蔡靖 羅明達 董炳寅

摘要：利用取自山西的濕陷性黃土，模擬動力夯實現(xiàn)場試驗，設計不同夯擊次數(shù)的模型試驗，得到隨著夯擊次數(shù)的增加，土樣的密度、強度參數(shù)逐漸提高，濕陷性系數(shù)逐漸降低的變化規(guī)律，但當夯擊次數(shù)大于8次時，土樣豎向變形、密度、內(nèi)摩擦角和粘聚力均趨于穩(wěn)定，且濕陷性系數(shù)小于0015。另外，對不同夯擊次數(shù)下的土樣進行SEM（掃描電鏡）微觀試驗，編制SEM圖像分析程序，經(jīng)定性分析得到：隨著夯擊次數(shù)的增加，中小孔隙含量越來越大；夯擊前土樣等效孔徑16 μm以下的孔隙占926%，大于16 μm的大孔隙占74%，小于4 μm的小孔隙占669%。10次夯擊后，土體中幾乎不存在等效孔徑大于16 μm的大孔隙，而等效孔徑小于4 μm的小孔隙占818%。經(jīng)定量分析建立了夯擊次數(shù)與平面孔隙率、平均等效孔徑之間的量化關系。從而建立了濕陷性系數(shù)與平面孔隙率和平均等效孔徑的量化關系。

關鍵詞：模型試驗； 平面孔隙率； 平均等效孔徑； 濕陷性系數(shù)

中圖分類號：TU444文獻標志碼：A文章編號：16744764（2014）03003007

Micro睲echanism of Dynamic Compaction on Collapsible Loess

Cai Jing１, Luo Mingda1, Dong Bingyin2

(1盇irport Engineering Base of Civil Aviation University of China, Tianjin 300300，P.R.China;

2盕oundation Research Institute of China Zhonghua Geotechnical Engineering Co. LTD, Beijing 102600, P.R.China)

Abstract:Collapsible loess was collected from a suburban district of Shanxi, China. Dynamic model experiments of different hammer blows were designed to simulate the in瞫itu test on collapsible loess. The model experiments results showed that the density and shear strength parameters of the soil specimens increased with the increase of blows while the collapsible coefficient of the loess decreased with the increase of blows. However, after eight blows, the vertical displacement, the density, the internal friction angle and the cohesion of the loess were tend to be constant, and the collapsible coefficient was less than 0.015 that means the loess is stable. Furthermore, scanning electron microscope was used and SEM image analysis program was established to study the micro瞫tructure of the specimens. The analysis of results showed that small pores in the soil increased with the increase of the blows; before compaction the content of pores with an equivalent pore diameter under 16 μm was 92.6%, the content of pores with an equivalent pore diameter larger than 16 μm was 7.4% and the content of pores with an equivalent pore diameter less than 4 μm was 66.9%. After ten blows, there were nearly no pores with an equivalent pore diameter larger than 16 μm, while the content of the pores with an equivalent pore diameter less than 4 μm was 81.8%. According to quantitative analysis, the relations between the blows and the plane void ratio, and the equivalent pore diameter were established. Meanwhile, the relations between the collapsible coefficient and the plane void ratio, the equivalent pore diameter were established.

Key words:the model experiment; the plane void ratio; the equivalent pore diameter; the collapsible coefficient of the loess

中國的濕陷性黃土廣泛分布于西北地區(qū)，約38萬km2。動力夯實法是一種有效消除黃土濕陷性的地基處理手段［12］。但濕陷性黃土本身具有結構性強，孔隙大，可溶鹽含量較高等性質(zhì)會影響夯實的加固效果，采用規(guī)范中的設計方法進行夯實施工，會使得工期延長，費用增加，達不到設計深度。如某一西北地區(qū)動力夯實法處理濕陷性黃土地基的工程通過初步經(jīng)驗設計確定的施工方案需要200多萬元，經(jīng)過優(yōu)化設計，僅用了60萬元。夯實過程中土體結構性的變化是造成地基土物理、力學性質(zhì)發(fā)生變化的根本原因，也是影響加固效果的主要因素［35］。目前對土體結構性變化的定量研究還處于初級階段，其研究成果還遠遠沒有與易于量測的物理力學參數(shù)相結合［69］。因此，針對這個問題，本文從宏觀和微觀的角度對動力夯實作用下濕陷性黃土的物理力學參數(shù)、微觀結構變化進行深入研究，為動力夯實法處理濕陷性黃土地基的施工參數(shù)的確定提供理論依據(jù)。

〖=D(〗蔡靖，等：動力夯實法處理濕陷性黃土的微觀機理〖=〗1動力夯實法處理濕陷性黃土的模型試驗試驗土樣取自山西，物理指標見表1。

表1土樣的物理性質(zhì)指標

土樣深度/m土樣密度/(g·cm－3)土樣含水率/%比重孔隙比濕陷性系數(shù)液限/%塑限/%2.01.63311.075.01.68110.8611.51.72018.3513.51.74119.1219.01.78418.972.722.722.722.722.720.850.0890.790.0820.870.0730.860.0540.810.01630.2814.130.2814.130.2814.130.2814.130.2814.1

模型試驗［1012］在室外進行，試驗場地為天然平整開闊場地，場地土為黏性土。試驗場地具體的處理方法為：在開闊平整場地上人工挖一圓柱形土坑，土坑尺寸：高15 cm、底面直徑125 cm，試驗時將高15 cm、直徑12 cm的圓柱形試樣放入坑中，量測坑壁與試樣之間的間距，根據(jù)試樣高度算出間隙體積，采用與試樣物理性質(zhì)相同的土體，分層填土實并壓實到與試樣相同的密度。試驗現(xiàn)場示意圖如圖1所示。試驗設備包括：帶有連桿和墊片，重量為10 kg，底面半徑為5 cm的穿心錘、測量豎向變形的直尺，量程為30 cm，精確到01 cm。

圖1模型試驗示意圖

模型試驗分5組進行，每組2個試樣，對應的夯擊次數(shù)分別為2、4、6、8、10。落錘提升高度064 m，落錘的夯擊能為64 N，落錘自由下落，每次夯擊時間間隔為167 s。每組試樣夯擊完后，測定土樣的高度、密度和含水量。同時用環(huán)刀從夯后試樣表面沿深度取2個直徑為62 cm，高為2 cm的圓柱體土樣，用于濕陷性試驗。然后用薄壁取土器分別沿剩余試樣上表面中心和兩側取出3個直徑為39 cm，高為11 cm的圓柱體土試樣，隨后將三個土樣分別制成3個直徑為39 cm，高為8 cm的三軸壓縮試驗試樣。在三軸試樣制作中，一個取自11 cm高圓柱試樣的上層、另外兩個取自中間和下層，以便獲得夯擊土體樣沿深度的平均力學性能。在制作三軸試驗試樣的同時，從其剩余部分制作3個邊長為1 cm的正方體土樣用作微觀試驗。

利用上述所取的5組（2、4、6、8、10次夯擊）三軸試驗土樣和原狀土（0次夯擊）制成的試樣進行6組三軸固結排水剪切試驗，每組3個試樣，固結壓力分別為01、02和04 MPa。設定剪切速度為01 mm/min，對試樣進行剪切試驗。試樣每產(chǎn)生03 mm變形值，測讀一次測力計讀數(shù)和軸向變形值，直到軸向應變?yōu)?5%~20%。取軸向應力與應變曲線的峰值作為土樣的剪切強度。

利用夯擊試驗中所取的濕陷性試驗試樣，用固結儀進行土樣濕陷性試驗，確定土體的濕陷性系數(shù)。根據(jù)原狀土樣的取樣深度，確定200 kPa 為最大分級壓力，依次分級施加50、100、150和200 kPa的壓力，施加每級壓力后，每隔1 h測定一次變形，直至試樣變形穩(wěn)定。試樣在200 kPa壓力下變形穩(wěn)定后，向固結容器內(nèi)自上而下注入純水，水面宜高出試樣頂面，每隔1 h測定一次變形，直至試樣變形穩(wěn)定為止。根據(jù)200 kPa壓力下土樣浸水產(chǎn)生的高度變化值與土樣初始高度的比值計算得到濕陷性系數(shù)。

不同夯擊次數(shù)下土樣的密度、強度參數(shù)和濕陷性系數(shù)試驗結果如表2。表2中的物理力學參數(shù)為試驗數(shù)據(jù)的平均值。典型的SEM（掃描電鏡）圖像如圖2～7所示。不同夯擊次數(shù)下土樣的密度、豎向變形和強度參數(shù)的變化如圖8～11所示。表2不同夯擊次數(shù)下土樣的物理力學參數(shù)

夯擊

次數(shù)土樣

編號密度/

(g·cm－3)含水率/

%豎向變

形量/cmφ/（°）c/kPa濕陷

系數(shù)0117801918000165520130076221875192803126232898006943197519040502667399700546419811928070271041760015852061192807728704433000410620951932109287749610002圖21號土樣SEM圖像

圖32號土樣SEM圖像

圖43號土樣SEM圖像

圖54號土樣SEM圖像

圖65號土樣SEM圖像

圖76號土樣SEM圖像

圖8土樣豎向變形量隨夯擊次數(shù)變化曲線

圖9密度隨夯擊次數(shù)變化曲線

圖10內(nèi)摩擦角隨夯擊次數(shù)變化曲線

圖11粘聚力隨夯擊次數(shù)變化曲線

由圖8～11可知：隨著夯擊次數(shù)的增加，土樣的豎向變形量、密度、內(nèi)摩擦角和粘聚力都呈增加的趨勢。但當夯擊次數(shù)大于8次時，土樣豎向變形、密度、內(nèi)摩擦角和粘聚力均趨于穩(wěn)定。圖12表明，隨著夯擊次數(shù)的增加濕陷性系數(shù)急劇降低，二者的擬合關系式為：δ=0147 8e－0450 9N，其中δ為濕陷性系數(shù)。

圖12濕陷系數(shù)隨夯擊次數(shù)變化曲線

2基于Matlab的SEM圖像分析

21微觀定量分析特征參數(shù)

由于引起黃土濕陷性的主要原因是孔隙的存在［1314］，動力夯實法處理濕陷性黃土也是以壓縮孔隙為目的。因此研究的微觀定量參數(shù)［15］有4個。

1）平面孔隙率e，定義為SEM圖像中孔隙要素的面積和圖像總面積之比。

2）孔隙等效孔徑D，D=2A×S314Aa×m，其中：D為孔隙等效直徑，A為孔隙像素點總數(shù)，S為圖像實際大小，Aa為圖像總像素點，m為圖像放大倍數(shù)。同時定義平均等效孔徑，d=1n∑ni=1Di，其中n為孔隙個數(shù)，D為每個孔隙的等效孔徑。

3）圖像孔隙的方向角和平均方向角：孔隙方向角即孔隙長軸與水平方向的夾角。平均方向角為孔隙方向角的平均值。

4）圖像孔隙的形狀系數(shù)和平均形狀系數(shù)Ki：孔隙的形狀系數(shù)(Ki)為：Ki=LsLl，其中：Ls為孔隙的短軸長度，Ll為孔隙的長軸長度。Ki的取值范圍為［0,1］。當Ki=1時，表明孔隙為正方形或者為圓形的極端情況；當Ki=0時，表明結構孔隙呈現(xiàn)線性的極端情況。

22 程序算法實現(xiàn)步驟

1)讀入SEM圖像。

2)對圖像進行預處理。使用濾波函數(shù)對圖像進行椒鹽濾波處理, 消除圖像中的噪聲干擾。

3)圖像的二值化處理。經(jīng)過預處理的圖像采用Matlab的矩陣運算方法進行圖像的二值化。即將圖像轉化為灰度圖，圖像的每一個像素點從0到255都有一個灰度值。選擇一個閾值，當某個像素的灰度值大于該閾值時返回灰度值0，相反則返回255。如此，就將整幅圖像都賦予0或255的灰度值，這樣就形成了只有黑白兩色的二值圖像。由于孔隙在SEM圖像中顏色較深，故在二值圖像中顯示的是白色。

4)孔隙形態(tài)分析。

圖13為程序算法步驟實現(xiàn)流程圖。

圖13程序算法步驟實現(xiàn)流程圖

23SEM圖像分析

231圖像預處理圖14（a）為500倍放大SEM圖像，下方有圖像信息，比例尺和放大倍數(shù)，但在進行二值化處理時，這些信息會干擾二值圖像的效果，故在進行二值處理前去掉原始圖像下部，如圖14（b）所示。使用濾波函數(shù)對圖像進行椒鹽濾波處理, 消除圖像中的噪聲干擾，經(jīng)去噪處理后的圖像如圖14（c）所示。圖14（c）表明，經(jīng)去噪后的圖像，孔隙與顆粒特征更加明顯，有助于黃土微觀結構的定性分析以及二值圖像的生成。

圖14圖像預處理

232圖像二值化用矩陣運算方法進行圖像的二值化，其中二值圖像中白色部分代表孔隙，黑色部分代表固體顆粒。

圖15為不同夯擊次數(shù)下，濕陷性黃土在500倍放大倍數(shù)下的二值圖像。

圖15二值圖像

圖15表明，在沒有受到夯擊時，土樣二值圖像中可以清晰地看到大孔隙的存在（圖15（a）所示）。2次夯擊時，土樣的二值圖像中，大孔隙減少，中小孔隙增加（如圖15(b)）。在4、6、8和10次夯擊下，土樣孔隙大小隨夯擊次數(shù)的增加而逐漸減小，尤其是10次夯擊時，二值圖像顯示是分布較均勻的小孔隙，并且孔隙的數(shù)目也明顯減少。

233微觀結構參數(shù)定量分析應用編制的程序，可以獲得在不同夯擊次數(shù)下土樣微觀參數(shù)值，如表3所示。平面孔隙率、平均等效孔徑與夯擊次數(shù)之間的關系如圖16、17所示。圖18給出了不同夯擊次數(shù)下平均等效孔徑分布。表3不同夯擊次數(shù)下的微觀參數(shù)與濕陷性系數(shù)

夯擊

次數(shù)平面

孔隙率平均等效

孔徑/μm平均形狀

系數(shù)平均

方向角/(°)濕陷性

系數(shù)0012943540565395130076201173556056136182006940116341305973674400516008330490595369810015800662634057538165000410004625290576336980002

圖16夯擊次數(shù)與平面孔隙率關系

圖17夯擊次數(shù)與平均等效孔徑關系

圖16、17表明，隨著夯擊次數(shù)的增加，土樣的平面孔隙率和平均等效孔徑不斷降低，夯擊次數(shù)與平面孔隙率的關系曲線方程為np=－0046 4N2－0394 3N+12957；夯擊次數(shù)與平均等效孔徑的關系方程為：d=0010 6N2－0281 2N+4272 7，其中N為夯擊次數(shù)，0≤N≤10，np為平面孔隙率，d為平均等效孔徑。圖18、19可以看出夯擊次數(shù)對平面形狀系數(shù)、平均方向角幾乎沒有影響。因此后續(xù)的分析中只考慮平面孔隙率和平均等效孔徑兩個參數(shù)。

圖18夯擊次數(shù)與平均形狀系數(shù)關系

圖19夯擊次數(shù)與平均方向角關系

圖20不同夯擊次數(shù)下平均等效孔徑分布

圖20表明，隨著夯擊次數(shù)的增加，中小孔隙含量越來越大；夯擊前土樣等效孔徑16 μm以下的孔隙占926%，大于16 μm的大孔隙占74%，小于4 μm的小孔隙占669%。圖20(f)表明，10次夯擊后，土體中幾乎不存在等效孔徑大于16 μm的大孔隙，而等效孔徑小于4 μm的小孔隙占818%。

3黃土濕陷性與微觀結構參數(shù)之間的關系由表3可得不同夯擊次數(shù)下黃土的濕陷性系數(shù)與平面孔隙率、平均等效孔徑、平均形狀系數(shù)和平均方向角的關系如圖21、22、23、24所示。

圖21平面孔隙率與濕陷系數(shù)關系

圖22平均等效孔徑與濕陷性系數(shù)關系

圖23平均形狀系數(shù)與濕陷系數(shù)關系

圖24平均方向角與濕陷性系數(shù)關系

由圖21、圖22得出濕陷性系數(shù)與平面孔隙率和平均等效孔徑的關系分別為：δ = 65868np4369 3和δ=0157 2ln(d)－0147 2。而圖23、24表明，黃土濕陷性系數(shù)與孔隙的形狀系數(shù)和平均方向角的相關性不大。

4結論

通過濕陷性黃土的動力夯實模型試驗及掃描電鏡微觀試驗，得出以下結論：

1）隨著夯擊次數(shù)的增加，土樣的豎向變形量、密度、內(nèi)摩擦角和粘聚力都呈增加的趨勢。但當夯擊次數(shù)大于8次時，土樣豎向變形、密度、內(nèi)摩擦角和粘聚力均趨于穩(wěn)定。隨著夯擊次數(shù)的增加濕陷性系數(shù)急劇降低。

2）通過微觀圖像的分析可以得出：隨著夯擊次數(shù)的增加，大孔隙逐漸減少，中小孔隙含量越來越大；夯擊前土樣等效孔徑16 μm以下的孔隙占926%，大于16 μm的大孔隙占74%，小于4 μm的小孔隙占669%。10次夯擊后，土體中幾乎不存在等效孔徑大于16 μm的大孔隙，而等效孔徑小于4μm的小孔隙占818%。

3）通過對微觀圖像的定量分析，建立了夯擊次數(shù)與平面孔隙率、平均等效孔徑之間的量化關系。

4）研究的定量分析參數(shù)主要為平面孔隙率、孔隙等效孔徑和平均等效孔徑。經(jīng)定量分析，平面孔隙率和平均等效孔徑隨夯擊次數(shù)的增加而逐漸減小，并且成線性關系，相關系數(shù)均在09以上。

5）本文采用天然場地粘土作為試驗約束條件必然會對試驗結果產(chǎn)生一定的影響，今后的研究中擬采用室內(nèi)擊實試驗消除邊界影響。

參考文獻：

［1］GB 50025-2004 濕陷性黃土地區(qū)建筑規(guī)范［S］.北京：中國建筑工業(yè)出版社，2004

［2］ JGJ 79-2012 建筑地基處理技術規(guī)范［S］. 北京: 中國建筑工業(yè)出版社, 2012

［3］龔成明，程謙恭，劉爭平．強夯激勵下黃土邊坡動力響應模型試驗研究［J］．巖土力學，2011, 32（7）：20012006．

Gong C M, Cheng Q G, Liu Z P. Model test study of dynamic responses of loess slope by dynamic compaction ［J］. Rock and Soil Mechanics, 2011, 32(7): 20012006.

［4］Jotisankasa A R, Coop M. Collapse behavior of compacted silty clay in suction monitored oedometer apparatus ［J］. Journal of Geotechnical Geoenvironmental Engineering, ASCE,2007, 133(7): 867886.

［5］翁效林，王瑋，劉保?。疂裣菪渣S土拓寬路基變形特性及強夯法處治效應模型試驗［J］．中國公路學報，2011, 24（2）：1722．

Weng X L, Wang W, Liu B J. Model test on deformation characteristics of widening collapsible loess roadbed and dynamic compaction method treatment effect,China journal of highway and transport ［J］. China Journal of Highway and Transport, 2011, 24(2): 1722.

［6］Hu R L, Yeung M R, Lee C F, et al. Mechanical behavior and microstructural variation of loess under dynamic compaction［J］. Engineering Geology, 2001(59): 203217.

［7］馮世進，胡斌，張旭，等．強夯參數(shù)對夯擊效果影響的室內(nèi)模型試驗［J］．同濟大學學報:自然科學版，2012, 40（8）：11471153．

Feng S J, Hu B, Zhang X, et al. Model test study on impact parameters'influence on tamping effect ［J］. Journal of Tongji University:Natural Science, 2012, 40(8): 11471153.

［8］Medero G M, Schnaid F, Gehling W Y. Oedometer behavior of an artificial cemented highly collapsible Soil［J］. Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering,ASCE, 2009, 135(6): 840843.

［9］周飛飛．原狀濕陷性黃土的結構性本構模型［J］．鐵道工程學報，2012（4）：1317．

Zhou F F. Non瞝inear constitutive model for intact collapsible loess ［J］. Journal of Railway Engineering Society, 2012(4): 1317.

［10］熊巨華，胡斌，馮世進，等．強夯法加固粉土地基室內(nèi)模型試驗研究［J］．世界地震工程，2010, 12（Sup1）：241246．

Xiong J H, Hu B, Feng S J, et al. Model test study on silt foundation improvement by dynamic compaction ［J］. World Information on Earthquake Engineering, 2010, 12(Sup1): 241246.

［11］Jafarzadeh F. Dynamic compaction method in physical model tests ［J］. Scientia Iranica, 2006, 13(2): 187192.

［12］趙康，羅嗣海，石亮．強夯模型試驗及其研究進展［J］．人民黃河，2012, 34（2）：131134．

Zhao K, Luo S H, Dan L. Model tests of dynamic consolidation and its progress ［J］. Yellow River, 2012, 34(2): 131134.

［13］Miao T D, Liu Z Y, Niu Y H. Unified catastrophic model for collapsible loess ［J］. Journal of Engineering Mechanics , ASCE, 2002(5): 595598.

［14］Liu S H, Sun D A. Simulating the collapse of unsaturated soil by DEM,Int ［J］. International Journal for Numerical and Analytical Methods in Geomechanics, 2002(26): 633646.

［15］鄧津，王蘭民，張振中．黃土顯微結構特征與震陷性［J］．巖土工程學報，2007, 29（4）：542548．

Deng J, Wang L M, Zhang Z Z. Microstructure characteristics and seismic subsidence of loess ［J］. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2007, 29(4): 542548.