高速公路改扩建膨胀土路堤处置方法研究

王雨威，胡艳丽，张锐

（1.安徽省交通控股集团有限公司，安徽 合肥 230088；2.安徽省交通规划设计研究总院股份有限公司，安徽 合肥 230088；3.长沙理工大学 交通运输工程学院，湖南 长沙 410114）

0 引言

膨胀土因富含亲水性蒙脱石及其混层矿物，表现出显著的湿胀干缩特性，导致膨胀土地区工程问题和地质灾害频发，影响水利、公路、铁路、机场等重大工程的安全运营。近年来，越来越多的高速公路改扩建工程涉及膨胀土的处置，最大化利用膨胀土对于工程经济和环境保护具有重要的工程意义。

工业发达国家对膨胀土的研究始于20 世纪40年代，主要围绕膨胀土的物质成分及其判定标准［1］、膨胀性参数的试验方法［2］、膨胀土处置技术［3］等方面。杨和平等［4］针对膨胀土的本质特征，全面分析了标准CBR 试验方法用于评价膨胀土填料强度特性的不合理性，提出采用改进的CBR 试验强度、CBR 膨胀量以及稠度3 项指标建立膨胀土路堤填料分类指标体系；解瑞松等［5］发现膨胀土击实试验中干法和湿法两种试验结果存在较大差别，对于最大干密度，干法的结果大，湿法的结果小，而对于最佳含水率，前者小后者大；Xu 等［6］基于膨胀土膨胀压力引起的土袋摩擦力与主动侧向土压力之间的平衡，提出了土工袋加固膨胀土边坡的设计方法；夏炎等［7］针对膨胀土边坡提出了将抗滑桩与复合土工膜相结合的治理思路及方法，取得了良好的治理效果；Muthukumar等［8］通过已有的颗粒桩锚（GPA）地基处理技术，研究包裹式颗粒桩锚加固膨胀土路床的膨胀特性；陈善雄等［9］提出了中膨胀土石灰包边方案，并对路堤的强度、变形及稳定性进行验证，结果表明：包边层具有良好防渗保湿作用，中膨胀土石灰包边路堤满足强度和变形的要求；郑健龙院士团队以平衡湿度理论为基础［10-12］，将膨胀土填于特定的路堤部位并采取有效的保湿防渗措施使其保持足够的强度，研发了膨胀土直接用作路基填料的膨胀土路堤物理处置技术，该技术已推广应用至中国云南、广西、海南、湖南和江西的9 条高速公路，产生了显著的社会和环境效益。综上所述，公路膨胀土问题已引起国内外学者的普遍关注，一般采用石灰对其改良后再用作路堤填料，或通过包边使填芯区膨胀土隔绝水气交换以减小湿胀变形，但以上方法均针对新建公路中的膨胀土填料利用问题，如何在改扩建中直接利用膨胀土填筑、如何处理新老路基结合部渗水，确保新老路基变形协调，还有待于进一步研究。

本文依托G40 沪陕高速公路合肥至大顾店段改扩建项目，借鉴中国成功利用膨胀土直接填筑路基的理论、方法和技术，制定了改扩建项目的膨胀土路堤处置方案；通过对现场膨胀土填料开展路用特性和膨胀性试验，对填料的使用范围进行了确定，初步验证了该方案的可行性；在路堤运营期湿胀量预估、土工格栅加筋边坡稳定性方面对方案进一步加以论证，并比较了本方案与石灰处置方案的经济性。

1 基本土性参数与路堤处置方案

1.1 基本土性参数

G40 沪陕高速公路合肥至大顾店段改扩建项目，总里程102.7 km。由于线路穿越膨胀土分布区，在2012 年新建该高速公路时，填方段下路堤和上路堤均采用4%石灰改良膨胀土填筑，路床则采用6%石灰改良膨胀土填筑，为双向四车道。2019 年开始对该高速公路双向四车道路基（宽度26 m）采用两侧拼宽的方案进行扩建，项目现有6个标段，填方总量为665.2万m3。

在1 标K648+340 处，通过钻芯取样获得了本文研究土样，取土深度为3 m。通过颗粒筛分、液塑限和自由膨胀率等试验，获得了土样的基本土性参数如表1 所示。

表1 基本土性参数Table 1 Basic soil property parameters

表1 表明：土样存在细粒含量大、天然含水率较高的特点。根据现行《公路土工试验规程》（JTG 3430—2020）中土的分类标准，土样为高液限黏土（CH）。此外，根据现行《公路路基设计规范》（JTG D30—2015）中采用自由膨胀率和标准吸湿含水率为指标判定膨胀性强弱，该土样为中膨胀土。

1.2 膨胀土路堤处置方案

借鉴郑健龙院士团队在江西昌樟高速公路改扩建工程及广西、湖南、海南等多个高速公路技术应用的成果经验［10-12］，本次G40 沪陕高速公路合肥至大顾店段改扩建工程的路堤处置方案，如图1 所示。

图1 G40 合大段改扩建工程膨胀土路堤处置方案（单位：m）Figure 1 Treatment scheme for expansive soil embankment of reconstruction and extension project of Hefei-Dagudian section of G40 Shanghai-Shaanxi Expressway (unit:m)

图1 所示膨胀土路堤处置结构，主要由基底封层、土工格栅加筋体、刚度补偿层和路基内部排水结构4 个部分组成。其中，基底封层采用4%石灰改良膨胀土修筑，厚度为50 cm，控制压实度不小于93%，以防止地下水上升对路堤的影响。

土工格栅加筋体采用膨胀土直接填筑，压实控制含水率由湿法重型击实试验确定，控制压实度不小于90%；同时采用土工格栅逐层反包，加筋间距为0.75 m，加筋长度为4.0 m。加筋边坡坡面应填筑0.3 m 的耕植土覆盖，避免边坡加筋体中土工格栅的紫外线老化。

针对中央分隔带无排水设施或排水设施失效导致的旧路基内部积水、改扩建施工期路表排水设施不完善的现状，分别在坡面或坡脚渗水处铺设纵、横向碎石盲沟，联合防水和透水土工布，形成旧路堤坡面和坡脚的渗水处置系统，并在新老路基结合部渗水处设置了内部排水渗沟。

刚度补偿层由上路堤和路床组成，填料分别为4%、6%掺灰改良后的膨胀土，以保证路基结构回弹模量及其长期稳定性达到路面设计要求［13］。

2 室内试验研究

根据现行《公路路基设计规范》（JTG D30—2015），将膨胀土用作路基填料时，应通过击实试验确定压实控制指标，以浸水CBR 试验判定其是否可用作填料，由胀缩总率确定其适用范围。因此，对试验土样开展路用特性、膨胀性以及直剪试验，对填料的使用范围进行确定，也为后文的相关分析计算提供关键的参数。

2.1 路用特性试验

（1） 击实试验

按照现行《公路土工试验规程》（JTG 3430—2020）中湿法重型击实的方法，测得本项目标段1 中膨胀土的最大干密度和最佳含水率，并与干法击实试验结果进行对比，如图2 所示。

图2 击实试验结果Figure 2 Results of compaction tests

从图2 可以发现：湿法所确定的最佳含水率比干法所确定的要大，但最大干密度结果却相反。在南方湿热地区，填料的天然含水率一般较高，如本研究中的试验土样，其天然含水率为21.7%，接近塑限。若采用干法所确定的最佳含水率进行压实控制，即wopt=15.2%；则需将填料从天然含水率降低6.5%，这对于南方地区来说显然不具备可操作性。研究表明：膨胀土填料在较高的含水率状态下压实，有助于减小工后因含水率增大所发生的湿胀变形［10］。因此，本研究选择湿法重型击实试验来确定现场压实控制指标。

（2） 加州承载比试验

对于膨胀土来说，不论胀缩等级，其标准CBR 测试结果往往达不到规范要求［11］（RCBR≥3%）。改进CBR 试验方法基本沿用标准试验仪器，但试件的浸水方向由顶部改为侧向，且浸水时的上覆压力由2.7 kPa 改为20 kPa，使试件在试验过程中更符合实际工况。为此，本节采用改进CBR 试验方法，对土样开展了浸水CBR 试验。试件的含水率为湿法击实试验所确定的最佳含水率，干密度则为最大干密度，共计6组平行试验，结果见图3。

图3 改进CBR 试验结果Figure 3 Results of modified CBR tests

图3 表明：6 组平行试验测得的RCBR为5.2%～6.2%，经计算均值为5.75%，变异系数为0.065。由改进CBR 试验的结果来看，标段1 的中膨胀土RCBR大于3%，故可用作下路堤填料。

2.2 膨胀试验

（1） 有荷膨胀试验

参照现行《公路土工试验规程》（JTG 3430—2020），对试件开展了有荷膨胀试验。考虑到膨胀土用作下路堤填料时，其压实度应不小于93%。为比较干法和湿法压实控制下膨胀土路堤工后的湿胀变形差异，分别采用干法和湿法击实曲线湿侧93%最大干密度作为试件的初始干密度，对应含水率作为试件的初始含水率。据此，测得不同上覆荷载下的膨胀土膨胀率，结果如图4 所示。

图4 有荷膨胀试验结果Figure 4 Results of swelling tests with loads

图4 表明：试件的膨胀率随上覆荷载的增大而逐渐减小。随着上覆荷载由0 开始增大到200 kPa 的过程中，干法试件一直处于膨胀状态中，而湿法试件在上覆荷载大于其恒体积膨胀力时将产生压缩，最大压缩量为1.82%。

当上覆荷载为0 时，试件发生无荷膨胀，干法试件的无荷膨胀率为13.3%，湿法试件的无荷膨胀率为5.14%；当上覆荷载逐渐增大至试件不发生膨胀，即膨胀率为0 时，试件处于恒体积膨胀状态，干法试件的恒体积膨胀力约为200 kPa，湿法试件的恒体积膨胀力约为95 kPa。

（2） 侧向膨胀试验

为获得膨胀土加筋边坡稳定性计算中的关键参数，张锐等［14］通过二维膨胀仪开展了侧向膨胀试验，获得了不同上覆荷载下，侧向膨胀力随侧向变形的变化规律，结果如图5 所示。试件初始湿密状态与有荷膨胀试验中的试件一致。

图5 不同上覆荷载下侧向膨胀力随侧向变形的变化Figure 5 Variation of lateral swelling pressure with lateral deformation under different overlying loads

图5 表明：侧向膨胀力随侧向变形的增大而逐渐减小，其变化呈非线性特征。各级上覆荷载下侧向膨胀力随侧向应变的变化规律可按式（1）归一化，由同一条曲线进行表示。

式中：σehi为发生一定侧向变形后的侧向膨胀力（kPa）；σeh0为各级上覆荷载下不发生侧向变形时的侧向膨胀力最大值（kPa）；εehi为各级侧向应变（%）；εehf为侧向膨胀力为0 时的侧向应变最大值（%）；n为拟合参数。

各级荷载作用下，侧向膨胀力的最大值σeh0、侧向应变最大值εehf可分别由式（2）、（3）拟合，通过上覆荷载计算得到：

式中：σehm为侧限条件下上覆荷载为0 对应的侧向膨胀力（kPa）；σevi为各级上覆荷载（kPa）；A、B、k、b为拟合参数。

式（1）～（3）中的拟合参数及相关性系数结果，如表2 所示。

表2 拟合结果Table 2 Fitting results

据此，可在已知侧向膨胀力最大值σeh0和侧向应变最大值εehf的基础上，计算发生一定侧向应变条件下的侧向膨胀力σehi。

2.3 直剪试验

参照现行《公路土工试验规程》（JTG 3430—2020）中的固结快剪试验方法，对试验土样开展室内直剪试验，结果如图6 所示。其中，考虑到膨胀土边坡失稳往往发生在浅表层，坍滑面上所受应力小于50 kPa［15］。在开展试验时，将上覆荷载设定为25 kPa、50 kPa、75 kPa 和100 kPa，即低应力条件下的饱和直剪试验。

图6 直剪试验结果Figure 6 Results of direct shear tests

由图6 可知：低应力条件下的膨胀土内摩擦角φ为20°，黏聚力c为3 kPa；而常规方法测得的内摩擦角φ为25.6°，黏聚力c为30.5 kPa。表明低应力条件下测得的抗剪强度参数与常规方法存在显著差异。

3 方案评价

根据基本土性参数和室内膨胀试验结果，算得标段1 中膨胀土胀缩总率为1.12%。根据现行《公路路基设计规范》（JTG D30—2015），该膨胀土可采取包边、加筋等物理处置后用作下路堤填料；亦可采用无机结合料处置后用作路床填料。同时，改进CBR试验结果也初步验证了该膨胀土可用作下路堤填料的可行性。

本节以G40 沪陕高速合肥至大顾店1 标膨胀土高8 m、长100 m 的路段为例，对膨胀土路堤处置方案的合理性开展论证，包括路堤湿胀量、土工格栅加筋体稳定性以及经济效益。

3.1 膨胀土路堤湿胀量预估

由于膨胀土路基与大气环境之间不可避免的湿热交换，路基含水率将发生变化，并在6～8 年内逐渐达到平衡含水率we状态［16］。由膨胀土的湿胀特性可知，这一过程必然伴随着发生膨胀土路基的隆起变形，可按式（4）、（5）计算：

式中：δ为膨胀土路基湿胀变形量（cm）；hi为第i个土层厚度（cm）；w0为压实控制含水率（%）；we为平衡含水率（%）；ρ0为初始干密度（g/cm3）；Pi为第i层膨胀土受到的上覆压力（kPa）；Pm为恒体积膨胀力（kPa）；εm为无荷膨胀率；N为拟合参数，由室内有荷膨胀试验结果拟合得到；Gs为土粒相对质量密度；i=1，2，…，k。

可见，在膨胀土初始含水率、初始干密度、路基设计高度一定的条件下，膨胀土路基变形计算参数可以由无荷膨胀率、有荷膨胀率和膨胀力试验得到，而膨胀土路基的平衡含水率则可通过现场调查和数值模拟预估。据此，基于前文试验结果可得式（5）中的相关计算参数，如表3 所示。

表3 膨胀土路基湿胀量预估计算参数Table 3 Calculated parameters for estimation of expansive soil embankment swelling

据此，对改扩建膨胀土路堤填筑方案的工后湿胀量进行预测。其中，路堤填筑含水率和干密度分别考虑干法和湿法两种情况；同时，考虑到交通重载工况下的路基顶面压力为10～50 kPa［17］，路堤顶面的外荷载同样考虑两种工况，即无行车荷载（0 kPa）和有行车荷载（50 kPa）。计算深度按照大气作用影响深度设为3 m，除去上部结构层厚2.5 m（路面0.6 m+路床1.2 m+上路堤0.7 m），膨胀土下路堤计算深度约为0.5 m。按每层5 cm 厚对膨胀土下路堤进行分层，根据上覆结构层材料及其厚度和行车荷载确定各层的上覆压力。其中，面层沥青混凝土重度取23.5 kN/m3；基层和底基层水泥稳定碎石重度均取22.5 kN/m3；路床和上路堤的石灰改良土填料的重度均取20 kN/m3；下路堤膨胀土填料重度取19 kN/m3。计算结果如表4 所示。

表4 膨胀土路堤湿胀量预估结果Table 4 Estimated results for expansive soil embankment swelling

表4 计算结果表明：当运营期内无行车荷载时，由干法所确定的压实控制指标填筑的膨胀土路堤湿胀量为9.0 mm，湿法为0.5 mm；而在50 kPa 的行车荷载作用下，由干法所填筑的路堤湿胀量则下降至5.6 mm，湿法则出现了0.1 mm 的压缩变形。若按半幅路基宽度（13 m）计算，湿法控制指标下的路基横向变形率为-0.001%～0.004%；干法则为0.043%～0.069%。可见，行车荷载对膨胀土路堤的湿胀量影响较为明显。
此外，当行车荷载一定时，比较干法和湿法所得到的湿胀量可以发现，两者之间表现出显著差异，相差约1 个数量级。这是因为湿法所确定的含水率要大于干法，且更靠近土的塑限。路基在运营期内由压实控制含水率逐步升高至平衡含水率的过程中，由湿法压实控制含水率所填筑的路基湿度波动较干法要小，使得产生的膨胀变形也较小，因此要控制膨胀土路基的湿胀变形，关键是控制路基的压实含水率，即压实控制含水率，并尽可能使之接近路基的平衡含水率。

3.2 土工格栅加筋边坡稳定性

根据文献［18］中的土工格栅加筋膨胀土局部稳定性分析方法，分别将大气干湿循环显著影响区和非显著影响区考虑为自由端和锚固端，对各层土工格栅局部安全系数进行计算，结果如表5 所示。其中，加筋间距为0.75 m，加筋长度为4.0 m；膨胀土抗剪强度指标由前文直剪试验确定，自由区指标取低应力条件下的指标；锚固区取常规条件下的指标。侧向膨胀特性参数见表2；整体稳定性安全系数作为计算参数输入，根据规范取为1.35，其余参数参考文献［18］进行取值。

表5 各层土工格栅局部安全系数计算结果Table 5 Calculated results of the local safety factor for the geogrid of each layer

表5 表明：各层土工格栅的抗拔安全系数为2.0～3.3。根据《公路土工合成材料应用技术规范》（JTG/T D32—2012）要求，当填料为黏性土时，土工格栅的抗拔安全系数需达到2.0。因此，本方案加筋结构格栅的抗拔安全系数均达到规范要求，不会存在拔出风险。

3.3 经济效益分析

工程中多采用石灰改良膨胀土来填筑路堤，故提出对格栅加筋方案与石灰改良方案进行经济效益对比，以G40 沪陕高速合肥至大顾店1 标中一处高8 m、长100 m 的路段为例进行说明。

石灰改良方案全部采用4%石灰进行处置路堤，1.5 m 路床部分采用6%石灰掺量进行处置；格栅加筋则采用图1 所示方案。格栅价格为2.2 元/m2，石灰改良土压实方单价为35 元/m3。为方便方案对比，计算了主要施工材料的用量及价格，施工机械台班费及人工费等不纳入计算，不同方案材料用量及总造价结果如表6 所示。

表6 不同处置方案经济效益对比Table 6 Comparison of the economic benefits of different disposal schemes

表6 表明：石灰改良方案造价远高于格栅加筋方案，这是由于石灰改良需进行全宽度处置，而格栅加筋处置范围相对较短，采用了较大加筋间距，需要铺设格栅层数下降，所需的格栅用量也会明显下降，相较于价格低廉的格栅，石灰成本也比较昂贵，造成工程总造价提升，考虑到施工周期长短也会显著影响工程造价，相比石灰改良方案，格栅加筋方案可以极大地缩短工期，也会大大提高经济效益。

4 结论

（1） 湿法所确定的最佳含水率更接近其天然含水率，更适用于南方地区的路堤压实质量控制。在湿法最佳含水率和对应最大干密度状态下，膨胀土的改进RCBR值大于3%，可用作下路堤填料。

（2） 经计算，湿法填筑路堤的湿胀量预估值视交通荷载不同为-0.1～0.5 mm，路基横向变形率为-0.001%～0.004%；干法填筑路堤的湿胀量预估值则为5.6～9.0 mm，路基横向变形率为0.043%～0.069%。

（3） 各层土工格栅的抗拔安全系数为2.0～3.3，均满足规范不小于2.0 的要求，不会存在拔出风险；相比石灰改良方案，采用土工格栅加筋包边可以极大地缩短工期，在不计石灰改良方案中台班和人工费的前提下，格栅加筋方案将节约造价约50%。

（4） 土工格栅加筋膨胀土包边的膨胀土路堤处置方案已在G40 沪陕高速合大段改扩建工程中得到广 泛 应 用，如1 标K648+340～K650+160 段、2 标K667+160～K680+160 段 和 3 标 K689+160～K690+180 段，产生了良好的社会效益和经济价值。