岩爆,什么叫岩爆？

岩体中聚积的弹性变形能在地下工程开挖中突然猛烈释放，使岩石爆裂并弹射出来的现象。轻微的岩爆仅剥落岩片，无弹射现象。严重的可测到4.6级的震级，一般持续几天或几个月。发生岩爆的原因是岩体中有较高的地应力，并且超过了岩石本身的强度，同时岩石具有较高的脆性度和弹性。这时一旦地下工程破坏了岩体的平衡，强大的能量把岩石破坏，并将破碎岩石抛出。预防岩爆的方法是应力解除法、注水软化法和使用锚栓-钢丝网-混凝土支护。

岩体中聚积的弹性变形能在地下工程开挖中突然猛烈释放，使岩石爆裂并弹射出来的现象。轻微的岩爆仅剥落岩片，无弹射现象。严重的可测到4.6级的震级 ，一般持续几天或几个月。发生岩爆的原因是岩体中有较高的地应力，并且超过了岩石本身的强度，同时岩石具有较高的脆性度和弹性 。这时一旦地下工程破坏了岩体的平衡，强大的能量把岩石破坏，并将破碎岩石抛出。预防岩爆的方法是应力解除法、注水软化法和使用锚栓-钢丝网-混凝土支护。

1.4.1 几点启示和有待进一步探索的问题 由国内外已有研究成果可获得以下几点启示和有待探索的问题。 1.4.1.1 关于高地应力 (1)高地应力的形成，首先取决于高地应力的来源，或是构造应力，或是自重应力，或是两者的叠加等，这是产生高地应力的必要条件。研究高地应力的形成，应从地应力环境形成演化过程进行分析。 (2)在同样的力源条件下，载体(岩体)储存地应力的能力与载体的性能有关，包括其材料的强度和弹性(变形)模量以及它的结构特征等。载体性能的差异和不均匀，将造成地应力储存量级的差别和分异。这是在研究高地应力发育分布规律时应特别注意的。 (3)从人类工程实践角度考虑，高地应力的界定应以它产生的特殊地质作用为标志，例如地震、断裂活化、基坑爆裂、地下硐室中的岩爆、大变形以及钻孔中的岩心裂饼等。否则，对它的界定就失去了实际的应用价值。 1.4.1.2 关于岩爆 (1)岩爆理论问题的核心是岩爆形成的力学机制。它是岩爆定义界定和岩爆裂度划分的重要依据。对这一理论的深化，要从两方面着手。一方面是岩爆现象的现场观察，它是1：1的原型模拟试验，丰富的现场资料，是确定岩爆力学机制的最重要的基础资料；另一方面，是岩石岩爆机制的室内力学试验研究，开展卸荷条件下岩石变形破裂全过程试验是岩爆室内物理模拟的重要途径和有效方法，它可揭示岩爆过程中变形破裂的演化过程。 (2)岩爆烈度分级在隧道工程实践中具有广泛应用价值。它不仅是隧道工程设计的依据，也是施工部门制定施工方案拟定防范对策的依据。从施工实践应用角度考虑，分级的依据应便于鉴别，便于操作，便于与防治措施对照，并且可用于作为预测预报的信息。 (3)岩爆(或大变形)的预测预报应将地质分析预报和监测信息预报两者结合起来。后者固然可以采用一些精密的仪器，但是隧道开挖施工的实际情况很难为仪器安装提供必要的条件，为了不影响施工进程，测试必须在放炮后钻眼之前完成，如果滞后开挖面进程时间太长，也就起不到及时预报的效果。因而采取更为简便易操作并能取得实效的监测手段，是一个努力的方向。 1.4.2 研究思路与研究原则 1.4.2.1 研究思路 鉴于以上认识，结合二郎山隧道工程的实际情况，确定了本项目的如下研究思路。 (1)采用地应力常规测试和Kaiser效应测试，补充必要的地应力场的实测资料，通过数值模拟，全过程再现地应力场的形式演化过程，进而掌握隧道区高地应力的形成机制和地应力场的发育分布规律。 (2)以岩爆的现场调研为基础，配合室内岩爆力学机制的实验研究，建立岩爆形成力学机制模型，制定更为合理实用的岩爆烈度分级和防治方案。 (3)以施工地质工作为基础，采取地质分析与现场监测相结合的方法，建立一套便于操作、取得实效的岩爆(大变形)的预测预报方法。 这一套研究思路，可概括为“形成演化机制分析与量化评价相结合”的研究思路。 1.4.2.2 研究原则 这是一项生产性科研，其中含有一些重要的理论问题，但必须以解决生产实际问题为前提，保证研究能及时向生产单位提供有价值的研究成果，为此制定了下列研究原则。 (1)采取现场施工跟踪研究方法。紧密结合工程实践，对隧道施工中围岩的变形破裂现场跟踪观察。在隧道贯通以前，始终有研究人员坚守在现场，掌握施工进程中出现的问题，及时做出分析判断，向生产施工部门报告。 (2)采用一些新的现场测试手段和方法，迅速准确获得围岩应力应变和变形破坏的新信息。研究中还创新地提出了一些新的测试方法，如岩体结构测氡勘测、围岩变形跟踪监测预报系统(TMS)、围岩二次应力改进型(W型)门塞式应力恢复测试法等，取得了明显的实效。 (3)通过对已开挖硐段围岩变形破裂发育分布规律的认识以及监测、测试提供的信息，预测前进方向可能出现的围岩稳定性问题，从而指导施工单位事先采取有效的工程防范措施，防患于未然。 (4)与隧道设计、施工、监理和主管部门紧密配合，及时互通情况，掌握工程进程中不断出现的新问题，根据实际情况调整工程进程的工作内容(见第11章)。 1.4.3 技术路线 根据拟定的研究思路与研究原则，制定了如图1-4所示技术路线与程序框图。 图1-4 技术路线与程序框图 Fig.1-4 Research approach and Scheme

自1996年开工以来，二郎山公路隧道施工过程中先后共发生200多次不同烈度的岩爆现象，从而引起了业主、施工、监理、设计和科研等部门的高度重视。发生连续岩爆的硐段共有15段(其中主洞10段、导洞5段)，每段长10～420m不等(表6-4)，累计总长度达1776m(其中主洞941m，占隧道全长度4161m的22.61%；平导835m，占其总长度的20.07%)。按RMS岩爆烈度分级方案，其中轻微岩爆(Ⅰ级)段占岩爆总长度的92.64%，中等岩爆(Ⅱ级)约占6.79%，强烈岩爆(Ⅲ级)仅占0.57%，未见剧烈岩爆(Ⅳ级)(表7-1)。因此，从总体上看，二郎山公路隧道中发生的岩爆以轻微岩爆(Ⅰ级)为主，中等岩爆(Ⅱ级)次之。根据施工现场跟踪观察、调研和大量监测统计资料分析，总结出该隧道岩爆发育分布的基本规律。 表7-1 二郎山主洞岩爆发育分布情况　Tab.7-1 Rock burst in the main tunnel of Erlangshan 注：岩爆烈度按RMS分级方案。 7.1.1 岩爆的发生与地应力场的关系 岩爆发生的部位大体上与地应力场分析结果相对应，主要出现在距东、西两洞口平距800～1000m以内，应力平稳带中高地应力硐段(图4-1)。在应力相对增高带内少数地段偶尔有岩爆(如平导K262+400处，距出口800m左右)。产生岩爆地段最大水平应力一般在30MPa左右，最小也在15～20MPa以上(表7-1)。埋深大多大于400m，最浅处为270m(表6-4中序号15)。 7.1.2 岩爆与围岩力学性能的关系 岩爆发生在石英砂岩、砂岩、灰岩、粉砂岩等坚脆的岩石中，并且均在围岩类别为Ⅳ、Ⅴ类以上的岩体中。力学试验证明这些岩石的力学强度很高，以粉砂岩为例，其弹性模量有的可达到40～50GPa(表6-6)。对石英砂岩开展的岩爆倾向性指数(Wet)测试(表6-5)，Wet为4.68，按波兰奇代宾斯基的判据(表6-3)，可以发生中等岩爆。 值得注意的是，在泥盆系甘溪组(D1g1-2)泥岩、粉砂岩和砂质泥岩层中也出现了岩爆，经现场调查和采样分析，发现岩爆发生在其中的灰岩和强度很高的粉砂岩夹层中(参见6.3.3)。揭示了这样一个规律，即在高地应力环境中，强弱不同的岩层中容易在强度高的夹层中发生岩爆。 7.1.3 岩爆与围岩断裂裂隙发育状况的关系 岩爆只出现在高于Ⅳ、Ⅴ类的岩体中，Ⅲ类及Ⅲ类以下围岩未见岩爆，与这类围岩裂隙发育，难于储存较高的弹性应变能有关，转为以受结构面控制的可移动块体的坍落、冒顶、边墙滑落等围岩变形破坏为主。 在断裂带附近，尤其是硐中所见的与硐轴线大角度相交的NW方向的张扭性断裂或裂密带(产状N40°～60°W/NE∠60°～85°)，岩爆较集中出现在两侧距断裂带10～20m以外地段。这可能因为断裂和裂密带相对为一应力松弛带，也即为应力降低带。应力的局部调整，在其两侧一定距离范围内出现了应力增高带(图7-1)，为岩爆发生提供了地应力条件。 图7-1 岩石强度差异及断裂带对附近应力场分布的影响(数值模拟) Fig.7-1 Effect on rock intensity difference and fault zone on nearby stress field distribution(numerical modeling) 7.1.4 岩爆与围岩地下水状况的关系 二郎山隧道围岩地下水总体情况比较少，但在断裂密集带处，可出现渗水、滴水甚至小股流淌。工程实践证明，凡地下水较丰富的地方，不会产生岩爆，但其两侧10～20m范围以外，则有发生岩爆的可能。这实际上是前述断裂两侧出现岩爆规律的另一种表现形式，施工工人很快就掌握了这一规律。 7.1.5 岩爆发生与开挖断面的关系 隧道岩爆周边虽然均有岩爆活动，但拱顶和两侧边墙部位相对较为强烈；其次为拱肩部位，这与岩体应力状况是有关系的。据调查，研究区三种高地应力基本成因类型所发生的岩爆部位有如下特点(图7-2)：①综合应力型高地应力区所发生的岩爆主要位于隧道拱顶、两侧边墙部位，有时也可以发生在拱肩部位；②构造应力型高地应力区所发生的岩爆主要位于隧道拱顶、拱肩部位；③与浅表生改造作用相联系的应力相对增高带内的少数高地应力点偶尔发生的零星岩爆则主要位于隧道拱肩部位。 图7-2 岩爆发生部位示意图 图中斜线阴影区为岩爆部位 Fig.7-2 Sketch map of rock burst developing(shadow part) 岩爆区掘进过程中，一般在掌子面至3倍洞径范围内岩爆活动最为频繁，随后逐渐减小(图7-3)。 图7-3 岩爆次数与距掌子面距离关系 Fig.7-3 The rock burst and distance from the face 7.1.6 岩爆时间效应的某些规律 岩爆发生通常滞后于开挖爆破时间，此后可有一段延续时间(表7-2)。延续时间的长短与岩爆烈度级别有关。 表7-2 二郎山隧道岩爆活动分期　Tab.7-2 Activite stages of rock burst in the Erlangshan tunnel

岩爆是岩体破坏的一种形式。它是处于高应力或极限平衡状态的岩体或地质结构体，在开挖活动的扰动下，其内部储存的应变能瞬间释放，造成开挖空间周围部分岩石从母岩体中急剧、猛烈地突出或弹射出来的一种动态力学现象（郭然，2003）。随着地下空间的开发利用及地下矿山的开采，岩爆作为一种极其严重的地质灾害越来越引起人们的重视。如何减轻或防止岩爆的危害，成为许多国家关心的问题之一，各国为此投入了大量的人力物力进行研究，防止岩爆的发生，取得了很大的成就。 由于岩爆的复杂性，对不同类型岩爆所提出的物理机制也不相同。依据岩爆的震源机理，岩爆可概括为五种类型：应变型岩爆、弯曲破坏型岩爆、矿柱型岩爆、剪切破裂型岩爆和断层滑移型岩爆（郭然，2003）。在金属矿山中以应变型岩爆和剪切破裂型岩爆较为多见，而在煤矿则以弯曲破坏型岩爆和矿柱型岩爆为多，断层滑移型岩爆则发生在断层带附近。不同类型的岩爆其研究方法不尽相同，由传统的强度理论到应用断裂力学、损伤力学，直至引入非线性科学包括突变理论和分岔理论等，这些理论从不同角度反映了岩爆的 图9-19 斜裂纹扩展 孕育特征。 本节将从断裂力学角度，对岩爆的发生进行解释。岩体通常存在大量随机分布的裂隙或缺陷；在高地应力区的开挖，由于应力调整而形成二次应力场使围岩中的裂纹扩展、连接以致失稳扩展。岩爆所经历过程通常是一个由微观裂纹扩展、连接到突发的宏观尺度脆性断裂过程（李广平，1997；Dyskin A V et al.，1993）。 考虑岩体内任一裂纹，在如图9-19所示应力作用下，当周向应力σθ增大到一定值，初始微裂纹将会平行或偏向最大主应力的方向扩展。当σr≥0时（以压为正），初始裂纹将以稳定的方式产生分叉；随着载荷增加，裂纹长度将相应增长，不会发生裂纹的失稳扩展。 但是对于围岩自由表面附近的微裂纹，自由表面对裂纹扩展具有重要影响。在裂纹达到一定长度后，自由表面的存在导致裂纹非稳定扩展，从而使裂纹长度突然增长；另一方面随着裂纹的扩展，不同的裂纹将相互连接而形成更长的裂纹，使岩体分裂形成薄片状岩层。薄层的厚度h取决于该初始裂纹与自由表面的距离，分裂层的长度由压应力集中区的长度决定。在压应力σθ的作用下，此薄片状岩层有可能发生屈曲断裂而形成岩爆，如图9-20所示。 图9-20 岩爆的断裂模型 根据Dyskin和Germanovich（1993）的分析，可求出考虑裂纹与自由表面相互作用的应力强度因子为 岩石断裂与损伤 式中τ为裂纹面上的有效切应力，利用对偶渐进法和数值分析给出岩体不发生岩爆的条件为 岩石断裂与损伤 当围岩支护应力σr满足式（9-33），则不会发生岩爆。当裂纹在围岩表面附近没有进行支护时（σr=0），裂纹发生失稳扩展的临界长度为，将其代入式（9-32）中，可得到裂纹发生失稳扩展的临界应力为 岩石断裂与损伤 式中μ为裂纹面上的摩擦系数。由裂纹失稳扩展链接贯通而形成的薄片状岩层在压应力的作用下，满足屈曲条件则发生宏观脆性断裂而形成岩爆。薄片状岩层屈曲的临界长度为 岩石断裂与损伤 式中E、v为岩石的杨氏模量和泊松比。

矿柱是地下岩体中唯一承受单轴压缩荷载的构件，因而岩样单轴压缩的应力-应变全程曲线用来设计矿柱是自然的。然而，岩石的复杂性使得其力学特性至今仍在研究之中，不同尺度、不同形状岩样的单轴压缩应力-应变全程曲线各不相同，充分表明全程曲线不是岩石的材料特性，而只是材料特性在具体构件中的宏观体现。特定岩样如直径为50mm、长度为100mm的全程曲线不能直接用于矿柱设计。 2.6.1 矿柱的承载性能 岩体具有各种缺陷和弱面，尺度、形状完全一致的两个矿柱的强度并不相同，在支承顶板时也不会同时达到其承载极限，先达到承载极限的矿柱将弱化破坏，承载能力降低，因此两个矿柱所能支承顶板的实际负荷要小于二者的强度之和。另一方面，若将两个小矿柱合并成一个大矿柱，那么除非它们的最弱断面在同一高度，否则大矿柱的承载能力要大于这两个小矿柱的承载极限之和。综上所述，在矿柱的总面积相同时，选用数量较少的大矿柱所能支承的顶板负荷要大于数量较多的小矿柱。这也定性地说明了，采用房柱式开采时，矿柱的宽高比增大，矿柱的强度增大［31］。 除了强度之外，矿柱在屈服弱化过程中产生的塑性变形也是评价其支承性能的重要指标，它表征了支承位移、吸收加载系统势能的能力，与液压支架达到工作阻力之后的溢流让压特性类似。下面通过长度相同、不同直径岩样的变形特性来定性讨论这一问题。 在应力峰值附近，岩样的非线性塑性变形根源于材料的非均质性。岩样同一承载断面上强度不等，强度低的材料屈服之后，产生局部塑性变形，承载能力降低；而未屈服材料的实际载荷将大于表观应力，变形也就大于表观应力与杨氏模量之比。从而岩样在变形增大的过程中，实际载荷变化不大，出现表观的塑性变形。在长度相同时岩样直径越大，其同一承载断面内的强度差异也越大，因此在屈服过程中就能产生较大的塑性变形；另一方面，各个断面的承载能力与最弱断面的差异也由于长度相对减小而减小，使得岩样在应力峰值之前的塑性变形沿轴向较为均匀，因而各断面都会产生较大的塑性变形量。 图2-22给出了岩样长度相同时直径对变形过程的影响。显然，在岩样长度一定时，屈服弱化所产生的塑性变形量随直径而增大。这也是高度相同时大矿柱趋于塑性而小矿柱趋于脆性［32］的力学解释。 岩样屈服弱化过程中材料必然要吸收能量，或者试验机要作塑性功。图2-22中三个长度相同的岩样在屈服弱化过程中，单位面积吸收的塑性功 岩石的力学性质 为横坐标重新处理（图2-23）。显然，单位面积材料的弱化破坏所需塑性功随岩样直径增大而增大。 图2-22 岩样直径对其弱化过程的影响 岩样直径：1—100mm；2—50mm；3—19mm；岩样长50mm 图2-23 岩样弱化与单位面积所吸收的塑性功 岩样直径：1—100mm；2—50mm；3—19mm；岩样长50mm 大矿柱具有较高的强度，并能支承更大的顶板沉降位移，具有较好的承载性能，在设计时应该予以充分考虑。 2.6.2 矿柱岩爆 通常将矿柱岩爆比拟为岩样的失稳破坏［33，34］，即矿柱相当于岩样，那么顶底板就是试验机的压头，在顶底板刚度小于矿柱刚度时，矿柱达到承载极限之后就会发生猛烈的崩溃式破坏，即矿柱岩爆；并据此建议采用小矿柱、乃至爆破松动来降低矿柱的刚度［18，19］。但二者还是有所区别的。 岩样单轴压缩过程是试验机加载机构伸长，提供压缩变形使岩样变形，岩样的载荷取决于压缩变形量。在此过程中试验机也产生相应的变形，储存弹性变形能。在岩样达到峰值应力之后，承载能力降低，整个系统载荷也随之下降，试验机储存的弹性能将释放，促使岩样弱化破坏。试验机所能储存的弹性变形能取决于岩样。 矿柱是支承顶板负荷的构件，其变形取决于所支承的负荷。顶板总的荷载通常是确定的，各个矿柱的负荷主要由其在整个支护系统中的位置确定，与矿柱自身尺度的关系不大。矿柱不能直接决定自身负荷的大小，更不能决定顶底板所储存的能量。 试验机只对单一岩样进行压缩加载。岩样失稳破坏的条件是试验机刚度小于岩样的“负刚度”，即式（2.12）。其机理是，在岩样弱化过程中系统载荷降低，试验机和岩样弹性变形的恢复量超过岩样弱化所需的塑性变形量。 岩样长度增加，其弹性变形刚度减小，但“负刚度”增加，变形趋于不稳定。当岩样长度达到LC=E/Y时，自身弹性应变的释放就可能使最弱断面完全弱化破坏，不需要试验机再增加压缩变形。就是说，在绝对刚性试验机上，岩样也将发生失稳破坏。岩样直径增加时，其弹性变形刚度增加，而弱化模量Y减小，岩样的峰后变形趋于稳定。但有一点是肯定的，岩样的峰后“负刚度”与其弹性变形刚度并无直接关系。 井下是由多个矿柱共同支承顶板，某一矿柱破坏失去承载能力之后，其原有负荷由邻近矿柱或围岩分担。如果顶板能得到有效支承而不再沉降，那么已破坏的矿柱仅靠自身的弹性应变的恢复并不会产生爆炸式的崩溃，甚至能保持完整的外形。大矿柱在屈服过程中产生较大的塑性变形，即在保持承载能力几乎不变的状态下承受顶板较大的沉降位移，所以通常都是最后破坏的。这就提高了对顶板的有效支护，并使邻近矿柱或围岩分担顶板更大的负荷，从而有助于抑制岩爆发生。 当然，大矿柱一旦受到破坏，可能由于附近已没有其他矿柱对顶板的有效支承，顶板将随着大矿柱的破坏而继续沉降，促使矿柱岩爆。这是一个承载能力的问题，与矿柱本身的尺度并无直接关系。显然多是大矿柱发生岩爆，但绝不是使用小矿柱或者将大矿柱炸松就能避免岩爆的。这只能降低总的支承能力，使矿柱岩爆提前发生。 矿柱岩爆的机理已经有了众多解释，下面基于岩石弱化特性作一描述。当矿柱最弱断面由于顶板沉降的压缩而全面弱化时，如果顶板沉降速度超过最弱承载断面的滑移，使得矿柱不能因最弱断面开始弱化破坏而卸载，那么矿柱将被继续压缩加载，从而使其他断面也达到承载极限也开始弱化破坏，使矿柱破裂成岩块。与此同时，矿柱内部集聚了弹性应变能，在矿柱破裂成岩块、且完全失去强度之后将转变成动能，使矿柱以一定的速度作崩溃式破坏。 在应力40MPa、弹性应变0.2%时，单位体积的弹性应变能为 岩石的力学性质 若岩石的密度为2.5×103kg/m3，则弹性应变能全部转化为动能时相应的速度是5.5m/s。这就是说，矿柱内弹性应变能的释放，可以使整个矿柱破裂后获得5m/s以上的速度。考虑到顶板的持续沉降以及岩爆时并非所有岩块都能获得动能，因而那些崩溃式破坏的岩块其实际速度还要大得多［13］。 总而言之，矿柱应尽可能选用相同尺度和形状，并合理布置使各矿柱承载均匀。大矿柱具有较高的强度，而且能够承受更大的顶板沉降位移，从而避免岩爆发生，应优先选用。

6.1.1 关于岩爆的定义 岩爆(rockburst)自1738年在英国锡矿坑道中首次发现以来，已成为地下工程中普遍关注的一种地质灾害，它被公认为是坚硬岩石在高地应力条件下产生的突发性的破裂。但至今对岩爆的定义和岩爆烈度分级尚无统一的认识和通用的标准，突出表现在对岩爆起始标准的界定依据有所差别。一些学者认为“岩石有松动的破裂，伴有轻微发自岩石的声音”，则列为“轻微岩爆活动”，持这种观点的以挪威岩爆学家B.F.Russeness为代表(1974)；我国较多的学者(如陶振宁，1988；谭以安，1988；邹成杰，1992；关宝树，1998等)则强调以“具有弹射现象”作为其与脆性破坏的区别，因而认为“无动力弹射现象的破裂不应归属岩爆，而应属于静态下的脆性破坏”(谭以安等，1988)。 从工程实践角度考虑，岩爆的界定应便于区别于围岩的其他类型的变形与破裂，如拱顶的坍落、冒落，边墙内鼓、滑落，底板隆起以及大变形等塑性流动变形等。岩爆以其突发性的破裂(爆裂)和特有的破裂形式区别于后者。 无论是硐室开挖过程中的岩爆现象(参见二郎山岩爆实录)和室内的岩石力学试验研究(参见6.2节)，均显示岩爆就其破裂机制而言，是一种岩石自身弹性应变能释放造成的破裂或爆裂，爆裂以后可以不同方式脱离母体。因而对这种现象就其力学机制而言可定义为： 地下硐室处在一定原始应力状态下的围岩，在硐室开挖过程中，围岩因开挖卸荷引起周边应力分异，造成岩石内部破裂和弹性应变能的释放引起的突然脆性破裂，称之为岩爆。 爆裂造成的岩块，可以爆裂松动∙∙、爆裂脱落∙∙、爆裂弹射∙∙和爆裂抛掷∙∙等方式脱离母体。其方式、初速度和规模的大小与爆裂时的破裂机制及释放能量的大小和波及的深度有关。(详见6.5节)。 6.1.2 岩爆烈度分级 二郎山隧道设计中采用的是三级分类方案(表6-1)。但施工实践中感到其不便于具体操作，为此结合二郎山工程实践，拟定了新的分级方案(RMS)。 表6-1 二郎山隧道设计采用的岩爆烈度分级方案　Tab.6-1 Rock burst intensity grades applied to Erlangshan tunnel design 注：σHmax为最大水平主应力。 (据交通部第一公路勘测设计院，1996) 6.1.2.1 岩爆烈度分级原则、依据 岩爆烈度分级主要考虑了以下原则和依据。 6.1.2.1.1 以爆裂松动脱落为起始状态，以爆裂抛掷为终极状态 爆裂松动大体相当于挪威拉森斯(R.F.Russenes，1974)分级中的1级，即轻微岩爆活动。应该指出，某些学者将有明显弹射现象和声响作为1级，实际上在具体描述时，将1级的破坏方式和过程描述为“劈裂成板……脱离母体，产生射落∙∙”(谭以安方案中的Ⅰ级弱岩爆)，未用弹射∙∙两字。在实际工作中，个别脱落的岩块也容易被人忽视或识别，因而要以此作为岩爆的判据标准，操作起来难度较大。但已破裂的岩块和残留的痕迹，往往可作为围岩破裂机制的直接证据。因而将爆裂松动或脱落作为起点，无论从岩爆力学机制和工程实践角度来看都是较为适宜的。 岩爆的另一极端状态则是爆裂抛掷，它会造成地下硐室摧毁性破坏。 6.1.2.1.2 便于确定合理的工程防治措施 各分类方案中，轻微岩爆(拉森斯方案)或弱岩爆(谭以安方案)将破坏程度定为轻微、不损坏机械设备。而岩爆的极端状态(如谭以安方案的极强岩爆，Ⅳ级)则是摧毁性的。在这两个极端状态之间，如果只有一种中间状态，显然不利于工程措施的合理设计。从这一点考虑，谭以安的4级分级方案是较为合理的。因此，本方案中也采用了4级划分原则。 6.1.2.1.3 分级依据应尽量便于实际操作 分级中突出在现场容易判别的标志，这样有利于施工、监理、设计和地质人员在现场取得共识及时制定对策。 6.1.2.1.4 岩爆分级与岩石变形破裂发展阶段对照 本方案中的4级划分可以与岩石在三向应力条件下变形破坏全过程加以对照。尽管硐室开挖对硐室围岩是一个卸荷过程，然而硐壁附近岩体将引起法向应力降低和切向应力增高的应力分异过程。因而这一部分岩体的应力状态与低(或无)围压条件下轴向应力增高这一三向应力状态相当。有关这方面对照的详细论证，详见6.5节。 6.1.2.2 二郎山公路隧道岩爆烈度分级方案(RMS) 根据以上分级原则和依据，提出了表6-2所示的二郎山公路隧道岩爆烈度分级方案(RMS)。该方案已被工程主管部门四川省交通厅高管局和施工单位等采纳应用，并取得了良好效果。 表6-2 二郎山公路隧道岩爆烈度分级方案(RMS)　Tab.6-2 Rock burst intensity grades applied to Erlangshan tunnel construction(RMS) 注：h为破坏波及深度(m)；B为硐径或跨度(m)；σθmax为硐壁最大切向应力(MPa)。 RMS方案虽然是针对二郎山公路隧道提出的，但其有关分级原则、分级依据的探讨具有普遍意义，并且已经历了该工程实践的检验，实际可操作性良好，可供类似地下工程实践参考。 6.1.3 岩爆分级烈度方案对比 现将二郎山岩爆烈度分级方案(RMS)与国内外已有方案进行对比(表6-3)，便于在工程实际中相互印证和应用。 表6-3 国内外岩爆烈度分级方案对比表　Tab.6-3 Rock burst intensity grades in China and abroad ① J为焦耳，代表岩爆释放的能量；②Wet为岩爆倾向性指数(详见6.3.2)。

上述基本规律是岩爆预测预报的重要依据。在二郎山隧道施工进程中，为了做好超前预报、及时向设计、施工单位提供信息，做到防患于未然，合理地调整设计和施工方法，课题组从以下两方面开展了预测预报工作。 7.2.1 岩爆地质分析超前预报法 地质分析以上述岩爆发生的基本规律为依据，根据隧道开挖段的围岩的地质结构及其表现，对前进方向开挖中可能出现的岩爆做出预报，取得了实效。 7.2.1.1 根据断裂和裂密带与岩爆的相关性进行预报 主洞开挖至K260+470时，根据K260+450～464硐段发育NW向陡倾裂密带，并且普遍股状出水的现象，预测掌子面前方在K260+474～484的西硐段可能有岩爆发生，及时做了预报。施工实践证实预报准确，在K260+490 以西部位发生岩爆。由于事前采取了有效的工程防护措施，保证了工程顺利进行，避免了工伤事故(图7-4)。 图7-4 隧道东段主洞岩爆发生规律及其预测预报示意图 Fig.7-4 Pattern of rock burst and its forecasting 7.2.1.2 根据地层岩性层序按岩性差异与岩爆的相关性进行预报 某些硐段岩爆发生在泥岩层内的泥灰岩、砂岩、粉砂岩夹层中，如西段平导K261+920～940段甘溪组下段(D1g1)泥岩层中的泥灰岩夹层，又如东段平导K260+100～250硐段中泥岩层中的砂岩、粉砂岩夹层。由于掌握了岩层层序，开展了施工地质剖面测绘，一旦进入相应层位，即对前进方向可能发生岩爆的部位作出预报，取得了明显效果。 7.2.2 现场测试预报法 本项研究试用了两种新方法。 7.2.2.1 σθmax/Rb判据现场测定预报法 硐壁二次应力场现场测试法(W型门塞应力解除法)在第5 章中已做了详细讨论。采用这种方法可在现场即时获得硐壁最大切向应力，并可对取得的岩心做点荷载试验，换算出岩石的单轴抗压强度，计算出σθmax/Rb值，按岩爆烈度分级(RMS)判据，判定岩爆的可能性与级别。典型实例如表7-3所示，成功地作出了预报。 (1)BS4(平导K261+939，北壁1.5m 高处)泥灰岩(D1g1)中测得 σθmax/Rb为0.52；BS5(平导 K261+905 北壁 1.5m 高处)砂质泥岩(D1g1)中测得 σθmax/Rb为0.64，判定在K261+820～940为中等岩爆段。 (2)BS6(平导K261+761，北壁1.5m 高处)砂质泥岩(D1g1)中测得 σθmax/Rb为0.48，判定K261+760～820段有轻微岩爆。 (3)EBS5(主洞K261+000，南壁1.5m高处)粉砂岩(D1p3)中测得σθmax/Rb为0.71，判定为强烈岩爆段。 上述预报得到证实，由于及时预报，施工单位采取了相应措施，未酿成灾害，保证了施工顺利进行。 图7-5 隧道东段主洞测氡剖面分析图 F—NW向裂密带(应力降低带)；B—可能发生岩爆段(应力增高带) Fig.7-5 Rn analysis in the east section of the main tunnel of Erlangshan F—NW-fissurs zone；B—Rock burst zone probably occurred 这种测试，也对原先判断有岩爆的地段进行了核查，及时做了调整。例如：BS7(平导K261+701，北壁1.5m 高处，距当时掌子面约10m 处)中石英砂岩(D1p3)测得σθmax/Rb=0.11。该测点段原设计预测K261+428～751为中等强烈岩爆段。据此做了调整，开挖后证实未出现岩爆，大大简化了施工程序，加快了掘进速度，降低了成本。 7.2.2.2 氡气α 杯测试法 本项研究在某些硐段(较干燥硐段)采用了氡气α杯测试。测试结果表明，在断裂带或裂密带附近，氡气值明显高于两侧(图7-5，参见图2-4)，相当于应力降低带。而在其西侧可见明显低于正常值的低值段，大体与应力增高带相当，也即是有可能发生岩爆的部位，两者的间距可用以推断断裂或密集带前进方向可能发生岩爆的部位。 表7-3 二郎山公路隧道围岩二次应力场测试和围岩变形破裂状况对比分析　Tab.7-3 Comparing of the secondary stress of the surrounding rock with its deformation and failure in the Erlangshan highway tunnel

6.5.1 岩爆形成机制讨论 国内外学者有很多关于岩爆形成机制的论述，概括起来，涉及到能量学观点、岩石的强度理论、损伤力学理论和弹性波理论等。 从能量学观点考虑，视岩爆过程是围岩积有弹性应变能的释放过程，这是得到大家公认的看法。有的学者以可能释放的能量的强弱作为烈度分级标准(前苏联学者Й.M.佩图霍夫，1972；Й.A.屠尔昌宁诺夫，1977，见表6-3)。波兰学者A.Q.Kidybinski(奇代宾斯基)提出岩爆倾向性指数Wet(参见6.3.2)，并用于判断和预测岩爆(见表6-3)。 从强度理论考虑，认为岩爆实际上是围岩在硐壁应力作用下的失稳破坏。有的人强调是一种剪切破坏(E.Hoek，1979；Zoback，1980 等)，有的人则认为是张性破裂的产物(Mastin，1984；Haimson，1972，1985)。杨淑清等开展的天生桥二级水电站引水隧洞相似材料岩爆机制物理模拟试验认为，岩爆具有劈裂破坏和剪切破坏两种机制，并且它们是两种应力水平的产物(杨淑清等，1993)。谭以安则认为岩爆是一渐进破坏过程，其形成过程可分为“劈裂成板→剪断成块→块片弹射”三个阶段(谭以安，1989)。一些学者以围岩岩石的强度与地应力的比值作为岩爆判别准则和烈度划分的标准，表6-8列举了一些代表性方案。 表6-8 国内外岩爆判别准则方案对比　Tab.6-8 The rock burst criterions in China and abroad 续表 注：IS为岩石点荷载强度；σθmax为硐壁最大切向应力；Rb为岩石单轴抗压强度。 断裂和损伤力学理论分析，强调岩体中早先的裂隙和微裂纹等损伤，在岩爆中的作用。处在压缩应力场中的脆性材料，在开挖边界上突然卸载，卸载波迅速从开挖边界传播至岩体深部。若岩体中由于弹性压缩所储存的势能足够大，则位于卸荷波前缘的剪切微裂纹，将因动力扩展而导致岩体破坏诱发了岩爆，并据此提出了发生岩爆的判据(罗先启等，1996)；有的将受压岩体中的裂纹分为压剪闭合裂纹和压剪不闭合裂纹两种性态，分析了压剪裂纹的启裂和扩展的准则，认为岩爆是开挖卸荷发生应力调整时，岩体中预有裂纹发生扩展而引起岩体发生宏观张性断裂的结果(李广平，1997)。 中外学者从不同角度探讨了岩爆的形成力学机制，为更深入地认识这一复杂的力学过程拓阔了思路，也为建立岩爆预测预报系统和判定防治对策提供了更充实的理论依据，但同时也提出了许多有待深入研究的课题。 6.5.2 岩爆形成力学机制模式 本项研究根据二郎山隧道岩爆现场调研实录资料、现场地应力和围岩变形监测资料，配合室内试验研究，建立了以二郎山隧道为典型实例的岩爆形成力学机制模式。建模主要依据以下主要认识： (1)地下硐室的开挖是硐室围岩的一个卸荷过程，然而硐壁附近的岩体将引起径向应力(σr)的降低和切向应力(σθ)的增高，出现应力分异现象，使围岩的应力差愈接近于开挖临空面愈大，至硐壁附近达到最大值。因而临空面附近的围岩的应力状态与低围压条件下轴向应力增高这一过程的应力状态大体相当，实际上是一个加载过程。 (2)卸荷过程下的岩石的三轴变形破裂试验显示，在围岩接近于0(σ3≈0)时，与单轴加载的破裂近似，表现为大体平行轴线方向的张性劈裂(图6-15)。随着围压的增高，破裂面中出现剪切面，大多追踪张性破裂生成；围压的进一步增高，破裂面发展为共轭剪裂面与张裂面构成的网状破裂。就破裂机制而言，可与断裂力学中的典型破裂迹象(Lajtai，1974)对照；按格里菲斯准则，属压致拉裂和由压致拉裂衍生的压致剪裂。 (3)岩石在三轴应力条件下变形破坏过程表现出阶段性特征。宾尼瓦斯基等(Lane，Biemiwaski，1970)对此作了详细划分，分为压密阶段(OA)、弹性变形(AB)、稳定破裂(BC)、不稳定破裂(累进性破坏)(CD)和强度丧失完全破坏阶段(DE)。由弹性阶段进入稳定破裂阶段，临界强度称为屈服强度(σy)，它相当于极限强度(Rb)的0.3～0.35倍，超过此强度后则可出现局部破裂，且随应力差的增大而发展，当应力保持不变时，破裂也停止发展。由稳定破裂进入不稳定破裂，临界强度称为长期强度(σc)，相当于Rb的0.7～0.8倍，破裂出现质的变化，过程中所造成的应力集中效应显著，在工作应力保持不变的情况下，破裂仍会不断累进发展。应力进一步提高，则进入强度完全丧失阶段。 图6-15 三轴应力条件下岩石的变形破坏过程 (据Lane，Bieniwaski等，1970) Fig.6-15 The deformation-fracture process of rock under triaxial stress conditions (Lane and Bieniwaski et al.，1970) OA—压密阶段；AB—弹性变形；BC—稳定破裂；CD—不稳定破裂；DE—完全破坏①超空隙水压力曲线；②正常空隙水压力曲线 (4)硐壁现场二次应力场测试，以实际的硐壁最大切向应力(σθmax)与钻取的岩心的单轴抗压强度Rb(采用点荷载试验强度换算求得)的比值作为判据，岩爆发生在 σθmax/Rb＞0.3的段落；σθmax/Rb=0.3～0.5为中等岩爆；σθmax/Rb＞0.7 时发生强烈岩爆。 根据上述依据，建立图6-16所示岩爆形成力学机制模式。图中以硐室开挖面内围岩的应力分布情况为例，围岩中的破裂迹象由表部向内可与卸荷过程下岩石的三轴变形破裂试验成果相对照。 图6-16 岩爆形成力学机制模式图 Fig.6-16 Mechanics mechanism model of rock burst 6.5.3 岩爆形成力学机制模式与岩爆强度分级(RMS)对照 岩爆形成力学机制模式与岩爆烈度分级(RMS)可有下列对照关系。 (1)轻微岩爆(Ⅰ)级：σθmax/Rb=0.3～0.5，硐壁应力基本达到或超过岩石的屈服强度(σy)，岩体出现局部破裂，进入稳定破裂阶段。破裂主要表现为表部的压致拉裂型张裂。以爆裂松动和剥落为主，岩块呈薄片或薄透镜状，零星间断爆裂。波及深度(h)限于表面＜0.1 B(h为波及深度，B为硐径或跨度，下同)。 (2)中等岩爆(Ⅱ级)：σθmax/Rb=0.5～0.7。岩石已明显进入稳定破裂阶段，表现为浅表部的楔形压致剪切破坏。爆裂脱落、少量弹射，岩块呈透镜状和板状，断口为弧形或楔形凹腔。持续时间较长，有随时间向深部发展的特征。波及深度(h)可达0.1～0.2B。 (3)强烈岩爆(Ⅲ级)：σθmax/Rb=0.7～0.9，岩石进入不稳定破裂阶段，表现为一定深度的楔形、弧形压裂剪切破坏或弯曲鼓折。可出现强烈的爆裂弹射，岩块的棱块状、块状、板状为主，断口为弧形，楔形凹腔，具有延续性，并迅速向深部扩展。波及深度可达0.2～0.3 B。 (4)剧烈岩爆(Ⅳ级)：σθmax/Rb＞0.9，岩石已接近或进入完全破坏阶段，表现为压致剪切或弯曲鼓折抛掷性破坏，并迅速向深部发展，剧烈的爆裂弹射甚至抛掷，波及深度＞0.3 B。 上述分析可与表6-2对照。

围绕岩爆形成的力学机制，开展了岩石力学试验、岩爆岩石断口电镜扫描和岩爆岩石X射线粉晶衍射成分分析。本节讨论岩石力学试验研究。 如前所述，岩体现场变形破裂现象为研究岩爆的形成过程提供了1：1的原型试验成果。为了解其形成演化过程的力学机制，开展了室内岩石力学试验研究。 6.3.1 单轴压缩下岩石破坏后区破坏型式的试验研究 Wawersik(1968)根据单轴压缩试验的结果，把岩石破坏后区之破坏形态分为Ⅰ、Ⅱ两大类型(图6-2)。Ⅰ型破坏属稳定破坏，岩石试件在峰值后所储存的变形能不能使其破裂继续扩展，故只有对它再继续做功，才能使它进一步破裂，硬度不高的岩石往往呈这种变形破坏型式；Ⅱ型破坏则是非稳定的，其破坏不需外力做功，岩石试件所储存的应变能突然释放即可使其自身破裂得以继续发展，一般脆而坚硬的岩石往往属此种变形破坏型式。 图6-2 单轴压缩下岩石破坏后区破坏类型 (据Wawersik，1968) Ⅰ—稳定破坏；Ⅱ—非稳定破坏 Fig.6-2 Types of rock destruction under uniaxial compress (Wawersik，1968) Ⅰ—steady failure；Ⅱ—unsteady failure 本次试验在美国产 MTS815 Test star程控伺服岩石力学试验系统(下同)上进行，采用环向应变控制加载，以10-7s-1的加载速率施加轴压，进行岩石单轴应力-应变全过程测试研究，试样全部取自二郎山公路隧道。测试结果表明(图6-3)，发生岩爆地段的石英砂岩、粉砂岩、灰岩、砂质泥岩等硬脆性岩石均出现Ⅱ型破坏(图6-3(a)、(b)、(c)、(d))；不发生岩爆地段的砂质泥岩则出现了Ⅰ型破坏(图6-3(e))。 图6-3 单轴压缩条件下应力-应变曲线 Fig.6-3 Stress-strain curve under uniaxial compression 6.3.2 岩爆倾向性指数(Wet)测试研究 高地应力条件是导致岩爆发生的外部必要条件，但不是充分条件。因为岩体的性能和结构构造条件等有所不同时，其变形破裂特性也就不相同。所以在相同地应力条件下，围岩发生岩爆与否，尚取决于岩体的变形破裂特性，岩爆倾向性指数(Wet)可以反映岩石的这种性能(A.Q.Kidybinski，1972)。 测试以20kN/min的加载速率施加轴压进行加载，加载终值为单轴抗压强度Rb的0.7～0.8倍，然后再卸载至0.05Rb，得到单轴应力状态下的加、卸载应力-应变曲线，从而求得卸载所释放的弹性应变能(фSP)和耗损的弹性应变能(фST)之比值фSP/фST作为岩爆倾向性指数(Wet)。典型测试结果如图6-4(a)、(b)、(c)和表6-5所示。 图6-4 单轴压缩卸载过程Wet测试曲线 Fig.6-4 Wet test curve under uniaxial compression and unloading 表6-5 岩爆倾向性指数(Wet)测试分析表　Tab.6-5 The results of test and analysis for Wet 从表6-5中可以看出，EB6取样处岩石强度应力比Rb/σ1=7.22，＞7，并未形成高地应力；Wet=0.63，小于2，故不具备发生岩爆的内、外因条件，因而无岩爆活动。EBS12取样处岩石强度应力比Rb/σ1=5.67，属高地应力；Wet=4.68，介于2～4.9之间，故具备了发生岩爆的内、外因条件，因而发生了轻微岩爆活动。EBS42取样处岩石强度应力比Rb/σ1=6.31，介于4～7之间，属高地应力；但Wet=0.87，小于2，因而不具备发生岩爆的内因条件，所以没有发生岩爆现象(判别标准参见表6-3)。综上所述，岩体只有在内、外因条件都具备时，才有可能发生岩爆活动。 6.3.3 卸荷状态下变形破裂机制的岩石力学实验研究 隧道围岩处在一个复杂的应力应变环境中。本书按照其岩石(体)的实际受力状态来研究它们的变形破裂特性，以探讨岩爆形成的力学机制之实验依据。 6.3.3.1 试验设计与方法 为简单计，我们设初始应力状态以λ表示，即λ=σH/σV(σH为水平应力，σV为垂直应力)；在围岩中开挖半径为a的圆形硐室后，其二次应力状态可以近似地用下列公式来加以表达： 二郎山隧道高地应力与围岩稳定问题 式中：σr、σθ、τrθ分别为径向应力、切向应力和剪应力；φ为极角， 。当r=a时，α=1，圆形硐室周边的二次应力状态则变为： 二郎山隧道高地应力与围岩稳定问题 从以上公式中可以看出，隧道的开挖使其周边的围岩应力发生了重新调整分布：径向应力σr随着向开挖自由表面接近而逐渐减小，至硐壁处降为零；切向应力σθ沿硐壁周边的应力值及其分布主要决定于λ值。但总的来说，隧道的开挖卸荷作用在围岩中引起强烈的应力分异现象，使围岩应力差越接近开挖临空面越大，至硐壁处达到最大值。因而这一部分岩体的应力状态与低围岩(或无围压)条件下轴向应力增高这一应力状态大体相当。这种应力途径总体上可以通过卸围压σ3、增加轴压σ1的室内实验方式来加以模拟。 试验是在美国产MTS815 Teststar程控伺服岩石力学试验系统上进行的，采用位移控制(LVDT控制)方式，试验过程为： (1)对每个试样加载，首先施加至静水压力状态(即σ1=σ3)，然后再增加轴压σ1至岩样破坏前的某一应力状态； (2)缓慢地降围压σ3，同时以10-5s-1的应变速率再施加轴压σ1，在获得峰值强度后继续试验，并获得峰值后各级围压下的强度； (3)当轴压σ1达到峰值、试样破坏时，立即停止降低围压σ3，轴压σ1仍保持10-5s-1应变速率加载，当测得的σ1不再随轴向应变的增大而继续降低时，再缓慢降低一级围压，共降3、4级后即可结束试验。 此外，为便于对比分析研究，各大类岩石均分别做了常规三轴和单轴加载试验。 6.3.3.2 试验及结果分析 本次试验所用的两种岩石全部取自二郎山公路隧道岩爆区的新鲜、完整岩层中，岩性分别为粉砂岩(ZE2组)和灰岩(WP1组)。各试验主要成果如图6-5至6-8和表6-6所示。 6.3.3.2.1 变形与强度特征 从表6-6中可知，与常规三轴加载试验相比，岩石在位移控制方式下卸荷三轴试验中破坏时的应力差(σ1-σ3)和弹性模量值多明显减小。例如，灰岩WP1-23试样在LVDT控制方式下卸荷破坏时的应力差仅为74.4MPa、弹性模量值为41.38GPa，而常规三轴LVDT控制方式下基本相同围压时加载破坏的WP1-25试样之应力差则为181.82MPa、弹性模量值达52.22GPa；粉砂岩ZE2-24试样在LVDT控制方式下卸荷破坏时的应力差为123.07MPa、弹性模量值为31.79GPa，而常规三轴LVDT控制方式下基本相同围压时加载破坏的ZE2-25试样之应力差则为169.5MPa、弹性模量值达54.68GPa。此外，卸荷试验中，岩石破坏时随着围压σ3的增大，其应力差σ1-σ3也逐渐增大。 图6-5 常规三轴应力-应变曲线 Fig.6-5 Triaxial stress-strain curve 图6-6 岩石卸荷破坏时σ1-σ3关系曲线 Fig.6-6 The σ1-σ3curve of rock unloading failure 表6-6 卸荷三轴试验成果综合表　Tab.6-6 The triaxial testing results under loading and unloading 图6-7 灰岩卸荷试验应力-应变曲线 Fig.6-7 Stress-strain curve of unloading test in limestone 图6-8 粉砂岩卸荷试验应力-应变曲线 Fig.6-8 Stress-strain curve of unloading test in siltstone 以轴向应力σ1和围压σ3为坐标轴，绘出试样卸荷破坏时的σ1-σ3关系曲线如图6-6所示。回归分析得出以下的线性关系式： 粉砂岩卸荷破坏时 σ1=30.0857+8.153σ3，r=0.9550 (6-3) 灰岩卸荷破坏时 σ1=51.0249+2.6956σ3，r=0.9425 (6-4) 式中σ单位为MPa。 上述关系式由于试样较少，加上试样本身结构性能等的影响，其规律性还有待于进一步探索。 此外，岩石试验抗剪断强度参数也有类似上述的变化规律：例如WP1灰岩组试样在LVDT控制方式下卸荷破坏时抗剪断强度参数C为9.83MPa、φ为34.02°，而常规三轴LVDT控制方式下加载破坏时抗剪断强度参数C值高达15.15MPa、φ高达52.56°；ZE2粉砂岩组在LCDT控制方式下卸荷破坏时抗剪断强度参数C值为5.2MPa、φ为51.39°，而常规三轴LVDT控制方式下加载破坏时抗剪断强度参数C值则达8.3MPa、φ达55.39°。 6.3.3.2.2 破裂特征 本次试验所用的两组试样，均采自隧道岩爆区，分别为灰岩(图6-9)和粉砂岩(图6-10)，图6-9、6-10两图展示了试样的破裂迹象，有以下特征。 图6-9 WP1灰岩组试样破坏形迹素描图 Fig.6-9 Destruction pattern for testing sample of limestone，WP1 group (a)σ3=0；(b)σ1/σ3=14.2；(c)σ1/σ3=6.63；(d)σ1/σ3=4.69；(e)σ1/σ3=5.0 图6-10 ZE2粉砂岩组试样破坏形迹素描图 Fig.6-10 Failure pattern for testing sample of siltstone，ZE2 group (a)σ3=0；(b)σ1/σ3=17.2；(c)σ1/σ3=13.34；(d)σ1/σ3=10.43 (1)卸荷破裂的总体特征，与低围压三轴加载试验结果相近似，即具有较强的张性破裂特征。 (2)在围压接近0(σ3≈0)情况下的破裂，与单轴压缩破裂迹象类似，出现一系列与轴向大体平行的张性裂纹(图6-9(a)，图6-10(a))。 (3)卸荷状态下的剪切破裂带有剪张特征，大多追踪轴向隐伏拉裂缝后生成，顺阶步的错动可产生剪切和扩容(图6-9(b)～(e)和图6-10中(b)～(d))。 (4)随着破坏围压的增高，试样破坏剪切成分比重增大(图6-9(b)～(e)，图6-10中(b)～(d))，局部形成共轭“X”形裂面。随着破坏围压的增高，发展为贯通性的剪切破裂与密集的共轭剪裂隙和纵张裂隙相伴(如图6-9(e)和图6-10(c))。卸荷状态下的破裂迹象可与岩爆迹象之间进行对比。

1、隧道为地下通道的一种，也是最常运用的一种。设计给交通或其他用途使用，通常用来穿山越岭，若施做于地面下称作地下隧道
2、物探是地球物理勘探的简称，指用物理的方法对地球进行勘探的工作或与之相应的学科，包括找矿（各种矿，如煤、石油、金属等）、预报地震等。20世纪，物探主要工作领域是地球的地表以下，后来发展到了地球以上的空间
3、隧道净空指隧道地面到顶之间的距离的空间
4、空间效应指洞室在掘进过程中，由于受到开挖面的约束，使开挖面附近的围岩不能立即释放其全部位移，这种现象称为开挖面的空间效应
5、喷锚支护指的是借高压喷射水泥混凝土和打入岩层中的金属锚杆的联合作用(根据地质情况也可分别单独采用)加固岩层，分为临时性支护结构和永久性支护结构
6、围岩，是隧道穿过的岩石，据不同岩性的刚性坚硬度来划分，一般可以分为坚硬－半风化（软坚）－风化（软石）三个等级。当然每一个等级还可以细分围多个等级
7、岩爆指岩体中聚积的变形能在地下工程开挖中突然猛烈释放，导致岩石爆裂并弹射出来的现象
8、隧道建筑界限应该是指机车车辆运行必须有一个安全的空间，因此，隧道对机车车辆和接近隧道的建筑物、设备规定了不允许超越的轮廓尺寸，也就是限界。可以说，限界就是合理的空间。

9、新奥法是应用岩体力学理论，以维护和利用围岩的自承能力为基点，采用锚杆和喷射混凝土为主要支护手段，及时的进行支护，控制围岩的变形和松弛，使围岩成为支护体系的组成部分，并通过对围岩和支护的量测、监控来指导隧道施工和地下工程设计施工的方法和原则
10、岩石质量指标（RQD）rock quality designation 用直径为75mm的金刚石钻头和双层岩芯管在岩石中钻进，连续取芯，回次钻进所取岩芯中，长度大于10cm的岩芯段长度之和与该回次进尺的比值，以百分比表示

不是太准，毕竟不是搞这一行的，部分搜索的，长长见识。呵呵

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路面工程施工
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不良地质地段施工方法
地下水地段施工方法
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断层破碎带施工
岩溶地段施工
膨胀围岩地段施工
岩爆地段施工
洞壁失稳的措施
各分部工程的施工顺序
施工顺序安排原则
施工顺序安排
雨期的施工安排
冬期施工安排
雨期施工安排
确保工程质量和工期的措施
创优规划
创优规划落实措施
确保工程质量的措施
确保工程工期的措施
安全保证体系及安全保证措施
质量保证体系
质量保证与控制方案
安全保证体系
安全保证措施
环境保护措施
水保总体方案
组织措施
技术措施
文明施工保证措施
文明施工方案
文明施工措施
其他要说明的问题
做好廉正建设的措施
地方及相临标段的配合方案
文物保护措施
抗洪防汛技术组织措施及方案
成品保护措施
基本上注意这些就好了