棕櫚纖維加固黏土無側限抗壓強度試驗研究

胡恬靜，趙寧寧，劉 瑾*，王 穎，卜 凡，祁長青

(1. 河海大學 地球科學與工程學院，江蘇 南京 211100；2. 中國電建集團華東勘測設計研究院有限公司，浙江 杭州 310000)

隨著國民經濟的發展與生態文明的建設，對工程建設質量與環保的要求愈發嚴格。巖質邊坡工程作為最常見的工程類型之一，廣泛存在于路基兩側、礦山、基坑、水庫庫區等。未經治理的巖質邊坡表面往往難于提供植被生長的表層土體環境，破壞當地生態自然景觀。因此，巖質邊坡表層生態修復治理成為一項亟待解決的問題。客土噴播是目前常用的有效解決巖質邊坡表層生態防護的方法。黏土作為巖質邊坡表層客土材料，如何有效提高巖質邊坡表層客土的強度特性是目前國內外學者關注的重點。作為當前兩種常用的土體性質改良方法，對土體進行壓實處理[1-4]和添加纖維材料[5-11]在工程界發揮了巨大作用。棕櫚纖維作為一種天然的植物材料，因不易霉變、抗拉裂性能較好，具備多孔結構等特點[12]，保證了邊坡加固工程的可靠性與耐久性，減少了施工后的維護成本，對促進邊坡穩定和生態環境建設具有一定的意義。目前已有大量研究證實棕櫚纖維改良土體性質的可行性[13-15]，但關于土體密度和加筋率對加筋土的破壞模式以及峰值應力強度與應變大小的影響研究較少。故本文在前人研究的基礎上，基于無側限抗壓強度試驗，考慮加筋率與土體密度2種變量，探究了土體密度與棕櫚纖維加筋率對棕櫚纖維抗壓強度與破壞模式的影響，并分析了試樣破壞時所需應變與應力強度峰值與加筋率及土體密度的關系，以期為棕櫚纖維加固邊坡土體提供借鑒。

1 試驗方案

1.1 試驗材料與儀器

本試驗材料為黏土與棕櫚纖維。黏土均取自于浙江省麗水市縉云縣某邊坡，將黏土烘干碾碎過2 mm篩備用，過篩后的土見圖1(a)，其物理性質見表1。將當地市場購買的原始棕櫚纖維剔除雜質，捋順后剪為長度為20 mm的細絲備用，棕櫚纖維見圖1(b)，棕櫚絲物理力學參數見表2。

圖1 試驗材料與試樣Fig.1 Material in the experience and the specimen

表1 試驗用黏土的物理參數

表2 試驗用棕櫚纖維的物理參數

1.2 試驗方案

本文通過測量含水率一定時，不同土體密度與不同加筋率下黏土的無側限抗壓強度，以探究土體密度與加筋率對棕櫚纖維改良黏土強度的影響。本次試驗設置的變量為黏土密度與加筋率。其中，土體含水率取20%；黏土的干密度分別取1.55、1.60、1.65 g/cm3；加筋率(纖維與干黏土質量的百分比)分別設置為0%、0.2%、0.4%。

取適量烘干過篩后的黏土均勻摻入蒸餾水，再裝入塑料袋，密封靜置24 h后，依照試驗方案加入不同含量的棕櫚纖維，混合均勻后分三層倒入模具，倒入下一層土前分別以重錘擊實9次，再刨毛擊實面，避免所制試樣出現明顯的分層性。隨后用千斤頂施加靜態壓力將混合物壓實至指定高度，靜置3～5 min 后脫除模具，制得直徑為3.91 cm，高為8 cm的圓柱形標準抗壓試樣，試樣見圖1(c)。試樣制備完畢后以保鮮膜包裹，在恒定溫度與濕度下養護24 h后進行無側限單軸抗壓強度試驗。本次試驗采用的儀器為南京土壤儀器廠生產的YYW-2型應變式無側限壓力儀驗測量控制儀，試驗過程中應變速率控制為2.4 mm/min。每個配比的試樣制作三個平行樣，取其平均值進行分析。

2 試驗結果與分析

本文通過對不同加筋率與土體密度的試樣進行無側限抗壓強度試驗，研究了加筋率與土體密度對土體加固的影響，試驗結果見表3。從表中可看出，土體的抗壓強度隨加筋率以及黏土密度的增加而增加。

表3 不同密度和加筋率下試樣的單軸抗壓強度

2.1 應力應變曲線分析

在土體含水率和土體密度相同的情況下，加筋率對土體無側限抗壓強度有著明顯的影響。應力-應變曲線見圖2與圖3。在達到峰值強度之前，相同含水率與土體密度下，隨著加筋率增高，土體峰值強度隨之增高，峰值強度出現時所需應變逐漸增大，素土在達到峰值強度之后，抗壓強度急劇減緩，需在4%～8.5%的應變范圍下才趨于平緩，殘余強度較低。而加筋率為0.2%與0.4%的加筋土達到峰值強度后，隨著形變的增加，土體強度降低相對較緩，而加筋率越大，達到峰值強度的曲線越平緩光滑，表面試樣逐步由脆性破壞過渡為韌性破壞。說明棕櫚纖維對提高土體強度與穩定性效果顯著。因為素土在外荷載作用下多表現為脆性破壞，而加筋土因摻入延性較高的棕櫚纖維，在外荷載作用下，由于棕櫚纖維僅發生彎曲變形而不被破壞，故棕櫚纖維加筋土整體上主要表現為韌性破壞。隨著加筋率的增大，試樣逐步由脆性破壞向韌性破壞轉化，因而在軸向應力達到峰值強度后，棕櫚纖維加筋土的應力-應變降落曲線較為平緩。

圖2 變加筋率條件下試樣應力應變曲線Fig.2 Stress-strain curve of specimen at variable rates of reinforcement

在含水率及加筋率保持不變的情況下，土體無側限抗壓強度軸向應力-應變曲線如圖3所示。隨著密度增大，應力應變曲線峰值強度也隨之增大，峰值強度逐漸增高，達到峰值強度時所產生的應變逐漸增大。從圖中可明顯發現，在達到峰值強度之前，各種密度與各種加筋率的土體峰值強度增加幅度均較大，曲線較陡，在達到峰值強度之后，素土峰值曲線在2.5%～3%的應變范圍內，軸向應力曲線下降坡度均較陡，在此之后曲線才逐漸趨于平緩，同時，土體密度越大者，曲線越平緩，趨于平穩所需應變范圍越小。加筋土應力-應變曲線相對較光滑，下降曲線相對較平緩，可見加筋率與土體密度的增大均有利于土體抗壓強度的提高，并減少土體抵抗壓力時產生的破壞。

圖3 變密度條件下試樣應力應變曲線Fig.3 Stress-strain curve of specimen at variable density

當試樣變形較小時，加筋黏土在不同加筋率下的應力-應變曲線的變化趨勢線整體上較相似，但在達到峰值后，各曲線的變化趨勢卻出現了較大的差異。這表明，試樣變形較小時，加筋率對其應力-應變曲線影響偏小；試樣變形較大時，加筋率對其的應力-應變影響較大，即纖維對土體的加固作用主要在試件變形較大的時候發揮作用，此時纖維受到拉力，約束土體的變形滑移[16]。

2.2 抗壓強度分析

圖4反應了變加筋率試樣的峰值強度，可見土體含水率與土體密度一致時，土體軸向應力達到峰值強度所需形變隨加筋率增大而增大，且均大于素土；當土體含水率與土體加筋率一定時，土體峰值強度隨土體密度增加而增加，且加筋率為0.4%的土體隨密度增加上升幅度最大。圖5反映了不同加筋率與不同密度下試樣達到峰值時所需形變。由圖可知，土體在相同含水率與相同加筋率下，土體軸向應力達到峰值所需形變隨土體密度增加而增加，增幅可達50%以上；而在試樣土體含水率與土體密度均相等的情況下，試樣開始破壞時對應的土體應變隨加筋率的增加而急遽增大，其增幅最高可達82%。說明加筋率與土體密度的提高會延緩土體的破壞過程。

圖4 變加筋率與密度條件下各密度試樣單軸抗壓強度Fig.4 Uniaxial compressive strength of each density sample at variable density and rates of reinforcement

圖5 不同加筋率與不同密度下試樣達到峰值時所需應變Fig.5 The deformation of peak value of specimen at variable rates of reinforcement and density

2.3 破壞模式分析

不同密度及不同加筋率下的加筋土的破壞狀態如圖6—圖8所示。圖6—圖8可反映出土體密度與棕櫚纖維加筋率對土體破壞程度的影響。由圖可知，含水率為20%時，密度為1.55 g/cm3的素土試樣破壞最為嚴重。試樣具有明顯的破壞面，整體呈劈裂破壞，底部散開呈花瓣狀，破裂面呈傾斜狀，裂隙自下而上貫穿整個試樣，掉落的土塊將近占總體積的1/3。破壞程度最小的試樣密度為1.65 g/cm3，加筋率為0.4%，主要破壞面不甚明顯，形成的多個小型破壞面主要集中在試樣底部。裂隙僅在底部貫穿，裂隙部分高度約占總高度1/2，剝落土塊的量較少。總體而言，隨著土體密度與加筋率增大，試樣內部的裂隙長度與寬度逐漸變小，從試樣表面至深部剝落的土塊越少，破壞程度越輕。

圖6 干土密度為1.55 g/cm3時不同加筋率條件下試樣破壞模式Fig.6 Failure mode of specimen with density of 1.55 g/cm3 under variable rates of reinforcement

3 加固機理分析

土體顆粒摩擦較大程度上決定了素土試樣的抗變形破壞能力。當素土在外荷載作用下產生變形時，土顆粒與土顆粒之間的摩擦力起到了阻止土體變形的作用。隨著素土試樣土體密度的增大，土顆粒之間的間距縮短，孔隙體積減少，土顆粒之間接觸點增多，排列更為緊密，在外荷載作用下，土顆粒移動減弱，破裂變形逐漸被削弱，抵抗變形破壞的能力逐漸增強，故應力峰值強度加大。

圖7 干土密度為1.6 g/cm3時不同加筋率條件下試樣破壞模式Fig.7 Failure mode of specimen with density of 1.6 g/cm3 under variable rates of reinforcement

圖8 干土密度為1.65 g/cm3時不同加筋率條件下試樣破壞模式Fig.8 Failure mode of specimen with density of 1.65 g/cm3 under variable rates of reinforcement

纖維的摻入，使加筋土體內部形成三維結構，整體性增強，抗壓強度增大；抗拉強度和延伸率也均較大，因此纖維土具備一定的韌性[17]。在加筋土內部，大量黏土顆粒黏附于棕櫚纖維表面，因此纖維加筋土與素土相比，存在筋土界面的作用，包括土顆粒與纖維之間摩擦力與黏聚力。同時，棕櫚纖維在試樣中呈不規律交錯排布。因此，土顆粒與土顆粒之間、土顆粒與棕櫚纖維之間、棕櫚纖維與棕櫚纖維之間的摩擦力以及黏土顆粒與棕櫚纖維表面的黏結力，四者共同決定了棕櫚纖維加筋土的抗壓強度與抵抗變形破壞能力。微觀作用機理見圖9。當棕櫚絲加筋土在外荷載作用下產生變形時，土和土、土和棕櫚纖維、棕櫚纖維和棕櫚纖維間的摩擦力均為阻止這種變形而發生相應改變。其改變量主要取決于加筋纖維的含量與土體密度[18]。

圖9 微觀作用機理Fig.9 Micro-schematic diagram

當加筋率與土體密度較小時，土顆粒與纖維、土顆粒與土顆粒，纖維與纖維間的接觸面積較小，相互間摩擦力也相應較小；當外荷載作用較小，試樣變形較小時，棕櫚纖維雖然隨土體變形而產生了同步變形，但是因形變量不足，較小的相對位移難以使棕櫚纖維與土體間的摩擦阻力充分發揮作用。這也解釋了在試樣變形初始階段，即抗壓強度達到峰值前，相同土體密度、不同加筋率的試樣應力-應變曲線形狀差別較小的現象[19-20]。

隨著加筋率與土體密度的增大，土顆粒與纖維、土顆粒與土顆粒，纖維與纖維間的接觸面積加大，相互交織纏繞的纖維包裹著排列更為緊密的土顆粒，使上述三種摩擦作用也相應增大。加筋率較高時，纖維與土顆粒的交織作用(圖10(a))使土顆粒和纖維間的接觸面相應增加，黏結程度提高，導致加筋土黏聚力增大。纖維與土顆粒的交織作用可解釋為：若單根纖維受到力的作用產生位移趨勢，則周圍與其交織的纖維會阻止這種位移，即任何一段纖維的受力變形都會牽動與之交織的各個方向的纖維，導致該位移趨勢減弱，即形成空間網狀的受力區域，建立立體的支撐體系，從而提高土體的承載力[21]。當纖維與土交織錯列而形成的空間網狀結構受到荷載作用時，交錯的纖維相互制約，若有部分纖維發生位移，則會受到其他纖維的限制作用，同時，形成的空間網狀結構會使得土顆粒互鎖，從而約束了土顆粒的位移和變形，在空間層面上大大增加了土樣的強度和穩定性[22]。

圖10 棕櫚纖維作用機理Fig.10 Mechanism of palm fiber

當試樣受到較大的軸向壓力而產生破裂時，由纖維形成的空間網狀結構具備與土顆粒一同承擔外荷載的作用。鑒于棕櫚纖維自身的彈性，在受壓時不會立即破裂，而是在一定范圍內發生彎曲變形，進而發揮了箍筋作用(圖10(b))。即纖維彎曲的凹側面會使土體受到一定的壓力與摩擦力，阻礙其位移。同時，隨著加筋率的增大，單位體積內環繞、包裹土顆粒的纖維數目也隨之增多，分布于纖維間的土顆粒距離更近，土顆粒間摩擦力更大，試樣受力狀態從單軸應力狀態逐漸轉化為三軸應力狀態，導致應力相對分散于試樣的每個部分，避免由土體快速開裂引發的應力集中，從而進一步增強了土體抗變形能力。

此外，在土體開裂破壞時，棕櫚纖維在宏觀上起到了“橋接”作用(圖11)，即纖維連接裂隙兩側的土體以阻礙土體裂隙進一步向深部拓展。隨著加筋率的增大，纖維層層堆疊，形成大量“橋梁”，裂隙因此不能自由延伸。橋接作用解釋了加筋率增大土體達到峰值所需應變增大，達到峰值后加筋率高的土體峰值回落較慢的現象。

圖11 纖維的“橋接作用”Fig.11 The “bridge” effect of fiber

4 結論

1) 在土體密度與含水率相同的條件下，黏土試樣的屈服強度和極限強度隨棕櫚纖維加筋率的增大而增大，且逐漸由脆性破壞過渡至韌性破壞。說明較高的加筋率對提高土體強度與穩定性產生了較大的作用。因此，棕櫚纖維加筋率越高，土體加固效果越顯著。

2) 在加筋率與含水率相同的條件下，黏土試樣無側限抗壓強度隨土體密度增大而增大。原因在于土體密度增大時，單位體積內土顆粒排列更緊密，減小了土顆粒位移，增大了土顆粒之間摩擦力，使得土體抗壓能力得到提升，變形破壞作用也相對減弱。且加筋土相對于素土，隨密度增大土體抗壓強度增幅更為明顯，破壞過程更為緩慢。

3) 棕櫚纖維強度較高，具備承擔部分外荷載的能力。同時，棕櫚纖維因延性較高，隨著其含量的增加，棕櫚纖維與黏土顆粒之間接觸面增多，相互之間摩擦力與黏聚力增大，棕櫚纖維之間接觸摩擦也增大，從而提高了土體抗壓強度與抗變形能力；此外，棕櫚纖維可在土體中形成空間網狀結構，限制土體顆粒位移以及土體破壞時的裂隙深部擴展。