长江漫滩相超固结软土最大动剪切模量试验研究

周瑞荣; 李浩; 肖兴; 周逸枫; 吴琪

doi:10.11899/zzfy20240306

长江漫滩相超固结软土最大动剪切模量试验研究

doi: 10.11899/zzfy20240306

周瑞荣^{1, 2,},
李浩³,
肖兴³,
周逸枫³,
吴琪^3, ,

1.
三江学院, 土木工程学院, 南京 210012
2.
江苏省高铁安全工程技术研究开发中心, 南京 211899
3.
南京工业大学, 岩土工程研究所, 南京 211899

基金项目: 国家自然科学基金（52008206）；江苏省高铁安全工程技术研究开发中心开放基金（AQ202213）；南京市建设系统科技计划（KZ2021004）

详细信息

作者简介:
周瑞荣，男，生于1983年。硕士，高级实验师。主要从事土的基本力学特性研究。E-mail：zrr049@163.com

通讯作者:
吴琪，男，生于1991年。博士，副教授，硕士生导师。主要从事海洋岩土动力特性研究。E-mail：qw09061801@163.com

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出版历程
- 收稿日期: 2023-02-13
- 网络出版日期: 2024-10-15
- 刊出日期: 2024-09-01

Experimental Study on Maximum Dynamic Shear Modulus of Yangtze River Floodplain Overconsolidated Soft Soil

Zhou Ruirong^{1, 2
,},
Li Hao³,
Xiao Xing³,
Zhou Yifeng³,
Wu Qi^{3
, ,}

1.
College of Civil Engineering, San Jiang University, Nanjing 210012, China
2.
Jiangsu High-Speed Rail Safety Engineering Technology Research Center, Nanjing 211899, China
3.
Institute of Geotechnical Engineering, Nanjing Tech University, Nanjing 211899, China

摘要

摘要: 为探究长江漫滩相超固结软土最大动剪切模量G_max变化特征，利用弯曲元对原状长江漫滩相软土开展了系列试验研究，探讨了不同超固结比H_OCR、初始有效固结围压σ' _3c及孔隙比e对漫滩相软土G_max的影响规律。试验结果表明，当σ' _3c和H_OCR均相同时，G_max随e的增大而减小；H_OCR的增大会导致G_max随e的衰减速度逐渐降低，而σ' _3c的增大不会引起G_max衰减速度的变化。孔隙归准化最大剪切模量G_max/F(e)随归准化初始有效围压σ' _c0/P_a的增大而增加，但其增长速率逐渐降低，G_max/F(e)与σ' _3c/P_a呈幂函数关系。基于回归分析，提出了合理表征具有不同超固结状态、初始应力条件及密实程度的长江漫滩相软土G_max预测方法，并通过独立试验验证了该方法的有效性。
- 漫滩相软土 /
- 最大剪切模量 /
- 超固结比 /
- 初始有效固结围压 /
- 孔隙比
Abstract: To investigate the maximum dynamic shear modulus (G_max) of overconsolidated soft soil from the Yangtze River floodplain, a series of bender element tests were conducted. These tests explored the effects of the overconsolidation ratio (H_OCR), initial effective confining pressure (σ' _3c), and void ratio (e) on G_max. The results show that G_max decreases as the void ratio (e) increases, given constant values of σ' _3c and H_OCR. Furthermore, increasing the H_OCR reduces the decay rate of G_max, while this decay rate remains relatively insensitive to changes in σ' _3c. The void ratio-normalized maximum shear modulus, G_max/F(e), was found to increase with rising stress-normalized initial effective confining pressure (σ' _3c/P_a). However, the rate of increase exhibited a declining trend. Notably, G_max/F(e) follows a unique power-law relationship with σ' _3c/P_a, indicating a consistent pattern across different stress conditions. Through regression analysis, a predictive method for estimating G_max in Yangtze River floodplain soft soils with varying overconsolidation states, initial stress conditions, and degrees of compaction has been developed. The accuracy and reliability of this method have been verified through independent experimental testing, confirming its effectiveness in characterizing the dynamic shear properties of soft soils in this region.
- Floodplain soft soil /
- Maximum dynamic shear modulus /
- Overconsolidated ratio /
- Initial effective confining pressure /
- Void ratio

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引言

南京作为“一带一路”交汇点重要枢纽和长江经济带的重要组成部分，其江北国家级新区迅速崛起，在未来相当长的时间内，南京江北新区及河西地区的重大工程建设都将处于高峰期，包括高层建筑工程、地下综合管廊工程、港口近岸工程和过江通道工程等。然而，在南京江北及河西等新城区的建设中，其软土地质条件和潜在自然灾害给工程建设带来了一系列挑战。南京地处长江三角洲，近1/4地域均位于近代长江退移形成的河漫滩区。该区域的长江漫滩相软土是第四纪后期地表流水形成的高分散黏性土，其含水率高、孔隙比大、超固结状态明显且具有明显的夹砂结构和水平层理（黄广龙等，2006；刘维正等，2010；侯晓亮等，2011；陈妍，2019），场地卓越周期较长，未来可能发生的地震对工程场地不利。已有研究表明，在地震作用下软土容易产生残余变形或发生循环破坏（章晓余等，2010），这是造成土体震陷、建筑失稳的重要原因。最大剪切模量G_max是表征土体动力特性的基础参数，在土体变形预测、液化势评价、地震场地反应分析和动力基础设计参数的确定等岩土工程问题中具有重要的作用。因此，有必要对长江漫滩相超固结软土G_max开展系统研究。

对原状黏土G_max的系统性试验研究可以追溯到20世纪60年代，Hardin等（1968）基于大量的共振柱试验发现，G_max随初始有效固结围压σ' _3c增大而增大，随孔隙比e增大而减小的现象。此后，学者们对世界各地黏性土G_max开展了大量试验研究。Kim等（1981）进一步证实σ' _3c、e等因素对原状土G_max的影响。Kokusho等（1982）发现超固结比H_OCR和塑性指数I_p等因素对原状土G_max也存在一定的影响。而Vucetic等（1991）试验结果表明，正常固结黏土（H_OCR=1）的G_max不随I_p改变，对于超固结黏土（H_OCR>1），G_max随I_p的增加而增大。此外Santagata等（2005）探讨了初始固结路径对波士顿蓝黏土G_max的影响。Hoyos等（2004）探究了含水率w、固结时间T对德克萨斯州膨胀黏土G_max的影响，并建立了考虑上述2个因素的经验表达式。

为满足我国工程建设及抗震设防的需要，国内众多学者对原状黏性土G_max影响因素进行了广泛研究。陈国兴等（1995）建立了基于黏性土σ' _3c和I_p的G_max评价方法。杨文保等（2019）分析发现原状黏土G/G_max与σ' _3c存在显著相关性，并提出了具有普适性的G_max预测方程。孔令伟等（2017）研究发现对于强结构性的湛江黏土，G_max呈现出随σ' _3c的增大先增大后减小再增大的变化规律，并提出了考虑结构损伤效应的G_max表征方法。孙静等（2010）考虑固结比k_c对山东地区粉质黏土和粉土G_max的影响，对Hardin公式进行了修正，建立了反映非均等固结条件下黏性土G_max增长模式预测公式。此外，蔡袁强等（2007）利用循环三轴试验模拟交通荷载的瞬时偏应力作用，着重探究了初始偏应力对饱和萧山软黏土动力特性的影响，发现G_max随着初始偏应力的增加显著增大。

作为典型的区域性软土，目前对长江漫滩相软土动力特性的研究较有限，尤其在剪切模量特性方面的认知不足。G_max通常被认为是描述土体动力特性的最基本动力参数，对场地地震响应分析及土-结构动力相互作用分析等具有重要意义。因此，本文结合当前长江漫滩区工程建设需求，对南京长江漫滩相超固结软土G_max展开系统试验研究。

1. 弯曲元试验

1.1 试验材料

漫滩相软土是第四纪后期形成的高分散黏性土，受赋存环境、应力历史以及结构特征等多种因素影响，一般具有高含水率、高孔隙比和低透水性的特点，且在地震动水平较高时可能发生震陷。本试验选取的试样属于典型长江漫滩相软土，呈灰褐色，具有明显的水平层理和夹砂结构特征，如图1所示。原状土经过风干、碾散、初筛，最终形成松散颗粒。漫滩相软土除夹砂层为粉细砂外，其余均为粒径<0.075 mm的黏土。图2所示为长江漫滩相软土扫描电镜图像，由图2可知，原状漫滩相软土微观上多为团状或片状聚合体，其表面常附着呈叠片形式松散排列的黏粒。除了黏粒及黏粒团外，还可以观测到不少棱角度和不规则程度较高的粉粒。在结构之间的联结关系上，这些成团或成粒状的聚合体有的直接接触联结，有的以胶结物质联结并以边-面、点-面接触为主。此外，长江漫滩相软土沉积过程多经过长期的水流搬运，分散性高，亲水性强，多具有较高的压缩性与灵敏性，一般具蠕变性、触变性。物相分析结果表明，该黏土以伊利石（70%）和绿泥石为主，碎屑矿物主要为石英和长石。

图 1 原状长江漫滩相软土

Figure 1. Undisturbed Yangtze River floodplain facies soft soil

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图 2 原状长江漫滩相软土微观结构

Figure 2. Microstructure of undisturbed Yangtze River floodplain facies soft soil

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1.2 试验方案与步骤

长江漫滩相软土主要分布于地表以下5～25 m范围，基于CPTU数据反演的结果表明南京长江漫滩相软土H_OCR为0.8～3.4（刘维正等，2010；刘晓燕等，2019），考虑到长江漫滩区地下水位为1～2 m，故所有土样均为饱和状态。表1给出了各漫滩相软土基本物理力学性质，密度ρ、含水率w、孔隙比e、塑性指数I_p均根据GB/T 50123—2019《土工试验方法标准》测得。由表1可知，漫滩相软土w为37%～42%，I_p为14.8%～17.8%，依据试样埋深H情况，将土样分为4组，其中，A组H为5～10 m，B组H为10～15 m，C组H为15～20 m，D组H为20～25 m，A～D组试样σ' _3c分别设定为50、85、120、150 kPa。结合各组试样e分布情况，对各组试样进行H_OCR=1、2、3的固结。

表 1 试验土样及基本物理性质

Table 1. Basic physical properties of test soil samples

编号	H/m	ρ/(g·cm⁻³)	w/%	e	I_p/%	σ' _3c/kPa	H_OCR	编号	H/m	ρ/(g·cm⁻³)	w/%	e	I_p/%	σ' _3c/kPa	H_OCR
A1	8.7～8.9	1.39	39.32	0.95	16.3	50	1	C1	15.4～15.6	1.40	42.41	0.95	17.1	120	1
A2	6.8～7.0	1.27	40.11	1.1	17.2	50	1	C2	17.1～17.3	1.31	38.42	1.04	16.2	120	1
A3	6.3～6.5	1.31	41.08	1.04	17.4	50	1	C3	16.1～16.3	1.29	41.38	1.08	16.3	120	1
A4	8.3～8.5	1.27	40.14	1.13	16.9	50	1	C4	15.3～15.5	1.27	39.33	1.13	17.8	120	1
A5	8.2～8.4	1.33	38.81	1.03	16.8	50	2	C5	16.2～16.4	1.27	38.31	1.15	16.3	120	1
A6	7.7～7.9	1.29	42.61	1.08	16.8	50	2	C6	15.7～15.9	1.32	39.87	1.03	16.9	120	2
A7	9.2～9.4	1.26	41.43	1.12	17.4	50	2	C7	15.1～15.3	1.29	40.24	1.08	17.1	120	2
A8	7.4～7.7	1.26	40.43	1.15	17	50	2	C8	15.8～16.0	1.28	36.93	1.11	15.4	120	2
A9	7.3～7.5	1.30	39.55	1.09	17.5	50	3	C9	16.5～16.7	1.25	41.66	1.13	17.2	120	2
A10	8.3～8.5	1.33	40.84	1.03	17.2	50	3	C10	16.3～16.5	1.32	37.17	1.03	15.9	120	3
A11	7.8～8.0	1.26	41.45	1.13	17.3	50	3	C11	15.2～15.4	1.30	39.24	1.08	14.8	120	3
A12	5.4～5.6	1.39	42.94	0.96	16.8	50	3	C12	15.6～15.8	1.28	40.92	1.12	17.5	120	3
B1	13.7～13.9	1.36	40.06	0.97	17.4	85	1	C13	15.7～15.9	1.26	39.82	1.14	16.4	120	3
B2	14.5～14.7	1.33	39.91	1.04	16.3	85	1	D1	21.1～21.3	1.35	41.43	0.99	17.5	150	1
B3	14.5～14.7	1.29	40.5	1.09	17.6	85	1	D2	22.3～22.5	1.33	40.92	1.05	16.5	150	1
B4	12.5～12.7	1.25	40.26	1.14	16.5	85	1	D3	23.1～23.3	1.28	41.59	1.11	17.1	150	1
B5	14.1～14.3	1.26	39.59	1.16	16.9	85	1	D4	23.8～24.0	1.26	40.92	1.15	17.5	150	1
B6	14.3～14.5	1.34	40.42	1.01	16.5	85	2	D5	21.6～21.8	1.23	41.66	1.18	17	150	2
B7	13.1～13.3	1.30	40.14	1.08	16.7	85	2	D6	22.5～22.7	1.27	39.45	1.11	17.1	150	2
B8	14.8～15.0	1.31	41.05	1.09	17	85	2	D7	23.3～23.5	1.30	41.11	1.05	17.3	150	2
B9	14.7～14.9	1.25	41.27	1.14	17.2	85	2	D8	23.8～24.0	1.38	38.23	0.98	16.4	150	2
B10	13.8～14.0	1.19	40.6	1.26	16.7	85	2	D9	21.9～22.1	1.37	39.83	0.95	16.6	150	3
B11	14.5～14.7	1.35	38.87	1.02	15.1	85	3	D10	22.9～23.1	1.33	40.14	1.03	17.8	150	3
B12	13.1～13.3	1.30	38.43	1.09	17.2	85	3	D11	23.4～23.6	1.28	39.82	1.10	17.1	150	3
B13	13.5～13.7	1.27	40.21	1.12	16.7	85	3	D12	24.6～24.8	1.25	38.92	1.16	17.4	150	3
B14	14.9～15.1	1.24	41.7	1.14	16.9	85	3

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制备50 mm×100 mm标准尺寸试样，根据GB/T 50123−2019《土工试验方法标准》，采用抽真空饱和法对试样进行饱和。为避免试样制备差异对试验结果造成影响，试样在饱和缸中饱和静置时间统一为10 h。对饱和后试样进行固结，当土样平均应变率<0.001%/min时，固结完成，随后开展弯曲元试验。

1.3 试验设备与方法

使用安装于GCTS HCA-300型静动三轴仪的弯曲元系统进行测试，GCTS HCA-300型静动三轴仪设备参数参考Chen等（2019）的研究，该设备可以开展静态或动态三轴试验，本试验仅利用弯曲元系统测试了土体剪切波速，并未开展循环三轴试验测试土体G_max。试验时，在土样两端分别设置激发元和接收元，在脉冲电压的激励下，激发元产生横向振动，经过试样传播后剪切波到达接收元，此时会产生微弱电信号，通过示波器捕捉的激发元和接收元信号可以计算剪切波传播时间t、剪切波速${V_{\text{S}}} $公式为：

$$ {V_{\text{S}}} = {{{L_0}} \mathord{\left/ {\vphantom {{{L_0}} t}} \right. } t} $$

(1)

式中，L₀=L－L_b，L为试样高度，L_b为弯曲元深入土体的长度。

准确确定剪切波到达时间对于计算V_S及与之对应的G_max至关重要，目前广泛的是时域初达波法、峰值到峰值法以及频域互相关法。Brigonoli等（1996）、Lee等（2005）、陈云敏等（2006）以及柏立懂等（2012）认为采用时域初达波法能简单准确地确定t。本次试验采用正弦波作为激发信号，激发信号正弦脉冲频率采用10 kHz，在该激励频率作用下，剪切波始终能够清晰有效地到达。采用时域初达波法确定剪切波速到达时间，即视接收信号第一转折点M为剪切波到达点，图3给出了典型的弯曲元试验接收信号。确定各试样V_S后，通过下式计算G_max：

图 3 典型的弯曲元试验接收信号

Figure 3. Typical time histories of output signals from bender element tests

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$$ {G_{\max }} = \rho V_{\text{S}}^{\text{2}} $$

(2)

为进一步验证时域初达波法确定V_S传播时间的可靠性，对A1、B1、C1、D1工况开展了共振柱试验，测试土体在1×10⁻⁶剪应变水平对应的G_max，试验方法参考Wu等（2022）的研究。由共振柱试验测得的A1、B1、C1、D1工况试样对应的G_max分别为22.38、29.25、34.88、38.01 MPa，通过使用时域初达波法确定的V_S换算与之对应的A1、B1、C1、D1工况试样G_max分别为25.15、32.14、40.56、41.32 MPa，对比可知，由弯曲元试验获取的G_max基本超过共振柱试验测得的G_max的10%，这与Yang等（2013）所得结论相同。因此，使用时域初达波法确定V_S是可靠的。

2. 试验结果与分析

图4为长江漫滩相软土最大动剪切模量G_max与孔隙比e的关系曲线。当σ' _3c和H_OCR均相同时，G_max随e的增大而减小，这与已有的试验规律基本一致（Wu等，2020），图4中分别有3条趋势线描述e对G_max的影响，Jamiolkowski等（1995）提出了表征e对G_max影响的孔隙方程F（e）：

图 4 G_max与e关系曲线

Figure 4. The relationship between G_max and e

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$$ F\left( e \right) = {e^{ - d}} $$

(3)

式中，d为拟合参数，其值反映e增大对G_max衰减程度的影响。

当σ' _3c和H_OCR为定值时，d可以通过回归分析确定，各工况对应的d如图5所示。由图5可知，当H_OCR相同时，σ' _3c的增大不会引起d的显著变化，基本为定值。而随着H_OCR的增大，d逐渐减小，当H_OCR=1、2、3时，d分别为2.981、2.523、2.055，这表明H_OCR增大会导致G_max随e的衰减速度逐渐降低，而σ' _3c的增大不会引起G_max衰减速度的变化。

图 5 不同H_OCR条件下d与σ' _3c关系曲线

Figure 5. The relationship between d and σ' _3c with different H_OCR

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图6为孔隙归准化最大动剪切模量G_max/F（e）与归准化初始有效固结围压σ' _3c/P_a的关系曲线，P_a为标准大气压，取100 kPa。给定H_OCR，G_max/F（e）随σ' _c0/P_a的增大而增加，但其增长速率逐渐降低，G_max/F（e）与σ' _3c/P_a呈幂函数关系：

图 6 G_max/F（e）与σ' _3c/P_a关系曲线

Figure 6. The relationship between G_max/F（e） and σ' _3c/P_a

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$$ {G_{\max }} = AF\left( e \right){\left( {{{{{\sigma '_{{\text{3c}}}}}} \mathord{\left/ {\vphantom {{{{\sigma '_{{\text{3c}}}}}} {{P_{\text{a}}}}}} \right. } {{P_{\text{a}}}}}} \right)^n} $$

(4)

式中，A为拟合参数，其值反映σ' _c0=100 kPa时G_max/F（e）；n为应力指数，描述σ' _3c对G_max/F（e）的影响程度。此外，G_max/F（e）-σ' _3c/P_a关系曲线随着H_OCR的增加逐渐向上移动，当H_OCR由1增至3时，A由31.8 MPa逐渐增至42.0 MPa，n由0.552降至0.465。

结合图5和图6可知，H_OCR对漫滩相软土拟合参数d、A和n影响显著。d随着H_OCR的增大线性增大，A随H_OCR的增大幂函数增大，而n随H_OCR的增大线性降低，如图7所示。参数d、A、n与H_OCR的关系如下：

图 7 参数d、A、n与H_OCR的关系曲线

Figure 7. The relationship between parameter d，A，n and H_OCR

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$$ \mathit{d} {=0.5\times (H_{{\mathrm{OCR}}}+0.76)} $$

(5)

$$ \mathit{A} {=32\times H_{{\mathrm{OCR}}}}^{ \mathrm{0.25}} $$

(6)

$$ \mathit{n} {=-0.045\times H_{{\mathrm{OCR}}}+0.6} $$

(7)

结合式（3）和式（4）可建立综合考虑H_OCR、e及σ' _3c的G_max预测方程：

$$ G_{\max}=32H_{\mathrm{OCR}}^{0.25}\times\left(\sqrt{e}\right)^{{H_{\mathrm{OCR}}}+0.76}\times\left(\sigma'_{\text{3c}}\mathord{\left/\vphantom{\sigma'_{\text{3c}}P_{\text{a}}}\right.}P_{\text{a}}\right)^{-0.045H_{\mathrm{OCR}}+0.6} $$

(8)

为进一步验证模型的可靠性，开展了6组独立验证试验，具体工况如表2所示。建模和独立验证的G_max试验值与基于式（8）计算的预测值对比如图8所示。对于不同e、σ' _3c和H_OCR的长江漫滩相软土，本文提出的评价模型G_max预测值误差<10%，这说明式（8）可以合理预测具有不同超固结状态、初始应力条件及密实程度的长江漫滩相软土G_max。

表 2 独立验证试验工况

Table 2. Basic physical properties of test soil samples

编号	H/m	ρ/(g·cm⁻³)	w/%	e	I_p/%	σ' _3c/kPa	H_OCR	G_max
E1	8.7～8.9	1.35	40.32	0.96	16.3	50	1.5	21.65
E2	7.7～7.9	1.26	39.11	1.13	17.2	50	2.5	37.64
E3	12.3～12.5	1.30	42.08	1.05	17.4	85	1.5	32.37
E4	13.3～13.5	1.28	39.14	1.12	16.9	85	2.5	40.63
E5	15.2～15.4	1.32	40.81	1.04	16.8	120	1.5	43.39
E6	15.7～15.9	1.28	43.61	1.05	16.8	120	2.5	45.34

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图 8 G_max预测值与试验值对比

Figure 8. Comparison of G_max predicted values and test values

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3. 结论

对具有夹砂结构和水平层理的长江漫滩相软土进行了系列弯曲元试验，探讨了e、σ' _3c和H_OCR对G_max的影响，分析发现G_max随e的增大而减小，H_OCR的增大会导致G_max随e的衰减速度逐渐降低，而σ' _3c的增大不会引起G_max衰减速度的变化。此外，G_max/F（e）随σ' _c0/P_a的增大而增加，但其增长速率逐渐降低，G_max/F（e）与σ' _3c/P_a呈幂函数关系。随着H_OCR的增大，漫滩相软土参数d、A逐渐增大，而n逐渐减小，d、n与H_OCR呈线性相关性，A与H_OCR呈幂函数关系。基于回归分析，提出了合理表征具有不同超固结状态、初始应力条件及密实程度的长江漫滩相软土G_max预测方法，且其预测误差<10%。

图 1 原状长江漫滩相软土

Figure 1. Undisturbed Yangtze River floodplain facies soft soil

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图 2 原状长江漫滩相软土微观结构

Figure 2. Microstructure of undisturbed Yangtze River floodplain facies soft soil

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图 3 典型的弯曲元试验接收信号

Figure 3. Typical time histories of output signals from bender element tests

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图 4 G_max与e关系曲线

Figure 4. The relationship between G_max and e

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图 5 不同H_OCR条件下d与σ' _3c关系曲线

Figure 5. The relationship between d and σ' _3c with different H_OCR

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图 6 G_max/F（e）与σ' _3c/P_a关系曲线

Figure 6. The relationship between G_max/F（e） and σ' _3c/P_a

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图 7 参数d、A、n与H_OCR的关系曲线

Figure 7. The relationship between parameter d，A，n and H_OCR

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图 8 G_max预测值与试验值对比

Figure 8. Comparison of G_max predicted values and test values

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表 1 试验土样及基本物理性质

Table 1. Basic physical properties of test soil samples

编号	H/m	ρ/(g·cm⁻³)	w/%	e	I_p/%	σ' _3c/kPa	H_OCR	编号	H/m	ρ/(g·cm⁻³)	w/%	e	I_p/%	σ' _3c/kPa	H_OCR
A1	8.7～8.9	1.39	39.32	0.95	16.3	50	1	C1	15.4～15.6	1.40	42.41	0.95	17.1	120	1
A2	6.8～7.0	1.27	40.11	1.1	17.2	50	1	C2	17.1～17.3	1.31	38.42	1.04	16.2	120	1
A3	6.3～6.5	1.31	41.08	1.04	17.4	50	1	C3	16.1～16.3	1.29	41.38	1.08	16.3	120	1
A4	8.3～8.5	1.27	40.14	1.13	16.9	50	1	C4	15.3～15.5	1.27	39.33	1.13	17.8	120	1
A5	8.2～8.4	1.33	38.81	1.03	16.8	50	2	C5	16.2～16.4	1.27	38.31	1.15	16.3	120	1
A6	7.7～7.9	1.29	42.61	1.08	16.8	50	2	C6	15.7～15.9	1.32	39.87	1.03	16.9	120	2
A7	9.2～9.4	1.26	41.43	1.12	17.4	50	2	C7	15.1～15.3	1.29	40.24	1.08	17.1	120	2
A8	7.4～7.7	1.26	40.43	1.15	17	50	2	C8	15.8～16.0	1.28	36.93	1.11	15.4	120	2
A9	7.3～7.5	1.30	39.55	1.09	17.5	50	3	C9	16.5～16.7	1.25	41.66	1.13	17.2	120	2
A10	8.3～8.5	1.33	40.84	1.03	17.2	50	3	C10	16.3～16.5	1.32	37.17	1.03	15.9	120	3
A11	7.8～8.0	1.26	41.45	1.13	17.3	50	3	C11	15.2～15.4	1.30	39.24	1.08	14.8	120	3
A12	5.4～5.6	1.39	42.94	0.96	16.8	50	3	C12	15.6～15.8	1.28	40.92	1.12	17.5	120	3
B1	13.7～13.9	1.36	40.06	0.97	17.4	85	1	C13	15.7～15.9	1.26	39.82	1.14	16.4	120	3
B2	14.5～14.7	1.33	39.91	1.04	16.3	85	1	D1	21.1～21.3	1.35	41.43	0.99	17.5	150	1
B3	14.5～14.7	1.29	40.5	1.09	17.6	85	1	D2	22.3～22.5	1.33	40.92	1.05	16.5	150	1
B4	12.5～12.7	1.25	40.26	1.14	16.5	85	1	D3	23.1～23.3	1.28	41.59	1.11	17.1	150	1
B5	14.1～14.3	1.26	39.59	1.16	16.9	85	1	D4	23.8～24.0	1.26	40.92	1.15	17.5	150	1
B6	14.3～14.5	1.34	40.42	1.01	16.5	85	2	D5	21.6～21.8	1.23	41.66	1.18	17	150	2
B7	13.1～13.3	1.30	40.14	1.08	16.7	85	2	D6	22.5～22.7	1.27	39.45	1.11	17.1	150	2
B8	14.8～15.0	1.31	41.05	1.09	17	85	2	D7	23.3～23.5	1.30	41.11	1.05	17.3	150	2
B9	14.7～14.9	1.25	41.27	1.14	17.2	85	2	D8	23.8～24.0	1.38	38.23	0.98	16.4	150	2
B10	13.8～14.0	1.19	40.6	1.26	16.7	85	2	D9	21.9～22.1	1.37	39.83	0.95	16.6	150	3
B11	14.5～14.7	1.35	38.87	1.02	15.1	85	3	D10	22.9～23.1	1.33	40.14	1.03	17.8	150	3
B12	13.1～13.3	1.30	38.43	1.09	17.2	85	3	D11	23.4～23.6	1.28	39.82	1.10	17.1	150	3
B13	13.5～13.7	1.27	40.21	1.12	16.7	85	3	D12	24.6～24.8	1.25	38.92	1.16	17.4	150	3
B14	14.9～15.1	1.24	41.7	1.14	16.9	85	3

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表 2 独立验证试验工况

Table 2. Basic physical properties of test soil samples

编号	H/m	ρ/(g·cm⁻³)	w/%	e	I_p/%	σ' _3c/kPa	H_OCR	G_max
E1	8.7～8.9	1.35	40.32	0.96	16.3	50	1.5	21.65
E2	7.7～7.9	1.26	39.11	1.13	17.2	50	2.5	37.64
E3	12.3～12.5	1.30	42.08	1.05	17.4	85	1.5	32.37
E4	13.3～13.5	1.28	39.14	1.12	16.9	85	2.5	40.63
E5	15.2～15.4	1.32	40.81	1.04	16.8	120	1.5	43.39
E6	15.7～15.9	1.28	43.61	1.05	16.8	120	2.5	45.34

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