高分解度泥炭土直剪抗剪强度特性及机理

桂　跃,付　坚,侯英杰,曹　净,周云东

(1. 昆明理工大学建筑工程学院,云南 昆明　650051;2.河海大学岩土力学与堤坝工程教育部重点实验室,江苏 南京　210098;3.江苏省岩土工程技术工程研究中心(河海大学),江苏 南京　210098)



高分解度泥炭土直剪抗剪强度特性及机理

桂跃1,2,3,付坚1,侯英杰1,曹净1,周云东2,3

(1. 昆明理工大学建筑工程学院,云南 昆明650051;2.河海大学岩土力学与堤坝工程教育部重点实验室,江苏 南京210098;3.江苏省岩土工程技术工程研究中心(河海大学),江苏 南京210098)

基于大量室内压缩-直剪联合试验结果,系统分析了取自昆明市和大理市3个不同场地典型高分解度泥炭土的直剪抗剪强度特性及机理。试验结果表明:固结快剪、快剪和慢剪所得泥炭土的剪应力～剪切位移关系曲线表现出不同的形态;固结快剪和慢剪时,随着法向应力的增大,剪切变形从塑性变形转变为弹塑性变形为主;不同法向应力下,快剪的剪切变形均以塑性变形为主。高分解度泥炭土抗剪强度包线近似为相交的2段不同斜率的直线;固结快剪和慢剪抗剪强度包线转折点对应的法向应力σs约为200 kPa,快剪时σs约为100 kPa。通过分析泥炭土固结压缩变形特性并建立压缩-剪切微结构模型,分析了其抗剪强度来源及演化机理。机理分析表明:随着法向应力增大,高分解度泥炭土经历了从多孔隙状态至相对密实状态的转变,导致其抗剪强度及抗剪强度参数发生相应改变。

高分解度泥炭土;直剪试验;抗剪强度包线;抗剪强度;抗剪强度参数

泥炭土(泥炭和泥炭质土的合称)是自然界有机质含量最多的土类,有机质可占到干土总质量的10%～80%,甚至高达98%[1]。其有机质主要来源于植物枝叶、根系、分泌物及动物残骸的分解残余。分解度越低,土中包含的残余纤维(粗纤维长度>1 mm、细纤维长度<1 mm;植物茎杆和根系分解残余为主)越多;分解度越高,土中无定形腐殖质越多[2]。沉积物质分解程度决定了泥炭土有机质组分。

研究表明,有机质组分对泥炭土工程性质影响显著。当分解度不同,即使有机质含量相近,其工程性质也差异极大[3-6]。具体表现在:物理性质方面,纤维泥炭土结构松散,孔隙比、持水能力、渗透性通常高于无定形泥炭土[7];压缩性质方面,纤维泥炭土次固结系数与压缩指数的比值Cα/Cc在0.06～0.10范围内[2, 8-9],无定形泥炭土约为0.035～0.06,表明纤维泥炭土压缩性更显著[2, 7];力学性质方面,因残余纤维分布多为水平向,三轴压缩条件下,潜在破裂面切过水平面上分布的纤维,纤维拔脱过程中激发了拉拔阻力,使其具有与“加筋土”类似的力学特性[3, 10-11],导致显著的横观各向同性[12-13]。

综合分析国内外相关文献可知,现有关于泥炭土的研究成果多集中在纤维泥炭土,对高分解度泥炭土工程性质研究开展相对不足[9, 14]。土体的抗剪强度是土力学的主要经典内容之一,是研究地基稳定、地基承载力等问题的基础,绝大多数岩土工程与土的抗剪强度有关[15]。因此,研究高分解度泥炭土的抗剪强度有重要的理论价值和工程实际意义。笔者以滇池、洱海盆地湖相沉积泥炭土为研究对象,开展了一系列室内试验,系统分析了高分解度泥炭土的抗剪强度及相关机理,获得了一些新的认识和成果。

1　土样的基本性质及分类

试验土样分别取自云南省昆明市和大理市市区。

场地1:地处昆明市广福路和滇池路交叉口。试验用土为③1层泥炭质土,长期处于近似饱和状态,形成于全新世,属第四系湖沼相沉积软土。为了尽量保持土样的原状性,采用有固定活塞的薄壁取土器钻取。

场地2:地处昆明市白龙路和新迎路交叉口,滇池盆地东北部边缘,距湖岸约7 km。该场地中③1层泥炭质土埋深2.1～8.6 m,层厚0.8～5.5 m。通过机械开挖人工取土获得高质量原状样。

场地3：地处大理市凤仪镇力帆大道与金穗路交汇处。试验用土为⑦层泥炭质土，埋深12.2～17.7 m，层厚0.5～4.3 m，属第四系湖沼相沉积软土。人工从基坑底部采取高质量原状样。

通过室内试验测试土样基本物理力学性质,见表1。其中,烧失量wu依据ASTM (D2974-14)[16]采用灼烧法测定。纤维含量wf测试方法主要参考ASTM (D1997-13)[17]标准进行。根据wf可判定泥炭土的分解度,如ASTM (D4427-13)[18]中将wf≥67%的称为纤维泥炭土,67>wf>37%的称为半纤维泥炭土，wf≤37%的称为高分解泥炭土。由此可知,本文土样均为高分解泥炭土。

表1　试样的物理力学性质指标Table 1　Physical and mechanical parameters of samples

注:w为含水率，e为孔隙比，ρ为密度，Gs为相对密度，wp为塑限，wL为液限，qu为无侧限抗压强度。

2　试 验 方 法

针对取回的原状土样,进行固结快剪、慢剪和快剪直剪试验上百组。试验采用南京土壤仪器厂ZJ型应变控制式直剪仪,试样高2 cm、横截面积30 cm2。试验主要参照JTG E40—2007《公路土工试验规程》[19]进行,由于泥炭土性质和普通软土存在较大差异,部分试验过程有所调整和改进。

固结快剪试验:从原状土样中切取若干个试样,抽气饱和。试验时分别施加25 kPa、50 kPa、75 kPa、100 kPa、200 kPa、300 kPa、400 kPa的法向应力(σ)对试样进行固结。考虑到泥炭土抗剪强度较低,一次施加的法向应力过大容易导致试验歪斜;因此对于超过100 kPa的法向应力,均采用分级加载的办法。比如设计加载300 kPa的法向应力,按0 kPa→50 kPa→100 kPa→200 kPa→300 kPa顺序逐级加载,每级荷载间隔1 min左右。上下放置透水石和滤纸保证试样双面排水。需要注意的是,泥炭土在法向荷载固结作用下压缩变形很大,直剪时的剪切面可能很靠近试件顶面,尤其是法向荷载较大时,故上下采用了加厚透水石保证剪切面切过土样中部。固结过程中,记录试样不同时刻固结变形量,数据的读取标准参考土的固结试验。判断固结稳定的标准为垂直变形每小时不大于0.005 mm,固结时长约为1～2 d。固结完成后开始进行直剪试验,剪切速度为0.8 mm/min。

慢剪试验:除剪切速度为0.02 mm/min,其他步骤同固结快剪试验。

快剪试验:试样的切取、饱和处理及施加的法向应力与固结快剪、慢剪试验相同。施加法向应力后立即开始剪切,剪切速度为0.8 mm/min。

以上所有试验均采用平行试验,试验结果取平均值。

3　试验结果与分析

3.1剪应力～剪切位移关系

分别对固结快剪、慢剪和快剪的泥炭土剪应力τ～剪切位移δ关系曲线进行分析,如图1所示。

图1　场地1泥炭土的τ～δ关系Fig. 1　Shear stress shear displacement curves of peaty soil sampled from site no. 1

从图1中可知,不同剪切试验方法获得的τ～δ曲线形态差异很大。如图1(a)(b)所示,固结快剪和慢剪时,当σ较小,剪切变形以塑性变形为主,特点是τ开始随δ的增大缓慢增大,到一定值之后基本保持不变,且τ较小;随着法向应力σ的增大,剪切变形以弹塑性变形为主,τ随δ的增大迅速增大,部分试样出现明显峰值,呈现加工硬化的特点,表明试样此时具有一定的脆性,τ较大。τ～δ曲线形态的转变大致发生在σ≥200 kPa之后。对于快剪试验,从图1(c)可知,σ在25～400 kPa范围内试样均以塑性变形为主;随着法向应力σ的增大,τ～δ曲线形态从类似水平线状转变为倾斜线状,表明τ与δ为近似线性增大的关系;这种转变大致发生在σ≥75 kPa之后。其他2个场地土样也有类似的特点,限于篇幅本文不再赘述。

3.2抗剪强度～法向应力关系

当τ～δ曲线出现峰值时,取峰值剪应力作为该级法向应力下的抗剪强度τf;当曲线无峰值时,取剪切位移δ=4 mm时所对应的剪应力作为抗剪强度。对3个场地泥炭土固结快剪、慢剪和快剪的抗剪强度～法向应力关系分别进行分析,如图2所示，图中σs为转折点法向应力。

图2　不同试验方法泥炭土τf～σ关系Fig. 2　Shear strength-normal stress curves of peaty soil from different tests

由图2(a)(c)可知,固结快剪和慢剪所得的τf～σ关系并非是通常的线性增大,具体表现在σ≈200 kPa时有明显转折。但可以直观看出,转折点两边的数据仍然符合线性关系,即τf随着σ的增大而增大,如图2(b)(d)所示。从图2(b)(d)还可以看出,后段数据拟合直线(简称后段直线,下同)比前段数据拟合直线(简称前段直线,下同)斜率大。Kovalenko等[20]利用单剪仪对前苏联某地森林泥炭土的室内试验也得出类似的结果,但未做详细的机理分析。

图2(e)为泥炭土快剪的τf～σ关系曲线,和固结快剪及慢剪的结果不同,其τf～σ关系曲线在σ≈100 kPa时出现转折。由相应的数据分段拟合图2(f)可知,其前段直线斜率比后段直线大。

综合分析图2可知,3种剪切条件下泥炭土抗剪强度仍然符合摩尔破坏理论:

(1)

式中:a、b——拟合参数。

表2为针对不同场地、不同剪切方法所得的τf～σ关系进行线性拟合所得a、b值。参数a、b是否具有相应的物理意义后文将做进一步分析。从图2中可知,采用分段拟合的办法较好地反映了泥炭土τf～σ关系的真实情况,而采用全体数据拟合的方法,不仅拟合度不高,而且抗剪强度计算值和真实的抗剪强度有一定差别。如固结快剪的抗剪强度在转折点处计算值高出实测值15%～30%。

表2　不同场地泥炭土τf～σ关系拟合参数Table 2　Fitting parameters of shear strength-normal stress curves of peaty soil sampled from different sites

注:a1、b1为前段直线参数，a2、b2为后段直线参数，a、b为全体数据拟合后参数。

3.3剪切强度包线

基于试验结果,建立高原湖相泥炭土剪切强度包线并分析其特点,如图3所示。

对于自然界大多数土类,通常可用Mohr-Coulomb公式(式(2))表示土的抗剪强度包线。其中,c为土的黏聚力,φ为土的内摩擦角。c和φ是决定土的抗剪强度的2个指标,称为抗剪强度指标。

图3　高分解度泥炭土剪切强度包线Fig. 3　Shear strength envelopes of peaty soil with high degree of decomposition

(2)

从试验结果看,泥炭土最显著的特点是剪切强度包线不再是简单的一条直线,而是不同斜率相交的2条直线构成的折线。可以对式(2)做相应的改进,得到本次试验泥炭土抗剪强度包线表达式:

(3)

式中:c1——黏聚力,可通过前段数据拟合得出,即图3中的直线1′、2′、3′在纵轴上的截距a1,分别用cq1、ccq1、cs1表示;φ1——前段内摩擦角,通过直线1′、2′、3′的斜率b1换算得到,分别用φq1、φcq1和φs1表示;τs——转折点对应的抗剪强度。

为了统一,也可以将τs1、τs2、τs3分别记为cq2、ccq2、cs2。但需要明确的是,τs从物理意义上说不仅是黏聚力,而是黏聚强度和摩擦强度的综合体现。φ2为后段内摩擦角,通过直线1、2、3的斜率b2换算得到,分别用φq2、φcq2和φs2表示。

高分解度泥炭土的抗剪强度包线为2条不同斜率相交的直线构成的折线,并非是对传统土库伦剪切强度理论的否定。研究表明应力历史的影响会使某些土抗剪强度包线出现类似的折线[21-23],具体表现为先期固结压力为折线折点对应的法向应力,先期固结压力前后2个压力段数据做线性回归可得到2段不同斜率的直线[23]。

3.4直剪抗剪强度指标分析

将不同场地泥炭土直剪抗剪强度指标汇总(表3),结合表2、表3中的数据综合分析发现,不同剪切方法获得的抗剪强度指标,除个别异常点外,基本满足如下关系:ccq1≈cs1>cq1,φs1≈φcq1>φq1;ccq2≈cs2>cq2,φs2≈φcq2≫φq2。

表3　不同场地泥炭土抗剪强度指标Table 3　Shear strength parameters of peaty soil from different sites

高分解度泥炭土特殊的抗剪强度包线一直以来未引起人们足够重视,主要原因如下:在工程实践中,直剪试验时软土常用50 kPa、100 kPa、150 kPa、200 kPa法向应力,较硬的土采用100 kPa、200 kPa、300 kPa、400 kPa法向应力[23];这种操作习惯容易导致出现以下2种情况:(a)试验施加的法向应力小于σs,试验结果为前段直线所对应的指标。将表3中前段直线对应的抗剪强度指标和现有文献[24-25]所报道的昆明泥炭土抗剪强度对比,发现它们近似,说明该推断是合理的。(b)试验施加的法向应力大部分小于σs,少部分大于σs,即在前段和后段线上分别取点,试验结果为试验点回归直线对应的指标,这样的结果将造成一定的误差;但由于泥炭土物质组成空间变异较大,这种异常经常被误认为是土样自身差异所致而忽略。

将本文试验结果和现有低分解度纤维泥炭土抗剪强度研究成果对比分析可知,纤维泥炭土抗剪指标相对较高。例如,Yamaguchi等[3]、Long[26]、Mesri等[27]通过三轴试验所测得的纤维泥炭土有效内摩擦角(φ′)高达48°～68°,采用直剪和单剪试验结果约20°～38°[28-29]。三轴试验极高φ′值通常解释为土中残余纤维的加筋作用。高分解度泥炭土中为数不多的残余纤维是否也有加筋作用目前尚不明确,但直剪试验可以基本消除水平分布的残余纤维加筋作用目前是一个共识,这也是本文采取直剪试验作为主要研究手段的原因。利用多种剪切方法分析高分解度泥炭土的加筋作用及机理是笔者今后拟开展的工作。

图4　泥炭土法向应力与固结变形量、孔隙比关系Fig. 4　Relationshops between normal stress, axial strain, and void ratio of peaty soil

4　机理分析与探讨

4.1泥炭土固结变形特性分析

慢剪和固结快剪过程中,试样都经历了一定时长的固结过程,通过测量土样变形量以掌握其固结变形特性,有助于分析泥炭土抗剪强度来源和演化机理。图4为不同场地泥炭土在不同法向应力作用下的固结变形量、孔隙比变化规律。

从图4可知,不同场地泥炭土固结过程中固结变形量S随着法向应力σ的增大而增大,当σ=200 kPa时,S分别高达7.6 mm、3.6 mm和3.4 mm;当σ=300 kPa时,S更是达到了8.2 mm、5.0 mm和5.2 mm。此外,孔隙比e均随σ的增大而减小;当σ=200 kPa时,从初始孔隙比4.1、2.8和2.7分别降至2.18、2.14和2.05。值得注意的是,不同场地泥炭土孔隙比e之间的差异随着σ的增大而减小,在σ≥200 kPa后基本相近。

采用Taylor提出的时间平方根法计算得到泥炭土固结系数Cv,分析不同法向应力作用下泥炭土固结系数Cv与固结结束(剪切开始前)时土的孔隙比e的关系,如图5所示。

图5　泥炭土不同固结压力下Cv～e关系曲线Fig. 5　Consolidation coefficient-void ratio curves of peaty soil under different consolidation pressures

从图5中可知,当σ从25 kPa增至200 kPa(100 kPa)左右时,Cv下降幅度大,在σ超过200 kPa(100 kPa)后,Cv降幅小并逐步趋稳。Cv的大小是土体固结排水能力的体现,这表明σ从25 kPa增至200 kPa(100 kPa)时作为主要排水通道的孔隙逐渐被压密。

4.2泥炭土压缩-剪切微结构模型

分解过程使土中残余纤维转变为腐殖质,因此,高分解度泥炭土的有机质主要为腐殖质,残余纤维含量较低。土壤中的腐殖质通常以游离态和结合态的形式存在;游离态的腐殖质很少,绝大多数是结合态腐殖质,即与土壤无机组分,尤其是黏粒矿物和阳离子紧密结合以有机-无机复合体的方式存在;通常52%～98%的土壤有机质集中在黏粒部分;腐殖质由于具有巨大的比表面积和亲水基团,使得腐殖质-黏粒团聚体具有松软、多孔、絮状的特性[30]。因此,高分解度泥炭土主要由砂粒、粉粒、腐殖质-黏粒团聚体及碳化植物纤维残体构成[8,31-32],其中孔隙主要为架空的大孔隙,微团聚体、团聚体、有机质内的微孔隙和植物体中的孔隙[24]。比普通软土的物质成分更加复杂,微观结构方面亦有很大差别。

根据物质组成、孔隙类型和分布特点,在Wong等[1]基础上,笔者建立了高分解度泥炭土微结构模型[33](图6)对其压缩-剪切特性进行分析。需要说明的是,如上文所述,游离态的腐殖质胶体并不多见,且多数属于不定形的,大小不一,结构不稳定,图中有机质胶体仅为示意。

图6　高分解度泥炭土压缩-剪切微结构模型Fig. 6　Compression-direct shear microstructural models of peaty soil with high degree of decomposition

初始状态时,土中富含孔隙,包括架空大孔隙1和微孔隙2;土颗粒(主要为粉粒及砂粒)之间散布了大量的团聚体、有机质胶体及碳化植物纤维残体,未真正构成土骨架并起到承担外部荷载作用,架空大孔隙是主要的排水通道,如图6(a)所示。当法向应力σ达到200 kPa(或100 kPa),宏观上此时土体压缩变形显著(图4)。土中架空大孔隙已经大部分被压密,原先散布的未起到土骨架作用的土颗粒逐步压缩靠近形成土骨架,如图6(b)所示。此时,泥炭土处于相对密实状态,外部荷载主要由大颗粒骨架承担,其中的微小孔隙及残余粒间大孔隙成为主要的排水通道。即不断增大的法向压力作用下,泥炭土经历了从多孔隙状态到相对密实状态的转变。相应地,其直剪特性也会发生改变:

a.当泥炭土处在多孔隙状态时,剪切面主要穿过土团聚体、架空大孔隙及少量大颗粒间的接触面,如图6(a)所示。当无法向应力时,泥炭土依靠团聚体中黏粒间各种物理化学作用力和有机物质胶结作用[5]抵抗剪切,即黏聚强度为主要抗剪强度来源;随着法向应力增大,架空大孔隙中发生固结排水,土团聚体相互靠近,导致黏聚强度增大。另一方面,土团聚体中微孔隙也逐步排水,黏粒团聚体逐步压密;同时,还存在少量大颗粒(主要为粉粒及砂粒)压力接触,使得颗粒之间产生一定的滑动摩擦。

b.当泥炭土处在相对密实状态时,土颗粒相互靠近接触形成土骨架,剪切面主要沿着相互咬合接触的大颗粒间、土团聚体与大颗粒接触面发展,局部切过土团聚体内部,如图6(b)所示。此时,抗剪强度除了黏聚强度以外,大土颗粒间摩擦强度也占了很大一部分。

泥炭土强度包线前后段直线斜率的不同,表明土的内摩擦角大小发生变化。固结快剪和慢剪时,随着σ的增大,剪切面上剪过的土粒从黏粒为主变为粉粒、砂粒为主;粒径增大,必然导致土的内摩擦角增大。这就是泥炭土前段内摩擦角平均值φcq1平=12.9°,而后段内摩擦角平均值增大到φcq2平=26°的原因。快剪时,通过快速加载使泥炭土不发生排水固结。但由于仪器本身无法做到完全不排水,再加上加载初期泥炭土富含联通性较好的架空大孔隙,短时间内仍有孔隙水排出,使得土中部分架空大孔隙压密,剪切面切过的土团聚体及土颗粒接触面增多,这导致σ在25～100 kPa阶段泥炭土抗剪强度有增大趋势。但这一排水过程有很大的随机性,故该阶段泥炭土的抗剪强度离散性很大,如图2(e)所示。在σ为25～100 kPa阶段,剪切面上的土颗粒接触面较少,但由于排水作用,接触的土粒之间有一定的有效应力,导致了摩擦强度存在,这就是前段直线有一定斜率(φq1平=5.7°)的原因。但由于孔隙水压力来不及完全消散,使得快剪法所得前段内摩擦角(φq1平=5.7°)小于固结快剪法内摩擦角(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压密,瞬间排水能力下降,土中超静孔隙水压力无法消散。根据有效应力原理,即便此时土颗粒(主要为粉粒及砂粒)已经压密至相互接触,接触面上的有效应力仍然很小,也即摩擦强度较小,这就是快剪时后段直线斜率极小(φq2平=1.2°)的原因。

4.3关于抗剪强度包线转折点对应法向应力σs的讨论

据前文分析,泥炭土经历了从多孔隙状态到相对密实状态的转变,使得抗剪强度包线出现转折点,因此σs1和σs2均可视为土体被压密的临界强度。σs1可视为联通架空大孔隙被基本压密的临界强度,σs2可认为是压密至土中形成土颗粒骨架的临界强度。从图4、图5中分别可知,固结压力为σs2时,3个场地不同泥炭质土样的孔隙比接近,平均值e平≈2.2;σs1时的固结系数接近,平均值Cv平≈3.4×10-4cm2/s。本次试验所得快剪法τf～σ关系转折点对应的法向应力σs1约等于100 kPa;固结快剪、慢剪的σs2(=σs3)约等于200 kPa。Kovalenko等[20]试验得出的σs为50 kPa左右,这可能和其土样高孔隙率(e0=11.9～16)、高含水率(ω0=730%～1 000%)的特性有关。笔者认为泥炭土压密临界强度可能和土的泥炭土的成因、应力历史、矿物成分、颗粒级配以及有机质含量、成分、分解度等因素有关,需做深入研究。

5　结　　论

a. 固结快剪和慢剪时,当σ较小,泥炭土剪切变形以塑性变形为主;随着法向应力σ的增大,剪切变形以弹塑性变形为主。对于快剪试验,均表现出以塑性变形为主的特点。

b. 泥炭土固结快剪、慢剪试验τf～σ关系曲线形式上相近,均表现为τf随着σ的增大而增大,但这种增大并非是线性的;快剪试验τf～σ关系曲线表现出τf先增大后趋稳的特点。相同法向应力σ时,慢剪试验所得泥炭土抗剪强度τf略高于固结快剪抗剪强度;快剪所得τf最小;随着σ的增大,固结快剪、慢剪所得τf与快剪试验的τf差值越大。

c. 泥炭土的抗剪强度包线为两段相交的折线。试验所得快剪法τf～σ关系转折点对应的法向应力σs1约等于100kPa;固结快剪、慢剪的σs2(=σs3)约等于200kPa。

d. 孔隙比e随σ的增大而减小,3个场地泥炭土孔隙比e之间的差异随着σ的增大而减小,在σ≥200kPa后达到基本接近。固结系数Cv随σ增大而下降,当σ从25kPa增至200kPa(100kPa)左右时,Cv下降幅度大;在σ超过200kPa(100kPa)后,Cv降幅小并逐步趋稳。

e. 机理分析表明,不断增大的法向应力作用下,泥炭土经历了从多孔隙状态到相对密实状态的转变,导致其抗剪强度及抗剪强度参数也相应地发生改变。

致谢:本文取样工作得到了建研地基基础工程有限责任公司云南分公司王明山高工、昆明市建筑设计研究院有限责任公司何喜总工和大理市设计院的大力支持,在此深表感谢!

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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

国家自然科学基金(51568030);岩土力学与堤坝工程教育部重点实验室开放基金(GH201401);云南省人才培养基金(KKSY201306106)

桂跃(1982—),江西进贤人,副教授,博士,主要从事软土力学及基坑工程等教学与科研工作。E-mail: gydrgui@kmust.eud.cn

TU47

A

1000-1980(2016)05-0418-09