振動輪兩側加速度差異及連續壓實指標優化研究

趙 輝，劉澤潮，馮懷平，常建梅，馬德良

(石家莊鐵道大學 省部共建交通工程結構力學行為與系統安全國家重點實驗室，河北 石家莊 050043)

連續壓實控制技術通過實時分析振動輪響應,獲得連續壓實指標,以此對路基的壓實質量進行實時檢測。與傳統壓實質量控制方法相比,連續壓實控制技術具有實時、全面、連續控制等優勢[1-3],在鐵路、公路、土石壩、機場等填筑體壓實中得到了初步應用[4-7]。然而控制精度低限制了連續壓實控制技術的進一步推廣應用,這也是其無法取代傳統壓實質量控制手段的重要原因。Facas等[8]指出,由于土體橫向剛度不均、振動輪結構偏心等原因,振動輪在壓實過程中存在偏振及擺振的現象,而現階段連續壓實控制技術主要通過一側的加速度響應反映土體的壓實狀態,這必將對壓實質量感知精度產生一定的影響。因此,有必要研究壓實過程中振動輪兩側振動響應特征及連續壓實指標變化規律,為連續壓實質量控制精度的提升提供理論與技術支撐。

振動輪偏振、搖擺的現象普遍存在,研究者從產生機理、幅值差異等多方面進行了研究。為分析搖擺及偏振產生的機理,侯勁汝等[9]結合偏振模型,認為振動輪的激振力作用中心面與振動輪質心的重合度是導致振動輪兩側振幅不均勻的關鍵因素。趙利軍等[10]利用橡膠輪胎提供均質邊界條件,測試了振動輪的空間振動情況,發現振動壓路機存在振動輪橫向振幅不一致現象。可以看出,振動輪結構不對稱、兩側土體剛度不均會使振動輪兩側產生不同的響應特征。為分析兩側振動響應差異,Kenneally等[11]利用數值方法研究了壓路機與路基相互作用關系,并通過振動輪左右安裝加速度計的現場試驗揭示了振動輪的搖擺特征。龔濤等[12]通過建立二維輪-路振動模型及數值仿真,發現填料橫向剛度及阻尼的差異會導致振動輪兩側振動幅值顯著不同。Facas等[8]建立了體現振動輪與機架搖擺狀態的動力學模型,通過仿真的手段,獲得了沿振動輪橫向剛度分布不均情況下的振動輪兩側加速度差異。上述研究對振動響應中的偏振與搖擺產生的機理進行了深入分析,但偏振與搖擺對連續壓實指標的影響研究尚不充分。

本文結合振動壓實現場試驗,通過采集壓路機振動輪兩側的加速度信號,研究不同壓實遍數、振動頻率下,振動輪兩側加速度峰值、連續壓實指標、倍頻幅值的變化與分布規律。提出考慮雙側響應的連續壓實指標,通過相關性分析,驗證指標的準確性,為提升壓實控制精度提供參考。

1 現場試驗

1.1 場地及設備

本試驗在某國家重點試驗室進行,場地大小為100 m×76 m(長×寬)。按照JTG E40—2007《公路土工試驗規程》[13],對現場土體進行基本物性試驗,取土深度約為30 cm。填料為含粗粒的粉質土,物理特性參數見表1。

表1 土體物理特性參數

試驗所用的振動設備為柳工CLG6118型壓路機,工作重量為180 000 kN,振動頻率為30/32 Hz,振幅為1.9/0.9 mm,振動輪寬度為2 100 mm。數據處理與采集采用動態數據采集儀和IEPE壓電式加速度傳感器,量程為100 m/s2,靈敏度為100 mV/(m/s2)。設置采樣頻率為1 024 Hz,試驗實時數據在駕駛室內的計算機上顯示并記錄。為考慮壓路機振動輪兩側的振動響應,在振動輪的兩側軸端安裝加速度傳感器。加速度傳感器布設位置見圖1。

圖1 傳感器布設位置示意

1.2 試驗方案

試驗測點布置見圖2。設置尺寸為20 m×2 m的碾壓帶,沿行進方向每隔2 m布置2個測點,共布設5組檢測點,依次編號為1#、2#、3#、4#、5#,兩測點位置間隔為1.6 m,距碾壓帶邊緣25 cm。為避免啟動與熄火時振動輪頻率不穩定的情況,測點布置在碾壓帶的中間區域。

圖2 測點布置(單位:m)

在振動壓實前進行往復一周的靜壓,以達到預壓及整平土基的目的,避免土基不平整帶來的誤差。含水率對土體的回彈模量存在著顯著影響[14-15],通過灑水晾曬的方式將含水率控制在(14.2±1)%。在檢測點位上測試土體靜壓后的動態變形模量Evd,然后對土基進行振動壓實。研究表明,相較于振動頻率,壓路機行駛方向對壓實計值CMV的影響很小[16]。為了縮短試驗周期,行車方向分為正向與反向兩種形式,反向壓實時壓路機不掉頭,以倒車的形式壓實。根據現場壓實經驗,振動壓實4遍即可達到最大的壓實程度,因此,在靜壓整平土體后振動壓實了4遍。振動頻率采用30/32 Hz,即進行2遍弱振,2遍強振,以研究不同激振力對測試的影響。4遍振動壓實控制行車速度在1 m/s左右。每遍壓實后在測點處檢測Evd。試驗方案見表2。

表2 試驗方案

2 試驗結果與分析

2.1 加速度峰值差異性

振動輪加速度是連續壓實指標計算的重要依據,受路基剛度、激振力等多種因素影響。為研究振動輪空間響應特征,分析了不同壓實遍數下振動輪兩側加速度峰值與Evd的變化規律。加速度峰值取加速度峰峰值的1/2,振動輪兩側加速度峰值差異ΔAi為

( 1 )

式中:AL,i、AR,i分別為第i遍壓實左、右側加速度峰值;i為壓實遍數,i=1～4。

在5組檢測點上提取振動輪兩側的加速度峰值,振動輪兩側加速度峰值對比見圖3。圖3中,當數據點落在45°線(直線x=y),表示兩側峰值相等,L1、L2均為數據點的包絡線。由圖3可見,數據點均勻分布于45°線的左上方,表明不同壓實遍數下右側加速度峰值始終大于左側。這是由于振動輪結構偏心造成的右側加速度峰值始終大于左側。隨著壓實遍數增加,加速度峰值也隨之增大,在第3遍壓實后達到峰值,第4遍后峰值略有下降。這是由于土體剛度增加會導致土體共振頻率變大,當共振頻率高于振動頻率時,加速度峰值會隨著壓實遍數的增加而降低。由圖3還可見,隨著壓實的進行,L1逐漸向45°線靠近,表明左右峰值差異逐漸減小。但L2始終與45°線平行,說明左右峰值存在固定差異。由此可見,造成兩側峰值差異主要有兩個原因:壓路機系統自身的結構偏心,其對加速度峰值的影響不會隨著壓實的進行而減小;土體剛度橫向不均,隨著壓實遍數的增加,土體均勻性提升,剛度不均的影響逐漸減小。

圖3 振動輪兩側加速度峰值對比

不同壓實遍數下5組測試點位上加速度峰值左右差異均值分別為24.4%、32.4%、14.8%、13.3%。可以看出,隨著壓實遍數的增加,兩側的峰值差異先增大后減小,在第2遍壓實后差異均值最大。相關研究表明[17],隨著Evd增加,加速度峰值呈現先增大后減小的趨勢。兩側峰值增大程度的不同導致第2遍壓實差異明顯增大,隨著壓實的進行,土體均勻性進一步提升,兩側加速度差異逐漸減小。

5組檢測點上振動輪兩側土體Evd對比見圖4。由圖4可見,第1、2遍數據點分布于45°線兩側,而第3、4遍的數據點分布于45°線的左上方,且數據點呈現出逐漸聚集的趨勢。不同壓實遍數下兩側Evd差異均值分別為24.4%、14.2%、11.4%、6.9%,這表明壓實初期,土體兩側剛度差異明顯,隨著壓實的進行,由于自身的結構偏心引起的持續偏振,使得右側Evd逐漸大于左側,且壓實的均勻性有所提高。

圖4 振動輪兩側土體Evd對比

振動輪兩側加速度峰值與Evd的關系見圖5。由圖5可見,擬合線相距較遠,這表明在相同Evd下,兩側加速度峰值差異明顯。數據較為離散,但整體呈現增大趨勢,表明隨著Evd的增大,加速度峰值整體呈現增大趨勢。連續壓實指標與傳統檢驗指標的相關性校驗時,相關系數應大于0.7[18]。通過回歸分析發現,兩側加速度峰值與Evd的相關系數分別為0.79、0.74,表明兩側加速度峰值與Evd相關性較好。因為加速度峰值在壓實度到達一定程度時會出現下降的趨勢(見圖3),與圖4中Evd的變化趨勢相悖。因此不能將加速度峰值單獨作為連續壓實指標。

圖5 加速度峰值與Evd關系

2.2 連續壓實指標差異性

諧波類指標最早被用于評價土體的剛度,其通過不同諧波對應幅值組合計算得到。本文采用的諧波類指標為壓實計值CMV,連續壓實值CCV。為消除原始信號包含的高頻信號,同時為了包含振動加速度三次諧波分量,采用低通截至頻率為100 Hz。每隔0.5 s對濾波后加速度進行傅里葉變換。

CMV、CCV計算式分別為

( 2 )

( 3 )

式中:C為常數,C=100;a1.0f、a0.5f、a1.5f、a2.0f、a2.5f、a3.0f分別為基頻1.0f、0.5f、1.5f、2.0f、2.5f、3.0f對應的加速度幅值。

為研究振動輪兩側響應差異對連續壓實指標的影響,同時分析兩側連續壓實指標的變化規律,采用箱線圖描述同一遍壓實下壓實路徑上所有的連續壓實指標分布。不同壓實遍數下兩側CMV、CCV的分布規律分別見圖6、圖7。

圖6 振動輪兩側CMV分布

圖7 振動輪兩側CCV分布

由圖6可見,兩側CMV均值隨著壓實遍數的增加均顯示出增大的趨勢。單側CMV在相同壓實遍數下四分位差值大小幾乎一致,表明每遍壓實下CMV數據離散程度相同。在壓實過程中,隨著壓實遍數的增加,路基壓實度應趨于一致,其剛度的差異性也應逐步減小[19]。由此可以看出,CMV的數據分布并不能體現土體均勻性變化。

由圖7可見,兩側CCV均值隨著壓實遍數的增加而增大。但在第4遍壓實時,CCV并未有明顯的增長,甚至右側的CCV數值略有下降。而CCV在壓實初期數值明顯較為離散,隨著壓實遍數的增加,數據逐漸聚集,這與實際壓實過程中土體均勻性的變化規律相吻合。在第4遍壓實時出現異常點,異常點均分布在CCV較小的一側,這可能是由于過壓導致的。

兩個測量值變化規律的差異與指標的定義有關,CCV不僅考慮了二次諧波,同時也包含了加速度頻譜中的次諧波分量。有研究表明[20]基頻與高次諧波主要反映了被壓土體的不均勻性,次諧波反映了振動輪與土體的接觸情況。因此,CCV反映了土體的非均勻性,也能體現出了土體過壓時的變化。

由兩側CMV、CCV變化規律可以看出,兩側的CMV、CCV的上四分位數、下四分位數、均值均呈現出相同的變化趨勢。且不同壓實遍數下兩側指標離散程度幾乎相同,只是在均值與中位數數值大小上存在差異。表明現場壓實時,并不能通過簡單的標定消除振動輪空間振動引起的測量值數值上的差異,在控制壓實質量時需要同時考慮雙側的連續壓實指標。

為研究兩側測量值差值大小及數值的變化規律,定義CMV、CCV的左右壓實差值ΔCMV、ΔCCV分別為

ΔCMV=CMVR-CMVL

( 4 )

ΔCCV=CCVR-CCVL

( 5 )

式中:CMVR、CCVR分別為振動輪右側加速度信號計算CMV、CCV;CMVL、CCVL分別為振動輪左側加速度信號計算CMV、CCV。

同一遍壓實下沿壓實路徑上所有的ΔCMV、ΔCCV分布情況見圖8。由圖8可見,不同壓實遍數下ΔCMV、ΔCCV的中位數與均值均大于0,表明在振動輪右側測量值普遍大于左側,且兩側差值的大小與壓實遍數無關。說明這是由于振動輪偏振造成的,與土體橫向剛度不均無關。ΔCMV最大值為1.67,兩側變化幅值達69%,ΔCCV最大值為3.79,兩側變化幅值達55.2%。由此可見,不同側的加速度計測試土體剛度時存在顯著差異。

圖8 連續壓實指標差異值分布

弱振時,ΔCMV、ΔCCV分布較強振時更為離散,說明在壓實初期,土體均勻性差,兩側測量值差異大。隨著壓實遍數的增加,數據逐漸集中,土體均勻性逐漸提高。

2.3 諧波類指標差異產生機理分析

計算左、右兩側響應的各個倍頻所對應的幅值差異diffR-L,計算式為

( 6 )

式中:aif-L、aif-R分別為左、右側各倍頻對應的幅值,i=0.5、1.0、1.5、2.0、2.5、3.0。

兩側各頻率分量下的加速度幅值差異見圖9。由圖9可見,兩側1.0f對應加速度幅值差異分布十分集中,中值均大于0,并未出現異常點。兩側2.0f、3.0f的加速度幅值差異分布相較于其他倍頻較為分散。出現明顯的異常點且均位于中位數下,3.0f呈現偏態分布,表明左側的幅值大于右側幅值情況居多,造成負值偏多。0.5f、1.5f、2.5f的加速度幅值差異分布較為集中,均值均位于0附近。

圖9 振動輪兩側各倍頻對應的加速度幅值差異

為探究連續壓實指標差異產生的原因,首先對輪下土體的均勻性進行分析。將同一壓實遍數下,振動輪兩側的土體動態變形模量Evd見圖10。

圖10 振動輪兩側土體Evd

由圖10可見,振動輪兩側土體壓實程度并不一致。在6、14 m位置處,右側Evd要大于左側,尤其14 m處,兩側差距明顯。

振動輪兩側響應的整數倍頻(1.0f、2.0f、3.0f)幅值見圖11。由圖11(a)可見,振動輪右側加速度響應基頻幅值始終大于左側,并未受到被壓土體剛度分布不均的影響。這與基頻的定義有關,基頻代表了壓路機激振力的頻率,基頻幅值是頻譜圖中最大的加速度幅值,其右側大于左側說明是由振動輪自身結構造成的。圖9中1.0f加速度幅值差異分布集中,只是均值略大于0。進一步證明了這是由于振動輪結構偏心帶來的固有差異。

圖11 振動輪兩側響應的整數倍頻幅值

由圖11(b)、圖11(c)可見,對于基頻的整數倍頻幅值,即2.0f、3.0f的加速度幅值,與圖10中兩側Evd的變化趨勢一致,在14 m位置處右側顯著大于左側。表明整數倍頻的加速度幅值與兩側Evd有著顯著的相關性。這說明整數倍頻能反映出土體的壓實特性。兩側壓實狀態不均會引起振動輪整數倍頻幅值的變化。

振動輪兩側響應的非整數倍頻幅值見圖12。由圖12可見,對于基頻的非整數倍頻幅值,即0.5f、1.5f、2.5f,與兩側Evd未展示出顯著的相關性,這表明非整數倍頻幅值受到兩側壓實狀的影響較小。0.5f右側始終大于左側的加速度幅值,與1.0f的加速度幅值類似,說明此頻率受到振動輪機械結構的影響較大。1.5f、2.5f受到機械結構偏心與土體不均耦合影響,并未表現明顯的規律性。

圖12 振動輪兩側響應的非整數倍頻幅值

綜上,由CMV、CCV的定義可見,CMV為二倍頻與基頻的比值,CCV還包含了更多的非整數倍頻。2個指標既體現了土體的非均質性,又包含了振動輪結構偏心特征,這是造成振動輪兩側連續壓實指標差異非線性變化的主要原因。

2.4 優化指標檢測適用性研究

為避免振動輪兩側響應差異對指標間相關性產生影響,以期提升連續壓實指標對壓實質量的測試精度。根據上文中諧波類指標差異產生機理,以不同諧波類型的連續壓實指標為基礎,構造以下3種指標,表征振動輪下土體的壓實質量。

對振動輪兩側的CMV、CCV、AICV進行平均,分別得到雙側平均指標μCMV、μCCV、μAICV。其中AICV由1.0f、2.0f、3.0f頻幅值組合計算得到[21],計算式為

( 7 )

根據計算的3種雙側平均指標,結合對應位置上的Evd,分析3種雙側平均指標與雙側Evd平均值的相關性,探究3種雙側平均指標能否用于質量控制。單、雙側連續壓實指標平均值與雙側Evd平均值的相關性見圖13。

圖13 單、雙側連續壓實指標與雙側Evd平均值的相關性

由圖13(a)、圖13(b)可見,AICV與Evd的相關性要明顯高于CMV與CCV,但其相關性均小于0.7,并不滿足統計學上強相關的檢驗要求。意味著單側指標用于質量檢驗存在誤差。而從相關性排序來看,無論振動輪左右,CCV與Evd的相關系數均小于0.3,這表明CCV與檢測指標基本不存在相關性,這主要是因為CCV包含了多個倍頻,對碎石和粗礫石的壓實評價具有更好的穩定性[20],本試驗土體主要是粉質土,因此相關性較差。振動輪左側的連續壓實指標與Evd的相關性要略好于右側,這是因為右側為振動輪的驅動側,會對振動輪右側的響應產生一定影響,進而影響指標間相關性。

由圖13(c)可見,μCMV、μCCV、μAICV與Evd的相關系數分別為0.47、0.14、0.75。其中μAICV與Evd的相關系數超過了0.7,意味著兩者強相關,表明μAICV可以準確表征輪下土體的壓實狀態。其原因在于指標的定義,AICV包含了整數倍頻,并未考慮非整數倍頻,根據2.3節的結論,AICV的定義減弱了振動輪結構偏心的影響,加重了土體差異影響的權重。因此,其與Evd相關性更高。

相較于單側,雙側連續壓實指標平均值與Evd的相關性有所提高,進一步說明了雙側連續壓實指標平均值在壓實質量檢測方面具有更好的適用性。

3 結論

本文通過現場試驗,采集了壓路機振動輪兩側的加速度響應信號。研究了振動輪兩側的加速度響應信號特征及連續壓實指標CMV、CCV的變化規律,引入了雙側平均指標μAICV,減小了雙側響應對連續壓實指標精度的影響。為壓實過程中精度的提升提供了參考。主要結論如下:

1)振動輪兩側加速度受振動輪結構偏心與輪下土體剛度不均的共同影響。隨著壓實遍數的增加,輪下兩側土體剛度不均引起的加速度峰值差異逐漸減小,振動輪結構偏心造成的加速度峰值差異始終不變。

2)振動輪結構偏心會造成振動輪兩側響應基頻幅值差異的產生,輪下兩側土體剛度差異會引起振動輪兩側整數倍頻幅值的差異。由此造成了兩側連續壓實指標差異的產生。

3)CMV、CCV均可以反映土體壓實程度的提高。相較于CMV,CCV可以更好的體現土體均勻性提升。但兩者與輪下土體的Evd的相關性較差。

4)雙側平均指標μAICV與Evd具有更好的相關性且能考慮振動輪雙側響應,可用于路基連續壓實質量控制。