振動碾作用下筑壩堆石料動力響應特性

DOI：10.16232/j.cnki.1001-4179.2025.06.022

0 引言

堆石壩的壓實質量對其穩定性和耐久性至關重要[1-2]，壓實不當會導致堆石壩強度與承載能力降低以及更大的沉降、滲透性和體積變化[3]。堆石壩碾壓中最常用的壓實機械是振動碾[4-5]，這是一種振動和碾壓相結合的壓實機械，可有效壓縮堆石料，增加被壓實材料的剛度[6]

堆石壩施工質量通常采用規范要求的試坑取樣方法來控制[7-8]，通過試坑試驗獲取采樣點的料性結果（如干密度、級配、孔隙率、含水率等）來代表一定方量填筑體的壓實質量。這種方式簡單易行，且較為直觀，但同時也具有片面性[9]。因此，國內學者針對傳統的原位試驗評估方法采取了多項改進措施。如王敬[10]提出通過建立沉降量與固體體積率回歸模型的方法，對壓實質量進行評估；徐平等[11]發現貫入儀可間接反映施工質量，可在測試的基礎上建立模型，得到貫入度與壓實質量之間的關系，實現壓實質量的快速評估；王東偉[12在討論不同壓實評估試驗的有效性及相關性的基礎上，提出了通過分析比較來選擇合理試驗的必要性；張智[13]通過試驗建立了載荷沉降的關系模型，從而獲得土壤的變形模量，以達到評估壓實度的目的。以上研究均針對傳統方法的弊端做出了改進，但是仍無法做到實時、連續的壓實質量評估。國外施工碾壓的質量評價研究主要集中在道路施工的路基壓實質量評價方面。Anderegg等[14]結合壓實機械GPS定位建立了智能壓實的反饋控制系統，提出以壓實機械的振動狀態評估路基的碾壓質量;Mooney等[15研究了碾壓控制參數的時空分布規律，嘗試采用連續壓實控制和智能碾壓機（CCC/IC）2種方法，通過參數分布客觀評價道路施工碾壓質量的控制效果。

從國內外開展的一系列研究和應用來看，傳統的面板堆石壩填筑碾壓質量控制方法受人為因素影響較大，存在管理不到位的環節，且試坑取樣檢測具有較大的離散性，以此來反映整個工作區的壓實狀況存在較大誤差，同時試坑試驗占用時間長，對壩體施工造成干擾[16]。為此本文以老撾南公1水電站面板堆石壩工程為例，通過構建振動碾和筑壩堆石料四自由度動力耦合分析模型，結合現場碾壓作用下堆石料動力響應原位監測試驗，開展振動碾-堆石體的動力響應分析，通過振動監測反饋堆石料碾壓質量，提出了一種基于堆石料動力響應的碾壓質量評價新方法，以避免在傳統的壩體填筑碾壓質量評價中將隨機取樣結果作為評價標準的缺陷，保證壩體碾壓質量并實現快速施工。

1 工程概況

1.1 南公1水電站概況

南公1水電站位于老撾南部阿速坡省內的南公河上，是中老兩國清潔能源戰略合作開發的重點項目。壩址距省城阿速坡公路里程約 53km ，距萬象約958km ，距越南峴港約 464km ，距泰國曼谷約1167km^[17] 。南公1水電站裝機容量 160MW ，保證出力55.17MW，工程等別為Ⅱ等大（2）型，主要任務是發電，兼顧防洪、灌溉、交通、航運。工程由首部樞紐及引水發電系統組成，首部樞紐包括面板堆石壩、左岸溢洪道、左岸導流隧洞和右岸電站進水口[18]；引水發電系統由電站進水口、引水隧洞、地下廠房洞室群、尾水隧洞等組成，引水發電建構筑物布置于右岸，為單洞、兩機布置形式。

南公1水電站主擋水建構筑物為混凝土面板堆石壩，布置于主河床，壩頂長 400m ，壩頂寬 8.8m ，壩頂高程 325.0m ，最大壩高 90m 。壩體上游壩坡1：1.4，下游壩坡1：1.35。電站的溢洪道布置于大壩左岸，主要由引渠段、閘室段和泄槽段（共設三級消力池）等組成。

1.2 面板堆石壩的堆石區施工工藝

南公1水電站采用混凝土面板堆石壩方案，溢洪道開挖料為大壩填筑供料。混凝土面板堆石壩以堆石體作為支承結構，堆石材料的質量以及施工質量是衡量混凝土面板堆石壩安全運行的主要指標，面板作為防滲結構，既能滿足抗滲性和耐久性的需求，又具有一定的柔性，可以很好地適應堆石體的變形，更好地保證壩體結構的穩定性和運行的安全性[19]。

溢洪道開挖料巖性單一，為三疊系中一下統流紋巖，干抗壓強度平均為 126.13MPa ，濕抗壓強度平均為 76.8MPa ，干彈性模量約為 84GPa 。堆石料填料的設計要求如下：最大粒徑不超過 800mm ，小于 5mm 的顆粒含量不超過 20% ，小于 0.075mm 的顆粒含量不超過 5% ，含泥量不大于 5% ，孔隙率不大于 22% ，壓實干密度不小于 2.12g/cm³ ，不均勻度系數不小于15，曲率系數為1＼～3，主要填充參數如表1所列。

面板堆石壩是由堆石區、過渡區以及防滲體組成的，其中堆石區施工控制最為關鍵。該工程采用薄層碾壓法進行堆石體碾壓，這種方式能夠有效提升堆石體密實度，同時對于堆石體穩定性以及防滲結構變形的影響比較小。筑壩堆石料的水平碾壓選用 32t 振動碾，工作參數如表2所列。堆石料填筑層厚 110cm ，碾壓10遍，每臺振動碾的臺班生產效率為 2400～ 3 000m³. /臺班，需要碾壓設備不少于2臺。

2 集總參數模型

利用集總參數模型分析碾壓層剛度與振動峰值之間的關系，論證基于堆石料動力響應進行碾壓質量評價的可行性。

2.1 模型建立

假設滾碾與堆石料在振動過程中始終處于接觸狀態，引入集總參數模型，建立四自由度DOF系統，如圖1所示。圖中 m_f 為上部車輛由車架在其前軸上傳播的重量， m_d 為滾碾和內車架傳播的車輛重量； m_s 為被壓縮的堆石質量； k_df 是橡膠阻尼器剛度； C_df 為橡膠阻尼器的阻尼， K_s 和 K_s0 為堆石料壓實剛度， C_s 和 C_s0 為堆石料壓實阻尼； F₀ 為激振力； Z_f 為車架位移； Z_d 為滾碾位移； Z_s 為堆石料位移。

該模型包含兩部分：上部為振動碾的車架和滾碾；下部分為正在壓縮的堆石料。振動激勵是由繞滾碾軸循環的偏心配重結構產生的，離心力 F 可由公式 F₀= m_ecr_ecω_ec² 確定，其中 m_ecr_ec 為偏心塊的固定偏心力矩，ω_ec² 為振動壓實機的圓周激勵頻率。YZ32d型振動碾總質量 32t ，滾碾寬度接近 2 200mm ，直徑接近1700mm 。振動碾的滾碾質量（ m_d ）為 9120kg ，車架質量Ξ（m_f） 為 12 000kg 。圓形激勵頻率為 28Hz ，垂直滾筒幅值為 1.83mm 。滾碾與車架之間的剛度系數 k_df= 3.4MN/m ，將 k_df 乘以損耗因子（ n=0.16 ），再除以偏心轉動頻率，得到滾碾與車架之間的阻尼系數 C_df 。堆石料模型參數 m_s=0.2m_d，K_s=72MN/m ， C_s=230 kN?s/m，K_s0=100MN/m，（ C_s0 通過將 K_s0 乘以損耗因子（ n=0.16; ，再除以偏心轉動頻率確定。

通過力平衡法計算了接觸行為的運動方程，滾碾和堆石料的自由體圖見圖1。式（1）～（2）反映滾碾/堆石料接觸模式振動時滾碾和框架的動作。式（3）表示滾碾堆石料相互作用時的堆石料作用反力。

2.2 模型結果

振動峰值與碾壓層剛度的關系如圖2（a）所示，可以看出振動峰值與剛度呈正相關關系，且兩者同時增加。圖2（b）表示隨著振動碾碾壓遍數的增加，堆石料的密實度和振動速度也隨之增加，達到6次時趨于穩定和恒定。圖2（c）展示了振動壓實機與堆石料連續接觸的正弦波，振動速度隨著碾壓遍數的增加而逐漸增大。

通過對四自由度系統集總參數模型的分析，碾壓層的振動峰值隨著剛度的增加而逐漸增大，兩者之間存在對應關系。堆石料碾壓層的剛度在實際施工中測量比較困難，但振動測量比較方便。因此，可以用碾壓層的振動峰值來表示堆石料的剛度。隨著碾壓過程的進行，堆石料的密實度增加，最終趨于穩定。將振動碾和碾壓層簡化為一個四自由度的運動系統，碾壓層的剛度隨碾壓過程逐漸增大，趨于穩定。因此，在評價壓實質量時，堆石料壓實到一定程度后，壓實度難以繼續增加，剛度趨于穩定值，相應的振動峰值也趨于穩定，即可以認為，當振動峰值相同時，堆石料的碾壓效果是相同的。

3堆石料動力響應的測試方案

3.1 測試背景

面板堆石壩的碾壓質量對壩體的安全運行至關重要，如果碾壓密實度不夠，可能造成嚴重的不均勻沉降并形成滲漏通道[20]。且當壩體上下游填筑速度不同時，上下游會產生臨時內坡，內坡附近需預留一定寬度不碾壓，待下游填筑到相應標高后再碾壓，臨時邊坡的碾壓厚度厚于常規區域，更難滿足工程碾壓質量要求。

3.2 試驗程序

（1）傳感器預處理。由于傳感器的尺寸太小，為保證傳感器在鋪裝和找平過程中不會有較大的位移或傾斜，將傳感器包裹在尺寸為 15cm×15cm×15cm 的混凝土試件中，以確保傳感器位置和監測方向固定，同時還可以保護傳感器不受損壞，并在振動監測前進行傳感器功能試驗，確保傳感器可有效監測振動。

（2）傳感器埋設。傳感器埋設在軋制層之間的界面上，用鋼管保護數據線并引出斜坡。

（3）上下游兩側分層鋪裝。堆石壩進行填筑時需要對同一層進行階段性填筑，試驗方案及傳感器布設如圖3所示。堆石區分為I1區，I2區，Ⅱ1區，Ⅱ2區，Ⅲ區， ΔN 區， ΔV 區，碾壓順序為：I1區 區 I 2區 區 $$ Ⅲ區 區 V 區；測點1＼～5號共5個，每個測點監測3個方向，其中1，2，3號布置在I區，4號，5號布置在Ⅱ區。不同層鋪裝完成后，根據振動監測結果開展后續分析。

3.3 振動碾主要參數

原位監測試驗選取的振動碾型號為YZ32d，主要工作參數如表2所列，與現場施工選用機械一致。試驗區域碾壓遍數為10次，各區域均從左岸開始進行振動碾壓，振動碾運行速度如表3所列。

3.4 振動曲線

不同層鋪裝完成后，根據測點的位置和上面的覆蓋層數，可以得到各區域的振動監測數據，為后續分析提供數據支撐。典型的振動時程曲線如圖4所示。

4堆石料的動力響應特性

4.1 I1區振動試驗

對I1區進行堆石填筑和碾壓，在末端邊界處，3號，2號，1號測點從邊界線處依次以 0.3，1.3，2.7m 的間隔排列，試驗碾壓范圍為 2. 1m×10. 0m （寬 × 長），1號測點位于碾壓區下方深度 1.0m 、距試驗區短邊 4.0m 長邊 0.4m 處。分別統計各碾壓次數下各測點的振動速度峰值，見表4和圖5。由監測結果可知，1號測點的振動峰值明顯大于2號和3號測點，1號測點的振動速度峰值主要在 10～20cm/s 之間，2號和3號測點的振動速度峰值主要在 2～4cm/s 之間。

隨著碾壓次數的增加，各測點的振動峰值波動較大。分析其主要原因如下： ① 堆石料最大粒徑為80cm，不是均勻物料，即使密實度增加，對監測點振動峰值的影響也較小； ② 32t振動壓實機在碾壓過程中振動幅值不穩定，對碾壓層產生的激振載荷波動較大。但在豎直向上，隨著碾壓次數的增加，振動峰值呈現波動上升后趨于穩定的規律。如圖5所示，在正下方1號測點的豎直向上，當碾壓次數達到6次時，振動峰值從 10cm/s 增大到 17cm/s ，然后在 17cm/s 上下波動；同樣斜向下的2號測點豎直向振動峰值從2.8cm/s 增加到 3.0cm/s ，并趨于穩定，3號測點豎直向振動峰值從 2.5cm/s 增加到 3.0cm/s ，并趨于穩定。

4.2 Ⅱ1區域振動試驗

4號測點位于1號測點正上方，5號測點位于2號測點正上方，試驗碾壓范圍為 2.1m×10.0m （寬 × 長），4號測點位于碾壓區下方深度 1.0m 、距試驗區短邊 4.0m 長邊 1.1m 處。對 I1 區進行堆石填筑和碾壓，統計各碾壓次數下各測點的振動峰值，見表5和圖6。由監測結果可知，在水平徑向上，測點1的峰值為 2.36～4.12cm/s ，測點4的峰值為 4.88～7.65cm/ s，測點5的峰值為 3.22～10.56cm/s ;在水平切向上，測點1的峰值為 4.32～5.95cm/s ，測點4的峰值為7.99～11.20cm/s ，測點5的峰值為 3.29～6.23 cm/s ;在豎直向上，測點1的峰值為 7.46～9.89cm/s 測點4的峰值為 14.11～25.51cm/s ，測點5的峰值為3.87～5.40cm/s， 0

對于正下方的測點1和測點4，在豎直向上，隨著碾壓次數的增加，振動峰值有先增大后趨于穩定的趨勢

4.3 Ⅱ2區振動試驗

對 I2 層堆石料進行碾壓，試驗碾壓面積為 2.1m ×10.0m （寬 × 長），5#測點位于碾壓區下方深度1.0m 、距試驗區短邊 4.0m 、長邊 0.8m 處。統計各碾壓次數下各測點的振動峰值，見表6和圖7。在豎直向，2號測點的峰值為 9.05～10.48cm/s，3 號測點的峰值為 10.65～14.26cm/s，5 號測點的峰值為 22.64～ 31.40cm/s 。其中，2號和3號測點的峰值隨碾壓次數的增加有先上升后趨于穩定的趨勢，而5號測點的這一規律并不明顯。

4.4 碾壓質量評價

分別總結各區域的碾壓振動情況，如表7和圖8所示。碾壓I1區時的1號測點數據、碾壓Ⅱ1區時的4號測點數據、碾壓 區時的5號測點數據，均為碾壓厚度為 1.0m 時的監測數據，且測點均處于正常碾壓狀態，測點振動速度波動劇烈。與 1.0m 的鋪裝厚度相比，堆石料最大粒徑為 0.8m ，因此堆石料填筑的均勻性及振動壓實機的振動幅值穩定性對碾壓振動峰值的影響更為復雜和隨機。

碾壓Ⅱ1區時的1號測點數據和碾壓 I2 區時的2號測點數據，均為碾壓厚度為 2.0m 時的監測數據，且測點均處于正常碾壓狀態。由監測結果可以看出當碾壓次數達到6次時，振動峰值趨于穩定，Ⅱ1區進行碾壓時，1號測點 7～10 次的振動峰值平均值為9.37cm/s ， I2 區進行碾壓時，2號測點 7～10 次的振動峰值平均值為 9.85cm/s ，兩者之間的差異不明顯。從振動峰值來看，1號測點與2號測點處的振動峰值一致，即堆石料正常碾壓處與臨時邊坡處的碾壓質量相同，滿足碾壓質量要求。

5結論

本文提出了在堆石壩碾壓過程中，振動壓實機對堆石料的動態響應。通過確定不同堆石區域及不同深度的振動峰值，評價堆石料壓實質量，主要結論如下：

（1）通過模型分析可知，隨著振動碾碾壓次數的增加，堆石料的壓實質量增加，最終趨于穩定。碾壓層振動峰值與剛度呈正相關關系，兩者均隨著碾壓次數的增加而增大，反之亦然

（2）對比堆石料正常碾壓處與臨時邊坡處的碾壓振動峰值，發現兩者之間的差值隨著碾壓次數的增加而減小。對Ⅱ1區進行碾壓時，1號測點 7～10 次的振動峰值平均值為 9.37cm/s ，對 I2 區進行碾壓時，2號測點 7～10 次的振動峰值平均值為 9.85cm/s 。從振動峰值來看，臨時邊坡處的碾壓質量與其余堆石區一致，符合質量要求。

（3）本文提出了一種基于堆石料動力響應的碾壓質量評價新方法，有助于保證壩體碾壓質量并實現快速施工。

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（編輯：郭甜甜）

Abstract：Poorcompactionqualitycanleadtotheformationofseepagechannelsandunevensetlementofdams，weakening its stabilityandlong-termdurability.Therefore，itiscrucialtoevaluatethecompactionqualityofrockfilldamsBasedontheNam Kong-1HydropowerStationproject inLaos，afour-degree-of-freedomdynamiccouplinganalysis modelwasestablishedto studytheinteractionbetweenthevbratingolerandterockfiling materials.This model，combined within-situmontoringtests of thedynamicresponseofockfllmaterialsunderrolercompaction，enabledadynamicresponseanalysisandcompactioquality evaluationthrough vibrationcharacteristicsofthecompactedlayer.ThemodelanalysisresultsindicatethatthevibrationpeakvaluesofrockfillmaterialswrepositivelycorelaedwithstiffssAsthenumbrofollngpassesireases，tedensityofecompactedlayerrises，leadingtoagradualincreaseintheiffessofterockfillmaterialsandacorespondingincreaseinvration peak values.Fieldtestresultsfurtherdemonstratedthatasthenumberofroling pases increase，thevibration peaksinthecompactionarea progresivelyrise.Thecompactionqualitymets therequired standardswhen the numberofrolingpassesexceds seven.Thisstudyproposesanovelmethodforevaluatingcompactionqualitybasedonthedynamicresponseofrockfillmaterials， which helps ensure dam compaction quality and facilitates rapid construction.

Key Words：faced rockfill dam；rockfill material；compacting；vibration monitoring；dynamic model