Influence of Stress History on Consolidation Coefficient of Saturated Soft Soil
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摘要: 为了探究不同固结状态下的饱和软土固结系数的变化规律，在太沙基固结理论的基础上，利用渗透系数和孔隙比的关系、孔隙比和固结应力的关系，分别推导出了在正常固结和超固结状态下固结系数（Cv）随固结应力变化的关系式，将关系式代入Terzaghi方程，进而获得考虑应力历史和固结应力影响的修正Terzaghi一维固结方程；通过室内固结试验和工程应用分析对固结系数关系式和修正的Terzaghi一维固结方程的准确性进行验证.结果表明，对于正常固结的软土，当固结应力小于前期固结应力时，固结系数随应力的增大而增大；当固结应力大于前期固结应力时，固结系数随应力的增大而减小.对于超固结状态的软土，固结系数随应力的增大而增大，最后趋于平缓.当上覆荷载较小时，修正前后的Terzaghi一维固结方程计算结果相近；但当上覆荷载较大时，修正后的Terzaghi一维固结方程计算的固结度明显滞后于修正前的计算结果.前期的应力历史和后期的固结应力对软土固结系数的影响是不容忽视的，修正后的Terzaghi一维固结方程更能真实反映土体的固结性状.Abstract: To explore the changing law of the consolidation coefficient of saturated soft soil under different consolidation states, based on Terzaghi's consolidation theory, using the relationship between permeability coefficient and void ratio, void ratio, and consolidation stress, the relationship between consolidation coefficient (Cv) and consolidation stress under normal consolidation and over consolidation is derived. The modified Terzaghi one-dimensional consolidation equation considering the influence of stress history and consolidation stress is obtained by substituting the relationship into the Terzaghi equation; The accuracy of the consolidation coefficient relation and the modified Terzaghi one-dimensional consolidation equation were verified by laboratory consolidation test and engineering application analysis. When the consolidation stress is larger, the results show that for normally consolidated soft soil when the consolidation stress is less than the previous consolidation stress, the consolidation coefficient increases with the increase of stress. When the consolidation stress is larger than the previous consolidation stress, the consolidation coefficient decreases with the increase of the stress. For over consolidated soft soil, the coefficient of consolidation increases with the increase of stress and finally tends to be gentle. When the load is small, the calculation results of the Terzaghi one-dimensional consolidation equation before and after the modification are similar; but when the load is large, the consolidation degree of the corrected Terzaghi one-dimensional consolidation equation lags significantly behind the calculation result before the modification. The influence of the previous stress history and the later consolidation stress on the consolidation coefficient of soft soil can not be ignored. The modified Terzaghi one-dimensional consolidation equation can more truly reflect the consolidation behavior of soil.
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在Terzaghi（1943）固结理论中，土体在固结过程中渗透系数k和压缩系数av保持不变，即土体在固结过程中固结系数是不变的.实际上饱和土在排水固结过程中，应力场与渗流场是相互影响的，随着有效应力的增大，孔隙比逐渐减小，土体渗透性和压缩性均减小.对于固结系数Cv=k（1+e0）/avγw，渗透性的减小会使Cv减小，而压缩性的减小会使Cv增大，二者在固结过程中随应力水平同时变化，因此在实际工程中需要考虑固结系数的变化对固结沉降的影响. Zhu and Yin（2005）和Sushil（2005，2008）对固结系数Cv为定值的假定持否定的态度.Mesri and Ajlouni（2007）通过总结多种软土的试验数据得出，软土的次固结系数Ca与压缩指数Cc的比值为一恒定值；吴雪婷（2013）研究了温州海相淤泥，Lei et al.（2018）研究了天津海相软土，陈波等（2013）研究了上海海相沉积软黏土，加瑞和雷华阳（2019）研究了日本有明黏土，桂跃等（2016）研究了高原湖相泥炭土也发现软土固结系数Cv受应力水平、加荷比、加载方式、各向异性和结构性的影响并非常量，并且大部分是描述Cv的变化趋势，并没有给出具体的计算公式.章为民等(2015, 2016)认为固结过程中固结系数按加载周期循环重复，持续变化的，变化幅度可达3个数量级，高俊等（2019）推导了同时考虑初始固结状态和固结应力影响的软基堆载预压过程中的渗透系数预测公式.众多学者（林鹏等，2003；余闯和刘松玉，2004；吕卫清等，2009）均认为对正常固结土，固结系数随应力水平先增大，当固结应力达到100~200 kPa时，固结系数达到最大，之后逐渐减小，最后趋于稳定，给出了固结系数随应力水平的计算公式，但是不同初始固结状态的软土固结系数随应力水平的变化不同.本文从固结系数的定义出发，分别对两种状态下固结系数随应力水平的关系进行推导，认为固结系数与应力水平以及土体的超固结比有关.通过室内固结试验及采用林鹏等（2003）的室内试验数据，进一步验证所提出关系式的正确性.
1. 固结系数与固结应力水平的关系
根据Terzaghi一维固结理论，在饱和软土层顶面下z深度处取一微元体.根据固结渗流的连续性条件，微元体在任一时间t的水量变化应等于同一时间t该微元体中孔隙体积的变化率，从而可得：
$$ \frac{{\partial e}}{{\partial t}} = \frac{{k\left({1 + {e_0}} \right)}}{{{\gamma _w}}}\frac{{{\partial ^2}u}}{{\partial {z^2}}}, $$ (1) 式（1）中： e为时间t时的孔隙比；u为孔隙压力；γw为水的重度；e0为初始孔隙比.
1.1 正常固结状态下软土的固结系数
土体在上覆荷载作用下，土颗粒间相互挤压靠拢，土体内部的水和空气被挤压排出，孔隙体积逐渐减小，并且荷载越大，孔隙体积减小越多.正常固结土的压缩曲线如图 1所示.
图 1 正常固结土孔隙比与固结应力之间的关系Fig. 1. Relationship between porosity ratio of normal consolidated soil and vertical stress假设作用于土层中点自重应力为σ0，σc为前期固结应力，该点所受的附加应力为Δσ，实际所受应力为σ=σ0+Δσ，ei为对应的孔隙比，表达式为：
$$ e = {e_0} - {C_c}\lg \frac{{{\sigma _0} + \Delta \sigma }}{{{\sigma _0}}}, $$ (2) 式（2）中：Cc为压缩指数.
根据有效应力原理：
$$ \sigma ' = {\sigma _0} + \Delta \sigma - u. $$ (3) 将（3）代入式（2）并对u进行求导得：
$$ \frac{{\partial e}}{{\partial u}} = \frac{{{C_c}}}{{\ln 10(\sigma - u)}}. $$ (4) 又有：
$$ \frac{{\partial e}}{{\partial t}} = \frac{{\partial e}}{{\partial u}}\frac{{\partial u}}{{\partial t}}. $$ (5) 将式（5）和式（4），代入式（1）得：
$$ \frac{{\partial u}}{{\partial t}} = \frac{{\ln 10k\left({1 + {e_0}} \right)}}{{{\gamma _w}{C_c}}}(\sigma - u). $$ (6) 对照Terzaghi固结方程，可得：
$$ \frac{{\partial u}}{{\partial t}} = \frac{{\ln 10k\left({1 + {e_0}} \right)}}{{{\gamma _w}{C_c}}}\sigma ', $$ (7) 由式（7）可以看出，只要考虑渗透系数k在固结过程中的变化，就可以得到正常固结状态下土的固结系数随应力水平变化的关系式.实践表明，软土的渗透系数在固结过程中变化范围很大（葛勤等，2017），对固结过程产生较大的影响，根据大量的试验结果，对于k-σ'的变化特征，渗透系数随应力水平变化的关系式如下：
$$ k = {k_0}{e^{ - a{\sigma ^\prime }}}. $$ (8) 将式（8）代入式（7）得：
$$ {C_v} = \frac{{\ln 10\left({1 + {e_0}} \right){k_0}}}{{{\gamma _w}{C_s}}}{e^{ - a{\sigma ^\prime }}}, $$ (9) 式（9）中：k0为前期固结压力时的渗透系数.
由式（9）得：
$$ {C_v} = {C_{v0}}{e^{ - a{\sigma ^\prime }}}. $$ (10) 大量的试验结果表明，对于正常固结状态下软土的固结系数呈现出先增后减的变化趋势，基于此，并且考虑前期应力的影响，笔者提出式（11），目的是对这一规律定量化，给出其计算式即：
$$ {C_v} = \left\{ {\begin{array}{*{20}{l}} {{C_{v0}}\exp {a_1}\left({1 - \frac{{{p_c}}}{{{\sigma ^\prime }}}} \right), }&{{p_c} > {\sigma ^\prime }}\\ {{C_{v0}}}&{{p_c} = {\sigma ^\prime }}\\ {{C_{v0}}\exp {a_2}\left({\frac{{{p_c}}}{{{\sigma ^\prime }}} - 1} \right), }&{{p_c} < {\sigma ^\prime }} \end{array}} \right.. $$ (11) 根据超固结比（OCR）定义：
$$ OCR = {p_c}/{p_0}, $$ (12) 令：
$$ OCR = \frac{{{p_c}}}{{{\sigma ^\prime }}} = R, $$ (13) 将（13）代入（11），可得：
$$ {C_v} = \left\{ {\begin{array}{*{20}{l}} {{C_{v0}}\exp {a_1}(1 - R), }&{R > 1}\\ {{C_{v0}}}&{R = 1}\\ {{C_{v0}}\exp {a_2}(R - 1), }&{R < 1} \end{array}} \right., $$ (14) 式（14）中：pc为前期固结压力（σc=pc），Cv0为前期固结压力时的固结系数；a1，a2为不同土体的修正系数.不同地域的软土有着不同的修正系数.pc，Cv0均可由固结试验直接得出，a1，a2可利用式（14）通过对试验曲线拟合求得.因此，式（14）考虑了前期固结压力对固结系数的影响.比较式（9）和（14）发现，式（9）没有考虑前期固结压力对固结系数的影响，仅仅反映了曲线的变化趋势，而根据有效应力原理，随着固结的进行，有效应力不断增长，固结系数在前期固结压力附近有较大变化，应当考虑其对固结系数的影响.
1.2 超固结状态下软土的固结系数
超固结土的压缩曲线如图 2所示，相较于正常固结土，其压缩曲线分为再压缩曲线和现场压缩曲线.根据附加应力Δσ的大小，土体实际所受的上部荷载σ=σ0+Δσ有两种可能：
图 2 超固结土孔隙比与固结应力之间的关系a.σ0≤σ0+Δσ≤σc; b.σ0+Δσ≥σcFig. 2. Relationships between porosity ratio of over consolidated soil and vertical stress当σ0+Δσ小于前期固结应力σc时，与孔隙比变化关系如图 2a所示，此时的孔隙比为：
$$ e = {e_0} - {C_s}\lg \frac{{{\sigma _0} + \Delta \sigma }}{{{\sigma _0}}}. $$ (15) 当σ0+Δσ大于前期固结应力σc时，压缩曲线包括再压缩曲线和现场压缩曲线两部分，如图 2b所示，对应的孔隙比为：
$$ e = {e_0} - \left({{C_c}\lg \frac{{{\sigma _c}}}{{{\sigma _0}}} + {C_s}\lg \frac{{{\sigma _0} + \Delta \sigma }}{{{\sigma _0}}}} \right), $$ (16) 式（16）中：Cc为土的压缩指数；Cs为土的回弹指数.
将式（3）代入式（15）和式（16），并对u进行求得导得：
$$ \frac{{\partial e}}{{\partial u}} = \frac{{{C_s}}}{{\ln 10(\sigma - u)}}, $$ (17) 和正常固结的推导过程相同，可得超固结状态下固结系数随应力水平的关系式：
$$ {C_v} = \frac{{\ln 10\left({1 + {e_0}} \right){k_0}}}{{{\gamma _w}{C_s}}}{e^{ - a{\sigma ^\prime }}}. $$ (18) 大量的试验结果表明，对于超固结状态下软土的固结系数，随固结应力的增加呈现出先快速增加，后平缓增加，最后趋于稳定的变化规律，针对这一变化规律，笔者提出式（19）以方便计算超固结土在固结过程中的变化规律，即：
$$ {C_v} = {C_{v0}}\left[ {1 - \exp \left({ - a{\sigma ^\prime }} \right)} \right]. $$ (19) 式（19）中：Cv0为前期固结压力时的固结系数；a为不同土样的修正系数，可利用式（19）通过对试验曲线拟合求得.
2. 探究计算公式的适用性及可靠性
2.1 验证1
采用河北沧州原状软土进行侧限压缩试验，采用薄壁取土器获得地表以下11.4~13.5 m处的原状试样，取样点位于地下水位以下.根据Casagrande法所确定的先期固结压力约为150 kPa，取样土层处于欠固结状态，其物理力学性质指标见表 1.为使试样获得正常固结状态和超固结状态，先对试样进行预压分级加载，然后进行固结试验，加载试验方案见表 2.
表 1 土的物理力学性质指标Table Supplementary Table Physical and mechanical properties of soil天然重度(kn/m3) 含水率(%) 塑性指数(%) 液限(%) 黏粒含量(%) 孔隙比 压缩指数 回弹指数 16.95 46.42 25.27 58.38 70.7 1.19 0.46 0.06 表 2 试验方案Table Supplementary Table Testing plans for consolidation test固结状态 试样编号 加载路径(kPa)及持续时间 正常固结 1，2 25(1 d)→50(1 d)→100(1 d)→150(1 d)→0→50(60 min) 3，4 25(1 d)→50(1 d)→100(1 d)→150(1 d)→0→100(60 min) 5，6 25(1 d)→50(1 d)→100(1 d)→150(1 d)→0→150(60 min) 7，8 25(1 d)→50(1 d)→100(1 d)→150(1 d)→0→200(60 min) 9，10 25(1 d)→50(1 d)→100(1 d)→150(1 d)→0→400(60 min) 11，12 25(1 d)→50(1 d)→100(1 d)→150(1 d)→0→800(60 min) 超固结 13，14 25(1 d)→50(1 d)→100(1 d)→200(1 d)→400(1 d)→800(1 d)→0→50(60 min) 15，16 25(1 d)→50(1 d)→100(1 d)→200(1 d)→400(1 d)→800(1 d)→0→100(60 min) 17，18 25(1 d)→50(1 d)→100(1 d)→200(1 d)→400(1 d)→800(1 d)→0→150(60 min) 19，20 25(1 d)→50(1 d)→100(1 d)→200(1 d)→400(1 d)→800(1 d)→0→200(60 min) 21，22 25(1 d)→50(1 d)→100(1 d)→200(1 d)→400(1 d)→800(1 d)→0→400(60 min) 23，24 25(1 d)→50(1 d)→100(1 d)→200(1 d)→400(1 d)→800(1 d)→0→800(60 min) 试验采用新型全自动高压固结仪，加载过程平稳，对试验的影响小，数据采集精度0.001 mm.固结试验加压开始60 min以内，土样的固结度已达70%~80%以上（张仪萍，2002），因而求解固结系数通常只需用到60 min以内的数据.荷载作用时间维持1 h，用时间平方根法测定固结系数，在实际工程中可用孔压静力触探求固结系数（孟高头等，2001）.每组荷载两个平行样取平均值.所有试验操作均按照规程GB/T 50123—2019（2019）进行.
图 3比较了式（14）的计算值与试验值，根据试样的Cv-σ’试验曲线，利用式（14），由最小二乘法可求得a1=0.649，a2=0.174.从图 3看出，式（14）计算值与试验结果有较好的吻合.拟合曲线考虑了前期固结压力对固结系数的影响，在固结过程中，当OCR＞1时，固结系数随固结应力的增大而增大；当OCR＜1，固结系数随固结应力的增大而减小.
图 3 本文试样正常固结时Cv-σ’关系Fig. 3. Cv-σ' diagram for normal consolidation of samples in this paper图 4给出了试样在超固结状态下，固结系数随应力水平的变化规律，其中，a=0.01，Cv0=0.6.图 4中计算值与试验值都反映了固结系数随应力水平的变化规律，计算值与试验值接近，固结系数随固结应力的增大而增大，当固结应力σ=800 kPa时，对应的固结系数Cv =0.6×10-3 cm2/s，约为初始固结系数的2倍，前后变化幅值较大，这也直接反映了本文研究的必要性.可采用本文所提出的考虑应力历史影响的固结系数拟合公式预估饱和软土在压缩过程中的变化规律.
图 4 本文试样超固结时Cv-σ’关系Fig. 4. Cv - σ' diagram for over consolidation of samples in this paper2.2 验证2
采用林鹏等（2003）的试验数据及其本文的固结系数计算值，分别绘制了两种固结状态下固结系数随应力水平变化的关系曲线（图 5、6）.图 5中根据土样3的固结系数与固结应力的试验曲线，利用式（14），可求得a1=0.945，a2=0.134.图 6中a=0.01.从图 5和图 6可以看出，计算结果与实测数据吻合得较好，拟合公式完全反映了前期应力历史及其应力水平对固结系数的影响.
图 5 林鹏等(2003)试样正常固结时Cv-σ’关系Fig. 5. Cv-σ' diagram for normal consolidation of samples by Lin et al.(2003)
图 6 林鹏等(2003)试样超固结时Cv-σ’关系Fig. 6. Cv- σ' diagram for over consolidation of samples by Lin et al.(2003)3. Terzaghi一维固结方程的修正
Terzaghi一维固结理论假定固结系数Cv为常数，这与实际存在差异，虽说通过传统的Terzaghi固结方程能够简单快速地进行固结计算，但并不能真正反映土体在固结过程中的性状，其计算值与实际情况差别很大.现根据推导的固结系数拟合公式对传统的Terzaghi一维固结方程进行修正.传统的Terzaghi一维固结方程解为：
$$ \left\{ {\begin{array}{*{20}{c}} {{U_t} = 1 - \frac{8}{{{\pi ^2}}}\sum\limits_{m = 1}^\infty {\frac{1}{{{m^2}}}} \exp \left({ - \frac{{{m^2}{\pi ^2}}}{4}{T_v}} \right)}\\ {{S_t} = {U_t}\frac{{{a_v}\sigma }}{{1 + {e_0}}}H} \end{array}} \right.. $$ (20) Terzaghi理论求解式（20）是一个目前尚无法求和的无穷级数，用该级数解决实际问题时在理论上必定存在截断误差.式（20）为收敛速度很快的级数，在实际工程和研究过程中，取用无穷级数的第一项，即能满足精度要求.将推导的固结系数式（14）和（19）代入式（20），则有修正的Terzaghi一维固结方程解：
$$ \left\{ {\begin{array}{*{20}{c}} {{U_t} = 1 - \frac{8}{{{{\rm{ \mathsf{ π} }}^2}}}\exp \left({ - \frac{{{m^2}{\pi ^2}}}{4}T_v^\prime } \right)}\\ {{S_t} = {U_t}\frac{{{a_v}\sigma }}{{1 + {e_0}}}H} \end{array}} \right., $$ (21) 式（21）中：Ut为固结度；Tv为时间因数，Tv’= Cvt/H2，t为固结时间，H为最大排水距离；St为沉降；σ为固结应力；修正的Terzaghi一维固结方程同时考虑了土体应力历史和前期固结压力的影响，将固结系数Cv视为应力水平的变量，弥补了传统的Terzaghi一维固结方程Cv恒定的不足.因此，修正的Terzaghi一维固结方程更加真实的反映土体固结性状.
4. 工程应用分析
假设公路路基采用上述试验的饱和软土，6 m厚，Cv0=0.6×10-3 cm2s-1，先期固结应力pc为150 kPa.采用堆载压实固结法，假定上覆均布荷载为50、100、200以及400 kPa，如图 7所示，探究修正前后的Terzaghi一维固结方程计算的路基固结度和沉降的异同.
图 8为不同荷载下利用式（20）和（21）计算的Ut-t 关系曲线.可见，在固结开始时，修正前后的Terzaghi一维固结方程计算的初始固结度Ut=0均为0，随着固结的进行，固结度逐渐增大，并最终趋于稳定Ut=1，但修正前的固结稳定所需时间明显小于修正后的固结稳定所需时间，因为修正的Terzaghi一维固结方程考虑了上覆荷载对孔隙比和渗透系数的影响，固结过程中土体的渗透性逐渐降低.传统的Terzaghi一维固结理论假定固结系数为常数，所以按传统的Terzaghi一维固结方程预测的固结度与荷载无关，即上覆荷载为σ= pc，50，100，200和400 kPa对应的Ut-t关系曲线相同，显然与很多实际工程不符；从图 8可知，上覆荷载越接近Pc，单位时间增量对应的固结度越大，且荷载越接近Pc，固结稳定所需时间越短，如固结度Ut达到0.95时，正常固结状态的地基上覆荷载为σ=50，100，200和400 kPa时对应所需时间分别为t=34.8，27.2，24.36和30.38 a，因为固结系数受应力历史的影响，在前期固结压力附近有较大变化.对比正常固结和超固结状态的软土地基，超固结状态的软土地基固结时间要大于正常固结状态的软土地基.
图 8 不同荷载下固结度与时间关系曲线a.正常固结; b.超固结Fig. 8. Relationships between degree of consolidation and time under different loadings图 9为不同荷载下修正前后的Terzaghi一维固结方程计算的St-t关系曲线，固结初期，初始沉降St =0，随着固结的进行，沉降St逐渐增大，并最终趋于稳定值avσH/（1+e0），且按传统的Terzaghi一维固结方程预测的沉降稳定所需时间小于式（21）预测的沉降稳定所需时间.最终沉降随上覆荷载增大而增大，荷载为σ=50，100，200和400 kPa对应的最终沉降分别为7.73，15.5，30.9和61.8 cm.当上覆荷载较小时，修正前后的St-t关系曲线较吻合，尤其越接近Pc时，吻合效果越好.但当上覆荷载较大时，修正前后的St -t关系曲线相差较明显.除此之外，荷载越大，沉降趋于稳定所需时间越长.
图 9 不同荷载下沉降与时间关系曲线a.正常固结; b.超固结Fig. 9. Relationship between settlement and time under different loadings5. 结论
（1）应力历史对饱和软土固结系数的影响是不容忽视的，对于正常固结状态的软土，当OCR＞1时，固结系数随固结应力的增大而逐渐增大；当OCR＜1时则相反.对于超固结状态，固结系数随固结应力的增大而逐渐增大，增长幅度逐渐减小，最后趋于平缓.
（2）考虑应力历史影响的固结系数计算值与试验结果的变化规律一致，数值接近.其优势在于只需测定土体在σ=pc时的物理参数（孔隙比、渗透系数、压缩指数和回弹指数），即可预估软土在固结程中的固结系数变化规律，比未考虑应力历史影响更接近于实际情况.
（3）修正的Terzaghi一维固结方程同时考虑了土体前期的应力历史和后期的应力水平对固结系数的影响，能够准确的反映土体固结真实性状，在工程中能够准确计算地基固结度及沉降.
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图 1 正常固结土孔隙比与固结应力之间的关系
Fig. 1. Relationship between porosity ratio of normal consolidated soil and vertical stress
图 2 超固结土孔隙比与固结应力之间的关系
a.σ0≤σ0+Δσ≤σc; b.σ0+Δσ≥σc
Fig. 2. Relationships between porosity ratio of over consolidated soil and vertical stress
图 3 本文试样正常固结时Cv-σ’关系
Fig. 3. Cv-σ' diagram for normal consolidation of samples in this paper
图 4 本文试样超固结时Cv-σ’关系
Fig. 4. Cv - σ' diagram for over consolidation of samples in this paper
图 5 林鹏等(2003)试样正常固结时Cv-σ’关系
Fig. 5. Cv-σ' diagram for normal consolidation of samples by Lin et al.(2003)
图 6 林鹏等(2003)试样超固结时Cv-σ’关系
Fig. 6. Cv- σ' diagram for over consolidation of samples by Lin et al.(2003)
图 8 不同荷载下固结度与时间关系曲线
a.正常固结; b.超固结
Fig. 8. Relationships between degree of consolidation and time under different loadings
图 9 不同荷载下沉降与时间关系曲线
a.正常固结; b.超固结
Fig. 9. Relationship between settlement and time under different loadings
表 1 土的物理力学性质指标
Table 1. Physical and mechanical properties of soil
天然重度(kn/m3) 含水率(%) 塑性指数(%) 液限(%) 黏粒含量(%) 孔隙比 压缩指数 回弹指数 16.95 46.42 25.27 58.38 70.7 1.19 0.46 0.06 
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表 2 试验方案
Table 2. Testing plans for consolidation test
固结状态 试样编号 加载路径(kPa)及持续时间 正常固结 1，2 25(1 d)→50(1 d)→100(1 d)→150(1 d)→0→50(60 min) 3，4 25(1 d)→50(1 d)→100(1 d)→150(1 d)→0→100(60 min) 5，6 25(1 d)→50(1 d)→100(1 d)→150(1 d)→0→150(60 min) 7，8 25(1 d)→50(1 d)→100(1 d)→150(1 d)→0→200(60 min) 9，10 25(1 d)→50(1 d)→100(1 d)→150(1 d)→0→400(60 min) 11，12 25(1 d)→50(1 d)→100(1 d)→150(1 d)→0→800(60 min) 超固结 13，14 25(1 d)→50(1 d)→100(1 d)→200(1 d)→400(1 d)→800(1 d)→0→50(60 min) 15，16 25(1 d)→50(1 d)→100(1 d)→200(1 d)→400(1 d)→800(1 d)→0→100(60 min) 17，18 25(1 d)→50(1 d)→100(1 d)→200(1 d)→400(1 d)→800(1 d)→0→150(60 min) 19，20 25(1 d)→50(1 d)→100(1 d)→200(1 d)→400(1 d)→800(1 d)→0→200(60 min) 21，22 25(1 d)→50(1 d)→100(1 d)→200(1 d)→400(1 d)→800(1 d)→0→400(60 min) 23，24 25(1 d)→50(1 d)→100(1 d)→200(1 d)→400(1 d)→800(1 d)→0→800(60 min)
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