基于CPT試驗的多年凍土區路表變形風險評價

田 波，王昊武，權 磊，謝晉德，朱旭偉

(交通運輸部公路科學研究院，北京 100088)

0 引言

多年凍土之上夏季融化冬季凍結的土層為活動層，是凍土路基沉降變形的主要影響因素。全球氣候變暖導致青藏高原多年凍土不斷退化，溫差、荷載及地質病害耦合作用下路面變形持續發展，嚴重影響交通安全。

凍土地區路面發生變形的主要原因是凍土熱融變形，即凍融循環后，土體體積和孔隙率增加進而導致內聚力和單軸抗壓強度降低，從而導致凍脹變形及融化變形[1-3]。已有針對凍土地區土體力學特性演化的本構模型主要來源于室內試驗[4-5]，且多于簡單應力狀態下考察凍土的強度和蠕變特性，因此適用范圍較小，而現場服役條件較為復雜，目前研究成果未能精確滿足凍土地區工程的使用需求。

多年凍土區路面沉降主要有3個變形源[6]：凍土解凍導致沉降、修建路面導致凍土升溫而產生活動層未凍土體蠕變、活動層凍融循環改變土體性質而產生額外沉降。目前國內外類似工況的處治方案在處理3個變形源交互作用方面存在明顯局限[7-8]。陳冬根等[9]指出凍融循環后飽冰凍土層變形風險大于淺地表層和路基填土。王銳等[10]發現含冰量、路堤填土高度的增加會增加路面變形風險?？梢娔壳搬槍鐾羺^路面沉降風險評價的研究較少，缺乏適用于凍土區路面沉降風險的評估方法和處理技術。

在眾多原位測試方法中，靜力觸探試驗(CPT)能夠間接評價較大深度范圍地層的力學參數，適合深厚凍土層承載能力評價[11-12]。目前CPT技術已應用于軟土地區的土體承載力、土層劃分及沉降風險評價等方面[13-15]，但鮮有應用于多年凍土區的研究成果。本研究擬利用CPT分析青藏多年凍土活動層承載特性，并提出相應路表變形風險評估方法。

1 測點選擇與試驗方案

1.1 測區概況

青藏地區受高海拔影響，分布大片多年凍土，屬中低緯度多年凍土，與高緯度多年凍土差異較大，更易受到青藏高原濕熱化傾向的影響[16-17]。本研究測試路段位于青藏高原東緣，海拔大部分在4 500～5 000 m之間，年平均氣溫約為-3.3 ℃，雨季集中在夏季，年降水量約為387 mm。正因如此，當地存在明顯暖季活動層，這也成為青藏地區公路路基熱融變形的外界條件[18]。

選取青藏地區既有公路路表不均勻融沉變形較大的路段約15 km，現場勘測發現該地區舊、新路共同服役，前者最早修建于1954年，雖通車后不斷采取加鋪、修補等管養措施，但仍持續融沉；后者于2017年通車運營，雖輔以熱棒、片塊石、通風管等路基結構保護凍土，但仍存在部分路段產生不同程度的路表變形。

1.2 CPT觸探方案

為深入探究路表變形程度不同路段的下伏凍土層承載特性，并驗證CPT技術在凍土地區的適用性，因此采取單橋、雙橋靜力觸探的方法開展試驗，分別布置12個測點，試驗時間為7月，前者試驗路段路基結構類型為片塊石路基和普通路基，后者試驗路段路基結構類型為通風管路基和熱棒路基，由于路表沉降是個持續性的行為，因此所選測點避開經加鋪處理的區域。各測點路表沉降最大值如圖1所示(PKS為片塊石路基，PT為普通路基，TFG為通風管路基，RB為熱棒路基)。

圖1 各測點路表沉降最大值Fig.1 Maximum settlement of road surface at each measuring point

從圖1中可看出，4種路基結構類型對應路段路表沉降量差異不大，未呈明顯分區，即路表沉降行為受路基結構類型影響較小，因此均存在不同程度的路表沉降。

根據軟土地基的使用經驗，CPT在碎石土中有一定缺陷性，鑒于此本研究在試驗階段選擇場地時，依據既有地質勘測資料，選擇凍土黏土地層。如何保障CPT在凍結碎石土層中的應用，今后是一個值得探討的研究方向。根據地質勘測資料可知，路線兩側10 m范圍內場地基本均勻。限于靜力觸探設備在公路上方進行直接作業難度大，本研究中觸探孔設置于公路兩側原地面，測點至坡腳距離不超過10 m，具體布設點位如圖2所示。

圖2 測點布設(單位：m)Fig.2 Test points layout(unit：m)

2 一般規律分析

2.1 比貫入阻力

通過現場單橋靜力觸探試驗測得片塊石路基、普通路基路段活動層比貫入阻力，分別以3個測點為例進行分析，Ps-d曲線如圖3所示。

圖3 活動層Ps-d曲線Fig.3 Ps-d curves of foundation

從圖3中可以看出：

(1)多年凍土區活動層比貫入阻力隨深度不斷波動，總體來看呈增加趨勢，但是存在部分陡降的情況，達到一定深度后不斷增加直至無法貫入；同時，活動層比貫入阻力隨深度分布具有分層的特點，包含軟弱層和持力層。

(2)活動層比貫入阻力與路表變形行為具備一定關聯性。路表沉降嚴重的測點，活動層比貫入阻力總體偏小且軟弱層厚度較大。如PT-H-3測點路表沉降較大，其比貫入阻力峰值約為27.1 MPa，貫入中止深度為6 m，而PT-L-1測點路表變形較小，其比貫入阻力峰值達40.46 MPa，貫入中止深度僅為3.3 m。

(3)活動層貫入中止深度由比貫入阻力峰值決定，當貫入試驗達到極限深度時，比貫入阻力約為37 MPa?；顒訉颖蓉炄胱枇戎导捌渖疃葏^間共同決定其承載能力的下限。也就是說，路表變形嚴重程度受活動層比貫入阻力較小值及其厚度共同影響。

2.2 錐尖阻力

通過現場雙橋靜力觸探試驗測得通風管路基、熱棒路基路段活動層錐尖阻力，分別以3個測點為例進行分析，qc-d曲線如圖4所示。

圖4 活動層qc-d曲線Fig.4 qc-d curves of foundation

從圖4中可以看出：

(1)多年凍土區活動層錐尖阻力隨深度波動式增加，也存在間斷性陡降的情況，達到一定深度后不斷增加直至無法貫入。與比貫入阻力相比，錐尖阻力隨深度分布的分層特點更為明顯。

(2)活動層錐尖阻力與路表變形行為具備一定關聯性。路表沉降嚴重的測點，活動層錐尖阻力總體偏小且軟弱層厚度較大。如RB-H-3測點路表變形較大，其錐尖阻力峰值約為7.36 MPa，貫入中止深度為6.2 m，而TFG-L-1測點路表變形較小，其錐尖阻力峰值達21.81 MPa，貫入中止深度為5.7 m。

(3)活動層貫入中止深度由錐尖阻力峰值決定，當貫入試驗達到極限深度時，錐尖阻力約為22 MPa?；顒訉渝F尖阻力谷值及其深度區間共同決定其承載能力的下限。與比貫入阻力相同，路表變形嚴重程度受活動層錐尖阻力較小值及其厚度共同影響。

2.3 側壁摩阻力

通過現場雙橋靜力觸探試驗測得通風管路基、熱棒路基路段活動層側壁摩阻力，分別以3個測點為例進行分析，fs-d曲線如圖5所示。

圖5 活動層fs-d曲線Fig.5 fs-d curves of foundation

從圖5中可以看出：

(1)多年凍土區活動層側壁摩阻力隨深度不斷波動，伴隨間斷性陡降現象。貫入中止時的側壁摩阻力無明顯規律，也就是說，側壁摩阻力大小與貫入中止行為呈弱相關。

(2)活動層側壁摩阻力與路表沉降情況關聯性不強。路表沉降嚴重的測點，活動層側壁摩阻力未見明顯趨勢。如TFG-L-1測點路表變形較小，側壁摩阻力峰值約為661.7 kPa，而貫入中止深度達5.7 m；TFG-M-2測點路表變形較大，側壁摩阻力峰值約為331.7 kPa，而貫入中止深度僅為3.9 m。

3 基于CPT試驗的路表沉降風險評價

3.1 包絡面積比

由前文分析結論可知，多年凍土區路表沉降情況受路基結構類型影響較小，與活動層比貫入阻力、錐尖阻力相關性較高，而兩者對應的深度曲線波動復雜，通過深度和峰值、谷值難以準確評價活動層承載能力。因此，需提出一個綜合評價指標對活動層比貫入阻力和錐尖阻力進行量化。由于活動層承載能力與比貫入阻力、錐尖阻力的谷值及深度區間密切相關，考慮結合各指標值大小和深度范圍計算得到包絡面積，而深度對包絡面積影響較大，為此通過給定一個參數標準值，計算各指標在該標準要求下的包絡面積所占百分比，以消除深度的影響，計算如式(1)所示：

(1)

式中，R為包絡面積比；A為Ps-d曲線或qc-d曲線與y軸形成的面積；d為深度；k為參數標準值。

為確定活動層比貫入阻力和錐尖阻力合理的參數標準值k，基于深度曲線的峰值、谷值各擬定6組標準值，分別計算包絡面積比，并與路表變形最大值進行回歸分析，以PKS-L-1測點為例，包絡面積比計算示意圖如圖6所示，回歸分析結果如圖7所示。

圖6 包絡面積比計算示意圖Fig.6 Schematic diagram of calculation of envelope area ratio

圖7 路表沉降行為與包絡面積比關聯表征Fig.7 Correlation between surface settlement behavior and envelope area ratio

由圖7可看出，活動層Ps-d曲線和qc-d曲線的包絡面積比越大，相應路表沉降最大值均呈下降趨勢，即包絡面積比可反映活動層承載能力，包絡面積比越大，活動層承載能力越強，路表沉降越小。線性回歸結果表明，活動層比貫入阻力標準值為10 MPa、錐尖阻力標準值為8 MPa時，路表沉降最大值與包絡面積比相關性最高，因此建議試驗所在地區比貫入阻力和錐尖阻力標準值分別取10 MPa和8 MPa。

3.2 風險評價模型

由前文可知，活動層Ps-d曲線和qc-d曲線的包絡面積比可表征其承載能力，且與路表沉降最大值線性相關，故可提出包絡面積比與路表沉降最大值的經驗公式。由于路表沉降行為隨時間動態發展，而該經驗公式未涉及時間因素，因此考慮以該公式計算路表沉降最大值，表征活動層對應區域路表發生沉降的風險。由圖7可看出，活動層比貫入阻力和錐尖阻力標準值分別取10 MPa和8 MPa時，12處測點深度曲線的包絡面積比與路表沉降最大值線性回歸的決定系數均達0.9以上，具有十分良好的擬合效果。由此，建立路表沉降風險評價模型如式(2)～(3)所示：

y=-730.5Rp+752.3，

(2)

y=-505.9Rq+494，

(3)

式中，y為路表沉降最大值；Rp為活動層Ps-d曲線包絡面積比；Rq為活動層qc-d曲線包絡面積比。

提出路表沉降風險分級方法對凍土地區公路施工具有一定參考價值，因此參考規范《公路技術狀況評定標準》(JTG 5210—2018)[19]中路基沉降和路面沉陷的分類方法，將凍土區路表沉降風險分為輕、中、重3個等級，分別對應路表沉降最大值為0～50，50～150，>150 mm，計算包絡面積比可得分類標準見表1。

表1 路表沉降風險等級Tab.1 Road surface subsidence risk levels

3.3 模型精度評估

為評估路表沉降風險評價模型實際應用的精度，由同期靜力觸探試驗中的另外12處測點數據計算包絡面積比，代入式(1)～(2)計算路表沉降最大值，求得與實測路表沉降最大值間的絕對誤差見表2。

表2 路表最大沉降擬合誤差值Tab.2 Fitting error values of maximum settlement of road surface

由表2可知，活動層比貫入阻力和錐尖阻力估算的路表沉降最大值與實測值絕對誤差較小，前者6個測點絕對誤差均值為21.36 mm，后者6個測點絕對誤差均值為14.88 mm，顯然，該模型精度較高，因此可用于評價多年凍土區路表沉降風險。

4 結論

本研究通過靜力觸探試驗研究多年凍土區淺部地層的承載特性，結合路表沉降數據進行關聯分析，主要得到以下結論：

(1)路表沉降行為受路基結構類型影響較小，與活動層比貫入阻力或錐尖阻力關聯性較強，比貫入阻力、錐尖阻力越大，可貫入深度越小，承載能力越強，路表變形越小。

(2)當貫入試驗達到極限深度時，地層比貫入阻力約為37 MPa、錐尖阻力約為22 MPa，且兩者較小值及其厚度范圍共同決定地層承載能力的下限，影響路表變形范圍。

(3)提出了包絡面積比以定量評價活動層承載能力，建議試驗所在地區的比貫入阻力和錐尖阻力標準值分別取10 MPa和8 MPa，且包絡面積比越大，活動層承載能力越強，路表沉降越小。

(4)通過線性回歸分析，建立包絡面積比與路表沉降最大值的相關經驗公式，其決定系數均在0.9以上，該公式對路表沉降最大值隨包絡面積比變化規律的表達較為直觀，并提出了較適宜于多年凍土區路表沉降風險評價的等級及標準。