Berechnung der Lochabstände und Analyse der umgebenden Gesteinsschäden unter Einwirkung von Spannungen und Fugen vor Ort

Dec 19, 2023

Wissenschaftliche Berichte Band 12, Artikelnummer: 22331 (2022) Diesen Artikel zitieren

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Spannungen und Verbindungen vor Ort haben einen erheblichen Einfluss auf die Ausbreitung und das Dämpfungsmuster von Explosionsspannungswellen und sind zwei wichtige Faktoren, die beim Einsatz von Tunnelsprenglochnetzwerken berücksichtigt werden müssen. In diesem Artikel werden eine Gleichung für die Dämpfung von Druckwellen und eine Methode zur Berechnung des Abstands von peripheren Löchern unter der kombinierten Wirkung von Spannungen vor Ort und Verbindungen vorgeschlagen. Zunächst werden die statischen und dynamischen Parameter des Verbundschiefers durch Bohren von Kernproben im Feld und Durchführung von Innentests ermittelt. Als nächstes wird unter Berücksichtigung der geometrischen und physikalischen Dämpfung der Explosionsspannungswelle die Dämpfungsformel der Explosionsspannungswelle unter der kombinierten Wirkung von In-situ-Spannung und Gelenken abgeleitet. Basierend auf der Theorie der kombinierten Wirkung von Spannungswellen und explosivem Gas wird eine Formel zur Berechnung des Umfangslochabstands vorgeschlagen, die die Auswirkungen von Spannungen vor Ort, Verbindungen und Zugfestigkeit des Gesteinskörpers berücksichtigt. Abschließend wird mit der Software LS-PREPOST der Schaden am umliegenden Gestein analysiert und durch einen Sprengtest vor Ort verifiziert. Die Ergebnisse zeigen, dass die in diesem Artikel vorgeschlagene Formel zur Dämpfung von Druckspannungswellen den Spitzenwert der Spannungswelle unter der kombinierten Wirkung von In-situ-Spannung und Gelenken genau vorhersagen kann. Durch die Kombination der geologischen Bedingungen und Sprengparameter des Untersuchungsabschnitts des Bayueshan-Tunnels wird der optimale Umfangslochabstand mit 45 cm berechnet. Der durchschnittliche Überaushubwert des umgebenden Gesteins der Güteklasse IV wird innerhalb von 22 cm kontrolliert und der übermäßige Betonverbrauch pro Laufmeter wird innerhalb von 100 % kontrolliert, indem die Methode der peripheren Lochanordnung und die in diesem Dokument vorgeschlagenen Lochnetzwerk-Layoutparameter verwendet werden. Die Forschungsergebnisse liefern eine Referenz für die Kontrolle von Über- und Unteraushub bei großflächigen Tunnelsprengungen.

Das Bohr- und Sprengverfahren hat die Vorteile der Wirtschaftlichkeit und ist derzeit das Hauptverfahren für den geotechnischen Ausbruch von Autobahn- und Eisenbahntunneln. Allerdings ist das Problem des Über- und Unteraushubs im Tunnelbohr- und Sprengverfahren immer ein wissenschaftliches Problem mit höchster Priorität, das gelöst werden muss. Über- und Unteraushub beeinträchtigen nicht nur die Qualität der Tunnelsprengung und erhöhen die Anforderungen an die Tunneltragkonstruktion1,2, sondern erhöhen auch die Betriebskosten und verlangsamen den Baufortschritt. Daher ist es für eine sichere und effiziente Tunnelsprengung von großer Bedeutung, wirksame Maßnahmen zur Kontrolle von Über- und Unteraushub vorzuschlagen.

Eine sinnvolle Anordnung der Randlöcher ist ein wirksames Mittel, um den Über- und Unteraushub beim Tunnelsprengen zu kontrollieren. Wang et al.3 erstellten mithilfe der LS-DYNA-Software ein numerisches Analysemodell für Tunnelsprengungen. Durch den Vergleich der Ergebnisse der numerischen Simulation und der Feldüberwachung wurde gezeigt, dass der Abstand der peripheren Löcher hauptsächlich in der massiven Struktur und der gebrochenen Struktur berücksichtigt werden sollte. Paul und Peter4 analysierten die Ursachen, Gefahren und Kontrollmaßnahmen von übermäßigem und zu geringem Aushub im Tunnel, der durch die Bohr- und Sprengmethode verursacht wird, anhand eines Modelltestsystems und schlugen ein vernünftiges Schema für die Gestaltung der peripheren Löcher vor. Adel et al.5 erstellten ein Vorhersagemodell für Tunnelüberaushub unter Berücksichtigung von Faktoren wie Tunnelquerschnittsfläche und peripheren Lochparametern. Yin et al.6 schlugen eine Bohrmethode vor, bei der lange und kurze Löcher in den Randlöchern kombiniert wurden, wodurch das Problem des Über- und Unteraushubs wirksam gelöst wurde. Liu et al.7 wiesen darauf hin, dass die peripheren Lochparameter rechtzeitig an Änderungen der umgebenden Gesteinsbedingungen angepasst werden sollten. Huang et al.8 untersuchten die Anwendung eines zweischichtigen Sprengungsdesigns für Stützmauern mit peripheren Löchern bei der Sprengtechnik des weichen und gebrochenen umgebenden Gesteins und optimierten die Anordnung der peripheren Löcher und die Ladungsstruktur. Basierend auf dem Prinzip der glatten Sprengung untersuchten Man und Liu9 das Sprenglochanordnungsschema von Randlöchern bei Leerlochabständen. Man et al.10 konzentrierten sich auf die Auswirkung des peripheren Lochabstands auf die Auswirkung einer sanften Sprengung.

Allerdings weist eine Gesteinsmasse in der Natur aufgrund der Existenz von Strukturebenen wie Fugen und Rissen11 (1988) eine Anisotropie auf. Wenn sich die Druckwelle auf diese Strukturoberflächen ausbreitet, kommt es zu Mehrfachreflexionen, was zu einer Abschwächung der Druckwelle führt. Hyongdoo et al.12 schlugen den Überaushub-Widerstandskoeffizienten (ORF) vor, der auf der Beziehung zwischen den Überaushub-Messwerten und den geologischen Parametern basiert, was darauf hindeutet, dass der Diskontinuitätsfaktor den größten Einfluss auf Sprengungen und Überaushub hat. Zhao und Cai13, Cai et al.14 und Zhao et al.15,16 untersuchten das Ausbreitungs- und Dämpfungsmuster von Spannungswellen nach der vertikalen Durchquerung von Gruppen paralleler Gelenke. Li et al.17,18,19 leiteten die Ausbreitungsgleichung mehrerer paralleler Verbindungen mit schrägem Einfall von Spannungswellen ab. Perino et al.20 leiteten das Ausbreitungs- und Dämpfungsmuster von Spannungswellen in Kreuzfugen ab. Chai et al.21 leiteten die Ausbreitungsgleichung ebener P-Wellen in einer Gesteinsmasse mit zwei sich kreuzenden Klüften ab.

Gleichzeitig befindet sich das einen Tunnel umgebende Gestein bereits in einem bestimmten Anfangsspannungszustand, bevor es einer Druckbelastung ausgesetzt wird. Wenn sich der anfängliche Spannungszustand ändert, entstehen Mikroporen im Inneren der Gesteinsmasse, die die Ausbreitung von Druckwellen beeinflussen. Mandal und Singh22 glaubten, dass das anfängliche Spannungsfeld des umgebenden Gesteins einen großen Einfluss auf die Explosionslast hatte. Mandal et al.23 wiesen darauf hin, dass der Einfluss der anfänglichen In-situ-Spannung und der Spannungsumverteilung beim Tunnelaushub berücksichtigt werden sollte, und auf dieser Grundlage wurde eine empirische Formel für die Spannungswellendämpfung in Medien vorgeschlagen. Zheng 24 führte einen dreidimensionalen Sprengtest mit ultratiefen Bohrlöchern in Gesteinsmassen mit hoher In-situ-Spannung durch und kam zu dem Schluss, dass die anfängliche In-situ-Spannung eine hemmende Wirkung auf die Ausbreitung von Sprengrissen hat. Zhang et al.25 untersuchten die Schäden am umgebenden Gestein unter Explosionslast und zeigten, dass der Stress vor Ort einen hemmenden Effekt auf den Explosionsspannungseffekt hat. Li et al.26 untersuchten das Ausbreitungs- und Dämpfungsmuster elastischer Wellen in einer tief zerklüfteten Gesteinsmasse durch Modellversuche. Li et al.27 untersuchten das Ausbreitungsmuster von Spannungswellen beim vertikalen Einfall mehrerer parallel verbundener Gesteinsmassen unter unterschiedlichen In-situ-Spannungen anhand von Modellversuchen in Innenräumen. Fan et al.28 analysierten das Ausbreitungsmuster einer eindimensionalen Spannungswelle, die unter der Einwirkung von In-situ-Spannung vertikal auf ein einzelnes Gelenk einfällt. Liu und explizite kontinuierliche Lösung. Fan et al.30 untersuchten das Ausbreitungsmuster von Spannungswellen im Gesteinsmedium unter verschiedenen Anfangsspannungen auf der Grundlage einer numerischen Analysemethode. Zhang et al.31 erforschten das Ausbreitungsmuster von Spannungswellen und den Wirkungsmechanismus von Gelenkoberflächen unter der kombinierten Wirkung von In-situ-Stress und Gelenken.

Derzeit gehen die meisten Ausbreitungstheorien zu Spannungswellen in gegliederten Gesteinsmassen davon aus, dass die Spannungswelle eine ebene Welle ist, und über Untersuchungen zum Dämpfungsmuster zylindrischer Wellen unter der kombinierten Wirkung von Spannungen vor Ort und Klüften wird nur selten berichtet. In diesem Artikel haben wir den Bayueshan-Tunnel der Tongliang-Anyue-Schnellstraße als Forschungshintergrund herangezogen, Gesteinsproben vor Ort gebohrt und Labortests durchgeführt, um die statischen und dynamischen Parameter des verbundenen Schiefers zu ermitteln. Unter gleichzeitiger Berücksichtigung der geometrischen und physikalischen Dämpfung der Explosionsspannungswelle wird die Dämpfungsformel der Explosionsspannungswelle unter der kombinierten Einwirkung von In-situ-Spannung und Gelenken vorgeschlagen. Basierend auf der kombinierten Wirkung von Spannungswellen- und Explosionsgastheorie wird eine Berechnungsformel für den Umfangslochabstand vorgeschlagen, die die Auswirkungen von Spannungen vor Ort, Verbindungen und Zugfestigkeit der Gesteinsmasse umfassend berücksichtigt. Die LS-PREPOST-Software wird verwendet, um ein numerisches Analysemodell für Einzellochsprengungen einer in situ spannungsverbundenen Gesteinsmasse zu erstellen und die Richtigkeit der Explosionsspannungswellendämpfungsformel zu überprüfen. Wir erstellten numerische Analysemodelle für Tunnelsprengungen mit peripheren Lochabständen von 40 cm, 45 cm, 50 cm bzw. 55 cm und verglichen die Schadenstiefe und die Spitzenvibrationsgeschwindigkeit (PPV) der zurückgehaltenen Gesteinsmasse, um die Rationalität zu überprüfen die Berechnungsformel für den Umfangslochabstand. Wir führten Feldsprengungsversuche auf der Grundlage der theoretischen Ableitung und der Ergebnisse der numerischen Analyse durch, um eine Referenz für die Kontrolle von Über- und Unteraushub beim Sprengen großer Tunnelabschnitte zu liefern.

Die Forschung basiert auf dem Abschnitt ZK13 + 760 ~ ZK13 + 940 des Bayueshan-Tunnels der Tongliang-Anyue-Schnellstraße als technischen Hintergrund. Die Gesamtlänge des Forschungsabschnitts beträgt 180 m, die durchschnittliche Vergrabungstiefe beträgt 56 m, der Gesteinsintegritätskoeffizient Kv beträgt 0,68 und der überarbeitete Basisqualitätsindex des umgebenden Gesteins (BQ) beträgt 321, was der Klasse IV entspricht . Die obere Schicht des Tunnelgeländes ist mit Hangablagerungen (Qel+dl) bedeckt, die kiesigen Pulverton mit 35–40 % Kiesanteil und einer Partikelgröße von 0,5–2 cm enthalten. Das zugrunde liegende Grundgestein der Tunnelstelle ist Tuffschiefer des zweiten Abschnitts (Ptbnbf2) der Fanzhao-Formation der oberen Banxi-Gruppe im Yuangu-Reich. Entsprechend den Merkmalen der Felsfugen und der Rissbildung, Härte und Integrität wird es in zwei Schichten unterteilt: eine starke Verwitterungsschicht (4,5–24,5 m) und eine mittlere Verwitterungsschicht. Abbildung 1 zeigt den Fels, der die Tunnelwand im Untersuchungsabschnitt umgibt. Die Lithologie des umgebenden Gesteins besteht hauptsächlich aus Schiefer, und es gibt viele Fugen und Risse im 60°-Winkel zur Horizontalebene. Um die statischen und dynamischen Parameter von Schiefer unter der kombinierten Wirkung der vertikalen Last σV und der horizontalen Last σH zu erhalten, haben wir vor Ort Kerngesteinsproben gebohrt und Standard-Schieferproben mit 60°-Verbindungsrissen hergestellt und eine einachsige Kompression, eine dreiachsige Kompression, Brasilianische Spaltungs- und Aufpralldynamiktests.

Technischer Hintergrund. (a) umgebender Felszustand der Tunnelwand; (b) Standardprobe für den statischen Test; (c) Standardprobe für den dynamischen Test; (d) Tong'an Expressway Bayueshan Tunnel.

Wir haben den Durchmesser und die Höhe der Gesteinsproben mit Messschiebern gemessen und die Gesteinsproben mit einer elektronischen Waage gewogen. Die Dichten der neun Gesteinsproben betrugen 2746 kg/m3, 2747 kg/m3, 2744 kg/m3, 2749 kg/m3, 2754 kg/m3, 2778 kg/m3, 2735 kg/m3, 2758 kg/m3 und 2752 kg/m3, mit einer durchschnittlichen Dichte von 2752 kg/m3. Der einachsige Drucktest, der dreiachsige Drucktest und der brasilianische Spalttest wurden auf der mikrocomputergesteuerten elektrohydraulischen Servo-Gesteins-Triaxialprüfmaschine TAJW-2000 durchgeführt, wie in Abb. 2 dargestellt.

Statischer Test. (a) Uniaxialer Kompressionstest; (b) dreiachsiger Druckversuch; (c) Brasilianischer Splitting-Test.

Beim einachsigen Druckversuch wurde zunächst eine Vorlast von 0,2 KN angelegt und nach der Stabilisierung des Instruments in eine Verschiebungsbelastung mit einer Belastungsrate von 0,12 mm/min umgewandelt. Die Belastung wurde kontinuierlich ausgeübt, bis die Probe beschädigt wurde, und anschließend erfolgte eine sofortige Entlastung. Bei dem in Abb. 2a gezeigten einachsigen Drucktestverfahren wurde der Verschiebungsänderungsprozess der Gesteinsprobe durch einen axialen Verschiebungsaufnehmer und einen umlaufenden Verschiebungsaufnehmer erfasst, wobei die Spannungs-Dehnungs-Kurve in Abb. 3 dargestellt ist. Die einachsigen Druckfestigkeiten der drei Gesteinsproben betrugen 54,2 MPa, 50,8 MPa bzw. 37,2 MPa und die durchschnittliche einachsige Druckfestigkeit fc betrug 47,4 MPa. In Abb. 1 ist der Schiefer der kombinierten Wirkung der vertikalen Last σV und der horizontalen Last σH ausgesetzt, was einer beidseitigen Belastung entspricht. Aus der Literatur von Huang32 geht hervor, dass das Verhältnis β der bidirektionalen Druckfestigkeit fbc zur einachsigen Druckfestigkeit fc 1,493fc–0,0634 beträgt. Daher beträgt die bidirektionale Druckfestigkeit fbc von Schiefer 55,4 MPa. Die Elastizitätsmodule der drei Gesteinsproben betrugen 40,2 GPa, 38,6 GPa bzw. 35,3 GPa, mit einem durchschnittlichen Elastizitätsmodul von 38,03 GPa. Die Poisson-Verhältnisse der drei Gesteinsproben betrugen 0,23, 0,28 bzw. 0,29, mit einem durchschnittlichen Poisson-Verhältnis von 0,27.

Einachsige Druckspannungs-Dehnungs-Kurve.

Beim brasilianischen Spalttest wurde eine lineare Belastung in Durchmesserrichtung der zylindrischen Gesteinsprobe mit einer Belastungsgeschwindigkeit von 0,15 mm/min ausgeübt, bis die Probe beschädigt wurde. Der brasilianische Spalttestprozess ist in Abb. 2c dargestellt. Die Zugfestigkeit \(\sigma_{t}\) der Gesteinsprobe lässt sich wie folgt berechnen:

Dabei ist P die Belastung, die dem Spaltungsversagen der Gesteinsprobe entspricht, und D und L den Durchmesser bzw. die Höhe der Gesteinsprobe. Die Belastungen der drei Gesteinsproben beim Versagen betrugen 43,5 kN, 41,6 kN bzw. 56,5 kN. Nach Gl. (1) betrug die Zugfestigkeit der drei Gesteinsproben 11,1 MPa, 10,6 MPa bzw. 14,4 MPa und die durchschnittliche Zugfestigkeit der Gesteinsproben betrug 12,03 MPa.

Der dynamische Schieferaufpralltest wurde mit dem separaten Hopkinson-Druckstabtestsystem ALT100 durchgeführt, das von Archimedes Industrial Technology Co., Ltd. entwickelt wurde, wie in Abb. 4 dargestellt. Die Durchmesser des Aufprallstabs, des Aufprallstabs und des Übertragungsstabs waren alle 50 mm und ihre Längen betrugen 400, 2000 bzw. 2000 mm. Die Dichte des Druckstabs betrug 7,81 g/cm3, der Elastizitätsmodul betrug 210 GPa, das Poisson-Verhältnis betrug 0,28 und die Längswellengeschwindigkeit betrug 5410 m/s. Das Datenerfassungssystem umfasste auf die Druckstange aufgeklebte Dehnungsmessstreifen, eine Wheatstone-Brücke (Dehnmessstreifen-Anschlusskasten), superdynamische Dehnungsmessstreifen und ein Hochgeschwindigkeits-Erfassungssystem.

SHPB-Testsystem.

Basierend auf der Annahme eindimensionaler Spannungswellen und eines dynamischen Gleichgewichts können die dynamische Spannung \(\sigma \left( t \right)\) und die dynamische Dehnung \(\varepsilon \left( t \right)\) genau berechnet werden unter Verwendung der „Zweiwellenmethode“ mit dem einfallenden Dehnungssignal \(\varepsilon_{I} \left( t \right)\), dem reflektierten Dehnungssignal \(\varepsilon_{R} \left( t \right)\ ) und das am Druckbalken gemessene übertragene Dehnungssignal \(\varepsilon_{T} \left( t \right)\). Die Berechnungsmethode ist wie folgt:

wobei A und L die Querschnittsfläche bzw. Länge der Probe sind; E und A0 stellen den Elastizitätsmodul bzw. die Querschnittsfläche der Druckstange dar; und C bezeichnet die Longitudinalwellengeschwindigkeit des Druckbalkens.

An den Schieferproben wurden Stoßkompressionstests unter einem Stoßdruck von 0,15 MPa, 0,2 MPa bzw. 0,3 MPa durchgeführt, und die Stoßkompressions-Spannungs-Dehnungs-Kurve wurde durch Gleichung (1) gezeichnet. (2), wie in Abb. 5 dargestellt. Die durchschnittliche Spitzenspannung von Schiefer unter Aufpralldrücken von 0,15 MPa, 0,2 MPa und 0,3 MPa betrug 76,8 MPa, 95,7 MPa bzw. 112,2 MPa. Die dynamische Zugfestigkeit von Gestein reagiert kaum auf die Belastungsdehnungsrate, und es kann davon ausgegangen werden, dass die dynamische Zugfestigkeit von Gestein mit der einachsigen Zugfestigkeit übereinstimmt. Die mechanischen Parameter des 60°-Verbindungsschiefers sind in Tabelle 1 aufgeführt.

Stoßdruckspannungs-Dehnungs-Kurven: (a)–(c) sind Stoßdrücke von 0,15 MPa, 0,2 MPa bzw. 0,3 MPa.

Im Bereich in der Nähe der Sprengung breitet sich die durch die Sprengung des Sprenglochs erzeugte Spannungswelle normalerweise in Form einer zylindrischen Spannungswelle (zweidimensionale Welle) nach außen aus, und ihre Wellenfrontreihe zylindrischer Oberflächen nimmt die Mittelachse des Sprenglochs an die Achse. Zylindrische Wellen in intakten Gesteinen erfahren mit zunehmender Ausbreitungsentfernung sowohl eine geometrische als auch physikalische Dämpfung33, wobei die geometrische Dämpfung die Dämpfung aufgrund der Zunahme der räumlichen Verteilung der Spannungswellenenergie ist. Die Belastung der Wellenfront der Zylinderwelle und die Schwingungsgeschwindigkeit des Teilchens werden beide um \(1/\sqrt r\)34 gedämpft, wobei r der Abstand zwischen der Wellenfront und der Wellenquelle ist. Die Teilchenschwingungsgeschwindigkeit vr auf der von der Wellenquelle entfernten Wellenfront r beträgt

Dabei sind r0 und v0 der Radius der anfänglichen Wellenfront der Zylinderwelle bzw. die Schwingungsgeschwindigkeit des Teilchens. Die physikalische Dämpfung von Zylinderwellen in intakten Gesteinen wird durch den Reibungseffekt auf der Oberfläche von Mikrorissen im Ausbreitungsmedium verursacht35, und die Partikelvibrationsgeschwindigkeit auf der Wellenfront der Zylinderwelle nimmt mit zunehmender Ausbreitungsentfernung negativ exponentiell ab:

wobei \(\alpha\) der physikalische Dämpfungskoeffizient der Zylinderwelle ist.

Zusammenfassend ergibt sich unter Berücksichtigung sowohl der physikalischen als auch der geometrischen Dämpfung die Gleichung für die Ausbreitungsdämpfung von Zylinderwellen in intaktem Gestein

Gemäß der Theorie der Spannungswellenausbreitung wird die radiale Spannung \(\sigma_{r}\) an einem bestimmten Punkt durch die Ausbreitung der zylindrischen Spannungswellen in der Gesteinsmasse verursacht

Aus der elastischen Mechanik ist ersichtlich, dass ohne Berücksichtigung der tangentialen Dehnung \(\varepsilon_{\theta }\) davon ausgegangen werden kann, dass die Radialspannung \(\sigma_{r}\) und die Radialdehnung \(\ varepsilon_{r}\) an einem bestimmten Punkt im Gesteinskörper erfüllen ungefähr die folgende Beziehung:

Kombinieren von Gleichungen. (6) und (7) können wir erhalten

wobei Ed der dynamische Elastizitätsmodul ist.

Unter der Annahme, dass die Dichte, die radiale Wellengeschwindigkeit und der dynamische elastische Modus des Modellmaterials während des Strahlvorgangs unverändert bleiben, ist die radiale Belastung der zylindrischen Wellenfront ungefähr proportional zur Partikelvibrationsgeschwindigkeit. Daher kann davon ausgegangen werden, dass der Dämpfungskoeffizient der radialen Dehnung des Partikels und die radiale Schwingungsgeschwindigkeit ungefähr gleich sind:

Dong stellte Testblöcke mit Einfach- und Doppelgelenken her und führte Modellversuche durch36. Das schematische Diagramm des Modells ist in Abb. 6 dargestellt.

Schematische Darstellung des Modells36: (a) Eingelenkmodell; (b) Doppelgelenkmodell.

Durch die Analyse der Dehnungsspitzen der Messpunkte Nr. 13–16 unter verschiedenen Grenzdrücken wurde die Beziehung zwischen dem physikalischen Dämpfungskoeffizienten \(\alpha\) der zylindrischen Welle in der gesamten Gesteinsmasse und dem Grenzdruck \(\sigma\) ermittelt. erhält man:

Ersetzen von Gl. (10) in Gl. (9) erhält man das Abschwächungsmuster der Partikelpunktradialdehnung, wenn sich die Zylinderwelle in der gesamten Gesteinsmasse unter unterschiedlichen Grenzdrücken ausbreitet:

Ersetzen von Gl. (11) in Gl. (7) erhält man das Abschwächungsmuster der Partikelradialspannung, wenn sich die Zylinderwelle in der gesamten Gesteinsmasse unter unterschiedlichen Grenzdrücken ausbreitet:

Gleichung (12) ist das Dämpfungsmuster der Partikelradialspannung, wenn sich die Zylinderwelle in der gesamten Gesteinsmasse ausbreitet, ohne Berücksichtigung des Einflusses der Verbindung auf die Dämpfung der Radialspannung. Allerdings ist die Gesteinsmasse oft reich an Kluftflächen, die einen erheblichen Einfluss auf die Abschwächung der Radialspannung am Partikelpunkt haben. Daher ist es notwendig, die Dämpfungsbeziehung der radialen Spannung des Partikels zu ermitteln, wenn sich die Zylinderwelle in der verbundenen Gesteinsmasse unter unterschiedlichen Grenzdrücken ausbreitet:

Dabei ist K der Korrekturkoeffizient der Verbindung, der sich auf den Begrenzungsdruck und die Eigenschaften der Verbindung bezieht und dessen Wert zwischen 0 und 1 liegt.

Dong36 hat im Modellversuch die Messpunkte 17–24 als Spannungsmesspunkte festgelegt. Das Verhältnis der Spitzenwerte der Zeitverlaufskurven, die an den Spannungsmesspunkten vor und nach den Gelenken mit unterschiedlichen Winkeln aufgezeichnet wurden, wird als Transmissionskoeffizient der Zylinderwelle und als Variationsmuster des Transmissionskoeffizienten der Zylinderwelle der Einzelwelle definiert. Es werden Fugen- und Doppelgelenk-Testblöcke unter unterschiedlichen Grenzdrücken erhalten, wie in Abb. 7 dargestellt.

Zylindrische Wellenübertragungskoeffizienten unter verschiedenen Grenzdrücken: (a) Einzelgelenk-Testblock; (b) Doppelgelenk-Testblock.

Der Gelenkkorrekturkoeffizient K ist definiert als das Verhältnis des Spitzenwerts der Spannungs-Zeit-Verlaufskurve der Messpunkte 11, 18 und 19 zum Spitzenwert der Spannung, berechnet nach Gl. (12). Gleichung (12) wird verwendet, um die Spitzenspannung an den Messpunkten 17–24 zu berechnen, und der Gelenkkorrekturkoeffizient K kann durch Kombination mit den Spitzendaten der Spannungs-Zeit-Verlaufskurve an den Messpunkten 17–24 berechnet werden, wie in gezeigt Tabelle 2. Die Beziehung zwischen dem Gelenkkorrekturkoeffizienten K und dem Begrenzungsdruck des Einzelgelenk-Testblocks und des Doppelgelenk-Testblocks ist in Abb. 8 dargestellt.

Variation des Gelenkkorrekturkoeffizienten K mit dem Begrenzungsdruck: (a) Einzelgelenk-Testblock; (b) Doppelgelenk-Testblock.

Aus Abb. 8 ist ersichtlich, dass der Gelenkkorrekturkoeffizient K eine gute Korrelation mit dem Begrenzungsdruck, dem Gelenkneigungswinkel und der Anzahl der Gelenke aufweist. Wenn kein Begrenzungsdruck vorhanden ist, nimmt der Gelenkkorrekturkoeffizient mit zunehmendem Gelenkneigungswinkel ab. Wenn der Grenzdruck von 0 auf 1,5 MPa ansteigt, werden die Gelenke unter der Wirkung des Grenzdrucks allmählich geschlossen, die Steifheit der Gelenke nimmt schnell zu und die Dämpfung der Spannungswelle nimmt ab, sodass der Gelenkkorrekturkoeffizient K zunimmt. Wenn der Grenzdruck weiter auf 3,0 MPa ansteigt, bilden sich Mikrorisse in den geschlossenen Fugen, und die Ausbreitung neuer Risse führt zu einer zunehmenden Dämpfung von Spannungswellen, so dass der Fugenkorrekturkoeffizient K abnimmt. Der Gelenkkorrekturkoeffizient K im Doppelgelenk-Prüfblock ist niedriger als der im Einzelgelenk-Prüfblock. Je größer die Anzahl der Gelenke ist, desto stärker ist der Übertragungs- und Reflexionseffekt der Spannungswelle zwischen den Gelenken, die Dämpfungsamplitude der Spannungswelle nach dem Durchgang durch die Gelenkgruppe nimmt ab und die Dämpfungsamplitude des Gelenkkorrekturkoeffizienten K nimmt ab37. Daher werden in diesem Artikel nur der Einzelgelenk-Testblock und der Doppelgelenk-Testblock analysiert.

Bei Einsatz der abgekoppelten Dauerladung beträgt die Schlagbeanspruchung der Sprenglochwand nach der Sprengung

wobei \(\rho_{0}\) die Dichte des Sprengstoffs (kg/m3) ist; D stellt die Detonationsgeschwindigkeit des Sprengstoffs (m/s) dar; dc bezeichnet den Durchmesser der Patrone (m); db bezieht sich auf den Durchmesser des Sprenglochs (m); lc ist die Ladungslänge und lb ist die Länge des Sprenglochs (m); und n stellt den Druckerhöhungskoeffizienten des Detonationsgases dar, das auf die Lochwand auftrifft, im Allgemeinen 10.

Nach Gl. (13) Unter Berücksichtigung des Einflusses der In-situ-Spannung und der Verbindungseigenschaften betragen die radiale Spannung und die tangentiale Spannung des Partikels im Abstand r von der Mitte des Sprenglochs

wobei rb der Radius des Sprenglochs (m) ist; b stellt den seitlichen Druckkoeffizienten der Gesteinsmasse dar (\(b = \mu_{d} /\left( {1 - \mu_{d} } \right)\)); μd steht für die dynamische Poissonzahl; und die anderen Symbole sind die gleichen wie oben definiert.

Der Zustand des Zugversagens der Gesteinsmasse unter Einwirkung der Tangentialspannung \(\sigma_{\theta }\) ist \(\sigma_{\theta } \ge \sigma_{td}\) und \(\sigma_{ td}\) ist die dynamische Zugfestigkeit der Gesteinsmasse. Daher lautet der Berechnungsausdruck für den Bruchkreisradius R

Nach Ermittlung der relevanten Parameter kann der Wert des Bruchkreisradius R mit dem MATLAB-Programm berechnet werden.

Nach der Theorie der kombinierten Wirkung von Spannungswellen und Sprenggas ist die Bildung von Durchgangsrissen zwischen Sprenglöchern auf den statischen Druck des Strahlgases und die Entstehungsbedingungen von Durchgangsrissen zurückzuführen

wobei DP der periphere Lochabstand (m) ist; und Pb stellt den Druck dar, wenn das Sprengloch mit explosivem Gas gefüllt ist (Pa).

Basierend auf der Theorie der Entropieexpansion beträgt der Druck Pb, wenn das Sprengloch mit explosivem Gas gefüllt ist

wobei Pa der Explosionsdruck (Pa) ist; Pk steht für den kritischen Druck bei der Expansion des Explosionsgases (angenommen 100 MPa); Vc und Vb stellen das Volumen der Patrone bzw. des Sprenglochs dar (m3); k bezeichnet den adiabatischen Koeffizienten des Sprengstoffs; und h bezieht sich auf den Isentropenkoeffizienten des Sprengstoffs (k = h = 3,0).

Aus Gl. (17)–(19) kann der Berechnungsausdruck für den Umfangslochabstand unter der Einwirkung von Spannungen und Verbindungen vor Ort erhalten werden:

Laut Strahlhandbuch ist die Strahlwirkung bei DP = 0,8 W besser und der Wert der Mindestwiderstandslinie W kann berechnet werden.

Basierend auf der ursprünglichen Formel für die Dämpfung von Explosionsspannungswellen wird in diesem Artikel eine neue Formel für die Dämpfung von Explosionsspannungswellen unter Berücksichtigung der kombinierten Wirkung von Spannungen vor Ort und Verbindungen vorgeschlagen. Um die Richtigkeit von Gl. (15) Mit der Software LS-PREPOST wurde ein dreidimensionales numerisches Berechnungsmodell des Doppelgelenks unter 1,5 MPa In-situ-Spannung erstellt, wie in Abb. 9a–c dargestellt. In Abb. 9a–c beträgt die In-situ-Spannung 1,5 MPa und der physikalische Schwächungskoeffizient α beträgt 0,56224. Die Neigungswinkel der Gelenke betragen 30°, 60° und 90° und die Gelenkkorrekturkoeffizienten K betragen 0,681, 0,711 bzw. 0,719. Um Rechenzeit zu sparen, beträgt die Größe des Modells 5 m × 5 m × 2 m. Der Durchmesser des Sprenglochs beträgt 42 mm, die Tiefe des Sprenglochs beträgt 1,4 m und der Durchmesser der Patrone beträgt 32 mm. Die erste Verbindungsstelle ist 1 m von der Mitte des Sprenglochs entfernt und die beiden Verbindungsstellen sind 1 m voneinander entfernt. Das Schlüsselwort *DEFINE wird verwendet, um die Lastkurve CURVE zu definieren, 0–1,5 MPa wird geladen, das Schlüsselwort *INTERFACE wird verwendet, um die DYINA-Datei mit In-situ-Spannung auszugeben, die ursprüngliche k-Datei wird ersetzt und eine Spannung von 1,5 MPa wird angewendet auf der Ober- und Seitenfläche des Modells. Das Gestein wird als Festkörper definiert und es wird das Materialmodell Holmquist-Johnson-Cook (HJC) mit den in Tabelle 3 aufgeführten Parametern übernommen. Die Verbindungsmaterialparameter sind in Tabelle 4 aufgeführt. Sprengstoffe und Luft werden als Flüssigkeiten definiert und die Die Parameter sind in den Tabellen 5 und 6 aufgeführt. Die Flüssigkeit wird mithilfe gemeinsamer Knoten in Netze unterteilt, und der Feststoff und die Flüssigkeit werden mithilfe einer Flüssigkeit-Feststoff-Kopplung verbunden. Mit Ausnahme der freien Oberfläche sind alle anderen Oberflächen auf Randbedingungen ohne Reflexion eingestellt. Vier Überwachungspunkte (A, B, C und D) wurden 0,6 m, 1,2 m, 1,8 m und 2,4 m von der Mitte des Sprenglochs entfernt angeordnet, um das Spannungsabschwächungsmuster während der Sprengung aufzuzeichnen. Die numerischen Simulationsergebnisse und die Berechnungsergebnisse von Gl. (15) werden verglichen und analysiert, wie in Abb. 9d –f dargestellt.

Überprüfung der Explosionsspannungswellendämpfungsformel: (a)–(c) die dreidimensionalen numerischen Berechnungsmodelle unter verschiedenen Gelenkneigungswinkeln; (d)–(c) der Vergleich zwischen den theoretischen Berechnungsergebnissen und den numerischen Simulationsergebnissen.

Unter den drei Gelenkneigungswinkeln stimmen die theoretischen Berechnungsergebnisse der Spannungswellendämpfung mit den Ergebnissen der numerischen Simulation überein, was die Richtigkeit der in diesem Artikel vorgeschlagenen Explosionsspannungswellendämpfungsformel bestätigt. Mit zunehmendem Explosionszentrumsabstand nimmt der Spitzenwert der radialen Spannungswelle allmählich ab. Während der Ausbreitung von Punkt A nach Punkt D beträgt die Dämpfungsamplitude des Spitzenwerts der radialen Spannungswelle 60 %. Die Dämpfungsamplitude der radialen Spannungswelle beim Durchgang durch das erste Gelenk beträgt 30 % und die Dämpfungsamplitude beim Durchgang durch das zweite Gelenk beträgt 18 %. Die Explosionsspannungswelle tritt mit mehreren Reflexionen an der Verbindungsstelle auf, was zu einer Abschwächung des Spitzenwerts der radialen Spannungswelle führt. Die erste Verbindung befindet sich in der Nähe der Explosionsquelle und die Dämpfungsamplitude ist groß. In den Berechnungsergebnissen von Gl. (15) sind die Spitzenwerte der radialen Spannungswellen am Punkt A unter den drei Gelenkneigungswinkeln unterschiedlich, da alle Gl. (15) Bei den Berechnungsergebnissen wurde der Einfluss von Gelenken berücksichtigt.

Gemäß der Ableitung der Berechnungsformel für den Umfangslochabstand unter Einwirkung von Spannungen und Verbindungen vor Ort im Abschnitt „Bestimmung des Umfangslochabstands“ in Kombination mit den Sprengparametern des Bayueshan-Tunnels werden die Werte des Umfangslochabstands DP und ermittelt die minimale Widerstandslinie W bestimmt. Die durchschnittliche Verschüttungstiefe des Untersuchungsabschnitts des Bayueshan-Tunnels beträgt 56 m, die Schieferdichte beträgt 2752 kg/m3 und σV = σH = ρgh = 1,5 MPa. Der physikalische Dämpfungskoeffizient \(\alpha = 0,56224\) wird durch Gleichung berechnet. (10). Für die Sprengung vor Ort wird der Gesteinsemulsionssprengstoff Nr. 2 verwendet, die Dichte des Sprengstoffs beträgt 1,24 g/cm3, die Detonationsgeschwindigkeit beträgt D = 4200 m/s, der Durchmesser des Sprenglochs beträgt 42 mm Der Durchmesser der Patrone beträgt 32 mm. Randlöcher sind mit 1,5 Patronen ausgestattet, die Ladungslänge lc beträgt 0,45 m und die Sprenglochlänge lb beträgt 1,4 m. Berechnet mit Gl. (14) beträgt die Stoßspannung der Sprenglochwand nach der Explosion P0 = 177,6 MPa. Aus Tabelle 2 ist ersichtlich, dass der Gelenkkorrekturkoeffizient K des Doppelgelenkmodells 0,711 beträgt, wenn der Begrenzungsdruck 1,5 MPa und der Gelenkneigungswinkel 60° beträgt. Beim technischen Sprengen kann davon ausgegangen werden, dass die Beziehung zwischen der dynamischen Poissonzahl μd und der statischen Poissonzahl μd = 0,8μ38 beträgt. Die berechnete dynamische Poissonzahl μd beträgt 0,22 und der seitliche Druckkoeffizient der Gesteinsmasse beträgt \(b = \mu_{d} /\left( {1 - \mu_{d} } \right) = 0,28\). Aus Tabelle 2 ist ersichtlich, dass die dynamische Zugfestigkeit von 60°-Schiefer 12,03 MPa beträgt. Berechnet mit Gl. (17) beträgt der Radius des Rissrings R = 18,1 cm. Unter Verwendung von Gl. (19), Pa wird mit 3,7774 GPa und Pb = 24,6 MPa berechnet. Gleichung (20) berechnet, dass der periphere Lochabstand DP = 45 cm unter der Einwirkung von Spannungen und Verbindungen vor Ort beträgt.

Um zu verifizieren, dass 45 cm der optimale Wert des peripheren Lochabstands um den Forschungsabschnitt des Bayueshan-Tunnels ist, werden die peripheren Lochabstände DP auf 40 cm, 45 cm, 50 cm bzw. 55 cm und das entsprechende Minimum festgelegt Die Widerstandslinien W sind jeweils 50 cm, 56 cm, 62 cm und 68 cm lang. Durch die Auswahl des Materialmodells und die Bestimmung der Modellparameter wird das numerische Analysemodell der Sprengung des Bayueshan-Tunnels erstellt.

60°-Schiefer-Konstitutivmodell und Parameterbestimmung.

Das HJC-Konstitutivmodell (Holmquist–Johnson–Cook) ist ein geschwindigkeitsabhängiges Materialmodell, das von Holmquist, Johnson und Cook vorgeschlagen wurde, um das Problem der großen Verformung von Beton unter einer hohen Dehnungsgeschwindigkeit und einer hohen Drucklast zu lösen39, und ist weit verbreitet Wird bei der dynamischen Analyse von Gesteinsmaterialien verwendet. Das konstitutive HJC-Modell umfasst insgesamt 21 Parameter: grundlegende mechanische Parameter – R0, fc, G und T; Festigkeitsparameter – A, B, C, N, SFMAX und EPSO; Schadensparameter – D1, D2, EFMIN und FS; und Druckparameter – Pc, \(\mu_{c}\), Pl, \(\mu_{l}\), K1, K2 und K3.

Der grundlegende mechanische Parameter R0 wird mit 2752 kg/m3 angenommen, fc wird als bidirektionale Druckfestigkeit von 55,4 MPa angenommen, \(G = E/2\left( {1 + \mu } \right) = 15,212\;\; {\text{GPa}}\), \(K = E/3(1 - 2\mu) = 25,35\;\;{\text{GPa}}\) und T nimmt 12,03 MPa an.

Nehmen Sie als Beispiel das Ergebnis des 0,15 MPa-Aufprallluftdrucktests in Abb. 5a. Um den Einfluss des hydrostatischen Drucks auf die dynamische Festigkeit von Kalkstein zu eliminieren, werden ausgehend von der charakteristischen Zugfestigkeit \(T^{*} = T/f_{c}\) gerade Linien durch die Datenpunkte äquivalenter Festigkeit unter verschiedenen Bedingungen gezogen Dehnungsgeschwindigkeiten, und eine Gerade wird senkrecht zur horizontalen Achse bei dem konstanten charakteristischen hydrostatischen Druck P* = 1/3 gezeichnet. Der Schnittpunkt der Geraden bei unterschiedlichen Neigungen stellt die charakteristische äquivalente Spannung von 60° verbundenem Schiefer unter unterschiedlichen Dehnungsgeschwindigkeiten dar, wie in Abb. 10a dargestellt. Durch Anpassen der Datenpunkte der charakteristischen äquivalenten Spannung unter verschiedenen Dehnungsraten mithilfe der Geradengleichung wurde der Dehnungsraten-Einflusskoeffizient C = 0,000624 erhalten, wie in Abb. 10b dargestellt.

Bestimmung des Dehnungsgeschwindigkeitseinflusskoeffizienten C. Beziehungen zwischen: (a) charakteristischer äquivalenter Spannung und charakteristischem hydrostatischem Druck bei unterschiedlichen Dehnungsgeschwindigkeiten; und (b) charakteristische äquivalente Spannung und Dehnungsrate.

Basierend auf den Ergebnissen des triaxialen Drucktests von 60°-Schiefer wurde die Kohäsion c = 18,4 MPa berechnet. Die charakterisierte Kohäsionsfestigkeit ist A = c/(1 + Cln10−4) fc, und durch Einsetzen des Wertes des Dehnungsgeschwindigkeitseinflusskoeffizienten C kann die charakteristische Kohäsionsfestigkeit A = 0,33 erhalten werden. Gemäß \(\sigma^{*} = \left( {\sigma_{1} - \sigma_{3} } \right)/f_{c}\) und \(p^{*} = \left( { 2\sigma_{1} + \sigma_{3} } \right)/3f_{c}\), \(\sigma^{*} - P^{*}\) Kurven werden gezeichnet und die Anpassung kann erhalten werden so dass die Werte der Parameter B und N 0,5765 bzw. 0,413 betragen. SFMAX und EPSO liegen laut Literatur bei 20,0 bzw. 1,040.

Für die Schadensparameter gilt \(D_{1} = 0,01/(1/6 + T^{*} ) = 0,026\) und D2 nimmt einen konstanten Wert von 1,0 an. Laut Literatur40 werden EFMIN und FS mit 0,01 bzw. 0,004 angenommen.

Der Druckparameter beträgt Pc = fc/3 = 55,4/3 = 18,47 MPa. μc = Pc/K = 7,3 × 10–4, \(\mu_{l}\) ergibt sich aus \(\mu_{l} = \rho_{g} /\rho_{0} - 1 = 0,054\), wobei \(\rho_{g}\) die verdichtete Dichte ist, die 2900 kg/m3 beträgt. Die Parameter Pl, K1, K2 und K3 sind unempfindliche Parameter, und die Forschungsergebnisse dieser Arbeit beziehen sich hinsichtlich ihrer Werte auf die Literatur40. Die Parameter des 60°-Schiefer-Materialmodells sind in Tabelle 3 aufgeführt.

Gemeinsame konstitutive Modell- und Parameterbestimmung.

Das Materialmodell Nr. 003 *MAT_PLASTIC_KINEMATI wird als Materialmodell der Verbindung ausgewählt und seine Grundparameter sind in Tabelle 4 aufgeführt.

Explosives konstitutives Modell und Parameterbestimmung.

Das Materialkonstitutivmodell des Sprengstoffs wählt das Materialmodell Nr. 008 *MAT_HIGH_EXPLOSIVE_BURN aus, und die Druck-, Volumen- und Energieeigenschaften des Sprengstoffs während des Explosionsprozesses werden durch Definieren der Sprengstoffdetonationsparameter in der Sprengstoffzustandsgleichung *EOS_JWL simuliert. Die JWL-Zustandsgleichung lautet:

wobei P der Einheits-Detonationsdruck ist; V stellt das anfängliche relative Volumen dar; E0 steht für die anfängliche spezifische innere Energie; und A, B, R1, R2 und \(\omega\) sind die Grundparameter des Materials.

Der Gesteinsemulsionssprengstoff Nr. 2 wird für die Sprengung des Bayueshan-Tunnels verwendet. Seine Grundparameter sind in Tabelle 5 aufgeführt.

Luftkonstitutivmodell und Parameterbestimmung.

Das konstitutive Luftmaterialmodell wählt das Materialmodell Nr. 009 *MAT_NULL aus, und die Zustandsgleichung EOS_LINEAR_POLYNOMIAL lautet:

wobei E die innere Energie des Materials ist; und C0, C1, C2, C3, C4, C5 und C6 stellen die Koeffizienten der Zustandsgleichung dar. Die Grundparameter sind in Tabelle 6 aufgeführt.

Bestimmung des konstitutiven Modells und der Parameter des Tons.

Das Materialmodell Nr. 005 *MAT_SOIL_AND_FOAM wird als materialkonstitutives Modell des Tonmaterials ausgewählt und seine Grundparameter sind in Tabelle 7 aufgeführt.

Der Forschungsabschnitt des Bayueshan-Tunnels übernimmt die Bauweise der oberen und unteren Sprengbank. In diesem Artikel werden numerische Analysemodelle für Sprengungen im Obergeschoss erstellt, um den Einfluss des Lochabstands am Rand auf die Schadenstiefe und die Spitzenvibrationsgeschwindigkeit der zurückgehaltenen Gesteinsmasse zu diskutieren. Die LS-PREPOST-Software wird verwendet, um ein dreidimensionales numerisches Mehrgelenkmodell zu erstellen, wenn die Spannung vor Ort 1,5 MPa beträgt, der Gelenkwinkel 60° beträgt und der physikalische Dämpfungskoeffizient α und der Gelenkkorrekturkoeffizient K 0,56224 und 0,711 betragen , jeweils. Die Modellgröße beträgt 20 m × 20 m × 2 m, und das Netz wird durch Kartierung unterteilt, um gemeinsame Knoten zwischen Flüssigkeiten und Festkörpern zu erreichen. Die Gesteinsmasse, Gelenke, Sprengstoffe, Luft und Ton verwenden die Materialmodelle und Parameter in den Tabellen 3, 4, 5, 6 und 7. Auf die Ober- und Seitenflächen des Modells wird eine Spannung von 1,5 MPa ausgeübt. Um den Einfluss reflektierter Wellen durch künstliche Grenzen auf die Berechnungsergebnisse zu vermeiden, wird die Tunneloberfläche als freie Randbedingung und die anderen Ebenen als Nichtreflexions-Randbedingung festgelegt. Das dreidimensionale numerische Analysemodell ist in Abb. 11 dargestellt, und die Parameter jedes Sprenglochs im Modell sind in Tabelle 8 dargestellt.

Dreidimensionales numerisches Analysemodell. (a) E = 40 cm; (b) E = 45 cm; (c) E = 50 cm; (d) E = 55 cm.

Abbildung 12 zeigt die kumulative Schadenswolkenkarte der verbleibenden Gesteinsmasse nach Abschluss aller Sprengungen, wobei die Schadensniveaus von Rot über Grün zu Blau abnehmen. Die Karte der kumulativen Schadenswolke zeigt, dass die Schadenstiefe vom Explosionszentrum zur äußeren freien Oberfläche hin allmählich abnimmt. Wang et al.45 zeigten, dass die rote Schadenstiefenlinie zur Schätzung der Über- und Unteraushubwerte nach Tunnelsprengungen verwendet werden kann. Daher werden die roten Schadenstiefenkonturlinien bei Sprengungen mit unterschiedlichen Randlochabständen eingezeichnet, wie in Abb. 13 dargestellt. Aus Abb. 13 ist ersichtlich, dass die verbleibende Gesteinsmasse nach Sprengungen mit unterschiedlichen Randlochabständen unterschiedlich stark geschädigt ist , was zu unterschiedlichen Ausmaßen an Über- und Unteraushub führt. Wenn der Umfangslochabstand 55 cm und 50 cm beträgt, gibt es, obwohl die Schadenstiefe der verbleibenden Gesteinsmasse in jedem Teil gering ist, unterschiedliche Grade an Unteraushub. Eine unzureichende Ausgrabung beeinträchtigt den Prozess der Errichtung des Stahlbogens und in schweren Fällen sind zusätzliche Sprengstoffe erforderlich, was die Betriebskosten erhöht. Der Hauptgrund für dieses Phänomen liegt darin, dass der Abstand zwischen den peripheren Löchern zu groß ist, die Explosionsspannungswelle den Überlagerungsverstärkungseffekt nicht erzeugen kann und keine durchgehenden Risse zwischen den Sprenglöchern entstehen. Wenn der Lochabstand am Umfang 45 cm beträgt, ist die Schadenstiefe der verbleibenden Gesteinsmasse an jedem Teil gering und es kommt zu keinem Unteraushub. Bei einem Umfangslochabstand von 40 cm ist die Schadenstiefe der verbleibenden Gesteinsmasse in jedem Teil etwas größer als 45 cm und es liegt auch kein Unteraushub vor. Dies liegt daran, dass die Explosionsspannungswelle einen großen Überlagerungsverstärkungseffekt zwischen den Sprenglöchern erzeugt und mehr Restenergie mehr Schaden an der zurückgehaltenen Gesteinsmasse verursacht. Wenn der Umfangslochabstand 40 cm beträgt, erhöht sich der Bohraufwand und die Betriebskosten. Unter dem Gesichtspunkt der Beibehaltung der Schadenstiefe der Gesteinsmasse beträgt der optimale Wert des Umfangslochabstands daher 45 cm, was mit dem Berechnungsergebnis von Gl. (20).

Wolkenkarte der akkumulierten Schäden an zurückgehaltener Gesteinsmasse. (a) E = 40 cm; (b) E = 45 cm; (c) E = 50 cm; (d) E = 55 cm.

Schadenstiefenkontur. (a) E = 40 cm; (b) E = 45 cm; (c) E = 50 cm; (d) E = 55 cm.

Die PPV-Methode ist die am häufigsten verwendete Methode zur tatsächlichen Messung umgebender Gesteinsschäden im Feld46,47,48. Vier Gruppen von PPV-Messpunkten wurden in 0,5 m, 1,0 m, 1,5 m und 2,0 m Entfernung vom Tunnelumriss angeordnet, wobei 41 Messpunkte in jeder Gruppe gleichmäßig um den Tunnelumriss verteilt waren, wie in Abb. 14 dargestellt. Der PPV Kurven mit unterschiedlichen Abständen sind in Abb. 15 dargestellt. Die durchschnittlichen PPV-Werte jeder Gruppe, wenn die peripheren Lochabstände 40 cm, 45 cm, 50 cm und 55 cm betragen, sind in Tabelle 9 dargestellt. Mit zunehmendem Abstand von der Tunnelkontur , der durchschnittliche PPV-Wert nimmt allmählich ab und die Dämpfungsamplitude hängt mit der Verteilung der Gelenke zusammen. Mit zunehmendem Abstand der peripheren Löcher nimmt der durchschnittliche PPV-Wert jeder Gruppe allmählich ab. Verglichen mit dem durchschnittlichen PPV-Wert, wenn der Abstand der peripheren Löcher 40 cm beträgt, ist die durchschnittliche Dämpfungsamplitude des PPV-Werts kleiner, wenn der Abstand der peripheren Löcher 45 cm beträgt, und die durchschnittliche Dämpfungsamplitude des PPV-Werts ist größer, wenn der Abstand der peripheren Löcher 50 cm beträgt 55 cm. Nach dem PPV-Schadenskriterium für Klüftegestein49 liegt der Schwellenwert für Hartgestein bei 70 cm/s. Wenn der Umfangslochabstand 40 cm, 45 cm, 50 cm und 55 cm beträgt, beträgt die Schadensreichweite 183 cm, 167 cm, 115 cm bzw. 62 cm. Je größer die Spitzenschwinggeschwindigkeit PPV ist, desto größer ist die Schadenstiefe. In Kombination mit den Analyseergebnissen im Abschnitt „Schadenstiefe der erhaltenen Gesteinsmasse“ lässt sich erkennen, dass bei einem Umfangslochabstand von 40 cm der durchschnittliche PPV-Wert größer ist, die Schadenstiefe größer ist und es leicht zu größeren Schäden kommt -Ausgrabung. Wenn der periphere Lochabstand 50 cm oder 55 cm beträgt, ist der durchschnittliche PPV-Wert klein, die Schadenstiefe gering und das Phänomen der Unterausgrabung tritt leicht auf. Unter Berücksichtigung der maximalen Vibrationsgeschwindigkeit beträgt der optimale Wert für den Umfangslochabstand daher 45 cm.

Anordnung der Messstellen.

PPV-Kurve. (a) E = 40 cm; (b) E = 45 cm; (c) E = 50 cm; (d) E = 55 cm.

Basierend auf den theoretischen Ableitungsergebnissen im Abschnitt „Bestimmung des peripheren Lochabstands“ und den Ergebnissen der numerischen Analyse im Abschnitt „Numerische Simulation“ beträgt der periphere Lochabstand DP um den Untersuchungsabschnitt des Bayueshan-Tunnels 45 cm, die Widerstandslinie W beträgt 56 cm, das Lochnetz-Layout ist in Abb. 16 dargestellt, und die Lochnetz-Layout-Parameter sind in Tabelle 7 dargestellt (der Umfangslochabstand beträgt 45 cm).

Anordnung des Lochnetzes für den Feldsprengungsversuch.

Mit den oben genannten Methoden und Parametern wurden drei Feldsprengversuche durchgeführt. Nach Abschluss der ersten Sprengung sind die Restlöcher in den Randlöchern jedes Teils frei, wie in Abb. 17a dargestellt. Die Auswirkung von Über- und Unteraushub ist in Abb. 17b dargestellt. Messungen des Über- und Unteraushubs für jeden Teil der oberen Stufe sind in Abb. 17c, d dargestellt. Aus den Messergebnissen ist ersichtlich, dass nach Abschluss der Sprengung der oberen Stufen alle Teile überausgegraben sind und es zu keinem Unteraushub kommt. Der durchschnittliche Überaushub beträgt 21,8 cm, der Überaushub pro Laufmeter beträgt 5,82 m3, die geplante Betondosierung für die oberen Stufen beträgt 6,41 m3 pro Laufmeter und der Betonmehrverbrauch pro Laufmeter beträgt 90,8 %. Nach Abschluss der zweiten Sprengung beträgt der durchschnittliche Überaushub 22,1 cm, der Überaushub pro Laufmeter 5,78 m3 und der Betonüberverbrauch pro Laufmeter 90,2 %. Nach der dritten Sprengung beträgt der durchschnittliche Überaushub 21,4 cm, der Überaushub pro Laufmeter beträgt 5,9 m3 und der Betonmehrverbrauch pro Laufmeter beträgt 92 %. Unter der kombinierten Wirkung von Vor-Ort-Spannungen und Fugen wird die Sprengkonstruktion unter Verwendung der in diesem Dokument vorgeschlagenen peripheren Lochanordnungsmethode und der Lochnetzwerkanordnungsparameter durchgeführt. Der Betonüberschussverbrauch pro laufendem Meter wird auf 100 % kontrolliert und der Betonüberschuss Der Effekt der Verbrauchskontrolle ist gut.

Sprengeffekt. (a) Restloch des Umfangslochs; (b) Stahlbogenaufrichtungseffekt; (c) und (d) Messung von Über- und Unteraushub.

Sieben repräsentative Standorte der kumulativen Schadenswolkenkarte wurden für die Vergrößerungsanalyse ausgewählt, wie in Abb. 12 dargestellt. Nehmen Sie Abb. 12b als Beispiel für die Analyse. Position 1: Wenn die Linie, die die peripheren Löcher verbindet, parallel zur Verbindungsoberfläche verläuft, erhöht sich der Schadensgrad eines einzelnen Sprenglochs, da die Explosionsspannungswelle mehrere Reflexionen an der Verbindungsoberfläche verursacht und eine Überlagerung von Spannungswellen bildet. Position 2, Position 3 und Position 4: Wenn sich die peripheren Löcher gerade auf der Verbindungsoberfläche befinden, breitet sich die Explosionsspannungswelle zunächst entlang der Verbindungsoberfläche aus und dehnt sich weiter aus und dringt ausgehend von der ursprünglichen Verbindungsoberfläche ein, was zu schwerwiegenden Überlastungen führt. Ausgrabung. Position 5, Position 6 und Position 7: Wenn sich die Verbindungsoberfläche zwischen zwei Umfangslöchern befindet, hat die Explosionsspannungswelle einen großen Dämpfungseffekt auf die Verbindungsoberfläche, sodass das Phänomen der übermäßigen Ausgrabung in der Nähe dieser Positionen effektiv kontrolliert wird. Zusammenfassend lässt sich sagen, dass die relative Position der Verbindungsoberfläche und der peripheren Löcher einen großen Einfluss auf Schäden an der Gesteinsmasse sowie auf Über- und Unteraushub50,51 haben wird, der durch Erhöhen oder Verringern der Ladung ausgeglichen werden kann.

In dieser Arbeit wurden einachsige Kompressions-, dreiachsige Kompressions-, brasilianische Spaltungs- und dynamische Stoßkompressionstests durchgeführt und die statischen und dynamischen Parameter von 60°-Verbindungsschiefer ermittelt. Das HJC-Materialmodell wurde als Verbundschiefermaterialmodell ausgewählt, die Methode zur Bestimmung der Parameter des HJC-Materialmodells wurde bereitgestellt und die Parameter des HJC-Materialmodells wurden bestimmt.

Unter Berücksichtigung der geometrischen Dämpfung und der physikalischen Dämpfung der Explosionsspannungswelle wurde die Dämpfungsformel der Explosionsspannungswelle unter der kombinierten Wirkung von In-situ-Spannung und Gelenken abgeleitet. Mithilfe der LS-PREPOST-Software wurde ein dreidimensionales numerisches Berechnungsmodell unter der kombinierten Wirkung von Spannungen vor Ort und Verbindungen erstellt und die radialen Spannungswellenspitzen bei 0,6 m, 1,2 m, 1,8 m und 2,4 m vom Zentrum entfernt Sprenglöcher wurden überwacht. Diese stimmten mit dem vorhergesagten Wert der in diesem Dokument vorgeschlagenen Formel zur Explosionsspannungswellendämpfung überein und bestätigten die Richtigkeit der Dämpfungsformel. Basierend auf der Theorie der Wechselwirkung zwischen Spannungswellen und explosivem Gas wurde eine Formel zur Berechnung der peripheren Lochabstände vorgeschlagen, die die Auswirkungen von Spannungen vor Ort, Verbindungen und Zugfestigkeit der Gesteinsmasse umfassend berücksichtigt.

In Kombination mit den geologischen Bedingungen und Sprengparametern des Untersuchungsabschnitts des Bayueshan-Tunnels wurde berechnet, dass der optimale periphere Lochabstand um den Untersuchungsabschnitt herum 45 cm betrug. Mit der Software LS-PREPOST wurde ein dreidimensionales numerisches Analysemodell erstellt. Die Schadenstiefe der zurückgehaltenen Gesteinsmasse und die Spitzenvibrationsgeschwindigkeit (PPV) wurden verglichen und analysiert, wenn die peripheren Lochabstände 40 cm, 45 cm, 50 cm bzw. 55 cm betrugen. Die numerischen Simulationsergebnisse bestätigten die Richtigkeit der in diesem Dokument vorgeschlagenen Berechnungsformel für den Umfangslochabstand.

Unter Zugrundelegung eines peripheren Lochabstands von 45 cm und einer Widerstandslinie von 56 cm als Standard wurde im Forschungsabschnitt des Bayueshan-Tunnels ein Feldsprengungstest durchgeführt. Unter der kombinierten Einwirkung von Vor-Ort-Spannungen und Fugen wurde der Sprengbau unter Verwendung der peripheren Lochanordnungsmethode und der in diesem Dokument vorgeschlagenen Lochnetzanordnungsparameter durchgeführt. Die Testergebnisse zeigen, dass der durchschnittliche Überaushubwert des umgebenden Gesteins der Güteklasse IV auf 22 cm kontrolliert wurde, der Betonüberverbrauch pro laufendem Meter auf 100 % kontrolliert wurde und der Kontrolleffekt des Betonüberverbrauchs gut war.

Die während der aktuellen Studie verwendeten Datensätze sind auf begründete Anfrage beim entsprechenden Autor erhältlich.

Skrzypkowski, K., Korzeniowski, W., Zagórski, K. & Dudek, P. Anwendung von Gesteinsankern mit langer Ausdehnung in den Untertagebergwerken des Kupferreviers Legnica-Głogów. Zucht. Geotechnik. Runter. 39, 47–57. https://doi.org/10.1515/sgem-2017-0029 (2017).

Artikel ADS Google Scholar

Skrzypkowski, K., Korzeniowski, W., Zagórski, K. & Zagórska, A. Modifizierte Felsankerunterstützung für Bergbauverfahren mit kontrollierter Dachbiegung. Energies 2020, 13. https://doi.org/10.3390/en13081868 (1868).

Artikel CAS Google Scholar

Wang, JX et al. Numerische Simulation des Einflusses der Gesteinsstruktur auf die Qualität des glatten Tunnelsprengens: Eine Fallstudie. Appl. Wissenschaft. 2021, 11. https://doi.org/10.3390/app112210761 (2021).

Artikel CAS Google Scholar

Paul, S. & Peter, X. Ursachen, Auswirkungen und Kontrolle von Überbrüchen bei unterirdischen Ausgrabungen. Tunn. Undergr. Weltraumtechnologie. 20(5), 63–71. https://doi.org/10.1016/j.tust.2004.05.004 (2005).

Artikel Google Scholar

Adel, M., Farhang, S. & Mohammad, A. Overbreak-Vorhersage bei unterirdischen Ausgrabungen mithilfe des hybriden ANFIS-PSO-Modells. Tunn. Undergr. Weltraumtechnologie. 8(6), 1–9. https://doi.org/10.1016/j.tust.2018.05.023 (2018).

Artikel Google Scholar

Yin, WG, Wang, HL, Hu, HX, Zhang, FQ & Chen, JH Forschung zur Tunnelbau-Sprengungskontrolltechnologie und der Schadensreichweite umliegender Gesteine. Tunnelbau (Chin. Engl.) 38(5), 851–856 (2018).

Google Scholar

Liu, D., Gao, WX & Liu, MG Ursachen und Kontrolltechnik von Tunnelüber- und -unterbaugruben. J. Undergr. Weltraumingenieur. 3(s2), 1468–1471 (2007).

Google Scholar

Huang, ZQ, Cui, ZY, Liu, D. & Yang, XF Anwendung der zweischichtigen Sprengung von Stützmauern mit peripheren Löchern in schwachem und gebrochenem umgebendem Gestein. Sprengung 2022, 1–12 (2022).

CAS Google Scholar

Man, K. & Liu, XL Einfluss des umgebenden Hohlraumeffekts auf die Sprengschwingungsgeschwindigkeit und die Beschädigung des umgebenden Gesteins. Ing. Mech. 37(11), 127–134 (2020).

Google Scholar

Man, K., Liu, XL, Wang, XY, Chen, ZM & Wang, J. Einfluss des Sprenglochabstands der peripheren Löcher auf den gleichmäßigen Sprengeffekt. Wissenschaft. Technol. Ing. 16(29), 47–53 (2016).

Google Scholar

Sun, GZ Mechanics of Rock Mass Structure (Science Press, 1988).

Google Scholar

Hyongdoo, J., Youhei, K. & Utsuki, S. Ein empirischer Ansatz zum Überbruchwiderstandsfaktor für Tunnelsprengung. Tunn. Undergr. Weltraumtechnologie. 13(3), 1–10. https://doi.org/10.1016/j.tust.2019.103060 (2019).

Artikel Google Scholar

Zhao, J. & Cai, JG Übertragung elastischer P-Wellen über einzelne Brüche mit einem nichtlinearen normalen Verformungsverhalten. Rock-Mech. Rock-Ing. 34(1), 3–22. https://doi.org/10.1007/s006030170023 (2001).

Artikel MathSciNet Google Scholar

Cai, JG & Zhao, J. Auswirkungen mehrerer paralleler Brüche auf die scheinbare Dämpfung von Spannungswellen in Gesteinsmassen. Int. J. Rock Mech. Mindest. Wissenschaft. 37(4), 661–682. https://doi.org/10.1016/s1365-1609(00)00013-7 (2000).

Artikel Google Scholar

Zhao, J., Zhao, XB & Cai, JG Eine weitere Studie zur P-Wellen-Dämpfung über parallele Brüche mit linearem Verformungsverhalten. Int. J. Rock Mech. Mindest. Wissenschaft. 43, 776–788. https://doi.org/10.1016/j.ijrmms.2005.12.007 (2006).

Artikel Google Scholar

Zhao, XB, Zhao, J. & Cai, JG P-Wellen-Übertragung über Brüche mit nichtlinearem Deformationsverhalten. Int. J. Numer. Anal. Meth. Geomech. 30(11), 1097–1112. https://doi.org/10.1002/nag.515 (2006).

Artikel MATH Google Scholar

Li, JC & Ma, GW Analyse der Wechselwirkung von Druckwellen mit einer Felsfuge. Rock-Mech. Rock-Ing. 43(6), 777–787. https://doi.org/10.1007/s00603-009-0062-0 (2010).

Artikel ADS Google Scholar

Li, JC, Li, HB, Ma, GW & Zhao, J. Eine rekursive Methode im Zeitbereich zur Analyse der Ausbreitung transienter Wellen über Gesteinsfugen. Geophys. J. Int. 188(2), 631–644. https://doi.org/10.1111/j.1365-246x.2011.05286.x (2012).

Artikel ADS Google Scholar

Li, JC Wellenausbreitung über nichtlineare Felsfugen basierend auf einer rekursiven Methode im Zeitbereich. Geophys. J. Int. 193(2), 970–985. https://doi.org/10.1093/gji/ggt020 (2013).

Artikel ADS Google Scholar

Perino, A., Orta, R. & Barla, G. Wellenausbreitung in diskontinuierlichen Medien durch die Scatteringmatrix-Methode. Rock-Mech. Rock-Ing. 45(5), 901–918. https://doi.org/10.1007/s00603-012-0286-2 (2012).

Artikel ADS Google Scholar

Chai, SB, Li, JC, Zhang, QB, Li, HB & Li, NN Spannungswellenausbreitung über eine Gesteinsmasse mit zwei nicht parallelen Gelenken. Rock-Mech. Rock-Ing. 2016, 1–10. https://doi.org/10.1007/s00603-016-1068-z (2016).

Artikel Google Scholar

Mandal, S. & Singh, M. Bewertung des Ausmaßes und der Ursachen von Überbrüchen in Tunneln. Tunn. Undergr. Weltraumtechnologie. 24(1), 22–36. https://doi.org/10.1016/j.tust.2008.01.007 (2009).

Artikel Google Scholar

Mandal, S., Singh, M. & Dasgupta, S. Theoretisches Konzept zum Verständnis der Planung und Gestaltung glatter Strahlmuster. Geotechnik. Geol. Ing. 26(4), 399–416. https://doi.org/10.1007/s10706-008-9177-4 (2008).

Artikel Google Scholar

Zheng, ZT Forschung zum 3D-Modelltest der säulenförmigen Ladungssprengung mit ultratiefen Löchern in Gesteinsmassen mit hoher Geostress. An der Anhui Universität für Wissenschaft und Technologie (2017).

Zhang, C., Yang, JH, Yao, C. & Chen, YY Spannungsentwicklungsmuster des umgebenden Gesteins während des kontinuierlichen Sprengaushubs tiefer Tunnel. J. Changjiang Acad. Wissenschaft. 35(12), 108–112 (2018).

Google Scholar

Li, XP et al. Experimentelle Studie zum Muster der Ausbreitung und Dämpfung elastischer Wellen in tief zerklüfteter Gesteinsmasse. Kinn. J. Rock Mech. Ing. 34(11), 2319–2326. https://doi.org/10.13722/j.cnki.jrme.2015.0868 (2015).

Artikel Google Scholar

Li, XQ et al. Modellversuchsstudie zum Ausbreitungsmuster von Explosionsspannungswellen in gegliederter Gesteinsmasse unter verschiedenen in-situ-Spannungen. Kinn. J. Rock Mech. Ing. 35(11), 2188–2196. https://doi.org/10.13722/j.cnki.jrme.2016.1004 (2016).

Artikel Google Scholar

Fan, LF & Sun, HY Ausbreitung seismischer Wellen durch eine in situ beanspruchte Gesteinsmasse. J. Appl. Geophys. 121, 13–20. https://doi.org/10.1016/j.jappgeo.2015.07.002 (2015).

Artikel ADS Google Scholar

Liu, Y. & Xu, JY Numerische Simulation einer Gesteinsexplosion unter einem In-situ-Spannungsfeld. Geotechn. Mech. 28(11), 2485–2488. https://doi.org/10.16285/j.rsm.2007.11.042 (2007).

Artikel Google Scholar

Fan, X., Wang, MY & Shi, CC Einfluss der anfänglichen Belastung auf die Ausbreitung der Spannungswelle und das Blockbewegungsmuster. Kinn. J. Rock Mech. Ing. 28(2), 3442–3446 (2009).

Google Scholar

Zhang, FP, Peng, JY, Fan, GH, Li, SJ & Li, YH Forschung zum Gesteinssprengmechanismus von Gesteinsmassen unter verschiedenen statischen Belastungen und Verbindungsbedingungen. Fels-Boden-Mech. 37(7), 1839–1846. https://doi.org/10.16285/j.rsm.2016.07.003 (2016).

Artikel Google Scholar

Huang, H. Experimentelle Studie zum doppelten uniaxialen Festigkeitsverhältnis von Beton im frühen Alter (Dalian University of Technology, 2013).

Cui, XZ, Chen, SH & Liu, DC Dämpfungsmechanismus der Spannungswelle, die sich in gebrochener Gesteinsmasse ausbreitet. Ing. Explosion. 5(1), 18–21 (1999).

Google Scholar

Wang, LL Fundamentals of Stress Waves – Zweite Auflage (National Defense Industry Press, 2005).

Google Scholar

Liu, ZY, Hu, YL & Chen, Y. Dämpfung der Ultraschall-P-Welle in trockenen und wassergesättigten Gesteinen unter einachsiger Kompression. Acta Geophys. 27(4), 349–359 (1984).

Google Scholar

Dong, Q. Studie zum Ausbreitungs- und Dämpfungsmuster der Explosionsspannungswelle in verbundener Gesteinsmasse unter unterschiedlicher In-Situ-Spannung (Wuhan University of Technology, 2018).

Dong, Q., Li, X., Jia, Y. & Sun, J. Eine numerische Simulation der Ausbreitung von Sprengspannungswellen in einer verbundenen Gesteinsmasse unter Anfangsspannungen. Appl. Wissenschaft. 11(17), 7873. https://doi.org/10.3390/app11177873 (2021).

Artikel CAS Google Scholar

Li, XB & Gu, DS Rock Impact Dynamics (Central South University of Technology Press, 1994).

Google Scholar

Holmquist, T., Johnson, G. & Cook, W. Ein rechnerisches Materialmodell für Beton, der großen Dehnungen, hohen Dehnungsraten und hohem Druck ausgesetzt ist. Im 1. Internationalen Symposium für Ballistik, Quebec City, Kanada 591–600 (1993).

Fang, Q., Kong, XZ, Wu, H. & Gong, ZM Methode zur Bestimmung der Parameter des Rock-Holmquist-Johnson-Cook-Modells. Ing. Mech. 31(03), 197–204 (2014).

Google Scholar

Ding, HP Forschung zur Sprengwirkung von Tunneln aus gegliedertem und gebrochenem Gestein (Universität Jilin, 2009).

Liu, JC et al. Numerische Analyse und Anwendung der Strukturoptimierung wasserdichter Sprengladungen. Vibration. Schock 39(09), 57–62. https://doi.org/10.13465/j.cnki.jvs.2020.09.008 (2020).

Artikel Google Scholar

Wang, P. Optimierung der Sprengparameter für keilförmige Unterschnitte in Tunneln mit großem Querschnitt (Universität Guangxi, 2020).

Li, FQ Numerische Simulation keilförmiger Hinterschneidungsstrahlen in Hohllöchern (Beijing Institute of Technology, 2018).

Wang, J., Yin, Y. & Luo, C. Gesteinsmaterialien: Parameterbestimmung und Anwendung beim Glattstrahlen von Tunneln. Appl. Wissenschaft. 8, 9 (2018).

ADS Google Scholar

Murthy, V., Dey, K. & Raitani, R. Vorhersage von Überbrüchen beim Sprengen unterirdischer Tunnel: Eine Fallstudie. J. Can. Tunn. Kanada 2003, 109–115 (2003).

Skrzypkowski, K. Ein neues Unterstützungskonzept für berstgefährdete Gesteinsmassen im Untertage-Erzbergbau. In E3S-Webkonferenzen; EDP ​​Sciences: Les Ulis, Frankreich, Band 71 00006. https://doi.org/10.1051/e3sconf/20187100006 (2018).

Skrzypkowski, K., Korzeniowski, W., Krzysztof, Z. & Anna, Z. Anpassung des Nachgiebigkeitssystems mechanischer Felsanker für die Raum- und Pfeilerabbaumethode in geschichteter Gesteinsmasse. Energies 13(8), 2082. https://doi.org/10.3390/en13082082 (2020).

Artikel CAS Google Scholar

Persson, P. Die Beziehung zwischen Dehnungsenergie, Gesteinsschaden, Fragmentierung und Einwurf bei Gesteinssprengungen. Fragblast 1(1), 99–110 (1997).

Artikel Google Scholar

Wang, JX et al. Numerische Simulation des Einflusses der Gesteinsstruktur auf die Qualität des glatten Tunnelsprengens: Eine Fallstudie. Appl. Sci.-Basel 11, 22. https://doi.org/10.3390/app112210761 (2021).

Artikel ADS CAS Google Scholar

Wang, JX, Yin, Y. & Luo, CW Johnson-Holmquist-II (JH-2) Materialmodell für Gesteinsmaterialien: Parameterbestimmung und Anwendung beim glatten Tunnelsprengen. Appl. Sci.-Basel 8, 9. https://doi.org/10.3390/app8091675 (2018).

Artikel ADS CAS Google Scholar

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Vielen Dank an Poly Xinlian Blast Engineering Group Civil Explosion Engineering Laboratory und Poly Union Group Corporation Civil Explosion Engineering Laboratory für die Bereitstellung von Versuchsorten für dieses Papier. Diese Arbeit wurde von der National Natural Science Foundation of China (52064008) unterstützt.

Hochschule für Bauingenieurwesen, Universität Guizhou, Guiyang, 550025, China

Xingchao Tian, ​​​​Xia Liu, Jian Jia, Caijin Xie, Qianxing Lou und Qingzhi Chen

College of Mining, Guizhou University, Guiyang, 550025, China

Tiejun Tao

Northwest Engineering Co., Ltd. von CCCC First Highway Engineering Co., Ltd., Xi'an, 710000, China

Zhenhua Zhao

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X.-CT: theoretische Ableitung, Methodenvalidierung, Verfassen des Originalentwurfs. TT: Bearbeitung und Überprüfung des Manuskripts. XL: Modellparameterzuweisung. JJ: einachsiger Kompressionstest, dreiachsiger Kompressionstest, brasilianischer Spalttest und dynamischer Stoßkompressionstest. C.-JX: Formelvalidierung. Q.-XL und Q.-ZC: die Etablierung eines numerischen Analysemodells. Z.-HZ: Feldsprengversuch.

Korrespondenz mit Tiejun Tao.

Die Autoren geben an, dass keine Interessenkonflikte bestehen.

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Nachdrucke und Genehmigungen

Tian, ​​X., Tao, T., Liu, X. et al. Berechnung der Lochabstände und Analyse der umgebenden Gesteinsschäden unter Einwirkung von Spannungen und Fugen vor Ort. Sci Rep 12, 22331 (2022). https://doi.org/10.1038/s41598-022-27017-w

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Eingegangen: 19. August 2022

Angenommen: 23. Dezember 2022

Veröffentlicht: 25. Dezember 2022

DOI: https://doi.org/10.1038/s41598-022-27017-w

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