李 丹，易 楊，羅 琛，吳 迪，徐 超，吳建建

(1.同濟大學 地下建筑與工程系，上海 200092；2.桂林電子科技大學 建筑與交通工程學院，廣西 桂林 541004)

1 研究背景

土工合成材料應用廣泛，具有加筋、排水、反濾、隔離、防護等作用[1-4]，其長期變形性能對結構安全及穩(wěn)定性至關重要[5-6]。在進行蠕變特性的試驗研究時，現(xiàn)有方法大多基于相關規(guī)范(如JTG E 50—2006[7]和QB/T 2854—2007[8])中的常規(guī)拉伸蠕變試驗，所使用的材料包括土工織物[9-11]和土工格柵[12-13]等。在蠕變折減系數(shù)取值及長期蠕變性能的預測方面，張震等[14]利用時溫疊加原理將不同溫度下的蠕變試驗曲線移動形成一條光滑的主曲線來確定土工格柵HDPE 50的蠕變折減系數(shù)。向前勇等[15]研究了低荷載水平下的加速蠕變試驗，實現(xiàn)了短時間預測材料的蠕變特性。Dias等[16]分析了4種不同重量的有紡土工織物72 h蠕變變形的結果，并建立了蠕變曲線的數(shù)學模型。常規(guī)土工合成材料蠕變特性的測試是材料在受張拉狀態(tài)下的，如圖1(a)所示。隨著土工合成材料應用越廣泛，其受力也越來越復雜，出現(xiàn)了一些垂直于材料表面的受力條件，如圖1(b)所示，具有代表性的土工合成材料受頂壓力作用的工況如圖2所示。在不同受力方向和條件下，材料的蠕變特性可能有不同，相應的蠕變折減系數(shù)也不同，從而影響土工合成材料在工程上的設計與選用。

土工合成材料受到頂壓力下的頂破強度早已為學者所研究，如王亞飛等[17]通過頂破強力測定等試驗和現(xiàn)場試驗，對比了兩種土工織物的頂破強力、抗拉強度等性能，總結了基床防排水層的施工工藝。張憲雷等[18]指出防滲土工膜與墊層直接接觸時，緊密貼合在細觀相對不平整的墊層表面，若土工膜適應變形能力較差，可能會在局部產(chǎn)生較大的變形而發(fā)生損壞。姜曉楨等[19]指出在使用壩面土工膜防滲的土石壩工程中，在水壓力作用下，碎石或礫卵石墊層表面凸出的尖銳部位有可能發(fā)生土工膜的頂破。蘇有文等[20]指出用于全裝配式廢水池中的復合土工膜除了要承受廢液壓力和張拉力之外，還要滿足模塊拼縫引起的梯形撕裂、模塊錯位或地基不均勻沉降等引起的頂破方面的要求。岑威鈞等[21]發(fā)現(xiàn)土工膜的宏觀缺陷主要包括頂破、刺破、脹破等因局部拉伸變形(應變)過大引起的破損。姜曉楨等[22-23]指出土工膜在水壓力作用下會順著墊層中某些突出顆粒或顆粒間隙發(fā)生局部的變形甚至被水力頂破或被突出顆粒刺破，從而導致防滲結構功能喪失。鄭曉國等[24]指出當巖體或土體發(fā)生位移尤其碰到石塊、堅硬土塊時，土工織物極易產(chǎn)生應力集中而因受力超過其頂破強度發(fā)生斷裂破壞。以上研究達成基本共識，土工合成材料受到的頂壓力作用會嚴重影響其工作性能。

為了研究土工織物在頂壓受力狀態(tài)下的長期蠕變性能及頂壓蠕變折減系數(shù)，自主研發(fā)了土工合成材料頂壓蠕變試驗裝置。采用該裝置對Mirafi PET 1300土工織物進行了CBR圓形頂破試驗以及40%、50%和60%三種荷載水平下的2400 h圓形頂壓蠕變試驗，得到了頂壓面積應變與頂壓蠕變時間的關系。通過試驗結果計算了不同設計年限及不同頂壓面積應變下頂壓蠕變折減系數(shù)，并與常規(guī)拉伸蠕變折減系數(shù)進行比較。

2 試驗裝置

2.1 設備機械組成土工合成材料頂壓蠕變試驗裝置如圖3所示。頂壓蠕變試驗裝置主要由底座和懸掛裝置、頂壓結構與夾具裝置、控制及量測系統(tǒng)三部分組成。底座和懸掛裝置作為試驗裝置的框架，用于支撐土工合成材料頂壓荷載的施加。底座用于支撐和固定杠桿懸掛架及以上部分，兩根杠桿懸掛架分別垂直固定于底座方形尾部的兩端，通過上方的穩(wěn)固橫梁連接，并可依據(jù)試驗需要調節(jié)高度。懸掛裝置由杠桿、杠桿夾持器、壓錘和砝碼架組成，四部分重心在一條直線上，方向垂直于穩(wěn)固橫梁。杠桿支點由杠桿夾持器連接于杠桿懸掛架的下方，高度可隨杠桿懸掛架進行調節(jié)。杠桿的兩端用于懸掛壓錘及砝碼，其中有螺紋一端安裝壓錘，在施加砝碼荷載前手動調整壓錘位置以調節(jié)杠桿平衡；無螺紋一端安裝砝碼架以放置砝碼，在試驗中加入不同質量砝碼以達到試驗的荷載施加要求。試驗機的主要性能參數(shù)如表1所示。

圖3 頂壓蠕變試驗裝置

表1 試驗機的主要性能參數(shù)

夾具裝置用于夾持土工合成材料，包括上下夾蓋、支架和梅花釘。夾具裝置位于頂壓塊中央正下方位置，確保壓頭可以在杠桿下移過程中保持在土工布的中間位置，三個支架成等距離固定于夾蓋下方。夾蓋為立體環(huán)形，起到固定并繃緊土工布的作用，且貼近土工布的一面非光滑，梅花釘可以保證夾具將試驗材料夾持得更緊，增大與土工合成材料間的摩擦作用防止材料滑脫。

頂壓結構通過鉸與杠桿相連，從上至下依次為連接桿、位移傳感器、壓力傳感器和頂壓塊，見圖4。當杠桿的砝碼端施加荷載時，連接桿及其連接的頂壓塊下降，豎直向下的頂壓力作用于夾具裝置所夾持的土工合成材料，如圖5所示。

圖4 頂壓結構與夾具裝置

圖5 頂壓力示意圖

2.2 加載機構力學分析為驗證在砝碼荷載保持不變的情況下，加載機構對土工合成材料施加頂壓力大小隨時間變化的穩(wěn)定性，對杠桿進行受力分析。

杠桿的平衡位置及偏轉角度θ的位置如圖6所示。A點為杠桿支點，B點為杠桿與下方頂壓結構的連接鉸，C點為砝碼加載端，D點為壓錘重心。當杠桿處于平衡位置CD時，在支點A左側，C處無砝碼加載，頂壓結構連接于杠桿B點且對下方土工合成材料不產(chǎn)生力的作用；在支點A右側，壓錘及AD段杠桿的自重可平衡杠桿。設平衡時杠桿AC段的自重為G1，其重心到A點的距離為L1，到C點的距離為L3；AD段的自重為G2，其重心到A點的距離為L2。根據(jù)杠桿平衡原理，可得式(1)：

圖6 杠桿的平衡位置及偏轉角度θ位置

G1L1=G2L2

(1)

C′D′為杠桿被施加砝碼荷載后由平衡位置逆時針偏轉角θ所處位置，可得式(2)，其中G為施加的砝碼荷載，F(xiàn)為土工合成材料受壓后反作用于頂壓塊進而傳遞給杠桿的力；鉸AB的距離為L4。由式(1)和式(2)得式(3)，可知G、L1、L3、L4大小不變，故F的大小不變，且與杠桿旋轉角度θ無關。

G1L1cosθ+G(L1+L3)cosθ=G2L2cosθ+FL4cosθ

(2)

G(L1+L3)=FL4

(3)

通過力學分析可知，在相同砝碼荷載下，即使頂壓力下土工合成材料產(chǎn)生蠕變，杠桿轉動，土工合成材料受到的頂壓力大小不變。

2.3控制及量測系統(tǒng)控制及量測系統(tǒng)由位移傳感器、電磁固定儀、傳感器轉接站、數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)組成。其中數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)由應變儀、主控模塊、傳感器(力、位移)和信號采集軟件分析平臺組成。位移傳感器由吸著于夾具裝置的電磁固定儀進行固定，采用精密齒條齒輪機構制成，量程為50 mm，可采集及分析0.01 mm的微小相對值數(shù)據(jù)。信號采集軟件分析平臺的系統(tǒng)圖如圖7所示。

圖7 信號采集軟件分析平臺的系統(tǒng)圖

2.4 試驗裝置的特征與優(yōu)點與常規(guī)拉伸蠕變試驗機相比，頂壓蠕變試驗裝置具有以下特征與優(yōu)點：

(1)可以進行不同頂壓形狀構件的頂壓蠕變試驗并保持頂壓力恒定，與常規(guī)拉伸試驗相比更接近工程結構中土工合成材料的實際頂壓受力狀態(tài)；

(2)頂壓蠕變試驗中頂壓力的施加采用砝碼加載，與電機或液壓加載相比具有更高的穩(wěn)定性；

(3)以各類傳感器為橋梁連接計算機數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)與主體結構，測試結果詳細顯示于電腦工作端，由少量人即可完成試驗而無需現(xiàn)場看守或記錄數(shù)據(jù)，可提高試驗效率。

3 試驗方案及步驟

3.1 試驗材料及方案試驗材料采用Mirafi PET 1300土工織物。其短期抗拉強度為50 kN/m，斷裂伸長率為12%，單位面積質量為420 g/m2。

試驗材料的制備及夾持示意圖如圖8所示。將試驗材料剪裁為直徑大于300 mm的圓形形狀以及剪裁出對應于夾具螺絲孔位的孔洞，并將其夾持于內(nèi)徑250 mm及外徑300 mm的夾具中。先進行頂破試驗，試驗方法參考《土工合成材料靜態(tài)頂破試驗(CBR法)》(GB/T 14800—2010)[25]。再參考《塑料土工格柵蠕變試驗和評價方法》(QB/T 2854—2007)[8]，分別進行40%、50%和60%三種荷載水平下的2400 h頂壓蠕變試驗。試驗方案如表2所示。

表2 試驗方案

圖8 試驗材料制備及夾持示意圖

3.2 試驗步驟頂破試驗步驟如下：(1)采用同批出廠的土工織物，按照2.1準備試驗材料，并靜置24 h留以待用。用砂紙作夾具內(nèi)側防滑處理，將其中一個試樣夾入環(huán)形夾具內(nèi)；(2)將杠桿調至平衡，使頂壓塊與試樣接觸但不受力的作用。用線路連接好傳感器與控制及量測系統(tǒng)；(3)將信號采集軟件分析平臺設定自動平衡，并設定定時采樣頻率(1 s-1)，在砝碼架上逐級加載的同時記錄頂壓強力與頂破位移數(shù)據(jù)以及最終的頂破強力數(shù)據(jù)；(4)共進行5組頂破試驗，每組進行5個試樣的頂破試驗，取每組中最大的頂破強力值作為該組的頂破強力值。

頂壓蠕變試驗步驟如下：(1)對試驗裝置進行調零與平衡，設置定時采樣(1 s-1)及試采樣；(2)分別人工放入砝碼以達到40%、50%和60%三種荷載水平要求，即分別保持頂壓力為頂破強力值的40%、50%和60%不變，且加載終止時間為2400 h。每種荷載水平再分別進行兩組平行試驗。(3)試驗過程中，頂壓力和頂壓位移隨時間的變化數(shù)據(jù)分別由壓力傳感器和位移傳感器測得，并顯示于數(shù)據(jù)采集站。

4 試驗結果分析

運用該試驗裝置進行了圓形頂壓塊作用下的頂破試驗及2400 h頂壓蠕變試驗，通過對試驗結果進行比較分析以驗證試驗機的功能和可靠性。

4.1 頂破試驗結果及分析Mirafi PET 1300土工織物的5組頂破試驗的頂破強力值和頂破位移及對應的平均值如表3所示。各組頂破強力平均值為3770 N，其95%置信上限值為3873.8 N，95%置信下限值為3666.2 N。各組頂破位移平均值為31.38 mm。

表3 土工織物頂破試驗結果

4.2 頂壓蠕變試驗的驗證常規(guī)拉伸蠕變試驗是在恒定的拉伸負荷下進行的，同樣，頂壓蠕變試驗也應在恒定的頂壓負荷下進行。為驗證本文試驗裝置施加的頂壓力是恒定且精準的，將頂壓力的理論值與試驗值在整個試驗周期階段進行對比。

頂壓蠕變試驗中頂壓塊對試驗材料施加的頂壓力應為頂破強力值的40%、50%和60%[8]，由3.1節(jié)可得頂破強力為3770 N，因此頂壓力理論值應為1508、1885和2262 N。頂壓蠕變試驗進行時，實際的頂壓力值可由頂壓塊上方的力傳感器測出，將其定義為試驗值。第1組頂壓蠕變試驗不同頂壓力下隨蠕變時間的增加土工織物所受頂壓力P的理論值與試驗值對比如圖9所示?？梢钥闯觯S蠕變時間的增加頂壓力變化不大，并且頂壓力的試驗值與理論值十分相近，說明采用該試驗裝置進行頂壓蠕變試驗具有良好的精準性、穩(wěn)定性和可靠性。

圖9 頂壓蠕變試驗中頂壓力P的試驗值與理論值對比

4.3 頂壓蠕變試驗結果及分析頂壓蠕變試驗結果的處理參考《塑料土工格柵蠕變試驗和評價方法》(QB/T 2854—2007)[8]及嚴秋榮等[26]對土工格柵常規(guī)蠕變試驗結果的處理方法。對于常規(guī)拉伸蠕變試驗，試驗材料受力方向單一，“應變”即指拉伸力作用時沿試驗材料長度方向的相對變形量。土工合成材料在頂破試驗中，材料受力面受到了極大的破壞，且對于頂壓蠕變試驗，土工織物受到垂直頂壓塊向下的力作用，頂壓塊帶動土工織物向下位移的同時，土工織物的整體面積逐漸改變，在數(shù)據(jù)處理中考慮土工織物面積計算是更嚴謹?shù)倪x擇。因此以頂壓力作用下土工合成材料面積的相對變形量作為應變，定義為“頂壓面積應變”；對應的土工織物頂破時的面積應變定義為“頂破面積應變”。

第1組頂壓蠕變試驗中不同荷載水平下頂壓面積應變隨蠕變時間的變化曲線及對應的對數(shù)函數(shù)回歸方程如圖10所示?？梢钥闯?，在40%、50%和60%三種荷載水平下，頂壓面積應變隨蠕變時間的增加呈對數(shù)函數(shù)增長，這與土工合成材料常規(guī)拉伸蠕變的試驗結果[10，13]展現(xiàn)出相近的趨勢。這說明通過頂壓面積應變來表征頂壓過程土工合成材料的變形是合理的，是材料在頂壓受力下的應變變現(xiàn)，且具有黏彈性變形特征。在蠕變時間<100 h時，頂壓面積應變隨著蠕變時間的延長變化明顯，當加載超過100 h后，頂壓面積應變隨時間的增加逐漸趨于平緩，增幅不斷減小，最終達到一個穩(wěn)定的應變值。在更高的荷載水平下，土工織物頂壓面積應變更大。由于3組試驗相互平行，另外兩組的試驗結果與第1組相近，這里不再贅述。

依據(jù)常規(guī)蠕變試驗標準，由試驗得到塑料土工格柵在不同荷載水平下到達失效應變的時間，且以10%應變作為失效應變[8]。在本文中由頂破試驗得到土工織物頂破面積應變?yōu)?.6%，因此，在頂壓蠕變試驗中取頂破面積應變4.6%作為Mirafi PET 1300土工織物的失效應變。如圖10所示，在頂壓蠕變試驗時間2400 h內(nèi)，土工織物在3種荷載水平下均未達到4.6%頂壓失效應變，以回歸曲線外推，得到其達到頂壓失效應變的時間t4.6%，并繪制土工合成材料荷載水平P/Tav與達到失效應變時間的對數(shù)值關系曲線圖[8]。荷載水平P/Tav與達到頂壓失效應變時間t4.6%的對數(shù)值關系曲線及線性回歸方程如圖11所示，可以看出荷載水平P/Tav的對數(shù)值隨時間t4.6%對數(shù)值的增長而減小。3組試驗中荷載水平與時間t4.6%的線性回歸方程及決定系數(shù)R2如表4所示，可以看到?jīng)Q定系數(shù)R2的范圍是0.8977～0.9629，說明回歸效果良好。

表4 3組試驗荷載水平P/Tav—達到頂壓失效應變的時間t4.6%的擬合方程及R2

圖11 第1組土工織物荷載水平P/Tav-達到4.6%頂壓失效應變的時間t4.6%對數(shù)值關系曲線

由表4中的關系式可以線性外推至土工織物在設計年限中達到t4.6%時對應的設定荷載水平(P/Tav)4.6%。當設計年限為120 a時，即t4.6%=1.05×106h，將lg(t4.6%)=6.02 h代入表6的擬合方程中，則3組試驗的(P/Tav)4.6%分別為82.81%、71.81%和63.71%。頂壓蠕變試驗在設計年限中達到頂壓失效應變時對應的設定荷載比值(P/Tav)4.6%本身無量綱，%表示荷載水平的比值。根據(jù)(P/Tav)4.6%計算頂壓蠕變折減系數(shù)RFpr，如式(4)所示。本方法是基于2個對數(shù)單位的外推，沒有高溫條件下的數(shù)據(jù)。因此，在估算長期設計強度時應采用RFex=2.0的外推因子[8]。將3組試驗的(P/Tav)4.6%分別代入式(4)，求得在120 a設計年限下3組試驗土工織物的頂壓蠕變折減系數(shù)RFpr分別為2.42、2.79和 3.14。

式(5)用來確定在整個設計年限中達到頂壓失效應變的荷載的95%置信下限值[8]。根據(jù)頂破試驗結果，將頂破強力值的95%置信下限值為T95%=3666.2 N及(P/Tav)4.6%代入式(5)，求得在試驗要求溫度20℃下，設計年限為120 a時3組試驗土工織物的長期允許頂破強力的下限值分別為P1=3035.87 N、P2=2632.79 N、P3=2335.60 N。

(4)

式中：RFpr為頂壓蠕變折減系數(shù)；RFex為考慮外推的折減系數(shù)，本試驗中取2.0；(P/Tav)4.6%為頂壓蠕變試驗在設計年限中達到頂壓失效應變時對應的設定荷載水平，%。

(5)

式中：Pall為容許頂壓強力(在設計年限中達到失效應變的荷載的95%置信下限值)，N；T95%為頂破強力的95%置信下限值，N。

4.4 頂壓蠕變折減系數(shù)基于頂壓蠕變試驗，可以通過4.3節(jié)中的方法求得不同設計年限和頂壓面積應變下Mirafi PET土工織物的頂壓蠕變折減系數(shù)。表5展示了不同設計年限、頂壓面積應變及蠕變方式下的蠕變折減系數(shù)?？梢钥闯鲈诓煌O計年限以及不同頂壓面積應變下，頂壓蠕變折減系數(shù)均大于常規(guī)拉伸蠕變折減系數(shù)。

表5 不同設計年限、頂壓面積應變及蠕變方式下的蠕變折減系數(shù)

為量化頂壓蠕變折減系數(shù)相對于常規(guī)拉伸蠕變折減系數(shù)的增長，引入頂壓蠕變折減系數(shù)相對于常規(guī)拉伸蠕變折減系數(shù)的增長幅度γ，計算式如式(6)所示。

(6)

式中：γ為頂壓蠕變折減系數(shù)相對于常規(guī)拉伸蠕變折減系數(shù)的增長幅度，%；RFpr為頂壓蠕變折減系數(shù)；RFcr為常規(guī)拉伸蠕變折減系數(shù)。

不同設計年限及頂壓面積應變下頂壓蠕變折減系數(shù)的增長幅度γ范圍在65.340%～148.496%，如表6所示。最大增長幅度γmax=148.496%出現(xiàn)在第3組試驗中設計年限為5 a(4.38×104h)且頂壓面積應變?yōu)?%時，最小增長幅度γmin=65.340%出現(xiàn)在第3組試驗中設計年限為120 a(1.05×106h)且頂壓面積應變?yōu)?0%時。說明頂壓蠕變折減系數(shù)相對于常規(guī)拉伸蠕變折減系數(shù)的增長量較大。

表6 不同設計年限及頂壓面積應變下頂壓蠕變相對于常規(guī)拉伸蠕變折減系數(shù)的增長幅度γ 單位：%

圖12展示了頂壓面積應變?yōu)?.6%時蠕變折減系數(shù)隨設計年限的變化曲線。即頂壓失效應變下，隨設計年限的增加，頂壓蠕變折減系數(shù)變化不大，而常規(guī)拉伸蠕變折減系數(shù)隨設計年限的增加稍有增長。在各設計年限下頂壓蠕變折減系數(shù)均大于常規(guī)拉伸蠕變折減系數(shù)。當設計年限分別為5 a(4.38×104h)、10 a(8.76×104h)、60 a(5.26×105h)和120 a(1.05×106h)時，土工織物的頂壓及常規(guī)拉伸蠕變折減系數(shù)隨應變的變化曲線如圖13所示。在不同設計年限下，隨頂壓面積應變的增加，各組試驗的頂壓蠕變折減系數(shù)保持平穩(wěn)。在各設計年限下頂壓蠕變折減系數(shù)均大于常規(guī)拉伸蠕變折減系數(shù)。

圖12 頂壓面積應變?yōu)?.6%時蠕變折減系數(shù)-設計年限曲線

圖13 在不同設計年限下頂壓及常規(guī)拉伸蠕變折減系數(shù)-應變曲線

為了在給定的設計年限及頂壓面積應變下預測頂壓蠕變折減系數(shù)，根據(jù)頂壓蠕變試驗結果引入了頂壓蠕變折減系數(shù)y、頂壓面積應變x與設計年限z三者關系的擬合方程，如式(7)所示。3組試驗擬合系數(shù)a、b和c的取值及擬合方程的決定系數(shù)R2列于表9中。決定系數(shù)R2的范圍在0.883～0.892，說明擬合效果良好。其中由頂壓蠕變位移s推導得到關于頂壓面積應變x的表達式，用百分比表示。如式(8)所示。頂壓塊下降的位移值，即頂壓蠕變位移。

y=(az+b)xc

(7)

式中：y為頂壓蠕變折減系數(shù)，無量綱；x為頂壓面積應變，%；z為設計年限，a；a、b和c為擬合系數(shù)，無量綱。

(8)

式中：x為頂壓面積應變，%；s為頂壓蠕變位移，mm。

從表7中可以看出，擬合系數(shù)a的取值均小于10-4，說明設計年限z的大小對頂壓蠕變折減系數(shù)的計算值影響較小。另外，圖14也證明了頂壓蠕變折減系數(shù)隨設計年限的增加變化不大。因此，為簡化計算，建議在計算頂壓蠕變折減系數(shù)忽略設計年限z的影響而僅根據(jù)頂壓面積應變x求得，如式(9)所示。3組試驗頂壓蠕變折減系數(shù)的具體預測方程列于表8中。式(9)是由3組試驗頂壓蠕變折減系數(shù)的擬合方程得到的。在常規(guī)拉伸蠕變折減系數(shù)的計算中，也同樣用到了線性擬合的方法獲取土工合成材料達到失效應變時的荷載水平，并以此計算蠕變折減系數(shù)[14]。頂壓蠕變和拉伸蠕變通過類似方法得到類似的結果，說明了兩種蠕變形式在不同受力上表現(xiàn)出了相似的規(guī)律。

表7 3組試驗頂壓蠕變折減系數(shù)的擬合方程及R2

表8 3組試驗頂壓蠕變折減系數(shù)的預測方程

圖14 技術方案流程

y=bxc

(9)

由頂壓蠕變試驗得到的土工織物頂壓蠕變折減系數(shù)大于常規(guī)拉伸蠕變折減系數(shù)。根據(jù)蠕變折減系數(shù)的定義式(10)[27]，Mirafi PET 1300土工織物的蠕變折減系數(shù)出廠值相較于頂壓蠕變試驗值很可能高估了其長期拉伸強度T1，易造成工程的安全隱患。因此，為提升工程結構的安全性和耐久性，在進行主要受頂壓作用的土工合成材料強度設計時建議考慮采用頂壓蠕變折減系數(shù)。

(10)

式中：T為抗拉強度，kN/m；T1為長期拉伸強度，kN/m。

4.5 頂壓蠕變試驗技術方案總結通過頂壓蠕變試驗獲得土工合成材料頂壓蠕變特性及折減系數(shù)的步驟如下：

(1)進行土工合成材料頂破試驗，獲取頂破強力值及其頂破位移，計算40%、50%和60%荷載水平，以此作為頂壓蠕變試驗的頂壓力；

(2)進行土工合成材料頂壓蠕變試驗，試驗結果由控制及量測系統(tǒng)獲?。?/p>

(3)由試驗結果得到不同荷載水平下頂壓面積應變隨蠕變時間的變化趨勢及擬合曲線；

(4)以回歸曲線外推至土工合成材料達到頂壓失效應變的時間，將其轉化為對數(shù)值后，與荷載水平形成擬合方程。當設計年限確定時，可將設計年限代入擬合方程獲得相應荷載水平；

(5)依據(jù)規(guī)范給出的蠕變折減系數(shù)公式計算出土工合成材料的頂壓蠕變折減系數(shù)，引入增長幅度γ，與其常規(guī)折減系數(shù)對比；

(6)引入頂壓蠕變折減系數(shù)y、頂壓面積應變x與設計年限z三者關系的擬合方程。

技術方案流程如圖14所示。

5 結論

自主研發(fā)了土工合成材料頂壓蠕變試驗裝置，對Mirafi PET 1300土工織物進行了頂壓蠕變試驗。得到如下主要結論：

(1)相比于常規(guī)拉伸蠕變折減系數(shù)，土工織物的頂壓蠕變折減系數(shù)更大，大約65.340%～148.496%，為保證工程結構的安全，建議在設計受頂壓作用的筋材時，考慮采用頂壓蠕變折減系數(shù)；

(2)在40%、50%和60%三種荷載水平下，土工織物頂壓面積應變隨蠕變時間呈對數(shù)函數(shù)增長，在100 h前，頂壓面積應變隨蠕變時間增長較快，而后增長較緩慢最后趨于平穩(wěn)，頂壓面積應變隨荷載水平的升高而增大，這種在頂壓受力下表現(xiàn)出的變形特征與常規(guī)拉伸蠕變的試驗結果相近；

(3)在頂壓面積應變?yōu)?.6%時，即失效應變下，隨設計年限的增加，土工織物頂壓蠕變折減系數(shù)變化不大，在同一設計年限下，隨頂壓面積應變的增加，頂壓蠕變折減系數(shù)保持平穩(wěn)；

(4)參考拉伸蠕變折減系數(shù)計算，以線性擬合方法為基礎，通過不同設計年限下頂壓及常規(guī)拉伸蠕變折減系數(shù)與應變關系曲線得到了以頂壓面積應變x預測土工織物頂壓蠕變折減系數(shù)y的方程：y=bxc，以預測頂壓蠕變折減系數(shù)，更便于工程使用；

(5)本研究成果為受頂壓力作用下土工織物的設計提供了參考，有待開展更多類型土工合成材料的頂壓蠕變試驗，以保障各類型加筋土結構的耐久性和安全性。