靜鉆根植竹節(jié)樁樁端承載性能數(shù)值模擬研究

周佳錦 ，龔曉南 ，王奎華 ，張日紅，許遠(yuǎn)榮

（1. 浙江大學(xué) 濱海與城市巖土工程研究中心，浙江 杭州 310058；2. 浙江大學(xué) 軟弱土與環(huán)境土工教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，浙江 杭州 310058；3. 中淳高科樁業(yè)股份有限公司，浙江 寧波 315000）

1 引 言

靜鉆根植竹節(jié)樁是一種采用靜鉆根植工法進(jìn)行預(yù)制樁施工的組合樁基，在軟土地區(qū)具有較好的發(fā)展前景。竹節(jié)樁起源于日本，日本學(xué)者對(duì)竹節(jié)樁進(jìn)行了一些研究，并提出了埋入式竹節(jié)樁的承載力計(jì)算公式[1－3]，筆者課題組通過靜鉆根植竹節(jié)樁的現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)和模型試驗(yàn)也對(duì)其荷載傳遞機(jī)制進(jìn)行了較為系統(tǒng)的研究[4－5]。國(guó)內(nèi)外許多學(xué)者對(duì)傳統(tǒng)樁基的樁端承載性能進(jìn)行過深入的研究[6－10]，對(duì)這種組合樁基的樁端承載性能的研究較少。

本次通過一組竹節(jié)樁樁端在不同水泥土擴(kuò)大頭位置處的模型試驗(yàn)對(duì)其樁端承載性能進(jìn)行研究，并進(jìn)行了一系列不同配比水泥土試塊的無(wú)側(cè)限抗壓強(qiáng)度試驗(yàn)，基于實(shí)測(cè)的材料參數(shù)運(yùn)用ABAQUS有限元軟件對(duì)模型試驗(yàn)過程進(jìn)行三維建模計(jì)算，通過ABAQUS建模對(duì)靜鉆根植竹節(jié)樁樁端承載性能的影響因素進(jìn)行分析研究，以期在實(shí)際工程中的應(yīng)用有一定的幫助。

2 模型試驗(yàn)

為了研究竹節(jié)樁樁端在不同水泥土擴(kuò)大頭深度處?kù)o鉆根植竹節(jié)樁的樁端承載性能，并得出一個(gè)比較合理的竹節(jié)樁樁端與水泥土擴(kuò)大頭的組合形式，進(jìn)行了一組竹節(jié)樁樁端與水泥土擴(kuò)大頭相對(duì)位置不同的模型試驗(yàn)，如圖1所示。其中，1#試樁竹節(jié)樁樁端距水泥土擴(kuò)大頭底部300 mm，2#試樁竹節(jié)樁樁端在距水泥土擴(kuò)大頭底部180 mm，3#試樁竹節(jié)樁樁端在水泥土擴(kuò)大頭底部，與樁端土體接觸。

圖1 模型樁樁端示意圖Fig.1 Sketch of model pile tips

試驗(yàn)采用的模型樁為90（60）mm型（竹節(jié)處直徑為90 mm，樁身直徑為60 mm）竹節(jié)樁，樁端水泥土擴(kuò)大頭直徑為165 mm、高330 mm。模型樁樁身通過埋設(shè)應(yīng)變片對(duì)樁身軸力進(jìn)行校對(duì)，應(yīng)變片采用全橋形式布置。

模型試驗(yàn)中采用砂土作為樁端持力層，填筑過程中采用分層擊實(shí)的方法，土體填筑的具體方法與周佳錦等[5]中描述一致，樁端砂土層厚1 m。

模型樁澆筑完成并養(yǎng)護(hù)28 d后進(jìn)行靜載試驗(yàn)，試驗(yàn)過程參照建筑基樁檢測(cè)技術(shù)規(guī)范[11]，采用慢速維持荷載法分級(jí)進(jìn)行加載，使用液壓千斤頂對(duì)模型樁進(jìn)行加載，樁頂沉降由位移傳感器測(cè)量，竹節(jié)樁靠近樁端處樁身軸力通過應(yīng)變片電橋由靜態(tài)應(yīng)變測(cè)試儀進(jìn)行測(cè)量。將試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行整理所得到的樁端荷載位移曲線如圖2所示。圖中，Pb為樁端阻力，Sb為樁端位移。從圖中可以看出，3根試樁樁端荷載位移曲線形狀相似，樁端位移都隨著樁端荷載的增加而增大，并都出現(xiàn)了樁端刺入破壞，其中2#試樁樁端極限承載力最大，達(dá)到了 70 kN，1#試樁樁端極限承載力為 60 kN，3#試樁樁端極限承載力最小，只有45 kN。這可能是因?yàn)?#試樁竹節(jié)樁樁端和水泥土擴(kuò)大頭都與樁端土體接觸，而竹節(jié)樁彈性模量要遠(yuǎn)大于樁端水泥土彈性模量，在加載過程中竹節(jié)樁樁端與水泥土擴(kuò)大頭出現(xiàn)了一定的相對(duì)位移，造成3#試樁樁端極限承載力較??；1#試樁由于竹節(jié)樁樁端進(jìn)入水泥土擴(kuò)大頭深度較小，無(wú)法完全發(fā)揮水泥土擴(kuò)大頭的作用，使其樁端極限承載力相比2#試樁有所減小。實(shí)際工程中可以通過吊樁設(shè)備調(diào)整預(yù)制樁位置使其處于水泥土擴(kuò)大頭中間位置附近來提高樁基的樁端承載性能。

圖2 樁端荷載與位移曲線Fig.2 Curves of load vs. displacement at pile tip

3 ABAQUS有限元模擬

通過對(duì)模型試驗(yàn)結(jié)果的分析可知當(dāng)竹節(jié)樁樁端位于水泥土擴(kuò)大頭中間位置附近時(shí)其樁端極限承載力較大，為了對(duì)靜鉆根植竹節(jié)樁的樁端承載性能進(jìn)行更為詳細(xì)的研究，通過 ABAQUS有限元軟件對(duì)模型試驗(yàn)過程進(jìn)行三維建模計(jì)算，并對(duì)竹節(jié)樁樁端承載性能的影響因素進(jìn)行分析與研究。

3.1 模型建立

模型試驗(yàn)中所用模型樁為鋼管樁，因此將模型樁定義為線彈性材料，而樁端水泥土和砂土均定義為Mohr-Coulomb彈塑性材料。定義竹節(jié)樁與水泥土、水泥土與土體兩個(gè)接觸面，兩個(gè)接觸面切向均定義為庫(kù)侖剪切模型，法向均為硬接觸?？紤]土體自重應(yīng)力產(chǎn)生的初始應(yīng)力場(chǎng)，運(yùn)用位移控制法施加豎向荷載[12]。

模型樁、水泥土和樁端土體尺寸均參照模型試驗(yàn)尺寸。竹節(jié)樁竹節(jié)處直徑為90 mm，樁身直徑為60 mm；水泥土擴(kuò)大頭直徑為165 mm，高度為330 mm；地基土直徑為2 m，厚1.45 m，樁端以下土層厚1 m。樁端土體性質(zhì)在模型試驗(yàn)中通過室內(nèi)土工試驗(yàn)測(cè)得，土體及模型樁參數(shù)見圖1。

由于樁端水泥土性質(zhì)很可能會(huì)對(duì)靜鉆根植竹節(jié)樁樁端承載性能產(chǎn)生較大影響，本次進(jìn)行了一系列不同配比水泥土試塊的無(wú)側(cè)限抗壓強(qiáng)度試驗(yàn)為模型試驗(yàn)建模提供依據(jù)。模型試驗(yàn)中水泥土所用水泥漿水灰比為0.6，水泥漿與泥漿體積比為2:1，其中泥漿含水率為50%。在水泥土試塊制作過程中，水灰比為0.6，水泥漿與泥漿體積比分別為1:1，1.5:1，2:1?？紤]到水泥土中水泥摻入量較大，水泥土試塊制作時(shí)參考砂漿制樣方法，參照已有水泥土力學(xué)性能試驗(yàn)方法[13]，利用砂漿試塊模具(70.7 mm×70.7 mm×70.7 mm)進(jìn)行制樣?？紤]到采用70.7 mm×70.7 mm×70.7 mm水泥土試塊測(cè)量其彈性模量的精度不高，另采用混凝土彈性模量試驗(yàn)試模（150 mm×150 mm×300 mm）進(jìn)行水泥土試塊制樣，兩種不同尺寸水泥土試塊制樣完成后在標(biāo)準(zhǔn)養(yǎng)護(hù)室養(yǎng)護(hù)中28 d后進(jìn)行無(wú)側(cè)限抗壓強(qiáng)度試驗(yàn)。當(dāng)水泥土試塊強(qiáng)度較小時(shí)，可在量程為100 kN的萬(wàn)能試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行無(wú)側(cè)限抗壓強(qiáng)度試驗(yàn)，當(dāng)水泥土試塊強(qiáng)度較大時(shí)，150 mm×150 mm×300 mm水泥土試塊的無(wú)側(cè)限抗壓強(qiáng)度試驗(yàn)需要在500 kN量程的壓力試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行，試塊壓縮量由位移傳感器測(cè)得，試塊無(wú)側(cè)限抗壓強(qiáng)度試驗(yàn)過程如圖3所示。

圖3 水泥土試塊無(wú)側(cè)限抗壓強(qiáng)度試驗(yàn)Fig.3 Unconfined compressive strength test of cemented soil

將兩種不同尺寸的水泥土試塊試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行整理后得到的試驗(yàn)結(jié)果見表 2。表中，qs為水泥土無(wú)側(cè)限抗壓強(qiáng)度；Es、E分別為水泥土的變形模量和彈性模量。模型試驗(yàn)中采用水泥土的水泥漿與泥漿比為2:1，建模時(shí)水泥土彈性模量取2 500 MPa。由于水泥土試塊水泥摻入量較大，試塊強(qiáng)度較高，無(wú)法用常規(guī)三軸儀或者直剪儀來測(cè)得試塊的黏聚力和內(nèi)摩擦角，建模時(shí)水泥土黏聚力與內(nèi)摩擦角選取參照前人研究成果[14－15]，取水泥土內(nèi)摩擦角為45°，黏聚力為800 kPa。

表1 竹節(jié)樁和土體參數(shù)Table 1 Parameters of nodular pile and soil

表2 水泥土無(wú)側(cè)限抗壓強(qiáng)度試驗(yàn)結(jié)果Table 2 Testing results of unconfined compressive strength of cemented soil

ABAQUS程序中有限元整體模型以及竹節(jié)樁與樁端水泥土如圖4所示。

圖4 模型示意圖Fig.4 Sketch of model

3.2 計(jì)算結(jié)果

計(jì)算結(jié)果與模型試驗(yàn)實(shí)測(cè)結(jié)果的荷載與位移曲線的對(duì)比如圖5所示。從圖中可以看出，有限元模擬結(jié)果與實(shí)測(cè)結(jié)果有一定的差距，但曲線變化趨勢(shì)一致，且樁端極限承載力幾乎相同，考慮到模型試驗(yàn)中無(wú)法保證水泥土完全均勻，可以認(rèn)為本文中所建立的 ABAQUS模型比較可靠，可以用來模擬靜鉆根植竹節(jié)樁的樁端荷載傳遞過程。

圖5 有限元模擬與模型試驗(yàn)荷載-位移曲線的對(duì)比Fig.5 Comparison between load vs. displacement curves of finite element simulation and model test

4 樁端承載力影響因素分析

為了對(duì)靜鉆根植竹節(jié)樁的樁端承載性能的影響因素進(jìn)行分析與研究，通過 ABAQUS三維建模分別分析竹節(jié)樁樁端與水泥土擴(kuò)大頭相對(duì)位置，水泥土內(nèi)摩擦角、黏聚力以及彈性模量對(duì)樁端承載力的影響。

4.1 樁端為砂土?xí)r樁端與水泥土相對(duì)位置影響分析

模型試驗(yàn)中分析了3種不同樁端與水泥土擴(kuò)大頭相對(duì)位置關(guān)系對(duì)樁端承載力的影響，為了對(duì)竹節(jié)樁樁端與水泥土相對(duì)位置關(guān)系對(duì)樁端承載力的影響進(jìn)行更加深入的研究，建立 ABAQUS三維模型，將竹節(jié)樁樁端距水泥土擴(kuò)大頭底部距離分別設(shè)置為50、100、150、200、250、300 mm，計(jì)算結(jié)果如圖6所示。從圖中可以看出，模擬計(jì)算所得樁端荷載-位移曲線比較接近，說明當(dāng)竹節(jié)樁樁端與樁端土層之間存在水泥土?xí)r，竹節(jié)樁樁端和水泥土擴(kuò)大頭相對(duì)位置對(duì)靜鉆根植竹節(jié)樁樁端承載力影響不大，這是因?yàn)樗嗤翉?qiáng)度較大，樁端極限承載力由樁端土體控制。從圖6中還可以看出，當(dāng)竹節(jié)樁樁端距離水泥土擴(kuò)大頭底部為150 mm和200 mm時(shí)，計(jì)算所得樁端極限承載力要稍大于其他形式。水泥土擴(kuò)大頭高度為 330 mm，因此當(dāng)竹節(jié)樁樁端位于水泥土擴(kuò)大頭中部位置附近時(shí)樁基的樁端承載性能較好，與模型試驗(yàn)所得結(jié)論一致。

圖6 砂土中樁端與水泥土相對(duì)位置不同對(duì)承載力的影響Fig.6 Tip bearing capacity influenced by pile tip-cemented soil base relative position in sand

4.2 樁端為巖石時(shí)樁端與水泥土相對(duì)位置影響分析

由章節(jié)4.1分析可知，當(dāng)樁端土體為砂土?xí)r在保證預(yù)制竹節(jié)樁與樁端水泥土為一個(gè)整體的前提下，竹節(jié)樁樁端與水泥土擴(kuò)大頭相對(duì)位置關(guān)系對(duì)樁端承載性能影響不大。為了分析當(dāng)樁端持力層為巖石層時(shí)竹節(jié)樁樁端與水泥土擴(kuò)大頭相對(duì)位置關(guān)系對(duì)樁端承載性能的影響，將樁端土體設(shè)置為線彈性模型，彈性模量設(shè)為210 GPa，計(jì)算結(jié)果如圖7所示。從圖中可以看出，樁端持力層為巖石時(shí)計(jì)算所得樁端荷載位移曲線均出現(xiàn)了明顯的轉(zhuǎn)折點(diǎn)，且竹節(jié)樁樁端極限承載力隨著樁端與水泥土擴(kuò)大頭底部之間的距離的增大而減小，當(dāng)竹節(jié)樁樁端距離水泥土擴(kuò)大頭底部300 mm時(shí)，樁端極限載力為89.2 kN；當(dāng)竹節(jié)樁樁端距離水泥土擴(kuò)大頭底部距離為 50 mm時(shí)，樁端極限載力達(dá)到133.6 kN。與此同時(shí)，當(dāng)竹節(jié)樁樁端距離水泥土擴(kuò)大頭底部 300 mm，樁端位移為2.1 mm時(shí)水泥土破壞，樁端荷載-位移曲線出現(xiàn)轉(zhuǎn)折點(diǎn)；當(dāng)竹節(jié)樁樁端距水泥土擴(kuò)大頭底部50 mm，樁端位移達(dá)到3.2 mm時(shí)水泥土發(fā)生破壞，樁端荷載-位移曲線出現(xiàn)轉(zhuǎn)折點(diǎn)。因此，當(dāng)樁端土體為巖石，或者樁端土體強(qiáng)度要高于樁端水泥土強(qiáng)度時(shí)，應(yīng)盡量減小竹節(jié)樁樁端于持力層之間的水泥土厚度。

圖7 巖層中樁端與水泥土相對(duì)位置不同對(duì)承載力的影響Fig.7 Tip bearing capacity influenced by pile tip-cemented soil base relative position in rock

4.3 水泥土黏聚力和內(nèi)摩擦角的影響

[15]中水泥土內(nèi)摩擦角和黏聚力試驗(yàn)結(jié)果以及模型試驗(yàn)中樁端水泥土的水泥摻入量，分別取水泥土的內(nèi)摩擦角為 25°、35°、45°、55°、65°，黏聚力為 600、700、800、900、1 000 kPa進(jìn)行建模計(jì)算，樁端土體采用砂土，計(jì)算所得荷載-位移曲線分別如圖8、9所示。從圖中可以看出，樁端水泥土內(nèi)摩擦角及黏聚力的改變對(duì)竹節(jié)樁樁端承載性能的影響不大，當(dāng)樁端位移為40 mm時(shí)，樁端承載力都在70 kN左右；這很可能是因?yàn)闃抖怂嗤翉?qiáng)度要高于樁端土體強(qiáng)度，樁端承載力都是因?yàn)闃抖送馏w發(fā)生破壞而達(dá)到極限值。

圖8 水泥土內(nèi)摩擦角對(duì)樁端承載力的影響Fig.8 Tip bearing capacity influenced by internal friction of cemented soil

圖9 水泥土黏聚力對(duì)樁端承載力的影響Fig.9 Tip bearing capacity influenced by cohesion of cemented soil

4.4 水泥土彈性模量的影響

參考表2中水泥土單元體試驗(yàn)所測(cè)得的水泥土彈性模量，分別取水泥土彈性模量為1 000、1 500、2 000、2 500、3 000 MPa進(jìn)行建模計(jì)算，樁端土體采用砂土，計(jì)算所得樁端荷載-位移曲線如圖10所示。從圖中可以看到，計(jì)算所得樁端極限承載力受水泥土彈性模量的改變的影響不大，當(dāng)樁端沉降為40 mm時(shí)，計(jì)算所得樁端承載力都在70 kN左右。這很可能是由于水泥土彈性模量要遠(yuǎn)大于樁端砂土的彈性模量，水泥土彈性模量的改變對(duì)樁端承載性能的影響不大。

圖10 水泥土彈性模量對(duì)樁端承載力的影響Fig.10 Tip bearing capacity influenced by elastic modulus of cemented soil

4.5 水泥土擴(kuò)大頭直徑的影響

通過章節(jié)4.3、4.4的分析可知，當(dāng)樁端持力層為砂土層時(shí)，由于樁端水泥土的強(qiáng)度和彈性模量要遠(yuǎn)高于樁端持力層的強(qiáng)度和彈性模量，因此水泥土自身的黏聚力、內(nèi)摩擦角以及彈性模量的改變對(duì)樁基的樁端承載力影響不大。考慮到樁端水泥土強(qiáng)度較大，增大水泥土擴(kuò)大頭的直徑很可能能夠增加靜鉆根植竹節(jié)樁的樁端極限承載力，模型試驗(yàn)中樁端水泥土擴(kuò)大頭直徑為165 mm，即為鉆孔直徑的1.5倍。分別取水泥土擴(kuò)大頭直徑為180、200、220 mm和240 mm進(jìn)行建模計(jì)算，計(jì)算所得樁端荷載位移曲線如圖11所示。從圖中可以看出，計(jì)算所得樁端極限承載力隨著樁端水泥土擴(kuò)大頭直徑的增大而增加，當(dāng)水泥土擴(kuò)大頭直徑為 165 mm、樁端沉降為40 mm 時(shí)，樁端極限承載力為70 kN；當(dāng)水泥土擴(kuò)大頭直徑為240 mm、樁端沉降為40 mm時(shí)，樁端極限承載力為119 kN，即隨著樁端水泥土擴(kuò)大頭直徑的增大。靜鉆根植竹節(jié)樁樁端極限承載力增長(zhǎng)幅度較大，在實(shí)際工程中可以考慮增大樁端擴(kuò)底半徑以提高樁端承載性能。

圖11 水泥土擴(kuò)大頭直徑對(duì)樁端承載力的影響Fig.11 Tip bearing capacity influenced by the diameter of enlarged cemented soil base

5 結(jié) 論

（1）本文建立的 ABAQUS模型能夠有效地模擬靜鉆根植竹節(jié)樁的樁端荷載傳遞過程，模擬計(jì)算結(jié)果與模型試驗(yàn)實(shí)測(cè)結(jié)果接近。

（2）當(dāng)樁端持力層為砂土或黏性土?xí)r，預(yù)制竹節(jié)樁樁端處于水泥土擴(kuò)大頭中間位置附近時(shí)樁端極限承載力最大。當(dāng)樁端持力層為巖石層時(shí)，竹節(jié)樁樁端與巖石層之間水泥土厚度越小，樁端承載性能越好。靜鉆根植竹節(jié)樁現(xiàn)階段主要用于東南沿海軟土地區(qū)，樁端持力層基本上為砂土層或礫石層，不推薦作為端承樁使用，因此在實(shí)際工程中可以通過吊樁設(shè)備調(diào)節(jié)竹節(jié)樁樁端位置使其處于水泥土擴(kuò)大頭中間位置附近。

（3）樁端水泥土黏聚力、內(nèi)摩擦角以及彈性模量對(duì)靜鉆根植竹節(jié)樁的樁端極限承載力影響不大。

（4）樁端水泥土擴(kuò)大頭直徑對(duì)靜鉆根植竹節(jié)樁的樁端極限承載力影響較大，在保證水泥土強(qiáng)度的前提下可以通過增大樁端擴(kuò)底直徑來提高靜鉆根植竹節(jié)樁的樁端極限承載力。

參 考 文 獻(xiàn)

[1] HORIGUCHI T, KARKEE M B. Load tests on bored PHC nodular piles in different ground conditions and the bearing capacity based on simple soil parameters[R].Japan: Japanese Architectural Society, 1995: 89－94.

[2] MADAN B K, SHIGEO K, TAKASHI H. Quality assurance in bored PHC nodular piles through control of design capacity based on loading test data[C]//Proceedings of the 7th International Conference and Exhibition, Piling and Deep Foundations. Vienna, Austria:[s. n.], 1998: 1–9.

[3] BORDA O, UNO M, TOWHATA I. Shaft capacity of nodular piles in loose sand[C]// Proceedings of the 49th National Conference. Japan: Japanese Geotechnical Society, 2007: 1 175－1 176.

[4] ZHOU Jia-jin, WANG Kui-hua, GONG Xiao-nan, et al.Bearing capacity and load transfer mechanism of a static drill rooted nodular pile in soft soil areas[J]. Journal of Zhejiang University(Applied Physics & Engineering),14(10): 705－719.

[5] 周佳錦, 龔曉南, 王奎華, 等. 靜鉆根植竹節(jié)樁荷載傳遞機(jī)制模型試驗(yàn)[J]. 浙江大學(xué)學(xué)報(bào)(工學(xué)版), 2015,49(3): 531－537.ZHOU Jia-jin, Gong Xiao-nan, Wang Kui-hua, et al.Model test on load transfer mechanism of a static drill rooted nodular pile[J]. Journal of Zhejiang University(Engineering Science), 2015, 49(3): 531－537.

[6] RANDOLPH M F, WROTH C P. Analysis of deformation of vertically loaded pile[J]. Journal of the Geotechnical Engineering Division, 1978, 104(12): 1465－1488.

[7] RANDOLPH M F, WORTH C P. An analysis of the vertical deformation of pile groups[J]. Geotechnique,1979, 29(4): 423－439.

[8] GUO W D, RANDOLPH M F. An efficient approach for settlement prediction of pile groups[J]. Geotechnique,1999, 49(2): 161－179.

[9] LEE K M, XIAO Z R. A simplified nonlinear approach for pile group settlement analysis in multilayered soils[J].Canadian Geotechnical Journal, 2001, 38(5): 1063－1080.

[10] HAN J, YE S L. A field study on the behavior of micropiles in clay under compression or tension[J].Canadian Geotechnical Journal, 2006, 43(1): 19－29.

[11] 中國(guó)建筑科學(xué)研究院. JGJ 106－2003建筑基樁檢測(cè)技術(shù)規(guī)范[S]. 北京: 中國(guó)建筑工業(yè)出版社, 2003.

[12] 費(fèi)康, 張建偉. ABAQUS在巖土工程中的應(yīng)用[M]. 北京: 中國(guó)水利水電出版社, 2009.

[13] 李建軍, 梁仁旺. 水泥土抗壓強(qiáng)度和變形模量試驗(yàn)研究[J]. 巖土力學(xué), 2009, 30(2): 474－477.LI Jian-jun, LIANG Ren-wang. Research on compression strength and modulus of deformation of cemented soil[J].Rock and Soil Mechanics, 2009, 30(2): 474－477.

[14] 黃鶴, 張俐, 楊曉強(qiáng), 等. 水泥土材料力學(xué)性能的試驗(yàn)研究[J]. 太原理工大學(xué)學(xué)報(bào), 2000, 31(6): 705－709.HUANG He, ZHANG Li, YANG Xiao-qiang, et al.Experimental study of mechanical properties of cemented-soil[J]. Journal of Taiyuan University of Technology, 2000, 31(6): 705－709.

[15] 孫宇雁, 王子國(guó). 水泥土抗剪強(qiáng)度試驗(yàn)研究[J]. 巖土工程界, 2009, 12(1): 68－70.SUN Yu-yan. Experimental study of shear strength of cemented-soil[J]. Geotechnical Engineering World,2009, 12(1): 68－70.