不同開挖方式下深埋大理巖巖爆發生范圍預測

謝良濤， 嚴 鵬， 盧文波， 陳 明， 王高輝

(1. 長江勘測規劃設計研究有限責任公司， 武漢 430010；2. 武漢大學 水資源與水電工程科學國家重點實驗室，武漢 430072； 3. 武漢大學 水工巖石力學教育部重點實驗室，武漢 430072)

深部巖體中賦存較高的彈性應變能，開挖卸荷過程中開挖面附近在遠場應力的影響下將出現能量積聚，當積聚的應變能超過巖體的儲能極限時，多余的能量突發釋放，并造成洞壁附近部分巖體從母巖中猛烈地彈射出來，這種高應力下特有的動力破壞現象就是巖爆[1-3]。

針對巖爆的形成機制和范圍預測，國內外大量學者開展了深入的研究。Read等[4-5]按照其發生的條件和機理，將巖爆分為應變型巖爆、巖柱型巖爆和構造滑移型巖爆。陳炳瑞等[6-7]根據巖爆發生的時間效應，將巖爆劃分為即時型和時滯型，并討論了2種類型巖爆的孕育機制和規律。陳衛忠等[8]通過分析花崗巖破裂效應，提出了基于能量原理的巖爆判別方法。謝和平[9]利用分形幾何學研究了巖爆的產生機制及預測手段。王元漢等[10]采用模糊數學的評判方法，通過對影響巖爆的主要因素進行整合而預測了巖爆的等級。潘一山等[11]將突變理論運用于巖爆評價分析中，深入研究了巖爆失穩的本質。陳海軍等[12-13]開發了基于人工神經網絡的巖爆分析預測模型。宮鳳強等[14]提出了巖爆發生烈度等級的預測判別方法。何滿潮等[15-16]通過數值模擬、室內試驗及現場監測的方法揭示了巖爆的本質。以上的研究加深了對巖爆孕育本質的認識，為巖爆的預測和防護提供了支撐。然而這些研究大多基于質脆，堅硬巖體，且巖體脆性特征不隨圍壓的變化而變化，如花崗巖(見圖1(a))，而對于大理巖，其巖體特性會隨圍壓的變化而改變(見圖1(b))，現有的這些評價準則并不能很好的揭示大理巖的巖爆孕育特征。此外，這些研究還忽略了鉆爆法和TBM兩種開挖方式下不同的應力調整過程對巖爆孕育的影響。

巖爆的本質是一種能量驅動下的動態失穩破壞。因此，從能量儲存和耗散的角度分析巖爆是一種有效手段。本文以錦屏二級水電站引水隧洞大理巖為研究對象，討論了大理巖在不同開挖方式下巖爆發生的條件與圍巖力學特性的聯系，并研究了巖體脆性特征、巖體強度對巖爆的影響。最后結合錦屏二級水電站引水隧洞不同開挖方式下巖爆實測資料，從巖體儲能極限的角度揭示高地應力條件下巖爆的孕育條件，為深部巖體施工防護和預測提供參考。

(a)URL花崗巖[17]

(b)錦屏大理巖[18]圖1 三軸試驗下巖體應力-應變關系Fig.1 Stress-strain relationship of the rock under triaxial tests

1 巖爆發生條件與巖體儲能極限

1.1 巖爆發生條件

影響巖爆發生的一個基本條件就是巖體力學特性，即巖體單元的脆性特征和峰值強度(儲能極限)。巖體的脆性特征決定了巖爆能否發生，而巖體的儲能極限決定了巖體發生巖爆所需要的能量。

巖體的脆性特征并不是一成不變的，對于同類型的巖體，巖體的脆性很大程度上受巖體完整性的影響，在結構面比較發育時，巖體脆性特征將會大幅度降低。對于大理巖，巖體的脆性特征還會隨圍壓水平的變化而改變，如圖1(b)所示。當圍壓較小時(0～5 MPa)，巖體表現出明顯的脆性特征。當圍壓增大到6～25 MPa后，巖體單元在達到應力峰值時并不會迅速衰減，而表現出了一定的延性特征。隨著圍壓水平進一步增大(如45 MPa)，巖體將表現出很強的塑性特征。可見，隨著大理巖圍壓水平的增高，圍巖的延-塑性特征得到不斷的增強，脆性特征受到抑制，巖爆發生的風險將逐漸降低。而圍壓水平的升高利于巖體單元積聚能量，為巖爆的潛在發生提供了較高的能量源。因此，對于大理巖而言，只有當圍壓水平處于某個較小的范圍時(巖體表現為脆性)，巖爆發生的風險才相對較高。可以看出大理巖發生巖爆是具有條件性的，其不同于花崗巖，巖體力學特征不隨圍壓變化，始終表現為脆性。

1.2 巖體單元儲能極限

開挖卸荷將導致圍巖附近應變能的積聚，當積聚能量超過對應點巖體儲能極限時，應變能將會突然的釋放，并有可能誘發巖爆。因此，巖體儲能極限的確定是分析巖爆范圍的關鍵。

考慮靜水應力場(遠場應力為P)下開挖一條半徑為R的圓形隧洞來分析巖體單元儲能極限的變化規律。假設巖體受荷過程中沒有與外界發生熱交換，根據能量守恒可得

U=Ue+Ud

(1)

式中：U為外界輸入的總能量；Ue為巖體可釋放應變能；Ud為巖體耗散能，如圖2所示。當開挖擾動引起的可釋放應變能(Ue)超過巖體的儲能極限時，巖體將會發生破壞。

巖體開挖后圍巖的應力可引用平面應變軸對稱的結果

(2)

式中：σ1,σ2,σ3分別為洞室開挖后第一、第二和第三主應力；σθ,σr分別為環應力和徑向應力；P為所受的靜水壓力；R為隧洞開挖半徑；r為巖體單元距隧洞中心的距離。

圖2 巖體應力-應變關系Fig.2 Stress-strain relationship of the rock

巖體單元彈性可釋放應變能Ue可表示為

(3)

式中：E,v分別為巖體的彈性模量和泊松比。巖體單元的儲能極限可采用式(4)[19]

(4)

式中：Uc為巖體儲能極限;σc為巖體單軸抗壓強度。

將原巖應力(σ1=σ2=σ3=P)和式(2)分別代入式(3)，便可獲得原巖彈性可釋放應變能Uey和開挖后巖體單元彈性應變能Uew

(5)

式中：Uey為原巖可釋放應變能;Uew為開挖后巖體單元應變能。

對比Uey和Uew可以發現，開挖后圍巖彈性應變能增大，能量出現了積聚現象。

將式(2)代入式(4)，可得開挖后巖體單元的儲能極限Uc

(6)

由式(6)可以看出，開挖后巖體單元的儲能極限隨著與開挖面距離r的增大，呈二次方增大。在開挖輪廓面處(r=R)，巖體儲能極限達到最小值，也說明此處巖體破壞最嚴重，圍巖承載能力最差。因此，越靠近開挖輪廓面，巖體單元的儲能極限越小，開挖卸荷引起圍巖積聚的可釋放應變能越容易超過巖體的儲能極限。當開挖后巖體的可釋放應變能Uew>Uc時，巖體將發生動態破壞(甚至巖爆)，而兩者的差值(Uew-Uc)將作為巖體開裂和彈射的動能。

接下來以錦屏二級水電站引水隧洞為工程背景，通過數值模擬的方法具體討論大理巖巖爆潛在發生范圍與開挖方式和儲能極限的關系。

2 不同開挖方式下巖爆發生范圍分析

2.1 不同開挖方式下圍巖應力路徑及模擬方法

目前巖體開挖主要采用鉆爆法和機械法2種方式，兩種方式下巖體的卸荷路徑存在明顯差異。Abuov等[20]研究證實，爆破開挖時圍巖應力卸載是一個不同于準靜態卸載的瞬態卸荷過程，它伴隨著巖體裂紋擴展，碎塊拋離而瞬間釋放，并對圍巖造成巨大的擾動和破壞。而TBM開挖時地應力的調整平穩緩慢，其卸載是一個準靜態過程[21]。

巖體開挖過程中地應力的不同卸荷方式可用一個簡單的彈簧模型說明，如圖3所示，當在彈簧一端施加一壓力P時，彈簧會產生變形并被壓縮到平衡位置以上Δd處，這一狀態與開挖前巖體初始狀態相似。當壓力P瞬間被撤除(卸荷時間td→0)，彈簧B端所受的應力瞬間變為零，此時A端受力狀態并未發生改變。在壓力撤除瞬間彈簧中將產生卸載應力波，并且以速度Cp從B端向A端傳播，直到傳至A點，A點應力才開始卸載，同時應力波在A端反射回彈，在彈簧中來回傳播，引起彈簧在平衡位置左右波動，直到達到平衡狀態。然而，對于準靜態卸載(TBM開挖)，壓力P以極其緩慢的速度撤除(卸荷時間ts→∞)，彈簧中并未產生卸載應力波，彈簧B端緩慢的向平衡位置伸長，到達平衡位置后彈簧即穩定下來，不會在平衡位置來回波動。可見，深部巖體地應力瞬態卸載具有與常規準靜態卸荷不同的動力學特性。

圖3 不同卸荷條件下應力調整過程Fig.3 Adjustment process of the stress during different unloading condition

Cai[22]在分析和比較了目前巖石力學領域常用的數值模擬方法后，發現顯式有限差分方法(FLAC)能夠有效的跟蹤圍巖應力動態波動過程，比較真實的模擬巖體瞬態卸載過程中地應力的變化過程。圖4為采用FLAC模擬瞬間開挖一圓形隧洞，開挖邊界上最小主應力(徑向應力)的卸載曲線。

圖4 圍巖應力瞬態卸載過程Fig.4 Stress adjustment process during transient unloading

圖4可以看出，開挖瞬間單元徑向表現為拉應力，由于巖體抗拉強度一般較小，這個過程有可能導致巖體出現拉伸破壞。而后應力迅速減小并變成壓應力，壓應力達到峰值后，迅速卸載回彈，并最后達到穩定狀態。由于數值模擬跟蹤的單元位于開挖邊界處，圍巖應力在開挖瞬間快速釋放，并在掌子面附近的巖體中激起動態卸載應力波，卸載應力波在開挖面反射產生拉應力，同時向巖體深處傳播造成圍巖應力的卸載。可見顯式差分方法能有效的模擬地應力的瞬態卸載過程(爆破開挖)。

TBM開挖時地應力調整平穩緩慢，其卸載是一個準靜態過程。采用FLAC模擬TBM開挖時需采用特殊的模擬程序：首先采用彈性模型模擬開挖過程，獲得彈性解后，再將巖體材料替換成巖體真實本構，再次計算，達到平衡。這樣就可以減輕瞬態卸荷動應力的影響，達到模擬TBM開挖時圍巖準靜態的效果。圖5給出了Cai采用上述方法所得的瞬態卸荷與準靜態卸荷下圍巖塑性損傷結果，計算中巖體參數和地應力場采用了URL地下實驗室數據。

圖5 不同卸荷條件下塑性損傷分布Fig.5 Plastic-damage distribution under different unloading condition

圖5(a)為地應力瞬態卸載下開挖損傷分布(對應不考慮爆炸荷載條件下的爆破開挖)，圖5(b)為地應力準靜態卸載下(對應TBM開挖)圍巖損傷區分布。可見兩種不同的卸荷方式對圍巖的擾動差異非常大，瞬態卸荷條件下開挖擾動和圍巖損傷區明顯大于準靜態開挖。

2.2 數值模型

以錦屏二級水電站引水隧洞開挖為數值模擬的對象。該水電站布置了4條單洞長約16.67 km的引水隧洞，埋深一般在1 500～2 000 m，是中國目前埋深最大的水工隧洞。隧洞群橫穿地質條件復雜的錦屏山脈，開挖巖體以大理巖為主。地形地質條件比較復雜，隧洞埋深大，再加上構造作用，高地應力作用非常強烈。引水隧洞采用鉆爆法和TBM相結合的施工開挖方案。鉆爆法施工洞段采用馬蹄形斷面，等效開挖直徑12.8 m，而TBM施工的引水隧洞段采用圓形斷面，開挖直徑為12.4 m。

宗琦等[23-24]研究表明，深埋隧洞爆破開挖損傷區深度主要取決于輪廓控制爆破。因此，數值模擬過程中采用全斷面一次性開挖成型，僅針對最外圈進行模擬和討論，數值模型如圖6所示。模型中隧洞尺寸依據引水隧洞斷面創建，模型邊界為100 m×120 m× 100 m(長×高×寬)，巖體網格采用六面體實體網格，單元尺寸由掌子面向外逐漸過渡，共300 550個單元。巖體力學參數如表1所示，地應力采用1 700 m埋深條件下的地應力場，其中σx=43.9 MPa，σv=50.8 MPa，σz=38.5 MPa，σx為水平向地應力，σy為洞軸向地應力，σz為豎直向地應力。

圖6 數值計算模型Fig.6 Numerical calculation model

巖體本構采用張春生等[25]根據現場監測和數值相互驗證提出的脆-延-塑性本構模型來描述大理巖的峰后特性。為了較好的擬合巖體的脆-延-塑性轉換特性。需假定多種工況模擬反演，然后與實測的巖體圍壓特性進行對比，從而判斷所采用的模擬工況是否符合實際情況。首先建立一個模型單元，三個方向的尺寸均取單位長度，本次反演所采用的巖體參數如表1和表2所示，σci為大理巖單軸抗壓強度，mi，GSI為巖體強度參數，μ為與圍壓相關的縮放因子。

通過固定圍壓，在軸向進行加載，直到巖體單元損傷破壞；然后改變圍壓，重復上述加載操作，即可模擬巖體單元在不同圍壓下軸向應力隨應變變化曲線，如圖7所示。

對比圖1(b)和圖7可以看出，本次數值反演的結果可以很好的擬合大理巖三軸試驗結果。因此，采用表1和表2中參數能比較真實的反映巖體在不同圍壓下的脆-延-塑性轉換特性。

圖7 不同圍壓下應力-應變關系Fig.7 Stress-strain relationship under different confining pressures

大理巖Hoek-Brown強度參數σci/MPamiGSI彈性模量/GPaⅢ類巖體峰值狀態12097013.33破壞殘余3560322.1

表2 縮放因子隨圍壓變化

2.3 不同開挖方式下巖爆潛在發生范圍比較

在確定巖體參數和本構模型后，根據圖6的所建立的數值模型，采用2.1節提到的模擬方法對不同開挖方式下圍巖的應變能調整過程進行模擬，并記錄下隧洞圍巖右側拱肩不同位置處應變能的動態變化，如圖8所示。

從圖8(a)可以看出，距離洞壁0.5 m范圍內的巖體單元在達到儲能極限后迅速跌落，巖體表現為明顯的脆性特征。此處巖體單元應變能達到儲能極限時的圍壓水平大致為6 MPa，對應的儲能極限為72 kJ，則破壞區的能量狀態可表示為

Uc/U0=0.6

(7)

式中：Uc為前文所提及的巖體單元儲能極限;U0為完整巖體儲能極限(可由式(4)求得，U0=120 kJ)。

而圖8(a)中距離洞壁1.0 m處的巖體單元雖也顯示出了屈服特性，但在達到儲能極限后基本維持儲能極限包絡線附近，巖體單元應變能未出現陡降，巖體此時表現出了延性特征，已不具備發生巖爆所需的脆性條件。此處對應的巖體儲能極限為89 kJ，圍壓為10 MPa，對應的破壞區內能量狀態為

Uc/U0=0.74

(8)

(a)TBM開挖

(b) 鉆爆法開挖圖8 不同圍壓下應變能變化情況Fig.8 Changes of strain energy under different confining pressures

越往深部巖體的儲能極限越高，理論上誘發巖爆的可能性越大，但巖體卻逐漸變現為延-塑性，抑制巖爆的產生，這也是距離開挖面大于1.0 m的巖體單元已經達不到其自身的儲能極限，不發生破壞的原因。由上分析可知，對于錦屏二級水電站的巖體地質情況，TBM開挖導致巖爆發生的爆坑深度一般在1.0 m之內，且大多數集中在在0.5 m范圍(I級巖爆)。對應的圍壓水平在6～10 MPa。超過這個范圍，在巖性和圍壓的綜合作用下理論上不會出現應變型巖爆。巖爆等級大多是I級，II級小巖爆。可以簡單地總結出TBM開挖時儲能極限與巖爆等級的關系

(9)

而對于圖8(b)所示的鉆爆法開挖，距離洞壁不同深度處的應變能變化也有相似的結果。不同的是，鉆爆法開挖時，圍巖受擾動巨大，開挖面附近巖體破壞較為嚴重，與TBM在同一深度處的巖體單元儲能極限更低，巖體更容易達到自身儲能極限而發生破壞。距離開挖面1.0 m處的巖體單元，其儲能極限只有53 kJ，所承受的圍壓為5 MPa，此處的破壞區內能量狀態為

Uc/U0=0.43

(10)

對于深度為1.5 m處的巖體單元也具有類似的情況，而對于2.0 m處，巖體單元達到儲能極限后未出現陡降(類似于TBM開挖時1.0 m處巖體單元)，巖體破壞時圍壓約為7 MPa，儲能極限約為60 kJ，此處的破壞區內能量狀態為

Uc/U0=0.5

(11)

距離洞壁超出2.0 m之后，巖體單元不再達到對應的儲能極限，不發生破壞。鉆爆法開挖時儲能極限與巖爆等級的關系為

(12)

結合大理巖力學的脆-延-塑性轉換特性可知，對于具有巖爆傾向性的大理巖，可以認為5～10 MPa為巖爆風險圍壓區，低于此區間下限的圍壓，圍巖承載力受到限制，巖體蓄能能力不強，巖爆風險相對不高。超過該區間上限時，圍巖脆性特征減弱、延性特征增強，巖爆風險受到抑制。

對比圖8以及式(9)和式(12)可以看出，鉆爆法開挖時巖體受擾動較大，圍巖釋放了大量應變能，用于驅動巖爆發生的能量源變小，巖爆將不易發生，但開挖面附近巖體承載能力較弱，應力從開挖面往巖體深部的增長較慢，使得表現為脆性特征的巖層較厚，一旦發生巖爆，將是較高等級巖爆，如圖9所示(σθt,σrt分別為TBM開挖時圍巖切向應力與徑向應力；σθb,σrb分別為鉆爆法開挖時圍巖切向應力與徑向應力；σra為圍巖脆-延轉換臨界壓力)。而對于TBM開挖，表現為脆性特征的巖層比較薄，而巖體的儲能極限比較大，與鉆爆法開挖相比，發生相同等級巖爆時，巖體的彈射速度可能較大。如式(9)和式(12)顯示的同樣發生Ⅰ級巖爆時，TBM開挖的儲能極限比(Uc/U0，巖爆驅動能量源)為0.6，而鉆爆法只有0.43。

圖9 鉆爆法和TBM引起的圍巖應力分布Fig.9 Stress distribution of surrounding rock caused by blasting and TBM excavation

2.4 不同巖性特征下巖爆潛在發生范圍比較

接下來以TBM開挖為例，分析巖體脆性特征和強度特征對于巖爆潛在發生范圍的影響，以更好的評價深埋大理巖的巖爆特性。

由于大理巖隨圍壓的變化具有明顯的脆-延-塑性轉換特性，其脆性特征與巖爆有密切聯系。開挖面附近圍巖由于開挖卸荷的原因，應變能急劇釋放，巖體脆性特性顯著，而隨著深度的增加、巖體所受應力增大，圍巖呈現出由脆性向延性過渡的特征，巖爆發生的條件減弱。采用同樣的模擬方法，將本構模型變為理想彈塑性模型(巖體單元達到塑性強度后應力隨著應變的增加保持不變)，記錄相同各點的應變能變化歷程，結果如圖10所示。

圖10 理想彈塑性模型應變能變化(TBM開挖)Fig.10 Changes of strain energy by ideal elastic-plastic model (TBM excavation)

可以看出，距洞壁0.5 m處的巖體單元達到了儲能極限，但沒有出現跌落，其對應的儲能極限值為83 kJ，基本與大理巖(脆-延-塑性本構模型)所能達到破壞區的儲能極限一致(89 kJ)，不同的是大理巖的出現在距洞壁1.0 m位置(見圖8(a))，也就意味著理想彈塑性模型和脆-延-塑性模型(大理巖)潛在巖爆發生的動力沖擊水平一致，但大理巖的脆性以及其達到儲能極限的巖體單元深度都會使巖爆更為劇烈。

工程界對于巖體的強度一般采用單軸抗壓強度來度量，前文數值模擬所采用的巖體單軸抗壓強度σci為120 MPa(見表1)，這里取σci=150 MPa，不改變其他參數和邊界條件，開挖面右側拱肩不同深度處應變能變化,如圖11所示。

圖11 巖體強度對應變能影響(TBM開挖)Fig.11 Influence of strain energy by rock strength (TBM excavation)

可以看出，在距洞壁0.7 m以內巖體單元達到儲能極限進入屈服狀態，巖爆也較有可能在這個范圍內發生。相比σci為120 MPa時(見圖8(a))，巖體在距開挖面1.0 m范圍內達到儲能極限。因此，隨著巖體強度(單軸抗壓強度)的增大，滿足巖爆的發生的深度越靠近開挖面，能量積聚的深度也越淺，巖爆潛在發生等級也會變小。

為了論證數值模擬結果的正確性，利用錦屏二級水電站引水隧洞鉆爆法和TBM開挖相結合的有利條件，現場監測了兩種開挖方式下巖爆的發生情況，接下來將對此進行統計和分析。

3 TBM與鉆爆法開挖下巖爆破壞

巖爆的監測和統計選取錦屏二級水電站1#引水隧洞(TBM開挖)與2#引水隧洞(鉆爆法)相同洞段。兩條引水隧洞相互平行，相距約50 m，相同洞段(樁號10 000～17 000)的巖體特性和地質情況可以認為是一樣的。因此，監測和統計結果可以較為真實的反映開挖方式對巖爆孕育的影響，統計結果如表3所示。為了便于統計，巖爆等級按如下進行劃分：輕微巖爆(Ⅰ級,坑深<0.5 m)，中等巖爆(Ⅱ級,0.5≤坑深<1 m)，強巖爆(Ⅲ級,1≤坑深<2 m)，極強巖爆(Ⅳ級,坑深>2 m)。

從表3可以看出，鉆爆法開挖洞段中高等級巖爆(Ⅱ級和Ⅲ級)發生的頻次明顯多于TBM開挖，甚至出現了IV級高烈度強巖爆，說明鉆爆開挖對圍巖擾動較大，開挖面表層圍壓破壞嚴重，巖體的承載力較低，表現為脆性特征的巖層深度較大，一旦發生巖爆，便是較高等級的強烈巖爆。而TBM開挖則以表層片幫(Ⅰ級弱巖爆)為主，且Ⅰ級巖爆多有鉆爆法開挖，這是由于TBM開挖后圍巖承載能力較好，應變能積聚更靠近表層巖體，為小等級巖爆提供了較多的能量源，受到擾動后表層更易發生開裂和脫落但由于脆性特征巖層較薄，巖爆等級較小。圖12給出了兩種開挖方式下現場巖爆發生情況，同樣可以清晰的看出鉆爆法開挖出現較高等級巖爆，而TBM開挖僅出現了片幫為主小巖爆。可以看出，這些統計資料很好的驗證了數值模擬的正確性。

一般來講，深埋隧洞鉆爆法開挖時，由于動力擾動和高地應力的聯合作用，圍巖容易發生巖爆等高應力動力破壞，在開挖過程中可以通過減小每次爆破開挖的循環進尺來削弱對圍巖的擾動，更好的保護開挖面附近巖體的完整性，從而減小脆性巖層的厚度，以縮小潛在的高等級巖爆的發生。但相同長度的洞室小進尺開挖循環次數較多，造成的重復擾動也相對增加，同時小進尺掘進又普遍存在支護滯后的問題，這就造成了開挖后圍巖發生較低等級巖爆的頻次較多的現象。TBM可以理解為進尺非常小的連續掘進，表3的統計結果也一定程度上證明了小進尺掘進時低等級巖爆風險較高的事實。但這種優勢也會隨著施工條件的不同而發生變化，快速掘進條件下，若掌子面前方圍巖的屈服和應力調整不夠充分，圍巖應變能將以較高的速率釋放，TBM開挖也將誘發較高等級巖爆，且TBM的不靈活性這一缺點也會暴露出來，給巖爆的控制帶來困難。當然，關于不同進尺開挖條件下巖爆的孕育過程還受到支護時機、支護方式等的影響，圍巖中的儲能極限，巖體脆性特征以及開挖進尺大小只是其決定因素之一。

表3 巖爆統計結果

(a) 鉆爆法開挖

(b) TBM開挖圖12 引水洞開挖后的輪廓面Fig.12 The contour surface of headrace tunnel after excavation

4 結 論

通過對錦屏二級水電站引水隧洞不同工況進行數值模擬及兩種開挖方式下巖爆監測資料的分析和討論，探討了大理巖這類具有明顯圍壓效應的巖體的巖爆潛在發生范圍，得到如下主要結論：

(1) 深埋大理巖不同圍壓下表現出明顯的的脆-延-塑性轉化特性，這些特性對巖爆發生范圍具有巨大影響，只有當圍壓水平處于6～10 MPa時(巖體表現為脆性)，巖爆發生的風險才相對較高。且隨著巖體脆性特征的增強，巖爆發生幾率將會明顯增大；而隨著巖體強度的增大，巖爆的潛在發生風險受到抑制。

(2) 鉆爆法開挖時，圍巖中應變能瞬態釋放，降低了巖爆潛在發生的能量源，而脆性特征的巖層厚度卻較大，巖爆發生范圍一般在2.0 m左右，巖爆潛在發生等級也較高。

(3) TBM開挖對圍巖的擾動較小，開挖面附近用于誘發巖爆的儲能較高，但脆性特征巖層較薄，巖爆的爆坑深度較小，爆坑深度一般在1.0 m之內，且以0.5 m左右的片幫居多。