有機質含量對滇池重塑泥炭質土動強度特性的影響

朱云強， 屈俊童*， 季東， 張翔， 許有濤， 崔茂俊

(1.云南大學建筑與規劃學院， 昆明 650504； 2.中建八局第四建設有限公司， 青島 266100)

昆明滇池流域廣泛分布著泥炭質土層，泥炭質土具有的壓縮性高、強度低及次固結變形量大等特點，隨著昆明經濟和基礎設施建設的快速發展，給該地區的相關工程建設帶來了諸多困難。由于我國西南地區地震頻發，加之長期的交通荷載作用，建設在未經處理的泥炭質土上的公路、鐵路等交通設施容易產生較大的變形，甚至發生破壞。因此，研究泥炭質土在循環荷載作用下的動力特性具有重要的工程意[1]。

土體在承受動荷載作用時，其動力特性變化會經過三個階段，包括振動壓密階段、振動剪切階段和振動破壞階段。對于工程建設來說，振動破壞段是無法容許的，土的動強度即是指作用的動應力能夠引起土在破壞意義上的動變形或土在極限平衡件下的動孔壓[2]。目前中外學者對泥炭土或軟粘土的動強度特進行了一定的研究。Chen等[3]通過循環動三軸試驗研究了杭州灣原狀結構性粉質粘土在不同振動頻率下的孔隙壓力、應變和動強度的發展，結果表明存在臨界循環應力比，當循環應力比未達到該值時，頻率對動強度無影響，當超過時，頻率越高，動強度越大，但隨著頻率的增加，頻率對動態特性的影響會逐漸減小。Azhar等[4]對柔佛州的重塑泥炭質土和原狀泥炭質土分別進行了動強度試驗，其結果是重塑泥炭質土不僅強度要大于原狀泥炭質土，并且動黏聚力和動內摩擦角也更大。Zolkefle等[5]研究了柔佛州泥炭質土的動變形特性，認為隨著振動頻率和有效應力的增加，泥炭質土的剪切模量在增大。Kishida等[6]對高有機質土進行了循環三軸、共振柱等試驗，對固結應力、有機質含量和加載歷史等變量進行了研究分析，認為固結壓力和有機質含量對泥炭土的動力學特性有較大影響。劉偉等[7]對安嵩線草海段泥炭質土的動力特性進行了分析，結果表明其動強度隨圍壓的增大而增大，隨著振次的增加動強度呈線性降低。李懿等[8]通過動三軸試驗研究了洞庭湖砂紋淤泥質土，發現其動黏聚力與固結壓力、頻率呈正相關性，破壞振次呈負相關性，動內摩擦角變化規律相似，但受固結壓力和頻率的影響較小。陳穎平[9]對杭州黏土在7種不同固結壓力作用下進行動三軸試驗，經過分析得出固結壓力會對土體結構強度造成不同程度的影響，動應力幅值越低則這個影響也越明顯。

研究表明，泥炭質土中有機質成分對于其物理力學性質有重要影響[10]，但目前關于泥炭質土中有機質成分對其動強度的研究還比較少見。為此，以昆明滇池重塑泥炭質土為研究對象，通過室內動三軸試驗，研究不同有機質含量、固結壓力及加載頻率條件下得到的昆明重塑泥炭質土動剪應力和破壞振次的關系曲線，分析不同試驗條件對于動強度指標，即動黏聚力cd、動內摩擦角φd的影響，為泥炭質土的進一步研究和相關工程建設提供參考。

1 試驗材料及方法

1.1 試驗材料

本次試驗使用的試驗設備是英國GDS設備儀器有限公司生產的動三軸儀，型號DYNTTS(以下簡稱GDS動三軸儀)，采用其中的動力模塊。試驗的土樣取自昆明巫家壩地區某基坑內，基坑深度為 4～15 m，為保證所取土樣的有機質含量有所差異，分別于基坑不同區域和不同深度進行取樣，原狀泥炭質土的基本物理性質指標由該基坑的地勘報告提供，如表1所示。

1.2 試驗方法

1.2.1 有機質含量的測定

有機質的測定方法包括目視比色法、光度比色法、質量法(灼失量法)、容量法(重鉻酸鉀容量法)和雙氧水氧化法等。由于灼失量法經濟、快捷、有效，測定結果可信度較高，因此采用灼失量法測定土樣有機質含量。

測定過程為：先將取回的五袋土樣充分攪拌均勻后，于每袋土樣中取兩份試樣，分別放入稱量盒中，稱量盒加濕土的質量。之后將盒至于烘箱內在65～70 ℃的恒溫下烘至恒量后，放入干燥器內冷卻至室溫，稱量盒加干土質量。再將烘干土樣放在橡皮板上用木槌碾散，用四分法選取代表性試樣，將試樣通過孔徑0.5 mm的篩，然后將篩后樣品充分攪拌均勻，分別稱取3.000～5.000 g放入瓷坩堝中，置于高溫爐內再 550 ℃下燒灼至恒量后，置于干燥器內冷卻至室溫，稱其質量。所有稱量過程均準確至0.001 g，灼燒兩次前后的稱重之差即是有機質含量，其測定結果如表2所示。

表1 原狀泥炭質土的基本物理性質指標

表2 泥炭質土燒失量測定結果

根據《巖土工程勘察規范》(GB50021—2001)[11]中有機質土的分類，本次所取土樣中 PS-1至PS-5號土均屬于泥炭質土。其中PS-3號為強泥炭質土，PS-5號為中泥炭質土，PS-1、2、4號土均為弱泥炭質土。由于PS-4號土的有機質含量最低，且與PS-3號土和PS-5號土差值較大，較具代表性，故本次試驗采用PS-3號、PS-4號和PS-5號土進行試驗。

1.2.2 樣品制備

首先進行試樣的制備，根據《土工試驗方法標準》(GB/T 50123—2019)[12]，從巫家壩取回的PS-3號、PS-4號和PS-5號土中取足夠試驗用量的泥炭質土，將試驗土樣烘干后，經木錘碾散過5 mm的篩，過篩土樣均勻鋪在搪瓷盤中，用噴壺將適量的水噴灑在土樣上拌勻并濕潤24 h。根據分層擊實法將土樣制成尺寸為直徑 50 mm、高為100 mm的標準圓柱體，對試樣的成型時間須控制在25 min之內。

在土樣制成后采用真空抽氣飽和法對土樣進行飽和。先將試樣置于真空缸內抽氣，使真空表接近-100 kPa后保持1 h以上。然后打開進水閥，使無氣水進入真空缸，在注水過程中保持真空表數值保持不變，待水淹沒試樣后關閉進水閥并停止抽氣。最后關閉抽氣閥，將導水管提出水面置于空氣中，打開進水閥令空氣進入真空缸，最后靜置24 h完成對試樣的前期飽和處理。一般來說對于黏性土僅用真空飽和法不能達到很高的飽和度，所以將試樣裝入GDS動三軸儀后，進行B值檢測來判定土樣是否飽和，當B值≥0.95時，可以認為土樣飽和。當B值小于0.95時對土樣進行反壓飽和，直到B值大于0.95。

飽和完成后對試樣進行固結。采用高級加載模塊對已經飽和的土樣施加預定的固結壓力，對試樣固結的時間不少于24 h。設置固結壓力為50、100、150 kPa，且都為等壓固結。固結過程中觀察反壓體積隨時間變化曲線，當反壓體積保持不變時可以認為試樣固結完成。之后可按照試驗方案進行動三軸試驗。

1.2.3 試驗參數的選取

動力試驗參數的選取對土動力特性試驗結果有直接影響，本次試驗的相關參數選取如下。

(1)有機質含量：本次試驗采用較具代表性的PS-3號、PS-4號和PS-5號土進行試驗。即有機質含量ωu為12.5%、25.3%、42.1%。

(2)固結比：實際工況中，等壓固結的情況基本不會出現，但由于三軸試驗中最大加載數值和試驗可操作性等方面等壓固結均優于偏壓固結，本次試驗均采用等壓固結，即固結比kc=1。

(3)振動頻率：由于低頻振動對建筑工程中的作用影響非常大，且根據相關的地鐵監測數據[13]，地鐵管線下的地基土在地鐵列車經過時，土體產生低頻的范圍在0.4～0.6 Hz，因此本次試驗主要考慮低頻振動，采用的振動頻率為0.5、1.0、1.5 Hz。

(4)振動波形：在動三軸試驗中可以選擇正弦波、三角波、矩形波等，由于正弦波能較好地模擬地震波并且操作簡便，故采用正弦波波形。

(5)動應力幅值：以前期進行的靜強度試驗結果為參考，選取范圍為各個固結壓力0.3～0.9倍的靜強度，并根據實際試驗情況調整，固結壓力每增加一級，動應力幅值應相應提高10%～30%，并使破壞振次較為均勻分布在1～1 000次。

(6)試驗終止條件：通常將土體被破壞作為試驗的終止條件，因此需要確定土體的破壞標準才能夠合理化地研究試驗結果。由于本次試驗所用的重塑飽和泥炭質土具有很低的滲透性和很強的黏滯作用，孔隙水壓力難以準確測量，所以孔壓標準和極限平衡標準不適于本次試驗，而屈服標準較適用于非飽和土。對于黏性土一般可采用指定應變的方法作為破壞標準，即應變破壞標準。對于其中的飽和黏性土，一般在軸向動應變達到2.5%～10%選取，故選取累計軸向應變達到10%作為破壞標準。

本次試驗設置的固結壓力為50、100、150 kPa，選擇不排水條件，即固結不排水試驗，具體試驗方案如表3所示，其中編號4～12組試驗有機質含量均為25.3%。

表3 重塑泥炭質土動強度試驗方案

1.2.4 試驗步驟

使用動力加載模塊進行動三軸試驗。在施加動荷載之前需要對試樣進行剛度估計，剛度估計決定了荷載能否以合適的正弦波方式加載到試樣上，反映在試樣上即是試樣承受荷載時，能否產生適中的抵抗變形的能力。通過一定的方法選擇合適的土體剛度后，需要設置振幅，振幅可以通過動應力幅值進行換算。下一步分別設置總循環次數、每次循環保存的數據點和累計應變極限等條件，在設置結束后即可開始循環動荷載試驗。

2 泥炭質土動強度曲線分析

本次試驗每種試驗情況采用3個點，并且各個點均勻分布在1～1 000循環次數內。由動強度定義可知，土的動強度和其循環荷載次數密切相關，一般常用動應力σd或動剪應力τd與破壞振次Nf的曲線，即σd-Nf或τd-Nf來表現土受到動荷載的變化規律。另外，動應力比Rf=σd/2σ3c，即動應力σd的1/2與固結壓力σ3c的比值，也可用來表現動強度。本次試驗采用τd-Nf和Rf-Nf曲線進行分析。

2.1 不同固結壓力對動強度曲線的影響

飽和重塑泥炭質土在25.3%有機質含量下，相同振動頻率控制條件下的τd-Nf與Rf-Nf定量關系曲線如圖1～圖3所示。

圖1 0.5 Hz條件下不同固結壓力的動強度曲線Fig.1 The dynamic strength curve of different consolidation pressures at 0.5 Hz

圖2 1.0 Hz條件下不同固結壓力的動強度曲線Fig.2 Dynamic strength curves of different consolidation pressures at 1.0 Hz

圖3 1.5 Hz條件下不同固結壓力的動強度曲線Fig.3 Dynamic strength curves of different consolidation pressures at 1.5 Hz

從圖1(a)、圖2(a)、圖3(a)的τd-Nf關系曲線可以看出，各個振動頻率控制條件下的動剪應力τd均表現出隨著固結壓力σ3c增大而增大的趨勢，即試樣在更大固結壓力下強度更高。根據有效應力原理，固結壓力越大，有效應力也就越大。由于泥炭質土中含有有機質、膠體狀態的礦物顆粒和腐殖質等構成的疏松海綿結構和架空結構，而固結壓力的壓密作用會使這些有機質、膠體狀態的礦物顆粒和土顆粒之間的吸引力和膠結作用增強，故這些結構中空隙被壓縮并結合的更加緊密，使土體抵抗變形和破壞的能力更強。此外還可發現，三種固結壓力曲線之間的距離近似相等，每增加50 kPa，動應力大概增加4～7 kPa。但隨著破壞振次的增大，3種固結壓力曲線尾部有收斂的趨勢。根據文獻[11]，每種圍壓情況下動強度曲線均應出現一個穩定值，即極限最小循環強度，當動應力足夠小，小于該值時，此時試樣將不受荷載循環次數的影響，無論循環加載多少次，試樣均處于彈性狀態，產生的塑性變形也很小，遠達不到破壞時的應變。

從圖1(b)、圖2(b)、圖3(b)的Rf-Nf關系曲線中可以看出：動應力比Rf隨著固結壓力σ3c的增大而減小，這和τd-Nf曲線表現的規律較為不同。但在各個振動頻率條件下100 kPa和150 kPa時的動應力比相差較小，尤其是振動頻率為0.5 Hz時，這兩條動應力比曲線有部分近乎重疊在一起。當固結壓力一定時，若動應力較小，因為土體本身存在著一定結構強度，需要較多循環次數才會使試樣產生較為明顯的塑性變形，此時土體的結構強度才會產生較大的衰減。但當動應力較大時，土體的結構會很快遭到破壞，使得應變迅速增加，在較小的循環次數小就會達到破壞條件。反映在Rf-Nf曲線上就是，低固結壓力條件下的試樣需要更大的動應力比使土體結構強度產生衰減，從而使試樣產生較大塑性變形，直至達到破壞標準。而高固結壓力的條件下，若仍保持高動應力比，則土體結構很難承受住，會迅速變形破壞，故較低的動應力比可以達到較好的效果，使試樣的破壞次數均勻分布在1～1 000次的范圍內。

2.2 不同振動頻率對動強度曲線的影響

飽和重塑泥炭質土在25.3%有機質含量下，不同振動頻率控制條件下的τd-Nf與Rf-Nf定量關系曲線如圖4～圖6所示。

圖4 50 kPa固結壓力條件下不同頻率的動強度曲線Fig.4 Dynamic strength curves of different frequencies under the condition of 50 kPa consolidation pressure

圖5 100 kPa固結壓力條件下不同頻率的動強度曲線Fig.5 Dynamic strength curves of different frequencies under the condition of 100 kPa consolidationpressure

圖6 150 kPa固結壓力條件下不同頻率的動強度曲線Fig.6 Dynamic strength curves of different frequencies under the condition of 150 kPa consolidation pressure

由圖4～圖6可以看出，τd-Nf與Rf-Nf曲線的變化基本相似，在各個不同固結壓力控制條件下，隨著荷載振動頻率的升高，整體上重塑泥炭質土體的動剪應力也在增大。但是這3種頻率時的動剪應力差別并不是非常明顯，并且這3種頻率曲線之間的間距沒有明顯的規律。根據文獻[14]，5 Hz以內的振動頻率對泥炭質土的動彈性模量影響較小，因此加載頻率對于土體的動變形影響不明顯。當加載頻率越低，試樣的受荷時間相對越久，從而土體更易破壞土體中的孔隙水壓力有充足的時間上升和擴散，土體的有效應力隨之降低，故使土體的結構強度下降，此時泥炭質土的塑性變形越大，土體更容易破壞。本次試驗主要選取了3個較低頻率，所以整體來看對于泥炭質土的動強度影響較小。

2.3 不同有機質含量對動強度曲線的影響

飽和重塑泥炭質土在不同有機質含量下，相同固結壓力控制條件下的τd-Nf與Rf-Nf定量關系曲線如圖7～圖9所示。

圖7 50 kPa固結壓力條件下不同有機質含量的動強度曲線Fig.7 Dynamic strength curve of different organic matter content under the condition of 50 kPa consolidation pressure

圖8 100 kPa固結壓力條件下不同有機質含量的動強度曲線Fig.8 Dynamic strength curve of different organic matter content under the condition of 100 kPa consolidation pressure

圖9 150 kPa固結壓力條件下不同有機質含量的動強度曲線Fig.9 Dynamic strength curve of different organic matter content under the condition of 150 kPa consolidation pressure

圖7～圖9中，τd-Nf與Rf-Nf曲線的變化基本相似，可以看出，在各個固結壓力條件下，有機質的含量越高，所對應的動剪應力也就越大。仔細觀察這3種不同有機質含量的曲線之間的間距，也會發現略有不同。42.1%有機質含量的動強度曲線與25.3%有機質含量的動強度曲線間距略大于25.3%有機質含量與12.5%有機質含量的間距。Rf-Nf曲線的變化規律也類似。泥炭土的主要成分包括礦物顆粒、腐殖質-黏粒團聚體及碳化植物纖維殘體[15]。其中腐殖質是土中有機質的主要組成部分，由于腐殖質具有強大的吸水特性[16]，隨著有機質含量的增大，在循環荷載作用過程中腐殖質、礦物膠體和土顆粒之間相互咬合，膠結作用增強，土顆粒之間的結合水相連結力加強，對循環荷載拉壓過程中起到阻滯的作用，致使土體抵抗變形和破壞的能力更加顯著，所以高有機質含量的試樣相對于低有機質含量的試樣動剪應力和動應力比更大，動強度曲線的位置也就更高。

3 不同試驗條件對泥炭質土動強度指標分析

根據文獻[17]，摩爾-庫倫公式同樣適用于土體動強度指標的計算，即

τd=cd+σtanφd

(1)

式(1)中：cd、φd分別為動黏聚力和動摩擦角。

根據Seed[18]效振次簡化方法，地震級數和土的循環荷載次數具有一定的對應關系，具體如表4所示。為了考慮循環振次對土體的抗剪強度指標的影響，綜合考慮選擇振動次數相差較大(Nf=5、12、30)，來模擬地震5.5～6、7.0、8.0級的地震對土體的作用。

表4 地震級數及循環荷載對應表

對于抗剪強度指標cd和φd，需要畫出不同試驗條件下各個振次的抗剪強度包絡線。根據動強度曲線繪制3個不同固結壓力下的動應力莫爾圓，然后做出3個圓的公切線，即可得到不同試驗條件下各個振次的抗剪強度包絡線。之后可求出動強度指標，進一步分析不同試驗條件對cd、φd值產生的具體影響。以cd、φd值為縱坐標，相關試驗控制條件為橫坐標，繪制其變化曲線，如圖10～圖12所示。

圖10 不同有機質含量對重塑泥炭質土動強度指標的影響Fig.10 Influence of different organic matter content on the dynamic strength index of remolded peaty soil

圖11 不同振動頻率對重塑泥炭質土動強度指標的影響Fig.11 Influence of different vibration frequencies on the dynamic strength index of remolded peaty soil

圖12 不同循環振次對重塑泥炭質土動強度指標的影響Fig.12 Influence of different cycles of vibration on the dynamic strength index of remolded peaty soil

3.1 不同有機質含量對動強度指標的影響

由圖10可以看出，3種不同的循環振次Nf下動黏聚力cd均隨著有機質含量的增大而增大，并且增大的趨勢也都較為相同。分析原因是由于有機質含量越高，其土體中含有的有機質膠體、黏粒和腐殖質也就越多，動黏聚力正是由這些有機質膠體和黏粒間的膠結作用產生的，而腐殖質則可以使這種有機-無機復合膠體相互作用增強。另外，由于土體中含有大量未分解完全的植物殘體，這些植物殘體與土中顆粒交錯亂織在一起，形成一種似黏聚力[10]，提高了抗拉拔能力。故隨著有機質含量的增加，黏聚力相應增大。

動內摩擦角φd也隨著有機質含量的增大而增大。從數值上看，有機質含量從12.5%增加到42.1%，動內摩擦角增加了2°，并且有機質含量間隔越大提升的幅度也就越明顯。其原因與動黏聚力cd較為類似，但是動內摩擦角更多是物理層面的作用，即隨著有機質含量的增大，有大量未分解完全的植物殘體與土顆粒間相互錯動，滑動摩擦及凹凸面間的鑲嵌作用較僅是土顆粒與土顆粒之間的摩擦作用更加明顯，也就造成了有機質含量越大，動內摩擦角也就越大。

3.2 不同振動頻率對動強度指標的影響

從圖11可知，3種不同的循環振次Nf下動黏聚力cd均是隨著頻率的增大而增大。從動強度指標的數值變化來看，頻率從0.5 Hz增加到1.5 Hz，動黏聚力cd增加了2～2.5 kPa，可以看出荷載頻率對泥炭質土的影響要比有機質含量的較小。低頻荷載作用在土體時，土體有充分的時間變形，在較少的振次下被振松，土顆粒和有機質膠體礦物之間的咬合、聯結作用減小，動黏聚力cd下降。反之高頻的荷載振動作用時，每個振次中荷載加載在土體上的時間較短，需要在土體在更多的振次下才能達到低頻率較小振次下的效果，即土體來不及在該頻率的動應力下發生較大的變形，依然保持較為密實的狀態，故與低頻振次相比，高頻振次下的動黏聚力cd更大一些。

3種不同的循環振次Nf下動內摩擦角φd曲線并不統一，當循環振次Nf=5時動內摩擦角φd是隨著頻率增大而增大的，但當Nf=12時的動內摩擦角φd是先增大而后卻降低，當Nf=30時的動內摩擦角φd基本保持不變后略有升高。從動強度指標的數值變化來看，循環振次Nf=5時，頻率從0.5 Hz增加到1.5 Hz，動內摩擦角φd增加了約1°，而循環振次Nf=12和Nf=30時，頻率從0.5 Hz增加到1.5 Hz，動內摩擦角φd僅增加了約0.2°，可以說基本保持不變，整體來說振動頻率對動內摩擦角φd的影響并不明顯。

3.3 不同循環振次對動強度指標的影響

由圖12可以看出，5種不同的控制條件下的動黏聚力cd均是隨著循環振次Nf的增大而減小，并且減小趨勢整體上較為相似。從動強度指標數值變化來看，在不同控制條件下，當循環振次Nf=5增加至Nf=30時，動黏聚力下降了1.6～2.6 kPa。分析原因是一開始當循環振次Nf較小時，在動荷載的影響下，土體有被壓縮的趨勢，土中孔隙被壓密，這就使動黏聚力cd剛開始處于一個較高的水平。隨著循環振次的增加，孔隙水壓力逐漸上升和擴散，有效應力減小，土體結構強度漸漸下降。此時土體變得松散，使土顆粒之間或膠體礦物顆粒之間包裹的水膜咬合、聯結能力下降，導致動黏聚力cd逐漸下降。如果循環振次Nf繼續增加，土顆粒和膠體礦物顆粒在經過較多次的荷載作用后會重新排列，進而會進入一個較為平衡穩定的狀態，此時的動黏聚力cd下降將逐漸變得平緩，最后會趨于穩定。

循環振次Nf對動內摩擦角φd和動黏聚力cd的曲線影響比較相似。但循環振次Nf為5～12時動內摩擦角φd的減小幅度要大于Nf為21～30。從數值上看，不同控制條件下從循環振次Nf為5～30下降了1.3°～2.0°。這是因為當循環振次Nf較小時，土體被壓縮導致土顆粒和土顆粒之間、土顆粒和膠體礦物顆粒之間接觸面積更大也更加緊密，摩擦和咬合力增大，所以動內摩擦角φd也較大。隨著循環振次的增加，土體進入振動破壞階段，使土變得松散，隨著孔隙水壓力的上升和擴散，在土顆粒和土顆粒或膠體礦物顆粒之間包裹了一層較厚的水膜，增強了潤滑作用，摩擦作用減弱，使得動內摩擦角φd逐漸下降。

4 結論

對滇池飽和重塑泥炭質土進行了動強度試驗研究，得到如下結論。

(1)當有機質含量和振動頻率固定的情況下，隨著固結壓力的增大，重塑泥炭質土的動剪應力τd也在增大，動應力比Rf卻在減小；當有機質含量和固結壓力固定的情況下，動剪應力τd和動應力比Rf整體上是隨著振動頻率的增大在增大；當振動頻率和固結壓力固定的情況下，隨著有機質含量的增大，動剪應力τd和動應力比Rf也增大，并且有機質含量25.3%～42.1%，增加幅度明顯大于有機質含量12.5%～25.3%。

(2)有機質含量對重塑泥炭質土的動強度和動強度指標曲線的影響比其他試驗控制條件明顯，呈正相關性。說明有機質含量是影響重塑飽和泥炭質土動強度的關鍵因素。這主要是因為有機質本身有較強的膠結作用，大量有機質也增加了有機質、土體顆粒之間的聯結，使動黏聚力得到提升，并且由此形成的空間結構增加了土體內部的摩擦作用，導致動摩擦角也有在增加。

(3)重塑泥炭質土的動強度振動頻率的影響較小，且規律不明顯。動黏聚力cd和動內摩擦角φd總體上隨振動頻率的增加而增大，但增加幅度較小。因為高頻的荷載振動會使土體來不及發生變形，依然保持較為密實的狀態，土體間仍然有較強的聯結和摩擦，故高頻振次下的動黏聚力cd和動內摩擦角φd更大一些。

(4)當循環振次較小時，重塑飽和泥炭質土動黏聚力cd和動內摩擦角φd都較大，但隨著循環振次的增加都出現明顯減小。這是由于剛開始施加循環荷載時，土體會被壓密，土體動黏聚力cd和動內摩擦角φd處于較高水平，隨著循環振次增加，土體被振動破壞，土變得松散，土顆粒之間、膠體礦物顆粒之間以及互相之間的聯結變弱，動黏聚力cd和動內摩擦角φd發生較大的下降。