土石路堤壓實(shí)質(zhì)量控制與碾壓動力響應(yīng)模擬分析

李澤闖，程培峰，胡志文，鄭俊杰

(1.東北林業(yè)大學(xué) 土木工程學(xué)院，哈爾濱 150040；2. 華中科技大學(xué) 巖土與地下工程研究所，武漢 430074)

公路路塹施工等活動會造成大量的礫、碎石及塊石材料，為了綜合考慮社會及經(jīng)濟(jì)效益，往往將這些礫、碎石及塊石作為填筑路堤的主要材料[1]。通過調(diào)研土石混填路堤施工現(xiàn)場和搜集數(shù)據(jù)資料發(fā)現(xiàn)，當(dāng)前缺乏具體的技術(shù)規(guī)范來指導(dǎo)土石路堤施工壓實(shí)質(zhì)量檢查，一些施工人員采用不合適的質(zhì)量檢測標(biāo)準(zhǔn)和方法，導(dǎo)致壓實(shí)過程中碾壓遍數(shù)控制不嚴(yán)，壓實(shí)條件達(dá)不到的現(xiàn)象，可能會造成較大的工后沉降。由此可見，確定合理的土石路堤施工工藝尤為重要。

現(xiàn)行規(guī)范只規(guī)定了細(xì)粒土材料填筑路堤的方法和要求，針對土石混填路堤目前還沒有完善的技術(shù)手段和統(tǒng)一的技術(shù)要求[2]。何兆益等[3]以萬州機(jī)場高填土石路堤為研究對象，提出碾壓沉降量、碾壓遍數(shù)和松鋪厚度是控制土石混填路堤壓實(shí)質(zhì)量的有效指標(biāo)。參照行業(yè)規(guī)范[4-6]中土石路堤施工過程中質(zhì)量控制方法說明，目前，土石混填路基施工現(xiàn)場壓實(shí)質(zhì)量主要用沉降差指標(biāo)(壓實(shí)機(jī)械按規(guī)定參數(shù)碾壓兩遍，所得各點(diǎn)的高程差)進(jìn)行檢測。然而，沉降差的檢測方法比較費(fèi)時費(fèi)力，無法快速獲得結(jié)果，影響土石路堤施工進(jìn)度。

近年來，便攜式落錘彎沉儀(簡稱PFWD)在公路路基模量與壓實(shí)度檢測中得到了廣泛應(yīng)用[7-8]。George等[9-10]探討PFWD法、CBR法和DCP法測得的結(jié)果之間的相關(guān)性，提出根據(jù)PFWD結(jié)果推測CBR值，以及根據(jù)DCP結(jié)果來預(yù)測PFWD(Evd)值。王復(fù)明等[11]建立了土石混合填料的壓實(shí)度指標(biāo)與動回彈模量Evd值之間的BP神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)模型，證實(shí)可以用PFWD測試方法快速檢測土石混填路基的壓實(shí)質(zhì)量。孫璐等[12]通過研究分析PFWD錘擊時程曲線，構(gòu)建出可反映路基壓實(shí)度的回歸預(yù)測模型。王龍等[13-14]借助水準(zhǔn)儀和PFWD定點(diǎn)采集了碎石土路基的沉降差和Evd值，建立了Evd和沉降差指標(biāo)的相關(guān)關(guān)系，證實(shí)Evd值能夠較好地反映路基的壓實(shí)效果。張軍輝等[15]提出了PFWD用于快速檢測路基性能的方法。在研究土石混填路堤現(xiàn)場壓實(shí)施工質(zhì)量時發(fā)現(xiàn)，往往無法掌握碾壓參數(shù)對填筑層壓實(shí)度的影響規(guī)律，例如，測試數(shù)據(jù)的離散性大，沿深度方向振動應(yīng)力規(guī)律把握不準(zhǔn)[16-17]。用計算機(jī)進(jìn)行仿真模擬是解決這類問題的較好方法，可模擬分析壓路機(jī)振動碾壓引起土石路堤動力響應(yīng)現(xiàn)象[18-19]。周忠等[20]闡明宕渣松鋪厚度、碾壓遍數(shù)對碾壓效果的影響規(guī)律，提出了最佳松鋪厚度和碾壓遍數(shù)。方磊等[21]分別模擬了振動壓路機(jī)施工過程中不同的振動頻率、不同激振力及不同碾壓遍數(shù)情況下填石路基的壓實(shí)效果，研究表明，振動能量、振動頻率及遍數(shù)之間對填石路堤的壓實(shí)效果有最佳組合。丁智勇等[22]利用離散元法模擬分析了填石路基的振動壓實(shí)過程。目前，對于土石混填路堤壓實(shí)效果及碾壓過程中路堤動力響應(yīng)方面的研究較少。

筆者的研究主要包括土石混填路堤的施工工藝、基于PFWD的Evd檢測和現(xiàn)場碾壓工況數(shù)值模擬。土石路基施工工藝研究主要為通過表面沉降差方法確定土石填料松鋪厚度、碾壓方式和遍數(shù)組合；基于PFWD的Evd檢測主要研究用PFWD檢測土石路堤動回彈模量Evd值，根據(jù)Evd和沉降差測量結(jié)果相關(guān)性的量化分析，建立Evd和沉降差對應(yīng)關(guān)系；現(xiàn)場碾壓工況模擬研究主要是用有限元軟件Midas GTS建立三維數(shù)值分析模型，通過輸入動態(tài)振動荷載函數(shù)模擬施加32 t壓路機(jī)振動碾壓施工工況，通過現(xiàn)場沉降差測試結(jié)果驗(yàn)證模型的準(zhǔn)確性，研究振動壓實(shí)過程中土石路堤產(chǎn)生的動力響應(yīng)，分析路堤中的動位移變化過程和動應(yīng)力衰減規(guī)律，并探索振動頻率、振幅激振力因素對碾壓過程壓實(shí)效果影響的顯著程度。

1 工程概況

依托國道丹阿公路省界(琿春)至東寧段改擴(kuò)建工程，位于黑龍江省東寧市中東部地區(qū)，該路線主線全長99.337 km。通過實(shí)地勘察，選取A3標(biāo)段(施工里程K70+000～K95+241段)內(nèi)K81+700～K81+900新線區(qū)域，線位位于山坡半坡，地勢較高，擬建為一級公路。該路段所經(jīng)地區(qū)地層為第四系殘坡積層(Qdel)，主要巖性為粉質(zhì)黏土、碎石、角礫；三疊系上統(tǒng)羅圈站組(T31)地層，主要巖性為全風(fēng)化、強(qiáng)風(fēng)化、中風(fēng)化凝灰?guī)r，其中，強(qiáng)、中風(fēng)化凝灰?guī)r用作填筑路堤填料。

研究區(qū)域路基左幅為挖方段落，右幅為陡坡路基填方段落，填方段為土石混填路堤，平均填高為6～12 m，選取有代表性的填料進(jìn)行篩分試驗(yàn)，填料土石比為28∶72左右，大于40 mm的粗粒平均含量為45.7%，最大粒徑為8 cm，填料顆粒級配情況如圖1所示。

圖1 土石填料顆粒級配曲線Fig.1 Grain size distribution curve of earth-rock fill

鑒于填料粒徑大、鋪層厚的壓實(shí)作業(yè)需求，研究選用32 t重型振動壓路機(jī)，工作參數(shù)見表1。

表1 振動壓路機(jī)部分參數(shù)Table 1 Partial parameters of the vibratory roller

2 土石路堤施工工藝及壓實(shí)質(zhì)量控制

2.1 碾壓施工流程及工藝參數(shù)

土石路堤壓實(shí)質(zhì)量采用沉降差指標(biāo)和外觀質(zhì)量[4]進(jìn)行檢測，壓實(shí)標(biāo)準(zhǔn)為壓實(shí)沉降差平均值須小于5 mm，標(biāo)準(zhǔn)差須小于3 mm；并保證路基表面沒有明顯孔洞，大粒徑填石連接緊密無松動。并結(jié)合行業(yè)規(guī)范[6]要求，在樁號K81+700-K81+900范圍內(nèi)修筑土石混填路基試驗(yàn)路段確定工藝流程和工藝參數(shù)控制。

松鋪層厚因素選定為35、45、55 cm 3種水平，沿道路縱向上每20 m選取一個檢測斷面，每個斷面上布設(shè)2個沉降量觀測點(diǎn)，觀測點(diǎn)的間距選取為3～5 m，如圖2所示。選用直徑30 cm、厚度15 mm的圓形鋼板作為沉降量觀測點(diǎn)(鋼板采用Q345型高強(qiáng)度鋼定制制作，板中心焊接3.5 mm的凸起點(diǎn)，使用圓形鋼板中心作為控制點(diǎn))，鋼板在使用前先經(jīng)過壓路機(jī)充分碾壓，保證其正式測量時的幾乎不變形。填筑層左右兩處釘圓形木樁，進(jìn)行掛線，標(biāo)出填筑的松鋪高度，各松鋪厚度試驗(yàn)段上各選取2個測量斷面，即各松鋪厚度試驗(yàn)段有4個沉降測點(diǎn)。土石路堤碾壓試驗(yàn)令振動壓路機(jī)靜壓1遍，碾壓速度為4 km/h，大致整平碾壓工作面，然后振動碾壓6遍，碾壓速度為4 km/h，即“一靜六振”碾壓方法。

圖2 土石路堤試驗(yàn)段施工工藝Fig.2 Compaction construction technology of

每遍碾壓完成后，采用高精度徠卡自動讀數(shù)水準(zhǔn)儀(觀測精度精確到0.1 mm)測定各沉降測點(diǎn)的高程，計算出各測點(diǎn)的沉降差，得到不同碾壓遍數(shù)下分級沉降量平均值和累計沉降量平均值關(guān)系曲線圖(見圖3)。由圖3可知，隨土石填料松鋪厚度增加，7次碾壓的累計沉降量變大。隨振動壓路機(jī)碾壓遍數(shù)不斷增加，各松鋪厚度(35、45、55 cm)下土石填料沉降規(guī)律基本一致，即碾壓開始沉降量較大，之后變緩逐漸趨于穩(wěn)定。

圖3 不同碾壓遍數(shù)下各松鋪厚度的分級沉降量和 累計沉降量曲線圖Fig.3 Graded settlement and accumulative settlement for each loose laying depth under different rolling

當(dāng)土石混合填料松鋪厚度為35、45 cm時，靜壓1次和振動碾壓5次后，填筑路堤表面平整、無明顯輪痕，沉降差分別為2.71、2.95 cm，標(biāo)準(zhǔn)差分別為1.33和1.15，壓實(shí)層達(dá)到穩(wěn)定狀態(tài)，壓實(shí)度滿足要求，再增加碾壓遍數(shù)效果不佳，第6遍振動碾壓為過度碾壓，個別沉降觀測點(diǎn)出現(xiàn)向上位移，即路基部分地段出現(xiàn)的回彈變形，使鋪層材料反而變得松散；當(dāng)土石混合填料松鋪厚度為55 cm時，靜壓1次和振動碾壓6次后，沉降量仍不滿足要求。試驗(yàn)確定的以強(qiáng)、中風(fēng)化凝灰?guī)r為主構(gòu)成的最大粒徑為80 mm的土石填料(填料土石比為28∶72左右)的最佳施工流程和工藝參數(shù)為建議土石混填路堤松鋪厚度45 cm，松鋪后壓路機(jī)以4 km/h速度靜壓1次，再以4 km/h速度振動壓實(shí)5次，即“一靜五振”碾壓方法。

2.2 基于PFWD的Evd檢測

為了研究PFWD儀器快速無損檢測方法的測試效果，在沉降監(jiān)測點(diǎn)周圍附近布設(shè)PFWD測點(diǎn)(距離沉降監(jiān)測點(diǎn)<10 cm范圍內(nèi))，并用噴漆做上標(biāo)記，如圖2所示。

在上述每遍壓實(shí)結(jié)束后，使用PFWD測試相應(yīng)點(diǎn)的Evd值。為消除塑性變形對測試結(jié)果的影響，每個點(diǎn)位進(jìn)行6次錘擊測試，前3次為預(yù)壓，不記錄測試數(shù)據(jù)，第4次錘擊后記錄每次測試的荷載和位移時程曲線，并由此計算該點(diǎn)位的動態(tài)模量值。分析得到土石路堤試驗(yàn)段松鋪厚度45 cm時4個測點(diǎn)的Evd值，繪制出每遍碾壓后Evd的箱型圖(見圖4)，對Evd數(shù)據(jù)進(jìn)行統(tǒng)計分析，圖中箱體中的“×”為每遍數(shù)據(jù)中的平均值。

圖4 6次壓實(shí)作用下各測點(diǎn)的Evd箱型圖Fig.4 Evd box plot of each measuring point under the

由不同碾壓遍數(shù)的各測點(diǎn)Evd值箱型圖可見PFWD現(xiàn)場測試Evd值離散性較大。第1遍碾壓后得到的Evd數(shù)值箱體較扁，端線較短，說明數(shù)據(jù)集中；第2遍碾壓后得到的Evd數(shù)值中出現(xiàn)一個異常點(diǎn)；第3、4遍碾壓后，Evd數(shù)值箱形圖的最大值、上四分位數(shù)、中位數(shù)、下四分位數(shù)和最小值的間距較接近，說明Evd分布是比較對稱第2、5、6遍碾壓后，端線較長，說明Evd數(shù)據(jù)較離散。從圖4可看出，Evd的中位數(shù)和平均值隨碾壓遍數(shù)的增加持續(xù)增加。

為找出PFWD所測得的動回彈模量Evd與沉降差的關(guān)系，考慮取不同松鋪厚度(35、45、55 cm)碾壓6遍的土石路堤壓實(shí)沉降差與Evd值測試結(jié)果，繪制散點(diǎn)圖，根據(jù)一元線性回歸法對試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行回歸分析，如圖5所示。從線性擬合結(jié)果來看，Evd值與沉降差有較好的線性相關(guān)性(3種松鋪厚度條件下擬合方程的相關(guān)系數(shù)R2均大于0.86)，可以建立其線性方程式。由此可見動回彈模量Evd值不僅能夠反映土石路堤的剛度大小，還與沉降差指標(biāo)存在線性對應(yīng)關(guān)系，即通過擬合方程式可得到Evd相對應(yīng)的沉降差值，PFWD可作為路堤質(zhì)量檢測的輔助手段。

圖5 土石路堤沉降差與Evd值回歸曲線Fig.5 Regression curve of differential settlement and Evd of earth-rock

鑒于PFWD檢測速度快的特點(diǎn)，對于土石路堤壓實(shí)質(zhì)量控制，宜用沉降差控制法對大面積代表性的測點(diǎn)進(jìn)行檢測，合格后，再進(jìn)行測點(diǎn)密布的PFWD檢測，用于精細(xì)化質(zhì)量控制，發(fā)現(xiàn)小面積不合格現(xiàn)象，立即進(jìn)行補(bǔ)強(qiáng)處理。此檢測方法會節(jié)省大量檢測時間，可在有限的施工周期使施工成本達(dá)到最優(yōu)化。

3 土石路堤動力響應(yīng)模擬分析

3.1 數(shù)值分析模型建立

為了分析振動壓路機(jī)對路堤土石填料的壓實(shí)特性，選取K81+700～K81+900中典型位置，建立如圖6所示的三維有限元模型，忽略剖面形狀對碾壓作用的影響，將模型形狀設(shè)定為長方體。將填筑的土石路堤進(jìn)行簡化，共分為2層，如圖6所示，①為待壓實(shí)層(紫色、藍(lán)色和黃色標(biāo)注區(qū)域)，厚度為0.45 m，沿荷載移動方向上設(shè)荷載作用帶(藍(lán)色標(biāo)注區(qū)域)，作用帶沿路基橫向的寬度為壓路機(jī)碾壓輪寬(2.18 m)，荷載作用帶沿路基縱向長度為振動壓路機(jī)行駛距離(5.024 m)。②為壓實(shí)層(橙紅色標(biāo)注區(qū)域)，厚度為6.55 m。模型寬度為6.5 m。取Drucker-Prager模型作為土體的本構(gòu)模型，邊界條件用地面曲面彈簧約束。

圖6 壓路機(jī)碾壓的土石路堤有限元模型Fig.6 Finite element model of earth-rock

經(jīng)數(shù)值模擬分析，施加前5次荷載(1次靜載+4次振動荷載)后，數(shù)值模型地表形態(tài)與實(shí)際工程地表變形情況相符后，以此作為模型計算初始條件，模型所用的物理力學(xué)參數(shù)部分為實(shí)驗(yàn)室直接測得，部分由其他工程類比而來(表2)。采用振動疊加法分析振動荷載條件下土石路堤內(nèi)動力響應(yīng)(位移和應(yīng)力)的過程，即對土石路堤最后一次振動碾壓過程進(jìn)行時程分析。

表2 材料參數(shù)匯總表Table 2 Summary statement of material parameters

3.2 振動壓路機(jī)振動輪對土石路堤的作用力

振動輪是振動壓路機(jī)最重要的部件，通過使振動輪內(nèi)偏心塊高速旋轉(zhuǎn)形成相應(yīng)的激振力，從而使振動滾輪對鋪筑填料施加動荷載，以達(dá)到壓實(shí)目的。當(dāng)振動碾壓時，振動輪作用在路堤上的荷載近似等于振動輪自重與偏心塊旋轉(zhuǎn)產(chǎn)生的豎向沖擊力之和[20]，該振動作用力可表示為式(1)。

P(t)=G+F0sinωt

(1)

式中：P為振動作用力；G為振動輪自重，F(xiàn)0為振幅激振力；ω為振動輪的角速度；t為時間。

F0sinωt即為豎直向動態(tài)沖擊力。ω為振動輪的角速度，ω=2πf，f為頻率，即F=F0sin 2πft，振動作用力即為靜荷載和正弦函數(shù)的疊加。對于32 t振動壓路機(jī)(表1)參數(shù)，即

P(t)=210+450×sin 56πt

(2)

式中：P(t)的單位為kN。

在碾壓路堤過程中振動輪和填筑料表層接觸面可近似成矩形，假定接觸范圍內(nèi)振動作用力為均勻分布，即p(t)=P(t)/BL，p(t)為接觸均勻應(yīng)力，kPa；B為振動輪接地寬度；L為振動輪的寬度。參照楊士敏和傅香如[23]研究，壓路機(jī)接地寬度B=(D/2)sinβ，其中,D為振動輪的直徑，β為振動輪阻角，β=8.836B，由上式算得B=0.314 m。由此算得

p(t)=306.784+657.395×sin 56πt

(3)

由于振動壓路機(jī)在振動碾壓工作過程中不可能對被壓實(shí)填筑層施加拉力，由此可知壓路機(jī)對填筑層施加的振動應(yīng)力p(t)為

(4)

振動壓路機(jī)激振頻率為28 Hz，振動1次的所需的時間為0.035 7 s，接地寬度B(即0.314 m)區(qū)域內(nèi)路基在碾壓一遍過程中受到壓路機(jī)振動次數(shù)為8次。路堤壓實(shí)過程中，壓路機(jī)以v的速度行駛，接地寬度B范圍內(nèi)壓路機(jī)施加的振動荷載可簡化為均布荷載p(Δt)，其中Δt為時間維度(Δt=B/v)。經(jīng)計算，當(dāng)行駛速度為4 km/h時，Δt為0.283 s。假設(shè)壓路機(jī)振動荷載為垂直均布矩形荷載，模型沿荷載移動方向長度設(shè)為16B，即5.024 m，則在荷載作用帶沿荷載移動方向上細(xì)分為16個小矩形(矩形面積0.314 m×2.18 m)，振動荷載初始狀態(tài)作用到第1個小矩形的面積上所有節(jié)點(diǎn)上，隨著時間推移，荷載p(t)沿作用帶逐漸向前移動，荷載在每個小矩形上的作用時間為0.283 s。

用施加節(jié)點(diǎn)動力的方式施加振動荷載時程曲線，則數(shù)值模擬荷載作用帶上每個小矩形所需施加振動荷載為

p(t)=306.784+657.395×sin 56πt(單位：kPa)

t∈[0,0.020 617 s]∪[0.032 955 s,0.056 331 s]∪

[0.068 669 s,0.092 045 s]∪[0.104 383 s,0.127 760 s]∪

[0.140 097 s,0.163 474 s]∪[0.175 812 s,0.199 188 s]∪

[0.211 526 s,0.234 903 s]∪[0.247 240 s,0.270 617 s]∪

[0.282 955 s,0.283 s]

(5)

振動荷載曲線圖如圖7所示。

圖7 振動荷載曲線和第6次碾壓后的地表測點(diǎn) 豎向動沉降時程曲線圖Fig.7 Vibration load curve and vertical dynamic settlement time history curve of the surface measuring point after the 6th

3.3 振動壓路機(jī)碾壓路堤壓實(shí)過程分析

3.3.1 沉降影響分析 通過模型計算，碾壓變形數(shù)值模型的沉降量(1.12 mm)與實(shí)測沉降差值(2.95 mm)接近，計算精度高，說明能較好地反映實(shí)際碾壓情況。

經(jīng)過Midas GTS計算之后，圖7為第6次碾壓后的荷載施加區(qū)域中心點(diǎn)處的地表位移測點(diǎn)的沉降圖。由圖7可知，在壓路機(jī)振動荷載作用下，路堤需要克服土體的阻尼而振動，總體趨勢來看，動位移隨時間增加平穩(wěn)震蕩并逐漸減小。路堤中動位移出現(xiàn)明顯的多個峰值，振動壓路機(jī)行駛0.048 5 s時，監(jiān)測點(diǎn)出現(xiàn)第一個動位移峰值，碾壓層表面的動力響應(yīng)最大，動位移為4.615 mm，路堤地表中心動位移幅值大于下方測點(diǎn)的動位移。壓路機(jī)通過后，碾壓層中動位移沒有恢復(fù)到初始動位移，出現(xiàn)不可恢復(fù)的變形量為1.19 mm。由荷載峰值964 kPa與動位移峰值的位置關(guān)系可出，動位移峰值皆晚于荷載峰值出現(xiàn)，存在一定的時間滯后性。由圖7可以看出，在碾壓過程中，測點(diǎn)出現(xiàn)向上位移現(xiàn)象，說明往復(fù)的振動作用，在填筑層內(nèi)部產(chǎn)生動應(yīng)力，減小顆粒間摩阻力，使顆粒由靜止的初始狀態(tài)變?yōu)橄蛏虾拖蛳碌倪\(yùn)動狀態(tài)，即迫使被壓土石混填材料做垂直強(qiáng)迫振動。

分析豎向動應(yīng)力沿深度衰減規(guī)律有利于研究土石路堤在32 t振動壓路機(jī)振動碾壓下的壓實(shí)效果。數(shù)值結(jié)果表明，豎向動應(yīng)力(應(yīng)力值取自位移測點(diǎn)下深度為0.15 m處位置豎向應(yīng)力)隨深度的增加而逐漸減小，衰減速率由快變慢，如圖8所示。豎向動應(yīng)力在深度0.85 m內(nèi)衰減迅速，從0.15 m處傳至0.85 m處衰減了78.4%，豎向動應(yīng)力在深度0.85 m以后衰減幅度變緩，從0.85 m處傳至1.25 m動應(yīng)力僅衰減了10.9%。說明動應(yīng)力傳遞存在一個有效深度，可認(rèn)為YZ32D壓路機(jī)影響深度在0.85 m范圍內(nèi)，研究確定了松鋪厚度為45 cm，可看到大噸位壓路機(jī)在碾壓上層土體時，還能對深度在0.85 m以內(nèi)的先前層補(bǔ)強(qiáng)壓實(shí)，說明振動荷載可提高土石路基壓實(shí)質(zhì)量，會減少路基工后沉降。

張志峰等[24]研究得到“振動輪引起的豎向應(yīng)力隨土壤深度的增加迅速衰減，近似負(fù)冪函數(shù)衰減”；金書濱等[25]發(fā)現(xiàn)，動土應(yīng)力值在豎向衰減很快，呈指數(shù)衰減，上述研究成果與圖8中豎向動應(yīng)力衰減規(guī)律相似，說明筆者建立的土石路堤三維數(shù)值模型符合實(shí)際情況。

圖8 豎向動應(yīng)力隨深度分布圖Fig.8 Relationship between vertical dynamic stress and

3.3.2 振動頻率和振幅激振力對壓實(shí)效果的影響

振動頻率和振幅激振力作為振動壓路機(jī)的主要參數(shù)，對壓實(shí)質(zhì)量有很大的影響。為分析振幅激振力和振動頻率影響因素對壓實(shí)效果的影響，設(shè)計2因子(振幅激振力和振動頻率)3水平的完全因子設(shè)計，振動頻率選取24、28、32 Hz三水平，振幅激振力選用390、450、510 kN，分為9種工況試驗(yàn)，通過建模計算，得到碾壓過程中地表0.15 m深度處的豎向動應(yīng)力峰值和地表沉降量峰值如表3所示。

表3 9種工況下土石路堤動力響應(yīng)情況表Table 3 Dynamic response of earth-rock embankment under 9 kinds of working conditions

對試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行方差分析，計算自由度、均方、F值和檢驗(yàn)P值，判斷各因素對壓實(shí)度影響的顯著程度，結(jié)果見表4。

表4 振動頻率和振幅激振力因素的方差分析表Table 4 Variance analysis of vibration frequency and excitation force factors

對試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行F檢驗(yàn)和P檢驗(yàn)。經(jīng)查詢F分布表，對于給定的顯著水平α=0.05，F(xiàn)0.05(1,2)=18.51。從表中數(shù)據(jù)可以看出對于應(yīng)力和沉降值的響應(yīng)結(jié)果來看，振動頻率的F值均大于18.51，P<0.05，按照α=0.05水平，說明不同振動頻率引起的豎向動應(yīng)力和沉降值的總體均值間的差異有統(tǒng)計學(xué)意義，即有99.5%的把握判斷振動頻率對壓實(shí)有顯著的影響。而振幅激振力因素的F值均小于18.51，且P>0.05，說明壓路機(jī)的振幅激振力對于土石路堤的應(yīng)力和沉降增加無顯著影響。也反映出壓實(shí)工作振動頻率較高的條件下，單位長度條件下填筑土體接受的機(jī)械動能將會升高，對碾壓效果影響很大。

軒振華等[26]發(fā)現(xiàn)，隨著振動頻率的增加，碾壓沉降量也在增加，證實(shí)了表3中不同振動頻率下的地表位移規(guī)律的正確性。方磊等[21]通過數(shù)值模擬填石路堤壓實(shí)過程得到發(fā)現(xiàn)“振動頻率較小時，路基的壓實(shí)效果不好”和“同一振動頻率下，激振力并非愈大愈好”，說明采用的F檢驗(yàn)和P檢驗(yàn)方法合理適用，且檢驗(yàn)結(jié)果與實(shí)際情況相符。

由表3數(shù)據(jù)和現(xiàn)實(shí)情況可知，較高的振動頻率和振幅激振力能夠產(chǎn)生較大的沉降量，但也可能會引起被壓實(shí)材料出現(xiàn)離析現(xiàn)象。因此，土石路堤施工前需要修筑試驗(yàn)路段，確定土石填料碾壓振動頻率和振幅激振力的合理范圍。關(guān)于振動壓實(shí)機(jī)械參數(shù)的設(shè)置，宜在合理范圍內(nèi)采用較高的振幅激振力和振動頻率進(jìn)行土石路堤碾壓，可達(dá)到良好的壓實(shí)質(zhì)量。

4 結(jié)論

1)通過沉降差控制法提出土石路堤壓實(shí)的施工工藝，并發(fā)現(xiàn)每遍碾壓后土石填料鋪筑層的動回彈模量Evd與沉降差存在較好的線性相關(guān)性(相關(guān)系數(shù)R2均大于0.86)，進(jìn)而提出PFWD可作為輔助手段配合沉降差法評價土石路堤壓實(shí)質(zhì)量，即在土石路堤填筑壓實(shí)質(zhì)量檢測時宜用沉降差控制法對大面積代表性的測點(diǎn)進(jìn)行檢測，合格后，再進(jìn)行測點(diǎn)密布的PFWD檢測，用于精細(xì)化質(zhì)量控制，并兼顧外觀質(zhì)量控制(碾壓后的路堤表面沒有明顯孔洞，大粒徑填石連接緊密無松動，說明土石路堤質(zhì)量滿足要求)。

2)利用有限元理論通過輸入動態(tài)振動波模擬壓路機(jī)碾壓的振動荷載，研究振動壓實(shí)過程土石路堤中產(chǎn)生的動力響應(yīng)，得到振動壓路機(jī)施工作業(yè)過程中產(chǎn)生的機(jī)械振動將會為填筑材料提供反復(fù)的沖擊荷載作用，填筑材料的顆粒在此類作用下由靜止變?yōu)檫\(yùn)動的狀態(tài)，振動壓實(shí)過程中土石路堤中動位移峰值皆晚于荷載峰值出現(xiàn)，存在一定的時間滯后性；振動壓實(shí)迫使被壓土石混填材料做垂直強(qiáng)迫振動。振動壓實(shí)過程中土石路堤的豎向動應(yīng)力沿深度方向衰減速度先快后慢。

3)通過F檢驗(yàn)和P檢驗(yàn)分析壓路機(jī)振幅激振力和振動頻率對土石路堤壓實(shí)效果(變形與應(yīng)力值)影響的顯著程度，得到壓路機(jī)振動頻率因素對土石混填路堤振動壓實(shí)影響的顯著程度大于振幅激振力因素。