移动射流加固吸力式沉箱基础承载特性试验研究

毛龙; 朱文波; 杨嘉毅; 李勇海; 邓会元; 程丹莲

doi:10.11779/CJGE2024S20040

移动射流加固吸力式沉箱基础承载特性试验研究 English Version

毛龙^1,,
朱文波^{2, 3, ,},
杨嘉毅¹,
李勇海¹,
邓会元⁴,
程丹莲^{2, 3}

1.
中铁四局集团有限公司, 安徽合肥 230022
2.
东南大学南通海洋高等研究院, 江苏南通 226010
3.
东南大学土木工程学院, 江苏南京 211189
4.
中交公路规划设计院有限公司, 北京 100032

基金项目:

国家自然科学基金项目 52208333

国家自然科学基金项目 51878160

国家自然科学基金项目 52378328

中国交建集团揭榜挂帅项目 2023-ZJKJ-01

详细信息

作者简介:
毛龙（1988—），男，高级工程师，主要从事岩土以及地下结构方面的研究工作。E-mail: 543302226@qq.com

通讯作者:
朱文波, E-mail: 101300143@seu.edu.cn

中图分类号: TU443
计量
- 文章访问数: 67
- HTML全文浏览量: 10
- PDF下载量: 10
出版历程
- 收稿日期: 2024-06-21
- 刊出日期: 2024-09-30

Experimental study on bearing characteristics of reinforced suction caisson foundation with mobile jet technology

MAO Long^1,,
ZHU Wenbo^{2, 3, ,},
YANG Jiayi¹,
LI Yonghai¹,
DENG Huiyuan⁴,
CHENG Danlian^{2, 3}

1.
China Railway Fourth Division Group Co., Ltd., Hefei 230022, China
2.
Advanced Ocean Institute of Southeast University, Nantong 226010, China
3.
School of Civil Engineering, Southeast University, Nanjing 211189, China
4.
CCCC Highway Consultants Co., Ltd., Beijing 100032, China

摘要

摘要: 吸力式沉箱基础基础因其尺寸范围广、极限水深大、经济性好、施工便捷等优势，受到了广大工程师青睐。然而软黏土中吸力式沉箱基础水平与竖向承载力较低，尚未形成一套有效的吸力式沉箱基础承载力提升技术。为了有效提高吸力式沉箱基础承载力，创新性提出了移动射流加固技术及劲性复合吸力式沉箱基础形式。通过吸力式沉箱基础移动射流加固试验以及加固后模型试验，研究加固后吸力式沉箱基础水平与竖向承载特性。试验结果表明：加固后的沉箱模型水平承载力是未加固沉箱模型的2.5~3.5倍，加固后的沉箱模型竖向抗拔承载力是未加固沉箱模型的3.5~5.0倍，可以看出加固后沉箱基础水平与竖向承载提升较为明显。通过后移动射流加固技术，不仅提高桩土接触面积同时提升桩周土体强度，移动射流管道布置越多，浆液包裹越好，包络线面积越大，荷载玫瑰越均匀，承载力差异较小。在移动射流管道布置时需考虑射流参数、土体特性等因素，移动射流管道布置需满足相邻破土半径搭接要求。通过对移动射流加固吸力式沉箱基础承载特性的初步探究，为吸力式沉箱基础移动射流加固技术工程应用以及劲性复合吸力式沉箱基础理论分析提供参考。
- 吸力式沉箱基础 /
- 承载力提升 /
- 移动射流技术 /
- 软黏土
Abstract: The suction caisson foundation has been favored by many engineers due to its advantages such as wide size range, large ultimate water depth, good economy and convenient construction. However, the horizontal and vertical bearing capacities of suction caisson foundations are relatively low in soft clay. There is still no effective method to improve the bearing capacity of the suction caisson foundations. In order to effectively improve the bearing capacity of the suction caisson foundations, the mobile jet reinforcement technology and the form of rigid composite suction caisson foundation are innovatively proposed. The bearing characteristics of a suction caisson foundation reinforced by the mobile jet technology are studied through the model tests. The results shwo that the horizontal bearing capacity of the rigid composite suction caisson foundation is about 2.5~4.0 times higher than that of the ordinary caisson. The uplift bearing capacity of the rigid composite suction caisson foundation is about 3.5~5.0 times higher than that of the ordinary caisson. The propesed method increases the contact area between the pile and the soil and enhances the strength of the soil around the pile. The cement slurry evenly wraps around the caisson and the grouting effects are satisfactory. The jet parameters and soil characteristics need to be considered in the design of the new suction caisson foundation. It can provide reference for the engineering application of the mobile jet reinforcement technology and the theoretical analysis of the rigid composite suction caisson foundation.
- suction caisson foundation /
- improvement of bearing capacity /
- mobile jet technology /
- soft clay

HTML全文

0. 引言

非饱和状态下的土体具有很高的强度^[1]，然而遇水湿化强度会迅速降低，局部可能达到饱和，该状态下的土压力值与非饱和条件下的值差别很大。多名学者统计显示大部分基坑事故都与水有关，此外，2019年6月8日南宁绿地中心基坑塌陷也是因为场地管道爆裂，非饱和土遇水湿化，作用在支护结构的土压力增大^[2]。因此，亟需定量评估浸湿作用对非饱和土侧向土压力的影响，提出计算方法，减少此类事故发生。

目前，对非饱和土压力研究获得了很大进展，但现有研究多从理论出发进行公式推导，1961年Coleman等^[3]提出双变量理论，Fredlund便得到净应力与吸力的双变量理论，之后得到了扩展的朗肯土压力理论，但是在平时的设计和研究中，仍然采用朗肯土压力理论^[4]计算非饱和土压力。姚攀峰等^[5]提出了与扩展型朗肯土压力不同的计算方法广义朗肯土压力计算方法，陈铁林等^[6]解决水位变化及降水条件下的土压力计算问题，根据K₀定义推导K₀求解式。任传健等^[7]结合Fredlund非饱和土抗剪切与强化准则和经典的朗肯土压计算公式，得出考虑降水变化的土压计算公式。汪丁建等^[8]在饱和土朗肯土压力分析基础上，推导出降雨条件下非饱和朗肯土压力。王晓亮等^[9]将降雨和蒸发对基质吸力的影响引入到非饱和土抗剪强度公式中，得到K₀随降雨定性变化，但没有定量结果。

已有的大量研究充分表明水对静止土压力的影响不可忽略，但已有的计算公式复杂不实用，结果有待验证。导致现有非饱和土体仍采用饱和土理论的计算结果加安全储备来设计计算^[10]，安全系数是否足够不明确。为了使湿化条件下静止土压力增量的演化规律更明确，本文通过室内试验确定了其相关的变化规律、建立相应的计算模型，减小对安全施工的威胁。

1. 试验材料与方法

1.1 土料特性

取北京延庆地区原状粉质黏土进行烘干、碾碎、过0.25 mm筛备用，进行基本物理性质测试，依据《土工试验方法标准：GB/T50123—2019》^[11]，结果见表 1。

表 1 土的基本物理性质

Table 1. Basic physical properties of soil

最大干密度/ (g·cm^-3)	最优含水率/%	液限 w_L/%	塑限w_P/%	塑性指数I_P	土粒相对密度G_S
1.80	16.5	30.7	15.2	15.5	2.73

下载: 导出CSV

| 显示表格

1.2 试验方案

选择干密度1.53 g/cm³（压实度0.85）、高度40 mm的标准环刀试样开展K₀压缩试验，设5个不同的初始饱和度与4个不同的上覆荷载，具体方案见表 2。

表 2 浸水条件下非饱和粉质黏土试验方案

Table 2. Test schemes under water immersion conditions

上覆荷载/kPa	加载过程	初始饱和度
100/200/ 300/400	100(200/300/400)kPa→湿化→逐级加载至1600kPa	0.2/0.3/0.4/ 0.5/0.6

下载: 导出CSV

| 显示表格

1.3 试验过程

（1）仪器标定。本文采用JCY型K₀固结仪来完成K₀压缩试验，在气囊中充入与试样等体积的水，利用水各向等压特性标定仪器在竖向压力下对土压力的测量，根据试验数据拟合得到两仪器的标定系数^[12]。

（2）制样并养护得到不同初始含水率试样。用饱和再风干的土样模拟经过了干湿循环的天然非饱和土，通过7 d密闭养护保证孔隙水分布均匀，见图 1。

图 1 准备不同初始含水率的试样

Figure 1. Preparation of samples with different initial moisture contents

下载: 全尺寸图片幻灯片

（3）加上覆荷载待稳定后进行湿化饱和，湿化稳定后养护7 d，再完成后续设定加载至试验结束。

（4）卸压并整理仪器装置，将不同初始饱和度湿化前与湿化压缩后试样进行对比，如图 2所示。

图 2 试验前后对比图

Figure 2. Comparison of soil samples before and after tests

下载: 全尺寸图片幻灯片

2. 试验结果及规律

K₀固结仪连接压力传感器采集数据，得到侧压力随时间变化关系^[12]，从而得到粉质黏土在5个不同初始饱和度S_r和4个不同上覆荷载P作用下发生湿化与湿化后继续加载的水平静止土压力-竖向压力的关系曲线，见图 3，因篇幅关系只展示S_r=0.2结果^[12]。对于非饱和土一般采用水土合算计算土压力，此时侧压力传感器测量得到的相当于水土合算下的土压力。

图 3 静止土压力随竖向压力变化关系(S_r=0.2)

Figure 3. Variation of static earth pressure with vertical pressure (S_r=0.2)

下载: 全尺寸图片幻灯片

湿化静止土压力增量 $\Delta {\sigma _{{\text{h}}}}$ 统计见表 3，计算式为

$\Delta {\sigma _{{\text{h}}}} = {\sigma _{{\text{w}}}} - {\sigma _{{\text{d}}}} 。$

(1)

表 3 湿化静止土压力增量计算值统计

Table 3. Statistics of calculated increment static earth pressure

初始饱和度S_r	0.2	0.3	0.4	0.5	0.6
100 kPa下增量值	35.14	25.10	17.41	12.5	3.53
200 kPa下增量值	68.95	48.38	33.32	22.97	6.31
300 kPa下增量值	95.01	68.95	47.86	29.99	8.98
400 kPa下增量值	118.02	90.00	60.99	35.97	10.11

下载: 导出CSV

| 显示表格

式中： ${\sigma _{{\text{d}}}}$ 为上覆荷载作用下湿化前静止土压力大小； ${\sigma _{{\text{w}}}}$ 湿化饱和后静止土压力大小。

3. 静止土压力增量计算模型

3.1 湿化过程中静止土压力演变规律

不同初始饱和度湿化过程的增湿水平不同，可使用湿化前初始饱和度表示增湿水平，即：S_r=1的增湿水平为0，S_r越小增湿水平越大。

由表 3可以看到湿化时静止土压力都有不同程度的增大，且初始饱和度S_r越低或上覆荷载P越大，静止土压力增量越大。图 3数据显示，湿化后继续加载呈线性且斜率基本一致，表明K₀值大小近似一致，S_r与P的不同不会影响湿化饱和后K₀大小。可能原因是：静止土压力系数主要由有效内摩擦角决定，饱和后有效内摩擦角接近，因此湿化饱和后K₀近似一致。

土体强度理论认为土颗粒间存在综合作用，包括吸力、胶结作用、德华力以及化学键等^[4]，非饱和土研究学者^[13]一般认为土骨架受压为保证完整性依靠两部分力平衡：一是土颗粒间的基质吸力，取决于土体的含水量；另外是土颗粒间的胶结力，取决于土体内部的黏粒微量物质。静止土压力增量是由颗粒间胶结作用的减弱和基质吸力减小两方面原因引起的^[14]。为推导计算模型引出中间变量0.65-S_r，如图 4所示，初始饱和度越小，湿化导致基质吸力减少量就越大，静止土压力增量就越大；湿化饱和后上覆荷载越大，对土体胶结力破坏就越大，如图 5所示，湿化饱和后的静止土压力增量，随上覆荷载增加而变大。

图 4 静止土压力增量与初始饱和度关系

Figure 4. Variation of increment of static earth pressure increment with initial saturation

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 5 静止土压力增量与上覆荷载关系

Figure 5. Variation of increment of static earth pressure with load

下载: 全尺寸图片幻灯片

3.2 湿化过程中静止土压力增量计算模型

土压力增量 $\Delta {\sigma _{{\text{h}}}}$ 与上覆荷载P，初始饱和度S_r都呈线性关系，双线性模型见式（2），P和S_r确定时有一次函数式（3），（4）。当变量 $n=（{S}_{\text{r}}{\text{+}}{b}_{1}）{\text{=0}}{\text{.65}}-{S}_{{\text{r}}}$ 时，土压力增量 $\Delta {\sigma _{{\text{h}}}}$ 与n成正比例， ${k_1}{k_2}m$ 为斜率，见图 4。

$\Delta {\sigma _{{\text{h}}}} = {k_1}n \times {k_2}m {\text{，}}$

(2)

${k}_{1}n={k}_{1}（{S}_{{\text{r}}}{\text{+}}{b}_{1}） {\text{，}}$

(3)

${k}_{2}m={k}_{2}（P{\text{+}}{b}_{2}）。$

(4)

P与其对应的 ${k_1}{k_2}m$ 拟合得 ${k_1}{k_2}m{{\text{ = 0}}}{{\text{.60}}}P + {{\text{19}}}{{\text{.76}}}$ ，再将 $n$ 代入式（2）中，得到式（5）。当初始饱和度S_r较大接近饱和土时，静止土压力增量为0，观察式（5），当饱和度S_r＞0.65时，湿化不会引起静止土压力增加。

$\Delta {\sigma _{{\text{h}}}} = \left\{ \begin{array}{l} (0.60P{{\text{ + 19}}}{{\text{.76}}}){{\text{(}}}0.65 - {S_{{\text{r}}}}{{\text{)}}} \;\;\;\;{{\text{(}}}{S_{{\text{r}}}} \leqslant 0.65{{\text{)}}} \hfill \\ 0\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;{{\text{ (}}}{S_{{\text{r}}}} > 0.65{{\text{)}}} \hfill \\ \end{array} \right. 。$

(5)

为了更直观的表现增量的含义，将 $\Delta {S_{{\text{r}}}} = 1 - {S_{{\text{r}}}}$ 代入式（5），得到最终的增量表达式如下：

$\begin{equation} \Delta \sigma_{\mathrm{h}}=\left\{\begin{array}{ll} (0.60 P+19.76)\left(\Delta S_{\mathrm{r}}-0.35\right) & \left(\Delta S_{\mathrm{r}} \geqslant 0.35\right) \\ 0 & \left(\Delta S_{\mathrm{r}}<0.35\right) \end{array}\right. 。 \end{equation}$

(6)

4. 挡土墙静止土压力计算案例分析

以延庆某深基坑为背景，结合勘察数据，对上文的模型进行试算。该基坑开挖深度23 m，上表面有8 kPa的均布荷载，施工阶段饱和度0.25，已勘测到自然地面以下34 m地层特性，土体基本为粉质黏土。

根据划分土层的重度与厚度计算出土层下表面荷载，并根据K₀算出湿化前静止土压力 ${\sigma _{{\text{h}}}}_i$ ，K₀按经验值取0.3。根据式（6）算出静止土压力增量 $\Delta {\sigma _{{\text{h}}}}_i$ ，接着计算出湿化后静止土压力 ${\sigma _{{\text{w}}}}_i$ 和 ${\sigma _{{\text{w}}}}_i$ / ${\sigma _{{\text{h}}}}_i$ 比值，计算值随深度变化绘制在图 6中，发现比值随深度增大而减小，但始终大于1.8，说明湿化对静止土压力影响较大。

图 6 不同累计深度处静止土压力与其相关计算值关系

Figure 6. Static earth pressures and their correlation with depth

下载: 全尺寸图片幻灯片

由于本文采用重塑土进行试验，和天然土体湿化时侧压力变化结果不同，特别是黄土等结构性非饱和土，其湿化可能发生湿陷等行为，导致土压力演化较为复杂。本文研究结果仅适用于非结构性的非饱和土。

5. 结论

本文通过开展室内试验，定量评估浸湿作用对非饱和土侧向土压力的影响，实测浸湿饱和作用下静止土压力增量的变化规律，建立相应的计算模型，通过应用发现设计时必须重视湿化的影响，并得到以下3点结论。

（1）湿化饱和后，土体的静止土压力系数K₀值与初始饱和度、上覆荷载无关。推测土体静止土压力系数K₀值主要由有效内摩擦角决定，饱和后有效内摩擦角基本一致，故K₀值大小近似一致。

（2）湿化前的初始饱和度越低，湿化饱和后的静止土压力增量越大；且湿化饱和后的静止土压力增量，随湿化时的上覆荷载增加而变大。

（3）基于试验数据和机理分析，得到了湿化条件下考虑上覆荷载与初始饱和度的双线性土压力增量计算模型；将其应用于某支挡工程，发现湿化后的土压力可达初始土压力1.8倍以上，设计时必须予以重视。

图 1 移动射流加固技术

Figure 1. Mobile jet reinforcement technology

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 2 移动射流加固试验

Figure 2. Mobile jet reinforcement tests

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 3 加固模式

Figure 3. Reinforcement modes

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 4 模型试验

Figure 4. Model tests

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 5 荷载位移曲线

Figure 5. Load-displacement curves

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 6 荷载位移曲线

Figure 6. Load-displacement curves

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 7 包络线

Figure 7. Envelope curves

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 8 荷载玫瑰图

Figure 8. Rose diagrams of load

下载: 全尺寸图片幻灯片

表 1 移动射流参数

Table 1 Parameters of mobile jet

C_u/kPa W_c/% P/Pa Q/(L·min^-1) t/mm r/cm

5.93 41.9 70 0.78 1.2 9.7

注：C_u不排水强度；P压强；Q流量；t喷嘴直径；r加固深度。

下载: 导出CSV

表 2 模型参数

Table 2 Model parameters

编号模型管道 φ₁/(°) φ₂/(°)

1 CM1 0 每隔30 0

2 CM2 3个每隔30 每隔60

3 CM3 4个每隔30 每隔45

注：φ₁为竖向加载角；φ₁为水平加载角。

下载: 导出CSV

参考文献(14)

[1]	DENG W, CARTER J P. A theoretical study of the vertical uplift capacity of suction caissons[J]. International Journal of Offshore and Polar Engineering, 2002, 12(2): 342-349.
[2]	戴国亮, 朱文波, 郭晶, 等. 软黏土中吸力桩基础竖向抗拔承载特性试验研究[J]. 岩土力学, 2019, 40(增刊1): 119-126. DAI Guoliang, ZHU Wenbo, GUO Jing, et al. Experimental study on vertical pull-out bearing characteristics of suction pile foundation in soft clay[J]. Rock and Soil Mechanics, 2019, 40(S1): 119-126. (in Chinese)
[3]	ANDERSEN K H, LAURITZSEN R. Bearing capacity for foundations with cyclic loads[J]. Journal of Geotechnical Engineering, 1988, 114(5): 540-555. doi: 10.1061/(ASCE)0733-9410(1988)114:5(540)
[4]	朱文波, 戴国亮, 王博臣, 等. 吸力式沉箱基础底部土体卸荷蠕变及其长期抗拔承载特性研究[J]. Rock and Soil Mechanics, 2022, 43(3): 669-670. ZHU Wenbo, DAI Guoliang, WANG Bochen, et al. Unloading creep of soft clay and long-term uplift bearing characteristics of suction caisson foundation[J]. Rock and Soil Mechanics, 2022, 43(3): 669-670. (in Chinese)
[5]	MARTIN, R E, DESTEPHEN R A. Large diameter double underreamed drilled shafts[J]. Geotechnical Engineering, 1983, 109(8): 1082-1098. doi: 10.1061/(ASCE)0733-9410(1983)109:8(1082)
[6]	钱德玲. 挤扩支盘桩的荷载传递规律及FEM模拟研究[J]. 岩土工程学报, 2002, 24(3): 371-375. doi: 10.3321/j.issn:1000-4548.2002.03.024 QIAN Deling. Study on loading transfer law and FEM simulation of squeezed branch pile[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2002, 24(3): 371-375. (in Chinese) doi: 10.3321/j.issn:1000-4548.2002.03.024
[7]	钱永梅, 尹新生, 钟春玲, 等. 挤扩多盘桩的土体极限承载力研究[J]. 哈尔滨工业大学学报, 2005, 37(4): 568-570. doi: 10.3321/j.issn:0367-6234.2005.04.040 QIAN Yongmei, YIN Xinsheng, ZHONG Chunling, et al. Ultimate bearing capacity of soil about push-extend multi-under-reamed concrete pour pile[J]. Journal of Harbin Institute of Technology, 2005, 37(4): 568-570. (in Chinese) doi: 10.3321/j.issn:0367-6234.2005.04.040
[8]	FLEMING W G K. The improvement of pile performance by base grouting[J]. Civil Engineering, 1993, 97(2): 88-93.
[9]	THIYYAKKANDI S, MCVAY M, BLOOMQUIST D, et al. Measured and predicted response of a new jetted and grouted precast pile with membranes in cohesionless soils[J]. Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering, 2013, 139(8): 1334-1345. doi: 10.1061/(ASCE)GT.1943-5606.0000860
[10]	JOER H A, RANDOLPH M F, GUNASENA U. Experimental modeling of the shaft capacity of grouted driven piles[J]. Geotechnical Testing Journal, 1998, 21(3): 159-168. doi: 10.1520/GTJ10889J
[11]	MULLINS G, WINTERS D, STEVEN D. Predicting end bearing capacity of post-grouted drilled shaft in cohesioniess soils[J]. Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering, 2006, 132(4): 478-487. doi: 10.1061/(ASCE)1090-0241(2006)132:4(478)
[12]	王卫东, 李永辉, 吴江斌. 上海中心大厦大直径超长灌注桩现场试验研究[J]. 岩土工程学报, 2011, 33(12): 1817-1826. WANG Weidong, LI Yonghui, WU Jiangbin. Field loading tests on large-diameter and super-long bored piles of Shanghai Center Tower[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2011, 33(12): 1817-1826. (in Chinese)
[13]	戴国亮, 万志辉, 龚维明, 等. 基于沉降控制的组合后压浆灌注桩承载力计算研究[J]. 岩土工程学报, 2018, 40(12): 2172-2181. doi: 10.11779/CJGE201812003 DAI Guoliang, WAN Zhihui, GONG Weiming, et al. Calculation of bearing capacity for combined post-grouting bored piles based on settlement control[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2018, 40(12): 2172-2181. (in Chinese) doi: 10.11779/CJGE201812003
[14]	万志辉, 戴国亮, 龚维明, 等. 超厚粉细砂地层组合压浆桩压浆效果试验[J]. 中国公路学报, 2018, 31(3): 59-67. WAN Zhihui, DAI Guoliang, GONG Weiming, et al. Experiment on grouting effects of combined grouting piles under extra-thick fine silty sand layer[J]. China Journal of Highway and Transport, 2018, 31(3): 59-67. (in Chinese)

施引文献(1)

期刊类型引用(0)

其他类型引用(1)

资源附件(0)

图(8) / 表(2)

计量

文章访问数: 67
HTML全文浏览量: 10
PDF下载量: 10
被引次数: 1

0. 引言
1. 试验材料与方法
1.1 土料特性
1.2 试验方案
1.3 试验过程
2. 试验结果及规律
3. 静止土压力增量计算模型
3.1 湿化过程中静止土压力演变规律
3.2 湿化过程中静止土压力增量计算模型
4. 挡土墙静止土压力计算案例分析
5. 结论

C_u/kPa	W_c/%	P/Pa	Q/(L·min^-1)	t/mm	r/cm
5.93	41.9	70	0.78	1.2	9.7
注：C_u不排水强度；P压强；Q流量；t喷嘴直径；r加固深度。

编号	模型	管道	φ₁/(°)	φ₂/(°)
1	CM1	0	每隔30	0
2	CM2	3个	每隔30	每隔60
3	CM3	4个	每隔30	每隔45
注：φ₁为竖向加载角；φ₁为水平加载角。

移动射流加固吸力式沉箱基础承载特性试验研究 English Version

作者简介: 毛龙（1988—），男，高级工程师，主要从事岩土以及地下结构方面的研究工作。E-mail: 543302226@qq.com

通讯作者: 朱文波, E-mail: 101300143@seu.edu.cn

计量

出版历程