冲击碾压法加固堰塞坝料的室内模型试验研究

占鑫杰 ，李文炜，杨守华，朱群峰，许小龙，黄慧兴

(1. 南京水利科学研究院，江苏 南京 210029； 2. 水文水资源与水利工程科学国家重点试验室，江苏 南京210029； 3. 河海大学 岩土力学与堤坝工程教育部重点实验室，江苏 南京 210098)

堰塞坝是由滑坡、崩塌、泥石流等地质自然灾害形成，其构成材料主要为成分复杂、级配较宽、整体松散的土石混合料[1]。由于地质灾害持续时间较短，因此堰塞坝料通常在短时间迅速堆积，无法在土层重力作用下充分压实，因此其天然密度较低，结构松散，内部存在较多的孔隙[2]。此类材料在天然状态下缺陷明显，但堆积体方量极大，例如2000 年发生的易贡大滑坡[3]，形成的堰塞体方量超过3 亿m3；2008 年，由汶川地震引发的山体崩塌形成了方量约2 037 万m3的唐家山堰塞体[4]；2010 年，特大暴雨导致甘肃舟曲发生山洪泥石流[5]，形成的堰塞体方量约140 万m3。国内外学者指出，对近期来水情况下整体稳定的堰塞体，可开展堰塞坝开发利用的评估与设计，达到变废为宝的效果。何宁等[6]研究了堰塞体的加固和开发，从环境、社会、经济三方面进行评估，建议采用密实加固、防渗加固、堰塞体加固与堰塞湖开发利用的衔接技术进行加固和开发。同时，我国云南红石岩、重庆小南海、叠溪大海子堰塞体整治工程均取得了成功[7-8]，证明了堰塞体开发利用的可行性。

堰塞体的开发利用，首先要解决的是堰塞体的表层密实问题，以便后续施工设备进场和施工作业开展。但目前针对堰塞坝料的相关研究主要集中于力学强度、渗透及冲蚀特性等，有关密实特性的研究很少，更没有考虑各密实加固工艺参数对材料密实性的影响，因此有必要研究传统动力密实方法对堰塞坝料的改良效果。

冲击碾压是工程中常见的动力加固方法，该方法将冲击和碾压相结合，利用非圆形冲击轮在运动过程中由于重心变化产生的冲击力和自重产生的压力对土体进行压实，相比传统的静压密实技术，加固深度更深，压实效率提高3 倍以上。近年来，冲击碾压技术已广泛应用于公路、机场等工程的地基加固中，国内外学者通过现场试验[9]和数值模拟[10-12]等手段对冲击碾压的加固机理和方案进行了有益探索。卞学良等[13]采用有限元法模拟三边形冲击压路机的压实过程，认为冲击轮的外轮廓曲线形状对其压实效果有较明显的影响；Kimk 等[14]通过有限元数值模拟分析发现冲击碾压的压实效果与冲击作用时的接触及接触应力密切相关；王生新等[15]研究路基黄土在冲碾前后的微观结构和孔隙特征，表明浅层黄土的微结构发生明显变化，且小孔隙明显增多；陈忠清等[16-17]采用研制的冲击碾压试验设备，对影响砂土冲碾加固效果的因素及加固机制进行了研究，探讨了冲击轮质量和牵引速度对加固效果的影响。

但目前冲击碾压加固效果的研究主要针对黄土、粉土、砂土等级配均匀的细粒土，未见对宽级配堰塞坝料的冲击碾压加固效果的研究报道。本文基于相似定律设计不同能量的堰塞坝料冲击碾压模型试验，综合宏-微观分析手段，对冲击碾压过程中的动应力发展传播规律、位移变化特性、加固效果等进行系统研究。

1 模型试验设计

1.1 模型相似比设计

基于相似定律进行堰塞坝料冲击碾压模型试验的设计，包括以下相似条件：（1）模型与原型几何相似；（2）模型与原型系统应是属于同一种性质的相似现象，可用同一个微分方程描述；（3）模型与原型的同类物理参数成比例，且比例为常数；（4）模型与原型的初始条件与边界条件相似。

基于相似原理，试验涉及的参数主要有：冲击轮质量m，冲击轮密度ρ，冲击轮直径L，冲击轮体积V，冲击轮牵引力F，冲击轮支持力T，滚动摩擦力f，滚动摩擦系数μ，冲击轮速度v，冲击轮作用时间t，冲击轮作用距离s，冲碾遍数N，土的含水量w、干重度γd，有效加固深度H，用函数表示上述参数的关系为：

式（1）以冲击轮质量m和直径L为独立物理量，根据π定理对其余物理量进行量纲分析，得到各自的无量纲π数为：

因此方程（1）可以变为：

根据相似第二定理，得到各相似指标为：

本次模型试验中，根据试验目的、试验材料的颗粒级配，进行了一些有针对性的物理量假定，认为模型和原型中堰塞坝料的密度和压缩模量参数保持不变，即Cρ=1。

1.2 模型试验方案

根据式（4）可知，只要确定冲击轮直径的相似系数CL，其他的相似系数便可确定，这样可以保证模型与原型的相似。考虑到模型试验箱的宽度应大于冲击轮宽度的5 倍，确定冲击轮尺寸的相似系数为CL=12，密度相似系数Cρ=1，各相似系数如下：Cm=1 728，CL=12，Cv=3.46，Ct=3.46，CF=1 728。

采用以上相似比例系数，设计4 种不同参数的堰塞坝料冲击碾压模型试验，原型参数与模型对照如表1 所示。

表1 冲击碾压试验原型与模型参数对照Tab. 1 Comparison of parameters for inrolling dynamic compaction between prototype and model test

1.3 模型试验装置

堰塞坝（体）材料的冲击碾压模型试验装置示意图及实物图如图1 所示，由模型箱、三边形冲击轮、牵引系统、控制系统、图像采集系统，传感器及数据采集装置组成。模型箱的尺寸为250 cm×55 cm×70 cm（长×宽×高），模型箱内部采用2 个隔板形成3 个区域空间，模型箱的实际有效距离为150 cm。模型箱整体固定在底盘支座上。两侧布置承台，用于支撑初始状态和结束状态的模型冲击轮。模型箱正面开设可视窗口，在视窗位置安装1 cm 厚的钢化玻璃，玻璃视窗的长度和高度分别为140 cm 和65 cm。通过该视窗可观测土颗粒在冲击碾压作用的位移变化；同时结合图像分析技术，可对其位移特征进行分析。在模型箱内壁铺设1~2 cm 厚的泡沫来消除可能的边界反射波对试验结果的影响。

图1 模型装置示意及实物Fig. 1 Schematic diagram of model device

试验采用三边形模型冲击轮，根据模型冲击轮的几何相似分析（几何相似系数CL=12，Cm=1 728），模型冲击轮的外接圆直径为175 mm，轮宽为108 mm，对应于原型冲击轮的直径为2.1 m。模型试验采用的冲击轮质量分别为4.22 和7.81 kg，可通过在其内部更换质量块的方式来调节质量大小，对应于原型冲击轮质量分别为7.3 和13.5 t。试验过程中可通过操作台的参数设置调节电动卷线器的工作频率来更改牵引力的大小，使冲击轮具有不同的牵引速度。

1.4 材料及制备

本次模型试验的堰塞坝料取自西藏波密易贡大滑坡旧址，为滑坡后残存的堆积体。对现场取样获取的易贡堰塞坝料进行筛分试验、密度及含水率测试等，其天然干密度为1.81 g/cm3，含水率为6%，不均匀系数为20.7，曲率系数为2.0。根据《土的工程分类》[18]，现场取样堰塞坝料为级配良好砾。

考虑到堰塞坝料的宽级配特性，将试验材料的最大粒径控制为20 mm，采用等量替代的方法，保持颗粒粒径小于5 mm 的含量不变，将大于2 cm 的超径粒径用5~20 mm 粒径土体按比例等质量替换，缩尺后的堰塞坝料级配如图2 所示。

图2 堰塞体原状材料和试验材料的级配曲线Fig. 2 Gradation curve of undisturbed material and test material of landslide dam

模型箱中堰塞坝料的制备采用落雨法，控制堰塞坝料的干密度为1.81 g/cm3。试验前采用落雨法对堰塞坝料密度与落雨距离的关系进行标定，确定试验的撒砂高度为10 cm。

1.5 量测设备

动应力的量测采用微型动态应变式土压力盒，由于堰塞坝料的粒度分布范围较广，要求土压力盒直径尽可能大，使压力盒的直径大于堰塞坝料的最大直径。为此选定的土压力盒的尺寸为φ28 mm×9 mm，并在土压力盒的周围采用细砂保护，土压力盒的布置见图1。在模型堰塞坝料深度5、10、15、20、25、30 cm 共布置15 个土压力盒，可获取冲击碾压过程中地基不同深度的动土应力变化。在堰塞体地基表面冲击轮冲击处放置有一枚与橡皮垫粘接的土压力盒，以测试冲击碾压的接触应力。动土应力和冲击接触应力的数据由DH5922D 动态信号测试分析系统自动采集，采集频率为5 kHz，该频率能够准确监测冲击碾压后堰塞坝料的动应力变化。

图形测试系统由照明装置和相机组成。照明装置采用LED 聚光灯，相机选用PowerShot G5 X 相机，该相机的图像采集速度30 次/s，单次图像采集像素达到2 000 万，可通过蓝牙将图像上传至计算机，记录冲击加固过程中颗粒的运动情况。颗粒运动采用粒子图像测速法[19]（Particle Image Velocimetry，简称PIV）进行分析，首先对部分堰塞坝料进行染色，制作适宜分析的散斑，对冲击碾压过程中不同时间段的散斑变化图片进行对比，记录位移分布信息。

冲击碾压后，采用ZXL-12 型智能填土密实度检测仪对堰塞坝料进行贯入试验，获取不同深度地基的比贯入阻力值。

1.6 试验流程

堰塞坝料冲击碾压模型试验的流程如下：（1）对堰塞坝料进行筛分，按照粒径分为8 个粒组，每组分别放置于不同的装样桶；每次取样前根据级配数据取样混合配置相应的试验材料。（2）通过砂雨法制样装置将堰塞坝料按照固定落距装入模型箱中。（3）在装样过程中进行传感器的布置，传感器间距由直尺测量，确保位置准确。（4）在装样完成后，在堰塞坝料表面铺一层厚3 mm 的橡胶垫；在橡胶垫表面，找准冲击作用位置布置1 个土压力盒，直接粘贴在橡胶垫下面。（5）将模型冲击轮放置在模型箱左侧起始位置的承台上，每遍碾压时冲击轮的起始位置固定，保证模型冲击轮在试验过程中能够沿规定路线运动。（6）打开电机，通过牵引绳拉动牵引装置，使冲击轮按照设置的速度运动，当冲击轮到达右侧承台后自动切断电源。（7）开启返回开关使冲击轮返回左侧起始承台，放置于起始位置，视为1 遍碾压结束。（8）试验过程中共进行15 遍冲击碾压，每3 遍冲碾后在不同的冲击处进行贯入试验，测试深度为40 cm，贯入速度为5 mm/s。

2 试验结果与分析

2.1 冲击接触应力

堰塞坝料模型试验第9 遍碾压时的冲击接触应力测试结果如图3 所示。从图3 可知，冲击轮与地基表面接触后，接触应力急剧增大，达到峰值后又迅速减小，曲线形态为类三角形，整个过程持续时间约为0.1 s，这说明冲击碾压过程中主要的有效加固过程为1 次脉冲冲击。根据试验参数，不同牵引速度和冲击轮质量组合下的冲击应力峰值分别为2.5、2.9、5.0、7.1 MPa，数值随着牵引速度和冲击轮质量的增大而增大。同时可以发现冲击接触应力时程曲线在前期存在一定的波动，这主要是因为堰塞坝料的结构松散，颗粒容易发生错动，导致测试结果出现波动。

图3 冲击碾压荷载作用下堰塞坝料的典型接触应力测试结果Fig. 3 Test results of typical contact stress of landslide dam material during rolling dynamic compaction

2.2 动土应力发展及传播规律

2.2.1 动土应力随冲击遍数发展规律 冲击碾压后堰塞坝料地基不同深度（0.6、1.2、2.4、3.0 m）的动应力峰值与碾压遍数变化关系见图4。从图4 可见，冲击碾压引起的动土应力整体上随着碾压遍数的增加而增加，且在前3 遍碾压的增长幅度明显大于后续的增长幅度，12 遍后数值基本稳定。值得注意的是，当牵引速度或冲击轮质量较小时，动土应力的增长幅度明显较小，甚至在后期出现了持续下降。相同条件下，高牵引速度对较深（2.4、3.0 m）处堰塞坝料的加固效果提升明显，较深处土体动应力随碾压遍数有明显增长，15 遍碾压后数值提升了6~10 倍，这说明提高牵引速度有助于冲击轮产生的冲击荷载及碾压效果向更深处传递。

图4 不同深度动土应力峰值随冲击碾压遍数变化Fig. 4 Variation of dynamic stress peak value with number of passes at different depths

2.2.2 动土应力随深度的衰减规律 不同牵引速度及冲击轮质量组合下，动应力峰值随深度的衰减规律见图5。从图5 可知，冲击碾压引起的地基动土应力峰值随深度的增加不断减小，且0~2.4 m 的衰减超过70%，这说明冲击碾压的加固效果主要集中于2.4 m 以上。同时可以发现，当牵引速度由1.73 m/s 提升至3.46 m/s 时，2.4~3.6 m 区间的曲线斜率明显增大，且3.0 m 深度处动应力峰值可在15 遍碾压后达到100 kPa以上，这意味着有效加固深度从2.4 m 增大到3.6 m，同时表明牵引速度对加固效果的影响更大，牵引速度的提升有助于动土应力向地基深层传递。

图5 堰塞坝料地基中动应力峰值随深度的衰减规律曲线Fig. 5 Attenuation curve of dynamic stress peak value with depth in landslide dam material foundation

2.3 冲击碾压后地基的变形特性

每遍碾压后，对碾压路径中心位置附近冲击轮形成的冲击坑的最大沉降进行了量测，多个冲击坑取均值确定为每遍碾压后的沉降。不同冲击轮牵引速度和质量条件下，堰塞坝料地基表面沉降与碾压遍数的关系如图6 所示。

图6 堰塞坝料地基表面沉降与碾压遍数的关系Fig. 6 Relationship between surface settlement of landslide dam material and number of passes

由图6 可知，随冲击碾压遍数的增加，地基表面沉降呈增长趋势，且主要沉降发生在前7 遍碾压，此后沉降的增加幅度减小，碾压遍数超过12 遍后，表面沉降基本稳定。如冲击轮质量为7.3 和13.5 t 时，7 遍冲击碾压后沉降分别为28 和36.2 cm，占15 遍碾压后沉降的81.6%和78.4%。同时可以发现，沉降数值随牵引速度的增加增长明显，且数值稳定所需的碾压遍数相应增加。这说明提高冲击轮的牵引速度，有助于促进地基表面土体向下运动，促进土体密实。

2.4 冲击碾压后地基的强度特性

为评价不同冲击轮牵引速度及质量组合下的冲击碾压加固效果，试验结束后采用小型贯入仪对多个冲击坑中心位置的地基进行贯入试验，取均值计算其贯入阻力，不同参数下的比贯入阻力与深度的关系如图7 所示。

图7 不同牵引速度下模型地基比贯入阻力与深度的关系Fig. 7 Relationships between specific penetration resistance and depth of model foundation under different traction speeds

从图7 可知，冲击碾压后的比贯入阻力相较未处理时提升明显，深度2.4 m 以上提升幅度超过200%，这说明冲击碾压对表层堰塞坝料的加固效果良好；同时比贯入阻力值随着冲击轮质量增加而增大。值得注意的是当深度超过3.0 m 时，1.73 m/s 的牵引速度下，比贯入阻力数值差距较小，15 遍碾压后地基强度增长幅度为16%和50%，但牵引速度提高至3.46 m/s 后，增幅则超过85%。这意味着当冲击轮质量一定时，提高牵引速度有助于提高影响深度；但是当堰塞坝料地基的强度提高后，继续提高冲击碾压的遍数，加固效果不明显。综合不同方案的试验结果可知，满足易贡堰塞坝材料的冲击碾压参数：冲击轮质量为13.5 t，牵引速度为3.46 m/s，碾压遍数为12 遍。

2.5 冲击碾压后地基内部位移特性

为评价不同冲击轮牵引速度及质量组合下的堰塞坝料颗粒运动情况，对试验中使用的堰塞坝料进行了染色（图8），对冲击轮碾压前后堰塞坝料的散斑变化情况进行PIV 分析，得到颗粒运动分布。

图8 堰塞坝料散斑的制作Fig. 8 Fabrication of material speckle in landslide dam material

冲击碾压荷载下堰塞坝料颗粒位移分布如图9所示。从图9 可知，冲击碾压引起的颗粒运动非对称，运动方向前侧的影响范围更大。冲击碾压后堰塞坝料颗粒位移分布呈现明显分区，沿冲击轮运动方向可分挤压区、冲击区和波动影响区，其中冲击区位移以竖向位移为主，数值随着深度的增加而衰减，且在2 m 深度处数值明显变小，说明竖向位移主要集中于2 m 范围内，这也与分析动土应力得到的结论类似。波动影响区则以与冲击轮运动方向平行的水平位移为主，主要集中在距离冲击点中心2 m 范围内；挤压区在表层大多出现向上的颗粒运动，位移主要集中在距离冲击点中心1 m 范围内。

图9 堰塞坝料强夯及冲击碾压加固颗粒运动情况Fig. 9 Movement of reinforcement particles of landslide dam material by rolling dynamic compaction

3 结 语

为深入研究冲击碾压法对堰塞坝料的加固效果和加固机理，通过设计4 种不同冲击轮质量及牵引速度的室内冲击碾压模型试验，系统研究了冲击碾压后地基的动应力发展传播规律、位移发展规律、颗粒运动和加固效果。主要结论如下：

（1）三边形冲击轮引起的冲击荷载为脉冲荷载，持续时间约为0.1 s，到达峰值后迅速衰减，是动力加固的主要能量来源。冲碾产生的接触应力随着牵引速度和冲击轮质量的增大而增大。冲击碾压对堰塞坝料地基表层加固效果良好，深度3.6 m 范围内的堰塞坝料密实度提升明显。冲击碾压引起的动土应力随着碾压遍数的增加而增加，12 遍后数值基本稳定。冲碾引起的地基动土应力随着深度迅速减小，0~2.4 m 深度处的动应力衰减超过70%。

（2）动应力、比贯入阻力、内部位移试验结果均表明提高冲击轮的速度对加固效果的影响更大，更高的牵引速度可以有效提高冲击动应力，使冲碾加固效果向深层传递。堰塞坝料颗粒的运动呈现出分区特点，沿冲击轮运动方向可分挤压区、冲击区和波动影响区。