桂　躍,付　堅(jiān),侯英杰,曹　凈,周云東

(1. 昆明理工大學(xué)建筑工程學(xué)院,云南 昆明　650051;2.河海大學(xué)巖土力學(xué)與堤壩工程教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,江蘇 南京　210098;3.江蘇省巖土工程技術(shù)工程研究中心(河海大學(xué)),江蘇 南京　210098)

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高分解度泥炭土直剪抗剪強(qiáng)度特性及機(jī)理

桂躍1,2,3,付堅(jiān)1,侯英杰1,曹凈1,周云東2,3

(1. 昆明理工大學(xué)建筑工程學(xué)院,云南 昆明650051;2.河海大學(xué)巖土力學(xué)與堤壩工程教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,江蘇 南京210098;3.江蘇省巖土工程技術(shù)工程研究中心(河海大學(xué)),江蘇 南京210098)

基于大量室內(nèi)壓縮-直剪聯(lián)合試驗(yàn)結(jié)果,系統(tǒng)分析了取自昆明市和大理市3個(gè)不同場(chǎng)地典型高分解度泥炭土的直剪抗剪強(qiáng)度特性及機(jī)理。試驗(yàn)結(jié)果表明:固結(jié)快剪、快剪和慢剪所得泥炭土的剪應(yīng)力～剪切位移關(guān)系曲線表現(xiàn)出不同的形態(tài);固結(jié)快剪和慢剪時(shí),隨著法向應(yīng)力的增大,剪切變形從塑性變形轉(zhuǎn)變?yōu)閺椝苄宰冃螢橹?不同法向應(yīng)力下,快剪的剪切變形均以塑性變形為主。高分解度泥炭土抗剪強(qiáng)度包線近似為相交的2段不同斜率的直線;固結(jié)快剪和慢剪抗剪強(qiáng)度包線轉(zhuǎn)折點(diǎn)對(duì)應(yīng)的法向應(yīng)力σs約為200 kPa,快剪時(shí)σs約為100 kPa。通過分析泥炭土固結(jié)壓縮變形特性并建立壓縮-剪切微結(jié)構(gòu)模型,分析了其抗剪強(qiáng)度來源及演化機(jī)理。機(jī)理分析表明:隨著法向應(yīng)力增大,高分解度泥炭土經(jīng)歷了從多孔隙狀態(tài)至相對(duì)密實(shí)狀態(tài)的轉(zhuǎn)變,導(dǎo)致其抗剪強(qiáng)度及抗剪強(qiáng)度參數(shù)發(fā)生相應(yīng)改變。

高分解度泥炭土;直剪試驗(yàn);抗剪強(qiáng)度包線;抗剪強(qiáng)度;抗剪強(qiáng)度參數(shù)

泥炭土(泥炭和泥炭質(zhì)土的合稱)是自然界有機(jī)質(zhì)含量最多的土類,有機(jī)質(zhì)可占到干土總質(zhì)量的10%～80%,甚至高達(dá)98%[1]。其有機(jī)質(zhì)主要來源于植物枝葉、根系、分泌物及動(dòng)物殘骸的分解殘余。分解度越低,土中包含的殘余纖維(粗纖維長(zhǎng)度>1 mm、細(xì)纖維長(zhǎng)度<1 mm;植物莖桿和根系分解殘余為主)越多;分解度越高,土中無定形腐殖質(zhì)越多[2]。沉積物質(zhì)分解程度決定了泥炭土有機(jī)質(zhì)組分。

研究表明,有機(jī)質(zhì)組分對(duì)泥炭土工程性質(zhì)影響顯著。當(dāng)分解度不同,即使有機(jī)質(zhì)含量相近,其工程性質(zhì)也差異極大[3-6]。具體表現(xiàn)在:物理性質(zhì)方面,纖維泥炭土結(jié)構(gòu)松散,孔隙比、持水能力、滲透性通常高于無定形泥炭土[7];壓縮性質(zhì)方面,纖維泥炭土次固結(jié)系數(shù)與壓縮指數(shù)的比值Cα/Cc在0.06～0.10范圍內(nèi)[2, 8-9],無定形泥炭土約為0.035～0.06,表明纖維泥炭土壓縮性更顯著[2, 7];力學(xué)性質(zhì)方面,因殘余纖維分布多為水平向,三軸壓縮條件下,潛在破裂面切過水平面上分布的纖維,纖維拔脫過程中激發(fā)了拉拔阻力,使其具有與“加筋土”類似的力學(xué)特性[3, 10-11],導(dǎo)致顯著的橫觀各向同性[12-13]。

綜合分析國內(nèi)外相關(guān)文獻(xiàn)可知,現(xiàn)有關(guān)于泥炭土的研究成果多集中在纖維泥炭土,對(duì)高分解度泥炭土工程性質(zhì)研究開展相對(duì)不足[9, 14]。土體的抗剪強(qiáng)度是土力學(xué)的主要經(jīng)典內(nèi)容之一,是研究地基穩(wěn)定、地基承載力等問題的基礎(chǔ),絕大多數(shù)巖土工程與土的抗剪強(qiáng)度有關(guān)[15]。因此,研究高分解度泥炭土的抗剪強(qiáng)度有重要的理論價(jià)值和工程實(shí)際意義。筆者以滇池、洱海盆地湖相沉積泥炭土為研究對(duì)象,開展了一系列室內(nèi)試驗(yàn),系統(tǒng)分析了高分解度泥炭土的抗剪強(qiáng)度及相關(guān)機(jī)理,獲得了一些新的認(rèn)識(shí)和成果。

1　土樣的基本性質(zhì)及分類

試驗(yàn)土樣分別取自云南省昆明市和大理市市區(qū)。

場(chǎng)地1:地處昆明市廣福路和滇池路交叉口。試驗(yàn)用土為③1層泥炭質(zhì)土,長(zhǎng)期處于近似飽和狀態(tài),形成于全新世,屬第四系湖沼相沉積軟土。為了盡量保持土樣的原狀性,采用有固定活塞的薄壁取土器鉆取。

場(chǎng)地2:地處昆明市白龍路和新迎路交叉口,滇池盆地東北部邊緣,距湖岸約7 km。該場(chǎng)地中③1層泥炭質(zhì)土埋深2.1～8.6 m,層厚0.8～5.5 m。通過機(jī)械開挖人工取土獲得高質(zhì)量原狀樣。

場(chǎng)地3：地處大理市鳳儀鎮(zhèn)力帆大道與金穗路交匯處。試驗(yàn)用土為⑦層泥炭質(zhì)土，埋深12.2～17.7 m，層厚0.5～4.3 m，屬第四系湖沼相沉積軟土。人工從基坑底部采取高質(zhì)量原狀樣。

通過室內(nèi)試驗(yàn)測(cè)試土樣基本物理力學(xué)性質(zhì),見表1。其中,燒失量wu依據(jù)ASTM (D2974-14)[16]采用灼燒法測(cè)定。纖維含量wf測(cè)試方法主要參考ASTM (D1997-13)[17]標(biāo)準(zhǔn)進(jìn)行。根據(jù)wf可判定泥炭土的分解度,如ASTM (D4427-13)[18]中將wf≥67%的稱為纖維泥炭土,67>wf>37%的稱為半纖維泥炭土，wf≤37%的稱為高分解泥炭土。由此可知,本文土樣均為高分解泥炭土。

表1　試樣的物理力學(xué)性質(zhì)指標(biāo)Table 1　Physical and mechanical parameters of samples

注:w為含水率，e為孔隙比，ρ為密度，Gs為相對(duì)密度，wp為塑限，wL為液限，qu為無側(cè)限抗壓強(qiáng)度。

2　試 驗(yàn) 方 法

針對(duì)取回的原狀土樣,進(jìn)行固結(jié)快剪、慢剪和快剪直剪試驗(yàn)上百組。試驗(yàn)采用南京土壤儀器廠ZJ型應(yīng)變控制式直剪儀,試樣高2 cm、橫截面積30 cm2。試驗(yàn)主要參照J(rèn)TG E40—2007《公路土工試驗(yàn)規(guī)程》[19]進(jìn)行,由于泥炭土性質(zhì)和普通軟土存在較大差異,部分試驗(yàn)過程有所調(diào)整和改進(jìn)。

固結(jié)快剪試驗(yàn):從原狀土樣中切取若干個(gè)試樣,抽氣飽和。試驗(yàn)時(shí)分別施加25 kPa、50 kPa、75 kPa、100 kPa、200 kPa、300 kPa、400 kPa的法向應(yīng)力(σ)對(duì)試樣進(jìn)行固結(jié)?？紤]到泥炭土抗剪強(qiáng)度較低,一次施加的法向應(yīng)力過大容易導(dǎo)致試驗(yàn)歪斜;因此對(duì)于超過100 kPa的法向應(yīng)力,均采用分級(jí)加載的辦法。比如設(shè)計(jì)加載300 kPa的法向應(yīng)力,按0 kPa→50 kPa→100 kPa→200 kPa→300 kPa順序逐級(jí)加載,每級(jí)荷載間隔1 min左右。上下放置透水石和濾紙保證試樣雙面排水。需要注意的是,泥炭土在法向荷載固結(jié)作用下壓縮變形很大,直剪時(shí)的剪切面可能很靠近試件頂面,尤其是法向荷載較大時(shí),故上下采用了加厚透水石保證剪切面切過土樣中部。固結(jié)過程中,記錄試樣不同時(shí)刻固結(jié)變形量,數(shù)據(jù)的讀取標(biāo)準(zhǔn)參考土的固結(jié)試驗(yàn)。判斷固結(jié)穩(wěn)定的標(biāo)準(zhǔn)為垂直變形每小時(shí)不大于0.005 mm,固結(jié)時(shí)長(zhǎng)約為1～2 d。固結(jié)完成后開始進(jìn)行直剪試驗(yàn),剪切速度為0.8 mm/min。

慢剪試驗(yàn):除剪切速度為0.02 mm/min,其他步驟同固結(jié)快剪試驗(yàn)。

快剪試驗(yàn):試樣的切取、飽和處理及施加的法向應(yīng)力與固結(jié)快剪、慢剪試驗(yàn)相同。施加法向應(yīng)力后立即開始剪切,剪切速度為0.8 mm/min。

以上所有試驗(yàn)均采用平行試驗(yàn),試驗(yàn)結(jié)果取平均值。

3　試驗(yàn)結(jié)果與分析

3.1剪應(yīng)力～剪切位移關(guān)系

分別對(duì)固結(jié)快剪、慢剪和快剪的泥炭土剪應(yīng)力τ～剪切位移δ關(guān)系曲線進(jìn)行分析,如圖1所示。

圖1　場(chǎng)地1泥炭土的τ～δ關(guān)系Fig. 1　Shear stress shear displacement curves of peaty soil sampled from site no. 1

從圖1中可知,不同剪切試驗(yàn)方法獲得的τ～δ曲線形態(tài)差異很大。如圖1(a)(b)所示,固結(jié)快剪和慢剪時(shí),當(dāng)σ較小,剪切變形以塑性變形為主,特點(diǎn)是τ開始隨δ的增大緩慢增大,到一定值之后基本保持不變,且τ較小;隨著法向應(yīng)力σ的增大,剪切變形以彈塑性變形為主,τ隨δ的增大迅速增大,部分試樣出現(xiàn)明顯峰值,呈現(xiàn)加工硬化的特點(diǎn),表明試樣此時(shí)具有一定的脆性,τ較大。τ～δ曲線形態(tài)的轉(zhuǎn)變大致發(fā)生在σ≥200 kPa之后。對(duì)于快剪試驗(yàn),從圖1(c)可知,σ在25～400 kPa范圍內(nèi)試樣均以塑性變形為主;隨著法向應(yīng)力σ的增大,τ～δ曲線形態(tài)從類似水平線狀轉(zhuǎn)變?yōu)閮A斜線狀,表明τ與δ為近似線性增大的關(guān)系;這種轉(zhuǎn)變大致發(fā)生在σ≥75 kPa之后。其他2個(gè)場(chǎng)地土樣也有類似的特點(diǎn),限于篇幅本文不再贅述。

3.2抗剪強(qiáng)度～法向應(yīng)力關(guān)系

當(dāng)τ～δ曲線出現(xiàn)峰值時(shí),取峰值剪應(yīng)力作為該級(jí)法向應(yīng)力下的抗剪強(qiáng)度τf;當(dāng)曲線無峰值時(shí),取剪切位移δ=4 mm時(shí)所對(duì)應(yīng)的剪應(yīng)力作為抗剪強(qiáng)度。對(duì)3個(gè)場(chǎng)地泥炭土固結(jié)快剪、慢剪和快剪的抗剪強(qiáng)度～法向應(yīng)力關(guān)系分別進(jìn)行分析,如圖2所示，圖中σs為轉(zhuǎn)折點(diǎn)法向應(yīng)力。

圖2　不同試驗(yàn)方法泥炭土τf～σ關(guān)系Fig. 2　Shear strength-normal stress curves of peaty soil from different tests

由圖2(a)(c)可知,固結(jié)快剪和慢剪所得的τf～σ關(guān)系并非是通常的線性增大,具體表現(xiàn)在σ≈200 kPa時(shí)有明顯轉(zhuǎn)折。但可以直觀看出,轉(zhuǎn)折點(diǎn)兩邊的數(shù)據(jù)仍然符合線性關(guān)系,即τf隨著σ的增大而增大,如圖2(b)(d)所示。從圖2(b)(d)還可以看出,后段數(shù)據(jù)擬合直線(簡(jiǎn)稱后段直線,下同)比前段數(shù)據(jù)擬合直線(簡(jiǎn)稱前段直線,下同)斜率大。Kovalenko等[20]利用單剪儀對(duì)前蘇聯(lián)某地森林泥炭土的室內(nèi)試驗(yàn)也得出類似的結(jié)果,但未做詳細(xì)的機(jī)理分析。

圖2(e)為泥炭土快剪的τf～σ關(guān)系曲線,和固結(jié)快剪及慢剪的結(jié)果不同,其τf～σ關(guān)系曲線在σ≈100 kPa時(shí)出現(xiàn)轉(zhuǎn)折。由相應(yīng)的數(shù)據(jù)分段擬合圖2(f)可知,其前段直線斜率比后段直線大。

綜合分析圖2可知,3種剪切條件下泥炭土抗剪強(qiáng)度仍然符合摩爾破壞理論:

(1)

式中:a、b——擬合參數(shù)。

表2為針對(duì)不同場(chǎng)地、不同剪切方法所得的τf～σ關(guān)系進(jìn)行線性擬合所得a、b值。參數(shù)a、b是否具有相應(yīng)的物理意義后文將做進(jìn)一步分析。從圖2中可知,采用分段擬合的辦法較好地反映了泥炭土τf～σ關(guān)系的真實(shí)情況,而采用全體數(shù)據(jù)擬合的方法,不僅擬合度不高,而且抗剪強(qiáng)度計(jì)算值和真實(shí)的抗剪強(qiáng)度有一定差別。如固結(jié)快剪的抗剪強(qiáng)度在轉(zhuǎn)折點(diǎn)處計(jì)算值高出實(shí)測(cè)值15%～30%。

表2　不同場(chǎng)地泥炭土τf～σ關(guān)系擬合參數(shù)Table 2　Fitting parameters of shear strength-normal stress curves of peaty soil sampled from different sites

注:a1、b1為前段直線參數(shù)，a2、b2為后段直線參數(shù)，a、b為全體數(shù)據(jù)擬合后參數(shù)。

3.3剪切強(qiáng)度包線

基于試驗(yàn)結(jié)果,建立高原湖相泥炭土剪切強(qiáng)度包線并分析其特點(diǎn),如圖3所示。

對(duì)于自然界大多數(shù)土類,通常可用Mohr-Coulomb公式(式(2))表示土的抗剪強(qiáng)度包線。其中,c為土的黏聚力,φ為土的內(nèi)摩擦角。c和φ是決定土的抗剪強(qiáng)度的2個(gè)指標(biāo),稱為抗剪強(qiáng)度指標(biāo)。

圖3　高分解度泥炭土剪切強(qiáng)度包線Fig. 3　Shear strength envelopes of peaty soil with high degree of decomposition

(2)

從試驗(yàn)結(jié)果看,泥炭土最顯著的特點(diǎn)是剪切強(qiáng)度包線不再是簡(jiǎn)單的一條直線,而是不同斜率相交的2條直線構(gòu)成的折線。可以對(duì)式(2)做相應(yīng)的改進(jìn),得到本次試驗(yàn)?zāi)嗵客量辜魪?qiáng)度包線表達(dá)式:

(3)

式中:c1——黏聚力,可通過前段數(shù)據(jù)擬合得出,即圖3中的直線1′、2′、3′在縱軸上的截距a1,分別用cq1、ccq1、cs1表示;φ1——前段內(nèi)摩擦角,通過直線1′、2′、3′的斜率b1換算得到,分別用φq1、φcq1和φs1表示;τs——轉(zhuǎn)折點(diǎn)對(duì)應(yīng)的抗剪強(qiáng)度。

為了統(tǒng)一,也可以將τs1、τs2、τs3分別記為cq2、ccq2、cs2。但需要明確的是,τs從物理意義上說不僅是黏聚力,而是黏聚強(qiáng)度和摩擦強(qiáng)度的綜合體現(xiàn)。φ2為后段內(nèi)摩擦角,通過直線1、2、3的斜率b2換算得到,分別用φq2、φcq2和φs2表示。

高分解度泥炭土的抗剪強(qiáng)度包線為2條不同斜率相交的直線構(gòu)成的折線,并非是對(duì)傳統(tǒng)土庫倫剪切強(qiáng)度理論的否定。研究表明應(yīng)力歷史的影響會(huì)使某些土抗剪強(qiáng)度包線出現(xiàn)類似的折線[21-23],具體表現(xiàn)為先期固結(jié)壓力為折線折點(diǎn)對(duì)應(yīng)的法向應(yīng)力,先期固結(jié)壓力前后2個(gè)壓力段數(shù)據(jù)做線性回歸可得到2段不同斜率的直線[23]。

3.4直剪抗剪強(qiáng)度指標(biāo)分析

將不同場(chǎng)地泥炭土直剪抗剪強(qiáng)度指標(biāo)匯總(表3),結(jié)合表2、表3中的數(shù)據(jù)綜合分析發(fā)現(xiàn),不同剪切方法獲得的抗剪強(qiáng)度指標(biāo),除個(gè)別異常點(diǎn)外,基本滿足如下關(guān)系:ccq1≈cs1>cq1,φs1≈φcq1>φq1;ccq2≈cs2>cq2,φs2≈φcq2?φq2。

表3　不同場(chǎng)地泥炭土抗剪強(qiáng)度指標(biāo)Table 3　Shear strength parameters of peaty soil from different sites

高分解度泥炭土特殊的抗剪強(qiáng)度包線一直以來未引起人們足夠重視,主要原因如下:在工程實(shí)踐中,直剪試驗(yàn)時(shí)軟土常用50 kPa、100 kPa、150 kPa、200 kPa法向應(yīng)力,較硬的土采用100 kPa、200 kPa、300 kPa、400 kPa法向應(yīng)力[23];這種操作習(xí)慣容易導(dǎo)致出現(xiàn)以下2種情況:(a)試驗(yàn)施加的法向應(yīng)力小于σs,試驗(yàn)結(jié)果為前段直線所對(duì)應(yīng)的指標(biāo)。將表3中前段直線對(duì)應(yīng)的抗剪強(qiáng)度指標(biāo)和現(xiàn)有文獻(xiàn)[24-25]所報(bào)道的昆明泥炭土抗剪強(qiáng)度對(duì)比,發(fā)現(xiàn)它們近似,說明該推斷是合理的。(b)試驗(yàn)施加的法向應(yīng)力大部分小于σs,少部分大于σs,即在前段和后段線上分別取點(diǎn),試驗(yàn)結(jié)果為試驗(yàn)點(diǎn)回歸直線對(duì)應(yīng)的指標(biāo),這樣的結(jié)果將造成一定的誤差;但由于泥炭土物質(zhì)組成空間變異較大,這種異常經(jīng)常被誤認(rèn)為是土樣自身差異所致而忽略。

將本文試驗(yàn)結(jié)果和現(xiàn)有低分解度纖維泥炭土抗剪強(qiáng)度研究成果對(duì)比分析可知,纖維泥炭土抗剪指標(biāo)相對(duì)較高。例如,Yamaguchi等[3]、Long[26]、Mesri等[27]通過三軸試驗(yàn)所測(cè)得的纖維泥炭土有效內(nèi)摩擦角(φ′)高達(dá)48°～68°,采用直剪和單剪試驗(yàn)結(jié)果約20°～38°[28-29]。三軸試驗(yàn)極高φ′值通常解釋為土中殘余纖維的加筋作用。高分解度泥炭土中為數(shù)不多的殘余纖維是否也有加筋作用目前尚不明確,但直剪試驗(yàn)可以基本消除水平分布的殘余纖維加筋作用目前是一個(gè)共識(shí),這也是本文采取直剪試驗(yàn)作為主要研究手段的原因。利用多種剪切方法分析高分解度泥炭土的加筋作用及機(jī)理是筆者今后擬開展的工作。

圖4　泥炭土法向應(yīng)力與固結(jié)變形量、孔隙比關(guān)系Fig. 4　Relationshops between normal stress, axial strain, and void ratio of peaty soil

4　機(jī)理分析與探討

4.1泥炭土固結(jié)變形特性分析

慢剪和固結(jié)快剪過程中,試樣都經(jīng)歷了一定時(shí)長(zhǎng)的固結(jié)過程,通過測(cè)量土樣變形量以掌握其固結(jié)變形特性,有助于分析泥炭土抗剪強(qiáng)度來源和演化機(jī)理。圖4為不同場(chǎng)地泥炭土在不同法向應(yīng)力作用下的固結(jié)變形量、孔隙比變化規(guī)律。

從圖4可知,不同場(chǎng)地泥炭土固結(jié)過程中固結(jié)變形量S隨著法向應(yīng)力σ的增大而增大,當(dāng)σ=200 kPa時(shí),S分別高達(dá)7.6 mm、3.6 mm和3.4 mm;當(dāng)σ=300 kPa時(shí),S更是達(dá)到了8.2 mm、5.0 mm和5.2 mm。此外,孔隙比e均隨σ的增大而減小;當(dāng)σ=200 kPa時(shí),從初始孔隙比4.1、2.8和2.7分別降至2.18、2.14和2.05。值得注意的是,不同場(chǎng)地泥炭土孔隙比e之間的差異隨著σ的增大而減小,在σ≥200 kPa后基本相近。

采用Taylor提出的時(shí)間平方根法計(jì)算得到泥炭土固結(jié)系數(shù)Cv,分析不同法向應(yīng)力作用下泥炭土固結(jié)系數(shù)Cv與固結(jié)結(jié)束(剪切開始前)時(shí)土的孔隙比e的關(guān)系,如圖5所示。

圖5　泥炭土不同固結(jié)壓力下Cv～e關(guān)系曲線Fig. 5　Consolidation coefficient-void ratio curves of peaty soil under different consolidation pressures

從圖5中可知,當(dāng)σ從25 kPa增至200 kPa(100 kPa)左右時(shí),Cv下降幅度大,在σ超過200 kPa(100 kPa)后,Cv降幅小并逐步趨穩(wěn)。Cv的大小是土體固結(jié)排水能力的體現(xiàn),這表明σ從25 kPa增至200 kPa(100 kPa)時(shí)作為主要排水通道的孔隙逐漸被壓密。

4.2泥炭土壓縮-剪切微結(jié)構(gòu)模型

分解過程使土中殘余纖維轉(zhuǎn)變?yōu)楦迟|(zhì),因此,高分解度泥炭土的有機(jī)質(zhì)主要為腐殖質(zhì),殘余纖維含量較低。土壤中的腐殖質(zhì)通常以游離態(tài)和結(jié)合態(tài)的形式存在;游離態(tài)的腐殖質(zhì)很少,絕大多數(shù)是結(jié)合態(tài)腐殖質(zhì),即與土壤無機(jī)組分,尤其是黏粒礦物和陽離子緊密結(jié)合以有機(jī)-無機(jī)復(fù)合體的方式存在;通常52%～98%的土壤有機(jī)質(zhì)集中在黏粒部分;腐殖質(zhì)由于具有巨大的比表面積和親水基團(tuán),使得腐殖質(zhì)-黏粒團(tuán)聚體具有松軟、多孔、絮狀的特性[30]。因此,高分解度泥炭土主要由砂粒、粉粒、腐殖質(zhì)-黏粒團(tuán)聚體及碳化植物纖維殘?bào)w構(gòu)成[8,31-32],其中孔隙主要為架空的大孔隙,微團(tuán)聚體、團(tuán)聚體、有機(jī)質(zhì)內(nèi)的微孔隙和植物體中的孔隙[24]。比普通軟土的物質(zhì)成分更加復(fù)雜,微觀結(jié)構(gòu)方面亦有很大差別。

根據(jù)物質(zhì)組成、孔隙類型和分布特點(diǎn),在Wong等[1]基礎(chǔ)上,筆者建立了高分解度泥炭土微結(jié)構(gòu)模型[33](圖6)對(duì)其壓縮-剪切特性進(jìn)行分析。需要說明的是,如上文所述,游離態(tài)的腐殖質(zhì)膠體并不多見,且多數(shù)屬于不定形的,大小不一,結(jié)構(gòu)不穩(wěn)定,圖中有機(jī)質(zhì)膠體僅為示意。

圖6　高分解度泥炭土壓縮-剪切微結(jié)構(gòu)模型Fig. 6　Compression-direct shear microstructural models of peaty soil with high degree of decomposition

初始狀態(tài)時(shí),土中富含孔隙,包括架空大孔隙1和微孔隙2;土顆粒(主要為粉粒及砂粒)之間散布了大量的團(tuán)聚體、有機(jī)質(zhì)膠體及碳化植物纖維殘?bào)w,未真正構(gòu)成土骨架并起到承擔(dān)外部荷載作用,架空大孔隙是主要的排水通道,如圖6(a)所示。當(dāng)法向應(yīng)力σ達(dá)到200 kPa(或100 kPa),宏觀上此時(shí)土體壓縮變形顯著(圖4)。土中架空大孔隙已經(jīng)大部分被壓密,原先散布的未起到土骨架作用的土顆粒逐步壓縮靠近形成土骨架,如圖6(b)所示。此時(shí),泥炭土處于相對(duì)密實(shí)狀態(tài),外部荷載主要由大顆粒骨架承擔(dān),其中的微小孔隙及殘余粒間大孔隙成為主要的排水通道。即不斷增大的法向壓力作用下,泥炭土經(jīng)歷了從多孔隙狀態(tài)到相對(duì)密實(shí)狀態(tài)的轉(zhuǎn)變。相應(yīng)地,其直剪特性也會(huì)發(fā)生改變:

a.當(dāng)泥炭土處在多孔隙狀態(tài)時(shí),剪切面主要穿過土團(tuán)聚體、架空大孔隙及少量大顆粒間的接觸面,如圖6(a)所示。當(dāng)無法向應(yīng)力時(shí),泥炭土依靠團(tuán)聚體中黏粒間各種物理化學(xué)作用力和有機(jī)物質(zhì)膠結(jié)作用[5]抵抗剪切,即黏聚強(qiáng)度為主要抗剪強(qiáng)度來源;隨著法向應(yīng)力增大,架空大孔隙中發(fā)生固結(jié)排水,土團(tuán)聚體相互靠近,導(dǎo)致黏聚強(qiáng)度增大。另一方面,土團(tuán)聚體中微孔隙也逐步排水,黏粒團(tuán)聚體逐步壓密;同時(shí),還存在少量大顆粒(主要為粉粒及砂粒)壓力接觸,使得顆粒之間產(chǎn)生一定的滑動(dòng)摩擦。

b.當(dāng)泥炭土處在相對(duì)密實(shí)狀態(tài)時(shí),土顆粒相互靠近接觸形成土骨架,剪切面主要沿著相互咬合接觸的大顆粒間、土團(tuán)聚體與大顆粒接觸面發(fā)展,局部切過土團(tuán)聚體內(nèi)部,如圖6(b)所示。此時(shí),抗剪強(qiáng)度除了黏聚強(qiáng)度以外,大土顆粒間摩擦強(qiáng)度也占了很大一部分。

泥炭土強(qiáng)度包線前后段直線斜率的不同,表明土的內(nèi)摩擦角大小發(fā)生變化。固結(jié)快剪和慢剪時(shí),隨著σ的增大,剪切面上剪過的土粒從黏粒為主變?yōu)榉哿?、砂粒為?粒徑增大,必然導(dǎo)致土的內(nèi)摩擦角增大。這就是泥炭土前段內(nèi)摩擦角平均值φcq1平=12.9°,而后段內(nèi)摩擦角平均值增大到φcq2平=26°的原因?？旒魰r(shí),通過快速加載使泥炭土不發(fā)生排水固結(jié)。但由于儀器本身無法做到完全不排水,再加上加載初期泥炭土富含聯(lián)通性較好的架空大孔隙,短時(shí)間內(nèi)仍有孔隙水排出,使得土中部分架空大孔隙壓密,剪切面切過的土團(tuán)聚體及土顆粒接觸面增多,這導(dǎo)致σ在25～100 kPa階段泥炭土抗剪強(qiáng)度有增大趨勢(shì)。但這一排水過程有很大的隨機(jī)性,故該階段泥炭土的抗剪強(qiáng)度離散性很大,如圖2(e)所示。在σ為25～100 kPa階段,剪切面上的土顆粒接觸面較少,但由于排水作用,接觸的土粒之間有一定的有效應(yīng)力,導(dǎo)致了摩擦強(qiáng)度存在,這就是前段直線有一定斜率(φq1平=5.7°)的原因。但由于孔隙水壓力來不及完全消散,使得快剪法所得前段內(nèi)摩擦角(φq1平=5.7°)小于固結(jié)快剪法內(nèi)摩擦角(φcq1平=12.9°),黏聚力cq1平=9.4 kPa小于ccq1平=14.4 kPa。在σ>100 kPa后,泥炭土中架空大孔隙基本被壓密,瞬間排水能力下降,土中超靜孔隙水壓力無法消散。根據(jù)有效應(yīng)力原理,即便此時(shí)土顆粒(主要為粉粒及砂粒)已經(jīng)壓密至相互接觸,接觸面上的有效應(yīng)力仍然很小,也即摩擦強(qiáng)度較小,這就是快剪時(shí)后段直線斜率極小(φq2平=1.2°)的原因。

4.3關(guān)于抗剪強(qiáng)度包線轉(zhuǎn)折點(diǎn)對(duì)應(yīng)法向應(yīng)力σs的討論

據(jù)前文分析,泥炭土經(jīng)歷了從多孔隙狀態(tài)到相對(duì)密實(shí)狀態(tài)的轉(zhuǎn)變,使得抗剪強(qiáng)度包線出現(xiàn)轉(zhuǎn)折點(diǎn),因此σs1和σs2均可視為土體被壓密的臨界強(qiáng)度。σs1可視為聯(lián)通架空大孔隙被基本壓密的臨界強(qiáng)度,σs2可認(rèn)為是壓密至土中形成土顆粒骨架的臨界強(qiáng)度。從圖4、圖5中分別可知,固結(jié)壓力為σs2時(shí),3個(gè)場(chǎng)地不同泥炭質(zhì)土樣的孔隙比接近,平均值e平≈2.2;σs1時(shí)的固結(jié)系數(shù)接近,平均值Cv平≈3.4×10-4cm2/s。本次試驗(yàn)所得快剪法τf～σ關(guān)系轉(zhuǎn)折點(diǎn)對(duì)應(yīng)的法向應(yīng)力σs1約等于100 kPa;固結(jié)快剪、慢剪的σs2(=σs3)約等于200 kPa。Kovalenko等[20]試驗(yàn)得出的σs為50 kPa左右,這可能和其土樣高孔隙率(e0=11.9～16)、高含水率(ω0=730%～1 000%)的特性有關(guān)。筆者認(rèn)為泥炭土壓密臨界強(qiáng)度可能和土的泥炭土的成因、應(yīng)力歷史、礦物成分、顆粒級(jí)配以及有機(jī)質(zhì)含量、成分、分解度等因素有關(guān),需做深入研究。

5　結(jié)　　論

a. 固結(jié)快剪和慢剪時(shí),當(dāng)σ較小,泥炭土剪切變形以塑性變形為主;隨著法向應(yīng)力σ的增大,剪切變形以彈塑性變形為主。對(duì)于快剪試驗(yàn),均表現(xiàn)出以塑性變形為主的特點(diǎn)。

b. 泥炭土固結(jié)快剪、慢剪試驗(yàn)τf～σ關(guān)系曲線形式上相近,均表現(xiàn)為τf隨著σ的增大而增大,但這種增大并非是線性的;快剪試驗(yàn)τf～σ關(guān)系曲線表現(xiàn)出τf先增大后趨穩(wěn)的特點(diǎn)。相同法向應(yīng)力σ時(shí),慢剪試驗(yàn)所得泥炭土抗剪強(qiáng)度τf略高于固結(jié)快剪抗剪強(qiáng)度;快剪所得τf最小;隨著σ的增大,固結(jié)快剪、慢剪所得τf與快剪試驗(yàn)的τf差值越大。

c. 泥炭土的抗剪強(qiáng)度包線為兩段相交的折線。試驗(yàn)所得快剪法τf～σ關(guān)系轉(zhuǎn)折點(diǎn)對(duì)應(yīng)的法向應(yīng)力σs1約等于100kPa;固結(jié)快剪、慢剪的σs2(=σs3)約等于200kPa。

d. 孔隙比e隨σ的增大而減小,3個(gè)場(chǎng)地泥炭土孔隙比e之間的差異隨著σ的增大而減小,在σ≥200kPa后達(dá)到基本接近。固結(jié)系數(shù)Cv隨σ增大而下降,當(dāng)σ從25kPa增至200kPa(100kPa)左右時(shí),Cv下降幅度大;在σ超過200kPa(100kPa)后,Cv降幅小并逐步趨穩(wěn)。

e. 機(jī)理分析表明,不斷增大的法向應(yīng)力作用下,泥炭土經(jīng)歷了從多孔隙狀態(tài)到相對(duì)密實(shí)狀態(tài)的轉(zhuǎn)變,導(dǎo)致其抗剪強(qiáng)度及抗剪強(qiáng)度參數(shù)也相應(yīng)地發(fā)生改變。

致謝:本文取樣工作得到了建研地基基礎(chǔ)工程有限責(zé)任公司云南分公司王明山高工、昆明市建筑設(shè)計(jì)研究院有限責(zé)任公司何喜總工和大理市設(shè)計(jì)院的大力支持,在此深表感謝!

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Shear strength properties and mechanisms of peaty soil with high degree of decomposition in direct shear tests

GUI Yue1, 2, 3, FU Jian1, HOU Yingjie1, CAO Jing1, ZHOU Yundong2, 3

(1.FacultyofCivilEngineeringandMechanics,KunmingUniversityofScienceandTechnology,Kunming650051,China;2.KeyLaboratoryofMinistryofEducationforGeomechanicsandEmbankmentEngineering,HohaiUniversity,Nanjing210098,China;3.JiangsuResearchCenterforGeotechnicalEngineeringTechnology,HohaiUniversity,Nanjing210098,China)

Based on the results of a large number of laboratory compression-direct shear combined tests, the shear strength properties and mechanisms of typical peaty soil with a high degree of decomposition, sampled from three different sites in Kunming and Dali cities, were analyzed. The test results demonstrate the following: the shear stress-shear displacement curves of peaty soil showed different shapes in the consolidated quick shear test, quick shear test, and slow shear test; with the increase of the normal stress, the shear deformation changed from plastic deformation to elastic-plastic deformation in the consolidated quick shear and slow shear tests; the shear deformation in the quick shear test showed mainly the plastic deformation under different normal stresses; the shear strength envelopes of peaty soil with a high degree of decompression were, basically, two intersecting polygonal lines with different slopes; the normal stress (σs) corresponding to the break point of shear strength envelopes was about 200 kPa in the consolidated quick shear test and slow shear test, and the value was about 100 kPa in the quick shear test. Based on analysis of the compression deformation of peaty soil, the evolution mechanisms of the shear strength were further analyzed by means of establishing compression-shear microstructural models for peaty soil. We conclude that the increasing normal stress causes peaty soil to change from a porous state to a relatively densified state, leading to changes in the shear strength and the shear strength parameters.

peaty soil with high degree of decompression; direct shear test; shear strength envelop; shear strength; shear strength parameter

10.3876/j.issn.1000-1980.2016.05.007

2015-10-30

國家自然科學(xué)基金(51568030);巖土力學(xué)與堤壩工程教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室開放基金(GH201401);云南省人才培養(yǎng)基金(KKSY201306106)

桂躍(1982—),江西進(jìn)賢人,副教授,博士,主要從事軟土力學(xué)及基坑工程等教學(xué)與科研工作。E-mail: gydrgui@kmust.eud.cn

TU47

A

1000-1980(2016)05-0418-09