滇池湖相沉積泥炭土參數測定與剪切特性研究

阮永芬，蔡斯，李榮玉，等.滇池湖相沉積泥炭土參數測定與剪切特性研究［J］.地震工程學報，2024，46（2）：259268.DOI：10.20000j.10000844.2021122500x

摘要：

有機質含量和含水率對泥炭及泥炭質土（簡稱泥炭土）的力學性質及工程特性影響都很大，但現有的規范、規程及標準對高有機質含量土的含水率（ω）及有機質含量（wu）測定標準不明確，各單位測試結果差異較大。為明確高有機質含量土的ω及wu測定標準，開展不同灼燒溫度及灼燒時間下的測試試驗。滇池湖相沉積土的場地一般都有3～5層層狀分布的泥炭土，現對不同埋深的5層泥炭土進行從低至高圍壓下的三軸固結不排水（CU）試驗，探究不同埋深及圍壓下其應力應變的變化規律及演化機理。試驗發現：泥炭土隨圍壓增大應力應變關系曲線呈現“分層”現象，最大偏應力對應的應變隨深度增加而減小，線型隨圍壓和土樣埋深而發生改變，孔隙壓力系數總體隨著深度的增加而減小，并提出CU試驗泥炭土破壞應變控制標準。以上研究進一步加深了對泥炭土力學特性的認識，也為明確ω及wu的測定標準提供了試驗依據。

關鍵詞：

泥炭及泥炭質土（簡稱泥炭土）;含水率;有機質含量;剪切特性

中圖分類號：TU443文獻標志碼：A文章編號：10000844（2024）02-0259-10

DOI：10.20000j.10000844.2021122500x

0引言

泥炭土在世界范圍分布廣泛，但在不同地區沉積的土層性質差異較大［1］。昆明由于特殊的氣候、地形及環境條件，在環滇池流域的范圍中廣泛分布此類土，其有機質含量顯著偏高，可占到干土總質量的10%～80%，甚至高達98%，其工程性質極差［23］。在此類場地上施工的灌注樁會出現充盈系數較大、已建道路及建（構）筑物工后沉降嚴重、基坑支護結構易失效、地鐵基坑支護地下連續墻出現嚴重侵線、預制樁施工易出現傾斜、漂移及打不下去等問題，造成巨大的經濟損失。隨著昆明城市建設的迅速發展，環滇池大部分地區已成為城市發展核心，泥炭土的存在增加了其上工程處理的艱巨性。

要解決泥炭土存在的工程問題，首先應對其物理力學性質指標準確測定及力學特性進行研究。但現有規范、規程及標準中對高有機質含量土的含水率（ω）及有機質含量（wu）測定標準的烘烤時間和燒灼溫度未定量，導致各單位試驗給出含有機質土的物理參數差異大。泥炭土中ω及wu的變化對土體強度、變形及穩定性等影響很大，故研究其ω及wu的測定標準是非常有現實意義的［4］。國外針對纖維泥炭土研究較多，Azhar等［5］施加100kPa的壓力預固結后，得到重塑泥炭土抗剪強度高于原狀土;O'Kelly［6］進行三軸固結不排水和直剪試驗后，給出泥炭質土不排水和有效應力強度、靜止土壓力系數等;Jommi等［7］用碳酸水沖洗原狀樣，在進行不排水各向同性卸荷和剪切試驗中排出土樣氣體，發現有效應力明顯降低;Zhang等［8］對飽和纖維泥炭土進行三軸各向同性固結排水試驗，通過對原狀、重塑和擾動土試驗，研究了微結構和纖維含量對其力學特性的影響。國內的桂躍等［9］用直剪試驗對泥炭質土的剪切特性進行研究，發現快剪約在200kPa和慢剪100kPa時強度包線會出現轉折點;熊恩來等［10］通過三軸試驗研究了昆明泥炭質土的力學性質并進行歸一化處理。現有研究多采用直剪試驗針對淺層泥炭土進行，采用三軸試驗進行研究的較少。

為全面研究泥炭土的力學特性，對滇池會展中心場地100多米鉆孔深范圍內不同埋深處的5層原狀泥炭土進行含水率（ω）、有機質含量（wu）測定及從低至高圍壓下三軸固結不排水（CU）等試驗，以明確高有機質含量土的ω及wu測定標準，分析不同埋深及不同應力狀態下泥炭土的應力應變變化規律及演化機理。

1有機質含量測定標準

有機質含量（wu）測定法有重鉻酸鉀法和灼失量法。《巖土工程勘察規范（GB50021—2001）》［11］中指定灼失量法，但沒有明確否定重鉻酸鉀法。《土工試驗規程（SL237—1999）》［12］及《土工試驗方法標準（GB/T50123—2019）》［13］中都推薦用重鉻酸鉀容量油浴加熱法，但強調wu不超過15％。重鉻酸鉀容量法的氧化能力有一定限度，僅適用于wu不超過15%的土，兩種方法中灼失量法測得結果高于重鉻酸鉀法［14］。本次試驗泥炭土的wu都超過15%，故采用灼失量法測定。

灼失量法是指土在550℃燒灼至恒量時，所失去質量與干試樣質量之比，以百分數表示。有機質在高溫下會燃燒灰化，可用重量分析法估計土中wu。灼失量法的燒灼溫度國內有關行業有規定但不統一，分別有550℃、700℃、950℃［14］。灼失量法比較適用于含碳酸鹽和結晶水較少的土，或孔隙較大的泥炭土。為了分析其不同溫度下對wu的影響，在多種溫度下燒灼至恒量進行試驗。試驗坩堝質量w，取5g左右樣品放入干坩堝中在65～70℃烘干至恒重，準確稱重w1，在電阻爐中分別以溫度≥75℃連續灼燒12h至恒重，移入干燥器中冷卻后準確稱重w2。為使試驗結果更可靠，做兩組平行試驗，有機質含量wu計算公式如下：

wu=w1-w2w1-w（1）

現場取的5層泥炭土皆為第四系全新統沖湖積土，顏色為黑或灰黑色。地下水位較淺，勘察期間混合穩定水位在地面0～5.40m之間。根據文獻［13］進行室內試驗，各層土物理力學性質指標如表1所列。從7.0～12.4m深度范圍打8個鉆孔取8個③1層原狀土，進行有機質含量wu測試。wu的灼燒溫度從75～950℃，連續灼燒12h的試驗結果如表2所列。wu與灼燒溫度間關系如圖1所示。

從圖1及表2中可看出，溫度在250℃之前，wu隨溫度增高增幅較大，曲線較陡，占總增長量的70.41%～79.83%;在250～350℃時有增加但增幅減小，曲線還在上升，增量占總增長量的10.79%～17.94%;超過350℃后，增幅變小，曲線平緩;在550～950℃曲線基本呈水平，平均增量僅占總增長量的1.96%。

故灼燒溫度采用550℃是合理的，因超過550℃后變化不大。

灼燒溫度都采用550℃，連續灼燒12h至恒重并測定5層土值為wu1，地勘報告是連續灼燒8h測定的有機質含量的平均值wu2，分別列于表3中。

從表3中可看出，wu1遠高于wu2，且高于地勘報告中的最大值wumax，灼燒時間對測試結果影響也大，故建議按灼燒溫度550℃連續灼燒12h至恒重為wu的測定標準。地勘報告中對不同埋深的5層土都定名［11］為泥炭質土，而按具體土樣的試驗結果都為泥炭。從表3也可看出，同一層土wu值差異較大，其變異系數也很大，無論豎向還是水平向wu的差別都很大，即此類土的空間變異性非常大。

2含水率測定標準

2.1含水率測試問題

土中水的三種存在方式：礦物中結合水、土粒表面結合水及自由水。礦物中結合水一般只會通過礦物成分影響土體性質［15］，這里不討論。土粒表面弱結合水及土粒間自由水在100～105℃時才能氣化排出［16］。土粒表面強結合水須加熱到150～200℃才能排除，黏土礦物表面結合水要在200～250℃才能完全脫去［17］。現行規程［12，18］、標準［13］中含水率（ω）的測定方法，測定的是土粒表面弱結合水和自由水，且對wu高于5%的土ω測定方法不明確，因此有必要針對其進行ω測試試驗，確定其測定標準。

ω測試方法有很多種，如烘干法、酒精燃燒法及微波爐法［19］。烘干法雖烘烤時間長，但測定結果準確，受影響因素相對較少，被廣泛應用。現行規程［12，18］及標準［13］中ω測定的標準試驗都用烘干法。烘干法是在溫度105～110℃下烘到恒量時所失去的水質量（mw）與達到恒量后干土質量（ms）的比值。含水率ω計算公式如下：

ω=mwms×100%（2）

標準［13］、規程［18］中對wu超過干土質量5%的土及規程［12］對wu超過10%的土，都規定在65～70℃恒溫下烘干測其ω。規程中［18］規定：取土50g，在65～70℃恒溫下烘干，黏質土宜烘8～10h;另外恒溫下需烘多少小時，則規定不明確，特別是wu高的土。趙成等［16］研究在105～110℃溫度下經長時間烘干后，有機質特別是腐殖酸會在烘干過程中逐漸分解而不斷損失，測得的ω比實際大。土中有機質含量越高，誤差越大。滇池湖相沉積的泥炭土，其有機質含量較高，如表3所列。經對很多單位ω試驗方法調查，發現大部分單位把溫度控制在105～110℃，烘干時間6h，有少數單位按規定把溫度控制在65～70℃烘干8h。由于標準不統一，分析會展中心很多單位勘察報告，其ω差異都很大。

2.2含水率測試試驗

從表3可看出，地勘報告給出5層土的wu都超過10%，最淺③1層的wu平均值為59.99%，最高為84.74%。從表1可看出，5層土的ω較高，e較大，都隨深度增加而減小。用測wu的8個鉆孔取的土樣及同一場地6個黏土樣進行ω測試，平行試驗兩組后取平均值，誤差控制在2%以內。試驗方案：（1）在65～70℃恒溫下烘至恒量，記為ωi1;（2）105～110℃下烘到恒量，記為ωi2。選擇9個烘干時間，i為土樣編號，i=1，2，…，8，結果如表4所列。

從表4可看出，wu大于10%的土，在65～70℃恒溫下需48h才能烘至恒量。但與105～110℃時恒溫下烘干48h的ω1值相比，兩者間最大差值達12.19%，一般都不超過5%。在任何烘干時間下ω1都小ω2，平均差達17.42%，最大差值達37.61%，僅有一個相差小為1.67%。隨烘烤時間增加，兩者間差異由大變小。表4中給出烘24h時兩溫度下的差值，最大達61.83%。在105～110℃時有機質被烘失，故烘烤溫度必須lt;70℃，避免有機質的氧化、碳化。另外烘干時間要長，才能使包含在小團塊中附著水分完全揮發，黏土因烘干溫度高所以附著水分容易揮發。ω與烘干時間關系如圖2所示。

從圖2可看出，在65～70℃時，干燥4～28h時，ω隨干燥時間的增長增幅較大，據表4可算出ω平均增幅達94.4%;干燥28～48h時，增幅變小，平均增幅4.0%，趨于穩定;干燥48～96h，保持定值，平均漲幅0.99%。在105～110℃時，干燥4～12h時，ω隨干燥時間增長增幅大，平均增幅67.9%;干燥12～24h時，增幅變小，平均增幅10.3%;干燥24～96h，ω已基本保持恒定，漲幅0.6%。ω達到恒定時間，65～70℃需48h，105℃時需24h，相差兩倍。

對于不含有機質的黏土，在65～70℃時，干燥4～12h時，ω隨干燥時間增長增幅較大;干燥12～24h時，ω變化已趨于穩定;干燥24h后ω就基本保持恒定值。在105～110℃時，干燥4～8h時，ω有增加但變化不大，8h后保持恒定。對于黏土來說，在兩溫度下烘至恒重，其ω值變化都不大，最大差僅2.57%，平均差小于1.2%。所以黏土ω測定宜在105～110℃下烘至恒重，需烘8h。

為了統一標準，建議測定wu大于15%的土，宜采在65～70℃下烘至恒重，干燥時間為28h作為測定ω的標準，但不能采用105～110℃下進行測定。如2號土在105～110℃時，烘8h的ω為215.8%，而在65～70℃時，烘96h僅為203.8%，相差12%，所以采用105～110℃下測定有機質含量高的土的含水率是不合理的。

2.3含水率與有機質含量間關系

對會展中心及地鐵5號線地勘報告中不同埋深的泥炭土，統計分析其wu與ω間關系，相應的曲線如圖3所示。

從圖3的（a）、（b）中可看出，ω都隨wu的增加而增大，用指數或冪函數進行擬合時，相關系數都大于0.8，相關性很好。Hobbs等［20］認為泥炭質土儲水能力主要取決于土中有機質含量wu。Kolay等［21］對馬來西亞6個不同場地的泥炭質土進行試驗，也發現隨wu的增加，ω增加，說明wu和ω之間有直接聯系，即土中wu對ω影響較大，而ω又會影響土的抗剪強度和壓縮性。土的黏聚力c和內摩擦角φ均隨ω增加而線性減小，且c減小的幅度更明顯［22］。初始ω越高，其壓縮指標越大而強度指標越小［23］;土樣ω越大，孔隙比的變化速度越快，土樣越容易被壓縮［24］。因此準確測定ω及wu是非常重要的。

另外從表3中可看出，地勘報告及本次試驗測定的wu差異非常大的，其原因是wu測試時，是先在65～70℃烘干至恒重，試驗單位采用的是干燥6～8h，測定其重量后再灼燒至550℃后，測定的wu，而本次試驗采用干燥28h，測定其重量后再灼燒至550℃測定wu。通過以上分析可知，規程及標準中明確ω及wu測定標準是非常需要及重要的。

3應力應變關系研究

3.1實驗方案

對表1中不同埋深的5層泥炭土取原狀樣進行三軸固結不排水（CU）剪切試驗，探究其抗剪強度及變形的變化機理。試樣高80mm、直徑39.1mm。用抽氣飽和對試樣進行飽和，試驗圍壓分別從50～1800kPa，試驗結果如圖5所示。

從表1可知，泥炭土的e都高于2.81，壓縮性較大，常規固結標準即固結變形量達0.01mm/h［13］不易觀察，故改為觀察其排水量，當排水量不大于0.025mL/h視為固結完成，時間約為1～2d。因土質較軟，固結過程中需隨時進行修正確保剪切時σ1軸向施壓。剪切速率為0.08mm/min。當剪應力有明顯峰值時，試驗進行至超過5%的軸向應變為止，剪應力無峰值時，軸向應變達15%～20%為止。

3.2結果與分析

3.2.1應力應變關系

不同圍壓下5層土的CU試驗的偏應力τ（τ=σ1-σ3）與應變ε間關系曲線如圖4所示。從圖4可看出，從低至高圍壓，不同埋深泥炭土樣③1、④2、⑤2、⑥2、⑦2的τε關系曲線都隨著圍壓的增大，其增長速率及曲線形態呈現不同規律的變化，在圍壓50～600kPa間，超過某圍壓后τε關系曲線出現明顯分層現象，③1和⑦2層土樣都在圍壓為50kPa和400kPa后分別出現分層現象;④2層土樣在圍壓100kPa處出現;⑤2、⑥2層土樣在圍壓為200kPa后出現。說明τε間關系曲線出現明顯分層現象是滇池泥炭土的共性，且隨埋深增大，出現分層處的圍壓增大。這是因圍壓小于土體結構屈服應力時土體結構出現了量變，對應的τε曲線變化不大;但當圍壓大于土體結構屈服應力時土體結構產生了質變，τε曲線也發生較大改變，致使圍壓從50～600kPa間τε曲線出現突然變化產生“分層”現象。

不同埋深的5層泥炭土CU試驗結果如表5所列。表5中εa為破壞點［25］對應的應變。從表5可看出，隨深度及圍壓增加，εa以及τε間曲線變化是有規律的，5層土樣出現“分層”現象前土樣破壞點對應的εa平均值分別為5.6%、3.4%、3.5%、3.0%、3.1%，除最淺的③1層外其他4層土的εa平均相差不大;而分層后εa的平均值為11.1%、9.7%、9.2%、8.6%、8.6%，破壞點應變逐漸減小，表明埋深越大的土樣經過塑性變形達到破壞點的形變越小，在同等固結壓力下埋深越大，達到應力極限路徑越短。

表5中τf/σ3值為土樣剪切峰值與圍壓的比值，隨著圍壓增大泥炭土τf/σ3減小，③1層相對最小，表明相同圍壓下最淺層泥炭土強度最低，隨圍壓增加其強度增長性較差。

在σ3＞400kPa后線型由弱硬化轉變為硬化;其他土層低圍壓下為硬化型，但高圍壓下逐漸變為軟化型，土層埋深越深軟化型曲線越多，軟化型特征越明顯。土樣D的τε曲線線型先有弱硬化轉為弱軟化，最后當σ3=400kPa后轉變為軟化型，其他3層土樣也有類似規律。5層土在σ3=50kPa時線型皆為弱硬化型;在100kPa≤σ3≤400kPa時，隨著深度增加線型由弱硬化逐漸轉為弱軟化;σ3＞400kPa時隨著深度增加線型由硬化逐漸轉為軟化。

結合圖4和表5可看出，從CU試驗過程及整理結果來看，圍壓σ3≤400kPa且土樣應變小于15%時，τε曲線可出現峰值；但σ3＞400kPa后泥炭土硬化型的剪切極限值和軟化型曲線內殘余強度不明顯。基于這種現象建議泥炭土三軸CU試驗當σ3≤400kPa時采用出現峰值或應變達到15%為停止標準;而當σ3＞400kPa時建議使用應變達到20%作為停止標準，這樣硬化型曲線可以有足夠的應變去測出極限值，軟化型曲線也可以得到明確的破壞點位置和土樣的殘余強度，更利于泥炭土研究。從圖4中看，曲線的增長不是很規律，說明滇池泥炭土的空間變異性很大。

3.2.2孔隙水壓力系數

斯開普頓提出孔隙壓力系數A和B，用于表示試樣在三軸不排水和不排氣條件下孔隙壓力對總應力變化的反應，在（Δσ2=Δσ3）的狀態下土中孔隙壓力增量與大、小主應力增量間關系式［2527］：

Δu=Δu3+Δu1=B［Δσ3+A（Δσ1-Δσ3）］（3）

式中：Δσ1、Δσ3分別為大、小主應力增量;Δu為Δσ1和Δσ3變化引起的孔隙壓力增量;Δu3和Δu1分別為Δσ3和（Δσ1-Δσ3）變化引起的孔隙壓力增量;B、A分別為對應于各向應力相等條件和偏應力條件的孔隙壓力系數。Δu隨著（Δσ1-Δσ3）的變化而變化，A不為常數。在常規的CU三軸試驗中，徑向應力σ3保持不變、軸向應力增加，Δσ2=Δσ3=0，對于飽和土，B=1，則有：

Δu=Δσ3+Af（Δσ1-Δσ3）（4）

土樣皆在地下水位以下，為飽和土，B取1，Af為剪切破壞時孔隙壓力系數。

在CU試驗中，孔隙壓力系數Af與深度d之間的關系如圖5所示。

由圖5（a）可知，全部土樣Af在0.27～2.29之間，總體隨深度增加而減小，且隨深度的增加數據的收斂性增加。在圖5（b）中③1層土樣Af隨σ3的增加而增大，與另外4層土有較大差異，土樣④2、⑤2、⑥2、⑦2層的Af與σ3的關系曲線大致呈先增大后減小并隨著埋深依次遞減。天然土的Af受沉積歷史和土壤環境的影響較大，其泥炭土的Af與其結構的研究和變化規律，有待進一步研究。

4結論

（1）對于有機質含量wu大于15%的土，應采用灼失量法測定其wu，即燒灼溫度宜采用550℃，應連續灼燒12h至恒重，所失去質量與干試樣質量之比，以百分數表示。

（2）對于有機質含量wu大于15%的土，含水率的測定應控制在65～70℃下烘干至恒量，干燥時間應明確為28h。不能采用105～110℃時烘干至恒量來測定有機質含量大于15%的土含水率，誤差會很大。

（3）在CU試驗中，泥炭土隨著圍壓σ3的增大，應力應變關系曲線增長速率差距出現“分層”現象;最淺層泥炭土最大偏應力明顯低于其他4層土，最大偏應力對應的應變εa平均值隨深度的增加而減小;應力應變關系曲線線型隨著圍壓和土樣深度發生改變，從弱硬化轉變為弱軟化，硬化轉變為軟化。

（4）σ3大于400kPa后，相同的固結壓力下埋深越大的泥炭土接近應力極限的應變越小。建議泥炭土在σ3小于300kPa前采用應變達到15%為破壞應變控制標準，當σ3大于等于400kPa后采用應變達到20%為破壞應變控制標準。

（5）5層泥炭土Af在0.27～2.29之間，總體隨深度的增加而減小，且隨著深度的增加數據的收斂性增加。

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（本文編輯：任棟）

收稿日期：20211225

基金項目：國家自然科學基金重點項目（41931294）

第一作者簡介：阮永芬（1964-），女，博士，教授，主要從事巖土工程方面的研究及教學工作。Email：rryy64@163.com。