動力夯實法處理濕陷性黃土的微觀機理

蔡 靖，羅明達，董炳寅

（1.中國民航大學 機場工程研究基地，天津 300300；2.中化巖土工程股份有限公司 地基基礎研究所，北京 102600）

動力夯實法處理濕陷性黃土的微觀機理

蔡 靖1，羅明達1，董炳寅2

（1.中國民航大學 機場工程研究基地，天津 300300；2.中化巖土工程股份有限公司 地基基礎研究所，北京 102600）

利用取自山西的濕陷性黃土，模擬動力夯實現場試驗，設計不同夯擊次數的模型試驗，得到隨著夯擊次數的增加，土樣的密度、強度參數逐漸提高，濕陷性系數逐漸降低的變化規律，但當夯擊次數大于8次時，土樣豎向變形、密度、內摩擦角和粘聚力均趨于穩定，且濕陷性系數小于0.015。另外，對不同夯擊次數下的土樣進行SEM（掃描電鏡）微觀試驗，編制SEM圖像分析程序，經定性分析得到：隨著夯擊次數的增加，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%。經定量分析建立了夯擊次數與平面孔隙率、平均等效孔徑之間的量化關系。從而建立了濕陷性系數與平面孔隙率和平均等效孔徑的量化關系。

模型試驗；平面孔隙率；平均等效孔徑；濕陷性系數

中國的濕陷性黃土廣泛分布于西北地區，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［1－2］。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會影響夯實的加固效果，采用規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。如某一西北地區動力夯實法處理濕陷性黃土地基的工程通過初步經驗設計確定的施工方案需要200多萬元，經過優化設計，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、力學性質發生變化的根本原因，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相結合［6－9］。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、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的確定提供理論依據。

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 土樣的物理性質指標

模型試驗［10－12］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12.5 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，根據試樣高度算出間隙體積，采用與試樣物理性質相同的土體，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0.1 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，每次夯擊時間間隔為16.7 s。每組試樣夯擊完后，測定土樣的高度、密度和含水量。同時用環刀從夯后試樣表面沿深度取2個直徑為6.2 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3.9 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3.9 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 0.1、0.2 和 0.4 MPa。設定剪切速度為0.1 mm／min，對試樣進行剪切試驗。試樣每產生0.3 mm變形值，測讀一次測力計讀數和軸向變形值，直到軸向應變為15%～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。根據原狀土樣的取樣深度，確定200 k Pa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，直至試樣變形穩定。試樣在200 k Pa壓力下變形穩定后，向固結容器內自上而下注入純水，水面宜高出試樣頂面，每隔1 h測定一次變形，直至試樣變形穩定為止。根據200 k Pa壓力下土樣浸水產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。

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

表2 不同夯擊次數下土樣的物理力學參數

圖2 1號土樣SEM圖像

圖3 2號土樣SEM圖像

圖4 3號土樣SEM圖像

圖5 4號土樣SEM圖像

圖6 5號土樣SEM圖像

圖7 6號土樣SEM圖像

圖8 土樣豎向變形量隨夯擊次數變化曲線

圖9 密度隨夯擊次數變化曲線

圖10 內摩擦角隨夯擊次數變化曲線

圖11 粘聚力隨夯擊次數變化曲線

由圖8～11可知：隨著夯擊次數的增加，土樣的豎向變形量、密度、內摩擦角和粘聚力都呈增加的趨勢。但當夯擊次數大于8次時，土樣豎向變形、密度、內摩擦角和粘聚力均趨于穩定。圖12表明，隨著夯擊次數的增加濕陷性系數急劇降低，二者的擬合關系式為：δ＝0.147 8e－0.4509N，其中δ為濕陷性系數。

圖12 濕陷系數隨夯擊次數變化曲線

2 基于Matlab的SEM圖像分析

2.1 微觀定量分析特征參數

由于引起黃土濕陷性的主要原因是孔隙的存在［13－14］，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［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。

2.2 程序算法實現步驟

1）讀入SEM圖像。

2）對圖像進行預處理。使用濾波函數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）孔隙形態分析。

圖13為程序算法步驟實現流程圖。

圖13 程序算法步驟實現流程圖

2.3 SEM圖像分析

2.3.1 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，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。使用濾波函數對圖像進行椒鹽濾波處理，消除圖像中的噪聲干擾，經去噪處理后的圖像如圖14（c）所示。圖14（c）表明，經去噪后的圖像，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。

2.3.2 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14 圖像預處理

圖15為不同夯擊次數下，濕陷性黃土在500倍放大倍數下的二值圖像。

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，并且孔隙的數目也明顯減少。

2.3.3 微觀結構參數定量分析 應用編制的程序，可以獲得在不同夯擊次數下土樣微觀參數值，如表3所示。平面孔隙率、平均等效孔徑與夯擊次數之間的關系如圖16、17所示。圖18給出了不同夯擊次數下平均等效孔徑分布。

表3 不同夯擊次數下的微觀參數與濕陷性系數

圖16 夯擊次數與平面孔隙率關系

圖17 夯擊次數與平均等效孔徑關系

圖16、17表明，隨著夯擊次數的增加，土樣的平面孔隙率和平均等效孔徑不斷降低，夯擊次數與平面孔隙率的關系曲線方程為np＝－0.046 4 N2－0.394 3 N＋12. 957；夯擊次數與平均等效孔徑的關系方程為：d＝0.010 6 N2－0.281 2 N＋4.272 7，其中N為夯擊次數，0≤N≤10，np為平面孔隙率，d為平均等效孔徑。圖18、19可以看出夯擊次數對平面形狀系數、平均方向角幾乎沒有影響。因此后續的分析中只考慮平面孔隙率和平均等效孔徑兩個參數。

圖18 夯擊次數與平均形狀系數關系

圖19 夯擊次數與平均方向角關系

圖20 不同夯擊次數下平均等效孔徑分布

圖20表明，隨著夯擊次數的增加，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構參數之間的關系

由表3可得不同夯擊次數下黃土的濕陷性系數與平面孔隙率、平均等效孔徑、平均形狀系數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關系

圖22 平均等效孔徑與濕陷性系數關系

圖23 平均形狀系數與濕陷系數關系

圖24 平均方向角與濕陷性系數關系

由圖21、圖22得出濕陷性系數與平面孔隙率和平均等效孔徑的關系分別為：δ＝658.68np4.3693和δ＝0.157 2ln（d）－0.147 2。而圖23、24表明，黃土濕陷性系數與孔隙的形狀系數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）隨著夯擊次數的增加，土樣的豎向變形量、密度、內摩擦角和粘聚力都呈增加的趨勢。但當夯擊次數大于8次時，土樣豎向變形、密度、內摩擦角和粘聚力均趨于穩定。隨著夯擊次數的增加濕陷性系數急劇降低。

2）通過微觀圖像的分析可以得出：隨著夯擊次數的增加，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）通過對微觀圖像的定量分析，建立了夯擊次數與平面孔隙率、平均等效孔徑之間的量化關系。

4）研究的定量分析參數主要為平面孔隙率、孔隙等效孔徑和平均等效孔徑。經定量分析，平面孔隙率和平均等效孔徑隨夯擊次數的增加而逐漸減小，并且成線性關系，相關系數均在0.9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生一定的影響，今后的研究中擬采用室內擊實試驗消除邊界影響。

［1］GB 50025－2004濕陷性黃土地區建筑規范［S］.北京：中國建筑工業出版社，2004.

［2］JGJ 79－2012建筑地基處理技術規范［S］.北京：中國建筑工業出版社，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）：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夯法處治效應模型試驗［J］.中國公路學報，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，胡斌，張旭，等.強夯參數對夯擊效果影響的室內模型試驗［J］.同濟大學學報：自然科學版，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構性本構模型［J］.鐵道工程學報，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，等.強夯法加固粉土地基室內模型試驗研究［J］.世界地震工程，2010，12（Sup1）：241-246.

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）：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.強夯模型試驗及其研究進展［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.黃土顯微結構特征與震陷性［J］.巖土工程學報，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

中國民航大學校內基金（09CAUC-E01）；中國民航大學機場工程基地開放基金（KFJJ2012JCGC02）

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