降雨对沟谷状黄土高填方地基增湿影响研究

朱才辉; 李宁

doi:10.11779/CJGE202005006

降雨对沟谷状黄土高填方地基增湿影响研究 English Version

朱才辉,
李宁

西安理工大学岩土工程研究所,陕西　西安　710048

基金项目:

国家自然科学基金项目 51678484

国家留学基金委项目 CSC:201808610061

西安理工大学省部共建西北旱区生态水利国家重点实验室 2019KJCXTD-12

详细信息

作者简介:
朱才辉(1983—),男,陕西商南人,博士,副教授,主要从事黄土力学与工程等方面的教学与研究工作。E-mail: zhucaihui123@163.com

中图分类号: TU444
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出版历程
- 收稿日期: 2019-03-16
- 网络出版日期: 2022-12-07
- 刊出日期: 2020-04-30

Moistening effects of high-fill embankment due to rainfall infiltration in loess gully region

Institute of Geotechnical Engineering, Xi'an University of Technology, Xi'an 710048, China

摘要

摘要: 研究高填方地基在降雨条件下的入渗规律和增湿变形问题,对黄土沟壑区高填方的工后沉降形成机制探索和防排水设计具有重要意义。以某黄土高填方工程为背景,开展了填方区原位沉降监测和非饱和土的水–力特性室内试验,并基于流–固耦合数值方法,研究了不同降雨类型和不同压实度下高填方地基的入渗规律和增湿变形特性。结果表明：①黄土高填方地基因压实度不均和降雨类型差异,降雨影响深度为地表下2.0～7.0 m；②强降雨（暴雨、大雨）引起的增湿变形比为1.6%,大于中雨的1.2%和小雨的0.3%,不同压实度下（λ为0.88,0.93,0.98）强降雨引起的填方体增湿变形比分别为1.8%,1.5%,1.3%,采取适当的防排水措施对减小高填方地基增湿沉降的具有重要意义；③强降雨会引起填挖方交界面处产生过量的差异增湿沉降和剪切应变突变,这是导致填挖方交界处出现开裂和水毁的主要根源。
- 高填方地基 /
- 黄土沟壑区 /
- 降雨入渗 /
- 增湿变形
Abstract: Investigating the infiltration law and moistening deformation (MD) of high fill embankment (HFE) under rainfall infiltration (RI) conditions is of great significance for the exploration of the formation mechanism of post-construction settlement and the design of water drainage for high fill in the loess gully area. Based on a loess high fill project, the in-situ settlement monitoring of the fill area and the water-force characteristic experiments of unsaturated soil are carried out. The fluid-solid coupling numerical method is employed to study the infiltration law and MD characteristics of HFE under different rainfall types and compaction degrees. The results show that: (1) Because of the unevenness of compaction degree and rainfall type, the RI depth below the surface of HFE changes from 2.0 m to 7.0 m. (2) The MD ratio caused by heavy RI (storm, heavy rain) is 1.6%, which is greater than 1.2% of moderate rain and 0.3% of light rain. The MD ratios caused by heavy rainfall under different compaction degrees (λ=0.88, 0.93 and 0.98) are 1.8%, 1.5% and 1.3%, respectively. It indicates that the appropriate waterproofing and drainage measures are important to reduce the MD of HFE. (3) Heavy RI can cause excessive MD differences and shear strain mutations at the interface of the fill and the original foundation, which are the main sources of cracking and water damage at the junction of the fill and the original foundation.
- high-fill embankment /
- loess gully region /
- rainfall infiltration /
- moistening deformation

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0. 引言

各向异性是黏土的基本性质之一,分为原生各向异性和次生各向异性。针对原生各向异性对黏土力学性状的影响,许多学者对与沉积平面呈不同夹角试样进行压缩、无侧限压缩和三轴压缩等试验,发现原生各向异性对黏土变形以及强度特性的影响不容忽视。

小应变剪切模量特性作为土的重要力学性质之一,也同样受到原生各向异性的影响。Simpson等^[1]的研究表明,小应变剪切模量的原生各向异性对隧道及基坑周围土体变形的预测结果影响很大；Jovičić等^[2]和吴宏伟等^[3]分别针对伦敦黏土和上海软黏土进行研究,利用弯曲元测得两种土在低围压下水平和竖直方向上的最大剪切模量比值分别为1.5和1.21,说明对于不同种类黏土,原生各向异性对其小应变剪切模量的影响不尽相同。

结构性黏土在我国东南沿海地区分布广泛,许多工程建设涉及到此类黏土,迄今已对其小应变剪切模量进行了诸多研究,但以往的研究主要考虑孔隙比、应力水平和结构损伤等对小应变剪切模量的影响^[4],而考虑原生各向异性对小应变剪切模量影响的研究较少,有必要进行系统探究。

本文对不同削样方向的湛江黏土原状试样开展不同围压下的共振柱试验,研究原生各向异性对最大动剪切模量的影响以及考虑原生各向异性的最大动剪切模量随围压演化规律的表征方法。

1. 试验材料与试验方案

1.1 试验材料与试样制备

土样取自湛江市某基坑内地下10～11 m,尺寸为30 cm×30 cm×30 cm原状块状样。表1为其基本物理力学指标与颗粒组成。由表1可见,湛江黏土具有较差物理性质,与软黏土相似,但力学性质较优,呈现上述特性的原因为其具有的强结构性^[4]。

表 1 湛江黏土平均物理力学性质指标与颗粒组成

Table 1. Physical and mechanical indexes and particle composition of Zhanjiang clay

重度γ/(kN·m^-3)	含水率w/%	孔隙比e	渗透系数K/(cm·s^-1)	液限w_L/%	塑限w_P/%	塑性指数I_P	结构屈服应力σ_k/kPa	无侧限抗压强度/kPa	灵敏度S_t	颗粒组成/%
重度γ/(kN·m^-3)	含水率w/%	孔隙比e	渗透系数K/(cm·s^-1)	液限w_L/%	塑限w_P/%	塑性指数I_P	结构屈服应力σ_k/kPa	无侧限抗压强度/kPa	灵敏度S_t	>0.05/mm	0.005~0.05/mm	0.002~0.005/mm	<0.002/mm
17.1	52.98	1.44	2.73×10⁻⁸	59.6	28.1	31.5	400	143.5	7.2	8.2	39.5	20.7	31.6

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图1（a）为不同方向圆柱试样示意图,定义试样轴线与土体沉积平面夹角为 $α$ ,即竖直方向试样为90°,水平方向试样为0°。针对 $α$ 为0°,22.5°,45°,67.5°,90°方向原状样进行研究,试样规格尺寸为直径50 mm,高度100 mm的圆柱体。

图 1 试样示意图与试验设备

Figure 1. Schematic diagram of specimens and test apparatus

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1.2 试验方法

试验所用设备为GDS共振柱仪,如图1（b）所示。试样的边界条件为一端固定,一端自由。通过电磁驱动系统对试样逐级施加扭矩,测得试样的共振频率和对应的剪应变,试样动剪切模量由下式得到：

$G = ρ {(2 π f H / β)}^{2}$ ,

(1)

式中,G为试样动剪切模量,ρ为试样密度,f为共振频率,H为试样高度,β为扭转振动频率方程特征值。

试样在抽气饱和后安装至共振柱仪上,随后进行反压饱和,当B值达0.98后,进行固结,围压分别设定为50,100,200,300,400,500,600,700,800 kPa。试样固结完成后,进行共振柱试验。

2. 试验结果与分析

2.1 不同方向试样G- $γ$ 曲线规律

如图2所示,不同方向试样动剪切模量G和剪应变 $γ$ 的关系曲线形态与规律类似。剪切模量在小剪应变下衰减速度较小；随剪应变发展,衰减速度增大。低围压下G- $γ$ 曲线随围压增大而上移,围压超过600～700 kPa,G- $γ$ 曲线随围压增长而下移,与通常软黏土G- $γ$ 曲线大多随围压增大而单调上移规律存在明显差异,说明结构性对湛江黏土G- $γ$ 曲线规律影响较大。

图 2 不同方向试样剪切模量G与剪应变

$γ$ 关系

Figure 2. Relationship between shear modulus G and shear strain

$γ$ for specimens in different directions

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2.2 原生各向异性对最大动剪切模量的影响

湛江黏土动应力-应变关系可用Hardin-Drnevich双曲线模型表征,如下式：

$τ = \frac{γ}{a + b γ}$ ,

(2)

式中,a,b为拟合参数。式（2）可以写为

$1 / G = a + b γ$ 。

(3)

式（3）中,当 $γ$ 趋近于0时,得到最大动剪切模量G_max=1/a,利用式（3）求得不同方向试样在各围压下的G_max。为了消除孔隙比对G_max的影响,引入孔隙比函数F(e)=1/(0.3+0.7e²)将G_max进行归一化处理,图3为经孔隙比函数归一化的G_max/F(e)-围压 $σ_{3}$ 曲线。随围压增大,不同方向试样G_max/F(e)- $σ_{3}$ 曲线均呈现先上升后下降的规律,在围压为400～500 kPa即在 $σ_{k}$ 左右时,曲线出现转折。

图 3 不同方向试样G_max/F(e)与围压σ₃的关系

Figure 3. Relationship between G_max /F(e) and confining pressure σ₃ for specimens in different directions

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为了更好描述原生各向异性对最大动剪切模量的影响,定义G_max/F(e)的原生各向异性系数：

$K_{α} = D_{α} / D_{90 °}$ ,

(4)

式中,D_α定义为α方向试样的G_max/F(e),D_90°定义为90°（竖直）方向试样的G_max/F(e)。

G_max/F(e)的原生各向异性系数K_α与围压的关系如图4所示。相同围压下,K_α随方向角 $α$ 变化,K_α整体上随 $α$ 增大而减小,即试样的方向越靠近水平其刚度越大,说明原生各向异性对湛江黏土最大动剪切模量G_max的影响十分显著。湛江黏土基本单元为扁平状片堆、粒状碎屑矿物与单片颗粒,上述基本单元在沉积时,其长轴更倾向于水平方向,导致颗粒间水平方向的接触更紧密,结构更强^[3],进而更靠近水平方向试样的刚度更大。

图 4 不同方向试样K_α与围压σ₃的关系

Figure 4. Relationship between K_α and confining pressure σ₃ for specimens in different directions

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当围压低于400～600 kPa时,同一方向试样K_α随围压增长基本保持恒定,K_0°,K_22.5°,K_45°,K_67.5°,K_90°分别为1.314,1.279,1.148,1.045,1；当围压高于400～600 kPa时,同一方向试样K_α随围压增长呈明显减小趋势,不同方向试样的G_max/F(e)差异减小。说明围压低于 $σ_{k}$ 时,围压的增大几乎不影响原生各向异性对G_max的影响,但当围压超过 $σ_{k}$ 后,围压的增大减弱了原生各向异性对G_max的影响。文献[2]中伦敦黏土在围压超过屈服应力后,其水平与竖直方向试样的最大剪切模量的差异随围压增长也呈减小趋势,与本文试验结果一致。

2.3 考虑原生各向异性的最大动剪切模量表征方法

图3中出现G_max/F(e)随围压增大呈先上升后下降的特殊现象,文献[4]认为G_max同时受到平均有效应力、孔隙比和结构损伤的影响,采用该文的表征方法对试验结果进行分析,具体的表达形式如下所示：

$G_{\max} / F (e) = \frac{A (1 + {(\frac{{σ^{'}}_{m}}{p_{a}})}^{n})}{1 + B (1 + {(\frac{{σ^{'}}_{m}}{p_{a}})}^{n})} (k_{r} + \frac{1 - k_{r}}{1 + {(η \frac{{σ^{'}}_{m}}{p_{c}})}^{λ}})$ 。

(5)

式中 A,B,n,k_r,η和 $λ$ 为反映各种应力历史和土体性质的参数； ${σ^{'}}_{m}$ 为围压；p_a为标准大气压；p_c为表观前期固结压力即结构屈服应力 $σ_{k}$ ,不同方向试样压缩试验得到的 $σ_{k}$ 差异较小,均取400 kPa。

采用式（5）将不同方向试样G_max/F(e)与围压的关系进行定量表征。从图4可得,高应力下各向异性对试样的G_max/F(e)影响减弱,可假定不同方向试样G_max/F(e)极限值相同。最终将试验数据与拟合曲线一同绘制于图5,发现拟合效果很好,拟合参数见表2。

图 5 不同方向试样的G_max/F(e)与固结围压lgσ₃关系曲线

Figure 5. Curves of G_max/F(e) and confining pressure lgσ₃ of specimens in different directions

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表 2 不同方向试样拟合参数

Table 2. Fitting parameters of specimens in different directions

α	A/MPa	B	n	k_r	η	λ	R²
0^°	39.92489	0.16678	0.54309	0.35092	0.56433	6.42998	0.99251
22.5^°	37.89951	0.15999	0.58264	0.35462	0.56426	6.37147	0.99075
45^°	33.76328	0.15168	0.54642	0.37740	0.55402	6.38473	0.99432
67.5^°	31.15476	0.15761	0.56254	0.42499	0.60889	6.07737	0.99727
90^°	29.75422	0.15743	0.56067	0.44448	0.57750	6.05669	0.99835

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分析表2中拟合参数与试样方向的关系,可得参数A,k_r, $λ$ 和试样轴线与土体沉积平面夹角 $α$ 呈线性关系（图6）,参数B,n,η随 $α$ 增大分别保持在0.1587,0.5591,0.5738上下,且波动范围较小（参数B,n,η的标准差S分别为0.005455,0.01570和0.02131）。

图 6 拟合参数A,k_r和λ与试样方向的关系

Figure 6. Relationship between fitting parameters A, k_r and λ with directions of specimens

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将图6中参数A,k_r, $λ$ 的拟合方程和参数B,n,η的平均值同时代入式（5）,得到考虑原生各向异性的最大动剪切模量的表征方法：

$\begin{array}{l} G_{\max} / F (e) = \frac{(c_{1} α + c_{2}) (1 + {(\frac{{σ^{'}}_{m}}{p_{a}})}^{n})}{1 + B (1 + {(\frac{{σ^{'}}_{m}}{p_{a}})}^{n})} \cdot \\ ((d_{1} α + d_{2}) + \frac{1 - (d_{1} α + d_{2})}{1 + {(η \frac{{σ^{'}}_{m}}{p_{c}})}^{(e_{1} α + e_{2})}}) \end{array}$ 。

(6)

式中 ${σ^{'}}_{m}$ 为围压； $α$ 表示试样的方向,为试样轴线与土体沉积平面夹角；p_a为标准大气压,取101.325 kPa；p_c为 $σ_{k}$ ,取400 kPa；B=0.1587,n=0.5591,η=0.5738；c₁=−0.1204,c₂=39.9166；d₁=1.144×10⁻³,d₂=0.3390；e₁=−4.625×10⁻³,e₂=6.4722。

3. 结论

（1）在同一围压下,不同 $α$ 试样经孔隙比函数归一化的最大动剪切模量G_max/F(e)与90°方向试样G_max/F(e)的比值K_α随 $α$ 增大而减小。当围压低于和高于 $σ_{k}$ 时,同一 $α$ 试样K_α随围压增长分别呈基本保持恒定与明显减小趋势,说明当围压低于 $σ_{k}$ 时,围压几乎不影响原生各向异性对G_max影响,围压超过 $σ_{k}$ 后,不同方向的G_max/F(e)差异减小,围压的增大减弱了原生各向异性对G_max的影响。

（2）受固结压硬和结构损伤的影响,湛江黏土的G_max/F(e)变化规律与通常软黏土试验结果不同,不同方向试样的G_max/F(e)随围压增大均呈先增大后减小规律,当围压在 $σ_{k}$ 左右时出现转折。

（3）基于采用考虑结构损伤的公式可很好拟合湛江黏土不同方向试样G_max与围压关系曲线,提出了考虑原生各向异性影响的G_max演化规律表征方法。

图 1 某沟谷区黄土高填方地基裂缝及水毁现象

Figure 1. Cracks and water damage of HFE in loess gully region

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图 2 某高填方地基变形监测点布设示意图

Figure 2. Monitoring points of a loess HFE

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图 3 高填方顶部工后沉降速率曲线

Figure 3. Settlement rates of surface of HFE

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图 4 有无降雨影响下的沉降速率及增湿变形曲线对比

Figure 4. Settlement rates and MD curves by considering RI or not

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图 5 高填方地基深层含水率随深度变化曲线

Figure 5. Variation of water content with depth of HFE

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图 6 黄土土水特征及渗透特性

Figure 6. Soil water characteristics of different types of loess

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图 7 增湿条件下压实黄土力学参数变化规律

Figure 7. Mechanical parameters of compacted loess under moistening conditions

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图 8 二级马道断面有限元网格

Figure 8. Finite element model for section of second berm

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图 9 暴雨工况下高填方地基降雨入渗水分场分布

Figure 9. Water content fields of HFE under storm

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图 10 大雨工况下高填方地基降雨入渗水分场分布

Figure 10. Water content fields of HFF under heavy rain

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图 11 中雨工况下高填方地基降雨入渗水分场分布

Figure 11. Water content fields of HFF under moderate rain

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图 12 小雨工况下高填方地基降雨入渗水分场分布

Figure 12. Water content fields of HFF under light rain

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图 13 暴雨下填方地基增湿变形等值线图

Figure 13. Isogram of MD under rainstorm

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图 14 暴雨工况下填挖方交界面处水平剪切应变等值线图

Figure 14. Isogram of gorizontal shear strain under rainstorm

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图 15 压实度 $λ$ =0.88时填方地基增湿变形等值线图（暴雨工况）

Figure 15. Isogram of MD of HFE when $λ$ =0.88 under rainstorm

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图 16 压实度 $λ$ =0.98时填方地基增湿变形等值线图（暴雨工况）

Figure 16. Isogram of MD of HFE when $λ$ =0.98 under rainstorm

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表 1 高填方地基原状土物理指标

Table 1 Physical indices of undisturbed soil in HFE

土层名称	含水率w/%	干密度ρ_d/(g·cm^-3)	孔隙比e₀	液限w_L/%	塑限w_P/%
Q₃黄土	13.3	1.48	0.826	24.9	16.0
Q₂黄土	21.9	1.65	0.656	28.8	17.3
粉质黏土	22.0	1.64	0.663	29.9	17.5

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表 2 不同状态下黄土V-G模型参数

Table 2 V-G model parameters of compacted loess

a/kPa	m	n	θ_s/%	θ_r/%	K_s/(10^-6m·d^-1)	ρ_d/(g·cm^-3)	λ
38.0	0.38	1.6	47.5	8.0	3000	1.65	原状Q₂
12.0	0.44	1.8	47.1	11.5	231000	1.48	原状Q₃
22.2	0.78	4.6	52.1	9.5	630	1.65	0.88
23.8	0.74	3.9	49.6	10.4	410	1.69	0.90
28.6	0.69	3.2	46.7	11.1	210	1.75	0.93
29.4	0.61	2.6	43.1	11.8	140	1.79	0.95
32.3	0.48	1.9	39.5	12.8	70	1.84	0.98

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表 3 原状土力学参数

Table 3 Mechanical parameters of undisturbed soil

土层含水率	天然含水率				饱和状态
土层含水率	c/kPa	φ/(°)	Es_0.1-0.2/MPa	泊松比μ	c/kPa	φ/(°)
原状Q₂黄土	56.8	22.5	7.4	0.35	37.3	19.1
原状Q₃黄土	28.6	22.5	6.9	0.38	20.5	18.8
粉质黏土N₂^b	108.2	20.7	6.5	0.33	83.8	18.8

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表 4 不同压实度下地表增湿沉降量

Table 4 MD under different compaction degrees (mm)

雨型	λ=0.88		λ=0.93		λ=0.98
雨型	断面A	断面B	断面A	断面B	断面A	断面B
暴雨	35.8	5.0	30.0	4.2	25.8	3.5
大雨	98.8	4.8	81.9	3.8	68.9	2.6
中雨	82.9	4.0	68.8	3.3	57.8	1.8
小雨	12.9	0.8	10.4	0.6	8.8	0.5

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参考文献(21)

[1]	徐明, 宋二祥. 高填方长期工后沉降研究的综述[J]. 清华大学学报(自然科学版), 2009, 49(6): 786-789. doi: 10.3321/j.issn:1000-0054.2009.06.002 XU Ming, SONG Er-xiang. Review of long-term setting of high fills[J]. Journal of Tsinghua University (Science and Technology), 2009, 49(6): 786-789. (in Chinese) doi: 10.3321/j.issn:1000-0054.2009.06.002
[2]	葛苗苗, 李宁, 张炜, 等. 黄土高填方沉降规律分析及工后沉降反演预测[J]. 岩石力学与工程学报, 2017, 36(3): 745-753. doi: 10.13722/j.cnki.jrme.2016.0014 GE Miao-miao, LI Ning, ZHANG Wei, et al. Settlement behavior and inverse prediction of post-construction settlement of high filled loess embankment[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2017, 36(3): 745-753. (in Chinese) doi: 10.13722/j.cnki.jrme.2016.0014
[3]	姚仰平, 祁生钧, 车力文. 高填方地基工后沉降计算[J]. 水力发电学报, 2016, 35(3): 1-10. https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-SFXB201603001.htm YAO Yang-ping, QI Sheng-jun, CHE Li-wen. Computational method of post-construction settlement for high-fill embankments[J]. Journal of Hydroelectric Engineering, 2016, 35(3): 1-10. (in Chinese) https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-SFXB201603001.htm
[4]	罗汀, 刘引, 韩黎明, 等. 高填方机场工后沉降监测及数据分析[J]. 中国民航大学学报, 2017, 35(3): 27-32. doi: 10.3969/j.issn.1674-5590.2017.03.007 LUO Ting, LIU Yin, HAN Li-ming, et al. Post-construction settlement monitoring and data analysis of high filling engineering of airport[J]. Journal of Civil Aviation University of China, 2017, 35(3): 27-32. (in Chinese) doi: 10.3969/j.issn.1674-5590.2017.03.007
[5]	朱才辉, 李宁, 刘明振, 等. 吕梁机场黄土高填方地基工后沉降时空规律分析[J]. 岩土工程学报, 2013, 35(2): 293-301. https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-YTGC201302015.htm ZHU Cai-hui, LI Ning, LIU Ming-zhen. Spatiotemporal regularity analysis on the post-construction settlement of loess high filled foundation of Lüliang Airport[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2013, 35(2): 293-301. (in Chinese) https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-YTGC201302015.htm
[6]	沈细中, 刘隆斌, 陈敏, 等. 恶劣环境条件下高填方设计关键技术问题[J]. 重庆建筑大学学报, 2003, 25(2): 67-72. https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-JIAN200302014.htm SHEN Xi-zhong, LIU Long-bin, CHEN Min, et al. Key technical issues in project design of tall earth fill under abominable surroundings[J]. Journal of Chongqing Jianzhu University, 2003, 25(2): 67-72. (in Chinese) https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-JIAN200302014.htm
[7]	张继文, 于永堂, 李攀, 等. 黄土削峁填沟高填方地下水监测与分析[J]. 西安建筑科技大学学报(自然科学版), 2016, 48(4): 477-483. https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-XAJZ201604004.htm ZHANG Ji-wen, YU Yong-tang, LI Pan, et al. Groundwater monitoring and analysis of high fill foundation in loess hilly-gully region[J]. Journal of Xi'an University of Architecture & Technology(Natural Science Edition), 2016, 48(4): 477-483. (in Chinese) https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-XAJZ201604004.htm
[8]	朱才辉, 李宁. 黄土高填方机场地基中暗穴扩展对道面变形分析[J]. 岩石力学与工程学报, 2015, 34(1): 198-206. https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-YSLX201501022.htm ZHU Cai-hui, LI Ning. Analysis of airstrip deformation due to expansion of hidden cavities in loess filled high embankement[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2015, 34(1): 198-206. (in Chinese) https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-YSLX201501022.htm
[9]	TU X B, KWONG A K L, DAI F C, et al. Field monitoring of rainfall infiltration in a loess slope and analysis of failure mechanism of rainfall-induced landslides[J]. Engineering Geology, 2009, 105(1/2): 134-150.
[10]	黄雪峰, 陈正汉, 哈双, 等. 大厚度自重湿陷性黄土场地湿陷变形特征的大型现场浸水试验研究[J]. 岩土工程学报, 2006, 28(3): 382-389. https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-YTGC200603023.htm HUANG Xue-feng, CHEN Zheng-han, HA Shuang, et al. Large area field immersion test on characteristics of deformation of self weight collapse loess under overburden pressure[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2006, 28(3): 382-389. (in Chinese) https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-YTGC200603023.htm
[11]	姚志华, 黄雪峰, 陈正汉, 等. 兰州地区大厚度自重湿陷性黄土场地浸水试验综合观测研究[J]. 岩土工程学报, 2012, 34(1): 65-74. https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-YTGC201201003.htm YAO Zhi-hua, HUANG Xue-feng, CHEN Zheng-han, et al. Comprehensive soaking tests on self-weight collapse loess with heavy section in Lanzhou region[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2012, 34(1): 65-74. (in Chinese) https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-YTGC201201003.htm
[12]	赵彦旭. 压实黄土增湿变形的非饱和土力学研究[D]. 兰州: 兰州大学, 2010. ZHAO Yan-xu. Unsaturated Soil Mechanics Characteristics Compacted Loess Moistening Deformation[D]. Lanzhou: Lanzhou University, 2010. (in Chinese)
[13]	ZHOU Y F, THAM L G., YAN W M, et al. Laboratory study on soil behavior in loess slope subjected to infiltration[J]. Engineering Geology, 2014, 183: 31-38.
[14]	杨校辉, 朱彦鹏, 周勇, 等. 山区机场高填方边坡滑移过程时空监测与稳定性分析[J]. 岩石力学与工程学报, 2016, 35(增刊2): 3977-3990. https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-YSLX2016S2059.htm YANG Xiao-hui, ZHU Yan-peng, ZHOU Yong, et al. Time-space monitoring and stability analysis of high fill slope slip process at a airport in mountain region[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2016, 35(S2): 3977-3990. (in Chinese) https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-YSLX2016S2059.htm
[15]	WU L Z, ZHOU Y, SUN P, et al. Laboratory characterization of rainfall-induced loess slope failure[J]. Catena, 2017, 150: 1-8.
[16]	ZHANG Ga, WANG Rui, QIAN Jiyun, et al. Effect study of cracks on behavior of soil slope under rainfall conditions[J]. Soils and Foundations, 2012, 52(4): 634-643.
[17]	NORAMBUENA-CONTRERAS J, ARBAT G, GARCÍA NIETO P J, et al. Nonlinear numerical simulation of rainwater infiltration through road embankments by FEM[J]. Applied Mathematics and Computation, 2012, 219: 1843-1852.
[18]	梁燕, 赵桂娟, 谢永利, 等. 黄土增湿变形的数值模型[J]. 建筑科学与工程学报, 2007, 24(3): 43-46. https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-XBJG200703011.htm LIANG Yan, ZHAO Gui-juan, XIE Yong-li, et al. Numerical model of loess moistening deformation[J]. Journal of Architecture and Civil Engineering, 2007, 24(3): 43-46. (in Chinese) https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-XBJG200703011.htm
[19]	吴文彪, 郑俊杰, 曹文昭. 考虑含水率影响的压实黄土路堤稳定性研究[J]. 岩土力学, 2015, 36(增刊1): 542-546. https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-YTLX2015S1094.htm WU Wen-biao, ZHENG Jun-jie, CAO Wen-zhao. Study of stability of compacted loess embankment considering effect of water content[J]. Rock and Soil Mechanics, 2015, 36(S1): 542-546. (in Chinese) https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-YTLX2015S1094.htm
[20]	VAN Genuchten M. A closed form equation for predicting the hydraulic conductivity of unsaturated soils[J]. Soil Science Society of America Journal, 1980, 44(5): 892-898. doi: 10.2136/sssaj1980.03615995004400050002x
[21]	FREDLUND D G, XING A. Equations for the soil-water characteristic curve[J]. Canadian Geotechnical Journal, 1994, 31(3): 521-532.