三峡库区巴东县链子岩崩塌形成机制分析与防治对策

廖伟杰, 聂邦亮, 何钰铭, 叶义成, 付 超

(湖北省地质局 水文地质工程地质大队,湖北 宜昌 443000)

三峡库区巴东县沿渡河镇石板坪村双神公路内侧的链子岩陡壁处,于2015年12月11日下午1时许突发2.0×104m3崩塌[1],尔后其陡壁上零星小规模掉块时有发生,崩塌方量约50～100 m3不等,2015年12月14日下午再次产生崩塌约3 000 m3。该崩塌造成下方S282省道(双神旅游公路)交通中断,影响21个村1.9万人的交通出行,13个村电力、通讯中断,所幸崩塌未有人员伤亡,造成的直接经济损失达800多万元,间接经济损失约2 000万元,发生崩塌后崩塌区尚存3.1×104m3潜在崩塌(危岩)体直俯下方双神公路。双神公路是连接神农溪与神农架的唯一一条峡谷旅游公路,该路线依山傍河,山势险峻,崩塌地质灾害易发频发,链子岩崩塌是双神公路沿线典型的崩塌地质灾害。通过对该崩塌的工程地质调查及分析,该崩塌是在自然因素及诱发因素综合作用下形成的滑塌式崩塌,采用赤平投影与三维优势结构面滑动法及平面滑动极限平衡法对崩塌区危岩体进行稳定性分析评价,并根据链子岩崩塌现状条件及稳定性采取有针对性的防治措施及工程实践。通过多种工程措施组合使用,消除了其再次产生大规模崩塌的可能性,经过时间检验防治效果良好,为后期双神公路沿线崩塌地质灾害的防治提供可靠的经验参数,并为后期工程实践起到一定的指导作用。

1 崩塌区地质背景

链子岩崩塌位于沿渡河镇神农溪上游河谷左岸,河谷深切,地势陡峻,崩塌区北东及北西向两面临空,其所处斜坡坡顶高程1 020～1 030 m,坡脚高程168～170 m,斜坡总体坡度50°～90°。链子岩崩塌源呈岩屋状,分布高程190～315 m,下俯S282省道(双神公路),与之最大高差135 m。崩塌区出露地层主要为二叠系下统栖霞组(P1q),岩性上部为厚层状炭质瘤状灰岩,岩体裂隙中等发育,较完整;下部为薄—中厚层状含燧石结核条带灰岩夹钙质泥岩,岩体裂隙较发育,完整性相对较差。

链子岩崩塌位于东西向构造带的罗坪向斜北翼及沿渡河断裂东南端附近,岩体裂隙发育程度较高,以倾北向、北西向为主,主要发育有以下三组裂隙:①J1为320°∠75°,密度为1～2条/m,面较平滑,垂向延伸长>10 m;②J2为345°∠45°,密度为1～2条/m,平直光滑,贯通性好,垂向延伸长3～15 m;③J3为95°∠80°,密度为2～3条/m,平直光滑,垂向延伸长5～10 m。链子岩崩塌区边坡高陡坡面产状320°∠80°、岩层产状195°∠80°,为斜交坡结构,加之三组裂隙相互穿插割切,致使区内岩体呈块状(图1)。从图1可知,J1与J2两组裂隙交棱线倾向坡外,倾角小于坡角,为稳定性较差的组合结构,J3与J1、J2交棱线倾向与坡面斜交或内倾稳定性相对较好。因此,崩塌危岩体稳定性主要受J1及J2两组主控裂隙结构面控制,随着时间的推移,两组结构面强度逐渐衰减,以致危岩产生崩塌。

图2 链子岩崩塌区工程地质平面示意图Fig.2 Plane sketch map of engineering geology in Lianziyan rock collapse area1.链子岩崩塌区;2.崩塌堆积体范围及编号;3.危岩体范围及编号;4.崩塌堆积体;5.二叠系下统栖霞组;6.剖面线及编号;7.岩层产状。

图1 边坡结构赤平投影图Fig.1 Stereographic projection of slope structure

三峡库区属弱震区,频繁的微弱地震是本区地震特点,历史上无破坏性地震记录。近几年湖北境内三峡库区主要发生4次地震:2014年3月30日,在湖北省宜昌市秭归县发生4.7级地震,震源深度5 km;2014年5月26日在秭归县郭家坝镇发生M3.4级地震,震源深度5 km;2017年2月23日,秭归县九畹溪镇(砚窝台村)与杨林桥镇(马回营村)之间发生M3.8级地震,震源深度7 km;2013年12月16日湖北省恩施土家族苗族自治州巴东县东瀼口镇发生5.1级地震,震源深度5 km。

2 崩塌基本特征

链子岩崩塌位于三峡库区长江支流神农溪左岸坡向为330°的斜坡下部、S282省道K43+580高边坡坡段,后缘高程230～315 m,前缘高程180 m,相对高差50～135 m。链子岩崩塌平均高90 m、宽50 m,统计崩塌区危岩总体积约3.1×104m3,主崩方向330°。2015年12月11日—13日,崩塌区陆续产生3次崩塌,总体积23 100 m3。该崩塌主要发育有8处危岩(WY1-WY8)及2处崩塌堆积体,各危岩体分布见图2、图3,规模特征见表1。

3 崩塌形成机制分析

3.1 崩塌的成因分析

通过现场工程地质调查,链子岩崩塌区8处危岩体的形成因素具有共性,主要分为内在因素及诱发因素,内在因素是崩塌形成的基本条件及物质基础,诱发因素是崩塌形成的动力地质条件,两种因素的共同作用下才导致崩塌的产生[2]。

3.1.1 内在因素

(1) 地形条件:链子岩崩塌区位于呈“U”字形的峡谷中,危岩体所处斜坡地形陡峭,相对高差较大,地形坡度45°～70°,局部发育近直立的陡坎,具备产生崩塌的良好临空条件。

(2) 地层岩性:危岩体岩性为二叠系下统栖霞组(P1q),岩性上部为厚层状炭质瘤状灰岩,岩体裂隙中等发育,较完整,不易风化;下部为薄—中厚层状含燧石结核条带灰岩夹钙质泥岩,岩体裂隙较发育,完整性相对较差,易风化剥蚀。其上硬下软的地层结构是危岩体形成的物质基础。

(3) 地质构造及地震:崩塌区各危岩体变形破坏模式相似,均受两组不利构造结构面320°∠70°及240°∠80°交割控制,组成倾向坡脚的块体,使得岩体更加破碎。加之区内频繁的微弱地震,为岩体的松动及裂隙贯通起到一定的促进作用。

图3 链子岩崩塌区工程地质剖面示意图Fig.3 Schematic diagram of engineering geological section in Lianziyan rock collapse area1.危岩体编号及裂隙;2.崩塌堆积体;3.二叠系下统栖霞组;4.厚层状炭质瘤状灰岩;5.薄—中厚层状含燧石灰岩;6.薄层状灰岩。

表1 链子岩崩塌区危岩及崩塌堆积体特征表Table 1 Characteristics of dangerous rock and collapse accumulation body in Lianziyan rock collapse area

危岩编号规模特征主控结构面特征WY1呈六面体状,高13 m,宽25 m,厚3～10 m,体积约2 000 m3J1:320°∠65°;J2:345°∠45°WY2呈长条状,高2 m,横宽58 m,厚2 m,体积约232 m3J1:320°∠65°;J2:240°∠80°WY3呈六面体状,高15 m,横宽15 m,厚4.5 m,体积约1 012 m3J1:320°∠65°;J2:240°∠80°WY4呈长条状,横宽55 m,高4～5 m,厚2.5 m,体积约550 m3J1:320°∠65°;J2:250°∠80°WY5呈楔形体状,横宽30 m,高35 m,厚5～10 m,体积约9 300 m3J1:320°∠65°;J2:95°∠82°WY6呈六面体状,横宽21 m,高34 m,厚9.5 m,体积约6 783 m3J1:320°∠65°;J2:173°∠72°WY7呈长条状,横宽100 m,高7.5 m,厚3.9～4.5 m,体积约3 150 m3J1:320°∠65°;J2:240°∠80°WY8呈楔形体状,横宽167 m,高5～22 m,厚7～13 m,体积约18 500 m3J1:320°∠65°;J2:240°∠80°BT1堆积于神农溪河道及公路上部,分布高程180～198 m,由灰岩碎块石组成,块石直径一般0.3～1.5 m,大者4.0 m。堆积体平面形态呈扇形,横宽90 m,厚3～18 m,纵长50～72 m,总体积约23 100 m3BT2堆积于WY8危岩上部缓坡平台,分布高程285～330 m,系老崩塌堆积体,由崩落的灰岩块石组成,块石直径一般0.2～0.5 m,大者0.6 m,表层结构松散。堆积体平面形态呈椭圆形,横宽50 m,厚0.5～1.0 m,纵长70 m左右,总体积约2 500 m3

3.1.2 诱发因素

(1) 降雨:在崩塌发生前期区域内发生了持续一周的小雨夹雪天气,使得大量地表水沿节理裂隙不断地渗入危岩体之中。其影响主要有两个方面:一是持续性降雨致使危岩体中主控结构面抗剪强度软化降低;二是裂隙中具有较高的充水高度,调查时危岩主控裂隙内有来自上部的降雨及地表水的补给,下部有水析出,说明裂隙已大部分贯通,水头高度接近裂隙深度的3/4,从而为裂隙扩张提供了高水头的动水压力。因此,降雨对危岩体稳定性起到了较大的不利作用。

(2) 冰雪冻融:崩塌变形期间区内温度异常变化,白天最高气温8℃,晚上最低气温-3℃,最大温差11℃。异常的温差变化将会使贯通的裂隙中的水体出现冻融现象,在低气温下裂隙水发生结冰体积膨胀,在高气温下裂隙水发生融化体积收缩。因此,异常的温差变化对危岩体裂隙扩张起到了促进作用。

(3) 人类工程活动:崩塌区下方存在一定强度的工程活动,主要为修路切坡脚使得公路内侧形成高近25 m、坡度近于直立的临空面。强烈的人类工程活动对崩塌区高陡岩质边坡的不利影响主要有两个方面,即一是使坡脚地形变得更为陡峭,并使得不利结构面出露于坡脚,改变了坡体的应力状态,使上部悬空岩体失去支撑而蓄积高位势能;二是使坡脚处的岩体更加破碎,并加速岩体风化。

3.2 崩塌变形破坏模式分析

链子岩崩塌区岩层总体产状195°∠55°,与坡面组合结构为斜交逆向坡,崩塌源WY1-WY8危岩所处高边坡地形高陡,坡度65°～90°,危岩大多分布于厚层状炭质瘤状灰岩中,易形成较大的崩塌岩石块体。8处危岩体稳定性均受两组顺坡向(J1及J2)的结构面控制,两组结构面相互切割,使危岩体呈破碎块状,在长期的重力卸荷作用下,使得岩体倾向坡外的平直结构面逐步贯通,一旦贯通,即将发生一定规模的滑塌式[3]崩塌(图4)。如图4所示,由于该崩塌在重力卸荷及顺向J1、侧向J2结构面的控制作用下,产生从下往上逐步扩展变形的连锁式滑移崩塌。

图4 崩塌的演化过程示意图Fig.4 Schematic diagram of the evolution process of collapse

3.3 崩塌稳定性分析

根据危岩的变形破坏模式,拟对目前崩塌区较危险的WY6、WY7及WY8危岩块体进行稳定性分析,分析方法采用赤平投影与三维优势结构面滑动法及平面滑动极限平衡法进行稳定性分析评价。

(1) 赤平投影优势结构面滑动法(三维楔形体稳定性计算法)。赤平极射投影在工程地质和岩土工程中用途很广,可用它分析各种结构面的相互关系,判定岩体的稳定性等,赤平投影优势结构面滑动法在其基础上,嵌入结构面性质及力学计算方法而形成一种新的稳定性计算评价方法,是一种定性与定量相结合的类三维计算方法(图5),其原理如下:

图5 三维楔形体稳定性计算原理图Fig.5 Calculation principle of three-dimensional wedge stability

稳定性系数的计算公式:

式中X、Y、A、B的值分别为:

式中:Fs为稳定系数;Ca为切面A上单位粘结力(kPa);Cb为切面B上单位粘结力(kPa);φa为切面A的内摩擦角(°);φb为切面B的内摩擦角(°);γ为岩体容重(kN/m3);γw为水容重(kN/m3);H为楔体的总高度(m);X,Y,A,B为楔体的几何系数;ψa为平面A的倾角(°);ψb为平面B的倾角(°);ψ5为交线5的倾角(°);θ13为交点①与③的角距;θ35为交点③与⑤的角距;θ24为交点②与④的角距;θ45为交点④与⑤的角距;θ1,nb为交点①与平面B极点的角距;θ2,na为交点②与平面A极点的角距;θna,nb为平面A与平面B极点的角距;Na,Nb为平面A、B极点代号。

因此,根据此法分析该危岩崩塌稳定性主要受控于顺向J1及侧向J2两组结构面,根据两组结构面与崩塌区坡顶面及岩层面、边坡面的切割关系进行组合计算,计算参数见表2,结果见表3。

(2) 平面滑动极限平衡法。本次稳定性计算选取的危岩均为后缘无陡倾裂隙的滑移式危岩[4]。本法仅考虑了顺向J1结构面的控制作用,其计算方法与原理如下(图6):

图6 后缘无陡倾裂隙的滑移式危岩稳定性计算原理图Fig.6 Schematic diagram for stability calculation of slippery dangerous rock with no sharp dip in trailing edge

稳定性系数的计算公式:

式中:V为充当滑面的裂隙贯通段水压力(kN/m);hw为后缘陡倾裂隙充水高度(m),对现状工况根据调查资料确定,对暴雨工况根据汇水面积、裂隙蓄水能力和降雨情况确定,当汇水面积和裂隙蓄水能力较大时不应小于裂隙高度的1/3;γw为主控结构面内水体容重(kN/m3),一般取10;L为滑面长度(m),依据危岩尺寸计取;c为滑面粘聚力(kPa),当充当滑面的裂隙未贯通时取贯通段和未贯通段粘聚力按长度加权的加权平均值,未贯通段粘聚力取岩体粘聚力;滑面受基座岩体强度控制时取岩体粘聚力;φ为滑面内摩擦角(°),当充当滑面的裂隙未贯通时取滑面平均内摩擦系数的正切,滑面平均内摩擦系数取贯通段和未贯通段内摩擦系数按长度加权的加权平均值,未贯通段内摩擦系数取岩体内摩擦系数;滑面受基座岩体强度控制时,取岩体内摩擦角,取值见表2;θ为滑面倾角(°),取65°;Qv,Qh为水平地震荷载,垂直地震荷载,本次忽略不计;G为危岩的重量(含地面荷载)(kN/m),取260 kN/m。

本次危岩稳定性计算几何参数依据表1进行计取,结构面参数依据三峡库区经验及邻近工程试验、反算综合取值[5],其结构面物理力学参数见表2,两种方法计算结果及状态划分见表3、表4。

表2 结构面参数取值表Table 2 Parameter table of structural plane

表3 稳定性系数计算结果表Table 3 Calculation results of stability coefficient

表4 危岩稳定状态划分Table 4 Classification of dangerous rock stability

通过稳定性计算结果可知,天然工况下3处危岩体处于欠稳定—稳定状态,稳定性系数安全储备较低,暴雨工况下处于不稳定—欠稳定状态,产生滑移式崩塌的可能性较大。同时,对计算结果对比可知,采用方法(1)稳定性系数计算结果普遍高于方法(2),且出现在暴雨工况下,稳定性系数较天然工况折减80%～90%,主要是与结构面抗剪强度的变化及危岩体块度规模的大小有关。

4 防治对策

根据链子岩崩塌区地质环境条件、稳定性及危险性,将链子岩崩塌防治工程分为两个阶段进行。

(1) 第一阶段先对危险性大、稳定性差的崩塌源(危岩体)进行清除,即对WY6、WY7及WY8悬空部分危岩体采用动态爆破进行清除,以确保治理区不产生较大规模崩塌的安全隐患;

(2) 第二阶段治理工程即在第一阶段治理工程的基础上,再对各处危岩采取挂主动防护网+随机锚杆+支撑墩(柱)+裂缝喷浆封填+被动防护网+宏观监测等有针对性的治理工程措施,以达到基本消除危岩崩塌灾害隐患及保障地区社会与经济发展的目的[6]。

通过第一阶段治理工程的竣工,消除了产生较大规模崩塌的安全隐患,恢复了交通运行。同时,对第二阶段防治工程设计与工程实践降低了难度与工程投资。第二阶段治理工程于2016年8月完成,通过两年多的时间检验,崩塌区未有新的崩塌及掉块变形产生,消除了区内崩塌安全隐患,达到了预期的防治目的。

5 结论与体会

(1) 链子岩崩塌是在多种因素共同作用下形成的,区内8处危岩体的形成因素具有共性,均具有类似的高陡临空条件、上硬下软的岩层结构、有利的地质构造条件及两组互切的优势结构面。而诱发因素中降雨及人类工程活动影响占据主导地位,其中人类工程活动干扰和改变了地质环境原有的特征和规律,加快了演化速率,改变了演化方式和地质结构体的应力分布。因此人类在从事工程活动的过程中必须主动协调与自然的关系,合理开发、利用和保护地质环境[7]。

(2) 通过对链子岩崩塌区3处(WY6、WY7及WY8)典型危岩体的成因机制分析,链子岩崩塌区易产生滑塌式的崩塌,稳定性系数安全储备低,具备再次产生大规模崩塌的可能,因此需从轻重缓急的时效角度对崩塌采取有针对性的工程防治措施,以确保安全。

(3) 通过两种危岩体稳定性计算方法的比较,采用二维计算方法得到的稳定性系数较三维计算方法得到的计算结果要低10%～20%。因此,采用二维计算方法相对于三维计算方法力学计算得到的设计值要大,从而导致工程投资略大,但前者设计的工程安全性能要高于后者。因此,可根据计算参数对工程设计及工程投资进行相应优化。

(4) 链子岩崩塌灾情突发且危害性与危险性大,在较短的时间内查明崩塌成因机制,并做出正确的判断及制订可靠的应急防治方案存在着一定的难度与风险,因此需要不断地改进传统的定性及定量分析方法,顺应新时期的需求。

(5) 通过链子岩崩塌形成机制分析与防治对策研究,可为双神公路沿线崩塌地质灾害的防治提供可靠的经验参数,为后期工程实践起到一定的指导作用。探索总结链子岩崩塌应急治理工作经验,对于地势陡峻的山区崩塌地质灾害防治具有重要的借鉴与参考意义。