譚鵬，謝振文，鄧奇春，趙曉薇，汪優(yōu)

(1.湖南建工交通建設有限公司，湖南 長沙410004；2.湖南省交通科學研究院有限公司，湖南 長沙410015；3.中南大學 土木工程學院，湖南 長沙410075)

高液限土一般指液限大于50%且塑性指數(shù)大于26的細粒土[1]，具有含水量高、塑性指數(shù)高、液限高、強度低和水穩(wěn)性差等特點，在路基填筑中難以壓實，屬于不良土質的一類[2]。在路基填筑中如果不加處理而直接使用，會造成路面開裂、滑坡失穩(wěn)和不均勻沉降等工程問題，需采取合理的固化措施對其處理，使其符合規(guī)范要求[3]。現(xiàn)有的土壤固化劑品種繁多，按固化劑的主要成分可分為無機類固化劑、有機類固化劑、離子類固化劑和生物酶類固化劑[4]。4種土壤固化劑各有優(yōu)劣，無機類固化劑在激發(fā)劑作用下反應生成的水化產(chǎn)物可填充土顆粒間的孔隙，增高土壤密實度，同時附在土壤顆粒表面，交叉形成空間骨架，從而提高固化土強度。離子固化劑通過離子交換作用，減薄土顆粒周圍的雙電層厚度并減小土體顆粒間隙，同時通過電性中和減弱顆粒的靜電吸水性，提高其疏水性。有機土壤固化劑由大量表面帶有親水基團的長鏈組成，通過氫鍵及陽離子交換作用與土顆粒形成緊密的連接結構，而疏水性長鏈則滲透、纏繞在土顆粒表面及孔隙內(nèi)形成網(wǎng)狀膜結構，使分散土顆粒成為一個整體，提高其土體強度。生物酶固化劑是由有機物發(fā)酵而來，通過物理催化作用改變土壤表面pH，生物酶與有機分子結合層中間有機物填充內(nèi)部孔隙[5]。許多學者對高液限土固化后的性能進行了研究，分別以石灰、水泥和生物酶等材料作為固化材料進行試驗，在試驗過程中，通常以黏聚力、內(nèi)摩擦角、抗剪強度和抗?jié)B性能等作為評判土體改良效果的標準，試驗表明固化后的高液限土的強度、水穩(wěn)性和黏聚力均優(yōu)于素土，可滿足相應的工程質量要求，可以為其作為路基填料提供指導[6-9]。常用的室內(nèi)試驗方法有無側限抗壓試驗、固結快剪試驗、三軸試驗、CBR試驗和擊實試驗等，也有部分學者采用XRD，SEM和電鏡試驗等分析固化土的微觀形態(tài)和物質生成[10-16]。在改良方法上，學者們較少采用復合土壤固化劑對高液限土進行改良研究；在研究內(nèi)容上，大多針對改良土體強度及路用性能研究，較少對其水穩(wěn)性進行研究。且高液限土呈現(xiàn)明顯的地域性，現(xiàn)有研究中針對湖南洞庭湖地區(qū)高液限土相關研究較少。因此，本文依托湖南省洞庭湖地區(qū)，采用無機材料和磺化油復合固化劑對湖區(qū)高液限土進行改良，通過無側限抗壓試驗對比土體固化前后的力學及水穩(wěn)性變化規(guī)律，探討無機材料和磺化油對其強度及水穩(wěn)性的影響，并確定復合固化劑最優(yōu)配方。

1 試驗材料

1.1 土樣

土樣取自湖南省平益高速K95+380斷面左側邊坡坡腳，取土深度為3 m，根據(jù)《公路土工試驗規(guī)程》[1]相關標準對土樣進行基本土工性能測試，試驗獲得土樣基本物理性質如表1所示。試驗結果表明土樣液限達到67.3%，塑性指數(shù)為33.4，根據(jù)《中國土壤系統(tǒng)分類》，該工點土樣屬于典型的高液限土。對土樣進行顆粒級配分析后發(fā)現(xiàn)試樣中土顆粒主要為細粒土。

表1 土樣基本物理性質Table 1 Properties of the samples

1.2 無機固化材料

試驗所用無機固化材料為水泥、生石灰及粉煤灰。其中水泥為普通硅酸鹽水泥，強度等級為42.5；生石灰為普通建筑用生石灰，其中氧化鈣純度大于95%；粉煤灰是一種綠色的膠凝材料，來自湖北省黃岡市某發(fā)電廠，微觀狀態(tài)下為光滑球形，主要成分為SiO2及Al2O3。

1.3 陰離子表面活性劑

試驗所用陰離子表面活性劑為磺化蓖麻油，以下簡稱為磺化油(SO)，主要應用于皮革、紡織及造紙等工業(yè)中，是一種兩親性表面活性劑?；腔蛯儆谒苄杂?，大多采用濃硫酸(H2SO4)或發(fā)煙硫酸(H2SO4·X SO3其中X定義為每摩爾中三氧化硫的含量)處理脂肪油酸制備。典型的磺化油分子通常表示為R-(SO2)OH?，由帶負電的親水性或極性頭部(即(SO2)OH?)和疏水性尾部(即R，其中R是碳氫化合物)組成。

SO進入土體后，會對土顆粒產(chǎn)生物理化學及潤滑等多種作用，這是由SO的分子結構決定的。SO分子帶負電的親水頭會吸附土顆粒表面的正陽離子，減薄土顆粒周圍的雙電層厚度，從而降低土壤離子交換能力，親水頭將土顆粒的親水性轉變?yōu)槭杷曰蚓芩裕鐖D1所示。潤滑作用主要取決于孔隙流體的黏度。SO摻量的增加，會使A```土壤顆粒間變得更加潤滑，其中疏水尾則起到潤滑劑的作用，在壓實過程中降低水分的表面張力，有助于顆粒的滑動，這種滑動可能導致強度剛度的下降但也會增加土體延展性[17-18]。本研究將SO作為復合土壤固化劑的重要組分，旨在改善高液限土的水穩(wěn)定性問題。

圖1 SO作用機理Fig.1 mechanism of action

2 試驗方法

2.1 試驗樣品制備

正式制備試樣之前依據(jù)《公路土工試驗規(guī)程》，對各組固化土進行擊實試驗，以確定每組試樣最優(yōu)含水率；制樣過程中，水量依據(jù)各組最優(yōu)含水率進行摻加。強度試驗所用試樣尺寸為直徑50 mm，高50 mm的圓柱形試樣。將制備合格的試件放入塑料袋后放入標準養(yǎng)護室進行養(yǎng)護，待養(yǎng)護期結束后在每種試樣中取出一半試件浸泡于(20±2)℃水中，要求水面高于試件頂面2.5 cm，浸泡時長為24 h。

2.2 試驗方案設計

2.2.1 單摻試驗方案

為探究無機材料及SO在單獨作用下對固化土強度及水穩(wěn)定性的作用，分別設計無機材料與SO單摻試驗方案，如表2和表3所示。同時，單摻試驗結果可為后續(xù)正交實驗設計提供摻量選擇范圍。以下?lián)郊颖壤鶠閾郊觿┡c烘干土的質量比。由于SO質量占比小，為使其在土樣中分布均勻，使用前將其溶解在水中，使用時與水一同加入。

表2 無機類材料單摻試驗表Table 2 Single doping test table for inorganic materials

表3 SO單摻試驗表Table 3 Single doping test table for inorganic materials

2.2.2 正交試驗方案設計

根據(jù)單摻試驗結果確定復合固化劑各組分的摻量范圍，以探究高液限土復合固化劑的最佳配比。本試驗涉及四因素四水平，采用正交試驗可在保證試驗結果準確的前提下，有效地減少試驗次數(shù)。正交設計表如表4所示。針對復合穩(wěn)定土將進行無側限抗壓強度(UCS)試驗和浸水強度試驗。

表4 正交試驗表Table 4 Orthogonal test table

3 試驗結果及分析

3.1 單摻試驗結果與分析

3.1.1 無機固化土無側限抗壓強度分析

針對素土及各種無機固化土進行的7 d和28 d UCS測試中所得應力?應變曲線如圖2～3所示。測試結果顯示素土在7 d及28 d時無側限抗壓強度σ分別為0.763 MPa及0.696 MPa，楊氏模量E分別為20.16 MPa及19.22 MPa；2種齡期無機材料摻量均與固化土強度及剛度密切相關：無機材料總摻量越大，則無機固化土的σ及E均顯著增大；當無機材料總摻量為15%時(水泥、生石灰和粉煤灰各5%)，σ和E達到峰值，其中7 d齡期時，σ1max=4.439 MPa，E1max=73.74 MPa，28 d齡期時，σ2max=5.903 MPa，E2max=89.18 MPa。

圖2 無機固化土在7 d時的應力?應變曲線Fig.2 Stress-strain curves of inorganic stabilized soil at 7 days

圖3 無機固化土在28 d時的應力?應變曲線Fig.3 Stress-strain curves of inorganic stabilized soil at 28 day

2種單摻試驗結果表明，相比SO，無機材料在改善土體的強度及剛度方面表現(xiàn)更加突出。隨著養(yǎng)護齡期增長，σ及E也逐漸提高，而在實際施工過程中7 d至28 d的強度增長率是工程是否能夠持續(xù)穩(wěn)定及高效推進的重要保障。若令參數(shù)G表示σ及E在7 d至28 d的增長率，則σ和E的增長率計算見式(1)及式(2)。其中當摻量為15%時，增長比Gσmax=32.98%，GEmax=20.94%，其他各組增率G值變化如圖4所示。

圖4 無機固化土的強度和剛度增長比Fig.4 Strength and stiffness growth ratio of inorganic stabilized soil

式中：σ1為試件7 d時的無側限抗壓強度；σ2為試件28 d時的無側限抗壓強度。

式中：E1為試件在7 d時的楊氏模量；E2為試件在28 d時的楊氏模量。

圖4表明素土的Gσ和GE均小于0，這是由于試驗所用土樣中含有部分蒙脫石，在無側限濕養(yǎng)條件下土結構吸水后發(fā)生少量自膨脹同時造成強度降低。隨著無機材料摻量增大，其水化產(chǎn)物增多，現(xiàn)有成果表明試驗所用3種無機材料的水化產(chǎn)物主要是CSH凝膠、氫氧化鈣晶體及鈣礬石。這些水化產(chǎn)物在土結構中起到框架和鏈接作用，大大提高了土結構的強度和剛度，因此在數(shù)據(jù)上表現(xiàn)出摻量越大，強度和剛度越高。試驗所用3種常用固化材料在合理的養(yǎng)護條件下隨著時間的延長，水化程度加大，強度和剛度能夠得到較大提高，同時增長速度也會逐漸提高并最終穩(wěn)定。

3.1.2 SO固化土無側限抗壓強度分析

針對素土及各種摻量下SO固化土進行7 d及28 d UCS試驗所獲得的應力-應變曲線如圖5和圖6所示。根據(jù)試驗結果，7 d及28 d強度測試中，當SO摻量少于0.2%時，應力-應變軌跡表明，SO摻量與固化土強度及剛度表現(xiàn)出較強的正相關。相反，當SO摻量達到0.25%時固化土的強度和剛度有所下降，但仍略優(yōu)于天然土壤；與無機材料改良相比，SO改良下試樣強度峰值點處的應變ε有所增大，能夠相對避免脆性破壞。隨著SO摻量增加，強度峰值處的ε也逐漸增大。當SO摻量為0.2%時，σ及E峰值最大，7 d齡期時σ1max=1.787 MPa，E1max=28.37 MPa，28 d齡期時，σ2max=1.702 MPa，E2max=27.28 MPa；根據(jù)試驗結果，當SO摻量小于0.25%時，同一組試驗中，隨著養(yǎng)護時間的延長，28 d的強度及剛度較7 d的強度及剛度略有減小，相反，當SO的摻量為0.25%時，強度和剛度均略有增大。

圖6 SO固化土在28 d時的應力?應變曲線Fig.6 Stress-strain curves of SO stabilized soil at 28 days

SO的摻量小于或等于0.2%時，隨摻量的增加σ和E增大，表明在這種情況下，SO對于加強土壤結構方面的主導作用為物理化學作用。然而，當SO摻量達到0.25%時，σ和E開始減小，ε顯著增大，這表明此時潤滑作用占據(jù)主導地位，根據(jù)試驗結果，這2種作用博弈的關鍵為SO的摻量。在SO摻量較低(＜0.2%)時，土顆粒周圍還沒有完全布滿SO分子，與土顆粒結合的SO分子對于增大土體結構性發(fā)揮作用。此時土顆粒的孔隙中沒有多余的SO分子，潤滑作用沒有得到發(fā)揮，物理化學作用大于潤滑作用，土體的強度和剛度得到改善。然而，隨著摻量的增加，土顆粒周圍逐漸布滿SO分子，強度及剛度增長達到極致；若繼續(xù)增加SO摻量，多余的SO分子進入土顆粒間的孔隙中，產(chǎn)生潤滑作用，此時土體強度及剛度逐漸下降，同時延展性得到提高。因此，選擇SO作為高液限土的固化劑時要選擇適當?shù)膿搅俊?/p>

此外，低摻量和高摻量固化土的強度及剛度隨養(yǎng)護時間變化出現(xiàn)差異，當SO的摻量小于或等于0.2%時，固化土28 d的強度及剛度較7 d下降，而當SO摻量等于0.25%時強度及剛度上升。出現(xiàn)該現(xiàn)象是因為在養(yǎng)護的過程中，SO不可避免地由于揮發(fā)或其他原因造成部分流失。因此當SO的摻量小于或等于0.2%時，SO分子的流失使得土顆粒周圍的磺化油分子減少，物理化學作用減弱，對固化土的強度及剛度增強作用有所削弱；但當SO摻量等于0.25%時，土顆?？紫吨械腟O分子率先流失，使得潤滑作用減弱，但土顆粒周圍的SO分子量不變，甚至達到適宜量，物理化學作用未出現(xiàn)削弱，因此固化土強度及剛度后期也并未出現(xiàn)削弱。

3.1.3 水穩(wěn)性分析

對高液限土來說，強度及剛度并不是唯一的改良需求，水穩(wěn)定性改良更必不可少。水穩(wěn)定性指土體浸水前后在強度及剛度方面的穩(wěn)定性，一般用水穩(wěn)系數(shù)HS來表示，水穩(wěn)系數(shù)的計算如式(3)所示。其中：σ'為正常養(yǎng)護到規(guī)定齡期前一天，將試樣浸泡1 d后測得的無側限抗壓強度，σ為正常養(yǎng)護到規(guī)定齡期后測得的無側限抗壓強度。

素土、無機固化土及SO固化土在7 d和28 d時測得的水穩(wěn)系數(shù)曲線如圖7所示。其中組號由1～6分別表示單軸無側限抗壓強度試驗中2種固化劑摻量由0%至最大的6組取值。

水穩(wěn)系數(shù)試驗結果表明素土的水穩(wěn)系數(shù)為0，試驗中發(fā)現(xiàn)素土試件在浸水后會很快崩解，無法進行強度測試，浸水后的強度為0 MPa。無機材料和SO在改善高液限土的水穩(wěn)定性方面均有一定的作用。其中7 d齡期時，伴隨無機固化劑的摻量，固化土的水穩(wěn)系數(shù)最高可由0%增長至33.9%，而伴隨SO的摻量，固化土的水穩(wěn)系數(shù)可由0%增長至79.5%。28 d齡期下，無機固化土的水穩(wěn)系數(shù)伴隨其摻量最高可達到48.6%，SO固化土的水穩(wěn)系數(shù)伴隨其摻量最高可達到75.7%。顯然SO在水穩(wěn)定性方面的作用更顯著。從單一的固化土來看，無論是無機固化土還是SO固化土，7 d及28 d的水穩(wěn)定性均隨其摻量表現(xiàn)正相關；從養(yǎng)護時間上來看，同一摻量下無機固化土的水穩(wěn)系數(shù)自7 d至28 d有所增長，而同一摻量下SO固化土的水穩(wěn)系數(shù)從自7 d至28 d有稍許下降。在同一摻量下，隨著養(yǎng)護時間的延長，SO分子在養(yǎng)護過程中的部分流失使得土顆粒周圍附著的SO分子減少，因此，同一摻量下SO固化土的28 d水穩(wěn)系數(shù)略小于7 d的水穩(wěn)系數(shù)，但仍大幅度優(yōu)于無機固化土。

根據(jù)水穩(wěn)定性試驗結果，SO相比無機材料能夠更加顯著地改善高液限土的水穩(wěn)定性，然而根據(jù)強度試驗結果，SO固化劑并不能改善其力學性能強度。而力學性質和水穩(wěn)定性作為高液限土在路基填筑中的2個重要的指標缺一不可。因此，為了探究兩者同時使用時對于高液限土力學性能及水穩(wěn)定性的改良效果，本研究進一步針對無機材料及SO組成的復合土壤固化劑進行了正交試驗研究。

3.2 正交試驗結果與分析

3.2.1 無側限抗壓強度分析

根據(jù)正交試驗方案，對16組試樣分別進行了7 d及28 d無側限抗壓強度試驗，獲得的7 d和28 d無側限抗壓強度如圖8所示。相比于素土，復合固化土的強度得到顯著提高，其中7 d強度最高可達4.789 MPa，28 d強度最高可達8.255 MPa。7 d強度作為衡量路基填筑用土的有效強度指標，該路基填筑用土的設計要求為4 MPa，16組試樣中共有8組合格，分別為第2，3，6，9，11及13～15組。

圖8 各組復合固化土的強度Fig.8 Strength of composite solidified soil in each group

3.2.2 水穩(wěn)性分析

對16組復合固化土進行的水穩(wěn)定性試驗獲得了7 d及28 d水穩(wěn)系數(shù)曲線如圖9所示。試驗發(fā)現(xiàn)，16組試件在浸水24 h后，均未發(fā)生脫落或崩解，試件依舊保持完整。相較于素土和單摻固化土，相同比例的復合固化土水穩(wěn)系數(shù)更大，7 d的水穩(wěn)系數(shù)最大為95.10%，28 d的水穩(wěn)系數(shù)最大為82.76%。該路基填筑用土的設計要求為7 d水穩(wěn)系數(shù)大于80%，在復合固化土中，有8組合格，分別為第5，7～11，13及15組。

圖9 各組復合固化土的水穩(wěn)系數(shù)Fig.9 Water stability coefficient of composite solidified soil in each group

16組試驗中同時滿足強度及水穩(wěn)定性要求的共有3組，即第9，11和15組，因此這3組可作為湖區(qū)高液限土復合土壤固化劑的參考配合比。

3.2.3 正交試驗方差分析

為更直觀地反映復合固化土中各摻加劑在強度及水穩(wěn)定性方面所發(fā)揮的作用，對復合固化土7 d和28 d情況下的強度及水穩(wěn)系數(shù)進行了主效應分析，得到復合固化土的主效應分析結果如表5所示。根據(jù)顯著性檢驗標準，在7 d及28 d強度的主效應分析中，認為水泥和生石灰對復合固化土的7 d強度有顯著性效果，水泥、生石灰及粉煤灰對復合固化土的28 d強度有顯著性效果；在7 d及28 d水穩(wěn)系數(shù)的主效應分析中，認為SO對復合固化土的7 d和28 d水穩(wěn)定性有顯著效果，這均與單摻試驗所得到的結果保持一致。

表5 復合固化土的主效應檢驗Table 5 Main effect test of composite solidified soil

3.2.4 成本分析

將正交試驗中獲得的3組合格的復合固化劑方案與換填土方案進行成本比較。經(jīng)市場調(diào)查，固化材料市場價格為：水泥525元/t，生石灰340元/t，粉煤灰210元/t，磺化油3 000元/t。余土棄置38.31元/m3，外購土76.09元/m3。各方案中每m3的材料成本如圖10所示。由圖可知，相比換填土方案，復合固化土的材料成本更低，考慮到經(jīng)濟效益，最終選擇第9組復合土壤固化劑配合比，即水泥4.5%，生石灰1.5%，粉煤灰2.5%，磺化油0.2%。

圖10 4種高液限土處置方案的材料成本比較Fig.10 Material cost comparison of four high liquid limit soil disposal schemes

4 數(shù)值模擬

4.1 模型建立及參數(shù)

為對比固化土和素土2種材料在路堤填筑中的適用性能，利用FlAC3D有限差分軟件對素土和固化土在不同高度下的路堤穩(wěn)定性進行分析。對模型進行簡化，路基寬度20 m，坡度比取1:1.5，路堤高度分別取4，6，8，10，12和14 m。模型尺寸如圖11所示。

圖11 模型尺寸Fig.11 Model dimensions

為了驗證上述復合土壤固化劑最佳配比的合理性，針對最佳配合比改良下的高液限土進行了壓實度試驗、直剪試驗和承載比試驗。素土、復合固化土及地基土層的物理力學指標的對比情況如表6所示。土體本構模型均選用摩爾庫倫模型。

表6 土體物理力學參數(shù)Table 6 Physical and mechanical parameters of plain soil and solidified soil

4.2 數(shù)值模擬結果分析

在坡度相同的情況下，得到6 m高度下固化土路基沉降云圖如圖12所示，6 m高度下固化土最大位移為5.28 cm。其他高度下的位移沉降規(guī)律整體一致，路堤沉降最大位置位于路堤頂面，整個路堤沉降呈現(xiàn)出盆形，中部位置較兩邊沉降量大，整體對稱。

圖12 6 m高度下素土和固化土路堤沉降云圖Fig.12 Settlement cloud diagram of soil embankment with solidified soil at 6 m height

提取出高液限素土和固化土在不同路堤高度下的路堤沉降，如表7所示。4，6，8和10 m路堤對應現(xiàn)場的4個監(jiān)測斷面K95+350，K98+665，K78+100和K86+330。填筑期內(nèi)，路堤頂面中心處的最大沉降對比如圖13所示。從沉降結果來看，填筑期內(nèi)的現(xiàn)場沉降監(jiān)測數(shù)據(jù)與數(shù)值模擬結果較為接近。隨著路堤高度的增加，3組數(shù)據(jù)均呈現(xiàn)上升趨勢，并且增長速率也隨之增大。同樣是固化土路堤，在相同的填筑高度下，現(xiàn)場監(jiān)測的沉降數(shù)值要稍大一些，差距在10%以內(nèi)?，F(xiàn)場填筑的方法為分層填筑，數(shù)值模擬為一次填筑，而且現(xiàn)場填筑施工難免受到各種干擾因素的影響，因此沉降數(shù)據(jù)偏大。

表7 素土和固化土的路堤沉降對比Table 7 Comparison of embankment settlement between plain soil and solidified soil

圖13 不同路堤高度下的路堤沉降曲線Fig.13 Embankment settlement curves at different embankment heights

5 結論

1)在高液限土強度改良方面，無機材料效果更顯著。無機材料摻量與固化土的σ及E存在顯著正相關；而對于SO改良，當其摻量少于0.2%時，SO固化土的σ及E隨摻量增加而增大，當摻量達到0.25%時，σ及E與SO摻量轉為負相關。

2)在高液限土水穩(wěn)定性改良方面，SO的改良效果明顯優(yōu)于無機材料。7 d時無機固化土水穩(wěn)系數(shù)最高可達33.9%，28 d時最高可達48.6%；SO固化土在改善高液限土的水穩(wěn)定性方面更顯著，7 d時SO固化土水穩(wěn)系數(shù)最高可達79.5%，28 d時可達75.7%。

3)復合土壤固化劑能夠同時改善高液限土強度及水穩(wěn)定性。通過強度、水穩(wěn)定性設計要求及成本分析確定了針對湖區(qū)高液限土的復合固化劑最佳配比為：水泥4.5%，生石灰1.5%，粉煤灰2.5%，磺化油0.2%。

4)根據(jù)正交試驗主效應分析結果，水泥和生石灰對固化土7 d強度有顯著效果；而3種無機固化材料均對固化土28 d強度有顯著性效果，表明復合固化土主要由無機材料改良強度。在水穩(wěn)定性方面，SO對固化土的7 d及28 d水穩(wěn)定性皆有顯著效果，表明復合固化土主要由SO改良水穩(wěn)定性。

5)數(shù)據(jù)模擬結果表明，素土路堤沉降小于固化土沉降，且隨著路堤高度的增加改良效果愈發(fā)明顯，現(xiàn)場試驗結果相比略大于固化土模擬結果，誤差在10%以內(nèi)，證明室內(nèi)試驗得到的復合固化配方可有效改善高液限土的路用。