压实黄土地基载荷浸水模型试验及湿陷变形计算方法研究

孙磊 胡海军 严瑞珉 党进谦 张爱军 骆亚生

摘要：

為研究压实黄土地基湿陷变形规律和已有湿陷变形计算方法的可靠性，开展室内杨凌压实黄土地基载荷浸水模型试验，应用一维湿陷系数法、弦线模量法和切线模量法三种方法计算其湿陷变形量，并与实测结果进行对比。实验结果表明压实黄土地基浸水后，湿陷变形很快发生，随后湿陷变形量随时间几乎不再增加，湿陷变形集中在附加应力作用的地基上部土层。三种方法计算的湿陷变形结果表明：荷载板受荷较小时，不考虑侧向挤出和考虑侧向挤出修正系数的一维湿陷系数法所得湿陷变形量分别接近和大于实际变形量;受荷较大时，不考虑侧向挤出和考虑侧向挤出修正系数的一维湿陷系数法所得湿陷变形量均远小于实际变形量。基于原位载荷试验获得的弦线模量不适用于重塑压实黄土地基湿陷变形量计算。切线模量法由于未能较好考虑初始屈服面的弹性变形，计算所得湿陷变形量大于实际变形量。

关键词：

压实黄土地基; 载荷浸水试验; 增湿变形; 弦线模量; 切线模量

中图分类号： TU444      文献标志码：A   文章编号： 1000-0844（2023）02-0319-10

DOI：10.20000/j.1000-0844.20200518003

Loading-wetting model test on the compacted loess foundation

and calculation of its collapsible deformation

SUN Lei， HU Haijun， YAN Ruimin， DANG Jinqian， ZHANG Aijun， LUO Yasheng

（College of Water Resources and Architectural Engineering， Northwest A&F University， Yangling 712100， Shaanxi， China）

Abstract：

To study the collapsible deformation development of the compacted loess foundation and the reliability of existing calculation methods for collapsible deformation， the indoor loading-wetting model test was carried out on the compacted loess foundation in Yangling. The collapsible deformation was calculated using the one-dimensional collapsibility coefficient method， chord modulus method， and tangent modulus method. The calculated results were then compared with the measured results. The experimental results show that collapse deformation occurs quickly after the foundation is wetted and then reaches stability. Due to non-self-weight collapse， collapse deformation occurs mainly in the top layer of the loess foundation. Calculated results of the three methods show that under a small load， the collapse deformations calculated by the one-dimensional collapsibility coefficient method without considering lateral extrusion are close to the measured values， while the deformations calculated while considering the modification factor of lateral extrusion are greater than the measured values. Under a large load， the collapse deformations calculated by the one-dimensional collapsibility coefficient method with and without considering the lateral extrusion are far less than the measured values. The chord modulus obtained from the in-situ loading test is unsuitable for calculating the collapse deformation of the compacted loess foundation. Since the elastic deformation of the initial yield surface is not well considered， the collapse deformation calculated by the tangent modulus method is greater than the measured value.

Keywords：

compacted loess foundation; loading-wetting test; wetting-induced deformation; chord modulus; tangent modulus

0 引言

当前我国西北黄土地区有很多深厚填方工程，比如延安和兰州的削山造城项目［1］。已有研究［2-3］表明延安新区建设中重塑黄土填方压实度偏低，仍然具有很大的湿陷性，而重塑压实黄土地基湿陷变形的准确计算是制定优化地基处理措施的前提。

计算地基湿陷变形的方法通常有分层总和法［4-8］和基于水-力耦合模型的有限元法［9］。通常有限元法需要获得复杂的本构模型参数，如文献［9］基于原状土构建了22个参数的本构模型，而分层总和法相对简单，应用较广。我国《湿陷性黄土地区建筑标准（GB 50025—2018）》［4］沿用苏联的规范方法，经历多次修订而成［10-13］，其通过一维湿陷试验获得湿陷系数，应用分层总和法来计算地基自重湿陷量和基础基底压力下最终湿陷量。各行业均按照该规范进行湿陷变形计算和场地评价。

针对建筑物基础基底压力下黄土地基湿陷量的计算，文献［10-11］没有考虑侧向挤出对湿陷量的影响，文献［12］开始考虑该因素并对湿陷量提出了修正系数。针对侧向挤出变形对湿陷量的影响，文献［14］通过试验发现荷载板下1.5 m范围内黄土侧向挤出变形严重，分析认为浸润区侧向应力增大是导致侧向挤出的原因，并提出湿陷变形由一维湿陷系数计算的湿陷变形和侧向挤出产生的竖向变形两部分组成;试验结果表明荷载板下挤出变形对湿陷变形量的贡献率随压力和荷载板面积的不同而变化。罗宇生［7］统计发现200 kPa下荷载板试验得到的实测湿陷量大于相同压力下湿陷系数计算所得湿陷量，二者比值与地区无关，介于1.4～2.0间（注：文献［14］试验结果表明其值在1.2～5.0间）。现行规范［4］应用一维湿陷系数，采用分层总和法计算湿陷变形量时采用1.5的修正系数。

为了克服一维湿陷系数存在的问题，焦五一［5］基于原位荷载板试验结果提出了可以反映土体力学非线性特性的弦线模量，并根据70多份关中地区黄土地基载荷试验资料统计出弦线模量与含水率、孔隙比和附加应力的关系表，应用分层总和法计算增湿过程中的湿陷量（需要预先计算水分场）［15］，在大量实践中得到与实测结果相近的数值，但尚缺乏严谨的理论基础［16］。陈正汉等［6］基于湿陷前后地基中应力不发生变化的假定，根据室内试验所得湿陷体应变和偏应变与平均应力p、应力比σ3/σ1的函数关系，应用分层总和法计算得到了洛川黄土地基在条形荷载下的湿陷变形，计算结果表明浅层应力比σ3/σ1较小，变形主要表现为湿陷剪切变形和明显的侧向挤出变形，分层湿陷变形规律更加接近实测规律。彭长学等［17］根据土体非线性变形模量的特征，假设压缩试验中e-p曲线符合双曲线方程，采用初始孔隙比e0和一维压缩模量Es1-2确定双曲线方程中的2个参数，进一步应用邓肯-张模型确定任意应力状态下的切线模量，并应用分层总和法计算了地基的沉降变形。针对假定双曲线方程求解切线模量不准确和过程繁琐的缺点，杨光华等［18］又提出了计算地基非线性沉降变形的简化方法，通过拟合压缩试验所得e-p曲线获得e和p之间的函数关系，据此得到压缩试验中的切线模量表达式，根据应力水平确定任意应力状态下的切线模量，并应用分层总和法计算地基的沉降变形。门楷［19］认为切线模量法未较好地考虑基底土存在变异的情况，如果基底土存在孔隙比变化，而含水率也在变化，则该方法的适用性便存在一定问题。焦五一［20］认为弦线模量达到了切线模量的研究目标，为按变形控制进行地基设计和定量评价地基湿陷性提供了技术支持。针对弦线模量计算湿陷变形的适用情况和正确性，杨光华［21-22］认为弦线模量没有考虑基础尺寸对剪应力水平的影响，因此在计算小尺寸和大尺寸基础湿陷变形时会与实际值差别较大。

本文通过开展压实黄土地基载荷浸水模型试验，获得增湿过程中压实黄土地基的湿陷变形发展规律，采用一维湿陷系数、弦线模量、切线模量计算地基的湿陷变形量，分析各方法的合理性，以期为压实黄土地基湿陷变形计算提供参考依据。

1 室内载荷浸水试验及湿陷变形计算方法

1.1 室内载荷浸水试验

1.1.1 试验土体情况

本试验所用土料取自西北农林科技大学北校区新建图书馆工地的Q3黄土层，取土深度距地表约3.5 m，其主要物理指标如表1所列。

1.1.2 试验方案

根据地勘报告，该Q3黄土层的孔隙比在0.76～1.29之间。为在模型试验中更好地观测湿陷变形，室内压实黄土地基孔隙比取0.95，对应压实度为0.8。模型试验采用带环形肋、厚度为12 mm的圆柱形模型缸，以保证在制作压实地基过程中不发生侧向变形，模型缸直径1 m、高1 m，压实地基厚0.8 m，荷载板直径为36 cm。根据预估，饱和地基的承载力在40 kPa左右，因此未浸水前地基分三级施加到30 kPa，然后在30 kPa下通过直径60 cm的浸水坑浸水，浸水完成后再加荷至40 kPa，获得增湿湿陷变形随时间变化的发展规律。

1.1.3 室内载荷浸水试验过程

将Q3黄土土料风干碾碎，过2 mm筛后配水至天然含水率15.2%，用塑料薄膜包裹2 d，使水分均匀。土料以10 cm为一层，逐层填入模型缸夯实至目标压实度，过程中注意整平与刮毛。在地基模型制备过程中，从地基深度70 cm处开始，每层土被夯实至目标高度后，在该土层顶面直径方向上挖深2 cm、宽2 cm的槽，填入白色碳酸钙粉末。每隔10 cm布置1颗玻璃珠，再于中心玻璃珠左右5 cm各布置1颗玻璃珠，重复此步骤直至地基深度10 cm處。本次试验共用66颗玻璃珠，具体布置图及现场情况分别如图1和图2所示。白色粉末线和玻璃珠用作位移标示，浸水试验完成后测量、记录每颗玻璃珠与模型缸顶面的垂直距离。

在地基模型顶面中心嵌入直径60 cm、高20 cm的铁皮筒，壁上开孔用于连接马氏瓶。铁皮筒内填入1.5 cm高的细沙，防止初始注水时土层表面受水冲刷，于沙层顶面中心布置直径36 cm、厚1.5 cm的圆形荷载板。在模型缸一侧固定搭设长木板并钉上铁板作为不动点，将磁力百分表的磁块吸附在铁板上，调整悬臂角度使百分表量杆垂直接触荷载板边缘。采用圆形铁锭逐级施加10 kPa、25 kPa和30 kPa的荷载，记录每级荷载下的百分表读数，待读数稳定后施加下一级荷载。在30 kPa荷载下通过马氏瓶提供8 cm的恒定水头供水下渗，进行浸水试验。为了使供水条件尽可能接近恒定水头，并得到准确渗水量，浸水试验开始时采用快速注水的方法，一旦水位达到铁皮筒側壁连接马氏瓶管道位置时，便打开马氏瓶输水软管的止水夹，开始浸水。每隔一段时间，同步记录马氏瓶水位高度、百分表读数及时间三个数据。随着渗水速度的不断下降，间隔时间可以适当加长。具体试验装置布置如图3、4所示。

浸水过程持续4 d，直至沉降量≤0.1 mm/h后停止注水，加载至最终应力40 kPa。沉降稳定后测量地基中心位置与模型缸顶面的垂直距离，沿位移标示线所在直径断面向下开挖，如图5所示。用小刀剔除位移标示线附近碎土，使碳酸钙粉末白线及玻璃珠充分裸露;然后测量每颗玻璃珠与模型缸顶面的垂直距离，并作记录;同时测量每层土中间位置处的密度和含水率，作为该层土的密度和含水率数据。重复以上步骤，直至第7层土的密度、含水率和位移标示点数据采集完毕。

1.2 湿陷变形计算方法

1.2.1 一维湿陷系数法

文献［4］规定湿陷性黄土地基受水浸湿饱和后，其湿陷量计算值Δs应按下式计算：

Δs=∑ni=1αβδsihi （1）

式中：δsi为第i层土的湿陷系数，根据土样深度和基底压力确定;β为考虑基底下地基土受水浸湿的可能性和侧向挤出等因素的修正系数;α为不同深度地基土浸水几率系数。

本次试验为模型试验，试验压力较小，所以应用式（1）计算实际压力下的湿陷量，其中α取1.0，β分别取1.5和1.0以对应考虑侧向挤出和不考虑侧向挤出的情况。

1.2.2 弦线模量法

焦五一［5］将通过原位载荷试验得到的p-s曲线分段线性化，根据某一段压力和对应沉降增量，提出地基变形计算的新参数——弦线模量，并统计出陕西关中地区一般黄土的弦线模量值与孔隙比、含水率以及附加应力的关系。他认为湿陷变形是黄土在一定压力作用下受水浸湿，导致弦线模量降低而发生的附加下沉，相较于一维湿陷系数，通过载荷试验所得到的p-s曲线能较为直观地反映地基土体的变形特征，也能更准确地计算原状黄土地基湿陷变形量。根据焦五一［15］提出的湿陷变形与压缩变形和压力关系一致的原理，湿陷变形量等于黄土浸水后的变形量减去浸水前的变形量：

ΔSji=Pji2Ecji2-Pji1Ecji1hi （2）

式中：ΔSji为Pj荷载下第i层土的湿陷变形量;Pji1为黄土未浸水时在外荷载Pj作用下第i层的平均附加应力，Pji2为黄土浸水后在外荷载和土饱和自重应力作用下第i层的平均附加应力;Ecji1 、Ecji2为弦线模量，Ecji1根据Pji1、天然含水率和天然孔隙比，查文献［5］中表3得到，Ecji2根据Pji2、湿陷时饱和含水率（本次试验饱和含水率对应85%饱和度）和天然孔隙比，查文献［5］中表3得到。

1.2.3 切线模量法

彭长学等［17］假设压缩试验中e-p曲线符合双曲线方程，采用初始孔隙比e0和一维压缩模量Es1-2确定双曲线方程中的初始切线模量和极限承载力，进一步应用邓肯-张模型确定任意状态下的切线模量，并应用分层总和法计算地基的非线性沉降。一般应力状态下切线模量的表达式为：

Et=1-Rf（1-sinφ）（σ1-σ3）2ccosφ+2σ3sinφ21-Rf（1-sinφ）（1/ν-2）σ32ccosφ+2σ3sinφ2E′t（σ3）（3）

式中：Rf为破坏比，取0.6;c为黏聚力，参考文献［23］，未浸水时取12 kPa，浸水时取4 kPa;φ为内摩擦角，参考文献［23］，未浸水和浸水时均取25°;E′t（σ3）为一维压缩试验中侧向应力为σ3时的弹性模量;ν为泊松比，根据文献［14］中提到的中国科学院土建研究所对黄土侧压力系数的研究，黄土在天然状态下侧压力系数为0.1，浸水后达0.6～0.9，再由侧压力系数k与泊松比ν的关系：

k=ν1-ν （4）

未浸水时ν取0.15，浸水饱和时ν取0.375。

图6为本次试验未浸水非饱和试样、浸水饱和试样的实测e-p拟合曲线与其双曲线拟合曲线的对比。由图6可见，因为双曲线方程所用参数少，所得拟合曲线精度与实测e-p拟合曲线的差距较大，即通过单一的双曲线求解一维压缩过程中的切线模量不太准确。根据文献［18］，E′t（σ3）可按如下方法简化计算。

在一维压缩试验中竖向应力p（单位： kPa）下切线模量的表达式为：

E′t=1-2ν21-νdpdε1=1-2ν21-ν1+edpde（5）

未浸水非饱和试样的实测e-p曲线拟合公式为：

e=-6×10-8p2-2×10-4p+0.930 6 （6）

可得：

dpde=11.2×10-7p+2×10-4 （7）

由广义虎克定律，

σ3=ν1-νp （8）

将ν=0.15、e及式（7）、（8）代入式（5），得到E′t（σ3）表达式为：

E′t=1.822 16.8×10-7σ3+2×10-4 （9）

浸水饱和试样的实测e-p曲线拟合公式为：

e=-6.865×10-5p2-1.288×10-3p+0.969 2（10）

可得：

dpde=11.373×10-4p+1.288×10-3 （11）

将ν=0.375、e及式（8）、（11）代入式（5），得到E′t（σ3）表达式为：

E′t=1.076 92.29×10-4σ3+1.288×10-3 （12）

如果荷载在地基中某一点的附加应力可由弹性解求出，j级荷载在基础中心线下第i层土中所产生的平均附加应力增量为Δσijx、Δσijy和Δσijz，第j级荷载对基础中心线下第i层土的竖向压缩量Δsij由广义虎克定律求得：

Δsij=Δσijz-νi（Δσijx+Δσijy）EtiΔh （13）

累計计算Pj荷载下各土层的竖向压缩量Δsij，即可得到Pj荷载下地表沉降增量Δsj。与弦线模量法计算湿陷变形量相似，地基湿陷变形量等于饱和地基压缩变形量减去非饱和地基压缩变形量。

2 试验结果及湿陷变形计算结果

2.1 试验结果

未增湿前，荷载板在30 kPa压力下变形稳定后的沉降总量为0.3 mm，变形量很小，证明地基具有较强的抗压变形能力。增湿后，地基的沉降变形量进入一个迅速提高的过程，总的湿陷变形量达到11.5 mm。

地基模型发生湿陷时，荷载板沉降速度的变化过程是先慢后快再慢，沉降变形量快速增长的阶段约为开始浸水后的10～100 min，100～180 min沉降变形量缓慢增长，180 min后虽然水分继续下渗，影响范围继续加深，但沉降变形量趋于稳定，几乎不再变化。

为了解地基浸水后湿陷变形的影响深度，选取前500 min马氏瓶内渗水高度换算筒内渗水高度。根据马氏瓶面积、铁皮桶面积及地基模型土浸水前后的体积含水率差（浸水饱和含水率对应85%饱和度）换算相应不考虑侧向渗透时的浸润深度，结果列于表2。由表2数据可知，500 min内马氏瓶注水总高度为426.8 cm，换算筒内渗入水总高度9.2 cm，最终的无侧向浸润深度为48.2 cm。结合无侧向浸润深度与时间的关系可以看出，压实黄土地基湿陷时的沉降变形主要集中于浸水初期的浅层浸润土层，中层及深层土层沉降变形对总沉降变形量的影响不大。

进一步加载到40 kPa，由百分表获得的最终沉降量为43.0 mm。根据记录到的浸水试验前后各土层位移标示点数据绘制位移标示线变化，可以更为直观地看到地基模型浸水受荷的湿陷规律，具体如图7所示。图示虚线为位移标示线初始位置，实线为位移标示线最终位置。在整个载荷浸水试验中，两端位移标示点的附加应力极小，可近似作为不动点。

观察图7可以发现，第4～6层土层基础中心线下沉降量较上层沉降量大，但其位移标示线较上层更趋向平移。这是由于地基模型制作过程中分层夯实导致的，计算载荷浸水试验过程中的压缩量应该扣除这一因素产生的影响。修正后的基础中心线下各土层压缩量如表3所列。

2.2 湿陷变形量计算结果及分析

2.2.1 最终湿陷变形

压实黄土地基湿陷时，变形主要集中在第1～4层，特别是前2层。一维湿陷系数法采用基础中心线下第1～4层中心线位置处的实际应力进行湿陷试验，获取一维湿陷系数来计算湿陷量。40 kPa载荷下各土层实际应力及对应湿陷系数、湿陷变形量如表4所列，不考虑侧向挤出和考虑侧向挤出时（β取1.5），使用一维湿陷系数法计算得出的湿陷变形量分别为17.1 mm和 25.6 mm，均小于实测值。

弦线模量法所需各参量取值及40 kPa下各土层的湿陷变形量如表5所列，可见总的湿陷变形量为0.6 mm，远小于实测值。

使用切线模量法计算各个应力下的地基湿陷变形量，并列于表6。40 kPa下总的湿陷变形量为55.6 mm，稍大于实测值。当超过20 kPa时，饱和地基压缩变形量增加速率突然变快，这是因为此时地基中的应力达到了破坏水平。该结果与根据e-p曲线计算得到的地基浸水饱和时的结构屈服应力（17.3 kPa）是相符的。

由表4～6可知，弦线模量法所得湿陷变形量偏小很多。究其原因，弦线模量是根据原位载荷试验资料统计得到的，即统计的是原状黄土的弦线模量。原状黄土相对压实黄土具有更多的胶结结构，这造成了低压力下饱和原状黄土结构屈服应力大于饱和压实黄土，因此对于压实黄土而言，在较小附加应力下套用原状黄土的弦线模量，模量取值过大。为了使弦线模量法适用于压实黄土地基，可以开展压实黄土地基上的载荷试验来统计弦线模量与孔隙比、含水率和附加应力的关系。

考虑侧向挤出的一维湿陷系数法（β取1.5时）计算所得的荷载板沉降量偏小。原因如文献［14］所述，黄土湿陷值的大小不仅与土体化学矿物成分以及土质结构等有密切关系，与基础的单位面积荷重、基础形式和面积大小也有关系。在基底压力较小时，侧向挤出导致的竖向湿陷量在总湿陷量中所占比例小，实际湿陷变形量会接近不考虑侧向挤出的计算湿陷量（具体见2.2.2分析）。一旦应力接近或达到基础的极限承载能力，土体剪切变形占总湿陷变形的大部分，侧向挤出明显，这时即使修正系数取1.5，湿陷变形量的计算值25.6 mm与实测值43.0 mm仍相差很大。

切线模量法能较好地考虑剪切变形，但该方法是基于邓肯-张模型建立的。邓肯-张模型适用于正常固结土，计算有初始屈服面的压实土时会有一定的误差。

不考虑侧向挤出的一维湿陷系数法、考虑侧向挤出的一维湿陷系数法（β取1.5）和切线模量法计算得到的荷载板沉降值与实测值对比如图8所示。

2.2.2 增湿湿陷变形计算

由于弦线模量法计算压实黄土地基湿陷变形量并不可靠，下面采用一维湿陷系数法和切线模量法来计算浸水过程中的增湿变形。

计算增湿变形时，假定浸水过程中忽略侧向渗透，由表2数据拟合可知浸水过程中入渗深度与时间的关系。结合增湿过程中荷载板沉降变形时程关系，可得到不考虑侧向挤出一维湿陷系数法和切线模量法所得增湿变形量与时间的对应关系，并列于表7、8，其与实测值的对比如图9所示。

由图8、9可知，荷载板受荷30 kPa下，不考虑侧向挤出一维湿陷系数法计算得到的增湿湿陷变形过程接近实际湿陷变形发展过程，而考虑侧向挤出的一维湿陷系数法（β取1.5时）计算所得增湿变形则大于实际值，原因如前所述：荷载板尺寸小且压力较小时侧向挤出变形小。对于荷载板受荷40 kPa下的最终湿陷变形，β取1.5时一维湿陷系数法的计算值也远小于实际值。根据上述分析，对于一维湿陷系数法，饱和地基应力在比例极限荷载内时，可以不考虑侧向挤出修正系数;当饱和地基应力在比例极限荷载和极限承载力之间时，需要考虑侧向挤出修正系数。后期可以开展该系数随压力变化关系的研究，以更好地应用于实际工程中。

由图8、9可知，在荷载板受荷30 kPa下，切线模量法计算得到的增湿湿陷变形远大于实际值，且非饱和地基产生的沉降在后期的浸水增湿过程中与实测湿陷变形产生了较大偏离，原因在于切线模量法夸大计算了地基深处的增湿变形。非饱和原状黄土具有初始屈服面［24-25］，对于压实黄土而言，饱和状态也具有初始屈服面［26］。从图6可知，本文所研究压实黄土在浸水饱和后具有一定的初始屈服应力，而切线模量方法适用于正常固结土，计算有初始屈服面的压实土时会有一定的误差。在荷载板受荷40 kPa下，使用切线模量法计算得到的最终湿陷变形仍大于实际湿陷变形，但二者的数值差距缩小，原因在于当压力增大时，地基中的应力达到了应力破坏水平，湿陷变形主要为初始屈服面外的剪切变形，初始屈服面内的弹性变形所占比重小。从表6、图8可见，饱和地基的湿陷变形在20 kPa后变化较大，而实测湿陷变形在30 kPa后变化较大，这也说明切线模量法预测的地基屈服应力偏小，不过这对于工程来讲是偏于安全的。针对切线模量法存在的问题，后期可以开展基于超固结土模型以及结构性土模型的切线模量方法，以更好地模拟具有超固结特性的压实黄土地基和具有结构性的原状黄土地基。

3 结论

本文进行了室内杨凌压实黄土地基载荷浸水模型试验，获得了压实黄土地基增湿过程中的变形发展规律和各土层最终的湿陷变形分布，并应用三种方法计算其湿陷变形量，得到如下主要结论：

（1） 基于原位载荷试验获得的弦线模量不适用于计算重塑压实黄土地基湿陷变形量，建议开展压实黄土地基载荷试验来统计弦线模量与孔隙比、含水率和附加应力的关系。

（2） 采用一维湿陷系数法计算湿陷变形量，当压力较小时，不考虑侧向挤出系数所得结果接近实际变形量;压力增大时，即使考虑侧向挤出（β取1.5时）所得结果也远小于实际变形量。

（3） 切线模量法适用于正常固结土，对于本文压实黄土地基模型，该方法能较好地模拟湿陷变形随载荷增加而产生的非线性规律，但计算所得湿陷变形量大于实际变形量。

（4） 一维湿陷系数法和切线模量法所得增湿湿陷变形发展规律均表现为先快速增长后趋于稳定，与实际发展规律相符。

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