三峽庫區(qū)消落帶巖體劣化下危巖體長期變形破壞機(jī)理
——以冠木嶺為例*

胡劉洋 張 鵬 黃波林

(①防災(zāi)減災(zāi)湖北省重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室(三峽大學(xué)),宜昌 443002,中國)(②三峽大學(xué)土木與建筑學(xué)院,宜昌 443002,中國)

0 引 言

自三峽庫區(qū)蓄水后,經(jīng)過數(shù)年來的庫水周期性變化,在兩岸形成了高達(dá)30m的消落帶,部分消落帶巖體劣化強(qiáng)烈(秦臻等,2021; 張鵬等,2021),國內(nèi)外大量學(xué)者研究了庫水波動下對消落帶巖體劣化的影響和破化模式。張枝華等(2018)通過檢測柱狀危巖基座巖體強(qiáng)度,認(rèn)為庫水周期性變化造成了基座巖體的劣化,加速了危巖體破壞過程; 黃波林等(2020)通過野外踏勘與室內(nèi)試驗(yàn)分析了三峽庫區(qū)巖溶岸坡巖體劣化及其災(zāi)變效應(yīng),認(rèn)為巖體劣化導(dǎo)致溶蝕巖體結(jié)構(gòu)降級,岸坡局部持續(xù)形變,巖體劣化、巖溶水動力作用、岸坡形變相互促進(jìn),推動了岸坡災(zāi)變的發(fā)生; 胡明軍等(2021)選取巫峽典型岸坡進(jìn)行了原位試驗(yàn)與室內(nèi)實(shí)驗(yàn),原位試驗(yàn)得出巖體一年度強(qiáng)度弱化率為0.3%～25.9%,室內(nèi)實(shí)驗(yàn)得出在50次干濕循環(huán)后巖體強(qiáng)度弱化率為16.4%～23.9%。

同時(shí),危巖體長期穩(wěn)定性對防災(zāi)減災(zāi)尤為關(guān)鍵。陳洪凱等(2004)認(rèn)為危巖荷載作用主要由危巖體自重、天然狀態(tài)的裂隙水壓力、暴雨?duì)顟B(tài)的裂隙水壓力和地震力等4種,并使用極限平衡法構(gòu)建了危巖穩(wěn)定性計(jì)算方法; 劉康琦等(2020)采用FLAC3D軟件中的強(qiáng)度折減法計(jì)算了土石邊坡的長期穩(wěn)定性系數(shù)。張景昱等(2017)考慮消落帶巖土體的水-巖作用劣化效應(yīng)對某岸坡進(jìn)行了長期穩(wěn)定性分析; 閆國強(qiáng)等(2021)以青石6號坡為例計(jì)算了在巖體劣化影響下的穩(wěn)定性分析。

以上說明了三峽庫區(qū)庫水周期性變動極大的影響了兩側(cè)岸坡危巖的穩(wěn)定性,危巖體的長期穩(wěn)定性計(jì)算也就極為重要,冠木嶺危巖體早些就得到了國內(nèi)外學(xué)者的關(guān)注,如閆舉生等(2018)對通過野外實(shí)地調(diào)勘察將其破壞劃分為卸荷裂隙形成階段、軟弱基座差異沉降與裂隙擴(kuò)展階段、水庫蓄水加劇裂隙貫通與基座巖體碎裂化階段、崩塌與堆積階段等4個(gè)階段; 陳小婷等(2019)使用UDEC模擬了冠木嶺危巖體在數(shù)次干濕循環(huán)后,危巖體的破壞模式將會由傾倒變形破壞模式轉(zhuǎn)為壓潰崩塌變形破壞模式。以上都對冠木嶺危巖體進(jìn)行了破壞模式的分析,但未進(jìn)行危巖整體穩(wěn)定性的評價(jià); 本文以冠木嶺危巖為例進(jìn)行庫水波動下巖體長期穩(wěn)定性分析,考慮水位周期變動帶來的巖體強(qiáng)度衰減,引入巖體劣化工況,利用強(qiáng)度折減法,計(jì)算多工況下的長期穩(wěn)定性,開展了冠木嶺危巖體長期穩(wěn)定性分析。進(jìn)一步說明在庫水波動下巖體劣化程度,并對冠木嶺危巖穩(wěn)定性評價(jià)做出定量解釋。

1 冠木嶺危巖概況

冠木嶺危巖體位于三峽庫區(qū)九畹溪左岸冠木嶺陡崖處(圖1),九畹溪漂流終點(diǎn)旅游碼頭對面,距下游三峽大壩(秭歸縣城)約18.5km,距離河口長江主航道1.2km。該地氣候?qū)儆趤啛釒Ъ撅L(fēng)性氣候區(qū),多年平均降水量為1493.2mm,日最大降水量達(dá)到358mm。

圖1 冠木嶺地理位置圖

冠木嶺危巖體區(qū)域位于新華夏構(gòu)造體系鄂西隆起帶北端和淮陽山字型構(gòu)造體系的復(fù)合部位,構(gòu)造主要為仙女山斷裂和九畹溪斷裂組成,近平行向展布。主要控制裂隙有4條:裂隙①:275°/⊥,裂面平直,延伸穩(wěn)定,大于10m,裂隙發(fā)育密度1條/2m; 裂隙②:355°/W∠60°～70°,裂面起伏,延伸穩(wěn)定,大于5m,裂隙發(fā)育密度1條/5m; 上述兩組裂隙為區(qū)域大裂隙,控制了陡崖沖溝走向。危巖體裂縫均沿此兩組張開而成; 裂隙③、④:140°/⊥,45°/NE∠75°,裂面平直,裂隙延伸長0.3～3m不等,密度3～5條/m,為共軛剪切裂隙。4組裂隙相互切割,巖體破碎,呈塊狀,巖體完整性較差。

冠木嶺危巖區(qū)屬構(gòu)造侵蝕、溶蝕低中山區(qū),周邊地形陡峻,植被茂密,地形切割劇烈,溝谷多為呈“V”字型。區(qū)內(nèi)地形地貌明顯受構(gòu)造巖性控制,主河流九畹溪沿?cái)嗔哑叫袠?gòu)造主線發(fā)育,近南北流向,支流多沿主控構(gòu)造裂隙發(fā)育,近東西或北西、北東向; 區(qū)內(nèi)奧陶系、寒武系白云巖、灰?guī)r多形成懸崖陡壁,上部志留系砂頁巖地層形成斜坡,坡度一般 20°～50°,兩者形成明顯的分界線。

冠木嶺危巖體(圖2)發(fā)育在寒武系白云巖形成的陡崖上,其內(nèi)部發(fā)育兩條大型裂縫,后緣邊界為L2,中間發(fā)育L1大型裂隙。L1裂縫產(chǎn)狀175°∠⊥,地面延伸長約41m,裂面平直,裂縫寬0.2～1.0m,可見深度約1.5m,下部碎石土充填。L1與東側(cè)崖面幾乎垂直,分布高程155～225m,陡崖上可見延伸長70m,切深可見1～2m。L2裂縫產(chǎn)狀205°∠85°,裂面平直,分布高程156～245m,張開寬度約1～3m,上寬下窄,地面延伸長約55m,崖壁面上延伸高度76m,可見深度1～2m。

圖2 秭歸冠木嶺危巖體工程地質(zhì)平剖面圖

2 變形破壞跡象與機(jī)理

據(jù)現(xiàn)場調(diào)查,危巖體下方發(fā)育一套含泥質(zhì)條帶的薄層泥質(zhì)白云巖夾一層厚1.0m的白云巖,在風(fēng)化、軟化、潛蝕等作用下,沿層面形成高約10m的巖腔(巖屋),長約32m,深度達(dá)8～10m,使上部L1切割形成的次級危巖體近1/2懸空。在巖腔邊緣,受上覆巖體自重作用下,呈現(xiàn)出壓裂、邊幫脫落、掉塊等變形。

三峽水庫蓄水后冠木嶺危巖在重力的作用下,下部軟弱層不斷被壓裂,巖腔進(jìn)一步擴(kuò)大,巖腔頂部10cm向內(nèi)掏蝕近50cm(圖3),危巖體崩塌危險(xiǎn)進(jìn)一步加劇。危巖體基座發(fā)育3～5m厚的凹腔(圖4),凹腔內(nèi)巖體在上部荷載及庫水沖刷作用下呈破碎狀,并見新破碎面,說明近期基座應(yīng)力集中區(qū)巖體所承受壓力處于極限狀態(tài),危巖整體處于極限狀態(tài),基座破碎帶巖體向外膨脹,從而導(dǎo)致危巖體后緣裂縫L1中部寬度增大,且L1裂縫有進(jìn)一步向巖體內(nèi)部拓展延伸的趨勢,引發(fā)次級危巖體失穩(wěn)破壞最后形成大規(guī)模的傾倒破壞。

圖3 危巖體基座掏蝕巖腔(據(jù)閆舉生等(2018))

圖4 基座巖體壓裂破碎(據(jù)陳小婷等(2019))

基座巖體受上部荷載持續(xù)作用下處于類似單軸抗壓狀態(tài),導(dǎo)致基座巖體壓裂,而由于下部掏蝕區(qū)使部分基座處于臨空狀態(tài),使基座巖體處于偏心受壓狀態(tài),使得危巖體縱向裂縫有進(jìn)一步發(fā)育空間; 此外由于庫水位變動的影響,下部巖體不斷的經(jīng)歷干濕循環(huán)所引起的巖體劣化作用,將會不斷弱化下部巖體強(qiáng)度。由此可見,危巖體基座會在重力作用下被壓潰,隨著基座巖體的破壞縱向裂縫也會進(jìn)一步拓展,導(dǎo)致下部凹腔與后緣裂縫繼續(xù)擴(kuò)大,最終危巖體將會出現(xiàn)傾倒滑移或者基座壓裂座滑的破壞模式(閆舉生等,2018; 陳小婷等,2019)。

3 冠木嶺危巖體長期穩(wěn)定性分析

3.1 模型構(gòu)建

根據(jù)冠木嶺危巖體的工程地質(zhì)剖面,構(gòu)建了一個(gè)二維的連續(xù)-非連續(xù)數(shù)值模型(圖5、圖6)。模型介質(zhì)由白云巖基巖、泥質(zhì)白云巖基巖、危巖體基座泥質(zhì)白云巖、危巖體白云巖、L1和L2大型裂隙及基座中兩組隨機(jī)裂隙組成。一組裂隙平行于層面,一組垂直于層面,節(jié)理間距為4～5m。綜合考慮數(shù)值模型的計(jì)算速度和精度,危巖體材料的網(wǎng)格為非均勻三角單元,尺寸設(shè)置為0.4～8m; 共有3800個(gè)單元。

圖5 冠木嶺危巖體連續(xù)-非連續(xù)介質(zhì)模型

圖6 冠木嶺危巖體若干數(shù)值計(jì)算工況模型

參考冠木嶺危巖體勘查報(bào)告(楊儉波,2018),采取的冠木嶺巖體、結(jié)構(gòu)面的相關(guān)物理力學(xué)參數(shù)見表1。危巖體外部的參數(shù)與表1一致,但設(shè)置物質(zhì)模型為彈性模型。結(jié)構(gòu)面的初始法向剛度為40,000MPa·m-1,剪切剛度為10,000MPa·m-1。

表1 冠木嶺危巖體物理力學(xué)參數(shù)表

本次計(jì)算擬研究20個(gè)水位周期下巖體強(qiáng)度變化帶來的穩(wěn)定性影響。根據(jù)以往研究結(jié)果(陳小婷等,2019; 黃波林等,2019),取每個(gè)周期基座巖體抗剪強(qiáng)度比初始巖體抗剪強(qiáng)度下降1%,如:第2個(gè)水文周期巖體強(qiáng)度比初始巖體強(qiáng)度下降了2%; 在進(jìn)行折減時(shí),將巖體c、φ值在每一周期后下降1%來達(dá)到巖體劣化的效果,利用20個(gè)周期將巖體抗剪強(qiáng)度總計(jì)衰減20%。

使用平面應(yīng)變方式進(jìn)行二維有限元自重應(yīng)力場數(shù)值模擬,接著將自重應(yīng)力場計(jì)算的位移清零,然后開展多工況的計(jì)算,利用抗剪強(qiáng)度折減系數(shù)法(SSR)(趙尚毅等,2002; 鄭穎人等,2004)搜索冠木嶺危巖體在不同工況下的最危險(xiǎn)破裂面和穩(wěn)定性系數(shù),認(rèn)為其發(fā)生失穩(wěn)之前的折減系數(shù)值為抗剪穩(wěn)定性數(shù)值,并在此穩(wěn)定性系數(shù)繼續(xù)搜索2～3個(gè)工況,并給出了抗剪強(qiáng)度繼續(xù)弱化后的危巖體位移變化量參考值。

冠木嶺危巖體的地下水系統(tǒng)是裂隙管道系統(tǒng),因此計(jì)算中采用地下水浸潤線方式處理,沒有進(jìn)行滲流場耦合計(jì)算。強(qiáng)降雨工況下裂隙會充水產(chǎn)生高水頭壓力對危巖體穩(wěn)定性不利。強(qiáng)降雨的裂隙水壓參考DB50/143-2003,地質(zhì)災(zāi)害防治工程勘察規(guī)范,采用1/2裂隙充水的靜水壓力方式實(shí)現(xiàn),最大靜水壓力為0.32MPa,壓力呈三角形垂直裂隙分布。同時(shí),由于沒有計(jì)算滲流場,與水庫水位變動相關(guān)的工況沒有考慮。參考三峽庫區(qū)地質(zhì)災(zāi)害的基本計(jì)算工況(陳洪凱等,2004),根據(jù)冠木嶺危巖體的實(shí)際情況,冠木嶺危巖體長期穩(wěn)定性分析計(jì)算5種工況,具體見表2。

表2 冠木嶺危巖體穩(wěn)定系數(shù)計(jì)算工況

3.2 破壞機(jī)理及長期穩(wěn)定性分析

3.2.1 自然工況

在危巖體自然工況下,由于危巖體基座處于145m水位線以上,所以145m水位對危巖基座基本沒有影響(圖7),變形以水平運(yùn)動為主,呈傾倒趨勢,變形量只有7mm; 175m水位對危巖穩(wěn)定性影響較小,變形破壞形式與145m相似,其剪應(yīng)力集中在危巖基座臨空側(cè),最大變形量有0.02m; 當(dāng)在175m水位下考慮強(qiáng)降雨情況下,整體傾倒破壞趨勢明顯,其Z向壓力主要集中在基座臨空側(cè),位移最大到27mm。

圖7 自然工況(1-1)下位移、剪應(yīng)變分布圖

從自然工況的3個(gè)子工況來看,自然狀態(tài)下剪切破壞區(qū)主要分布在下方基巖臨空側(cè)和后緣裂隙擴(kuò)展區(qū)域,說明后緣裂隙有貫通趨勢,下部臨空區(qū)處于剪應(yīng)變集中和最大區(qū)域,是 SSR法所計(jì)算搜索的最危險(xiǎn)區(qū)域,也是巖體塑性屈服單元的集中區(qū)。說明危巖體的破壞以基座臨空側(cè)局部破壞為主。這也正是基座凹腔形成的原因。根據(jù)最大剪應(yīng)變和塑性區(qū)判斷全局穩(wěn)定性,1-1、1-2和1-3子工況的穩(wěn)定性系數(shù)分別為1.78、1.6和1.3。其破壞模式主要是由下部基巖破碎導(dǎo)致的傾倒滑移或者基座壓裂座滑的破壞模式。

3.2.2 巖體劣化工況

由于145m水位位于基巖以下,對危巖整體影響不大,所以后續(xù)僅考慮175m水位下的劣化情況。劣化情況以逐年劣化1%表示,每次折減1%代表一次水位循環(huán),共計(jì)算20個(gè)水文周期情況,分為10個(gè)子工況進(jìn)行計(jì)算。

當(dāng)僅考慮巖體劣化時(shí),從位移、塑性區(qū)、最大剪應(yīng)變、抗剪穩(wěn)定性系數(shù)等4個(gè)方面分析危巖基座劣化對于危巖體整體的影響。從位移變化來看,隨著巖體劣化發(fā)展危巖體變形位移總體呈增長趨勢。從塑性區(qū)(圖8)來看,由早期集中于基巖臨空側(cè)逐漸沿基座巖體頂部向內(nèi)延伸,最終會由基座中部向上延伸、或斜向上至臨空側(cè)、或向上溝通后緣裂縫L1、或在后緣初延伸至L2。塑性區(qū)的發(fā)張趨勢說明在基座巖體屈服后,裂隙將會向上方發(fā)展。從最大剪應(yīng)變來看與塑性區(qū)變化相似,破壞先以基座臨空巖體局部掉塊或松動破壞為主,進(jìn)一步劣化后,巖體破壞將危及整個(gè)危巖體。從穩(wěn)定性來看(圖9),隨著巖體劣化的加劇穩(wěn)定性全局穩(wěn)定性系數(shù)逐漸減小,巖體強(qiáng)度下降約8%時(shí),穩(wěn)定系數(shù)降至1.5。隨后,巖體劣化帶來的效應(yīng)開始變緩,穩(wěn)定系數(shù)下降非常緩慢。隨著穩(wěn)定系數(shù)的下降,危巖體的最大總位移呈上升趨勢。

圖8 屈服單元分布圖

圖9 工況2位移、穩(wěn)定系數(shù)變化圖

工況3在保持巖體劣化工況不變,添加庫水的影響,其剪應(yīng)變(圖10)與塑性區(qū)變化與工況2相似,都是從臨空側(cè)向后緣頂部延伸形成剪破壞的一側(cè)。位移變化在前12個(gè)水文周期集中于臨空側(cè),之后由于基座巖體強(qiáng)度的降低,導(dǎo)致危巖體位移峰值轉(zhuǎn)移至后緣附近,根本原因是基座塑性單元由基座臨空側(cè)逐漸向內(nèi)部拓展,基座巖體劣化后位移峰值后移。從最大剪應(yīng)變和塑性區(qū)來判斷工況3各工況的全局穩(wěn)定性系數(shù)。隨著巖體劣化程度的加劇,全局穩(wěn)定性系數(shù)(圖11)呈緩慢下降趨勢。工況3-1的穩(wěn)定系數(shù)為1.3,到工況3-7后危巖體處于極限平衡狀態(tài)。由于3-7危巖體處于破壞前期,位移變得極大; 由早期工況的8.6mm升到5m左右。

圖10 剪、拉應(yīng)力分布圖

圖11 工況3位移、穩(wěn)定系數(shù)變化圖

工況4是考慮暴雨下裂隙水壓的影響下,在裂隙中添加了孔隙水壓力后會增加危巖體向臨空方向的水平推力,有利于傾倒變形。從位移變化來看,均以水平變化為主,垂直變化為輔,對比自然工況下水平垂直變形之比增大。塑性區(qū)集中位置逐漸向L1裂隙貫通,如4-3和4-8工況(圖12)。剪應(yīng)變變化情況與工況2相似,從基座臨空側(cè)開始破壞往內(nèi)部拓展。從整體穩(wěn)定性系數(shù)來看(圖13),穩(wěn)定性隨位移增大而逐漸降低,從1.4～1.1,但整體還保持穩(wěn)定。

圖12 屈服單元分布圖

圖13 工況4位移、穩(wěn)定系數(shù)變化圖

工況5是最不利工況條件,根據(jù)危巖體屈服單元分布(圖14),可知其變形模式既有解體趨勢,也有整體破壞前兆,為復(fù)合模式。這也表明冠木嶺危巖目前處于極限平衡狀態(tài),未來將處于不穩(wěn)定狀態(tài)(圖15)。

圖14 屈服單元分布圖

圖15 工況5位移、穩(wěn)定系數(shù)變化圖

3.2.3 危巖抗傾倒穩(wěn)定性計(jì)算

危巖體傾倒式危巖由后緣抗拉強(qiáng)度控制時(shí),按下式計(jì)算:

(1)

(危巖體重心在傾覆點(diǎn)之內(nèi)時(shí))

式中:V為裂隙水壓力(kN·m-1);W為危巖體自重(kN·m-3);h為后緣裂隙深度(m);hw為后緣裂隙充水高度(m);H為后緣裂隙上端到未貫通段下端的垂直距離(m);a為危巖體重心到傾覆點(diǎn)的水平距離(m);b為后緣裂隙未貫通段下端到傾覆點(diǎn)之間的水平距離(m);flk為危巖體抗拉強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值(kPa),根據(jù)巖石抗拉強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值乘以 0.4 的折減系數(shù)確定;α為危巖體與基座接觸面傾角(°),外傾時(shí)取正值,內(nèi)傾時(shí)取負(fù)值;β為后緣裂隙傾角。

當(dāng)考慮危巖傾倒式破壞,主要計(jì)算區(qū)域?yàn)長1裂隙至臨江側(cè)部分,在145m水位天然工況條件下的穩(wěn)定性系數(shù)為1.80,暴雨工況條件下為1.29,處于欠穩(wěn)定狀態(tài)。在175m水位天然工況條件下的穩(wěn)定性系數(shù)為2.19,暴雨工況條件下為1.13,處于欠穩(wěn)定狀態(tài)。

由于凹腔的存在和基座巖體的壓裂,使得危巖體存在沿后緣拉裂向外傾倒破壞的可能性,陳小婷等(2019)針對該危巖體的凹腔演化已進(jìn)行了相關(guān)研究,研究表明隨著凹腔的擴(kuò)展加深和本文中重點(diǎn)考慮基座巖體的強(qiáng)度劣化,逐漸形成巖體破裂,整體傾倒的可能性也進(jìn)一步增加。而水位周期造成的巖體劣化效應(yīng)加速了危巖體演化進(jìn)程,集中破壞區(qū)發(fā)生位置的差異和破壞區(qū)的增加都表明,水位變動導(dǎo)致巖體劣化后,變形破壞模式也會發(fā)生轉(zhuǎn)化,由傾倒變形破壞模式轉(zhuǎn)為壓潰崩塌變形破壞模式。

4 討 論

在5種系列工況下,總共計(jì)算了20個(gè)水文周期下的危巖體整體穩(wěn)定性,冠木嶺危巖體SSR法的整體穩(wěn)定系數(shù)如表3所示。由計(jì)算結(jié)果可知,當(dāng)前自然狀態(tài)的冠木嶺危巖體整體處于穩(wěn)定狀態(tài)。在5個(gè)工況中,工況5是最不利工況,在第5工況中危巖體基本處于臨界極限平衡至不穩(wěn)定狀態(tài)。因此,冠木嶺危巖體在極端工況下處于臨界極限平衡狀態(tài),當(dāng)巖體劣化持續(xù)10個(gè)水文周期左右后處于不穩(wěn)定狀態(tài),會發(fā)生整體破壞。通過對比工況2、3、4能發(fā)現(xiàn)庫水影響大于強(qiáng)降雨帶來的靜水壓力的影響。

表3 各工況穩(wěn)定系數(shù)統(tǒng)計(jì)

如果冠木嶺不進(jìn)行防治,隨著時(shí)間推移基座巖體在上部重力荷載與庫水沖刷作用下不斷變形破壞,將會導(dǎo)致危巖體的失穩(wěn)。冠木嶺危巖體在自然狀態(tài)下破壞形式最可能為傾倒破壞。在工況2中,在巖體強(qiáng)度不斷弱化后,塑性區(qū)向后部及上部發(fā)展,其破壞模式最可能為基座壓裂座滑。這一破壞從基座臨空側(cè)局部破壞開始。巖體劣化加速了穩(wěn)定性下降和危巖體的演化。

在將巖體劣化轉(zhuǎn)化為時(shí)間周期下,將天然工況下劣化情況后的穩(wěn)定性定為不同工況下145m庫水位時(shí)的穩(wěn)定性,將其余各個(gè)不同工況175m水位時(shí)的穩(wěn)定性引入,可以更清楚的看到(圖16):隨著基座巖體劣化的發(fā)展,冠木嶺危巖體穩(wěn)定性系數(shù)波動下降,危巖體從穩(wěn)定→局部不穩(wěn)定→基本穩(wěn)定→欠穩(wěn)定→不穩(wěn)定發(fā)展,穩(wěn)定系數(shù)下降、塑性區(qū)擴(kuò)展和穩(wěn)定狀態(tài)的轉(zhuǎn)換都一致的反映了這一柱狀危巖體的災(zāi)變演化過程。

圖16 冠木嶺危巖體穩(wěn)定系數(shù)-時(shí)間過程曲線

5 結(jié)論與展望

在工程地質(zhì)調(diào)查和數(shù)值計(jì)算分析基礎(chǔ)上,對冠木嶺危巖進(jìn)行多工況的綜合分析后,可以得出以下結(jié)論及建議:

(1)冠木嶺危巖由于受上部巖體荷載作用、浪蝕以及巖體劣化作用下,使下部軟弱層破裂,導(dǎo)致它基座處于偏心受壓狀態(tài),持續(xù)發(fā)展下去將會形成傾倒滑移或者基座壓裂座滑的破壞模式。

(2)通過有限元軟件計(jì)算諸多工況下冠木嶺危巖的穩(wěn)定性可以得出:冠木嶺在不考慮巖體劣化工況下,穩(wěn)定性系數(shù)為1.78、1.62和1.30,冠木嶺危巖基本處于穩(wěn)定狀態(tài); 在考慮巖體劣化的情況下,工況2、工況4穩(wěn)定性系數(shù)在1.10以上,處于基本穩(wěn)定狀態(tài),工況3穩(wěn)定性系數(shù)在1.34～1.00,處于穩(wěn)定狀態(tài)過渡到極限平衡狀態(tài),工況5穩(wěn)定性系數(shù)在1.04～0.76,處于極限平衡-不穩(wěn)定狀態(tài),在穩(wěn)定性系數(shù)小于1時(shí),其位移量最大可達(dá)到11m左右,其破壞的形式既有解體破壞的趨勢,也有整體破壞的征兆,為復(fù)合模式。

(3)冠木嶺危巖長期周期性水位變化后,致使的干濕循環(huán),危巖體下部泥質(zhì)白云巖的巖體強(qiáng)度不斷弱化,而凹腔也在不斷的沖刷下向內(nèi)部拓展延伸,其破壞變形由自然工況下的向后緣裂隙L2拓展延伸有形成后緣貫通區(qū)的形式,轉(zhuǎn)化為在劣化工況下屈服單元多集中分布于后側(cè)貫通區(qū)與掏蝕區(qū)中部,并沿著掏蝕區(qū)中部逐漸向L1裂隙發(fā)展,說明屈服單元的前移,其破壞模式也從自然工況下的以滑移傾倒破壞為主轉(zhuǎn)變?yōu)榱踊r下的壓裂潰曲破壞為主,L1裂隙前部巖體可能率先發(fā)生傾倒破壞模式。

(4)冠木嶺危巖在經(jīng)過20個(gè)水文周期后,其穩(wěn)定性處于欠穩(wěn)定-不穩(wěn)定狀態(tài),因此冠木嶺危巖亟需治理。針對基巖持續(xù)劣化和偏心受壓狀態(tài),建議采用回填掏蝕區(qū),再進(jìn)行預(yù)制錨索加固。