高速鐵路路基用礫類鹽漬土變形特征研究

盧 煒,陳偉志

(1.北京交通大學(xué) 經(jīng)濟管理學(xué)院，北京 100044；2.中國中鐵股份有限公司，北京 100039；3.中鐵二院工程集團(tuán)有限責(zé)任公司，四川 成都 610031)

鹽漬土是一類不同程度鹽堿化土的總稱[1]，在全球干旱、半干旱及濱海區(qū)域廣泛分布，具有溶陷性、鹽脹性和腐蝕性等特殊工程特性[1-2]，其復(fù)雜特殊性遠(yuǎn)甚于凍土、膨脹土和黃土。鹽漬土是各國工程建設(shè)的重大潛在威脅之一[3-4]。

粗粒鹽漬土工程力學(xué)特性較好，可用于構(gòu)筑高速公路路基[5]。不少學(xué)者從結(jié)構(gòu)型式、變形特征等角度對鹽漬土進(jìn)行了系統(tǒng)研究，成果豐富[6-8]。王強[6]在考慮防治鹽漬土路基鹽脹、溶陷等病害的基礎(chǔ)上，提出了“上隔下疏”的新型鹽漬土公路路基結(jié)構(gòu)型式；張莎莎等[7]通過開展多次凍融循環(huán)條件下的大型路堤模型試驗，研究了粗粒鹽漬土作為公路路基填料的可行性；包衛(wèi)星等[8]基于5 mm 篩法配制鹽分，研究了不同含鹽量水平下砂類鹽漬土的鹽脹變化及其在凍融循環(huán)作用后的溶陷特性，闡述了高速公路砂類鹽漬土的路用條件。

在鹽漬土地區(qū)開展高速鐵路選線，線位不可避免地會穿越鹽質(zhì)荒漠區(qū)，沿線不含鹽優(yōu)質(zhì)路基填料極其匱乏。但含鹽且力學(xué)性能較好的粗粒鹽漬土卻廣泛分布，按現(xiàn)行規(guī)范要求[9]，這類鹽漬土不可用于填筑高速鐵路路基(以下簡稱路用)工程，而且關(guān)于粗粒鹽漬土填筑高速鐵路路基的研究成果也不多見[10]。因此，在工程設(shè)計實踐中，為了滿足規(guī)范要求，路基填料獲取只能以開山塊石或遠(yuǎn)運價購為主，這就極易導(dǎo)致工程投資急劇增加。可見，亟需研究高速鐵路粗粒鹽漬土的路用可行性。本文結(jié)合某高速鐵路建設(shè)，在分析考慮變形控制要求的鹽漬土路基鹽脹與溶陷系數(shù)閾值的基礎(chǔ)上，通過溶陷與鹽脹試驗、現(xiàn)場浸水試驗、凍融循環(huán)試驗等手段，研究高速鐵路礫類鹽漬土路用的技術(shù)要求及變形特征。

1 基本工程特性

1.1 工程概況

某高鐵全長246 km，已采用UIC標(biāo)準(zhǔn)、按時速250 km/h有砟軌道鐵路進(jìn)行施工圖設(shè)計，并完成70%的線下土建工程，大部分路堤工程已采用鹽漬土填至基床底層頂面(路基比例達(dá)97%)，如圖1所示。由于種種原因，該工程已停工6年，近期業(yè)主擬采用中國標(biāo)準(zhǔn)進(jìn)行施工圖整改設(shè)計。

圖1 路基工程概貌

1.2 基本工程性質(zhì)指標(biāo)

試驗研究土樣共取9組，參照文獻(xiàn)[11]開展篩分、重型擊實及液塑限測定等基本土工試驗，土樣易溶鹽含量測定則按文獻(xiàn)[1]執(zhí)行。9組土樣的基本工程性質(zhì)指標(biāo)如表1所示，表1中：wTDS為易溶鹽含量；ρdmax為最大干密度；ρd為干密度；wopt為最佳含水率；wL為液限；wP為塑限；IP為塑性指數(shù)；K為壓實系數(shù)，K=ρd/ρdmax[9]；c為黏聚力；φ為內(nèi)摩擦角。

圖2為9組土樣的顆粒級配曲線。根據(jù)圖2計算各類粒組的土重百分比，結(jié)果見表2。d>60 mm(d為粒徑)的顆粒為巨粒，2 mm20 mm顆粒的質(zhì)量未超過總質(zhì)量50%，而d>2 mm顆粒的質(zhì)量超過總質(zhì)量50%(見圖2)，根據(jù)文獻(xiàn)[1，9]分類方法，可知9組土樣均屬于細(xì)礫類中等硫酸鹽漬土。

通過取樣觀察分析發(fā)現(xiàn)，3組土樣的粗顆粒以尖棱狀為主，宜定名為細(xì)角礫土，其余土樣的粗顆粒以渾圓或圓棱狀為主，宜定名為細(xì)圓礫土。

路堤填料級配特征應(yīng)根據(jù)不均勻系數(shù)Cu、曲率系數(shù)Cc確定[9]，其中Cu<10為均勻級配，Cu≥10且1≤Cc≤3為良好級配，Cu≥10且Cc<1或Cc>3為間斷級配。其中，不均勻系數(shù)Cu、曲率系數(shù)Cc分別按以下公式確定[9]

(1)

(2)

式中：d60為限制粒徑，顆粒級配曲線上的某粒徑，小于該粒徑的土含量占總質(zhì)量的60%；d10為有效粒徑，顆粒級配曲線上的某粒徑，小于該粒徑的土含量占總質(zhì)量的10%；d30為顆粒級配曲線上的某粒徑，小于該粒徑的土含量占總質(zhì)量的30%。

根據(jù)表2數(shù)據(jù)及規(guī)范要求[9]，對細(xì)礫土進(jìn)行定名及組別判定，具體過程及結(jié)果見表2。由表2可知，在9組土樣中，屬于良好級配的A1、A2組填料分別為3組和2組，屬于間斷級配的B1組填料為4組。

表1 基本工程性質(zhì)指標(biāo)

表2 土樣定名及組別判定

圖2 填料顆粒級配曲線

1.3 溶陷系數(shù)

對表1中9組土樣開展室內(nèi)溶陷試驗，以掌握礫類鹽漬土的溶陷系數(shù)。試驗儀器主要由計算機控制系統(tǒng)、加壓系統(tǒng)和粗顆粒土樣盛放容器三大部分組成。土樣盛放容器為有機玻璃桶，直徑28 cm，高度12 cm，容器上、下面可自由排水，荷載通過鋼排水板予以施加。有機玻璃桶外側(cè)加裝鐵箍，以避免試樣裝置在受力后產(chǎn)生側(cè)向變形。試驗加壓系統(tǒng)為電子萬能試驗機，可通過計算機控制系統(tǒng)輸入編寫的程序進(jìn)行自動加載控制[1]。

試樣按表1中最佳含水率及壓實系數(shù)制備，浸水穩(wěn)定加載壓力取200 kPa[1]，按單線法實施，其中0～200 kPa逐級加載，每級加載為50 kPa，穩(wěn)定后再施加下一級荷載，加載穩(wěn)定標(biāo)準(zhǔn)為試樣變形不超過0.01 mm/h。當(dāng)荷載加至200 kPa且變形穩(wěn)定后，加無離子水由上而下浸濕試樣，待變形穩(wěn)定之后加載至300 kPa[1]。鹽漬土溶陷系數(shù)δ計算式為

(3)

本次試驗持續(xù)加水直至試樣中的易溶鹽充分被水溶解帶走為止，各組土樣的溶陷曲線如圖3所示。結(jié)合圖3與式(3)，可確定各組溶陷系數(shù)，結(jié)果見圖4。

由圖4可以看出，土樣TS-1、TS-4、TS-6、TS-7溶陷系數(shù)大于或等于0.01，屬于溶陷性鹽漬土，具有輕微溶陷性[1]，其余5組土樣的溶陷系數(shù)均小于0.01，不具有溶陷性[1]。礫類鹽漬土溶陷系數(shù)較小的主要原因在于研究土樣中粗顆粒含量較大，在一定的壓實功作用下，顆粒之間相互接觸，形成土體骨架，顆粒間骨架結(jié)構(gòu)明顯，土體浸水后易溶鹽逐漸溶解并被帶走，鹽結(jié)晶對土體結(jié)構(gòu)影響并不明顯，未顯著破壞土骨架結(jié)構(gòu)，致使土樣溶陷變形量較小。

圖3 土樣溶陷變形曲線

1.4 鹽脹系數(shù)

采用室內(nèi)鹽脹試驗測算表1中各組土樣的鹽脹系數(shù)。室內(nèi)鹽脹試驗容器高度為13 cm、直徑為15 cm，按表1中壓實系數(shù)在試驗容器內(nèi)分三次擊入土樣，然后覆蓋一層保鮮膜，放置12 h。試樣容器置于低溫箱中，土樣上部未施加荷載，安裝好百分表后，開啟低溫箱即可開展鹽脹試驗。

本次鹽脹試驗從25 ℃開始依次降溫，即25 ℃→20 ℃→15 ℃→10 ℃→5 ℃→0 ℃→-5 ℃→-10 ℃→-15 ℃，每級降溫歷時1 h，降溫完成后記錄百分表讀數(shù)，再進(jìn)行下一級降溫，當(dāng)溫度降到-15 ℃時，持續(xù)保持該溫度6 h，每小時記錄百分表讀數(shù)，故每一組試樣的試驗時間為14 h。

鹽漬土鹽脹系數(shù)η計算式為

(4)

式中：sη為試驗鹽脹變形量；h0為試樣原始高度。

9組土樣的鹽脹變形量與時間的關(guān)系如圖5所示，由圖5鹽脹變形曲線及式(4)可確定各組鹽脹系數(shù)，結(jié)果見圖4。

由圖4、圖5可以看出，在整個降溫過程中，TS-1與TS-4土樣出現(xiàn)較明顯的收縮下沉，即土樣發(fā)生“體縮”現(xiàn)象；TS-2、TS-3及TS-5土樣也出現(xiàn)了輕微的“體縮”現(xiàn)象；TS-6與TS-7土樣呈較明顯的鹽脹變形；而TS-8與TS-9土樣呈輕微的鹽脹變形。造成上述各組土樣鹽脹變形不一致的主要原因在于土樣壓實系數(shù)不同，現(xiàn)將表1中各組土樣壓實系數(shù)及易溶鹽含量與圖4中鹽脹系數(shù)進(jìn)行匯總對比，結(jié)果如圖6所示。

由圖6可知，在相同易溶鹽含量下，鹽脹系數(shù)總體上隨壓實系數(shù)增大而增大，在壓實系數(shù)小于0.97時，鹽脹系數(shù)增速較緩慢，在降溫過程中，土樣主要以“體縮”變形特征為主，當(dāng)壓實系數(shù)大于0.97時，鹽脹系數(shù)明顯增大，即土樣在降溫過程中表現(xiàn)出較明顯的鹽脹上拱。上述分析表明，土樣壓實系數(shù)越小，其孔隙較大，細(xì)粒組(鹽分主要賦存于細(xì)粒組)引發(fā)的鹽脹變形消散于土體孔隙中，并未反映至土樣表面；反之，土樣壓實系數(shù)越大，其孔隙越小，細(xì)粒組引發(fā)的鹽脹變形難以通過土體孔隙予以消散，鹽脹變形將反映至土樣表面。

圖4 土樣溶陷與鹽脹系數(shù)

圖5 土樣鹽脹變形曲線

圖6 鹽脹系數(shù)與壓實系數(shù)的關(guān)系

2 路用技術(shù)要求研究

2.1 變形控制標(biāo)準(zhǔn)

高速鐵路對沉降與上拱變形控制要求極其嚴(yán)格[13-16]，如文獻(xiàn)[15]認(rèn)為凍脹量超過無砟軌道扣件的調(diào)低量4 mm，就無法通過調(diào)低扣件使鋼軌復(fù)位；而針對有砟軌道上拱變形控制，目前尚無相關(guān)規(guī)范或文獻(xiàn)予以限制。為此，本文參照文獻(xiàn)[15]，重點討論無砟軌道路基鹽脹變形控制，得出高速鐵路運營期無砟軌道礫類鹽漬土路基鹽脹量不宜大于4 mm。

對于常規(guī)路基構(gòu)筑物，工后沉降主要由路基本體變形和地基變形兩部分組成，由于在施工過程中路基本體壓實度控制嚴(yán)格，導(dǎo)致本體變形量較小，填筑完成后壓縮變形很快完成。可見，地基變形才是路基工后沉降控制的重點，且鋪軌后的地基變形主要是固結(jié)或蠕變變形，具有時間效應(yīng)。在水分入滲條件下，礫類鹽漬土路基極易發(fā)生溶陷變形，且這類變形主要發(fā)生于軌道鋪設(shè)之后(運營期)，因此，對于礫類鹽漬土路基，溶陷變形也是工后沉降的重要組成部分。另一方面，與地基固結(jié)或蠕變變形不同，鹽漬土溶陷變形受制于水分入滲，具有突發(fā)性，受制于當(dāng)?shù)亟涤旯r，長時效應(yīng)不明顯，即溶陷變形與固結(jié)或蠕變變形在計入工后沉降時宜區(qū)別對待?？紤]時間效應(yīng)為主時，固結(jié)或蠕變變形是工后沉降主要控制因素；當(dāng)考慮水分入滲效應(yīng)時，溶陷變形就成為工后沉降的主控因素，其變形量也不應(yīng)大于規(guī)范限制要求[9]，見表3。

表3 高速鐵路路基工后沉降控制要求

根據(jù)上述闡述，初步擬定礫類鹽漬土路基鹽脹與溶陷變形控制要求，見表4(工后沉降主要針對一般地段)。

表4 鹽脹與溶陷變形控制要求

2.2 路用指標(biāo)分析

鹽漬土溶陷量可基于溶陷系數(shù)予以確定[1]，即

(5)

式中：Sδ0為鹽漬土的總?cè)芟萘?；δi為第i層土的溶陷系數(shù)；Hi為第i層土的厚度；n為基礎(chǔ)底面以下全部溶陷性鹽漬土的層數(shù)。

鹽漬土鹽脹量可按鹽脹系數(shù)予以確定[1]，即

Sη0=ηH

(6)

式中：Sη0為鹽漬土的總鹽脹量；η為鹽脹系數(shù)；H為有效鹽脹區(qū)厚度，mm。

文獻(xiàn)[1，16]的研究表明，礫類鹽漬土發(fā)生溶陷的土層厚度在3.0 m以內(nèi)，產(chǎn)生鹽脹的土層厚度在2.0 m以內(nèi)。為此，本文溶陷計算深度取3.0 m，有效鹽脹區(qū)厚度取2.0 m。由于溶陷計算深度及有效鹽脹區(qū)厚度較小，故溶陷及鹽脹計算深度范圍內(nèi)路基可按均質(zhì)體予以考慮，即該深度內(nèi)的土層鹽脹與溶陷系數(shù)可按定值考慮。

根據(jù)表4礫類鹽漬土路基鹽脹與溶陷變形控制目標(biāo)，結(jié)合上述分析，確定滿足高速鐵路變形控制要求的鹽脹與溶陷系數(shù)閾值，結(jié)果如表5所示。

表5 鹽脹與溶陷系數(shù)閾值

根據(jù)表5鹽脹與溶陷系數(shù)閾值判斷表1中9組土樣的路用可行性，結(jié)果如圖7、圖8所示。由圖7可知，僅3組土樣的溶陷系數(shù)小于無砟軌道(250 km/h≤v≤350 km/h)溶陷系數(shù)閾值，滿足表5控制要求，其余土樣溶陷系數(shù)則均未能滿足表5控制要求；但9組土樣的溶陷系數(shù)均小于有砟軌道(300 km/h≤v≤350 km/h及200 km/h≤v≤250 km/h)溶陷系數(shù)閾值，滿足表5控制要求。

圖7 溶陷系數(shù)可行性判定

圖8 鹽脹系數(shù)可行性判定

由圖8可以看出，僅2組土樣的鹽脹系數(shù)大于無砟軌道(250 km/h≤v≤350 km/h)鹽脹系數(shù)閾值，未能滿足表5控制要求，其余土樣鹽脹系數(shù)則均能滿足表5控制要求。

3 大型試驗案例分析

3.1 現(xiàn)場浸水試驗

3.1.1 試驗設(shè)計

為進(jìn)一步研究礫類鹽漬土路基的現(xiàn)場溶陷變形特性，進(jìn)一步驗證上述路用標(biāo)準(zhǔn)中溶陷判定的合理性，擬于GK121+150及GK214+900路基頂面開展現(xiàn)場浸水載荷試驗。試驗的試坑尺寸為2.5 m×2.5 m，承載板直徑0.8 m，在承載板上布置3個千分表測試變形，試驗設(shè)計如圖9所示。

圖9 現(xiàn)場浸水試驗設(shè)計(單位：m)

本次浸水試驗承載板上覆壓力為200 kPa，結(jié)合當(dāng)?shù)貧庀筚Y料，模擬浸水階段各工況。

工況1 注水30 mm，模擬一年中月最大平均降水量。

工況2 在工況1的基礎(chǔ)上，再次注水30 mm(累計60 mm)，模擬一年內(nèi)最大單次降水量。

工況3 在工況2的基礎(chǔ)上，再次注水40 mm(累計100 mm)，模擬年均降雨量。

工況4 保持30～40 cm常水頭，持續(xù)浸水24 h，模擬當(dāng)?shù)貥O端單次降雨。

工況5 長期保持30～40 cm常水頭持續(xù)浸水直至溶陷變形穩(wěn)定，模擬極限降水工況。

3.1.2 試驗成果及分析

圖10為試驗加載及浸水工況下地基變形時程曲線。表6為不同模擬工況下地基變形量統(tǒng)計，表中溶陷占比為每一工況的累計溶陷量與最終溶陷量(工況5累計溶陷量)的比值。此外，表中理論計算值是由式(5)計算得到的，其溶陷計算深度取3.0 m，溶陷系數(shù)按圖4對應(yīng)里程確定。

圖10 地基變形時程曲線

由圖10及表6可以看出：

(1)在加載階段，隨加載壓力增大，承載板基底沉降量不斷增大，這與土體產(chǎn)生壓縮變形有關(guān)[14]。

(2)在浸水階段，對于工況1(即浸水初期)，承載板基底溶陷變形發(fā)展迅速，特別是里程GK121+150，其溶陷占比達(dá)79.9%；在工況2～4期間，承載板基底溶陷變形繼續(xù)不斷發(fā)展增大，尤其是里程GK214+900在工況2～4完成后的溶陷占比達(dá)69.7%；而對于極限降水工況，承載板基底溶陷變形增長緩慢并逐漸趨于穩(wěn)定，在工況5下2個試驗點的溶陷占比均較小(0.3%～6.4%)，可見在當(dāng)?shù)貥O端單次降雨條件下，礫類鹽漬土可完成不小于95%的溶陷量。

(3)溶陷變形理論計算值與現(xiàn)場實測值較接近，其實測值與理論值的比值為0.76～0.81。根據(jù)現(xiàn)場溶陷試驗結(jié)果(極限降水工況)，可判斷溶陷變形是否滿足表5要求，判定結(jié)果與圖7判定結(jié)果吻合，文中不再贅述。

表6 不同工況下地基變形量

3.2 凍融循環(huán)試驗

3.2.1 試驗設(shè)計

為研究季節(jié)交替過程中礫類鹽漬土路基的鹽脹溶陷特性，進(jìn)一步判斷凍融循環(huán)條件下路用技術(shù)要求(表5)的可行性。于GK7+920和GK87+950處采集土樣開展凍融循環(huán)試驗，模擬自然界冬季降溫及初春升溫(凍融循環(huán))條件下礫類鹽漬土路基變形特征。

原型路基結(jié)構(gòu)尺寸及按比例縮小(相似比為0.15)的模型路基結(jié)構(gòu)尺寸見表7。試驗按照最佳含水率配制試驗用土，并裝入密封袋中悶料24 h以上。試驗桶選用直徑30 cm、桶高75 cm的有機玻璃桶。試樣擊實裝填前，在桶內(nèi)側(cè)涂一層凡士林，分層擊實填筑，每層填土厚度2.5 cm，土樣壓實度與現(xiàn)場測試結(jié)果保持一致。在模型路基頂面安裝制冷頭(荷載0.7 kPa)及百分表，測試凍融循環(huán)條件下路基頂面變形，試驗裝置見圖11。

表7 原型及模型路基結(jié)構(gòu)與尺寸

圖11 室內(nèi)大型凍融循環(huán)試驗裝置示意圖

試驗凍融循環(huán)溫度采用頂板控制(單向降溫、單向升溫)，頂板連接低溫恒溫槽實現(xiàn)溫度升降。一個凍融循環(huán)周期為96 h，共進(jìn)行7個周期，每次凍融循環(huán)的溫度控制如下：

(1)降溫：試驗從25 ℃開始，按5 ℃依次降溫，即25 ℃→20 ℃→15 ℃→10 ℃→5 ℃→0 ℃→-5 ℃→-10 ℃→-15 ℃，每級降溫后穩(wěn)定1.5 h，每次降溫過程歷時共12 h，溫度達(dá)到-15 ℃時恒溫維持36 h，整個降溫過程共計48 h。

(2)升溫：降溫完成后即從-15 ℃開始升溫，按5 ℃依次升溫，即-15 ℃→-10 ℃→-5 ℃→0 ℃→5 ℃→10 ℃→15 ℃→20 ℃→25 ℃，每級升溫后穩(wěn)定1.5 h，每次升溫過程歷時共12 h，溫度達(dá)到25 ℃時恒溫維持36 h，整個升溫過程共計48 h。

3.2.2 試驗結(jié)果及分析

在凍融循環(huán)條件下，模型路基頂面變形隨時間的變化曲線如圖12所示，1個周期內(nèi)路基頂面鹽脹量及融沉量與凍融循環(huán)次數(shù)的關(guān)系見圖13。

圖12 模型路基頂面變形時程曲線

圖13 鹽脹量及融沉量與凍融循環(huán)次數(shù)的關(guān)系

由圖12、圖13可以看出：

(1)對于GK7+920模型路基，隨凍融循環(huán)周期增加，路基頂面變形總體上呈鹽脹趨勢，即第1 ～3周期呈緩慢鹽脹趨勢，第4 ～5周期鹽脹趨勢顯著增加，第6 ～7周期鹽脹趨勢趨于平緩；7個凍融循環(huán)周期結(jié)束后，路基頂面累計鹽脹量為0.56 mm；隨凍融循環(huán)次數(shù)增大，路基頂面鹽脹量及融沉量總體上呈平穩(wěn)趨勢；在7個周期內(nèi)，最大鹽脹量為0.26 mm，最大融沉量為0.19 mm。

(2)對于GK87+950模型路基，隨凍融循環(huán)周期增加，路基頂面變形總體上呈融沉趨勢，第1～4周期呈輕微融沉趨勢，第5 ～7周期融沉趨勢顯著增加；7個凍融循環(huán)周期結(jié)束后，路基頂面累計融沉量為0.82 mm；隨凍融循環(huán)次數(shù)增大，路基頂面鹽脹量及融沉量總體上呈增大趨勢，并逐漸趨于穩(wěn)定；在7個周期內(nèi)，最大鹽脹量為0.92 mm，最大融沉量為1.74 mm。

(3)根據(jù)上述凍融循環(huán)試驗結(jié)果，可判斷鹽脹量與融沉量是否滿足表5要求，其判定結(jié)果與圖7、圖8判定結(jié)果吻合。

GK7+920與GK87+950模型路基頂面變形曲線出現(xiàn)明顯差異的主要原因分析如下：

(1)GK7+920模型路基壓實系數(shù)較大，土體壓密度較高，融沉及水鹽遷移空間較小，導(dǎo)致升溫過程中土體未充分融沉即進(jìn)入降溫鹽脹過程，如此累積循環(huán)導(dǎo)致路基頂面變形總體上呈鹽脹趨勢；且在溫度影響區(qū)內(nèi)，水鹽不易向上遷移，導(dǎo)致路基頂面鹽脹量及融沉量無法進(jìn)一步增加。

(2)GK87+950模型路基壓實系數(shù)較小，土體較松散，融沉及水鹽遷移空間較大，在凍融循環(huán)過程中，溫度影響區(qū)水鹽可能向上遷移，導(dǎo)致上部路基含鹽量增加，增大了土體鹽脹融沉發(fā)生的可能性，致使路基頂面鹽脹量及融沉量隨凍融循環(huán)次數(shù)增大總體上呈增大趨勢。

4 結(jié)論

(1)某高鐵沿線填料的易溶鹽含量均大于0.3%，屬于礫類鹽漬土，按現(xiàn)行規(guī)范判斷，其具有輕微溶陷性或不具有溶陷性；在單次降溫條件，壓實系數(shù)小于0.97的礫類鹽漬土以“體縮”變形為主，而壓實系數(shù)大于0.97的礫類鹽漬土鹽脹變形較明顯。

(2)按現(xiàn)行規(guī)范上拱與沉降控制標(biāo)準(zhǔn)，給出了高速鐵路速度與路基鹽脹、溶陷系數(shù)閾值的關(guān)系，即250～350 km/h無砟軌道路基鹽脹與溶陷系數(shù)閾值為0.002和0.005，300～350 km/h、200～250 km/h有砟軌道路基溶陷系數(shù)閾值為0.017和0.033。

(3)礫類鹽漬土路基在降水初期，溶陷變形發(fā)展迅速；當(dāng)降雨達(dá)到年均降雨量時，礫類鹽漬土路基可完成比例達(dá)65%的溶陷量；當(dāng)降雨達(dá)到當(dāng)?shù)貥O端單次降雨時，礫類鹽漬土路基可完成比例不小于95%的溶陷量。

(4)對于壓實系數(shù)較小的礫類鹽漬土路基，融沉及水鹽遷移空間較大，多次凍融循環(huán)后，路基頂面變形呈融沉趨勢；對于壓實系數(shù)較大的的礫類鹽漬土路基，融沉及水鹽遷移空間較小，在凍融循環(huán)條件下，路基頂面變形呈鹽脹趨勢。

(5)對溶陷變形無法滿足要求的礫類鹽漬土路基，可于基床表層底下設(shè)置隔斷層，防止雨水入滲，減弱或消除路基溶陷變形；對鹽脹變形難以滿足要求的礫類鹽漬土路基，有效鹽脹區(qū)不宜填筑含鹽量較高的礫類鹽漬土，且在滿足壓實標(biāo)準(zhǔn)的條件下，填土壓實系數(shù)不宜大于0.97。