蔡 靖，羅明達(dá)，董炳寅

（1.中國(guó)民航大學(xué) 機(jī)場(chǎng)工程研究基地，天津 300300；2.中化巖土工程股份有限公司 地基基礎(chǔ)研究所，北京 102600）

動(dòng)力夯實(shí)法處理濕陷性黃土的微觀機(jī)理

蔡 靖1，羅明達(dá)1，董炳寅2

（1.中國(guó)民航大學(xué) 機(jī)場(chǎng)工程研究基地，天津 300300；2.中化巖土工程股份有限公司 地基基礎(chǔ)研究所，北京 102600）

利用取自山西的濕陷性黃土，模擬動(dòng)力夯實(shí)現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)，設(shè)計(jì)不同夯擊次數(shù)的模型試驗(yàn)，得到隨著夯擊次數(shù)的增加，土樣的密度、強(qiáng)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(dāng)夯擊次數(shù)大于8次時(shí)，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0.015。另外，對(duì)不同夯擊次數(shù)下的土樣進(jìn)行SEM（掃描電鏡）微觀試驗(yàn)，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16μm以下的孔隙占92.6%，大于16μm的大孔隙占7.4%，小于4μm的小孔隙占66.9%。10次夯擊后，土體中幾乎不存在等效孔徑大于16μm的大孔隙，而等效孔徑小于4μm的小孔隙占81.8%。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(guān)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(guān)系。

模型試驗(yàn)；平面孔隙率；平均等效孔徑；濕陷性系數(shù)

中國(guó)的濕陷性黃土廣泛分布于西北地區(qū)，約38萬(wàn)km2。動(dòng)力夯實(shí)法是一種有效消除黃土濕陷性的地基處理手段［1－2］。但濕陷性黃土本身具有結(jié)構(gòu)性強(qiáng)，孔隙大，可溶鹽含量較高等性質(zhì)會(huì)影響夯實(shí)的加固效果，采用規(guī)范中的設(shè)計(jì)方法進(jìn)行夯實(shí)施工，會(huì)使得工期延長(zhǎng)，費(fèi)用增加，達(dá)不到設(shè)計(jì)深度。如某一西北地區(qū)動(dòng)力夯實(shí)法處理濕陷性黃土地基的工程通過初步經(jīng)驗(yàn)設(shè)計(jì)確定的施工方案需要200多萬(wàn)元，經(jīng)過優(yōu)化設(shè)計(jì)，僅用了60萬(wàn)元。夯實(shí)過程中土體結(jié)構(gòu)性的變化是造成地基土物理、力學(xué)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［3－5］。目前對(duì)土體結(jié)構(gòu)性變化的定量研究還處于初級(jí)階段，其研究成果還遠(yuǎn)遠(yuǎn)沒有與易于量測(cè)的物理力學(xué)參數(shù)相結(jié)合［6－9］。因此，針對(duì)這個(gè)問題，本文從宏觀和微觀的角度對(duì)動(dòng)力夯實(shí)作用下濕陷性黃土的物理力學(xué)參數(shù)、微觀結(jié)構(gòu)變化進(jìn)行深入研究，為動(dòng)力夯實(shí)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)。

1 動(dòng)力夯實(shí)法處理濕陷性黃土的模型試驗(yàn)

試驗(yàn)土樣取自山西，物理指標(biāo)見表1。

表1 土樣的物理性質(zhì)指標(biāo)

模型試驗(yàn)［10－12］在室外進(jìn)行，試驗(yàn)場(chǎng)地為天然平整開闊場(chǎng)地，場(chǎng)地土為黏性土。試驗(yàn)場(chǎng)地具體的處理方法為：在開闊平整場(chǎng)地上人工挖一圓柱形土坑，土坑尺寸：高15 cm、底面直徑12.5 cm，試驗(yàn)時(shí)將高15 cm、直徑12 cm的圓柱形試樣放入坑中，量測(cè)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(shí)并壓實(shí)到與試樣相同的密度。試驗(yàn)現(xiàn)場(chǎng)示意圖如圖1所示。試驗(yàn)設(shè)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(cè)量豎向變形的直尺，量程為30 cm，精確到0.1 cm。

圖1 模型試驗(yàn)示意圖

模型試驗(yàn)分5組進(jìn)行，每組2個(gè)試樣，對(duì)應(yīng)的夯擊次數(shù)分別為2、4、6、8、10。落錘提升高度0.64 m，落錘的夯擊能為64 N，落錘自由下落，每次夯擊時(shí)間間隔為16.7 s。每組試樣夯擊完后，測(cè)定土樣的高度、密度和含水量。同時(shí)用環(huán)刀從夯后試樣表面沿深度取2個(gè)直徑為6.2 cm，高為2 cm的圓柱體土樣，用于濕陷性試驗(yàn)。然后用薄壁取土器分別沿剩余試樣上表面中心和兩側(cè)取出3個(gè)直徑為3.9 cm，高為11 cm的圓柱體土試樣，隨后將三個(gè)土樣分別制成3個(gè)直徑為3.9 cm，高為8 cm的三軸壓縮試驗(yàn)試樣。在三軸試樣制作中，一個(gè)取自11 cm高圓柱試樣的上層、另外兩個(gè)取自中間和下層，以便獲得夯擊土體樣沿深度的平均力學(xué)性能。在制作三軸試驗(yàn)試樣的同時(shí)，從其剩余部分制作3個(gè)邊長(zhǎng)為1 cm的正方體土樣用作微觀試驗(yàn)。

利用上述所取的5組（2、4、6、8、10次夯擊）三軸試驗(yàn)土樣和原狀土（0次夯擊）制成的試樣進(jìn)行6組三軸固結(jié)排水剪切試驗(yàn)，每組3個(gè)試樣，固結(jié)壓力分別為 0.1、0.2 和 0.4 MPa。設(shè)定剪切速度為0.1 mm／min，對(duì)試樣進(jìn)行剪切試驗(yàn)。試樣每產(chǎn)生0.3 mm變形值，測(cè)讀一次測(cè)力計(jì)讀數(shù)和軸向變形值，直到軸向應(yīng)變?yōu)?5%～20%。取軸向應(yīng)力與應(yīng)變曲線的峰值作為土樣的剪切強(qiáng)度。

利用夯擊試驗(yàn)中所取的濕陷性試驗(yàn)試樣，用固結(jié)儀進(jìn)行土樣濕陷性試驗(yàn)，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 k Pa為最大分級(jí)壓力，依次分級(jí)施加50、100、150和200 kPa的壓力，施加每級(jí)壓力后，每隔1 h測(cè)定一次變形，直至試樣變形穩(wěn)定。試樣在200 k Pa壓力下變形穩(wěn)定后，向固結(jié)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(cè)定一次變形，直至試樣變形穩(wěn)定為止。根據(jù)200 k Pa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(jì)算得到濕陷性系數(shù)。

不同夯擊次數(shù)下土樣的密度、強(qiáng)度參數(shù)和濕陷性系數(shù)試驗(yàn)結(jié)果如表2。表2中的物理力學(xué)參數(shù)為試驗(yàn)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(qiáng)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(xué)參數(shù)

圖2 1號(hào)土樣SEM圖像

圖3 2號(hào)土樣SEM圖像

圖4 3號(hào)土樣SEM圖像

圖5 4號(hào)土樣SEM圖像

圖6 5號(hào)土樣SEM圖像

圖7 6號(hào)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(shì)。但當(dāng)夯擊次數(shù)大于8次時(shí)，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(guān)系式為：δ＝0.147 8e－0.4509N，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

2.1 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［13－14］，動(dòng)力夯實(shí)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(gè)。

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。

2.2 程序算法實(shí)現(xiàn)步驟

1）讀入SEM圖像。

2）對(duì)圖像進(jìn)行預(yù)處理。使用濾波函數(shù)對(duì)圖像進(jìn)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(yù)處理的圖像采用Matlab的矩陣運(yùn)算方法進(jìn)行圖像的二值化。即將圖像轉(zhuǎn)化為灰度圖，圖像的每一個(gè)像素點(diǎn)從0到255都有一個(gè)灰度值。選擇一個(gè)閾值，當(dāng)某個(gè)像素的灰度值大于該閾值時(shí)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(shí)現(xiàn)流程圖。

圖13 程序算法步驟實(shí)現(xiàn)流程圖

2.3 SEM圖像分析

2.3.1 圖像預(yù)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(jìn)行二值化處理時(shí)，這些信息會(huì)干擾二值圖像的效果，故在進(jìn)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(duì)圖像進(jìn)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(jié)構(gòu)的定性分析以及二值圖像的生成。

2.3.2 圖像二值化 用矩陣運(yùn)算方法進(jìn)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14 圖像預(yù)處理

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(shí)，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(shí)，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(shí)，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。

2.3.3 微觀結(jié)構(gòu)參數(shù)定量分析 應(yīng)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(guān)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)

圖16 夯擊次數(shù)與平面孔隙率關(guān)系

圖17 夯擊次數(shù)與平均等效孔徑關(guān)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(guān)系曲線方程為np＝－0.046 4 N2－0.394 3 N＋12. 957；夯擊次數(shù)與平均等效孔徑的關(guān)系方程為：d＝0.010 6 N2－0.281 2 N＋4.272 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(duì)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(gè)參數(shù)。

圖18 夯擊次數(shù)與平均形狀系數(shù)關(guān)系

圖19 夯擊次數(shù)與平均方向角關(guān)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16μm以下的孔隙占92.6%，大于16μm的大孔隙占7.4%，小于4μm的小孔隙占66.9%。圖20（f）表明，10次夯擊后，土體中幾乎不存在等效孔徑大于16μm的大孔隙，而等效孔徑小于4μm的小孔隙占81.8%。

3 黃土濕陷性與微觀結(jié)構(gòu)參數(shù)之間的關(guān)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(guān)系如圖21、22、23、24所示。

圖21 平面孔隙率與濕陷系數(shù)關(guān)系

圖22 平均等效孔徑與濕陷性系數(shù)關(guān)系

圖23 平均形狀系數(shù)與濕陷系數(shù)關(guān)系

圖24 平均方向角與濕陷性系數(shù)關(guān)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(guān)系分別為：δ＝658.68np4.3693和δ＝0.157 2ln（d）－0.147 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(guān)性不大。

4 結(jié) 論

通過濕陷性黃土的動(dòng)力夯實(shí)模型試驗(yàn)及掃描電鏡微觀試驗(yàn)，得出以下結(jié)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(shì)。但當(dāng)夯擊次數(shù)大于8次時(shí)，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16μm以下的孔隙占92.6%，大于16μm的大孔隙占7.4%，小于4μm的小孔隙占66.9%。10次夯擊后，土體中幾乎不存在等效孔徑大于16μm的大孔隙，而等效孔徑小于4μm的小孔隙占81.8%。

3）通過對(duì)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(guān)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(guān)系，相關(guān)系數(shù)均在0.9以上。

5）本文采用天然場(chǎng)地粘土作為試驗(yàn)約束條件必然會(huì)對(duì)試驗(yàn)結(jié)果產(chǎn)生一定的影響，今后的研究中擬采用室內(nèi)擊實(shí)試驗(yàn)消除邊界影響。

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

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

［3］龔成明，程謙恭，劉爭(zhēng)平.強(qiáng)夯激勵(lì)下黃土邊坡動(dòng)力響應(yīng)模型試驗(yàn)研究［J］.巖土力學(xué)，2011，32（7）：2001-2006.

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）：2001-2006.

［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）：867-886.

［5］翁效林，王瑋，劉保健.濕陷性黃土拓寬路基變形特性及強(qiáng)夯法處治效應(yīng)模型試驗(yàn)［J］.中國(guó)公路學(xué)報(bào)，2011，24（2）：17-22.

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）：17-22.

［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）：203-217.

［7］馮世進(jìn)，胡斌，張旭，等.強(qiáng)夯參數(shù)對(duì)夯擊效果影響的室內(nèi)模型試驗(yàn)［J］.同濟(jì)大學(xué)學(xué)報(bào)：自然科學(xué)版，2012，40（8）：1147-1153.

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）：1147-1153.

［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）：840-843.

［9］周飛飛.原狀濕陷性黃土的結(jié)構(gòu)性本構(gòu)模型［J］.鐵道工程學(xué)報(bào)，2012（4）：13-17.

Zhou F F.Non-linear constitutive model for intact collapsible loess ［J］.Journal of Railway Engineering Society，2012（4）：13-17.

［10］熊巨華，胡斌，馮世進(jìn)，等.強(qiáng)夯法加固粉土地基室內(nèi)模型試驗(yàn)研究［J］.世界地震工程，2010，12（Sup1）：241-246.

Xiong J H，Hu B，F(xiàn)eng S J，et al.Model test study on silt foundation improvement by dynamic compaction［J］.World Information on Earthquake Engineering，2010，12（Sup1）：241-246.

［11］Jafarzadeh F.Dynamic compaction method in physical model tests［J］.Scientia Iranica，2006，13（2）：187-192.

［12］趙康，羅嗣海，石亮.強(qiáng)夯模型試驗(yàn)及其研究進(jìn)展［J］.人民黃河，2012，34（2）：131-134.

Zhao K，Luo S H，Dan L.Model tests of dynamic consolidation and its progress［J］.Yellow River，2012，34（2）：131-134.

［13］Miao T D，Liu Z Y，Niu Y H.Unified catastrophic model for collapsible loess［J］.Journal of Engineering Mechanics，ASCE，2002（5）：595-598.

［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）：633-646.

［15］鄧津，王蘭民，張振中.黃土顯微結(jié)構(gòu)特征與震陷性［J］.巖土工程學(xué)報(bào)，2007，29（4）：542-548.

Deng J，Wang L M，Zhang Z Z.Microstructure characteristics and seismic subsidence of loess ［J］.Chinese Journal of Geotechnical Engineering，2007，29（4）：542-548.

（編輯 王秀玲）

Micro-Mechanism of Dynamic Compaction on Collapsible Loess

Cai Jing1，Luo Mingda1，Dong Bingyin2

（1.Airport Engineering Base of Civil Aviation University of China，Tianjin 300300，P.R.China；2.Foundation Research Institute of China Zhonghua Geotechnical Engineering Co.LTD，Beijing 102600，P.R.China）

Collapsible loess was collected from a suburban district of Shanxi，China.Dynamic model experiments of different hammer blows were designed to simulate the in-situ 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-structure 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 16μm was 92.6%，the content of pores with an equivalent pore diameter larger than 16μm was 7.4%and the content of pores with an equivalent pore diameter less than 4μm was 66.9%.After ten blows，there were nearly no pores with an equivalent pore diameter larger than 16μm，while the content of the pores with an equivalent pore diameter less than 4μm 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.

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

TU444

A

1674-4764（2014）03-0030-07

10.11835／j.issn.1674-4764.2014.03.006

2013-08-16

中國(guó)民航大學(xué)校內(nèi)基金（09CAUC-E01）；中國(guó)民航大學(xué)機(jī)場(chǎng)工程基地開放基金（KFJJ2012JCGC02）

蔡靖（1975-），女，副教授，主要從事巖土工程研究，（E-mail）Jcai＠cauc.edu.cn。