黄海韵

(贵州省地质环境监测院， 贵阳 550000)

贵州受独特的地质环境条件影响，滑坡、崩塌等地质灾害的发生较为频繁。通常，崩塌不仅会造成的重大人员伤亡或重大经济损失，还会对社会的发展产生不利的影响[1]， 因此，展开对崩塌的形成机理及稳定性分析，对其防治方案及防灾减灾工作具有重要的现实意义[2]。詹亚辉等[3]以河南焦作龙寺矿山崩塌为工程背景，通过对现场地质调研，查明岩体破坏结构特征，对其崩塌形成机理进行了研究；李果等[4]以四川省九龙县石头崖子崩塌为研究对象，详细分析了崩塌的影响因素及形成机制,定性定量的对其稳定性进行了分析计算；马品格[5]以中国西南地区某水电站右岸崩塌堆积体为研究对象，通过详细的现场调查和对相关资料分析，对堆积体的变形破坏特征及其成因机制进行研究。针对崩塌，诸多学者进行了大量研究，并取得了一系列成果[6-9]。本文通过对水城县鸡场镇岩脚组崩塌成因及稳定性分析，为其边坡的防治及治理提供科学的依据。

1 崩塌区地质环境条件

1.1 地形地貌

研究区位于构造侵蚀而成的盆地凸起的杨梅树向斜盆地的南部，为中山及低中山地形，属中山侵蚀-剥蚀地貌，地形高差较大，区内最高标高为1 820 m，北盘江最低侵蚀基准面880 m，相对高差940 m左右，总体地形北西高、南东低，自然坡度10°～45°，河谷地段因河谷切割，相对较陡该地段自然坡度一般为20°～70°。煤系地层一般出露标高为900～1 300 m，煤矿南侧为茅口灰岩形成的盆缘山峰，标高2 000 m以上；上二叠统峨眉山玄武岩为同向单面山；煤系地层为较开阔的走向谷及缓坡地形，被第四系覆盖面积较大，区内植被较发育；煤系上覆地层形成桌状山，山势陡峻，岩溶较发育，如图1所示。

图1 岩脚组崩塌工程地质平面图

1.2 地层岩性

区内出露最老地层为二叠系上统龙潭组(P3l)，飞仙关组(T1f)，最新地层为第四系(Q)，第四系(Q)出露于矿山东部及南东部含煤地层附近，主要为飞仙关组(T1f)紫灰色、灰绿色粉砂岩、泥质粉砂岩的风坡积物，厚0～30 m，面积约0.80 km2。

矿山仅出露三段，岩层产状329°∠29°。三段(T1yn3)：灰色薄层状至厚层状灰岩为主，夹泥灰岩。出露不全，可见厚100 m以上。二段(T1yn2)：以黄灰色钙质泥岩及泥灰岩为主，夹钙质粉砂岩及细砂岩，平均厚度154 m。一段(T1yn1)：上部厚层白云质灰岩与薄层灰岩互层，下部薄层灰岩、泥灰岩夹钙质泥岩薄层，平均厚度144 m。

飞仙关组(T1f)，黄灰色薄层泥质灰岩夹钙质泥岩及钙质粉砂岩。底部20 m左右紫红色钙质泥岩、细砂岩，平均厚度161 m。第二亚段(T1f2-2)：钙质泥岩与细砂岩互层，中部及底部夹较多的细砂岩透镜体，平均厚度198 m。第一亚段(T1f2-1)：紫红色泥岩夹薄层至厚层状细砂岩，平均厚度122 m。

龙潭组(P3l)，由细砂岩、粉砂岩、泥质粉砂岩、泥岩和煤组成，含煤47～78层，下部含2～3层铝土岩，煤层底板普遍都有根土岩。含大羽羊齿、带羊齿、细羊齿等植物化石，并含有稀少的瓣鳃类、腹足类及腕足类化石，厚410～430 m。

1.3 地质构造

研究区域大地构造属扬子准地台黔北台隆六盘水断陷普安旋扭构造变形区，区内褶皱及断裂主要为北东-南西向，攀枝花煤矿位于六盘水断陷普安旋扭构造变形区杨梅树盆形向斜的次一级构造妥倮屯向斜的南东翼。地层倾向326°～356°，倾角25°～46°，上部永宁镇组平均产状329°∠29°。区内无较大断裂构造穿过，仅存在部分小型断裂。

1.4 水文地质条件

根据地下水的含水类型、富水性及水动力特征，研究区地下水类型可划分为碳酸盐岩岩溶水、基岩裂隙水及松散岩类孔隙水。碳酸盐岩溶水赋存于碳酸盐岩的裂隙、溶洞及岩溶管道中、基岩裂隙水赋存于碎屑岩中，松散岩类孔隙水赋存于第四系残坡积层孔隙内。

2 崩塌体基本特征

水城县鸡场镇坪地村岩脚组崩塌地质灾害位于岩脚组后山斜坡顶部。受北盘江河谷切割侵蚀以及溶蚀作用的影响，危岩带所处的斜坡高差达到762 m，斜坡地形起伏较大，自然坡度一般为45°～70°，局部形成陡崖、陡坡。整体斜坡顶部为永宁镇组灰岩形成的陡崖，如图2所示，中部为飞仙关组砂岩、粉砂岩、粉砂质泥岩组成的陡坡，下部为二叠系龙潭组煤系地层。整体地形呈现“上硬下软”的岩体结构，且下部攀枝花煤矿采煤活动频发，因此造成上部灰岩中出现多处拉张裂缝。

图2 岩脚组崩塌全貌

根据现场勘查，崩塌危岩带发育于顶部薄至厚层灰岩之中，岩层产状329°∠29°。危岩带分布高程为1 585～1 665 m，分布宽度约233 m，分布高差约80 m，面积约14 942 m2，平均厚度约55 m，总体方量达到102.52×104m3。整体崩塌方向约123°，失稳方向与岩层倾向近于反倾。在进行过前两期治理的崩塌危岩带上，又形成了多条拉张裂缝，裂缝走向较为凌乱，主要发育有3组拉张裂缝：①组裂缝张开0.1～0.3 m，裂缝张开最大0.8 m，线密度为3条/m，发育方向为234°；②组裂缝张开0.05～0.5 m，线密度为2条/m，发育方向为145°；③组裂缝张开0.05 m～0.1 m，线密度为2条/m，发育方向为198°，裂缝多呈弧形，被碎石土填充，可见深度较小。有众多裂缝隐伏于岩体之内，主要沿竖直方向发育，部分裂缝已经发展贯通。在裂缝的切割作用以及整个崩塌危岩体应力调整作用下，使得岩体结构较为破碎，且部分裂缝已经贯穿，对崩塌危岩体的稳定性产生影响。目前，危岩带部分岩体已经发生崩塌掉块，崩塌危岩带下部的斜坡上堆积着众多的崩塌体，如图3所示。

受威胁的攀枝花煤矿位于崩塌地质灾害所处斜坡的底部位置，靠近北盘江及其支流的河谷地带。由于地形高差大，崩塌危岩体失稳破坏后能力巨大，危害严重。且由于下部采煤活动的影响，坡体上出现多条宽大的拉张裂缝，岩体的整体结构被破坏，稳定性大为降低，在降雨、地震等作用下极易发生失稳破坏，如图4所示。

图3 崩塌危岩带

图4 崩塌危岩带裂缝

3 崩塌成因机制分析

根据现场工程地质调查，鸡场镇坪地村岩脚组崩塌主要的失稳破坏方式为滑移式，伴随着坠落式等失稳破坏方式，其形成机理具有一定规律性。以下将根据地形、岩体组合、结构特征等方面分析其形成机理。

崩塌危岩带所处的山体为反向斜坡，上部永宁镇组灰岩形成高陡直立的陡崖，中下部为飞仙关组粉砂岩、粉砂质泥岩构成的陡崖、陡坡。本次勘查中威胁攀枝花煤矿生命财产安全的危岩带主要发育于顶部永宁镇组灰岩形成的陡崖上，部分岩体结构面临空。陡崖这一微地貌为危岩体的失稳提供了有力的地形条件。

危岩带下部地层岩性为粉砂岩与粉砂质泥岩互层，危岩带所处的地层岩性为灰岩，形成“上硬下软”的地层结构，由于岩层的差异性风化卸荷作用，使陡倾层状边坡在局部坡面上，极易形成众多深浅不一的凹岩腔。这些凹岩腔的产生和发展，使得凹岩腔上覆岩体逐渐发展为危岩。这一岩性特征也为危岩体的形成提供了有利的岩性组合条件。

岩体因极发育的拉张裂隙及层理相互切割，形成不稳定块体，岩体多呈碎裂结构。高度发育的节理裂隙，导致部分危岩体与母岩接触的部分裂隙贯通或部分贯通。降雨水汇入各种节理切割形成的裂隙，为岩体进一步的风化、侵蚀提供了有利条件。

人类工程活动的扰动，加快了岩体变形演变的过程，使得原本需要很长时间的卸荷斜坡风化变形，在短时间内发生变形破坏。

在这一系列的综合作用下，裂隙进一步延长、加深，岩体重心外倾，形成了孤石及可能失稳的危岩块体。部分危岩体所在斜坡坡度较陡，且岩体中节理发育，为这类危岩体形成滑移式崩塌提供了有利条件。

4 崩塌体稳定性分析

4.1 崩塌体稳定性定性分析

受采煤活动影响，整个危岩带内发育3组明显贯穿的深大裂缝，但岩体层面倾向坡内，危岩带整体暂时稳定。然而破碎的岩体结构逐渐应力调整，危岩带将逐渐有外向内由稳定状态转为不稳定状态，受节理裂隙的切割影响，尤其是坡内存在一组陡倾向临空面的节理裂隙，整个危岩带也逐渐由外向内发生滑移式失稳破坏，危岩体稳定性较差。

4.2 崩塌体稳定性定量分析

危岩带上危岩体随着应力调整将逐渐有外向内发生滑移式破坏，因此根据现场勘查情况，选取危岩带上的典型危岩体WY1、WY2(图5、图6)进行稳定性计算，计算公式如下：

图5 WY1现状图

图6 WY2现状图

1)滑移式崩塌稳定性计算。

(1)

式中：V为裂隙水压力，kN/m；F为危岩稳定性系数；c为后缘裂隙黏聚力标准值，kPa，当裂隙未贯通时，取贯通段和未贯通段黏聚力标准值按长度加权的加权平均值，未贯通段黏聚力标准值取岩石黏聚力标准值的0.3倍；φ为后缘裂隙内摩擦角标准值，(°)，当裂隙未贯通时，取贯通段和未贯通段内摩擦角标准值按长度加权的加权平均值，未贯通段内摩擦角标准值取岩石内摩擦角标准值的0.95倍；α为滑面倾角，(°)；W为危岩体自重，kN/m；l为滑移面长度。

2)坠落式危岩稳定性计算。多组结构面将岩体切割成不稳定的块体, 当底部凹腔发育时, 使局部岩体临空, 不稳定块体发生崩塌, 进而使上部岩体失去支撑，卸荷作用加剧，形成切割岩体的结构面，从而形成坠落危岩。

对后缘有陡倾裂隙的崩塌式危岩按式(2)计算，稳定性系数取两种计算结果中的较小值。

(2)

式中：ζ为危岩抗弯力矩计算系数，依据潜在破坏面形态取值，一般可取1/12～1/16；a0为危岩体重心到潜在破坏面的水平距离，m；b0为危岩体重心到潜在破坏面的铅垂距离，m；flk为危岩体抗拉强度标准值，kPa；H为后缘裂隙上端到未贯通段下端的垂直距；h为后缘裂深度；Q为地震力。

3)计算参数。裂隙和滑面参数主要包括后缘裂隙高度、裂隙充水高度、裂隙黏聚力和内摩擦角等，主要从计算剖面中量取和采用经验数据。裂隙抗剪强度参照《工程岩体分级标准》，岩体结构面抗剪断峰值强度、《建筑边坡工程技术规范》(GB 50330—2013)、《工程地质手册》(第四版)等有关结构面抗剪强度指标标准值来确定；岩体抗拉强度根据当地岩石抗拉强度经验值按《岩土工程勘察规范》(GB 50021—2009)的折减要求进行折减，折减时考虑危岩的裂隙贯通程度；天然状态下裂隙充水高度取1/7h～1/3.5h，暴雨状态取1/4h～1/2h(根据裂隙发育情况和汇水情况而定)。计算参数取值如表1所示。

表1 滑坡稳定性分析计算参数取值

4)计算结果分析。根据危岩体的失稳破坏方式，选取WY1滑移式危岩体和WY2坠落式危岩体按照稳定性计算公式进行计算，计算结果见表2。

表2 岩脚组崩塌各危岩体稳定性计算结果统计

通过稳定性计算表明，危岩体WY1在天然工况下处于欠稳定状态，在暴雨工况下将会发生失稳破坏，危岩体WY2在天然工况下处于基本稳定状态，在暴雨工况下处于欠稳定状态。强降雨对危岩体的影响极大，敏感性也极强，因此，强降雨将会引起危岩体发生破坏。

5 结论

通过岩脚组崩塌成因机制及稳定性分析，得到以下结论：

1)该危岩带分布范围广、高差大，包含的危岩体规模大，主要以滑移式、坠落式等方式失稳破坏，局部已经发生崩塌掉块现象。

2)影响该危岩带变形破坏的主要因素包括内在因素和外在因素2个方面，内在因素主要包括地质构造、岩体结构特征、地形地貌，在这些因素中岩体结构特征起着控制性的作用；外在因素主要包括降雨和人类工程活动工程。内在因素对危岩体的稳定性起控制作用，而外因是危岩体失稳的主要激发因素。

3)采用定性分析与定量计算相结合的方法对危岩带进行稳定性评价，在工况1天然工况下处于基本稳定到欠稳定状态，在工况2暴雨工况条件下为欠稳定到失稳破坏状态。