不同开挖方式下深埋大理岩岩爆发生范围预测

谢良涛， 严 鹏， 卢文波， 陈 明， 王高辉

(1. 长江勘测规划设计研究有限责任公司， 武汉 430010；2. 武汉大学 水资源与水电工程科学国家重点实验室，武汉 430072； 3. 武汉大学 水工岩石力学教育部重点实验室，武汉 430072)

深部岩体中赋存较高的弹性应变能，开挖卸荷过程中开挖面附近在远场应力的影响下将出现能量积聚，当积聚的应变能超过岩体的储能极限时，多余的能量突发释放，并造成洞壁附近部分岩体从母岩中猛烈地弹射出来，这种高应力下特有的动力破坏现象就是岩爆[1-3]。

针对岩爆的形成机制和范围预测，国内外大量学者开展了深入的研究。Read等[4-5]按照其发生的条件和机理，将岩爆分为应变型岩爆、岩柱型岩爆和构造滑移型岩爆。陈炳瑞等[6-7]根据岩爆发生的时间效应，将岩爆划分为即时型和时滞型，并讨论了2种类型岩爆的孕育机制和规律。陈卫忠等[8]通过分析花岗岩破裂效应，提出了基于能量原理的岩爆判别方法。谢和平[9]利用分形几何学研究了岩爆的产生机制及预测手段。王元汉等[10]采用模糊数学的评判方法，通过对影响岩爆的主要因素进行整合而预测了岩爆的等级。潘一山等[11]将突变理论运用于岩爆评价分析中，深入研究了岩爆失稳的本质。陈海军等[12-13]开发了基于人工神经网络的岩爆分析预测模型。宫凤强等[14]提出了岩爆发生烈度等级的预测判别方法。何满潮等[15-16]通过数值模拟、室内试验及现场监测的方法揭示了岩爆的本质。以上的研究加深了对岩爆孕育本质的认识，为岩爆的预测和防护提供了支撑。然而这些研究大多基于质脆，坚硬岩体，且岩体脆性特征不随围压的变化而变化，如花岗岩(见图1(a))，而对于大理岩，其岩体特性会随围压的变化而改变(见图1(b))，现有的这些评价准则并不能很好的揭示大理岩的岩爆孕育特征。此外，这些研究还忽略了钻爆法和TBM两种开挖方式下不同的应力调整过程对岩爆孕育的影响。

岩爆的本质是一种能量驱动下的动态失稳破坏。因此，从能量储存和耗散的角度分析岩爆是一种有效手段。本文以锦屏二级水电站引水隧洞大理岩为研究对象，讨论了大理岩在不同开挖方式下岩爆发生的条件与围岩力学特性的联系，并研究了岩体脆性特征、岩体强度对岩爆的影响。最后结合锦屏二级水电站引水隧洞不同开挖方式下岩爆实测资料，从岩体储能极限的角度揭示高地应力条件下岩爆的孕育条件，为深部岩体施工防护和预测提供参考。

(a)URL花岗岩[17]

(b)锦屏大理岩[18]图1 三轴试验下岩体应力-应变关系Fig.1 Stress-strain relationship of the rock under triaxial tests

1 岩爆发生条件与岩体储能极限

1.1 岩爆发生条件

影响岩爆发生的一个基本条件就是岩体力学特性，即岩体单元的脆性特征和峰值强度(储能极限)。岩体的脆性特征决定了岩爆能否发生，而岩体的储能极限决定了岩体发生岩爆所需要的能量。

岩体的脆性特征并不是一成不变的，对于同类型的岩体，岩体的脆性很大程度上受岩体完整性的影响，在结构面比较发育时，岩体脆性特征将会大幅度降低。对于大理岩，岩体的脆性特征还会随围压水平的变化而改变，如图1(b)所示。当围压较小时(0～5 MPa)，岩体表现出明显的脆性特征。当围压增大到6～25 MPa后，岩体单元在达到应力峰值时并不会迅速衰减，而表现出了一定的延性特征。随着围压水平进一步增大(如45 MPa)，岩体将表现出很强的塑性特征。可见，随着大理岩围压水平的增高，围岩的延-塑性特征得到不断的增强，脆性特征受到抑制，岩爆发生的风险将逐渐降低。而围压水平的升高利于岩体单元积聚能量，为岩爆的潜在发生提供了较高的能量源。因此，对于大理岩而言，只有当围压水平处于某个较小的范围时(岩体表现为脆性)，岩爆发生的风险才相对较高。可以看出大理岩发生岩爆是具有条件性的，其不同于花岗岩，岩体力学特征不随围压变化，始终表现为脆性。

1.2 岩体单元储能极限

开挖卸荷将导致围岩附近应变能的积聚，当积聚能量超过对应点岩体储能极限时，应变能将会突然的释放，并有可能诱发岩爆。因此，岩体储能极限的确定是分析岩爆范围的关键。

考虑静水应力场(远场应力为P)下开挖一条半径为R的圆形隧洞来分析岩体单元储能极限的变化规律。假设岩体受荷过程中没有与外界发生热交换，根据能量守恒可得

U=Ue+Ud

(1)

式中：U为外界输入的总能量；Ue为岩体可释放应变能；Ud为岩体耗散能，如图2所示。当开挖扰动引起的可释放应变能(Ue)超过岩体的储能极限时，岩体将会发生破坏。

岩体开挖后围岩的应力可引用平面应变轴对称的结果

(2)

式中：σ1,σ2,σ3分别为洞室开挖后第一、第二和第三主应力；σθ,σr分别为环应力和径向应力；P为所受的静水压力；R为隧洞开挖半径；r为岩体单元距隧洞中心的距离。

图2 岩体应力-应变关系Fig.2 Stress-strain relationship of the rock

岩体单元弹性可释放应变能Ue可表示为

(3)

式中：E,v分别为岩体的弹性模量和泊松比。岩体单元的储能极限可采用式(4)[19]

(4)

式中：Uc为岩体储能极限;σc为岩体单轴抗压强度。

将原岩应力(σ1=σ2=σ3=P)和式(2)分别代入式(3)，便可获得原岩弹性可释放应变能Uey和开挖后岩体单元弹性应变能Uew

(5)

式中：Uey为原岩可释放应变能;Uew为开挖后岩体单元应变能。

对比Uey和Uew可以发现，开挖后围岩弹性应变能增大，能量出现了积聚现象。

将式(2)代入式(4)，可得开挖后岩体单元的储能极限Uc

(6)

由式(6)可以看出，开挖后岩体单元的储能极限随着与开挖面距离r的增大，呈二次方增大。在开挖轮廓面处(r=R)，岩体储能极限达到最小值，也说明此处岩体破坏最严重，围岩承载能力最差。因此，越靠近开挖轮廓面，岩体单元的储能极限越小，开挖卸荷引起围岩积聚的可释放应变能越容易超过岩体的储能极限。当开挖后岩体的可释放应变能Uew>Uc时，岩体将发生动态破坏(甚至岩爆)，而两者的差值(Uew-Uc)将作为岩体开裂和弹射的动能。

接下来以锦屏二级水电站引水隧洞为工程背景，通过数值模拟的方法具体讨论大理岩岩爆潜在发生范围与开挖方式和储能极限的关系。

2 不同开挖方式下岩爆发生范围分析

2.1 不同开挖方式下围岩应力路径及模拟方法

目前岩体开挖主要采用钻爆法和机械法2种方式，两种方式下岩体的卸荷路径存在明显差异。Abuov等[20]研究证实，爆破开挖时围岩应力卸载是一个不同于准静态卸载的瞬态卸荷过程，它伴随着岩体裂纹扩展，碎块抛离而瞬间释放，并对围岩造成巨大的扰动和破坏。而TBM开挖时地应力的调整平稳缓慢，其卸载是一个准静态过程[21]。

岩体开挖过程中地应力的不同卸荷方式可用一个简单的弹簧模型说明，如图3所示，当在弹簧一端施加一压力P时，弹簧会产生变形并被压缩到平衡位置以上Δd处，这一状态与开挖前岩体初始状态相似。当压力P瞬间被撤除(卸荷时间td→0)，弹簧B端所受的应力瞬间变为零，此时A端受力状态并未发生改变。在压力撤除瞬间弹簧中将产生卸载应力波，并且以速度Cp从B端向A端传播，直到传至A点，A点应力才开始卸载，同时应力波在A端反射回弹，在弹簧中来回传播，引起弹簧在平衡位置左右波动，直到达到平衡状态。然而，对于准静态卸载(TBM开挖)，压力P以极其缓慢的速度撤除(卸荷时间ts→∞)，弹簧中并未产生卸载应力波，弹簧B端缓慢的向平衡位置伸长，到达平衡位置后弹簧即稳定下来，不会在平衡位置来回波动。可见，深部岩体地应力瞬态卸载具有与常规准静态卸荷不同的动力学特性。

图3 不同卸荷条件下应力调整过程Fig.3 Adjustment process of the stress during different unloading condition

Cai[22]在分析和比较了目前岩石力学领域常用的数值模拟方法后，发现显式有限差分方法(FLAC)能够有效的跟踪围岩应力动态波动过程，比较真实的模拟岩体瞬态卸载过程中地应力的变化过程。图4为采用FLAC模拟瞬间开挖一圆形隧洞，开挖边界上最小主应力(径向应力)的卸载曲线。

图4 围岩应力瞬态卸载过程Fig.4 Stress adjustment process during transient unloading

图4可以看出，开挖瞬间单元径向表现为拉应力，由于岩体抗拉强度一般较小，这个过程有可能导致岩体出现拉伸破坏。而后应力迅速减小并变成压应力，压应力达到峰值后，迅速卸载回弹，并最后达到稳定状态。由于数值模拟跟踪的单元位于开挖边界处，围岩应力在开挖瞬间快速释放，并在掌子面附近的岩体中激起动态卸载应力波，卸载应力波在开挖面反射产生拉应力，同时向岩体深处传播造成围岩应力的卸载。可见显式差分方法能有效的模拟地应力的瞬态卸载过程(爆破开挖)。

TBM开挖时地应力调整平稳缓慢，其卸载是一个准静态过程。采用FLAC模拟TBM开挖时需采用特殊的模拟程序：首先采用弹性模型模拟开挖过程，获得弹性解后，再将岩体材料替换成岩体真实本构，再次计算，达到平衡。这样就可以减轻瞬态卸荷动应力的影响，达到模拟TBM开挖时围岩准静态的效果。图5给出了Cai采用上述方法所得的瞬态卸荷与准静态卸荷下围岩塑性损伤结果，计算中岩体参数和地应力场采用了URL地下实验室数据。

图5 不同卸荷条件下塑性损伤分布Fig.5 Plastic-damage distribution under different unloading condition

图5(a)为地应力瞬态卸载下开挖损伤分布(对应不考虑爆炸荷载条件下的爆破开挖)，图5(b)为地应力准静态卸载下(对应TBM开挖)围岩损伤区分布。可见两种不同的卸荷方式对围岩的扰动差异非常大，瞬态卸荷条件下开挖扰动和围岩损伤区明显大于准静态开挖。

2.2 数值模型

以锦屏二级水电站引水隧洞开挖为数值模拟的对象。该水电站布置了4条单洞长约16.67 km的引水隧洞，埋深一般在1 500～2 000 m，是中国目前埋深最大的水工隧洞。隧洞群横穿地质条件复杂的锦屏山脉，开挖岩体以大理岩为主。地形地质条件比较复杂，隧洞埋深大，再加上构造作用，高地应力作用非常强烈。引水隧洞采用钻爆法和TBM相结合的施工开挖方案。钻爆法施工洞段采用马蹄形断面，等效开挖直径12.8 m，而TBM施工的引水隧洞段采用圆形断面，开挖直径为12.4 m。

宗琦等[23-24]研究表明，深埋隧洞爆破开挖损伤区深度主要取决于轮廓控制爆破。因此，数值模拟过程中采用全断面一次性开挖成型，仅针对最外圈进行模拟和讨论，数值模型如图6所示。模型中隧洞尺寸依据引水隧洞断面创建，模型边界为100 m×120 m× 100 m(长×高×宽)，岩体网格采用六面体实体网格，单元尺寸由掌子面向外逐渐过渡，共300 550个单元。岩体力学参数如表1所示，地应力采用1 700 m埋深条件下的地应力场，其中σx=43.9 MPa，σv=50.8 MPa，σz=38.5 MPa，σx为水平向地应力，σy为洞轴向地应力，σz为竖直向地应力。

图6 数值计算模型Fig.6 Numerical calculation model

岩体本构采用张春生等[25]根据现场监测和数值相互验证提出的脆-延-塑性本构模型来描述大理岩的峰后特性。为了较好的拟合岩体的脆-延-塑性转换特性。需假定多种工况模拟反演，然后与实测的岩体围压特性进行对比，从而判断所采用的模拟工况是否符合实际情况。首先建立一个模型单元，三个方向的尺寸均取单位长度，本次反演所采用的岩体参数如表1和表2所示，σci为大理岩单轴抗压强度，mi，GSI为岩体强度参数，μ为与围压相关的缩放因子。

通过固定围压，在轴向进行加载，直到岩体单元损伤破坏；然后改变围压，重复上述加载操作，即可模拟岩体单元在不同围压下轴向应力随应变变化曲线，如图7所示。

对比图1(b)和图7可以看出，本次数值反演的结果可以很好的拟合大理岩三轴试验结果。因此，采用表1和表2中参数能比较真实的反映岩体在不同围压下的脆-延-塑性转换特性。

图7 不同围压下应力-应变关系Fig.7 Stress-strain relationship under different confining pressures

大理岩Hoek-Brown强度参数σci/MPamiGSI弹性模量/GPaⅢ类岩体峰值状态12097013.33破坏残余3560322.1

表2 缩放因子随围压变化

2.3 不同开挖方式下岩爆潜在发生范围比较

在确定岩体参数和本构模型后，根据图6的所建立的数值模型，采用2.1节提到的模拟方法对不同开挖方式下围岩的应变能调整过程进行模拟，并记录下隧洞围岩右侧拱肩不同位置处应变能的动态变化，如图8所示。

从图8(a)可以看出，距离洞壁0.5 m范围内的岩体单元在达到储能极限后迅速跌落，岩体表现为明显的脆性特征。此处岩体单元应变能达到储能极限时的围压水平大致为6 MPa，对应的储能极限为72 kJ，则破坏区的能量状态可表示为

Uc/U0=0.6

(7)

式中：Uc为前文所提及的岩体单元储能极限;U0为完整岩体储能极限(可由式(4)求得，U0=120 kJ)。

而图8(a)中距离洞壁1.0 m处的岩体单元虽也显示出了屈服特性，但在达到储能极限后基本维持储能极限包络线附近，岩体单元应变能未出现陡降，岩体此时表现出了延性特征，已不具备发生岩爆所需的脆性条件。此处对应的岩体储能极限为89 kJ，围压为10 MPa，对应的破坏区内能量状态为

Uc/U0=0.74

(8)

(a)TBM开挖

(b) 钻爆法开挖图8 不同围压下应变能变化情况Fig.8 Changes of strain energy under different confining pressures

越往深部岩体的储能极限越高，理论上诱发岩爆的可能性越大，但岩体却逐渐变现为延-塑性，抑制岩爆的产生，这也是距离开挖面大于1.0 m的岩体单元已经达不到其自身的储能极限，不发生破坏的原因。由上分析可知，对于锦屏二级水电站的岩体地质情况，TBM开挖导致岩爆发生的爆坑深度一般在1.0 m之内，且大多数集中在在0.5 m范围(I级岩爆)。对应的围压水平在6～10 MPa。超过这个范围，在岩性和围压的综合作用下理论上不会出现应变型岩爆。岩爆等级大多是I级，II级小岩爆。可以简单地总结出TBM开挖时储能极限与岩爆等级的关系

(9)

而对于图8(b)所示的钻爆法开挖，距离洞壁不同深度处的应变能变化也有相似的结果。不同的是，钻爆法开挖时，围岩受扰动巨大，开挖面附近岩体破坏较为严重，与TBM在同一深度处的岩体单元储能极限更低，岩体更容易达到自身储能极限而发生破坏。距离开挖面1.0 m处的岩体单元，其储能极限只有53 kJ，所承受的围压为5 MPa，此处的破坏区内能量状态为

Uc/U0=0.43

(10)

对于深度为1.5 m处的岩体单元也具有类似的情况，而对于2.0 m处，岩体单元达到储能极限后未出现陡降(类似于TBM开挖时1.0 m处岩体单元)，岩体破坏时围压约为7 MPa，储能极限约为60 kJ，此处的破坏区内能量状态为

Uc/U0=0.5

(11)

距离洞壁超出2.0 m之后，岩体单元不再达到对应的储能极限，不发生破坏。钻爆法开挖时储能极限与岩爆等级的关系为

(12)

结合大理岩力学的脆-延-塑性转换特性可知，对于具有岩爆倾向性的大理岩，可以认为5～10 MPa为岩爆风险围压区，低于此区间下限的围压，围岩承载力受到限制，岩体蓄能能力不强，岩爆风险相对不高。超过该区间上限时，围岩脆性特征减弱、延性特征增强，岩爆风险受到抑制。

对比图8以及式(9)和式(12)可以看出，钻爆法开挖时岩体受扰动较大，围岩释放了大量应变能，用于驱动岩爆发生的能量源变小，岩爆将不易发生，但开挖面附近岩体承载能力较弱，应力从开挖面往岩体深部的增长较慢，使得表现为脆性特征的岩层较厚，一旦发生岩爆，将是较高等级岩爆，如图9所示(σθt,σrt分别为TBM开挖时围岩切向应力与径向应力；σθb,σrb分别为钻爆法开挖时围岩切向应力与径向应力；σra为围岩脆-延转换临界压力)。而对于TBM开挖，表现为脆性特征的岩层比较薄，而岩体的储能极限比较大，与钻爆法开挖相比，发生相同等级岩爆时，岩体的弹射速度可能较大。如式(9)和式(12)显示的同样发生Ⅰ级岩爆时，TBM开挖的储能极限比(Uc/U0，岩爆驱动能量源)为0.6，而钻爆法只有0.43。

图9 钻爆法和TBM引起的围岩应力分布Fig.9 Stress distribution of surrounding rock caused by blasting and TBM excavation

2.4 不同岩性特征下岩爆潜在发生范围比较

接下来以TBM开挖为例，分析岩体脆性特征和强度特征对于岩爆潜在发生范围的影响，以更好的评价深埋大理岩的岩爆特性。

由于大理岩随围压的变化具有明显的脆-延-塑性转换特性，其脆性特征与岩爆有密切联系。开挖面附近围岩由于开挖卸荷的原因，应变能急剧释放，岩体脆性特性显著，而随着深度的增加、岩体所受应力增大，围岩呈现出由脆性向延性过渡的特征，岩爆发生的条件减弱。采用同样的模拟方法，将本构模型变为理想弹塑性模型(岩体单元达到塑性强度后应力随着应变的增加保持不变)，记录相同各点的应变能变化历程，结果如图10所示。

图10 理想弹塑性模型应变能变化(TBM开挖)Fig.10 Changes of strain energy by ideal elastic-plastic model (TBM excavation)

可以看出，距洞壁0.5 m处的岩体单元达到了储能极限，但没有出现跌落，其对应的储能极限值为83 kJ，基本与大理岩(脆-延-塑性本构模型)所能达到破坏区的储能极限一致(89 kJ)，不同的是大理岩的出现在距洞壁1.0 m位置(见图8(a))，也就意味着理想弹塑性模型和脆-延-塑性模型(大理岩)潜在岩爆发生的动力冲击水平一致，但大理岩的脆性以及其达到储能极限的岩体单元深度都会使岩爆更为剧烈。

工程界对于岩体的强度一般采用单轴抗压强度来度量，前文数值模拟所采用的岩体单轴抗压强度σci为120 MPa(见表1)，这里取σci=150 MPa，不改变其他参数和边界条件，开挖面右侧拱肩不同深度处应变能变化,如图11所示。

图11 岩体强度对应变能影响(TBM开挖)Fig.11 Influence of strain energy by rock strength (TBM excavation)

可以看出，在距洞壁0.7 m以内岩体单元达到储能极限进入屈服状态，岩爆也较有可能在这个范围内发生。相比σci为120 MPa时(见图8(a))，岩体在距开挖面1.0 m范围内达到储能极限。因此，随着岩体强度(单轴抗压强度)的增大，满足岩爆的发生的深度越靠近开挖面，能量积聚的深度也越浅，岩爆潜在发生等级也会变小。

为了论证数值模拟结果的正确性，利用锦屏二级水电站引水隧洞钻爆法和TBM开挖相结合的有利条件，现场监测了两种开挖方式下岩爆的发生情况，接下来将对此进行统计和分析。

3 TBM与钻爆法开挖下岩爆破坏

岩爆的监测和统计选取锦屏二级水电站1#引水隧洞(TBM开挖)与2#引水隧洞(钻爆法)相同洞段。两条引水隧洞相互平行，相距约50 m，相同洞段(桩号10 000～17 000)的岩体特性和地质情况可以认为是一样的。因此，监测和统计结果可以较为真实的反映开挖方式对岩爆孕育的影响，统计结果如表3所示。为了便于统计，岩爆等级按如下进行划分：轻微岩爆(Ⅰ级,坑深<0.5 m)，中等岩爆(Ⅱ级,0.5≤坑深<1 m)，强岩爆(Ⅲ级,1≤坑深<2 m)，极强岩爆(Ⅳ级,坑深>2 m)。

从表3可以看出，钻爆法开挖洞段中高等级岩爆(Ⅱ级和Ⅲ级)发生的频次明显多于TBM开挖，甚至出现了IV级高烈度强岩爆，说明钻爆开挖对围岩扰动较大，开挖面表层围压破坏严重，岩体的承载力较低，表现为脆性特征的岩层深度较大，一旦发生岩爆，便是较高等级的强烈岩爆。而TBM开挖则以表层片帮(Ⅰ级弱岩爆)为主，且Ⅰ级岩爆多有钻爆法开挖，这是由于TBM开挖后围岩承载能力较好，应变能积聚更靠近表层岩体，为小等级岩爆提供了较多的能量源，受到扰动后表层更易发生开裂和脱落但由于脆性特征岩层较薄，岩爆等级较小。图12给出了两种开挖方式下现场岩爆发生情况，同样可以清晰的看出钻爆法开挖出现较高等级岩爆，而TBM开挖仅出现了片帮为主小岩爆。可以看出，这些统计资料很好的验证了数值模拟的正确性。

一般来讲，深埋隧洞钻爆法开挖时，由于动力扰动和高地应力的联合作用，围岩容易发生岩爆等高应力动力破坏，在开挖过程中可以通过减小每次爆破开挖的循环进尺来削弱对围岩的扰动，更好的保护开挖面附近岩体的完整性，从而减小脆性岩层的厚度，以缩小潜在的高等级岩爆的发生。但相同长度的洞室小进尺开挖循环次数较多，造成的重复扰动也相对增加，同时小进尺掘进又普遍存在支护滞后的问题，这就造成了开挖后围岩发生较低等级岩爆的频次较多的现象。TBM可以理解为进尺非常小的连续掘进，表3的统计结果也一定程度上证明了小进尺掘进时低等级岩爆风险较高的事实。但这种优势也会随着施工条件的不同而发生变化，快速掘进条件下，若掌子面前方围岩的屈服和应力调整不够充分，围岩应变能将以较高的速率释放，TBM开挖也将诱发较高等级岩爆，且TBM的不灵活性这一缺点也会暴露出来，给岩爆的控制带来困难。当然，关于不同进尺开挖条件下岩爆的孕育过程还受到支护时机、支护方式等的影响，围岩中的储能极限，岩体脆性特征以及开挖进尺大小只是其决定因素之一。

表3 岩爆统计结果

(a) 钻爆法开挖

(b) TBM开挖图12 引水洞开挖后的轮廓面Fig.12 The contour surface of headrace tunnel after excavation

4 结 论

通过对锦屏二级水电站引水隧洞不同工况进行数值模拟及两种开挖方式下岩爆监测资料的分析和讨论，探讨了大理岩这类具有明显围压效应的岩体的岩爆潜在发生范围，得到如下主要结论：

(1) 深埋大理岩不同围压下表现出明显的的脆-延-塑性转化特性，这些特性对岩爆发生范围具有巨大影响，只有当围压水平处于6～10 MPa时(岩体表现为脆性)，岩爆发生的风险才相对较高。且随着岩体脆性特征的增强，岩爆发生几率将会明显增大；而随着岩体强度的增大，岩爆的潜在发生风险受到抑制。

(2) 钻爆法开挖时，围岩中应变能瞬态释放，降低了岩爆潜在发生的能量源，而脆性特征的岩层厚度却较大，岩爆发生范围一般在2.0 m左右，岩爆潜在发生等级也较高。

(3) TBM开挖对围岩的扰动较小，开挖面附近用于诱发岩爆的储能较高，但脆性特征岩层较薄，岩爆的爆坑深度较小，爆坑深度一般在1.0 m之内，且以0.5 m左右的片帮居多。