采矿专业英语翻译

国际岩石力学与采矿科学⑩这里是岩体的单轴抗压强度。在参数SR中,考虑到了岩体扰动产生的节理密度增加现象，参数利用SR来确定岩体节理密度增加量，没有考虑岩体扰动降低了岩块间的联结。换句话说，假设岩块间是完全联结的。和分别表示岩体单轴抗压强度和岩石单轴抗压强度；是抗压强度降低的比率；、、s和a是H-B的参数；和基于岩体扰动程度而确定的岩石块间联结的折减系数。从图7中可以确定（岩体的单轴抗压强度），它考虑到了完全联结岩体的块效应程度。因为在图7中，风化、侵蚀和粗糙度作为岩体不连续的特性，没有考虑用岩块边界定位等级和不连续面处的缝隙等级来确定岩体的块效应程度，因此，可以说不论是在自然条件下还是在扰动之后，联结程度与完全联结岩体不同。所以，在没有考虑图11b给出的联结等级带来的影响时，不能把由图7确定的应用于设计项目。对裂隙的定义是引用于文献[1]。通过用扰动因数和在表的底轴给出的联结等级（在自然条件没有扰动的情况下）可以很容易从图11中找到扰动等级。可以从带有参数a的方程式看出来：为了正确的估计出参数a的值而进行重复求解是很有必要的。然而，对于实际应用来说，可以在图13中由确定参数a的值。虽然参数a的值理应在0.5（完整岩石）和0.65（条件非常差的岩体）之间变动，但是根据文献[20]：对于特别软的岩体来说参数a的值可以扩大到1，近似于线性包络。然而文献[11]采用了参数a最新的范围，本可以也保留的采用了了文献[11]的选择。在图14的表格中汇集了新经验法的应用。图13本文涉及的方程式中H-B准则中的参数a与之间的关系。用背后的分析校准新经验法用文献[8]中的‘五组岩石倾斜破坏的数据和四组岩石单轴抗压强度数据’对新经验法（用来估计软硬不同岩体的强度）进行校正。在新经验法中，由于受到‘五组岩石倾斜破坏的数据和四组岩石单轴抗压强度数据’平衡能力的限制，在图8中给出的、与之间的关系和图11中给出的与之间的关系仍需要校正。下面的章节简要介绍了背后分析和情况介绍。4.1概述倾斜破坏应该首选‘五组岩石倾斜破坏的数据’背后的分析对新经验法进行校正。在文献[33]和[48]中描述了它的四种情况，下面就简单介绍一下。实例1在土耳其西部的Baskoyak开采的凹陷深矿井中，出现在节理发育良好的片岩岩体上（文献[49]对其进行了研究）。据那些施工者介绍在矿井的土木施工时没有遇到地下水。因此，为了后面的分析，认为排出了矿井斜坡里的水。由于岩体是节理发育良好的片岩岩体，在挖掘中没有采用爆破技术，而是用凿岩机器挖掘的。因此，根据文献[11]，取可调整的岩体扰动因数D=0.7.图15a给出了岩体倾斜破坏类型的交叉情况，表3给出了岩体的特性。实例2，文献[50]中，在土耳其的Goynuk发现了含有节理的泥灰岩体倾斜破坏的模式联合。表格3介绍了含有节理的泥灰岩体的性质，除了含有水平节理面外，它还有另外两组节理。在图15b中展示了破坏交叉部分情况。采用的挖掘法和情况1的类似，因此，可取[34]岩体扰动因数D=0.7。在倾斜破坏的断面上没有发现地下水[50]。认为环形的破坏面是岩体破坏，通过后面的分析，取参数、直接估计参与的抗剪切强度。实例3，此倾斜破发生[33，48，51]在土耳其西部Kisrakdere的敞开的褐煤矿井中。此岩体由密实的地层、含节理的泥灰岩地层和软粘土地层按顺序排列构成，由于斜坡道陡峭引起岩体发生倾斜破坏。表格3介绍了此岩体的的特征。在图15c中给出了此岩体破坏的截面图。实施控制爆破后，采用凿岩机对其进行挖掘。因此在文献[33]中，选取它的扰动因数（D）为0.93.实例4，在土耳其西部Eskihisar的敞开的褐煤矿井中，Ulusayetal.[52]记录了很多矸石堆发生的倾斜破坏。Sonmez和Ulusay[33]通过假设材料是破碎的岩体，把H-B破坏准则应用到此岩体的破坏。正如以上讨论，矸石堆是开挖的岩石材料，可能是最不牢固的原地岩体。由于在堆积时，岩块之间没有联结，因此矸石堆的凝聚力接近于0.对于没有凝聚力的岩体模式，在新经验法中可选取它的，D=1.图15d给出了矸石堆破坏的截面图。表格3介绍了矸石堆的特征。在新经验法中单独的看待扰动给岩体带来的影响。通过研究原地岩体特性，在表3中列出了岩体的特性。实例5，在土耳其东北部Cayeli和Kaptanpasa之间发现了安山岩体的一种倾斜破坏。这个倾斜破坏是在为道路建设而开挖的取土坑中发新的。为了这个目的（取石修路），采取控制爆破后实施开挖。因此，在查阅图10后，和情况3类似，此岩体的扰动因数确定为0.93.在挖掘的倾斜表面没有发现地下水。图16，给出了一般的观点和交叉破坏的情景。表格3介绍了此岩体的特性。4.2文献[8]中对数据的描述Palmström[8]用了七组单轴抗压实验数据来构建RMi体系。第四组样本是1975年在瑞典Långsele矿发现的拥有300000m3材料的大滑片。组成滑片的成分包括：云梦岩、英安岩-凝灰岩、灰色片岩、绿岩。考虑到此样本是由各向异性突出的岩石材料组成，就没有考虑用此样本来校正新经验法。第五组样本是由苏格兰的片岩构成，具有高强度的蛤异性和正常的片理面。因此，没有把它用来校正。试验采用的是直径为0.6m、高度为1.2m的圆柱体早三叠纪的砂岩样品，其含有粉质粘土夹层。经测试，与文献[8]中使用的类似，此样本的分层呈现各向异性，就像第六组样品一样不能在新经验法中用来校正。最后，在新经验法的校准中，估计了除样本4到6以外的四组（情况6到9）抗压强度数据。下面介绍在文献[8]中给出的这几种实例的介绍。实例6（Panguna安山岩），Jaeger[53]给出了Panguna安山岩测试数据。文献[8]在校准RMi系统时使用了这些数据。下面介绍的关于Panguna安山岩测试数据都来自于文献[8]，表格4中给出了新经验法校准所使用的参量。“很难制备尺寸为25×50mm并且不含弱面的圆柱体来进行完整岩石的三轴实验测试。要使用直径为150mm的三层取心筒钻孔设备小心的制取三轴实验测试所用的试样。Jaeger[53]制备了实验所需要的试样，并且进行了三轴实验测试。测量的完整岩石的抗剪强度无侧限抗压强度为269MPa.Jaeger从150mm岩芯（无侧限抗压强度大约为3.7MPa）的三轴实验测试（在低局限应力下）中，发现了测试过程中的一个重要效应：相邻岩块的咬合作用。Hoek和Brown从Panguna安山岩体的实验研究成果中得到以下结论：这些可以作为求‘坚硬而富有节理’岩体原地应力的一个合理模型”。实例7（Stripa花岗岩），通过在实验室里对一个直径1m,高为2m的试样[8]进行实验研究，得到了花岗岩（来自瑞典Stripa矿）的数据。Thorpeetal[54]对Stripa矿岩体的性质进行了介绍：有两个节理组的性质相似，试样中有很多小的节理不是连续的[54]。表格4中给出了新经验法校准所使用的参量。实例8（Laisvall矿砂岩矿柱的原地测试）：在瑞典北部的Laisval矿，为了矿柱达到设计理应的承载上部载荷的能力，对9个矿柱进行了测试。Söder和Krauland给出了测试的过程，在测试中矿柱承受的应力逐步增大。最小化爆破带来的危害。表格4中给出了新经验法校准所使用的参量。实例9（德国古生代的泥沙岩）：通对一个直径0.6m,高为2m的试样进行实验研究，得到了石灰纪灰色泥沙沿（来自德国的哈根）的数据。根据Palmström和Mutschler的个人交流可知，此试样没有很突出的裂隙，主要的短小裂隙方向杂乱。表格4中给出了新经验法校准所使用的参量。图14新经验法采用的流程图图15倾斜破坏截面图（a）实例1：Beysehir；（b）实例2:Goynuk；（c）实例3：Kisrakdere；（d）实例4：Eskihisar矸石堆;图16在土耳其东北部Cayeli和Kaptanpasa之间出现的安山岩体的一种倾斜破坏截面图4.3情况分析在新经验法中，主要用来估计（=）的参数为SR、SCR和A。除了外，在确定参数SR时要通过把岩体扰动等级考虑进去，同样在确定H-B破坏准则中的参数s和时也要把岩体扰动等级考虑进去。通过试验和图8对函数关系进行了校正，图11对和进行了校正。除了剪切破坏的实验数据以外，文献[8]中的四组数据也可以用来对图8中的函数关系和进行校正。表格5中概述了对倾斜破坏和四组数据的分析。在确定参数A时要参考和的值。尽管经过对Kisrakdere的敞开的褐煤矿井中倾斜破坏进行分析其安全系数达到0.7（FOS=0.7），但其他情况达到了限制平衡条件（FOS=1）。和Kisrakdere的敞开的褐煤矿井中倾斜破坏综合条件类似：岩体由密实的地层、含节理的泥灰岩地层和软粘土地层按顺序排列构成，发现破坏斜面长达80m.从斜面表面的照片和钻凿的斜坡下面的数据获得了此岩体由密实的地层、含节理的泥灰岩地层和软粘土地层按顺序排列构成。由于受到倾斜破坏的大小和清晰度视野的限制，可能没有得到斜坡的准确岩层顺序特征。新经验法近似的估计出了四组数据。表3岩体斜坡断面特性分析参数实例1实例2实例3实例4实例5间隔（m）=0.04=0.37,=0.65=0.75,=1.07=0.71,=0.82=～0.35=0.11=0.13,=0.4=1.26,=0.65不连续和表面光滑-有表面擦痕（0）；表面光滑（1）；表面光滑（1）；上部分：轻微粗糙（3）；等级情况擦痕（0-1）；高风中等风化（3）；轻微风化（5）；轻微风化（5）；中等风化（3）；化（1）软性侵蚀<5mm(2)；软性侵蚀<5mm(2)；软性侵蚀<5mm(2)；软性侵蚀<5mm(2)；软性侵蚀<5mm(2)； 下部分：轻微-中等风化（4） 软性侵蚀<5mm(2)SCR 4588上部分：8下部分：97513.312.54.968.6SR4.234.535.651.842.2DC31.00.93Mi79.879.049.8724()23.618.52116.124(MPa)5.24.840.04.15上部分：62.7下部分：90.8（GPa）d9.03.89.02.0上部分：22下部分：30实例1：Baskoyak重晶石矿井；实例2：Goynuk褐煤矿井；实例3：Kisrakdere褐煤矿井；实例4：Eskihisar不安定矸石；实例5：Cayeli–Kaptanpasa手车运输的露天矿；a正确的间隔；b光电分析法沿x、y、z轴向估计；c基于Hoeketal准则的扰动影响因数；d基于和值在图12中估计其值

表4Palmström[8]在新经验法校正中为求数据而使用的参数Panguna安山岩的数据（C6）Stripa花岗岩的数据（C7）Palmström[8]给出的Hoek拟定经验法背后解析中的释义和Brown[47]使用的释义Palmström[8]给出的解释拟定经验法背后解析中的释义间隔（s）=<60mm(3组节理)间隔（s）=<60mm(3组节理)岩块体积（Vb）=2-6cm3岩块体积（Vb）=2-6cm3SR=～10(根据3组节理、间隔60mm从图6中得出组合1，节理间隔（s）=0.25-1.5m组合1，节理间隔（s）组合2，节理间隔（s）=0.15-0.5m=0.25-1.5m（平均0.88m)没有给出组合3节理间隔组合2，节理间隔（s）=0.15-0.5m岩块体积（Vb）=5-15dm3 （平均0.3m） 没有给出组合3节理间隔(但是估计值为0.2m)岩块体积（Vb）=5-15dm3Jv-average=9.5裂隙/m3SR=～40(在图6中，根据Jv-average和Vb)粗糙度：Jr=3(基于Q系统，粗糙和粗糙度：Rr=5(根据表2)；不规则波动)侵蚀：Ja=2;侵蚀Rf=2(根据表2，软Palmström对Ja的评价是： 性<2mm)；风化RW=5（根带有相当严重的侵蚀和张开的节理 据表格2，轻微风化）要选Ja=3-4 SCR=5+2+5=12粗糙度（包括组合1、2、3）：Jr=2 粗糙度：Rr=5(根据表2)；（粗糙，根据RMi系统）；侵蚀Rf=5{根据表2，硬性侵蚀（包括组合1、2）：JA=3-4侵蚀<2mm(4),新侵蚀（6）}；（硬性侵蚀）； 风化RW=3（根据表格2，侵蚀（组合3）：Ja=1 中等风化）； SCR=5+5+3=13=269MPaD=0.1(几乎没有扰动)=60GPa 从新经验法中估计=3.7MPa =3.64MPa=200MPaD=0.1(几乎没有扰动)=55GPa从新经验法中估计=7.55MPa=7.41MPaLaisvall矿山砂岩的数据（C8）德国Paleozoic泥沙岩的数据（C9）Palmström[8]给出的解释拟定经验法背后解析中的释义Palmström[8]给出的解释拟定经验法背后解析中的释义组合1裂纹间隙（s）=0.2-1.2m；组合1裂纹间隙（s）=0.2-1.2m组合2裂纹间隙（s）=0.3-1.5m；(平均0.7m)岩块体积（Vb）=0.1-0.3cm3组合2裂纹间隙（s）=0.3-1.5；（平均0.9m）Jv-average=2.5裂隙/m3SR=～60(在图6中，根据Jv-average和Vb)此试样没有很突出的裂隙，岩块体积（Vb）=5-10dm3主要的短小裂隙方向杂乱。岩块体积（Vb）=5-10dm3粗糙度（组合1）：Jr=1粗糙度：Rr=2(根据表2)；(平滑，根据RMi系统)侵蚀Rf=2(根据表2，软侵蚀<2mm）粗糙度（组合2）：Jr=1.5 风化RW=5.5（根据表格2，轻微(轻微粗糙，根据RMi系统)风化）侵蚀（组合1）：JA=2SCR=2+4+5.5=11.5侵蚀（组合2）：JA=1轻微粗糙至粗糙；粗糙度：Rr=3{根据表2，轻微粗糙（3）}；侵蚀Rf=6（根据表2，没有侵蚀）风化RW=6（没有风化）SCR=3+6+6=15=210MPaD=0.1(几乎没有扰动)Ei=55GPa从新经验法中估计=18.9MPa=20MPa=65MPaD=0.1(几乎没有扰动)Ei=22GPa从新经验法中估计=70.7MPa=6.8MPa表5用A,,分析各种实例倾斜破坏实例输入的参数背后分析DSRSCRUCSi(MPa)（KN/m3）Ei(GPa)a AFOS C1:Beysehir0.74.2475.223.692.30.550.061.062.50.992.41.02C2:Goynuk0.734.559.874.818.53.820.550.081.072.10.081.022.20.061.012.20.060.99C3:Kisrakdere0.9335.689.0440.021.092.80.500.050.692.70.050.050.702.70.300.030.66C4:spoilpilesSec(1-1)Sec(2-2)Sec(3-3)Sec(4-4)1.051.889.874.150.2501.201.90.101.061.90.2501.121.950.151.062.00.101.091.90.2501.151.950.151.092.00.101.011.90.2501.151.950.151.092.00.101.01C5：CayeliKaptanpasa手车运输的露天矿0.9342.28(上部分)25a62.7(上部分)2522（上部分）9（下部分）90.8（下部分）30（下部分）3.3（上部分）0.30.030.99实例输入的参数输出的参数(MPa)背后分析DSRSCRUCSi(MPa)（KN/m3）Ei(GPa)aA(2)(2/1)C6Panguna安山岩0.11012269～266053.640.98C7Stripa花岗岩0.14013200～26557.554.00.957.410.98C8Laisvall矿砂岩0.156011.5210～2655204.00.9318.90.94德国古生代的泥沙岩0.1551565～2457.071.04Ei是从图12估计出来的结论国际岩石力学学会创办会长LeopoldMüller经常强调岩体的不连续性并且说，现在的连续介质力学和土力学等研究方法不能够充分分析岩土工程中的问题[56]。在这份报告中应该注意的是：因为从岩体中制备具有代表性特性的岩芯进行试验研究几乎是不可能的，自从1960s起，预测岩体强度和变形性质的研究成为岩石力学研究的主要课题。虽然已经提出了很多确定岩体强度的经验法，但是在这个研究领域里很少有闻名的经验法。这些公式中的每一个都对掩体强度的确定做出了贡献。自从H-B破坏准则在1980年提出后，就被广泛的在全世界使用，很多工程领域都首选使用H-B破坏准则。这个准则的提出者和一些别的研究员为了克服这个准则的漏洞和局限性，在此基础上又进行了很多改进。仅对于有很多裂隙Panguna安山岩岩体，它对应完整岩石的值[47]为265MPa,在破坏准则发展过程中，准则的提出者曾把其完整岩石的值看做次岩体的值。基于三个坚硬岩体的实例（其中的两个和本文中的实例7、实例8一样），Edelbroetal.[57]指出N、RMi[8]、Q[2]、GSI[11]共同决定着测量的坚硬岩体的强度。虽然H-B破坏准则应用在坚硬岩体时得到的结果较为准确，但其用在软性到中等硬度的岩体时就不准确了。近年来的很多研究重点标出了这个准则的局限性，为克服这些局限他们提出了很多新的改进。然而，这些改进以后的一些细节，特别是在估计软岩体强度方面，仍需要探索改进。在拓展的土力学文献中有很多重要的研究，这些研究包括‘分析裂隙岩体与软岩体全应力边界’等重要研究。那些关于裂隙土体全应力的研究在新经验法中被用来校正‘裂隙岩体与软岩体全应力边界’。后来，抗压强度减小比率（）通过保留它的最新形式被引入到最流行的H-B准则的非线性包络线[11]。在有名的经验公式中一般首选的输入参数例如：完整岩石材料的单轴抗压强度（）、完整岩石材料的弹性模量（Ei）、基于文献[33]中的结构等级概念定义的裂隙度，这些参数在新经验法中也被作为输入参数来计算。此外，可以通过在SR中用来定义裂隙增加密度的两个相对独立的折减参数、在H-B准则中用来定义岩体联结降低等级的S和mb参数，来确定岩体扰动。新经验法和H-B准则所适用的岩体条件相似。对于含有较宽断面的岩体，其结构等级（SR）值可能大于70.当对含有宽断面的岩体工程施工时，要考虑新经验公式是否可以适用。换句话说，当岩体中含有潜在的破裂结构被当做不连续面对待时，首选使用新经验法是不恰当的。最后应该记住的是:用新经验法得到的岩体强度包络线不应该作为岩体残余强度来估计其值。抗压强度降低比率（SRRC）法已经被运用到很多认同岩体的科学领域，并且使用从软岩体到硬岩体的九个矿体实例对其校准。Müller[13]指出：“学者们已经为提出每天使用的‘便利的估计法和简单公式法’付出了很多努力，这为工程师提供了简单的工作工具。我在这里看到了一个隐患：复杂的东西经过不计代价的简单化后并没有变得更简单。与岩石力学有关的东西本身就是复杂的。”因此，虽然经验法是获得设计参数的实用性工具，需要强调的是：不能单独的只用他们（经验法）中的任一个进行最终设计，特别对于经验不丰富的设计者。所以，新经验法要根据新的情况新的思想来进行讨论改善。感谢本论文是在TUBITAK（课题编号108Y002）资助研究的课题成果基础上研究的。作者感谢本课题专门技术顾问RobertZimmerman和EdMedley的宝贵点评。除此之外，还要感谢ArildPalmström，ArildPalmström允许作者借用ArildPalmström在他的Ph.D.论文中使用的数据，还要感谢匿名评论家们的宝贵意见。

参考文献[1]BieniawskiZT.Engineeringrockmassclassifcations.JohnWileyandSons;1989.215p.[2]HoekE,BrownET.Practicalestimatesofrockmassstrength.IntJRockMechMinSci1997;34(8):1165–86.[3]BartonN.SomenewQvaluecorrelationstoassistinsitecharacterizationandtunneldesign.IntJRockMechMinSci2002;39:185–216.[4]Yudhbir,LemanzaWPrinzlF.Anempiricalfailurecriterionforrockmasses.In:Proceedingsofthefifthinternationalcongresssocietyofrockmechanics,Melbourne,vol.1;1983.p.B1–8.[5]RamamurthyT.Stabilityofrockmass.IndianGeotechJ1986:1–74.[6]VardarM.DieAuswirkungderingenieurgeologisch-felsmechanischenVerhältnisseaufdiePlanungundVerwirklichungderIstanbulerAbwasser-stolleninGeologieFelsmechanikFelsbau1989.In:EggerP,FeckerE,ReikG,editors.FestkolloquiumL.Müller-Salzburg1988.Clausthal:TransTechPub;1988.[7]KalamarisGS,BieniawskiZT.Arockmassstrengthconceptforcoalincorpor-atingtheeffectoftime.In:Proceedingsoftheeighthinternationalcongressoftherockmechanics,Rotterdam:Balkema;1995.p.295–302.[8]PalmströmA.RMi-arockmasscharacterizationsystemforrockengineeringpurposes.Ph.D.thesis,UniversityofOslo;1995.[9]SheoreyPR.Empiricalrockfailurecriteria.Rotterdam:Balkema;1997.[10]AydanO.,DalgicS.Predictionofdeformationbehaviourof3lanesBolutunnelsthroughsqueezingrocksofNorthAnotolianFaultZone(NAFZ).In:Proceedingsoftheregionalsymposiumonsedimentaryrockengineering,Taipei;1998.p.228–33.[11]HoekE,Carranza-TorresCT,CorkumB.Hoek–Brownfailurecriterion-2002edition.In:Proceedingsofthefifthnorthamericanrockmechanicssympo-sium,Toronto;2002.p.267–73.[12]MüllerL.DerFelsbauBandI.Stuttgart:FerdinandEnkeVerlag;1963.[inGerman].[13]MüllerL.Introductorylecture.In:MüllerL,editor.Rockmechanics,CISMcoursesandlectures16.Wien:Springer;1970.[14]VardarM.ZeiteinflussaufdasBruchverhaltendesGebirgesinderUmgebungvonTunneln.Karlsruhe:vonderFakultätfürBauingenieurundVermes-sungswesenderUniversitätKarlsruhe(TH);1977.[15]YüzerE,VardarMKayaMekani˘gi._ITÜVakfı,1986,No.:11,s:75._Istanbul[inTurkish].[16]VardarM.Timedependentstabilityproblemsintunnelsandtime-dependentbehavioroftherockmass.ITA/AITESTrainingCourseTunnelEngineering,_Istanbul;2005.[17]CarterTG,DiederichsMS,CarvalhoJL.AunifiedprocedureforpredictionofstrengthandpostyieldbehaviourforrockmassesattheextremeendsoftheintegratedGSIandUCSrockcompetencescale.In:Proceedingsofthe11thcongressoftheinternationalsocietyforrockmechanics,Lisbon,London:Taylor&Francis;2007.p.161–4.[18]CarvalhoJL,CarterTG,DiederichsMS.Anapproachforpredictionofstrengthandpostyieldbehaviourforrockmassesoflowintactstrength.In:ProceedingsofthefirstCanada–USrocksymposium,Vancouver;2007.p.249–57.[19]DiederichsMS,CarvalhoJL,CarterTG.AmodifiedapproachforpredictionofstrengthandpostyieldbehaviourforhighGSIrockmassesinstrong,brittleground.In:ProceedingsoftheffirstCanada–USrocksymposium,Vancouver;2007.p.277–8.[20]CarterTG,DiederichsMS,CarvalhoJL.ApplicationofmodifiedHoek–Browntransitionrelationshipsforassessingstrengthandpostyieldbehaviouratbothendsoftherockcompetencescale.In:SAIMMsymposiumongroundsupportinminingandcivilengineeringconstruction,30March–3April2008.[21]TerzaghiK.Stabilityofslopesinnaturalclays.In:Proceedingsofthefirstinternationalconferenceonsoilmechanicsfoundationengineering,Cam-bridge,vol.1,Mass;1936.p.161–5.[22]LoKY.Theoperationalstrengthoffissuredclays.Geotechnique1970;20(1):57–74.[23]BishopAW,LittleAL.TheinfulenceofthesizeandorientationofthesampleontheapparentstrenmgthofLondonclayatMaldon,Essex.In:Proceedingsofthegeotechnicalconference,Oslo,vol.1;1967.p.89–96.[24]SimonsNE.Discussiononshearstrengthofstiffclay.In:Proceedingsofthegeotechnicalconference,Oslo,vol.2;1967.p159–60.[25]MarslandA,ButlerME.StrengthmeasurementsonstifffissuredBartonClaysfromFawley(Hampshire).In:Proceedingsofthegeotechnicalconference,Oslo,vol.1;1967.p.139–45.[26]SilvestriV.Thelong-termstabilityofacuttingslopeinanoverconsolidatedsensitiveclay.CanGeotechJ1980;17(3):337–51.[27]LadanyiB,ArchambaultG.Simulationofshearbehaviorofajointedrockmass.In:Proceedingsofthe11thUSrockmechanicssymposium,Berkeley;1969,paperARMA69-0105.[28]LadanyiB.ThemechanicsoflandslidesinLedaclay:discussion.CanGeotechJ1970;7:506–7.[29]LoKY,LeeCF.AnevaluationofthestabilityofnaturalslopesinplasticChamplainClays.CanGeotechJ1974;11:165–81.[30]FedaJ,BohacJ,HerleI.Shearresistanceoffissuredneogeneclays.EngGeol1995;39:171–84.[31]VallejoLE.Applicationoffracturemechanicstosoilanoverview.In:VallejoJ,LiangYR,editors.Fracturemechanics(geotechnicalspecialpublicationno.43);1994.p.1–20.[32]SonmezH.InvestigationoftheapplicabilityoftheHoek–Browncriteriatothefailurebehaviorofthefissuredclays.Ph.D.thesis,HacettepeUniversity,Ankara;2001(inTurkish).[33]SonmezH,UlusayR.Modificationstothegeologicalstrengthindex(GSI)andtheirapplicabilitytostabilityofslopes.IntJRockMechMinSci1999;36:743–60.[34]SonmezH,UlusayR.AdiscussionontheHoek–Brownfailurecriterionandsuggestedmodificationtothecriterionverifiedbyslopestabilitycasestudies.Yerbilimleri(Earthsciences)2002;26:77–99.[35]PalmströmA.Thevolumetricjointcount-ausefulandsimplemeasureofthedegreeofjointing.In:ProceedingsofthefourthinternationalcongressofIAEG,NewDelhi;1982.p.V221–8.[36]PalmströmA.Applicationofthevolumetricjointcountasameasureofrockmassjointing.In:Proceedingsoftheinternationalsymposiumonfunda-mentalsofrockjoints,Bjorkliden,Sweden;1985.p.103–110.[37]PalmströmA.Thevolumetricjointcountasameasureofrockmassjointing.In:Proceedingsoftheconferenceonfracture,fragmentationandflow,Jerusalem;1986.[38]PalmströmA.Measurementsofandcorrelationsbetweenblocksizeandrockqualitydesignation(RQD).TunellUndergrSpaceTechnol2005;20(4):362–77.[39]SonmezH,GokceogluC,KayabasiA,NefesliogluHA.Estimationofrockmodulus:forintactrockswithanartificialneuralnetworkandforrockmasseswithanewempiricalequation.IntJRockMechMinSci2006;43(2):224–35.[40]HoekE,DiederichsMS.Empiricalestimationofrockmassmodulus.IntJRockMechMinSci2006;43(2):203–15.[41]DeereDU,MillerRP.Engineeringclassificationandindexpropertiesforintactrocks.TechrepAFNL-TR-65-116,AirForceWeaponsLab,NewMexico;1966.[42]LaubscherDH.Ageomechanicsclassificationsystemfortheratingofrockmassinminedesign.JSouthAfrInstMinerMetall1990;90(10):257–73.[43]RomanaMA.Geomechanicalclassificationforslopes:slopemassrating.In:HudsonJA,editor.ComprehensiveRockEngineering,vol.3.London:Pergamon;1993.p.575–99.[44]KendorskiFS,CummingRA,BieniawskiZT,SkinnerEH.Rockmassclassifca-tionforblockcavingminedriftsupport.In:Proceedingsofthefifthinternationalcongressofrockmechanics,Melbourne;1983.p.B51–63.[45]SonmezH,GokceogluC.DiscussionofthepaperbyE.HoekandM.S.Diederichs,‘‘Empiricalestimationofrockmassmodulus.IntJRockMechMinSci2006;43:671–6.[46]Hoek