最大承載力狀態(tài)下全風化花崗巖路基變形特性與控制方法

劉正楠，楊博，林才奎，張銳，劉韡堃，3

（1.長沙理工大學公路工程教育部重點實驗室，長沙410004；2.廣東省長大公路工程有限公司，廣州510620；3.河南省高速公路發(fā)展有限責任公司，鄭州450052）

最大承載力狀態(tài)下全風化花崗巖路基變形特性與控制方法

劉正楠1，楊博1，林才奎2，張銳1，劉韡堃1，3

（1.長沙理工大學公路工程教育部重點實驗室，長沙410004；2.廣東省長大公路工程有限公司，廣州510620；3.河南省高速公路發(fā)展有限責任公司，鄭州450052）

為了研究南方濕熱條件下全風化花崗巖填筑路基的科學方法，以提高路基在運營期的耐久性與穩(wěn)定性，對全風化花崗巖進行了濕法重型擊實與加州承載比試驗。結(jié)果表明：承載力最大狀態(tài)下全風化花崗巖的含水率比最佳含水率更接近天然含水率。為進一步了解其濕脹特性，通過改變初始含水率進行了膨脹率試驗，得到了全風化花崗巖在不同初始含水率下的干密度衰變規(guī)律；通過改進的固結(jié)試驗對比分析了全風化花崗巖在最大承載力和最大干密度狀態(tài)時的變形特性。結(jié)果顯示：與常規(guī)的以最大干密度控制方法相比，全風化花崗巖在最大承載力狀態(tài)下抗變形能力和穩(wěn)定性更好。按最大承載力狀態(tài)鋪筑了全風化花崗巖路基試驗段并進行了現(xiàn)場回彈模量和壓實度檢測，結(jié)果表明：最大承載力狀態(tài)下全風化花崗巖路基完全能滿足下路床94區(qū)的壓實要求，為了滿足路面對路基回彈模量的要求，基于變形等效原理提出剛度補償設計方法，以確保全風化花崗巖路基整體剛度與耐久性。

路基工程；全風化花崗巖；最大承載力；固結(jié)試驗；變形等效；剛度補償

全風化花崗巖屬于特殊土，在中國南方廣泛分布，主要特點是云母含量高［1］，結(jié)構(gòu)松散、水穩(wěn)性差、粘結(jié)力小、抗剪強度低［2］。采用全風化花崗巖進行路基填筑的鐵路或公路經(jīng)過多年的運行之后，在交通循環(huán)荷載作用和自然條件侵蝕下容易產(chǎn)生嚴重的永久變形，導致路基路面出現(xiàn)翻漿冒泥等病害［3］，以往缺乏對其路用特性的重視，因此，許多工程性質(zhì)尚沒有進行系統(tǒng)地研究，實際工程中多以棄土換填和化學改良為主。近年來，由于鐵路、道路工程、建筑以及其他土木工程越來越多涉及到全風化花崗巖領域，且變廢為寶、環(huán)境友好的綠色理念被廣大建設部門所提倡，為此，學者們對全風化花崗巖開展了相關(guān)的研究。Hossain等［4-5］研究了全風化花崗巖非飽和狀態(tài)下的抗剪強度與膨脹特性。Sun等［6］通過三軸試驗對全風化花崗巖的力學與變形特性進行了研究。Wan等［7］研究了全風化花崗巖小變形條件下的應力路徑。李志勇等［8-9］利用動三軸試驗，研究了全風化花崗巖在重復荷載作用下的動態(tài)特性，分析了動強度與圍壓及壓實度的相關(guān)關(guān)系。周德泉等［10］通過側(cè)限壓縮試驗研究了全風化花崗巖的累積變形與濕化特性。

以上研究表明，對全風化花崗巖研究多集中于本構(gòu)關(guān)系與力學參數(shù)方面，然而全風化花崗巖路基受濕熱氣候環(huán)境影響，水汽遷移使其內(nèi)部含水率逐漸升高至平衡含水率［11］，濕度變化將直接影響全風化花崗巖的力學與變形特性［12］，從而決定全風化花崗巖路基的耐久性。以往研究多按相關(guān)規(guī)范，以最大干密度來確定全風化花崗巖填料的最佳含水率ωopt，以此作為現(xiàn)場壓實控制指標［13］，并未考慮全風化花崗巖路基從建設到運營長期過程中內(nèi)部濕度狀態(tài)的變化規(guī)律。據(jù)此，鄭健龍等［14］提出的以最大承載力為目標的特殊土路基壓實控制方法，即通過重型擊實制件進行浸水加州承載比（CBR：California Bearing Ratio）試驗，選取CBR峰值對應的含水率ωc及相應干密度作為路基壓實控制指標，通常含水率ωc比ωopt更接近土體的天然含水率，一方面，將使填料通過翻曬從天然含水率降至壓實含水率的時間縮短，更滿足工程經(jīng)濟的要求；另一方面，更能保證路基在車輛運營期間的穩(wěn)定性與耐久性。

為此，以廣東省廣佛肇高速全風化花崗巖路基工程為依托，通過CBR試驗來確定該填料最大承載力狀態(tài)下的壓實控制指標，并通過無荷膨脹和改進的固結(jié)試驗來對比研究最大承載力狀態(tài)下全風化花崗巖的濕脹變形特性；通過現(xiàn)場回彈模量和彎沉試驗，基于剛度補償理論提出全風化花崗巖路基填筑的變形控制方法。

1 力學與變形特性室內(nèi)試驗

1.1 土性物理參數(shù)與力學試驗

廣東省廣佛肇高速公路全長約174.885 km，沿線呈典型的全風化花崗巖地貌，室內(nèi)試驗選取的典型全風化花崗巖填料位于肇慶大旺至封開K118～K119段，相應土性及物理指標測試結(jié)果見表1。其中，最佳含水率按濕法重型擊實確定。

表1 土樣基本物理性質(zhì)和成分Table.1 Basic physical properties and component of soil camples

表1結(jié)果顯示，該全風化花崗巖土樣為黏土質(zhì)砂。其中，高嶺石和蒙脫石含量分別為14.58%和8.54%，具有弱膨脹性。為確定該填料的最大承載力條件下的濕度狀態(tài)，通過將填料從天然含水率22.2%依次風干到初始含水率為20.4%、18.2%、16.5%、13.8%、10.4%、7.1%和5.7%共8組濕度狀態(tài)，通過重型擊實成型試件，按《公路土工試驗規(guī)程》（JTGE40—2007）分別測試干密度和浸水CBR，結(jié)果如圖1所示。

圖1 擊實與CBR測試結(jié)果Fig.1 Results of compaction and CBR test

從圖1看出，全風化花崗巖在脫濕過程中，當干密度達到峰值1.91 g／cm3且對應的最佳含水率ωopt為10.3%時，對應的CBR值為12.9%；當CBR達到峰值15.4%時，對應的含水率ωc為16.3%，相應干密度1.78 g／cm3，此時對應的含水率和干密度即為該全風化花崗巖的最大承載力狀態(tài)，以上結(jié)果顯示，全風化花崗巖在最大承載力狀態(tài)時的含水率ωc較最佳含水率ωopt更接近天然含水率狀態(tài)。為了進一步研究全風化花崗巖在最大承載力狀態(tài)下的濕脹特性，按初始含水率分別為5.2%、7.5%、10.3%、12.6%、14.7%、16.3%和18.3%制作環(huán)刀試件，進行無荷膨脹率試驗。試驗結(jié)束后將土樣進行烘干，將干密度與膨脹前的干密度值進行了比較，同時，按式（1）計算膨脹后土樣干密度衰減率δρd，%，結(jié)果見圖2和圖3。

式中：δρd為土樣干密度衰減率；ρdb為膨脹試驗前土樣的干密度；ρda為膨脹試驗后土樣的干密度。

圖2 無荷膨脹率隨初始含水率變化Fig.2 Variation of swelling ratio without upper pressure with initial water content

圖3 膨脹前后干密度及衰減率隨初始含水率變化Fig.3 Variation of density and its reduction afterswelling with initial water content

圖2顯示，全風化花崗巖浸水后由于含有蒙脫石與高嶺石等膨脹能力強的礦物晶體，吸水后發(fā)生膨脹變形，隨著初始含水率增加，全風化花崗巖的無荷膨脹率逐漸減少。和初始含水率為最佳含水率ωopt時對應的無荷膨脹率7.62%相比，初始含水率為ωc時的膨脹率為3.38%，下降4.241%，降幅達55.6%。據(jù)此，采用冪函數(shù)模型進行回歸，建立全風化花崗巖初始含水率與無荷膨脹率的相關(guān)關(guān)系，見式（2）。

式中：Fs為無荷膨脹率；ω為初始含水率；R2為判定系數(shù)。

從式（2）看出，當全風化花崗巖初始含水率接近于0的時候，無荷膨脹率接近無窮大；當初始含水率接近無窮大時，無荷膨脹率接近于0。由此可見冪函數(shù)回歸模型滿足無荷膨脹率試驗本身的極限條件。

圖3顯示，通過膨脹試驗，土樣體積吸水膨脹后，干密度比膨脹前的干密度均有所下降，其干密度衰減率隨著初始含水率的增加逐漸下降。和初始含水率為ωc所對應的干密度衰減率為8.42%相比，初始含水率為ωc時的干密度衰減率為5.30%，下降3.12%，降幅達37.5%。以上結(jié)果表明，全風化花崗巖在最大承載力對應濕度狀態(tài)下的力學與物理穩(wěn)定性均優(yōu)于常規(guī)以最大干密度對應的濕度狀態(tài)。

1.2 變形特性試驗

考慮到路基運營期間受上覆結(jié)構(gòu)和車輛荷載以及濕熱氣候環(huán)境的實際工況，通過改進的固結(jié)試驗來進一步揭示全風化花崗巖在最大承載力濕度狀態(tài)受上覆荷載作用的變形規(guī)律。與常規(guī)固結(jié)試驗相比，為了更好模擬南方濕熱氣候條件下全風化花崗巖路基的增濕過程，本研究按初始含水率分別為ωopt和ωc，通過重型擊實成型兩組土樣，按上覆壓力依次為25、50、75、100、150、200 k Pa進行固結(jié)壓縮，以模擬全風化花崗巖填筑過程中的變形壓縮工況，待壓縮變形不再發(fā)生變化（時長間隔為24 h時的相鄰兩次變形讀數(shù)差值小于0.01 mm），此刻保持上覆荷載不變，同時，加水將土樣進行飽和來模擬路基運營期間的增濕過程，相應結(jié)果見圖4。

圖4 改進固結(jié)試驗結(jié)果Fig.4 Results of modified consolidation test

從圖4可以看出，在不加水的情況下，各全風化花崗巖試件在各級荷載作用下壓縮固結(jié)，荷載越大，壓應變增長越快，在40 h左右壓應變趨于穩(wěn)定，此時保持上覆壓力不變條件下，往試件加水進行飽和，土樣迅速吸水膨脹，應變由受壓方向突變成張拉方向。為了對比全風化花崗巖分別在最大干密度和最大承載力濕度狀態(tài)下的變形規(guī)律，分別計算了初始含水率為ωopt和ωc的兩組土樣對應各級荷載的變形量，結(jié)果如圖5所示。

從圖5發(fā)現(xiàn)，在壓縮變形階段，當全風化花崗巖初始含水率為ωc時，在上覆荷載為25、50、75、100 kPa作用下其壓縮變形階段的壓應變?yōu)椋海?.60× 10－3、－5.45×10－3、－5.55×10－3和－9.80× 10－3；當初始含水率為ωopt時，相同荷載作用條件下壓應變?yōu)椋海?4.55×10－3、－11.55×10－3、－18.95×10－3和－14.90×10－3，表明全風化花崗巖在含水率較高的最大承載力狀態(tài)時，由于孔隙中充填著更多不可壓縮的水，在外界荷載作用下抵消了部分壓應力，因此，比含水率較低的最大干密度狀態(tài)要更難壓縮，當上覆荷載繼續(xù)增至150、200 kPa時，兩種濕度狀態(tài)下的全風化花崗巖壓應變無明顯差異；在膨脹變形階段，當上覆荷載為25 k Pa時，全風化花崗巖初始含水率為ωc和ωopt所對應的膨脹應變分別為4.40×10－3和27.40×10－3，而隨著上覆荷載繼續(xù)增加，兩種濕度狀態(tài)下的全風化花崗巖膨脹變形無明顯差異，表明全風化花崗巖在最大承載力濕度狀態(tài)時，在上覆荷載較小的填筑建設期內(nèi)，比最佳含水率濕度狀態(tài)有著更好的抵抗膨脹變形能力。

圖5 不同濕度狀態(tài)應變隨上覆壓力變化Fig.5 Variation of strain with upper pressure bydifferent moisture status

2 現(xiàn)場測試和剛度補償

為了研究全風化花崗巖在最大承載力濕度狀態(tài)下填筑路基可行性與合理性，依托工程K116＋980～K117＋180段94區(qū)按最大承載力濕度狀態(tài)，將填料含水率翻曬至ωc進行壓實，具體壓實工藝：先采用光輪壓路機靜碾壓1遍，然后采用光輪壓路機強振碾壓3遍，最后采用光輪壓路機靜碾壓一遍。其中，每次碾壓時輪跡重疊不小于1／3輪寬，最大車速不超過4 km／h［15］。待終壓完成后，測點沿車道中線和輪跡線每隔20 m選取，依次進行承載板和灌砂法試驗測得回彈模量E和壓實度K。具體結(jié)果如圖6和圖7所示。

圖6 回彈模量測試結(jié)果Fig.6 Results of resilient modulus

圖7 壓實度測試結(jié)果Fig.7 Results of compactness

由結(jié)果可見，全風化花崗巖在最大承載力對應濕度狀態(tài)下通過現(xiàn)場碾壓后，回彈模量均值為69.65 MPa，相應壓實度均值為94.2%。以上結(jié)果顯示，全風化花崗巖在最大承載力狀態(tài)下能滿足壓實控制的要求，但是路基頂面回彈模量較低，不一定能滿足路面對路基剛度的要求，為此，需要進行全風化花崗巖路基剛度補償設計。

所謂路基剛度補償，是指在全風化花崗巖路基頂面用壓實后的回彈模量高且具有良好水穩(wěn)性填料（如礫石土、碎石土）填筑一層具有一定厚度的上覆層，使路基頂面的回彈模量達到路面設計要求。

如果將加鋪了剛度補償上覆層的全風化花崗巖路基視為雙層彈性體模型［16］，如圖8，并設剛度補償層的回彈模量為E1，厚度為h，用全風化花崗巖填筑的路基頂面回彈模量為E0，在剛性承載板的垂直荷載作用下，應用雙層彈性理論計算其表面的垂直變形l。另一方面，將加鋪了剛度補償上覆層的全風化花崗巖路基視為彈性半空間模型，并設其頂面的當量回彈模量為E2，則在剛性承載板的垂直荷載作用下［17］，應用彈性半空間理論可計算得到其表面的垂直位移L。通過變形等效原理，即令l＝L，可以在剛度補償層厚度已知的基礎上計算得到剛度補償層回彈模量E1，以此為依據(jù)選擇剛度補償上覆層材料；或者在已知剛度補償層E1的基礎上，確定剛度補償層厚度h。

圖8 路基剛度補償計算模型Fig.8 Computing model for stiffness compensation for modulus of soil subgrade

該試驗路全風化花崗巖路基頂面當量回彈模量E0為69.65 MPa，按該路段設計文件要求，為了使路基頂面的當量回彈模量E2有效提升至150 MPa，相當于半徑為15 cm且板底荷載平均集度為1 MPa的剛性承載板荷載作用下路基頂面彎沉L等于137.84（0.01 mm），本研究擬用一定厚度的2%水泥碎石土、石灰粉煤灰土、石灰改良土和級配碎石共4種方案作為該全風化花崗巖試驗段路基的剛度補償層。通過室內(nèi)抗壓回彈模量測試，該4種材料的回彈模量E1測試結(jié)果如表2所示。

表2 不同剛度補償層材料的回彈模量Table 2 Resilient modulus of different materials for stiffness compensation layer

據(jù)此，按剛度補償變形等效基本原理，結(jié)合4種材料E1測試結(jié)果，通過編寫程序計算了剛性承載板作用下，4種不同材料作為剛度補償層在加鋪全風化花崗巖試驗路路基頂面后的彎沉值［18］，相應結(jié)果見圖9，其中剛性承載板垂直應力分布采用杰拉德模型［19］，如式（3）所示。

式中：σz為豎向應力；q0為換算至頂面的均布荷載集度，本研究中取單位荷載1.0 MPa；δ為承載板底面半徑，取15 cm；r為計算點到承載板中心的徑向距離。

圖9 雙層彈性體系與彈性半空間全風化花崗巖路基頂面彎沉Fig.9 Deflection of top of completely decomposed granite soil subgrade of elastic double layer and elastic half space

從圖9看出，在全風化花崗巖路基頂面鋪設18.66 cm厚石灰粉煤灰土、22.65 cm厚2%水泥改良土、30.32 cm厚5%石灰改良土或53.74 cm厚級配碎石均可使全風化花崗巖路基整體當量回彈模量E2有效提升至150 MPa，從而保證全風化花崗巖路基整體剛度及穩(wěn)定性。

3 結(jié) 論

1）全風化花崗巖最大承載力狀態(tài)所對應含水率較最佳含水率更接近其天然含水率。同時，濕化試驗結(jié)果表明全風化花崗巖以最大承載力狀態(tài)在較高的含水率下進行壓實，具有良好的力學穩(wěn)定性。

2）在上覆荷載相同條件下，全風化花崗巖在最大承載力狀態(tài)較最大干密度狀態(tài)時的固結(jié)沉降量要小。在維持上覆荷載不變下對全風化花崗巖進行飽和，通過測得膨脹變形發(fā)現(xiàn)，當上覆荷載為25 k Pa時最大承載力狀態(tài)的膨脹變形為最大干密度狀態(tài)的16.1%，而隨著上覆荷載繼續(xù)增加，兩種濕度狀態(tài)下的全風化花崗巖膨脹變形無明顯差異，說明全風化花崗巖路基在最大承載力濕度狀態(tài)進行填筑，表現(xiàn)出較好的穩(wěn)定性和抗變形能力。

3）通過彎沉和回彈模量現(xiàn)場測試，結(jié)果表明按最大承載力濕度狀態(tài)填筑的全風化花崗巖路基能夠滿足下路床94區(qū)的壓實要求，同時，基于變形等效思想提出4種不同材料的剛度補償設計方法，以滿足路面對路基頂面剛度的要求，研究成果可為南方濕熱地區(qū)全風化花崗巖路基建設提供參考。

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（編輯 王秀玲）

Deformation characteristics and control method of completely decomposed granite subgrade under maximum bearing capacity

Liu Zhengnan1，Yang Bo1，Lin Caikui2，Zhang Rui1，Liu Weikun1，3

（1.Key Laboratory of Highway Engineering of Ministry of Education，Changsha University of Science and Technology，Changsha 410004，P.R.China；2.Guangdong Provincial Changda Highway Engineering Co.，Ltd，Guangzhou 510620，P.R.China；3.Henan Expressway Development Co.，Ltd，Zhengzhou 450052，P.R.China）

To improve the durability and stability of subgrade on service，we aimed to research on a scientific method for filling subgrade with completely decomposed granite soil under the hot and humid condition insouth.Wet heavy compaction test and California bearing ratio test were conducted on the completely decomposed granite.The results show that the moisture content of completely decomposed granite was more similar to natural moisture content than the optimum moisture content under the maximum bearing capacity.Swelling experiment was carried out to obtain the regularity of density decay by variation of initial moisture content.The modified consolidation test was applied to analyze the deformation properties on the maximum bearing capacity and the maximum dry density status respectively.The results show that compared to maximum dry density condition，the resistance of deformation and the stability on the maximum capacity status was enhanced.Moreover，the experimental subgrade filling with completely decomposed granite was constructed on the maximum bearing capacity status.The in-situ bearing plate test and compactness test were conducted，and the results show that the compactness could totally meet the demand of lower road bed which is the 94%compactness region.To meet the design modulus of the subgrade that the pavements demands，we proposed a method of stiffness compensation based on principle of equivalent deformation to ensure the stiffness and the durability of the completely decomposed granite subgrade effectively.

subgrade engineering；completely decomposed granite；maximum bearing capacity；consolidation test；principle of equivalent deformation；stiffness compensation

2015-09-14

National Natural Science Foundation of China（No.51108049）；Guangdong Transportation Research Project（No.2013-00-002）；Hunan Province Natural Science Youth Talent Cultivating Mutual Fund（No.14JJ6018）；Hunan Provincial Innovation Foundation for Postgraduate（No.CX2015B340）；Open Fund of the Key Laboratory of Highway Engineering of Ministry of Education（No.kfj150204）

U416.02

A

1674-4764（2016）01-0109-07

10.11835／j.issn.1674-4764.2016.01.015

2015-09-14

國家自然科學基金（51108049）；廣東省交通運輸廳科技計劃項目（重大工程類2013-00-002）；湖南省自然科學青年人才培養(yǎng)聯(lián)合基金（14JJ6018）；湖南省研究生科研創(chuàng)新項目（CX2015B340）；公路工程教育部重點實驗室（長沙）開放基金（kfj150204）

劉正楠（1992-），男，主要從事道路工程研究，（E-mail）liuzhengnan＠126.com。

楊博（通信作者），男，博士，（E-mail）ybengineer＠tom.com。

Author brief：Liu Zhengnan（1992-），main research interest：highway engineering，（E-mail）liuzhengnan＠126.com.

Yang Bo（corresponding author），PhD，（E-mail）ybengineer＠tom.com.