三峽庫區(qū)高陡岸坡潰屈失穩(wěn)機(jī)理及防治研究

殷躍平，王魯琦，趙 鵬，張枝華，黃波林，王雪冰

（1.中國地質(zhì)環(huán)境監(jiān)測院，北京 100081；2.重慶大學(xué) 土木工程學(xué)院，重慶 400045；3.重慶市二零八地質(zhì)環(huán)境研究院有限公司，重慶 400700；4.三峽大學(xué) 防災(zāi)減災(zāi)湖北重點實驗室，湖北 宜昌 443002）

1 研究背景

三峽庫區(qū)峽谷段主要受隆起碳酸鹽巖褶皺帶的控制，構(gòu)成了以背斜和向斜地層、優(yōu)勢斷裂和節(jié)理以及溶蝕河流切割等地貌組合構(gòu)成的多種易滑地質(zhì)結(jié)構(gòu)，成為滑坡和崩塌地質(zhì)災(zāi)害的易發(fā)區(qū)［1-4］。2008年三峽工程開始175 m 正常高程設(shè)計水位蓄水運行之后，因汛期防洪的需要，每年水位將在175 m至145 m 之間漲落，形成高約30 m 的水庫消落區(qū)。隨著庫水位長期的往復(fù)升降，水庫消落區(qū)岸坡巖體出現(xiàn)明顯的損傷劣化。岸坡結(jié)構(gòu)的持續(xù)劣化和強度降低，加劇了庫岸斜坡的失穩(wěn)破壞，高陡岸坡一旦塌落，形成的涌浪將對長江航道和城鎮(zhèn)構(gòu)成嚴(yán)重威脅［5-6］（圖1）。

圖1 三峽庫區(qū)巫峽段箭穿洞危巖劣化圖像對比

三峽庫區(qū)巫峽段受背斜和向斜構(gòu)造控制，高差約600 ～1200 m，坡角為35° ～85°，河谷深切陡峻，成為高陡岸坡危巖集中分布地段（圖2）。巫峽經(jīng)歷了間歇性構(gòu)造隆升、河流切割，形成了多級陡崖，易發(fā)生大型滑坡和崩塌災(zāi)害［7-8］。

圖2 三峽庫區(qū)巫峽段地質(zhì)構(gòu)造示意圖

自2008年以來，在三峽庫區(qū)秭歸—奉節(jié)沿岸發(fā)現(xiàn)了不同程度的岸坡劣化現(xiàn)象，并以西陵峽、巫峽和瞿塘峽高陡峽谷區(qū)段劣化現(xiàn)象尤為強烈。特別是，在巫峽段因庫岸巖體劣化所誘發(fā)的高風(fēng)險區(qū)域不斷擴(kuò)大，包括了龔家方劣化帶、剪刀峰劣化帶、青石劣化帶、箭穿洞危巖帶、黃巖窩危巖帶以及板壁巖危巖帶（圖3）。

圖3 三峽庫區(qū)巫峽段岸坡劣化帶分布圖

不少學(xué)者對庫水位周期性消落下庫區(qū)岸坡的穩(wěn)定性進(jìn)行了分析［9-11］，但是，長期損傷劣化過程所導(dǎo)致的岸坡失穩(wěn)破壞機(jī)理研究仍然亟待加強［12-15］。本文將以三峽庫區(qū)巫峽段為例，研究庫水位波動作用下高陡岸坡潰屈失穩(wěn)機(jī)理，并結(jié)合典型實例，對相應(yīng)的工程防治措施進(jìn)行探討。

2 高陡岸坡易滑地質(zhì)結(jié)構(gòu)

綜合分析地質(zhì)構(gòu)造、地層組合和成災(zāi)地貌三方面構(gòu)成的易滑地質(zhì)結(jié)構(gòu)，三峽庫區(qū)峽谷區(qū)高陡岸坡典型破壞模式可分為逆層坡、平層坡、順層坡及斜層坡四種類型（圖4）。比較而言，三峽水庫未蓄水前，水平層狀岸坡穩(wěn)定性相對較好，但是在庫水位長期循環(huán)升降下，位于消落區(qū)的高陡岸坡巖體首先出現(xiàn)劣化并導(dǎo)致強度逐漸下降，特別是消落區(qū)巖體為中厚層狀裂隙巖體或間夾軟弱層時形成了上硬下弱的二元易滑地質(zhì)結(jié)構(gòu)，導(dǎo)致岸坡易發(fā)生滑移或傾倒破壞。對西南揚子地臺區(qū)這類碳酸鹽巖地層的研究表明，在高陡岸坡中常發(fā)育數(shù)組優(yōu)勢陡傾節(jié)理，構(gòu)成了塔柱狀易滑地質(zhì)結(jié)構(gòu)，在過高的自重荷載疊加下，底部巖體損傷劣化帶向上擴(kuò)展，形成底座潰屈失穩(wěn)的成災(zāi)模式［16-17］。調(diào)查表明，三峽庫區(qū)高陡峽谷區(qū)多處平層岸坡已呈現(xiàn)明顯的基座劣化特征，因此該成災(zāi)模式將作為本文的研究重點。

圖4 巖質(zhì)庫岸典型易滑地質(zhì)結(jié)構(gòu)

在三峽工程蓄水運行環(huán)境下，高陡庫岸危巖失穩(wěn)破壞所引發(fā)的涌浪復(fù)合型災(zāi)害，將嚴(yán)重威脅長江航運和庫區(qū)群眾的生命財產(chǎn)安全［18-19］。例如，2008年11月巫峽段龔家方滑坡［20-21］和2015年6月支流大寧河出口與巫峽交匯處的紅巖子滑坡［22］發(fā)生之后激發(fā)的涌浪高達(dá)6 ～13 m，對災(zāi)害發(fā)生處的上下游5 km 范圍內(nèi)的航道和庫岸造成了危害。據(jù)初步研究，若在庫區(qū)峽谷段，高陡岸坡失穩(wěn)入江引發(fā)的涌浪災(zāi)害更為嚴(yán)重，例如，箭穿洞危巖一旦失穩(wěn)入江，產(chǎn)生的涌浪最高可達(dá)47.1 m［23］。本文對箭穿洞高陡危巖裂縫位移和基座壓應(yīng)力進(jìn)行了長期監(jiān)測，以揭示水位消落下危巖的變形演化趨勢，其中，基座壓應(yīng)力的監(jiān)測設(shè)備布設(shè)于基座劣化帶區(qū)域（圖1）。通過野外調(diào)查和室內(nèi)試驗可知［24］，由于高陡岸坡的基座區(qū)域位于水庫消落區(qū)，所涉及的動態(tài)力學(xué)環(huán)境包括了上覆巖體的持續(xù)自重荷載以及庫水位周期升降帶來的水動力作用，構(gòu)成了多因素協(xié)同作用的演化過程，反映為漸進(jìn)式累積變形以及非線性的加速演化（圖5）。需要指出的是，由于監(jiān)測環(huán)境較差，室外條件下監(jiān)測設(shè)備存在短時間內(nèi)的數(shù)據(jù)傳輸問題，導(dǎo)致圖5（a）所示裂縫位移曲線部分缺失，但仍顯示了危巖的整體演化趨勢。

圖5 箭穿洞危巖裂縫位移和基座壓應(yīng)力監(jiān)測曲線

根據(jù)對三峽庫區(qū)峽谷段水平地層的現(xiàn)場調(diào)查和監(jiān)測數(shù)據(jù)分析，可以建立高陡岸坡底部潰屈失穩(wěn)概化模型（圖6），從結(jié)構(gòu)上看，具有上硬下弱的二元易滑結(jié)構(gòu)特征，從時間上看，蓄水運行初期形成的巖體初始損傷區(qū)在庫水位波動作用下漸進(jìn)式變形，呈現(xiàn)非線性加速失穩(wěn)的演化特征。因此，在開展動態(tài)力學(xué)環(huán)境下高陡岸坡潰屈演化機(jī)理分析時，需重點考慮劣化帶基座區(qū)域的差異性風(fēng)化，并引入庫水位的周期性消落作為判定巖質(zhì)庫岸動態(tài)穩(wěn)定性的關(guān)鍵參數(shù)，以指導(dǎo)防治工程的優(yōu)化實施。

圖6 三峽庫區(qū)高陡岸坡潰屈失穩(wěn)概化模型

3 高陡岸坡?lián)p傷劣化過程與穩(wěn)定性評價

取危巖位于劣化帶區(qū)域的巖石試樣，通過室內(nèi)干濕循環(huán)試驗，得到不同干濕循環(huán)次數(shù)下巖體的全應(yīng)力應(yīng)變曲線（圖7）。

圖7 三峽庫區(qū)高陡岸坡底部劣化帶巖體全應(yīng)力-應(yīng)變示意圖

典型的水位升降過程中（圖8），假定劣化帶區(qū)域軟弱基座所在高程為H1～H2，庫區(qū)實時水位為h(t)，根據(jù)干濕循環(huán)試驗及概率統(tǒng)計損傷本構(gòu)模型，可得到第n個水文周期下的劣化帶巖體的損傷本構(gòu)模型。將軟弱基座的力學(xué)狀態(tài)分為干燥狀態(tài)、飽和狀態(tài)及過渡狀態(tài)，且根據(jù)庫水位的升降趨勢，可以將過渡狀態(tài)進(jìn)一步細(xì)分為水位上升及水位下降兩類。各階段的損傷本構(gòu)模型如下：

（1）干燥狀態(tài)下（h(t)≤H1），損傷本構(gòu)模型為：

（2）飽和狀態(tài)下（h(t)≥H2），損傷本構(gòu)模型為：

（3）在過渡狀態(tài)下，當(dāng)水位上升時（H2＞h(t)＞H1），損傷本構(gòu)模型為：

水位下降時（H2＞h(t)＞H1），損傷本構(gòu)模型為：

式中：σ1(n)為應(yīng)力；D(n)為損傷變量；E(n)為彈性模量；ε1(n)為應(yīng)變；ε1c(n)為峰值應(yīng)變；σ1c(n)為峰值應(yīng)力；F0(n)和mn為損傷本構(gòu)參數(shù)，作為右上角角標(biāo)的d、s、u、f分別為干燥狀態(tài)、飽和狀態(tài)、水位上升及水位下降的標(biāo)識，上式所涉及參數(shù)均可由室內(nèi)干濕循環(huán)作用下全應(yīng)力-應(yīng)變曲線得到。

這樣，可將水位波動作用下巖體的損傷累積進(jìn)行量化如下：

式中：σE(n-1) 和σE(n)分別為第n-1 次和第n次水位周期漲落后危巖體基座的有效應(yīng)力，其中n≥1，且σE(0)為危巖體自重；ε1s(n-1) 為第n-1 次水位周期漲落后危巖體基座的有效應(yīng)力所對應(yīng)的有效應(yīng)變（此時為飽和狀態(tài)）；為第n-1 次水位周期漲落后危巖體基座的彈性模量（此時為飽和狀態(tài)）；DE(n-1) 為第n-1 次水位周期漲落后危巖體基座的有效損傷變量；ε1d(n)為第n次水位周期漲落后危巖體基座的有效應(yīng)力所對應(yīng)的有效應(yīng)變（此時為干燥狀態(tài)）；E nd為第n次水位周期漲落后危巖體基座的彈性模量（此時為干燥狀態(tài)）。

根據(jù)第2 節(jié)的分析，三峽庫區(qū)高陡岸坡水平巖層具有上硬下弱的二元易滑地質(zhì)結(jié)構(gòu)特征，同時，在三峽水庫水位周期性漲落下，底部軟層巖體逐漸損傷劣化，并導(dǎo)致加速失穩(wěn)，因此，通過上述損傷本構(gòu)模型，可以建立高陡岸坡底部劣化潰曲失穩(wěn)定量評價方法［16，24］，即：

式中：Fs為高陡岸坡危巖體潰屈失穩(wěn)穩(wěn)定系數(shù)；σc(n)為第n次水位周期漲落后劣化帶的峰值應(yīng)力；σE(n)為第n次水位周期漲落后劣化帶的有效應(yīng)力，參見式（6）。

4 實例分析-箭穿洞高陡岸坡的穩(wěn)定性與防治

箭穿洞危巖位于巫峽段長江左岸的神女峰西，分布高程為155～305 m，體積約35.75 萬m3（圖1）。在構(gòu)造上為神女峰背斜軸部～南東翼的轉(zhuǎn)折段，軸部巖層產(chǎn)狀為255°～265°∠5°～7°，南東翼巖層傾向為150°～160°，傾角10°～24°。危巖體上部由三疊系下統(tǒng)大冶組第四段（T1d4）中～厚層狀的泥質(zhì)灰?guī)r、灰?guī)r構(gòu)成，層厚約115 m，危巖體基座為三疊系下統(tǒng)大冶組第三段（T1d3）灰白色的泥質(zhì)條帶狀灰?guī)r，泥質(zhì)條帶厚度為1～15 mm，呈薄層～中厚層狀，巖體較破碎，層厚約10 m。

根據(jù)箭穿洞危巖的長期監(jiān)測數(shù)據(jù)可知（圖5），其基座壓應(yīng)力及邊界裂縫隨著庫水位升降而持續(xù)增加，且位于劣化帶區(qū)域的基座巖體是推進(jìn)箭穿洞危巖失穩(wěn)破壞的關(guān)鍵。結(jié)合箭穿洞危巖典型剖面，可以概化箭穿洞危巖基座巖體力學(xué)模型（圖9）。本文開展干濕循環(huán)試驗所取試樣為箭穿洞危巖基座區(qū)域的泥質(zhì)條帶灰?guī)r。

圖9 箭穿洞危巖典型剖面及基座損傷劣化概化模型

本文所采用的干濕循環(huán)試驗方法如下：首先將試樣（標(biāo)準(zhǔn)試樣100 mm×50 mm）垂直放置在容器中，將水添加至試樣1/4 高度，之后每隔2 h，將水位高度增加試樣1/4 高度，直至樣品被完全淹沒，浸沒48 h 后，取出試樣放入烘箱烘干48 h，保證干燥后試樣含水率小于0.1%。對試樣進(jìn)行5、15、20 和30 次干濕循環(huán)后，采用單軸壓縮及三軸壓縮試驗得到基座巖體試樣的力學(xué)參數(shù)，如表1所示。

表1 干濕循環(huán)作用下基座巖體力學(xué)參數(shù)

4.1 箭穿洞危巖靜力學(xué)穩(wěn)定性判定按照常規(guī)靜力學(xué)判定方法，箭穿洞危巖具有傾倒或滑移破壞的趨勢。因此，本文依據(jù)相關(guān)規(guī)范對箭穿洞危巖進(jìn)行了傾倒和滑移穩(wěn)定性評價（圖10），并按照規(guī)范折減巖體的力學(xué)參數(shù)（表2和表3）。所采用的基本公式為：

表3 滑移失穩(wěn)計算參數(shù)

圖10 常規(guī)的危巖傾倒和滑移穩(wěn)定性計算模式圖

（a）傾倒式

（b）滑移式

式中：Fs-t、Fs-s分別為危巖傾倒式與滑移式穩(wěn)定性系數(shù)；c為滑面黏聚力標(biāo)準(zhǔn)值，kPa；φ為滑面內(nèi)摩擦角標(biāo)準(zhǔn)值，°；l為滑動面長度，m；W為危巖體自重，kN/m；α為滑面傾角，°；hw為裂隙充水高度，m；V為后緣裂隙水壓力，kN/m；U為滑面水壓力，kN/m；a為危巖體重心到傾覆點的水平距離，m；b為后緣裂隙下端到傾覆點之間的水平距離，m；flk為危巖體抗拉強度標(biāo)準(zhǔn)值，kPa；β為后緣裂隙傾角，°。

通過靜力學(xué)分析可知：（1）箭穿洞危巖的抗滑移和抗傾倒穩(wěn)定性良好，其中，抗傾穩(wěn)定系數(shù)大于6.0，抗滑穩(wěn)定系數(shù)大于2.0。（2）隨著干濕循環(huán)次數(shù)的增加，滑移式與傾倒式計算模型下得到的穩(wěn)定系數(shù)變化較?。▓D11），30 次干濕循環(huán)之后，傾倒式破壞的穩(wěn)定性系數(shù)到了5.89，與初始穩(wěn)定性相比下降了1%，而滑移式破壞的穩(wěn)定性系數(shù)為2.13，與初始穩(wěn)定性相比下降了17.4%。長期監(jiān)測及現(xiàn)場調(diào)查表明，箭穿洞危巖基座巖體的宏觀劣化現(xiàn)象非常明顯，在每年水位消落期間，均可觀察到新的局部坍塌、壓裂等高壓偏壓特征。自2012年11月至2018年10月，裂縫變形最大可達(dá)75 mm，呈緩慢加速趨勢（圖5（a）），同時，根據(jù)監(jiān)測顯示，每一個水位年消落周期，基座壓應(yīng)力將增加1 MPa 以上（圖5（b））。因此，必須建立能表征水庫蓄水導(dǎo)致基座巖體損傷劣化至失穩(wěn)破壞的評價方法。

圖11 利用常規(guī)穩(wěn)定性方法計算的庫岸干濕循環(huán)與安全系數(shù)下降趨勢

4.2 箭穿洞危巖損傷演化判定根據(jù)箭穿洞危巖體的力學(xué)環(huán)境可知，其基座區(qū)域的巖體長期處于上覆巖體的自重作用下，并且基座巖體的強度隨干濕循環(huán)次數(shù)的增加不斷降低，另外，基座巖體在干燥狀態(tài)及飽和狀態(tài)下的力學(xué)性質(zhì)相差較大，其力學(xué)強度呈現(xiàn)波動狀態(tài)。但是根據(jù)損傷力學(xué)的假定，基座巖體的桿件斷裂是持續(xù)增加且不可逆的，因而，針對涉水危巖體的穩(wěn)定分析，通過引入損傷力學(xué)進(jìn)行損傷的疊加計算，能夠有效的反應(yīng)基座巖體在持續(xù)自重作用下干濕循環(huán)過程中巖體力學(xué)強度的降低，進(jìn)而持續(xù)追蹤其力學(xué)狀態(tài)，得到其穩(wěn)定參數(shù)。

在概化模型的基礎(chǔ)上，不考慮室內(nèi)試驗巖體試樣強度與實際工況巖體強度的差異性，將實際工況的力學(xué)環(huán)境引入到室內(nèi)試驗結(jié)果，其分析步驟如下：

取上部巖體自重作為初始控制軸壓：

式中：γ為上覆巖體重度；H為上覆巖體的平均高度，其中，上覆巖體重度由室內(nèi)試驗獲取，并通過現(xiàn)場調(diào)查確定危巖上覆巖體的平均高度。初始計算值與監(jiān)測曲線的峰值接近，也間接證明了該力學(xué)模型的有效性。在進(jìn)行方法推導(dǎo)時，存在以下設(shè)定：基座巖體的軸壓保持不變，即一直保持為3.24 MPa，但是隨著損傷的累積，基座巖體的有效承壓面積降低，因而所承擔(dān)的有效軸壓增加，該設(shè)定與壓力監(jiān)測曲線及裂縫變形的趨勢是一致的，損傷的遞進(jìn)增加以及有效軸壓的增加是不可逆的，因而，當(dāng)損傷變量及有效軸壓提升到一個較高的值之后，不會因為力學(xué)環(huán)境的變動（此處為干濕循環(huán)）而產(chǎn)生回落。

基于上述設(shè)定，進(jìn)行理論值的推導(dǎo)如下（圖12）：

圖12 不同干濕循環(huán)次數(shù)下劣化帶巖石損傷累積分析

（1）將初始控制軸壓代入0 次干濕循環(huán)可知，對于干燥工況下的巖石，3.24 MPa 所對應(yīng)的損傷變量為0.000 39，可以理解為此時巖體內(nèi)部產(chǎn)生了量化為0.000 39 的損傷；對于飽和工況下的巖石，3.24 MPa 對應(yīng)的損傷變量為0.000 636，與干燥工況相比，其損傷變量增加了38.68%。在進(jìn)入下一次干濕循環(huán)時，將采用飽和工況下的0.000 636 進(jìn)行分析。

（2）將0 次干濕循環(huán)下累積的損傷變量0.000 636 代入1 次干濕循環(huán)的損傷本構(gòu)模型可知，此時干燥工況下所對應(yīng)的有效軸壓提升到了3.815 MPa，在該軸壓下飽和工況所對應(yīng)的損傷變量增加為0.001 144，在進(jìn)行下一次干濕循環(huán)時，將采用飽和工況下的0.001 144 進(jìn)行分析。由于篇幅有限，2至7 次干濕循環(huán)的相關(guān)推導(dǎo)方法是一致的，此處不再展開，所推導(dǎo)參數(shù)如表3。

（3）當(dāng)進(jìn)行到8 次干濕循環(huán)時，上一次累積的損傷變量已經(jīng)達(dá)到了0.070 953，此時由干燥工況下巖體的損傷本構(gòu)模型所確定的有效軸壓也已經(jīng)達(dá)到了11.721 MPa，在該軸壓下飽和工況所對應(yīng)的損傷為0.195 443。在進(jìn)入下一次干濕循環(huán)時，將采用飽和工況下的0.195 443 進(jìn)行分析。

（4）當(dāng)進(jìn)行到9 次干濕循環(huán)時，將損傷變量0.195 443 代入干燥工況下巖體的損傷本構(gòu)模型分析可知，此時的有效軸壓達(dá)到了15.615 MPa，當(dāng)由干燥工況轉(zhuǎn)到飽和工況時，有效軸壓超過了9 次干濕循環(huán)下巖體的飽和抗壓強度，危巖體將發(fā)生失穩(wěn)破壞。

表4 箭穿洞危巖體損傷演化參數(shù)

對圖12 進(jìn)行分析可知，隨著干濕循環(huán)次數(shù)的增加，危巖體的穩(wěn)定性逐漸降低，在第9 次干濕循環(huán)由干燥狀態(tài)轉(zhuǎn)至飽和狀態(tài)的過程中到達(dá)危巖體的臨界值，將發(fā)生整體的失穩(wěn)破壞。由于巖體干燥狀態(tài)與飽和狀態(tài)下的強度差異，在干濕循環(huán)作用的前期，所引發(fā)的巖體穩(wěn)定性波動極大，隨著干濕循環(huán)次數(shù)的增加，這種波動逐漸減小。

與常規(guī)靜力學(xué)分析對比可知，在傾倒式破壞或者滑移式破壞的靜力學(xué)評價標(biāo)準(zhǔn)下，30 次干濕循環(huán)之后，危巖體仍然保持穩(wěn)定。若引入損傷變量進(jìn)行定量評價之后，危巖體將在9 次干濕循環(huán)前后發(fā)生失穩(wěn)破壞。該定量評價方法所得到的理論值與實際監(jiān)測曲線的契合度很高，并且將危巖體的穩(wěn)定性從持續(xù)穩(wěn)定推進(jìn)到了9 次干濕循環(huán)的臨界狀態(tài)（圖13）。此外，引入損傷變量的定量評價方法，不僅可以將庫區(qū)水位周期性漲落下的時間關(guān)聯(lián)定量化，還實現(xiàn)了巖體損傷與宏觀強度的跨尺度分析，而這兩個方面是危巖體靜力學(xué)評價及潰屈破壞評價未曾涉及到的［24-25］。

圖13 三峽水庫水位升降下箭穿洞危巖基座壓應(yīng)力和穩(wěn)定性變化趨勢

這種基于損傷劣化至潰屈失穩(wěn)的穩(wěn)定性評價方法，很好地表征了高陡岸坡的宏觀塌落、變形和應(yīng)力非線性增加等狀態(tài)，為三峽庫區(qū)峽谷區(qū)高陡危巖體風(fēng)險管控決策和防治工程實施提供了支撐。

4.3 防護(hù)工程及效果分析根據(jù)箭穿洞危巖體上硬下弱的二元易滑結(jié)構(gòu)特征和底部潰屈失穩(wěn)機(jī)理，針對性地制定了危巖體治理方案［26-27］，主體工程是對基座劣化巖體進(jìn)行補強加固和防護(hù)，為了控制施工期間對危巖體可能的擾動，在危巖體中上部設(shè)置了錨索加固輔助工程（圖14）。具體措施簡要如下：

圖14 箭穿洞危巖防護(hù)工程

（1）主體工程—基座劣化巖體補強加固?；巾喜捎肅30 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，錨固段長度為6.00 m，基座涉水巖體的表面采用板肋式錨桿擋墻。

（2）輔助工程—危巖體上部預(yù)應(yīng)力錨固工程。在危巖體中上部布置6 排2000 kN 級錨索，水平夾角為15°，水平及豎向間距均為6.00 m，錨索為16φs15.2 mm，錨固段總長度為17.00 m（按3.00 m、3.00 m、2.50 m、3.00 m、3.00 m、2.50 m 分6 段設(shè)置）。

軟弱基座補強加固后的抗壓強度約為30 MPa。根據(jù)預(yù)測公式，2019年劣化帶巖體的有效應(yīng)力為11.721 MPa，將有效應(yīng)力代入方程（7）后，得到此時的穩(wěn)定系數(shù)為2.56。防護(hù)過程中，水泥灌漿可以填充劣化帶巖體的裂縫，增加基座巖體的整體性。因此，其有效應(yīng)力應(yīng)小于11.721 MPa，防護(hù)后危巖的抗?jié)⑶Х€(wěn)穩(wěn)定系數(shù)將大于2.56，可以保持巖體長期穩(wěn)定狀態(tài)?？⒐ず?，對箭穿洞危巖的治理效果進(jìn)行了長期監(jiān)測（圖15），監(jiān)測曲線表明，危巖的基座壓力變幅穩(wěn)定，防治工程達(dá)到了預(yù)期目標(biāo)。

圖15 2019年箭穿洞危巖基座壓應(yīng)力監(jiān)測結(jié)果

5 結(jié)論

自2008年三峽工程175 m 正常高程設(shè)計水位試驗性蓄水以來，由于庫水位每年高差達(dá)30 m 的水位漲落，在西陵峽、巫峽和瞿塘峽高陡峽谷區(qū)段巖體劣化現(xiàn)象強烈，山體失穩(wěn)入江形成涌浪，風(fēng)險不斷增加，對長江航道和城鎮(zhèn)構(gòu)成嚴(yán)重威脅。本文以三峽庫區(qū)巫峽段為重點，對三峽工程蓄水運行期間巖體損傷劣化導(dǎo)致的高陡岸坡失穩(wěn)機(jī)理進(jìn)行研究，結(jié)論如下：

（1）三峽庫區(qū)峽谷地段中厚層狀裂隙巖體或間夾軟弱層的巖體具有上硬下弱的二元易滑地質(zhì)結(jié)構(gòu)，導(dǎo)致岸坡發(fā)生滑移或傾倒破壞。在庫水位長期循環(huán)升降下，位于消落區(qū)的相對脆弱的巖體出現(xiàn)損傷劣化并導(dǎo)致強度逐漸下降。從時間上看，蓄水運行初期，水位消落形成的巖體損傷劣化導(dǎo)致了累進(jìn)式變形，隨著長期的演化，將出現(xiàn)加速變形失穩(wěn)，并在幾組優(yōu)勢陡傾結(jié)構(gòu)面的組合下，呈現(xiàn)塔柱狀危巖基座潰屈失穩(wěn)新型成災(zāi)模式。

（2）通過室內(nèi)干濕循環(huán)試驗，研究了劣化帶巖體全應(yīng)力—應(yīng)變強度演化特征；根據(jù)三峽水庫調(diào)度過程，建立了在干燥、飽和及過渡狀態(tài)下基座巖體的損傷本構(gòu)模型；提出了采用水位周期漲落后劣化帶的峰值應(yīng)力與劣化帶的有效應(yīng)力之比作為高陡岸坡危巖體潰屈失穩(wěn)穩(wěn)定系數(shù)的定量評價方法，彌補了常規(guī)抗傾倒和抗滑移極限平衡穩(wěn)定性分析方法不能刻畫損傷至潰屈失穩(wěn)過程的缺陷。

（3）對巫峽段箭穿洞危巖體進(jìn)行了實例研究。本文所提出的基于損傷劣化至潰屈失穩(wěn)的穩(wěn)定性評價方法，很好地表征了高陡岸坡的宏觀塌落、變形和應(yīng)力顯著增加等狀態(tài)。由此，根據(jù)箭穿洞危巖體上硬下軟的二元易滑結(jié)構(gòu)特征和底部潰屈失穩(wěn)機(jī)理，針對性地制定了危巖體治理方案，主體工程是對基座劣化巖體進(jìn)行補強加固和防護(hù)，為了控制施工期間對危巖體可能的擾動，在危巖體中上部設(shè)置了錨索加固輔助工程，為三峽庫區(qū)峽谷區(qū)高陡危巖體風(fēng)險管控決策和防治工程實施提供了支撐。