差异风化型危岩形成和破坏机理

张永兴,卢 黎,张四平,胡岱文

(重庆大学土木工程学院,重庆 400045）

危岩(Overhanging rock)是典型的地质灾害,危岩崩塌具有突发性强,爆发能量高,冲击力巨大的特点,常造成严重的灾害。2009年6月重庆武隆鸡尾山山体崩塌,造成9人死亡,64人失踪的惨重事故;2004年贵州纳雍山山体崩塌,39人死亡,4人失踪;2004年9月,万洲太白岩崩塌80 m3,造成 1人重伤。1948年重庆市洪崖洞危岩崩塌,毁坏房屋几十间,伤亡300多人。

差异风化型危岩是指在软硬岩互层的沉积岩地区,陡倾的岩质边坡表面风化剥落速度不一致,下伏的软岩退进形成岩腔,上部的硬岩向外悬挑,构成危岩。西南地区崩塌灾害频发,与差异风化型危岩的广泛分布有直接关系。以重庆为例,侏罗系中统上沙溪庙组(J2S)沉积岩广泛分布,泥岩、砂岩互层出露,砂岩抗风化能力强,泥岩风化速度快,泥岩基座风化内缩,形成岩腔,其上部的砂岩悬挑日益严重,当达到一定的破坏准则时,砂岩上形成主控裂隙,从而发育为差异风化型危岩。

危岩的分析与治理具有较高的难度,相关规范对危岩的规定多从治理原则出发,缺乏具体规定。国内的学者对危岩的研究也多从工程出发,具体问题具体分析。陈洪凯以万洲太白崖危岩为例,对三峡库区危岩进行了分类[1],胥良以川西108国道高位崩塌为例,研究了崩塌落石的运动规律[2],文献[3]和文献[4]也是国内分析与治理危岩的典型代表。在这些分析中,对差异风化型危岩的形成多用定性描述的方式进行,缺乏科学定量的方法。

差异风化型危岩主控裂隙的形成与诸多因素相关[5-6],边坡中张性地应力的释放是重要原因之一。边坡张性地应力的存在已被工程地质理论分析证实[7],而张性地应力与差异风化型危岩形成关系的研究尚不多见。随着岩腔的风化发展,根据危岩体上的受力情况,判断临界岩腔深度可以预测危岩破坏模式和破坏时机。对张性地应力的分析可以判断危岩的发育范围,从而为加固工程提供科学的依据。

1 差异风化型危岩的力学模型

1.1 岩腔的发育

在岩腔形成过程中,可将风化与剥落视为两个相互影响的过程。边坡上的软岩先风化,再因风雨重力等原因崩解剥落。地形越陡,降雨冲刷越直接,剥落越快。当岩腔形成后,由于悬挑硬岩的遮蔽,退进的软岩不直接受雨水冲刷,剥落速度减慢,风化进程减缓,而且岩腔越深,这种风化进程越慢。这种非线性进程是差异风化型危岩岩腔发育的重要特点。

根据实地观测和资料调研,表1列出了重庆及周边地区代表性泥岩边坡的风化速率[8-10]。

表1 泥岩风化剥落进度

根据对岩腔中原住民的调查和观测结果,以及表1的资料,建议用如下经验公式估算岩腔发育进度:

式中:xi为时间,年;b1为岩腔发育深度,cm;n为计算的总时间周期。

1.2 主控裂隙的形成

边坡中的张性地应力对危岩的形成具有重要作用。另外,由于岩腔不断深入,硬岩日益悬挑,在自重作用下的弯曲拉剪应力不断增高,再与张拉地应力叠加,最后引发破坏,在某一危险截面上发育主控裂隙面,从而形成危岩。

图1 危岩形成力学模型

按平面问题考虑,主控裂隙形成前的力学分析如图1所示,假定主控裂隙沿m-n面形成,则m-n面上的弯矩为:

式中:γ是砂岩重度;β是岩层倾角。E、ks别是水平地震力和水平地震系数;F、frc、kc分别是泥岩支承反力、泥岩抗压强度,泥岩强度发挥系数。

将硬岩视为深梁,考虑到悬臂深梁的应力集中,在一般危岩条件下,简化算法的弯矩引起的最大弯曲应力宜放大两倍[11],则有:

将弯曲应力σfmax与地应力引起的拉应力叠加,得到最小主应力(剪应力作用较小,可忽略),最大主应力仍为地应力引起。显然b1越大,主应力差越大,这种应力差达到一定的破坏准则后,引发m-n面破坏,形成主控裂隙。因此,在一定的破坏准则下可研究b1与其它变量的关系,见算例。

对于破坏准则,结合应用较广泛的 Hoek-Brown准则[12]进行分析。

式中:σ1、σ3分别是大小主应力;σc为岩石单轴抗压强度;m、s为材料参数。

在拉剪条件下,存在如下关系[13]:

式中:τf为岩石纯剪切强度。Rt为岩石单轴抗拉强度。

应当指出,当主控裂隙形成后,地应力会充分释放,主应力差迅速减小,系统重新恢复平衡[14]。因此,张性地应力在危岩的形成过程中具有阶段性的重要作用。

1.3 危岩的破坏

主控裂隙形成后,在水,风化,植物根劈作用下不断发展,形成贯通裂隙,此时,危岩上的力主要为重力,软岩反力,地震力和水压力,受力模型如图2所示。

图2 危岩破坏的力学模型

对于贯通式裂隙,由于两侧裂隙的排水作用,一般降雨条件下,裂隙水高度不会超过裂隙深度的一半[15]。同时,裂隙尖端处仅会存在毛细水,不考虑毛细压力的有利作用,按裂隙高度一半计算水压力Ew。则危岩块的破坏模式和相应的判据如下:

(1)软岩基座破坏

式中,pmax为泥岩基座最大压力,按式(9)、式(10)计算。

当pmin≥0时

当时pmin＜0时

(2)平动破坏

(3)转动破坏

危岩绕o点转动,临界状态时危岩体与泥岩基座脱开。则有:

从3种破坏模式可以看出,随着b1的增大,危岩趋向于破坏,可根据(8)到(12)式计算分析破坏的控制模式。

按上述理论对危岩的形成与破坏进行分析需要测试边坡地应力情况。下面结合地应力测试进行分析和计算示例。

2 典型工程地应力测试及分析

2.1 工程概况

重庆市渝中区洪崖洞危岩边坡位于嘉陵江南侧冲刷岸,解放碑向斜轴部。解放碑向斜为平缓开阔式褶皱,其轴向NE5°～15°,岩层产状平缓 ,一般为3°～ 10°。

岸坡上陡下缓,中上部为陡坡,坡度 70°～80°,其间分布有多种形式的危岩。下部为30°～50°中缓坡,呈台阶分布直至嘉陵江[16]。如图3所示。

图3 洪崖洞危岩边坡典型地质剖面图

洪崖洞地区主要以走向 70°～90°及320°～330°两组裂隙发育,裂隙倾角较陡,集中在60°～80°之间。裂隙宽度通常在 0.5～1 cm,最宽的达到20 cm。

陡崖带坡体主要由侏罗系中统上沙溪庙组(J2S)砂岩体和其下泥岩基座组成。坡体上部的长石砂岩呈灰白色,中粒结构,出露厚度 20.00～25.00 m。坡体中下部的紫红色泥岩,层厚50～60 m,构成危岩软弱基座。

2.2 现场地应力测试和分析

采用套孔应力解除法测试了洪崖洞危岩边坡内的地应力,测试选定WK7与WK8号危岩之间的一面完整砂岩岩壁作为测试地点。从钻孔取芯看,测孔仅在4m左右有一道裂隙,更深处的岩石完整,地应释放不充分,是一个良好的测试场所。测试地点距地表深度h=21.53m,测试钻孔深度13m,方位角170°,倾角4°,采用KX81型空心包体全应力计和专门设计的定向安装棒定位安装,见图2,测试示意图见图3。测试成果列于表2。

图4 定向安装棒示意图

图5 地应力测试示意图

表2 主应力大小及方位

砂岩实测容重24.2 kN/m3,对于埋深较浅的地层,地应力中间主应力往往由重力引起。重力应力σz=γ H=24.2×21.53=0.52 MPa。理论计算结果与实测结果中间主应力非常接近,而中间主应力值倾角接近垂直,从而验证了测试结果。

将边坡走向与实测的地应力大小和方向绘于图4中。可见主拉应力作用面与边坡走向接近垂直,而已有危岩优势卸荷裂隙面方向约90°,与主拉应力近于垂直。

图6 测试结果与边坡走向关系图

根据格里菲斯理论,岩石的开裂始于内部随机存在的细微裂隙,在一定应力条件下,这些微裂隙端部产生明显的应力集中,当应力集中超过岩石的局部抗拉强度时,新的宏观裂隙开始出现。格里菲斯强度准则可作为岩石中新裂隙始发的判别条件,如公式(13)、(14)所示。

洪崖洞长石砂岩抗拉强度为4.56 MPa,将判据与地应力测试结果一起绘于图8中,可以直观地看出,测点应力处于非破裂区中。在测点部位,单纯的地应力作用下,尚不具备产生新裂隙的条件。另据调查显示[16],洪崖洞砂岩卸荷裂隙在坡顶向后5～10 m内密集发育。理论分析和现场调查结合,可以证明在此范围以内为岩石卸荷松动区,是当前危岩和潜在次级危岩的发育区,而测点部位表现出相对稳定的状态,可见危岩发育范围约10～12 m左右。

图7 Griffith破裂判别示意图

3 危岩形成与破坏算例分析

以洪崖洞WK10-5号危岩为例分析,目前该危岩岩腔深度1.35 m。计算参数为:a=4.7 m,b=3.8 m,β=4.5°,砂岩抗压强度 36.52 MPa,抗拉强度4.56 MPa,粘聚力1.25 MPa,内摩擦角36.16°,泥岩抗压强度7.06 MPa。地应力采用表2的实测数据。当b1=0时,m-n上没有弯矩,可据此条件反算kc标准值为0.015。图8列出的计算结果表明了破坏时的岩腔深度与kc的相关关系。图中斜率较大的曲线簇是 σ1-σ3,斜率较小的曲线簇是(下同)。

可见,按标准kc分析,当岩腔深度1.07 m时,主控裂隙形成。事实上,由于泥岩表层风化和向临空面的塑性流变或由于地下水作用,在岩层分界面处出现泥化现象等原因,kc会逐渐变小,而kc的减小对主控裂隙形成时机影响很大,当 kc减小到0.01,主控裂隙形成时,岩腔发育深度仅0.46 m。实际工程中可根据具体情况,合理确定kc取值,以预测主控裂隙开展时机。将岩腔临界发育深度代入式(1),即可估算主控裂隙形成时间。

图9 ks对主控裂隙形成的影响

图9的结果显示了水平地震系数ks对主控裂隙形成的影响。基准水平地震系数取为0.05,当其上下变化时,曲线簇交点变化不是很大。可见,这个参数的变化对岩腔发育深度的影响不如kc明显。

如果考虑到岩体本身存在的裂隙,可将岩石强度参数降低进行类似分析,同时应注意到,裂隙岩体会引起地应力大量释放,裂隙岩体中残余地应力与完整岩石中存在的地应力之比为释放系数kr,图10列出了岩石强度参数折半和不同kr条件下的计算结果。可见,kr的相关性也是很明显的。

图10 kr对主控裂隙形成的影响

如前所述,当主控裂隙形成后,地应力会充分释放,系统重新恢复平衡。这一点从张性地应力在应力差中所占的比例可以明显看出。因此,张性地应力在危岩的发育过程中只具有阶段性作用。

按(8)～(12)式对WK10-5可能破坏模式进行预测,结果绘于图11中,为了直观比较,将纵轴单位进行了统一化处理,不影响结果。当危岩岩腔发育深度达到1.83m时,基底压力线与基底抗力线相交,表明泥岩基座压坏;岩腔深度接近1.9 m时,发生转动破坏[17];直到岩腔深度达到2.0时,平动推力与抗力仍未取得交点,事实上已超出定义域,这种破坏模式不会发生。将控制性破坏模式的岩腔深度代入式(1),即可预估发生破坏的时间。

图11 典型危岩破坏模式预测

差异风化型危岩的形成与破坏模式表明,试图对危岩用大规模清除的办法来治理应当慎重[18],清除相当于进行了人工卸荷,去除当前危岩后,后面的岩石继续发展为新危岩。

4 结论

差异风化型危岩的形成与破坏是一个渐进的过程,它与地形、地貌,地质构造,危岩上的各种作用力和岩腔发育时间历程都有关系。通过对差异风化型危岩体地应力测试和形成破坏机理的研究,可以得出下面几个结论:

1)分析表明,差异风化型危岩的形成与张性地应力和岩腔发育深度相关,而危岩的破坏模式主要受岩腔发育深度影响。

2)采用空心包体全应力计测试了危岩边坡的地应力,并验证了测试结果的可靠性。将地应力测试结果与地勘资料综合分析,可以判定危岩体发育范围,确定工程设计的稳定母岩位置。

3)用地应力测试结果对差异风化型危岩进行计算分析,结果表明主控裂隙的形成与地应力大小、岩腔发育深度和泥岩强度发挥系数的相关性较强,最后提出了控制性破坏模式的预测方法。

[1]陈洪凯,唐红梅.长江三峡水库区危岩分类及宏观判据研究[J].中国地质灾害与防治学报,2005,16(4):53-57.CHEN HONG-KAI,TANG HONG-M EI.Classification and identify of perilous rock in the area of the Three Gorges Reservoir[J].The Chinese Journal of Geological Hazard and Control,2005,16(4):53-57.

[2]胥良,李云贵,刘艳梅.川西108国道高位崩塌成因与运动特征[J].水文地质工程地质,2008(3):28-31.XU LIANG,LI YUN-GUI,LIU YAN-MEI.Formation mechanism and movementcharacteristic of ahigh altitude collapse on the No108 National Highway in west Sichuan Province[J].Hydrogeology and Engineering Geology,2008(3):28-31.

[3]张立乾,郭富民,杨国兴,等.娲皇宫危岩稳定性评价及其加固对策[J].建筑结构,2007,37(4):68-71.ZHANGLI-QIAN,GUOFU-MIN,YANGGUOXING.Stability evaluation and reinforcement precept to crags of regina's replace[J].Building Structures,2007,37(4):68-71.

[4]黄达,黄润秋,裴向军,等.溪洛渡水电站某危岩体稳定性及加固措施研究[J].岩土力学,2008,29(5):1425-1429.HUANG DA,HUANG RUN-QIU,PEI XIANG-JUN.Study on stability and reinforcement measures of an unstable rock masses of Xiluodu Hydropower Station[J].Rock and Soil Mechanics,2008,29(5):1425-1429.

[5]张倬元,王士天,王兰生,等.工程地质分析原理[M].2版.北京:地质出版社,2002.

[6]李建林.三峡工程岩石拉剪断裂特性的试验研究[J].地下空间,2002,22(2):149-152.LI JIAN-LIN.A Study on tension-shear crack property of rock related to the three gorgesproject[J].Underground Space,2002,22(2):149-152.

[7]重庆渝碚地质工程勘察院.重庆市渝中区洪崖洞危岩崩塌综合整治工程勘察报告[R].2001.

[8]陈洪凯.三峡库区危岩链式规律的地貌学解译[J].重庆交通大学学报:自然科学版,2008,27(1):91-95.CHEN HONG-KAI.Geomorphology research on chained regularity of perilous rock in the area of the Three Gorges Reservoir[J].Journal Of Chongqing Jiaotong University:Nature Science Edition,2008,27(1):91-95.

[9]杨宗才,张俊云,周德培.红层泥岩边坡快速风化特性研究[J].岩石力学与工程学报,2006,25(2):275-283.YANG ZONG-CAI,ZHANG JUN-YUN,ZHOU DEPEI.Study on fast weathering characteristics of red bed mudstone slope[J].Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering 2006,25(2):275-283.

[10]胡杰刚,俞敏,全洪波,等.桂柳高速公路边坡岩石风化速度的研究[J].水文地质工程地质,2003,(4):67-71.HUJIE-GANG,YUM IN,QUANHONG-BO.Weathering velocity of slope rock in Guilin-Liuzhou expressway[J].Hydrogeology and Engineering Geology,2003,(4):67-71.

[11]卢黎.重庆洪崖洞危岩边坡破坏和加固机理研究[D].重庆:重庆大学,2003.

[12]王桂芳.悬臂深梁的应力分析[J].四川联合大学学报:工程科学版,1999,3(6):31-38.WANG GUI-FANG.Stress analysis for cantilever deep beam[J].JournalofSichuan Union University:Engineering Science Edition,1999,3(6):31-38.

[13]CHEN HONG-KAI,TANG HONG-MEI.Method to calculate fatigue fracture life ofcontrol fissure in perilous rock[J].Applied Mathematics and Mechanics,2007,28(5):643-649.

[14]OMER M,ABDEL K U.Fracture mechanisms of offset rock joints-A laboratory investigation[J].Geotechnical and Geological Engineering,2004,22:545-562.

[15]GOODMAN R E.Introduction to rock mechanics[M].New York:John Wiley&Sons Inc,1980.

[16]CRAVERO M,IABICHINO G.Analysis of the flexural failure of an overhanging rock slab[J].International Journal of Rock Mechanics and Mining Sciences,2004,41(5):2B 24:1-6

[17]PARONUZZI,PAOLO SERAFINI.Walter stress state analysis of a collapsed overhanging rock slab:A case study[J].Engineering Geology,2009,108(2):65-75.

[18]GIANI GP,GIACOMINI A,M IGLIAZZA M.Segalini a experimental and theoretical studies to improve rock fall analysis and protection work design[J].Rock Mechanics and Rock Engineering,2004,37(5):369-389.