差異風化型危巖形成和破壞機理

張永興,盧 黎,張四平,胡岱文

(重慶大學土木工程學院,重慶 400045）

危巖(Overhanging rock)是典型的地質災害,危巖崩塌具有突發性強,爆發能量高,沖擊力巨大的特點,常造成嚴重的災害。2009年6月重慶武隆雞尾山山體崩塌,造成9人死亡,64人失蹤的慘重事故;2004年貴州納雍山山體崩塌,39人死亡,4人失蹤;2004年9月,萬洲太白巖崩塌80 m3,造成 1人重傷。1948年重慶市洪崖洞危巖崩塌,毀壞房屋幾十間,傷亡300多人。

差異風化型危巖是指在軟硬巖互層的沉積巖地區,陡傾的巖質邊坡表面風化剝落速度不一致,下伏的軟巖退進形成巖腔,上部的硬巖向外懸挑,構成危巖。西南地區崩塌災害頻發,與差異風化型危巖的廣泛分布有直接關系。以重慶為例,侏羅系中統上沙溪廟組(J2S)沉積巖廣泛分布,泥巖、砂巖互層出露,砂巖抗風化能力強,泥巖風化速度快,泥巖基座風化內縮,形成巖腔,其上部的砂巖懸挑日益嚴重,當達到一定的破壞準則時,砂巖上形成主控裂隙,從而發育為差異風化型危巖。

危巖的分析與治理具有較高的難度,相關規范對危巖的規定多從治理原則出發,缺乏具體規定。國內的學者對危巖的研究也多從工程出發,具體問題具體分析。陳洪凱以萬洲太白崖危巖為例,對三峽庫區危巖進行了分類[1],胥良以川西108國道高位崩塌為例,研究了崩塌落石的運動規律[2],文獻[3]和文獻[4]也是國內分析與治理危巖的典型代表。在這些分析中,對差異風化型危巖的形成多用定性描述的方式進行,缺乏科學定量的方法。

差異風化型危巖主控裂隙的形成與諸多因素相關[5-6],邊坡中張性地應力的釋放是重要原因之一。邊坡張性地應力的存在已被工程地質理論分析證實[7],而張性地應力與差異風化型危巖形成關系的研究尚不多見。隨著巖腔的風化發展,根據危巖體上的受力情況,判斷臨界巖腔深度可以預測危巖破壞模式和破壞時機。對張性地應力的分析可以判斷危巖的發育范圍,從而為加固工程提供科學的依據。

1 差異風化型危巖的力學模型

1.1 巖腔的發育

在巖腔形成過程中,可將風化與剝落視為兩個相互影響的過程。邊坡上的軟巖先風化,再因風雨重力等原因崩解剝落。地形越陡,降雨沖刷越直接,剝落越快。當巖腔形成后,由于懸挑硬巖的遮蔽,退進的軟巖不直接受雨水沖刷,剝落速度減慢,風化進程減緩,而且巖腔越深,這種風化進程越慢。這種非線性進程是差異風化型危巖巖腔發育的重要特點。

根據實地觀測和資料調研,表1列出了重慶及周邊地區代表性泥巖邊坡的風化速率[8-10]。

表1 泥巖風化剝落進度

根據對巖腔中原住民的調查和觀測結果,以及表1的資料,建議用如下經驗公式估算巖腔發育進度:

式中:xi為時間,年;b1為巖腔發育深度,cm;n為計算的總時間周期。

1.2 主控裂隙的形成

邊坡中的張性地應力對危巖的形成具有重要作用。另外,由于巖腔不斷深入,硬巖日益懸挑,在自重作用下的彎曲拉剪應力不斷增高,再與張拉地應力疊加,最后引發破壞,在某一危險截面上發育主控裂隙面,從而形成危巖。

圖1 危巖形成力學模型

按平面問題考慮,主控裂隙形成前的力學分析如圖1所示,假定主控裂隙沿m-n面形成,則m-n面上的彎矩為:

式中:γ是砂巖重度;β是巖層傾角。E、ks別是水平地震力和水平地震系數;F、frc、kc分別是泥巖支承反力、泥巖抗壓強度,泥巖強度發揮系數。

將硬巖視為深梁,考慮到懸臂深梁的應力集中,在一般危巖條件下,簡化算法的彎矩引起的最大彎曲應力宜放大兩倍[11],則有:

將彎曲應力σfmax與地應力引起的拉應力疊加,得到最小主應力(剪應力作用較小,可忽略),最大主應力仍為地應力引起。顯然b1越大,主應力差越大,這種應力差達到一定的破壞準則后,引發m-n面破壞,形成主控裂隙。因此,在一定的破壞準則下可研究b1與其它變量的關系,見算例。

對于破壞準則,結合應用較廣泛的 Hoek-Brown準則[12]進行分析。

式中:σ1、σ3分別是大小主應力;σc為巖石單軸抗壓強度;m、s為材料參數。

在拉剪條件下,存在如下關系[13]:

式中:τf為巖石純剪切強度。Rt為巖石單軸抗拉強度。

應當指出,當主控裂隙形成后,地應力會充分釋放,主應力差迅速減小,系統重新恢復平衡[14]。因此,張性地應力在危巖的形成過程中具有階段性的重要作用。

1.3 危巖的破壞

主控裂隙形成后,在水,風化,植物根劈作用下不斷發展,形成貫通裂隙,此時,危巖上的力主要為重力,軟巖反力,地震力和水壓力,受力模型如圖2所示。

圖2 危巖破壞的力學模型

對于貫通式裂隙,由于兩側裂隙的排水作用,一般降雨條件下,裂隙水高度不會超過裂隙深度的一半[15]。同時,裂隙尖端處僅會存在毛細水,不考慮毛細壓力的有利作用,按裂隙高度一半計算水壓力Ew。則危巖塊的破壞模式和相應的判據如下:

(1)軟巖基座破壞

式中,pmax為泥巖基座最大壓力,按式(9)、式(10)計算。

當pmin≥0時

當時pmin＜0時

(2)平動破壞

(3)轉動破壞

危巖繞o點轉動,臨界狀態時危巖體與泥巖基座脫開。則有:

從3種破壞模式可以看出,隨著b1的增大,危巖趨向于破壞,可根據(8)到(12)式計算分析破壞的控制模式。

按上述理論對危巖的形成與破壞進行分析需要測試邊坡地應力情況。下面結合地應力測試進行分析和計算示例。

2 典型工程地應力測試及分析

2.1 工程概況

重慶市渝中區洪崖洞危巖邊坡位于嘉陵江南側沖刷岸,解放碑向斜軸部。解放碑向斜為平緩開闊式褶皺,其軸向NE5°～15°,巖層產狀平緩 ,一般為3°～ 10°。

岸坡上陡下緩,中上部為陡坡,坡度 70°～80°,其間分布有多種形式的危巖。下部為30°～50°中緩坡,呈臺階分布直至嘉陵江[16]。如圖3所示。

圖3 洪崖洞危巖邊坡典型地質剖面圖

洪崖洞地區主要以走向 70°～90°及320°～330°兩組裂隙發育,裂隙傾角較陡,集中在60°～80°之間。裂隙寬度通常在 0.5～1 cm,最寬的達到20 cm。

陡崖帶坡體主要由侏羅系中統上沙溪廟組(J2S)砂巖體和其下泥巖基座組成。坡體上部的長石砂巖呈灰白色,中粒結構,出露厚度 20.00～25.00 m。坡體中下部的紫紅色泥巖,層厚50～60 m,構成危巖軟弱基座。

2.2 現場地應力測試和分析

采用套孔應力解除法測試了洪崖洞危巖邊坡內的地應力,測試選定WK7與WK8號危巖之間的一面完整砂巖巖壁作為測試地點。從鉆孔取芯看,測孔僅在4m左右有一道裂隙,更深處的巖石完整,地應釋放不充分,是一個良好的測試場所。測試地點距地表深度h=21.53m,測試鉆孔深度13m,方位角170°,傾角4°,采用KX81型空心包體全應力計和專門設計的定向安裝棒定位安裝,見圖2,測試示意圖見圖3。測試成果列于表2。

圖4 定向安裝棒示意圖

圖5 地應力測試示意圖

表2 主應力大小及方位

砂巖實測容重24.2 kN/m3,對于埋深較淺的地層,地應力中間主應力往往由重力引起。重力應力σz=γ H=24.2×21.53=0.52 MPa。理論計算結果與實測結果中間主應力非常接近,而中間主應力值傾角接近垂直,從而驗證了測試結果。

將邊坡走向與實測的地應力大小和方向繪于圖4中。可見主拉應力作用面與邊坡走向接近垂直,而已有危巖優勢卸荷裂隙面方向約90°,與主拉應力近于垂直。

圖6 測試結果與邊坡走向關系圖

根據格里菲斯理論,巖石的開裂始于內部隨機存在的細微裂隙,在一定應力條件下,這些微裂隙端部產生明顯的應力集中,當應力集中超過巖石的局部抗拉強度時,新的宏觀裂隙開始出現。格里菲斯強度準則可作為巖石中新裂隙始發的判別條件,如公式(13)、(14)所示。

洪崖洞長石砂巖抗拉強度為4.56 MPa,將判據與地應力測試結果一起繪于圖8中,可以直觀地看出,測點應力處于非破裂區中。在測點部位,單純的地應力作用下,尚不具備產生新裂隙的條件。另據調查顯示[16],洪崖洞砂巖卸荷裂隙在坡頂向后5～10 m內密集發育。理論分析和現場調查結合,可以證明在此范圍以內為巖石卸荷松動區,是當前危巖和潛在次級危巖的發育區,而測點部位表現出相對穩定的狀態,可見危巖發育范圍約10～12 m左右。

圖7 Griffith破裂判別示意圖

3 危巖形成與破壞算例分析

以洪崖洞WK10-5號危巖為例分析,目前該危巖巖腔深度1.35 m。計算參數為:a=4.7 m,b=3.8 m,β=4.5°,砂巖抗壓強度 36.52 MPa,抗拉強度4.56 MPa,粘聚力1.25 MPa,內摩擦角36.16°,泥巖抗壓強度7.06 MPa。地應力采用表2的實測數據。當b1=0時,m-n上沒有彎矩,可據此條件反算kc標準值為0.015。圖8列出的計算結果表明了破壞時的巖腔深度與kc的相關關系。圖中斜率較大的曲線簇是 σ1-σ3,斜率較小的曲線簇是(下同)。

可見,按標準kc分析,當巖腔深度1.07 m時,主控裂隙形成。事實上,由于泥巖表層風化和向臨空面的塑性流變或由于地下水作用,在巖層分界面處出現泥化現象等原因,kc會逐漸變小,而kc的減小對主控裂隙形成時機影響很大,當 kc減小到0.01,主控裂隙形成時,巖腔發育深度僅0.46 m。實際工程中可根據具體情況,合理確定kc取值,以預測主控裂隙開展時機。將巖腔臨界發育深度代入式(1),即可估算主控裂隙形成時間。

圖9 ks對主控裂隙形成的影響

圖9的結果顯示了水平地震系數ks對主控裂隙形成的影響。基準水平地震系數取為0.05,當其上下變化時,曲線簇交點變化不是很大。可見,這個參數的變化對巖腔發育深度的影響不如kc明顯。

如果考慮到巖體本身存在的裂隙,可將巖石強度參數降低進行類似分析,同時應注意到,裂隙巖體會引起地應力大量釋放,裂隙巖體中殘余地應力與完整巖石中存在的地應力之比為釋放系數kr,圖10列出了巖石強度參數折半和不同kr條件下的計算結果。可見,kr的相關性也是很明顯的。

圖10 kr對主控裂隙形成的影響

如前所述,當主控裂隙形成后,地應力會充分釋放,系統重新恢復平衡。這一點從張性地應力在應力差中所占的比例可以明顯看出。因此,張性地應力在危巖的發育過程中只具有階段性作用。

按(8)～(12)式對WK10-5可能破壞模式進行預測,結果繪于圖11中,為了直觀比較,將縱軸單位進行了統一化處理,不影響結果。當危巖巖腔發育深度達到1.83m時,基底壓力線與基底抗力線相交,表明泥巖基座壓壞;巖腔深度接近1.9 m時,發生轉動破壞[17];直到巖腔深度達到2.0時,平動推力與抗力仍未取得交點,事實上已超出定義域,這種破壞模式不會發生。將控制性破壞模式的巖腔深度代入式(1),即可預估發生破壞的時間。

圖11 典型危巖破壞模式預測

差異風化型危巖的形成與破壞模式表明,試圖對危巖用大規模清除的辦法來治理應當慎重[18],清除相當于進行了人工卸荷,去除當前危巖后,后面的巖石繼續發展為新危巖。

4 結論

差異風化型危巖的形成與破壞是一個漸進的過程,它與地形、地貌,地質構造,危巖上的各種作用力和巖腔發育時間歷程都有關系。通過對差異風化型危巖體地應力測試和形成破壞機理的研究,可以得出下面幾個結論:

1)分析表明,差異風化型危巖的形成與張性地應力和巖腔發育深度相關,而危巖的破壞模式主要受巖腔發育深度影響。

2)采用空心包體全應力計測試了危巖邊坡的地應力,并驗證了測試結果的可靠性。將地應力測試結果與地勘資料綜合分析,可以判定危巖體發育范圍,確定工程設計的穩定母巖位置。

3)用地應力測試結果對差異風化型危巖進行計算分析,結果表明主控裂隙的形成與地應力大小、巖腔發育深度和泥巖強度發揮系數的相關性較強,最后提出了控制性破壞模式的預測方法。

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