三峡库区巫峡箭穿洞危岩体稳定性分析及防治工程设计

张枝华，杜春兰，余 姝，杨 柳

(重庆市地质矿产勘查开发局208水文地质工程地质队(重庆市地质灾害防治工程勘查设计院)，重庆 400700)

0 引言

三峡库区箭穿洞危岩位于巫峡长江左岸的神女峰西侧坡脚，距巫山县城约12 km，仅航运可达危岩位置[1](图1)。根据以往调查研究成果，箭穿洞危岩体主要的危害形式为涌浪灾害[2-3]。箭穿洞危岩体的危害对象主要为附近长江航道内通行的船只、青石水文站、神女峰风景区管理站、长江海事救援码头和神女溪风景区管理站等，每天均有多艘五星级和两至三艘顶级旅游豪华游轮和大量船只从箭穿洞危岩体下方通过，加上巫山至培石段长江主航道、神女溪和抱龙河等区域的临水作业和水上作业的人员，可能危害人数大于2 000人，可能造成经济损失超过1亿元。因此，需要对箭穿洞危岩体进行必要的防治，以保护黄金水道的安全。

图1 箭穿洞位置图Fig.1 The location map of Jianchuandong dangerous rock body

1 箭穿洞危岩体特征

危岩区斜坡区地貌为中山中深切割侵蚀河谷“V”峡谷左岸，地形为陡崖与中陡坡交替的阶梯状三级台阶。陡崖高度为125～220 m，中陡坡整体坡度为40°～50°，其间零星夹杂有高度为5～20 m的陡崖。三级台阶陡崖自下而上的第一陡崖为箭穿洞危岩体(图2)。

图2 箭穿洞危岩体剖面图Fig.2 The section of Jianchuandong dangerous rock body

箭穿洞危岩主要为三叠系下统大冶组第四段(T1d4)、高程约280 m以上为嘉陵江组第一段(T1j1)，基座以下为大冶组第三段(T1d3)的岩性组成。

三叠系下统嘉陵江组第一段(T1j1)：分布于危岩体陡崖顶部斜坡一带，高程280 m以上，岩性为薄-中厚层状的白云岩，中风化岩体较完整，表层风化强烈，强风化层厚度约1～1.5 m，层厚约15 m；其上为浅灰色中厚层状的泥质灰岩，岩体较完整，锤击声脆，强度高，强风化层缺失。

三叠系下统大冶组第四段(T1d4)：箭穿洞危岩体主要由该层组成，分布高程为155～280 m，岩性主要为灰色、肉红色的中-厚层状的泥质灰岩、灰岩，顶部见波痕，岩体较完整，锤击声脆，强度高，强风化层缺失，层厚约115 m。

三叠系下统大冶组第三段(T1d3)：基座部位为灰白色的泥质条带状灰岩，泥质条带厚度为1～15 mm，呈薄层-中厚层状，岩体较破碎，锤击易碎，强度较低，强风化层缺失，层厚约10 m。基座以下，岩性为浅灰色的泥质灰岩，中厚层状构造，岩体较完整，锤击声脆，强度高，强风化层缺失。

箭穿洞危岩体后缘边界主要沿构造裂隙255°～265°∠70°～80°发育，有沿走向SW的构造裂隙穿层现象，形成了总体走向NW的卸荷裂缝，后缘高程为278～305 m；北西侧(上游边界)以陡崖和325°～335°∠78°～88°结构面为界，在沟源处与后缘卸荷裂缝相交；南东侧(下游)边界在陡崖边缘处沿构造裂隙305°～315°∠60°～85°发育的拉裂缝清楚、明显，向山内延伸约10 m裂缝被充填，根据探槽揭露情况，该裂缝与后缘裂缝相交；基座以大冶组第四段和第三段的分界线为界。

箭穿洞危岩体在北东侧、北西侧、南东侧等三个与山体接触部位均被裂缝所切割孤立，斜靠在北东侧和南东侧山体上，平面形态呈高耸的“塔柱状”，后缘高程为278～305 m，基座高程为155 m，高差为123～150 m，平均高差130 m，平均危岩横宽约50 m，平均厚度约50 m，平均立面面积约6 500 m2，破坏模式为基座泥质条带灰岩压碎、压裂垮塌后，上部岩体发生拉裂、倾倒破坏，主崩方向约250°，危岩体体积约3.575×105m3。

危岩基座为大冶组的泥质条带灰岩，岩石强度较低，在上部荷载和坡体应力作用下，该层出现了劈裂状裂缝(图3)。基座岩体中有3个平硐，系抗战时期修建的长江防线防御工事。平硐的坑底高程约157 m，硐室截面尺寸为2 m×2 m，平硐自长江上游编号分别为1#、2#和3#，延伸方向分别为93°、114°和79°，长度分别为8.2 m、13.7 m和11 m。1#和2#平硐顶部和底部的岩体呈碎块状，但硐室尚保存完好，3#平硐顶板已发生了垮塌，最大的垮塌块体2.9 m×1.5 m×0.7 m。

2012年对平硐的详细调查显示，平硐顶板的岩体呈网状块状，3#平硐的顶板已发生了小规模的垮塌；基座岩体具泥质条带状构造，在长江江水的淘蚀作用下，曾见条带被淘蚀，形成层间裂缝，高5～20 cm，贯通长度为1～2.9 m。

2013～2017年在175 m水位降至145 m水位后，对基座进行宏观调查，发现在1#平硐顶部和上游侧面，坡面岩体均发生了不同程度的崩塌，规模约1～5 m3。

图3 基座岩体照片Fig.3 The pictures of bedrock

2 箭穿洞危岩体影响因素和稳定性分析

水位周期性消落会加剧消落带岩体的劣化[4-6]。汤连生[7]对灰岩进行长时间流动浸泡后，进行了单轴抗压强度研究。他的试验研究表明水-岩化学作用对岩石的力学效应显著且具很强的时间依赖性，当浸泡4 855 h后，灰岩强度降低20%左右。对高程150～175 m段的箭穿洞基座岩体而言，在夏天它们出露水面处于高温暴晒下，冬天处于浸泡状态下，所处环境为干湿循环状态。图4中红色为烘干抗压强度，黑色为饱和抗压强度，蓝色为烘干抗拉强度。从灰岩干湿循环状态来看，经过30次的干湿循环后单轴抗压强度下降约20%～30%。从劣化趋势来看，随着循环次数上升，各强度的劣化率有所下降，且下降率趋于收敛(图4)。而从变形参数来看(图5)，多次循环后弹性模量趋于变小，泊松比趋于变大，说明岩体质量持续下降。

图4 干湿循环下岩体强度下降趋势图Fig.4 The decline trend of rock mass strength obtained from wetting-drying test

图5 干湿循环下变形参数变化趋势Fig.5 The trend of deforming parameters obtained from wetting-drying test

非常重要的一点，上部压力作用下裂隙将持续扩展，水的存在加速了裂隙宏观化发展。裂隙率的提高，提高了岩体的含水量，大幅降低了岩体强度，使得岩体能够进一步劣化。因此，库水软化+干湿循环劣化+基座压裂作用使得岩体强度持续降低。在MTS815岩石力学实验系统上，杨红伟在围压轴压稳定、周期性充水条件下对灰岩试样的横向和轴向应变进行了观察[8]。经过近60次的循环，横向和轴向的应变加速率降低，但仍未收敛。充分说明了在压裂作用下岩体强度将持续降低，且速度会高于单独的劣化作用过程。

箭穿洞危岩体2012年以来的监测表明，危岩体后缘LF4和LF5变形一直逐渐增大(图6)，累计变形量分别为54 mm和30 mm，在2015年和2016年蓄水初期有10～15 mm的突变；基座3个硐室内的压应力监测数据显示基座压应力逐年递增，特别是1#硐室内压力计a的压力值由建点时的1.5 MPa增大至6.1 MPa，2#和3#硐室内的压力计c、d也由建点时的1.5～2.0 MPa增大至3 MPa左右(图7)。结合箭穿洞危岩的地质结构和宏观变形特征分析，箭穿洞危岩上部有变形但裂缝没有宏观表现，基座岩体宏观变形和破坏十分明显，特别是基座的压应力逐年增大，说明基座岩体完整性及强度劣化明显。因此，现阶段箭穿洞危岩的主要变形区为基座岩体，上部变形主要由基座变形引起。箭穿洞危岩体整体处于变形阶段，尚未进入突变加速变形阶段，但变形速率逐年提高。

图6 LF4，LF5自动裂缝监测变化量曲线图Fig.6 The variation curve of fractures obtained of LF4、LF5by automatic monitoring

图7 基座压应力监测变化量曲线图Fig.7 The variation curve of compressive stress of bedrock

根据箭穿洞危岩体的赤平投影分析，走向SW的纵张裂隙控制危岩体的两侧边界，走向SE的构造裂隙为后缘外倾裂隙，但不临空。岩层层面倾角平缓，但基座岩体软弱，易发生压碎变形。在后缘裂隙快速充水作用下，可能出现压碎滑移破坏或倾倒破坏。因此箭穿洞危岩体可能出现的破坏模式：①江水淘蚀层间泥质条带，软化基座岩体强度，破坏基座岩体完整性，在上部岩体的荷载压力和后缘裂缝充水的水压力作用下，在基座软弱岩体内逐渐形成压剪带，发生滑移失稳；②基座岩体在江水侵蚀作用下岩体完整性降低，基座岩体抗拉强度降低；在后缘裂隙瞬时充水的水压力作用下发生倾倒失稳。

计算工况按《三峡库区三期地质灾害防治工程地质勘查技术要求》[9]确定为天然工况和暴雨工况，其中天然工况分为145 m水位和175 m水位工况。故工况设置为：

工况Ⅰ：自重+地表荷载+145 m水位；

工况Ⅱ：自重+地表荷载+175 m水位；

工况Ⅲ：自重+地表荷载+50年一遇暴雨；倾倒式危岩仅计算工况Ⅱ和工况Ⅲ。

整体稳定性计算按2D断面模型进行(图8)。抗滑和抗倾倒公式分别见公式(1)～(7)和(8)，箭穿洞危岩稳定性计算成果见表1。

图8 稳定性计算2D断面模型图Fig.8 2D section model for stability calculationH为岩柱高度/m；h0为重心距基座的高度/m；a为重心距基座的平距/m；b为基座长度；W为岩柱的重量/N；f为后壁结构面摩擦力；σ为基座岩体强度；P1、P2、P3分别为岩柱不同部位受的水压力，其中P1代表暴雨局部充水下的水压力；α为基座岩层倾角。

对岩体完整或比较完整的危岩体滑移失稳按下式计算：

(1)

式中：Fs——危岩稳定性系数；

R——危岩体抗滑力/(kN·m-1)；

T——危岩体下滑力/(kN·m-1)。

R=Ntgφ+cl+f

(2)

式中：R——危岩体抗滑力/(kN·m-1)；

N——危岩体在滑动面法线上的反力/(kN·m-1)；

φ——滑面内摩擦角标准值/(°)；

c——滑面粘聚力标准值/kPa；

l——滑动面长度/m，一般为基座长度b；

f——为后壁结构面摩擦力/(kN·m-1)。

T=Wsinα+ΔPcosα

(3)

式中：T——危岩体下滑力(kN·m-1)；

W——为岩柱的重量/(kN·m-1)；

α——为基座岩层倾角；

ΔP——岩体两侧静水压力的合力/(kN·m-1)。

N=Wcosα-Δpsinα-P2

(4)

式中：N——基座滑动面法线上的分力/(kN·m-1)；

W——为岩柱的重量/(kN·m-1)；

α——为基座岩层倾角；

ΔP——岩体两侧静水压力的合力/(kN·m)；

P2——滑面地下水扬压力/(kN·m-1)。

W=Vuγ+Vdγsat

(5)

式中：W——为岩柱的重量/(kN·m-1)；

Vu——危岩体单位宽度岩土体的浸润线以上体积/(m3·m-1)；

γ——岩土体的天然容重/(kN·m-3)；

Vd——危岩体单位宽度岩土体的浸润线以下体积/(m3·m-1)；

γsat——岩土体的饱和容重/(kN·m-3)。

(6)

式中：P1——暴雨后缘裂隙充水的水压力/(kN·m-1)；

γw——水的容重/(kN·m-3)；

hw——裂隙充水高度/m。

(7)

式中：P2——滑面地下水扬压力/(kN·m-1)；

γw——水的容重/(kN·m-3)；

l——滑动面长度/m，一般为基座长度b；

hw——裂隙充水高度/m。

当危岩体稳定性由底部岩体抗拉强度控制而发生倾倒时，按下式计算：

(8)

式中：Fs——危岩稳定性系数；

flk——危岩体抗拉强度标准值/kPa；

b——后缘裂隙未贯通段下端到倾覆点之间的水平距离/m；

W——危岩体自重/(kN·m-1)；

a——危岩体重心到倾覆点的水平距离/m；

hw——裂隙充水高度/m；

θ——后缘裂隙倾角/(°)；

因此，通过近4年专业监测变形规律和稳定性计算判定箭穿洞危岩的破坏模式为压致滑移。

如果按照30次干湿循环后基座岩体的抗剪强度来进行计算抗滑稳定性系数，其2D断面的稳定性系数最低分别达1.081。由此可见，当基座岩体的强度下降后，其稳定性系数也下降了，并且可能下降至极限平衡状态附近。

表1 箭穿洞危岩稳定性计算成果表Table 1 The calculation results of stability ofJianchuandong dangerous rock body

3 箭穿洞危岩体防治工程设计

根据《三峡库区三期地质灾害防治工程设计技术要求》[10]，箭穿洞危岩的防治工程等级划分为Ⅰ级，设计基准期50年。设计工况选择工况Ⅲ：自重+地表荷载+50年一遇暴雨(坝前对应洪水位162.00 m)，按滑移模式进行设计。剩余下滑力荷载分项系数1.00，主动岩石压力荷载分项系数1.35。

根据危岩的变形破坏模式，影响危岩稳定性的主要因素为基座软弱岩体在库水作用下强度和完整性急剧降低，从而发生压碎滑移或倾倒破坏。因此，基座岩体的稳定性控制是整个危岩体防治的关键。殷跃平等[11-13]采用锚索对危岩体及滑坡锚固取得了较好的效果。箭穿洞危岩的治理方案为：基座软弱岩体补强加固+锚索锚固(治理工程剖面示意图见图9)。由于基座位于长江175 m水位线以下，受长江水位调度影响，工程治理工期受制约。建议对危岩治理工程分两期进行，第一期先做基座补强加固工程；第二期实施锚固工程。

图9 箭穿洞危岩体防治工程设计剖面图Fig.9 The treatment plan of Jianchuandong dangerous rock body

(1)基座补强加固工程(第一期)

①基座混凝土平台

采用C30混凝土现浇，结合2012年至2016年的库水位运行情况，库水位在150 m以下天数为45～69 d，因此平台基础起点标高从150 m开始，按高度2.5 m分阶，每阶阶面宽度3.0 m，阶面呈0.1∶1的负坡设置，形成153.60 m和156.10 m 2个平台，每级平台设一排锚桩，锚桩间距为2 m，锚桩孔径为110 mm，锚固段长度为5 m，伸入C30混凝土平台1.8 m，设置2根φ28HRB400级钢筋。

②板肋式锚杆挡墙+固结注浆

对危岩基座水位变动带岩体进行防护，计算荷载按主动岩石压力考虑，肋柱按弹性地基梁计算，锚杆按构造布置。

肋柱的水平间距为2.0 m，截面尺寸b×h=0.3 m×0.5 m，嵌入岩壁内0.2 m，形成内肋；面板厚度为0.3 m，顶部设置压顶梁截面尺寸b×h=0.3 m×0.3 m。面板及梁、柱采用C30现浇砼，钢筋保护层厚度为50 mm，面板钢筋采用HPB300级φ8双排双向布置，肋、柱主筋采用HRB335级φ20普通钢筋。

锚杆的水平间距为2.0 m，竖向间距为2.5 m，锚孔孔径为110 mm，锚杆长度为5～27 m，锚筋采用1根HRB400级φ28普通钢筋。

从标高158.60～173.60 m段共7排锚孔兼做固结注浆孔，标高+166.10～+173.60 m段4排锚孔，延长7～28.5 m作为固结注浆钻孔，注浆孔穿过危岩体进入稳定岩层深度不小于2.0 m，注浆压力0.2～1.0 MPa，注浆材料采用3∶1～0.5∶1水泥。

在标高157 m和162 m设置直径91 mm的排水孔，按10%的仰斜布设，水平间距4.0 m，竖直间距5.0 m，共计20个，采用硬质塑料花管外包工业过滤布保护，孔深约31 m。

(2)锚索工程(第二期)

箭穿洞危岩体在工况Ⅲ条件下处于基本稳定状态，剩余下滑力为1 779 kN/m。锚索的结构计算按《三峡库区三期地质灾害防治工程设计技术要求》[10]进行计算。锚索采用钢绞线1×7标准型φ15.24 mm—1 860 MPa，锚索水平间距为6 m，竖向间距为6 m，从标高186～212 m布置6排，30个锚点，锚固体直径200 mm，锚固段长度10 m，单索的轴向拉力为2 000 kN。

锚头采用现浇C40砼；锚头与岩壁界面应凿成锯齿状；钢筋按构造φ8@50三层双向布置；钢垫板尺寸为0.4 m×0.4 m，厚30 mm；锚具采用OVM15—16型；钢筋及锚具的保护层厚度不小于30 mm。

锚索张拉必须等孔内砂浆达到设计强度的70%后方可进行。锚索张拉分两次逐级张拉，第一次张拉值为总张拉力的70%，为1 400 kN，两次张拉间隔时间不小于3～5 d。第二次张拉时应按10%进行超张拉，张拉力为2 200 kN。

4 结论与建议

(1)箭穿洞危岩体位于长江三峡库区巫峡左岸，体积约3.575×105m3。危岩体主要以涌浪形式危害长江航道和沿岸设施及人员，潜在危害极大。

(2)箭穿洞危岩体的基座破碎，受库水波动影响岩体劣化加剧。地表监测表明，箭穿洞危岩体正在持续缓慢变形。干湿循环试验表明，基座各项岩体强度下降约20%～30%，危岩体可能发生基座压裂滑移或倾倒破坏。

(3)危岩体抗滑和抗倾覆稳定性计算表明，箭穿洞危岩体目前处于基本稳定状态。当基座岩体干湿循环劣化30%后，岩体可能处于极限平衡状态。

(4)建议针对箭穿洞危岩先实施第一期基座软弱岩体补强加固工程，然后对其效果进行专业监测，第二期锚索工程可根据专业监测情况确定是否实施或优化。

目前虽箭穿洞危岩变形较缓慢，但其危害性大；若变形累计到一定程度后，其变形速率将急剧增大，到时箭穿洞危岩体进行防治难度将很大，防治方案也将受到很大的局限，治理的安全风险大。因此，建议尽快启动箭穿洞危岩的治理工作。

参考文献：

[1] YIN Yueping，HUANG Bolin，LIU Guangning，et al. Potential risk analysis on a Jianchuandong dangerous rockmass-generated impulse wave in the Three Gorges Reservoir, China[J]. Environmental Earth Sciences, 2015(74):2595-2607.

[2] 黄波林，刘广宁，王世昌. 三峡库区巫山县箭穿洞危岩体涌浪预测研究报告[R].武汉地质调查中心，2013.

HUANG Bolin，LIU Guanning，WANG Shichang. Report on potential impulse wave generated by Jianchuan dong rock mass in Wu Gorge, Three Gorges[R]. Wuhan Center of China Geological Survey, 2013.

[3] HUANG Bolin, CHEN Lide, PENG Xuanming, et al. Assessment of the risk of rockfalls in Wu Gorge, Three Gorges, China[J]. Landslides, 2010(7):1-11.

[4] 邓华锋，李建林，朱敏，等. 饱水-风干循环作用下砂岩强度劣化规律试验研究[J].岩土力学，2012，33(11)：3306-3313.

DENG Huafeng，LI Jianlin，ZHU Min，et al. Experimental research on strength deterioration rules of standston under “saturation-air dry” circulation function [J]. Rock and Soil Mechanics, 2012，33(11)：3306-3313.

[5] 刘新荣，傅晏，王永新，等. 水-岩相互作用对库岸边坡稳定的影响研究[J].岩土力学，2009,30(3)：613-618.

LIU Xinrong, FU Yan, WANG Yongxin, et al. Stability of reservoir bank slope under water-rock interaction [J]. Rock and Soil Mechanics, 2009,30(3)：613-618.

[6] 王运生，吴俊峰，魏鹏，等. 四川盆地红层水岩作用岩石弱化时效性研究[J]. 岩石力学与工程学报, 2009, 28(S1):3102-3108.

WANG Yunsheng，WU Junfeng，WEI Peng，et al. Research on time effect of rock weakening by water-rock interaction of redbeds in Sichuan Basin[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2009, 28(S1):3102-3108.

[7] 汤连生，张鹏程，王思敬. 水-岩化学作用的岩石宏观力学效应的试验研究[J]. 岩石力学与工程学报, 2002, 21(4)： 526-531.

TANG Liansheng，ZHANG Pengcheng，WANG Sijing. Testing study on macroscopic mechanics effect of chemical action of water on rocks[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2002, 21(4)： 526-531.

[8] 杨红伟. 循环载荷作用下岩石与孔隙水耦合作用机理研究[D].重庆：重庆大学，2011.

YANG Hongwei. Study on coupling mechanism of rock and pore water under cyclic loading[D]. Chongqing: Chongqing University, 2011.

[9] 三峡库区地质灾害防治工作指挥部.三峡库区三期地质灾害防治工程地质勘查技术要求[S].2012.

Headquarters for Geological Hazard Prevention of the Three Gorges Reservoir Region. The technical requirements of the 3rd phase geological exploration in the Three Gorges Reservoir Region[S].2012.

[10] 三峡库区地质灾害防治工作指挥部.三峡库区三期地质灾害防治工程设计技术要求[S].2012.

Headquarters for Geological Hazard Prevention of the Three Gorges Reservoir Region. The engineering design requirements of the 3rd phase geological exploration in the Three Gorges Reservoir Region[S]. 2012.

[11] 殷跃平，康宏达，张颖，等. 长江三峡链子崖危岩体防治锚固工程方案[J].中国地质灾害与防治学报，1994,5(S)：351-359.

YIN Yueping，KANG Hongda, ZHANG Ying, et al. Anchoring engineering for Lianzi Cliff dangerous rockbody controlling in the Three Gorges of the Changjiang River[J]. The Chinese Journal of Geological Hazard and Control, 1994,5(S)：351-359.

[12] 殷跃平，康宏达，张颖. 链子崖危岩体稳定性分析及锚固工程优化设计[J].岩土工程学报，2000, 22(5)：599-603.

YIN Yueping，KANG Hongda, ZHANG Ying. Stability analysis and optimal anchoring design on Lianziya dangerous rockmass[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2000, 22(5)：599-603.

[13] 殷跃平，李廷强，唐军. 四川省丹巴县城滑坡失稳及应急加固研究[J].岩石力学与工程学报，2008,27(5)：971-978.

YIN Yueping, LI Tingqiang, TANG Jun.Landslide reactivation and emergency stabilization on Danba County Town in Sichuan Province[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering，2008,27(5)：971-978.