车辆荷载作用下运营期填挖交界段路基沉降变形预估、评价方法及系统

1.本发明属于路基工程技术领域，涉及一种车辆荷载作用下运营期填挖交界段路基沉降变形预估、评价方法及系统。


背景技术：

2.目前，路基差异沉降问题是常见的公路病害，尤其在我国湿热的南方地区更为突出。我国南方地区地基土主要为特殊土地基，具有含水量高、强度低、压缩性大等特征。在公路运营期内，地基土易产生固结与剪切破坏，从而出现工后差异沉降明显、横向开裂等现象，很大程度上缩短了公路使用寿命，对路面行车安全带来极大隐患。
3.现有评价填挖交界段路基差异沉降问题的方法较多，主要集中在以下三个方面： (1)通过对施工期内现场监测来预测运营期内填挖交界段路基沉降变形，进一步有效控制差异沉降。(2)通过理论组合模型来预测运营期内填挖交界段路基沉降变形，根据现场沉降监测数据综合评价填挖交界段路基差异沉降；(3)通过路面加铺法和注浆加固地基法等方法来防治填挖交界段路基差异沉降。以上方法虽然能有效地评价、控制填挖交界段路基差异沉降，但存在很多缺点与不足之处：
4.第一，长期观测易受外界干扰且耗资较大，监测时间处于公路运营期内，对监测工作人员带来安全隐患。
5.第二，理论组合模型预测值精度较低，且未考虑路基土体实际变形情况，测量其差异沉降值与实际值出入较大；从而导致难以采用准确的方式防治路基差异沉降。
6.因此，设计一种车辆荷载作用下运营期填挖交界段路基沉降变形预估及评价方法，特别是在路基工程领域中显得尤为重要。


技术实现要素：

7.为了解决上述问题，本发明提供一种车辆荷载作用下运营期填挖交界段路基沉降变形预估方法，全面考虑了路基土体所产生的变形，能更准确、高效地预估填挖交界段路基的沉降变形，解决了现有技术中存在的问题。
8.本发明的另一目的是，提供一种路基沉降评价方法。
9.本发明的另一目的是，提供一种车辆荷载作用下运营期填挖交界段路基沉降变形预估系统。
10.本发明所采用的技术方案是，一种车辆荷载作用下运营期填挖交界段路基沉降变形预估方法，具体按照以下步骤进行：
11.s1，分别在路堤填挖交界处的挖方段、填方段取样；
12.s2，对步骤s1的试样均进行静三轴试验和动三轴试验，试验设置不同围压、压实度、含水率的试验条件，通过静三轴试验获取路堤土体静荷载作用下土体的变形模量e
t
和切线泊松比ν
t
；通过动三轴试验获取车辆荷载作用下路堤土体的阻尼比λd；
13.s3，通过数值模拟软件建立运营期填挖交界段路基的二维模型，包括挖方段和填方段；对二维模型进行网格划分，在任意一竖直截面内，按照从上往下的顺序对节点进行编号，i代表节点的编号；将步骤s2得到的变形模量e
t
和切线泊松比ν
t
作为输入参数，得到各节点对应的竖向应力σ
1i
、侧向应力σ
3i
；将步骤s2得到的变形模量e
t
、阻尼比λd作为输入参数，得到各节点对应的动应力σ
′
di
；
14.s4，将挖方段、填方段各节点的竖向应力σ
1i
、侧向应力σ
3i
分别代入对应的动荷载作用下的永久应变模型中，得到每个节点在动荷载作用下的应变，根据对应的应变分别得到填挖交界段路基的填方段和挖方段在动荷载作用下的某一竖直截面的沉降值；
15.s5，将挖方段、填方段各节点的竖向应力σ
1i
、侧向应力σ
3i
代入对应的动弹性模量模型中，得到每个节点的动弹性模量e
di
，结合各节点对应的动应力得到每个节点在动荷载与静荷载同时作用下的应变值，再根据对应的应变值分别得到填挖交界段路基的填方段和挖方段在静荷载与动荷载同时作用下的某一竖直截面沉降值；
16.s6，基于单元节点沉降的叠加，将同一竖直截面的两个沉降值加和得到路基纵向长度方向上任意竖直截面的总沉降变形。
17.进一步的，所述步骤s1，具体为：在路堤填挖交界处挖方段进行现场取样；在路堤填方段取原状土，静压法制样；对挖方段试样进行除杂、保鲜膜密封处理，使试样处于土体原有状态；对填方段土样进行除杂、风干，过筛，采用静压法进行制样，试样尺寸与挖方段试样一致。
18.进一步的，所述步骤s2中，静三轴试验采用排水固结的方法进行，围压设置为 10kpa～50kpa，填方段土体压实度设置为90％～96％，挖方段土体固结度u
t
设置为70％、 80％、90％、100％，挖方段土体采用天然含水率，填方段土体采用最佳含水率。
19.进一步的，所述步骤s4中，填方段动荷载作用下的路基永久应变模型，见式(7
‑ꢀ
1)，挖方段动荷载作用下的路基永久应变模型，见式(7-2)；
[0020][0021][0022]
其中，k5、k6、k7、k8、k9、k
10
、b2、b3为试验参数，ε
p
为填方段的初始塑性应变，e为常数，pa为标准大气压强；ε
1di
表示填方段动荷载作用下的路基永久应变； k'5、k'6、k'7、k'8、k'9、k'
10
、b'2、b'3为试验参数，ε'
p
为挖方段的初始塑性应变，ε
′
1di
表示挖方段动荷载作用下的路基永久应变；σ
11
表示填方段土体的大主应力，σ
31
表示填方段土体的小主应力，σ
11
/σ
31
表示填方段土体的应力比，ω1表示填方段土体的含水率，k表示填方段土体的压实度；σ
12
表示挖方段土体的大主应力，σ
32
表示挖方段土体的小主应力，σ
12
/σ
32
表示挖方段土体的应力比，ω2表示挖方段土体的含水率；
[0023]
将填方段各节点的竖向应力σ
1i
、侧向应力σ
3i
代入公式(7-1)中，计算每个节点在动荷载作用下的应变ε
1di
，根据竖直截面的相邻上下两节点应变值求平均值，得到相邻上下两节点间的应变平均值，将相邻上下两节点间的应变平均值加和除以竖直截面的总节点段数n，得到表示动荷载作用下路基竖直截面的平均应变值；
[0024]
通过公式(8)计算得到动荷载作用下竖直截面上各相邻上下两节点间的沉降值s
1f
：
[0025][0026]
其中，hf表示第f个节点段上下两节点间的长度，f＝1，2，
…
n；再通过公式(9) 求出填挖交界段的填方段路基在动荷载作用下的某一竖直截面的沉降值s
1x
，x表示路基纵向长度x上的某一点，即竖直截面在x轴上的位置；
[0027][0028]
将挖方段各节点的竖向应力σ
1i
、侧向应力σ
3i
代入公式(7-2)中，其余步骤相同，求出填挖交界段的挖方段路基在动荷载作用下的某一竖直截面的沉降值s
′
1x
。
[0029]
进一步的，所述步骤s5中，填方段的土体动弹性模量模型见式(6-1)，挖方段的土体动弹性模量模型见式(6-2)；
[0030][0031][0032]
其中，k1、k2、k3、k4、b1为试验参数，pa为标准大气压强，e0为填方段的初始动弹性模量，e
2d
表示填方段的土体动弹性模量，e为常数；k
’1、k'2、k'3、k
’4、b'1为试验参数，pa为标准大气压强，e'0为挖方段的初始动弹性模量，e'
2d
表示挖方段动弹性模量，u
t
表示挖方段土体的固结度；
[0033]
将步骤s3得到的填方段的各节点对应的竖向应力σ
1i
、侧向应力σ
3i
代入公式(6-1) 中，计算出每个节点的动弹性模量e
2di
；通过公式(10)计算得到每个节点在动荷载与静荷载同时作用下的应力σ
di
：
[0034]
σ
di
＝σ
1i
σ
′
di
ꢀꢀ
(10)
[0035]
将应力σ
di
代入公式(11)得到每个节点在动荷载与静荷载同时作用下的应变值ε
2di
：
[0036]
ε
2di
＝σ
di
/e
di
ꢀꢀ
(11)
[0037]
根据竖直截面的相邻上下两节点应变值ε
2di
求平均值，得到相邻上下两节点间的应变平均值，将相邻上下两节点间的应变平均值加和再除以总段数n，得到表示动荷载与静荷载同时作用下路基的竖直截面的平均应变值；
[0038]
通过公式(12)计算得到静荷载与动荷载同时作用下竖直截面上各相邻上下两节点间的沉降值s
2f
：
[0039][0040]
式中，hf表示第f个节点段上下两节点间的长度，f＝1，2，
…
n；再通过公式(13) 求出填挖交界段的填方段路基在静荷载与动荷载同时作用下的某一竖直截面沉降值s
2x
：
[0041][0042]
将挖方段各节点的竖向应力σ
1i
、侧向应力σ
3i
代入公式(6-2)中，其余步骤相同，求
出填挖交界段的挖方段路基在静荷载与动荷载同时作用下的某一竖直截面沉降值s
′
2x
。
[0043]
进一步的，所述步骤s2中，变形模量e
t
、切线泊松比ν
t
通过邓肯-张双曲线模型，处理实验数据拟合得到，见式(1)：
[0044][0045]
式中，pa为标准大气压强，k、n为试验常数，c为黏聚力，φ为内摩擦角；通过以为圆心，为半径在τ-σ平面上绘制排水固结摩尔应力圆、强度包络线的方法和公式τf＝σtanφ c计算得到参数c、φ；τf为土体抗剪强度，σ为剪切滑动面上的法向应力；
[0046]
σ
1f
表示极限大主应力，σ
3f
表示极限小主应力，σ3表示小主应力，σ1表示大主应力，rf表示破坏比；
[0047][0048]
式中(σ
1-σ3)
ult
为极限偏差应力，(σ
1-σ3)f为偏应力峰值；
[0049][0050]
式中g、f、d为材料常数。
[0051]
进一步的，所述步骤s2中，阻尼比λd采用滞回曲线法获取，根据公式(5)计算；
[0052][0053]
式中，δf为滞回曲线的面积，f为滞回曲线上横坐标达到最大值所对应的一点、该点作垂线与该横轴的交点和原点所围成三角形的面积。
[0054]
一种路基沉降评价方法，基于上述车辆荷载作用下运营期填挖交界段路基沉降变形预估方法，具体为：
[0055]
将运营期填挖交界段路基的挖方段和填方段的最大沉降变形进行比较，较大者与规范变形设计值相比较，若最大沉降变形值大于规范变形设计值，则路基不符合规范要求，若最大沉降变形值小于规范变形设计值，则路基符合规范要求。
[0056]
一种路基沉降评价方法，基于上述车辆荷载作用下运营期填挖交界段路基沉降变形预估方法，具体为：
[0057]
将步骤s5计算得到的动荷载与静荷载同时作用下路基顶面的节点最大应变值ε
2dimax
与规范中水泥混凝土水稳基层应变标准值相比较，若ε
2dimax
大于应变设计值，则不符合规范要求；若ε
2dimax
小于规范应变设计值，则符合规范要求。
[0058]
一种车辆荷载作用下运营期填挖交界段路基沉降变形预估系统，包括试验系统，所述试验系统包括静三轴试验、动三轴试验，用于为数值模拟系统提供相关计算参数：静荷载作用下填方段、挖方段土体的变形模量e
t
、切线泊松比ν
t
和阻尼比λd；
[0059]
数值模拟系统，用于建立运营期填挖交界段路基的二维模型，计算、导出各节点对
应的竖向应力σ
1i
、侧向应力σ
3i
、动应力σ
′
di
；
[0060]
差异沉降预估系统，用于根据竖向应力σ
1i
、侧向应力σ
3i
、动荷载作用下的永久应变模型、动弹性模量模型、各节点对应的动应力σ
′
di
得到路基纵向长度方向上任意竖直截面的总沉降变形。
[0061]
本发明的有益效果是：
[0062]
1.本发明预估的路基沉降变形包括静荷载作用下的路基变形(弹性变形)、动荷载作用下的路基变形(动变形)和随时间变化所产生的变形(蠕变变形)，全面考虑了路基土体所产生的变形，有效防止路面开裂，解决了现有技术路基沉降计算仅考虑弹性变形或动变形单一变量，导致路基沉降计算不准确的问题。
[0063]
2.本发明通过动、静三轴试验，为数值模拟提供相关计算参数，动三轴试验与静三轴试验的试验条件相互照应，充分考虑了车辆荷载对土体实际变形情况、及土体自重对运营期内填挖交界段路基差异沉降的影响，与实际情况更接近，准确性更高。
[0064]
3.本发明由试验系统、数值模拟系统、差异沉降评价系统组成，集试验、数值模拟于一体，能多方面考虑填挖交界段路基土体的实际状况，通过总沉降变形值与规范值相比较、路基顶面应变值与路面材料应变值相比较，有效地综合评价填挖交界段路基差异沉降，节约成本、省时省力。
附图说明
[0065]
为了更清楚地说明本发明实施例或现有技术中的技术方案，下面将对实施例或现有技术描述中所需要使用的附图作简单地介绍，显而易见地，下面描述中的附图仅仅是本发明的一些实施例，对于本领域普通技术人员来讲，在不付出创造性劳动的前提下，还可以根据这些附图获得其他的附图。
[0066]
图1为本发明实施例的流程图。
[0067]
图2为本发明实施例中网格划分图。
具体实施方式
[0068]
下面将结合本发明实施例，对本发明实施例中的技术方案进行清楚、完整地描述，显然，所描述的实施例仅仅是本发明一部分实施例，而不是全部的实施例。基于本发明中的实施例，本领域普通技术人员在没有做出创造性劳动前提下所获得的所有其他实施例，都属于本发明保护的范围。
[0069]
本发明实施例的基本构思：
[0070]
目前关于路基沉降变形研究，主要是分层加载作用下路堤沉降变形研究，分层加载作用下路堤沉降变形研究采用的是模量折减法，即土体模量发生相应减少，路基发生多少沉降变形，通过折减系数来体现。很少有人对动荷载作用下运营期路基填挖交界段工后沉降变形进行研究；原因在于：(1)在路基运营期内，无法充分了解路基内部土体的时实状况；(2)目前只能通过动三轴试验测试试样的应力应变，计算出局部土体的变形量，对于整个路基沉降变形只能通过模型预测的方式来获取，预测误差较大。
[0071]
现有技术计算沉降变形只考虑路基土体的弹性变形或动变形，而未考虑路基土体随时间所产生的蠕变变形；动变形量无法直接计算，通常借助土体动三轴试验，提取土体动
荷载下应力应变模型计算得到，误差出入较大；路基在运营期内会发生随时间的变形特征(称为蠕变)，相对于路基土体发生弹性变形，路基土体产生的蠕变较小，但是也不能忽视，路基土体产生的蠕变也是导致路基开裂的重要因素之一，因此测量其差异沉降值与实际值出入较大。
[0072]
填挖交界段路基土体应力状态相对其他路基较复杂，受力不均匀，工后差异沉降明显、横向开裂等现象严重；需全面考虑弹性变形、动变形、蠕变变形进行路基沉降预估，掌握填挖交界段路基沉降特性，对道路后续安全、平稳运营具有重要意义。
[0073]
实施例1，
[0074]
一种车辆荷载作用下运营期填挖交界段路基沉降变形预估系统，包括试验系统、数值模拟系统、差异沉降预估系统；
[0075]
试验系统包括静三轴试验、动三轴试验，用于为数值模拟系统提供相关计算参数：静荷载作用下填方段、挖方段土体的变形模量e
t
、切线泊松比ν
t
和阻尼比λd；
[0076]
数值模拟系统，用于建立运营期填挖交界段路基的二维模型，计算、导出各节点对应的竖向应力σ
1i
、侧向应力σ
3i
、动应力σ
′
di
；
[0077]
差异沉降预估系统，用于根据竖向应力σ
1i
、侧向应力σ
3i
、动荷载作用下的永久应变模型、动弹性模量模型、各节点对应的动应力σ
′
di
得到路基纵向长度方向上任意竖直截面的总沉降变形。
[0078]
实施例2，
[0079]
一种车辆荷载作用下运营期填挖交界段路基沉降变形预估方法，具体按照以下步骤进行：
[0080]
s1，在路堤填挖交界处挖方段进行现场取样，是指圆柱形试样，尺寸为直径 d＝100mm、高度h＝200mm，在路堤填方段取原状土，即散状的土样。确定填方段、挖方段进行取样的合适位置，合适位置是指路堤填挖交界段路基等具有差异沉降的路段。
[0081]
对挖方段试样进行除杂、保鲜膜密封处理，使试样处于土体原有状态。
[0082]
对填方段土样进行除杂、风干，过5mm土工筛，采用静压法进行制样，试样尺寸与挖方段试样一致；试样尺寸为直径d＝100mm、高度h＝200mm。
[0083]
s2，对步骤s1制得的试样进行静三轴试验，试验设置不同围压、压实度、含水率等试验条件，获取静荷载作用下路堤土体的强度参数1，即静荷载作用下土体的变形模量e
t
和切线泊松比ν
t
。
[0084]
静三轴试验采用排水固结的方法进行，围压设置为10kpa～50kpa，填方段土体压实度设置为90％～96％，挖方段土体固结度u
t
(以黏土为例)设置为70％、80％、90％、 100％，挖方段土体采用天然含水率，填方段土体采用最佳含水率；
[0085]
变形模量e
t
、切线泊松比ν
t
通过邓肯-张双曲线模型，处理实验数据拟合得到，见式(1)：
[0086][0087]
式中，pa为大气压，pa＝101.4kpa或近似等于100kpa，k、n为试验常数，c为黏聚力，φ为内摩擦角；通过以为圆心，为半径在τ-σ平面上绘制排水固结摩尔
应力圆、强度包络线的方法和公式τf＝σtanφ c计算得到参数c、φ；τf为土体抗剪强度，σ为剪切滑动面上的法向应力；
[0088]
σ
1f
表示极限大主应力，σ
3f
表示极限小主应力，σ3表示小主应力，σ1表示大主应力，rf表示破坏比。
[0089][0090]
式中(σ
1-σ3)
ult
为极限偏差应力，(σ
1-σ3)f为偏应力峰值；
[0091][0092]
式中g、f、d为材料常数。
[0093]
对步骤s1中所取试样进行动三轴试验，试验设置不同应力比、压实度、含水率等试验条件，获取车辆荷载作用下路堤土体的强度参数2，即阻尼比λd。
[0094]
通过处理试验数据绘制动应力与应变关系曲线图、动弹性模量与围压关系曲线图，分别得到填方段、挖方段土体在不同压实度、含水率、应力比条件作用下动应力与应变关系、动弹性模量与围压变化规律，并提出土体动弹性模量经验模型，根据动三轴试验中动应力与动应变关系，建立路基永久应变模型。
[0095]
应力比以初始应力比为1:1逐级增加0.1～0.3倍设置，具体为1:1、1:1.2、1:1.4、 1:1.6、1:1.8、1:2；填方段土体压实度设置为90％、93％、96％，挖方段土体固结度u
t
设置为70％、80％、90％、100％，土体饱和度设置为20％、40％、60％、80％、95％，动荷载作用次数为10000次。
[0096]
阻尼比λd采用滞回曲线法获取，根据公式(5)计算；
[0097][0098]
式中，δf为滞回曲线的面积，f为滞回曲线上横坐标达到最大值所对应的一点、该点作垂线与该横轴的交点和原点所围成三角形的面积。
[0099]
s31，通过abaqus或ansys等数值模拟软件建立运营期填挖交界段路基的二维模型一，包括填方段和挖方段，如图2所示，x轴路基的纵向长度，y轴表示路基高度；沿路基横向的其它二维模型采用相同的方法；对二维模型一进行网格划分，网格形状为长方形，以某一竖直截面为例，上下相邻两节点的高度为hi，按照从上往下的顺序对节点进行编号，该竖直截面第一个点编号为j
(0，j)
，后面节点编码依次为j
(1，j)
、j
(2，j)
…
j (q，j)
，q代表节点的行数，j代表节点的列数(q，j＝0，1，2
…
)。
[0100]
将步骤s2得到的填方段土体静荷载作用下土体的变形模量e
t
和切线泊松比ν
t
，以及挖方段土体静荷载作用下土体的变形模量e
t
和切线泊松比ν
t
作为二维模型一的计算参数，导出二维模型一中各节点的坐标及各节点对应的竖向应力σ
1i
、侧向应力σ
3i
，i 是指节点编号，i＝0，1，2，
…
。
[0101]
s32，通过数值模拟软件建立填挖交界段路基的二维模型二，网格划分方法与二维模型一的划分方法一致。
[0102]
将步骤s2得到的填方段土体静荷载作用下土体的变形模量e
t
和阻尼比λd，以及挖方段土体静荷载作用下土体的变形模量e
t
和阻尼比λd作为二维模型二的计算参数，采用动力学分析，在路基顶面施加半正弦波动荷载，加载频率2次/s、动应力作用时间 0.2s、动应力间歇时间0.3s，对路基模型进行计算，导出二维模型二中各节点对应的动应力σ
′
di
，i是指节点编号，i＝0，1，2，
…
。有限元的软件建立二维模型的动荷载施加通过编辑子程序，导入有限元软件中，在相应数值模拟荷载步骤中加载该程序就能实现动荷载的施加。
[0103]
s33，建立土体动弹性模量模型和路基永久应变模型；
[0104]
通过处理试验数据绘制动应力与动应变关系曲线图、动弹性模量与围压关系曲线图，分别得到填方段、挖方段土体在不同压实度、含水率等条件作用下动应力与应变关系、动弹性模量与围压变化规律，并提出填方段的土体动弹性模量模型，如公式(6-1)：
[0105][0106]
具体的，k1、k2、k3、k4、b1为试验参数，pa为标准大气压强，e0为填方段的初始动弹性模量，e
2d
表示填方段的土体动弹性模量， e为常数，σ
11
表示填方段土体的大主应力，σ
31
表示填方段土体的小主应力，σ
11
/σ
31
表示填方段土体的应力比，ω1表示填方段土体的含水率，k表示填方段土体的压实度。
[0107]
对试验数据进行多元线性回归分析，根据动三轴试验中动应力与动应变关系，建立填方段动荷载作用下的路基永久应变模型，如公式(7-1)：
[0108][0109]
具体的，k5、k6、k7、k8、k9、 k
10
、b2、b3为试验参数，ε
p
为填方段的初始塑性应变，e为常数，ε
1di
表示填方段动荷载作用下的路基永久应变，k表示填方段土体的压实度。
[0110]
挖方段动弹性模量模型、永久应变模型建立方法与填方段建立动弹性模量模型、永久应变模型的方法一致。挖方段动弹性模量模型、永久应变模型公式分别如(6-2)、 (7-2)：
[0111]
挖方段动弹性模量模型：
[0112][0113]k’1、k'2、k'3、k
’4、b'1为试验参数，pa为标准大气压强，e'0为挖方段的初始动弹性模量，e'
2d
表示挖方段动弹性模量，u
t
表示挖方段土体的固结度，σ
12
表示挖方段土体的大主应力，σ
32
表示挖方段土体的小主应力，σ
12
/σ
32
表示挖方段土体的应力比，ω2表示挖方段土体的含水率。
[0114]
挖方段永久应变模型：
[0115]
[0116]
式中k'5、k'6、k'7、k'8、k'9、k'
10
、b'2、b'3为试验参数，ε'
p
为挖方段的初始塑性应变，ε
′
1di
表示挖方段动荷载作用下的路基永久应变。
[0117]
充分考虑路基土体的状态，比如：模型设置应力比、围压、固结比、含水率多个因素，克服现有技术仅考虑单一因素或其中两种因素，不能充分考虑土体的状态，因而提取模型不准确的问题。
[0118]
s4，将填方段各节点的竖向应力σ
1i
、侧向应力σ
3i
代入公式(7-1)中，σ
1i
对应式 (7-1)中σ
11
，σ
3i
对应式(7-1)中σ
31
；计算每个节点在动荷载作用下的应变ε
1di
，接着根据竖直截面的相邻上下两节点应变值求平均值，得到相邻上下两节点间的应变平均值，将相邻上下两节点间的应变平均值加和除以竖直截面的总节点段数n(即竖直截面所划分出来的所有节点段数)，得到表示动荷载作用下路基竖直截面的平均应变值。
[0119]
通过公式(8)计算得到动荷载作用下竖直截面上各相邻上下两节点间的沉降值s
1f
：
[0120][0121]
其中，hf表示第f个节点段上下两节点间的长度，f＝1，2，
…
n；再通过公式(9) 求出填挖交界段路基的填方段在动荷载作用下的某一竖直截面的沉降值s
1x
，x表示路基纵向长度x上的某一点，即竖直截面在x轴上的位置；
[0122][0123]
将挖方段各节点的竖向应力σ
1i
、侧向应力σ
3i
代入公式(7-2)中，σ
1i
对应式(7-2) 中σ
12
，σ
3i
对应式(7-2)中σ
32
；其余步骤相同，求出填挖交界段的挖方段路基在动荷载作用下的某一竖直截面的沉降值s
′
1x
。
[0124]
s5，将填方段的各节点对应的竖向应力σ
1i
、侧向应力σ
3i
代入公式(6-1)中，σ
1i
对应式(6-1)中σ
11
，σ
3i
对应式(6-1)中σ
31
；得到每个节点的动弹性模量e
di
，通过公式(10)计算得到每个节点在动荷载与静荷载同时作用下的应力σ
di
：
[0125]
σ
di
＝σ
1i
σ
′
di
ꢀꢀ
(10)
[0126]
其中，σ
′
di
表示二维模型二导出的各节点的动应力。
[0127]
将每个节点的应力σ
di
代入公式(11)计算出每个节点在动荷载与静荷载同时作用下的应变值ε
2di
：
[0128]
ε
2di
＝σ
di
/e
di
ꢀꢀ
(11)
[0129]
根据竖直截面的相邻上下两节点应变值ε
2di
求平均值，得到相邻上下两节点间的应变平均值，将相邻上下两节点间的应变平均值加和再除以总段数n(即竖直截面所划分出来的所有节点段数)，得到表示动荷载与静荷载同时作用下路基的竖直截面的平均应变值。
[0130]
通过公式(12)计算得到静荷载与动荷载同时作用下竖直截面上各相邻上下两节点间的沉降值s
2f
：
[0131][0132]
式中，hf表示第f个节点段上下两节点间的长度，f＝1，2，
…
n；再通过公式(13) 求
出填挖交界段路基的填方段在静荷载与动荷载同时作用下的某一竖直截面沉降值s
2x
：
[0133][0134]
将挖方段各节点的竖向应力σ
1i
、侧向应力σ
3i
代入公式(6-2)中，σ
1i
对应式(6-2) 中σ
12
，σ
3i
对应式(6-2)中σ
32
；其余步骤相同，求出填挖交界段的挖方段路基在静荷载与动荷载同时作用下的某一竖直截面沉降值s
′
2x
。
[0135]
步骤s4、s5均通过上下两节点应变求平均值的方法来求取每段的应变，再与每段高度相乘，获取每段的变形值，接着进行累积求和的方式取得该断面的沉降值，以此类推，可以计算出路面任意截面位置的沉降变形值，能全面考虑路基土体的实际应力状态，精确可靠；克服了现有技术通过预测模型计算路基沉降与实际值误差出入较大的问题。
[0136]
s6，基于单元节点沉降的叠加，根据公式(14)分别计算出填挖交界段路基的填方段、挖方段在某一竖直截面的总沉降变形s
x
、s
′
x
，即得到路基纵向长度方向上任意竖直截面的总沉降变形；
[0137]sx
＝s
1x
s
2x
，s
′
x
＝s
′
1x
s
′
2x
ꢀꢀ
(14)。
[0138]
实施例3，
[0139]
通过总沉降评价路基状况：
[0140]
将运营期填挖交界段路基的挖方段和填方段的最大沉降变形进行比较，较大者与规范变形设计值相比较，若最大沉降变形值大于规范变形设计值，则路基不符合规范要求，需采取防范措施；若最大沉降变形值小于规范变形设计值，则路基符合规范要求，状况良好。规范为《公路路基设计规范》(jtg d30-2015)，取公路等级为重型，所述路基变形设计值为20mm。
[0141]
从材料抗拉强度的角度评价路基状况：
[0142]
将步骤s5计算得到的动荷载与静荷载同时作用下路基顶面的节点最大应变值ε
2dimax (即工后顶面应变峰值)与规范中水泥混凝土水稳基层应变标准值相比较，若ε
2dimax
大于水泥混凝土水稳基层应变设计值，则路面水稳基层开裂，需采取防范措施；若ε
2dimax
小于规范应变设计值，则路面水稳基层不开裂，状况良好。规范为《公路水泥混凝土路面施工技术细则》(jtg/t f30-2014)，所述应变标准值通过公式ε＝σ/e得到，取公路等级为重型，其抗拉强度为2.0mpa，取贫混凝土强度等级为c30，其弹性模量e＝3.35
×
104mpa。
[0143]
两种评价结果应同时满足要求。
[0144]
蠕变变形这个过程十分漫长，变形量很小，但对于路基变形不容忽视；目前路基蠕变变形监测较普遍的方法是变形监控，以便及时发现安全隐患，但是长期的变形监控观测易受到外界干扰且花费资金较大，同时工程实测数据常常是局限于某几个点，不能完整的反应土体性质的变化及土体与结构物的相互作用特性，也不能提前预测路基的变形。一般模型试验自重应力水平很低，毛细现象影响突出，模型试验结果不能逼真地体现工程实际情况的特征，特别是软黏土路基。土体蠕变变形特性的研究主要采用室内物理力学特性试验和蠕变本构模型，室内试验不能完全模拟实际情况下土体的蠕变过程，且不能精确地提取蠕变本构模型，产生误差较大。
[0145]
实施例4，
[0146]
静三轴试验试验条件：围压设置为10kpa、20kpa、30kpa、40kpa、50kpa，填方段土体
压实度设置为90％、93％、96％，挖方段土体的固结度u
t
(以黏土为例)设置为 70％、80％、90％、100％，挖方段土体采用天然含水率31.2％，填方段土体采用最佳含水率23.5％；
[0147]
动三轴试验试验条件：应力比以初始应力比为1:1、1:1.2、1:1.4、1:1.6、1:1.8、1:2；填方段土体压实度设置为90％、93％、96％，挖方段土体固结度设置为70％、80％、 90％、100％，挖方段土体采用天然含水率31.2％，填方段土体采用最佳含水率23.5％；动荷载作用次数为10000次。
[0148]
按照上述试验条件分别进行动、静三轴试验，得到相关参数，详见步骤s1、s2。
[0149]
通过数值模拟软件分别建立二维模型一、二，并分别赋予相关计算参数，详见步骤 s31、s32。
[0150]
对试验数据进行处理，分别建立挖方段、填方段土体动弹性模量模型和路基永久应变模型。
[0151]
填方段动弹性模量模型：
[0152]
单位：mpa
[0153]
路基填方段永久应变模型：
[0154][0155]
挖方段动弹性模量模型：
[0156]
单位：mpa
[0157]
路基挖方段永久应变模型：
[0158][0159]
以填方段模型内某一竖直截面为例(q＝6)，并导出该竖直截面竖向应力σ
1i
、侧向应力σ
3i
，然后将竖向应力σ
1i
、侧向应力σ
3i
代入路基填方段永久应变模型中，计算结果如下表1，步骤详见s4。路基填方段任一竖直截面沉降计算与该竖直截面沉降计算方法一致。
[0160]
表1路基填方段s
1x
计算相关数据(k＝0.96)
[0161][0162]
将竖向应力σ
1i
、侧向应力σ
3i
代入路基填方段动弹性模量模型中，计算结果如下表 2，步骤详见s5。
[0163]
表2路基填方段s
2x
计算相关数据(k＝0.96)
[0164][0165]
通过以上数据，通过公式14计算出路基填方段总沉降变形值s
x
＝26.98mm。
[0166]
通过数值模拟软件分别建立二维模型一、二，并分别赋予相关计算参数，详见步骤 s31、s32，以挖方段模型内某一竖直截面为例(q＝5)，并导出该竖直截面竖向应力σ
1i
、侧向应力σ
3i
，然后将竖向应力σ
1i
、侧向应力σ
3i
代入路基挖方段永久应变模型中，计算结果如下表3，步骤详见s4。路基挖方段任一竖直截面沉降计算与该竖直截面沉降计算方法一致。
[0167]
表3路基挖方段s
1x
计算相关数据(u
t
＝0.90)
[0168][0169][0170]
将竖向应力σ
1i
、侧向应力σ
3i
代入路基挖方段动弹性模量模型中，计算结果如下表 4，步骤详见s5。
[0171]
表4路基填方段s
2x
计算相关数据(u
t
＝0.90)
[0172][0173]
表中“6.2796e-06”表示6.2796
×
10-6
。
[0174]
通过以上数据，通过公式14计算出路基挖方段总沉降变形值s
′
x
＝1.23mm。路基最大总沉降值发生在填方段，其值为s
x
＝26.98mm》h＝20mm，不满足规范总沉降指标，综合表格2、4数据，顶面节点最大应变值ε
2dmax
＝6.0284
×
10-4
，取公路等级为重型，其抗拉强度为2.0mpa，取贫混凝土强度等级为c30，其弹性模量e＝3.35
×
104mpa，计算其应变值εd＝0.597
×
10-4
，因ε
2dmax
＝6.0284
×
10-4
》εd＝0.597
×
10-4
，则路面水稳基层开裂，需采取防范措施。
[0175]
以路基挖方段j(0,5)、填方段j(0,6)两点为例，通过工程实例使用电子水准仪测量出两点总沉降值，记为总沉降实测值，测量时间在3月、6月、9月、12月，使用上述技术方法
计算出两点总沉降值，记为总沉降计算值，计算出两者之间的相对误差与平均相对误差，如下表5；
[0176]
表5路基沉降计算值与实测值误差分析
[0177][0178]
通过表5可以得出，它们之间的平均相对误差均在10％以内，处于容许范围之内，验证本发明预估运营期填挖交界段路基沉降变形预估准确性。
[0179]
本发明实施例由试验系统、数值模拟系统、差异沉降评价系统组成，集动、静三轴试验、数值模拟于一体，计算车辆荷载作用下运营期填挖交界段路基沉降变形，能充分考虑运营期路基土体固结等各种状态以及外界各种不利因素。本发明实施例通过动、静三轴试验结果与有限元分析相结合，静荷载作用下的路堤模型沉降是通过使用静三轴试验相关参数建立模型数值计算得到的，动荷载作用下的路堤模型沉降是使用静三轴试验相关参数与动三轴试验相关参数结合建立模型数值计算得到的，且两者沉降计算都涉及到单元节点沉降的叠加，对路基模型每个节点进行沉降计算，充分考虑每个节点所产生沉降对总沉降所产生的影响，得到的沉降值更精确，可靠性更高。
[0180]
本发明在建模过程中设定土体的重度参数，从而体现了静荷载作用下的路基变形 (弹性变形)；步骤s32中得到的各节点对应的动应力σ
′
di
体现了动荷载作用下的路基变形(动变形)；步骤s33中建立的动荷载作用下的路基永久应变模型，体现了缓慢变化所产生永久性变形(蠕变变形)；本发明实施例将弹性变形、动变形和蠕变变形有机结合，全面、准确考虑了路基土体所产生的变形，大幅提高了填挖交界路段路基沉降变形的预估精度，有效防止路面开裂。
[0181]
以上所述仅为本发明的较佳实施例而已，并非用于限定本发明的保护范围。凡在本发明的精神和原则之内所作的任何修改、等同替换、改进等，均包含在本发明的保护范围内。