胡劉洋 張 鵬 黃波林

(①防災(zāi)減災(zāi)湖北省重點實驗室(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30m的消落帶,部分消落帶巖體劣化強烈(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度,認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,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行了原位試驗與室內(nèi)實驗,原位試驗得出巖體一年度強度弱化率為0.3%～25.9%,室內(nèi)實驗得出在50次干濕循環(huán)后巖體強度弱化率為16.4%～23.9%。

同時,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、暴雨狀態(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)定性計算方法; 劉康琦等(2020)采用FLAC3D軟件中的強度折減法計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)對某岸坡進行了長期穩(wěn)定性分析; 閆國強等(2021)以青石6號坡為例計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行了破壞模式的分析,但未進行危巖整體穩(wěn)定性的評價; 本文以冠木嶺危巖為例進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度衰減,引入巖體劣化工況,利用強度折減法,計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,主河流九畹溪沿斷裂平行構(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,巖腔進一步擴大,巖腔頂部10cm向內(nèi)掏蝕近50cm(圖3),危巖體崩塌危險進一步加劇。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一步拓展,導(dǎo)致下部凹腔與后緣裂縫繼續(xù)擴大,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)值計算工況模型

參考冠木嶺危巖體勘查報告(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

本次計算擬研究20個水位周期下巖體強度變化帶來的穩(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),取每個周期基座巖體抗剪強度比初始巖體抗剪強度下降1%,如:第2個水文周期巖體強度比初始巖體強度下降了2%; 在進行折減時,將巖體c、φ值在每一周期后下降1%來達到巖體劣化的效果,利用20個周期將巖體抗剪強度總計衰減20%。

使用平面應(yīng)變方式進行二維有限元自重應(yīng)力場數(shù)值模擬,接著將自重應(yīng)力場計算的位移清零,然后開展多工況的計算,利用抗剪強度折減系數(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破裂面和穩(wěn)定性系數(shù),認為其發(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個工況,并給出了抗剪強度繼續(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),因此計算中采用地下水浸潤線方式處理,沒有進行滲流場耦合計算。強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,由于沒有計算滲流場,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)害的基本計算工況(陳洪凱等,2004),根據(jù)冠木嶺危巖體的實際情況,冠木嶺危巖體長期穩(wěn)定性分析計算5種工況,具體見表2。

表2 冠木嶺危巖體穩(wěn)定系數(shù)計算工況

3.2 破壞機理及長期穩(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; 當在175m水位下考慮強降雨情況下,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法所計算搜索的最危險區(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),共計算20個水文周期情況,分為10個子工況進行計算。

當僅考慮巖體劣化時,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,進一步劣化后,巖體破壞將危及整個危巖體。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,巖體強度下降約8%時,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個水文周期集中于臨空側(cè),之后由于基座巖體強度的降低,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)定性計算

危巖體傾倒式危巖由后緣抗拉強度控制時,按下式計算:

(1)

(危巖體重心在傾覆點之內(nèi)時)

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的水平距離(m);b為后緣裂隙未貫通段下端到傾覆點之間的水平距離(m);flk為危巖體抗拉強度標準值(kPa),根據(jù)巖石抗拉強度標準值乘以 0.4 的折減系數(shù)確定;α為危巖體與基座接觸面傾角(°),外傾時取正值,內(nèi)傾時取負值;β為后緣裂隙傾角。

當考慮危巖傾倒式破壞,主要計算區(qū)域為L1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行了相關(guān)研究,研究表明隨著凹腔的擴展加深和本文中重點考慮基座巖體的強度劣化,逐漸形成巖體破裂,整體傾倒的可能性也進一步增加。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,總共計算了20個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。由計算結(jié)果可知,當前自然狀態(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),當巖體劣化持續(xù)10個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

如果冠木嶺不進行防治,隨著時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庫水位時的穩(wěn)定性,將其余各個不同工況175m水位時的穩(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)值計算分析基礎(chǔ)上,對冠木嶺危巖進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,其位移量最大可達到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),再進行預(yù)制錨索加固。