飛機荷載作用下濕化粉土道基變形特性研究

羅其奇，張升，葉新宇，李強，馬新巖，張興中

(1.中南大學土木工程學院，湖南長沙，410075；2.北京新機場建設指揮部，北京，102600；3.民航機場規(guī)劃設計研究總院有限公司巖土工程所，北京，100020；4.機場工程安全與長期性能交通運輸行業(yè)野外科學觀測研究基地，北京，100020；5.呼和浩特新機場建設工程項目指揮部，內(nèi)蒙古呼和浩特，010000)

我國北方機場道基大量采用場內(nèi)粉土填料，后期機場運營過程中出現(xiàn)很多工程病害，其中道面板破損病害出現(xiàn)頻率較高[1-2]。據(jù)調(diào)查，很多工程病害與地下水相關[3]，機場工程中濕化作用會加劇道基受荷不均勻變形，導致道面板破損病害[4-5]。粉土具有連接性差、強度低、水穩(wěn)定性差、易沖刷等特點，工程性質(zhì)受含水率影響顯著[6-8]。機場運營期間，大面積覆蓋的道面板阻斷了道基與大氣環(huán)境之間的連接通道，在溫度梯度作用下發(fā)生水汽遷移，造成“鍋蓋效應”，淺層道基出現(xiàn)局部水分積聚區(qū)；同時，當?shù)烂姘宄霈F(xiàn)裂縫或填縫不佳時，降雨入滲亦容易誘發(fā)淺層粉土道基形成局部水分積聚區(qū)。在飛機荷載長期作用下，濕化道基易出現(xiàn)顯著的不均勻沉降問題。局部水分積聚區(qū)域受荷導致不均勻沉降加劇，將促進道面板破損病害形成，嚴重縮短道面板使用壽命。因此，研究飛機荷載作用下濕化粉土道基變形特性對機場后期安全運營具有重要意義。

粉土具有強烈的水劣化特性，含水率低時，壓縮性低，強度高。吸收水分時強度喪失明顯，工程性質(zhì)隨含水率波動較大[9]，很多學者對此進行了大量研究：宋修廣等[10]進行了不同含水率下壓實粉土回彈模量及三軸試驗，發(fā)現(xiàn)粉土含水率高于最優(yōu)含水率時，回彈模量、變形模量及黏聚力隨含水率的增大呈現(xiàn)顯著的衰減趨勢，當接近飽和狀態(tài)時內(nèi)摩擦角也急劇降低，從而獲得粉土吸水后具有變形大、強度低的結(jié)論。管延華等[11]針對浸水粉土路基進行了足尺模型試驗研究，探明了考慮濕化作用時，分級循環(huán)荷載下粉土路基豎向變形機理以及附加應力傳遞規(guī)律。任克彬等[12]對重塑粉土進行多次干濕循環(huán)后，通過固結(jié)排水剪切試驗研究其抗剪強度特性；同時使用核磁共振以及掃描電鏡測試方法研究其微觀結(jié)構(gòu)特征，建立了微觀結(jié)構(gòu)與抗剪強度之間的關系。肖成志等[13]基于靜三軸試驗，分析了不同含砂量、壓實度和含水率對粉土應力-應變曲線和抗剪強度指標的影響。宋修廣等[14]基于室內(nèi)外試驗研究了粉土路基強度隨含水率變化規(guī)律，同時對比了不同摻灰改良方案下路面結(jié)構(gòu)受力變形特征，得出最優(yōu)的摻灰比例與路基處理深度。董金梅等[15]對最優(yōu)含水率的高分子材料改性粉土進行滲透試驗、毛細水上升試驗、抗沖刷試驗以及干濕循環(huán)作用下強度特性試驗，試驗結(jié)果驗證了高分子材料的改性效果。楊春寶等[16]針對粉土邊坡的坡內(nèi)和坡外水位變化誘發(fā)的邊坡失穩(wěn)工況，進行了對應的離心模型試驗，并通過理論分析以及數(shù)值模擬研究方法揭示了2種情況下粉土邊坡變形演化機制。

綜上，研究主要集中在地下水位波動造成的路基以及邊坡變形機制方面，而對地基濕化過程中的響應特征關注較少；此外，亦有粉土強度變形特性的單元試驗[17]研究成果，然而這部分研究與工程實際有一定出入。基于此，本文作者開展粉土濕化過程中道基變形特性模型試驗研究，同時基于試驗結(jié)果，建立有限元數(shù)值分析模型，探討粉土濕化過程中飛機荷載誘發(fā)的道基變形分布和演化規(guī)律，研究成果可為類似工程提供技術依據(jù)。

1 室內(nèi)模型試驗

1.1 模型試驗系統(tǒng)

為研究飛機荷載作用下粉土道基濕化變形特性，自主設計研制了多場物理模型試驗系統(tǒng)[18]，該系統(tǒng)可反復模擬測試不同機型飛機?？客C坪時造成的濕化道基響應。多場物理模型試驗系統(tǒng)由加載裝置、試驗模型箱裝置和數(shù)據(jù)采集裝置3個部分組成。加載裝置共2套，每套加載裝置包括反力架、底板、加強梁、加載板以及荷載施加設備等。其中荷載施加設備包括液壓千斤頂、電動液壓油泵和數(shù)顯壓力表等，通過電動液壓油泵和數(shù)顯壓力表模擬施加不同類型飛機荷載。2個反力架平行布置，2個液壓千斤頂分別固定于反力架底面，加載裝置的底板通過螺栓分別固定于模型箱開口面兩側(cè)的支撐板上，兩加載板分別放置于液壓千斤頂?shù)撞俊?/p>

試驗模型箱裝置主體為上開口的長方體形箱體，用于分層填筑道面山皮石墊層材料和道基非飽和粉土制樣。依據(jù)文獻[19]，L為地基模型寬度，B為加載板寬度，h為地基深度，模型裝置尺寸符合L/B>4 和h/B>4 條件時，可排除邊界效應的影響，綜合確定加載板寬度0.45 m，模型試驗裝置長×寬×高為2.0 m×2.0 m×1.8 m。裝置包括安裝骨架及固定于其上的側(cè)板和底板，側(cè)板的中部安裝可視化有機玻璃板，側(cè)板和有機玻璃板外側(cè)均設置有加強肋，不僅能夠降低土體與側(cè)板的摩擦力，同時利于試驗觀測。為方便后期拆樣，采用側(cè)板模塊和底板模塊的拼裝式結(jié)構(gòu)，側(cè)板模塊和底板模塊拼裝后對接縫進行防滲漏處理。支撐板有2塊，其下側(cè)有加強梁，對稱固定于模型箱一對側(cè)板模塊安裝骨架的頂部。模型箱側(cè)板設置有過線孔，在過線孔處安裝傳感器電纜密封接頭并做好防漏處理。

數(shù)據(jù)采集裝置包括DMWY 型位移傳感器、Ec-50土壤水分傳感器、DMTY型土壓力盒、數(shù)據(jù)采集儀以及電子計算機等，數(shù)據(jù)采集儀包括DMYB1840型動靜態(tài)應變采集儀和DT80數(shù)據(jù)采集器，分別用于測量和采集試樣變形量、體積含水率以及土壓力等指標。

1.2 試驗材料及道基填筑

試驗使用的粉土以及山皮石填料均取自北京大興國際機場，其基本物理性質(zhì)指標見表1，采用輕型擊實試驗確定粉土的最優(yōu)含水率為16.0%，最大干密度為1.89 g/cm3。

表1 粉土填料基本物理性質(zhì)指標Table 1 Basic physical parameters of silt

依據(jù)民用機場道面設計規(guī)范[20]，本研究選用95%的壓實度進行拌土和壓實，道基分層壓實厚度取為0.1 m。模型試驗試樣長為2.0 m、寬為2.0 m、高為1.6 m，道基頂部鋪設0.15 m厚度的山皮石墊層，以此模擬實際機場道面道基結(jié)構(gòu)。

將攪拌均勻的土樣放入模型箱中壓實，以1.80 g/cm3干密度作為控制條件，為確保壓實效果，采用HCD125型電動沖擊夯擊實。填筑粉土試樣過程中，為防止上層土樣擊實引起下層土樣密度增大，同時確保制樣均勻性；在小型夯機端部夯板處增設減震海綿，制樣時適當增加下層土樣壓實厚度并分層取樣測試質(zhì)量含水率。制樣結(jié)束后通過水分傳感器測試數(shù)據(jù)進行干密度監(jiān)測，確保試樣滿足均勻性要求。

1.3 試驗儀器布置

主要采用DMWY型位移傳感器(精度為0.1 mm)進行變形測量，變形測點設置在山皮石墊層表面、粉土道基與山皮石墊層分界面處共8個測點。測點豎向位于一條豎直線上，橫向?qū)ΨQ布置，從而獲得試驗過程中粉土道基變形量和山皮石墊層變形量。

粉土道基頂面以下0.20，0.45，0.70，0.95 和1.20 m處分別布置5個數(shù)據(jù)采集層位。采用DMTY型土壓力盒(精度為1 Pa)測量粉土道基不同深度處土壓力，采用Ec-50土壤水分傳感器測量不同深度處粉土體積含水率，測點布置如圖1所示，傳感器埋設過程如圖2所示。

圖1 測點布置圖Fig.1 Arrangement diagram of measurement points

圖2 傳感器埋設過程Fig.2 Embedding process of sensors

1.4 試驗方案

粉土變形特性受含水率影響顯著，在飛機荷載作用下容易產(chǎn)生不均勻變形。據(jù)此試驗方案設計以累積注水量為單一變量對道基進行注水試驗，以此模擬測試現(xiàn)場粉土濕化過程中，飛機荷載作用下道基變形特性。

依據(jù)民用機場道面設計規(guī)范[20]，以大型飛機A380-800 為例，單個機輪荷載為1.47 MPa，輪印面積為0.177 m2，混凝土道面板長為5.0 m，寬為4.5 m，主起落架構(gòu)型及道面板荷載如圖3所示。

圖3 A380-800主起落架構(gòu)型及道面板荷載示意圖Fig.3 Main landing gear configuration of airplane A380-800 and load schematic diagram of pavement slab

考慮粉土道基濕化過程中可能出現(xiàn)的最大不均勻變形工況，選取2 號、6 號2 塊相鄰混凝土道面板作為加載板，模型試驗中加載板長度、寬度和厚度分別為0.50，0.45 和0.02 m，2 塊加載板上分別增設2條加固肋增加抗彎剛度，加載板剛度能夠完全反映現(xiàn)場道面板上應力分布。實際機場道面結(jié)構(gòu)由道面板、基層和墊層3部分組成，將混凝土道面板看作剛性基礎[21]，道面板與基層彈性模量之比大于20，道面板底附加應力通過基層傳遞至墊層表面時不會發(fā)生應力擴散。考慮道面板和基層自重荷載，混凝土道面板密度為2 400 kg/m3，水泥穩(wěn)定碎石基層密度為2 000 kg/m3，混凝土道面板厚度為0.42 m，水泥穩(wěn)定碎石基層厚度為0.40 m。計算得到最不利工況下2 號、6 號2 塊相鄰混凝土道面板下山皮石墊層表面應力分別為99.03 kPa 和29.62 kPa。

試驗經(jīng)歷6次粉土道基濕化、加載過程，同時對道基進行反復加卸載，直至加載點處變形量穩(wěn)定，再進行下次濕化和加卸載，直至粉土試樣飽和度穩(wěn)定，試驗結(jié)束。

2 試驗結(jié)果與分析

2.1 道基飽和度分布規(guī)律

圖4所示為濕化過程中不同深度處粉土飽和度隨濕化次數(shù)變化曲線。由圖4可知：北京大興區(qū)粉土滲透性強，持水能力差，道基水分持續(xù)向底部滲流。制樣結(jié)束時，道基中部飽和度達到粉土最大持水能力，在粉土飽和度為75%附近時達到最大持水能力，道基底部接近飽和狀態(tài)。濕化過程中，由于水分向底部滲流，淺層道基飽和度增長速度較慢，淺層道基飽和度緩慢增長至粉土最大持水能力。道基中部一直維持在粉土最大持水能力，主要起水分滲流通道的作用。道基下部飽和度呈持續(xù)增加趨勢。圖5所示為道基飽和度沿深度分布曲線。由圖5可知：土樣飽和度隨深度呈增加趨勢，說明濕化作用影響范圍較深。頂部粉土飽和度分布出現(xiàn)差異，原因在于頂部粉土位于飛機荷載疊加效應集中區(qū)域，荷載作用誘發(fā)頂部粉土干密度增加，導致飽和度測試結(jié)果偏大。

圖4 濕化次數(shù)-飽和度變化曲線Fig.4 Curves of humidification times and saturation

圖5 深度-飽和度變化曲線Fig.5 Curves of depth and saturation

2.2 飛機荷載誘發(fā)土壓力分布規(guī)律分析

圖6(a)所示為濕化過程中墊層表面以下0.35 m深度處土壓力橫向分布曲線。不考慮土樣自重，研究濕化作用下飛機荷載誘發(fā)道基土壓力橫向分布特征。由圖6(a)可知：飛機荷載疊加作用下，道基附加應力橫向分布特征與荷載有關，附加應力橫向分布呈現(xiàn)中間高兩邊低的分布特征。道基中間荷載疊加效應顯著，與荷載作用區(qū)域橫向距離越遠，飛機荷載折減效應越顯著。由飛機荷載疊加效應誘發(fā)的道基土壓力呈拱形分布特征，淺層道基土壓力橫向分布差異明顯，土壓力拱形分布特點容易誘發(fā)道基不均勻變形。圖6(b)所示為濕化過程中墊層表面以下0.60 m 深度處土壓橫向分布曲線，與圖6(a)對比分析可知：飛機荷載傳遞至墊層表面以下0.60 m 深度處，由荷載疊加效應誘發(fā)的兩側(cè)土壓力差異分布趨勢降低。荷載傳遞至此處發(fā)生大幅度折減，土壓力橫向分布較淺層道基均勻，也說明了深度是影響飛機荷載折減的主要因素。對比分析不同深度處土壓力橫向分布曲線，發(fā)現(xiàn)山皮石墊層和粉土對飛機荷載折減效應顯著。同時，荷載折減幅度也與疊加效應有關，飛機荷載疊加效應越明顯，荷載傳遞過程中折減幅度越大。與粉土對比，山皮石墊層的作用促進了飛機荷載折減。

圖6 墊層表面以下不同深度處土壓力橫向分布圖Fig.6 Horizontal distribution of earth pressure at different depths below cushion surface

2.3 道基濕化變形特性分析

圖7(a)所示為測點2 和6 處變形演化曲線。測點2和6區(qū)域均布荷載較小，濕化前粉土變形恢復能力較好。濕化過程中，測點2和6變形量演化趨勢大致相同，加載階段測點2和6變形發(fā)展主要經(jīng)歷3個階段，快速增長階段、緩慢增長階段、平穩(wěn)波動階段。濕化初期，山皮石墊層透水性強，水分通過山皮石墊層向淺層道基積聚，道基淺層粉土飽和度增加，變形進入快速增長階段。隨著濕化次數(shù)增加，淺層道基達到粉土最大持水能力，淺層滯水通過道基內(nèi)部滲流通道向底部積聚，荷載影響范圍內(nèi)變形量分別增長至最大值7.2 mm 和4.7 mm。卸載階段測點2和6變形發(fā)展主要經(jīng)歷線性增長階段、平穩(wěn)波動階段，濕化前期淺層粉土道基飽和度顯著增加，測點2和6處變形量線性增長至最大值3.64 mm 和0.99 mm。濕化后期，粉土道基飽和度大致穩(wěn)定，變形量基本不變。

圖7(b)所示為測點3 和7 處變形演化曲線。因該區(qū)域施加的均布荷載較大，相應變形較測點2和6 處大，但變形量變化規(guī)律大致相同。加載階段，測點3 和7 變形量主要分為2 個階段，即快速增長和緩慢增長階段。隨著濕化程度加深，測點變形量呈線性增長趨勢，在第2次濕化結(jié)束時變形量增長率顯著降低，說明受荷變形主要發(fā)生在淺層粉土飽和度快速增加階段，濕化后期變形量基本穩(wěn)定。卸載階段測點變形主要經(jīng)歷線性增長階段、平穩(wěn)波動階段，卸載階段測點3 最大變形量為4.52 mm，測點7 最大變形量為2.60 mm。加載階段測點3最大變形量為12.10 mm，測點7最大變形量為8.70 mm。對比濕化前和濕化過程中測點處變形量，發(fā)現(xiàn)粉土濕化后受荷變形量較大，濕化作用對粉土受荷變形影響顯著。

圖7 不同測點變形演化曲線Fig.7 Deformation evolution curves of different measuring points

圖8所示為濕化過程中粉土道基受荷變形演化曲線。由圖8可知：粉土道基受荷彈性變形和塑性變形均呈現(xiàn)先線性增加、后平穩(wěn)波動變化趨勢。濕化前，測點6和7處粉土彈性變形分別為1.70 mm和2.96 mm，塑性變形分別為0.10 mm和0.62 mm。測點6 和7 處濕化作用誘發(fā)的彈性變形分別為2.10 mm 和3.54 mm，濕化作用誘發(fā)的塑性變形分別為0.88 mm 和1.98 mm。與濕化前對比，粉土道基彈塑性變形均呈增長趨勢，塑性變形增長比例顯著,受荷敏感度較高。

圖8 測點6和7處粉土變形演化曲線Fig.8 Deformation evolution curves of silt at measuring points 6 and 7

圖9所示為荷載作用點處測點2和3以及測點6和7之間不均勻變形演化曲線。由圖9可知：加卸載階段測點之間不均勻變形變化趨勢大致相同，變化幅度有微小差異。濕化之前，山皮石墊層和粉土道基承載性能較好，加載階段表面和分界面測點處不均勻變形較接近，卸載階段粉土與山皮石分界面處不均勻變形較大。加載階段測點2 和3之間最大不均勻變形為5.96 mm，測點6 和7 之間最大不均勻變形為5.39 mm。卸載階段測點2 和3之間最大不均勻變形為0.96 mm，測點6 和7 之間最大不均勻變形為2.01 mm。加載階段表面和分界面處測點不均勻變形變化趨勢大致相同，主要分為3個階段：快速增長階段、緩慢增長階段和平穩(wěn)波動階段。濕化過程中山皮石墊層受荷不均勻變形基本不變，分界面處粉土道基不均勻變形呈增長趨勢，濕化作用下粉土道基受荷不均勻變形是表面不均勻變形的主要組成部分。卸載階段表面和分界面處不均勻變形變化趨勢主要分為緩慢增長階段和平穩(wěn)階段，試驗結(jié)果表明山皮石墊層能降低粉土濕化誘發(fā)的表面卸荷不均勻變形。

圖9 加載點間不均勻變形演化曲線Fig.9 Evolution curves of uneven deformation between loading points

3 數(shù)值計算

3.1 數(shù)值模型建立及參數(shù)

由于試驗模型尺寸有限，道基中應力不能完全反映現(xiàn)場的應力水平，因而需要建立數(shù)值模型，定量分析道基濕化過程中飛機荷載對道基變形的影響規(guī)律。為驗證建立的數(shù)值模型，本研究采用Abaqus 模擬室內(nèi)試驗的工況。數(shù)值模型及網(wǎng)格劃分如圖10所示，采用C3D8平面應力應變單元，數(shù)值模型尺寸與物理模型裝置尺寸一致，約束模型側(cè)面水平位移，約束模型底面水平和豎向位移。根據(jù)物理模型試驗尺寸，數(shù)值模型主要由山皮石墊層和粉土道基組成，山皮石墊層厚度為0.15 m，粉土道基深度為1.45 m，土體采用摩爾庫侖本構(gòu)模型，計算參數(shù)與模型試驗保持一致。模型試驗中道基不同深度處飽和度整體變化趨勢分為3 個階段，即濕化前初始階段、粉土最大持水能力階段以及最終穩(wěn)定階段；數(shù)值模擬分3個階段進行，分別對應濕化前、第2次濕化、第6次濕化過程。模型材料初始物理力學參數(shù)參考GUO[22]和師莉莎[23]的研究，材料初始物理力學參數(shù)見表2。依據(jù)文獻[24]的研究，粉土黏聚力與含水率呈線性關系，彈性模量與含水率呈冪指數(shù)關系，內(nèi)摩擦角基本不變。結(jié)合模型試驗中不同濕化階段道基飽和度沿深度分布的特征，通過溫度場變量實現(xiàn)材料參數(shù)折減過程，進行模型材料強度參數(shù)折減。

圖10 濕化道基數(shù)值模型示意圖Fig.10 Schematic diagram of numerical model for wetting subgrade

表2 模型材料物理力學參數(shù)Table 2 Physical and mechanical parameters of model materials

3.2 數(shù)值模型驗證

3.2.1 測點土壓對比分析

圖11(a)和11(b)所示分別為墊層表面以下0.35 m 和0.60 m 深度處土壓力實測-模擬對比圖，由圖11(a)可知：墊層表面以下0.35 m 深度處，濕化前、最大持水能力以及最終階段左側(cè)測點模擬值與實測值相對誤差約為12%，中間測點模擬值與實測值相對誤差約為9%，右側(cè)測點模擬值與實測值相對誤差約為15%。由圖11(b)可知：表面以下0.60 m 深度處，最大持水能力階段以及最終階段左側(cè)測點模擬值與實測值相對誤差約為13%，右側(cè)測點模擬值與實測值相對誤差約為12%。中間測點相對誤差較小，飛機荷載疊加效應誘發(fā)淺層道基中部應力集中，測點土壓力更接近土壓力傳感器測量范圍。水力耦合作用下土壓力盒受力面發(fā)生微小移動，造成試驗數(shù)據(jù)與仿真數(shù)據(jù)不能完全對應，但試驗數(shù)據(jù)與仿真數(shù)據(jù)數(shù)值上接近，分布趨勢一致，較好地驗證了數(shù)值計算模型的科學性與適用性。

圖11 墊層表面以下不同深度處土壓力實測-模擬對比圖Fig.11 Comparison of measured and simulated earth pressure at different depths below cushion surface

3.2.2 測點變形對比分析

圖12(a)和12(b)所示分別為粉土濕化過程中表面測點、墊層與道基分界面處測點變形實測-模擬對比圖。由圖12(a)和12(b)可知：模擬值與實測值變化趨勢基本一致，加載階段兩者均經(jīng)歷了快速增長階段、緩慢增長階段以及平穩(wěn)波動階段。由于大比例模型試驗在制樣上存在一定的不均勻性，可能導致實測值與模擬值不完全一致；但實測值與模擬值數(shù)值接近，曲線整體變化趨勢相近，驗證了數(shù)值計算模型的可靠性。

圖12 不同測點處變形量實測-模擬對比圖Fig.12 Comparison of measured and simulated deformation at different measuring points

3.3 實際場道數(shù)值計算結(jié)果分析

上述研究表明建立的數(shù)值模型能較好地適用于粉土道基濕化變形特性分析中，由于模型尺寸較小，道基中應力及變形不能完全與現(xiàn)場對應。因而需要放大模型加載區(qū)域至實際機場道面板尺寸，放大的模型參數(shù)與模型試驗一致，數(shù)值模型示意圖如圖13所示。

圖13 實際機場濕化粉土道基數(shù)值模型Fig.13 Numerical model for wetting silt subgrade in real airport

在數(shù)值模型中選取特征路徑進行實際機場粉土濕化條件下道面道基受荷變形分析，特征路徑平面示意圖如圖14所示。路徑1和2分別為與道面板正交的橫向分布路徑，路徑4和5分別位于路徑2下方2 m和4 m深度處。路徑3為與受荷大的道面板中心正交的豎向分布路徑，路徑6和7分別為路徑3 沿路徑2 方向橫向平移2 m 和4 m 形成的豎向分布路徑。

圖14 特征路徑平面示意圖Fig.14 Schematic diagram of feature paths

3.3.1 濕化作用下荷載誘發(fā)沉降橫向分布特征分析

圖15(a)和15(b)所示分別為路徑1 和2 處表面沉降橫向分布圖。由圖15(a)和15(b)可知：濕化作用下表面受荷沉降沿橫向呈現(xiàn)“U”形分布特點。濕化作用對不均勻變形主要分布范圍無顯著影響，墊層表面及一定深度范圍內(nèi)受荷不均勻變形主要分布于加載區(qū)及其5 m范圍內(nèi)。濕化作用增大了飛機荷載影響范圍，荷載影響范圍內(nèi)沉降量顯著增加。荷載對表面沉降橫向分布特征影響顯著，體現(xiàn)出較大不均勻變形。隨濕化程度加深，表面凹陷程度顯著增加，“U”形分布加深。淺層粉土濕化前至最大持水能力階段是沉降主要發(fā)展階段，濕化過程中表面沉降量最大值為19.7 mm，與濕化前對比，最大沉降量增加值為8.47 mm。說明粉土水敏感特性突出，濕化作用誘發(fā)的受荷沉降量顯著增加。

圖15(c)所示為路徑4和5處表面以下不同深度沉降橫向分布圖。由圖15(c)可知：不同深度處沉降橫向分布符合“V”形分布特征。濕化程度增加，沉降橫向分布由淺“V”形向深“V”形分布演變。隨深度增加，不均勻變形顯著降低，沉降橫向分布由深“V”形向淺“V”形分布演變，沉降集中現(xiàn)象減弱。表明隨深度增加，飛機荷載疊加誘發(fā)的應力集中逐漸減弱，荷載橫向影響范圍逐漸增大。

圖15 不同路徑的沉降橫向分布圖Fig.15 Transverse distribution of settlement for different paths

3.3.2 濕化作用下荷載誘發(fā)沉降豎向分布特征分析

圖16(a)和16(b)所示分別為路徑3，6 和7 處沉降豎向分布對比圖。由圖16(a)和16(b)可知：加載區(qū)附近沉降隨深度變化主要分為2個階段，指數(shù)減小階段和線性減小階段。加載區(qū)外，沉降主要分布于地表6m深度以下。加載區(qū)內(nèi)淺層道基沉降量降低速率較快，沉降量降低率隨深度增加呈減小趨勢。荷載誘發(fā)的沉降主要分布于表面以下6 m深度范圍內(nèi)，該深度范圍內(nèi)沉降量占比為71%，濕化前該范圍內(nèi)沉降量隨深度增加呈現(xiàn)指數(shù)減小趨勢。6 m以下深度，沉降量呈線性降低趨勢。對比濕化前沉降量豎向分布曲線，濕化作用顯著增加了沉降豎向降低率，表面以下6 m深度內(nèi)沉降量占比為53%，濕化作用降低了該深度范圍內(nèi)應力集中效應，同時增加了荷載豎向影響深度。

圖16 不同路徑的沉降豎向分布對比圖Fig.16 Vertical distribution of settlement for different paths

4 結(jié)論

1)北京大興地區(qū)粉土飽和度在75%附近達到最大持水能力。粉土持水能力不高、滲透性強，濕化過程中，粉土飽和度變化趨勢為：上部粉土先增加后減??；中間粉土變化較小，主要起到過水通道作用；下部粉土飽和度持續(xù)增加。

2)濕化作用下飛機荷載誘發(fā)的粉土彈塑性變形均呈現(xiàn)先線性增長，后平穩(wěn)波動趨勢。粉土受荷變形主要發(fā)生在淺層粉土濕化前至最大持水能力階段。飛機荷載作用下粉土塑性變形增加比例較大，受荷敏感度較高。

3)粉土濕化過程中，加卸載階段山皮石墊層表面、山皮石與粉土分界面處不均勻變形演化趨勢基本相同。山皮石與粉土分界面處產(chǎn)生的不均勻變形是表面不均勻變形的主要組成部分，而濕化作用進一步加劇該變形趨勢，山皮石墊層的設置能有效降低濕化作用誘發(fā)的不均勻變形。

4)濕化作用下，加載區(qū)下表面沉降橫向分布呈“U”形分布特點，“U”形分布范圍為加載區(qū)域及其5 m范圍內(nèi)。濕化作用增加了飛機荷載橫向影響范圍以及不均勻變形，對不均勻變形橫向分布范圍無顯著影響。隨深度增加，沉降橫向分布由“U”形—深“V”形—淺“V 形演化。加載區(qū)下不均勻變形受濕化作用影響逐漸降低，飛機荷載疊加誘發(fā)的應力集中效應逐漸減弱。

5)隨深度增加，粉土道基受荷沉降量豎向分布主要呈現(xiàn)指數(shù)降低和線性降低趨勢。表面6 m深度以下沉降量分布基本相同，說明受荷敏感深度位于表面以下6 m范圍內(nèi)。隨濕化程度加深，受荷沉降量顯著增加，受荷敏感深度內(nèi)沉降量占總沉降量比例逐漸降低，說明濕化作用降低了受荷敏感深度范圍內(nèi)應力集中效應，增加了荷載影響深度。值得注意的是本文主要研究飛機靜荷載作用下濕化粉土道基變形特性，后期應考慮飛機動荷載的影響。