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干湿循环对压实膨胀土特性的影响
在美国，膨胀土破坏结构的修复费用估计是自然灾害综合破坏的两倍。尽管这些土壤普遍存在，因为在观测到基础设施的广泛损坏之前，可能需要多年的痛苦暴露，所以膨胀土的存在所造成的损害经常被忽视。为了预测膨胀土在野外的膨胀和膨胀压力，标准的做法是将重塑的试样在特定的净正应力下进行润湿处理。这种做法不能预测膨胀土在实际的行为，因此，有必要评估长期环境对其行为的影响。在这项研究中，多个润湿/干燥循环对两种天然膨胀土的体积变化行为的影响进行评估。在不同的初始压实条件下，重塑土壤，加载到不同的净法向应力，润湿至接近100%饱和，然后进行充分干燥。在一般情况下，发现4个周期后，膨胀或收缩的应变和膨胀压力达到平衡。当应力超过25%的膨胀压力，土壤表现出比以前的干湿循环崩溃可能性增加。然而，当应力小于25%的膨胀压力时，土壤表现出比上一周期的膨胀潜势的增加。关键词：干湿循环、膨胀土、体积变化。
膨胀土的体积变化特性的错误表征导致每年对美国的民用基础设施造成数十亿美元的损失。总体而言，美国每年的经济损失超过130亿美元（Puppala和Celto 2009），约三分之一的年度经济损失发生在住宅和商业建筑（Wray和Meyer 2004）。以前的研究/量化（琼斯和Halz 1973；克罗恩和Slosson1980；斯坦伯格1998）表明由于需要新的发展来容纳不断扩大的住宅和商业市场，膨胀的土壤造成的年度损害不断增加（罗森巴尔姆2013）。尽管如此，估计膨胀土的酸化损坏的结构的成本估计是自然灾害（琼斯和Halz 1973；琼斯和琼斯1987；Hand 1995）的两倍复合损失。此外，大多数保险政策不涵盖膨胀土壤所产生的损害，财产所有者必须确保有足够的金融资本来修复膨胀土造成的任何损害（Fredlund和Rauljo 1993；邦纳1998）。
目前用于确定非饱和膨胀土体积变化行为的工程实践主要基于简化的实验室测试和与指标性质的相关性。这样的做法可以错误地描述体积变化行为，并导致不经济和/或容易出现故障的设计。
大多数时候，相关的发展评估膨胀土体积变化行为是在一个初始条件（即，水分含量，干密度，和净正应力）保持恒定的整个测试单个润湿周期。在文献中发现的几个预测方程将膨胀势与下列性质中的一个或多个相关：塑性指数（Pi）（种子等）。1962；陈1988）；收缩指数（阮甘纳桑和SalayalayaNA 1965）；粘土含量（C）和含水量（W）（Nayak和克里斯坦森1971）；液限（LL）和W（VijayViVIVA和GHZAZALY 1973；Weston 1980）；PI和W（Schneider和差1974）；PI和C（BasMA 1993）；粘土含量（Al Sayaya2）001）自由膨胀指数、覆盖层应力和初始密度（RAO等）。2004）；加权塑性指数（ZAPATA等）。2006）初始密度、覆盖层应力和初始含水率（维拉尔和LLUET 2008）；初始孔隙比、初始吸力和覆层应力（BuZi 2010）；基质吸力（林和Celto 2013）。然而，在实验室中的特定初始条件下测试单个润湿循环很少代表由于环境变化条件所施加的恒定通量的场行为。理解和更好地表征膨胀土的体积变化行为，将有助于产生更经济和合理的设计程序和实践。
目前的实验室测试程序没有能评估影响所有膨胀土体积变化行为所有因素。这些因素包括应力路径依赖性（即，净正应力和基质吸力路径）、土壤结构或粘土的碎屑结构、压实力和气候条件（米切尔和SoGa 2005；Snand等人）。1975）。通常，应力路径依赖性和压缩力在实验室中使用ASTM D45 46标准试验方法评估粘性土的一维膨胀或坍塌。该标准通过使用多个悬垂样品或单个样品来测量隆起或塌陷。将多个独立的试样载荷加载到不同的净正应力下，并记录淹没后的体积变化行为。另一方面，单个样本被加载到目标净正应力，并且在样本被淹没后记录体积变化行为。单样本试验完成后，操作者可以增加或减少应力，以评估隆起或塌陷电位，这允许不同的应力路径依赖性的评价，与多点法相反。如果单点样品受到应力的降低，则可以确定膨胀指数。然而，已经表明，用单试样获得的膨胀指数不同于用多点方法开发的膨胀曲线（胡斯托等人）。1984；Fredlund和拉哈乔1993；Seed等。1962）。
在过去的40年中，研究的重点已经转移到评估气候效应（即润湿/干燥和温度效应）对膨胀土的体积变化行为。然而，膨胀土的体积变化特性还没有得到充分的理解。以往的研究表明，初始干密度和含水量和净正应力是影响膨胀土体积变化特性的主要因素。
通过除去终止ICC所需的潮湿土壤的量，在固结仪环中制备了试样。按质量将土壤分为三个等份并压实成固结计环。每个固结物在固结环中压实，直到占据了三分之一体积，以便在整个固结环中达到均匀的密度。最后的材料升压被压实成固结计环，使得压实土壤的表面用固结仪环的顶部冲出。用直边检查表面，以确保样品制造过程中没有空隙或高点。
在前面描述的压实过程之后，固结器环被组装在固定环固结计单元中并加载到固结仪装置上。然后将装置装在环境室中。所使用的固定环固结仪组件提供了约0.45厘米的顶部多孔石和土壤的轴向移动，在任何土壤可能由于土壤颗粒脱落而损失样品。所有的试验没有超过0.45厘米的垂直运动。在环境室中设置固结仪装置之后，使用以下步骤完成润湿和干燥循环：
1、根据ASTM D45 46中所概述的准则，将每个样品加载到目标应力，以避免样品的冲切破坏。使用数据记录仪记录所有固结仪装置的变形时间。在入座过程结束后，样品被淹没，开始润湿循环，并用数据记录器程序记录每3秒的轴向变形。
2、一旦达到初始膨胀/塌陷，就将固体计量池排出并开始干燥循环。数据记录仪记录轴向变形随时间变化。
3、干燥完成后，将固结仪细胞从装置取出，称重并拍照。
4、重复步骤1～3，直到达到六个润湿和干燥循环为止。
在试验开始后48小时内，两种土壤的初始润湿循环的主要膨胀或坍塌。对于每一个随后的润湿循环，在24至36小时内达到初级膨胀或崩塌。干燥循环在两个土壤的所有ICC的干燥过程开始后的24至48小时内实现。在干燥周期结束时，测得的湿度与两种土壤的原位平衡含水量相当。在干燥循环结束时，科罗拉多土壤趋向于含水量在2～4%之间；而在干燥循环结束时，土壤往往含水量在5～16%之间。
在五个不同初始压实条件下制备的试样施加的应力列于表3中。施加在样品上的初始应力水平表示为0，所选择的附加应力水平用表3中的X表示。最初用OS表示的应力是基于从第一ICC [即95%最大干密度（MDD）和100%最佳含水量（OMC）]水平在实验中使用的应力范围来选择的。在完成第一润湿循环之后，选择额外的应力来填充数据中的间隙，因为无论是ICC都表现出比原先预期的更高的坍塌，这就重新解释了较轻的应力，或者ICC表现出比原先预期的更高的膨胀。
结论：
在每个润湿循环中观察到的垂直应变的结果分别在表4和5中给出，分别为科罗拉多和国歌土壤。用初始压实高度作为参考基准，并在各周期结束时进行垂直变形，计算这些表中的垂直应变。正垂直应变代表膨胀或隆起，负垂直应变代表膨胀土的坍塌。
净正应力的对数变换是必要的，因为它允许最佳的数学曲线拟合建模PUR的姿势。确定一个三阶多项式将最好地估计在测试值范围内的任何净正应力的膨胀/塌缩电位。还利用三阶多项式来估算不发生垂直变形的膨胀压力或净法向应力。
在本研究中使用的膨胀土表现出的典型行为在图1中显示了科罗拉多土壤，其初始压实条件为100% MDD和90% OMC。在较低的净正应力下，随着循环次数的增加，土壤表现出膨胀。相反，在较高的净正应力下，土壤在每个循环后表现出增加的塌陷电位。注意，在从第一次循环完成之后，从膨胀到节流的行为在所有循环中或多或少都是共同的，并且表示由于润湿和干燥引起的潜在膨胀。
通过求解对数变换的三阶多项式拟合来确定膨胀压力，以实现零应变。膨胀压力结果如图所示。2和3为Colo - RADO和国歌土壤分别。根据科罗拉多土壤所获得的结果，观察到在初始循环之后，在90% MDD压实的试样中膨胀压力降低了50%，而在100% MDD压实的试样中膨胀压力降低了69%。对于土层，膨胀压力随着初始压实条件的降低而降低了20～77%。在第四个循环之后，两种土壤都表现出至少45%的膨胀压力的降低。在图1, 3中示出了在循环4和6之后获得的膨胀压力的变化以及膨胀压力的平均变化。图4中的箭头表示膨胀压力增大的因素。
下面的例子说明了如果使用所提出的结果，在设计中可以获得的最终隆起。该实例适用于受极端基质吸力荷载作用的压实土层。一般情况下，这种情况在土壤近地表条件下是可能的。基于下列假设确定了两种土壤的广义升沉剖面：
土壤剖面的变化与活性区的深度、施加的荷载和土壤的初始压实条件有关。活动区被定义为在轮廓内达到恒定平衡吸力的深度（Dye et al. 2006）。培养的土壤活性区约为2.7米（9英尺）（Dye et al. 2006）；而科罗拉多土壤的活化带范围为6至14米（20.1至45.9英尺）（Offon等人）。2006）。用于科罗拉多的活性区深度被限制在6米，因为在干燥周期结束时实验室样品的体积含水量是在Ofton等人提出的6米的体积含水量的1%。（2006）。
在润湿循环期间，假定活性区达到完全饱和。
在干燥过程中，假定活性区的深度完全干燥。
轮廓内的湿单位重量是恒定的。
所施加的净法向应力可以忽略不计。
不同的初始压实条件下的应变谱被用来估计隆起/崩溃时，使用后获得的土壤湿润和干燥循环的数据。图中给出了升沉结果。科罗拉多和国歌土壤分别为6和7。结果表明，随着土壤循环次数的增加，科罗拉多土壤在湿润作用下表现为崩解。另一方面，对于国歌土壤，最终的隆起仅随着初始条件的降低而减小，其中土壤是湿润的（110% OMC）和最低密度（90% MDD）。对于所有其他条件，隆起预测随着循环次数的增加而增加。在多次润湿和干燥循环之后，国歌土壤没有表现出坍塌，这是由于浅埋深度（较低围压）的溶胀增加。
研究了不同的初始荷载条件，包括不同的净正应力和基质吸力。由于初始压实水含量（或基质吸力水平）不同，织物重新取向明显，从而在一次润湿/干燥循环完成后又导致不同的隆起条件。此外，当试样经受多次润湿和干燥循环时，进一步的取向发生，直到平衡土壤织物状态或多或少达到。可以观察到，当试样经受多次润湿和干燥循环时，初始循环可以被认为是预处理循环。
在干燥过程中，在两种土壤中都观察到垂直和水平裂纹。通过促进裂纹的膨胀和闭合（AbasZADEH 2011），这些裂纹成为润湿阶段中的优先润湿路径，这减少了达到初级膨胀或坍塌条件所需的时间。裂纹是由各向异性体积变化引起的，这导致由外部施加的净正应力引起的约束方向上的拉伸应力的发展（Kodikar等1999）。一旦拉伸应力超过土壤的抗拉强度，土壤就容易开裂，释放土壤中产生的应变能。土壤裂缝后，土壤上的约束部分被释放，这使得土壤更进一步地发生各向同性的体积变化；然而，土壤吸力可以形成更高的拉伸力，从而导致样品中的额外开裂。
陈（1988）认为，无论材料的初始基质吸力（或含水量）如何，干密度似乎支配膨胀土膨胀特性。然而，在这项研究中获得的结果表明，初始基质吸力（或水分含量）也是一个重要的因素需要考虑。结果表明，在相同的净正应力下，当基质吸力增大时，膨胀势增大。这些结果与Holtz和吉布斯（1956）和Ro等人所展示的结果一致。（2004）。然而，这些作者没有受试者多次润湿和干燥循环。
润湿和干燥循环的影响进行了评估。虽然一些作者已经研究过这种现象之前，大多数文献提出了多个润湿和干燥周期对膨胀势的影响，仅使用一个初始压实条件和一个净正应力，通常是净正应力。一些研究的结论是，随着循环次数的增加，膨胀压力和电位都降低了（AHOHOLDE等）。1995；DIF和BLUMEL 1991；Guny等人。2007、卡尔坎等。2011；三部曲和Suba-Rao 2009；YaZdand and Yalabi 2010）。然而，在这项研究中获得的结果表明，膨胀势的降低仅发生在施加的净正应力的较低范围内。观察到，如果净正应力小于膨胀压力的25%，压实的样品将产生更高的溶胀结果，直到达到平衡溶胀为止。当施加的净正应力大于膨胀压力的25%时，COM填充的样品产生更高的塌陷电位直到达到平衡坍塌应变（图1）。
在给定的含水量下，膨胀压力从较低的密度增加到较高的密度，每一个周期是相当一致的。同样，当将膨胀压力从较高水分含量与给定密度下的较低水分含量进行比较时。结果与文献一致，这表明随着初始压实条件的增加，膨胀压力随着循环次数的增加而减小。初始压实状态改变膨胀压力降低或垂直变形增加/降低的速率。
文献研究表明，在每个润湿循环之后，如果试样经受部分干燥循环，肿胀会减少。2002；巴斯玛等。1996；Suba Rao和SayyADas 1987）。部分干燥将减少在较轻的应力下表现出的膨胀量，这将进一步减少膨胀压力，并且每增加一个润湿和干燥循环（RoSalbm 2013）。然而，文献研究表明，如果充分润湿和充分干燥评估，肿胀的褶皱与周期。在这种情况下，使用第二次循环后的完全润湿和完全干燥方法的膨胀压力比使用初始预处理润湿循环产生的膨胀压力更为精确。
110% OMC和90% MDD的初始压实条件似乎降低了本研究中土壤的膨胀势和膨胀压力。在这种特殊条件下，经过六次循环后，在实验室样品中获得的膨胀压力降低量约为科罗拉多土壤的68%，而土壤的约48%。此外，预测了不同ICCS的极限隆起，并在极端的基质吸力载荷下进行了实验，表明在110%个OMC和90%个MDD ICC中制备的试样在五个条件下表现出最大的塌陷（科罗拉多）或最小隆起（音）。进行了调查。它们也表现出最大的膨胀压力的降低，因为进行额外的润湿和干燥循环。当密度从90% MDD增加到100% MDD时，膨胀压力增加约4倍。这一结果说明了重整已经脱离项目规范要求
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