压实条件及细粒含量对压实土动强度的影响研究

三轴试验，探讨了含水率、干密度、饱和度对不排水动强度的影响规律及机理,分析了不同细粒含量压实土所呈现的动强

度特征差异,并引入以压实度和饱和度为自变量的方程来定量表述动强度。研究结果表明:在一定的压实能量下,达到最 大干密度的土并不一定具有最大的不排水动强度,对于细粒含量较大的土,动强度由压实度和饱和度同时决定，而对于细

粒含量较小的土，动强度基本只受压实度的影响;利用动强度预测方程可以在不掌握击实曲线的前提下预测压实土的不 排水动强度，并可以在控制饱和度的前提下得出满足目标不排水动强度所需的压实度。关键词：压实土;循环荷载三轴试验;动强度;最优含水率;最大干密度;细粒含量中图分类号：U416.0 文献标志码：A DOI: 10.13465/j. cnki. jvs. 2019.14.018Influence of compaction conditions and fines content on the dynamic strength of compacted soilZHANG Xiaojun(Hunan Communication Research Institute Co. , Ltd. , Changsha 410015, China)Abstract:

To further study the compaction conditions and fines content coupling effect on soil dynamic strengthcharacteristics, a series of cyclic loading tri-axial tests were carried out on five kinds of compacted soil of Hunan province with different gradations. The influence and corresponding mechanism of the moisture content, dry density and saturation

on the undrained dynamic strength were discussed. The discrepancy of dynamic strength characteristics caused by fines

content difference was analyzed. And a function with compaction degree and saturation degree as independent variables was

introduced to quantitatively express the dynamic strength. The results show that under a certain compaction energy, soil

with maximum dry density may not reach the maximum undrained dynamic strength. For the soil with high fines content,

its dynamic strength is determined by both the compaction and saturation degree, while for the soil with low fines content, its dynamic strength is only affected by the compaction degree. The undrained dynamic strength of compacted soil can be

estimated by the function without knowing compaction curves. Meanwhile, the compaction degree needed for achieving the

target undrained dynamic strength can be calculated by controlling the saturation degree.Key words: compacted soil； cyclic loading tri-axial test； dynamic strength； optimum moisture content； maximum

dry density ； fines content对于公路和铁路、堤坝、填埋场等处的压实土，通

等⑷发现在一定击实能量下，即使将土在最优含水率 下击实，其刚度和强度也不一定达到最大值。Purwana 等⑸认为非饱和土的强度受到干密度、基质吸力以及

常根据其在循环荷载作用下的动力特性来评估其动力 稳定性IT,而该特性受到压实条件（含水率、干密度、

压实后颗粒排列等）的强烈影响,对于不同细粒含量的 土,制定合理的压实方案可以使土的干密度达到较理 想的范围，呈现较高的动力稳定性⑶o该干密度下微观结构的影响。Matsumura⑷指出压实

土的不排水动强度与细粒含量有较大联系。杜超⑴发 现砂土的动强度随着压实度的降低而减小，尤其当压 实度小于0.85时，动强度大幅衰减，因此建议工程用

土的动强度通常指动荷载作用N个循环后土体达

到某一指定破坏应变标准或动孔隙水压力标准的动应

土的压实度不宜小于0.85。刘俊新等⑷对压实黏土的

力大小，是衡量土动力稳定性的重要指标。Whang收稿日期：2018 - 08 - 24修改稿收到日期：2018-11 -14

第一作者张晓军男，高级工程师,1971年生

动力性能进行了研究,发现随着应变率增加,其动态峰 值应力和峰值应变均有相当大的提高,压实度和含水 率对较高应变率下压实黏性土的动强度影响较小。杨

自成⑼认为土的动强度随压实度的增大而上升，而当

126振动与冲击2019年第38卷含水率由最优含水率增加时,动强度迅速减小,但减小

的趋势逐渐放缓。在控制压实条件的前提下，细粒

（DW0.075 mm）含量对压实土动强度的影响也逐

渐受到关注，李又云等［⑹的研究表明：中密状态粉 粒一砂粒混合料的动强度随粉粒含量的增加而下

降,而当该含量超过30%后，动强度基本保持不变。

刘雪珠等⑴］开展了黏粒对粉细砂液化影响的试验

研究，发现在一定压实条件下，随着黏粒的增加粉细 砂的动强度不是单调变化的，而是在黏粒含量〜

10%时达到最低。吴琪等少］对不同压实度的细

粒一砂粒一砾粒混合料开展了动强度试验研究，指 出无论混合料处于松散、中密还是密实状态，当细粒 含量＜ 30%时，动强度随着细粒含量的增大而降

低，当细粒含量＞30%时则反之。总体来看，目前涉及压实条件与细粒含量综合作 用下动强度特征的研究较少见到文献报道,有必要更

深入探讨动强度的影响因素及定量表述方法。本文中

针对湖南省怀化市和益阳市的五种土开展了动强度试

验研究,这五种土在多组含水率和压实度下进行压实, 随后对这些压实土开展了循环荷载三轴试验,在对试 验结果进行系统分析的基础上,探讨了压实条件对动 强度的影响以及影响程度与细粒含量的关系,并利用 预测方程对动强度进行了定量研究。1试验方案1.1试验材料试样材料为在湖南省两个地点采集的土,相应的 级配曲线见图1。其中S系列土来自于怀化市的会同 县,SQ为采集的原始土，属于粉砂，通过除去直径大于

io mm的颗粒形成S-3 土,随后将S-3 土在烘箱中干燥

后尽可能去除宜径小于0. 075 mm颗粒形成S-1 土和

S-2 土，将S-0 土中的细粒成分与干燥的S-3 土混合形

成S4 土。标记为“P”的土来自于益阳市洞庭湖地

区，属于砂质淤泥，用于建造乡间溪流堤坝。S系列 土基本不具备塑性，而P 土是一种低塑性土,其塑性 指数人为11.9。参照《土工试验方法标准》⑴］,采 用重型击实仪对土进行击实试验以测取最优含水率

和最大干密度，击实功约为2 684.9 kj/m?,压实土 的性质如表1所示。除了 S4之外的土都进行了不 排水循环荷载三轴试验（见图2）,每个试验条件下

开展三组平行试验，最终试验值取三组的平均值以 增加试验结果的可靠性。图3为S-3 土在不同含水率下进行压实后的微观 结构（灰度图），所对应的含水率分别是0. 8% ,1.0wopt

和1.2叫冲且K°q100%。在图3中，明亮的白色区域 对应密度较高的土颗粒,黑色区域对应孔隙。当位于曲

静

输

尬

* M ® &-J

-Q- SI

-9- P图1试验用土的级配曲线Fig. 1 Gradation curve of soil tested图2循环荷载三轴试验仪Fig. 2 Cyclic loading tri-axial test instrument表1试验用压实土性质

Tab. 1 Properties of compacted soil tested土种类比重最优含水率 最大干密度

叫p/%Pdmax/Cg ■ CHI\"3)命名S-12.62321.51.412粗砂S-22.62522.31.420中砂S-32.61223.41.439粉砂S42.60616.71.575粉砂P2.67813.01.859粉质黏土最优含水率干侧进行压实时（见图3（a）），由于强烈的 吸力作用,一些细小的颗粒粘附在粗颗粒间的区域，形

成了细颗粒聚合体;当位于最优含水率湿侧进行压实 时（见图3（c））,吸力的作用相对较弱，细颗粒自由赋

存于粗颗粒之间,分布比较均匀,未形成如图3 （a）中的 聚合体;而当土在最优含水率条件下被压实时（见图3

（b）），微观结构兼具上述两者的特征。12试验过程试验试样形态为圆柱体（宜径50 mm,高100 mm）。

首先将散状土制备至指定的含水率（制备含水率叫,）， 在模中按一定的压实度进行压实。将试样分成

5层进行压实，每层击实至指定高度后对上表面进

行刮毛，尽可能使上下两击实层紧密结合，脱模后进 行装机。对所有土样，取土位置为地下2.5 m处，假 设其为等压固结，通过估算试验中施加的固结围压第14期张晓军：压实条件及细粒含量对压实土动强度的影响研究127巾取50 kPa,固结完成后关闭排水阀门。相对于含 试验统一取循环荷载频率为0.1 Hz,荷载大小将在水率和细粒含量，频率对动强度的影响较小，因此本 后文中介绍。(a)干劃氐实tb)鈕优禽朮率压实

湿侧压实图3 S-3压实土的微观结构Fig. 3 Microstructure of compacted S-32含水率、干密度和细粒含量对动强度的影响定义动应力比DSR为试样轴向施加单幅动应力的

幅度则与有关,例如当K° qIOO%时，干侧压实

土的DSRW («/wopt =0. 82)约为湿侧压实土 DSRW的

1-5倍(w/wopl = l. 17),而在接近 wopt(wm/wopt =1.08)

一半与围压的比值。图4为S-3试样的轴向应变随循 进行压实土的介于上述两者之间。环加载次数的变化曲线(DSR = 0. 32,K。〜100% )，图

中箭头表示双幅应变达到1% ,2%,3% ,4% ,5%和

10%时所需的循环加载次数，可以看出,在双幅应变增

长至10%之前,干侧压实试样达指定应变所需的加载次 数总是大于湿侧压实试样所需次数，但前者轴向应变的 增长速率逐渐提高,而湿侧压实试样的轴向应变基本呈

\"•严3* 2fi.3 99J■ 25J PE.-I » 2d.5 91.2* ?14P

10!轴詞应查达到科£时所需的冊耳切我次验閑入n图5 S・3 土的动应力比曲线Fig. 5 The DSR curve for S-310

10

Q

徧坏曲戰及疑」时40

旳 鈕Uh:—

(sl f 实 I Hl,，H%i=0.82------------||曲齐営

±2M

lu20

30

-W60仲i环.肋駁执:垃艸

u!图4 S-3压实土的轴向应变曲线Fig. 4 Axial strain curve of compacted S-3实临K严采用不同的DSR对3 ~4组相同压实条件的S-3

图6 S-3 土不排水动强度与压实度的关系Fig. 6 The relationship between DSR2Q and Kc for S-3土平行试样开展循环荷载试验，从而建立S-3 土的动应

力比曲线(见图5)。定义不排水动强度DS丘2。为在20 次循环加载下产生5%的双振幅轴向应变所需的DSR,

图7为其它土的与制备含水率和压实度

的关系。对于S4 土和P 土而言(见图7(a)),细粒 含量F。都高于S-3,即使在同一 K。下，由于％的差 异,呈现的离散性较大;但对于F。较低的S-1和

S-2 土,％差异所造成的影响则不明显(见图7(b)),

从图5中难以看出/^丘加与%, Kc之间的规律性。图

6为S-3 土 DS尽(，与Kc的关系，每个数据点旁的数字表

示制备含水率与最优含水率的比值(％/%),可以看

出S-3 土的DSRqF、体上随着的增加而上升，而上升DS7?/主要由决定。由此可见，干密度最大的土并

128振动与冲击2019年第38卷不一定具有最大的不排水动强度，尤其对于F。较高的 土,在一定压实能量下将土于最优含水率干侧压实,干 密度虽然偏小，但动强度却更大,击实能量克服了土颗 粒间的联结，形成了新的结构,能量转化为动强度的

提高[14-15]o-BCEM

密毎述走

K-I*实度K擲Q €•&-1:FBHEE说苫水卷压实实 ■cut-1——七—F :- ”輛 怖 忙 g 怖 烯

142|古实.|肚;•■隔•■.b l他细柚會駅土乩I和!图7其它土不排水动强度与压实度的关系Fig. 7 The relationship between DSR^q and Kc forother kinds of soil图8为S-3 土 /^丘如与压实度Kc及饱和度Sr的关 系海个数据点旁的数字表示压实后的饱和度S”,罗马数

字则代表所对应图9中的状态,虚线是S严Sropt( ±3%)

数据点的拟合趋势线。可以看出，在一定的K。下，对 于S’低于或高于的数据点，其DS^o将相应地高于 或低于Sr«Sropt时的趋势线。因此,DSZ®与Sr具有强

烈的相关性。结合图8和图9,可以分析不排水动强度随压实度

K。及饱和度S”变化的机理：(1) 相对于点 0(K严95% ,w = «opt,Sr 11(K严100% ,wDSZ?2o更高,DS1?2o的上升单纯是因为K。的增加。(2) 相对于点0,点III(KC^ 100%且如二叫冲S”

大于点0的S”)对应的DSZ?2。明显更高，这是因为

DSR2。随着&的增加具有上升效应，但同时OS/?/随着

S”的增加具有下降效应，但前者的效应更加显著。(3) 相对于点 0,点\"(K°q100% 且

Sr明显大于点0的S”)对应的DSZE。与点0的DS/^相近,这是因为随着氏的大幅增加,OS丘2。的下降效应在很大程度上抵消了 DSd®随增加的上升效应。{ JXH 严D.-1孩-口«72.7%翌0 t岳■临.4氏 Ih'JWig好旳霁fl% I豳養0 2！■亠时.现一

hLt实•卽伸9$HI\"'图8 S-3 土不排水动强度与压实度及饱和度的关系Fig. 8 Relationship between DSR^ and Kcas well as Sr for S-3

压充董怜从点歿出車』密度开高*含木萼HiJ ： TMlU

二盍QfcH•局.含虑歎•足

皿 二即®弁高.吉水嘔1TK图9压实条件的变化Fig. 9 Evolving of compaction condition3动强度预测方程根据动强度测试结果可知，在一定压实能量下,动 强度同时受到压实度K。和饱和度S”的影响，可以采用

两个非相关函数的相互乘积来表示分析DSZ®阳DSRx =fAKc) -f2(Sr)

(1)_/；(K。)= a(K°/100 -叽)

(2)£(SJ =A2 + (4 -A2)/jl +exp[S’ -Se/dS」｝ (3)

式中：£为在给定最大干密度下压实度瓦的函数；f2 为压实结束时饱和度Sr的函数(Boltzmann函数)；a,

b,c,4i，仏凡川乞为回归参数，由于篇幅有限,本文暂

不探讨仏仏凡起氏的取值。令s”=s呻时£(S”)=1,则当饱和度达到最优饱 和度时,DSRm =fg。对于本文的五种土，通过回归 分析，6均可以近似取0.38,而a和c的值与土类型有

很大关系,在后文中将会讨论。图10(a)为采用X函

数对S-3 土 S严S吋时(± 3% )所有仍丘如数据进行拟 合的情况，坐标为双对数坐标，可知对于S-3 土而言,

a = 10°29=i.95,c = 3. 58。图 10(b)%S-3 ±f2 值与

S”的关系，尽管拟合结果具有一定离散性，但可以明显

看出当S”由的继续增加时忆值快速降低，这表明第14期张晓军：压实条件及细粒含量对压实土动强度的影响研究129即使压实度不变,当压实后饱和度超过最优饱和度时, 仍為会出现大幅衰减。.•-4X

图11显示了其它土 DS/^与Kc, Sr的关系，并给 出了相应的力函数，可以看出不论何种土类型

Fig. 10 Analysis on S-3 based on formula(1)ft'a

QJ-

的变化趋势都比较接近，总体上随着K的增加而上

升。表2总结了不同类型土的a,c参数值，图12则给 出了 a,c与细粒含量的关系，总体来看,两个参数随着

细粒含量的增加而上升，其中S-2 土(几=17.4%)的

311 M IQa,c值最小。由此可见,土中细粒含量越高,DSR20受K。

I.理札MUU地他—NIU■ ；i) y■函数对口聊的抓倉⑶為J增加的影响越强烈，当S’~S陝时，在获取了 a和c的前

提下可以依据K。来预测DSRWO图13为各种土E(S”)与Sr-Sropt关系，其中S”-S咄 代表了压实后实际饱和度与最优饱和度的偏离程度。 可以看出,对于细粒含量F&31%的土(见图13(a)),

在一定的K。(即/；值)下，随着氏从S吋减少，农并不 会大幅增加，导致DSZ®不会明显上升；相反，如果氏 从S哪t增加，丘会从1. 0左右快速减少,使得DSR20大

幅下降。因此，同一 Kc下的最大DSR?。值将在S严Sga 时达到。而对于细粒含量FQ7.4%的土而言(见图

13(b)),花值与S”的关系不大，总体上约等于1,

图10采用式(1)对S・3 土的分析 必^加将主要由K。(即/；值)决定，要获得较大的不排 水动强度应尽可能使瓦接近100%。clw

・

记百紳一_至3电羊』

jwq-i总超百洛¥車丘

4- 点畑ig.側jj'”，七空比札叫(«) S-1iXKi鸭Wif*K

•» «$ un ias(bJ 3-290 ■»M

乐换5

tij l P100 LOSW)5-4图11其它土不排水动强度与压实度的关系Fig. 11 Relationship between DSR^ and Kc for other kinds of soil表2久(瓦)的拟合参数Tab. 2 Fitting parameters of £ (瓦)土种类S-1a1.681.306/(g • cm-3)c3.15伞期議宦

-E--r

0.380.380.380.380.38S-22.923.584.81S-3S4P1.952.412.855.49综上所述,利用式(1)进行不排水动强度计算具有 以下优点：(1)实际工程中的压实能量难以估算，而且由于

地 -10 30 60 79 80细柿誇it/y%图12咒(人)中的参数值与化的关系L0 M Fig. 12 Relationship between parameters in£(Kc) and Fc压实工具的差异无法对压实能量进行统一控制，因而

实际的击实曲线往往未知，而利用式(1)可以在不掌握 击实曲线的前提下预测压实土的不排水动强度。(2)在控制土的S”接近S陝的前提下,根据式(2)可以得出满足目标不排水动强度所需的压实度K。。130振动与冲击2019年第38卷图］3花(£)与心哪的关系Fig. 13 Relationship between ( Sr) and Sr-Sropt4结论(1) 当ST«Sropt时，对于本文中的五种土,尽管最

大干密度有很大差异，但不排水动强度DSZ®与压实度 瓦的关系都比较相似,总体上随着K。的增加而 上升;同时,干密度最大的土不一定具有最大的DSRm, 在一定能量下将土于最优含水率干侧压实,干密度虽

然偏小，但动强度却更大。(2) 对于细粒含量较高的压实土(本文中S-3, S4,P)，不排水动强度DSZ®可采用以压实度和饱和度

为自变量的方程来表述,在一定K。下，当土的S’由

S呻减小时,DS7?如将略微上升，而当土的S”由增加

时,DSZ®将显著降低。(3) 对于细粒含量较低的压实土(本文中S-1,S- 2)，不排水动强度DSRr基本只受到Kc的影响，与S”

的关系不大。(4) 为了使土在一定压实能量下达到最大的不排

水动强度DSRW，应在S” W S吋的条件下对土进行压实,

不建议在高于S呻的条件下对土进行压实。值得指出 的是，由于地质条件差异，针对湖南地区典型土得出结

论在其它地区推广还有待进一步论证。参考文献:1 1汪益敏，张晖，黎寰，等.考虑地震时程的加筋土挡土墙动力分析［J］.振动与冲击,2013,32(24):187-191.WANG Yimin, ZHANG Hui, LI Huan, et al. Dynamic

analysis of reinforced soil retaining walls considering time history of seismic acceleration[ J]. Journal of Vibration and

Shock, 2013 ,32(24): 187 - 191.[2]贺建清.石灰改良土路基填料的动力特性及应用研究

[D].长沙:中南大学,2005.[3 ]尹松，孔令伟,杨爱武，等.循环振动作用下残积土动力变

形特性试验研究[J].振动与冲击,2017,36 ( 11 )：

224 - 232.YIN Song, KONG Lingwei, YANG Aiwu, et al.

Experimental study on dynamic defonnation of residual soil under cyclic loading [ J ]・ Journal of Vibration and Shock,

2017,36(11) ： 224 - 232.[4 ] WHANG H D, STEWART P J, BRAY D J. Effect of

compaction conditions on the seismi ccompression of

compacted fill soilsf J]. ASTM Geotechnical Testing Journal,

2004,27(4)： 77-91.[5 ] PURWANA M Y, NIKRAZ H. The eorrelationship between

the CBR and shear strength in unsaturated soil conditions

[J ]. International Journal of Transportation Engineering,

2014,1(3): 211 -222.[6 ] MATSUMURA S. Laboratory and in-situ studies on

mechanical properties of volcanicsoil embankment in cold

region[ D]. Sapporo:Hokkaido University, 2014.[7]杜超.路基压实粉土动强度特性研究[D].北京:北京交

通大学,200&[8 ]刘俊新，陈忠富,徐伟芳，等.压实度和含水率对压实黏性

土动态力学性能的影响试验研究[J].岩土力学，2012,33(6): 1631 -1639.LIU Junxin, CHEN Zhongfu, XU Weifang, et al.

Experimental study of dynamic properties of compacted clay under different compaction degrees and water contents [ J].

Rock and Soil Mechanics,2012,33(6) : 1631 -1639.[9] 杨自成.路基填土的动力特性试验研究[D].重庆:重庆交

通大学,200&[10] 李又云，谢永利,刘保健.路基压实黄土动力特性的试验

研究[J].岩石力学与工程学报，2009 , 28 ( 5 )：

1037 -1046.LI Youyun, XIE Yongli, LIU Baojian. Experimental research

on dynamic characteristics of roadbed compaction loess[ J].Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2009, 28(5): 1037 -1046.[11] 刘雪珠，陈国兴•黏粒含量对南京粉细砂液化影响的试验

研究[J].地震工程与工程振动，2003 , 23 ( 3 )：

150-155.LIU Xuezhu, CHEN Guoxing. Experimental study on

influence of clay particle content on liquefaction of Nanjing

fine sand [ J ]. Earthquake Engineering and Engineering

Vibration, 2003, 23(3)： 150- 155.(下转第145页)第14期陈向民等：变转速齿轮箱复合故障的自适应时变滤波分析145

[16] SAAVEDRA P N, RODRIGUEZ C G. Accurate assessment

of computed order tracking [ J ]. Shock & Vibration, 2006,

13(1)： 13-32.[21] 滕伟，安宏文,马志勇，等.基于时频滤波的汽轮机半速涡

动故障成分提取[J].振动与冲击,2015,34 (3 )：

178 -182.TENG Wei, AN Hongwen, MA Zhiyong? et al. Semi-speed oil whirl fault component extraction in a steam turbine based

[17] FENG Zhipeng, LJANG Ming, CHU Fulei. Recent advances

in time-frequency analysis methods for machinery fault

diagnosis: a review with application examples [ J ].

on time-frequency filtering [ J ]. Journal of Vibration and

Shock, 2015, 34(3) : 178 -182.Mechanical Systems and Signal Processing, 2013 , 38 : 165 -

205.[22] 彭富强，于德介，武春燕.基于自适应时变滤波阶比跟踪

[18] 郭瑜，秦树人,汤宝平，等.基于瞬时频率估计的旋转机械 的齿轮箱故障诊断[J].机械工程学报,2012,48(7)：

77 -85.阶比跟踪[J].机械工程学报,2003,39(3)： 32-36.GUO Yu, QIN Shuren, TANG Baoping, et al. Order tracking of rotating machinery based on instantaneous frequency

estimation] J]. Journal of Mechanical Engineering, 2003, 39 (3)： 32-36.PENG Fuqiang, YU Dejie, WU Chunyan. Self-adaptively

time-varying filter based order tracking method and its

application in gearbox fault diagnosis [ J ]. Journal of Mechanical Engineering, 2012, 48 ( 7 ) ： 77 - 85.[19] ZOU J, CHEN J. A comparative study on time-frequency

feature of cracked rotor by Wigner-Ville distribution and

[23] CANDfiS E J, CHARLTON P R, HELGASON H・ Detecting

highly oscillatory signals by chirplet path pursuit[ J]. Applied

and Computational Harmonic Analysis, 2008, 24 ( 1 )：

wavelet transform [ J ] . Journal of Sound and Vibration, 2004, 276(1/2) : 1 -11.14-40.[24] WU Chunyan, LIU Jian, PENG Fuqiang, et al. Gearbox

fault diagnosis using adaptive zero phase time-varying filter based on multi-scale chirplet sparse signal decomposition [ J ]・

[20] 郭远晶，魏燕定,周晓军，等.基于S变换谱阈值去噪的冲

击特征提取方法[J].振动与冲击,2014,33 (21 )：

44 - 50.GUO Yuanjing, WEI Yanding, ZHOU Xiaojun, et al. An

impact feature extracting method based on S-transfbrmation spectrum threshold denoising [ J ]. Journal of Vibration and

Chinese Journal of Mechanical Engineering, 2013, 26(4)：

831 -838.[25] 丁康,李巍华，朱小勇.齿轮及齿轮箱故障诊断实用技术

[M].北京:机械工业出版社,2005.Shock, 2014, 33(21) : 44-50.(上接第130页)[12] 吴琪，陈国兴,周正龙，等.细粒含量对细粒-砂粒-砾粒

特征[J]・振动与冲击，2017, 36(12)： 181-18&LI Jingjing, KONG Lingwei. The influence of stress history on the dynamic parameters of expansive soils [ J ]. Journal

混合料动强度的影响[J].岩土工程学报，2017,39(6)：

1038 - 1047.WU Qi, CHEN Guoxing, ZHOU Zhenglong, et al. Influences

ofVibration and Shock, 2017, 36(12) : 181 - 18&[16] TATSUOKA F. Compaction characteristics and physical

properties of compacted soil controlled by the degree of saturation [ C ] // Proceedings of the 15th Pan-American Conference on SMGE & 6th International Conference on Deformation Characteristics of Geomaterials. Kyoto: PPCS &

of fines content on cyclic resistance ratio of fines-sand-gravel mixtures [ J ] . Chinese Journal of Geotechnical Engineering,

2017,39(6)： 1038 -1047.[13] 中华人民共和国建设部.土工试验方法标准：GB/T

50123—1999[S],北京冲国计划出版社,1999.[14] 刘松玉•土力学[M].北京:中国建筑工业岀版社,2016・[15] 李晶晶，孔令伟.应力历史影响下的膨胀土动力参数响应ICDG, 2015.