت چرخه‌های ذوب و انجماد (freeze-thaw cycles - FTCs) در طول آزمون‌های کشش درز (seam tensile tests) نشان می‌دهد. منحنی‌های کشش محوری و جابه‌جایی برای نمونه‌ها پیش از قرارگیری در معرض FTC، همبستگی نزدیکی با نمونه‌های تحت چرخه‌های FTC نشان دادند. برای نمونه‌های درزدار چسبانده‌شده با ABA، کشش محوری در ابتدا به‌سرعت افزایش یافت و سپس در یک دوره طولانی تثبیت شد. در مقابل، برای نمونه‌های درزدار متصل‌شده با NABA، کشش محوری به‌تدریج افزایش یافت تا به یک مقدار اوج نزدیک شد و پس از آن به‌شدت کاهش یافت. تحت شرایط یکسان، از جمله تعداد چرخه‌های FTC و عرض درز یکسان، هم بیشینه کشش محوری و هم جابه‌جایی کششی متناظر برای نمونه‌های چسبانده‌شده با NABA در مقایسه با نمونه‌های متصل‌شده با ABA بیشتر بود. علاوه بر این، تحت شرایط FTC یکسان، بیشینه کشش محوری متناسب با هر افزایش در عرض درز افزایش یافت. افزون بر این، برای یک عرض درز معین، بیشینه کشش محوری با افزایش تعداد چرخه‌های FTC نیز افزایش پیدا کرد.

شکل 7. رابطه بین نیروی محوری و جابه‌جایی تحت چرخه‌های ذوب و انجماد (FTCs): (الف) ABA؛ (ب) NABA.

مقاومت درز محاسبه‌شده با استفاده از رابطه (1) و اختلاف مقاومت درز ناشی از چرخه‌های مختلف FTC به تفصیل در جدول 4 ارائه شده است. با افزایش تعداد چرخه‌های FTC، مقاومت درز نمونه‌های چسبانده‌شده با ABA در ابتدا افزایش یافت، سپس کاهش یافت و مجدداً افزایش پیدا کرد. در مقابل، مقاومت درز نمونه‌های متصل‌شده با NABA با افزایش تعداد چرخه‌های FTC ابتدا افزایش و سپس کاهش یافت. برای هر دو نوع نمونه، مقاومت درز به‌طور مداوم با افزایش عرض درز افزایش یافت.

نمونه‌های چسبانده‌شده با NABA تحت چرخه‌های FTC، مقاومت درز اولیه بسیار بالاتری را نسبت به نمونه‌های متصل‌شده با ABA نشان دادند. با این حال، مقاومت درز نمونه‌های متصل‌شده با NABA با افزایش چرخه‌های FTC، با سرعت بیشتری در مقایسه با نمونه‌های متصل‌شده با ABA کاهش یافت. با وجود این، پس از ۲۰۰ چرخه FTC، مقاومت درز نمونه‌های چسبانده‌شده با NABA همچنان بالاتر از نمونه‌های متصل‌شده با ABA باقی ماند. چرخه‌های FTC منجر به کاهش مقاومت درز در نمونه‌های چسبانده‌شده با NABA با حداکثر کاهش ۵۸.۵٪ شد، در حالی که برای نمونه‌های متصل‌شده با ABA منجر به افزایش مقاومت درز با حداکثر افزایش ۸۰.۶٪ گردید.

مقاومت درز نمونه‌های چسبانده‌شده با NABA به دلیل چرخه‌های FTC کاهش نیافت بلکه اندکی افزایش یافت. در مقابل، مقاومت درز نمونه‌های متصل‌شده با ABA هنگامی که در معرض کمتر از ۱۵۰ چرخه FTC قرار گرفتند در ابتدا افزایش یافت، اما پس از ۲۰۰ چرخه FTC به‌شدت افت کرد. اگرچه مقاومت درز نمونه‌های چسبانده‌شده با NABA پس از ۲۰۰ چرخه FTC همچنان بالاتر بود، اما از یک دیدگاه بلندمدت، نمونه‌های چسبانده‌شده با ABA ممکن است بر اساس روند تغییرات خود، طول عمر مفید (service life) بیشتری نشان دهند.

جدول 4. مقاومت درز نمونه‌های متصل‌شده تحت چرخه‌های ذوب و انجماد (FTCs).

عرض درز (mm)	چرخه‌های ذوب و انجماد Ni/Number				اختلاف مقاومت درز					واحد
	N0 = 0	N1 = 100	N2 = 150	N3 = 200	ΔN1 (N1–N0)	ΔN2 (N2–N0)	ΔN3 (N3–N0)	ΔN4 (N2–N1)	ΔN5 (N3–N2)
10 (ABA)	0.0993	0.1569	0.1206	0.1236	0.0576	0.0214	0.0244	−0.0362	0.003	kN/m
20 (ABA)	0.2088	0.2287	0.2117	0.2905	0.0199	0.0029	0.0817	−0.017	0.0788	kN/m
30 (ABA)	0.2374	0.328	0.277	0.4287	0.0906	0.0396	0.1913	−0.051	0.1517	kN/m
10 (NABA)	0.9733	1.4896	1.0715	0.4044	0.5163	0.0982	−0.5689	−0.4181	−0.6671	kN/m
20 (NABA)	1.2825	2.1205	1.8842	0.8655	0.8380	0.6017	−0.4170	−0.2363	−1.0187	kN/m
30 (NABA)	2.1185	3.4754	2.9862	1.2324	1.3570	0.8677	−0.8861	−0.4892	−1.7538	kN/m

4. بحث

نتایج تجربی نشان می‌دهد که ترشدگی و چرخه‌های FTC به‌طور قابل‌توجهی بر مقاومت درز نمونه‌های چسبانده‌شده با ABA و NABA تأثیر می‌گذارند. با تلفیق روابط (1) تا (3)، کارایی درز (seam efficiency) که در واقع نسبت بیشینه کشش نمونه‌های درزدار به نمونه‌های بدون درز (seamless specimens) است، مقدار واقعی آن را به‌طور دقیق منعکس نمی‌کند. علاوه بر این، در محاسبه کارایی درز، عرض درز در نظر گرفته نمی‌شود، در حالی که تحلیل‌های تجربی تأیید کرده‌اند که عرض درز یک عامل حیاتی و مؤثر بر مقاومت درز است.

در طول آزمون کشش درز، فصل مشترک (interface) بین چسب (adhesive) و ژئوممبران (geomembrane - GMB) در محل درزها تنش برشی (shear stress) از خود نشان می‌دهد که مقدار آن تحت تأثیر هر دو عامل عرض نمونه و عرض درز قرار دارد. در مقابل، نمونه‌های بدون درز تحت تنش کششی (tensile stress) محوری قرار می‌گیرند. در نتیجه، نسبت تنش برشی در محل درزها به تنش کششی در نمونه‌های بدون درز به عنوان یک شاخص ارزیابی برای کارایی درز مورد استفاده قرار می‌گیرد که به شرح زیر تعریف می‌شود:

η = (100 × τ_max) / σ_yie      (4)

τ_max = P / (2Bb)      (5)

σ_yie = T / (Bh)      (6)

که در آن، η کارایی درز، τ_max بیشینه تنش برشی در محل درزها، σ_yie بیشینه تنش کششی نمونه بدون درز، P بیشینه کشش نمونه‌های درزدار، T بار تسلیم (yield load) نمونه‌های بدون درز، B عرض نمونه، b عرض درز و h ضخامت نمونه‌های بدون درز است.

بیشینه تنش برشی نمونه‌های درزدار و تنش تسلیم (yield stress) نمونه‌های بدون درز به ترتیب با استفاده از روابط (5) و (6) محاسبه شدند و نتایج در جدول‌های 5 و 6 شرح داده شده است. کارایی درز مطابق با رابطه (4) تعیین شد.

جدول 5 در مقالهی اصلی آمده است.

جدول 5 در مقالهی اصلی آمده است.

جدول 6. حداکثر تنش برشی/تنش تسلیم تحت چرخه‌های مختلف انجماد-ذوب (FTCs).

عرض درز (mm)	50 FTCs	100 FTCs	200 FTCs	واحد
10 (ABA)	0.0121	0.0157	0.0124	MPa
20 (ABA)	0.0114	0.0106	0.0145	MPa
30 (ABA)	0.0109	0.0092	0.0143	MPa
10 (NABA)	0.149	0.1072	0.0404	MPa
20 (NABA)	0.106	0.0942	0.0433	MPa
30 (NABA)	0.1158	0.0995	0.0411	MPa
0 (SS)	13.914	12.9374	12.7203	MPa

یادداشت: تمامی داده‌های جدول، به‌جز تنش تسلیم نمونه‌ی بدون درز، بیانگر مقادیر تنش برشی هستند. SS نشان‌دهنده‌ی نمونه‌ی بدون درز (seamless specimen) است.

شکل 8 رابطه بین کارایی درز (seam efficiency) در عرض‌های مختلف درز (seam width) و مدت‌زمان مرطوب‌سازی (wetting time) را به ترتیب برای نمونه‌های متصل‌شده با چسب غیرآکریلیک (NABA - non-acrylic based adhesive) و چسب پایه آکریلیک (ABA - acrylic based adhesive) نشان می‌دهد. با افزایش مدت‌زمان مرطوب‌سازی، کارایی درز در نمونه‌های متصل‌شده با NABA کاهش یافت. بیشترین افت در کارایی درز در عرض درز 10 mm رخ داد که از 0.95% به 0.2% کاهش یافت. کارایی درز در عرض درز 10 mm به حداکثر مقدار خود و در 20 mm به حداقل مقدار خود رسید. پس از گذشت یک دوره مرطوب‌سازی 30 روزه (30 d)، تغییر قابل‌توجهی در کارایی درز مشاهده نشد (کارایی درز در محدوده 0.2% تا 0.15% قرار دارد) و بیشترین کارایی درز همچنان در عرض درز 10 mm رخ داد. در مقابل، کارایی درز نمونه‌های متصل‌شده با ABA با افزایش مدت‌زمان مرطوب‌سازی افزایش پیدا کرد. در ابتدا، تفاوت ناچیزی در کارایی درز میان عرض‌های مختلف درز وجود داشت (کارایی درز در محدوده 0.10% تا 0.08% بود). با این حال، پس از 30 روز مرطوب‌سازی، کارایی درز در عرض درز 10 mm بالاترین مقدار (0.2%) بود، پس از آن عرض 30 mm قرار گرفت و کمترین مقدار مربوط به عرض 20 mm بود. در نتیجه، اگرچه کارایی اولیه درز در نمونه‌های متصل‌شده با NABA بالاتر از نمونه‌های متصل‌شده با ABA بود (حداکثر مقادیر به ترتیب 0.95% و 0.10% بودند)، اما با افزایش مدت‌زمان مرطوب‌سازی به 30 روز، این مقدار به‌تدریج از کارایی درز نمونه‌های متصل‌شده با ABA کمتر شد.

شکل 8. رابطه بین کارایی درز و مدت‌زمان مرطوب‌سازی: (a) NABA؛ (b) ABA.

شکل 9 رابطه بین کارایی درز در عرض‌های مختلف درز و چرخه‌های انجماد-ذوب (FTCs - freeze-thaw cycles) را به ترتیب برای نمونه‌های متصل‌شده با NABA و ABA نشان می‌دهد. مقادیر حداکثر کارایی اولیه درز برای نمونه‌های متصل‌شده با NABA و نمونه‌های متصل‌شده با ABA به ترتیب 0.95% و 0.10% بود. همان‌طور که مشاهده می‌شود، افزایش FTCها منجر به یک افزایش و به دنبال آن کاهش در کارایی درز نمونه‌های متصل‌شده با NABA گردید. برای FTCهای کمتر از 200، بیشترین کارایی درز در عرض درز 10 mm و کمترین مقدار در 20 mm مشاهده شد. در 200 چرخه انجماد-ذوب، تغییر قابل‌توجهی در کارایی درز به ثبت نرسید. هنگامی که عرض درز 10 mm بود، کاهش کارایی درز در بیشترین میزان خود قرار داشت و از 1.07% به 0.32% کاهش یافت. برای نمونه‌های متصل‌شده با ABA، کارایی درز ابتدا با افزایش FTCها افزایش یافت، سپس کاهش یافت و متعاقباً دوباره افزایش یافت. با این وجود، کارایی درز نمونه‌ها پس از قرارگیری در معرض 200 چرخه انجماد-ذوب، برای هر سه عرض درز اندکی بالاتر از مقادیر اولیه آن‌ها باقی ماند. علیرغم کاهش تدریجی کارایی درز در نمونه‌های متصل‌شده با NABA، این مقدار پس از 200 چرخه انجماد-ذوب همچنان بالاتر از کارایی نمونه‌های متصل‌شده با ABA باقی ماند. بیشترین کارایی درز پس از 200 FTC برای نمونه‌های متصل‌شده با NABA و نمونه‌های متصل‌شده با ABA به ترتیب 0.34% و 0.11% بود.

شکل 9. رابطه بین کارایی درز و تعداد FTCها: (a) NABA؛ (b) ABA.

یافته‌ها نشان می‌دهند که پس از مرطوب‌سازی و اعمال FTCها، کارایی درز نمونه‌های متصل‌شده با NABA تأثیرپذیری اندکی از عرض درز داشته است. در حالی که کارایی درز نمونه‌های متصل‌شده با ABA بهبود نشان داد، اما زیر 1.2% باقی ماند که مقداری بسیار ناچیز است. کارایی درز محاسبه‌شده با استفاده از معادله (4) عمدتاً به تنش برشی فصل مشترک (interface shear stress) بین چسب و ژئوممبران (GMB - geomembrane) در محل درزها وابسته بود و شکست زمانی در درزها رخ می‌داد که این تنش برشی به مقدار حداکثر خود می‌رسید. افت در کارایی درز ناشی از مرطوب‌سازی و FTCها را می‌توان به تغییرات در خواص مکانیکی فصل مشترک بین چسب و ژئوممبران نسبت داد.

همان‌طور که در جدول‌های 5 و 6 مشهود است، حداکثر تنش برشی نمونه‌های درزدار به‌طور چشمگیری کمتر از تنش تسلیم (yield stress) نمونه‌های بدون درز بود. این امر الزامات مشخصات فنی مبنی بر اینکه مقدار مذکور نباید کمتر از 80% مقاومت کششی (tensile strength) نمونه‌های بدون درز باشد را برآورده نکرد. شکل 10 منحنی‌های کشش محوری (axial tension) در برابر جابه‌جایی (displacement) را برای نمونه‌های متصل‌شده با چسب و جوش‌داده‌شده (با عرض درز 30 mm) و همچنین نمونه‌ی دست‌نخورده (virgin specimen) نشان می‌دهد. نتایج حاکی از آن است که تغییر شکل تسلیم (yield deformation) در نمونه‌های متصل‌شده با NABA به‌طور قابل‌توجهی بیشتر از نمونه‌های متصل‌شده با ABA، دست‌نخورده و جوش‌داده‌شده بود که نشان‌دهنده شکل‌پذیری (ductility) بالاتر است، اما استحکام تسلیم (yield strength) نسبتاً پایینی داشت. اگرچه استحکام در نقطه شکست (break strength) نمونه‌های جوش‌داده‌شده از نمونه‌ی دست‌نخورده فراتر رفت، اما تغییر شکل در نقطه شکست (deformation at break) به‌طور محسوسی کاهش یافت. هر دو فرآیند جوشکاری (welding) و اتصال با چسب (bonding) تا حدودی به قابلیت تغییر شکل نمونه‌ی دست‌نخورده آسیب رساندند؛ با این حال، استانداردهای فعلی حفظ استحکام را بر حفظ تغییر شکل ارجح می‌دانند. بنابراین، درزهای جوش‌داده‌شده از نظر عملکرد کلی برتر از درزهای چسبانده‌شده در نظر گرفته شدند.

در نتیجه، استفاده از روش اتصال چسبی در موقعیت‌های مهندسی حساس و بحرانی توصیه نمی‌شود. برای اجزای سازه‌ای غیرضروری که اجرای جوشکاری در آن‌ها چالش‌برانگیز است اما تعمیر و تعویض به‌نسبت آسانی دارند، روش اتصال چسبی را می‌توان با احتیاط مورد استفاده قرار داد.

شکل 10. منحنی‌های کشش محوری-جابه‌جایی برای نمونه‌های چسبانده‌شده و جوش‌داده‌شده و همچنین نمونه‌ی دست‌نخورده.

5. نتیجه‌گیری

بنابراین، استفاده از روش اتصال چسبی (bonding method) در موقعیت‌های مهندسی حیاتی توصیه نشد. با این حال، برای اجزای سازه‌ای غیرضروری که اجرای جوشکاری (welding) در آن‌ها چالش‌برانگیز بوده اما تعمیر و تعویض نسبتاً ساده است، روش اتصال چسبی می‌تواند با احتیاط به کار گرفته شود.

5. نتیجه‌گیری (Conclusions)

این مقاله یک بررسی تجربی را پیرامون خواص مکانیکی (mechanical properties) درزهای ژئوممبران پلی‌اتیلن سنگین (HDPE GMB: high-density polyethylene geomembrane) متصل‌شده با چسب ارائه می‌دهد. آزمایش‌های کشش درز (seam tensile tests) تحت شرایط ترشدگی (wetting) و چرخه‌های ذوب و انجماد (FTCs: freeze-thaw cycles) انجام شدند. بر پایه داده‌های تجربی ارائه‌شده در این مقاله، نتایج زیر حاصل شده است:

1. نتایج اندازه‌گیری‌شده توسط نمونه‌های اصلاح‌شده (modified specimens) می‌تواند مقاومت واقعی درز (real seam strength) را به‌طور دقیق نشان دهد، و بازدهی درز (seam efficiency) تصریح‌شده در آیین‌نامه (specification) به‌روزرسانی شده است.
2. تحت شرایط ترشدگی، مقاومت درز نمونه‌های متصل‌شده با چسب ABA هم‌گام با افزایش مدت‌زمان ترشدگی افزایش یافت (با حداکثر افزایش 113.8%). در مقابل، در نمونه‌های متصل‌شده با چسب NABA، مقاومت درز با افزایش مدت‌زمان ترشدگی کاهش پیدا کرد (با حداکثر کاهش 93.4%). مقاومت درز در هر دو نوع نمونه با افزایش عرض درز (seam width) روندی افزایشی نشان داد. ترشدگی طولانی‌مدت سبب شد که مقاومت درز نمونه‌های چسبانده‌شده با NABA با گذشت زمان کمتر از نمونه‌های چسبانده‌شده با ABA گردد که این امر بیانگر کیفیت بالاتر درز برای نمونه‌های متصل‌شده با ABA در شرایط ترشدگی است.
3. چرخه‌های ذوب و انجماد منجر به کاهش مقاومت درز در نمونه‌های متصل‌شده با NABA با حداکثر افت 58.5% شدند، در حالی که این چرخه‌ها موجب افزایش مقاومت درز در نمونه‌های متصل‌شده با ABA با حداکثر افزایش 80.6% گردیدند. پس از 200 چرخه FTCs، مقاومت درز نمونه‌های چسبانده‌شده با NABA همچنان بالاتر از نمونه‌های چسبانده‌شده با ABA باقی ماند.
4. نمونه‌های متصل‌شده با NABA افت بازدهی درز را در اثر ترشدگی و FTCs نشان دادند، در حالی که نمونه‌های چسبانده‌شده با ABA بهبود اندکی از خود نشان دادند. با این وجود، بازدهی درز بهبودیافته زیر 1.2% باقی ماند که مقداری بسیار ناچیز است. در نتیجه، خواص مکانیکی نمونه‌های متصل‌شده با ABA نسبت به نمونه‌های متصل‌شده با NABA برتر بود.
5. عرض درز تأثیر بسیار ناچیزی بر بازدهی درز در شرایط ترشدگی و FTCs داشت. بنابراین، تا زمانی که کیفیت درز تضمین شود، می‌توان عرض درز را بر مبنای تجارب اجرایی و مهندسی (engineering practice) به‌صورت منطقی تعیین کرد.
6. با توجه به اینکه مقاومت کششی محوری (axial tensile strength) نمونه‌های چسبانده‌شده به‌طور چشمگیری کمتر از نمونه‌های بدون درز (seamless specimens) بود، استفاده از روش اتصال چسبی در موقعیت‌های مهندسی حیاتی توصیه نشد. با این حال، روش اتصال چسبی را می‌توان برای اجزای سازه‌ای غیرضروری که اجرای جوشکاری در آن‌ها با چالش همراه بوده اما تعمیر و تعویض آن‌ها نسبتاً ساده است، با احتیاط مورد استفاده قرار داد.

یافته‌های این پژوهش به درک عمیق‌تر خواص مکانیکی کششی در محل درزهای ژئوممبران HDPE حاصل از روش اتصال چسبی کمک نموده و راهنمایی‌های ارزنده‌ای را برای کاربرد ژئوممبران‌ها به‌عنوان مصالح ضد‌نشت (anti-seepage materials) در طراحی و اجرای مهندسی فراهم می‌آورد. با این وجود، این پژوهش مشخصات هیدرولیکی (hydraulic characteristics) و مقاومت در برابر کهنگی (aging resistance) ژئوممبران‌ها را در محل درزهای چسبی بررسی نکرده است؛ عواملی که ممکن است تغییراتی در مقاومت درز ایجاد کنند و متعاقباً دوام (durability) ژئوممبران‌ها را متأثر سازند. از این رو، انجام تحقیقات بیشتر در محورهای زیر پیشنهاد می‌شود:

1. بررسی این موضوع که آیا نفوذناپذیری (impermeability) درزهای متصل‌شده با چسب الزامات ایمنی بهره‌برداری مهندسی را برآورده می‌سازد یا خیر، و همچنین شناسایی عوامل اثرگذار و سازوکارهای (mechanisms) بنیادین آن.
2. شناسایی خواص فیزیکی و مکانیکی و نیز مشخصات هیدرولیکی چسب‌های تخصصی (specialized adhesives) مورد استفاده برای ژئوممبران‌ها.
3. بررسی مقاومت در برابر کهنگی ژئوممبران‌ها در محل درزها و پیش‌بینی طول عمر مفید (service life) آن‌ها با استفاده از یک مدل عددی (numerical model).