天山某隧道鉆孔餅狀巖心反演高地應力及與實測結果對比分析

劉進，尚彥軍，池建軍，滕杰，孟慶森，許濤

（1.新疆水利發展投資（集團）有限公司，新疆 烏魯木齊 830063；2.中國科學院地質與地球物理研究所，北京 100029；3.中國科學院大學，北京 100049；4.新疆地質災害防治重點實驗室（新疆工程學院），新疆 烏魯木齊 830023；5.中水北方勘測設計研究有限責任公司，天津 300222）

1 計算方法

深埋地下工程高地應力作用下硬巖巖爆是設計和施工中面臨的主要地質災害，前期工程地質勘察或施工鉆孔中取出的餅狀巖心，為判別高地應力重要依據。國標（GB/T 50218-2014）論及巖爆和餅狀巖心產生的共同條件是高初始應力[1]。一般情況下，餅狀巖心發生在中等強度以下巖體中。實測資料表明，當巖石抗壓強度與最大主應力之比Rc/σ1=3～6時會發生巖爆和巖心餅化。

巖心餅化通常被認為是由于高應力開挖卸荷導致的巖心拉伸斷裂所致[2-3]，斷口具剪切和拉伸破壞機制，地應力大小和方向對其有重要影響，與地質結構有一定關系[4]。Corthesy等利用彈塑性軟化模型對鉆孔巖心進行數值模擬發現[5]，巖心餅裂機制有張拉、剪切及張-剪聯合破壞等3種。應力場及拉張剪切強度比不同，巖心餅裂機制各異。李占海等以錦屏II 級水電站深埋試驗洞內長度大于1500 m 的鉆孔巖心為對象[6]，統計餅化巖心斷口宏觀破壞特征、餅化數量和厚度，發現巖心餅狀斷裂包括靠近邊墻爆破擾動造成的短柱狀破壞和高地應力作用下的巖心餅化兩部分。

Lim 研究表明[7]，地應力大小不是決定巖心餅化的唯一因素，應力方向、巖體結構強度、鉆孔速率、孔徑同樣對巖心餅裂破壞機制及幾何形態有影響。吳昊燕對石灰巖斷裂面及餅芯研究發現[8]，三向主應力作用下，垂直向鉆孔巖心餅化基本條件為：水平最大主應力不小于垂直主應力，水平最大主應力不小于巖石單軸抗壓強度的一半，巖石巴西劈裂抗拉強度的5倍（由此推算脆性指數不小于10）。水平主應力與垂直主應力差值越大，巖餅厚度越小；兩水平主應力差值越大，巖餅斷面“馬鞍形”越明顯。周濟芳對錦屏地下實驗室深埋隧洞巖心餅化特征與地應力關系分析發現[9]，餅化巖心厚度沿鉆孔軸線方向，隨最大主應力增大而減小，二者滿足負指數函數關系。當巖餅厚度小于5 cm 時，所處應力環境最大主應力急劇上升，隨巖餅厚度增大，應力變化趨于平緩。可將應力接近平緩的值（約75 MPa）定義為巖心餅化所需最大主應力的最小值（此值似偏大）。胡偉等研究認為[10]，鉆孔徑向應力增長對巖心內部拉應力有促進作用，軸向應力作用效果相反，并定義了巖心中最大拉應力貫通線均值，與抗拉強度相比較作為巖心餅裂判據，推導巖心餅裂地應力場關系式，計算出錦屏深部高地應力環境下T2b 大理巖孔深為0 m（即孔口）部位巖心餅化的臨界地應力條件為徑向應力Sh＞34.4 MPa。張旭等以三山島金礦地質勘探鉆孔巖心餅化現象為背景[11]，詳述餅化破壞特征，結合國內外多種推算地應力理論計算公式，與現場巖心餅化厚度對比并基于礦區多個水平地應力測量和巖石試驗結果，建立巖心餅化薄餅與厚餅推算地應力公式。

很多學者基于多種餅裂破壞理論，通過數值、解析、模型試驗等推導出以巖餅幾何參數估算地應力大小的經驗公式。Matsuki 指出[3]，據巖餅形態特征斷定主應力方向僅限于其中一項主應力方向為巖心軸向。如圖1馬鞍形巖餅斷面，凹面軸為最大主應力方向，凸面軸位中間主應力方向，巖心軸為最小主應力方向。

圖1 巖餅斷面形狀與主應力關系示意圖Fig.1 Schematic diagram of the relationship between the shape of rock cake sections and the principal stress

侯發亮考慮巖心餅化幾何特征和變形特征[12]，推導出一維水平地應力公式

考慮覆巖重力的地應力計算公式

侯發亮推導出單向水平地應力與巖芯餅化厚度關系為[13]

其中，σH——水平地應力，MPa；E——彈性模量，MPa；τ0——巖石抗剪強度，MPa；ΔD為——巖餅破裂面橢圓長短軸之差，mm；μ為巖石泊松比；t——巖芯厚度（后面常用d表示），mm；水平地應力沿巖芯中心軸波及高度t0=0.35D；σ*——不計巖芯自重的地應力。

基于斷裂力學分析，當鉆孔巖心貫通拉應力σtc＜巖石抗拉強度Rt＜最大拉應力σtmax時，可能發生巖芯完全餅裂[10]。侯發亮等據“圓臺體”推導出臨界地應力公式[12]：

Li基于能量分析建立巖心餅化特征與原地應力之間定量關系[14]，通過可測量巖心特征和巖石力學參數反演地應力值，提出

Obert 和Stephenson 在最早的巖芯餅化研究中提出[15]

其中，Sr——施加的徑向應力；Sa——施加的軸向應力；k1——Sr軸截距；k2——最小二乘線斜率；S0——剪切強度；應力單位：MPa。

Matsuki研究提出[16]

其中，σz——z方向應力；σm——平均應力；σ3——最小應力。

Matsuki 總結巖心餅化時抗拉強度St、三向平均應力及x和y向應力大小關系[2]，提出

其中，A、B、C和D——與巖芯長度相關的系數；σm——平均原巖應力。

Matsuki提出[3]

其中，σx、σy、σz分別是3個方向的應力，A、B和D是相關系數。

本文以天山某深埋隧道為例，在觀測餅狀巖心和收集實測地應力數據基礎上，開展餅狀巖心幾何特征分析。處于不同地質條件尤其是地質構造背景下，上述餅狀反演地應力公式是否能用于本工程，需與該處實測地應力結果對比分析。結合天山地質構造特征簡要分析二者差異性主要原因。

2 餅狀巖心特征

施工階段隧洞內測試地應力打鉆過程中，在4個位置（從南向北分別是1#支洞1+950避車洞內、主洞樁號16+125、23+425、36+728）水平、垂向數十米深度鉆孔范圍內巖心中發現有餅裂現象。

2.1 1#支洞1+950(9+340)埋深476m

孔深36 m 垂直孔DYL3 鉆取的4 箱巖心中出現餅裂（圖2-a，3-a）。地應力測試方法包括水壓致裂和聲發射。

圖2 天山某深埋隧道內鉆孔餅狀巖芯照片（餅狀巖芯長度統計段結果見圖4）Fig.2 Photo of cake shaped rock core taken from a deep buried tunnel in Tianshan(a)——1#支1+950(9+340)垂直孔DYL3；(b)——主洞23+425鉆孔ZK32中4箱；(c)——主洞36+728鉆孔DYL5中5箱；(d)——主洞36+728鉆孔DYL6中5箱

2.2 主洞16+125埋深990m

DYL12 孔底指向147°，孔深20.5 m；DYL13 孔底指向57°，孔深20 m（圖3-b）。采用水壓致裂測試地應力。

圖3 隧道內地應力實測點鉆孔分布及最大水平主應力方向示意圖Fig.3 Schematic diagram of borehole distribution for stress measurement points and direction of maximum horizontal stress in the tunnel(a)——1#支洞1+950(9+340)；(b)——16+125；(c)——23+425；(d)——2#施工支洞(36+728)

2.3 主洞23+425埋深2268m

鉆孔ZK32孔底指向335°，深度30 m，4箱出現餅狀巖心（圖2-b，3-c）。采用水壓致裂、聲發射測試地應力。

2.4 主洞36+728埋深500m

DYL5 孔指向165°，深度25 m，5 箱中發育餅狀巖心（圖2-c）。垂直孔DYL6 深度25 m，5 箱巖心發現有餅狀（圖2-d）。利用洞內3 個孔開展水壓致裂方法測試。餅狀巖心在不同深度鉆孔出現，厚度不等。巖心厚度基本在5.4 cm 以內，中值為1.5 cm（圖4，5）。其中DLY32 孔平均厚2.386 cm，DLY5 孔、DLY6孔分別為1.56 cm、1.66 cm（圖5）。

圖4 鉆孔餅狀巖芯厚度隨孔深變化圖Fig.4 Variation of drilling cake shaped core thickness with hole depth(a)——DLY32孔深30 m(距孔口8.9 m開始)；(b)——DLY5孔深25 m(距孔口0 m開始)；(c)——DLY6孔深25 m(距孔口5.8 m開始)

圖5 3個鉆孔中的餅狀巖芯厚度t 分布曲線圖Fig.5 Distribution of disk core thickness t of the 3 boreholesa——DYL32；b——DYL5；c——DYL6；d——3個鉆孔合并

從巖心數量百分比隨巖餅厚徑比t/D變化關系看，3 個孔總體厚徑比呈正態分布，中值約0.27。其中，DYL5、DYL6中值小于0.35，DYL32中值為0.45（圖6）。

圖6 巖芯厚徑比t/D 數值分布圖Fig.6 Numerical distribution map of core thickness to diameter ratio t/Da——DYL32；b——DYL5；c——DYL6；d——3個鉆孔合并

3 實測地應力

施工期間在隧道避車洞或支洞鉆3個不同方向和深度的鉆孔全程取心（表1）。孔內不同深度較完整巖體段做水壓致裂（圖3）、巖石樣做聲發射測試。實測數據處理后得到4處有餅狀巖心位置的地應力實測結果（表2）。

表1 隧道內水壓致裂或聲發射測試鉆孔情況表Table 1 drilling conditions for hydrofracturing or acoustic emission testing in tunnels

表2 隧道內4處鉆孔水壓致裂三維地應力計算結果Table 2 Calculation results of three-dimensional in-situ stress from 3 boreholes at 4 measuring locations

3.1 9+340水壓致裂和聲發射測試

在1#支洞1+950 及避車洞內（對應主洞9+340）分別開展水壓致裂法和采樣后室內聲發射地應力測試。該測點由孔深36 m 的3 個鉆孔交匯組成，共取得15 個測段地應力大小和6 個測段定向印模結果（表1）。

DYL1 孔23～27 m 巖石破碎。受該破碎帶影響，28.77～29.57 m 測段應力值較高，有明顯應力集中現象（37.7 MPa），三維計算時將其舍去。其他測段地應力值變化不大。

3 個鉆孔地應力測試結果隨孔深變化（圖7-a）。地應力測值隨測試孔深變化不大。據9個測段試驗數據，巖石原地抗張強度均值4.53 MPa。

圖7 水壓致裂地應力隨孔深變化圖Fig.7 Variation of in-situ stress with hole depth from hydrofracturing methodsa——1#1-950三孔；b——16+125測點三孔；c——23+425測點三孔；d——4#道岔36+728測點三孔

將鉆孔DYL1、2、3 平面應力數值及相對應鉆孔空間方位等參數，用三維地應力計算方法進行計算，得出空間三維地應力狀態（表2），換算成隧道軸線（X 軸）方向、東西水平向（Y 軸）、垂向（Z 軸）上地應力結果見表3。

表3 隧道內4處地應力分量計算結果Table 3 Calculation results of in-situ stress components at 4 measuring locations單位:MPa

經計算得到該測點最大主應力σ1量值為21.31 MPa，方位角為351°，相當于最大水平主應力。由于應力分量σZ的量值為10.26 MPa，小于應力分量σx和σy，因此該測點附近以水平應力為主。

中間主應力σ2的量值為13.01 MPa，方位角為84°，相當于最小水平主應力。最小主應力σ3的量值為9.37 MPa，仰角71°，相當于垂直主應力。對應主洞樁號埋深476 m，密度2.65 g/cm3，計算自重應力為12.36 MPa。

同時采集3個鉆孔中12個硅質粉砂巖樣開展室內聲發射試驗（表4）。觀察到DYL-9試樣發育有橫向貫通裂隙，導致此巖樣較其他試樣波速明顯降低。因裂隙發育致試件Kaiser 效應點消失，此數值5.94 MPa不宜作為鉆孔方向（軸向）地應力值。

表4 1#支洞1+950洞內三孔柱狀樣聲發射試驗結果Table 4 Acoustic emission test results for three borehole cylindrical samples in the tunnel(1#adit 1+950)

對每個鉆孔沿鉆取方向的地應力取平均值（表4），得到測點地應力為ZK1=11.0 MPa、ZK2=10.7 MPa、ZK3=13.4 MPa。該測點計算自重應力為12.36 MPa，與聲發射結果較接近。

3.2 主洞16+125水壓致裂測試

該測點由1 個垂直孔（DYL11）和2 個水平孔（DYL12、DYL13）組成。共進行6個測段地應力大小測試和5個測段定向印模測試（表1，圖3）。

3 個鉆孔地應力隨孔深變化見圖7。將孔DYL11、12、13平面應力數值及對應的鉆孔空間方位等參數，用三維地應力計算方法計算，即得空間三維地應力狀態（表2）。

從表2 可見，三維計算得到最大主應力σ1的值為33.53 MPa，方位角190°，傾角11°。由于應力分量σy的量值為23.35 MPa，介于應力分量σx和σZ之間（表3），同時最大主應力σ1傾角11°，因此該測點附近地應力狀態以水平應力為主。最大主應力σ1相當于最大水平主應力。中間主應力σ2的值為23.12 MPa，方位角281°，傾角7°，相當于最小水平主應力。最小主應力σ3的值為20.82 MPa，傾角77°，相當于垂直應力。

3.3 23+425聲發射分析

在埋深最大的主洞位置，利用2 個不同方向水平鉆孔（DYL31、32）和1個垂直孔（DYL33）開展全孔巖心采集、力學強度、聲發射和水壓致裂測試（圖3-c）。

2 個水平孔高出1 個垂直孔孔口約2 m。灰-深灰色變質粉砂巖，變質粉砂狀結構，厚層狀構造，巖心整體完整，多呈柱狀-短柱狀，局部碎塊狀。DYL31、32、33 巖體質量一般，RQD=50%～75%。巖塊強度級別屬硬質巖大類中較硬巖（國標單軸抗壓強度30～60 MPa[1]）（表5）。

表5 23+425變質粉砂巖強度和聲發射試驗結果Table 5 Strength and acoustic emission test results of metamorphic siltstone at chainage 23+425

按變質粉砂巖塊天然密度2.75 g/cm3，埋深2268 m 計算垂直應力為58.9 MPa。聲發射測試結果顯示垂直鉆孔DYL33中4個巖樣地應力平均值為28.5 MPa，相差近1倍。在3個孔底方向335°的鉆孔ZYL32 測到最大地應力值為34 MPa，基本代表最大主應力數值。地應力實測值最大埋深位置，垂向應力與NE方向水平主應力較小。

本斷面還開展了7個測段水壓致裂地應力大小測試和3個測段定向印模試驗（表1，圖3）。

3 個鉆孔地應力隨孔深變化見圖7。將DYL33、DYL31和DYL32孔平面應力數值與相對應鉆孔空間方位等參數進行綜合計算，得到三維地應力狀態。考慮3 個鉆孔0～8 m 深度內測量結果明顯受硐室開挖影響，本測點實際參與三維地應力計算數據取各孔8 m 之外完整巖石段平面應力測量結果的平均值。該測點三維地應力計算結果見表2。最大主應力σ1為36.79 MPa，傾角80°，近垂直；中間主應力σ2為29.52 MPa，方位198°，近水平；最小主應力σ3為10.58 MPa，方位107°，近水平。σX的值為27.98 MPa，σY的值為12.9 MPa，σz的值為36.02 MPa，表明該測點附近地應力狀態以垂直作用為主。聲發射結果偏小且最大主應力不垂直。

3.4 36+728水壓致裂測試

位于隧洞主洞內4#道岔處，由3 個深度25 m 相互正交的鉆孔組成（圖3-d）。該斷面共進行9 個測段地應力大小測試和3 個測段的定向印模試驗。3個孔地應力隨孔深變化見圖7。

將DYL4、DYL5、DLY6 孔平面應力數值及相對應鉆孔空間方位等參數用三維地應力計算方法，得出空間三維地應力狀態（表2）。

計算得到該測點最大主應力σ1值為26.05 MPa，方位角358.56°，相當于最大水平主應力。中間主應力σ2的值為21.34 MPa，方位角91.45°。最小主應力σ3的值為15.01 MPa，仰角71.96°，近垂直。

由于應力分量σz的值15.83 MPa，小于應力分量σx和σy，因此該測點附近地應力狀態以水平應力為主。

3.5 實測地應力對比

對比現場施工中開展的水壓致裂測試結果（圖7），發現二長花崗巖中實測地應力結果偏小，水平最大主應力方向主要為NNE向（表6）。

表6 施工期洞內鉆孔餅狀巖芯處實測地應力結果表Table 6 Measured in-situ stress results at the cake shaped rock core drilled in the tunnel

4 反演地應力

4.1 理論計算

據室內試驗獲得剪切強度由公式（5）計算得到幾種巖石的臨界地應力數值σ臨（表7）。

表7 4種巖石抗剪強度和臨界地應力數值表Table 7 Three types of rock shear strength and critical in-situ stress values

據Lim和Martin[17]，餅化所需最小應力值大于6.5倍的巖石抗拉強度。利用巖塊力學實驗結果（表7），計算餅狀巖心出現時最小主應力為24.38～61.75 MPa，與實測結果有一定重疊性（表6）。

4.2 主應力統計公式

在主洞23+425埋深2268 m處出現4箱餅狀巖心（圖2-b）。變質粉砂巖餅厚1.2～3.4 cm，平均2.39 cm，直徑約5.52 cm（圖4-a）。在主洞36+728的3個鉆孔中出現5 箱餅狀巖心，巖性為二長花崗巖（圖2-c，d）。這些餅狀巖心出現在鉆孔不同深度，厚0.5～3.5 cm，平均1.6 cm，直徑約5.4 cm（圖4）。

據主洞樁號23+425、36+728 處巖性餅化特征，考慮巖心餅化幾何參數提取實際情況，選取式（1）、式（4）、式（6）計算得到地應力值結果（表8）。

表8 餅狀巖芯反演主應力不同公式計算結果Table 8 Inversion of principal stress results from cake cores

從厚徑比看，DYL5 數值最低，平均0.19，DYL32數值最大，平均0.45。式（4）需滿足餅化臨界厚度t＜0.35D，主洞樁號23+425獲取的巖心多為短柱狀，無法利用式（4）計算地應力值，同時巖心破碎，無法測量長短軸之差，難以利用式（1）獲取地應力值。據式（6）計算樁號23+425 處σ1約45.78 MPa，與實測地應力值σ1=36.79 MPa 存在一定誤差；計算主洞樁號36+728 處地應力σ1約30.21 MPa，與實測地應力值σ1=26.05 MPa存在高出10 MPa誤差。

從4 處發育餅狀巖心鉆孔水壓致裂結果看，軸向應力Sh 小于徑向應力SH，二者呈線性分布，相關性較好。由圖8可見，二者曲線斜率為1.18，截距為6.33 MPa，差值在6.33 MPa 以上，隨地應力值增大，數據離散性變大，部分差值增大至10 MPa，大多在5 MPa以上。

圖8 四處餅狀巖芯發育位置鉆孔水壓致裂徑向SH-軸向Sh應力關系曲線Fig.8 Radial SH-axial Sh stress relationship curve of hydraulic fracturing caused by drilling at four locations of cake shaped cores

將表2，3，7 數據帶入公式（9），組成4 個四元一次方程組，求解A、B、C、D 4個系數，無解。將表3結果代入公式（10），得到4個三元一次方程組，無解。

試驗結果顯示，巖心是否餅化，餅化是剪切破壞還是拉伸破壞，餅化從中心還是從外緣或兩者之間開始發展，不是一成不變的，是隨地應力和材料參數不同而變化。潛在面剪切安全系數偏邊緣和中心小，偏內側大，破壞可能是沿邊緣、中心、偏內側順序發生[18]。當鉆孔徑向應力達35 MPa 時，巖心出現餅化現象，徑向應力是影響巖心餅化的主要因素，軸向應力使巖心表面產生局部破壞[19]。

綜上，基于能量分析建立的巖心餅化特征與原地應力之間關系式（6）與實測結果更接近，推算地應力時需對不同參數賦值進行修正。結合不同巖性和構造類型，建立可能多的統計關系方程求解。

4.3 最大主應力方向

考慮到餅狀巖心最發育的鉆孔為主洞樁號36+728 處的5 號孔（孔底方向165°），樁號23+425 處的32 號孔（孔底方向335°），與其垂直的最大水平主應力方向大致分別為75°、65°（表9）。地應力方向大致反演結果與埋深最大處23+425 的DYL31 號孔較接近。考慮到本研究采取的巖心非定向，地應力方向計算誤差較大，實測最大水平主應力方向變化較大，巖心餅化與徑向和軸向應力差有關（圖9），最大主應力方向結果僅作概略參考。

表9 施工期洞內鉆孔餅狀巖芯反算地應力表Table 9 Reverse calculation of in-situ stress for drilling cake shaped rock cores in the tunnel

5 結果對比

由于餅狀巖心反演地應力數值一般大于實際測量值約10 MPa，如將較大值一并考慮，二者結果相差1倍。

5.1 主應力大小

據餅狀巖心反演主應力不同換算公式，得到地應力大小普遍大于實測值。考慮到隧道直徑約6 m，按卸荷擾動塑性區一般為3倍洞徑考慮圍巖范圍大致為18 m，洞內測試鉆孔一定程度上受塑性區影響使洞壁內一定深度切向應力變大，因此由餅狀巖心反演地應力數值結果偏大1～2倍。從不同公式計算結果對比看，公式（6）得到的結果與實測值較接近。同時由洞內4處餅狀巖心發育處巖石強度應力比大小基本位于3～6（表6），與規范中全國餅狀巖心和巖爆實測資料統計結果一致[1]。洞內實測結果偏小，餅狀巖心反演結果普遍偏大。

5.2 主應力方向

所采集巖心不是定向巖心，因此主應力方向僅從餅狀巖心最大凹槽給出相對變化值。實測結果NNE 向、SE 向和近EW 向3 個方向最大水平主應力均有，餅狀巖心最發育、厚度較薄的是二長花崗巖中的DYL5（圖4-b），徑向應力為NE 向，與反演最大水平主應力方向較接近，即最大水平方向主應力是從SW向NE向擠壓。這與向北擠壓運動并與西天山貼近的帕米爾高原作為應力來源有關，即帕米爾高原的推擠起主要作用，構成天山新生代構造變形的主要地球動力來源[20]。地形變觀測發現，2011—2013期運動速率總體比2009—2011 期減小，整體運動速率呈自西向東漸漸減弱特點[21]。

在最大埋深處23+425最大主應力變為垂向，水平孔中餅狀巖心非常發育，二者基本一致（圖2，3）。最大埋深處地應力聲發射測量結果顯示，孔底指向335°的DYL32 和垂直孔33 地應力值較大，說明從SW 向NE 方向水平擠壓作用的存在，向深部該方向主應力變小（從最大埋深水平孔DYL32 的厚徑比值為最大可看出），說明新構造運動主要對淺表影響較大。

該部位與天山南北反向逆沖的背沖構造下部地應力局部降低有關，3個主應力關系顯示的地應力類型隨深度呈逆斷型、走滑型和正斷型的不同組合形式[22]，說明最大主應力方向由淺部向深部由水平轉為近垂直。在深部垂直應力方向和大小也有差異，由精河6.6級地震分析周邊重力異常發現，該區巖石圈總體承載向上的垂向構造應力，極大值約40 MPa，分布于精河地震西南的鞏留、尼勒克等地；博羅科努山東南及博爾塔拉西部地區承載著近-20 MPa 的負向（向下）構造應力；精河6.6級地震震源附近巖石圈承載垂向構造應力約20 MPa[23]。該區域淺表發育出露大量鐵銅鉬多金屬成礦系統[24]，顯示較低的地應力狀態甚至局部張拉條件下的成礦熱液上涌。

6 結論

巖心幾何參數（餅心厚度、厚徑比等）特征反演得到地應力的大小和數值的幾種公式對比發現，公式（6）的計算結果與實測值較接近。其他幾個公式因餅心幾何特征參數代入計算無解或本工程巖心非凹陷橢圓難以便捷使用。

從巖心幾何特征及與巖石強度關系看，在二長花崗巖中巖心厚度最薄，厚徑比最小，反映拉張作用下餅裂破壞特征，也是脆性破壞較明顯的硬巖，該區段施工中多處發生中-強等級巖爆。

反演結果與實測結果對比發現，反演結果一般偏大近1倍。應力測試孔相當大部分位于圍巖塑性圈中，即切向應力增大成為餅狀巖心增多的重要影響因素之一。

隨地應力增大鉆孔徑向應力和軸向應力關系離散性增加，二者差異變大，使餅狀巖心發育具離散性。同時顯示SW向NE方向擠壓力較發育，證明SW向帕米爾高原擠壓作用的存在，這種擠壓作用在天山中部最大埋深處減小，最大主應力由水平方向變換為垂直方向。