火山渣(scoria)是富含气体的岩浆通过火山通道喷出后，在空中急速冷凝成固态并撞击地面碎裂而成的熔岩块，具有外观形状不规则，内部多气孔构造特点^[1]. 因其特殊的地质形成条件，火山渣主要分布于火山与地震频发的东非、环太平洋、大洋中脊及地中海火山带^[2]，其中东非火山带是世界上拥有火山最多的地区，主要沿东非大裂谷走向分布. 新建的亚吉铁路(Addis Ababa-Djibouti)是埃塞俄比亚物资进出口的主要通道，全长740 km. Sebeta-Mieso的西段约327 km穿越东非大裂谷地带，沿线火山岩类材料广泛分布，且储量丰富. 鉴于其易取性与成本优势，火山渣及其改良填料具备潜在的路基工程应用前景.

火山渣作为区域性特殊岩土材料，在国外已经得到一定程度的应用^[3-6]. Hearn等^[7]就火山渣混合填料应用于埃塞尔比亚低交通量道路的适用性及相关设计规范进行了探究. 日本是地震频发，火山资源极其丰富的国家，其铁路行业在20世纪六七十年代便就火山成因岩土作为路基填料的可行性开展了试验研究与工程实践，并提出相应的工程处理措施^[8]. Agustian等^[9]取富士山区域内的火山渣材料进行固结排水三轴压缩试验，研究低围压水平下干松火山渣颗粒的剪切力学特性与颗粒破碎规律. 为了验证此种材料的工程应用前景，Agustian等^[10]开展不排水条件下火山渣材料的动三轴试验，并与其他土工材料的动力响应特性作比较. 我国在20世纪90年代初期才开始将火山渣作为填料用于公路路基和路面结构层. 如陈志国等^[11]以长白山火山渣为研究对象，进行不同碎石体积分数的火山渣石灰（水泥）稳定土力学性质试验研究，分析碎石、石灰及水泥体积分数对改良火山渣土力学性能的影响机制. 孙宇怀^[12]进一步开展火山渣替代水泥混凝土中部分粗集料的相关试验研究，获得满足公路水泥混凝土路面性能的火山渣与粗集料的最佳掺配比例. 赵长虹^[13]针对长白山火山群火山渣颗粒粒径组成单一，在路基填筑施工中难以压实的问题，提出通过物理改良的方法于火山渣中掺入一定量的黏土或碎石土可以提高火山渣填料的压实性能. 孙彬彬等^[14]开展了火山渣地基钻孔灌注桩现场静载试验，探究火山渣颗粒形状参数对桩侧摩阻力的影响特征. 目前将火山渣用作铁路路基填料的研究在国内鲜有报道，缺乏可借鉴的工程实例和技术指导；颗粒的多孔隙结构对填料压实效果及力学特性的影响规律亦未明确.

结合新建亚吉铁路工程，以亚吉铁路Sebeta-Mieso段沿线某处火山渣为研究对象，通过开展室内土工试验及现场填筑试验，分析颗粒内部多孔性对火山渣及其改良填料压实性能的影响，探究改良火山渣填料力学特性与掺配比间的联系与内在机制，总结适用于亚吉铁路路基特殊填料关键设计参数与压实质量评价指标，为改良火山渣填料在亚吉铁路路基工程中的应用提供重要依据.

如图1(a)所示，采用X射线衍射分析方法^[15]测得构成火山渣主要成岩矿物为长石族，包括高温钠长石、拉长石、中长石等，不含蒙脱石、伊利石、高岭石等具有亲水特性的次生矿物. 矿物组成的质量分数如表1所示.

采用如图1(b)所示的电感耦合等离子体发射光谱试验方法^[16]测得火山渣颗粒的化学构成如表2所示. 构成埃塞尔比亚铁路沿线火山渣最主要的化学成分为SiO₂，占总质量的48.880%，略低于我国黑龙江五大连池火山群(56.000%)和吉林长白山天池火山群(69.400%)^[13]；此外质量分数较高的为Al₂O₃与Fe₂O₃，分别为16.960%、11.160%. 根据文献[17]确定试验材料为基性火山碎屑岩.

形状特征指颗粒材料在宏细观尺度下的几何特性，可采用2个独立特征分量来描述，即轮廓形状和棱角性. 轮廓形状主要反映颗粒的针-块特性；棱角性表征颗粒边界曲线不规则程度. 基于Supereyes数码显微镜及配套成像存储设备获得颗粒二维映射图像，并运用Matlab软件图像处理模块转化为灰度图像与二值矩阵图像；继而采用Image-Pro软件分析处理，获取单个颗粒几何参数. 如图2所示，火山渣颗粒的外观轮廓曲线不规则，局部呈“尖棱-凹陷”状；颗粒表面分布较多呈蜂窝状排列的开口孔隙，且孔隙间壁较薄.

定义2种形状参数，轴向系数 $ {K}_{{\rm{A}}} $与粗糙系数 ${R}_{{\rm{c}}}$：

(1) ${K_{\rm{A}}} = L_{\rm{A}}^{\max }/L_{\rm{A}}^{\min }, \;{R_{\rm{c}}} = {({C_{\rm{r}}}/{C_{\rm{p}}})^2}.$

式中：L_A^max与L_A^min分别为颗粒等效椭圆的主轴与次轴长度，表征颗粒针状性；C_r、C_p分别为平面内颗粒真实周长与外切多边形周长，与集料棱角性成正相关. 将试样分为10~20 mm、5~10 mm、2~5 mm、1~2 mm 4个粒径组，每组取100个样本统计形状特征参数，结果如图3所示. 图中，d_a为粒径组平均粒径.

火山渣不同粒径组的轴向系数K_A均值为1.37~1.43，同一粒径组内系数分布范围广，随平均粒径无明显变化规律；横向对比级配碎石材料，分布范围大致相同，颗粒针状程度相近. 火山渣粗糙系数R_c随平均粒径增大单调降低，小尺寸集料的棱角性最显著，在同一粒径组内系数变化有限；火山渣颗粒粗糙程度明显高于级配碎石，或激发更为有效的粒间嵌固效应.

依据文献[18]，针对Sebeta-Mieso段沿线19组试样开展颗粒密度试验与毛体积密度试验. 火山渣颗粒内部存在部分与外部连通的孔隙，基于毛体积密度测量原理得到的毛体积密度有别于普通颗粒材料. 火山渣颗粒外轮廓线内开放孔隙 $ {V}_{\mathrm{c}} $包含表面开口毛细孔隙 $ {V}_{\mathrm{m}} $与内部连通蜂窝状孔隙 $ {V}_{\mathrm{l}} $. 定义火山渣颗粒的开放孔隙率表达式为

(2) ${n_{\rm{k}}} = \frac{{{V_{\rm{m}}} + {V_{\rm{l}}}}}{{{V_{\rm{a}}}}} = 1 - \frac{{{\rho _{\rm{a}}}}}{{{\rho _{\rm{s}}}}}.$

式中：V_a为外轮廓线所围体积； $ {\rho }_{{\rm{a}}} $、 $ {\rho }_{{\rm{s}}} $分别为试样毛体积密度与颗粒密度统计结果如图4所示，火山渣取样颗粒密度分布范围较大，最大为2.577 g/cm³，最小为1.494 g/cm³；毛体积密度最大值为2.024 g/cm³，最小值为0.970 g/cm³. 测试试样平均开放孔隙率为23.5%，个体差异较大；如图5所示，与级配碎石填料横向比较，远高于2%的上限水平. 火山渣是块体性较好，表面粗糙且内部多开放孔隙的岩土材料，其工程性质在多孔隙特征的影响下有别于传统颗粒材料.

国内铁路行业针对道床散粒体碎石材料硬度的评价指标几经变革，如文献[19]、[20]、[21]等依据铁路发展提出了不同适用标准. 洛杉矶磨耗率 $ {A}_{{\rm{LAA}}} $和压碎率 $ {Q}_{{\rm{a}}} $是表征颗粒抗破碎能力的2种重要指标，其中前者主要用于评价颗粒在动载作用下的抗磨耗性能，后者侧重于评估逐级加载条件下颗粒抗压碎的能力.

为了掌握内部孔隙对火山渣颗粒破碎特性的影响特征，选取Sebeta-Mieso段沿线19组火山渣颗粒为研究对象，得到开放孔隙率与压碎率的关系，如图6所示. 火山渣压碎率随开放孔隙率增大基本呈线性增加，即颗粒的开放孔隙越小，其抗破碎能力越强.

此外，取2组具有代表性的火山渣颗粒（性状较好，可用于改良土应用研究），测得其洛杉矶磨耗率分别为40.6%与45.4%，低于文献[22]洛杉矶磨耗率50.0%的限值. 底砟层位于道砟层与路基基床表层之间，主要发挥传递及分担列车荷载的作用. 列车荷载低应力水平及颗粒尺寸效应使底砟层粒间接触应力小于道砟层. 火山渣作为路基填料，所受动荷载水平低于碎石道床底砟，表明其满足铁路道床以下路基填料的抗破碎要求.

综上所述，火山渣材料满足铁路路基填料基本要求. 然而，现场实测表明天然火山渣填料无法达到压实标准与K₃₀值要求，须针对火山渣材料进行必要改良^[23-25]，以达到实际工程的填料要求.

尝试向火山渣材料中掺配细集料以改善其工程特性，其中细集料源自铁路施工现场附近，相关基本物性指标如表3所示. 表中，ω_L为液限，ω_P为塑限，ρ_dmax为最大干密度， $ {w}_{\mathrm{o}\mathrm{p}\mathrm{t}} $为水的最优质量分数。依据文献[26]定性细集料为粉土质砂. 定义掺配比M为天然火山渣与细集料的体积比，混合改良土中火山渣与粉土质砂掺配比方案取4∶1、3.5∶1、3∶1、2.5∶1、2∶1、1.5∶1共6种. 通过筛分法获得2种材料及混合改良土的级配曲线如图7所示. 图中，ω为小于某粒径百分数。经粉土质砂掺配后的改良土粒径特征对应级配良好的含土细角砾路基填料，而粉土质砂本身级配不良. 混合土不均匀系数C_u变化范围为39.9~107.2，曲率系数C_c变化范围为1.11~1.78，细颗粒质量分数(粒径<0.075 mm)为7.5% ~15.4%.

依据1.3节的颗粒密度、毛体积密度确定方法及击实试验，得到相关指标与击实参数，如表4所示. 天然火山渣材料ρ_dmax、w_opt分别为1.46 g/cm³、10.3%. 因火山渣颗粒表面“多孔”特性，部分水分在闷料过程中向颗粒表面孔隙中迁移，导致测得的火山渣填料ρ_dmax偏小，而出现w_opt偏大的现象. 粉土质砂在击实过程中发挥对火山渣骨架颗粒的“润滑”作用并填充骨架颗粒间间隙，引起混合料ρ_dmax较天然火山渣填料产生不同程度的提高.

依据文献[18]对改良火山渣材料进行固结不排水试验，利用英国GDS三轴试验系统，探究水的质量分数、压实度、掺配比等因素对改良混合土的本构关系及抗剪强度指标的影响. 试样尺寸为100 mm $ \varnothing \times $200 mm h，试验过程采用应变控制1 mm/min的剪切速率加载，在轴向应变达到15%时停止试验. 试验方案考虑含水状态：水的最优质量分数与饱和状态（对应强降雨工况）；压实度K包括90%和93% 2个水平；掺配比取2∶1、3∶1这2种（对应的质量之比分别为1.62∶1和2.43∶1）；考虑工作条件下路基填料所受应力水平范围及铁路工程土工试验规程一般要求，围压选取20、70、120、200 kPa这4个水平. 改良火山渣材料固结不排水(CU)试验结果汇总如表5所示. 表中，c为黏聚力，φ为内摩擦角. 如图8所示，2种含水状态下体积比为2∶1的火山渣改良土的应力–应变关系均属应变软化型，两者的残余剪切强度趋向一致，但试样在水的最优质量分数下应变软化更为显著.图中，q为偏应力，ε₁为轴向应变。

试验结果表明，饱和条件下的剪切强度低于水的最优质量分数下的，增加水的质量分数将促进颗粒间相对平动与翻转. 掺配比2∶1改良土的强度指标在水的最优质量分数下高于3∶1改良土，但饱和条件下2∶1改良土强度指标低于3∶1改良土，这说明2∶1改良土的剪切强度对水的质量分数的变化更加敏感. 压实度由90%增至93%，可以一定程度地提升材料剪切强度，但效果不显著. 同时，通过CU试验前、后颗粒筛分试验，发现掺入细集料有助于抑制火山渣颗粒破碎程度.

现场试验段位于亚吉铁路Sebeta-Mieso段DK75+970~DK76+300处，全长330 m. 天然火山渣填料源自8号取土场，压碎值为45.7%，洛杉矶磨耗率为43%；细集料基本性质见2.1节. 如图9、10所示分别为火山渣及改良混合填料的填筑试验现场和试验设计平面布置图，填筑碾压共分4层，每层按比例摊铺多种掺配比填料. 试验流程^[27]为现场集料掺拌(掺配方案见表4)、洒水闷料、推土机初平、平地机整平及压路机碾压. 在完成后采用灌砂法与地基系数试验分别测得填料孔隙率n和地基系数K₃₀，并检算压实度与间隙率.

鉴于土层摊铺与压实的不均匀性，孔隙率n、间隙率n_j、压实度K及地基系数K₃₀的统计均值受取样位置和试验次数影响产生差异，此时样本均值不能反映总体均值. t分布可以用于根据小样本来估计呈正态分布且方差未知的总体的均值，本研究依据实测值均值 $ {\bar {X}} $与总体均值 $ \mu $的偏差对应的t分布统计量，推断置信水平 $ \mathrm{\alpha }=0.95 $条件下总体均值的单侧置信上限或下限值，作为相应指标代表值表征路基压实质量：

(3) ${n^{\rm{r}}} = \overline n +{S_n}{{{t_\alpha }(N - 1)}}/{{\sqrt N }},$

(4) $n_{\rm{j}}^{\rm{r}} = \overline {{n_{\rm{j}}}} +{S_{n{\rm{j}}}}{{{t_\alpha }(N - 1)}}/{{\sqrt N }},$

(5) ${K^{\rm{r}}} = \overline K - {S_K}{{{t_\alpha }(N - 1)}}/{{\sqrt N }},$

(6) $K_{30}^{\rm{r}} = \overline {{K_{30}}} - {S_{K30}}{{{t_\alpha }(N - 1)}}/{{\sqrt N }}.$

式中：上标r表示变量为指标代表值， ${\overline n}{\text{、}}{{\overline {n_{\rm{j}}}}}{\text{、}}{\overline K}{\text{、}} \overline {{K_{30}}}$为样本指标均值，N为样本容量，S为标准差， $ {t}_{\alpha }(N-1)/\sqrt{N} $为t分布的单边置信水平系数. 出于设计安全的考虑， ${n}^{{\rm{r}}}{\text{、}}{n}_{{\rm{j}}}^{{\rm{r}}}$取单侧置信上限， $ {K}^{{\rm{r}}}{\text{、}}{K}_{30}^{{\rm{r}}} $取单侧置信下限.

在现场试验过程中，部分改良火山渣填料实测值数目较少，不满足最小实测值数量6个的情况^[26]. 基于实测值 $ {X}=[{x}_{1},{x}_{2}, \cdots ,{x}_{n}] $，采用Bootstrap法对实测值进行推测，以满足最小实测值数量N的要求. Bootstrap法的具体步骤如下：

1）对实测数据样本X中的样本值x_i采用有放回的随机抽样方法抽取n次，获得第1个Bootstrap样本 $ {{X}}_{1}^{*} $；

2）重复步骤1）B次，获得B个平行Bootstrap样本，其矩阵表达如下：

(7) ${{X}}^{*}=\left[{{X}}_{1}^{*}, {{X}}_{2}^{*}, \cdots, {{X}}_{B}^{*}\right]=\left[\begin{array}{cccc} x_{11}^{*} & x_{12}^{*} & \ldots & x_{1 B}^{*} \\ x_{21}^{*} & x_{22}^{*} & \cdots & x_{2 B}^{*} \\ \vdots & \vdots & & \vdots \\ x_{n 1}^{*} & x_{n 2}^{*} & \cdots & x_{n B}^{*} \end{array}\right].$

为了避免推测值数量过多导致对代表值的不合理估计，推测值的数目B应满足最小样本数量的基本前提，即 $ B=6-N $.

3）计算再生样本 $ {{X}}_{j}^{*}(j=1, 2, \cdots , B) $的均值 $ {{\bar{{X}}}_{j}^{*}} $作为实测值的推断值.

火山渣及其改良填料的压实度、孔隙率、间隙率等压实指标的统计结果如表6所示. 天然火山渣填料压实度及孔隙率代表值分别为92.9%和43.0%. 在较高压实度条件下，火山渣填料孔隙率n偏大，主要是由火山渣粗糙的颗粒表面及内部“多孔”特性所致. 计算相应孔隙率：

(8) $n = (1 - {{{\rho _{\rm{d}}}}}/{{{\rho _{\rm{a}}}}}) \times 100{{{\text{%}} }}.$

式中： $ {\rho }_{{\rm{d}}} $为干密度. 孔隙率主要受颗粒材料表面开口孔隙体积与粒间间隙体积的影响. 火山渣颗粒内部较大开放孔隙体积必然造成压实后填料孔隙率偏大. 此外，粗糙的颗粒表面限制了骨架颗粒的相对运动，难以形成密实结构形式. 在扣除颗粒自身的开放孔隙体积后，填筑材料粒间间隙体积依然较大，占填料总体积的32.7%.

不同掺配比改良火山渣填料的压实度代表值在92.0%处小幅波动，整体差异性小，量级与天然火山渣填料的类似；孔隙率的代表值为39.1%~41.3%，较天然火山渣填料有1.7%～3.9%的降低. 鉴于火山渣成分的颗粒开放孔隙，改良填料孔隙率代表值较大，高于铁路规范对路基填料孔隙率的要求. 若不考虑火山渣颗粒开放孔隙，改良填料间隙率代表值为23.3%~26.6%，达到普通砾石类填料的孔隙率水平，在此指标下满足亚吉铁路填料压实性能的要求，验证了改良火山渣材料的工程可靠性.

如图11所示为现场碾压对3∶1混合改良土中的较大粒径颗粒的破碎作用. 图中，d为粒径， $ \Delta {w} $为各粒径组压实前、后质量分数的相对变化率，且以> 10 mm粒径组最为显著，破碎率均值超过39.3%. 0.25 ~5.00 mm粒径组质量分数提升最大，增加量均值为13.1%. 3∶1 混合改良土中明显颗粒破碎现象产生原因为该类填料细颗粒质量分数较少，无法形成整体密实的结构形式. 此时土体作为骨架空隙型结构，在响应较大荷载水平时大粒径颗粒易产生破碎.

如图12所示为现场填筑得到的K₃₀指标变化规律. 天然火山渣地基系数的代表值为78.9 MPa/m，低于设计控制指标，而4∶1混合改良土地基系数代表值为108.5 MPa/m，较天然火山渣提高了37.5%. 在掺配比4∶1~2∶1范围内，K₃₀随粉土质砂占比提高单调增加，而1.5∶1混合改良土相较2∶1 混合改良土K₃₀明显下降.

天然火山渣材料细颗粒质量分数极低，压实工况下由于颗粒表面粗糙度高，不易发生粒间相对错动，如图13所示，填料最终形成较稳定的骨架空隙结构，粒间空隙无细颗粒填充，骨架颗粒间嵌挤咬合作用弱，粒间相互作用多为点接触，或产生局部应力集中引起屈服破坏. 火山渣颗粒开放孔隙多，包括表面孔隙与内部孔隙；前文试验已证实颗粒具有一定强度能抵抗破碎，但在承受荷载时相较普通级配碎石填料会产生更加显著的弹性形变，即自身多孔隙结构导致火山渣颗粒力学行为接近“弹性”骨架颗粒，这是压实天然火山渣材料的最明显特征之一. 因此，在相似级配条件下，天然火山渣填料地基系数低于级配碎石填料，无法满足实际工程需求.

4∶1 混合改良土中细颗粒质量分数增至7.6%，在压实过程中细颗粒的存在有助于骨架颗粒重排列，且粒间孔隙部分被细颗粒填充，在外荷载作用下材料不仅通过骨架颗粒弹性形变承担，同时通过颗粒面接触使粒间荷载传递更加合理，一定程度地优化了整体结构荷载分担模式. 如图13所示，当掺配比在4∶1~2∶1变化时，压实土结构形式由骨架空隙型向骨架密实型转化，细颗粒逐渐填充空隙至整体密实状态，在此范围内骨架颗粒间嵌挤咬合作用不断加强，直至达到最优状态，表现为混合改良土对应的K₃₀单调上升，但由于弹性骨架颗粒的存在，相同级配的改良火山渣填料工程性能低于级配碎石材料.

1.5∶1混合改良土的K₃₀低于2∶1 混合改良土表明最优状态位于掺配比2∶1附近，在过多细颗粒质量分数密实地充填大孔隙后，原有相互接触的骨架颗粒逐步离散，整体结构向悬浮密实型过渡. 在外荷载无法通过骨架颗粒直接传递的背景下，嵌挤咬合作用开始丧失，引起宏观上材料K₃₀指标的降低.

如图13所示，基于K₃₀指标与级配曲线，取掺配比为4∶1和2∶1的改良混合土级配曲线分别作为骨架密实结构的推测下界与推测上界，其中最优状态位于2∶1掺配比附近. 理论上，骨架密实型不存在确定的下限值与上限值，故本研究给出模糊边界并定义掺配比4∶1~2∶1(即图13阴影区)改良土属泛骨架密实结构，相关计算理论见文献[28].

针对火山渣及其改良材料，间隙率 $ {n}_{{\rm{j}}} $为土颗粒间的间隙体积与土总体积的比值，而孔隙率n为土颗粒间的间隙体积与开放孔隙体积之和与土总体积的比值. 间隙率恒不超过孔隙率，且两者的差异随开放孔隙的减小而降低；若颗粒不含开放孔隙，间隙率等于孔隙率. 沙庆林^[29]提出，压实的过程只能使单个颗粒逐渐靠近，减小颗粒与颗粒之间的间隙，而无法减小单个颗粒的开放孔隙. 火山渣颗粒具有较好抗破碎性能，其内部孔隙对路基填料工程性质影响有限，采用间隙率作为改良火山渣填料压实指标更能合理反映路基压实质量. 依据本研究试验结果及分析，提出改良火山渣土作为亚吉铁路路基填料的设计指标建议值，如表7所示.表中， MR为体积掺配比.

（1）火山渣是一种颗粒成块状，内部多孔隙且表面呈现尖棱、粗糙特征的颗粒体. 长石族矿物是其主要成岩矿物，水稳定性好，颗粒压碎率与开放孔隙率呈正相关，洛杉矶磨耗率约为43.0%，抗破碎能力优良.

（2）改良火山渣材料K₃₀指标随细集料体积分数增加先升高后降低，因为随着细集料增加，细集料逐步填充骨架颗粒间较大孔隙，混合改良土由骨架空隙结构，经骨架密实结构，向悬浮密实结构过渡. 掺配比为4∶1~2∶1的改良火山渣材料属泛骨架密实结构且在掺配比为2∶1时达到最优工程特性.

（3）天然火山渣骨架颗粒内部开放孔隙对路基填料工程特性影响有限，掺配细集料有助于进一步抑制混合改良土骨架颗粒破碎，采用扣除颗粒表面开放孔隙的间隙率作为改良火山渣填料现场压实控制指标具有良好适用性.

（4）本研究未涉及火山渣及其改良填料的动力特性，可进一步开展室内三轴试验和现场实车动测试验，评估火山渣改良土作为铁路路基填料的动力学性能.