蔣文明，王魯琦，趙 鵬，黃波林，張枝華，胡明軍

（1.河北省地震災(zāi)害防御與風(fēng)險(xiǎn)評(píng)價(jià)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，河北 三河 065201；2.重慶市地質(zhì)礦產(chǎn)勘查開(kāi)發(fā)局208水文地質(zhì)工程地質(zhì)隊(duì)，重慶 400700；3.重慶大學(xué)土木工程學(xué)院，重慶400045；4.重慶市二零八地質(zhì)環(huán)境研究院有限公司，重慶 400700；5.三峽大學(xué)防災(zāi)減災(zāi)湖北省重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，湖北 宜昌 443002）

0 引言

對(duì)于內(nèi)部不存在潛在滑移面和控制性結(jié)構(gòu)面的厚層危巖體，其破壞機(jī)理十分復(fù)雜[1?2]。這種危巖體具有分布區(qū)域廣、發(fā)生頻率高、突發(fā)性強(qiáng)、破壞范圍大等特點(diǎn)，是一類典型的山區(qū)地質(zhì)災(zāi)害，對(duì)人民生命財(cái)產(chǎn)安全和城鎮(zhèn)建設(shè)造成嚴(yán)重威脅[3?6]。對(duì)于涉水厚層危巖體，除了崩塌的直接危害以外，產(chǎn)生的涌浪次生災(zāi)害將進(jìn)一步擴(kuò)大威脅范圍[7?9]。

自2008年三峽庫(kù)區(qū)正式蓄水以來(lái)，由于三峽庫(kù)區(qū)水位的周期性漲落，在庫(kù)岸形成了高達(dá)30 m的劣化帶[10?12]。庫(kù)區(qū)涉水危巖體的基座部分位于劣化帶區(qū)域，基座巖體長(zhǎng)期處于上部巖體自重下，并在干濕循環(huán)作用下逐漸劣化，導(dǎo)致其變形破壞機(jī)理更為復(fù)雜，進(jìn)一步加大了危巖體的防治難度[13?15]。

文章在現(xiàn)場(chǎng)調(diào)查、監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)以及室內(nèi)試驗(yàn)的基礎(chǔ)上，分析了三峽庫(kù)區(qū)箭穿洞危巖體的變形破壞特征，并對(duì)其破壞模式進(jìn)行了判定。根據(jù)其變形破壞特征，提出了危巖體的治理方案，并采用數(shù)值模擬對(duì)治理方案進(jìn)行了定量評(píng)價(jià)。該危巖體的防護(hù)理念對(duì)于巖質(zhì)庫(kù)岸的防治具有重要的參考價(jià)值。

1 危巖體概況

箭穿洞危巖體位于重慶市巫山縣望霞村。危巖體的上游側(cè)邊界為縱張裂縫（LF1: 150～226 m）；下游側(cè)邊界裂縫在陡崖面上清晰可見(jiàn)，上寬下窄，充填或局部充填碎石土或溶蝕、殘積碎石土，并向下逐漸收斂至153 m高程尖滅（LF2）。危巖體后緣邊界為卸荷裂縫（LF3）張開(kāi)度可達(dá)3.15 m，裂隙在高程226 m以下底部均被碎石所填充。箭穿洞危巖體的正視圖見(jiàn)圖1。

圖1 箭穿洞危巖體正視圖Fig.1 Front view of the Jianchuandong dangerous rock mass

箭穿洞危巖體的三維切割邊界清楚，其幾何形態(tài)呈不規(guī)則的六面體，后緣高程為278～305 m，基座高程為155 m，平均高差為135 m，危巖體平均橫寬約55 m，平均厚度約50 m，危巖體體積約36×104m3，主崩方向?yàn)?60°。箭穿洞危巖主要為三疊系下統(tǒng)大冶組第四段(T1d4)、高程280 m以上為嘉陵江組第一段(T1j1)，基座以下為大冶組第三段(T1d3)?；鶐r體位置處有一平硐，其中布有壓力傳感器。箭穿洞危巖體的典型剖面圖見(jiàn)圖2。

圖2 箭穿洞危巖體典型剖面Ⅰ?Ⅰ'Fig.2 Sectional view of the Jianchuandong dangerous rock mass

2 危巖體的變形特征

由區(qū)域地質(zhì)構(gòu)造可知，箭穿洞危巖體是在斜坡巖體不斷卸荷，長(zhǎng)江不斷侵蝕切割、構(gòu)造應(yīng)力釋放等條件下形成的。三維邊界基本形成后，重力成為主導(dǎo)危巖體變形的主要因素。另外，干濕循環(huán)作用下基座巖體的持續(xù)劣化進(jìn)一步加速了危巖體的變形。根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)資料可知（圖3），危巖體的邊界裂縫及基座壓力隨著庫(kù)水位周期性升降次數(shù)的增加而持續(xù)增大。

圖3 箭穿洞危巖體的變形特征Fig.3 Deformation characteristics of the Jianchuandong dangerous rock mass

針對(duì)基座的泥質(zhì)條帶灰?guī)r，在室內(nèi)完成了30次干濕循環(huán)試驗(yàn)，得到了初始狀態(tài)、5次、15次、20次以及30次干濕循環(huán)后基座巖體的力學(xué)參數(shù)（表1）。

表1 泥質(zhì)條帶灰?guī)r力學(xué)參數(shù)Table 1 Mechanical parameters of marlstone under dry-wet cycles in the Three Gorges Reservoir area

經(jīng)過(guò)30次干濕循環(huán)后，基座巖體的單軸抗壓強(qiáng)度下降約21%～26%，隨著循環(huán)次數(shù)的增加，其強(qiáng)度的劣化率有所下降，但尚未收斂；抗拉強(qiáng)度和黏聚力下降約28%，隨著循環(huán)次數(shù)增加，其劣化率有所下降，趨于收斂；巖石的內(nèi)摩擦角下降約17%，在15次循環(huán)后劣化率有增大趨勢(shì)，表明巖體的抗剪強(qiáng)度將持續(xù)降低；變形參數(shù)下降約40%，變形模量趨于減小，泊松比趨于增大，并且在15次循環(huán)后劣化率有增大趨勢(shì)，表明巖體質(zhì)量將持續(xù)降低。

3 危巖體的失穩(wěn)破壞模式

根據(jù)危巖體的變形特征可知，箭穿洞危巖體以基座的變形破壞為主導(dǎo)，內(nèi)部不存在潛在的剪切面或?qū)е聝A倒變形的控制性結(jié)構(gòu)面。對(duì)于這種類型的危巖體，其變形破壞發(fā)展一般有2種趨勢(shì)，分別是基座壓裂型崩塌和基座滑移型崩塌[1?2]（圖4）。

圖4 箭穿洞危巖體破壞模式Fig.4 Failure mode of Jianchuandong dangerous rock mass

基座壓裂型崩塌見(jiàn)圖4(a)。如果緩坡巖體較堅(jiān)硬，基座底部巖體受壓集中，會(huì)導(dǎo)致基座巖體和接觸巖體出現(xiàn)壓致拉裂現(xiàn)象；基座破壞時(shí)，大量的拉裂縫和剪裂縫會(huì)出現(xiàn)，導(dǎo)致巖體整體失穩(wěn)?；菩捅浪?jiàn)圖4(b)。如果緩坡巖體較為軟弱，在上部壓力作用下，基座軟弱巖體可能會(huì)出現(xiàn)剪切破壞，上覆巖體壓力將軟弱基座擠出，從而發(fā)生后靠滑移式的整體破壞。

基座碎裂型崩塌和基座滑移型崩塌的判定與基座巖體強(qiáng)度有關(guān)，根據(jù)HUNGR等[1]提出的判定方法[1]，可采用應(yīng)力比值（Ns）來(lái)界定危巖的破壞模式，Ns的建議值為0.25，其判定公式如下：

式中：γ——危巖體重度，此處取27.2 kN/m3；

H——上部危巖體的高度，此處取135 m；

σc——基座的抗壓強(qiáng)度，此處取5.775 MPa；該抗壓強(qiáng)度根據(jù)規(guī)范對(duì)室內(nèi)試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行了折減[16?17]。

計(jì)算可知，Ns為0.63，大于0.25，因而確定箭穿洞危巖體將發(fā)生滑移破壞。

4 危巖體的防護(hù)設(shè)計(jì)

基于箭穿洞危巖體的破壞模式，將危巖體的治理定為兩部分，分別是基座軟弱巖體的補(bǔ)強(qiáng)加固，以及危巖體中上部的錨索加固（圖5）。其中，基座巖體的補(bǔ)強(qiáng)是為了阻斷危巖體的滑移剪出；中上部錨索加固是為了控制危巖體的變形。防護(hù)治理所涉及的力學(xué)改善措施如下：

圖5 箭穿洞危巖體防護(hù)（Ⅰ?Ⅰ'剖面）Fig.5 Preventative methods for the Jianchuandong dangerous rock mass

（1）基座軟弱巖體補(bǔ)強(qiáng)加固工程

基座平硐采用C30鋼筋混凝土鍵體充填支撐；基底設(shè)置3排錨樁，錨樁間距為1.75 m、2.25 m，錨樁孔徑為150 mm，錨固段長(zhǎng)度為6.00 m，基座涉水巖體的表面采用板肋式錨桿擋墻。

（2）防護(hù)工程（錨索、主動(dòng)防護(hù)網(wǎng)、被動(dòng)防護(hù)網(wǎng)、水下柔性防護(hù)墊）

在危巖體中上部布置6排2 000 kN級(jí)錨索，水平夾角為15°，水平及豎向間距均為6.00 m，錨索為16 φs 15.2 mm，錨固段總長(zhǎng)度為17.00 m（3.00，3.00，2.50，3.00，3.00，2.50 m分6段設(shè)置）。

5 防護(hù)效果分析

針對(duì)防護(hù)方案，將提高巖體穩(wěn)定性的防護(hù)措施進(jìn)行簡(jiǎn)化后，進(jìn)行有限元數(shù)值計(jì)算（所采用數(shù)值軟件為MIDAS GTS），涵蓋上部危巖的預(yù)應(yīng)力錨索、消落帶區(qū)域砂漿錨桿、板肋式錨桿擋墻及平硐充填。未進(jìn)行防護(hù)加固時(shí)，平硐區(qū)域作隧洞處理；防護(hù)加固后，平硐區(qū)域采用C30鋼筋混凝土的強(qiáng)度參數(shù)（參考值）進(jìn)行分析。此外，砂漿錨桿、預(yù)應(yīng)力錨桿及板肋式錨桿擋墻相關(guān)參數(shù)均為參照值[18?19]，數(shù)值分析過(guò)程中的計(jì)算參數(shù)見(jiàn)表2。以初始狀態(tài)下的危巖防護(hù)為例，對(duì)防護(hù)措施的有效性進(jìn)行評(píng)價(jià)。根據(jù)相關(guān)規(guī)范要求[20?21]，泥質(zhì)條帶灰?guī)r的巖體黏聚力由巖石黏聚力乘以折減系數(shù)，取0.20；巖體內(nèi)摩擦角由巖石內(nèi)摩擦角乘以折減系數(shù)，取0.80；巖體變形參數(shù)由巖石變形參數(shù)乘以折減系數(shù)，取0.70。數(shù)值計(jì)算時(shí)，對(duì)數(shù)值模型右側(cè)邊界和左側(cè)邊界的水平方向進(jìn)行了約束，底部邊界采用固定約束，將危巖體的自重設(shè)定為誘發(fā)失穩(wěn)的關(guān)鍵因素。

表2 有限元數(shù)值計(jì)算巖體參數(shù)Table 2 Mechanical parameters of the marlstone used in the numerical simulation

通過(guò)對(duì)箭穿洞危巖典型剖面的有限元計(jì)算，得到該剖面加固前后的位移云圖見(jiàn)圖6。分析可知，上部巖體的錨索加固是控制危巖體變形的關(guān)鍵措施。危巖體的最大位移位于后緣部分，這是因?yàn)槲r體形狀不規(guī)則，存在偏壓應(yīng)力，導(dǎo)致其具有沿基座滑移的變形趨勢(shì)，與之前的破壞機(jī)制分析相符。在防護(hù)加固前，危巖體的最大位移為0.323 5 m，綜合防護(hù)加固后其最大位移為0.131 3 m，降低了59.41%，危巖體的變形趨勢(shì)得以控制。

圖6 箭穿洞危巖體位移云圖Fig.6 The displacement field of the JDRM under different working conditions

箭穿洞剖面最大剪應(yīng)力云圖見(jiàn)圖7，分析可知，巖體基座加固是控制剪切應(yīng)力集中的關(guān)鍵措施。防護(hù)加固前，剪應(yīng)力的最大值為38.085 MPa，且在裂隙尖端出現(xiàn)應(yīng)力集中現(xiàn)象。綜合防護(hù)加固后，裂隙尖端的最大剪應(yīng)力為11.117 MPa，降幅可達(dá)70.81%。

圖7 箭穿洞危巖體最大剪應(yīng)力云圖Fig.7 The maximum shear stress field of the JDRM under different working conditions

對(duì)應(yīng)力場(chǎng)及位移場(chǎng)進(jìn)行分析可知，預(yù)應(yīng)力錨索可有效控制危巖體由于偏壓而引發(fā)的變形趨勢(shì)，而基座加固在保證基座巖體完整性的同時(shí)，可以有效降低基座巖體的最大剪應(yīng)力。

通過(guò)強(qiáng)度折減法對(duì)危巖體的穩(wěn)定性進(jìn)行了分析（圖8）。根據(jù)防護(hù)前危巖體的塑性變形可知，其破壞模式為基座滑移式破壞，與前文滑移破壞模式的判定是一致的，其塑性變形區(qū)由后緣裂縫尖端向平硐位置延伸，此時(shí)危巖體穩(wěn)定系數(shù)為1.04，處于臨界失穩(wěn)狀態(tài)。在平硐充填的基礎(chǔ)上，進(jìn)行砂漿錨桿以及格構(gòu)梁的支護(hù)，提升基座巖體的完整性之后，其塑性變形區(qū)下移見(jiàn)圖8（b），危巖體的穩(wěn)定性大幅度提升，穩(wěn)定系數(shù)可達(dá)1.82，其提高幅度為75%。當(dāng)上部巖體采用預(yù)應(yīng)力錨索進(jìn)行加固時(shí)，見(jiàn)圖8（c），可有效控制危巖體的變形，與防護(hù)前的危巖體相比，其穩(wěn)定性提高了17.78%。當(dāng)完成綜合支護(hù)后，見(jiàn)圖8（d），其穩(wěn)定性可達(dá)2.451，與防護(hù)前的穩(wěn)定性相比提高了135.67%。在綜合防護(hù)下，基座補(bǔ)強(qiáng)尤其是砂漿錨桿的施工阻斷了塑性變形區(qū)的連續(xù)性，危巖體塑性變形區(qū)的剪出口下移到破碎帶下方的消落帶區(qū)域，且上部預(yù)應(yīng)力錨索控制住了危巖體的整體變形，從而大幅提升了危巖體的穩(wěn)定性。

圖8 箭穿洞危巖體塑性變形區(qū)Fig.8 The plastic deformation zone of the JDRM under different working conditions

通過(guò)數(shù)值模擬可知，在綜合防護(hù)之后，危巖體的剪出口將下移至145 m高程處。根據(jù)原有設(shè)計(jì)方案，在145 m水位處會(huì)設(shè)置防水層以及豎向錨桿，因而，能夠在之后的劣化中進(jìn)一步提升危巖體的長(zhǎng)期穩(wěn)定性。由于145 m高程處的防護(hù)并非主體設(shè)計(jì)，本文在計(jì)算時(shí)并未考慮相關(guān)防護(hù)措施。箭穿洞危巖體的防護(hù)工程已經(jīng)按照文中所陳述的措施完成了施工，相應(yīng)的演化趨勢(shì)將在之后做進(jìn)一步的研究。

6 結(jié)論

在現(xiàn)場(chǎng)調(diào)查、實(shí)時(shí)監(jiān)測(cè)以及室內(nèi)試驗(yàn)的基礎(chǔ)上，本文采用公式判定和數(shù)值模擬等方法對(duì)三峽庫(kù)區(qū)箭穿洞危巖體的破壞機(jī)理和防護(hù)效果進(jìn)行了分析和研究，得到以下結(jié)論：

（1）由于箭穿洞危巖體為內(nèi)部不存在潛在滑移面和控制性結(jié)構(gòu)面的涉水厚層危巖體，其變形破壞機(jī)理較為復(fù)雜。箭穿洞危巖體基座部分的軟弱巖層不僅承擔(dān)著上覆巖層的自重，同時(shí)在庫(kù)區(qū)水位的周期性升降下持續(xù)劣化，加速了危巖體的變形破壞。

（2）通過(guò)公式判定可知，在上部壓力作用下，箭穿洞危巖的基座軟弱巖體可能會(huì)出現(xiàn)剪切破壞，上覆巖體壓力將軟弱基座擠出，并最終發(fā)生基座滑移式的整體破壞。

（3）針對(duì)該危巖體的變形破壞模式，提出了基座加固及上部巖體固定的防護(hù)措施，其中，上部巖體的錨索加固用于控制危巖體的變形，基座加固用于控制危巖體的滑移。

（4）數(shù)值模擬結(jié)果表明，本文涉及的綜合防護(hù)措施效果顯著，能夠有效的控制危巖體的變形，使得危巖體的塑性變形區(qū)域下移，并最終提高危巖體的整體穩(wěn)定性。