三峡库区高陡岸坡溃屈失稳机理及防治研究

殷跃平，王鲁琦，赵 鹏，张枝华，黄波林，王雪冰

（1.中国地质环境监测院，北京 100081；2.重庆大学 土木工程学院，重庆 400045；3.重庆市二零八地质环境研究院有限公司，重庆 400700；4.三峡大学 防灾减灾湖北重点实验室，湖北 宜昌 443002）

1 研究背景

三峡库区峡谷段主要受隆起碳酸盐岩褶皱带的控制，构成了以背斜和向斜地层、优势断裂和节理以及溶蚀河流切割等地貌组合构成的多种易滑地质结构，成为滑坡和崩塌地质灾害的易发区［1-4］。2008年三峡工程开始175 m 正常高程设计水位蓄水运行之后，因汛期防洪的需要，每年水位将在175 m至145 m 之间涨落，形成高约30 m 的水库消落区。随着库水位长期的往复升降，水库消落区岸坡岩体出现明显的损伤劣化。岸坡结构的持续劣化和强度降低，加剧了库岸斜坡的失稳破坏，高陡岸坡一旦塌落，形成的涌浪将对长江航道和城镇构成严重威胁［5-6］（图1）。

图1 三峡库区巫峡段箭穿洞危岩劣化图像对比

三峡库区巫峡段受背斜和向斜构造控制，高差约600 ～1200 m，坡角为35° ～85°，河谷深切陡峻，成为高陡岸坡危岩集中分布地段（图2）。巫峡经历了间歇性构造隆升、河流切割，形成了多级陡崖，易发生大型滑坡和崩塌灾害［7-8］。

图2 三峡库区巫峡段地质构造示意图

自2008年以来，在三峡库区秭归—奉节沿岸发现了不同程度的岸坡劣化现象，并以西陵峡、巫峡和瞿塘峡高陡峡谷区段劣化现象尤为强烈。特别是，在巫峡段因库岸岩体劣化所诱发的高风险区域不断扩大，包括了龚家方劣化带、剪刀峰劣化带、青石劣化带、箭穿洞危岩带、黄岩窝危岩带以及板壁岩危岩带（图3）。

图3 三峡库区巫峡段岸坡劣化带分布图

不少学者对库水位周期性消落下库区岸坡的稳定性进行了分析［9-11］，但是，长期损伤劣化过程所导致的岸坡失稳破坏机理研究仍然亟待加强［12-15］。本文将以三峡库区巫峡段为例，研究库水位波动作用下高陡岸坡溃屈失稳机理，并结合典型实例，对相应的工程防治措施进行探讨。

2 高陡岸坡易滑地质结构

综合分析地质构造、地层组合和成灾地貌三方面构成的易滑地质结构，三峡库区峡谷区高陡岸坡典型破坏模式可分为逆层坡、平层坡、顺层坡及斜层坡四种类型（图4）。比较而言，三峡水库未蓄水前，水平层状岸坡稳定性相对较好，但是在库水位长期循环升降下，位于消落区的高陡岸坡岩体首先出现劣化并导致强度逐渐下降，特别是消落区岩体为中厚层状裂隙岩体或间夹软弱层时形成了上硬下弱的二元易滑地质结构，导致岸坡易发生滑移或倾倒破坏。对西南扬子地台区这类碳酸盐岩地层的研究表明，在高陡岸坡中常发育数组优势陡倾节理，构成了塔柱状易滑地质结构，在过高的自重荷载叠加下，底部岩体损伤劣化带向上扩展，形成底座溃屈失稳的成灾模式［16-17］。调查表明，三峡库区高陡峡谷区多处平层岸坡已呈现明显的基座劣化特征，因此该成灾模式将作为本文的研究重点。

图4 岩质库岸典型易滑地质结构

在三峡工程蓄水运行环境下，高陡库岸危岩失稳破坏所引发的涌浪复合型灾害，将严重威胁长江航运和库区群众的生命财产安全［18-19］。例如，2008年11月巫峡段龚家方滑坡［20-21］和2015年6月支流大宁河出口与巫峡交汇处的红岩子滑坡［22］发生之后激发的涌浪高达6 ～13 m，对灾害发生处的上下游5 km 范围内的航道和库岸造成了危害。据初步研究，若在库区峡谷段，高陡岸坡失稳入江引发的涌浪灾害更为严重，例如，箭穿洞危岩一旦失稳入江，产生的涌浪最高可达47.1 m［23］。本文对箭穿洞高陡危岩裂缝位移和基座压应力进行了长期监测，以揭示水位消落下危岩的变形演化趋势，其中，基座压应力的监测设备布设于基座劣化带区域（图1）。通过野外调查和室内试验可知［24］，由于高陡岸坡的基座区域位于水库消落区，所涉及的动态力学环境包括了上覆岩体的持续自重荷载以及库水位周期升降带来的水动力作用，构成了多因素协同作用的演化过程，反映为渐进式累积变形以及非线性的加速演化（图5）。需要指出的是，由于监测环境较差，室外条件下监测设备存在短时间内的数据传输问题，导致图5（a）所示裂缝位移曲线部分缺失，但仍显示了危岩的整体演化趋势。

图5 箭穿洞危岩裂缝位移和基座压应力监测曲线

根据对三峡库区峡谷段水平地层的现场调查和监测数据分析，可以建立高陡岸坡底部溃屈失稳概化模型（图6），从结构上看，具有上硬下弱的二元易滑结构特征，从时间上看，蓄水运行初期形成的岩体初始损伤区在库水位波动作用下渐进式变形，呈现非线性加速失稳的演化特征。因此，在开展动态力学环境下高陡岸坡溃屈演化机理分析时，需重点考虑劣化带基座区域的差异性风化，并引入库水位的周期性消落作为判定岩质库岸动态稳定性的关键参数，以指导防治工程的优化实施。

图6 三峡库区高陡岸坡溃屈失稳概化模型

3 高陡岸坡损伤劣化过程与稳定性评价

取危岩位于劣化带区域的岩石试样，通过室内干湿循环试验，得到不同干湿循环次数下岩体的全应力应变曲线（图7）。

图7 三峡库区高陡岸坡底部劣化带岩体全应力-应变示意图

典型的水位升降过程中（图8），假定劣化带区域软弱基座所在高程为H1～H2，库区实时水位为h(t)，根据干湿循环试验及概率统计损伤本构模型，可得到第n个水文周期下的劣化带岩体的损伤本构模型。将软弱基座的力学状态分为干燥状态、饱和状态及过渡状态，且根据库水位的升降趋势，可以将过渡状态进一步细分为水位上升及水位下降两类。各阶段的损伤本构模型如下：

（1）干燥状态下（h(t)≤H1），损伤本构模型为：

（2）饱和状态下（h(t)≥H2），损伤本构模型为：

（3）在过渡状态下，当水位上升时（H2＞h(t)＞H1），损伤本构模型为：

水位下降时（H2＞h(t)＞H1），损伤本构模型为：

式中：σ1(n)为应力；D(n)为损伤变量；E(n)为弹性模量；ε1(n)为应变；ε1c(n)为峰值应变；σ1c(n)为峰值应力；F0(n)和mn为损伤本构参数，作为右上角角标的d、s、u、f分别为干燥状态、饱和状态、水位上升及水位下降的标识，上式所涉及参数均可由室内干湿循环作用下全应力-应变曲线得到。

这样，可将水位波动作用下岩体的损伤累积进行量化如下：

式中：σE(n-1) 和σE(n)分别为第n-1 次和第n次水位周期涨落后危岩体基座的有效应力，其中n≥1，且σE(0)为危岩体自重；ε1s(n-1) 为第n-1 次水位周期涨落后危岩体基座的有效应力所对应的有效应变（此时为饱和状态）；为第n-1 次水位周期涨落后危岩体基座的弹性模量（此时为饱和状态）；DE(n-1) 为第n-1 次水位周期涨落后危岩体基座的有效损伤变量；ε1d(n)为第n次水位周期涨落后危岩体基座的有效应力所对应的有效应变（此时为干燥状态）；E nd为第n次水位周期涨落后危岩体基座的弹性模量（此时为干燥状态）。

根据第2 节的分析，三峡库区高陡岸坡水平岩层具有上硬下弱的二元易滑地质结构特征，同时，在三峡水库水位周期性涨落下，底部软层岩体逐渐损伤劣化，并导致加速失稳，因此，通过上述损伤本构模型，可以建立高陡岸坡底部劣化溃曲失稳定量评价方法［16，24］，即：

式中：Fs为高陡岸坡危岩体溃屈失稳稳定系数；σc(n)为第n次水位周期涨落后劣化带的峰值应力；σE(n)为第n次水位周期涨落后劣化带的有效应力，参见式（6）。

4 实例分析-箭穿洞高陡岸坡的稳定性与防治

箭穿洞危岩位于巫峡段长江左岸的神女峰西，分布高程为155～305 m，体积约35.75 万m3（图1）。在构造上为神女峰背斜轴部～南东翼的转折段，轴部岩层产状为255°～265°∠5°～7°，南东翼岩层倾向为150°～160°，倾角10°～24°。危岩体上部由三叠系下统大冶组第四段（T1d4）中～厚层状的泥质灰岩、灰岩构成，层厚约115 m，危岩体基座为三叠系下统大冶组第三段（T1d3）灰白色的泥质条带状灰岩，泥质条带厚度为1～15 mm，呈薄层～中厚层状，岩体较破碎，层厚约10 m。

根据箭穿洞危岩的长期监测数据可知（图5），其基座压应力及边界裂缝随着库水位升降而持续增加，且位于劣化带区域的基座岩体是推进箭穿洞危岩失稳破坏的关键。结合箭穿洞危岩典型剖面，可以概化箭穿洞危岩基座岩体力学模型（图9）。本文开展干湿循环试验所取试样为箭穿洞危岩基座区域的泥质条带灰岩。

图9 箭穿洞危岩典型剖面及基座损伤劣化概化模型

本文所采用的干湿循环试验方法如下：首先将试样（标准试样100 mm×50 mm）垂直放置在容器中，将水添加至试样1/4 高度，之后每隔2 h，将水位高度增加试样1/4 高度，直至样品被完全淹没，浸没48 h 后，取出试样放入烘箱烘干48 h，保证干燥后试样含水率小于0.1%。对试样进行5、15、20 和30 次干湿循环后，采用单轴压缩及三轴压缩试验得到基座岩体试样的力学参数，如表1所示。

表1 干湿循环作用下基座岩体力学参数

4.1 箭穿洞危岩静力学稳定性判定按照常规静力学判定方法，箭穿洞危岩具有倾倒或滑移破坏的趋势。因此，本文依据相关规范对箭穿洞危岩进行了倾倒和滑移稳定性评价（图10），并按照规范折减岩体的力学参数（表2和表3）。所采用的基本公式为：

表3 滑移失稳计算参数

图10 常规的危岩倾倒和滑移稳定性计算模式图

（a）倾倒式

（b）滑移式

式中：Fs-t、Fs-s分别为危岩倾倒式与滑移式稳定性系数；c为滑面黏聚力标准值，kPa；φ为滑面内摩擦角标准值，°；l为滑动面长度，m；W为危岩体自重，kN/m；α为滑面倾角，°；hw为裂隙充水高度，m；V为后缘裂隙水压力，kN/m；U为滑面水压力，kN/m；a为危岩体重心到倾覆点的水平距离，m；b为后缘裂隙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；β为后缘裂隙倾角，°。

通过静力学分析可知：（1）箭穿洞危岩的抗滑移和抗倾倒稳定性良好，其中，抗倾稳定系数大于6.0，抗滑稳定系数大于2.0。（2）随着干湿循环次数的增加，滑移式与倾倒式计算模型下得到的稳定系数变化较小（图11），30 次干湿循环之后，倾倒式破坏的稳定性系数到了5.89，与初始稳定性相比下降了1%，而滑移式破坏的稳定性系数为2.13，与初始稳定性相比下降了17.4%。长期监测及现场调查表明，箭穿洞危岩基座岩体的宏观劣化现象非常明显，在每年水位消落期间，均可观察到新的局部坍塌、压裂等高压偏压特征。自2012年11月至2018年10月，裂缝变形最大可达75 mm，呈缓慢加速趋势（图5（a）），同时，根据监测显示，每一个水位年消落周期，基座压应力将增加1 MPa 以上（图5（b））。因此，必须建立能表征水库蓄水导致基座岩体损伤劣化至失稳破坏的评价方法。

图11 利用常规稳定性方法计算的库岸干湿循环与安全系数下降趋势

4.2 箭穿洞危岩损伤演化判定根据箭穿洞危岩体的力学环境可知，其基座区域的岩体长期处于上覆岩体的自重作用下，并且基座岩体的强度随干湿循环次数的增加不断降低，另外，基座岩体在干燥状态及饱和状态下的力学性质相差较大，其力学强度呈现波动状态。但是根据损伤力学的假定，基座岩体的杆件断裂是持续增加且不可逆的，因而，针对涉水危岩体的稳定分析，通过引入损伤力学进行损伤的叠加计算，能够有效的反应基座岩体在持续自重作用下干湿循环过程中岩体力学强度的降低，进而持续追踪其力学状态，得到其稳定参数。

在概化模型的基础上，不考虑室内试验岩体试样强度与实际工况岩体强度的差异性，将实际工况的力学环境引入到室内试验结果，其分析步骤如下：

取上部岩体自重作为初始控制轴压：

式中：γ为上覆岩体重度；H为上覆岩体的平均高度，其中，上覆岩体重度由室内试验获取，并通过现场调查确定危岩上覆岩体的平均高度。初始计算值与监测曲线的峰值接近，也间接证明了该力学模型的有效性。在进行方法推导时，存在以下设定：基座岩体的轴压保持不变，即一直保持为3.24 MPa，但是随着损伤的累积，基座岩体的有效承压面积降低，因而所承担的有效轴压增加，该设定与压力监测曲线及裂缝变形的趋势是一致的，损伤的递进增加以及有效轴压的增加是不可逆的，因而，当损伤变量及有效轴压提升到一个较高的值之后，不会因为力学环境的变动（此处为干湿循环）而产生回落。

基于上述设定，进行理论值的推导如下（图12）：

图12 不同干湿循环次数下劣化带岩石损伤累积分析

（1）将初始控制轴压代入0 次干湿循环可知，对于干燥工况下的岩石，3.24 MPa 所对应的损伤变量为0.000 39，可以理解为此时岩体内部产生了量化为0.000 39 的损伤；对于饱和工况下的岩石，3.24 MPa 对应的损伤变量为0.000 636，与干燥工况相比，其损伤变量增加了38.68%。在进入下一次干湿循环时，将采用饱和工况下的0.000 636 进行分析。

（2）将0 次干湿循环下累积的损伤变量0.000 636 代入1 次干湿循环的损伤本构模型可知，此时干燥工况下所对应的有效轴压提升到了3.815 MPa，在该轴压下饱和工况所对应的损伤变量增加为0.001 144，在进行下一次干湿循环时，将采用饱和工况下的0.001 144 进行分析。由于篇幅有限，2至7 次干湿循环的相关推导方法是一致的，此处不再展开，所推导参数如表3。

（3）当进行到8 次干湿循环时，上一次累积的损伤变量已经达到了0.070 953，此时由干燥工况下岩体的损伤本构模型所确定的有效轴压也已经达到了11.721 MPa，在该轴压下饱和工况所对应的损伤为0.195 443。在进入下一次干湿循环时，将采用饱和工况下的0.195 443 进行分析。

（4）当进行到9 次干湿循环时，将损伤变量0.195 443 代入干燥工况下岩体的损伤本构模型分析可知，此时的有效轴压达到了15.615 MPa，当由干燥工况转到饱和工况时，有效轴压超过了9 次干湿循环下岩体的饱和抗压强度，危岩体将发生失稳破坏。

表4 箭穿洞危岩体损伤演化参数

对图12 进行分析可知，随着干湿循环次数的增加，危岩体的稳定性逐渐降低，在第9 次干湿循环由干燥状态转至饱和状态的过程中到达危岩体的临界值，将发生整体的失稳破坏。由于岩体干燥状态与饱和状态下的强度差异，在干湿循环作用的前期，所引发的岩体稳定性波动极大，随着干湿循环次数的增加，这种波动逐渐减小。

与常规静力学分析对比可知，在倾倒式破坏或者滑移式破坏的静力学评价标准下，30 次干湿循环之后，危岩体仍然保持稳定。若引入损伤变量进行定量评价之后，危岩体将在9 次干湿循环前后发生失稳破坏。该定量评价方法所得到的理论值与实际监测曲线的契合度很高，并且将危岩体的稳定性从持续稳定推进到了9 次干湿循环的临界状态（图13）。此外，引入损伤变量的定量评价方法，不仅可以将库区水位周期性涨落下的时间关联定量化，还实现了岩体损伤与宏观强度的跨尺度分析，而这两个方面是危岩体静力学评价及溃屈破坏评价未曾涉及到的［24-25］。

图13 三峡水库水位升降下箭穿洞危岩基座压应力和稳定性变化趋势

这种基于损伤劣化至溃屈失稳的稳定性评价方法，很好地表征了高陡岸坡的宏观塌落、变形和应力非线性增加等状态，为三峡库区峡谷区高陡危岩体风险管控决策和防治工程实施提供了支撑。

4.3 防护工程及效果分析根据箭穿洞危岩体上硬下弱的二元易滑结构特征和底部溃屈失稳机理，针对性地制定了危岩体治理方案［26-27］，主体工程是对基座劣化岩体进行补强加固和防护，为了控制施工期间对危岩体可能的扰动，在危岩体中上部设置了锚索加固辅助工程（图14）。具体措施简要如下：

图14 箭穿洞危岩防护工程

（1）主体工程—基座劣化岩体补强加固。基座平硐采用C30 钢筋混凝土键体充填支撑，基底设置3 排锚桩，锚桩间距为1.75 m、2.25 m，锚桩孔径为150 mm，锚固段长度为6.00 m，基座涉水岩体的表面采用板肋式锚杆挡墙。

（2）辅助工程—危岩体上部预应力锚固工程。在危岩体中上部布置6 排2000 kN 级锚索，水平夹角为15°，水平及竖向间距均为6.00 m，锚索为16φs15.2 mm，锚固段总长度为17.00 m（按3.00 m、3.00 m、2.50 m、3.00 m、3.00 m、2.50 m 分6 段设置）。

软弱基座补强加固后的抗压强度约为30 MPa。根据预测公式，2019年劣化带岩体的有效应力为11.721 MPa，将有效应力代入方程（7）后，得到此时的稳定系数为2.56。防护过程中，水泥灌浆可以填充劣化带岩体的裂缝，增加基座岩体的整体性。因此，其有效应力应小于11.721 MPa，防护后危岩的抗溃屈失稳稳定系数将大于2.56，可以保持岩体长期稳定状态。竣工后，对箭穿洞危岩的治理效果进行了长期监测（图15），监测曲线表明，危岩的基座压力变幅稳定，防治工程达到了预期目标。

图15 2019年箭穿洞危岩基座压应力监测结果

5 结论

自2008年三峡工程175 m 正常高程设计水位试验性蓄水以来，由于库水位每年高差达30 m 的水位涨落，在西陵峡、巫峡和瞿塘峡高陡峡谷区段岩体劣化现象强烈，山体失稳入江形成涌浪，风险不断增加，对长江航道和城镇构成严重威胁。本文以三峡库区巫峡段为重点，对三峡工程蓄水运行期间岩体损伤劣化导致的高陡岸坡失稳机理进行研究，结论如下：

（1）三峡库区峡谷地段中厚层状裂隙岩体或间夹软弱层的岩体具有上硬下弱的二元易滑地质结构，导致岸坡发生滑移或倾倒破坏。在库水位长期循环升降下，位于消落区的相对脆弱的岩体出现损伤劣化并导致强度逐渐下降。从时间上看，蓄水运行初期，水位消落形成的岩体损伤劣化导致了累进式变形，随着长期的演化，将出现加速变形失稳，并在几组优势陡倾结构面的组合下，呈现塔柱状危岩基座溃屈失稳新型成灾模式。

（2）通过室内干湿循环试验，研究了劣化带岩体全应力—应变强度演化特征；根据三峡水库调度过程，建立了在干燥、饱和及过渡状态下基座岩体的损伤本构模型；提出了采用水位周期涨落后劣化带的峰值应力与劣化带的有效应力之比作为高陡岸坡危岩体溃屈失稳稳定系数的定量评价方法，弥补了常规抗倾倒和抗滑移极限平衡稳定性分析方法不能刻画损伤至溃屈失稳过程的缺陷。

（3）对巫峡段箭穿洞危岩体进行了实例研究。本文所提出的基于损伤劣化至溃屈失稳的稳定性评价方法，很好地表征了高陡岸坡的宏观塌落、变形和应力显著增加等状态。由此，根据箭穿洞危岩体上硬下软的二元易滑结构特征和底部溃屈失稳机理，针对性地制定了危岩体治理方案，主体工程是对基座劣化岩体进行补强加固和防护，为了控制施工期间对危岩体可能的扰动，在危岩体中上部设置了锚索加固辅助工程，为三峡库区峡谷区高陡危岩体风险管控决策和防治工程实施提供了支撑。