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基于水压致裂法的三山岛深竖井工程区地应力测量与反演分析

朱明德 王照亚 张月征 李文光 侯奎奎 纪洪广 尹延天 付桢 郝英杰

武军, 廖少明, 王坤, 2018. 砂土地层中不同支护模式下盾构隧道开挖面稳定性研究. 地质力学学报, 24 (6): 879-886. DOI: 10.12090/j.issn.1006-6616.2018.24.06.092
引用本文: 朱明德,王照亚,张月征,等,2023. 基于水压致裂法的三山岛深竖井工程区地应力测量与反演分析[J]. 地质力学学报,29(3):430−441 doi: 10.12090/j.issn.1006-6616.20232911
WU Jun, LIAO Shaoming, WANG Kun, 2018. FACE STABILITY OF SHIELD TUNNEL WITH DIFFERENT SUPPORT MODELS IN SAND. Journal of Geomechanics, 24 (6): 879-886. DOI: 10.12090/j.issn.1006-6616.2018.24.06.092
Citation: ZHU M D,WANG Z Y,ZHANG Y Z,et al.,2023. In-situ stress measurement and inversion analysis of the deep shaft project area in Sanshan Island based on hydraulic fracturing method[J]. Journal of Geomechanics,29(3):430−441 doi: 10.12090/j.issn.1006-6616.20232911

基于水压致裂法的三山岛深竖井工程区地应力测量与反演分析

doi: 10.12090/j.issn.1006-6616.20232911
基金项目: 山东省自然科学基金项目(ZR2021ZD36)
详细信息
    作者简介:

    朱明德(1988—),男,硕士,主要从事岩石力学与地应力测量等相关工作。E-mail:zhumingde@sd-gold.com

    通讯作者:

    王照亚(1969—),男,高级工程师,主要从事岩石力学基础理论与岩土工程相关工作。E-mail:wangzhaoya@sd-gold.com

  • 中图分类号: P553

In-situ stress measurement and inversion analysis of the deep shaft project area in Sanshan Island based on hydraulic fracturing method

Funds: This research is financially supported by the Shandong Provincial Natural Science Foundation(Grant ZR2021ZD36)
  • 摘要:

    山东省三山岛西岭矿区拟建2000 m深副井,属于超深井建设工程。揭示建井工程区地应力场特征是开展竖井设计、建设施工的必要先决条件之一,研究中采用水压致裂法开展了深部竖井地应力现场测量工作,测量深度达到1899.00 m,通过数值仿真模拟方法反演了竖井工程区2017.56 m深的地应力场。结果表明:在水压致裂测试的钻孔357.76~1899.00 m深度范围内,最大水平主应力(SH)为23.16~70.86 MPa,最小水平主应力(Sh)为15.24~47.06 MPa;主应力随深度近于线性增加,地应力测量孔实测最大水平主应力方向分别为NW55.5°、NW60.4°、NW58.4°,为近北西方向;竖井工程区应力场主要以水平应力为主导,1200.00 m以下铅直主应力(Sv)为中间应力,SHSv之比平均值为1.53;通过FLAC 3D软件的反演分析获得了建井工程区内地应力场随深度、地层变化的分布规律,测试点的反演结果与实测值基本一致。近2000 m超深地层地应力状态及其分布规律,为竖井工程的井筒井壁设计和工程风险评估提供了基础科学依据。

     

  • 盾构隧道在砂土地层中施工时开挖面失稳可能性很大,一旦发生会造成极其严重的损失。防止开挖面失稳的关键是合理设置不同盾构支护平衡模式下的支护压应力。针对这一问题,目前主要的研究成果集中在临界状态下开挖面的整体失稳上,如工程中广泛应用的筒仓楔形体模型的极限平衡法[1]和塑性上、下限理论极限分析法[2~3]均是假设开挖面整体失稳。然而,工程实践和模型试验都证明盾构隧道开挖面失稳主要以局部失稳为主。Chambon[4]和Oblozinsky[5]通过三维离心试验发现,与刚性活塞支护模式下全断面失稳不同,静水压应力支护模式下开挖面上半部失稳。Berthoz[6]利用大比例土压盾构模型试验研究发现,土压平衡支护模式下开挖面上半部失稳。这说明,不同支护模式下,开挖面失稳区不同。对于发生这种现象的原因,目前还未见文献报道。随着国内外盾构隧道建设的日益增多,合理确定不同支护模式下盾构支护压应力尤为重要,要确定盾构支护压应力首先必须明确开挖面前方土体对刀盘的压应力分布形式。

    不同支护模式下,开挖面前方土体对刀盘的压应力分布模式和大小直接决定了支护压应力的大小和作用效果。盾构掘进遇到障碍物如切削桩基时[7]和双洞盾构[8]近距离施工时,合理的支护压应力对隧道的稳定性起着决定性作用。但长期以来相关学者一直假定楔形体为刚性且开挖面前方土体对刀盘的压应力均匀分布[9~10],不考虑刀盘与松动土体之间的摩擦力,而且水平土压应力系数依赖经验确定。武军等[11]在考虑松动土体内的三维土拱效应和开挖土体与刀盘的摩擦力的基础上,改进了筒仓楔形体模型,并通过与模型试验结果的对比分析,验证了该计算方法的合理性。在此基础上,文章进一步通过理论推导,分析开挖面所受应力的分布形式,研究了不同支护方式下的开挖面稳定性,最后给出了公式的简化计算方法,以方便实际工程运用。

    根据武军等[11]的推导,开挖面前方松动土体对刀盘的水平压应力σh

    σh=(fz2+gz+σH)k2 (1)

    公式(1)中:z为以计算点与盾构最低点的垂向距离,m;σH为楔形体上覆土压应力,kPa;可由公式(2)求得:

    σH=Rγck1tanφ(1ek1tanφHR)+σ0ek1tanφHR (2)

    公式(2)中:c为土的粘聚力,kPa;γ为土体容重,kN ·m-3σ0为地表竖向均布荷载,kPa;φ为土体内摩擦角,(°);H为隧道上覆土厚度,m;R为参数,可按公式(3)确定:

    R=BDtanω2(B+Dtanω) (3)

    公式(3)中:B=(πD)/4;ω= 45°-φ/2;D为盾构隧道开挖直径,m。当σ0=0且c=时,σH为负值,此时取σH=0;f, g为计算参数,其表达式分别如下:

    f=σH2D2[(a+bD)2a]r2D(a+bD) (4)
    g=rσH(b+aD) (5)

    rab为计算参数:

    r=γ2cB (6)
    a=k2tanδtanω (7)
    b=2k1tanφB (8)

    公式中δ为松动土体与刀盘间的摩擦角,(°);k1, 2[12]为土拱区内的水平土压力系数,其表达式为:

    k1,2=3(cos2θ1,2+kasin2θ1,2)3(1ka)cos2θ1,2 (9)

    公式(9)中:ka为郎肯主动土压力系数,ka=tan2(45°-φ/2);θ1, 2为公式(10)、(11)确定的较大值:

    θ1=arctan(1ka±(1ka)24tan2δka2tanφka) (10)
    θ2=arctan(1ka±(1ka)24tan2δka2tanδka) (11)

    将公式(1)沿隧道直径D积分,求得松动土体对刀盘的平均压应力σah

    σah=(13fD2+12gD+σC)k2 (12)

    目前常用的盾构支护模式有气压平衡支护、泥水平衡支护和土压平衡支护三种。理论上有效支护压应力均匀分布的只有开挖面在地下水位以上时的气压平衡支护模式,如图 1a所示;当开挖面在地下水位以下时,一部分气压支护力用以平衡地下水压应力,由于水压应力沿深度呈线性分布,因此作用在开挖面上的有效支护压应力呈上大下小的梯形分布,如图 1b所示;在泥水平衡支护模式下,当开挖面在地下水位以上时,支护力沿竖直方向呈上小下大的梯形分布,梯度为γs(γs为泥水容重),如图 1c所示;当开挖面在地下水位以下时,一部分泥水支护力用以平衡地下水压应力,作用在开挖面上的有效支护压应力也呈上小下大的梯形分布,但梯度减小为γs-γw(γw为地下水容重),根据膨润土和含泥量的不同,泥水容重也不同,但一般情况下在11~12 kN ·m-3之间,因此有效泥水支护应力梯度很小,近似于均匀分布,如图 1d所示;在土压平衡支护模式下,由于渣土会被改良为具有流动性的塑形状态,可忽略渣土的剪切强度,因此渣土压应力分布可假设为静水压应力分布,当开挖面在地下水位以上时,支护力沿竖直方向线性分布,梯度为γm(γm为渣土容重),当开挖面在地下水位以下时,有效支护力沿竖直方向线性分布,梯度为γm-γw,一般情况下,土压平衡模式支护力梯度大于泥水平衡模式支护力梯度,如图 1e1f所示。

    图  1  不同支护模式下支护压应力分布图[13]
    a—干土中气压应力分布;b—饱和土中气压应力分布;c—干土中泥水压应力分布;d—饱和土中泥水压应力分布;e—干土中渣土压应力分布;f—饱和土中渣土压应力分布
    Figure  1.  Support pressure distributions with compressed air、pressurized slurry and earth pressure balanced shield[13]

    文章假设不考虑渗透力对开挖面稳定性的影响。为不失一般性,取γ=18 kN ·m-3γ′=10 kN ·m-3γw=10 kN ·m-3γs=12 kN ·m-3γm=18 kN ·m-3。如图 2所示,在三种平衡支护模式下,开挖面失稳均非全断面整体失稳,而是局部失稳。

    图  2  不同支护模式下开挖面合应力沿深度的分布状态图
    a—气压支护模式下地下水位以上开挖面合应力沿深度的分布状态;b—气压支护模式下地下水位以下开挖面合应力沿深度的分布状态;c—泥水支护模式下地下水位以上开挖面合应力沿深度的分布状态;d—泥水支护模式下地下水位以下开挖面合应力沿深度的分布状态;e—土压支护模式下地下水位以上开挖面合应力沿深度的分布状态;f—土压支护模式下地下水位以下开挖面合应力沿深度的分布状态
    Figure  2.  The distribution of the stress along the depth of the face with compressed air, pressurized slurry and earth pressure balanced shield

    气压平衡支护模式下,开挖面在地下水位以上,当φ=0°时,不论粘聚力多大,土体均从刀盘下半部分挤入,开挖面下半部失稳; 当φ>0°时,随着内摩擦角的增大,失稳区逐步从开挖面下半部分向上移动,同时当φ值一定时,随着粘聚力的减小,失稳区逐步上移,如图 2a所示。气压平衡支护模式下,开挖面在地下水位以下时,由于有效气压支护力上大下小分布,开挖面均在下半部分失稳,如图 2b所示。需要说明的是:模型试验中采用的气压支护与实际工程中的并不相同,模型试验中的气体并不直接作用于土体而是被填充在橡胶袋中,通过橡胶薄膜支护开挖面,开挖面局部失稳后,失稳土体挤压橡胶膜,由于橡胶膜的张力使得作用在剩余稳定土体的压应力减小,继而引起失稳部位上部未稳定土体坍塌,所以最终表现为Oblozinsky[5]、Thorpe[14]试验中的整体失稳或上部约3/4断面失稳。实际工程中,开挖面局部土体失稳后形成类似于重力挡土墙的堆积体阻止开挖面的进一步失稳,堆积体的增大,最终能阻止开挖面的失稳。

    泥水平衡支护模式下,开挖面在地下水位以上,当φ=0°时,土体从刀盘下半部分挤入,开挖面下半部失稳,但是当φ≠0°时,开挖面均在上半部失稳,如图 2c所示,这与Chambon[4]和Oblozinsky[5]的离心模型试验结果规律性是一致的。开挖面在地下水位以下,当φ=0°时,土体从刀盘下半部分挤入,开挖面下半部失稳,而当φ>0°时,随着内摩擦角的增大,失稳区逐步从开挖面下半部分向上移动,同时当φ值一定时,失稳区随着粘聚力的减小,失稳区逐步上移,如图 2d所示。这与气压平衡支护模式下,开挖面在地下水位以上时,开挖面的失稳规律相同,其原因是该情况下有效泥水支护应力梯度很小,近似于均匀分布。

    土压平衡支护模式下,开挖面在地下水位以上时,开挖面均在上半部失稳,如图 2e所示。这与Berthoz[6]的大比例模型试验结果规律性是一致的,造成这种现象的原因是该情况下支护力梯度较大导致开挖面下半部支护压应力大于松动土压应力。土压平衡支护模式下,开挖面在地下水位以下时,由于有效支护力梯度的减小,当φ=0°时,土体从刀盘下半部分挤入,开挖面下半部失稳,而当φ>0°时,随着内摩擦角的增大,失稳区逐步从开挖面下半部分向上移动,同时当φ值一定时,失稳区随着粘聚力的减小,失稳区逐步上移,如图 2f所示,这与图 2a2d表示的规律相同。

    根据武军等[11]的分析,粘聚力不影响开挖土体对刀盘的压应力的分布形式,当C/D≥1.5时,埋深对于松动土体对刀盘的压应力大小和分布形式影响不明显;当φ≥30°时,砂土内摩擦角对于松动土体对刀盘的压应力大小和分布形式影响也不明显;而刀盘与开挖土体间的外摩擦角大小直接影响开挖土体对刀盘的压应力大小和分布形式,因此有必要分析不同支护模式下开挖面失稳和刀盘与开挖土体间外摩擦角的关系。

    气压平衡支护模式下,开挖面在地下水位以上时,随着外摩擦角发挥程度的增加,开挖面失稳区逐步从开挖面下半部分向上移动,外摩擦角的发挥程度与地层条件、刀盘开口率有直接关系,如图 3a所示。在透气性小的土体中,气体有可能会在刀盘与土体形成厚度很小的气垫层,减小外摩擦角。刀盘开口率较大时,气体和松动土体直接接触的面积增加,而气体和土体间的摩擦角近似为零,因此开口率增大也会降低外摩擦角。气压平衡支护模式下,开挖面在地下水位以下时,开挖面失稳区位于下半部,与外摩擦的发挥程度关系不大,如图 3b所示。泥水平衡支护模式下,外摩擦角的大小主要与泥膜的质量和厚度有关,泥膜质量好、厚度大,外摩擦角就小。当开挖面在地下水位以上时,外摩擦角的大小对开挖面失稳区域的影响不大,失稳区均位于开挖面上半部分;而开挖面在地下水位以下时,失稳区也位于开挖面上半部分,但失稳程度不同,如图 3c3d所示。这说明开挖面在地下水位以上时,泥膜的的质量和厚度对开挖面最终的失稳破坏影响不大,但在有地下水的条件下,泥膜的质量和厚度对开挖面最终的失稳破坏程度有较大影响。土压平衡支护模式下,外摩擦角的大小主要与渣土改良的好坏和刀盘开口率的大小有关,渣土改良质量好、刀盘开口率的大,外摩擦角就小。无论开挖面在地下水位以上还是以下,开挖面均在其上部失稳,外摩擦角的大小对其影响不大,如图 3e3f所示。这说明渣土改良和刀盘开口率的大小对开挖面最终的失稳影响不大。

    图  3  不同支护模式下开挖面合应力与δ的关系图
    a—气压支护模式下地下水位以上开挖面合应力与δ的关系;b—气压支护模式下地下水位以下开挖面合应力与δ的关系;c—泥水支护模式下地下水位以上开挖面合应力与δ的关系;d—泥水支护模式下地下水位以下开挖面合应力与δ的关系;e—土压支护模式下地下水位以上开挖面合应力与δ的关系;f—土压支护模式下地下水位以下开挖面合应力与δ的关系
    Figure  3.  Change of the resultant pressure distributions on work face with δ with compressed air, pressurized slurry and earth pressure balanced shield

    支护压应力设定后,在盾构停机状态下,支护压应力直接通过刀盘上的开口作用于土体,在盾构掘进状态下,支护压应力对土体的作用还受刀盘转动摩擦力和土体进入土舱过程中刀盘对土体产生的向上滑动摩擦力的影响,但是当刀盘旋转切削土体时,土体对刀盘的转动摩擦力合力为一个力偶,该力偶与刀盘扭矩相互平衡,因此土体与刀盘间的转动摩擦力不对开挖面稳定产生影响[11],刀盘对土体产生的向上滑动摩擦力由外摩擦决定。但通过以上分析发现,对于土拱效应明显的砂土地层来说,除气压平衡支护模式下其开挖面在地下水位以上时,外摩擦角对开挖面失稳有较大影响,其余支护模式下,外摩擦角对开挖面失稳影响较小。因此,在砂性地层中,支护压应力的大小设定对防止开挖面失稳最为关键。需要说明的是:由该节分析可知,在各种不同支护模式下,并未发生如筒仓楔形体模型假设的开挖面整体失稳,而是发生了开挖面的局部失稳,而某些局部失稳土体所受的拉应力很大,开挖面的变形随着支护压应力的变小逐步增大,其所受的应力也是逐步变化的,这说明在未到达筒仓楔形体模型所假设的开挖面整体失稳前,开挖面已经发生了局部失稳。这种机理还有待研究,但是对于盾构隧道来说,以筒仓楔形体模型确定的极限稳定支护力是不安全的。

    公式(1)和(11)计算过程较为复杂,因此给出C/D=2.0、c=0 kPa时,工程实践中常遇到的土体参数范围内的设计参数k2fgσC无量纲化关系图,如图 4所示,以方便工程设计使用。根据文献[11],当φ≥15°且C/D≥1.5时,粘聚力c和埋深C对松动土体对刀盘压应力的影响不大,因此,图 4也可用于C/D≥1.5、c>0 kPa的情况,且偏于安全。

    图  4  设计参数的无量纲化图
    a—k2的无量纲化;b—f的无量纲化;c—g的无量纲化;d—σC的无量纲化
    Figure  4.  Simplified design charts for the dimensionless coefficients

    进一步分析可知,水平土压应力系数k2随着内摩擦角φ的增大而减小,同时当δ/φ≤0.85时,k2随着δ/φ的增加缓慢增大,当δ/φ≥0.85时,k2随着δ/φ的增加快速增大,如图 4a所示。(fD)/γ随着δ/φ的增加而减小,同时当φ≤40°时,(fD)/γ随着φ的增加而快速减小,当φ≥40°时,减小速率变的较为缓慢,如图 4b所示。当φ≤20°时,g/γ随着φ的增大缓慢减小,当φ≥20°时,g/γ随着φ的增大快速增大,如图 4c所示。当φ≤40°时,σC/(γD)随着φ的增大快速减小,当φ≥40°时,减小速率变的较为缓慢,如图 4d所示。

    文章通过分析在气压支护模式、泥水支护模式和土压支护三种模式下,盾构隧道开挖面分别在地下水位以上和地下水位以下时所受应力的分布形式以及稳定性,得出如下结论:

    (1) 刀盘与松动土体之间的摩擦力对开挖面前方土体对刀盘的压力大小和分布形式有重要的影响,对开挖面稳定性和失稳部位也有重要影响。

    (2) 目前工程中广泛使用的建立在开挖面前方土体对刀盘的压力均匀分布和整体失稳基础上的筒仓楔形体模型无法解释模型试验中发现的静水压应力支护模式下开挖面上半部失稳和土压平衡支护模式下开挖面半部失稳的现象,而改进的筒仓楔形体模型能合理解释这一现象,用该改进模型分析开挖面稳定更合理、更安全。

    (3) 在气压、泥水和土压平衡支护模式下,开挖面失稳均非全断面整体失稳,而是局部失稳。有效支护应力均匀分布时,除粘土开挖面下部失稳外,其余土体均为开挖面中下部失稳。有效支护压应力呈上小下大的梯形分布时,除软粘土开挖面下部失稳外,其余土体均为开挖面上部失稳。有效支护应力呈上大下小的梯形分布时,所有土体开挖面均为下部失稳。

    (4) 对于土拱效应明显的砂土地层来说,除开挖面在地下水位以上其为气压支护模式时,刀盘和土体间的摩擦角发挥程度对开挖面的失稳区域分布有较大影响外,其余支护模式下,刀盘和土体间的摩擦角发挥程度对开挖面的失稳区域分布影响不大。

  • 图  1  西岭副井工程地质勘察图

    Q—第四系平原区;MJ—牟平−即墨构造混杂带;JD—胶东侵入岩变质区;JB—胶北隆起;JL—胶莱塌陷区;JN—胶南隆起区

    Figure  1.  Engineering geological map of the Xiling auxiliary shaft

    Q−Quaternary plain; MJ−Muping−Jimo tectonic hybrid zone; JD−Jiaodong intrusive metamorphic zone; JB−Jiaobei uplift zone; JL−Jiaolai subsidence zone; JN−Jiaonan uplift zone

    图  2  测量典型压裂过程曲线

    1—准备施压阶段;2—施压阶段;3—压裂阶段;4—泄压阶段;5—裂纹闭合阶段;6—重新施压阶段;7—裂隙重新张开阶段;8—重新泄压阶段;9—裂纹闭合阶段

    Figure  2.  Curves of a typical fracturing process

    1–preparation for pressure application; 2–pressure application; 3–fracturing; 4–pressure relief; 5–fracture closure; 6–re-application of pressure; 7–fracture re-opening; 8–re-relief of pressure; 9–fracture closure

    图  3  单回路水压致裂地应力测量系统

    Figure  3.  Schematic diagram of the new single-loop hydrofracture in-situ stress measurement system

    图  4  测量系统的印模装置

    Figure  4.  Impression devices for measurment system

    图  5  水压致裂典型压力曲线

    Figure  5.  Typical curves of hydraulic fracturing pressure

    图  6  西岭金矿钻孔主应力值随深度变化图与应力关系图

    Figure  6.  Variation of principal stresses with depth and stress diagram in the Xiling gold deposit

    (a) Variation of principal stresses with depth; (b) Ratio of maximum principal stress to vertical stress

    图  7  地质模型图和网格细节图

    Figure  7.  Geological model map and grid details

    图  8  最大水平主应力云图

    Figure  8.  Cloud of maximum horizontal principal stress

    图  9  最小水平主应力云图

    Figure  9.  Cloud of minimum horizontal principal stress

    图  10  铅直方向主应力云图

    Figure  10.  Cloud of vertical stress

    图  11  实测值和理论计算值对比图

    Figure  11.  Comparison of measured and theoretically calculated values

    图  12  模型破坏方式模拟分析

    Figure  12.  Simulation analysis of model damage patterns

    图  13  深部地应力导致的工程灾害图

    Figure  13.  Photos of safety issues due to deep in-situ stress

    (a) Rock cake-out and fracture; (b) Large deformation in a deep channel

    表  1  三山岛金矿西岭矿区副井勘察孔水压致裂原地应力测量结果

    Table  1.   Results of hydraulic fracturing in-situ stress measurements in the borehole of the auxiliary shaft at the Xiling deposit, Sanshandao gold mine

    测段深度/m压裂参数/MPa主应力值/MPa破裂方位
    PbPrPsPoTSHShSv
    357.7620.0215.5411.733.514.4823.1615.249.47
    431.0924.5715.7811.854.228.7923.9916.0811.41
    509.3525.1520.2913.444.994.8625.0218.4313.48NW55.5°
    608.2625.1618.8214.355.966.3430.2020.3116.39
    665.3324.3421.3914.756.522.9529.3721.2717.60
    881.7030.2223.0916.298.647.1434.4224.9323.33
    957.1025.8622.5416.579.383.3336.5625.9525.32
    1010.5023.0619.1916.489.903.8740.1426.3827.23
    1097.5030.4325.7220.1910.764.7145.6230.9529.04NW60.4°
    1166.4134.8425.9420.5011.438.9046.9931.9330.86
    1220.4034.4025.3120.4411.969.0947.9632.4032.29
    1275.8032.7923.6319.5212.509.1647.4332.0234.38
    1350.0029.3021.8418.6213.237.4747.2531.8535.72
    1408.0028.0223.3619.3213.804.6648.4033.1237.26
    1473.1831.9324.0920.5914.447.8552.1235.0338.98
    1512.5031.0124.9820.7514.826.0452.1135.5840.02NW58.4°
    1594.6031.8226.5922.1215.635.2355.4037.7542.19
    1643.6338.9829.4324.7016.119.5560.7940.8144.30
    1689.5037.8328.3124.4616.569.5261.6341.0244.70
    1756.8034.8930.6526.3917.224.2465.7243.6046.48
    1792.7032.6927.7024.8317.574.9964.3742.4047.43
    1839.0037.3528.7325.4318.028.6265.5843.4549.56
    1899.0042.4733.1028.4518.619.3770.8647.0650.25
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    表  2  岩石物理力学实验结果统计表

    Table  2.   Statistics of the physical and mechanical measurements of rocks

    采样深度/m岩性工程岩组抗拉强度
    σt/MPa
    抗剪强度(直剪)弹性模量
    E50/×103 MPa
    泊松比
    μ50
    黏聚力
    C/MPa
    内摩擦角
    φ/(°)
    4.73~16.93 裂隙较发育,岩芯以碎块、块状为主,部分碎屑状 基岩风化带岩组 1.840 23.300 0.23
    3.980 4.14 43.60 19.700 0.30
    2.300 31.600 0.18
    38.00~55.00 裂隙较发育,岩芯以柱状为主,少量碎块 二长花岗岩岩组 6.427 10.43 59.40 3.748 0.11
    340.00~400.00 4.914 5.983 0.02
    525.00~580.00 4.493 13.00 42.83 7.689 0.27
    760.00~800.00 6.049 10.81 58.07 5.302 0.40
    935.00~1000.00 裂隙发育,岩芯以柱状、块状、碎块居多,局部小段呈碎屑状 钾化花岗岩岩组 5.350 4.39 53.11 5.500 0.05
    1000.00~1050.00 裂隙密集,岩芯以块状、碎块为主 二长花岗岩岩组 5.462 7.82 44.21 4.763 0.21
    1050.00~1064.00 裂隙发育,岩芯以块状为主,局部碎块状 绢英岩化花岗岩岩组 6.151 7.89 55.86 3.958 0.24
    1140.00~1170.00 裂隙密集,岩芯以块状为主,局部碎块状 二长花岗岩岩组 5.827 3.61 44.58 2.746 0.05
    1300.00~1400.00 5.305 6.26 45.17 1.837 0.12
    1650.00~1700.00 裂隙密集,岩芯以块状、碎块为主 绢英岩化花岗岩岩组 3.251 6.00 36.43 5.165 0.27
    1722.96~1728.16 裂隙密集,岩芯以块状、碎块为主 二长花岗岩岩组 3.380 5.17 53.50 21.800 0.20
    4.560 20.500 0.11
    4.820 26.100 0.09
    1728.66~1740.46 裂隙密集,岩芯以块状、碎块为主 绢英岩化花岗质碎裂岩岩组 3.940 7.35 54.30 36.200 0.14
    4.990 38.800 0.12
    5.830 46.300 0.05
    1740.46~1756.76 7.300 10.54 53.30 43.500 0.09
    6.680 57.300 0.13
    6.530 42.300 0.06
    1800.00~1870.00 裂隙密集,岩芯以块状、碎块为主 二长花岗岩岩组 7.360 12.20 53.40 50.500 0.10
    8.310 47.900 0.09
    9.130 48.800 0.03
    1960.00~1980.00 7.160 11.47 54.40 59.800 0.07
    8.810 45.400 0.12
    6.710 47.400 0.04
    1974.00~1983.00 裂隙发育,岩芯以块状、碎块为主,线裂隙率为10条/米左右 煌斑岩岩组 7.540 14.70 58.30 85.700 0.03
    12.000 92.200 0.09
    9.480 95.200 0.10
    1990.00~2000.00 裂隙发育,岩芯以块状、碎块为主 云英岩岩组 7.580 9.54 53.60 52.500 0.11
    5.700 63.800 0.12
    6.160 53.900 0.13
    2000.00~2015.00 2.530 2.70 45.20 9.320 0.45
    2.170 11.000 0.34
    2.940 7.950 0.24
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  • 收稿日期:  2023-02-28
  • 修回日期:  2023-04-25
  • 录用日期:  2023-05-08

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