三峽庫區巴東縣鏈子巖崩塌形成機制分析與防治對策

廖偉杰, 聶邦亮, 何鈺銘, 葉義成, 付 超

(湖北省地質局 水文地質工程地質大隊,湖北 宜昌 443000)

三峽庫區巴東縣沿渡河鎮石板坪村雙神公路內側的鏈子巖陡壁處,于2015年12月11日下午1時許突發2.0×104m3崩塌[1],爾后其陡壁上零星小規模掉塊時有發生,崩塌方量約50～100 m3不等,2015年12月14日下午再次產生崩塌約3 000 m3。該崩塌造成下方S282省道(雙神旅游公路)交通中斷,影響21個村1.9萬人的交通出行,13個村電力、通訊中斷,所幸崩塌未有人員傷亡,造成的直接經濟損失達800多萬元,間接經濟損失約2 000萬元,發生崩塌后崩塌區尚存3.1×104m3潛在崩塌(危巖)體直俯下方雙神公路。雙神公路是連接神農溪與神農架的唯一一條峽谷旅游公路,該路線依山傍河,山勢險峻,崩塌地質災害易發頻發,鏈子巖崩塌是雙神公路沿線典型的崩塌地質災害。通過對該崩塌的工程地質調查及分析,該崩塌是在自然因素及誘發因素綜合作用下形成的滑塌式崩塌,采用赤平投影與三維優勢結構面滑動法及平面滑動極限平衡法對崩塌區危巖體進行穩定性分析評價,并根據鏈子巖崩塌現狀條件及穩定性采取有針對性的防治措施及工程實踐。通過多種工程措施組合使用,消除了其再次產生大規模崩塌的可能性,經過時間檢驗防治效果良好,為后期雙神公路沿線崩塌地質災害的防治提供可靠的經驗參數,并為后期工程實踐起到一定的指導作用。

1 崩塌區地質背景

鏈子巖崩塌位于沿渡河鎮神農溪上游河谷左岸,河谷深切,地勢陡峻,崩塌區北東及北西向兩面臨空,其所處斜坡坡頂高程1 020～1 030 m,坡腳高程168～170 m,斜坡總體坡度50°～90°。鏈子巖崩塌源呈巖屋狀,分布高程190～315 m,下俯S282省道(雙神公路),與之最大高差135 m。崩塌區出露地層主要為二疊系下統棲霞組(P1q),巖性上部為厚層狀炭質瘤狀灰巖,巖體裂隙中等發育,較完整;下部為薄—中厚層狀含燧石結核條帶灰巖夾鈣質泥巖,巖體裂隙較發育,完整性相對較差。

鏈子巖崩塌位于東西向構造帶的羅坪向斜北翼及沿渡河斷裂東南端附近,巖體裂隙發育程度較高,以傾北向、北西向為主,主要發育有以下三組裂隙:①J1為320°∠75°,密度為1～2條/m,面較平滑,垂向延伸長>10 m;②J2為345°∠45°,密度為1～2條/m,平直光滑,貫通性好,垂向延伸長3～15 m;③J3為95°∠80°,密度為2～3條/m,平直光滑,垂向延伸長5～10 m。鏈子巖崩塌區邊坡高陡坡面產狀320°∠80°、巖層產狀195°∠80°,為斜交坡結構,加之三組裂隙相互穿插割切,致使區內巖體呈塊狀(圖1)。從圖1可知,J1與J2兩組裂隙交棱線傾向坡外,傾角小于坡角,為穩定性較差的組合結構,J3與J1、J2交棱線傾向與坡面斜交或內傾穩定性相對較好。因此,崩塌危巖體穩定性主要受J1及J2兩組主控裂隙結構面控制,隨著時間的推移,兩組結構面強度逐漸衰減,以致危巖產生崩塌。

圖2 鏈子巖崩塌區工程地質平面示意圖Fig.2 Plane sketch map of engineering geology in Lianziyan rock collapse area1.鏈子巖崩塌區;2.崩塌堆積體范圍及編號;3.危巖體范圍及編號;4.崩塌堆積體;5.二疊系下統棲霞組;6.剖面線及編號;7.巖層產狀。

圖1 邊坡結構赤平投影圖Fig.1 Stereographic projection of slope structure

三峽庫區屬弱震區,頻繁的微弱地震是本區地震特點,歷史上無破壞性地震記錄。近幾年湖北境內三峽庫區主要發生4次地震:2014年3月30日,在湖北省宜昌市秭歸縣發生4.7級地震,震源深度5 km;2014年5月26日在秭歸縣郭家壩鎮發生M3.4級地震,震源深度5 km;2017年2月23日,秭歸縣九畹溪鎮(硯窩臺村)與楊林橋鎮(馬回營村)之間發生M3.8級地震,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東縣東瀼口鎮發生5.1級地震,震源深度5 km。

2 崩塌基本特征

鏈子巖崩塌位于三峽庫區長江支流神農溪左岸坡向為330°的斜坡下部、S282省道K43+580高邊坡坡段,后緣高程230～315 m,前緣高程180 m,相對高差50～135 m。鏈子巖崩塌平均高90 m、寬50 m,統計崩塌區危巖總體積約3.1×104m3,主崩方向330°。2015年12月11日—13日,崩塌區陸續產生3次崩塌,總體積23 100 m3。該崩塌主要發育有8處危巖(WY1-WY8)及2處崩塌堆積體,各危巖體分布見圖2、圖3,規模特征見表1。

3 崩塌形成機制分析

3.1 崩塌的成因分析

通過現場工程地質調查,鏈子巖崩塌區8處危巖體的形成因素具有共性,主要分為內在因素及誘發因素,內在因素是崩塌形成的基本條件及物質基礎,誘發因素是崩塌形成的動力地質條件,兩種因素的共同作用下才導致崩塌的產生[2]。

3.1.1 內在因素

(1) 地形條件:鏈子巖崩塌區位于呈“U”字形的峽谷中,危巖體所處斜坡地形陡峭,相對高差較大,地形坡度45°～70°,局部發育近直立的陡坎,具備產生崩塌的良好臨空條件。

(2) 地層巖性:危巖體巖性為二疊系下統棲霞組(P1q),巖性上部為厚層狀炭質瘤狀灰巖,巖體裂隙中等發育,較完整,不易風化;下部為薄—中厚層狀含燧石結核條帶灰巖夾鈣質泥巖,巖體裂隙較發育,完整性相對較差,易風化剝蝕。其上硬下軟的地層結構是危巖體形成的物質基礎。

(3) 地質構造及地震:崩塌區各危巖體變形破壞模式相似,均受兩組不利構造結構面320°∠70°及240°∠80°交割控制,組成傾向坡腳的塊體,使得巖體更加破碎。加之區內頻繁的微弱地震,為巖體的松動及裂隙貫通起到一定的促進作用。

圖3 鏈子巖崩塌區工程地質剖面示意圖Fig.3 Schematic diagram of engineering geological section in Lianziyan rock collapse area1.危巖體編號及裂隙;2.崩塌堆積體;3.二疊系下統棲霞組;4.厚層狀炭質瘤狀灰巖;5.薄—中厚層狀含燧石灰巖;6.薄層狀灰巖。

表1 鏈子巖崩塌區危巖及崩塌堆積體特征表Table 1 Characteristics of dangerous rock and collapse accumulation body in Lianziyan rock collapse area

危巖編號規模特征主控結構面特征WY1呈六面體狀,高13 m,寬25 m,厚3～10 m,體積約2 000 m3J1:320°∠65°;J2:345°∠45°WY2呈長條狀,高2 m,橫寬58 m,厚2 m,體積約232 m3J1:320°∠65°;J2:240°∠80°WY3呈六面體狀,高15 m,橫寬15 m,厚4.5 m,體積約1 012 m3J1:320°∠65°;J2:240°∠80°WY4呈長條狀,橫寬55 m,高4～5 m,厚2.5 m,體積約550 m3J1:320°∠65°;J2:250°∠80°WY5呈楔形體狀,橫寬30 m,高35 m,厚5～10 m,體積約9 300 m3J1:320°∠65°;J2:95°∠82°WY6呈六面體狀,橫寬21 m,高34 m,厚9.5 m,體積約6 783 m3J1:320°∠65°;J2:173°∠72°WY7呈長條狀,橫寬100 m,高7.5 m,厚3.9～4.5 m,體積約3 150 m3J1:320°∠65°;J2:240°∠80°WY8呈楔形體狀,橫寬167 m,高5～22 m,厚7～13 m,體積約18 500 m3J1:320°∠65°;J2:240°∠80°BT1堆積于神農溪河道及公路上部,分布高程180～198 m,由灰巖碎塊石組成,塊石直徑一般0.3～1.5 m,大者4.0 m。堆積體平面形態呈扇形,橫寬90 m,厚3～18 m,縱長50～72 m,總體積約23 100 m3BT2堆積于WY8危巖上部緩坡平臺,分布高程285～330 m,系老崩塌堆積體,由崩落的灰巖塊石組成,塊石直徑一般0.2～0.5 m,大者0.6 m,表層結構松散。堆積體平面形態呈橢圓形,橫寬50 m,厚0.5～1.0 m,縱長70 m左右,總體積約2 500 m3

3.1.2 誘發因素

(1) 降雨:在崩塌發生前期區域內發生了持續一周的小雨夾雪天氣,使得大量地表水沿節理裂隙不斷地滲入危巖體之中。其影響主要有兩個方面:一是持續性降雨致使危巖體中主控結構面抗剪強度軟化降低;二是裂隙中具有較高的充水高度,調查時危巖主控裂隙內有來自上部的降雨及地表水的補給,下部有水析出,說明裂隙已大部分貫通,水頭高度接近裂隙深度的3/4,從而為裂隙擴張提供了高水頭的動水壓力。因此,降雨對危巖體穩定性起到了較大的不利作用。

(2) 冰雪凍融:崩塌變形期間區內溫度異常變化,白天最高氣溫8℃,晚上最低氣溫-3℃,最大溫差11℃。異常的溫差變化將會使貫通的裂隙中的水體出現凍融現象,在低氣溫下裂隙水發生結冰體積膨脹,在高氣溫下裂隙水發生融化體積收縮。因此,異常的溫差變化對危巖體裂隙擴張起到了促進作用。

(3) 人類工程活動:崩塌區下方存在一定強度的工程活動,主要為修路切坡腳使得公路內側形成高近25 m、坡度近于直立的臨空面。強烈的人類工程活動對崩塌區高陡巖質邊坡的不利影響主要有兩個方面,即一是使坡腳地形變得更為陡峭,并使得不利結構面出露于坡腳,改變了坡體的應力狀態,使上部懸空巖體失去支撐而蓄積高位勢能;二是使坡腳處的巖體更加破碎,并加速巖體風化。

3.2 崩塌變形破壞模式分析

鏈子巖崩塌區巖層總體產狀195°∠55°,與坡面組合結構為斜交逆向坡,崩塌源WY1-WY8危巖所處高邊坡地形高陡,坡度65°～90°,危巖大多分布于厚層狀炭質瘤狀灰巖中,易形成較大的崩塌巖石塊體。8處危巖體穩定性均受兩組順坡向(J1及J2)的結構面控制,兩組結構面相互切割,使危巖體呈破碎塊狀,在長期的重力卸荷作用下,使得巖體傾向坡外的平直結構面逐步貫通,一旦貫通,即將發生一定規模的滑塌式[3]崩塌(圖4)。如圖4所示,由于該崩塌在重力卸荷及順向J1、側向J2結構面的控制作用下,產生從下往上逐步擴展變形的連鎖式滑移崩塌。

圖4 崩塌的演化過程示意圖Fig.4 Schematic diagram of the evolution process of collapse

3.3 崩塌穩定性分析

根據危巖的變形破壞模式,擬對目前崩塌區較危險的WY6、WY7及WY8危巖塊體進行穩定性分析,分析方法采用赤平投影與三維優勢結構面滑動法及平面滑動極限平衡法進行穩定性分析評價。

(1) 赤平投影優勢結構面滑動法(三維楔形體穩定性計算法)。赤平極射投影在工程地質和巖土工程中用途很廣,可用它分析各種結構面的相互關系,判定巖體的穩定性等,赤平投影優勢結構面滑動法在其基礎上,嵌入結構面性質及力學計算方法而形成一種新的穩定性計算評價方法,是一種定性與定量相結合的類三維計算方法(圖5),其原理如下:

圖5 三維楔形體穩定性計算原理圖Fig.5 Calculation principle of three-dimensional wedge stability

穩定性系數的計算公式:

式中X、Y、A、B的值分別為:

式中:Fs為穩定系數;Ca為切面A上單位粘結力(kPa);Cb為切面B上單位粘結力(kPa);φa為切面A的內摩擦角(°);φb為切面B的內摩擦角(°);γ為巖體容重(kN/m3);γw為水容重(kN/m3);H為楔體的總高度(m);X,Y,A,B為楔體的幾何系數;ψa為平面A的傾角(°);ψb為平面B的傾角(°);ψ5為交線5的傾角(°);θ13為交點①與③的角距;θ35為交點③與⑤的角距;θ24為交點②與④的角距;θ45為交點④與⑤的角距;θ1,nb為交點①與平面B極點的角距;θ2,na為交點②與平面A極點的角距;θna,nb為平面A與平面B極點的角距;Na,Nb為平面A、B極點代號。

因此,根據此法分析該危巖崩塌穩定性主要受控于順向J1及側向J2兩組結構面,根據兩組結構面與崩塌區坡頂面及巖層面、邊坡面的切割關系進行組合計算,計算參數見表2,結果見表3。

(2) 平面滑動極限平衡法。本次穩定性計算選取的危巖均為后緣無陡傾裂隙的滑移式危巖[4]。本法僅考慮了順向J1結構面的控制作用,其計算方法與原理如下(圖6):

圖6 后緣無陡傾裂隙的滑移式危巖穩定性計算原理圖Fig.6 Schematic diagram for stability calculation of slippery dangerous rock with no sharp dip in trailing edge

穩定性系數的計算公式:

式中:V為充當滑面的裂隙貫通段水壓力(kN/m);hw為后緣陡傾裂隙充水高度(m),對現狀工況根據調查資料確定,對暴雨工況根據匯水面積、裂隙蓄水能力和降雨情況確定,當匯水面積和裂隙蓄水能力較大時不應小于裂隙高度的1/3;γw為主控結構面內水體容重(kN/m3),一般取10;L為滑面長度(m),依據危巖尺寸計取;c為滑面粘聚力(kPa),當充當滑面的裂隙未貫通時取貫通段和未貫通段粘聚力按長度加權的加權平均值,未貫通段粘聚力取巖體粘聚力;滑面受基座巖體強度控制時取巖體粘聚力;φ為滑面內摩擦角(°),當充當滑面的裂隙未貫通時取滑面平均內摩擦系數的正切,滑面平均內摩擦系數取貫通段和未貫通段內摩擦系數按長度加權的加權平均值,未貫通段內摩擦系數取巖體內摩擦系數;滑面受基座巖體強度控制時,取巖體內摩擦角,取值見表2;θ為滑面傾角(°),取65°;Qv,Qh為水平地震荷載,垂直地震荷載,本次忽略不計;G為危巖的重量(含地面荷載)(kN/m),取260 kN/m。

本次危巖穩定性計算幾何參數依據表1進行計取,結構面參數依據三峽庫區經驗及鄰近工程試驗、反算綜合取值[5],其結構面物理力學參數見表2,兩種方法計算結果及狀態劃分見表3、表4。

表2 結構面參數取值表Table 2 Parameter table of structural plane

表3 穩定性系數計算結果表Table 3 Calculation results of stability coefficient

表4 危巖穩定狀態劃分Table 4 Classification of dangerous rock stability

通過穩定性計算結果可知,天然工況下3處危巖體處于欠穩定—穩定狀態,穩定性系數安全儲備較低,暴雨工況下處于不穩定—欠穩定狀態,產生滑移式崩塌的可能性較大。同時,對計算結果對比可知,采用方法(1)穩定性系數計算結果普遍高于方法(2),且出現在暴雨工況下,穩定性系數較天然工況折減80%～90%,主要是與結構面抗剪強度的變化及危巖體塊度規模的大小有關。

4 防治對策

根據鏈子巖崩塌區地質環境條件、穩定性及危險性,將鏈子巖崩塌防治工程分為兩個階段進行。

(1) 第一階段先對危險性大、穩定性差的崩塌源(危巖體)進行清除,即對WY6、WY7及WY8懸空部分危巖體采用動態爆破進行清除,以確保治理區不產生較大規模崩塌的安全隱患;

(2) 第二階段治理工程即在第一階段治理工程的基礎上,再對各處危巖采取掛主動防護網+隨機錨桿+支撐墩(柱)+裂縫噴漿封填+被動防護網+宏觀監測等有針對性的治理工程措施,以達到基本消除危巖崩塌災害隱患及保障地區社會與經濟發展的目的[6]。

通過第一階段治理工程的竣工,消除了產生較大規模崩塌的安全隱患,恢復了交通運行。同時,對第二階段防治工程設計與工程實踐降低了難度與工程投資。第二階段治理工程于2016年8月完成,通過兩年多的時間檢驗,崩塌區未有新的崩塌及掉塊變形產生,消除了區內崩塌安全隱患,達到了預期的防治目的。

5 結論與體會

(1) 鏈子巖崩塌是在多種因素共同作用下形成的,區內8處危巖體的形成因素具有共性,均具有類似的高陡臨空條件、上硬下軟的巖層結構、有利的地質構造條件及兩組互切的優勢結構面。而誘發因素中降雨及人類工程活動影響占據主導地位,其中人類工程活動干擾和改變了地質環境原有的特征和規律,加快了演化速率,改變了演化方式和地質結構體的應力分布。因此人類在從事工程活動的過程中必須主動協調與自然的關系,合理開發、利用和保護地質環境[7]。

(2) 通過對鏈子巖崩塌區3處(WY6、WY7及WY8)典型危巖體的成因機制分析,鏈子巖崩塌區易產生滑塌式的崩塌,穩定性系數安全儲備低,具備再次產生大規模崩塌的可能,因此需從輕重緩急的時效角度對崩塌采取有針對性的工程防治措施,以確保安全。

(3) 通過兩種危巖體穩定性計算方法的比較,采用二維計算方法得到的穩定性系數較三維計算方法得到的計算結果要低10%～20%。因此,采用二維計算方法相對于三維計算方法力學計算得到的設計值要大,從而導致工程投資略大,但前者設計的工程安全性能要高于后者。因此,可根據計算參數對工程設計及工程投資進行相應優化。

(4) 鏈子巖崩塌災情突發且危害性與危險性大,在較短的時間內查明崩塌成因機制,并做出正確的判斷及制訂可靠的應急防治方案存在著一定的難度與風險,因此需要不斷地改進傳統的定性及定量分析方法,順應新時期的需求。

(5) 通過鏈子巖崩塌形成機制分析與防治對策研究,可為雙神公路沿線崩塌地質災害的防治提供可靠的經驗參數,為后期工程實踐起到一定的指導作用。探索總結鏈子巖崩塌應急治理工作經驗,對于地勢陡峻的山區崩塌地質災害防治具有重要的借鑒與參考意義。