飽和軟黏土應(yīng)變累積特性及經(jīng)驗(yàn)?zāi)Ｐ?/h1>
2022-08-30 12:43孫磊
長(zhǎng)江科學(xué)院院報(bào) 2022年8期
孫 磊
(宿州學(xué)院 資源與土木工程學(xué)院，安徽 宿州 234000)
1 研究背景
飽和軟黏土在交通荷載下的變形特性一直是土動(dòng)力學(xué)研究的重要課題之一，是進(jìn)行高速公路、高速鐵路、城市地鐵以及機(jī)場(chǎng)跑道等交通基礎(chǔ)設(shè)施結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)、建造、服役安全評(píng)估以及運(yùn)營(yíng)維護(hù)的重要依據(jù)。因此，構(gòu)建一個(gè)能夠反映交通循環(huán)荷載作用特點(diǎn)的飽和軟黏土應(yīng)變累積模型對(duì)從變形的視角預(yù)測(cè)現(xiàn)有交通基礎(chǔ)設(shè)施的服役壽命，進(jìn)而改進(jìn)風(fēng)險(xiǎn)評(píng)估和工程設(shè)計(jì)方法至關(guān)重要。
過去幾十年國內(nèi)外專家學(xué)者針對(duì)不同區(qū)域的飽和軟黏土在交通循環(huán)荷載作用下的變形特性開展了大量的試驗(yàn)及理論研究工作，并取得了較為豐碩的研究成果，尤其體現(xiàn)在飽和軟黏土應(yīng)變累積預(yù)測(cè)模型的構(gòu)建方面。自基于路基土在反復(fù)交通荷載作用下的累積變形隨循環(huán)加載次數(shù)的發(fā)展特點(diǎn)提出指數(shù)模型以來，眾多專家學(xué)者在其基礎(chǔ)上陸續(xù)進(jìn)行了改進(jìn)，一方面使得指數(shù)型模型可以考慮靜、動(dòng)偏應(yīng)力水平等因素的影響[1-5]，另一方面盡可能提高預(yù)測(cè)模型的適用性[6-8]。然而上述模型都未能反映交通循環(huán)荷載下地基土體處于部分排水的實(shí)際工況[9-11]以及交通循環(huán)荷載引起的水平向循環(huán)正應(yīng)力的影響[12-13]。部分排水條件下，模擬水平向循環(huán)正應(yīng)力影響的變圍壓三軸循環(huán)加載試驗(yàn)結(jié)果表明飽和軟黏土在變圍壓應(yīng)力路徑下的軸向累積應(yīng)變速率明顯高于圍壓保持恒定豎向偏應(yīng)力單獨(dú)循環(huán)加載的情況[14-15]。部分學(xué)者在指數(shù)模型的基礎(chǔ)上進(jìn)一步構(gòu)建了考慮循環(huán)偏應(yīng)力和循環(huán)圍壓聯(lián)合效應(yīng)的正常固結(jié)以及超固結(jié)飽和軟黏土的軸向應(yīng)變累積經(jīng)驗(yàn)?zāi)Ｐ蚚16-17]。然而上述模型僅針對(duì)特定周數(shù)或是某一周數(shù)之后的應(yīng)變，無法反映部分排水條件下整個(gè)循環(huán)加載過程的應(yīng)變累積。此外，上述經(jīng)驗(yàn)?zāi)Ｐ捅举|(zhì)上是對(duì)試驗(yàn)結(jié)果的擬合，由于模型參數(shù)都是通過擬合實(shí)測(cè)結(jié)果確定的，因而預(yù)測(cè)結(jié)果必然會(huì)與實(shí)測(cè)值吻合較好，其適用性還有待進(jìn)一步驗(yàn)證。
基于此，本文借助GDS(Global Digital Systems)變圍壓動(dòng)三軸儀，以溫州軟黏土為研究對(duì)象，開展了一系列部分排水條件下的恒定圍壓(Constant Confining Pressure，CCP)以及變圍壓(Variable Confining Pressure，VCP)應(yīng)力路徑下的循環(huán)加載試驗(yàn)，重點(diǎn)探究了變圍壓應(yīng)力路徑對(duì)正常固結(jié)飽和軟黏土永久軸向應(yīng)變的影響規(guī)律，并建立了相應(yīng)的應(yīng)變累積經(jīng)驗(yàn)?zāi)Ｐ汀?/p>
2 試驗(yàn)條件及方法
2.1 土樣制備及試驗(yàn)過程
試驗(yàn)所用軟黏土試樣取自溫州某在建工地開挖至一定深度(5～6 m)的基坑內(nèi)，采用薄壁取樣法獲取高質(zhì)量的原狀土。按照《土工試驗(yàn)規(guī)程》(GB/T 50123—1999)測(cè)得試驗(yàn)所用土體的基本物理力學(xué)指標(biāo)如下[16]：密度ρ=1.61 g/cm3，相對(duì)密度Gs= 2.72，天然含水量wn= 58%，液限wL= 67%，塑性指數(shù)Ip= 33，初始孔隙比e0=1.58，滲透系數(shù)k=2.6×10-6cm/s。
所有試驗(yàn)均采用直徑5 cm和高度10 cm的圓柱體試樣，并在試樣的四周貼上相同規(guī)格尺寸的濾紙作為排水路徑，待試樣裝入三軸壓力室并完成所有儀器檢測(cè)之后對(duì)試樣進(jìn)行如下操作：
(1)在10 kPa的有效圍壓(設(shè)定圍壓310 kPa，反壓為300 kPa)下對(duì)試樣進(jìn)行反壓飽和，待孔壓系數(shù)B值>0.98，則表明試樣完全飽和。
(2)在100 kPa的有效圍壓(保持300 kPa反壓恒定，增大圍壓至400 kPa)下對(duì)試樣進(jìn)行等向固結(jié)直至排水體積變化基本穩(wěn)定。
(3)通過CCP和VCP試驗(yàn)?zāi)M交通荷載并研究變圍壓應(yīng)力路徑對(duì)飽和軟黏土在部分排水條件下永久軸向應(yīng)變的影響規(guī)律。
2.2 試驗(yàn)方案
本試驗(yàn)采用應(yīng)力控制循環(huán)加載方式，選擇如圖1所示的自定義壓縮波模擬交通循環(huán)荷載。
圖1 加載循環(huán)偏應(yīng)力及循環(huán)圍壓Fig.1 Applied cyclic deviatoric stress and cyclic confining pressure
參照以往的研究設(shè)定加載頻率為0.1 Hz，循環(huán)次數(shù)為10 000[9-10]。在循環(huán)加載過程中將排水閥門打開以實(shí)現(xiàn)排水，用于模擬交通循環(huán)荷載作用下地基飽和軟黏土的實(shí)際工況。由于飽和軟黏土滲透性較差，在循環(huán)動(dòng)載的作用下無法實(shí)現(xiàn)完全排水，因而稱為部分排水。然而，以現(xiàn)有的技術(shù)手段，應(yīng)力加載模式下的動(dòng)三軸試驗(yàn)并不能預(yù)先設(shè)定飽和軟黏土試樣的排水程度。實(shí)際上，如同天然土體的結(jié)構(gòu)性特征一樣，盡管無法進(jìn)行定量表征，但是依然可以定量描述各種循環(huán)荷載對(duì)其動(dòng)力特性的影響。盡管在本文的循環(huán)加載試驗(yàn)過程中無法預(yù)先設(shè)定部分排水的程度，但是可以通過試驗(yàn)結(jié)果反推循環(huán)加載過程中的排水程度。參照劉家順等[15]采用體應(yīng)變?cè)隽颗c軸向應(yīng)變?cè)隽康谋戎?dεv/dε1)來量化試樣的排水程度，本文所有試驗(yàn)的dεv/dε1約為0.98。
所有試驗(yàn)在循環(huán)加載過程中保持循環(huán)偏應(yīng)力與循環(huán)圍壓的相位差為0，在保持循環(huán)偏應(yīng)力恒定的情況下，改變循環(huán)圍壓的幅值則可以在如圖2所示的p-q平面形成不同的應(yīng)力路徑。
圖2 循環(huán)三軸應(yīng)力路徑Fig.2 Cyclic triaxial stress paths
為了表征不同應(yīng)力路徑，Rondón等[18]定義應(yīng)力路徑斜率ηampl為
(1)
Cai等[14]則采用1/ηampl來反映應(yīng)力路徑的影響。由于ηampl或1/ηampl均與應(yīng)力路徑的傾角α有關(guān)，因此本文采用應(yīng)力路徑傾角α來表征應(yīng)力路徑，如圖2所示，對(duì)CCP試驗(yàn)而言，傾角α為71.6°。
為了模擬不同的交通荷載狀況和衡量循環(huán)動(dòng)應(yīng)力水平的影響，參照以往的研究選取不同的循環(huán)動(dòng)應(yīng)力幅值并定義循環(huán)應(yīng)力比(CSR)為[6，15]
CSR=qampl/qf。
(2)
式中qf為三軸固結(jié)不排水單調(diào)剪切試驗(yàn)獲得的偏應(yīng)力峰值。對(duì)于本文試驗(yàn)所用的溫州飽和軟黏土，經(jīng)試驗(yàn)測(cè)得其100 kPa 固結(jié)圍壓下的qf約為69 kPa。具體的試驗(yàn)方案如表1所示。
表1 循環(huán)三軸試驗(yàn)方案
3 試驗(yàn)結(jié)果及分析
3.1 典型CCP及VCP試驗(yàn)結(jié)果
圖3 CCP及VCP試驗(yàn)條件下試樣典型的軸向應(yīng)變和體應(yīng)變時(shí)程曲線Fig.3 Typical time-history curves of axial strain and volumetric strain in CCP and VCP tests
圖4進(jìn)一步給出了部分排水條件下，CCP試驗(yàn)和VCP試驗(yàn)獲得的正常固結(jié)飽和軟黏土試樣的典型偏應(yīng)力-軸向應(yīng)變關(guān)系曲線。其中循環(huán)次數(shù)N分別為1、10、100、500、1 000、5 000和10 000時(shí)的滯回曲線通過彩圖加以突出顯示。從圖4中可以看出，VCP試驗(yàn)與其對(duì)應(yīng)的CCP試驗(yàn)產(chǎn)生的滯回曲線形狀基本類似。隨著循環(huán)次數(shù)的增加，試樣的永久軸向應(yīng)變逐漸增長(zhǎng)，但累積速率逐漸降低。圖4進(jìn)一步反映出循環(huán)圍壓對(duì)試樣永久軸向應(yīng)變具有顯著的影響，當(dāng)N=10 000時(shí)，VCP試驗(yàn)(α=26.6°)產(chǎn)生的永久軸向應(yīng)變(2.561%)約為相應(yīng)CCP試驗(yàn)(α=71.6°)產(chǎn)生的永久軸向應(yīng)變(1.603%)的1.6倍。
圖4 CCP及VCP試驗(yàn)條件下試樣典型的偏應(yīng)力-軸向應(yīng)變關(guān)系曲線Fig.4 Typical curves of cyclic deviatoric stress versus axial strain in CCP and VCP tests
通過圖4還可以看出滯回曲線所圍成的面積隨著循環(huán)次數(shù)的增加逐漸減小，說明試樣在循環(huán)荷載作用下發(fā)生變形時(shí)耗散于土體內(nèi)部的能量逐漸減小。莫海鴻等[19]將其定義為黏滯能量耗散，包括塑性能和內(nèi)能兩部分，其中塑性能主要導(dǎo)致飽和軟黏土微觀結(jié)構(gòu)形態(tài)以及黏聚力的改變而產(chǎn)生塑性應(yīng)變，而內(nèi)能則導(dǎo)致土顆粒的移動(dòng)以熱能的形式存儲(chǔ)于土體中，因此滯回曲線為一不閉合的曲線。
3.2 永久軸向應(yīng)變發(fā)展規(guī)律
圖5(a)和圖5(b)分別給出了部分排水條件下，試樣在相同應(yīng)力路徑(α=45°)不同循環(huán)動(dòng)應(yīng)力比下的永久軸向應(yīng)變隨循環(huán)加載次數(shù)的發(fā)展曲線和試樣在相同循環(huán)動(dòng)應(yīng)力比(CSR=0.29)不同應(yīng)力路徑下的永久軸向應(yīng)變隨循環(huán)加載次數(shù)的發(fā)展曲線。
通過圖5可以看出，在半對(duì)數(shù)坐標(biāo)系下，試樣的永久軸向應(yīng)變的發(fā)展隨著循環(huán)加載次數(shù)的增加可以近似分為3個(gè)階段：①初始緩慢增長(zhǎng)階段(N=1～10)，試樣的永久軸向應(yīng)變?cè)谇?0次循環(huán)基本呈線性緩慢累積；②快速增加階段(N=10～1 000)，試樣在該階段的永久軸向應(yīng)變隨著試樣中孔隙水的不斷排出迅速累積，試樣在這一階段產(chǎn)生的永久軸向應(yīng)變占試樣在整個(gè)循環(huán)加載過程中產(chǎn)生的永久軸向應(yīng)變的50%以上；③壓密穩(wěn)定階段(N=1 000～10 000)，試樣在前1 000次循環(huán)加載過程中不斷被壓密以至于在后續(xù)循環(huán)加載過程中塑性應(yīng)變的累積速率逐漸降低并趨于穩(wěn)定。
圖5 部分排水條件下試樣永久軸向應(yīng)變隨循環(huán)加載次數(shù)的變化曲線Fig.5 Permanent axial strain versus number of load cycles from partially drained cyclic triaxial tests
上述現(xiàn)象與排水條件下，鐵路道砟碎石路基材料在單向純壓循環(huán)荷載作用下永久軸向應(yīng)變隨循環(huán)加載次數(shù)的發(fā)展規(guī)律類似[20]。此外，圖5還表明，在其他條件相同的情況下，循環(huán)動(dòng)應(yīng)力比(CSR)以及應(yīng)力路徑傾角(α)均表現(xiàn)出對(duì)試樣永久軸向應(yīng)變一致的影響規(guī)律，即CSR值越大或α值越小，試樣產(chǎn)生的永久軸向應(yīng)變就越大。
圖6進(jìn)一步給出了圖5中循環(huán)次數(shù)N取10、50、100、500、1 000、5 000、10 000時(shí)試樣永久軸向應(yīng)變分別隨CSR和α值的變化曲線。從圖6(a)中可以看出試樣在相同的應(yīng)力路徑(α=45°)及循環(huán)次數(shù)下，永久軸向應(yīng)變隨著循環(huán)應(yīng)力比的增大呈指數(shù)規(guī)律增長(zhǎng)，可用式(3)加以描述，即
(3)
式中a1和b1為與循環(huán)次數(shù)N及應(yīng)力路徑傾角α相關(guān)的擬合參數(shù)。
從圖6(b)中可以看出試樣在相同的循環(huán)應(yīng)力比(CSR=0.29)及循環(huán)次數(shù)下，永久軸向應(yīng)變隨著α值的增大呈對(duì)數(shù)規(guī)律衰減，可用式(4)加以描述，即
(4)
式中a2和b2為與循環(huán)次數(shù)N及循環(huán)應(yīng)力比CSR相關(guān)的擬合參數(shù)。
圖6 給定循環(huán)次數(shù)下試樣永久軸向應(yīng)變分別隨CSR和α值的變化曲線Fig.6 Permanent axial strain versus CSR and α values under given number of cycles
進(jìn)一步通過式(3)擬合不同應(yīng)力路徑下試樣循環(huán)加載10 000次時(shí)的永久軸向應(yīng)變與CSR值之間的關(guān)系，如圖7(a)所示；通過式(4)擬合不同循環(huán)應(yīng)力比下試樣循環(huán)加載10 000次時(shí)的永久軸向應(yīng)變與α值之間的關(guān)系，如圖7(b)所示。
圖7 10 000次循環(huán)加載下試樣永久軸向應(yīng)變分別隨CSR和α值的變化曲線Fig.7 Permanent axial strain undergone 10，000 cycles versus CSR and α values
圖8 10 000次循環(huán)加載下試樣永久軸向應(yīng)變與應(yīng)力路徑長(zhǎng)度之間的關(guān)系Fig.8 Permanent axial strain undergone 10，000 cycles versus the length of stress path
(5)
(6)
圖9 歸一化10 000次循環(huán)加載下試樣永久軸向應(yīng)變與歸一化應(yīng)力路徑長(zhǎng)度之間的關(guān)系Fig.9 Normalized permanent axial strain undergone 10，000 cycles versus normalized length of stress path
圖10 10 000次循環(huán)加載下試樣永久軸向應(yīng)變與平均主應(yīng)力幅值之間的關(guān)系Fig.10 Permanent axial strain undergone 10，000 cycles versus the amplitude of mean principal stress
(7)
聯(lián)合式(2)、式(3)、式(7)以及應(yīng)力路徑α可以進(jìn)一步得到預(yù)測(cè)本文試樣在給定循環(huán)偏應(yīng)力幅值(qampl)和不同應(yīng)力路徑(α)作用下循環(huán)10 000次的永久軸向應(yīng)變公式，即
(8)
圖11 歸一化10 000次循環(huán)加載下試樣永久軸向應(yīng)變與歸一化平均主應(yīng)力幅值之間的關(guān)系Fig.11 Normalized permanent axial strain undergone 10，000 cycles versus normalized amplitude of mean principal stress
3.3 永久軸向應(yīng)變預(yù)測(cè)模型
根據(jù)之前的分析可知，在部分排水條件下，試樣在經(jīng)過1 000次循環(huán)加載后的永久軸向應(yīng)變逐漸趨于穩(wěn)定，因此本文基于所有試樣在前3 000次循環(huán)加載下產(chǎn)生的永久軸向應(yīng)變建立經(jīng)驗(yàn)?zāi)Ｐ陀糜陬A(yù)測(cè)試樣在整個(gè)10 000次循環(huán)加載過程中產(chǎn)生的永久軸向應(yīng)變，并與實(shí)測(cè)值進(jìn)行比較以驗(yàn)證所構(gòu)建經(jīng)驗(yàn)?zāi)Ｐ偷目煽啃浴ichtmann等[21]通過大量的砂土排水循環(huán)加載試驗(yàn)指出對(duì)數(shù)型模型更加適用于描述壓縮型曲線。因此，本文采用如下對(duì)數(shù)型模型對(duì)試樣結(jié)果進(jìn)行擬合，即
(9)
式中C1、C2為擬合參數(shù)，與施加的動(dòng)應(yīng)力水平有關(guān)。
采用式(9)對(duì)恒定圍壓下試樣在前3 000次循環(huán)加載下產(chǎn)生的永久軸向應(yīng)變進(jìn)行擬合，擬合結(jié)果如圖12所示。
圖12 α=71.6°時(shí)恒定圍壓下試樣永久軸向應(yīng)變實(shí)測(cè)值與擬合值Fig.12 Experimental and predicted permanent axial strain in CCP tests when α=71.6°
為了進(jìn)一步分析循環(huán)動(dòng)應(yīng)力比CSR對(duì)擬合參數(shù)C1、C2的影響，將不同循環(huán)動(dòng)應(yīng)力比下的擬合參數(shù)列于表2。
表2 恒定圍壓下軸向永久應(yīng)變擬合參數(shù)
從表2可以看出，擬合參數(shù)C1隨著CSR的增加呈下降趨勢(shì)，而擬合參數(shù)C2則正好相反。如圖13所示，可分別用以下指數(shù)函數(shù)定量描述CSR與擬合參數(shù)C1、C2之間的關(guān)系，即
C1=0.963CSR-1.297，R2=0.99 ；
(10)
C2=0.146CSR2.626，R2=0.99 。
(11)
將式(10)和式(11)代入式(9)可得到恒定圍壓下試樣永久軸向應(yīng)變經(jīng)驗(yàn)公式為
(12)
圖13 循環(huán)動(dòng)應(yīng)力比對(duì)擬合參數(shù)的影響Fig.13 Influence of CSR on fitting parameters
圖14 變圍壓應(yīng)力路徑與恒定圍壓應(yīng)力路徑下試樣永久軸向應(yīng)變之間的關(guān)系Fig.14 Relationship of permanent axial strain in VCP test with that in CCP test
圖15進(jìn)一步刻畫了λ與歸一化應(yīng)力路徑傾角(α/αCCP)之間的關(guān)系。從圖15中可以看出在雙對(duì)數(shù)坐標(biāo)下，兩者之間呈線性負(fù)相關(guān)關(guān)系，說明λ與α/αCCP之間呈負(fù)指數(shù)關(guān)系，其衰減指數(shù)為-0.56，即
(13)
圖15 λ與α/αCCP之間的關(guān)系Fig.15 Relations between λ and α/αCCP
進(jìn)一步將式(12)代入式(13)則可以得到部分排水條件下考慮變圍壓應(yīng)力路徑影響的飽和軟黏土永久軸向應(yīng)變預(yù)測(cè)經(jīng)驗(yàn)?zāi)Ｐ蜑?/p>
(14)
圖16 實(shí)測(cè)及預(yù)測(cè)永久軸向應(yīng)變Fig.16 Experimental and predicted axial permanent strains
為了驗(yàn)證所構(gòu)建的永久軸向應(yīng)變預(yù)測(cè)經(jīng)驗(yàn)?zāi)Ｐ偷倪m用性，圖16進(jìn)一步給出了利用式(14)計(jì)算得到的永久軸向應(yīng)變與實(shí)測(cè)結(jié)果之間的對(duì)比。由于式(14)是基于前3 000次循環(huán)加載得到的永久軸向應(yīng)變結(jié)果建立的，因此利用式(14)計(jì)算得到的試樣在前3 000次循環(huán)的永久軸向應(yīng)變與實(shí)測(cè)值必然吻合較好。隨著循環(huán)次數(shù)的增大，除了當(dāng)CSR較大和α值較小時(shí)預(yù)測(cè)的結(jié)果與實(shí)測(cè)值之間差距稍大外，但最大誤差仍在20%以內(nèi)，其他情況下均能夠較為精確地預(yù)測(cè)試樣永久軸向應(yīng)變隨循環(huán)加載次數(shù)的發(fā)展?？紤]到實(shí)際交通循環(huán)荷載具有低幅值的特點(diǎn)，因此式(14)可以較好地預(yù)測(cè)部分排水條件下正常固結(jié)飽和軟黏土在恒定圍壓以及變圍壓應(yīng)力路徑下的永久軸向應(yīng)變。
4 結(jié) 論
通過不同應(yīng)力路徑下的三軸循環(huán)加載試驗(yàn)，研究了變圍壓應(yīng)力路徑對(duì)正常固結(jié)溫州飽和軟黏土在部分排水條件下的永久軸向應(yīng)變發(fā)展規(guī)律的影響，并構(gòu)建了新的考慮變圍壓應(yīng)力路徑影響的軸向應(yīng)變累積模型，主要得出以下結(jié)論：
(1)地基飽和軟黏土在交通循環(huán)荷載作用下產(chǎn)生永久軸向應(yīng)變大小取決于交通循環(huán)荷載在地基土體中引起的豎向和水平向動(dòng)應(yīng)力幅值及其耦合應(yīng)力路徑。變圍壓三軸應(yīng)力路徑相對(duì)于常規(guī)恒定圍壓三軸應(yīng)力路徑能夠更加真實(shí)地刻畫地基土體在移動(dòng)輪載反復(fù)作用下經(jīng)歷的復(fù)雜動(dòng)態(tài)應(yīng)力路徑。
(2)變圍壓試驗(yàn)得到的永久軸向應(yīng)變明顯大于相應(yīng)的恒定圍壓試驗(yàn)結(jié)果。通過歸一化和擬合分析得到的結(jié)果可以定量描述應(yīng)力路徑α及其長(zhǎng)度L與試樣循環(huán)加載10 000次時(shí)的永久軸向應(yīng)變之間的關(guān)系。
(3)在對(duì)數(shù)函數(shù)的基本框架下，基于前3 000次循環(huán)加載試驗(yàn)下永久軸向應(yīng)變的試驗(yàn)結(jié)果，通過對(duì)恒定圍壓應(yīng)力路徑下永久軸向應(yīng)變的擬合分析，并結(jié)合試樣在變圍壓應(yīng)力路徑下的永久軸向應(yīng)變與相應(yīng)恒定圍壓應(yīng)力路徑下永久軸向應(yīng)變之間的定量關(guān)系描述，構(gòu)建了可以同時(shí)考慮循環(huán)動(dòng)應(yīng)力水平(CSR)、循環(huán)次數(shù)(N)以及變圍壓應(yīng)力路徑傾角(α)綜合影響的永久軸向應(yīng)變經(jīng)驗(yàn)?zāi)Ｐ?，且其具有良好的適用性。
(4)有必要考慮真實(shí)交通軟土地基的超固結(jié)特性、加載頻率以及主應(yīng)力軸旋轉(zhuǎn)等因素，進(jìn)一步開展相關(guān)方面的研究工作，以便構(gòu)建一個(gè)更加廣泛且適用于我國濱海地區(qū)地基飽和軟黏土永久變形預(yù)測(cè)的經(jīng)驗(yàn)?zāi)Ｐ汀?/p>
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孫 磊
(宿州學(xué)院 資源與土木工程學(xué)院，安徽 宿州 234000)
1 研究背景
飽和軟黏土在交通荷載下的變形特性一直是土動(dòng)力學(xué)研究的重要課題之一，是進(jìn)行高速公路、高速鐵路、城市地鐵以及機(jī)場(chǎng)跑道等交通基礎(chǔ)設(shè)施結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)、建造、服役安全評(píng)估以及運(yùn)營(yíng)維護(hù)的重要依據(jù)。因此，構(gòu)建一個(gè)能夠反映交通循環(huán)荷載作用特點(diǎn)的飽和軟黏土應(yīng)變累積模型對(duì)從變形的視角預(yù)測(cè)現(xiàn)有交通基礎(chǔ)設(shè)施的服役壽命，進(jìn)而改進(jìn)風(fēng)險(xiǎn)評(píng)估和工程設(shè)計(jì)方法至關(guān)重要。
過去幾十年國內(nèi)外專家學(xué)者針對(duì)不同區(qū)域的飽和軟黏土在交通循環(huán)荷載作用下的變形特性開展了大量的試驗(yàn)及理論研究工作，并取得了較為豐碩的研究成果，尤其體現(xiàn)在飽和軟黏土應(yīng)變累積預(yù)測(cè)模型的構(gòu)建方面。自基于路基土在反復(fù)交通荷載作用下的累積變形隨循環(huán)加載次數(shù)的發(fā)展特點(diǎn)提出指數(shù)模型以來，眾多專家學(xué)者在其基礎(chǔ)上陸續(xù)進(jìn)行了改進(jìn)，一方面使得指數(shù)型模型可以考慮靜、動(dòng)偏應(yīng)力水平等因素的影響[1-5]，另一方面盡可能提高預(yù)測(cè)模型的適用性[6-8]。然而上述模型都未能反映交通循環(huán)荷載下地基土體處于部分排水的實(shí)際工況[9-11]以及交通循環(huán)荷載引起的水平向循環(huán)正應(yīng)力的影響[12-13]。部分排水條件下，模擬水平向循環(huán)正應(yīng)力影響的變圍壓三軸循環(huán)加載試驗(yàn)結(jié)果表明飽和軟黏土在變圍壓應(yīng)力路徑下的軸向累積應(yīng)變速率明顯高于圍壓保持恒定豎向偏應(yīng)力單獨(dú)循環(huán)加載的情況[14-15]。部分學(xué)者在指數(shù)模型的基礎(chǔ)上進(jìn)一步構(gòu)建了考慮循環(huán)偏應(yīng)力和循環(huán)圍壓聯(lián)合效應(yīng)的正常固結(jié)以及超固結(jié)飽和軟黏土的軸向應(yīng)變累積經(jīng)驗(yàn)?zāi)Ｐ蚚16-17]。然而上述模型僅針對(duì)特定周數(shù)或是某一周數(shù)之后的應(yīng)變，無法反映部分排水條件下整個(gè)循環(huán)加載過程的應(yīng)變累積。此外，上述經(jīng)驗(yàn)?zāi)Ｐ捅举|(zhì)上是對(duì)試驗(yàn)結(jié)果的擬合，由于模型參數(shù)都是通過擬合實(shí)測(cè)結(jié)果確定的，因而預(yù)測(cè)結(jié)果必然會(huì)與實(shí)測(cè)值吻合較好，其適用性還有待進(jìn)一步驗(yàn)證。
基于此，本文借助GDS(Global Digital Systems)變圍壓動(dòng)三軸儀，以溫州軟黏土為研究對(duì)象，開展了一系列部分排水條件下的恒定圍壓(Constant Confining Pressure，CCP)以及變圍壓(Variable Confining Pressure，VCP)應(yīng)力路徑下的循環(huán)加載試驗(yàn)，重點(diǎn)探究了變圍壓應(yīng)力路徑對(duì)正常固結(jié)飽和軟黏土永久軸向應(yīng)變的影響規(guī)律，并建立了相應(yīng)的應(yīng)變累積經(jīng)驗(yàn)?zāi)Ｐ汀?/p>
2 試驗(yàn)條件及方法
2.1 土樣制備及試驗(yàn)過程
試驗(yàn)所用軟黏土試樣取自溫州某在建工地開挖至一定深度(5～6 m)的基坑內(nèi)，采用薄壁取樣法獲取高質(zhì)量的原狀土。按照《土工試驗(yàn)規(guī)程》(GB/T 50123—1999)測(cè)得試驗(yàn)所用土體的基本物理力學(xué)指標(biāo)如下[16]：密度ρ=1.61 g/cm3，相對(duì)密度Gs= 2.72，天然含水量wn= 58%，液限wL= 67%，塑性指數(shù)Ip= 33，初始孔隙比e0=1.58，滲透系數(shù)k=2.6×10-6cm/s。
所有試驗(yàn)均采用直徑5 cm和高度10 cm的圓柱體試樣，并在試樣的四周貼上相同規(guī)格尺寸的濾紙作為排水路徑，待試樣裝入三軸壓力室并完成所有儀器檢測(cè)之后對(duì)試樣進(jìn)行如下操作：
(1)在10 kPa的有效圍壓(設(shè)定圍壓310 kPa，反壓為300 kPa)下對(duì)試樣進(jìn)行反壓飽和，待孔壓系數(shù)B值>0.98，則表明試樣完全飽和。
(2)在100 kPa的有效圍壓(保持300 kPa反壓恒定，增大圍壓至400 kPa)下對(duì)試樣進(jìn)行等向固結(jié)直至排水體積變化基本穩(wěn)定。
(3)通過CCP和VCP試驗(yàn)?zāi)M交通荷載并研究變圍壓應(yīng)力路徑對(duì)飽和軟黏土在部分排水條件下永久軸向應(yīng)變的影響規(guī)律。
2.2 試驗(yàn)方案
本試驗(yàn)采用應(yīng)力控制循環(huán)加載方式，選擇如圖1所示的自定義壓縮波模擬交通循環(huán)荷載。
圖1 加載循環(huán)偏應(yīng)力及循環(huán)圍壓Fig.1 Applied cyclic deviatoric stress and cyclic confining pressure
參照以往的研究設(shè)定加載頻率為0.1 Hz，循環(huán)次數(shù)為10 000[9-10]。在循環(huán)加載過程中將排水閥門打開以實(shí)現(xiàn)排水，用于模擬交通循環(huán)荷載作用下地基飽和軟黏土的實(shí)際工況。由于飽和軟黏土滲透性較差，在循環(huán)動(dòng)載的作用下無法實(shí)現(xiàn)完全排水，因而稱為部分排水。然而，以現(xiàn)有的技術(shù)手段，應(yīng)力加載模式下的動(dòng)三軸試驗(yàn)并不能預(yù)先設(shè)定飽和軟黏土試樣的排水程度。實(shí)際上，如同天然土體的結(jié)構(gòu)性特征一樣，盡管無法進(jìn)行定量表征，但是依然可以定量描述各種循環(huán)荷載對(duì)其動(dòng)力特性的影響。盡管在本文的循環(huán)加載試驗(yàn)過程中無法預(yù)先設(shè)定部分排水的程度，但是可以通過試驗(yàn)結(jié)果反推循環(huán)加載過程中的排水程度。參照劉家順等[15]采用體應(yīng)變?cè)隽颗c軸向應(yīng)變?cè)隽康谋戎?dεv/dε1)來量化試樣的排水程度，本文所有試驗(yàn)的dεv/dε1約為0.98。
所有試驗(yàn)在循環(huán)加載過程中保持循環(huán)偏應(yīng)力與循環(huán)圍壓的相位差為0，在保持循環(huán)偏應(yīng)力恒定的情況下，改變循環(huán)圍壓的幅值則可以在如圖2所示的p-q平面形成不同的應(yīng)力路徑。
圖2 循環(huán)三軸應(yīng)力路徑Fig.2 Cyclic triaxial stress paths
為了表征不同應(yīng)力路徑，Rondón等[18]定義應(yīng)力路徑斜率ηampl為
(1)
Cai等[14]則采用1/ηampl來反映應(yīng)力路徑的影響。由于ηampl或1/ηampl均與應(yīng)力路徑的傾角α有關(guān)，因此本文采用應(yīng)力路徑傾角α來表征應(yīng)力路徑，如圖2所示，對(duì)CCP試驗(yàn)而言，傾角α為71.6°。
為了模擬不同的交通荷載狀況和衡量循環(huán)動(dòng)應(yīng)力水平的影響，參照以往的研究選取不同的循環(huán)動(dòng)應(yīng)力幅值并定義循環(huán)應(yīng)力比(CSR)為[6，15]
CSR=qampl/qf。
(2)
式中qf為三軸固結(jié)不排水單調(diào)剪切試驗(yàn)獲得的偏應(yīng)力峰值。對(duì)于本文試驗(yàn)所用的溫州飽和軟黏土，經(jīng)試驗(yàn)測(cè)得其100 kPa 固結(jié)圍壓下的qf約為69 kPa。具體的試驗(yàn)方案如表1所示。
表1 循環(huán)三軸試驗(yàn)方案
3 試驗(yàn)結(jié)果及分析
3.1 典型CCP及VCP試驗(yàn)結(jié)果
圖3 CCP及VCP試驗(yàn)條件下試樣典型的軸向應(yīng)變和體應(yīng)變時(shí)程曲線Fig.3 Typical time-history curves of axial strain and volumetric strain in CCP and VCP tests
圖4進(jìn)一步給出了部分排水條件下，CCP試驗(yàn)和VCP試驗(yàn)獲得的正常固結(jié)飽和軟黏土試樣的典型偏應(yīng)力-軸向應(yīng)變關(guān)系曲線。其中循環(huán)次數(shù)N分別為1、10、100、500、1 000、5 000和10 000時(shí)的滯回曲線通過彩圖加以突出顯示。從圖4中可以看出，VCP試驗(yàn)與其對(duì)應(yīng)的CCP試驗(yàn)產(chǎn)生的滯回曲線形狀基本類似。隨著循環(huán)次數(shù)的增加，試樣的永久軸向應(yīng)變逐漸增長(zhǎng)，但累積速率逐漸降低。圖4進(jìn)一步反映出循環(huán)圍壓對(duì)試樣永久軸向應(yīng)變具有顯著的影響，當(dāng)N=10 000時(shí)，VCP試驗(yàn)(α=26.6°)產(chǎn)生的永久軸向應(yīng)變(2.561%)約為相應(yīng)CCP試驗(yàn)(α=71.6°)產(chǎn)生的永久軸向應(yīng)變(1.603%)的1.6倍。
圖4 CCP及VCP試驗(yàn)條件下試樣典型的偏應(yīng)力-軸向應(yīng)變關(guān)系曲線Fig.4 Typical curves of cyclic deviatoric stress versus axial strain in CCP and VCP tests
通過圖4還可以看出滯回曲線所圍成的面積隨著循環(huán)次數(shù)的增加逐漸減小，說明試樣在循環(huán)荷載作用下發(fā)生變形時(shí)耗散于土體內(nèi)部的能量逐漸減小。莫海鴻等[19]將其定義為黏滯能量耗散，包括塑性能和內(nèi)能兩部分，其中塑性能主要導(dǎo)致飽和軟黏土微觀結(jié)構(gòu)形態(tài)以及黏聚力的改變而產(chǎn)生塑性應(yīng)變，而內(nèi)能則導(dǎo)致土顆粒的移動(dòng)以熱能的形式存儲(chǔ)于土體中，因此滯回曲線為一不閉合的曲線。
3.2 永久軸向應(yīng)變發(fā)展規(guī)律
圖5(a)和圖5(b)分別給出了部分排水條件下，試樣在相同應(yīng)力路徑(α=45°)不同循環(huán)動(dòng)應(yīng)力比下的永久軸向應(yīng)變隨循環(huán)加載次數(shù)的發(fā)展曲線和試樣在相同循環(huán)動(dòng)應(yīng)力比(CSR=0.29)不同應(yīng)力路徑下的永久軸向應(yīng)變隨循環(huán)加載次數(shù)的發(fā)展曲線。
通過圖5可以看出，在半對(duì)數(shù)坐標(biāo)系下，試樣的永久軸向應(yīng)變的發(fā)展隨著循環(huán)加載次數(shù)的增加可以近似分為3個(gè)階段：①初始緩慢增長(zhǎng)階段(N=1～10)，試樣的永久軸向應(yīng)變?cè)谇?0次循環(huán)基本呈線性緩慢累積；②快速增加階段(N=10～1 000)，試樣在該階段的永久軸向應(yīng)變隨著試樣中孔隙水的不斷排出迅速累積，試樣在這一階段產(chǎn)生的永久軸向應(yīng)變占試樣在整個(gè)循環(huán)加載過程中產(chǎn)生的永久軸向應(yīng)變的50%以上；③壓密穩(wěn)定階段(N=1 000～10 000)，試樣在前1 000次循環(huán)加載過程中不斷被壓密以至于在后續(xù)循環(huán)加載過程中塑性應(yīng)變的累積速率逐漸降低并趨于穩(wěn)定。
圖5 部分排水條件下試樣永久軸向應(yīng)變隨循環(huán)加載次數(shù)的變化曲線Fig.5 Permanent axial strain versus number of load cycles from partially drained cyclic triaxial tests
上述現(xiàn)象與排水條件下，鐵路道砟碎石路基材料在單向純壓循環(huán)荷載作用下永久軸向應(yīng)變隨循環(huán)加載次數(shù)的發(fā)展規(guī)律類似[20]。此外，圖5還表明，在其他條件相同的情況下，循環(huán)動(dòng)應(yīng)力比(CSR)以及應(yīng)力路徑傾角(α)均表現(xiàn)出對(duì)試樣永久軸向應(yīng)變一致的影響規(guī)律，即CSR值越大或α值越小，試樣產(chǎn)生的永久軸向應(yīng)變就越大。
圖6進(jìn)一步給出了圖5中循環(huán)次數(shù)N取10、50、100、500、1 000、5 000、10 000時(shí)試樣永久軸向應(yīng)變分別隨CSR和α值的變化曲線。從圖6(a)中可以看出試樣在相同的應(yīng)力路徑(α=45°)及循環(huán)次數(shù)下，永久軸向應(yīng)變隨著循環(huán)應(yīng)力比的增大呈指數(shù)規(guī)律增長(zhǎng)，可用式(3)加以描述，即
(3)
式中a1和b1為與循環(huán)次數(shù)N及應(yīng)力路徑傾角α相關(guān)的擬合參數(shù)。
從圖6(b)中可以看出試樣在相同的循環(huán)應(yīng)力比(CSR=0.29)及循環(huán)次數(shù)下，永久軸向應(yīng)變隨著α值的增大呈對(duì)數(shù)規(guī)律衰減，可用式(4)加以描述，即
(4)
式中a2和b2為與循環(huán)次數(shù)N及循環(huán)應(yīng)力比CSR相關(guān)的擬合參數(shù)。
圖6 給定循環(huán)次數(shù)下試樣永久軸向應(yīng)變分別隨CSR和α值的變化曲線Fig.6 Permanent axial strain versus CSR and α values under given number of cycles
進(jìn)一步通過式(3)擬合不同應(yīng)力路徑下試樣循環(huán)加載10 000次時(shí)的永久軸向應(yīng)變與CSR值之間的關(guān)系，如圖7(a)所示；通過式(4)擬合不同循環(huán)應(yīng)力比下試樣循環(huán)加載10 000次時(shí)的永久軸向應(yīng)變與α值之間的關(guān)系，如圖7(b)所示。
圖7 10 000次循環(huán)加載下試樣永久軸向應(yīng)變分別隨CSR和α值的變化曲線Fig.7 Permanent axial strain undergone 10，000 cycles versus CSR and α values
圖8 10 000次循環(huán)加載下試樣永久軸向應(yīng)變與應(yīng)力路徑長(zhǎng)度之間的關(guān)系Fig.8 Permanent axial strain undergone 10，000 cycles versus the length of stress path
(5)
(6)
圖9 歸一化10 000次循環(huán)加載下試樣永久軸向應(yīng)變與歸一化應(yīng)力路徑長(zhǎng)度之間的關(guān)系Fig.9 Normalized permanent axial strain undergone 10，000 cycles versus normalized length of stress path
圖10 10 000次循環(huán)加載下試樣永久軸向應(yīng)變與平均主應(yīng)力幅值之間的關(guān)系Fig.10 Permanent axial strain undergone 10，000 cycles versus the amplitude of mean principal stress
(7)
聯(lián)合式(2)、式(3)、式(7)以及應(yīng)力路徑α可以進(jìn)一步得到預(yù)測(cè)本文試樣在給定循環(huán)偏應(yīng)力幅值(qampl)和不同應(yīng)力路徑(α)作用下循環(huán)10 000次的永久軸向應(yīng)變公式，即
(8)
圖11 歸一化10 000次循環(huán)加載下試樣永久軸向應(yīng)變與歸一化平均主應(yīng)力幅值之間的關(guān)系Fig.11 Normalized permanent axial strain undergone 10，000 cycles versus normalized amplitude of mean principal stress
3.3 永久軸向應(yīng)變預(yù)測(cè)模型
根據(jù)之前的分析可知，在部分排水條件下，試樣在經(jīng)過1 000次循環(huán)加載后的永久軸向應(yīng)變逐漸趨于穩(wěn)定，因此本文基于所有試樣在前3 000次循環(huán)加載下產(chǎn)生的永久軸向應(yīng)變建立經(jīng)驗(yàn)?zāi)Ｐ陀糜陬A(yù)測(cè)試樣在整個(gè)10 000次循環(huán)加載過程中產(chǎn)生的永久軸向應(yīng)變，并與實(shí)測(cè)值進(jìn)行比較以驗(yàn)證所構(gòu)建經(jīng)驗(yàn)?zāi)Ｐ偷目煽啃浴ichtmann等[21]通過大量的砂土排水循環(huán)加載試驗(yàn)指出對(duì)數(shù)型模型更加適用于描述壓縮型曲線。因此，本文采用如下對(duì)數(shù)型模型對(duì)試樣結(jié)果進(jìn)行擬合，即
(9)
式中C1、C2為擬合參數(shù)，與施加的動(dòng)應(yīng)力水平有關(guān)。
采用式(9)對(duì)恒定圍壓下試樣在前3 000次循環(huán)加載下產(chǎn)生的永久軸向應(yīng)變進(jìn)行擬合，擬合結(jié)果如圖12所示。
圖12 α=71.6°時(shí)恒定圍壓下試樣永久軸向應(yīng)變實(shí)測(cè)值與擬合值Fig.12 Experimental and predicted permanent axial strain in CCP tests when α=71.6°
為了進(jìn)一步分析循環(huán)動(dòng)應(yīng)力比CSR對(duì)擬合參數(shù)C1、C2的影響，將不同循環(huán)動(dòng)應(yīng)力比下的擬合參數(shù)列于表2。
表2 恒定圍壓下軸向永久應(yīng)變擬合參數(shù)
從表2可以看出，擬合參數(shù)C1隨著CSR的增加呈下降趨勢(shì)，而擬合參數(shù)C2則正好相反。如圖13所示，可分別用以下指數(shù)函數(shù)定量描述CSR與擬合參數(shù)C1、C2之間的關(guān)系，即
C1=0.963CSR-1.297，R2=0.99 ；
(10)
C2=0.146CSR2.626，R2=0.99 。
(11)
將式(10)和式(11)代入式(9)可得到恒定圍壓下試樣永久軸向應(yīng)變經(jīng)驗(yàn)公式為
(12)
圖13 循環(huán)動(dòng)應(yīng)力比對(duì)擬合參數(shù)的影響Fig.13 Influence of CSR on fitting parameters
圖14 變圍壓應(yīng)力路徑與恒定圍壓應(yīng)力路徑下試樣永久軸向應(yīng)變之間的關(guān)系Fig.14 Relationship of permanent axial strain in VCP test with that in CCP test
圖15進(jìn)一步刻畫了λ與歸一化應(yīng)力路徑傾角(α/αCCP)之間的關(guān)系。從圖15中可以看出在雙對(duì)數(shù)坐標(biāo)下，兩者之間呈線性負(fù)相關(guān)關(guān)系，說明λ與α/αCCP之間呈負(fù)指數(shù)關(guān)系，其衰減指數(shù)為-0.56，即
(13)
圖15 λ與α/αCCP之間的關(guān)系Fig.15 Relations between λ and α/αCCP
進(jìn)一步將式(12)代入式(13)則可以得到部分排水條件下考慮變圍壓應(yīng)力路徑影響的飽和軟黏土永久軸向應(yīng)變預(yù)測(cè)經(jīng)驗(yàn)?zāi)Ｐ蜑?/p>
(14)
圖16 實(shí)測(cè)及預(yù)測(cè)永久軸向應(yīng)變Fig.16 Experimental and predicted axial permanent strains
為了驗(yàn)證所構(gòu)建的永久軸向應(yīng)變預(yù)測(cè)經(jīng)驗(yàn)?zāi)Ｐ偷倪m用性，圖16進(jìn)一步給出了利用式(14)計(jì)算得到的永久軸向應(yīng)變與實(shí)測(cè)結(jié)果之間的對(duì)比。由于式(14)是基于前3 000次循環(huán)加載得到的永久軸向應(yīng)變結(jié)果建立的，因此利用式(14)計(jì)算得到的試樣在前3 000次循環(huán)的永久軸向應(yīng)變與實(shí)測(cè)值必然吻合較好。隨著循環(huán)次數(shù)的增大，除了當(dāng)CSR較大和α值較小時(shí)預(yù)測(cè)的結(jié)果與實(shí)測(cè)值之間差距稍大外，但最大誤差仍在20%以內(nèi)，其他情況下均能夠較為精確地預(yù)測(cè)試樣永久軸向應(yīng)變隨循環(huán)加載次數(shù)的發(fā)展?？紤]到實(shí)際交通循環(huán)荷載具有低幅值的特點(diǎn)，因此式(14)可以較好地預(yù)測(cè)部分排水條件下正常固結(jié)飽和軟黏土在恒定圍壓以及變圍壓應(yīng)力路徑下的永久軸向應(yīng)變。
4 結(jié) 論
通過不同應(yīng)力路徑下的三軸循環(huán)加載試驗(yàn)，研究了變圍壓應(yīng)力路徑對(duì)正常固結(jié)溫州飽和軟黏土在部分排水條件下的永久軸向應(yīng)變發(fā)展規(guī)律的影響，并構(gòu)建了新的考慮變圍壓應(yīng)力路徑影響的軸向應(yīng)變累積模型，主要得出以下結(jié)論：
(1)地基飽和軟黏土在交通循環(huán)荷載作用下產(chǎn)生永久軸向應(yīng)變大小取決于交通循環(huán)荷載在地基土體中引起的豎向和水平向動(dòng)應(yīng)力幅值及其耦合應(yīng)力路徑。變圍壓三軸應(yīng)力路徑相對(duì)于常規(guī)恒定圍壓三軸應(yīng)力路徑能夠更加真實(shí)地刻畫地基土體在移動(dòng)輪載反復(fù)作用下經(jīng)歷的復(fù)雜動(dòng)態(tài)應(yīng)力路徑。
(2)變圍壓試驗(yàn)得到的永久軸向應(yīng)變明顯大于相應(yīng)的恒定圍壓試驗(yàn)結(jié)果。通過歸一化和擬合分析得到的結(jié)果可以定量描述應(yīng)力路徑α及其長(zhǎng)度L與試樣循環(huán)加載10 000次時(shí)的永久軸向應(yīng)變之間的關(guān)系。
(3)在對(duì)數(shù)函數(shù)的基本框架下，基于前3 000次循環(huán)加載試驗(yàn)下永久軸向應(yīng)變的試驗(yàn)結(jié)果，通過對(duì)恒定圍壓應(yīng)力路徑下永久軸向應(yīng)變的擬合分析，并結(jié)合試樣在變圍壓應(yīng)力路徑下的永久軸向應(yīng)變與相應(yīng)恒定圍壓應(yīng)力路徑下永久軸向應(yīng)變之間的定量關(guān)系描述，構(gòu)建了可以同時(shí)考慮循環(huán)動(dòng)應(yīng)力水平(CSR)、循環(huán)次數(shù)(N)以及變圍壓應(yīng)力路徑傾角(α)綜合影響的永久軸向應(yīng)變經(jīng)驗(yàn)?zāi)Ｐ?，且其具有良好的適用性。
(4)有必要考慮真實(shí)交通軟土地基的超固結(jié)特性、加載頻率以及主應(yīng)力軸旋轉(zhuǎn)等因素，進(jìn)一步開展相關(guān)方面的研究工作，以便構(gòu)建一個(gè)更加廣泛且適用于我國濱海地區(qū)地基飽和軟黏土永久變形預(yù)測(cè)的經(jīng)驗(yàn)?zāi)Ｐ汀?/p>
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