生物聚合物改良預崩解炭質泥巖水穩性及沖刷試驗研究

付宏淵，查煥奕，潘浩強，曾鈴，劉杰

(1. 長沙理工大學土木工程學院，湖南 長沙，410114；2. 長沙理工大學水利工程學院，湖南 長沙，410114)

炭質泥巖是一種膨脹軟巖，自然狀態下，其邊坡表層巖體極易發生崩解、泥化等現象，進而形成一層崩解性強、結構松散、膨脹性大的預崩解炭質泥巖[1]。在降雨作用下，炭質泥巖邊坡表面極易產生沖溝、剝落及開裂等災害，嚴重影響其穩定性[2]。傳統護坡方法如錨桿框架梁、厚基噴漿、鋼筋網噴播等，均未考慮炭質泥巖表層巖體崩解后導致邊坡巖體破裂、強度降低、水土流失等問題，其防護效果往往不佳，且生態性較差。因此，亟需尋求一種新型、有效的炭質泥巖邊坡防控技術。

近年來，隨著護坡技術的快速發展，表層固化護坡技術逐漸受到許多學者的青睞[3]。表層固化護坡實質是通過改良邊坡表層土體強度進而增強邊坡穩定性的方法[4-5]。許多學者通過纖維加筋的方式增強土體的強度[6-8]。安寧等[9]利用聚丙烯纖維加筋黃土邊坡表層土體，發現聚丙烯纖維在增強黃土力學性能的同時，還可有效增強其抗沖刷性能。然而，纖維加筋加固主要是通過纖維與土顆粒間的互鎖效應來增強土體性能，對黏性土、砂土、膨脹土等土體改良效果較好，而對預崩解炭質泥巖這類易崩解的風化軟巖顆粒的改良效果并不顯著?，F階段，有機高分子聚合物改良法因其施工簡便、改良效果好等優點而備受關注。周翠英等[10]利用生態脂類材料對砂土邊坡表層進行改良，驗證了生態脂類材料固化護坡的可行性。LIU等[11]利用水性聚氨酯(PU)固化劑對沙質邊坡表層土進行加固，發現聚氨酯可有效改善砂土邊坡表層沖刷性能。然而，有機高分子聚合物雖能有效提高土體的力學性能及持水性能[12]，但在抑制土體干縮濕脹、崩解等性能方面仍具有一定局限性，且其降解難度大，對環境有一定的影響。因此，這類高分子聚合物亦不適用于改良預崩解炭質泥巖。

在選取預崩解炭質泥巖固化劑時，需同時考慮其對巖體力學性能、水穩性及抗沖刷性能的影響。生物聚合物具有來源廣、生態環保、改良效果優異等優點[13]。一般認為，生物聚合物改良機理是將細小的土體顆粒凝聚成大顆粒，并提高顆粒間的黏聚性，進而達到提升土體力學性能的效果[14-15]。大量研究表明，生物聚合物加固效果受養護時間、聚合物種類、拌和方式及摻量的影響較大，但其在較小用量的條件下即可獲得較好的改良效果，亦可提升土體持水能力及生物性能[16-18]。此外，生物聚合物親水性較強，融入水后黏度較大，可在一定程度上提升土體的滲透性能、水穩性及抗沖刷性能[19-20]。因此，生物聚合物有望成為一種新型環保、有效的炭質泥巖固化劑。

瓜爾膠作為一種應用廣泛的生物聚合物，性能優異，受pH和溫度的影響較小，改良后土體抵抗水侵蝕能力及滲透性能均有明顯提高[21]。研究發現，瓜爾膠可通過在土體孔隙內部形成凝膠堵塞滲透通道，并黏結、包覆土體顆粒，進而提高其水力特性[22]。鑒于此，本文選取瓜爾膠作為固化劑用于改良預崩解炭質泥巖，通對對瓜爾膠改性預崩解炭質泥巖進行無側限抗壓強度試驗、滲透試驗、持水特征試驗、崩解試驗及邊坡沖刷試驗，綜合評價瓜爾膠改良預崩解炭質泥巖的強度、滲透、崩解及抗沖刷等性能，揭示其改良機理及護坡機理，以期為表層固化護坡研究提供參考。

1 試驗材料與方法

1.1 試驗材料

1.1.1 預崩解炭質泥巖

試驗所用預崩解炭質泥巖取自廣西柳州地區某高速公路邊坡。將預崩解炭質泥巖置于室外風干后，依據JTG E40—2007“公路土工試驗規程”[23]，通過比重瓶法測得其相對密度；通過擊實試驗獲得預崩解炭質泥巖最大干密度和最佳含水率；利用液塑限儀測得其液限、塑限和塑限指數，其結果見表1。利用XRD 對預崩解炭質泥巖礦物成分進行分析，結果如圖1 所示。由圖1 可知：其礦物成分主要為石英、白云母、高嶺石、伊利石、方解石等，經X射線熒光光譜分析(XRF)檢測得到其主要化學成分為SiO2，Al2O3，Fe2O3及CaO。

表1 炭質泥巖物理指標Table 1 Physical indexes of carbon mudstone

圖1 預崩解炭質泥巖X射線衍射譜Fig.1 X-ray diffraction patterns of disintegrated carbonaceous mudstone(DCM)

1.1.2 生物聚合物

本文采用的生物聚合物是由河南奧尼斯特食品有限公司生產的食品級瓜爾膠，為白色粉末，其化學式如圖2(a)所示。由圖2(a)可見，瓜爾膠主要由半乳糖主鏈、半乳糖側鏈及β-1,4-甘鏈組成，其高分子鏈上含有大量羥基(—OH)和甲醇基團(—CH2OH)，可在溶于水后迅速形成高分子聚合物[24-25]；瓜爾膠溶于水中形成淡黃色黏稠狀乳液(圖2(b))，具有很強的黏聚性，并在干燥失水后形成具有彈性的淡黃色高分子膜(圖2(c))。

圖2 瓜爾膠化學結構式及溶液Fig.2 Chemical structure formula and solution of guar gum

1.2 試驗方法

1.2.1 強度試驗

將風干后預崩解炭質泥巖過孔徑為2 mm 的篩，稱取一定質量的瓜爾膠與干燥的預崩解炭質泥巖均勻混合，加入一定質量的去離子水，充分攪拌均勻后燜料24 h。瓜爾膠摻量(w)為0，0.2%，0.4%，0.6%，0.8%和1.0%，試樣含水率為14%，試樣干密度為1.9 g/cm3。采用靜壓法壓實，制備直徑×高度為50 mm×100 mm 的無側限抗壓強度圓柱形試樣。試樣制備完成后，置于自然狀態下(室內溫度為25 ℃)養護至相應的齡期[10]，詳見表2。

表2 瓜爾膠的摻量設計及試樣養護時間Table 2 Design of sodium alginate dosage and specimen maintenance time

試樣達到養護齡期后，采用YSH-2 型應變控制式無側限抗壓強度儀進行無側限抗壓強度試驗，軸向應變速率為1 mm/min，當軸向應力下降至最大軸向應力的1/3時結束試驗。為提高試驗的準確性，每種養護條件及固化溫度均制備6 個平行試樣。

1.2.2 滲透試驗

采用變水頭滲透試驗測試改良預崩解炭質泥巖的滲透系數，使用表2 所示瓜爾膠摻量制備改良預崩解炭質泥巖試樣，控制試樣的干密度為1.9 g/cm3，含水率為14%，圓柱形試樣直徑×高度為61.8 mm×40.0 mm。

1.2.3 持水特性試驗

與傳統膠凝材料的相比，生物聚合物的一大優勢是其可改善土體的持水特性，進而促進植物的生長[26-27]。因此，改良預崩解炭質泥巖的持水特性也是生物聚合物改良效果評價標準之一。采用靜壓法制備持水特性試樣，其直徑×高度為50 mm×100 mm，控制試樣的干密度為1.9 g/cm3，含水率為14%。試樣制備完成后，稱取其質量(m0)；為保證試樣不受外部環境濕度的影響，將其置于鼓風干燥箱中干燥(干燥溫度為25 ℃)，稱取t時刻的試樣質量(mt)。試驗采用平均失水速率表征生物聚合物改良預崩解炭質泥巖的持水能力。

式中：v(t)為試樣在某一時刻的平均失水速率；mt1為t1時刻的試樣質量，mt2為t2時刻的試樣質量。

1.2.4 崩解試驗

改良預崩解炭質泥巖崩解試驗裝置如圖3 所示。采用邊長為10 mm 的鋼筋網格制作正方體的鋼筋籠，再將其懸掛在彈簧秤上(精度為0.5 g)。崩解試驗時，將直徑×高度為50 mm×100 mm 的圓柱形試樣置于鋼筋籠中，然后將其浸入裝滿水的有機玻璃箱中，直至水面淹沒試樣；記錄浸水瞬間彈簧秤讀數(mt0)及浸水時刻t1時彈簧秤讀數mt1。按以下公式計算其崩解率Y：

圖3 崩解試驗裝置Fig.3 Disintegration test setup

1.2.5 邊坡沖刷試驗

邊坡沖刷試驗裝置如圖4所示，其主要由降雨系統、邊坡主體及集水箱組成。降雨系統可調節降雨量以模擬真實降雨情況；邊坡主體由長×寬×高為30 cm×20 cm×3 cm 的模型箱組成，底部集水箱用于收集降雨條件下的坡面徑流。分別配制瓜爾膠摻量為0，0.2%，0.4%，0.6%，0.8%和1.0%的改良預崩解炭質泥巖，將其在模型箱中壓實，并將其置于恒溫恒濕箱中養護3 d后進行試驗。試驗時，將模型箱置于坡度為30°的支架上進行降雨沖刷，并利用底部集水箱收集表層流失的預崩解炭質泥巖，過濾后烘干稱質量，并計算出其沖刷速率。本次沖刷試驗降雨強度設置為60 mm/h，降雨時長為1 h。

圖4 沖刷試驗裝置Fig.4 Rainfall scour test setup

2 試驗結果分析

2.1 改良預崩解炭質泥巖力學性能

圖5所示為不同養護齡期下瓜爾膠改良預崩解炭質泥巖的無側限抗壓強度。由圖5可見：隨著養護時間增加，不同摻量下瓜爾膠改良預崩解炭質泥巖的無側限抗壓強度均明顯增大，其變化過程大致可分為以下階段。

1)前期失水快速增大階段。這一階段中試樣逐漸失水，瓜爾膠膠結，形成高分子膜，進而增強預崩解炭質泥巖顆粒間作用力；但由于試樣在同種養護環境下失水速率不相同，且試樣含水率保持在較高水平，試樣強度受含水率的影響大于瓜爾膠改良作用的影響，因此，此階段試樣強度增大趨勢與瓜爾膠摻量的關系并不明顯。

2)后期持續增大階段。這一階段試樣含水率較低，并持續失水至風干，但由于瓜爾膠的保水作用，試樣完全風干所需時間不一致，因此，不同瓜爾膠摻量下的改良預崩解炭質泥巖的無側限抗壓強度隨養護時間的增大速率并不一致。

由圖5可見，w=0的改良預崩解試樣最先完全風干，故其無側限抗壓強度最先趨于穩定，其值為431.08 kPa；而w=1.0%時的試樣由于瓜爾膠的影響導致其失水速率最慢，風干持續時間最長，因此，其強度在8 d內持續增大，且增幅最大。此外，養護8 d后，改良預崩解炭質泥巖無側限抗壓強度隨瓜爾膠摻量的增大而增大，w=1.0%時，其無側限抗壓強度為1 319.24 kPa，為w=0時的3.06倍。

圖5 不同養護齡期下瓜爾膠改良預崩解炭質泥巖的無側限抗壓強度Fig.5 UCS of guar gum modified DCM at different curing times

2.2 改良預崩解炭質泥巖持水特性

圖6所示為不同摻量的瓜爾膠改良預崩解炭質泥巖在干燥失水過程中含水率的變化。從圖6可以看出：1)隨著失水時間持續，各組改良預崩解炭質泥巖試樣含水率逐漸減小。2)失水過程整體可分為3個階段。失水前期，含水率隨失水時間延長而呈線性下降；失水中期，含水率變化逐漸減小，其變化曲線由直線型轉變為曲線型；失水后期，其變化逐漸趨于穩定。3)瓜爾膠可明顯提高預崩解炭質泥巖持水能力，其摻量越大，改良預崩解炭質泥巖最終含水率越大。這是因為在失水早期，試樣含水率較高時，其失水速率主要受含水率的控制；隨著失水過程的持續，不同摻量下瓜爾膠改良預崩解炭質泥巖分別沿不同的路徑進入下一階段；此外，由于瓜爾膠在改良預崩解炭質泥巖試樣內部形成瓜爾膠-預崩解炭質泥巖團聚體，改變了試樣的內部結構，且瓜爾膠自身就具備保水功能，因此，失水過程中不同瓜爾膠摻量的試樣在進入下一階段時其含水率有明顯區別，瓜爾膠摻量越大，轉折點時的試樣剩余含水率越大。

圖6 改良預崩解炭質泥巖含水率的變化Fig.6 Changes of water content of modified DCM

圖7所示為不同摻量瓜爾膠改良預崩解炭質泥巖失水速率隨時間的變化。從圖7可以看出：1)改良后炭質泥巖試樣失水速率均隨失水時間延長而逐漸減小，最終趨于穩定直至降于0。2)瓜爾膠摻量越大，其失水速率越小，含水率趨于0所需時間越長，w=0 時試樣的失水速率趨于0 g/h 的速度最快。通過擬合后發現改良預崩解炭質泥巖失水速率隨時間變化符合Logistic回歸曲線：

式中：a1為Logistic 回歸參數曲線的最大值；a2為曲線最小值；p為曲線坡度；x0為最大有效速率的1/2。

由圖7 可見：隨著瓜爾膠摻量增大，Logistic回歸曲線的弧度也隨之增大，其曲線凹向坐標軸原點的程度亦越大。造成上述現象的原因主要是瓜爾膠遇水形成黏稠的膠體，并隨水分擴散至預崩解炭質泥巖顆粒間的孔隙中，填充了試樣內部微觀孔隙，堵塞了內部水分向外部遷移的通道，減小了試樣內部水分的蒸發。此外，瓜爾膠自身結合水的能力較強，極易吸收試樣中自由水形成穩定結構的結合水，因此，瓜爾膠摻量越大，試樣平均含水率下降速率越緩慢，最終穩定含水率越大；失水速率趨于0的時間越短，擬合曲線凹向坐標軸原點的弧度越大。擬合后Logistic回歸曲線的基本參數見表3。

表3 改良預崩解炭質泥巖失水速率隨時間變化的擬合曲線Table 3 Fitted curve of water loss rate of modified DCM with time

圖7 改良預崩解炭質泥巖失水速率隨時間的變化Fig.7 Changes of water loss rate of modified DCM with time

2.3 改良預崩解炭質泥巖滲透性能

圖8所示為瓜爾膠摻量對預崩解炭質泥巖滲透系數的影響。從圖8可以看出：改良預崩解炭質泥巖試樣的滲透系數與瓜爾膠摻量呈負相關。未處理預崩解炭質泥巖的滲透系數為2.56×10-6m/s；當瓜爾膠摻量小于0.8%時，改良預崩解炭質泥巖的滲透系數變化明顯，其降幅較大，尤其是摻入0.2%瓜爾膠時，其滲透系數遠小于未處理的預崩解炭質泥巖滲透系數，僅為未處理時的42.58%；當瓜爾膠摻量大于等于0.8%時，滲透系數降幅減??；當瓜爾膠摻量為1.0%時，其滲透系數最小，為1.1×10-7m/s。瓜爾膠改良預崩解炭質泥巖滲透系數呈現出上述趨勢的原因主要是：隨著瓜爾膠的摻入，在預崩解炭質泥巖內部形成了瓜爾膠-炭質泥巖聚集體，瓜爾膠膠體封堵了土體內部的滲水通道，從而減小了其滲透系數；而當瓜爾膠摻量大于等于0.8%時，炭質泥巖內部滲水通道已大部被封堵，造成后期滲透系數緩慢減小。

圖8 不同摻量下瓜爾膠改良預崩解炭質泥巖滲透系數Fig.8 Permeability coefficients of DCM modified with different guar dosages

2.4 改良預崩解炭質泥巖水穩特性

圖9所示為不同瓜爾膠摻量下改良預崩解炭質泥巖崩解現象。由圖9可以看出：當瓜爾膠摻量為0時，預崩解炭質泥巖浸水后立即崩解，表層小顆粒剝落直至試樣崩解完全，水樣逐漸渾濁，出現明顯的霧化現象(圖9(a))，形成預崩解炭質泥巖懸浮液，整個過程僅持續15 min。而當瓜爾膠摻量為0.2%～1.0%時，改良預崩解炭質泥巖試樣崩解現象呈現出明顯的4個階段(圖9(b)～(d))：1)吸水飽和階段。試樣上依附大量的細小氣泡，隨著浸水時間的持續延長，試樣吸水飽和，氣泡逐漸排出并上升直至露出水面破裂。以瓜爾膠摻量為0.2%的改性預崩解試樣為例，此階段持續30 min。2)表層剝落階段。試樣表層氣泡脫離、破裂，且表層出現魚鱗狀細小裂紋，隨浸水時間持續，裂紋逐漸發育貫通，導致試樣表層顆粒逐漸剝落，侵蝕現象明顯，試樣體積逐漸變小。3)試樣開裂階段。試樣表層顆粒剝落，導致水進一步入滲至試樣內部，內部氣體被排出，并形成裂隙，隨著浸水時間持續，裂隙進一步貫通，致使試樣斷裂、坍塌。4)穩定階段。試樣坍塌、斷裂后，進一步吸水膨脹，細小顆粒掉落，大的團聚體仍聚集在一起，質量損失減小，最終趨于穩定。

圖9 崩解現象Fig.9 Disintegration phenomenon

圖10 所示為不同瓜爾膠摻量下改良預崩解炭質泥巖及未改良預崩解炭質泥巖崩解率變化規律。由圖10 可見：改良預崩解炭質泥巖崩解率隨崩解時間呈現出相似的趨勢，均存在4個明顯的階段：

1)負增長階段。試樣初始含水率較低，需吸水飽和，造成試樣質量增大，進而使其崩解率呈現出負增長，雖然試樣出現細小顆粒剝落，但其吸水飽和占主導地位，直至吸水飽和與崩解達到平衡。

2)緩慢增長階段。試樣繼續吸水飽和，但其崩解逐漸占主導地位，使其吸水飽和質量增長速率小于崩解質量減小速率，導致試樣崩解率逐漸增大。

3)快速增長階段。由于前期試樣吸水達到飽和，這一階段試樣快速崩解，質量損失較大，崩解率快速增大。

4) 穩定階段。這一階段試樣崩解逐漸完全，質量損失趨于0，崩解率趨于穩定。

由圖10 還可見：試樣崩解率的增幅隨瓜爾膠摻量增大而減小。隨著瓜爾膠摻量增大，試樣最終崩解率不斷減小。當瓜爾膠摻量為0時，最終崩解率趨于100%；而當瓜爾膠摻量為1.0%時，最終崩解率最小，僅為10%。

圖10 改良預崩解炭質泥巖崩解率變化規律Fig.10 Variation law of disintegration rate of DCM modified with different guar dosing

2.5 邊坡模擬沖刷性能試驗結果

圖11 所示為不同瓜爾膠摻量下改良炭質泥巖坡面沖刷前后對比。從圖11 可知：不同瓜爾膠摻量下改良預崩解炭質泥巖前后坡面抗沖刷性能有明顯的區別。初始狀態時，改良預崩解炭質泥巖坡面均平整光滑；經1 h 降雨后，瓜爾膠摻量為0時的坡面沖蝕較大，表層出現嚴重的剝落，而摻加瓜爾膠后的坡面經1 h 降雨沖刷后仍能保持完整，沖刷特征不明顯，且隨著瓜爾膠摻量增大，坡面完整性更高。整個降雨沖刷過程中，瓜爾膠摻量為0時的改良預崩解炭質泥巖坡面破壞形態變化可大致分為3 個階段：1) 顆粒流失階段(t≈10 min)。此時表層出現顆粒剝落，并隨降雨流失。2)面狀侵蝕階段(t≈30 min)。此時坡面出現明顯的剝落。3)溝狀侵蝕階段(t≈50 min)。此時坡面右下側與模型箱接觸面逐漸出現沖溝，并出現明顯的破壞。

圖11 坡面沖刷前后對比Fig.11 Comparison of slope before and after scouring

不同瓜爾膠摻量下的沖刷徑流水樣如圖12 所示。由圖12 可知：當瓜爾膠摻量為0 時，收集的坡面徑流水樣渾濁，長久靜置后懸浮物仍不會完全沉淀。而瓜爾膠摻量為0.2%，0.4%，0.6%，0.8%及1.0%時，坡面徑流水樣清澈，無需靜置懸浮物就已沉淀在透明玻璃箱底，且瓜爾膠摻量越高，水樣越清澈。這主要是因為改良前預崩解炭質泥巖松散、顆粒較小，降雨作用后，形成炭質泥巖懸浮液，然后隨徑流流失；而改良后，預崩解炭質泥巖顆粒被瓜爾膠包裹、形成聚集體，不易被沖刷且顆粒較大無法形成懸浮液。將收集的徑流水樣過濾、烘干后，計算出不同瓜爾膠摻量下沖刷速率，如圖13所示。由圖13可見，當w=0時，改良炭質泥巖坡面沖刷速率最大，可達5.97 g/min，而隨著瓜爾膠摻入，改良炭質泥巖坡面沖刷速率迅速減小，且其降幅隨著瓜爾膠摻量增大而逐漸減小。這說明瓜爾膠對炭質泥巖邊坡表層沖刷有很好的抑制作用。

圖12 坡面徑流水樣Fig.12 Slope runoff water samples

圖13 不同瓜爾膠摻量下改良炭質泥巖坡面沖刷速率Fig.13 Scouring rate of carbonaceous mudstone slope modified with different guar dosing

3 機制分析

3.1 改良作用機制分析

瓜爾膠溶于水后會形成具有良好黏聚效果的瓜爾膠體，自然干燥條件下具有一定的成膜性。預崩解炭質泥巖中含有大量的石英、云母等礦物，其黏聚力主要由高嶺石這類黏土礦物提供，內部結構松散、孔隙較多，微觀結構多以片狀顆粒為主，且顆粒較小，微觀孔隙較多，如圖14(a)所示。瓜爾膠以溶液的形式摻入預崩解炭質泥巖中，其對預崩解炭質泥巖的改良過程可表述如下：瓜爾膠溶液通過預崩解炭質泥巖內部的大孔隙自由擴散，在擴散過程中，瓜爾膠溶液首先填充預崩解炭質泥巖內部孔隙，并不斷包裹預崩解炭質泥巖顆粒(如圖14(b)所示)；當瓜爾膠溶液濃度較低時，由于瓜爾膠溶液黏性較大，使瓜爾膠溶液與預崩解炭質泥巖顆粒不斷聚集形成瓜爾膠-炭質泥巖團聚體，減小了粒間孔隙，阻礙了后續水分子與瓜爾膠膠粒的擴展。這也是改良預崩解炭質泥巖滲透系數急劇減小、水穩性增強的原因。當瓜爾膠溶液達到一定濃度時，試樣內部孔隙被堵塞，導致瓜爾膠無法繼續擴散，進而造成滲透系數降幅減小、無側限抗壓強度增幅減小。因此，瓜爾膠改良預崩解炭質泥巖的改良形式包括填充孔隙和黏聚顆粒2個部分。

圖14 改良預崩解炭質泥巖SEM圖Fig.14 SEM images of modified DCM

隨著預崩解炭質泥巖中水分的蒸發，其顆粒間的分子作用力增強、粒間咬合力增加，宏觀上表現為力學性能的提升。此外，瓜爾膠包裹預崩解炭質泥巖顆粒且形成的高分子鏈可與預崩解炭質泥巖顆粒通過氫鍵形成連接力，進而使松散的預崩解炭質泥巖顆粒成為整體，形成包覆著預崩解炭質泥巖顆粒的三維高分子膜及高分子加筋鏈，如圖13(c)所示。

3.2 生態護坡機制分析

前期研究表明，當水泥摻量為8%時，改良預崩解炭質泥巖在標準狀態下養護7 d時的無側限抗壓強度為1 036 kPa[28]，而當瓜爾膠摻量為0.4%時，改良預崩解炭質泥巖養護7 d時無側限抗壓強度約為1 000 kPa 左右。因此，取得相同固化效果時瓜爾膠用量僅為水泥用量的1/20。而瓜爾膠價格為水泥價格的10～15 倍，故在整體工程造價方面，瓜爾膠也具有明顯的優勢。此外，炭質泥巖邊坡表層預崩解炭質泥巖的主要病害為雨水沖刷及二次崩解，因此，在確定瓜爾膠摻量時，應綜合考慮耐崩解性及抗沖刷性能。試驗結果表明，當瓜爾膠摻量超過0.4%時，改良預崩解炭質泥巖崩解率增幅變化較小，并逐漸趨于穩定。當瓜爾膠摻量超過0.2%時，改良預崩解炭質泥巖的沖刷速率及抗沖刷性能逐漸趨于穩定。因此，綜合考慮瓜爾膠改良預崩解炭質泥巖的改良效果及工程造價，瓜爾膠可用于炭質泥巖表層生態護坡，且其最佳摻量為0.4%。

在炭質泥巖生態護坡過程中，瓜爾膠改良預崩解炭質泥巖可通過換填或客土噴播方式在炭質泥巖邊坡表層形成穩定的改良層。隨著水分的蒸發，改良預崩解炭質泥巖逐漸失水，瓜爾膠膠體中高分子鍵開始激活，并包裹預崩解炭質泥巖顆粒形成三維高分子膜及高分子加筋鏈。此外，瓜爾膠以填充粒間孔隙的方式與預崩解炭質泥巖顆粒膠結并形成三維網狀結構，進而交織、糾纏預崩解炭質泥巖顆粒，使其成為一個整體。改良層的設置不僅增強了炭質泥巖邊坡表層力學性能及水穩性，也增強了邊坡的穩定性，且減小了其滲透系數，改善了其滲透性能，從而可在降雨條件下及時排泄坡面雨水，減小雨水在坡面滯留時間。同時，由于改良層中瓜爾膠的黏聚作用，使預崩解炭質泥巖不易被雨水沖刷，削弱了表層徑流的侵蝕。

此外，瓜爾膠-預崩解炭質泥巖形成的改良層一方面可減小邊坡表層水分蒸發，起到隔溫隔水的作用，減緩炭質泥巖邊坡表層巖體裂隙急劇發育及快速崩解；另一方面，改良層良好的持水特性可為植物的生長提供良好的水分及溫度條件，進而形成植物根系，達到護坡的效果。

4 結論

1) 瓜爾膠可有效增強預崩解炭質泥巖(DCM)的無側限抗壓強度；總體上，改良預崩解炭質泥巖的無側限抗壓強度隨養護時間的延長而增大；養護3 d后，DCM無側限抗壓強度隨瓜爾膠摻量增大而增大，且增速逐漸減小。

2)瓜爾膠可有效填充預崩解炭質泥巖顆粒間的孔隙，且在失水后，形成具有三維結構的高分子膜，有效阻止了水分的蒸發及入滲，提高了預崩解炭質泥巖的持水能力。

3)瓜爾膠可有效抑制預崩解炭質泥巖的崩解。經瓜爾膠改良后的預崩解炭質泥巖浸水后崩解率顯著減小，延長了預崩解炭質泥巖浸水后的穩定時間。

4)經瓜爾膠改良后的預崩解炭質泥巖坡面徑流水樣攜帶的細顆粒明顯減少，水質更加清澈，改良預崩解炭質泥巖邊坡表層抗沖刷能力顯著提升，可達到減少炭質泥巖邊坡水土流失的效果。