三峡库区消落带岩体劣化下危岩体长期变形破坏机理——以冠木岭为例*

胡刘洋 张 鹏 黄波林

(①防灾减灾湖北省重点实验室(三峡大学),宜昌 443002,中国)(②三峡大学土木与建筑学院,宜昌 443002,中国)

0 引 言

自三峡库区蓄水后,经过数年来的库水周期性变化,在两岸形成了高达30m的消落带,部分消落带岩体劣化强烈(秦臻等,2021; 张鹏等,2021),国内外大量学者研究了库水波动下对消落带岩体劣化的影响和破化模式。张枝华等(2018)通过检测柱状危岩基座岩体强度,认为库水周期性变化造成了基座岩体的劣化,加速了危岩体破坏过程; 黄波林等(2020)通过野外踏勘与室内试验分析了三峡库区岩溶岸坡岩体劣化及其灾变效应,认为岩体劣化导致溶蚀岩体结构降级,岸坡局部持续形变,岩体劣化、岩溶水动力作用、岸坡形变相互促进,推动了岸坡灾变的发生; 胡明军等(2021)选取巫峡典型岸坡进行了原位试验与室内实验,原位试验得出岩体一年度强度弱化率为0.3%～25.9%,室内实验得出在50次干湿循环后岩体强度弱化率为16.4%～23.9%。

同时,危岩体长期稳定性对防灾减灾尤为关键。陈洪凯等(2004)认为危岩荷载作用主要由危岩体自重、天然状态的裂隙水压力、暴雨状态的裂隙水压力和地震力等4种,并使用极限平衡法构建了危岩稳定性计算方法; 刘康琦等(2020)采用FLAC3D软件中的强度折减法计算了土石边坡的长期稳定性系数。张景昱等(2017)考虑消落带岩土体的水-岩作用劣化效应对某岸坡进行了长期稳定性分析; 闫国强等(2021)以青石6号坡为例计算了在岩体劣化影响下的稳定性分析。

以上说明了三峡库区库水周期性变动极大的影响了两侧岸坡危岩的稳定性,危岩体的长期稳定性计算也就极为重要,冠木岭危岩体早些就得到了国内外学者的关注,如闫举生等(2018)对通过野外实地调勘察将其破坏划分为卸荷裂隙形成阶段、软弱基座差异沉降与裂隙扩展阶段、水库蓄水加剧裂隙贯通与基座岩体碎裂化阶段、崩塌与堆积阶段等4个阶段; 陈小婷等(2019)使用UDEC模拟了冠木岭危岩体在数次干湿循环后,危岩体的破坏模式将会由倾倒变形破坏模式转为压溃崩塌变形破坏模式。以上都对冠木岭危岩体进行了破坏模式的分析,但未进行危岩整体稳定性的评价; 本文以冠木岭危岩为例进行库水波动下岩体长期稳定性分析,考虑水位周期变动带来的岩体强度衰减,引入岩体劣化工况,利用强度折减法,计算多工况下的长期稳定性,开展了冠木岭危岩体长期稳定性分析。进一步说明在库水波动下岩体劣化程度,并对冠木岭危岩稳定性评价做出定量解释。

1 冠木岭危岩概况

冠木岭危岩体位于三峡库区九畹溪左岸冠木岭陡崖处(图1),九畹溪漂流终点旅游码头对面,距下游三峡大坝(秭归县城)约18.5km,距离河口长江主航道1.2km。该地气候属于亚热带季风性气候区,多年平均降水量为1493.2mm,日最大降水量达到358mm。

图1 冠木岭地理位置图

冠木岭危岩体区域位于新华夏构造体系鄂西隆起带北端和淮阳山字型构造体系的复合部位,构造主要为仙女山断裂和九畹溪断裂组成,近平行向展布。主要控制裂隙有4条:裂隙①:275°/⊥,裂面平直,延伸稳定,大于10m,裂隙发育密度1条/2m; 裂隙②:355°/W∠60°～70°,裂面起伏,延伸稳定,大于5m,裂隙发育密度1条/5m; 上述两组裂隙为区域大裂隙,控制了陡崖冲沟走向。危岩体裂缝均沿此两组张开而成; 裂隙③、④:140°/⊥,45°/NE∠75°,裂面平直,裂隙延伸长0.3～3m不等,密度3～5条/m,为共轭剪切裂隙。4组裂隙相互切割,岩体破碎,呈块状,岩体完整性较差。

冠木岭危岩区属构造侵蚀、溶蚀低中山区,周边地形陡峻,植被茂密,地形切割剧烈,沟谷多为呈“V”字型。区内地形地貌明显受构造岩性控制,主河流九畹溪沿断裂平行构造主线发育,近南北流向,支流多沿主控构造裂隙发育,近东西或北西、北东向; 区内奥陶系、寒武系白云岩、灰岩多形成悬崖陡壁,上部志留系砂页岩地层形成斜坡,坡度一般 20°～50°,两者形成明显的分界线。

冠木岭危岩体(图2)发育在寒武系白云岩形成的陡崖上,其内部发育两条大型裂缝,后缘边界为L2,中间发育L1大型裂隙。L1裂缝产状175°∠⊥,地面延伸长约41m,裂面平直,裂缝宽0.2～1.0m,可见深度约1.5m,下部碎石土充填。L1与东侧崖面几乎垂直,分布高程155～225m,陡崖上可见延伸长70m,切深可见1～2m。L2裂缝产状205°∠85°,裂面平直,分布高程156～245m,张开宽度约1～3m,上宽下窄,地面延伸长约55m,崖壁面上延伸高度76m,可见深度1～2m。

图2 秭归冠木岭危岩体工程地质平剖面图

2 变形破坏迹象与机理

据现场调查,危岩体下方发育一套含泥质条带的薄层泥质白云岩夹一层厚1.0m的白云岩,在风化、软化、潜蚀等作用下,沿层面形成高约10m的岩腔(岩屋),长约32m,深度达8～10m,使上部L1切割形成的次级危岩体近1/2悬空。在岩腔边缘,受上覆岩体自重作用下,呈现出压裂、边帮脱落、掉块等变形。

三峡水库蓄水后冠木岭危岩在重力的作用下,下部软弱层不断被压裂,岩腔进一步扩大,岩腔顶部10cm向内掏蚀近50cm(图3),危岩体崩塌危险进一步加剧。危岩体基座发育3～5m厚的凹腔(图4),凹腔内岩体在上部荷载及库水冲刷作用下呈破碎状,并见新破碎面,说明近期基座应力集中区岩体所承受压力处于极限状态,危岩整体处于极限状态,基座破碎带岩体向外膨胀,从而导致危岩体后缘裂缝L1中部宽度增大,且L1裂缝有进一步向岩体内部拓展延伸的趋势,引发次级危岩体失稳破坏最后形成大规模的倾倒破坏。

图3 危岩体基座掏蚀岩腔(据闫举生等(2018))

图4 基座岩体压裂破碎(据陈小婷等(2019))

基座岩体受上部荷载持续作用下处于类似单轴抗压状态,导致基座岩体压裂,而由于下部掏蚀区使部分基座处于临空状态,使基座岩体处于偏心受压状态,使得危岩体纵向裂缝有进一步发育空间; 此外由于库水位变动的影响,下部岩体不断的经历干湿循环所引起的岩体劣化作用,将会不断弱化下部岩体强度。由此可见,危岩体基座会在重力作用下被压溃,随着基座岩体的破坏纵向裂缝也会进一步拓展,导致下部凹腔与后缘裂缝继续扩大,最终危岩体将会出现倾倒滑移或者基座压裂座滑的破坏模式(闫举生等,2018; 陈小婷等,2019)。

3 冠木岭危岩体长期稳定性分析

3.1 模型构建

根据冠木岭危岩体的工程地质剖面,构建了一个二维的连续-非连续数值模型(图5、图6)。模型介质由白云岩基岩、泥质白云岩基岩、危岩体基座泥质白云岩、危岩体白云岩、L1和L2大型裂隙及基座中两组随机裂隙组成。一组裂隙平行于层面,一组垂直于层面,节理间距为4～5m。综合考虑数值模型的计算速度和精度,危岩体材料的网格为非均匀三角单元,尺寸设置为0.4～8m; 共有3800个单元。

图5 冠木岭危岩体连续-非连续介质模型

图6 冠木岭危岩体若干数值计算工况模型

参考冠木岭危岩体勘查报告(杨俭波,2018),采取的冠木岭岩体、结构面的相关物理力学参数见表1。危岩体外部的参数与表1一致,但设置物质模型为弹性模型。结构面的初始法向刚度为40,000MPa·m-1,剪切刚度为10,000MPa·m-1。

表1 冠木岭危岩体物理力学参数表

本次计算拟研究20个水位周期下岩体强度变化带来的稳定性影响。根据以往研究结果(陈小婷等,2019; 黄波林等,2019),取每个周期基座岩体抗剪强度比初始岩体抗剪强度下降1%,如:第2个水文周期岩体强度比初始岩体强度下降了2%; 在进行折减时,将岩体c、φ值在每一周期后下降1%来达到岩体劣化的效果,利用20个周期将岩体抗剪强度总计衰减20%。

使用平面应变方式进行二维有限元自重应力场数值模拟,接着将自重应力场计算的位移清零,然后开展多工况的计算,利用抗剪强度折减系数法(SSR)(赵尚毅等,2002; 郑颖人等,2004)搜索冠木岭危岩体在不同工况下的最危险破裂面和稳定性系数,认为其发生失稳之前的折减系数值为抗剪稳定性数值,并在此稳定性系数继续搜索2～3个工况,并给出了抗剪强度继续弱化后的危岩体位移变化量参考值。

冠木岭危岩体的地下水系统是裂隙管道系统,因此计算中采用地下水浸润线方式处理,没有进行渗流场耦合计算。强降雨工况下裂隙会充水产生高水头压力对危岩体稳定性不利。强降雨的裂隙水压参考DB50/143-2003,地质灾害防治工程勘察规范,采用1/2裂隙充水的静水压力方式实现,最大静水压力为0.32MPa,压力呈三角形垂直裂隙分布。同时,由于没有计算渗流场,与水库水位变动相关的工况没有考虑。参考三峡库区地质灾害的基本计算工况(陈洪凯等,2004),根据冠木岭危岩体的实际情况,冠木岭危岩体长期稳定性分析计算5种工况,具体见表2。

表2 冠木岭危岩体稳定系数计算工况

3.2 破坏机理及长期稳定性分析

3.2.1 自然工况

在危岩体自然工况下,由于危岩体基座处于145m水位线以上,所以145m水位对危岩基座基本没有影响(图7),变形以水平运动为主,呈倾倒趋势,变形量只有7mm; 175m水位对危岩稳定性影响较小,变形破坏形式与145m相似,其剪应力集中在危岩基座临空侧,最大变形量有0.02m; 当在175m水位下考虑强降雨情况下,整体倾倒破坏趋势明显,其Z向压力主要集中在基座临空侧,位移最大到27mm。

图7 自然工况(1-1)下位移、剪应变分布图

从自然工况的3个子工况来看,自然状态下剪切破坏区主要分布在下方基岩临空侧和后缘裂隙扩展区域,说明后缘裂隙有贯通趋势,下部临空区处于剪应变集中和最大区域,是 SSR法所计算搜索的最危险区域,也是岩体塑性屈服单元的集中区。说明危岩体的破坏以基座临空侧局部破坏为主。这也正是基座凹腔形成的原因。根据最大剪应变和塑性区判断全局稳定性,1-1、1-2和1-3子工况的稳定性系数分别为1.78、1.6和1.3。其破坏模式主要是由下部基岩破碎导致的倾倒滑移或者基座压裂座滑的破坏模式。

3.2.2 岩体劣化工况

由于145m水位位于基岩以下,对危岩整体影响不大,所以后续仅考虑175m水位下的劣化情况。劣化情况以逐年劣化1%表示,每次折减1%代表一次水位循环,共计算20个水文周期情况,分为10个子工况进行计算。

当仅考虑岩体劣化时,从位移、塑性区、最大剪应变、抗剪稳定性系数等4个方面分析危岩基座劣化对于危岩体整体的影响。从位移变化来看,随着岩体劣化发展危岩体变形位移总体呈增长趋势。从塑性区(图8)来看,由早期集中于基岩临空侧逐渐沿基座岩体顶部向内延伸,最终会由基座中部向上延伸、或斜向上至临空侧、或向上沟通后缘裂缝L1、或在后缘初延伸至L2。塑性区的发张趋势说明在基座岩体屈服后,裂隙将会向上方发展。从最大剪应变来看与塑性区变化相似,破坏先以基座临空岩体局部掉块或松动破坏为主,进一步劣化后,岩体破坏将危及整个危岩体。从稳定性来看(图9),随着岩体劣化的加剧稳定性全局稳定性系数逐渐减小,岩体强度下降约8%时,稳定系数降至1.5。随后,岩体劣化带来的效应开始变缓,稳定系数下降非常缓慢。随着稳定系数的下降,危岩体的最大总位移呈上升趋势。

图8 屈服单元分布图

图9 工况2位移、稳定系数变化图

工况3在保持岩体劣化工况不变,添加库水的影响,其剪应变(图10)与塑性区变化与工况2相似,都是从临空侧向后缘顶部延伸形成剪破坏的一侧。位移变化在前12个水文周期集中于临空侧,之后由于基座岩体强度的降低,导致危岩体位移峰值转移至后缘附近,根本原因是基座塑性单元由基座临空侧逐渐向内部拓展,基座岩体劣化后位移峰值后移。从最大剪应变和塑性区来判断工况3各工况的全局稳定性系数。随着岩体劣化程度的加剧,全局稳定性系数(图11)呈缓慢下降趋势。工况3-1的稳定系数为1.3,到工况3-7后危岩体处于极限平衡状态。由于3-7危岩体处于破坏前期,位移变得极大; 由早期工况的8.6mm升到5m左右。

图10 剪、拉应力分布图

图11 工况3位移、稳定系数变化图

工况4是考虑暴雨下裂隙水压的影响下,在裂隙中添加了孔隙水压力后会增加危岩体向临空方向的水平推力,有利于倾倒变形。从位移变化来看,均以水平变化为主,垂直变化为辅,对比自然工况下水平垂直变形之比增大。塑性区集中位置逐渐向L1裂隙贯通,如4-3和4-8工况(图12)。剪应变变化情况与工况2相似,从基座临空侧开始破坏往内部拓展。从整体稳定性系数来看(图13),稳定性随位移增大而逐渐降低,从1.4～1.1,但整体还保持稳定。

图12 屈服单元分布图

图13 工况4位移、稳定系数变化图

工况5是最不利工况条件,根据危岩体屈服单元分布(图14),可知其变形模式既有解体趋势,也有整体破坏前兆,为复合模式。这也表明冠木岭危岩目前处于极限平衡状态,未来将处于不稳定状态(图15)。

图14 屈服单元分布图

图15 工况5位移、稳定系数变化图

3.2.3 危岩抗倾倒稳定性计算

危岩体倾倒式危岩由后缘抗拉强度控制时,按下式计算:

(1)

(危岩体重心在倾覆点之内时)

式中:V为裂隙水压力(kN·m-1);W为危岩体自重(kN·m-3);h为后缘裂隙深度(m);hw为后缘裂隙充水高度(m);H为后缘裂隙上端到未贯通段下端的垂直距离(m);a为危岩体重心到倾覆点的水平距离(m);b为后缘裂隙未贯通段下端到倾覆点之间的水平距离(m);flk为危岩体抗拉强度标准值(kPa),根据岩石抗拉强度标准值乘以 0.4 的折减系数确定;α为危岩体与基座接触面倾角(°),外倾时取正值,内倾时取负值;β为后缘裂隙倾角。

当考虑危岩倾倒式破坏,主要计算区域为L1裂隙至临江侧部分,在145m水位天然工况条件下的稳定性系数为1.80,暴雨工况条件下为1.29,处于欠稳定状态。在175m水位天然工况条件下的稳定性系数为2.19,暴雨工况条件下为1.13,处于欠稳定状态。

由于凹腔的存在和基座岩体的压裂,使得危岩体存在沿后缘拉裂向外倾倒破坏的可能性,陈小婷等(2019)针对该危岩体的凹腔演化已进行了相关研究,研究表明随着凹腔的扩展加深和本文中重点考虑基座岩体的强度劣化,逐渐形成岩体破裂,整体倾倒的可能性也进一步增加。而水位周期造成的岩体劣化效应加速了危岩体演化进程,集中破坏区发生位置的差异和破坏区的增加都表明,水位变动导致岩体劣化后,变形破坏模式也会发生转化,由倾倒变形破坏模式转为压溃崩塌变形破坏模式。

4 讨 论

在5种系列工况下,总共计算了20个水文周期下的危岩体整体稳定性,冠木岭危岩体SSR法的整体稳定系数如表3所示。由计算结果可知,当前自然状态的冠木岭危岩体整体处于稳定状态。在5个工况中,工况5是最不利工况,在第5工况中危岩体基本处于临界极限平衡至不稳定状态。因此,冠木岭危岩体在极端工况下处于临界极限平衡状态,当岩体劣化持续10个水文周期左右后处于不稳定状态,会发生整体破坏。通过对比工况2、3、4能发现库水影响大于强降雨带来的静水压力的影响。

表3 各工况稳定系数统计

如果冠木岭不进行防治,随着时间推移基座岩体在上部重力荷载与库水冲刷作用下不断变形破坏,将会导致危岩体的失稳。冠木岭危岩体在自然状态下破坏形式最可能为倾倒破坏。在工况2中,在岩体强度不断弱化后,塑性区向后部及上部发展,其破坏模式最可能为基座压裂座滑。这一破坏从基座临空侧局部破坏开始。岩体劣化加速了稳定性下降和危岩体的演化。

在将岩体劣化转化为时间周期下,将天然工况下劣化情况后的稳定性定为不同工况下145m库水位时的稳定性,将其余各个不同工况175m水位时的稳定性引入,可以更清楚的看到(图16):随着基座岩体劣化的发展,冠木岭危岩体稳定性系数波动下降,危岩体从稳定→局部不稳定→基本稳定→欠稳定→不稳定发展,稳定系数下降、塑性区扩展和稳定状态的转换都一致的反映了这一柱状危岩体的灾变演化过程。

图16 冠木岭危岩体稳定系数-时间过程曲线

5 结论与展望

在工程地质调查和数值计算分析基础上,对冠木岭危岩进行多工况的综合分析后,可以得出以下结论及建议:

(1)冠木岭危岩由于受上部岩体荷载作用、浪蚀以及岩体劣化作用下,使下部软弱层破裂,导致它基座处于偏心受压状态,持续发展下去将会形成倾倒滑移或者基座压裂座滑的破坏模式。

(2)通过有限元软件计算诸多工况下冠木岭危岩的稳定性可以得出:冠木岭在不考虑岩体劣化工况下,稳定性系数为1.78、1.62和1.30,冠木岭危岩基本处于稳定状态; 在考虑岩体劣化的情况下,工况2、工况4稳定性系数在1.10以上,处于基本稳定状态,工况3稳定性系数在1.34～1.00,处于稳定状态过渡到极限平衡状态,工况5稳定性系数在1.04～0.76,处于极限平衡-不稳定状态,在稳定性系数小于1时,其位移量最大可达到11m左右,其破坏的形式既有解体破坏的趋势,也有整体破坏的征兆,为复合模式。

(3)冠木岭危岩长期周期性水位变化后,致使的干湿循环,危岩体下部泥质白云岩的岩体强度不断弱化,而凹腔也在不断的冲刷下向内部拓展延伸,其破坏变形由自然工况下的向后缘裂隙L2拓展延伸有形成后缘贯通区的形式,转化为在劣化工况下屈服单元多集中分布于后侧贯通区与掏蚀区中部,并沿着掏蚀区中部逐渐向L1裂隙发展,说明屈服单元的前移,其破坏模式也从自然工况下的以滑移倾倒破坏为主转变为劣化工况下的压裂溃曲破坏为主,L1裂隙前部岩体可能率先发生倾倒破坏模式。

(4)冠木岭危岩在经过20个水文周期后,其稳定性处于欠稳定-不稳定状态,因此冠木岭危岩亟需治理。针对基岩持续劣化和偏心受压状态,建议采用回填掏蚀区,再进行预制锚索加固。