0 引言

随着我国中西部地区高等级道路的高速发展, 黄土地区道路中已经出现大量的高填方路堤, 其共同特点是修路地点偏远、材料不可选择, 填料往往只能采用当地的黄土。同时, 由于车辆承载能力的增加和高速行驶的需求, 道路工程中对高填方路堤的施工技术提出越来越高的要求, 以满足路堤的整体稳定性和较小的工后沉降变形, 而后者更加严格。然而, 传统的高填方路堤施工方法一般是采用振动或冲击压路机分层铺土、分层碾压, 由于压实效果一般, 其结果使路堤产生较大的整体和差异沉降。因此, 该类方法要求路堤在施工完毕后经过较长 (一般是6~12个月) 的预压沉降期才能进行路面铺筑, 在工期要求紧张的道路工程中明显不能满足工期要求。为了加强路堤的压实效果, 有效减小工后沉降, 有必要提出一种适于黄土填料高填方路堤的综合压实技术, 并对其压实机理和应用效果做深入研究。事实上, 关于“如何控制高填方路堤的沉降变形”一直受到学者和工程师们的高度关注。普遍认为, 高填方路堤的工后总沉降变形包括两部分: (1) 填方体自身的压缩沉降; (2) 填方体下天然地基的压缩沉降。具体哪部分占的比重较大与天然地基的工程性质、填土的施工工艺及压实度、填土高度等多种因素有关。汤东等^[1]在天然地基与填方体杨式模量相差不多的情况下, 对不同高度的路堤沉降变形规律进行了计算分析, 结果认为随着路堤高度的增加, 路堤自身的沉降占总沉降的比重显著增加;孟宪侵^[2]通过对太原市东山过境高速公路两处大型黄土高路堤 (下部天然黄土地基具有中等压缩性) 实地沉降观测试验的研究指出, 填方体工后沉降为工后总沉降的2/3~3/4。可见, 在填方高度较大的路堤工程中往往需要重点控制填方体自身的工后压缩沉降量, 因此填方体的施工方法及相关压实技术至关重要。许多学者对素土类填料高填方路堤的压实机制及压实技术进行了研究并取得了很多成果。例如, 传统的冲击碾压等压实方法^[3,4,5]已有较为深入的研究;为了提高压实效果, 在高填方路堤施工中也常用到强夯法^[6,7,8], 国外学者对强夯动应力的试验和数值模拟进行了研究^[9,10], 并取得了一些成果。在强夯界面的选择上郑治等^[11]进行了相关研究, 认为可采取2种方式进行强夯: (1) 每隔几米进行1次强夯; (2) 在路基顶面附近进行1次强夯, 该研究结果表明, 采用第1种方式进行强夯的击实效果更为明显。这些研究成果为高填方路堤的传统施工方法及相关沉降控制工作奠定了一定的理论基础, 其研究方法及手段对本领域的研究工作也有很好的借鉴意义, 但对一些新型、综合性的施工方法却很少涉及。

本文借鉴前人的研究成果, 提出一种适于黄土填料高填方路堤的振动压路机分层压实与隔层重锤补夯相结合的综合压实技术, 并结合太原市太行路阎家峰高填方路段的工程应用进行施工过程中的土性试验及工后深层沉降监测试验研究, 分析该综合压实技术作用下填土的压实特性、压实机理及压实效果, 为类似高填方路堤的工程应用提供可靠的理论依据和实践参考。

国家规范中对于高等级道路的压实度要求较严, 规定通过严格的施工程序, 控制路基填料在接近最佳含水量状况下压实, 以达到规范的要求。实践证明, 利用传统的各种压路机对黄土填料分层碾压时, 即使严格按照有关规范及标准进行压实, 路基仍然有较大的沉降量。这是因为使用单一的压路机进行压实, 其有效压实深度及压密程度都是有限的, 对高填方各土层进行处理后土体逐渐完成固结, 仍然存在较大的潜在沉降。经过相关调查, 表1列出几项已经成功应用压路机分层压实黄土的高填方路堤工程^[12,13,14]及其工后沉降, 由表1中数据可知, 在施工控制良好的情况下高填方路堤的工后沉降一般占填方高度的1%左右, 最小的也占0.5%, 在高等级道路工程中往往还不能满足有关要求。因此, 本文提出一种适于黄土填料高填方路堤的振动压路机分层压实与隔层重锤补夯相结合的综合压实技术^[15], 其核心技术是对高填方路堤在分层碾压的基础上采用重锤补夯做进一步强化处理, 有效地提高填土的压实度、消除湿陷性, 大幅度减小路堤的工后沉降。该综合压实技术涉及岩土工程施工技术领域, 具体施工工艺按以下步骤进行: (1) 步骤1土质地基表层清表0.3m; (2) 步骤2原地面清表后超挖2m, 超挖后土基顶面采用重锤夯实, 有效处理深度≥1m; (3) 步骤3基底通长铺筑1.0m厚6%灰土; (4) 步骤4采用振动压路机将素土 (原黄土) 分层填筑压实; (5) 步骤5每填筑一定厚度 (3m左右) 重锤补夯1遍; (6) 步骤6素土回填至路床下1m处, 路床下1m内回填6%灰土。

重锤夯实可以看作是低能量的强夯, 其夯击能低于强夯夯击能, 一般在1 000k N·m以下。因此, 本项目中重锤补夯的工作原理与强夯法基本相同, 对于已经过压路机压实后的黄土层而言, 主要是再密实作用。即较大的夯击能量产生的冲击波和动应力在土中传播, 使土颗粒产生瞬间的相对运动, 土颗粒互相靠拢。孔隙中气泡迅速排出或压缩, 孔隙体积进一步减小, 形成更加密实的结构, 从而有效降低了一定深度范围内填土的压缩性, 同时也提高了路基的承载力。

山西省太原市太行路道路工程位于太原市东部的东山地区, 路线呈南北走向, 全长约10.65km, 南低北高, 地形起伏较大, 海拔高度800.000~870.000m。场地所属地貌单元为东山山前黄土丘陵区, 其路基原土为湿陷性黄土, 具有中等压缩性。其中, 阎家峰路段 (道路桩号K4+000—K4+360) 拟采用高填方路堤, 由于填方量大、位置较为偏远, 就近采取场地附近的湿陷性黄土 (Q₃) 为主要填料。该黄土呈褐黄色, 以粉土为主, 呈稍湿、稍密状态, 其基本物理力学性质指标如表2所示。

本文提出的综合压实技术首先在该太行路阎家峰高填方路段的施工中得到应用, 其中步骤4和步骤5为关键技术。

步骤4中对每层所填黄土采用振动压路机分层压实, 按照传统的做法和施工经验确定其参数如下:采用18t振动压路机以4km/h走速碾压, 每层填筑厚度≤0.3m, 控制含水量及偏差通过击实试验确定。

步骤5中重锤补夯的主要施工参数为单击夯击能和有效加固深度, 二者可根据梅那公式 (1) 和当地经验确定。

式中:H为重锤夯实的有效加固深度 (m) ;K为修正系数, 结合地区经验确定;h为夯锤自由下落的高度 (m) ;M为夯锤重 (k N) ;g为重力加速度。

由式 (1) 可知, 有效加固深度H与单击夯击能h M相关联, 对于已经过压路机压实的填土层可选定3m厚度^[11]作为有效加固深度, 计算分析后确定单击夯击能为500k N·m。因此, 重锤夯实的具体施工参数为:配备5t圆形夯锤, 锤底直径1.4m, 落距为10m, 采用20t (QU20型) 起重机若干台。夯锤为铸钢材料, 夯锤的构造由底盘、中间块及顶板3部分组成, 底板与外壳焊成一体。重锤补夯以正方形方式进行夯击并采用1.6倍锤径左右的点距。夯区夯点布置如图1所示。夯击共分3遍进行, 第1遍夯击1号主夯点, 第2遍夯击2号副夯点, 最后一遍为满夯。填筑体停夯标准为:达到规定的夯击遍数后, 最后两击的平均夯沉量<20mm, 夯坑周围地面不应发生过大隆起, 不因夯坑过深发生起锤困难。

为了更好地研究该综合压实技术的压实机理及填土的压实特性, 本项目拟结合施工进程进行相关的土性试验研究。

由于本项目提出的综合压实技术是每碾压3m厚填土再进行重锤补夯1遍, 如此循环施工……因此可认为在每个3m循环厚度填土的施工结束时, 其物理力学性质相同, 于是取其中2个循环厚度即6m厚填土进行相关土性试验研究, 即可代表填方体各层土的压实特性。采取土样的具体做法为:在最大填方高度为30m的K4+050断面位置处, 跟踪施工过程 (施工至15m高度时及之前) 通过人工开挖探井的方式获得土样, 取土分两种情况:一种为仅经过压路机碾压后取得, 另一种为再经重锤补夯后取得。取土深度为1~7m, 此处深度以施工至15m高度时的顶面设为零点算起 (以下涉及填土试样深度的情况均同) , 此时刚好第5个3m循环厚度施工结束。取土时每0.5m左右取1组土样, 并在个别深度处加密选取土样。

采用所取得的填土土样在实验室进行压实度试验、固结试验、湿陷性试验等, 分析研究综合压实技术的压实机理及压实效果。

为监测该高填方路堤的工后沉降量, 在路面布置沉降监测点和路堤土层中布置沉降磁环。利用常州金土木公司生产的JTM-8000分层沉降仪和天宝DINI0.3数字水准仪对高填方路堤的沉降变形进行分层、分剖面监测。通过对高填方路堤沉降变形规律的分析进一步探讨该综合施工方法的压实效果。

根据该路段的地形条件及施工方案, 路堤及地基的深层沉降监测断面设置5个, 分别是K4+050, K4+085, K4+120, K4+190, K4+306, 每个断面上在路东、路中、路西分别布置3个沉降监测孔, 每个监测孔内由上至下有4个监测点。分层沉降监测主要是通过观测在地基和路堤内监测点处的沉降磁环的高程变化来获得路堤自身和下层地基的沉降量。工程地形及断面位置如图2所示。

该路堤在施工完毕后立即进行了路面铺筑并投入使用, 与此同时开始沉降监测, 监测时间延续1年。该路堤的最大填方高度为30m, 所在断面为K4+050。

据有关文献^[16], 填方高度在10~30m的高填方路基, 其工后沉降、蠕变滑坡等现象非常明显, 路基在施工中的主要控制指标是填土的压实度^[17]。因此, 首先在原状土击实试验的基础上开展了填土的压实度试验, 其次进行了填土的固结试验、湿陷性试验。

就近采集场地附近的湿陷性黄土 (原状土) 进行击实试验。该土样通过击实试验得到的干密度随含水量的变化曲线 (击实曲线) 如图3所示。

对于某一土样, 在一定的击实功作用下, 只有当土的含水量为某一适宜值时, 土样才能达到最密实状态, 因此在击实曲线上必然会出现一峰值, 峰点对应的纵坐标值为最大干密度ρ_dmax, 峰点所对应的横坐标为最优含水量ω_op。由图3可知, 最大干密度ρ_dmax=1.704 7 (g/cm³) , 最优含水量ω_op=12.99%, 以此确定前述步骤4中现场控制含水量为13%左右。

由图3还可以看出, 该击实曲线左段 (低于最优含水量) 的坡度明显比右段要陡。这一现象表明, 当含水量低于最优含水量时, 干密度随含水量的变化率较大, 即含水量变化对干密度的影响在偏干时比偏湿时更加明显。因此, 在施工时控制现场含水量与最优含水量的偏差时, 出现正偏差 (即现场含水量大于最优含水量) 时更有利, 因为正、负偏差数值相等的情况下正偏差含水量引起的干密度降低幅度更小。以此指导现场控制含水量的偏差尽量取正值。

针对高速道路普遍出现的路面使用寿命不足, 相当数量的路段出现早期沉降病害的情况, 现行的JTG B01—2014《公路工程技术标准》^[18]对路基压实度提出相关要求。

通过室内试验得到高填方路堤各层填土在两种施工情况下 (情况1为只经压路机碾压, 情况2为再经重锤补夯后) 的压实度λ_c、孔隙比e随深度变化曲线, 如图4, 5所示。

从图4中可以看出, 只经压路机碾压的填土压实度总体上随着土层深度呈一近水平变化规律, 数值大致在0.92附近变化, 表明压路机的碾压效果相对比较均匀, 但仅靠碾压工艺再进一步提高其压实度显然比较困难, 即使在本项目中经过严格的施工控制也很难达到规范规定的压实度λ_c=93%的要求。

从图4 (并结合图5) 中数据进一步可以看出, 经过振动压路机分层碾压后的填土再经重锤补夯之后其压实度均得到进一步显著提高, 并且呈现特殊的变化规律:在重锤夯实的界面处 (此处为0, 3, 6m深处) 压实度达到最大值, 而孔隙比达到最小值;在达到下一个峰值之前压实度逐渐减小, 孔隙比逐渐增大。依此类推, 每隔1个重锤补夯厚度 (3m) 便以此规律循环变化。分析其原因, 这是由于路堤土层在经振动压路机分层碾压后其压实度得到第1次提高, 由于碾压过程控制良好则压实度较为均匀。当每隔3m再经重锤补夯后, 土体经夯实致密使压实度得到进一步提高, 此时每个深度处土体的压实度提高幅度是随着夯实能的作用和影响程度而变化的:在3m厚度范围内, 靠近夯击表面的土层受夯击能影响最大, 因而此处的土体压实度提高幅度最大;从夯击表面起随着深度的增加, 夯实能的作用逐渐减弱, 土体的压实度提高幅度也越来越小。如图5所示, 路堤土体经过振动压路机分层碾压与隔层重锤补夯的双重作用后, 同样造成土体孔隙比发生与压实度类似的变化规律。

为了更好地说明路堤土体的这一压实度变化规律, 图6中进一步补充绘制出压实度随拓展后深度的变化曲线, 其中预测数据用虚线绘出。从图6可以更加明显地看出, 压实度随深度呈周期性变化, 周期为重锤补夯的厚度;由于在重锤夯实的界面处压实度发生突变, 曲线便呈现出周期性的锯齿形变化形态。同样, 孔隙比的变化也是如此。

由图4, 5还可看出, 当从重锤夯实界面往下到达2.5m后压实度与孔隙比的变化均趋于缓慢, 表明该夯击能下的重锤夯实影响深度为2.5~3.0m, 对其下的土体已作用微弱。本工程采用的施工工艺是每填筑3m夯实1遍, 从而最大限度地发挥重锤夯实的作用。

为了研究压实填土的压缩性, 通过单轴固结仪进行固结压缩试验。本次试验土样的选取深度分别为2, 2.8, 3, 4, 5, 5.8m。为了减少土的结构强度被扰动, 加荷率 (前后两级荷载之差与前一级荷载之比) 取≤1。施加每级压力后试样每小时的竖向位移变化量≤0.01mm作为稳定标准, 图7绘制出再经重锤补夯后填土的e-p曲线。

为了便于比较, 通常采用压力段由p₁=100k Pa增加到p₂=200k Pa时的压缩模量E_s1-2表示土体的压缩性大小。图8分别绘制出仅分层碾压和再经重锤补夯后的压缩模量E_s1-2与深度的关系曲线。

如图8所示, 只经压路机分层碾压后填土的压缩模量总体上随着土层深度呈水平变化规律, 大致在14MPa数值附近变化, 同样说明压路机的碾压效果比较均匀。当填土再经重锤补夯之后, 不同深度土样的压缩模量E_s1-2均得到不同程度的提高, 其最小值约为只经压路机分层碾压后的2倍, 最大值约为只经压路机分层碾压后的3.5倍。并且, 重锤补夯之后的土体压缩模量呈现一定的变化规律:深度3m处 (重锤夯实的界面) 的压缩模量E_s1-2最大, 之后压缩模量逐渐减小, 在达到下一夯实界面 (6m) 前达到最小值。每隔1个重锤补夯厚度 (3m) , 便以此规律循环变化……表现出与前述压实度、孔隙比同样的变化规律。

如果把只经压路机分层碾压后的压缩模量作为基本控制量, 那么再经过重锤补夯后的压缩模量与基本控制量的差值就是经过重锤补夯后填方土层压缩模量的增量ΔE_s。图9绘出增量ΔE_s随土层深度的变化曲线, 其中实线为实测值, 虚线为预测值。图中压缩模量的增量ΔE_s曲线也呈现出周期性的锯齿形变化形态。显然, 正是由于重锤补夯产生了这种周期性的模量增量, 才进一步减小了填方体的压缩沉降量, 以下结合沉降计算公式来探讨其减小程度。

路基的分层压缩沉降量S_i与压缩模量E_s所表达的数量关系为:

式中:σ_p为竖向应力 (k Pa) ;H_i为土层厚度 (m) 。

如前所述, 填方体每隔一个重锤补夯厚度3m, 其压缩模量循环变化, 则可以根据图8所示压缩模量试验数据, 采用式 (2) 对在自重应力作用下的15~30m厚的黄土填料填方体沉降量做分析计算。设仅经分层碾压作用后的填方体压缩量为h₁, 再经重锤补夯后的填方体压缩量为h₂, 表3列出h₂/h₁及 (h₁-h₂) /h₁ (即减小幅度) 的计算结果。

由表3可知, 对于常见的填方高度为15~30m的黄土填料高填方路堤, 经过分层碾压与隔层重锤补夯双重作用后的填方体沉降量与仅经分层碾压的填方体沉降量相比可减小近40%。可见, 该综合压实技术可大幅度提高填方体的压缩模量, 显著减小填方体的压缩沉降量。

该工程使用的填料为湿陷性黄土, 如果处理不当, 填方路堤中的管道 (或水池) 漏水、地面积水、生产和生活用水等渗入地下, 或由于降雨量较大, 灌溉渠和水库的渗漏或回水使地下水位上升均可引起填方土体的湿陷沉降, 后果也不堪设想。因此, 通过该综合压实技术处理填方土体, 最大限度地消除其湿陷性也是黄土路堤处理的目的之一。

分别选取仅经分层碾压土样 (深度为4.5m处) 和再经重锤补夯后土样 (深度分别为4m与5m深度处) 进行湿陷性试验, 湿陷系数δ_s的试验结果如图10所示。

由图10所示, 仅经分层碾压土样的湿陷系数δ_s在200k Pa压力之前数值较小 (<0.015) , 但在200k Pa压力之后数值逐渐增大, 当压力为400k Pa时达0.025, 显然不能消除湿陷性。

相比之下, 再经重锤补夯之后的4m处与5m处土体的湿陷系数δ_s在400k Pa压力范围内均<0.015, 并且在300k Pa压力之后其增长趋势变得非常缓慢。由于该2个深度的土体具有很强的代表性, 故而可以认为该综合压实技术可有效消除填方土体的湿陷性。同时, 可以看出4m处的湿陷系数总体上小于5m处的湿陷系数。可见, 湿陷系数随着压实度的增大 (孔隙比的减小) 而减小。路堤压实土体的湿陷性试验结果从另一方面说明该综合压实技术具有显著的压实效果。

道路在填土重力荷载和上部路面车辆动荷载的作用下, 路面的总沉降S可认为由原地基工后沉降S₁和填方体工后沉降S₂组成, 即S=S₁+S₂。现以K4+050和K4+190断面的中央测点为例, 得出沉降监测结果如图11所示。表4列出两个断面的最终 (监测结束时) 沉降结果。

由图11可以看出, 填方体 (及路面总沉降) 随时间的沉降速率总体上呈现先大后小的特征, 最终趋于稳定。沉降曲线大约在100d以后出现了明显的加速特征。这一点, 可结合太原市当年的路面行车情况加以分析。在2014年3月初, 道路辅助设施已基本完善, 车流量明显增大, 车辆荷载加速了黄土填料的进一步压密, 因而在宏观上表现出路面及路基各土层的沉降速率快速增大。在此之后, 随着路堤填土、地基土的逐渐压密, 沉降速率逐渐变缓, 大约在240d后沉降值逐渐趋于稳定。

由图11和表4所示数据可知, 该高填方路堤趋于稳定的最大工后路面总沉降量为30.61mm, 即为路堤高度30m的0.1%, 该数值远小于传统的仅采用压路机分层压实黄土的沉降值 (见表1) 。在本项工程中, 较小的工后沉降不但很好地满足了相关规范对高填方路堤路面沉降限值的要求, 同时省去了预压沉降期, 带来巨大的社会和经济效益。

图11和表4所示监测结果还表明, 填方30m的K4+050断面上填方体沉降量占总沉降的90%左右, 原地基沉降量占总沉降的10%左右;填方18m的K4+190断面上填方体沉降量占总沉降的91.3%左右, 原地基沉降量仅占总沉降的8.7%左右。可见对于本工程中的工后沉降而言, 填方体的自身压缩变形成为高填方路堤工后路面总沉降的主要组成部分。因此, 通过合理的压实方法来控制填方体的自身压缩沉降量是高填方路堤施工的关键所在。

既然在本工程中高填方路堤的工后路面总沉降是由填方体的工后沉降主导的, 如果能够根据现场监测数据对填方体的工后沉降量建立合理的预测公式, 必将为类似高填方工程的沉降控制工作提供参考和借鉴。

首先以K4+050断面数据为例, 分别采用线性、指数、对数和幂函数的回归分析对实测填方体的工后沉降与时间的关系进行曲线拟合, 各拟合曲线如图12所示, 拟合结果如表5所示。

由图12可以看出, 对于填方体来说, 对数曲线与实测值最为接近, 即填方体工后沉降与时间呈对数关系, 其能近似描述填方体的沉降趋势, 初期沉降较大, 最后将趋于平稳。

上述分析表明, 填方体工后沉降与时间呈对数关系, 因此提出式 (3) 对填方体的工后沉降进行预测:

式中:t为施工开始至进行预测时的总时间;t₀为施工开始至竣工的时间;令竣工后时间Δt=t-t₀, 则Δt时间段内发生的工后沉降量为S;H为填土高度;μ为常数, μ的取值与填料性质和施工时填筑方式有关。

如图13所示, 本工程中K4+050断面的填方体工后沉降量S与时间对数lg (t/t₀) 线性相关, 对于黄土填料和本综合压实技术取μ=0.15%。因此, 式 (3) 可作为填方体工后沉降的预测公式, 为类似工程提供参考。

通过土性试验得到的路堤压实度、压缩模量、湿陷系数等性质参数和现场沉降监测得到的路堤沉降变形数据, 综合分析了振动压路机分层压实与隔层重锤补夯相结合的综合压实技术的工作机制及应用效果, 并提出填方体的长期工后沉降预测公式, 结论如下。

1) 该综合压实技术处理后的黄土填料填方体的孔隙比显著降低, 压实度显著提高, 并可有效消除填方土层的湿陷性, 可见该综合压实技术压实效果显著。

2) 分层碾压后的填土在重锤补夯作用之后其压实度、压缩模量等参数得到进一步大幅提高, 且随填方深度呈现周期性的锯齿形曲线变化形态。

3) 通过压实度、孔隙比与土层深度的关系分析可知, 在常规夯击能 (500k N·m) 下重锤夯实的影响深度为2.5~3.0m, 每填筑3m夯实1遍, 能够最大限度地发挥重锤夯实的作用。

4) 沉降监测结果表明, 该综合压实技术处理后的黄土填料高填方路堤的工后沉降显著减小, 本项工程中最大工后路面沉降量约为路堤高度的0.1%, 远远小于传统的仅采用压路机分层压实黄土的沉降值。在工期要求紧张的道路工程中可明显缩短 (甚至省去) 预压沉降期, 可带来巨大的社会和经济效益。

5) 沉降监测结果表明, 在本项工程中, 填方体的自身压缩变形是黄土填料高填方路堤工后路面总沉降的主要组成部分, 且在工后240d之后沉降变形趋于稳定。

6) 填方体工后沉降与时间呈对数关系, 式 (3) 可以预测填方体的长期工后沉降, μ与填料性质和填筑方式有关, 对于黄土填料和本综合压实技术可取0.15%。