石灰和水泥改良高含水低液限黏土的配合比设计及施工技术

Mix Design and Construction Technology of Low Liquid Limit Clay with High Water Content Improved by Lime and Cement

摘要

为解决华东地区C3组低液限黏土施工中黏性大、易板结、压实困难及干湿循环下强度和变形性能劣化快的问题，开展路基填料石灰和水泥改良方法的研究。依托宁淮铁路金湖站和洪泽站工程，采用石灰降低含水率、水泥提升强度的复合改良方法处理高含水率低液限黏土，通过石灰降水试验确定生石灰掺量，再结合水泥复掺试验优化配合比。针对不同配合比开展干湿循环试验和无侧限抗压试验，结合现场和实验室误差修正确定施工方案及工艺。结果表明：2%和3%生石灰掺量可兼顾降水效率和经济性，复合3%水泥后改良土含水率分别降至20.3%和19.8%，满足施工要求；单掺2%生石灰和单掺3%水泥的试样12次干湿循环后无侧限抗压强度分别为0.52和1.03 MPa，质量损失率分别为6.8%和4.2%，胀缩率绝对值分别为0.8%和0.4%；复掺生石灰和水泥的试样抗干湿循环能力显著优于单掺试样，在压实度0.95条件下，3%石灰+4%水泥试样12次干湿循环后无侧限抗压强度达1.86 MPa，质量损失率为2%，胀缩率绝对值不大于0.1%；经现场修正后选用3%生石灰+5%水泥配合比，采用“2次掺料、3次破碎拌和”工艺施工，压实含水率与最优含水率绝对值差距不大于1%，压实度均值0.944，最大干密度不大于1.7 g · cm^-3，该配合比与工艺适配性良好。

Abstract

Group C3 low-liquid-limit clay in East China is characterized by its high viscosity, susceptibility to agglomeration, resistance to compaction, and rapid deterioration of strength and deformation properties under wet-dry cycles. To mitigate these issues in railway subgrade construction, research on the lime and cement improvement method for subgrade fillers was carried out. Based on Jinhu Station and Hongze Station of the Ninghuai Railway, a composite improvement method using lime to reduce water content and cement to enhance strength was adopted to treat low-liquid-limit clay with high moisture content. The optimal quicklime dosage for hydro-reduction was determined through lime dewatering tests, and the cement-quicklime ratio was optimized through cement composite tests. The performance of various mix designs was evaluated through unconfined compressive strength (UCS) tests and durability assessments under wet-dry cycles, with final construction protocols established via the calibration of laboratory data against field conditions. Results indicate that a quicklime dosage of 2% to 3% offers an optimal balance between dewatering efficiency and economic feasibility, which can reduce moisture contents of 3% cement-treated soil to 20.3% and 19.8%, respectively, meeting the construction requirements. In terms of durability, mono-amended specimens (2% quicklime or 3% cement) exhibited significant degradation after 12 wet-dry cycles, yielding UCS values of 0.52 MPa and 1.03 MPa, mass loss rates of 6.8% and 4.2%, and absolute volumetric swelling-shrinkage rates of 0.8% and 0.4%, respectively. Conversely, the composite-amended specimens demonstrated better durability. At a compaction degree of 0.95, the specimen with 3% quicklime and 4% cement achieved a UCS of 1.86 MPa, restricted mass loss to 2%, and maintained an absolute swelling-shrinkage rate below 0.1% after 12 cycles. Based on field calibration, a finalized mix ratio of 3% quicklime and 5% cement was adopted. Following a "two-stage dosing, three-stage pulverization-mixing" process, field monitoring confirmed the compatibility of this approach, achieving a mean compaction degree of 0.944 and a maximum dry density smaller than 1.7 g · cm⁻³, with the absolute deviation between compaction moisture content and optimum moisture content maintained within 1%.

Graphical abstract

关键词

路基 / 填料 / 低液限黏土 / 水泥石灰化学改良 / 干湿循环 / 崩解特性 / 强度特性

Key words

Subgrade / Filler / Low-liquid-limit clay / Cement-quicklime chemical improvement / Wet-dry cycle / Disintegration characteristics / Strength characteristics

我国华东地区经济活跃，交通基础设施建设需求旺盛，且广泛分布C3组低液限黏土^［1-2］。该土体天然含水率高、塑性指数低^［3］，存在黏性大、易板结、难破碎拌和及压实困难等问题^［4］。若将其直接用于路基填筑，由于土体孔隙率大、水稳性差，在干湿循环作用下，土体强度和变形性能会快速劣化^［5］，易引发路基翻浆、不均匀沉降甚至失稳等病害^［2-6］，对铁路运营安全构成严重威胁。为践行绿色循环发展理念，对低液限黏土进行改良处理以满足路基填筑技术要求，已成为工程实践中亟待解决的问题^［7-8］。目前，工程中主要采用化学改良法处理低液限黏土，通过掺入水泥、石灰、粉煤灰等无机材料改善其工程特性。

华东地区低液限黏土天然含水率过高会影响改良拌和均匀性和压实效果。石灰改良可通过离子交换、碳酸化反应产热促进水分蒸发，同时填充土体空隙，提升稳定性，因此常被用于降低土体含水率。国内外已围绕石灰改良低液限黏土开展大量研究。赵旭东等^［9］发现生石灰可使土粒聚团，砂化效果显著，可有效改善难破碎压实问题。Khadka等^［10］指出石灰与土体的阳离子交换作用可提升酸碱度，形成胶结产物改善土体性质。Thorat等^［11］研究表明，石灰与土壤的火山灰反应生成胶凝化合物，随着石灰掺量从0增加至8%，胶凝作用愈发显著。魏建国等^［12］发现石灰掺量从0增加至4%时，火山灰反应生成的胶凝物可显著提高改良土加州承载比值（California Bearing Ratio，CBR），离子交换作用则减小膨胀量、减弱水敏性。李慎刚等^［13］证实石灰掺量对改良土无侧限抗压强度的影响最为显著，且可显著提升水稳定性。

但现有石灰改良研究多聚焦力学特性，未明确石灰掺量与降水效果的量化关系。针对C3组低液限黏土，亟须厘清二者关联，为后续工程施工提供理论支撑。为进一步提高改良土体强度，国内外学者开展了石灰和水泥复合改良黏土的特性研究。刘笑凯^［14］发现二者均能提升低液限黏土无侧限抗压强度，且强度随养护龄期线性增长，其作用机制为水解产生的高价阳离子置换低价离子促进颗粒凝聚，后续火山灰反应生成水硬性胶凝物质保障长期稳定性。Onyelowe等^［15］、Aziz等^［16］均证实石灰和水泥可显著提升黏性土无侧限抗压强度，且水泥改良效果更优，后者还指出水泥水化形成的水化铝酸钙（C-A-H）可快速提高改良黏性土强度。总体而言，常用的石灰和水泥化学改良组合通过掺加水泥以显著提高低液限黏土强度，掺加石灰降低低液限黏土含水率，增强水稳定性，二者结合可实现性能互补、提高经济效益。

此外，华东地区气候湿润，降雨和蒸发交替频繁，路基长期受干湿循环作用影响显著。现行规范虽对改良土的性能指标提出明确要求，但仅规定7天饱和无侧限抗压强度，尚未明确干湿循环条件下改良土的控制指标。但现有关于干湿循环作用下石灰和水泥复合改良黏土特性还鲜有研究，为保障华东地区改良土路基长期的安全服役性能，亟须明确干湿循环条件下复合改良黏土特性演化规律，包括强度衰减规律、变形特性等，分析其水稳定性和抗劣化能力。

本文以宁淮铁路金湖站和洪泽站改良土工程项目为依托，结合现场多雨、蒸发频繁的典型气候特征和施工条件，采用水泥和石灰改良方法对C3组低液限黏土填料进行化学改良。通过设计不同配合比方案，开展室内干湿循环试验及无侧限抗压强度试验，探究改良土在干湿循环作用下的变形特性和强度变化规律，以评估改良土的水稳定性和抗劣化能力。同时结合现场试验，形成适用于宁淮城际铁路路基的低液限黏土改良技术方案，为华东地区同类铁路工程改良土应用提供技术参考。

1 工程背景

宁淮铁路为新建南京至淮安城际铁路淮安段（淮安东至苏皖省界），是设计行车速度350 km·h^-1的双线无砟轨道高速铁路。其中金湖站和洪泽站位于江苏省淮安市苏北灌溉总渠以南，区域地形以平原为主，地势平坦，优质填料匮乏，本工程采用改良土施工。根据现场调研，场区土体以细粒土为主，未见明显有机质土，且无显著盐碱现象。

在取土场区内不同位置共采集60组土样，开展室内试验，试验内容包括膨胀性测试、有机质含量测定、硫酸根离子检测、矿物成分分析、含水率测定、颗粒分析、液塑限试验及击实试验。土料基本物理力学参数见表1。由表1可知：原土料多为C3组低液限黏土，有机质含量最大值为0.19%，易溶盐中硫酸根含量小于0.25%，X射线衍射试验未检出黄铁矿；通过击实试验得到原土料的最优含水率为14%~14.4%，对应最大干密度为1.83~1.85 g · cm^-3。

2 试验材料及方案

结合文献调研结果，本文设计了9种改良配合比方案，通过改变水泥掺量、石灰掺量及二者复合比例，探究水泥、石灰单独作用及共同作用对C3组低液限黏土的改良效果。水泥和石灰掺量均为质量掺量。基于不同配合比的击实试验，确定对应改良土样的最大干密度及最优含水率。试验结果见表2。

针对9种改良方案，结合其击实试验结果，分别开展压实度为0.92和0.95的干湿循环试验。干湿循环试验参照TB 10102—2019《铁路工程土工试验规程》规范要求，采用击实法制样。取风干原土料，闷土24 h至含水率25%，根据不同配合比方案加入相应剂量水泥和生石灰，闷土72 h后调整至最优含水率进行制样。每组试验设置3个试样，编号1号、2号、3号，其中1号试样直径为50 mm、高度为100 mm，2号和3号试样直径为102 mm、高度为116 mm。将试样放入养护箱养护，养护温度控制在20±2 ℃，相对湿度控制在95%以上。养护6 d成型，测定并记录试样的质量和高度。典型试样照片如图1所示。

将试样室温下浸水5 h，测定浸水后试样的质量和高度；然后将试样置于70±3 ℃的烘箱中烘42 h，测定烘干后试样的质量和高度，此为1次干湿循环。重复上述步骤，直至完成12次干湿循环或试样破坏（试样在干湿循环过程中形状无法保持）。试验过程中，1号试样用于测试干湿循环后试样的无侧限抗压强度，试验方法参照TB 10102—2019《铁路工程土工试验规程》；2号试样用于计算变形率，变形率为干湿循环后试样高度与制样时高度的差值相对制样高度的百分比；3号试样用于计算干湿循环下的质量损失，按式（1）计算。

{\eta }_{\mathrm{m}}=\frac{m_{\mathrm{0}}-m_{\mathrm{1}}}{m_{\mathrm{0}}}\times \mathrm{100}\mathrm{\%}（1）

式中：{\eta }_{\mathrm{m}}为质量损失率；m_{\mathrm{0}}为循环前干重，即制样干质量；m_{\mathrm{1}}为循环后干重，即改良土试样经12次干湿循环后，将其放入烘箱中在105~110 ℃条件下烘干至恒重的质量，若试样未完成12次干湿循环，则以70±3 ℃烘干42 h的质量作为干质量参与计算。

质量损失率越大，说明材料损失越严重，抗干湿能力越差，耐久性越差。

每次干湿循环后开展无侧限抗压强度试验，确定干湿循环过程对改良土强度的影响规律。具体试验方案见表3。表中：复掺石灰和水泥对应数据分别为石灰和水泥掺量，例如（2%，3%）表示石灰掺量为2%、水泥掺量为3%。

3 试验结果与分析

3.1　拌和生石灰降水试验

低液限黏土的高含水率特性使其在拌和时存在困难，易导致石灰、水泥在改良土样中分布不均，进而影响改良土样的试验结果及施工时改良土拌和的可行性。分别对单一石灰拌和、石灰和水泥拌和方案进行降水试验，以明确石灰掺量对土样含水率的影响。

试验选取原土样闷土1 d至初始含水率25%，分别掺入2%，3%，5%，6%和7%的生石灰粉，拌和均匀后密封闷土，连续5 d监测其含水率变化，结果如图2所示。由图2可知：生石灰掺入后，土样含水率随闷土时间增加呈下降趋势，前72 h（3 d）含水率降幅显著，2%，3%，5%，6%和7%生石灰掺量下，含水率分别从25%降至22.5%，22.0%，20.8%，20.5%和19.2%；72 h后含水率基本稳定。

改良土含水率降低的主要原因在于，石灰掺入低液限黏土后发生水化反应，消耗土中的自由水，同时释放大量热量促使水分蒸发，此阶段含水率快速下降；随后石灰颗粒表面晶体溶解，水化反应持续进行直至石灰基本耗尽，含水率降低至稳定状态。

基于单一石灰降水试验结果，综合考虑降水效率和经济性，选取2%和3%生石灰进行复合拌和试验，即在闷土72 h含水率稳定后分别掺入3%水泥，监测拌和后的含水率变化。结果表明：2%生石灰掺量下，闷土72 h后试样含水率为22.1%，掺入3%水泥后降为20.3%；3%生石灰掺量下，闷土72 h后试样含水率为21.9%，掺入3%水泥后降为19.8%。

水泥与土样发生水化反应，进一步消耗土中自由水，且石灰闷土形成的碱性环境可加速水化反应的进行。结合现场施工所用水泥卧式搅拌机对土料含水率的要求（约20%）及施工控制最优含水率（17.2%±2%）分析，2%生石灰+3%水泥、3%生石灰+3%水泥这2种复合方案的含水率（20.3%，19.8%）均处于拌和设备适用范围，且接近压实最优区间，可同时满足水泥拌和施工可行性和改良土后期压实性能的双重要求。

3.2　干湿循环试验结果

3.2.1　质量损失和变形

干湿循环作用下的试样质量损失率如图3所示。由图3可知：在压实度相同的状态下，随着干湿循环次数的增加，改良土样的质量变化率逐渐减小，说明质量损失逐渐增大，且降幅逐渐趋缓，表明石灰、水泥的加入可有效抑制低液限黏土在水作用下的结构损伤；3%生石灰+4%水泥试样的质量变化率整体小于6%生石灰试样，复掺改良试样抑制质量损失效果优于单掺改良试样，这主要是由于石灰水化生成的Ca（OH）₂通过离子交换减少颗粒分散，并加速水泥水化反应生成高强度胶凝物质，使改良土样结构更加致密，降低水对土样的冲刷作用；同时，压实度0.95时试样的质量变化率普遍低于0.92时，说明更高压实度通过外力增强颗粒间的接触力，进一步减小孔隙，有助于减少干湿循环引发的质量损失。

干湿循环作用下的试样变形率如图4所示。图中：正值表示膨胀；负值表示收缩。由图4可知：在压实度相同的状态下，随着干湿循环次数的增加，试样重复进行“吸水-孔隙水压力增加-失水-孔隙被压缩”的过程，变形率先因吸水上升、再因失水下降，形成类似锯齿的峰谷形态；6%生石灰试样中单一石灰生成的胶凝物质对土样的胶结作用较弱，导致变形率峰谷差值大，且随着干湿循环次数的增加，颗粒之间的胶结逐渐被破坏，峰谷差值逐渐增大；而3%生石灰+4%水泥试样中石灰水化可促进水泥水化生成大量胶凝物质，可有效限制土样的膨胀收缩，随着干湿循环次数的增加，多种胶凝物质和土颗粒形成的胶结结构趋于稳定，变形率峰谷差值逐渐减小。

不同配合比改良方案的试样在12次干湿循环后表现出显著差异。其中，掺入6%生石灰、4%水泥、5%水泥的试样均出现未完成12次循环即有部分试样损坏的情况，典型损坏试样如图5所示；而掺入6%水泥、3%生石灰+3%水泥、3%生石灰+4%水泥、3%生石灰+5%水泥、3%生石灰+6%水泥的试样完成了12次干湿循环，且样品外观较为完整，典型试样如图6所示。

不同配合比试样在12次干湿循环后的质量损失率如图7所示。由图7可知：单掺水泥（4%，5%，6%）和生石灰（6%）的样品，质量损失率介于3.14%~14.80%，试样损失较严重，这是由于单掺水泥或石灰时生成的水化产物有限，难以在土样中形成稳定的胶结结构，在干湿循环作用下，颗粒胶结被破坏，导致细颗粒流失；3%生石灰+3%水泥的复掺试样中，石灰不仅能加速水泥的水化作用，生成胶凝物质，其自身与土中活性SiO₂、Al₂O₃发生火山灰反应，两者生成的凝胶物质协同作用，形成致密的胶结结构，因此复掺样品的最大质量损失率仅为3.01%，性能优于单掺试样；在相同生石灰掺量下，更高水泥掺量可生成的胶凝物质更多，可将试样质量损失率均控制在2%以内，12次干湿循环后样品较完整，表现出较好的抗干湿能力和耐久性；在相同配合比下，压实度0.95试样的质量损失率整体低于压实度0.92试样，表明高压实度有助于增强复合改良土样的抗干湿循环能力。

不同配合比试样在12次干湿循环后的变形率如图8所示。由图8可知：单掺生石灰、水泥的试样在12次干湿循环后的膨胀率和收缩率均明显偏大，其绝对值最大在0.4%以上，存在较高胀缩风险，主要由于单掺生石灰、水泥时试样生成的水化产物较少且不能很好地形成胶结结构，无法有效抑制土颗粒水敏性；而掺加3%生石灰+4%水泥时，二者生成的胶凝物质形成致密的胶结结构，使试样在压实度0.95条件下胀缩率绝对值在0.1%左右，掺加3%生石灰+5%水泥、3%生石灰+6%水泥的试样胀缩率绝对值也可控制在0.2%以内；复掺试样在压实度0.95条件下的胀缩率绝对值均小于压实度0.92条件下，说明复合改良土样在高压实度下的抗变形能力较强。

3.2.2　无侧限抗压强度

为探究石灰、水泥对低液限黏性土强度的影响，对干湿循环不同次数下的试样进行无侧限抗压强度试验，记录未泡水和循环0次、1次、3次、6次和12次试样的无侧限抗压强度，结果见表4。

由表4中循环0次数据可知，不同配比改良土试样均满足TB 10001—2016《铁路路基设计规范》中7 d饱和无侧限抗压强度要求。根据前文不同配比改良土试样的质量损失率和变形率可知，采用水泥、生石灰复掺改良的试样较单掺的试样抗干湿循环能力强，因此本文主要对复合改良试样展开后续分析。

由表4还可以看出，随着循环次数增加，复合改良试样的无侧限抗压强度整体呈先增加后降低的趋势，这是由于掺入的水泥在干湿循环前期遇水硬化生成胶结物，致使强度逐渐增加，待水泥硬化完成后，试样整体受干湿循环影响，胶结结构因水分反复侵入-蒸发而产生裂缝，进而导致强度有所降低。此外，同一生石灰、水泥掺量下，压实度的增加也可使试样的无侧限抗压强度增加。

干湿循环前后试样的无侧限抗压强度如图9所示。由图9可知：相同水泥掺量下，生石灰掺量从2%提升到3%时，促进石灰与土样的离子交换、增强火山灰反应，生成更多胶凝物质，试样无侧限抗压强度明显提高；相同生石灰掺量下，随着水泥用量增加，7 d饱和无侧限抗压强度增加并不明显，此时水泥水化并不充分，过量水泥易导致水泥团聚、内部无法发生水化反应，而12次干湿循环后的试样无侧限抗压强度呈先增加后降低的趋势，其中掺入3%石灰+4%水泥和3%石灰+5%水泥的试样12次干湿循环后无侧限抗压强度相对较大，分别为1.86和2.03 MPa。结合表2分析，3%石灰+4%水泥和3%石灰+5%水泥的试样水泥、石灰水化反应充分，胶凝物质生成量适中，因此强度较高；3%石灰+6%水泥的试样制样干密度偏低，低密度导致颗粒间隙大，易受水分侵蚀破坏，可能导致其强度较低。

3.3　破碎拌和施工工艺

根据低液限黏土施工时易板结难破碎的特性，针对生石灰和水泥复合改良方案，提出“2次掺料、3次破碎拌和”的厂拌工艺，具体施工工艺如下。

（1）第1次掺料+第1次破碎拌和：路拌石灰。对原土料摊铺整平，按5 m×5 m尺寸打方格，摊铺厚度0.3 m。根据现场含水状态计算原土料质量，根据配合比确定石灰用量，采用挖掘机初步拌和，充分利用生石灰降水能力降低土含水率，同时使石灰充分消解。拌和完成后，将填料运至料仓在干燥条件下存储。

（2）第2次破碎拌和：闷土3~7 d后，采用立式破碎机对石灰改良土进行破碎处理。第2次破碎控制粒径在15 mm以内。

（3）第2次掺料+第3次破碎拌和：水泥拌和。将土料含水率控制在20%以下，按配合比掺加水泥，采用卧式水泥改良土搅拌机开展第3次破碎拌和，拌和后运至填筑场地。

在宁淮铁路金湖站、洪泽站路基工程中应用时，结合现场和实验室的误差修正，最终选用3%生石灰+5%水泥的配合比进行施工。为验证“2次掺料、3次破碎拌和”工艺的实际效果，对施工现场改良的低液限黏土开展全过程检测，不同施工日期从原土处理到压实成型的含水率变化如图10所示。

由图10可知：不同试样状态的含水率由大到小依次为原土样、石灰拌和降湿土样、水泥拌和适配土样、压实土样及土样的最优含水率，原土样含水率在26%左右，经生石灰消化反应（闷土5 d），含水率大幅下降，2次破碎后掺入水泥，含水率进一步下降可匹配卧式搅拌机对含水率的要求（小于20%），最终压实阶段土样含水率与最优含水率绝对值差距在1%以内。

不同施工日期土样的压实度和最大干密度见表5。由表5可知：不同施工日期土样的压实度均值为0.944，且单组3次平行检测值离散性小，表明该施工工艺可确保土料被均匀压实；最大干密度均不超过1.70 g · cm^-3，与室内击实试验最大干密度1.64 g · cm^-3差距小于0.50 g · cm^-3，表明该配合比方案与施工工艺适配性良好。

通过“2次掺料、3次破碎拌和”，可有效解决低液限黏土难破碎拌和的问题，石灰拌和后破碎效果如图11所示，土料粒径均匀且无明显团聚现象。

4 结论

（1）生石灰掺量对低液限黏土降水效果影响显著，前72 h含水率降幅最大且随后趋于稳定；2%，3%生石灰掺量可兼顾降水效率与经济性，与3%水泥复掺后，改良土含水率分别降至20.3%，19.8%，处于现场卧式搅拌机适用含水率范围（小于20%），可满足拌和施工可行性要求。

（2）干湿循环试验表明，复掺石灰-水泥试样的抗干湿循环能力显著优于单掺试样。单掺2%生石灰、3%水泥试样12次干湿循环后无侧限抗压强度分别为0.52和1.03 MPa，质量损失率分别为6.8%和4.2%，胀缩率绝对值分别为0.8%和0.4%；而压实度0.95条件下，3%石灰+4%水泥试样12次干湿循环后无侧限抗压强度达1.86 MPa，质量损失率2%，胀缩率±0.1%，水稳定性和抗劣化性能最优；3%石灰+5%水泥试样胀缩率绝对值不大于0.2%，12次干湿循环后无侧限抗压强度达2.03 MPa，力学性能稳定。

（3）针对低液限黏土易板结的特性，提出“2次掺料、3次破碎拌和”工艺；经现场误差修正后选用3%生石灰+5%水泥配合比施工，现场检测显示压实含水率与最优含水率绝对值差距不大于1%，压实度均值0.944，最大干密度不大于1.70 g · cm^-3，均满足设计要求，验证了该配合比与施工工艺的适配性。

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基金资助

国家自然科学基金资助项目(52478472)

中国铁道科学研究院集团有限公司国家创新平台开放基金资助项目(2023YJ377)