丁高俊，吴广怀，明 伟，江洎洧

(1.长江勘测规划设计研究有限责任公司，武汉 430010； 2.重庆市水利港航建设集团有限公司，重庆 401120； 3.长江科学院 水利部岩土力学与工程重点实验室，武汉 430010)

1 研究背景

路堤填筑所需填料往往就近取材，一方面满足工程经济的要求；另一方面从环境保护的角度，可有效消纳工程弃渣便于整体工程的土方平衡。对于周边主要分布有软岩地层的工程，在采用其作为路基填料时，一般会对软岩填料物理力学特性进行专门科学试验研究，制定相应施工方案使其满足路堤工程的设计要求[1]。

围绕软岩路堤填料工程特性及路堤变形等问题，诸多学者开展了较多研究工作。曹周阳等[2]对软岩填料进行大三轴试验研究认为，碾压破碎率高会影响其强度，但总体呈应变硬化特性，严格按施工组织设计流程，可用作路堤填料；徐望国等[3]通过大型三轴试验系统研究后认为，软岩填料加筋后黏聚力可得到有效提高，但应变硬化特性还是较为明显的；蒋建清等[4]则从路堤内部土压力及潜在破坏面分布的角度，研究软岩路堤的变形力学行为；毛雪松等[5]则从改性手段开展了软岩填料的路用性和技术标准研究；杜秦文等[6]通过两种压实度下的三轴试验提出软岩料承受围压和竖向偏应力对填料后期湿化变形有关键影响，这也直接反映出压实度-软岩料变形的密切关系；曾铃等[7-8]从软岩路堤水理特性角度研究了软岩填料细观演化及路堤稳定性。

从工程应用角度，张静波等[9]通过对高速公路路堤结构的分析，并着重考虑干湿对软岩调料的影响，对软岩路堤填料做了分级研究；王明皎[10]和罗强等[11]分别结合泥岩弃渣和全风化软岩填料室内试验与现场分层铺筑试验，提出了适用于软岩路堤填筑的施工方法、检测标准以及评价方法；张莎莎等[12]着重从施工工艺方面提出动力触探快速检测路基方法；鞠兴华[13]则从微观结构、变形强度特性方面，结合规范方法和现场检测，系统分析了软岩路堤的沉降变形规律；Rincon等[14]认为微震H/V谱比和图像熵分析可用于辅助检测软岩填筑质量。

综上，目前对于软岩路堤填筑料的研究，更多关注于填料自身或在遭受外界环境变化后的变形力学特性规律，在施工与检测技术方面也较多关注于与规范的对接，较少关注施工平面不同部位因填料压实度差异因素引起的软岩填料变形及力学特性差异，而这对于精细化分析路堤横断面的变形具有重要意义。

2 工程概况

某公路拟采用加筋土路堤的形式通过低洼区段，路堤最大填筑高度约35 m，距离本工程不远恰有一大型基坑工程施工，其开挖石渣料方量基本能够满足下路堤填方量需要，因此从工程经济和环境保护的角度考虑，选择将该石渣料作为公路下路堤的填筑料进行综合利用。

开挖石渣料母岩岩性为侏罗纪沙溪庙组紫红色泥岩，质地均一性好，岩性较软。考虑到下路堤在垂直方向上按50 cm间隔铺设土工格栅，以及该软岩料遇水易崩解的问题，在松铺分层碾压之前，首先对填料进行二次破碎(图1)，使其最大块度基本保持在10 cm以内，在洒水促使填料产生一定的预崩解后，对路堤进行碾压。

图1 石渣原料及二次破碎待碾的填料Fig.1 Spoil material and secondary crushing filler for rolling

现场采用灌水法对路基填料不同部位的密度进行了检测(表1)，并结合重型击实试验成果统计发现，靠路堤两侧临空面约3 m试验点现场干密度为1.95～1.96 g/cm3，对应压实度>0.93；靠路堤中线部位试验点现场干密度则在1.99～2.01 g/cm3之间，对应压实度超过0.95。总体来看，下路堤碾压质量满足规范[15]中压实度0.93要求，但干密度明显呈中部高、两侧低，且压实度相差0.02。

表1 软岩填料现场检测试验成果Table 1 Results of field inspection test on soft-rock filler

该现象简要分析：软岩路堤分层碾压过程中，由于填料自身强度较低，难以如硬岩填料形成较为稳固的咬合整体，在远离路基中心线的两侧临空面附近，填料缺乏必要约束，导致其压实度低于中线附近。

为研究碾压后两侧和中间部位填料工程特性的差异，直接取现场密度检测挖出的碾压后填料(图2)，运回室内开展大型三轴试验。

图2 采集的用于室内试验的软岩填料Fig.2 Soft-rock filler collected for indoor test

通过筛分得到图3所示颗粒级配曲线，颗粒最大粒径<10 cm。大型三轴试验的试样尺寸为Ф300 mm×H600 mm，最大颗粒粒径不超过6 cm。依据《土工试验方法标准》(GB/T 50123—2019)，采用等量替代法进行缩尺，即用60～5 mm粒组等量替代>60 mm粒组，保持<5 mm颗粒含量不变，缩尺后的制样级配曲线一并绘制于图3中。

图3 现场及缩尺颗粒级配曲线Fig.3 In-situ and scaled gradation curves

3 软岩料大型三轴试验

采用长江科学院YLSZ30-3型粗粒土三轴压缩仪开展试验，试样为Ф300 mm×H600 mm的圆柱体，最大围压3.0 MPa，最大轴向应力21 MPa，最大行程300 mm，设备情况如图4所示。

图4 高压粗粒土三轴压缩试验仪Fig.4 High pressure triaxial apparatus for coarse grained soil

参照现场检测成果，选取0.93和0.95两种压实度制样开展试验，对应的制样控制干密度分别为1.944、1.985 g/cm3。大三轴试样高度为60 cm，为提高试样的均一性，将备样料按照级配分为三份，用于3层击实，下部两层适当欠压1～2 mm，并将表面抛毛，继续上部试样的击实，有助于提高试样的整体性，避免试样特性在分层处出现不连续。

路堤最大填筑高度约35 m，软岩料位于下路堤，上部为密度相对较大的碾压砂岩碎石上路堤和路面结构，考虑自重和分层超载碾压，试验选取的四级围压分别为0.2,0.4,0.6,0.8 MPa。

下路堤结构设计考虑了排水问题，设置了盲沟和埋管，同时垂向每间隔50 cm铺设有一层土工格栅，总体具有较好的排水性，因此试验按照饱和固结排水(CD)条件进行控制。对制备完毕试样采用砂性加速排水技术，自试样底部向上均匀打设9个直径1 cm的贯穿砂孔(面积置换率1%)，并且在后续轴向压缩过程中将加载速率控制在0.3 mm/min，可提升试样饱和固结效率和排水效果。试验以15%轴向应变为终止条件，轴向压缩行程90 mm，单个试样剪切时间为5 h。

4 强度特性分析

由固结排水(CD)三轴压缩试验，得到0.93和0.95两种压实度条件下软岩填料的应力-应变曲线如图5所示，图6绘制了对应的莫尔应力圆及强度包线，三轴试验后软岩料状态如图7所示，表2对试样基本情况和强度指标进行了统计。

图5 2种压实度下试样应力-应变关系曲线Fig.5 Relations of stress versus strain under two compaction degrees

图6 莫尔圆及非线性强度拟合曲线Fig.6 Mohr’s circles and non-linear strength fitting curves

图7 三轴试验后软岩料状态Fig.7 Status of soft-rock filler after triaxial test

表2 软岩填料抗剪强度指标Table 2 Shear strength parameters of soft-rock filler

从强度和应力特性角度做如下简要分析：

(1)0.93和0.95两个压实度下试样的内摩擦角分别为24.6°和27.8°，从表观上看，靠中线附近填料较两侧高13%，结合应力曲线分析不难看出，2种压实度下试样在15%应变均未达到峰值偏应力，按标准[16]皆选取15%应变对应的偏应力绘制莫尔应力圆并得到相应强度指标。

(2)该软岩泥质含量高，遇水软化剧烈，颗粒机械咬合效应很弱，因此黏聚力主要反映了颗粒间的黏连关系，从结果看两个压实度下试样的黏聚力非常接近，均在50 kPa左右，表明在充分饱和并经历大变形后，颗粒间的黏连关系发挥程度是基本相同的，图7所示为不同压实度试验后的试样，表现出较好的黏性。

(3)软岩料在15%大应变过程中皆呈应变硬化特性，且从其强度参数来看设计路堤的抗滑稳定性满足要求，可认为在松铺分层平面压实度存在差异时，变形应视为该软岩路堤的主要工程问题。

5 变形特性分析

图8为2个压实度条件下填料轴应变-体积应变ε1-εv关系曲线，可以看出：

图8 2种压实度下ε1-εv关系曲线Fig.8 Relations of ε1 versus εv under two compaction degrees

(1)2个压实度条件下，试样体积应变均呈现大变形压缩特性。

(2)压实度为0.93时，软岩填料的体积应变εv与围压σ3基本无关，4条ε1-εv关系曲线重合度高度一致，其表明试样大变形过程呈整体性压密，泥岩颗粒自身强度较低加之饱和固结后进一步软化，且结构不及压实度为0.95时的致密，对应球应力下颗粒骨架达不到压曲转动即自身破碎，当轴应变达6%对应体缩均>3%，15%轴应变对应体缩在3.5%左右。

(3)压实度为0.95时，软岩填料体缩趋势与围压σ3呈正相关，对比相对压实度为0.93时的情形，压实度为0.95时的结构致密性更好，大变形球应力下整体压密特性减弱，但同样由于颗粒自身强度的软弱而使得颗粒破碎先于颗粒骨架力链压曲，破碎引起的体缩相较转动引起的体胀占主导地位，大变形过程体胀趋势始终未得呈现。

以上对2个压实度软岩料体变特性的分析从机理上可支撑现场对石渣料采取二次破碎+洒水预加湿碾压方案的合理性，从施工工艺上尽可能做到对软岩料变形的透支。但从体变特性来看，压实度差异造成的变形规律不同，需从变形参数上得到反馈。

基于以上判断，绘制两个压实度条件下球应力p-体积应变εv关系曲线如图9所示，作如下分析：

(1)轴向15%大应变全过程，p-εv很好地服从线性关系，Duncan等[17]曾假设体积模量B与偏应力(σ1-σ3)无关，而仅随固结压力σ3而变，并提出了E-B模型，但也补充提到：对大多常规土颗粒材料，这种线性拟合并不能很好满足大应变全过程。而从本研究软岩填料两个压实度的试验结果来看，p-εv全过程曲线却能很好满足线性关系，即邓肯E-B模型适用于描述软岩填料变形力学关系。

(2)在图9的基础上，提取并绘制两个压实度条件下不同围压时体积模量B与围压σ3的关系，如图10所示，发现对同一种压实度的软岩料体积模量B与σ3仍能服从线性关系。该发现对于简化工程计算具有显著意义，即该材料在做工程变形计算时，可认为是一种线性压硬性材料，构建线性函数关系即可对其变形做出较为准确的估算。

图9 2种压实度下球应力p-εv关系曲线Fig.9 Relations of p versus εv under two compaction degrees

图10 2种压实度下体积模量B-σ3关系曲线Fig.10 Relations of B versus σ3 under two compaction degrees

(3)若考虑岩土力学试验中试样个体之间的误差因素，两条拟合直线的斜率初步可视为平行关系，其意义应当与试样本身的特性(例如相同岩性、相同级配下)存在密切关系，这种共性有助于工程上对人工颗粒材料变形参数的经验性描述。

据以上试验成果和对变形拟合关系的分析，获取了两个压实度下软岩填料的邓肯-张E-B模型参数(见表3)，可大致直观看出两个压实度下试样的变形参数差异是不可忽略的，这有助于客观真实地计算分析路堤各个时期的变形规律。

表3 软岩料邓肯-张E-B模型参数Table 3 Parameters of soft-rock filler in Duncan-Chang E-B model

6 结 论

本文以软岩路基填筑中较易忽略的一个问题为切入点，即满足设计压实度，但碾压施工平面上不同部位压实度存在差异这个问题，从软岩料强度和变形特性的角度开展试验研究，初步得到以下结论：

(1)由于不同部位填料所受边界约束条件存在差异，加之颗粒自身强度较低导致的锁固效应较差，靠路堤中线和两侧临空面填料压实度分别约为0.95和0.93，满足设计要求，但客观上存在差异。

(2)分别以0.93和0.95的压实度制样开展大型三轴固结排水试验，压实度0.95条件下摩擦角φ较压实度0.93约高13%，黏聚力基本相同，约为50 kPa，且两者大应变过程皆呈应变硬化特性。

(3)压实度0.93下体变与围压基本无关，从机理上试样呈整体压密；压实度0.95下体缩趋势与围压σ3呈正相关，但总体未呈现体胀。主要机理为颗粒自身强度软弱而使颗粒破碎先于颗粒骨架力链压曲，且相对松散的压实度0.93的试样在球应力作用下其大变形压密更为显著。

(4)2种压实度下p-εv曲线及B-σ3曲线均很好满足线性拟合关系，采用邓肯-张E-B模型可较好描述其变形力学特性，同时初步判断认为当试样本身特性具有共性时(例如相同岩性、相同级配下)，在一定的压实度范围内B-σ3曲线斜率具有一致性，该结论有助于通过构建线性函数关系对软岩填料的变形做出较准确的估算。

总体来看，目前相关规范对压实度关注度较高，而对平面碾压压实度的差异关注不足，这种差异对路基未来变形发展和演化的潜在影响是存在的。

本文仅基于现场检测对0.93和0.95两种压实度做了初步试验研究，后续拟从理论研究的角度适当开展扩充试验，探讨软岩填料应力变形规律。