費(fèi)倫林，紀(jì)更占，林 盛

(1.江西省高速公路投資集團(tuán)有限責(zé)任公司，江西 南昌 330025； 2.同濟(jì)大學(xué) 道路與交通工程教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，上海 201804)

0 引言

花崗巖在我國(guó)分布廣泛，約占國(guó)土面積的9%，尤其在東南沿海地區(qū)分布更為廣泛[1]。因花崗巖節(jié)理發(fā)育，風(fēng)化作用可沿節(jié)理向內(nèi)部蔓延，形成厚層、巨厚層的紅色風(fēng)化殼，從而構(gòu)成了贛南乃至我國(guó)東南部的特色花崗巖地貌[2]?；◢弾r紅色風(fēng)化殼的上部土層就是花崗巖殘積土，是花崗巖經(jīng)物理風(fēng)化和化學(xué)風(fēng)化后殘留在原地的碎屑物，是一種結(jié)構(gòu)性很強(qiáng)的特殊土，具卸荷崩解、遇水軟化、液限高等特性，在南方多雨地區(qū)表現(xiàn)尤為突出。按照路基設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)，花崗巖殘積土并不是一種理想的路基填料。但隨著經(jīng)濟(jì)發(fā)展，人們出行的交通需求日益增長(zhǎng)，各省公路建設(shè)逐步向山區(qū)推進(jìn)，由于道路線型要求，高填深挖現(xiàn)象難以避免，土石方工程浩大。基于工程進(jìn)度、經(jīng)濟(jì)成本和環(huán)境保護(hù)等因素考慮，必須充分利用沿線花崗巖殘積土。

花崗巖殘積土天然含水率高，在潮濕多雨的南方地區(qū)，很難通過(guò)晾曬降低至最佳含水率附近。實(shí)際施工過(guò)程中，填料往往在天然含水率下直接進(jìn)行壓實(shí)填筑，路基壓實(shí)度難以達(dá)到規(guī)范要求。填筑后，路基工后變形可能較大，容易引起路基路面開(kāi)裂，不利于車輛安全穩(wěn)定的運(yùn)行。周德泉通過(guò)室內(nèi)壓縮試驗(yàn)和模型槽載荷試驗(yàn)，研究花崗巖殘積土的壓縮變形和濕化變形特性[3]。李志勇[4]和周援衡[5]分別采用動(dòng)三軸試驗(yàn)、數(shù)值模擬來(lái)探究風(fēng)化花崗巖的動(dòng)力變形特性。姚裕春[6]和鮑曉東[7]則通過(guò)路基離心模型試驗(yàn)研究風(fēng)化花崗巖的固結(jié)變形特性。同時(shí)，也有學(xué)者通過(guò)修筑現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)段，并進(jìn)行長(zhǎng)期沉降觀測(cè)以分析花崗巖殘積土的變形特性[8-9]。但總體來(lái)說(shuō)，路基填料壓實(shí)狀態(tài)對(duì)花崗巖殘積土路基變形的影響仍不明確。此外，飽和土路基的沉降計(jì)算與預(yù)估已經(jīng)形成比較系統(tǒng)的計(jì)算理論和方法[10-12]，但路基填料一般屬于非飽和土，應(yīng)當(dāng)考慮利用非飽和土力學(xué)理論對(duì)花崗巖殘積土路基的變形規(guī)律進(jìn)行分析。

鑒于此，本研究采用Geostudio巖土有限元分析軟件，基于非飽和土流固耦合理論，考慮路基填筑過(guò)程中由于不同的含水率和壓實(shí)度構(gòu)成的壓實(shí)狀態(tài)，以及不同的填筑高度和施工工序?qū)◢弾r殘積土路基變形的影響。

1 非飽和土流固耦合理論

耦合是指考慮不同流體流動(dòng)與土結(jié)構(gòu)平衡的相互作用，即連續(xù)方程與平衡方程的解[13]，本研究具體指滲流場(chǎng)與應(yīng)力場(chǎng)方程的解。通過(guò)對(duì)平衡方程和連續(xù)方程及其對(duì)應(yīng)初始和邊界條件的求解，即可得到耦合方程的解。

1.1 平衡方程

非飽和土的應(yīng)力應(yīng)變?cè)隽筷P(guān)系可表示為：

(1)

(2)

(3)

(4)

(5)

(6)

式中，εx，εy，εz為x，y，z方向的正應(yīng)變；γ為剪應(yīng)變；σx，σy，σz為x，y，z方向的總法向應(yīng)力；τxy，τxz，τzy為x，y，z方向的總法向應(yīng)力；μa為孔隙氣壓力；μw為孔隙水壓力；E，G為土體結(jié)構(gòu)的彈性模量和剪切模量；H為由基質(zhì)吸力(μa-μw)引起的非飽和土結(jié)構(gòu)的模量；μ為泊松比。

在二維問(wèn)題中，其應(yīng)力應(yīng)變方式可表示為：

(7)

非飽和土的應(yīng)力應(yīng)變?cè)隽筷P(guān)系也可表示為：

Δσ=KΔε-KmH(μa-μw)+{Δμa},

(8)

式中Δε為應(yīng)變?cè)隽俊?/p>

根據(jù)虛功原理，建立有限元平衡方程，當(dāng)只有外部點(diǎn)荷載F被施加時(shí)，虛功方程可表示為：

(9)

式中，δ*為虛位移；ε*為虛應(yīng)變；σ為內(nèi)應(yīng)力；F為外部點(diǎn)荷載。

求解可得：

∑BTDBΔδ+∑BTD·mH〈N〉Δuw=∑F，

(10)

式中，N為形函數(shù)行矢量；B為剛度矩陣；D為排水本構(gòu)矩陣。

KΔδ+LdΔuw=ΔF，

(11)

式中，K為剛度矩陣；Ld為耦合矩陣；Δδ為增量位移矢量；Δuw為增量孔隙水壓力矢量。

1.2 滲流方程

Darcy定律同樣適用于非飽和土中水的流動(dòng)[13]，也即：

(12)

(13)

式中，vx，vy為x和y方向的滲流速度；h為總水頭；kx，ky為土體在x，y方向的滲透系數(shù)。

假設(shè)土骨架不變形，水為不可壓縮流體，不考慮生物化學(xué)作用對(duì)滲流的影響，根據(jù)質(zhì)量守恒原理，非飽和土二維非穩(wěn)定流情況下，流入流出單元的水量變化率等于該單元內(nèi)水量隨時(shí)間的變化率，由此可以得到的連續(xù)方程為：

(14)

可以得出非飽和土滲流的基本微分方程：

(15)

式中，θω為土的體積含水率；t為時(shí)間。

(16)

使用有限元近似法，則方程變?yōu)椋?/p>

(17)

(18)

式中，B為梯度矩陣；Kw為滲透系數(shù)矩陣；Kf為單元?jiǎng)偠染仃嚕籒為形函數(shù)行矢量；MN為質(zhì)量矩陣；Lf為滲流耦合矩陣；mT為各向同性單元張量〈1110〉；δ為節(jié)點(diǎn)位移；Q為邊界節(jié)點(diǎn)的滲流。

2 數(shù)值模型構(gòu)建

2.1 模型尺寸及邊界條件

模型幾何形狀和網(wǎng)格劃分如圖1所示，地基網(wǎng)格尺寸為2 m × 2 m；路堤網(wǎng)格尺寸為寬×高=0.5 m×1 m。路基頂面寬為22 m。填筑高度分別設(shè)定為5，10，15，21 m和25 m。根據(jù)高度變化設(shè)置3級(jí)邊坡：路基頂面以下8 m范圍內(nèi)，坡率為1∶1.5，臺(tái)階寬度為2 m；路基頂面以下8～16 m范圍內(nèi)，坡率為1∶1.75，臺(tái)階寬度為2 m；路基頂面16 m以下，坡率為1∶2。地基設(shè)定為均質(zhì)，計(jì)算寬度取80 m、深度取20 m，起始地下水位設(shè)在地基頂面以下8 m處。路堤填料為壓實(shí)花崗巖殘積土，路床填料為水泥改良花崗巖殘積土。路基頂部由于覆蓋了瀝青混凝土路面，假定為不透水，僅在坡面排水。

圖1 數(shù)值分析模型(單位:m)Fig.1 Numerical analysis model(unit:m)

2.2 材料參數(shù)

土樣取自江西贛州某高速公路沿線。路面結(jié)構(gòu)設(shè)置面層、基層、底基層，各層厚度及材料參數(shù)參考盧正[14]等人的研究結(jié)果；地基土視為各向同性的線彈性材料，重度18.5 kN/m3，變形模量18 MPa，泊松比0.3；水泥改良花崗巖殘積土，視為各向同性的線彈性材料，壓實(shí)度96%，重度17.3 kN/m3,變形模量70 MPa，泊松比0.3；花崗巖殘積土采用彈塑性模型，變形模量通過(guò)常規(guī)固結(jié)試驗(yàn)中壓縮模量轉(zhuǎn)換得到[15]?？紤]不同壓實(shí)度和初始含水率的影響，室內(nèi)試驗(yàn)在3種壓實(shí)度和3種初始含水率共9種工況下進(jìn)行。其中，初始含水率的取值分別對(duì)應(yīng)擊實(shí)最佳含水率(14.8%)、最大承載比含水率(16.6%)和天然含水率(20.2%)。試驗(yàn)得到不同壓實(shí)狀態(tài)的花崗巖殘積土材料參數(shù)如表1和表2所示。試驗(yàn)過(guò)程嚴(yán)格遵照《公路土工試驗(yàn)規(guī)程(JTG E40—2007)》[16]的有關(guān)規(guī)定，其中，壓縮模量通過(guò)T 0137單軸固結(jié)儀法得到，進(jìn)而計(jì)算變形模量；黏聚力和內(nèi)摩擦角通過(guò)T 0142直剪試驗(yàn)得到；基質(zhì)吸力根據(jù)ASTM濾紙法[17]測(cè)得。

表1 不同壓實(shí)狀態(tài)花崗巖殘積土的計(jì)算參數(shù)Tab.1 Calculation parameters of granite residual soil in different compaction states

表2 不同壓實(shí)狀態(tài)花崗巖殘積土的變形模量Tab.2 Deformation moduli of granite residual soil in different compaction states

圖2 不同壓實(shí)度下花崗巖殘積土土水特征曲線與滲透系數(shù)Fig.2 Soil-water characteristic curves and penetrating parameters of granite residual soil with different compactnesses

3種不同壓實(shí)度下花崗巖殘積土的土水特征曲線如圖2(a)所示，曲線根據(jù)ASTM濾紙法[17]測(cè)得數(shù)據(jù)點(diǎn)，并利用Van Genuchten模型[18]擬合得到。土樣壓實(shí)度為85%,90%和94%時(shí)，根據(jù)《公路土工試驗(yàn)規(guī)程(JTG E40—2007)》[16]T 0130規(guī)定的變水頭滲透試驗(yàn)，確定其飽和滲透系數(shù)分別為1.251×10-3，6.797×10-4,1.411×10-4m/d。采用Fredlund & Xing模型[19]對(duì)花崗巖殘積土的非飽和滲透系數(shù)進(jìn)行預(yù)測(cè)，不同壓實(shí)度下滲透系數(shù)隨基質(zhì)吸力變化曲線如圖2(b)所示。

2.3 荷載條件

以填方自重作為荷載，填筑速率按以下情況進(jìn)行計(jì)算：一次性填筑，填筑速率為0.5 m/d，且路基填筑完成后直接鋪筑路面；分階段填筑，填筑速率分別為0.25，0.5，1.0 m/d，且每填筑5 m 后進(jìn)行20 d的施工間歇期，路基填筑完成后，經(jīng)歷90 d的沉降穩(wěn)定期，再鋪筑路面。現(xiàn)場(chǎng)實(shí)際填筑速率為0.5 m/d，同時(shí)人為假定0.25 m/d和1.0 m/d的填筑速率作為對(duì)照組，數(shù)值模擬中通過(guò)設(shè)置每層填土的施工天數(shù)來(lái)實(shí)現(xiàn)。施工進(jìn)度如圖3所示。

圖3 路基施工進(jìn)度Fig.3 Subgrade construction process

2.4 模型驗(yàn)證

為驗(yàn)證所建數(shù)值模型的可靠性，將工程實(shí)際監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)與數(shù)值計(jì)算結(jié)果進(jìn)行對(duì)比分析。依托工程為典型花崗巖殘積土路基，填筑高度21 m，路基寬度22 m，在原地基頂面以下0.5 m共埋設(shè)6個(gè)智能沉降計(jì)，水平方向距離坡腳2,8,18,24,32,40 m。工后實(shí)際監(jiān)測(cè)結(jié)果與模型計(jì)算結(jié)果如圖4所示。

圖4 地基工后變形監(jiān)測(cè)值與計(jì)算值對(duì)比Fig.4 Comparison of post construction deformations of foundation between monitored value and calculated value

由圖4可知，地基工后變形的數(shù)值計(jì)算結(jié)果與實(shí)際監(jiān)測(cè)結(jié)果變化趨勢(shì)相同，變形量隨時(shí)間在初始階段隨時(shí)間曲線增長(zhǎng)，最終趨于穩(wěn)定。由于監(jiān)測(cè)時(shí)間較短，地基尚未達(dá)到穩(wěn)定階段，因此地基工后實(shí)際變形量呈逐漸增大的趨勢(shì)，但增長(zhǎng)速率逐漸減小。利用雙曲線模型[20]擬合實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)，據(jù)此計(jì)算的地基工后變形最終值與數(shù)據(jù)模型計(jì)算結(jié)果較為吻合。以距路基邊坡40 m處的監(jiān)測(cè)點(diǎn)為例，數(shù)值計(jì)算工后最終變形量為8.14 cm，根據(jù)實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)預(yù)測(cè)最終變形量為8.12 cm，相差0.02 cm。由此可以說(shuō)明本研究采用的數(shù)值計(jì)算理論和參數(shù)，能夠較好地反映出地基變形特性，間接表明模型計(jì)算結(jié)果能反應(yīng)整個(gè)路基的變形規(guī)律。

3 路基變形影響因素分析

3.1 路基壓實(shí)狀態(tài)的影響

路基填筑高度為21 m，施工工序?yàn)樗俾?.5 m/d的分階段填筑。路面鋪筑完成后1 080 d，不同初始狀態(tài)下，花崗巖殘積土路基總變形如圖5所示。可以看出，在壓實(shí)度為85%時(shí)，路基總變形隨初始含水率的增大而增大；在壓實(shí)度為90%和94%時(shí)，隨初始含水率的增加呈現(xiàn)先減小后增大的趨勢(shì)，在最大承載比含水率下取得最小值。

圖5 不同初始狀態(tài)下花崗巖殘積土路基總變形Fig.5 Subgrade total deformation of granite residual soil subgrade in different initial states

路面鋪筑完成后1 080 d，對(duì)不同狀態(tài)下地基工后變形和路堤工后壓縮變形進(jìn)行分析，如圖6所示。其中，地基的工后變形為地基頂面中心點(diǎn)的變形，路堤工后壓縮變形為路基頂面中心點(diǎn)變形減去地基頂面中心點(diǎn)變形。可見(jiàn)，對(duì)地基而言，壓實(shí)度的提高導(dǎo)致花崗巖殘積土的重度提升，工后變形隨之提高；對(duì)路堤而言，變形模量隨含水率的變化亦較為顯著，最大承載比含水率處進(jìn)行充分壓實(shí)可獲得較小的壓縮變形。

圖6 不同初始狀態(tài)下花崗巖殘積土路基工后變形Fig.6 Post construction deformation of granite residual soil subgrade in different initial states

根據(jù)室內(nèi)試驗(yàn)結(jié)果可知(見(jiàn)表2)，85%壓實(shí)度下，土體變形模量隨初始含水率的增大而減??；而90%和94%壓實(shí)度下，土體變形模量隨初始含水率的增大呈先增大后減小的趨勢(shì)，在最大承載比含水率下取得最大值。其余條件相同情況下，土體抵抗變形的能力主要受土體骨架影響，而土顆粒壓實(shí)程度和土體初始含水率是影響土體骨架結(jié)構(gòu)的兩個(gè)重要因素。在低壓實(shí)狀態(tài)(85%)下，濕側(cè)初始含水率(不低于擊實(shí)最佳含水率)對(duì)土體骨架形成有不利影響；在較高壓實(shí)狀態(tài)(90%,94%)下，濕側(cè)初始含水率(不低于擊實(shí)最佳含水率)存在對(duì)土體骨架形成的最佳值。

路基中線處工后變形隨深度的分布如圖7(a)所示，路基頂面工后變形在橫斷面的分布形態(tài)如圖7(b)所示。可見(jiàn)，在低壓實(shí)度(85%)、高壓實(shí)含水率(20.2%)條件下，雖然地基頂面的工后沉降較小，但路基自身的壓縮變形顯著增大，導(dǎo)致路基頂面的工后變形和不均勻變形明顯大于其他工況；高壓實(shí)含水率(20.2%)狀態(tài)下的路基頂面不均勻變形普遍較大，而在最大承載比含水率狀態(tài)下壓實(shí)，壓實(shí)度90%和94%條件下的工后不均勻變形基本相當(dāng)。因此，從減小路基工后變形和不均勻變形的角度出發(fā)，對(duì)于天然含水率較高的花崗巖殘積土，可以以最大承載比含水率為施工控制含水率，并可針對(duì)現(xiàn)場(chǎng)壓實(shí)困難的情況，適當(dāng)降低壓實(shí)度控制標(biāo)準(zhǔn)。

圖7 不同壓實(shí)狀態(tài)下花崗巖殘積土路基工后變形分布形態(tài)Fig.7 Distributions of post construction deformation of granite residual soil subgrade in different compaction states

3.2 填筑高度的影響

填料壓實(shí)度為90%，初始含水率為20.2%，施工工序?yàn)樗俾?.5 m/d的分階段填筑。對(duì)不同填筑高度下路基的工后變形(路面鋪筑完成后1 080 d)進(jìn)行分析，路基中線處工后變形隨深度的分布如圖8(a)所示，路基頂面工后變形在橫斷面的分布形態(tài)如圖8(b)所示，工后的路基總變形、路堤壓縮變形與填筑高度的關(guān)系如圖9所示?？梢钥闯觯ず蟮穆坊傋冃魏吐返虊嚎s變形均與填筑高度呈拋物線關(guān)系，隨填筑高度的增加，路基工后變形迅速增大，差異變形量也逐步增大。由于路基工后變形包括地基工后變形和路堤壓縮變形，地基變形在路基總變形中占據(jù)了很大的比重。如表3所示，在不同填筑高度下，地基的工后變形占路基工后總變形的70%以上。

圖8 不同填筑高度下花崗巖殘積土路基工后變形分布形態(tài)Fig.8 Distributions of post construction deformation of granite residual soil subgrade at different filling heights

圖9 填筑高度與路基工后變形的關(guān)系曲線Fig.9 Curves of filling height vs. post construction deformation of subgrade

表3 不同填筑高度下地基工后變形
Tab.3 Post construction deformation of foundation atdifferent filling heights

填筑高度/m510152125工后總變形/cm4.2756.8429.05011.42312.634地基工后變形/cm3.1924.8866.6278.6699.713地基工后變形比例/%74.6771.4173.2375.8976.88

3.3 施工工序的影響

對(duì)高度為21 m、填料壓實(shí)度為90%和初始含水率為20.2%的花崗巖殘積土路基采用不同的施工工序進(jìn)行填筑。以路基頂面中心點(diǎn)作為特征點(diǎn)，分析路基沉降穩(wěn)定階段(A)、路面鋪筑階段(B)和工后固結(jié)階段(C)的路基工后變形，如表4所示。

可知，對(duì)于不同施工工序下的花崗巖殘積土路基而言，在路面鋪筑階段的路基工后變形量最大，并且隨著填筑速率的增加，因路面鋪筑所產(chǎn)生的變形量增大，但所占的比例逐漸降低。路面鋪筑后路基自固結(jié)1 080 d，對(duì)于一次性填筑的路基，工后固結(jié)變形占路基工后總變形的比例約為59.39%，采用分階段填筑的相應(yīng)占比約為35%，且隨著填筑速率的增加，工后固結(jié)變形所占的比例增大。這說(shuō)明對(duì)于非飽和土路基而言，路基填筑速率過(guò)快，施工期固結(jié)沉降時(shí)間短，使得路基沒(méi)有完全固結(jié)，因此部分變形在工后完成，工后變形及不均勻變形也相應(yīng)增大。因此，在填筑路基時(shí)應(yīng)當(dāng)采用分階段填筑，合理控制路基填筑速率。

表4 路基中心點(diǎn)不同階段工后變形量Tab.4 Post construction deformation of center point of subgrade at different stages

注：一次性填筑施工時(shí)，無(wú)路基沉降穩(wěn)定階段(A)。

4 結(jié)論

(1)在90%和94%壓實(shí)度下，路基總變形、地基工后變形、路堤工后壓縮變形和路基不均勻變形隨初始含水率的增加，均呈現(xiàn)先減小后增大的規(guī)律，在最大承載比含水率下變形量最小。

(2)從減小路基工后變形和不均勻變形的角度出發(fā)，對(duì)于天然含水率較高的花崗巖殘積土，可以以最大承載比含水率為施工控制含水率，并可針對(duì)現(xiàn)場(chǎng)壓實(shí)困難的情況，適當(dāng)降低壓實(shí)度控制標(biāo)準(zhǔn)。

(3)路基總變形,工后變形的最大值和填筑高度呈拋物線關(guān)系，隨著填筑高度的增加，地基工后變形占路基工后總變形的比例仍保持在70%以上。

(4)路基填筑施工時(shí)，分階段填筑的路基工后變形要小于一次性填筑的路基，且填筑速率越快，變形量越大，工后固結(jié)變形占總工后變形的比例也越大。在填筑路基時(shí)，應(yīng)采用分階段填筑，并合理控制填筑速率。