判别准则（精选4篇）
判别准则 篇1
《力学与实践》2007年第5期“力学系统平衡的判别准则”一文(以下简称“准则”,根据虚位移原理,对力学系统的平衡状态提出了一个新的判别准则.观点新颖,但结论值得商榷.
“准则”一文认为,以“质点系每一点的加速度为零”作为系统平衡的判别准则不恰当,应该换成.那么以作者所举之例,水平面上,一质点在光滑轨道上运动,有初速度v0.因为水平面上合力为零,速度大小为常数.那么,即使运动到曲线轨道,δri始终垂直于所在点与其曲率中心的连线,也即与法向加速度垂直,ai·δri=0.照“准则”一文的作者定义。该点始终平衡.
现考虑定常约束系统,真实的微小位移是虚位移之一,故将δri改为dri,讨论方便些.将变换为
其意义就是:系统的动能为常数.
再看D'Alembert-Lagrange原理.在中,意味着外力功之和为零,所以系统动能守恒.如果以作为系统的平衡判别准则,那么下列各状态都是“平衡”的.
状态1:光滑水平面上,许多质点互相胡碰乱撞,碰撞为完全弹性.显然外力功之和为零,系统动能守恒.
状态2:图2纯滚动的圆柱.
状态3:匀速圆周运动的质点.
状态4:转轴与重力平行,匀角速度旋转的圆盘.见图3
按“准则”一文的作者的定义,动能守恒,系统可以自个儿一直运动下去,于是平衡,这倒是一种有趣的理解.
正如作者所言,虚位移原理是有条件的.朱照宣先生《理论力学》一书中虚位移的叙述为:“具有定常、理想约束的质点系,其平衡的充要条件是,在任何虚位移上所有的虚功之和等于零.”
叙述中,“定常”和“平衡”两个词须说明.我们在证明虚位移原理的充分性时,实际上用的不是“平衡”,而是“静止”.否则,前面所给出的各种状态,因为虚功之和为零,的确都成了“平衡”状态(状态2如果限定纯滚动,不算向上的可能运动).
为什么仅当所有的质点,都向同一个方向匀速直线运动,才算平衡呢?因为这时可取另一个惯性参考系,使得系统所有质点相对此参考系都是静止的.清华大学出版社出版的李俊峰主编《理论力学》,对质点系“平衡”下的定义比较详实准确.
所以,朱先生书中说完“平衡”,就接着解释:在这里,平衡的意思,指系统本来静止,在虚功之和为零的主动力作用下,依然会静止,
还有一点要说明,也正是“准则”一文作者谈到的:定常约束之“定常”,并非对所有惯性参照系一致.图1所以不是平衡的,就因为:如果取以匀速v0向右运动的系统为参照系,在此参照系里,该质点此刻的确静止,但那条轨道却以速度v0向左运动,非定常.
也就是说,如能找到一个惯性参照系,约束都是定常的,且质点系所有质点在此参照系里初始时刻静止,那么虚位移原理的充分性和必要性都成立.
牛顿力学的基础之一,正是“准则”一文的作者所言伽利略相对性原理,也就是平移不变性.图1中,如果那条轨道笔直向前,没有弯曲,则无论怎样平移,都保持不变,那么就是定常的约束,这时该质点就是平衡的
平移不变性,要求“平衡”只能是匀速直线运动,不能是别的,无论针对一个质点,还是一群.
话说回来,“质点系中各点都作匀速直线运动,但方向不一致,也没有相互碰撞”的状态,也可以视为平衡系统.毕竟,每点都平衡,整体却不平衡,似乎不妥.《连续统力学》的作者爱林根,显然持此观点.在此定义下,虚位移原理的说明必须修订,
最后,单个刚体,如果质心加速度为零,对某固定点的动量矩变化率也为零,在此情形下,所受外力是个平衡力系,工程上称之为“动平衡”——“准则”一文的作者心目中的对象大概是它.但刚体是质点系的特例,上述状态又是刚体的特例,为此特例修改质点系平衡的定义,弊多利少.
摘要：讨论了力学系统平衡的定义，以及虚位移原理充分性成立的先决条件．
关键词：平衡,虚位移原理,平移不变性,力学系统
判别准则 篇2
1z101000 工程经济基础
1z101030 掌握项目财务评价指标体系的构成和指标的计算与应用
1z101036 财务内部收益率指标的概念与判别准则
对具有常规现金流量(即在计算期内，开始时有支出而后才有收益，且方案的净现金流量序列的符号只改变一次的现金流量)的投资方案，其财务净现值的大小与折现率的高低有直接的关系。即财务净现值是折现率的函数，其表达式如下：
工程经济中常规投资项目的财务净现值函数曲线在其定义域(即-1 按照财务净现值的评价准则，只要fnpv(i)≥0，方案或项目就可接受，但由于fnpv(i)是i的递减函数，故折现率i定得越高，方案被接受的可能越小。很明显，i可以大到使fnpv(i)＝0，这时fnpv(i）曲线与横轴相交，i达到了其临界值 ，可以说 是财务净现值评价准则的一个分水岭，将 称为财务内部收益率(firr--financial internal rate of return)。其实质就是使投资方案在计算期内各年净现金流量的现值累计等于零时的折现率。其数学表达式为： 式中 firr一一财务内部收益率。 财务内部收益率是一个未知的折现率，由式(1z101036-2)可知，求方程式中的折现率需解高次方程，不易求解。在实际工作中，一般通过计算机计算，手算时可采用试算法确定财务内部收益率firr。 财务内部收益率计算出来后，与基准收益率进行比较。若firr≥ic，则方案在经济上可以接受；若firr＜ic，则方案在经济上应予拒绝. 财务内部收益率(firr)指标考虑了资金的时间价值以及项目在整个计算期内的经济状况；而且避免了像财务净现值之类的指标那样须事先确定基准收益率这个难题，而只需要知道基准收益率的大致范围即可。但不足的是财务内部收益率计算比较麻烦；对于具有非常规现金流量的项目来讲，其财务内部收益率在某些情况下甚至不存在或存在多个内部收益率。 对独立方案的评价，应用firr评价与应用fnpv评价其结论是一致的。 例题：下面关于财务内部收益率说法错误的是（ ）。 a、财务内部收益率(firr--financial internal rate of return)。其实质就是使投资方案在计算期内各年净现金流量的现值累计等于零时的折现率
c、财务内部收益率(firr)指标考虑了资金的时间价值以及项目在整个计算期内的经济状况；而且避免了像财务净现值之类的指标那样须事先确定基准收益率这个难题
d、对独立方案的评价，应用firr评价与应用fnpv评价其结论有可能不一致
答案：d
判别准则 篇3
矿井火区灭火过程中,由于复杂的火源燃烧状态和环境条件,加上气样分析时间、设备和技术条件的限制,使得现场技术人员对火源燃烧状态的分析和判断是粗略的,从而导致在火区启封过程中缺乏对火势大小、爆炸几率、控火措施有效性、火区存在否等诸多问题的准确了解。此外,由于矿工直觉的错误、数据采集和判断失误等,技术人员在认为火源已熄灭的情况下重开火区,会致使着火带复燃,甚至引起爆炸。因此,正确的火源状态判定和安全启封为矿井火区救灾和封闭期间的关键技术。目前,现场技术人员对火区封闭启封问题侧重于从密闭启封装备、实施方法等[1,2]角度,对于如何从技术角度分析启封前火区状态信息和启封条件则缺乏系统的认识和了解。本文将从矿井火区启封安全性分析入手,在火区信息采集和判断两方面论述相关知识和判断方法。
1 矿井火区启封安全性分析
火区启封安全性取决于:(1)尽可能多的获取火区信息;(2)对火区获得信息的尽可能正确的分析;(3)相关安全技术措施的正确、及时的执行。需要注意的是,由于火区环境可能会产生或吸收相关气体(如CO、CO2等),致使其浓度增加和减少,所采取的气样可能不能真实的反映火源附近的气体浓度。
同时,即使采取气样中氧浓度为零,也只能反应火区内大气氧浓度可能为零。由于煤对氧气有吸附作用,所以煤完全可以靠吸附的氧而持续耗氧量少的阴燃,在启封火区后由于供氧后发生复燃。因此,要注意所取气样即使符合煤矿安全规程规定启封火区的五个条件,也只能认为火区熄灭,而不能认定火区熄灭。因此启封火区必须制定防治火区复燃的安全措施,煤矿安全规程规定[3]“启封火区工作完毕后的3天内,每班必须由矿山救护队检查通风工作,并测定水温、空气温度和空气成分,只有在确认火区完全熄灭、通风等情况后,方可进行生产工作”,说明了确定火区熄灭是十分不易的。
火区启封后必须加强通风,迅速稀释原火区内可能存在的爆炸性气体,否则,火区启封供氧一旦引起火区内局部瓦斯爆炸,可能诱发火区回风侧积存的未经有效稀释的爆炸性瓦斯,引起更为严重的次生瓦斯爆炸灾害。
因此,为提高火区启封的安全性,需要制定气体信息采集准则、火区燃烧状态的判断技术准则和火区启封条件判别分析技术,本文重点分析前两点。
2 矿井火区气体信息采集准则
火区启封前,需要对火区内发展状态进行实时观测。其中应用最普遍、最重要的方法就是获取火区内气样,进而分析火情。由于火区内气体不是静止的,因而,如何能真实获取代表火区内气体的气样变得非常重要,其主要取决于取样方式、取样时间以及火区气样选择的影响因素。
2.1 气样代表火区状态真实性的准则
2.1.1 防止地面漏风的影响
(1)绝不能在受地面漏风影响的钻孔中取样。通常选定一工作面在进回风顺槽按一定间距布置束管采样器,采空区气体成份测定范围大约距工作面150m左右,约50m设一个测点,保持采空区内部进、回风侧各三个探头,上下顺槽同时观测。此外,需注意因分层引起组分的变化。流动速度较低的气体混合物常发生分层,各点的组成可能不同,因此在巷道湍流源的下游采样最有利。
(2)测定钻孔内的气压,孔内压力大于或等于地表压力可提供良好的取样结果。最佳取样时间为夜晚。这时外部温度低于井下温度,钻孔内气体往往在自然风压的作用下向地表流出。本规则也适用于井下密闭墙外取样。整理密闭区的气体分析结果时,如不适当考虑气压的波动和取样时的气压波动引起的压力差,则会对密闭区的实际情况作出错误的结论。只有在密封墙的压力差由正变到负之前,或只有当气压达到正弦半波波谷并开始上升时,才是可选择的取样时间。
2.1.2 防止火区密闭漏风的影响
(1)火区气体的采样地点应选在火区出风侧的密闭处,(注意在火风压影响下,火区回风侧密闭可能进风,在火风压和大气压变化的共同作用下,火区密闭甚至可能上午出风、下午进风),通过防火墙的观测管子取气体试样。若防火墙离火源较远,未能代表火区的真实情况,应向靠近火源位置打观测孔。在消火灌浆中若将观察孔(管)堵死,则应补打观测孔。有时为了查清火源位置,火源距地面深度不大时,也可利用地面钻孔来观察。钻孔取样必须注意,不仅必须钻孔出风,而且必须附近密闭出风才能保证所取气样能代表火区大气状态。
(2)当密闭墙设置在倾斜巷道内时,任何泄漏都会引起一股新鲜的空气流沿底板流向墙内,在这种情况下,虽然不太可能在不同的高度位置上取样,但最好是能这样做。为此,在设置密闭墙时,应在三个不同的高度安装取样管,每根取样管伸入密闭墙内5m或5m以上。
2.2 提高气样代表火区大气状态的真实性
(1)如果可能,不要太靠近火点取样。如果火点周围的空气流动缓慢,则燃烧生成的气体可能未与空气充分混合,因而造成燃烧产物的浓度太低或太高。顺风取样时,取样点至火点的距离至少应该是巷道宽度的10倍。在密闭区内,取样点应该定在距密闭墙内侧不小于5m。所有情况下,取样管的安装高度应为墙高的一半。如果该密闭区以后需要重新打开,则取样管应延至密闭墙以外20m。在某些情况下也有可能要求取样管靠火场更近一些。
(2)一般要求在固定点取样,每次取样的位置应保持一致,用以排除火区内大气混合不均造成的取样误差。但是,在某些情况下,例如在气体浓度较大或较小的顺风处,由于空气流与燃烧气体的混合可能缓慢,最好是在巷道断面各点取样,取其平均值。然而,只要可能,最好进一步顺风取样。因为在解释取样结果时,必须知道流过每个取样点的空气量和风流方向。
(3)取样钻孔不仅应布置在火源附近,为监测火灾对井下环境的影响,还应布置在相关区域。由于通往着火带的进出风量是分析火区状态的重要因素,至少应有一个钻孔布置在火区主要进风巷道中,用以检测待测区域进风气体浓度,在火源可能蔓延的下风侧各条巷道也应布置取样钻孔。钻孔布置应覆盖足够广的范围。火源下风侧的钻孔应距着火带足够远,即使火源蔓延,也不会超越它们。钻孔布置有两个参考指数:相对燃烧强度(RI)和与火源距离(Fx)。随钻孔与火源的距离Fx增加,燃烧相对强度RI减少。RI和Fx的简便算法如下[1,2,3,4,5]
Fx=457·[3.045-log(Tx-Tg)] (1)
式中:O2、N2—氧气和氮气体积分数;Tg—巷道围岩常温(取15℃); Tx—距火源Fx的钻孔温度,℃。
(4)由于火源附近大气在向气样采取密闭缓慢移动时,其生成气体浓度会因环境的影响而增减,如少数煤层含有CO、CO2, CO、CO2也可由煤缓慢氧化所产生,而增加气体浓度,也可能因炭黑、焦炭吸收而减少CO、CO2浓度,而减少气体浓度,所以,取样管宜尽可能伸向火源位置,若距离较远,可采取用取样管伸入切断的风水管,借以向火源靠近,用以减少环境对火源气体浓度的影响;
(5)在回风侧取样时应注意该处风流仅仅来自待测区域,否则需用CO/CO2排除风流稀释的影响;
(6)采样时,应注意选择地表大气压力较为平稳的时间段,大气压力变化较大的时期,对火区产生呼吸作用,影响火区状态的稳定性,加大取样误差。
2.3 正确的气样采集方法准则
(1)气样采集时间长短的确定:
在抽取气样前,预抽时间为取样管一次换气所需时间的3倍。例如:取样管内径9.5mm长244m,容积为0.017m3,若抽气泵的抽气量为0.0114m3/min,在取样前,预抽气的最少时间为4.474min。
(2)气样采集钻孔的封堵:
为最大限度减小岩层裂隙漏风造成的气样误差,取样钻孔须下套管并注浆密封。在岩层可能释放CO2的情况下,套管和注浆长度应接近所取气样的巷道顶板,避免岩层中涌出的CO2影响气样成分和分析结果。取样管插入其中一孔,当取样管阻塞或漏气需更换时,向另一孔插入替换取样管。往往原作废的取样管难以拨出,不要切断该管,避免废管掉下阻塞钻孔。用于压力计测压时,压力计应与测压管相联而不能与取样管相联,否则可能出现漏气,使气样出错。设置逆止阀,用来分离瓦斯和热空气。若无止逆阀,随着时间锥移,所取的气样将不是矿井内大气,而主要是积存在钻孔内的热空气和瓦斯。
(3)混合气样分段采集方法:
对一种气流,按规定距离由几个采样点采取部分样品,同时在每一个采样点测量气体的流速。逐个分析这些样品。混合样品中某一成分R的平均浓度可由下式计算[6]
式中:V1,V2,V3,…,Vn—采样点的气体流速(成正比);X1 ,X2,X3,…,Xn—成分的相应比例。
(4)在同一处抽取气样应缩短取样时间间隔。
在分析气样时,应注意分析气体组分变化的总趋势,舍弃与总趋势差距较大的单个气样的组分值。所以,在条件允许时,在同一钻孔位置缩短抽样时间间隔,增加取气样次数比在不同钻孔位置仅抽取少数几次气样更能提供正确的火灾状态变化。
(5)取样时间间隔:
应定期进行,火区尚未稳定的阶段,每天检查取样一次,以后可三天或一周检查取样一次。尽可能经常地从密闭墙内所设的同一取样点或多个取样点进行取样。采样量和采样次数应根据检验的需要来确定。构筑隔墙期间,应当在回风道隔墙地点按需要经常地取样,以不断检查火区的情况。关键气样应当重复取样。
(6)气样分析方式:
使用色谱仪分析过程中需要注意气体纯度、气路的检漏和清洗、进样方法对火区气体信息准确性的影响。气体纯度不高或达不到仪器对纯度的要求会导致色谱仪检测器检测线增高、基线不稳定的情况发生,而且还会影响管柱的寿命。气源纯度通常要求在99.99%以上[7]。使用色谱仪时,要注意如果出现灵敏度降低、保留时间长、基线出现波动等异常情况时,要进行新的气路检漏工作;含高沸点组分的试样实验过后要经常性的清洗管路;相关连接管道要用无水乙醇或丙酮清洗、吹干。对于进样技术要注意仪器对进样量和气化温度等的相关要求,要保证进样量能在瞬间气化,注意注射器进样过程中数值读出的准确性以及进样时间不要过长。同时注意,气样的可靠性验证,如在CO以很大速率增减时,应进行重新取样验证,需至少被两次紧邻的取样结果证实,该气样才可代表组分变化的发展趋势,否则应废弃已取的气样而重新取气样。所有气样分析结果应用特里克特比率[8]校验。
3 火区燃烧状态的判断技术准则
由于火区大气状态分布不均匀性,火区温度、浓度和压力状态动态变化的复杂性,现在煤矿常用的根据CO浓度分析火区状态方法较为粗糙,因为往往难以通过少数取样点较准确的了解整个火区状态的动态变化和判断火区火源是否熄灭。封闭火区须在整个火区管理时间段,全程定期取气样,绘成N2、CH4、O2、CO2、CO和H2等浓度随时间变化曲线并计算单位时间各种气体浓度变化速率R,然后用逻辑推理法区分这些火灾生成气体浓度变化是燃烧或环境因素引起。加入N2、CH4、O2、CO2、CO和H2等浓度随时间变化曲线和气体浓度变化速率R,由下式计算[6]
式中:X′,X″—分析期间时间的初、末值;γ′,γ″—对应于时间X′,X″的该气体的浓度白分比。
当气体浓度变化呈减少趋势时,R为负;气体浓度变化呈增加趋势时,R为正。由此,可以总结为12条火区状态分析判断准则为:
(1)对于大多数煤矿,若某区域无正压通风,无采空区、封闭区和严重的巷道垮塌,由煤层涌入该区域的CH4会稀释该区域的其他气体,火区范围内的煤层涌出的瓦斯气体必然会使氮气浓度减小,也就是RN2为负值。
(2)如果没有燃烧或其他方面的环境因素的影响,当瓦斯涌入封闭的火区时,产生的结果是火区内原有不同气体具有相同变化率R。
(3)反之,如果火区内气体浓度变化规律不符合(2)中的说明,则表明火区内燃烧或环境影响较大。
(4)利用二氧化碳浓度变化速率排除环境因素的影响:①如果有吸附作用存在,那么RCO2的负值比RCO的负值要大,在实际气样分析中如果不满足此规律,则不考虑吸附对气样的影响;②如果火区有缓慢氧化继续,则有RCO2=0.01,可以与实际气样对比分析火区是否存在缓慢氧化;③如果火区有二氧化碳集中涌出时,则应有RCO急剧而短暂的升高现象,可与实际气样对比分析是否存在集中二氧化碳涌出的影响;④如果在火区内有酸性水体存在,那么由于与酸性盐反应,或区内的RCO2应该有所增加,因此可与实际火区对比分析是否有酸性水体的影响。根据前述5个方面与实际火区气样进行对比分析,可以分析环境对气样浓度的影响规律,如果所得出的实际气体浓度变化与前述规律相反,则可基本排除环境的影响,而认为二氧化碳浓度变化的主要影响因素为火区燃烧。
(5)利用一氧化碳浓度变化速率排除环境因素的影响:①如果火区内没有燃烧、没有缓慢氧化又没有焦炭焦黑吸附现象,则有RCO=RCO2=RO2=RN2;②如果没有RCO≈RO2,那么至少存在一种①中的三种因素;如果根据(4)二氧化碳变不受吸附的作用,那么可以忽略吸附作用对一氧化碳的影响;④如果根据(4)二氧化碳不受缓慢氧化的作用,那么可以忽略吸附作用对一氧化碳的影响。总之,如果分析出一氧化碳浓度变化只与燃烧相关,那么说明火区没有熄灭。
(6)当O2浓度减少速率近似于CO2和CO浓度的增加速率时,火势发展。
(7)当O2(%),CO2(%)和CO(%)浓度以稳定速率降低或其速率近似为零时,火势处于稳定状态。
(8)用CO来预测预报煤炭自然发火时,不能采用CO(%)浓度值,应当应用CO的变化量来判断,如果ΔCO持续增大,表明火区继续发展。
(9)采样必须注意采样地点和采样点的风流流向,只有风流流向流出密闭外,采样分析才能得到正确的分析结果,密闭内火势的状态分析才能正确。
(10)采样气体可靠性分析必须采用特里克持比率Tr,当气样的Tr超过1.6时,该气样不予考虑。若火灾的主要燃料是煤,Tr大于1的气样就值得怀疑。
(11)格雷厄姆系数G的值在0.7-3.0的范围内对于评价煤的自燃和重新自燃过程是有意义的。G=0.7 煤的氧化强度增加;G=1.0 火灾危险增加;G=2.0 煤发热现象明显;G=3.0 出现明火。格雷厄姆系数G[9]是火区中CO含量的100倍与沉积在煤中的O2之比,即
式中:N2=100-(O2+CO2+CO+CH4+H2+CmHn);CO、O2、N2分别为回风侧采样点气样中的CO,O2和N2的体积百分比浓度。
如果进风侧气样中的O2与N2之比不是0.265,则应计算出进风侧O2和N2浓度之比值代替0.265。
(12)贝斯特龙指标F和格雷厄姆系数G随时间的变化过程可以用来判断重新燃烧或重新熄灭。①重新自热或重新燃烧的判断。在发生重新自热或重新燃烧之后,格雷厄姆系数G和贝斯特龙指标F的值增加。②重新熄灭的判断。在发生重新熄灭现象之前,格雷厄姆系数G和贝斯特龙指标F的值下降。贝斯特龙指标F[10]是煤与氧反应生成气体所消耗的O2与火灾气体中O2含量的比,即
4 结论
本文在分析矿井火区启封的安全性的基础上,从气体信息采集和火区燃烧状态的判断技术两方面,提出了相关准则。其中气体信息采集准则含气样代表火区状态真实性、提高气样代表火区大气状态的真实性、正确的气样采集方法三方面16项,火区燃烧状态的判断技术准则含12项。准则可为矿井火区治理人员正确分析判断火区状态和启封条件提供参考。
参考文献
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判别准则 篇4
关键词：深埋长隧洞,岩爆,判据,预测,齐热哈塔尔
在深埋长隧洞的勘察与施工过程中, 岩爆问题是一种严重和常见的地质灾害, 从勘察中的初步设计阶段到工程施工的技施阶段, 都要对其作出判断, 并要作出结论。然而, 岩爆作为一种极为复杂的动力地质现象, 多数学者的研究工作还停滞在假说或经验阶段。根据工程经验, 最大埋深大于1 000 m的地下隧洞, 岩爆问题将不可避免。本文拟通过讨论岩爆问题的发生机理和将不同的岩爆判据用于某一深埋隧洞, 预测不同埋深和桩号之间发生岩爆等级的对应关系, 使施工中岩爆的预测更直观。
1影响岩爆发生的主要因素及岩爆发生机理
1.1 主要因素
影响岩爆发生的因素很多, 可以分为内部因素与外部因素两大类。
内部因素即岩体和岩石的本质属性和所赋存的环境, 包括岩体的结构特征 (整体块状结构、层状结构, 碎裂结构以及多种结构的综合体等) , 岩石的单轴抗压强度 (坚硬岩、中硬岩、软岩、极软岩) , 岩体中结构面性状 (抗剪强度、组成物质、胶结状态等) , 地质构造环境 (区域构造的影响和工程范围内存在构造的影响) , 地应力状态 (地应力值大小、地应力方向及相互关系、地应力方向与结构面以及建筑物轴线的组合关系) , 地下水状态 (外水压力、地下水对结构面的影响等) 。
外部因素包括施工方法和施工机械的选择 (钻爆法和TBM施工方法, 钻爆法的炮眼布置, 施工机械等) , 建筑物形态 (断面呈圆形、方形、马蹄形等) , 建筑物的布置 (相邻地下建筑的分布与组合形式) 等人为控制的因素。
1.2 岩爆发生机理
岩爆发生机理是岩爆预测和防治研究的主要依据和理论基础, 因此, 国内外学者都极其重视机理研究。目前比较流行的岩爆发生机理主要以下列几种理论为基础。
1.2.1 强度理论
20世纪50年代直至目前逐步形成的近代强度理论认为, 岩爆是围岩应力达到或超过围岩强度而产生的围岩破坏现象, 从围岩的静力极限平衡条件出发, 将各种强度准则作为岩爆的判据。在此基础上进一步发展出拉伸理论、剪切理论和扩容理论。
基于格里菲斯理论的拉伸机理认为, 岩爆不是岩石基质破损的属性, 而仅仅是早已存在的小型断裂的扩展。霍克在《地下工程》一书中指出, 地下洞室片帮乃至岩爆是剪应力作用的结果。岩土力学工作者应用扩容理论应用于膨胀岩流动变形, 地球物理工作者将其用于探讨地震前地壳的扩容过程, 近来国内也有人利用扩容理论应用于岩爆分析。
这些以强度理论为基础发展起来的岩爆理论都从某种意义上解释了岩爆的形成原因。
1.2.2 刚度理论
刚度理论最早应用于冲击矿压的研究, 其理论起源于刚性压力机理论, 国内研究者根据刚性试验机原理, 并认为“煤 (岩) 的刚度是变数, 在强度极限以前的刚度 (Km) 为正值, 超过强度极限以后的值为负值 (Ks) , 如果Km<Ks, 则试样便发生突然、猛烈破坏, ”因而提出刚度冲击性指标 (KCF) , 即KCF=Km/Ks, KCF<1时有矿山冲击危险存在。
1.2.3 能量理论
岩石的破坏归根结底是能量驱动下的一中状态失稳现象。 (陈卫忠, 吕森鹏, 郭小红等。基于能能量原理的卸围压试验与岩爆判别研究。岩石力学与工程学报, 2009, 28 (8) , 1 530-1 540) 详细地分析岩石变形破坏过程中的能量传递与转化, 建立起以能量变化为破坏判据的强度理论, 就有可能比较接近真实反映岩石的破坏规律, 不少学者从能量的观点出发, 研究了岩石在动态载荷作用下的力学行为特点。能量理论是在20世纪60年代由Cook等首先提出的, 常用的岩爆判别能量指标有:弹性能指标、冲击能量指数、能量耗散指标、有效释放率、能量释放率等。
2岩爆预测判据
2.1 强度理论判据
2.1.1 规程规范岩爆判据
(1) GB50487—2008《水利水电工程地质勘察规范》附录Q“岩体应力和岩爆判别”:对于完整—较完整的中硬、坚硬岩体, 且无地下水活动的地段, 当隧洞埋深大于岩爆发生的临界深度时, 将围岩强度应力比做为岩爆的判据。岩爆等级与围岩强度应力比S (岩石单轴饱和抗压强度Rc/最大主应力σ1) 具有如表1所示的关系。
(2) GB50218—94《工程岩体分级标准》的条文说明:用岩石单轴饱和抗压强度 (Rc) 与最大主应力 (σ1) 的比值, 作为评价岩爆发生的判据, 一般当Rc/σ1=3～6时就会发生岩爆, 小于3可能发生严重岩爆。
2.1.2 经验判据
国内外研究者根据已发生岩爆的工程实例, 提出主要经验判据如下。
(1) 伊阿·多尔尼诺夫判据 (见表2) 。
注:σH为围岩最大压应力, Rc为岩块单轴抗压强度。
(2) E·HoeK判据 (见表3) 。
注:σv为原岩垂直应力。
(3) 巴顿判据 (见表4) 。
注:Rc为单轴抗压强度;Rt为抗拉强度;σH为最大初始主应力。
(4) I·A·特钱英奥判据。
无岩爆 ㄧσt+σzㄧ<0.3Rc
式中 σt——围岩切向应力;
σz——轴向应力;
Rc——岩块单轴抗压强度。
(5) 国内有的研究者根据我国工程实践提出:
产生岩爆 σH≥ (0.15～0.2) Rc
式中 σH——岩体初始应力;
Rc——岩块单轴抗压强度。
2.1.3 刚度理论判据——脆性度判据
脆性度即为岩石的抗压强度与抗拉强度之比, 即Nb=Rc/Rt, 见表5。
2.1.4 能量理论判据
(1) 弹性应变指数WET (见表6) 。
注:undefined为弹性应变指数;ϕSP为弹性变形能;ϕst为塑性变形能。
(2) 能量冲击性指标ACF (见表7) 。
3岩爆判据的工程应用
3.1 工程概况
国内某引水隧洞工程, 通过地区在地貌上属于西昆仑高山区, 沿线地势陡峻, 地面高程2 400～4 600 m。地层岩性以变质闪长岩、片麻状花岗岩和斜长角闪板岩、片岩为主。
本文以隧洞桩号2+791—6+062洞段为例, 该段岩性为片麻状花岗岩, 微新状岩体, 声波测试表明, 纵波速度值在vs=4 082～6 250 m/s之间, 局部因构造影响, 波速值可能偏低。隧洞埋深H=785～1 720 m, 隧洞通过洞段为该工程埋深最大洞段。
地应力测试及有限元分析结果表明, 该洞段地应力值在22.5～28.6 MPa之间, 其中桩号3+313—5+067洞段, 长1 754 m, 该洞段地应力值在σm=25～28.6 MPa之间。
该洞段埋深在273～1 720 m之间, 取饱和岩石块体密度2.68 g/cm3, 其垂直应力应该为21.0～46.1 MPa之间, 与水平最大主应力之间的关系为σH = 0.243 4σv + 17.379。
片麻状花岗岩饱和状态下, 岩石块体密度ρ=2.68 g/cm3, 单轴抗压强度Rb=63.6 MPa, 弹性模量E=17.9 GPa, 变形模量E0=22.0 GPa, 泊松比μ=0.2;干燥状态下岩石块体密度ρ=2.67 g/cm3, 单轴抗压强度Rb=71.0 MPa, 弹性模量E=24.6 GPa, 变形模量E0=27.9 GPa, 泊松比μ=0.3。饱和抗拉强度σt=4.98 MPa, 干燥状态下抗拉强度σt=6.10 MPa。
片麻状花岗岩抗剪断强度摩擦系数为f′=0.87, 摩擦角为ϕ=41.0°, 凝聚力为c=9.6 MPa。
3.2 岩爆判别及深度预测
根据各种判别准则对该引水隧洞片麻状花岗岩段进行判断, 结果如表8、9。
根据表8和表9的分析结果, 可以看出在桩号2+791—6+062洞段的片麻状花岗岩洞段, 埋深273～1 720 m范围内, 以上7组判据均认为要发生轻微以上的岩爆, 除第2组判据偏保守外, 其余6组判据都认为在该洞段有发生中等以上至极强岩爆的可能性。
因此, 可以得出以下预测结论, 如表10。
4讨论
文中通过分析岩爆的形成机理, 并综合分析了多个判据, 对某引水隧洞片麻花岗岩段埋深较大的部分进行了分析判断。利用了强度判据和刚度判据, 通过分析, 给出了岩爆发生的深度预测, 从不同的埋深和对应桩号, 预测了发生岩爆和岩爆等级的可能性, 从而更有利于在施工中对岩爆进行控制。
在目前的各种判据中, 根据能量理论来分析和预测岩爆发生的可能性和岩爆特征, 是一种简单新颖的理论和方法。这就需要对岩石试验进行全应力-应变分析, 通过分析岩石中的能量储存特征, 预测岩爆发生时的能量特征。另外, 通过勘察期间对岩石试验进行声发射试验, 获取岩石在不同围压下的声发射特征。在施工阶段, 利用微震技术, 获取被扰动岩体中的微震信息, 通过对比这些信息预报和预测前方岩体中岩爆发生的可能性及烈度。
但是, 无论采用什么判据进行岩爆预测, 都处于理论阶段, 真正在施工中做到100%的成功预测, 有很大的难度。即使预测了岩爆发生的可能性, 但是对岩爆的的烈度也无法预测, 这样就很难实现对岩爆的发生对施工的影响进行准确的分析。