填石路堤强夯加固施工参数及路基动应力响应规律研究

张健，刘俊

填石路堤强夯加固施工参数及路基动应力响应规律研究

张健，刘俊

(中铁城市发展投资集团有限公司新疆分公司，新疆 乌鲁木齐 830001)

贵州西部山区的高速公路常采用高填石路堤，强夯法是控制高填石路堤填筑质量的有效方法之一。为确定填石路堤的强夯加固施工技术参数、探讨强夯冲击能量作用下填石路堤内部动应力响应规律，通过现场试验和FLAC3D数值模拟进行研究。采用动土压力盒、位移观测元件，测试强夯冲击能量作用下的动应力以及夯坑沉降量、夯锤周边地表变形等数据，并将现场测试结果与数值模拟结果进行对比分析。研究结果表明：在夯击能量3 000 kN·m下，强夯加固单点夯击次数为12击、夯点间距为4.5 m；强夯作用下填石路堤内部动应力峰值随深度呈指数形式衰减，并且根据动应力峰值的随深度衰减曲线，获得了夯击能量3 000 kN·m下填石路堤强夯有效加固深度为5.0 m。研究结果可为类似工程确定强夯加固施工参数及有效加固深度提供指导。

填石路堤；强夯；施工参数；动应力响应

强夯法具有加固效果显著，工艺简单，施工迅速和造价低廉等优点，在路基填筑工程中得到广泛应用。目前，国内外研究成果主要集中在细颗粒土和饱和软土复合地基方面，对山区大粒径填料填石路堤的强夯加固技术研究较少。法国工程师Menard[1]1972年在英国工程师协会上首次提出了强夯法，此后强夯法在世界范围内得到了广泛的应用。牛志荣等[2]对山西化肥厂强夯后土体的动力响应进行现场试验，得出了应力场、位移场及其它们的变化过程，在此基础上建立了可靠的强夯加固深度计算分析方法和动力压密规律的途径。张峰[3]针对碎石土进行了强夯法加固的室内模型试验，得出强夯法加固碎石土的土体变形及强夯过程中应力应变的规律，并在此基础上讨论了最佳夯击能的概念。左名麟[4]通过现场试验，确定饱和软黏土强夯有效加固范围和夯击次数，并从波动理论的角度解释了强夯法的加固机理，认为强夯过程中土体中存在面波和体波2种形式的波，体波在强夯中起加固作用，面波仅限于在地基表面传播，在强夯过程中面波不但不产生加密作用，反而使地基表面松动，是一种有害波。Gambin等[5-6]通过现场试验，研究了均布动力荷载作用下，半无限空间弹性体中应力应变变化规律，定量测定了土体中P波，S波以及R波的能量占比，分别为7%，26%和67%。而近年来，利用数值模拟分析对强夯法进行研究，无论在深度还是广度上都有了很大的进展和突破。王桂尧等[7]利用大变形理论，对红砂岩路基强夯加固过程进行模拟，研究了强夯作用下红砂岩路基应力应变变化规律，为红砂岩路基强夯加固设计提供参考。宋修广等[8]考虑动接触应力以及地基土惯性力，编写了三维数值迭代计算有限元模拟程序，得到了强夯过程中土体动应力响应的一般规律。胡涛等[9]以娄新高速公路岩溶塌陷地基强夯加固工程为背景,对强夯法的主要参数设计、强夯试验和强夯加固岩溶地基效果进行分析，分别采用2 000 kN·m和 4 000 kN·m夯击能进行强夯试验,并对夯坑的每击夯沉量、总夯沉量及夯坑周围地面隆起变形量和影响范围进行监测。蒋鹏等[10]认为由于夯击瞬间出现了较大的夯坑，土体位移较大，故在模拟强夯时应将其作为大变形问题考虑分析。此外，在强夯施工中，加固范围的估算是强夯技术理论中十分重要又尚未得到解决的问题之一。Menard等[11-15]提出了基于不同工程背景的强夯有效加固深度计算公式，但这些成果都没有涉及到大粒径填石路堤的强夯加固。填石路堤强夯加固技术主要体现在强夯加固效果评价研究和强夯技术参数确定2方面上，本文依托贵州西部山区某高速公路高填石路堤强夯加固工程。填石路堤填料来源于隧道及路堑爆破开挖块石弃方，块石粒径大多介于20~70 cm，最大粒径达到1 m。采用强夯法控制填石路堤的填筑质量时，强夯加固施工参数及有效加固深度的确定是首要解决的问题。通过开展现场试验和数值模拟试验，确定填石路堤的强夯加固施工参数，并基于动应力响应规律评价填石路堤的强夯加固效果。

1 试验设计

1.1 现场试验设计

为获得填石路堤强夯加固施工参数及填石路堤动应力响应规律，在现场开展填石路堤强夯单点夯击试验。单点夯击试验强夯能量3 000 kN·m，共选取了3个试验点。单点夯击时每夯击一次后计算各击的沉降量，并以相邻两次夯击的沉降量均值小于5 cm作为停夯标准。

在开展强夯单点夯击试验同时，通过在夯锤外侧边缘布置地表变形观测点，利用水准仪记录每次夯击后各观测点的变形值，分析强夯加固的水平影响范围。地表变形观测点在夯锤两侧从距离夯锤边缘0.5 m处开始布设，间隔0.5 m在夯锤两侧各布置11个观测点。强夯单点夯击试验中表面变形观测点布置如图1所示。

图1 地表变形观测点

同样在开展强夯单点夯击试验时，在夯锤下方1.0 m处埋设第1个动土压力盒，然后间隔0.5 m共埋设10个应变式动土压力盒，最大埋设深度6.0 m，如图2所示。强夯夯击时，利用动态应变仪记录强夯每一击的动应力响应过程。

单位：m

1.2 有限元模型建立

利用 FLAC3D软件建立如图3所示填石路堤强夯加固有限元模型，模型尺寸为12 m×12 m×15 m，夯锤直径2.5 m，高度0.5 m。夯锤采用线弹性本构模型，路基土体采用摩尔-库仑弹塑性本构模型。路基侧面在法线方向设置约束，路基底部则在 X，和3个方向设置约束，材料参数如表1所示。

强夯过程中的冲击荷载是一个非常复杂的过程，进行数值模拟时，必须对所施加的荷载进行简化。通过现场试验(东华DH5973数据采集仪)得到夯击过程中，夯击时夯锤正下方土体典型应力-时间曲线如图4所示，横轴表示时间，纵轴表示某一应力下的微应变值。

图3 填石路堤强夯加固有限元模型

表1 夯锤及土体参数取值

图4 某一典型夯击应力-时间曲线

根据图4，本文采用一个对称的三角形单峰时程荷载来模拟强夯加固过程中夯锤与土体的相互作用，并考虑夯锤自重，如图5所示。当冲击荷载的作用时间大于t时，荷载的大小将保持夯锤锤底接触应力不变。

图5 强夯冲击荷载简化

夯锤与土体作用时间极短，故在求解锤底冲击力时，可不考虑黏滞力的影响。那么，有如下数学关系：

夯锤接触地面瞬间的冲量为：

由动量定理：

施加的最大冲击力值：

考虑能量耗散系数，故施加的最大冲击应力峰值为：

式中：为夯锤自重；为夯锤质量；为夯锤落距；为能量耗散系数；为重力加速度；为夯锤直径。

利用FLAC3D进行强夯加固模拟计算时，需要综合考虑以下几方面的因素：1) 计算时间必须大于锤-土作用时间；2) 运行到计算时间结束时，冲击荷载必须已经传到了静态边界上；3) 计算时间必须大于锤-土作用后土体回弹和应力释放所需要的时间。通过多次试算，发现当计算时间为0.3时比较符合以上3点要求，运算结束时，锤-土作用已经完成，同时还兼顾了计算效率。

2 试验结果及分析

图6是不同夯击次数下夯锤下方土体竖向位移云图，图7是夯击累积沉降量随夯击次数变化曲线的现场实测结果与数值模拟结果的对比，图8是相邻2次夯击沉降量均值变化曲线的现场实测结果与数值模拟结果的对比。

(a) 第1击；(b) 第2击；(c) 第11击；(d) 第12击

分析图6~8可知：夯锤下土体竖向位移随着夯击次数的增加而增加，开始几击的夯沉量比较大，随着夯击次数增加，单击夯沉量逐渐减小，累积沉降量趋于平缓；数值模拟和现场实测的夯锤累积沉降量曲线趋势一致，各击数下沉降量大致吻合，说明数值模拟与工程实际是相符的；强夯施工中存在最佳夯击次数，达到最佳夯击次数后，若继续强夯，不仅不会对土体起加固作用，反而会降低土体强度，对于本工程填石路堤采用3 000 kN·m强夯加固，数值模拟和现场实测数据均在11~12击达到了相邻2击沉降差均值小于5 cm的规范规定，满足收夯条件，因此本工程最佳夯击次数为12击。

图7 夯击累积沉降量随夯击次数的变化曲线

图9是不同夯击次数下夯锤周边土体水平位移云图，图10是夯锤周边地表水平位移随距夯锤中心距离变化曲线的现场实测结果与数值模拟结果的对比，分析图9~10可知，夯锤两侧地表观测点位移量随距夯锤中心距离的增大而急剧减小。强夯后，夯锤两侧地表位移量在距夯锤边缘0.5 m处达到最大值100 mm左右，并随距离的增大急剧减小，在距夯锤边缘1.5 m处衰减至10 mm左右，仅占夯锤边缘0.5 m处位移量的10%，根据强夯加固后夯锤边缘地表观测点的位移量变化规律，可以获得超粒径填石路堤3 000 kN·m能级下强夯加固的水平有效影响半径为2.25 m，即夯点间距为4.50 m。

图8 相邻2击沉降量均值的变化曲线

(a) 第1击；(b) 第2击；(c) 第11击；(d) 第12击

图10 夯锤周边地表水平位移随距夯锤中心距离的变化曲线

图11为夯击能级3 000 kN·m下夯击第12击过程中各深度处动土压力盒记录的动应力峰值随深度的变化曲线。

图11 动应力峰值随深度衰减曲线

分析图11可知，夯锤下方动应力峰值随深度的呈指数形式衰减，随着深度的增大，强夯动应力从夯锤下方1.0 m处的320 kPa迅速衰减至夯锤下方6.0 m处的1 kPa。表明振动冲击波对夯锤下方土体的压密作用随深度的增加逐渐减弱，若以10 kPa为界，从图11可以看出，在夯击能3 000 kN·m作用时，其竖向有效加固深度为5.0 m。

3 结论

1) 在强夯能级3 000 kN·m下，强夯单点夯击次数为12击、夯点间距取4.5 m。

2) 强夯冲击应力在夯锤下方路堤填料中衰减速度较快，表明强夯加固作用的影响深度有限，在强夯能级3 000 kN·m，填石路堤的强夯有效加固深度仅为5.0 m。

[1] Menard L. The dynamic consolidation of recently placed and compressible soils[J]. Application to Maritime Works, Travaux, 1972: 452.

[2] 牛志荣, 路国运. 土体受冲击时Rayleigh波作用机制探讨[J]. 岩土力学, 2009, 30(6): 1583-1589. NIU Zhirong, LU Guoyun. Discussion on mechanism and effect of Rayleigh wave on soil subjected to impact loading[J]. Rock and Soil Mechanics, 2009, 30(6): 1583- 1589.

[3] 张峰. 碎石土的强夯模型试验研究[J]. 建筑科学, 1992, 8(3): 25-28, 58. ZHANG Feng. A study on model tests of gravel by dynamic compaction[J]. Building Science, 1992, 8(3): 25-28, 58.

[4] 左名麒. 震动波与强夯法机理[J]. 岩土工程学报, 1986, 8(3): 55-62. ZUO Mingqi. Mechanism of vibration wave and dynamic compaction[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 1986, 8(3): 55-62.

[5] Gambin M P. Menard dynamic consolidation method at Nice airport[J]. International Journal of Rock Mechanics and Mining Sciences & Geomechanics Abstracts, 1985, 22(4): 135.

[6] Miller G F, Pursey H. The field and radiation impedance of mechanical radiators on the free surface of a semi-infinite isotropic solid[J]. Proceedings of the Royal Society of London Series A Mathematical and Physical Sciences, 1954, 223(1155): 521-541.

[7] 王桂尧, 胡振南, 匡希龙. 红砂岩路基强夯处理大变形数值模拟方法与效果分析[J]. 岩土力学, 2008, 29(9): 2451-2456. WANG Guiyao, HU Zhennan, KUANG Xilong. Large- strain numerical simulation and experimental result reseach about improving red-sandstone embankment by dynamic compaction[J]. Rock and Soil Mechanics, 2008, 29(9): 2451-2456.

[8] 宋修广, 李英勇, 韩军. 强夯法加固地基的多重耦合分析[J]. 岩土力学, 2003, 24(3): 471-474. SONG Xiuguang, LI Yingyong, HAN Jun. Multi- coupling analysis of dynamic consolidation method for reinforcing foundations[J]. Rock and Soil Mechanics, 2003, 24(3): 471-474.

[9] 胡涛, 魏婷, 张超, 等. 强夯法处理娄新高速公路岩溶塌陷地基的现场试验研究[J]. 铁道科学与工程学报, 2014, 11(5): 118-124. HU Tao, WEI Ting, ZHANG Chao, et al. Experimental study on dynamic compaction method applied in Karst collapse foundation of Lou-Xin expressway[J]. Journal of Railway Science and Engineering, 2014, 11(5): 118-124.

[10] 蒋鹏, 李荣强, 孔德坊. 强夯大变形冲击碰撞数值分析[J]. 岩土工程学报, 2000, 22(2): 222-226. JIANG Peng, LI Rongqiang, KONG Defang. Numerical analysis of large deformation impact and collision properties during dynamic compaction[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2000, 22(2): 222- 226.

[11] Ménard L, Broise Y. Theoretical and practical aspect of dynamic consolidation[J]. Géotechnique, 1975, 25(1): 3- 18.

[12] 刘海冲. 关于强夯加固地基影响深度的研究[J]. 勘察科学技术, 1993(3): 19-22. LIU Haichong. A study of the influencing depth of dynamic consolidation for foundation strengthening[J]. Site Investigation Science and Technology, 1993(3): 19- 22.

[13] 费香泽, 王钊, 周正兵. 强夯加固深度的试验研究[J]. 四川大学学报(工程科学版), 2002, 34(4): 56-59. FEI Xiangze, WANG Zhao, ZHOU Zhengbing. Model test of improvement depth of dynamic compaction[J]. Journal of Sichuan University (Engineering Science Edition), 2002, 34(4): 56-59.

[14] 张平仓, 汪稔. 强夯法施工实践中加固深度问题浅析[J]. 岩土力学, 2000, 21(1): 76-80. ZHANG Pingcang, WANG Ren. A study of dynamic consolidation depth in engineering practice[J]. Rock and Soil Mechanics, 2000, 21(1): 76-80.

[15] 赵炼恒, 李亮, 何长明, 等. 土石混填路堤强夯加固范围研究[J]. 中国公路学报, 2008, 21(1): 12-18. ZHAO Lianheng, LI Liang, HE Changming, et al. Study of reinforcement range of dynamic compaction in soil-stone material embankment[J]. China Journal of Highway and Transport, 2008, 21(1): 12-18.

Dynamic stress response law and construction parameters study of rockfill embankment under dynamic compaction

ZHANG Jian, LIU Jun

(Xinjiang Branch of China Railway Construction Urban Investment Group Co., Ltd, Urumqi 830001, China)

The high rockfill embankments are often used for highway built in the western mountainous area of Guizhou province. The dynamic compaction method is one of the effective methods to control the filling quality. In order to determine the technical parameters of dynamic compaction and explore the dynamic stress response law of rockfill embankment under impact energy of dynamic compaction, field tests and FLAC3Dnumerical simulation were conducted. The dynamic stress, the settlement of tamping pit, and the surface deformation around the tamping pit were measured by using dynamic soil pressure cells and displacement observation element. The field test results were compared with the numerical simulation results. The results show that the peak dynamic stress inside the rockfill embankment attenuates exponentially with the depth under the dynamic compaction, when the tamping times of single tamping point are 12 and the tamping points spacing is 4.5 m under the tamping energy of 3 000 kN·m. According to the attenuation curve of the peak dynamic stress with the depth, the effective reinforcement depth of the rockfill embankment is 5.0 m under the tamping energy of 3 000 kN·m. The results provide guidance for similar projects to determine the construction parameters and effective reinforcement depth of dynamic compaction.

rockfill embankment; dynamic compaction; construction parameters; dynamic stress response

10.19713/j.cnki.43-1423/u.T20190278

U416.1

A

1672 - 7029(2020)01 - 0095 - 07

2019-04-10

张健(1970-)，男，湖北松滋人，高级工程师，从事岩土工程施工与管理工作；E-mail：xpcsu15@163.com

(编辑 涂鹏)