樁基施工對(duì)邊坡黏土強(qiáng)度影響試驗(yàn)研究

石月晴， 游克勤

(1. 重慶交通大學(xué) 土木工程學(xué)院， 重慶 400074； 2. 重慶大學(xué) 土木工程學(xué)院， 重慶 400045)

國(guó)內(nèi)外對(duì)地震、爆破振動(dòng)條件下的邊坡工程做了大量研究，但主要以巖質(zhì)邊坡為主，對(duì)黏土邊坡施工振動(dòng)作用下的土體強(qiáng)度變化的研究較少。隨著地下爆破技術(shù)，以及沖孔灌注樁等技術(shù)在施工中的使用，其施工產(chǎn)生的較大持續(xù)振動(dòng)往往會(huì)對(duì)邊坡穩(wěn)定產(chǎn)生不利影響。以往的邊坡穩(wěn)定分析方法(如極限平衡法和強(qiáng)度折減法[1-3])都只能單一考慮靜剪應(yīng)力再疊加振動(dòng)產(chǎn)生的動(dòng)應(yīng)力，不能滿足當(dāng)前需求，因此有必要對(duì)施工振動(dòng)下的邊坡穩(wěn)定性進(jìn)行研究。本文以來(lái)福士邊坡工程為背景，進(jìn)行了現(xiàn)場(chǎng)地面振動(dòng)測(cè)試以及室內(nèi)靜、動(dòng)三軸試驗(yàn)[4-5]，通過(guò)對(duì)土單元體原位應(yīng)力狀態(tài)以及應(yīng)力路徑進(jìn)行模擬，提出了試驗(yàn)方法并得到試驗(yàn)結(jié)果。同時(shí)采用了整體有限單元折減法，分析了土強(qiáng)度在施工期間動(dòng)應(yīng)力作用下的折減，并提出了強(qiáng)度修正建議。

1 邊坡地質(zhì)條件

來(lái)福士廣場(chǎng)西側(cè)邊坡位于嘉陵江岸坡[6]，以回填為主，挖填高度1.8～7.0 m，原岸坡坡角較陡，土層厚度深，巖土界面傾角較陡，加之江水及擬建物荷載影響，可能產(chǎn)生沿巖土界面的滑動(dòng)破壞或土體內(nèi)部的剪切破壞。圖1為邊坡典型剖面，邊坡主要由沖洪積黏性土及粉土、人工填土、沖洪積砂卵石等組成，分布不均，厚薄不一。地下水主要為基巖裂隙水，水位標(biāo)高為183.09～184.33 m，距離地表較遠(yuǎn)。此段邊坡在加固設(shè)計(jì)時(shí)采用一排樁徑3.1 m的鋼筋混凝土沖孔灌注抗滑樁加固，抗滑樁的施工采用沖擊鉆成孔；沖擊鉆在打樁施工過(guò)程中會(huì)產(chǎn)生較大的振動(dòng)，同時(shí)在施工過(guò)程中護(hù)壁用泥漿也會(huì)對(duì)邊坡穩(wěn)定產(chǎn)生一定不利影響。

圖1 邊坡地質(zhì)剖面Fig.1 Slope geological profile

2 現(xiàn)場(chǎng)振動(dòng)測(cè)試

2.1 測(cè)試方案

圖2 K49抗滑樁處振動(dòng)監(jiān)測(cè)點(diǎn)布置(單位：m)Fig.2 Vibration monitoring point layout for K49 anti-slide pile(unit: m)

試驗(yàn)采用四川拓普測(cè)控科技有限公司的NUBOX-6016測(cè)振儀，配合TP3V-1型超低頻傳感器。現(xiàn)場(chǎng)施工的抗滑樁采用10 t沖擊鉆，提錘高度2 m，約每4 s沖擊1次，每分鐘約沖擊15次。對(duì)于加荷時(shí)間小于10 s的循環(huán)荷載，需要考慮荷載的動(dòng)力效應(yīng)。為了分析樁基施工振動(dòng)的衰減情況，首先記錄樁孔的鉆進(jìn)深度，然后在地表選擇離樁孔中心不同距離的位置來(lái)設(shè)置振動(dòng)傳感器，記錄樁基沖擊鉆在錘擊時(shí)各測(cè)點(diǎn)的振動(dòng)波。本次測(cè)試的K49抗滑樁處布置的測(cè)點(diǎn)位置如圖2所示，K33和K50抗滑樁處布置的測(cè)點(diǎn)位置與圖2類似，各測(cè)點(diǎn)到樁的距離見表1。在樁基施工振動(dòng)作用下使得周圍土體的孔隙水壓力增加，考慮到大部分觀測(cè)點(diǎn)離樁基的距離超過(guò)2 m以及裂隙水在黏土中擴(kuò)散較慢等因素，未設(shè)置孔隙水壓觀測(cè)裝置。

表1 各抗滑樁處各測(cè)點(diǎn)到樁心的距離Tab.1 Distance from each measuring point of each anti-slide pile to pile center

圖3 K49抗滑樁處最大振速時(shí)程曲線Fig.3 Curve of maximum vibration velocity of K49 anti-slide pile along time

2.2 測(cè)試結(jié)果

(1)

通過(guò)對(duì)試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行擬合，得到式(1)中的常數(shù)v0=4.571，a=0.187，擬合圖形見圖4，地面振動(dòng)波速隨距離的衰減較快，距離樁心大于14 m時(shí)，地面振動(dòng)波速低于0.2 cm/s。

用同樣的方法對(duì)K33和K50抗滑樁的振動(dòng)進(jìn)行了測(cè)試，K33抗滑樁處，樁深4.3 m，樁尖位置處為人工填土；K50抗滑樁，樁深15 m，樁尖處為粉砂質(zhì)泥巖。在離K50抗滑樁樁心26 m處仍有0.16～0.24 cm/s的振動(dòng)?，F(xiàn)場(chǎng)樁基振動(dòng)測(cè)試表明，在K49抗滑樁處，樁深36 m處錘擊時(shí)，地表的最大質(zhì)點(diǎn)振動(dòng)速度仍然達(dá)到2 cm/s。通過(guò)對(duì)K33與K50抗滑樁處收集的數(shù)據(jù)進(jìn)行擬合，得到介質(zhì)傳播衰減系數(shù)：K33處為v0=2.05，a=-0.009，K50處為v0=2.125，a=-0.017，其圖形見圖4(b)和(c)。通過(guò)振動(dòng)測(cè)試對(duì)比，發(fā)現(xiàn)振動(dòng)波振速峰值隨著與樁中心距離的增加而減小，在人工填土處打樁的振動(dòng)相較于基巖消散得更快。同時(shí)，為了研究土體沿深度變化的強(qiáng)度折減情況，選取相同(近)的振動(dòng)測(cè)距的測(cè)試點(diǎn)進(jìn)行典型振速時(shí)程曲線圖分析。據(jù)表1選取了K49樁的P1測(cè)試點(diǎn)，K33樁的P2，P3和P6測(cè)試點(diǎn)以及K50樁的P1，P6測(cè)試點(diǎn)共6個(gè)測(cè)試點(diǎn)，試驗(yàn)數(shù)據(jù)見表2，從測(cè)量點(diǎn)的最大振動(dòng)速度和平均振動(dòng)速度兩個(gè)方面比較均發(fā)現(xiàn)，隨著樁基施工深度的增加，地表振動(dòng)速度越大，對(duì)土體強(qiáng)度的削減作用越強(qiáng)。

圖4 抗滑樁處振動(dòng)速度隨地表樁心距的衰減關(guān)系曲線Fig.4 Decay relationships between vibration velocity and distance to surface pile center of anti-slide piles

表2 振動(dòng)速度隨樁基深度的變化Tab.2 Changes of vibration velocities with depth of pile foundation

2.3 結(jié)果分析

現(xiàn)場(chǎng)樁基振動(dòng)測(cè)試結(jié)果表明，在K49抗滑樁處，樁深36 m處錘擊時(shí)，地表最大質(zhì)點(diǎn)振動(dòng)速度仍然達(dá)到2 cm/s。通過(guò)對(duì)K49，K33和K50抗滑樁處振動(dòng)波的測(cè)試，發(fā)現(xiàn)振動(dòng)波振速峰值隨距離樁中心的距離增加而減小，打樁靠近基巖時(shí)的地表振動(dòng)比地面軟土打樁時(shí)的大。在K50抗滑樁處，距離樁心26 m處仍有0.16～0.24 cm/s的振動(dòng)。目前還沒有打樁施工對(duì)邊坡振動(dòng)影響的容許振動(dòng)峰值的規(guī)定，與《建筑工程容許振動(dòng)標(biāo)準(zhǔn)》[7]中表8.0.2-1規(guī)定的打樁對(duì)建筑結(jié)構(gòu)影響的容許振動(dòng)值進(jìn)行比較，結(jié)果表明來(lái)福士廣場(chǎng)邊坡沖擊鉆施工的振動(dòng)效應(yīng)較大。為了更清晰地得到黏土在振動(dòng)作用下的強(qiáng)度參數(shù)變化規(guī)律，選取現(xiàn)場(chǎng)土樣進(jìn)行室內(nèi)靜動(dòng)三軸試驗(yàn)，根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)振動(dòng)監(jiān)測(cè)結(jié)果設(shè)置不同幅值的動(dòng)應(yīng)力，模擬不同樁基施工的動(dòng)-靜應(yīng)力組合作用對(duì)邊坡黏土強(qiáng)度的影響。

3 靜動(dòng)力三軸試驗(yàn)研究

3.1 制備試樣

根據(jù)粗細(xì)?；旌贤量辜魪?qiáng)度的已有研究成果，當(dāng)粗顆粒部分的含量小于70%時(shí)，其抗剪強(qiáng)度取決于細(xì)粒部分，試驗(yàn)采用O-P段邊坡的粉質(zhì)黏土。根據(jù)地勘報(bào)告提供的邊坡粉質(zhì)黏土的原位實(shí)測(cè)密度范圍(1.83～2.02 g/cm3)，含水量為21.7%～31.3%。試驗(yàn)時(shí)控制制樣干密度ρd=1.3 g/cm3，采用擊實(shí)法制備重塑試樣。為加速排水固結(jié)速度，將自飽和器內(nèi)取出的試樣表面貼上4條寬6 mm的濾紙條，然后裝入三軸壓力室。試樣裝好后，施加周圍壓力，測(cè)得孔壓系數(shù)B值均大于0.95，然后打開排水閥門固結(jié)，固結(jié)完畢的標(biāo)準(zhǔn)為剩余孔壓u≤5%σ3。

3.2 三軸靜強(qiáng)度(CU試驗(yàn))

對(duì)于黏性土邊坡穩(wěn)定分析而言，一般認(rèn)為土在原位應(yīng)力條件下已經(jīng)固結(jié)完成，而在滑坡過(guò)程中剪切面土體中產(chǎn)生的超靜孔隙水壓力來(lái)不及完成，因此采用土在原位應(yīng)力下固結(jié)后的不排水剪切強(qiáng)度進(jìn)行邊坡穩(wěn)定分析。為定量對(duì)比試樣在靜力和動(dòng)力作用下的強(qiáng)度，首先進(jìn)行了物理性質(zhì)試驗(yàn)和靜三軸試驗(yàn)。根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)應(yīng)力范圍，取固結(jié)壓力為50，100和200 kPa，均采用等壓固結(jié)。物理性質(zhì)指標(biāo)及靜強(qiáng)度指標(biāo)分別為：天然密度1.83 g/cm3，液限28.7%，塑性指數(shù)12.5，干密度1.3 g/cm3，含水量26.5%。試驗(yàn)儀器采用北京市新技術(shù)研究所生產(chǎn)的DDS-70微機(jī)控制電磁式振動(dòng)三軸試驗(yàn)系統(tǒng)。

當(dāng)試樣在三軸儀上固結(jié)完成后，關(guān)閉排水閥門，控制軸向的剪切速率對(duì)試樣進(jìn)行不排水剪切。剪切過(guò)程中，測(cè)記施加于試樣上的軸向壓力、軸向變形和孔壓的發(fā)展。試驗(yàn)得到的典型軸向應(yīng)力-軸向應(yīng)變((σ1-σ3)-ε1)關(guān)系曲線見圖5，孔隙水壓力u和應(yīng)變?chǔ)?的關(guān)系曲線(u-ε1)見圖6。可以看出，試驗(yàn)范圍內(nèi)，試樣在剪切過(guò)程中偏差應(yīng)力(σ1-σ3)一直隨軸向應(yīng)變?chǔ)?的增加而增加，圍壓下的應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系曲線基本呈應(yīng)變硬化型，未出現(xiàn)峰值。取軸向應(yīng)變?yōu)?5%時(shí)的軸向應(yīng)力作為試樣的破壞應(yīng)力。根據(jù)不同圍壓下試樣的破壞應(yīng)力，可用摩爾破壞圓整理出來(lái)福士廣場(chǎng)邊坡粉質(zhì)黏土的不排水總應(yīng)力強(qiáng)度包線見圖7所示，從而得到各自的總強(qiáng)度指標(biāo)Ccu=49.5 kPa，φcu=17.0°。

圖5 CU試驗(yàn)應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系曲線Fig.5 Stress-strain relationship curves of CU test

圖6 CU試驗(yàn)孔壓-應(yīng)變關(guān)系曲線Fig.6 Pore pressure-strain relationship curves of CU test

圖7 固結(jié)不排水試驗(yàn)?zāi)枏?qiáng)度包線Fig.7 Consolidation undrained test Mohr strength envelope

3.3 靜動(dòng)力聯(lián)合作用下試樣的剪切強(qiáng)度研究

如圖8所示，邊坡中潛在滑裂面上的土單元處于初始固結(jié)應(yīng)力和靜驅(qū)動(dòng)剪應(yīng)力作用下。坡體上施工等動(dòng)載作用又在滑裂面上的土體產(chǎn)生附加的動(dòng)應(yīng)力作用，在靜動(dòng)應(yīng)力的聯(lián)合作用下邊坡土體會(huì)沿著初始驅(qū)動(dòng)剪應(yīng)力產(chǎn)生變形，甚至破壞。為模擬上述應(yīng)力路徑，在動(dòng)三軸試驗(yàn)中設(shè)計(jì)的試驗(yàn)方案如下：①土樣在不同的軸向應(yīng)力和豎向應(yīng)力比下固結(jié)，以模擬現(xiàn)場(chǎng)的初始固結(jié)應(yīng)力狀態(tài)；②在靜應(yīng)力情況下施加不同幅值的動(dòng)應(yīng)力，記錄試樣的變形發(fā)展過(guò)程；③如果試樣振動(dòng)次數(shù)超過(guò)2 000次仍沒有明顯的變形發(fā)展，則認(rèn)為試樣在靜動(dòng)應(yīng)力組合下是穩(wěn)定的；④增大靜剪應(yīng)力或動(dòng)應(yīng)力，進(jìn)行重復(fù)振動(dòng)，記錄變形發(fā)展過(guò)程。按上述過(guò)程進(jìn)行試驗(yàn)得到試樣的典型變形發(fā)展過(guò)程如圖9。

圖8 沖擊鉆樁孔施工潛在滑裂面的靜動(dòng)力示意圖Fig.8 The static and dynamic diagram of potential sliding surface under the impact drilling pile hole construction

圖9 不同靜動(dòng)應(yīng)力組合作用下試樣的典型變形發(fā)展過(guò)程Fig.9 Typical deformation process of specimen under action of different static and dynamic stress combinations

由試驗(yàn)結(jié)果可知，在不同的靜動(dòng)應(yīng)力狀態(tài)下試樣的變形發(fā)展過(guò)程可分為兩種類型：穩(wěn)定型和破壞型。按上述過(guò)程進(jìn)行的試驗(yàn)，根據(jù)試樣的變形發(fā)展過(guò)程，則可得出試樣破壞和不破壞靜動(dòng)應(yīng)力狀態(tài)。兩種狀態(tài)的界限即是試樣在不同靜動(dòng)應(yīng)力狀態(tài)下的強(qiáng)度。試樣破壞后的典型形態(tài)見圖10。

土在靜動(dòng)組合應(yīng)力條件下的動(dòng)強(qiáng)度與初始靜剪應(yīng)力和動(dòng)應(yīng)力強(qiáng)度有關(guān)，將上述試驗(yàn)結(jié)果得出的破壞和不破壞的靜動(dòng)應(yīng)力組合匯總于圖11。圖中同時(shí)給出了已有文獻(xiàn)建議的強(qiáng)度折減經(jīng)驗(yàn)曲線[8-13]，由圖11可見，本次對(duì)來(lái)福士廣場(chǎng)的粉質(zhì)黏土所作的動(dòng)力試驗(yàn)結(jié)果基本符合一般規(guī)律。

圖10 試樣的典型破壞形態(tài)和破壞后的試樣Fig.10 Typical failure patterns of specimens and specimens after failure

圖11 動(dòng)強(qiáng)度試驗(yàn)結(jié)果匯總Fig.11 Summary of dynamic strength test results

鉆孔施工點(diǎn)離邊坡滑動(dòng)面的距離對(duì)土體穩(wěn)定也有影響，離滑動(dòng)面距離越遠(yuǎn)，振動(dòng)影響作用越小。利用強(qiáng)度折減原理對(duì)土體抗剪強(qiáng)度進(jìn)行逐步折減，直至達(dá)到臨界破壞狀態(tài)[14]。原樣土體的抗剪強(qiáng)度參數(shù)黏聚力c和摩擦角φ，破壞時(shí)的臨界抗剪強(qiáng)度參數(shù)cc和φc，定義折減系數(shù)Fs，有如下關(guān)系式：

(2)

在進(jìn)行靜動(dòng)力聯(lián)合作用下的剪切強(qiáng)度試驗(yàn)時(shí)，設(shè)置了不同幅值的動(dòng)應(yīng)力，其本質(zhì)為模擬振動(dòng)施工距離的影響。根據(jù)強(qiáng)度折減系數(shù)隨動(dòng)-靜強(qiáng)度比的變化規(guī)律可知，在0<τd/Su<0.43時(shí)符合二次函數(shù)變化規(guī)律，采用最小二乘法得到擬合函數(shù)方程為：y=-2.155x2+0.024x+0.791 8，R2=099 45；當(dāng)0.43≤τd/Su≤0.50時(shí)，折減系數(shù)從0.4迅速下降到0，此時(shí)土體為振動(dòng)剪切階段；當(dāng)τd/Su>0.50后，折減系數(shù)為0表明土體已經(jīng)破壞，達(dá)到振動(dòng)極限狀態(tài)。由現(xiàn)場(chǎng)振動(dòng)測(cè)試結(jié)果可知，樁基施工對(duì)邊坡的動(dòng)應(yīng)力與靜應(yīng)力之比小于0.2，此時(shí)的折減系數(shù)符合擬合函數(shù)方程，取值范圍為(0.71, 0.80)。綜合上述試驗(yàn)結(jié)果，建議來(lái)福士廣場(chǎng)邊坡在不同靜動(dòng)應(yīng)力組合下的綜合強(qiáng)度折減系數(shù)取0.7～0.8。

4 結(jié) 語(yǔ)

通過(guò)對(duì)來(lái)福士廣場(chǎng)邊坡的現(xiàn)場(chǎng)勘查、現(xiàn)場(chǎng)振動(dòng)測(cè)試以及土料的室內(nèi)靜動(dòng)力三軸試驗(yàn)，并參考已有研究成果，可以得出如下結(jié)論：

(1)在樁深36 m處錘擊時(shí)，地表最大質(zhì)點(diǎn)振動(dòng)速度仍大于2 cm/s，表明沖擊振動(dòng)鉆施工的動(dòng)力作用影響較大。對(duì)比3個(gè)樁的測(cè)試結(jié)果發(fā)現(xiàn)，地表振動(dòng)在樁尖靠近基巖的時(shí)候比樁尖在地面軟土?xí)r候的大，且與樁尖處土層的軟硬程度、錘重有較大關(guān)系。綜合考慮各因素后，建議現(xiàn)場(chǎng)同時(shí)成孔施工的樁距宜大于20 m。

(2)通過(guò)模擬現(xiàn)場(chǎng)的靜動(dòng)應(yīng)力狀態(tài)，并參考已有的研究成果，建議考慮樁基施工動(dòng)力作用下，取土的強(qiáng)度折減系數(shù)為0.7～0.8。施工時(shí)可以用靜力方法來(lái)計(jì)算，但需加上施工材料和機(jī)械設(shè)備的自重。

(3)現(xiàn)場(chǎng)振動(dòng)測(cè)試發(fā)現(xiàn)，除振點(diǎn)距離對(duì)土體強(qiáng)度有影響外，不同振動(dòng)深度對(duì)土體強(qiáng)度折減系數(shù)也有影響。同一振動(dòng)距離下，隨著樁基振動(dòng)深度的增加，振動(dòng)傳感器讀數(shù)越大，土體強(qiáng)度參數(shù)降低越明顯。

(4)樁基施工現(xiàn)場(chǎng)除了附加施工機(jī)械和材料的自重以及成孔沖擊動(dòng)力作用外，護(hù)壁泥漿等都將對(duì)邊坡穩(wěn)定造成不利的影響，鑒于天然土體物理力學(xué)性質(zhì)的離散性，采用強(qiáng)度折減法計(jì)算時(shí)存在一定誤差，建議加強(qiáng)邊坡安全監(jiān)測(cè)，根據(jù)監(jiān)測(cè)資料及時(shí)反饋分析，確保施工期邊坡安全。

參 考 文 獻(xiàn)：

[1] 薛雷,孫強(qiáng),秦四清，等.非均質(zhì)邊坡強(qiáng)度折減法折減范圍研究[J]. 巖土工程學(xué)報(bào)， 2011， 33(2)： 275- 280.(XUE Lei，SUN Qiang， QIN Siqing， et al. Scope of strength reduction for inhomogeneous slopes[J]. Journal of Geotechnical Engineering， 2011， 33(2)： 275- 280.(in Chinese))

[2] 陳國(guó)慶,黃潤(rùn)秋,石豫川,等. 基于動(dòng)態(tài)和整體強(qiáng)度折減法的邊坡穩(wěn)定性分析[J]. 巖石力學(xué)與工程學(xué)報(bào)， 2014， 33(2)： 243- 256.(CHEN Guoqing，HUANG Runqiu，SHI Yuchuan，et al. Stability analysis of slope based on dynamic and whole strength reduction methods[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering， 2014， 33(2)： 243- 256.(in Chinese))

[3] 鄭穎人, 趙尚毅. 有限元強(qiáng)度折減法在土坡與巖坡中的應(yīng)用[J]. 巖石力學(xué)與工程學(xué)報(bào), 2004, 23(19): 3381- 3388.(ZHENG Yingren, ZHAO Shangyi. Application of strength reduction FEM in soil and rock slope[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2004, 23(19): 3381- 3388.(in Chinese))

[4] 葉俊能,范思婷,劉干斌,等.淤泥質(zhì)粉質(zhì)黏土溫控動(dòng)三軸試驗(yàn)[J].中國(guó)鐵道科學(xué), 2015(4):1- 7.( YE Junneng, FAN Siting, LIU Ganbin, et al. Temperature-controlled dynamic triaxial test of mucky silty clay [J]. China Railway Science,2015(4):1- 7.(in Chinese))

[5] 閆澍旺,熊志福,范期錦,等.長(zhǎng)江口深水航道治理工程地基土動(dòng)三軸試驗(yàn)研究綜述[J].水運(yùn)工程,2006(增刊2):148- 152, 158.( YAN Shuwang, XIONG Zhifu，F(xiàn)AN Qijin, et al. Summarization of dynamic triaxial experimental research on foundation soils for Yangtze Estuary deepwater channel regulation project[J]. Port and Waterway Engineering,2006(Suppl2):148- 152,158.(in Chinese))

[6] 重慶南江地質(zhì)工程勘察院. 來(lái)福士廣場(chǎng)詳勘報(bào)告[R]. 重慶: 重慶南江地質(zhì)工程勘察院, 2013. (Chongqing Nanjiang Geological Engineering Investigation Institute. Raffles city detail survey[R]. Chongqing: Chongqing Nanjiang Geological Engineering Investigation Institute, 2013. (in Chinese))

[7] GB 50868—2013 建筑工程容許振動(dòng)標(biāo)準(zhǔn)[S]. (GB 50868—2013 Standard for allowable vibration of building engineering[S]. (in Chinese))

[8] SL 237—1999 土工試驗(yàn)規(guī)程[S]. (SL 237—1999 Geotechnical test procedures[S]. (in Chinese))

[9] ANDERSEN K H, KLEVEN A, HEIEN D. Cyclic soil data for design of gravity structures[J]. Journal of Geotechnical Engineering, 1988, 114(5): 517- 539.

[10] LEFEBVRE G, PFENDLER P. Strain rate and preshear effects in cyclic resistance of soft clay[J]. Journal of Geotechnical Engineering, 1996, 122(1): 21- 26.

[11] 王剛, 李子豪, 張建民. 黃驊港淤泥動(dòng)力特性的三軸試驗(yàn)研究[J]. 港工技術(shù), 2006(1): 49- 52. (WANG Gang, LI Zihao, ZHANG Jianmin. Cyclic triaxial test study of Huanghua harbor’ silt under ocean wave loading[J]. Port Engineering Technology, 2006(1): 49- 52. (in Chinese))

[12] 魏星, 王剛. 移動(dòng)交通荷載下公路軟土地基的沉降計(jì)算[J]. 巖土工程學(xué)報(bào), 2015, 37(12): 2217- 2223. (WEI Xing, WANG Gang. Predicting settlement of road on soft subsoil induced by moving traffic load[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2015, 37(12): 2217- 2223. (in Chinese))

[13] 褚峰, 邵生俊, 陳存禮. 飽和淤泥質(zhì)砂土動(dòng)力變形及動(dòng)強(qiáng)度特性試驗(yàn)研究[J]. 巖石力學(xué)與工程學(xué)報(bào), 2014, 33(增刊1): 3299- 3305. (CHU Feng, SHAO Shengjun, CHEN Cunli. Experimental study of dynamic deformation and dynamic strength properties of saturated silty sand[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2014, 33(Suppl1): 3299- 3305. (in Chinese))

[14] 趙尚毅, 鄭穎人, 時(shí)衛(wèi)民, 等. 用有限元強(qiáng)度折減法求邊坡穩(wěn)定安全系數(shù)[J]. 巖土工程學(xué)報(bào), 2002, 24(3): 343- 346. (ZHAO Shangyi, ZHENG Yingren, SHI Weimin, et a1. Analysis of safety factor of slope by strength reduction FEM[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2002, 24(3): 343- 346. (in Chinese))