王牌 土木工程进展 1687 - 8094 1687 - 8086 Hindawi 10.1155/2020/4160898 4160898 研究文章 黄土三轴压缩扰动演化特性研究 徐 海滨住宅 1 https://orcid.org/0000-0002-3435-7361 郭 Panpan 2 3. Cavaleri 利沃里奥 1 城市建设与交通学院 合肥大学 合肥230601年 中国 hfuu.edu.cn 2 滨海与城市岩土工程研究中心 浙江大学 杭州310058 中国 zju.edu.cn 3. 土木工程学院 合肥工业大学 合肥230009 中国 hfut.edu.cn 2020 15 4 2020 2020 25 12 2019 16 03 2020 19 03 2020 15 4 2020 2020 版权所有©2020徐雅丽，郭盼盼。 这是一篇在知识共享署名许可下发布的开放存取的文章，它允许在任何媒体上无限制地使用、传播和复制，只要原始作品被适当地引用。

本文基于扰动状态的概念，研究了西安黄土结构性效应的演化规律。首先，对5种不同含水率、4种不同围压下的原状黄土和重塑黄土进行了固结排水三轴压缩试验。其次，提出了两个不同参数的扰动函数，对黄土的结构性效应进行了数学量化。最后，利用其他研究人员的测试结果对所提出的扰动函数进行了验证。结果表明，以变形模量为参数的单参数扰动函数为应用提供了方便，但没有考虑偏应力和平均应力对黄土扰动演化特性的各自贡献。以剪切模量和体积模量为参数的双参数扰动函数能够区分这两种贡献，很好地反映了不同含水率和围压下黄土的扰动演化特征。含水率和围压对扰动函数参数的影响是不稳定的。所提出的扰动函数为建立考虑结构效应的黄土本构模型奠定了基础。

 安徽省高校自然科学基金项目 KJ2019ZD60 KJ2013B223 安徽省优秀青年人才基金项目 2012年sqrl195 合肥大学 13 rc10 2018年hfmooc04 2018年hfjc05 安徽省教育厅 2017年zhkt383 1.导言

由于黄土土壤独特的形成和地质条件，其特点是含有大量随机分布的大孔隙，颗粒粘结性强，水敏性强[ 1– 5］.因此，对黄土的力学行为进行模拟是一项困难的工作。尽管存在这样的困难，但对结构性黄土扰动演化行为的研究具有重要意义，因为它关系到黄土地区基础设施的安全与稳定。

许多学者对结构土进行了不同的研究，并取得了一些成果。高( 6]研究了黄土的微观结构和黄土湿陷变形的结构理论。结果表明，黄土的湿陷性与微观结构类型密切相关。陈( 7]采用CT方法研究非饱和结构性土的微观结构，建立了结构性土的弹塑性模型。Fang et al. [ 8]，考虑细观结构的演变，对非饱和黄土进行了CT试验。根据试验结果，建立了非饱和黄土的本构模型。基于损伤力学理论，Shen等人提出了结构土的复合模型、砌体模型和二元介质模型[ 9– 11］.然而，很难提出一个可以量化黄土微观结构特征的通用参数。复杂的黄土形成过程和应力历史以及影响黄土结构性行为的各种因素可能是造成这种困难的原因。此外，由于函数形式的复杂性和无法解释强度软化后的强度增加现象，所提出的扰动函数的应用非常有限。

根据土力学理论和压缩试验结果，Xie和Qi [ 12提出一个参数 米 p定量描述土壤结构。这个参数称为综合结构势。自综合结构势概念提出以来，谢老师的学生又提出了许多其他概念。这些概念是基于主应力差的结构参数、综合结构应变势[ 13]、孔隙比、主应力差、试验锥、应力比、结构指数[ 14］.这些以土力学为基础的研究没有考虑土体颗粒黏结和组合特性，因此未能捕捉到黄土结构性状随外力演化的变化。另一种模拟黄土结构行为的方法是基于固体力学的。该方法有效地描述了黄土微结构在加载过程中的变化和扰动，避免了测量参数对黄土微结构特征的量化。因此，本文采用该方法对西安黄土土的结构性状进行了模拟研究。

扰动状态理论由Desai于1974年提出，他还建立了粘土的弹塑性模型[ 15– 19]徐先生[ 20.– 22]研究了西安结构性黄土的力学性质，提出了一维扰动函数。分析了一维扰动函数的演化规律，建立了结构性黄土扰动本构模型。然后，Shao和Chu [ 23]提出体积应变扰动因子( D v )及偏应变扰动因子( D 年代)．朱及邵[ 24]进行了一项关于Q的实验研究3.并提出了体积应变扰动因子 D p剪切应变扰动因子 D 问．上面讨论的建立扰动函数的方法主要是建立在数学推导的基础上，需要做许多假设。在这些方法中，许多已建立的扰动函数都是由孔隙比或应力定义的，这无法反映颗粒土在剪切和体积应变联合扰动作用下的实际破坏过程。因此，需要大量的实验数据对这些扰动函数进行进一步的验证。

黄土是一种典型的特殊土类，广泛分布于我国黄土高原地区，黄土的蜂窝结构伴随着大量的微孔，并没有削弱黄土的高抗剪强度特性[ 25– 29］.其不完全固结的结构特征和水敏性与湿陷性密切相关[ 30.– 34]在外部荷载和水的作用下，黄土土表现出破碎、滚动和滑动，从而导致黄土颗粒分布、数量、形状、尺寸和排列的变化。通过进行一系列动三轴压缩试验，Wu等人[ 35]研究了结构参数对宁夏、山西、甘肃黄土动应力-应变特性的影响。结果表明，概率熵、孔隙度、分形维数和当量直径可作为黄土结构参数，且随着围压和含水率的增加，初始结构参数逐渐减小。Zhang等[ 36[j] .岩石力学与工程学报，2013,30(4):559 - 566。试验结果表明，经过11次冻融循环后，黄土的强度和模量均有所提高。Zhen等人[ 37]对采自黄河一级阶地的原状和重塑马兰黄土的导热系数进行了研究，发现在饱和程度和干密度下，原状黄土的导热系数大于重塑黄土的导热系数。为了提高黄土的强度和变形性能，应稳定黄土已经尝试使用不同的材料，如新型活性氧化镁粘合剂[ 38]、石灰及飞灰堆[ 39和纳米粘土[ 40］.然而，由于文献中提出的扰动函数的适用性是特定于现场的，因此对三轴压缩下的黄土土的结构行为还没有进行充分的研究。此外，未扰动黄土和重塑黄土的试验数据很少，而这些数据是验证所提出的扰动函数所必需的。因此，进一步了解黄土扰动演化行为还需要进行试验和模拟研究。

本文以西安黄土为研究对象，以扰动状态理论为基础，建立了单参数扰动函数。 D1以变形模量为参数，采用双参数扰动函数 D2以剪切模量和体模量为参数。此外，结合三轴压缩试验结果，分析了扰动函数的参数以及扰动函数的演化规律。

 2.实验 2．1．土壤样品制备和测试设备

原状黄土样品取自西安北郊某建筑工地。土壤取样深度约为5.0 m。土壤呈黄色，处于塑性状态，属于典型的Q型黄土3.．根据中国土壤分类系统，将土壤分类为粉质粘土。通过标准压实试验确定了最大干密度和最佳含水量。土样的基本物理性质见表 1．

原状黄土的物理力学性质。

财产 价值
比重 2.71
天然含水率(%) 22
自然密度(克/厘米3.） 1.48
干密度(g / cm3.） 1．2
孔隙比 1．28
液限(%) 31.3
塑性极限(%) 18．9
塑性指数 12．4
饱和含水量（%） 46.5
最佳含水率(%) 27.2
最大干密度(g/cm3.） 1.69
湿陷系数 0.017
2．2.测试方法

为了避免干扰，用手挖出土壤，然后在钢劈模中切割成标准样品。土样被制成高度为80毫米，直径为39.1毫米的相同圆柱形。为研究黄土扰动演化特性，对8、16%、22%、28%、46.5% 5种不同含水率下原状和重塑黄土进行了常规三轴压缩试验。三轴压缩试验使用计算机控制的GDS(全球数字系统)三轴试验系统进行。该测试系统基于莫尔-库仑强度理论设计，能够测量不同围压下土样的应力-应变关系和剪切破坏强度。通过围压加载系统对轴向室内土样施加围压，轴向加载系统对土样施加轴向应力，在保持围压不变的情况下控制土样的应变速率。随着偏应力的增大，土体逐渐达到剪切破坏的极限平衡状态。

将重塑土样按标准程序分五层压实。采用真空抽吸法对土样进行饱和处理。采用蒸馏水在真空条件下使样品完全饱和24小时。采用水分迁移和自然风干的方法控制不同含水率的土壤样品。试验中，土样采用的围压分别为50、100、200、300 kPa四个量级。

 3.扰动函数与演化规律 3.1.受扰状态概念

扰动状态概念(DSC)是Desai在1974年提出的一种本构模拟方法。DSC的发展是基于材料的力学扰动[ 15， 16， 21， 22］.根据这一概念，材料微观结构的扰动不可避免地会引起其宏观力学性能的变化。这对应于材料微观结构状态从相对完整(RI)到完全调整(FA)的自调节转变。扰动过程可以用扰动函数来描述 D(也称为干扰因子)如图所示 1．材料在应力作用下的实际变形是两种状态下材料变形的叠加，因此可以表示为 （1) ε 我 j ＝ 1 − D ε ε 我 j 我 + D ε ε 我 j c ， 在哪里 ε 我 j =实际值的应变张量， D ε =扰动函数, ε 我 j 我 = RI状态的应变张量 ε 我 j c = FA态的应变张量。

扰动状态概念的示意图。

由微分方程可得扰动状态的概念增量方程: (2） d ε 我 j ＝ 1 − D ε d ε 我 j 我 + D ε d ε 我 j c + ε 我 j c − ε 我 j 我 d D ε ．

3．2.单参数扰动函数及其演化规律 3.2.1之上。单参数扰动函数的定义

基于原状黄土和重塑黄土固结排水三轴压缩试验结果，建立了单参数扰动函数 D1，以变形模量为参数: （3） D 1 ＝ E 我 − E E 我 − E c ， 在哪里 E 我  = RI态的模量， E c = FA状态的割线模量，和 E = RI态和FA态之间的割线模量，如图所示 2．

单参数扰动函数的确定。

 3.2.2。单参数扰动函数的演化规律

原状和重塑黄土样品在四种不同围压和五种不同含水量下单参数扰动函数的演化规律如图所示 3.．从图中可以看出 3.较低含水率下制备的原状黄土样品的结构特性更为明显。由于其较强的结构特性和轻微的扰动影响，扰动函数相对较小。随着含水率的增加，水敏性对黄土内部微观结构的影响更加显著。在水的扰动作用下，由排列和连接组成的黄土结构逐渐增强。正因为如此，干扰因素逐渐增加。

原状土样和重塑土样单参数扰动函数演化曲线(一) σ3. = 50 千帕；（b） σ3.= 100 kPa;(c) σ3.= 200 kPa;(d) σ3.= 300 kPa。

此外，从图中重塑黄土土样的曲线也可以看出 3.原状黄土和重塑黄土样品的单参数扰动函数在中轴应变(即 2 ％ ≤ ε 1 ≤ 6 ％ )，而在极端轴向应变。随着围压从50 kPa增加到300 kPa，这种差异减小。围压分别为50和100 kPa时，含水率对原状土样扰动函数的影响与重塑土样扰动函数的影响是一致的。然而，在其他两种围压下，这种一致性不再存在。这可能是由于较高的围压减弱了含水率对黄土扰动特性的不利影响。

 3.3.双参数扰动函数及演化规律

对试验结果的分析表明，单参数扰动函数无法捕捉不同应变下球应力和偏应力的贡献，同时，由于t因此，本文提出了双参数扰动函数，以更好地考虑扰动影响，即球应力的体积模量与球应力的扰动函数之间的关系，以及扰动函数之间的关系。建立了偏应力的n和偏应力的剪切模量。

因此，扰动函数可通过体模量和剪切模量定义为 （4） D v ＝ K 我 − K K 我 − K c ， D 年代 ＝ G 我 − G G 我 − G c ， 在哪里 K 我 = RI态的体积模量， K c = FA态的体积模量， G 我 = RI状态的剪切模量 G c  = FA状态的剪切模量。

而黄土作为一种非线性材料，在应用中经常采用的模量是割线模量，如图所示 4和 5．这些模量的大小取决于测量的等效应变。因此，扰动函数 D v 和 D 年代 也应该是等效应变的函数。在这种情况下，利用原状黄土和重塑黄土在不同含水率和不同围压下的固结排水三轴压缩试验结果，可以建立基于体积应变和剪切应变的扰动函数。

基于体积应变的扰动函数的确定。

基于剪切应变的扰动函数的确定。

 3.3.1。基于体积应变的扰动函数演化规律

原状土和重塑土在4种围压、5种含水率作用下，基于体积应变的扰动函数演化规律如图所示 6．从图 6，可以看出围压和含水率对黄土体模量都有影响。扰动函数曲线表明，含水率对原状土样扰动函数演化规律的影响大于重塑土样。在低围压条件下，原状土样扰动函数演化规律的变化小于重塑土样。在高围压条件下，原状土样扰动函数演化规律的变化大于重塑土样。在一定含水率下，围压对原状土样扰动函数演化规律的影响要大于重塑土样。

原状和重塑土样基于体积应变的扰动函数演化曲线。(一) σ3. = 50 千帕；（b） σ3.= 100 kPa;(c) σ3.= 200 kPa;(d) σ3.= 300 kPa。

 3.3.2。基于剪切应变的扰动函数演化规律

原状和重塑黄土土样基于剪切应变的扰动函数演化规律如图所示 7.从图中可以看出年代 6和 7对于原状土样和重塑土样，基于体积应变的扰动函数和基于剪切应变的扰动函数的演化规律均可拟合为以下两个方程。一是基于体积应变的扰动函数(即， D v )另一个是基于剪切应变的扰动函数（即。， D 年代)： （5) D v ＝ 1 − 一个 v 经验值 − Z v ε v ，

原状土样和重塑土样基于剪切应变的扰动函数演化曲线。(一) σ3. = 50 千帕；（b） σ3.= 100 kPa;(c) σ3.= 200 kPa;(d) σ3.= 300 kPa。

（6) D 年代 ＝ 1 − 一个 年代 经验值 − Z 年代 ε 年代 ， 在哪里 一个 v ， Z v ， 一个 年代, Z 年代为扰动函数的参数。

方程( 5)和( 6)可以简化为 （7) ln 1 − D v ＝ ln 一个 v − Z v ε v ， ln 1 − D 年代 ＝ ln 一个 年代 − Z 年代 ε 年代 ．

就这样，两者之间的关系 ln 1 − D v 和 ε v 以及两者之间的关系 ln 1 − D 年代 和 ε 年代 可以建立。用最小二乘法对试验结果进行拟合，得到各参数的取值 一个 v ， Z v ， 一个 年代, Z 年代得到原状黄土和重塑黄土的扰动函数。

 3．4．含水率和围压对扰动函数参数的影响

含水量和围压对原状土样和重塑土样双参数扰动函数参数的影响如图所示 8.从图中可以看出 8与单参数扰动函数相比，含水率和围压对双参数扰动函数参数的影响不明显。因此，为了进一步研究含水率和围压对双参数扰动函数参数的影响，还需要进行附加试验。

围压和含水率对原状土和重塑土双参数扰动函数参数的影响(a) 一个 v (b) Z v ；(c) 一个 年代；(d) Z 年代．

 4.扰动函数的验证

通过Chu和Shao的实验结果验证了所提出的单参数和双参数扰动函数[ 24对中国庆阳Q3结构性黄土的研究。数字 9对(1− D1)与Chu和Shao的实验结果的轴向应变[ 24]和本研究提出的单参数扰动函数的预测结果。对4种不同含水率(10%、15%、20%、25%)和4种围压(100、200、300、400 kPa)进行比较。从图 9结果表明，指数单参数扰动函数较好地捕捉了陇东地区原状黄土和重塑黄土扰动演化规律。此外，进一步比较不同含水率和围压下扰动的演化规律，如图所示 9（a）– 9（d）结果表明，含水率和围压对单参数扰动函数参数的影响是不同的。这一差异与本研究的结果一致。

单参数扰动函数对Chu和Shao实验结果的验证[ 24在不同含水率和围压下。(一) σ3.= 100 kPa;(b) σ3.= 200 kPa;(c) σ3.= 300 kPa;(d) σ3.= 400 kPa。

的变化比较( 1 − D v )由Chu和Shao的实验结果得出的体积应变[ 24]，提出的基于体积模量的双参数扰动函数的预测结果如图所示 10.如图所示 10提出的基于体积模量的双参数扰动函数能够准确地预测庆阳黄土试验扰动演化行为。含水率和围压对黄土扰动演化特性的影响随含水率和围压的增大而减小。这种一致性进一步验证了基于体积模量的双参数扰动函数。

基于体积应变的双参数扰动函数对Chu和Shao实验结果的验证[j] 24在不同含水率和围压下。(一) σ3.= 100 kPa;(b) σ3.= 200 kPa;(c) σ3.= 300 kPa;(d) σ3.= 400 kPa。

(1−)的实验观测和预测的变化 D 年代)与不同含水率和围压下剪切应变的对比如图所示 11比较表明，含水量和围压对基于剪切应变的双参数扰动函数的影响（即。， D 年代)在含水量和围压较低的情况下，土的结构性变化较小，而在含水量和围压较高的情况下，土的结构性变化较小。随着围压的增大，含水量对黄土结构性的影响变得更为严重，说明围压越高（例如，400 kPa）对黄土的结构特性有不利影响。然而，所提出的扰动函数的验证已证明所提出的扰动函数适用于其他地区的黄土。

根据Chu和Shao的实验结果验证基于剪切应变的双参数扰动函数[ 24在不同含水率和围压下。(一) σ3.= 100 kPa;(b) σ3.= 200 kPa;(c) σ3.= 300 kPa;(d) σ3.= 400 kPa。

 5.结论

为研究黄土扰动演化规律，对西安原状黄土和重塑黄土进行了5种不同含水率、4种不同围压条件下的固结排水三轴压缩试验。单参数扰动函数 D1以变形模量为参数，采用双参数扰动函数 D2以剪切模量和体模量为参数。通过对测试结果和提出的扰动函数的分析，可以得出以下结论:

单参数扰动函数以割线模量为参数拟合成指数函数，能够量化结构扰动的强度，单参数扰动函数在描述原状黄土中的性能显著。

围压和含水率对参数影响较大 一个扰动函数，对参数影响较小 Z扰动函数。围压和含水率对原状土扰动函数参数影响较大，对重塑土扰动函数参数影响较小。

以剪切模量和体模量为参数的双参数扰动函数考虑了偏应力和球应力对应变的影响。基于剪切应变和体积应变的双参数扰动函数的演化规律可以方便而准确地用指数形式描述。

含水率和围压对双参数扰动函数参数的影响没有稳定的节律性。为了进一步研究这一现象，还需要进行更多的试验。

数据可用性

用于支持本研究发现的数据可由通讯作者要求提供。

 的利益冲突

作者声明不存在利益冲突。

 致谢

安徽省高校自然科学基金项目(no. KJ2019ZD60、KJ2013B223);安徽省优秀青年人才基金项目(no. KJ2019ZD60、KJ2013B223);2012SQRL195)，合肥大学人才引荐项目(2012SQRL195);安徽省教育厅质量工程项目(no. 13RC10);2017zhkt383)、合肥大学本科教育质量工程项目(no. 2017zhkt383);2018 hfmooc04和2018 hfjc05)。

 胡 Z。 杜 K。 赖 J。 谢 Y。 覆盖深度对西北黄土隧道变形影响的统计分析 土木工程进展 2019 2019 12 2706976 10.1155 / 2019/2706976 2 - s2.0 - 85056723290 李 Y。 徐 年代。 刘 H。 马 E。 王 l 旋喷桩加固湿陷性黄土地基中隧道基础的位移与应力特性 土木工程进展 2018 2018 16 2352174 10.1155 / 2018/2352174 2-s2.0-85053885355 张 X。 陆 Y。 李 X。 陆 Y。 太阳 J。 锅 W。 甘肃金牙镇灌溉区黄土多级湿陷性研究 土木工程进展 2019 2019 13 2153679 10.1155 / 2019/2153679 周 Z。 谢 Y。 后注浆法提高黄土地区桩基承载力试验研究 土木工程进展 2019 2019 11 9250472 10.1155 / 2019/9250472 2 - s2.0 - 85071627645 周 Z。 杨 T。 方ydF4y2Ba H。 黄土地区不同成孔方式钻孔灌注桩承载特性的现场实尺研究 土木工程进展 2019 2019 12 1450163 10.1155/2019/1450163 2 - s2.0 - 85066017254 高 G。 黄土的微观结构与湿陷性分类 中国科学 1980 12 1203 1208 陈 Z。 非饱和土有效应力的探讨 岩土工程学报 1994 16 3. 62 69 方 X。 李 Y。 盛ydF4y2Ba C。 陈 Z。 基于扰动状态概念的非饱和原状Q2黄土本构模型 后勤工程学院学报 2017 33 4 1 8 盛ydF4y2Ba Z。 结构粘土砌体模型 岩土力学 2000 21 1 1 4 盛ydF4y2Ba Z。 结构性粘土弹塑性损伤模型 岩土工程学报 1993 15 3. 21 28 盛ydF4y2Ba Z。 胡 Z。 黄土二元介质模型 水利学报 2003 7 1 6 谢 D。 气 J。 土壤结构特征及其定量参数研究的新途径 岩土工程学报 1999 21 6 651 656 罗 Y。 谢 D。 邵 年代。 张 一个。 复杂应力条件下土体的结构参数 岩石力学与工程学报 2004 23 24 4248 4251 邵 年代。 郑 W。 王 Z。 王 年代。 黄土结构指标及其测试方法 岩土力学 2010 31 1 15 19 德赛 c·S。 工作软化行为的一致性有限元方法 国际非线性力学计算方法会议论文集 1974 美国奥斯汀,得克萨斯州 德克萨斯大学 403 419 德赛 c·S。 索马森达拉姆 年代。 Frantziskonis G。 地质材料本构模型的分层方法 岩土力学数值分析方法 1986 3. 10 225 257 10.1002 / nag.1610100302 2 - s2.0 - 0022928656 德赛 c·S。 托斯 J。 基于应力应变和非破坏行为的扰动状态本构模型 国际固体与结构学报 1996 33 11 1619 1650 10.1016 / 0020 - 7683 (95) 00115 - 8 2 - s2.0 - 0030151705 德赛 c·S。 使用扰动状态概念的材料和接触的本构建模:第1部分-背景和分析 计算机与结构 2015 146 214 233 10.1016/j.compstruc.2014.07.018 2 - s2.0 - 84936999169 德赛 c·S。 扰动状态概念作为统一的本构建模方法 岩石力学与工程学报 2016 8 3. 277 293 10.1016/j.jrmge.2016.01.003 2 - s2.0 - 85006210782 徐 Y。 结构性黄土扰动状态本构模型研究及应用 2011 西安,中国 西安建筑科技大学 博士论文 徐 Y。 Q3黄土一维扰动演化试验研究 皖西学院学报 2018 34 5 110 114 徐 Y。 基于扰动状态概念的黄土一维压缩模型 复合材料与材料前沿杂志 2019 29 2 125 129 邵 年代。 楚 F。 基于扰动状态概念的Q3结构性黄土本构模型试验研究 岩石力学与工程学报 2016 35 7 1494 1500 楚 F。 邵 年代。 Q本构模型的实验研究3.基于扰动状态概念的陇东结构性黄土 岩石力学与工程学报 2018 37 9 2180 2188 杨 C。 卡特 j . P。 盛 D。 结构性土的压缩特性描述及其应用 加拿大岩土期刊 2015 51 8 921 933 杨 C。 刘 X。 刘 X。 杨 C。 卡特 j . P。 Otaneimi软粘土在自然状态和重塑状态下的本构模型 电脑和土工技术 2015 70 83 95 10.1016 / j.compgeo.2015.07.018 2 - s2.0 - 84939448585 肖 Y。 太阳 Y。 尹 F。 刘 H。 香 J。 透明颗粒土的本构模型 国际地质力学杂志 2017 17 7 4016150 10.1061 /(第3期)gm.1943 - 5622.0000857 2 - s2.0 - 85018821731 王 T.-L。 首歌 H.-F。 悦 Z.-R。 胡 T.-F。 太阳 苏耿赋。 张 H.-B。 水泥稳定碎石路基冻融耐久性及其压实质量指标 寒区科学与技术 2019 160 4 13 20. 10.1016 / j.coldregions.2019.01.005 2 - s2.0 - 85060205700 徐 X。 李 Q。 徐 G。 冻结粉质粘土在单调和循环三轴荷载作用下的特性研究 Acta Geotechnica 2019 1 14 在新闻 10.1007 / s11440 - 019 - 00826 - 6 2 - s2.0 - 85067382399 周 Z。 马 W。 张 年代。 杜 H。 μ Y。 李 G。 冻结黄土的多轴蠕变 材料力学 2016 95 172 191 10.1016 / j.mechmat.2015.11.020 2 - s2.0 - 84962460158 徐 X。 张 W。 方ydF4y2Ba C。 赖 Y。 吴 J。 循环加载条件下冻融循环对冻土累积变形的影响:实验证据和理论模型 道路材料及路面设计 2019 1 17 10.1080 / 14680629.2019.1696221 王 Y。 张 H。 林 H。 赵 Y。 刘 Y。 单轴压缩下有中心缺陷岩石板的断裂行为 断裂力学理论与应用 2020 106 102503 10.1016 / j.tafmec.2020.102503 郭 P。 龚 X。 王 Y。 考虑非对称超载效应的深基坑支撑结构位移与受力分析 电脑和土工技术 2019 113 103102 10.1016 / j.compgeo.2019.103102 2-s2.0-85066093651 周 Z。 马 W。 张 年代。 μ Y。 李 G。 冻结黄土路径强度与变形特性的试验研究 工程地质 2020 265 105449 10.1016 / j.enggeo.2019.105449 吴 Z。 徐 年代。 陈 D。 赵 D。 张 D。 黄土结构参数对动力特性影响的试验研究 《土壤动力学与地震工程》 2020 132 106067 张 W。 郭 一个。 林 C。 循环冻融对压实黄土和石灰稳定黄土工程性质的影响 土木工程材料学报 2019 21 9 4019205 10.1016 / j.trgeo.2019.100279 2 - s2.0 - 85072222900 郑ydF4y2Ba Z。 马 G。 张 H。 时至今日 Y。 苏 Z。 重塑原状黄土的导热系数 土木工程材料学报 2019 31 2 4018379 10.1061 /(第3期)mt.1943 - 5533.0002595 2 - s2.0 - 85057529657 王 D。 杜 Y。 肖 J。 新型活性含镁固化剂对稳定黄土剪切性能的影响 土木工程材料学报 2019 31 5 4019039 10.1061 /(第3期)mt.1943 - 5533.0002662 2 - s2.0 - 85061187639 裴 X。 张 F。 吴 W。 梁 年代。 石灰和粉煤灰桩稳定黄土的理化性质和指标性质 应用粘土科学 2015 114 77 84 10.1016/j.clay.2015.05.007 2 - s2.0 - 84930206324 Tabarsa 一个。 Latifi N。 他不 c . L。 Manahiloh k . N。 纳米粘土改良黄土的实验室调查与现场评价 建筑及建筑材料 2018 158 454 463 10.1016 / j.conbuildmat.2017.09.096 2 - s2.0 - 85042859203