電化學加固方法整治鐵路路基翻漿冒泥試驗研究

肖芳炎 蘇謙 張棋 邵康 陳城 黃志超

（1.西南交通大學土木工程學院，成都 610031；2.西南交通大學高速鐵路線路工程教育部重點實驗室，成都 610031）

我國超過16%的既有線路基基床存在各種類型的病害［1］。作為鐵路基床病害的常見類型之一，翻漿冒泥導致路基產生不均勻沉降，嚴重時影響列車運行安全。

國內外對路基翻漿冒泥整治措施進行了廣泛研究，總結出多種整治方法，如換填路基土、鋪設砂墊層、加設排水盲溝等。這些傳統方法只從排水或改良基床力學性能等單方面著手進行整治，效果不佳［2］。尋找新的整治技術以及相應的工藝是近年來翻漿冒泥病害整治的新研究方向。電化學加固方法以施工便捷、能達到路基土體排水和化學膠結的雙重加固作用、處理成本低等優勢而逐步受到關注。

電化學加固方法是一種在通電條件下將發生在土體中的電動力效應與化學注漿手段相結合、用于土體排水固結與強度提升的方法。文獻［3］利用電滲排水對挪威一處軟土地基進行處理，證明了電滲在處理軟土地基上的有效性。文獻［4-5］對加拿大的軟土進行過電化學加固處理。文獻［6］在新加坡填海工程中進行了電化學加固現場試驗。在我國，文獻［7］最早對軟土的電化學加固進行了探索。文獻［8］利用電化學聯合預壓的方法對新建鐵路路基進行排水加固處理。文獻［9］對廣州地區某現場電化學排水施工實例進行探究。文獻［10］對比了電化學注漿與電滲的效果。文獻［12-13］研究不同氯化鈣濃度對軟土加固效果的影響，得出氯化鈣溶液質量分數在26%左右加固效果最佳。文獻［14］進行了電化學加固軟土的現場試驗。

電化學應用于軟土地基處理方面的研究較多，但應用于鐵路路基病害整治方面的研究較少，尤其是針對路基翻漿冒泥病害整治的研究幾乎沒有。本文從電化學加固土體的機理出發，運用控制變量法設計電化學室內試驗，從土體滲透性、強度和耗能方面研究通電方式、化學漿液注入量對翻漿冒泥土體加固效果的影響，并分析土體沉降特性，為電化學加固方法應用于鐵路翻漿冒泥整治提供參考。

1 室內試驗

1.1 試驗原理

在電化學加固過程中，土體中發生一系列復雜的物理化學反應，包括電滲、電泳、電解、離子沉淀、離子交換、化學膠結等。土壤中的水經過電力驅動隨著土中陽離子向陰極流動排出，土體排水固結。電解作用使陽極管發生化學腐蝕，生成氫氧化亞鐵膠體，該膠體在陽極處膨脹氧化、擠密從而加固土體。注入氯化鈣溶液后，通過離子交換，高價鈣離子置換低價鈉離子，使水膜厚度變薄，從而增大土的密實度［13］。同時由于土體中注入高價陽離子（Ca2+）鹽溶液后，軟黏土礦物在電解產生的堿性或酸性環境下，鈣離子與硅酸鹽、鋁酸鹽等發生反應生成水化硅酸鈣、水化鋁酸鈣等膠體，固結黏土顆粒從而提高土體強度，降低土體滲透性。

1.2 試驗材料

試驗土體取自成都鐵路局一條既有鐵路現場的粉質黏土。試驗使用原狀土體重塑后的土樣，烘干、磨碎、篩分后將干燥粉末加適量水調勻，密閉靜置24 h以保持土樣含水率均勻。制備完成的重塑土樣參數見表1。重塑土樣含水率為45%，重度為18 kN/m3。

表1 重塑土樣基本物理指標

陰陽電極材質均采用不銹鋼管，外徑20 mm，壁厚1.5 mm，如圖1 所示，沿管周均勻布設4 個孔，開孔直徑5 mm，沿管長每周孔間距為30 mm。

圖1 不銹鋼管電極（單位：mm）

1.3 試驗裝置

土體試驗箱的尺寸為600 mm（長）×500 mm（寬）×160 mm（高），結構如圖2所示。土樣厚度為80 mm，陰陽極管垂直插入土中，陰極管下部開有直徑為18 mm的排水孔，并將量杯放在下方收集試驗過程中排出的水分。陰陽電極間距520 mm，電極對間距為400 mm，其中 a，b，c 為土體沉降測點。a，c 位于電極對中部，b位于土樣中心。

圖2 試驗箱結構示意（單位：mm）

陽極區域（陽極管附近）表面設有抗剪強度測點1#，3#。中部區域（電極對中部）表面設有抗剪強度測點a，c。陰極區域（陰極管附近）表面設有抗剪強度測點2#，4#。采用50 V直流電源供電。

1.4 試驗方案

試驗分為2個階段，見表2。各階段均采用控制變量法，試驗土樣初始含水率均為45%，電壓均為50 V，電勢梯度均為0.96 V/cm。

表2 試驗方案

6 組試驗均在開始通電前安裝好土體沉降測量裝置，并測定各測點土體表面初始抗剪強度。開始通電后實時觀察記錄電流值以及測量排水體積，通電結束后再次測定各測點位置土體表面最終抗剪強度。第1階段有A，B，C 共3 組試驗。其中間歇通電為每通電2 h斷電10 min，反轉電極在實際通電25 h后進行正負極反轉。連續通電為一直通以定向電流至結束。第2階段在第1 階段的基礎上選出最優通電方式，并在該通電方式下進行D，E，F 共3 組試驗（質量百分數26%的氯化鈣漿液注入量分別占待處理土體體積的0.5%，1.5%，2.5%）。根據試探性試驗，以上6組試驗實際通電時長均定為50 h。

2 試驗結果分析

2.1 通電方式對土體加固效果的影響

試驗第1 階段在各通電方式下先通電1 h，之后每隔1 h分2次注入氯化鈣溶液，單次注入量均為60 mL。通電前3 h每隔1 h測定1次排水量，之后每隔2 h測定1次。根據所測排水量及間隔時間推算排水速率。

2.1.1 通電方式對土體滲透性的影響

通電完畢后試驗A，B，C 排水速率見圖3。可知，3 組試驗在加入化學漿液后其排水速率有所增加；隨著水分排出土體含水率下降，排水速率也隨之下降。試驗C 在電極反轉后，排水速率急劇下降至0。這是由于在通電一段時間后陽極水分向陰極遷排，陽極區域首先變干，電阻增大，將電極反轉后50 V 電壓提供的電動力不足以再將之前陰極水分向陽極驅動，所以排水速率下降至0。試驗B 在后期排水速率一直呈下降趨勢，且在50 h 實際通電時長后每小時排水量低于總排水量的1.5%，此時可認為電化學通電已經失去效果。試驗A 排水速率在下降一段時間后又呈現平穩趨勢，且在實際通電50 h 后，其每小時排水量不低于總排水量的1.5%，說明其后續還有一段時間處于有效通電范圍內，還可以遷排出更多水分。

圖3 第1階段各通電方式下排水速率

根據積分計算得出，在相同通電時長和化學漿液注入量的情況下試驗A排水量最多，試驗B次之，試驗C排水量最少。

2.1.2 通電方式對土體強度的影響

通電開始前試驗A，B，C 的土樣呈流塑狀態，采用微型十字板剪切儀對各土樣表面測點（參見圖2）進行原位剪切試驗，得到的土樣表面各處初始抗剪強度均非常接近0.75 kPa。通電結束后對土樣表面各處再次進行抗剪強度測定，并對同一區域測點取平均值，結果見表3?？芍髟囼炛嘘枠O區域加固效果比陰極區域和中間區域好，說明陽極管發生電化學腐蝕，生成氫氧化亞鐵膠體進一步加固土體，同時陰極為富水區域，含水率較大水分不能及時排出導致其土體抗剪強度低于陽極。試驗A各處抗剪強度值均比試驗B，C要大。通過計算，試驗A 土體表面平均抗剪強度增大6倍左右，效果最佳。

表3 不同通電方式下土樣表面抗剪強度 kPa

2.1.3 通電方式對耗能的影響

試驗A，B，C 電流隨實際通電時長的變化趨勢見圖4?？芍喝咴谧⑷霛{液后電流均上升，其中試驗A 在電流上升之后隨著含水率下降電流變化不大，說明間歇通電下在斷電期間水的滲流作用使得水分又在土體中均勻分布，防止了局部土體由于水分過少引起的電阻增大；試驗B 由于連續通電下水分不斷排出電流在后期呈逐步下降態勢；試驗C 在電極反轉后電流急劇下降接近于0，這是由于電極反轉后，之前陽極區域電阻增大，電動力不足以讓之前陰極水分向陽極遷排導致電流回路接近斷路。

圖4 第1階段電流隨實際通電時長變化趨勢

消耗總電能w= ∫UIdt，其中U為通電電壓，I為通電電流，t為通電時長。按照交流轉直流85%的效率計算，試驗A 耗電量為0.286 kW·h，試驗B 耗電量為0.313 kW·h，試驗C 耗電量為0.180 kW·h。在實際通電時長和化學漿液注入量相同的情況下，3 種通電方式耗能相差不大，均較小且滿足經濟性要求。

2.2 氯化鈣漿液注入量對土體加固效果的影響

由第1階段試驗知間歇通電方式處理土體效果最好，故采用間歇通電方式進行第2 階段的3 組試驗，探究氯化鈣漿液注入量對試驗土體加固效果的影響。

2.2.1 漿液注入量對土體滲透性的影響

試驗D，E，F 排水速率隨實際通電時長的變化趨勢見圖5。可知，試驗D 在注入0.5%漿液量后帶入陽離子和水分，導致電流和電動力增大，所以排水速率先增大，之后隨著水分加速排出含水率下降以及陽離子向陰極匯集，電流帶動水分遷移能力減弱故排水速率減小并趨于不變；試驗E 注入1.5%漿液量后排水速率先增大再減小之后趨于不變，且在通電28 h 后其每小時排水量連續小于總排水量的1.5%，再通電已不經濟；試驗F在注入2.5%漿液量后排水速率先急劇增大之后急劇減小至趨于0。這是由于漿液注入過多在滲透作用和電動力作用下迅速從陰極排出，且將土體中帶電陽離子一并帶出，故在后期雖含水率很高，電流較大，但缺少陽離子的帶動作用，水分難以遷出，排水速率急劇降低，且在通電11 h后其每小時排水量連續小于總排水量的1.5%，再通電已不經濟。

圖5 第2階段各漿液注入量下排水速率

根據圖5可計算出在實際通電50 h后試驗D，E，F排水總量分別為 924.5，821.4，702.1 mL，其中試驗D，E，F注入漿液后帶入的水量分別為120，360，600 mL。將排水總量減去注入漿液帶入的水后，試驗D 從土中排出的水最多，處理效果最好。

2.2.2 漿液注入量對土體強度的影響

通電開始前，采用微型十字板剪切儀對試驗D，E，F 土樣表面測點進行原位剪切試驗，可得初始土樣表面抗剪強度均較接近0.75 kPa，實際通電結束后對各測點進行最終抗剪強度測定，并對同一區域測點取平均值，結果見表4?？芍?，試驗D，E 土樣抗剪強度均為陽極區域改善最明顯，中部區域次之，陰極區域最差。這是由于水分向陰極遷排，陰極為富水區域，故土體表面抗剪強度較小，同時陽極管的電化學腐蝕進一步膠結附近土體，故陽極區域土體表面抗剪強度較大。試驗F 由于注入漿液量過大，土體中反而帶入漿液中水分，土體含水率較高，雖有氯化鈣溶液膠結固化，但土體表面各處抗剪強度均提高不大。表4 中試驗D 土體各處表面抗剪強度改善最明顯，土樣承載力提高最多。

表4 不同漿液量下土樣表面抗剪強度 kPa

2.2.3 漿液注入量對耗能的影響

試驗D，E，F 電流隨實際通電時長的變化趨勢見圖6。可知，三者在注入漿液后電流均上升，試驗D 在漿液注入后電流小幅上升，后呈現不變的趨勢，說明間歇通電使水分不斷重新分布和排水速率較小導致含水率變化不大從而使電流變化不明顯；試驗E 在漿液注入后電流增幅較大，且在漿液注入完畢后呈急劇下降的態勢，這是由于漿液注入相對較多，電流幅值高，之后排水速率較大水分迅速從陰極流出導致電流急劇下降；試驗F在漿液注入后電流增幅巨大，且在漿液注入完畢后呈急劇下降的趨勢，這是由于漿液注入過多，土體水分急劇增大導致電流增幅較大，之后由于土體過飽和導致部分漿液在注入后直接從陰極流出以及電流較大使水分迅速從陰極排出從而使電流急劇下降，后期因排水緩慢故電流也呈緩慢下降趨勢。

圖6 第2階段電流隨實際通電時長變化趨勢

根據能耗公式并按照交流轉直流85%的效率計算，試驗 D 的耗電量為 0.286 kW·h，試驗 E 的為0.768 kW·h，試驗F 的為0.875 kW·h。后二者均要比試驗D的耗能要多。

2.3 土體沉降分析

為分析在最佳通電方式與漿液注入量下的土體沉降特性，在圖2中a，b，c處安裝百分表對土體沉降進行實時監測，試驗D 的監測數據見圖7。可知，各測點土體沉降隨試驗時長逐步增大，其中土樣中心（b 處）在通電初期還有微小膨脹，原因在于電解作用使得陽極鐵電極發生腐蝕，產生大量的氫氧化亞鐵膠體。該膠體在陽極處膨脹并氧化，擠密土體。

圖7 土體沉降隨試驗時長變化趨勢

因此陽極管可看作一根化學樁體，在通電過程中不斷膠結固化周圍土體，但隨著陽極腐蝕，電極管質量減輕影響其重復利用，同時陽極管與土體接觸的界面電阻增大，造成一定程度的電能損耗，增加處理成本。

在試驗結束后，a，b，c 處土體沉降分別為2.63，2.44，2.55 mm，平均值為2.54 mm。8 cm 厚土體在電化學加固后平均固結沉降在2.54 mm 左右，此數值可用于指導工程實踐。

3 結論

1）綜合試驗土樣加固效果，采用間歇通電方式要優于連續通電和電極反轉。

2）加入的氯化鈣漿液質量百分數宜為26%，且當其漿液注入量占比試驗土體體積的0.5%左右時，試驗土樣加固效果最佳。

3）當試驗采用間歇通電，且質量分數為26%的氯化鈣漿液注入量占試驗土樣體積的0.5%時，8 cm 厚的土體處理后平均沉降為2.54 mm。

4）隨著試驗進行，陽極管發生電腐蝕，腐蝕產生的膠體會進一步固結土體，但同時也會產生電能損耗，增加處理成本。