朱云强， 屈俊童*， 季东， 张翔， 许有涛， 崔茂俊

(1.云南大学建筑与规划学院， 昆明 650504； 2.中建八局第四建设有限公司， 青岛 266100)

昆明滇池流域广泛分布着泥炭质土层，泥炭质土具有的压缩性高、强度低及次固结变形量大等特点，随着昆明经济和基础设施建设的快速发展，给该地区的相关工程建设带来了诸多困难。由于我国西南地区地震频发，加之长期的交通荷载作用，建设在未经处理的泥炭质土上的公路、铁路等交通设施容易产生较大的变形，甚至发生破坏。因此，研究泥炭质土在循环荷载作用下的动力特性具有重要的工程意[1]。

土体在承受动荷载作用时，其动力特性变化会经过三个阶段，包括振动压密阶段、振动剪切阶段和振动破坏阶段。对于工程建设来说，振动破坏段是无法容许的，土的动强度即是指作用的动应力能够引起土在破坏意义上的动变形或土在极限平衡件下的动孔压[2]。目前中外学者对泥炭土或软粘土的动强度特进行了一定的研究。Chen等[3]通过循环动三轴试验研究了杭州湾原状结构性粉质粘土在不同振动频率下的孔隙压力、应变和动强度的发展，结果表明存在临界循环应力比，当循环应力比未达到该值时，频率对动强度无影响，当超过时，频率越高，动强度越大，但随着频率的增加，频率对动态特性的影响会逐渐减小。Azhar等[4]对柔佛州的重塑泥炭质土和原状泥炭质土分别进行了动强度试验，其结果是重塑泥炭质土不仅强度要大于原状泥炭质土，并且动黏聚力和动内摩擦角也更大。Zolkefle等[5]研究了柔佛州泥炭质土的动变形特性，认为随着振动频率和有效应力的增加，泥炭质土的剪切模量在增大。Kishida等[6]对高有机质土进行了循环三轴、共振柱等试验，对固结应力、有机质含量和加载历史等变量进行了研究分析，认为固结压力和有机质含量对泥炭土的动力学特性有较大影响。刘伟等[7]对安嵩线草海段泥炭质土的动力特性进行了分析，结果表明其动强度随围压的增大而增大，随着振次的增加动强度呈线性降低。李懿等[8]通过动三轴试验研究了洞庭湖砂纹淤泥质土，发现其动黏聚力与固结压力、频率呈正相关性，破坏振次呈负相关性，动内摩擦角变化规律相似，但受固结压力和频率的影响较小。陈颖平[9]对杭州黏土在7种不同固结压力作用下进行动三轴试验，经过分析得出固结压力会对土体结构强度造成不同程度的影响，动应力幅值越低则这个影响也越明显。

研究表明，泥炭质土中有机质成分对于其物理力学性质有重要影响[10]，但目前关于泥炭质土中有机质成分对其动强度的研究还比较少见。为此，以昆明滇池重塑泥炭质土为研究对象，通过室内动三轴试验，研究不同有机质含量、固结压力及加载频率条件下得到的昆明重塑泥炭质土动剪应力和破坏振次的关系曲线，分析不同试验条件对于动强度指标，即动黏聚力cd、动内摩擦角φd的影响，为泥炭质土的进一步研究和相关工程建设提供参考。

1 试验材料及方法

1.1 试验材料

本次试验使用的试验设备是英国GDS设备仪器有限公司生产的动三轴仪，型号DYNTTS(以下简称GDS动三轴仪)，采用其中的动力模块。试验的土样取自昆明巫家坝地区某基坑内，基坑深度为 4～15 m，为保证所取土样的有机质含量有所差异，分别于基坑不同区域和不同深度进行取样，原状泥炭质土的基本物理性质指标由该基坑的地勘报告提供，如表1所示。

1.2 试验方法

1.2.1 有机质含量的测定

有机质的测定方法包括目视比色法、光度比色法、质量法(灼失量法)、容量法(重铬酸钾容量法)和双氧水氧化法等。由于灼失量法经济、快捷、有效，测定结果可信度较高，因此采用灼失量法测定土样有机质含量。

测定过程为：先将取回的五袋土样充分搅拌均匀后，于每袋土样中取两份试样，分别放入称量盒中，称量盒加湿土的质量。之后将盒至于烘箱内在65～70 ℃的恒温下烘至恒量后，放入干燥器内冷却至室温，称量盒加干土质量。再将烘干土样放在橡皮板上用木槌碾散，用四分法选取代表性试样，将试样通过孔径0.5 mm的筛，然后将筛后样品充分搅拌均匀，分别称取3.000～5.000 g放入瓷坩埚中，置于高温炉内再 550 ℃下烧灼至恒量后，置于干燥器内冷却至室温，称其质量。所有称量过程均准确至0.001 g，灼烧两次前后的称重之差即是有机质含量，其测定结果如表2所示。

表1 原状泥炭质土的基本物理性质指标

表2 泥炭质土烧失量测定结果

根据《岩土工程勘察规范》(GB50021—2001)[11]中有机质土的分类，本次所取土样中 PS-1至PS-5号土均属于泥炭质土。其中PS-3号为强泥炭质土，PS-5号为中泥炭质土，PS-1、2、4号土均为弱泥炭质土。由于PS-4号土的有机质含量最低，且与PS-3号土和PS-5号土差值较大，较具代表性，故本次试验采用PS-3号、PS-4号和PS-5号土进行试验。

1.2.2 样品制备

首先进行试样的制备，根据《土工试验方法标准》(GB/T 50123—2019)[12]，从巫家坝取回的PS-3号、PS-4号和PS-5号土中取足够试验用量的泥炭质土，将试验土样烘干后，经木锤碾散过5 mm的筛，过筛土样均匀铺在搪瓷盘中，用喷壶将适量的水喷洒在土样上拌匀并湿润24 h。根据分层击实法将土样制成尺寸为直径 50 mm、高为100 mm的标准圆柱体，对试样的成型时间须控制在25 min之内。

在土样制成后采用真空抽气饱和法对土样进行饱和。先将试样置于真空缸内抽气，使真空表接近-100 kPa后保持1 h以上。然后打开进水阀，使无气水进入真空缸，在注水过程中保持真空表数值保持不变，待水淹没试样后关闭进水阀并停止抽气。最后关闭抽气阀，将导水管提出水面置于空气中，打开进水阀令空气进入真空缸，最后静置24 h完成对试样的前期饱和处理。一般来说对于黏性土仅用真空饱和法不能达到很高的饱和度，所以将试样装入GDS动三轴仪后，进行B值检测来判定土样是否饱和，当B值≥0.95时，可以认为土样饱和。当B值小于0.95时对土样进行反压饱和，直到B值大于0.95。

饱和完成后对试样进行固结。采用高级加载模块对已经饱和的土样施加预定的固结压力，对试样固结的时间不少于24 h。设置固结压力为50、100、150 kPa，且都为等压固结。固结过程中观察反压体积随时间变化曲线，当反压体积保持不变时可以认为试样固结完成。之后可按照试验方案进行动三轴试验。

1.2.3 试验参数的选取

动力试验参数的选取对土动力特性试验结果有直接影响，本次试验的相关参数选取如下。

(1)有机质含量：本次试验采用较具代表性的PS-3号、PS-4号和PS-5号土进行试验。即有机质含量ωu为12.5%、25.3%、42.1%。

(2)固结比：实际工况中，等压固结的情况基本不会出现，但由于三轴试验中最大加载数值和试验可操作性等方面等压固结均优于偏压固结，本次试验均采用等压固结，即固结比kc=1。

(3)振动频率：由于低频振动对建筑工程中的作用影响非常大，且根据相关的地铁监测数据[13]，地铁管线下的地基土在地铁列车经过时，土体产生低频的范围在0.4～0.6 Hz，因此本次试验主要考虑低频振动，采用的振动频率为0.5、1.0、1.5 Hz。

(4)振动波形：在动三轴试验中可以选择正弦波、三角波、矩形波等，由于正弦波能较好地模拟地震波并且操作简便，故采用正弦波波形。

(5)动应力幅值：以前期进行的静强度试验结果为参考，选取范围为各个固结压力0.3～0.9倍的静强度，并根据实际试验情况调整，固结压力每增加一级，动应力幅值应相应提高10%～30%，并使破坏振次较为均匀分布在1～1 000次。

(6)试验终止条件：通常将土体被破坏作为试验的终止条件，因此需要确定土体的破坏标准才能够合理化地研究试验结果。由于本次试验所用的重塑饱和泥炭质土具有很低的渗透性和很强的黏滞作用，孔隙水压力难以准确测量，所以孔压标准和极限平衡标准不适于本次试验，而屈服标准较适用于非饱和土。对于黏性土一般可采用指定应变的方法作为破坏标准，即应变破坏标准。对于其中的饱和黏性土，一般在轴向动应变达到2.5%～10%选取，故选取累计轴向应变达到10%作为破坏标准。

本次试验设置的固结压力为50、100、150 kPa，选择不排水条件，即固结不排水试验，具体试验方案如表3所示，其中编号4～12组试验有机质含量均为25.3%。

表3 重塑泥炭质土动强度试验方案

1.2.4 试验步骤

使用动力加载模块进行动三轴试验。在施加动荷载之前需要对试样进行刚度估计，刚度估计决定了荷载能否以合适的正弦波方式加载到试样上，反映在试样上即是试样承受荷载时，能否产生适中的抵抗变形的能力。通过一定的方法选择合适的土体刚度后，需要设置振幅，振幅可以通过动应力幅值进行换算。下一步分别设置总循环次数、每次循环保存的数据点和累计应变极限等条件，在设置结束后即可开始循环动荷载试验。

2 泥炭质土动强度曲线分析

本次试验每种试验情况采用3个点，并且各个点均匀分布在1～1 000循环次数内。由动强度定义可知，土的动强度和其循环荷载次数密切相关，一般常用动应力σd或动剪应力τd与破坏振次Nf的曲线，即σd-Nf或τd-Nf来表现土受到动荷载的变化规律。另外，动应力比Rf=σd/2σ3c，即动应力σd的1/2与固结压力σ3c的比值，也可用来表现动强度。本次试验采用τd-Nf和Rf-Nf曲线进行分析。

2.1 不同固结压力对动强度曲线的影响

饱和重塑泥炭质土在25.3%有机质含量下，相同振动频率控制条件下的τd-Nf与Rf-Nf定量关系曲线如图1～图3所示。

图1 0.5 Hz条件下不同固结压力的动强度曲线Fig.1 The dynamic strength curve of different consolidation pressures at 0.5 Hz

图2 1.0 Hz条件下不同固结压力的动强度曲线Fig.2 Dynamic strength curves of different consolidation pressures at 1.0 Hz

图3 1.5 Hz条件下不同固结压力的动强度曲线Fig.3 Dynamic strength curves of different consolidation pressures at 1.5 Hz

从图1(a)、图2(a)、图3(a)的τd-Nf关系曲线可以看出，各个振动频率控制条件下的动剪应力τd均表现出随着固结压力σ3c增大而增大的趋势，即试样在更大固结压力下强度更高。根据有效应力原理，固结压力越大，有效应力也就越大。由于泥炭质土中含有有机质、胶体状态的矿物颗粒和腐殖质等构成的疏松海绵结构和架空结构，而固结压力的压密作用会使这些有机质、胶体状态的矿物颗粒和土颗粒之间的吸引力和胶结作用增强，故这些结构中空隙被压缩并结合的更加紧密，使土体抵抗变形和破坏的能力更强。此外还可发现，三种固结压力曲线之间的距离近似相等，每增加50 kPa，动应力大概增加4～7 kPa。但随着破坏振次的增大，3种固结压力曲线尾部有收敛的趋势。根据文献[11]，每种围压情况下动强度曲线均应出现一个稳定值，即极限最小循环强度，当动应力足够小，小于该值时，此时试样将不受荷载循环次数的影响，无论循环加载多少次，试样均处于弹性状态，产生的塑性变形也很小，远达不到破坏时的应变。

从图1(b)、图2(b)、图3(b)的Rf-Nf关系曲线中可以看出：动应力比Rf随着固结压力σ3c的增大而减小，这和τd-Nf曲线表现的规律较为不同。但在各个振动频率条件下100 kPa和150 kPa时的动应力比相差较小，尤其是振动频率为0.5 Hz时，这两条动应力比曲线有部分近乎重叠在一起。当固结压力一定时，若动应力较小，因为土体本身存在着一定结构强度，需要较多循环次数才会使试样产生较为明显的塑性变形，此时土体的结构强度才会产生较大的衰减。但当动应力较大时，土体的结构会很快遭到破坏，使得应变迅速增加，在较小的循环次数小就会达到破坏条件。反映在Rf-Nf曲线上就是，低固结压力条件下的试样需要更大的动应力比使土体结构强度产生衰减，从而使试样产生较大塑性变形，直至达到破坏标准。而高固结压力的条件下，若仍保持高动应力比，则土体结构很难承受住，会迅速变形破坏，故较低的动应力比可以达到较好的效果，使试样的破坏次数均匀分布在1～1 000次的范围内。

2.2 不同振动频率对动强度曲线的影响

饱和重塑泥炭质土在25.3%有机质含量下，不同振动频率控制条件下的τd-Nf与Rf-Nf定量关系曲线如图4～图6所示。

图4 50 kPa固结压力条件下不同频率的动强度曲线Fig.4 Dynamic strength curves of different frequencies under the condition of 50 kPa consolidation pressure

图5 100 kPa固结压力条件下不同频率的动强度曲线Fig.5 Dynamic strength curves of different frequencies under the condition of 100 kPa consolidationpressure

图6 150 kPa固结压力条件下不同频率的动强度曲线Fig.6 Dynamic strength curves of different frequencies under the condition of 150 kPa consolidation pressure

由图4～图6可以看出，τd-Nf与Rf-Nf曲线的变化基本相似，在各个不同固结压力控制条件下，随着荷载振动频率的升高，整体上重塑泥炭质土体的动剪应力也在增大。但是这3种频率时的动剪应力差别并不是非常明显，并且这3种频率曲线之间的间距没有明显的规律。根据文献[14]，5 Hz以内的振动频率对泥炭质土的动弹性模量影响较小，因此加载频率对于土体的动变形影响不明显。当加载频率越低，试样的受荷时间相对越久，从而土体更易破坏土体中的孔隙水压力有充足的时间上升和扩散，土体的有效应力随之降低，故使土体的结构强度下降，此时泥炭质土的塑性变形越大，土体更容易破坏。本次试验主要选取了3个较低频率，所以整体来看对于泥炭质土的动强度影响较小。

2.3 不同有机质含量对动强度曲线的影响

饱和重塑泥炭质土在不同有机质含量下，相同固结压力控制条件下的τd-Nf与Rf-Nf定量关系曲线如图7～图9所示。

图7 50 kPa固结压力条件下不同有机质含量的动强度曲线Fig.7 Dynamic strength curve of different organic matter content under the condition of 50 kPa consolidation pressure

图8 100 kPa固结压力条件下不同有机质含量的动强度曲线Fig.8 Dynamic strength curve of different organic matter content under the condition of 100 kPa consolidation pressure

图9 150 kPa固结压力条件下不同有机质含量的动强度曲线Fig.9 Dynamic strength curve of different organic matter content under the condition of 150 kPa consolidation pressure

图7～图9中，τd-Nf与Rf-Nf曲线的变化基本相似，可以看出，在各个固结压力条件下，有机质的含量越高，所对应的动剪应力也就越大。仔细观察这3种不同有机质含量的曲线之间的间距，也会发现略有不同。42.1%有机质含量的动强度曲线与25.3%有机质含量的动强度曲线间距略大于25.3%有机质含量与12.5%有机质含量的间距。Rf-Nf曲线的变化规律也类似。泥炭土的主要成分包括矿物颗粒、腐殖质-黏粒团聚体及碳化植物纤维残体[15]。其中腐殖质是土中有机质的主要组成部分，由于腐殖质具有强大的吸水特性[16]，随着有机质含量的增大，在循环荷载作用过程中腐殖质、矿物胶体和土颗粒之间相互咬合，胶结作用增强，土颗粒之间的结合水相连结力加强，对循环荷载拉压过程中起到阻滞的作用，致使土体抵抗变形和破坏的能力更加显著，所以高有机质含量的试样相对于低有机质含量的试样动剪应力和动应力比更大，动强度曲线的位置也就更高。

3 不同试验条件对泥炭质土动强度指标分析

根据文献[17]，摩尔-库伦公式同样适用于土体动强度指标的计算，即

τd=cd+σtanφd

(1)

式(1)中：cd、φd分别为动黏聚力和动摩擦角。

根据Seed[18]效振次简化方法，地震级数和土的循环荷载次数具有一定的对应关系，具体如表4所示。为了考虑循环振次对土体的抗剪强度指标的影响，综合考虑选择振动次数相差较大(Nf=5、12、30)，来模拟地震5.5～6、7.0、8.0级的地震对土体的作用。

表4 地震级数及循环荷载对应表

对于抗剪强度指标cd和φd，需要画出不同试验条件下各个振次的抗剪强度包络线。根据动强度曲线绘制3个不同固结压力下的动应力莫尔圆，然后做出3个圆的公切线，即可得到不同试验条件下各个振次的抗剪强度包络线。之后可求出动强度指标，进一步分析不同试验条件对cd、φd值产生的具体影响。以cd、φd值为纵坐标，相关试验控制条件为横坐标，绘制其变化曲线，如图10～图12所示。

图10 不同有机质含量对重塑泥炭质土动强度指标的影响Fig.10 Influence of different organic matter content on the dynamic strength index of remolded peaty soil

图11 不同振动频率对重塑泥炭质土动强度指标的影响Fig.11 Influence of different vibration frequencies on the dynamic strength index of remolded peaty soil

图12 不同循环振次对重塑泥炭质土动强度指标的影响Fig.12 Influence of different cycles of vibration on the dynamic strength index of remolded peaty soil

3.1 不同有机质含量对动强度指标的影响

由图10可以看出，3种不同的循环振次Nf下动黏聚力cd均随着有机质含量的增大而增大，并且增大的趋势也都较为相同。分析原因是由于有机质含量越高，其土体中含有的有机质胶体、黏粒和腐殖质也就越多，动黏聚力正是由这些有机质胶体和黏粒间的胶结作用产生的，而腐殖质则可以使这种有机-无机复合胶体相互作用增强。另外，由于土体中含有大量未分解完全的植物残体，这些植物残体与土中颗粒交错乱织在一起，形成一种似黏聚力[10]，提高了抗拉拔能力。故随着有机质含量的增加，黏聚力相应增大。

动内摩擦角φd也随着有机质含量的增大而增大。从数值上看，有机质含量从12.5%增加到42.1%，动内摩擦角增加了2°，并且有机质含量间隔越大提升的幅度也就越明显。其原因与动黏聚力cd较为类似，但是动内摩擦角更多是物理层面的作用，即随着有机质含量的增大，有大量未分解完全的植物残体与土颗粒间相互错动，滑动摩擦及凹凸面间的镶嵌作用较仅是土颗粒与土颗粒之间的摩擦作用更加明显，也就造成了有机质含量越大，动内摩擦角也就越大。

3.2 不同振动频率对动强度指标的影响

从图11可知，3种不同的循环振次Nf下动黏聚力cd均是随着频率的增大而增大。从动强度指标的数值变化来看，频率从0.5 Hz增加到1.5 Hz，动黏聚力cd增加了2～2.5 kPa，可以看出荷载频率对泥炭质土的影响要比有机质含量的较小。低频荷载作用在土体时，土体有充分的时间变形，在较少的振次下被振松，土颗粒和有机质胶体矿物之间的咬合、联结作用减小，动黏聚力cd下降。反之高频的荷载振动作用时，每个振次中荷载加载在土体上的时间较短，需要在土体在更多的振次下才能达到低频率较小振次下的效果，即土体来不及在该频率的动应力下发生较大的变形，依然保持较为密实的状态，故与低频振次相比，高频振次下的动黏聚力cd更大一些。

3种不同的循环振次Nf下动内摩擦角φd曲线并不统一，当循环振次Nf=5时动内摩擦角φd是随着频率增大而增大的，但当Nf=12时的动内摩擦角φd是先增大而后却降低，当Nf=30时的动内摩擦角φd基本保持不变后略有升高。从动强度指标的数值变化来看，循环振次Nf=5时，频率从0.5 Hz增加到1.5 Hz，动内摩擦角φd增加了约1°，而循环振次Nf=12和Nf=30时，频率从0.5 Hz增加到1.5 Hz，动内摩擦角φd仅增加了约0.2°，可以说基本保持不变，整体来说振动频率对动内摩擦角φd的影响并不明显。

3.3 不同循环振次对动强度指标的影响

由图12可以看出，5种不同的控制条件下的动黏聚力cd均是随着循环振次Nf的增大而减小，并且减小趋势整体上较为相似。从动强度指标数值变化来看，在不同控制条件下，当循环振次Nf=5增加至Nf=30时，动黏聚力下降了1.6～2.6 kPa。分析原因是一开始当循环振次Nf较小时，在动荷载的影响下，土体有被压缩的趋势，土中孔隙被压密，这就使动黏聚力cd刚开始处于一个较高的水平。随着循环振次的增加，孔隙水压力逐渐上升和扩散，有效应力减小，土体结构强度渐渐下降。此时土体变得松散，使土颗粒之间或胶体矿物颗粒之间包裹的水膜咬合、联结能力下降，导致动黏聚力cd逐渐下降。如果循环振次Nf继续增加，土颗粒和胶体矿物颗粒在经过较多次的荷载作用后会重新排列，进而会进入一个较为平衡稳定的状态，此时的动黏聚力cd下降将逐渐变得平缓，最后会趋于稳定。

循环振次Nf对动内摩擦角φd和动黏聚力cd的曲线影响比较相似。但循环振次Nf为5～12时动内摩擦角φd的减小幅度要大于Nf为21～30。从数值上看，不同控制条件下从循环振次Nf为5～30下降了1.3°～2.0°。这是因为当循环振次Nf较小时，土体被压缩导致土颗粒和土颗粒之间、土颗粒和胶体矿物颗粒之间接触面积更大也更加紧密，摩擦和咬合力增大，所以动内摩擦角φd也较大。随着循环振次的增加，土体进入振动破坏阶段，使土变得松散，随着孔隙水压力的上升和扩散，在土颗粒和土颗粒或胶体矿物颗粒之间包裹了一层较厚的水膜，增强了润滑作用，摩擦作用减弱，使得动内摩擦角φd逐渐下降。

4 结论

对滇池饱和重塑泥炭质土进行了动强度试验研究，得到如下结论。

(1)当有机质含量和振动频率固定的情况下，随着固结压力的增大，重塑泥炭质土的动剪应力τd也在增大，动应力比Rf却在减小；当有机质含量和固结压力固定的情况下，动剪应力τd和动应力比Rf整体上是随着振动频率的增大在增大；当振动频率和固结压力固定的情况下，随着有机质含量的增大，动剪应力τd和动应力比Rf也增大，并且有机质含量25.3%～42.1%，增加幅度明显大于有机质含量12.5%～25.3%。

(2)有机质含量对重塑泥炭质土的动强度和动强度指标曲线的影响比其他试验控制条件明显，呈正相关性。说明有机质含量是影响重塑饱和泥炭质土动强度的关键因素。这主要是因为有机质本身有较强的胶结作用，大量有机质也增加了有机质、土体颗粒之间的联结，使动黏聚力得到提升，并且由此形成的空间结构增加了土体内部的摩擦作用，导致动摩擦角也有在增加。

(3)重塑泥炭质土的动强度振动频率的影响较小，且规律不明显。动黏聚力cd和动内摩擦角φd总体上随振动频率的增加而增大，但增加幅度较小。因为高频的荷载振动会使土体来不及发生变形，依然保持较为密实的状态，土体间仍然有较强的联结和摩擦，故高频振次下的动黏聚力cd和动内摩擦角φd更大一些。

(4)当循环振次较小时，重塑饱和泥炭质土动黏聚力cd和动内摩擦角φd都较大，但随着循环振次的增加都出现明显减小。这是由于刚开始施加循环荷载时，土体会被压密，土体动黏聚力cd和动内摩擦角φd处于较高水平，随着循环振次增加，土体被振动破坏，土变得松散，土颗粒之间、胶体矿物颗粒之间以及互相之间的联结变弱，动黏聚力cd和动内摩擦角φd发生较大的下降。