高速铁路路基用砾类盐渍土变形特征研究

卢 炜,陈伟志

(1.北京交通大学 经济管理学院，北京 100044；2.中国中铁股份有限公司，北京 100039；3.中铁二院工程集团有限责任公司，四川 成都 610031)

盐渍土是一类不同程度盐碱化土的总称[1]，在全球干旱、半干旱及滨海区域广泛分布，具有溶陷性、盐胀性和腐蚀性等特殊工程特性[1-2]，其复杂特殊性远甚于冻土、膨胀土和黄土。盐渍土是各国工程建设的重大潜在威胁之一[3-4]。

粗粒盐渍土工程力学特性较好，可用于构筑高速公路路基[5]。不少学者从结构型式、变形特征等角度对盐渍土进行了系统研究，成果丰富[6-8]。王强[6]在考虑防治盐渍土路基盐胀、溶陷等病害的基础上，提出了“上隔下疏”的新型盐渍土公路路基结构型式；张莎莎等[7]通过开展多次冻融循环条件下的大型路堤模型试验，研究了粗粒盐渍土作为公路路基填料的可行性；包卫星等[8]基于5 mm 筛法配制盐分，研究了不同含盐量水平下砂类盐渍土的盐胀变化及其在冻融循环作用后的溶陷特性，阐述了高速公路砂类盐渍土的路用条件。

在盐渍土地区开展高速铁路选线，线位不可避免地会穿越盐质荒漠区，沿线不含盐优质路基填料极其匮乏。但含盐且力学性能较好的粗粒盐渍土却广泛分布，按现行规范要求[9]，这类盐渍土不可用于填筑高速铁路路基(以下简称路用)工程，而且关于粗粒盐渍土填筑高速铁路路基的研究成果也不多见[10]。因此，在工程设计实践中，为了满足规范要求，路基填料获取只能以开山块石或远运价购为主，这就极易导致工程投资急剧增加。可见，亟需研究高速铁路粗粒盐渍土的路用可行性。本文结合某高速铁路建设，在分析考虑变形控制要求的盐渍土路基盐胀与溶陷系数阈值的基础上，通过溶陷与盐胀试验、现场浸水试验、冻融循环试验等手段，研究高速铁路砾类盐渍土路用的技术要求及变形特征。

1 基本工程特性

1.1 工程概况

某高铁全长246 km，已采用UIC标准、按时速250 km/h有砟轨道铁路进行施工图设计，并完成70%的线下土建工程，大部分路堤工程已采用盐渍土填至基床底层顶面(路基比例达97%)，如图1所示。由于种种原因，该工程已停工6年，近期业主拟采用中国标准进行施工图整改设计。

图1 路基工程概貌

1.2 基本工程性质指标

试验研究土样共取9组，参照文献[11]开展筛分、重型击实及液塑限测定等基本土工试验，土样易溶盐含量测定则按文献[1]执行。9组土样的基本工程性质指标如表1所示，表1中：wTDS为易溶盐含量；ρdmax为最大干密度；ρd为干密度；wopt为最佳含水率；wL为液限；wP为塑限；IP为塑性指数；K为压实系数，K=ρd/ρdmax[9]；c为黏聚力；φ为内摩擦角。

图2为9组土样的颗粒级配曲线。根据图2计算各类粒组的土重百分比，结果见表2。d>60 mm(d为粒径)的颗粒为巨粒，2 mm20 mm颗粒的质量未超过总质量50%，而d>2 mm颗粒的质量超过总质量50%(见图2)，根据文献[1，9]分类方法，可知9组土样均属于细砾类中等硫酸盐渍土。

通过取样观察分析发现，3组土样的粗颗粒以尖棱状为主，宜定名为细角砾土，其余土样的粗颗粒以浑圆或圆棱状为主，宜定名为细圆砾土。

路堤填料级配特征应根据不均匀系数Cu、曲率系数Cc确定[9]，其中Cu<10为均匀级配，Cu≥10且1≤Cc≤3为良好级配，Cu≥10且Cc<1或Cc>3为间断级配。其中，不均匀系数Cu、曲率系数Cc分别按以下公式确定[9]

(1)

(2)

式中：d60为限制粒径，颗粒级配曲线上的某粒径，小于该粒径的土含量占总质量的60%；d10为有效粒径，颗粒级配曲线上的某粒径，小于该粒径的土含量占总质量的10%；d30为颗粒级配曲线上的某粒径，小于该粒径的土含量占总质量的30%。

根据表2数据及规范要求[9]，对细砾土进行定名及组别判定，具体过程及结果见表2。由表2可知，在9组土样中，属于良好级配的A1、A2组填料分别为3组和2组，属于间断级配的B1组填料为4组。

表1 基本工程性质指标

表2 土样定名及组别判定

图2 填料颗粒级配曲线

1.3 溶陷系数

对表1中9组土样开展室内溶陷试验，以掌握砾类盐渍土的溶陷系数。试验仪器主要由计算机控制系统、加压系统和粗颗粒土样盛放容器三大部分组成。土样盛放容器为有机玻璃桶，直径28 cm，高度12 cm，容器上、下面可自由排水，荷载通过钢排水板予以施加。有机玻璃桶外侧加装铁箍，以避免试样装置在受力后产生侧向变形。试验加压系统为电子万能试验机，可通过计算机控制系统输入编写的程序进行自动加载控制[1]。

试样按表1中最佳含水率及压实系数制备，浸水稳定加载压力取200 kPa[1]，按单线法实施，其中0～200 kPa逐级加载，每级加载为50 kPa，稳定后再施加下一级荷载，加载稳定标准为试样变形不超过0.01 mm/h。当荷载加至200 kPa且变形稳定后，加无离子水由上而下浸湿试样，待变形稳定之后加载至300 kPa[1]。盐渍土溶陷系数δ计算式为

(3)

本次试验持续加水直至试样中的易溶盐充分被水溶解带走为止，各组土样的溶陷曲线如图3所示。结合图3与式(3)，可确定各组溶陷系数，结果见图4。

由图4可以看出，土样TS-1、TS-4、TS-6、TS-7溶陷系数大于或等于0.01，属于溶陷性盐渍土，具有轻微溶陷性[1]，其余5组土样的溶陷系数均小于0.01，不具有溶陷性[1]。砾类盐渍土溶陷系数较小的主要原因在于研究土样中粗颗粒含量较大，在一定的压实功作用下，颗粒之间相互接触，形成土体骨架，颗粒间骨架结构明显，土体浸水后易溶盐逐渐溶解并被带走，盐结晶对土体结构影响并不明显，未显著破坏土骨架结构，致使土样溶陷变形量较小。

图3 土样溶陷变形曲线

1.4 盐胀系数

采用室内盐胀试验测算表1中各组土样的盐胀系数。室内盐胀试验容器高度为13 cm、直径为15 cm，按表1中压实系数在试验容器内分三次击入土样，然后覆盖一层保鲜膜，放置12 h。试样容器置于低温箱中，土样上部未施加荷载，安装好百分表后，开启低温箱即可开展盐胀试验。

本次盐胀试验从25 ℃开始依次降温，即25 ℃→20 ℃→15 ℃→10 ℃→5 ℃→0 ℃→-5 ℃→-10 ℃→-15 ℃，每级降温历时1 h，降温完成后记录百分表读数，再进行下一级降温，当温度降到-15 ℃时，持续保持该温度6 h，每小时记录百分表读数，故每一组试样的试验时间为14 h。

盐渍土盐胀系数η计算式为

(4)

式中：sη为试验盐胀变形量；h0为试样原始高度。

9组土样的盐胀变形量与时间的关系如图5所示，由图5盐胀变形曲线及式(4)可确定各组盐胀系数，结果见图4。

由图4、图5可以看出，在整个降温过程中，TS-1与TS-4土样出现较明显的收缩下沉，即土样发生“体缩”现象；TS-2、TS-3及TS-5土样也出现了轻微的“体缩”现象；TS-6与TS-7土样呈较明显的盐胀变形；而TS-8与TS-9土样呈轻微的盐胀变形。造成上述各组土样盐胀变形不一致的主要原因在于土样压实系数不同，现将表1中各组土样压实系数及易溶盐含量与图4中盐胀系数进行汇总对比，结果如图6所示。

由图6可知，在相同易溶盐含量下，盐胀系数总体上随压实系数增大而增大，在压实系数小于0.97时，盐胀系数增速较缓慢，在降温过程中，土样主要以“体缩”变形特征为主，当压实系数大于0.97时，盐胀系数明显增大，即土样在降温过程中表现出较明显的盐胀上拱。上述分析表明，土样压实系数越小，其孔隙较大，细粒组(盐分主要赋存于细粒组)引发的盐胀变形消散于土体孔隙中，并未反映至土样表面；反之，土样压实系数越大，其孔隙越小，细粒组引发的盐胀变形难以通过土体孔隙予以消散，盐胀变形将反映至土样表面。

图4 土样溶陷与盐胀系数

图5 土样盐胀变形曲线

图6 盐胀系数与压实系数的关系

2 路用技术要求研究

2.1 变形控制标准

高速铁路对沉降与上拱变形控制要求极其严格[13-16]，如文献[15]认为冻胀量超过无砟轨道扣件的调低量4 mm，就无法通过调低扣件使钢轨复位；而针对有砟轨道上拱变形控制，目前尚无相关规范或文献予以限制。为此，本文参照文献[15]，重点讨论无砟轨道路基盐胀变形控制，得出高速铁路运营期无砟轨道砾类盐渍土路基盐胀量不宜大于4 mm。

对于常规路基构筑物，工后沉降主要由路基本体变形和地基变形两部分组成，由于在施工过程中路基本体压实度控制严格，导致本体变形量较小，填筑完成后压缩变形很快完成。可见，地基变形才是路基工后沉降控制的重点，且铺轨后的地基变形主要是固结或蠕变变形，具有时间效应。在水分入渗条件下，砾类盐渍土路基极易发生溶陷变形，且这类变形主要发生于轨道铺设之后(运营期)，因此，对于砾类盐渍土路基，溶陷变形也是工后沉降的重要组成部分。另一方面，与地基固结或蠕变变形不同，盐渍土溶陷变形受制于水分入渗，具有突发性，受制于当地降雨工况，长时效应不明显，即溶陷变形与固结或蠕变变形在计入工后沉降时宜区别对待。考虑时间效应为主时，固结或蠕变变形是工后沉降主要控制因素；当考虑水分入渗效应时，溶陷变形就成为工后沉降的主控因素，其变形量也不应大于规范限制要求[9]，见表3。

表3 高速铁路路基工后沉降控制要求

根据上述阐述，初步拟定砾类盐渍土路基盐胀与溶陷变形控制要求，见表4(工后沉降主要针对一般地段)。

表4 盐胀与溶陷变形控制要求

2.2 路用指标分析

盐渍土溶陷量可基于溶陷系数予以确定[1]，即

(5)

式中：Sδ0为盐渍土的总溶陷量；δi为第i层土的溶陷系数；Hi为第i层土的厚度；n为基础底面以下全部溶陷性盐渍土的层数。

盐渍土盐胀量可按盐胀系数予以确定[1]，即

Sη0=ηH

(6)

式中：Sη0为盐渍土的总盐胀量；η为盐胀系数；H为有效盐胀区厚度，mm。

文献[1，16]的研究表明，砾类盐渍土发生溶陷的土层厚度在3.0 m以内，产生盐胀的土层厚度在2.0 m以内。为此，本文溶陷计算深度取3.0 m，有效盐胀区厚度取2.0 m。由于溶陷计算深度及有效盐胀区厚度较小，故溶陷及盐胀计算深度范围内路基可按均质体予以考虑，即该深度内的土层盐胀与溶陷系数可按定值考虑。

根据表4砾类盐渍土路基盐胀与溶陷变形控制目标，结合上述分析，确定满足高速铁路变形控制要求的盐胀与溶陷系数阈值，结果如表5所示。

表5 盐胀与溶陷系数阈值

根据表5盐胀与溶陷系数阈值判断表1中9组土样的路用可行性，结果如图7、图8所示。由图7可知，仅3组土样的溶陷系数小于无砟轨道(250 km/h≤v≤350 km/h)溶陷系数阈值，满足表5控制要求，其余土样溶陷系数则均未能满足表5控制要求；但9组土样的溶陷系数均小于有砟轨道(300 km/h≤v≤350 km/h及200 km/h≤v≤250 km/h)溶陷系数阈值，满足表5控制要求。

图7 溶陷系数可行性判定

图8 盐胀系数可行性判定

由图8可以看出，仅2组土样的盐胀系数大于无砟轨道(250 km/h≤v≤350 km/h)盐胀系数阈值，未能满足表5控制要求，其余土样盐胀系数则均能满足表5控制要求。

3 大型试验案例分析

3.1 现场浸水试验

3.1.1 试验设计

为进一步研究砾类盐渍土路基的现场溶陷变形特性，进一步验证上述路用标准中溶陷判定的合理性，拟于GK121+150及GK214+900路基顶面开展现场浸水载荷试验。试验的试坑尺寸为2.5 m×2.5 m，承载板直径0.8 m，在承载板上布置3个千分表测试变形，试验设计如图9所示。

图9 现场浸水试验设计(单位：m)

本次浸水试验承载板上覆压力为200 kPa，结合当地气象资料，模拟浸水阶段各工况。

工况1 注水30 mm，模拟一年中月最大平均降水量。

工况2 在工况1的基础上，再次注水30 mm(累计60 mm)，模拟一年内最大单次降水量。

工况3 在工况2的基础上，再次注水40 mm(累计100 mm)，模拟年均降雨量。

工况4 保持30～40 cm常水头，持续浸水24 h，模拟当地极端单次降雨。

工况5 长期保持30～40 cm常水头持续浸水直至溶陷变形稳定，模拟极限降水工况。

3.1.2 试验成果及分析

图10为试验加载及浸水工况下地基变形时程曲线。表6为不同模拟工况下地基变形量统计，表中溶陷占比为每一工况的累计溶陷量与最终溶陷量(工况5累计溶陷量)的比值。此外，表中理论计算值是由式(5)计算得到的，其溶陷计算深度取3.0 m，溶陷系数按图4对应里程确定。

图10 地基变形时程曲线

由图10及表6可以看出：

(1)在加载阶段，随加载压力增大，承载板基底沉降量不断增大，这与土体产生压缩变形有关[14]。

(2)在浸水阶段，对于工况1(即浸水初期)，承载板基底溶陷变形发展迅速，特别是里程GK121+150，其溶陷占比达79.9%；在工况2～4期间，承载板基底溶陷变形继续不断发展增大，尤其是里程GK214+900在工况2～4完成后的溶陷占比达69.7%；而对于极限降水工况，承载板基底溶陷变形增长缓慢并逐渐趋于稳定，在工况5下2个试验点的溶陷占比均较小(0.3%～6.4%)，可见在当地极端单次降雨条件下，砾类盐渍土可完成不小于95%的溶陷量。

(3)溶陷变形理论计算值与现场实测值较接近，其实测值与理论值的比值为0.76～0.81。根据现场溶陷试验结果(极限降水工况)，可判断溶陷变形是否满足表5要求，判定结果与图7判定结果吻合，文中不再赘述。

表6 不同工况下地基变形量

3.2 冻融循环试验

3.2.1 试验设计

为研究季节交替过程中砾类盐渍土路基的盐胀溶陷特性，进一步判断冻融循环条件下路用技术要求(表5)的可行性。于GK7+920和GK87+950处采集土样开展冻融循环试验，模拟自然界冬季降温及初春升温(冻融循环)条件下砾类盐渍土路基变形特征。

原型路基结构尺寸及按比例缩小(相似比为0.15)的模型路基结构尺寸见表7。试验按照最佳含水率配制试验用土，并装入密封袋中闷料24 h以上。试验桶选用直径30 cm、桶高75 cm的有机玻璃桶。试样击实装填前，在桶内侧涂一层凡士林，分层击实填筑，每层填土厚度2.5 cm，土样压实度与现场测试结果保持一致。在模型路基顶面安装制冷头(荷载0.7 kPa)及百分表，测试冻融循环条件下路基顶面变形，试验装置见图11。

表7 原型及模型路基结构与尺寸

图11 室内大型冻融循环试验装置示意图

试验冻融循环温度采用顶板控制(单向降温、单向升温)，顶板连接低温恒温槽实现温度升降。一个冻融循环周期为96 h，共进行7个周期，每次冻融循环的温度控制如下：

(1)降温：试验从25 ℃开始，按5 ℃依次降温，即25 ℃→20 ℃→15 ℃→10 ℃→5 ℃→0 ℃→-5 ℃→-10 ℃→-15 ℃，每级降温后稳定1.5 h，每次降温过程历时共12 h，温度达到-15 ℃时恒温维持36 h，整个降温过程共计48 h。

(2)升温：降温完成后即从-15 ℃开始升温，按5 ℃依次升温，即-15 ℃→-10 ℃→-5 ℃→0 ℃→5 ℃→10 ℃→15 ℃→20 ℃→25 ℃，每级升温后稳定1.5 h，每次升温过程历时共12 h，温度达到25 ℃时恒温维持36 h，整个升温过程共计48 h。

3.2.2 试验结果及分析

在冻融循环条件下，模型路基顶面变形随时间的变化曲线如图12所示，1个周期内路基顶面盐胀量及融沉量与冻融循环次数的关系见图13。

图12 模型路基顶面变形时程曲线

图13 盐胀量及融沉量与冻融循环次数的关系

由图12、图13可以看出：

(1)对于GK7+920模型路基，随冻融循环周期增加，路基顶面变形总体上呈盐胀趋势，即第1 ～3周期呈缓慢盐胀趋势，第4 ～5周期盐胀趋势显著增加，第6 ～7周期盐胀趋势趋于平缓；7个冻融循环周期结束后，路基顶面累计盐胀量为0.56 mm；随冻融循环次数增大，路基顶面盐胀量及融沉量总体上呈平稳趋势；在7个周期内，最大盐胀量为0.26 mm，最大融沉量为0.19 mm。

(2)对于GK87+950模型路基，随冻融循环周期增加，路基顶面变形总体上呈融沉趋势，第1～4周期呈轻微融沉趋势，第5 ～7周期融沉趋势显著增加；7个冻融循环周期结束后，路基顶面累计融沉量为0.82 mm；随冻融循环次数增大，路基顶面盐胀量及融沉量总体上呈增大趋势，并逐渐趋于稳定；在7个周期内，最大盐胀量为0.92 mm，最大融沉量为1.74 mm。

(3)根据上述冻融循环试验结果，可判断盐胀量与融沉量是否满足表5要求，其判定结果与图7、图8判定结果吻合。

GK7+920与GK87+950模型路基顶面变形曲线出现明显差异的主要原因分析如下：

(1)GK7+920模型路基压实系数较大，土体压密度较高，融沉及水盐迁移空间较小，导致升温过程中土体未充分融沉即进入降温盐胀过程，如此累积循环导致路基顶面变形总体上呈盐胀趋势；且在温度影响区内，水盐不易向上迁移，导致路基顶面盐胀量及融沉量无法进一步增加。

(2)GK87+950模型路基压实系数较小，土体较松散，融沉及水盐迁移空间较大，在冻融循环过程中，温度影响区水盐可能向上迁移，导致上部路基含盐量增加，增大了土体盐胀融沉发生的可能性，致使路基顶面盐胀量及融沉量随冻融循环次数增大总体上呈增大趋势。

4 结论

(1)某高铁沿线填料的易溶盐含量均大于0.3%，属于砾类盐渍土，按现行规范判断，其具有轻微溶陷性或不具有溶陷性；在单次降温条件，压实系数小于0.97的砾类盐渍土以“体缩”变形为主，而压实系数大于0.97的砾类盐渍土盐胀变形较明显。

(2)按现行规范上拱与沉降控制标准，给出了高速铁路速度与路基盐胀、溶陷系数阈值的关系，即250～350 km/h无砟轨道路基盐胀与溶陷系数阈值为0.002和0.005，300～350 km/h、200～250 km/h有砟轨道路基溶陷系数阈值为0.017和0.033。

(3)砾类盐渍土路基在降水初期，溶陷变形发展迅速；当降雨达到年均降雨量时，砾类盐渍土路基可完成比例达65%的溶陷量；当降雨达到当地极端单次降雨时，砾类盐渍土路基可完成比例不小于95%的溶陷量。

(4)对于压实系数较小的砾类盐渍土路基，融沉及水盐迁移空间较大，多次冻融循环后，路基顶面变形呈融沉趋势；对于压实系数较大的的砾类盐渍土路基，融沉及水盐迁移空间较小，在冻融循环条件下，路基顶面变形呈盐胀趋势。

(5)对溶陷变形无法满足要求的砾类盐渍土路基，可于基床表层底下设置隔断层，防止雨水入渗，减弱或消除路基溶陷变形；对盐胀变形难以满足要求的砾类盐渍土路基，有效盐胀区不宜填筑含盐量较高的砾类盐渍土，且在满足压实标准的条件下，填土压实系数不宜大于0.97。