張枝華，杜春蘭，余 姝，楊 柳

(重慶市地質(zhì)礦產(chǎn)勘查開發(fā)局208水文地質(zhì)工程地質(zhì)隊(duì)(重慶市地質(zhì)災(zāi)害防治工程勘查設(shè)計(jì)院)，重慶 400700)

0 引言

三峽庫(kù)區(qū)箭穿洞危巖位于巫峽長(zhǎng)江左岸的神女峰西側(cè)坡腳，距巫山縣城約12 km，僅航運(yùn)可達(dá)危巖位置[1](圖1)。根據(jù)以往調(diào)查研究成果，箭穿洞危巖體主要的危害形式為涌浪災(zāi)害[2-3]。箭穿洞危巖體的危害對(duì)象主要為附近長(zhǎng)江航道內(nèi)通行的船只、青石水文站、神女峰風(fēng)景區(qū)管理站、長(zhǎng)江海事救援碼頭和神女溪風(fēng)景區(qū)管理站等，每天均有多艘五星級(jí)和兩至三艘頂級(jí)旅游豪華游輪和大量船只從箭穿洞危巖體下方通過，加上巫山至培石段長(zhǎng)江主航道、神女溪和抱龍河等區(qū)域的臨水作業(yè)和水上作業(yè)的人員，可能危害人數(shù)大于2 000人，可能造成經(jīng)濟(jì)損失超過1億元。因此，需要對(duì)箭穿洞危巖體進(jìn)行必要的防治，以保護(hù)黃金水道的安全。

圖1 箭穿洞位置圖Fig.1 The location map of Jianchuandong dangerous rock body

1 箭穿洞危巖體特征

危巖區(qū)斜坡區(qū)地貌為中山中深切割侵蝕河谷“V”峽谷左岸，地形為陡崖與中陡坡交替的階梯狀三級(jí)臺(tái)階。陡崖高度為125～220 m，中陡坡整體坡度為40°～50°，其間零星夾雜有高度為5～20 m的陡崖。三級(jí)臺(tái)階陡崖自下而上的第一陡崖為箭穿洞危巖體(圖2)。

圖2 箭穿洞危巖體剖面圖Fig.2 The section of Jianchuandong dangerous rock body

箭穿洞危巖主要為三疊系下統(tǒng)大冶組第四段(T1d4)、高程約280 m以上為嘉陵江組第一段(T1j1)，基座以下為大冶組第三段(T1d3)的巖性組成。

三疊系下統(tǒng)嘉陵江組第一段(T1j1)：分布于危巖體陡崖頂部斜坡一帶，高程280 m以上，巖性為薄-中厚層狀的白云巖，中風(fēng)化巖體較完整，表層風(fēng)化強(qiáng)烈，強(qiáng)風(fēng)化層厚度約1～1.5 m，層厚約15 m；其上為淺灰色中厚層狀的泥質(zhì)灰?guī)r，巖體較完整，錘擊聲脆，強(qiáng)度高，強(qiáng)風(fēng)化層缺失。

三疊系下統(tǒng)大冶組第四段(T1d4)：箭穿洞危巖體主要由該層組成，分布高程為155～280 m，巖性主要為灰色、肉紅色的中-厚層狀的泥質(zhì)灰?guī)r、灰?guī)r，頂部見波痕，巖體較完整，錘擊聲脆，強(qiáng)度高，強(qiáng)風(fēng)化層缺失，層厚約115 m。

三疊系下統(tǒng)大冶組第三段(T1d3)：基座部位為灰白色的泥質(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，錘擊易碎，強(qiáng)度較低，強(qiáng)風(fēng)化層缺失，層厚約10 m?；韵?，巖性為淺灰色的泥質(zhì)灰?guī)r，中厚層狀構(gòu)造，巖體較完整，錘擊聲脆，強(qiáng)度高，強(qiáng)風(fēng)化層缺失。

箭穿洞危巖體后緣邊界主要沿構(gòu)造裂隙255°～265°∠70°～80°發(fā)育，有沿走向SW的構(gòu)造裂隙穿層現(xiàn)象，形成了總體走向NW的卸荷裂縫，后緣高程為278～305 m；北西側(cè)(上游邊界)以陡崖和325°～335°∠78°～88°結(jié)構(gòu)面為界，在溝源處與后緣卸荷裂縫相交；南東側(cè)(下游)邊界在陡崖邊緣處沿構(gòu)造裂隙305°～315°∠60°～85°發(fā)育的拉裂縫清楚、明顯，向山內(nèi)延伸約10 m裂縫被充填，根據(jù)探槽揭露情況，該裂縫與后緣裂縫相交；基座以大冶組第四段和第三段的分界線為界。

箭穿洞危巖體在北東側(cè)、北西側(cè)、南東側(cè)等三個(gè)與山體接觸部位均被裂縫所切割孤立，斜靠在北東側(cè)和南東側(cè)山體上，平面形態(tài)呈高聳的“塔柱狀”，后緣高程為278～305 m，基座高程為155 m，高差為123～150 m，平均高差130 m，平均危巖橫寬約50 m，平均厚度約50 m，平均立面面積約6 500 m2，破壞模式為基座泥質(zhì)條帶灰?guī)r壓碎、壓裂垮塌后，上部巖體發(fā)生拉裂、傾倒破壞，主崩方向約250°，危巖體體積約3.575×105m3。

危巖基座為大冶組的泥質(zhì)條帶灰?guī)r，巖石強(qiáng)度較低，在上部荷載和坡體應(yīng)力作用下，該層出現(xiàn)了劈裂狀裂縫(圖3)?；鶐r體中有3個(gè)平硐，系抗戰(zhàn)時(shí)期修建的長(zhǎng)江防線防御工事。平硐的坑底高程約157 m，硐室截面尺寸為2 m×2 m，平硐自長(zhǎng)江上游編號(hào)分別為1#、2#和3#，延伸方向分別為93°、114°和79°，長(zhǎng)度分別為8.2 m、13.7 m和11 m。1#和2#平硐頂部和底部的巖體呈碎塊狀，但硐室尚保存完好，3#平硐頂板已發(fā)生了垮塌，最大的垮塌塊體2.9 m×1.5 m×0.7 m。

2012年對(duì)平硐的詳細(xì)調(diào)查顯示，平硐頂板的巖體呈網(wǎng)狀塊狀，3#平硐的頂板已發(fā)生了小規(guī)模的垮塌；基座巖體具泥質(zhì)條帶狀構(gòu)造，在長(zhǎng)江江水的淘蝕作用下，曾見條帶被淘蝕，形成層間裂縫，高5～20 cm，貫通長(zhǎng)度為1～2.9 m。

2013～2017年在175 m水位降至145 m水位后，對(duì)基座進(jìn)行宏觀調(diào)查，發(fā)現(xiàn)在1#平硐頂部和上游側(cè)面，坡面巖體均發(fā)生了不同程度的崩塌，規(guī)模約1～5 m3。

圖3 基座巖體照片F(xiàn)ig.3 The pictures of bedrock

2 箭穿洞危巖體影響因素和穩(wěn)定性分析

水位周期性消落會(huì)加劇消落帶巖體的劣化[4-6]。湯連生[7]對(duì)灰?guī)r進(jìn)行長(zhǎng)時(shí)間流動(dòng)浸泡后，進(jìn)行了單軸抗壓強(qiáng)度研究。他的試驗(yàn)研究表明水-巖化學(xué)作用對(duì)巖石的力學(xué)效應(yīng)顯著且具很強(qiáng)的時(shí)間依賴性，當(dāng)浸泡4 855 h后，灰?guī)r強(qiáng)度降低20%左右。對(duì)高程150～175 m段的箭穿洞基座巖體而言，在夏天它們出露水面處于高溫暴曬下，冬天處于浸泡狀態(tài)下，所處環(huán)境為干濕循環(huán)狀態(tài)。圖4中紅色為烘干抗壓強(qiáng)度，黑色為飽和抗壓強(qiáng)度，藍(lán)色為烘干抗拉強(qiáng)度。從灰?guī)r干濕循環(huán)狀態(tài)來看，經(jīng)過30次的干濕循環(huán)后單軸抗壓強(qiáng)度下降約20%～30%。從劣化趨勢(shì)來看，隨著循環(huán)次數(shù)上升，各強(qiáng)度的劣化率有所下降，且下降率趨于收斂(圖4)。而從變形參數(shù)來看(圖5)，多次循環(huán)后彈性模量趨于變小，泊松比趨于變大，說明巖體質(zhì)量持續(xù)下降。

圖4 干濕循環(huán)下巖體強(qiáng)度下降趨勢(shì)圖Fig.4 The decline trend of rock mass strength obtained from wetting-drying test

圖5 干濕循環(huán)下變形參數(shù)變化趨勢(shì)Fig.5 The trend of deforming parameters obtained from wetting-drying test

非常重要的一點(diǎn)，上部壓力作用下裂隙將持續(xù)擴(kuò)展，水的存在加速了裂隙宏觀化發(fā)展。裂隙率的提高，提高了巖體的含水量，大幅降低了巖體強(qiáng)度，使得巖體能夠進(jìn)一步劣化。因此，庫(kù)水軟化+干濕循環(huán)劣化+基座壓裂作用使得巖體強(qiáng)度持續(xù)降低。在MTS815巖石力學(xué)實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)上，楊紅偉在圍壓軸壓穩(wěn)定、周期性充水條件下對(duì)灰?guī)r試樣的橫向和軸向應(yīng)變進(jìn)行了觀察[8]。經(jīng)過近60次的循環(huán)，橫向和軸向的應(yīng)變加速率降低，但仍未收斂。充分說明了在壓裂作用下巖體強(qiáng)度將持續(xù)降低，且速度會(huì)高于單獨(dú)的劣化作用過程。

箭穿洞危巖體2012年以來的監(jiān)測(cè)表明，危巖體后緣LF4和LF5變形一直逐漸增大(圖6)，累計(jì)變形量分別為54 mm和30 mm，在2015年和2016年蓄水初期有10～15 mm的突變；基座3個(gè)硐室內(nèi)的壓應(yīng)力監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)顯示基座壓應(yīng)力逐年遞增，特別是1#硐室內(nèi)壓力計(jì)a的壓力值由建點(diǎn)時(shí)的1.5 MPa增大至6.1 MPa，2#和3#硐室內(nèi)的壓力計(jì)c、d也由建點(diǎn)時(shí)的1.5～2.0 MPa增大至3 MPa左右(圖7)。結(jié)合箭穿洞危巖的地質(zhì)結(jié)構(gòu)和宏觀變形特征分析，箭穿洞危巖上部有變形但裂縫沒有宏觀表現(xiàn)，基座巖體宏觀變形和破壞十分明顯，特別是基座的壓應(yīng)力逐年增大，說明基座巖體完整性及強(qiáng)度劣化明顯。因此，現(xiàn)階段箭穿洞危巖的主要變形區(qū)為基座巖體，上部變形主要由基座變形引起。箭穿洞危巖體整體處于變形階段，尚未進(jìn)入突變加速變形階段，但變形速率逐年提高。

圖6 LF4，LF5自動(dòng)裂縫監(jiān)測(cè)變化量曲線圖Fig.6 The variation curve of fractures obtained of LF4、LF5by automatic monitoring

圖7 基座壓應(yīng)力監(jiān)測(cè)變化量曲線圖Fig.7 The variation curve of compressive stress of bedrock

根據(jù)箭穿洞危巖體的赤平投影分析，走向SW的縱張裂隙控制危巖體的兩側(cè)邊界，走向SE的構(gòu)造裂隙為后緣外傾裂隙，但不臨空。巖層層面傾角平緩，但基座巖體軟弱，易發(fā)生壓碎變形。在后緣裂隙快速充水作用下，可能出現(xiàn)壓碎滑移破壞或傾倒破壞。因此箭穿洞危巖體可能出現(xiàn)的破壞模式：①江水淘蝕層間泥質(zhì)條帶，軟化基座巖體強(qiáng)度，破壞基座巖體完整性，在上部巖體的荷載壓力和后緣裂縫充水的水壓力作用下，在基座軟弱巖體內(nèi)逐漸形成壓剪帶，發(fā)生滑移失穩(wěn)；②基座巖體在江水侵蝕作用下巖體完整性降低，基座巖體抗拉強(qiáng)度降低；在后緣裂隙瞬時(shí)充水的水壓力作用下發(fā)生傾倒失穩(wěn)。

計(jì)算工況按《三峽庫(kù)區(qū)三期地質(zhì)災(zāi)害防治工程地質(zhì)勘查技術(shù)要求》[9]確定為天然工況和暴雨工況，其中天然工況分為145 m水位和175 m水位工況。故工況設(shè)置為：

工況Ⅰ：自重+地表荷載+145 m水位；

工況Ⅱ：自重+地表荷載+175 m水位；

工況Ⅲ：自重+地表荷載+50年一遇暴雨；傾倒式危巖僅計(jì)算工況Ⅱ和工況Ⅲ。

整體穩(wěn)定性計(jì)算按2D斷面模型進(jìn)行(圖8)?？够涂箖A倒公式分別見公式(1)～(7)和(8)，箭穿洞危巖穩(wěn)定性計(jì)算成果見表1。

圖8 穩(wěn)定性計(jì)算2D斷面模型圖Fig.8 2D section model for stability calculationH為巖柱高度/m；h0為重心距基座的高度/m；a為重心距基座的平距/m；b為基座長(zhǎng)度；W為巖柱的重量/N；f為后壁結(jié)構(gòu)面摩擦力；σ為基座巖體強(qiáng)度；P1、P2、P3分別為巖柱不同部位受的水壓力，其中P1代表暴雨局部充水下的水壓力；α為基座巖層傾角。

對(duì)巖體完整或比較完整的危巖體滑移失穩(wěn)按下式計(jì)算：

(1)

式中：Fs——危巖穩(wěn)定性系數(shù)；

R——危巖體抗滑力/(kN·m-1)；

T——危巖體下滑力/(kN·m-1)。

R=Ntgφ+cl+f

(2)

式中：R——危巖體抗滑力/(kN·m-1)；

N——危巖體在滑動(dòng)面法線上的反力/(kN·m-1)；

φ——滑面內(nèi)摩擦角標(biāo)準(zhǔn)值/(°)；

c——滑面粘聚力標(biāo)準(zhǔn)值/kPa；

l——滑動(dòng)面長(zhǎng)度/m，一般為基座長(zhǎng)度b；

f——為后壁結(jié)構(gòu)面摩擦力/(kN·m-1)。

T=Wsinα+ΔPcosα

(3)

式中：T——危巖體下滑力(kN·m-1)；

W——為巖柱的重量/(kN·m-1)；

α——為基座巖層傾角；

ΔP——巖體兩側(cè)靜水壓力的合力/(kN·m-1)。

N=Wcosα-Δpsinα-P2

(4)

式中：N——基座滑動(dòng)面法線上的分力/(kN·m-1)；

W——為巖柱的重量/(kN·m-1)；

α——為基座巖層傾角；

ΔP——巖體兩側(cè)靜水壓力的合力/(kN·m)；

P2——滑面地下水揚(yáng)壓力/(kN·m-1)。

W=Vuγ+Vdγsat

(5)

式中：W——為巖柱的重量/(kN·m-1)；

Vu——危巖體單位寬度巖土體的浸潤(rùn)線以上體積/(m3·m-1)；

γ——巖土體的天然容重/(kN·m-3)；

Vd——危巖體單位寬度巖土體的浸潤(rùn)線以下體積/(m3·m-1)；

γsat——巖土體的飽和容重/(kN·m-3)。

(6)

式中：P1——暴雨后緣裂隙充水的水壓力/(kN·m-1)；

γw——水的容重/(kN·m-3)；

hw——裂隙充水高度/m。

(7)

式中：P2——滑面地下水揚(yáng)壓力/(kN·m-1)；

γw——水的容重/(kN·m-3)；

l——滑動(dòng)面長(zhǎng)度/m，一般為基座長(zhǎng)度b；

hw——裂隙充水高度/m。

當(dāng)危巖體穩(wěn)定性由底部巖體抗拉強(qiáng)度控制而發(fā)生傾倒時(shí)，按下式計(jì)算：

(8)

式中：Fs——危巖穩(wěn)定性系數(shù)；

flk——危巖體抗拉強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值/kPa；

b——后緣裂隙未貫通段下端到傾覆點(diǎn)之間的水平距離/m；

W——危巖體自重/(kN·m-1)；

a——危巖體重心到傾覆點(diǎn)的水平距離/m；

hw——裂隙充水高度/m；

θ——后緣裂隙傾角/(°)；

因此，通過近4年專業(yè)監(jiān)測(cè)變形規(guī)律和穩(wěn)定性計(jì)算判定箭穿洞危巖的破壞模式為壓致滑移。

如果按照30次干濕循環(huán)后基座巖體的抗剪強(qiáng)度來進(jìn)行計(jì)算抗滑穩(wěn)定性系數(shù)，其2D斷面的穩(wěn)定性系數(shù)最低分別達(dá)1.081。由此可見，當(dāng)基座巖體的強(qiáng)度下降后，其穩(wěn)定性系數(shù)也下降了，并且可能下降至極限平衡狀態(tài)附近。

表1 箭穿洞危巖穩(wěn)定性計(jì)算成果表Table 1 The calculation results of stability ofJianchuandong dangerous rock body

3 箭穿洞危巖體防治工程設(shè)計(jì)

根據(jù)《三峽庫(kù)區(qū)三期地質(zhì)災(zāi)害防治工程設(shè)計(jì)技術(shù)要求》[10]，箭穿洞危巖的防治工程等級(jí)劃分為Ⅰ級(jí)，設(shè)計(jì)基準(zhǔn)期50年。設(shè)計(jì)工況選擇工況Ⅲ：自重+地表荷載+50年一遇暴雨(壩前對(duì)應(yīng)洪水位162.00 m)，按滑移模式進(jìn)行設(shè)計(jì)。剩余下滑力荷載分項(xiàng)系數(shù)1.00，主動(dòng)巖石壓力荷載分項(xiàng)系數(shù)1.35。

根據(jù)危巖的變形破壞模式，影響危巖穩(wěn)定性的主要因素為基座軟弱巖體在庫(kù)水作用下強(qiáng)度和完整性急劇降低，從而發(fā)生壓碎滑移或傾倒破壞。因此，基座巖體的穩(wěn)定性控制是整個(gè)危巖體防治的關(guān)鍵。殷躍平等[11-13]采用錨索對(duì)危巖體及滑坡錨固取得了較好的效果。箭穿洞危巖的治理方案為：基座軟弱巖體補(bǔ)強(qiáng)加固+錨索錨固(治理工程剖面示意圖見圖9)。由于基座位于長(zhǎng)江175 m水位線以下，受長(zhǎng)江水位調(diào)度影響，工程治理工期受制約。建議對(duì)危巖治理工程分兩期進(jìn)行，第一期先做基座補(bǔ)強(qiáng)加固工程；第二期實(shí)施錨固工程。

圖9 箭穿洞危巖體防治工程設(shè)計(jì)剖面圖Fig.9 The treatment plan of Jianchuandong dangerous rock body

(1)基座補(bǔ)強(qiáng)加固工程(第一期)

①基座混凝土平臺(tái)

采用C30混凝土現(xiàn)澆，結(jié)合2012年至2016年的庫(kù)水位運(yùn)行情況，庫(kù)水位在150 m以下天數(shù)為45～69 d，因此平臺(tái)基礎(chǔ)起點(diǎn)標(biāo)高從150 m開始，按高度2.5 m分階，每階階面寬度3.0 m，階面呈0.1∶1的負(fù)坡設(shè)置，形成153.60 m和156.10 m 2個(gè)平臺(tái)，每級(jí)平臺(tái)設(shè)一排錨樁，錨樁間距為2 m，錨樁孔徑為110 mm，錨固段長(zhǎng)度為5 m，伸入C30混凝土平臺(tái)1.8 m，設(shè)置2根φ28HRB400級(jí)鋼筋。

②板肋式錨桿擋墻+固結(jié)注漿

對(duì)危巖基座水位變動(dòng)帶巖體進(jìn)行防護(hù)，計(jì)算荷載按主動(dòng)巖石壓力考慮，肋柱按彈性地基梁計(jì)算，錨桿按構(gòu)造布置。

肋柱的水平間距為2.0 m，截面尺寸b×h=0.3 m×0.5 m，嵌入巖壁內(nèi)0.2 m，形成內(nèi)肋；面板厚度為0.3 m，頂部設(shè)置壓頂梁截面尺寸b×h=0.3 m×0.3 m。面板及梁、柱采用C30現(xiàn)澆砼，鋼筋保護(hù)層厚度為50 mm，面板鋼筋采用HPB300級(jí)φ8雙排雙向布置，肋、柱主筋采用HRB335級(jí)φ20普通鋼筋。

錨桿的水平間距為2.0 m，豎向間距為2.5 m，錨孔孔徑為110 mm，錨桿長(zhǎng)度為5～27 m，錨筋采用1根HRB400級(jí)φ28普通鋼筋。

從標(biāo)高158.60～173.60 m段共7排錨孔兼做固結(jié)注漿孔，標(biāo)高+166.10～+173.60 m段4排錨孔，延長(zhǎng)7～28.5 m作為固結(jié)注漿鉆孔，注漿孔穿過危巖體進(jìn)入穩(wěn)定巖層深度不小于2.0 m，注漿壓力0.2～1.0 MPa，注漿材料采用3∶1～0.5∶1水泥。

在標(biāo)高157 m和162 m設(shè)置直徑91 mm的排水孔，按10%的仰斜布設(shè)，水平間距4.0 m，豎直間距5.0 m，共計(jì)20個(gè)，采用硬質(zhì)塑料花管外包工業(yè)過濾布保護(hù)，孔深約31 m。

(2)錨索工程(第二期)

箭穿洞危巖體在工況Ⅲ條件下處于基本穩(wěn)定狀態(tài)，剩余下滑力為1 779 kN/m。錨索的結(jié)構(gòu)計(jì)算按《三峽庫(kù)區(qū)三期地質(zhì)災(zāi)害防治工程設(shè)計(jì)技術(shù)要求》[10]進(jìn)行計(jì)算。錨索采用鋼絞線1×7標(biāo)準(zhǔn)型φ15.24 mm—1 860 MPa，錨索水平間距為6 m，豎向間距為6 m，從標(biāo)高186～212 m布置6排，30個(gè)錨點(diǎn)，錨固體直徑200 mm，錨固段長(zhǎng)度10 m，單索的軸向拉力為2 000 kN。

錨頭采用現(xiàn)澆C40砼；錨頭與巖壁界面應(yīng)鑿成鋸齒狀；鋼筋按構(gòu)造φ8@50三層雙向布置；鋼墊板尺寸為0.4 m×0.4 m，厚30 mm；錨具采用OVM15—16型；鋼筋及錨具的保護(hù)層厚度不小于30 mm。

錨索張拉必須等孔內(nèi)砂漿達(dá)到設(shè)計(jì)強(qiáng)度的70%后方可進(jìn)行。錨索張拉分兩次逐級(jí)張拉，第一次張拉值為總張拉力的70%，為1 400 kN，兩次張拉間隔時(shí)間不小于3～5 d。第二次張拉時(shí)應(yīng)按10%進(jìn)行超張拉，張拉力為2 200 kN。

4 結(jié)論與建議

(1)箭穿洞危巖體位于長(zhǎng)江三峽庫(kù)區(qū)巫峽左岸，體積約3.575×105m3。危巖體主要以涌浪形式危害長(zhǎng)江航道和沿岸設(shè)施及人員，潛在危害極大。

(2)箭穿洞危巖體的基座破碎，受庫(kù)水波動(dòng)影響巖體劣化加劇。地表監(jiān)測(cè)表明，箭穿洞危巖體正在持續(xù)緩慢變形。干濕循環(huán)試驗(yàn)表明，基座各項(xiàng)巖體強(qiáng)度下降約20%～30%，危巖體可能發(fā)生基座壓裂滑移或傾倒破壞。

(3)危巖體抗滑和抗傾覆穩(wěn)定性計(jì)算表明，箭穿洞危巖體目前處于基本穩(wěn)定狀態(tài)。當(dāng)基座巖體干濕循環(huán)劣化30%后，巖體可能處于極限平衡狀態(tài)。

(4)建議針對(duì)箭穿洞危巖先實(shí)施第一期基座軟弱巖體補(bǔ)強(qiáng)加固工程，然后對(duì)其效果進(jìn)行專業(yè)監(jiān)測(cè)，第二期錨索工程可根據(jù)專業(yè)監(jiān)測(cè)情況確定是否實(shí)施或優(yōu)化。

目前雖箭穿洞危巖變形較緩慢，但其危害性大；若變形累計(jì)到一定程度后，其變形速率將急劇增大，到時(shí)箭穿洞危巖體進(jìn)行防治難度將很大，防治方案也將受到很大的局限，治理的安全風(fēng)險(xiǎn)大。因此，建議盡快啟動(dòng)箭穿洞危巖的治理工作。

參考文獻(xiàn)：

[1] YIN Yueping，HUANG Bolin，LIU Guangning，et al. Potential risk analysis on a Jianchuandong dangerous rockmass-generated impulse wave in the Three Gorges Reservoir, China[J]. Environmental Earth Sciences, 2015(74):2595-2607.

[2] 黃波林，劉廣寧，王世昌. 三峽庫(kù)區(qū)巫山縣箭穿洞危巖體涌浪預(yù)測(cè)研究報(bào)告[R].武漢地質(zhì)調(diào)查中心，2013.

HUANG Bolin，LIU Guanning，WANG Shichang. Report on potential impulse wave generated by Jianchuan dong rock mass in Wu Gorge, Three Gorges[R]. Wuhan Center of China Geological Survey, 2013.

[3] HUANG Bolin, CHEN Lide, PENG Xuanming, et al. Assessment of the risk of rockfalls in Wu Gorge, Three Gorges, China[J]. Landslides, 2010(7):1-11.

[4] 鄧華鋒，李建林，朱敏，等. 飽水-風(fēng)干循環(huán)作用下砂巖強(qiáng)度劣化規(guī)律試驗(yàn)研究[J].巖土力學(xué)，2012，33(11)：3306-3313.

DENG Huafeng，LI Jianlin，ZHU Min，et al. Experimental research on strength deterioration rules of standston under “saturation-air dry” circulation function [J]. Rock and Soil Mechanics, 2012，33(11)：3306-3313.

[5] 劉新榮，傅晏，王永新，等. 水-巖相互作用對(duì)庫(kù)岸邊坡穩(wěn)定的影響研究[J].巖土力學(xué)，2009,30(3)：613-618.

LIU Xinrong, FU Yan, WANG Yongxin, et al. Stability of reservoir bank slope under water-rock interaction [J]. Rock and Soil Mechanics, 2009,30(3)：613-618.

[6] 王運(yùn)生，吳俊峰，魏鵬，等. 四川盆地紅層水巖作用巖石弱化時(shí)效性研究[J]. 巖石力學(xué)與工程學(xué)報(bào), 2009, 28(S1):3102-3108.

WANG Yunsheng，WU Junfeng，WEI Peng，et al. Research on time effect of rock weakening by water-rock interaction of redbeds in Sichuan Basin[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2009, 28(S1):3102-3108.

[7] 湯連生，張鵬程，王思敬. 水-巖化學(xué)作用的巖石宏觀力學(xué)效應(yīng)的試驗(yàn)研究[J]. 巖石力學(xué)與工程學(xué)報(bào), 2002, 21(4)： 526-531.

TANG Liansheng，ZHANG Pengcheng，WANG Sijing. Testing study on macroscopic mechanics effect of chemical action of water on rocks[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2002, 21(4)： 526-531.

[8] 楊紅偉. 循環(huán)載荷作用下巖石與孔隙水耦合作用機(jī)理研究[D].重慶：重慶大學(xué)，2011.

YANG Hongwei. Study on coupling mechanism of rock and pore water under cyclic loading[D]. Chongqing: Chongqing University, 2011.

[9] 三峽庫(kù)區(qū)地質(zhì)災(zāi)害防治工作指揮部.三峽庫(kù)區(qū)三期地質(zhì)災(zāi)害防治工程地質(zhì)勘查技術(shù)要求[S].2012.

Headquarters for Geological Hazard Prevention of the Three Gorges Reservoir Region. The technical requirements of the 3rd phase geological exploration in the Three Gorges Reservoir Region[S].2012.

[10] 三峽庫(kù)區(qū)地質(zhì)災(zāi)害防治工作指揮部.三峽庫(kù)區(qū)三期地質(zhì)災(zāi)害防治工程設(shè)計(jì)技術(shù)要求[S].2012.

Headquarters for Geological Hazard Prevention of the Three Gorges Reservoir Region. The engineering design requirements of the 3rd phase geological exploration in the Three Gorges Reservoir Region[S]. 2012.

[11] 殷躍平，康宏達(dá)，張穎，等. 長(zhǎng)江三峽鏈子崖危巖體防治錨固工程方案[J].中國(guó)地質(zhì)災(zāi)害與防治學(xué)報(bào)，1994,5(S)：351-359.

YIN Yueping，KANG Hongda, ZHANG Ying, et al. Anchoring engineering for Lianzi Cliff dangerous rockbody controlling in the Three Gorges of the Changjiang River[J]. The Chinese Journal of Geological Hazard and Control, 1994,5(S)：351-359.

[12] 殷躍平，康宏達(dá)，張穎. 鏈子崖危巖體穩(wěn)定性分析及錨固工程優(yōu)化設(shè)計(jì)[J].巖土工程學(xué)報(bào)，2000, 22(5)：599-603.

YIN Yueping，KANG Hongda, ZHANG Ying. Stability analysis and optimal anchoring design on Lianziya dangerous rockmass[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2000, 22(5)：599-603.

[13] 殷躍平，李廷強(qiáng)，唐軍. 四川省丹巴縣城滑坡失穩(wěn)及應(yīng)急加固研究[J].巖石力學(xué)與工程學(xué)報(bào)，2008,27(5)：971-978.

YIN Yueping, LI Tingqiang, TANG Jun.Landslide reactivation and emergency stabilization on Danba County Town in Sichuan Province[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering，2008,27(5)：971-978.