劉小蘭, 張獻(xiàn)民,2,*, 董倩

(1. 南京航空航天大學(xué)民航學(xué)院， 南京 210016； 2. 中國(guó)民航大學(xué)機(jī)場(chǎng)學(xué)院, 天津 300300； 3. 天津大學(xué)建筑工程學(xué)院, 天津 300072)

機(jī)場(chǎng)道面結(jié)構(gòu)承載能力動(dòng)態(tài)檢測(cè)方法因其不損壞道面、簡(jiǎn)便快速、對(duì)機(jī)場(chǎng)運(yùn)行影響小等優(yōu)勢(shì)，逐漸成為道面無(wú)損檢測(cè)的主要研究方向，但動(dòng)態(tài)承載能力檢測(cè)通常獲取道基動(dòng)模量，而中國(guó)相關(guān)設(shè)計(jì)規(guī)范將道基靜模量作為機(jī)場(chǎng)道面工程設(shè)計(jì)施工和檢測(cè)維護(hù)的重要指標(biāo)，因此如何確定道基動(dòng)靜模量相關(guān)分析模型，通過(guò)實(shí)測(cè)的道基動(dòng)模量求解道基靜模量，進(jìn)而科學(xué)地指導(dǎo)機(jī)場(chǎng)道面工程的建設(shè)和維修，逐漸成為有關(guān)學(xué)者們的研究熱點(diǎn)和機(jī)場(chǎng)道面承載能力檢測(cè)的技術(shù)重點(diǎn)。如Xenaki和Athanasopoulos[1]分析了圍壓、含水率和循環(huán)應(yīng)變幅值影響下黏土動(dòng)靜模量的變化規(guī)律。Ling等[2]探究了5種溫度、5種圍壓、5種含水率對(duì)最大動(dòng)模量和靜模量的影響，結(jié)果表明最大動(dòng)模量和靜模量隨著溫度增加而減小，隨著圍壓增大而增大，且含水率不小于0.21%時(shí)對(duì)最大動(dòng)模量影響很小。Guisasola等[3]研究了動(dòng)靜模量隨著土類(lèi)型、含水率、應(yīng)力歷史和荷載比變化的規(guī)律，結(jié)果表明含水率能夠降低黏土的動(dòng)靜模量。Sitharam等[4]研究表明動(dòng)靜模量隨著非塑性組分百分比的增加而降低。Wang等[5]分析含水率、圍壓、固結(jié)比和循環(huán)次數(shù)對(duì)動(dòng)靜模量影響，結(jié)果表明動(dòng)靜模量隨著固結(jié)比和圍壓增加而增加，隨著含水率增加而降低。Deng等[6]通過(guò)動(dòng)靜三軸試驗(yàn)探究了圍壓和頻率對(duì)粗顆粒土動(dòng)靜模量的影響。Bao和Mohajerani[7]探討了動(dòng)靜模量與含水率、圍壓、偏應(yīng)力關(guān)系，發(fā)現(xiàn)含水率和偏應(yīng)力對(duì)動(dòng)靜模量影響大，圍壓對(duì)動(dòng)靜模量影響不大。蔡良才等[8]基于靜態(tài)三軸試驗(yàn)探究了圍壓、偏應(yīng)力、含水量和干容重對(duì)機(jī)場(chǎng)剛性道面下土基彈性模量的影響，提出基于回彈模量-偏應(yīng)力曲線(xiàn)確定機(jī)場(chǎng)剛性道面下土基彈性模量的方法。邢耀忠和劉洪兵[9]基于運(yùn)動(dòng)荷載下黏彈性Winkler地基板的力學(xué)模型，利用最小二乘方準(zhǔn)則提出基于撓度的機(jī)場(chǎng)剛性道面地基模量識(shí)別方法。宋花玉等[10]借助BP神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)提出了不同含水量、干容重和偏應(yīng)力下機(jī)場(chǎng)水泥混凝土道面土基模量的計(jì)算方法。鄭剛等[11]針對(duì)天津臨港工業(yè)區(qū)典型黏土進(jìn)行了動(dòng)三軸試驗(yàn)，結(jié)果表明不同頻率下，飽和軟黏土的動(dòng)模量隨應(yīng)變的增加均有所下降，在相同軸向應(yīng)變下，動(dòng)模量隨振動(dòng)頻率的增加而增大。羅汀等[12]在ABAQUS軟件中引入超固結(jié)土統(tǒng)一硬化(UH)模型來(lái)表征道基土的應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系，并在此基礎(chǔ)上探究飛機(jī)荷載下機(jī)場(chǎng)剛性道面的不同位置處應(yīng)力、應(yīng)變和位移響應(yīng)規(guī)律，最后將數(shù)值模型的計(jì)算值與模型試驗(yàn)的實(shí)測(cè)值進(jìn)行對(duì)比，表明引入U(xiǎn)H模型的數(shù)值模型能夠可靠地預(yù)測(cè)實(shí)際機(jī)場(chǎng)道面道基受力變形。陳章毅等[13]采用DDS-70型號(hào)電磁式動(dòng)三軸儀分析海洋軟土在動(dòng)力作用下的動(dòng)力特性，發(fā)現(xiàn)加載頻率、圍壓和干密度越大，動(dòng)模量越高。郝斌等[14]針對(duì)唐山曹妃甸地區(qū)濱海軟土進(jìn)行動(dòng)靜模量試驗(yàn)研究，發(fā)現(xiàn)濱海軟土的動(dòng)靜模量隨著圍壓的增大而增大。

模量作為機(jī)場(chǎng)道面道基的重要參數(shù)，存在顯著的應(yīng)力依賴(lài)性[15-17]。但已有的研究沒(méi)有充分考慮機(jī)場(chǎng)道面工程的特殊性，如飛機(jī)荷載的多輪疊加效應(yīng)、飛機(jī)荷載重量遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于車(chē)輛荷載重量，以及道面結(jié)構(gòu)性能有別于道路工程等[18-19]；除此之外，對(duì)于道基強(qiáng)度指標(biāo)(壓實(shí)度和含水率)研究較少，對(duì)于飛機(jī)荷載動(dòng)態(tài)特性(頻率)的研究幾乎空白，沒(méi)有形成飛機(jī)滑行下道基動(dòng)靜模量相關(guān)分析模型，難以滿(mǎn)足機(jī)場(chǎng)道面工程設(shè)計(jì)和檢測(cè)的要求。鑒于粉質(zhì)黏土道基應(yīng)用較為廣泛，如上海浦東國(guó)際機(jī)場(chǎng)第一跑道[20]、四川九寨機(jī)場(chǎng)[21]、云南瀘沽湖機(jī)場(chǎng)[22]等，本文結(jié)合飛機(jī)滑行下的道基應(yīng)力水平、道基壓實(shí)度和含水率取值范圍，以及飛機(jī)滑行時(shí)頻率區(qū)間，進(jìn)行道基動(dòng)靜模量影響規(guī)律的研究，并建立多因素綜合作用下動(dòng)靜模量相關(guān)分析模型，為機(jī)場(chǎng)場(chǎng)道工程設(shè)計(jì)與檢測(cè)評(píng)估提供依據(jù)。

1 試驗(yàn)參數(shù)確定

以客機(jī)B737-800建立整個(gè)飛機(jī)模型，用彈性層狀半空間體理論建立機(jī)場(chǎng)道面模型，基于飛機(jī)-道面的振動(dòng)響應(yīng)模型，選取距離機(jī)場(chǎng)道基頂面5.0 m為飛機(jī)荷載的作用深度[23]，來(lái)研究飛機(jī)滑行下道基的應(yīng)力分布水平，以及不同滑行速度下的振動(dòng)頻率。

1.1 飛機(jī)-道面響應(yīng)模型

飛機(jī)在道面上滑行時(shí)產(chǎn)生的隨機(jī)動(dòng)荷載有別于車(chē)輛動(dòng)荷載，它受到道面平整度、滑行速度以及飛機(jī)升力等因素的綜合作用，可表示為

(1)

式中：Pv為飛機(jī)滑行時(shí)道面承受的實(shí)際荷載；M為飛機(jī)荷載的質(zhì)量；g為重力加速度；c0為系數(shù)，取10-3m-0.5·s0.5；IRI為國(guó)際平整度指數(shù)；v為飛機(jī)滑行速度；Yv為飛機(jī)滑行時(shí)的升力。

當(dāng)飛機(jī)的滑行速度達(dá)到離地速度時(shí)，道面承受的實(shí)際荷載Pv為0，此時(shí)

(2)

式中：v0為飛機(jī)離地速度；Yv0為飛機(jī)離地時(shí)的升力。

結(jié)合式(1)和式(2)可得飛機(jī)的動(dòng)荷載系數(shù)為

(3)

B737-800的相關(guān)參數(shù)見(jiàn)表1[23-24]，在ANSYS15.0中選用剛性梁?jiǎn)卧狹PC184模擬飛機(jī)機(jī)身，用結(jié)構(gòu)質(zhì)量單元Mass21模擬飛機(jī)懸掛系統(tǒng)質(zhì)量、非懸掛系統(tǒng)質(zhì)量及轉(zhuǎn)動(dòng)慣量，用彈簧-阻尼單元Combine14來(lái)模擬飛機(jī)的彈簧和阻尼，用結(jié)構(gòu)瞬態(tài)求解中的完全法來(lái)求解道面不平整度影響下的飛機(jī)隨機(jī)動(dòng)荷載。

為了確定飛機(jī)-道面動(dòng)態(tài)響應(yīng)時(shí)的最不利平整度和滑行速度，對(duì)飛機(jī)動(dòng)荷載系數(shù)進(jìn)行了研究(見(jiàn)圖1)。

表1 B737-800參數(shù)[23-24]Table 1 Parameters of B737-800[23-24]

圖1 IRI和v影響下的動(dòng)荷載系數(shù)Fig.1 Dynamic load coefficient influenced by IRI and v

從圖1中可以看出，當(dāng)滑行速度為0時(shí)，飛機(jī)處于靜止?fàn)顟B(tài)(即動(dòng)荷載系數(shù)為1)；當(dāng)滑行速度達(dá)到69.2 m/s時(shí)，飛機(jī)處于離地狀態(tài)(即動(dòng)荷載系數(shù)為0)；當(dāng)滑行速度處于0～69.2 m/s時(shí)，飛機(jī)處于滑行狀態(tài)，動(dòng)荷載系數(shù)呈現(xiàn)先增后減的趨勢(shì)。因?yàn)轱w機(jī)剛開(kāi)始滑行時(shí)速度較低，升力較小，對(duì)道面的沖擊作用較大，道面表現(xiàn)為高幅低頻的應(yīng)力形式；隨著飛機(jī)滑行速度的增加，升力增加，對(duì)道面沖擊作用減弱，道面表現(xiàn)為高頻低幅的應(yīng)力形式。滑行速度一定時(shí)，動(dòng)荷載系數(shù)隨著平整度指數(shù)的增加而增加；不同平整度指數(shù)下的動(dòng)荷載系數(shù)均在10 m/s左右取得最大值，而且當(dāng)滑行速度為10 m/s時(shí)，隨著IRI從1到6動(dòng)荷載系數(shù)變化量約0.1。依據(jù)MH/T5024—2009[25]規(guī)定：IRI<2.0時(shí)平整度等級(jí)為好，2.0≤IRI≤4.0時(shí)平整度等級(jí)為中，IRI>4.0時(shí)平整度等級(jí)為差；而大多數(shù)機(jī)場(chǎng)場(chǎng)道的平整度等級(jí)為中以上，考慮到一般性，在后續(xù)的飛機(jī)-道面響應(yīng)研究中，選取平整度指數(shù)為3且滑行速度為10 m/s的飛機(jī)隨機(jī)動(dòng)荷載。

依據(jù)彈性層狀半空間體理論的基本假設(shè)，建立由面層、基層和道基組成，平面尺寸45 m×15 m(長(zhǎng)×寬)的機(jī)場(chǎng)道面結(jié)構(gòu)模型(具體道面結(jié)構(gòu)層參數(shù)見(jiàn)表2[23, 26-27])。其中面層和基層的單元網(wǎng)格尺寸分別為0.1 m和0.3 m，沿深度均為該層厚度的一半；道基的單元網(wǎng)格尺寸為0.3 m，沿深度為0.5 m。道基底部為完全固定約束，x=0及x=45 m處只約束x方向，z=0及z=15 m處只約束z方向。飛機(jī)沿面層z方向的中心線(xiàn)進(jìn)行滑行。

表2 道面結(jié)構(gòu)參數(shù)[23, 26-27]

1.2 飛機(jī)滑行下頻率分析

選取面層、基層和道基模量分別為38 GPa、1.4 GPa和80 MPa，面層和基層厚度均為0.4 m，平整度指數(shù)為6，分析不同滑行速度下的頻率f，見(jiàn)圖2。從圖2中可知，飛機(jī)滑行下的頻率范圍為1.11～5.46 Hz，因此動(dòng)三軸試驗(yàn)時(shí)選取的頻率區(qū)間為0.5～6 Hz。

1.3 道基應(yīng)力水平分析

上覆結(jié)構(gòu)自重引起的豎向應(yīng)力為

(4)

式中：hi和γi分別為第i層的層厚和容重(i=1，2，…，n)。

計(jì)算點(diǎn)處的總豎向應(yīng)力為

σ1=σz+P0

(5)

式中：σz為飛機(jī)荷載產(chǎn)生的豎向應(yīng)力。

計(jì)算點(diǎn)處的總側(cè)向應(yīng)力(圍壓)為

σ=σx,y+k0P0

(6)

式中：σx,y為飛機(jī)荷載產(chǎn)生的x和y方向水平應(yīng)力的平均值；k0為側(cè)壓系數(shù)，參考文獻(xiàn)[28]選取0.6。

基于飛機(jī)-道面響應(yīng)模型，分析不同結(jié)構(gòu)層參數(shù)對(duì)道基總豎向應(yīng)力、圍壓及偏應(yīng)力的影響規(guī)律，見(jiàn)表3和表4。

圖2 不同滑行速度下的頻率Fig.2 Frequency under different taxiing speed

Ec/GPahc/mE2/GPah2/mE0/GPaσ1/kPaσ/kPaσd/kPa300.41.40.40.081026042340.41.40.40.081026042380.41.40.40.081026042420.41.40.40.081026042380.21.40.40.08985840380.31.40.40.081005941380.51.40.40.081036043380.41.00.40.081026042380.41.80.40.081026042380.42.20.40.081026042380.41.40.20.08985840380.41.40.30.081005941380.41.40.50.081036043380.41.40.40.061026042380.41.40.40.041026042380.41.40.40.021026042

注：Ec—面層模量；hc—面層厚度；E2—基層模量；h2—基層厚度；E0—道基模量；σd—偏應(yīng)力。

表4 道基應(yīng)力水平(道基頂面)

由表3、表4知，在距道基頂面5.0 m處的總豎向應(yīng)力、圍壓和偏應(yīng)力變化均小，而且道面結(jié)構(gòu)層模量對(duì)應(yīng)力水平的影響甚微；但在道基頂面處的總豎向應(yīng)力和偏應(yīng)力變化顯著，圍壓的變化較大，而且均比距道基頂面5.0 m處顯著。因?yàn)殡S著距道基頂面距離的增加，道面結(jié)構(gòu)自重產(chǎn)生的應(yīng)力逐漸增加，飛機(jī)荷載產(chǎn)生的附加應(yīng)力逐漸減小，對(duì)總豎向應(yīng)力、圍壓起決定性作用的因素逐漸由附加應(yīng)力轉(zhuǎn)變?yōu)樽灾貞?yīng)力；由式(5)、式(6)可知，自重應(yīng)力僅受結(jié)構(gòu)層厚度和容重的影響，不受結(jié)構(gòu)層模量的影響，且總豎向應(yīng)力受自重應(yīng)力的影響程度比圍壓要大。

與此同時(shí)，表3、表4表明道基總豎向應(yīng)力分布范圍為69～158 kPa，圍壓分布范圍為28～56 kPa，偏應(yīng)力分布范圍為34～102 kPa。因此動(dòng)靜三軸試驗(yàn)選取的圍壓為15～60 kPa，偏應(yīng)力為30～105 kPa。

2 動(dòng)靜三軸試驗(yàn)

本文所采用的三軸試驗(yàn)儀參數(shù)為：最大軸向荷載1 kN，最大圍壓300 kPa，頻率范圍0～20 Hz，詳見(jiàn)圖3。本文試驗(yàn)土樣為河北滄州地區(qū)的粉質(zhì)黏土，其物理參數(shù)詳見(jiàn)表5，依據(jù)重塑土樣的制備方法[29]，采用三瓣模人工擊實(shí)成型法，制備直徑為61.8 mm、高度為125 mm的圓柱體土樣，并迅速用保鮮膜將其密封，見(jiàn)圖4。

圖3 三軸試驗(yàn)系統(tǒng)Fig.3 Triaxial test system

參數(shù)液限/%塑限/%塑限指數(shù)/%最佳含水率/%最大干密度/(g·cm-3)數(shù)值33.3916.7916.6014.891.75

圖4 三瓣模成型土樣Fig.4 Soil sample of three-section mould

本文重點(diǎn)研究應(yīng)力水平、含水率、壓實(shí)度和頻率對(duì)道基動(dòng)靜模量的影響。鑒于規(guī)范要求道基含水率波動(dòng)范圍不超過(guò)±2%，選取含水率為10.89%、12.89%、14.89%、16.89%、和18.89%。因?yàn)闄C(jī)場(chǎng)道基的壓實(shí)度均大于90%，同時(shí)考慮實(shí)際試驗(yàn)條件限制，選取壓實(shí)度為90%、93%、94%、96%和98%。結(jié)合數(shù)值模型結(jié)果選取頻率為0.5、1、2、3、4、5和6 Hz；圍壓為15、30、45和60 kPa，偏應(yīng)力為30、55、75和105 kPa。與此同時(shí)，選取預(yù)壓階段圍壓為30 kPa，偏應(yīng)力為55 kPa，預(yù)壓循環(huán)1 000次，來(lái)模擬施工期間的應(yīng)力歷史，消除試樣端部與壓盤(pán)間的不良接觸[30]；選取半正弦波形循環(huán)加載100次，來(lái)模擬飛機(jī)荷載滑行時(shí)對(duì)道基的影響，詳見(jiàn)表6。其中應(yīng)力水平、含水率和壓實(shí)度都適用于動(dòng)靜三軸試驗(yàn)，頻率僅適用于動(dòng)三軸試驗(yàn)。

表6 加載序列

3 試驗(yàn)結(jié)果分析

3.1 動(dòng)模量分析

動(dòng)模量定義為

(7)

式中：σd=σmax-σmin，σmax和σmin分別為循環(huán)偏應(yīng)力的最大值和最小值；εd=εmax-εmin，εmax和εmin分別為相應(yīng)循環(huán)偏應(yīng)力作用下應(yīng)變最大值和最小值。

依據(jù)式(7)對(duì)動(dòng)三軸試驗(yàn)測(cè)得的應(yīng)力應(yīng)變數(shù)據(jù)進(jìn)行處理，選取每個(gè)加載序列最后5次循環(huán)加載的動(dòng)模量平均值為重塑粉質(zhì)黏土試樣的動(dòng)模量，見(jiàn)圖5。

由圖5(a)知，當(dāng)應(yīng)力水平(圍壓和靜偏力)、壓實(shí)度和頻率一定時(shí)，動(dòng)模量隨著含水率增加而逐漸降低，與文獻(xiàn)[1,7]的結(jié)論相一致；當(dāng)含水率低于最佳含水率時(shí)，動(dòng)模量的增長(zhǎng)幅度逐漸減弱。因?yàn)殡S著含水率的增加，土樣顆粒間的黏結(jié)作用減弱，潤(rùn)滑作用增強(qiáng)，土樣的強(qiáng)度和剛度降低，進(jìn)而削弱了動(dòng)模量；因此規(guī)范中要求道基的含水率接近最佳含水率有助于保證道基的強(qiáng)度。

由圖5(b)知，當(dāng)應(yīng)力水平、含水率和頻率一定時(shí)，動(dòng)模量隨著壓實(shí)度的增加而逐漸增加；因?yàn)殡S著壓實(shí)度增加，土樣內(nèi)部的孔隙減少，整體結(jié)構(gòu)強(qiáng)度和剛度增加，進(jìn)而提高了土樣的動(dòng)模量。但考慮到工程實(shí)際和建設(shè)費(fèi)用的要求，應(yīng)在滿(mǎn)足道基強(qiáng)度的情況下合理選擇道基壓實(shí)度。

圖5 動(dòng)模量曲線(xiàn)Fig.5 Dynamic modulus curves

由圖5(c)知，當(dāng)應(yīng)力水平、含水率和壓實(shí)度一定時(shí)，動(dòng)模量隨著頻率的增加而逐漸增加，在頻率低于3 Hz時(shí)，動(dòng)模量增長(zhǎng)顯著，在頻率高于3 Hz時(shí)，動(dòng)模量增長(zhǎng)緩慢；因?yàn)轭l率較低時(shí)，加載時(shí)間較長(zhǎng)，土樣的黏塑性能較充分的發(fā)揮出來(lái)，但頻率較高時(shí)，加載時(shí)間較短，土樣的黏塑性無(wú)法充分發(fā)揮，并表現(xiàn)出很好的彈性性能。因此，進(jìn)行動(dòng)模量試驗(yàn)時(shí)不能忽略頻率的影響。

由圖5可知，當(dāng)含水率、壓實(shí)度和頻率一定時(shí)，動(dòng)模量隨著圍壓的增加而增加，隨著循環(huán)偏應(yīng)力的增加而降低。因?yàn)閲鷫涸黾犹岣吡送翗拥膫?cè)向約束，土樣中的微裂隙在側(cè)向約束下逐漸閉合，土樣逐漸被壓密實(shí)，土樣的強(qiáng)度和剛度均增加，進(jìn)而促進(jìn)了土樣動(dòng)模量的增加。

3.2 靜模量分析

將試樣的靜模量定義為應(yīng)力-應(yīng)變曲線(xiàn)的斜率，通過(guò)對(duì)土樣靜三軸試驗(yàn)的應(yīng)力應(yīng)變數(shù)據(jù)分析得到不同含水率和壓實(shí)度下的靜模量，見(jiàn)圖6。

由圖6知，土樣靜模量隨含水率、壓實(shí)度和應(yīng)力水平(圍壓和偏應(yīng)力)的變化規(guī)律與動(dòng)模量相似，即當(dāng)其他因素一定時(shí)，含水率的增加導(dǎo)致土樣靜模量降低，壓實(shí)度和圍壓的增加均引起土樣靜模量的增加。

圖6 靜模量曲線(xiàn)Fig.6 Static modulus curves

3.3 動(dòng)靜模量關(guān)系

鑒于動(dòng)靜回彈模量隨含水率、壓實(shí)度以及應(yīng)力水平的變化規(guī)律一致，可以建立動(dòng)靜回彈模量相關(guān)分析模型如下：

(8)

通過(guò)比較冪函數(shù)、指數(shù)函數(shù)、對(duì)數(shù)函數(shù)、線(xiàn)性函數(shù)等對(duì)試驗(yàn)數(shù)據(jù)的擬合效果，本文首先選取線(xiàn)性函數(shù)對(duì)1 Hz頻率下動(dòng)模量和靜模量建立動(dòng)靜回彈模量相關(guān)分析模型為

(9)

式中：a和b均為回歸系數(shù)，其中：

a=(0.000 7ω+0.001 3K-0.133 1)σ+

(-0.012 8ω-0.039 3K+5.923 9)

(10)

b=(-0.024 8ω-0.041 8K+4.303 5)σ+

(0.685 9ω+1.182 6K-112.567 1)

(11)

為了考慮飛機(jī)滑行速度對(duì)道基動(dòng)靜模量相關(guān)分析模型的影響，在式(9)～式(11)的基礎(chǔ)上，引入了不同頻率下動(dòng)模量與1 Hz頻率下動(dòng)模量的比值k′，見(jiàn)圖7(其中圖例中的1～16對(duì)應(yīng)于表6中的加載序列)。

結(jié)合式(9)～式(11)和圖7得不同頻率下動(dòng)靜模量相關(guān)分析模型如下：

(12)

將式(9)～式(11)代入式(12)即可得到基于靜模量、圍壓、含水率、壓實(shí)度和頻率的動(dòng)模量。為了驗(yàn)證本文動(dòng)靜模量相關(guān)分析模型的可靠性，進(jìn)行了基于靜模量的動(dòng)模量計(jì)算值與實(shí)測(cè)值的對(duì)比，見(jiàn)表7，土樣為張家口粉質(zhì)黏土。

圖7 k′-f回歸曲線(xiàn)Fig.7 k′-f regression curve

圍壓/kPa含水率/%壓實(shí)度/%頻率/Hz靜模量/MPa動(dòng)模量計(jì)算值/MPa實(shí)測(cè)值/MPa相對(duì)誤差/%?6015.7790131.0372.0972.060.044515.7793147.53105.11105.050.063015.7796152.17114.75114.340.361513.7796156.39122.13122.770.526017.7796146.44105.01102.872.084515.77960.554.99105.32112.986.783015.7796252.17133.89128.284.371515.7796350.17138.09130.315.974515.7796454.99159.52154.683.133015.7796552.17156.49151.563.261515.7796650.17154.50148.344.15

由表7可知，對(duì)于張家口粉質(zhì)黏土本文動(dòng)靜模量相關(guān)分析模型的計(jì)算值與動(dòng)三軸試驗(yàn)的實(shí)測(cè)值誤差不超過(guò)10%。因?yàn)楸疚牡膭?dòng)靜模量相關(guān)分析模型是針對(duì)滄州粉質(zhì)黏土建立的，僅考慮了應(yīng)力水平、含水率、壓實(shí)度和頻率的影響；但實(shí)際道基土體性能還受黏粒含量、液塑限、塑性指數(shù)等影響，而且不同測(cè)試點(diǎn)的土樣具有區(qū)域效應(yīng)。

4 結(jié) 論

本文結(jié)合飛機(jī)滑行下道基應(yīng)力水平、典型道基壓實(shí)度和含水率、飛機(jī)荷載滑行時(shí)常見(jiàn)頻率范圍，針對(duì)重塑粉質(zhì)黏土進(jìn)行了不同含水率、壓實(shí)度、頻率和應(yīng)力水平下的動(dòng)靜三軸試驗(yàn)；不僅分析了含水率、壓實(shí)度、頻率和應(yīng)力水平對(duì)動(dòng)靜模量的影響規(guī)律，而且建立了多因素綜合作用下動(dòng)靜模量相關(guān)分析模型，具體結(jié)論如下：

1) 當(dāng)壓實(shí)度和應(yīng)力水平一定時(shí)，動(dòng)靜模量均隨著含水率的增加而降低；當(dāng)含水率和應(yīng)力水平一定時(shí)，動(dòng)靜模量均隨著壓實(shí)度的增加而增加；當(dāng)壓實(shí)度和含水率一定時(shí)，動(dòng)靜模量均隨著圍壓的增加而增加。

2) 當(dāng)應(yīng)力水平、含水率和壓實(shí)度一定時(shí)，動(dòng)模量隨著頻率的增加而增加，當(dāng)頻率低于3 Hz時(shí)，動(dòng)模量增加顯著；當(dāng)頻率高于3 Hz時(shí)，動(dòng)模量增加緩慢。

3) 分別建立了基于應(yīng)力水平、含水率、壓實(shí)度和頻率的動(dòng)靜模量相關(guān)分析模型，并通過(guò)不同地區(qū)的土樣進(jìn)行了動(dòng)模量計(jì)算值與實(shí)測(cè)值的對(duì)比驗(yàn)證，為機(jī)場(chǎng)道面工程的設(shè)計(jì)和檢測(cè)提供依據(jù)。

4) 因?yàn)榈阑馏w的復(fù)雜性和測(cè)試點(diǎn)土樣的區(qū)域效應(yīng)，道基土體的動(dòng)靜模量不僅受到含應(yīng)力水平、含水率、壓實(shí)度和頻率的影響，而且受到黏粒含量、液塑限、塑性指數(shù)等作用，因此需要通過(guò)更多地三軸試驗(yàn)和工程實(shí)踐進(jìn)一步修正完善本文的模型，進(jìn)而更好的滿(mǎn)足機(jī)場(chǎng)道面工程的應(yīng)用要求。