劉正楠，楊博，林才奎，張銳，劉韡堃，3

（1.長(zhǎng)沙理工大學(xué)公路工程教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，長(zhǎng)沙410004；2.廣東省長(zhǎng)大公路工程有限公司，廣州510620；3.河南省高速公路發(fā)展有限責(zé)任公司，鄭州450052）

最大承載力狀態(tài)下全風(fēng)化花崗巖路基變形特性與控制方法

劉正楠1，楊博1，林才奎2，張銳1，劉韡堃1，3

（1.長(zhǎng)沙理工大學(xué)公路工程教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，長(zhǎng)沙410004；2.廣東省長(zhǎng)大公路工程有限公司，廣州510620；3.河南省高速公路發(fā)展有限責(zé)任公司，鄭州450052）

為了研究南方濕熱條件下全風(fēng)化花崗巖填筑路基的科學(xué)方法，以提高路基在運(yùn)營(yíng)期的耐久性與穩(wěn)定性，對(duì)全風(fēng)化花崗巖進(jìn)行了濕法重型擊實(shí)與加州承載比試驗(yàn)。結(jié)果表明：承載力最大狀態(tài)下全風(fēng)化花崗巖的含水率比最佳含水率更接近天然含水率。為進(jìn)一步了解其濕脹特性，通過改變初始含水率進(jìn)行了膨脹率試驗(yàn)，得到了全風(fēng)化花崗巖在不同初始含水率下的干密度衰變規(guī)律；通過改進(jìn)的固結(jié)試驗(yàn)對(duì)比分析了全風(fēng)化花崗巖在最大承載力和最大干密度狀態(tài)時(shí)的變形特性。結(jié)果顯示：與常規(guī)的以最大干密度控制方法相比，全風(fēng)化花崗巖在最大承載力狀態(tài)下抗變形能力和穩(wěn)定性更好。按最大承載力狀態(tài)鋪筑了全風(fēng)化花崗巖路基試驗(yàn)段并進(jìn)行了現(xiàn)場(chǎng)回彈模量和壓實(shí)度檢測(cè)，結(jié)果表明：最大承載力狀態(tài)下全風(fēng)化花崗巖路基完全能滿足下路床94區(qū)的壓實(shí)要求，為了滿足路面對(duì)路基回彈模量的要求，基于變形等效原理提出剛度補(bǔ)償設(shè)計(jì)方法，以確保全風(fēng)化花崗巖路基整體剛度與耐久性。

路基工程；全風(fēng)化花崗巖；最大承載力；固結(jié)試驗(yàn)；變形等效；剛度補(bǔ)償

全風(fēng)化花崗巖屬于特殊土，在中國(guó)南方廣泛分布，主要特點(diǎn)是云母含量高［1］，結(jié)構(gòu)松散、水穩(wěn)性差、粘結(jié)力小、抗剪強(qiáng)度低［2］。采用全風(fēng)化花崗巖進(jìn)行路基填筑的鐵路或公路經(jīng)過多年的運(yùn)行之后，在交通循環(huán)荷載作用和自然條件侵蝕下容易產(chǎn)生嚴(yán)重的永久變形，導(dǎo)致路基路面出現(xiàn)翻漿冒泥等病害［3］，以往缺乏對(duì)其路用特性的重視，因此，許多工程性質(zhì)尚沒有進(jìn)行系統(tǒng)地研究，實(shí)際工程中多以棄土換填和化學(xué)改良為主。近年來，由于鐵路、道路工程、建筑以及其他土木工程越來越多涉及到全風(fēng)化花崗巖領(lǐng)域，且變廢為寶、環(huán)境友好的綠色理念被廣大建設(shè)部門所提倡，為此，學(xué)者們對(duì)全風(fēng)化花崗巖開展了相關(guān)的研究。Hossain等［4-5］研究了全風(fēng)化花崗巖非飽和狀態(tài)下的抗剪強(qiáng)度與膨脹特性。Sun等［6］通過三軸試驗(yàn)對(duì)全風(fēng)化花崗巖的力學(xué)與變形特性進(jìn)行了研究。Wan等［7］研究了全風(fēng)化花崗巖小變形條件下的應(yīng)力路徑。李志勇等［8-9］利用動(dòng)三軸試驗(yàn)，研究了全風(fēng)化花崗巖在重復(fù)荷載作用下的動(dòng)態(tài)特性，分析了動(dòng)強(qiáng)度與圍壓及壓實(shí)度的相關(guān)關(guān)系。周德泉等［10］通過側(cè)限壓縮試驗(yàn)研究了全風(fēng)化花崗巖的累積變形與濕化特性。

以上研究表明，對(duì)全風(fēng)化花崗巖研究多集中于本構(gòu)關(guān)系與力學(xué)參數(shù)方面，然而全風(fēng)化花崗巖路基受濕熱氣候環(huán)境影響，水汽遷移使其內(nèi)部含水率逐漸升高至平衡含水率［11］，濕度變化將直接影響全風(fēng)化花崗巖的力學(xué)與變形特性［12］，從而決定全風(fēng)化花崗巖路基的耐久性。以往研究多按相關(guān)規(guī)范，以最大干密度來確定全風(fēng)化花崗巖填料的最佳含水率ωopt，以此作為現(xiàn)場(chǎng)壓實(shí)控制指標(biāo)［13］，并未考慮全風(fēng)化花崗巖路基從建設(shè)到運(yùn)營(yíng)長(zhǎng)期過程中內(nèi)部濕度狀態(tài)的變化規(guī)律。據(jù)此，鄭健龍等［14］提出的以最大承載力為目標(biāo)的特殊土路基壓實(shí)控制方法，即通過重型擊實(shí)制件進(jìn)行浸水加州承載比（CBR：California Bearing Ratio）試驗(yàn)，選取CBR峰值對(duì)應(yīng)的含水率ωc及相應(yīng)干密度作為路基壓實(shí)控制指標(biāo)，通常含水率ωc比ωopt更接近土體的天然含水率，一方面，將使填料通過翻曬從天然含水率降至壓實(shí)含水率的時(shí)間縮短，更滿足工程經(jīng)濟(jì)的要求；另一方面，更能保證路基在車輛運(yùn)營(yíng)期間的穩(wěn)定性與耐久性。

為此，以廣東省廣佛肇高速全風(fēng)化花崗巖路基工程為依托，通過CBR試驗(yàn)來確定該填料最大承載力狀態(tài)下的壓實(shí)控制指標(biāo)，并通過無荷膨脹和改進(jìn)的固結(jié)試驗(yàn)來對(duì)比研究最大承載力狀態(tài)下全風(fēng)化花崗巖的濕脹變形特性；通過現(xiàn)場(chǎng)回彈模量和彎沉試驗(yàn)，基于剛度補(bǔ)償理論提出全風(fēng)化花崗巖路基填筑的變形控制方法。

1 力學(xué)與變形特性室內(nèi)試驗(yàn)

1.1 土性物理參數(shù)與力學(xué)試驗(yàn)

廣東省廣佛肇高速公路全長(zhǎng)約174.885 km，沿線呈典型的全風(fēng)化花崗巖地貌，室內(nèi)試驗(yàn)選取的典型全風(fēng)化花崗巖填料位于肇慶大旺至封開K118～K119段，相應(yīng)土性及物理指標(biāo)測(cè)試結(jié)果見表1。其中，最佳含水率按濕法重型擊實(shí)確定。

表1 土樣基本物理性質(zhì)和成分Table.1 Basic physical properties and component of soil camples

表1結(jié)果顯示，該全風(fēng)化花崗巖土樣為黏土質(zhì)砂。其中，高嶺石和蒙脫石含量分別為14.58%和8.54%，具有弱膨脹性。為確定該填料的最大承載力條件下的濕度狀態(tài)，通過將填料從天然含水率22.2%依次風(fēng)干到初始含水率為20.4%、18.2%、16.5%、13.8%、10.4%、7.1%和5.7%共8組濕度狀態(tài)，通過重型擊實(shí)成型試件，按《公路土工試驗(yàn)規(guī)程》（JTGE40—2007）分別測(cè)試干密度和浸水CBR，結(jié)果如圖1所示。

圖1 擊實(shí)與CBR測(cè)試結(jié)果Fig.1 Results of compaction and CBR test

從圖1看出，全風(fēng)化花崗巖在脫濕過程中，當(dāng)干密度達(dá)到峰值1.91 g／cm3且對(duì)應(yīng)的最佳含水率ωopt為10.3%時(shí)，對(duì)應(yīng)的CBR值為12.9%；當(dāng)CBR達(dá)到峰值15.4%時(shí)，對(duì)應(yīng)的含水率ωc為16.3%，相應(yīng)干密度1.78 g／cm3，此時(shí)對(duì)應(yīng)的含水率和干密度即為該全風(fēng)化花崗巖的最大承載力狀態(tài)，以上結(jié)果顯示，全風(fēng)化花崗巖在最大承載力狀態(tài)時(shí)的含水率ωc較最佳含水率ωopt更接近天然含水率狀態(tài)。為了進(jìn)一步研究全風(fēng)化花崗巖在最大承載力狀態(tài)下的濕脹特性，按初始含水率分別為5.2%、7.5%、10.3%、12.6%、14.7%、16.3%和18.3%制作環(huán)刀試件，進(jìn)行無荷膨脹率試驗(yàn)。試驗(yàn)結(jié)束后將土樣進(jìn)行烘干，將干密度與膨脹前的干密度值進(jìn)行了比較，同時(shí)，按式（1）計(jì)算膨脹后土樣干密度衰減率δρd，%，結(jié)果見圖2和圖3。

式中：δρd為土樣干密度衰減率；ρdb為膨脹試驗(yàn)前土樣的干密度；ρda為膨脹試驗(yàn)后土樣的干密度。

圖2 無荷膨脹率隨初始含水率變化Fig.2 Variation of swelling ratio without upper pressure with initial water content

圖3 膨脹前后干密度及衰減率隨初始含水率變化Fig.3 Variation of density and its reduction afterswelling with initial water content

圖2顯示，全風(fēng)化花崗巖浸水后由于含有蒙脫石與高嶺石等膨脹能力強(qiáng)的礦物晶體，吸水后發(fā)生膨脹變形，隨著初始含水率增加，全風(fēng)化花崗巖的無荷膨脹率逐漸減少。和初始含水率為最佳含水率ωopt時(shí)對(duì)應(yīng)的無荷膨脹率7.62%相比，初始含水率為ωc時(shí)的膨脹率為3.38%，下降4.241%，降幅達(dá)55.6%。據(jù)此，采用冪函數(shù)模型進(jìn)行回歸，建立全風(fēng)化花崗巖初始含水率與無荷膨脹率的相關(guān)關(guān)系，見式（2）。

式中：Fs為無荷膨脹率；ω為初始含水率；R2為判定系數(shù)。

從式（2）看出，當(dāng)全風(fēng)化花崗巖初始含水率接近于0的時(shí)候，無荷膨脹率接近無窮大；當(dāng)初始含水率接近無窮大時(shí)，無荷膨脹率接近于0。由此可見冪函數(shù)回歸模型滿足無荷膨脹率試驗(yàn)本身的極限條件。

圖3顯示，通過膨脹試驗(yàn)，土樣體積吸水膨脹后，干密度比膨脹前的干密度均有所下降，其干密度衰減率隨著初始含水率的增加逐漸下降。和初始含水率為ωc所對(duì)應(yīng)的干密度衰減率為8.42%相比，初始含水率為ωc時(shí)的干密度衰減率為5.30%，下降3.12%，降幅達(dá)37.5%。以上結(jié)果表明，全風(fēng)化花崗巖在最大承載力對(duì)應(yīng)濕度狀態(tài)下的力學(xué)與物理穩(wěn)定性均優(yōu)于常規(guī)以最大干密度對(duì)應(yīng)的濕度狀態(tài)。

1.2 變形特性試驗(yàn)

考慮到路基運(yùn)營(yíng)期間受上覆結(jié)構(gòu)和車輛荷載以及濕熱氣候環(huán)境的實(shí)際工況，通過改進(jìn)的固結(jié)試驗(yàn)來進(jìn)一步揭示全風(fēng)化花崗巖在最大承載力濕度狀態(tài)受上覆荷載作用的變形規(guī)律。與常規(guī)固結(jié)試驗(yàn)相比，為了更好模擬南方濕熱氣候條件下全風(fēng)化花崗巖路基的增濕過程，本研究按初始含水率分別為ωopt和ωc，通過重型擊實(shí)成型兩組土樣，按上覆壓力依次為25、50、75、100、150、200 k Pa進(jìn)行固結(jié)壓縮，以模擬全風(fēng)化花崗巖填筑過程中的變形壓縮工況，待壓縮變形不再發(fā)生變化（時(shí)長(zhǎng)間隔為24 h時(shí)的相鄰兩次變形讀數(shù)差值小于0.01 mm），此刻保持上覆荷載不變，同時(shí)，加水將土樣進(jìn)行飽和來模擬路基運(yùn)營(yíng)期間的增濕過程，相應(yīng)結(jié)果見圖4。

圖4 改進(jìn)固結(jié)試驗(yàn)結(jié)果Fig.4 Results of modified consolidation test

從圖4可以看出，在不加水的情況下，各全風(fēng)化花崗巖試件在各級(jí)荷載作用下壓縮固結(jié)，荷載越大，壓應(yīng)變?cè)鲩L(zhǎng)越快，在40 h左右壓應(yīng)變趨于穩(wěn)定，此時(shí)保持上覆壓力不變條件下，往試件加水進(jìn)行飽和，土樣迅速吸水膨脹，應(yīng)變由受壓方向突變成張拉方向。為了對(duì)比全風(fēng)化花崗巖分別在最大干密度和最大承載力濕度狀態(tài)下的變形規(guī)律，分別計(jì)算了初始含水率為ωopt和ωc的兩組土樣對(duì)應(yīng)各級(jí)荷載的變形量，結(jié)果如圖5所示。

從圖5發(fā)現(xiàn)，在壓縮變形階段，當(dāng)全風(fēng)化花崗巖初始含水率為ωc時(shí)，在上覆荷載為25、50、75、100 kPa作用下其壓縮變形階段的壓應(yīng)變?yōu)椋海?.60× 10－3、－5.45×10－3、－5.55×10－3和－9.80× 10－3；當(dāng)初始含水率為ωopt時(shí)，相同荷載作用條件下壓應(yīng)變?yōu)椋海?4.55×10－3、－11.55×10－3、－18.95×10－3和－14.90×10－3，表明全風(fēng)化花崗巖在含水率較高的最大承載力狀態(tài)時(shí)，由于孔隙中充填著更多不可壓縮的水，在外界荷載作用下抵消了部分壓應(yīng)力，因此，比含水率較低的最大干密度狀態(tài)要更難壓縮，當(dāng)上覆荷載繼續(xù)增至150、200 kPa時(shí)，兩種濕度狀態(tài)下的全風(fēng)化花崗巖壓應(yīng)變無明顯差異；在膨脹變形階段，當(dāng)上覆荷載為25 k Pa時(shí)，全風(fēng)化花崗巖初始含水率為ωc和ωopt所對(duì)應(yīng)的膨脹應(yīng)變分別為4.40×10－3和27.40×10－3，而隨著上覆荷載繼續(xù)增加，兩種濕度狀態(tài)下的全風(fēng)化花崗巖膨脹變形無明顯差異，表明全風(fēng)化花崗巖在最大承載力濕度狀態(tài)時(shí)，在上覆荷載較小的填筑建設(shè)期內(nèi)，比最佳含水率濕度狀態(tài)有著更好的抵抗膨脹變形能力。

圖5 不同濕度狀態(tài)應(yīng)變隨上覆壓力變化Fig.5 Variation of strain with upper pressure bydifferent moisture status

2 現(xiàn)場(chǎng)測(cè)試和剛度補(bǔ)償

為了研究全風(fēng)化花崗巖在最大承載力濕度狀態(tài)下填筑路基可行性與合理性，依托工程K116＋980～K117＋180段94區(qū)按最大承載力濕度狀態(tài)，將填料含水率翻曬至ωc進(jìn)行壓實(shí)，具體壓實(shí)工藝：先采用光輪壓路機(jī)靜碾壓1遍，然后采用光輪壓路機(jī)強(qiáng)振碾壓3遍，最后采用光輪壓路機(jī)靜碾壓一遍。其中，每次碾壓時(shí)輪跡重疊不小于1／3輪寬，最大車速不超過4 km／h［15］。待終壓完成后，測(cè)點(diǎn)沿車道中線和輪跡線每隔20 m選取，依次進(jìn)行承載板和灌砂法試驗(yàn)測(cè)得回彈模量E和壓實(shí)度K。具體結(jié)果如圖6和圖7所示。

圖6 回彈模量測(cè)試結(jié)果Fig.6 Results of resilient modulus

圖7 壓實(shí)度測(cè)試結(jié)果Fig.7 Results of compactness

由結(jié)果可見，全風(fēng)化花崗巖在最大承載力對(duì)應(yīng)濕度狀態(tài)下通過現(xiàn)場(chǎng)碾壓后，回彈模量均值為69.65 MPa，相應(yīng)壓實(shí)度均值為94.2%。以上結(jié)果顯示，全風(fēng)化花崗巖在最大承載力狀態(tài)下能滿足壓實(shí)控制的要求，但是路基頂面回彈模量較低，不一定能滿足路面對(duì)路基剛度的要求，為此，需要進(jìn)行全風(fēng)化花崗巖路基剛度補(bǔ)償設(shè)計(jì)。

所謂路基剛度補(bǔ)償，是指在全風(fēng)化花崗巖路基頂面用壓實(shí)后的回彈模量高且具有良好水穩(wěn)性填料（如礫石土、碎石土）填筑一層具有一定厚度的上覆層，使路基頂面的回彈模量達(dá)到路面設(shè)計(jì)要求。

如果將加鋪了剛度補(bǔ)償上覆層的全風(fēng)化花崗巖路基視為雙層彈性體模型［16］，如圖8，并設(shè)剛度補(bǔ)償層的回彈模量為E1，厚度為h，用全風(fēng)化花崗巖填筑的路基頂面回彈模量為E0，在剛性承載板的垂直荷載作用下，應(yīng)用雙層彈性理論計(jì)算其表面的垂直變形l。另一方面，將加鋪了剛度補(bǔ)償上覆層的全風(fēng)化花崗巖路基視為彈性半空間模型，并設(shè)其頂面的當(dāng)量回彈模量為E2，則在剛性承載板的垂直荷載作用下［17］，應(yīng)用彈性半空間理論可計(jì)算得到其表面的垂直位移L。通過變形等效原理，即令l＝L，可以在剛度補(bǔ)償層厚度已知的基礎(chǔ)上計(jì)算得到剛度補(bǔ)償層回彈模量E1，以此為依據(jù)選擇剛度補(bǔ)償上覆層材料；或者在已知?jiǎng)偠妊a(bǔ)償層E1的基礎(chǔ)上，確定剛度補(bǔ)償層厚度h。

圖8 路基剛度補(bǔ)償計(jì)算模型Fig.8 Computing model for stiffness compensation for modulus of soil subgrade

該試驗(yàn)路全風(fēng)化花崗巖路基頂面當(dāng)量回彈模量E0為69.65 MPa，按該路段設(shè)計(jì)文件要求，為了使路基頂面的當(dāng)量回彈模量E2有效提升至150 MPa，相當(dāng)于半徑為15 cm且板底荷載平均集度為1 MPa的剛性承載板荷載作用下路基頂面彎沉L等于137.84（0.01 mm），本研究擬用一定厚度的2%水泥碎石土、石灰粉煤灰土、石灰改良土和級(jí)配碎石共4種方案作為該全風(fēng)化花崗巖試驗(yàn)段路基的剛度補(bǔ)償層。通過室內(nèi)抗壓回彈模量測(cè)試，該4種材料的回彈模量E1測(cè)試結(jié)果如表2所示。

表2 不同剛度補(bǔ)償層材料的回彈模量Table 2 Resilient modulus of different materials for stiffness compensation layer

據(jù)此，按剛度補(bǔ)償變形等效基本原理，結(jié)合4種材料E1測(cè)試結(jié)果，通過編寫程序計(jì)算了剛性承載板作用下，4種不同材料作為剛度補(bǔ)償層在加鋪全風(fēng)化花崗巖試驗(yàn)路路基頂面后的彎沉值［18］，相應(yīng)結(jié)果見圖9，其中剛性承載板垂直應(yīng)力分布采用杰拉德模型［19］，如式（3）所示。

式中：σz為豎向應(yīng)力；q0為換算至頂面的均布荷載集度，本研究中取單位荷載1.0 MPa；δ為承載板底面半徑，取15 cm；r為計(jì)算點(diǎn)到承載板中心的徑向距離。

圖9 雙層彈性體系與彈性半空間全風(fēng)化花崗巖路基頂面彎沉Fig.9 Deflection of top of completely decomposed granite soil subgrade of elastic double layer and elastic half space

從圖9看出，在全風(fēng)化花崗巖路基頂面鋪設(shè)18.66 cm厚石灰粉煤灰土、22.65 cm厚2%水泥改良土、30.32 cm厚5%石灰改良土或53.74 cm厚級(jí)配碎石均可使全風(fēng)化花崗巖路基整體當(dāng)量回彈模量E2有效提升至150 MPa，從而保證全風(fēng)化花崗巖路基整體剛度及穩(wěn)定性。

3 結(jié) 論

1）全風(fēng)化花崗巖最大承載力狀態(tài)所對(duì)應(yīng)含水率較最佳含水率更接近其天然含水率。同時(shí)，濕化試驗(yàn)結(jié)果表明全風(fēng)化花崗巖以最大承載力狀態(tài)在較高的含水率下進(jìn)行壓實(shí)，具有良好的力學(xué)穩(wěn)定性。

2）在上覆荷載相同條件下，全風(fēng)化花崗巖在最大承載力狀態(tài)較最大干密度狀態(tài)時(shí)的固結(jié)沉降量要小。在維持上覆荷載不變下對(duì)全風(fēng)化花崗巖進(jìn)行飽和，通過測(cè)得膨脹變形發(fā)現(xiàn)，當(dāng)上覆荷載為25 k Pa時(shí)最大承載力狀態(tài)的膨脹變形為最大干密度狀態(tài)的16.1%，而隨著上覆荷載繼續(xù)增加，兩種濕度狀態(tài)下的全風(fēng)化花崗巖膨脹變形無明顯差異，說明全風(fēng)化花崗巖路基在最大承載力濕度狀態(tài)進(jìn)行填筑，表現(xiàn)出較好的穩(wěn)定性和抗變形能力。

3）通過彎沉和回彈模量現(xiàn)場(chǎng)測(cè)試，結(jié)果表明按最大承載力濕度狀態(tài)填筑的全風(fēng)化花崗巖路基能夠滿足下路床94區(qū)的壓實(shí)要求，同時(shí)，基于變形等效思想提出4種不同材料的剛度補(bǔ)償設(shè)計(jì)方法，以滿足路面對(duì)路基頂面剛度的要求，研究成果可為南方濕熱地區(qū)全風(fēng)化花崗巖路基建設(shè)提供參考。

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（編輯 王秀玲）

Deformation characteristics and control method of completely decomposed granite subgrade under maximum bearing capacity

Liu Zhengnan1，Yang Bo1，Lin Caikui2，Zhang Rui1，Liu Weikun1，3

（1.Key Laboratory of Highway Engineering of Ministry of Education，Changsha University of Science and Technology，Changsha 410004，P.R.China；2.Guangdong Provincial Changda Highway Engineering Co.，Ltd，Guangzhou 510620，P.R.China；3.Henan Expressway Development Co.，Ltd，Zhengzhou 450052，P.R.China）

To improve the durability and stability of subgrade on service，we aimed to research on a scientific method for filling subgrade with completely decomposed granite soil under the hot and humid condition insouth.Wet heavy compaction test and California bearing ratio test were conducted on the completely decomposed granite.The results show that the moisture content of completely decomposed granite was more similar to natural moisture content than the optimum moisture content under the maximum bearing capacity.Swelling experiment was carried out to obtain the regularity of density decay by variation of initial moisture content.The modified consolidation test was applied to analyze the deformation properties on the maximum bearing capacity and the maximum dry density status respectively.The results show that compared to maximum dry density condition，the resistance of deformation and the stability on the maximum capacity status was enhanced.Moreover，the experimental subgrade filling with completely decomposed granite was constructed on the maximum bearing capacity status.The in-situ bearing plate test and compactness test were conducted，and the results show that the compactness could totally meet the demand of lower road bed which is the 94%compactness region.To meet the design modulus of the subgrade that the pavements demands，we proposed a method of stiffness compensation based on principle of equivalent deformation to ensure the stiffness and the durability of the completely decomposed granite subgrade effectively.

subgrade engineering；completely decomposed granite；maximum bearing capacity；consolidation test；principle of equivalent deformation；stiffness compensation

2015-09-14

National Natural Science Foundation of China（No.51108049）；Guangdong Transportation Research Project（No.2013-00-002）；Hunan Province Natural Science Youth Talent Cultivating Mutual Fund（No.14JJ6018）；Hunan Provincial Innovation Foundation for Postgraduate（No.CX2015B340）；Open Fund of the Key Laboratory of Highway Engineering of Ministry of Education（No.kfj150204）

U416.02

A

1674-4764（2016）01-0109-07

10.11835／j.issn.1674-4764.2016.01.015

2015-09-14

國(guó)家自然科學(xué)基金（51108049）；廣東省交通運(yùn)輸廳科技計(jì)劃項(xiàng)目（重大工程類2013-00-002）；湖南省自然科學(xué)青年人才培養(yǎng)聯(lián)合基金（14JJ6018）；湖南省研究生科研創(chuàng)新項(xiàng)目（CX2015B340）；公路工程教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室（長(zhǎng)沙）開放基金（kfj150204）

劉正楠（1992-），男，主要從事道路工程研究，（E-mail）liuzhengnan＠126.com。

楊博（通信作者），男，博士，（E-mail）ybengineer＠tom.com。

Author brief：Liu Zhengnan（1992-），main research interest：highway engineering，（E-mail）liuzhengnan＠126.com.

Yang Bo（corresponding author），PhD，（E-mail）ybengineer＠tom.com.