Forschung zur kumulativen dynamischen Sprengschädigung des umgebenden Gesteins in Stufenbautunneln

Jun 03, 2023

Scientific Reports Band 13, Artikelnummer: 1974 (2023) Diesen Artikel zitieren

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Durch die zyklische Sprengung während des Tunnelaushubs kommt es zu irreparablen Schäden im umliegenden Gestein. Für einen sicheren Tunnelbau ist es unerlässlich, die Eigenschaften des dynamischen kumulativen Gesteinsschadens durch Sprengungen zu verstehen. Für die Forschung wurden Schallwellentests und numerische Simulationsmethoden angewendet. Als Schadensmodell für das umgebende Gestein wurde das JH-2-Modell übernommen. Basierend auf der Datenübertragungsmethode zwischen Solvern in der ABAQUS-Software wurde der kumulative Schaden berechnet. Die Schadenseigenschaften wurden durch Kombination der Ergebnisse des Schallwellentests ermittelt. Den Forschungsergebnissen zufolge weist das gesamte reservierte umgebende Gestein periodische Schadensmerkmale auf. Jeder periodische Schadensbereich hat eine Trichterform entlang der Längsrichtung des Tunnels mit einer Länge von 160 cm und dem 1,07-fachen der Aushublänge. Der Sprengeffekt des letztgenannten Ausgrabungsmaterials auf den beschädigten Bereich des vorherigen Filmmaterials ist 40 cm lang und weist drei kumulative Schadensmuster auf. Die drei kumulativen Schadensmuster verdeutlichen das zusätzliche Schadensgesetz des umgebenden Gesteins deutlicher. Der Grad des zusätzlichen Schadens ist bei einem Abstand von 5–20 cm von den letztgenannten Ausgrabungsaufnahmen am größten. Die Forschung kann geeignete theoretische Leitlinien für die Gestaltung des Sprengplans und der Auskleidung des Stufensprengtunnels liefern.

Aufgrund seiner hohen Effizienz und wirtschaftlichen Vorteile wird der Sprengvortrieb im Tunnelbau häufig eingesetzt. Wenn die Energie einer explosiven Explosion die ausgehobene Gesteinsmasse zerbricht und wegschleudert, führt dies unweigerlich zu einer Beschädigung des umgebenden Gesteins, wodurch seine Integrität verringert und seine mechanischen Eigenschaften beeinträchtigt werden, was die Sicherheit des Tunnelbaus beeinträchtigt. Darüber hinaus werden zusätzliche Sprenglasten auf das reservierte umgebende Gestein ausgeübt, was zu einer kontinuierlichen Schadensakkumulation führt. Daher ist die Untersuchung der Merkmale der kumulativen dynamischen Schädigung des umgebenden Gesteins durch Sprengungen von entscheidender Bedeutung für den sicheren Bau von Bohr- und Sprengtunneln.

Das Schadensmodell durch Felssprengung wurde von Wissenschaftlern eingehend untersucht. Langefors1 geht davon aus, dass Explosionsschäden durch Ausbreitung, Reflexion und Kontakt von Explosionsspannungswellen entstehen. Es stimuliert und erweitert Felsspalten und verringert deren mechanische Eigenschaften. Basierend auf diesem Verständnis entwickelten relevante Forscher drei Sprengschadensmodelle: das GK-Modell2, das TCK-Modell3 und das KUS-Modell4. HAMDI5 und LI6 nutzten die drei Sprengschadensmodelle und numerische Simulationsmethoden, um die Schadensentwicklung, Messung und Bewertung der gesprengten Gesteinsmasse zu untersuchen. Gemäß der Kontinuumsschadensmechanik und dem Kriterium der kritischen Zugdehnung schlugen YANG7 und LIU8 ein Sprengschadensmodell vor, das die Korrelation zwischen Schadensvariablen, Rissdichte und Dehnungsrate umfassend widerspiegeln kann.

Darüber hinaus besteht Gesteinsmasse in der anfänglichen In-situ-Beanspruchung gekoppelt mit Schwerkraftbeanspruchung und tektonischer Beanspruchung, die einen erheblichen Einfluss auf die Ausbreitung explosiver Spannungswellen, die Entwicklung von Gesteinsrissen und die Beschädigung des umgebenden Gesteins hat. Gesteinsmasse existiert in der anfänglichen In-situ-Beanspruchung in Verbindung mit Schwerkraftbeanspruchung und tektonischem Stress, die einen erheblichen Einfluss auf die Ausbreitung explosiver Spannungswellen und umgebende Gesteinsschäden hat. Daher darf die Belastung vor Ort bei der Untersuchung der durch Sprengungen verursachten Schäden nicht außer Acht gelassen werden, und viele Wissenschaftler haben sie untersucht. Durch experimentelle Untersuchungen haben HE9 und ZHANG10 herausgefunden, dass sich Risse unter Sprenglast häufig entlang der Richtung der Hauptspannung ausbreiten. Darüber hinaus zeigte die Untersuchung von HE9, dass die Gesteinsbruchzone mit zunehmender Druckspannung abnimmt. XIE11 und YI12 untersuchten den Sprengschaden von Gesteinsmasse unter In-situ-Beanspruchung durch numerische Simulation und erhielten die gleiche Rissentwicklungsregel wie oben. TAO13 simulierte eine Einzellochsprengung von Gesteinsmasse unter In-situ-Spannung und stellte fest, dass dadurch die Rissbildung reduziert werden konnte. In einem spezifischen Tunnelbauprojekt untersuchte RAMULU14 mithilfe von Extensometer- und Lochkameratests den Einfluss zyklischer Sprengungen auf Gesteinsschäden. Die Untersuchung ergab, dass Gesteinsschäden in der Nähe des Sprengbereichs durch hochfrequente Vibrationen verursacht wurden, während Gesteinsschäden weit entfernt vom Sprengloch durch niederfrequente Vibrationen verursacht wurden. LUO15 führte eine numerische Simulation am Sprengaushub eines Umleitungsstollens durch und verglich die Ergebnisse mit den Feldmesswerten. Es wurde festgestellt, dass die Sprenggeschwindigkeit und die Verformung des umgebenden Gesteins näher an den gemessenen Werten lagen, nachdem die akkumulierten Schäden des umgebenden Gesteins berücksichtigt wurden. Die kumulative Schadenswirkung des umgebenden Gesteins sollte bei der numerischen Simulation berücksichtigt werden.

Die oben genannten Studien weisen darauf hin, dass das geeignete Gesteinsschadensmodell ausgewählt und die Auswirkung von In-situ-Stress berücksichtigt werden sollte, um den kumulativen Schaden des reservierten umgebenden Gesteins zu untersuchen. Der Forschungsstand konzentriert sich jedoch auf die Schädigungstheorie von Gestein unter Sprenglast, die Überwachung vor Ort und die Sicherheitsbewertung. Es gibt nur wenige Studien zur kumulativen dynamischen Schädigung des umgebenden Gesteins beim schrittweisen zyklischen Sprengbau. Das in der ABAQUS-Software erstellte JH-2-Gesteinsmodell wurde verwendet, um eine präzise numerische Simulation des zyklischen Sprengaushubs eines Tunnels durchzuführen. Die Berechnungsergebnisse wurden mit den Feldschalltestergebnissen verglichen, um die kumulativen Schadenseigenschaften des reservierten umgebenden Gesteins zu untersuchen.

Der Jinjing-Tunnel befindet sich in der Stadt Sanming, Provinz Fujian, China. Es handelt sich um einen eingleisigen Tunnel mit einer Länge von 7292 m. Es verläuft durch die umliegenden Gesteine ​​der Klassen II, III, IV und V und die Länge des umgebenden Gesteins der Klasse II beträgt 1540 m. Um die durch die Sprengung erzeugten Vibrationen auf die nahegelegenen Bauwerke zu verringern, wurde für den flach vergrabenen Teil der Klasse II eine schrittweise temporäre Bauweise mit umgekehrtem Bogen gewählt. Das Tunnelbaudiagramm ist in Abb. 1 dargestellt, und das Diagramm der Tunnelabmessungen ist in Abb. 2 dargestellt.

Das Tunnelbaudiagramm.

Das Diagramm der Tunnelabmessungen (cm).

Der Bau erfolgte nach der Theorie „kurzer Aushub, schwache Sprengung“ und es kamen die Techniken Mikrodifferenz, Teilung, Mehrsegmente und mehrfache schwache Sprengung zum Einsatz. Für den Bau wurde die temporäre Umkehrmethode mit niedrigeren und absteigenden Stufen verwendet, mit einem einzigen zyklischen Aushub von 1,5 m. Das Schneidloch hat eine zusammengesetzte keilförmige Form und die Anordnung ist in Abb. 3 dargestellt. In Abb. 3 ist der obere Teil die Vorderansicht, die die Anordnung der Schneidlöcher auf der Tunnelfläche zeigt. Die Unterseite ist die Draufsicht, die die Position und Länge der Bohrlöcher im Gestein zeigt.

Zusammengesetztes keilförmiges Schnittloch-Layoutschema (cm).

Änderungen der Schallwellengeschwindigkeit in einer Gesteinsmasse können das Ausmaß und die Reichweite der Gesteinsschäden nach einer Sprengung besser widerspiegeln und Daten für Studien auf Baustellen liefern16. Mit dem RSM-SY6-Detektor werden Schalltests am umgebenden Gestein durchgeführt. Das Testschema ist in Abb. 4 dargestellt. Die Testlöcher sind im flachen Teil der Bogentaille angeordnet. Die Tiefe der Testlöcher beträgt 4 m und die Testlöcher sind nach unten geneigt und befinden sich in einem Winkel von 5° zur horizontalen Ebene. Die Prüflöcher sind parallel und der Abstand zueinander beträgt 60 cm. Während des Tests befanden sich keine Gesteinsbrocken in der Testkammer und der Hohlraum war mit Wasser gekoppelt. Die Schallsonde wurde für jeden Test um 20 cm nach außen bewegt und es wurden 21 Tests in jeder Gruppe durchgeführt.

Testplan für die Zweiloch-Schallwellenmethode.

Um die Longitudinalwellengeschwindigkeiten von beschädigtem und intaktem umgebendem Gestein zu erhalten, wird die Schallwellengeschwindigkeit der ausgehobenen Gesteinsmasse getestet. Die Kurve der Wellengeschwindigkeit, die entlang der Tiefe des Testlochs variiert, ist in Abb. 5 dargestellt. In Abb. In 5 stellt Nr. 2–1 die Gesteinsschallwellengeschwindigkeit zwischen Loch 2# und Loch 1# dar, Nr. 2–3 stellt die Gesteinsschallwellengeschwindigkeit zwischen Loch 2# und Loch 3# dar. Aufgrund des Wassersickerns an der Lochöffnung sind die Wellengeschwindigkeitsdaten an der Lochöffnung unvollständig. Die Wellengeschwindigkeitskurve des reservierten umgebenden Gesteins zeigt, dass die Wellengeschwindigkeit im Tiefenbereich von 0,4–2,5 m deutlich variiert, wobei die Wellengeschwindigkeit von 2145 auf 4845 m·s−1 ansteigt. Wenn die Tiefe mehr als 2,5 m beträgt, ist die Schwankung der Schallwellengeschwindigkeit tendenziell stabil. Basierend auf dem Variationstrend der Wellengeschwindigkeit kann die Wellengeschwindigkeit des unbeschädigten umgebenden Gesteins als durchschnittliche Wellengeschwindigkeit von 4817 m·s−1 in einer Tiefe von 2,5–4 m des Testlochs angenommen werden.

Schallgeschwindigkeits-Tiefenkurven des umgebenden Gesteins.

Da es sich bei der Sprenglast lediglich um eine Art Kraft handelt, hängt die Reaktion des umgebenden Gesteins darauf von seinen mechanischen Eigenschaften und seinem Schadensmodell ab. Daher ist das Schadensmodell des umgebenden Gesteins für die Analyse dieser Arbeit von entscheidender Bedeutung.

In der numerischen Simulation werden häufig das HJC-Modell17, das JH-1-Modell18 und das JH-2-Modell19 verwendet, um das dynamische mechanische Verhalten spröder Materialien unter erheblicher Dehnung, hoher Dehnungsrate und hohen Druckbelastungen zu beschreiben. Das JH-2-Modell ist eine Verbesserung gegenüber dem JH-1-Modell. Im JH-2-Modell20 werden druckabhängige Festigkeit, Beschädigung, Bruch, Aufblähung, Auswirkungen der Dehnungsrate und erhebliche Festigkeit nach dem Bruch berücksichtigt. Das Modell besteht aus Stärke, Schaden und Druck. Die Festigkeits-, Schadens- und Druckzustandsgleichungen des JH-2-Modells werden unten beschrieben21,22.

Die Festigkeitskurve des Kontinuumsmodells von JH-2 ist in Abb. 6 dargestellt, wobei drei verschiedene Kurven drei Materialzustände beschreiben: den intakten Zustand, den beschädigten Zustand und den gebrochenen Zustand. Der Zustand des Materials hat seine entsprechende Festigkeitsgleichung, die die Beziehung zwischen normalisierter äquivalenter Spannung und normalisiertem Druck darstellt. Die Gleichung der normalisierten Vergleichsspannung lautet wie folgt:

wobei \(\sigma_{\text{i}}^{*}\) die normalisierte intakte Vergleichsspannung ist; \(\sigma_{{\rm f}}^{*}\) ist die normalisierte Bruchspannung; D ist der Schadensfaktor (0 < D < 1); σ ist die tatsächliche Vergleichsspannung; \(\sigma_{{{\rm HEL}}}\) ist die äquivalente Spannung im Hugoniot-elastischen Grenzzustand. Sie stellt die Nettodruckspannung einschließlich hydrostatischer Druck- und Deviatorspannungskomponenten dar19.

Festigkeitsmodell des JH-2-Materialmodells.

0 < D < 1, das Material befindet sich im geschädigten Zustand und die normalisierte Vergleichsspannung \(\sigma^{*}\) wird nach Formel (1) berechnet, entsprechend der orangefarbenen Kurve in Abb. 6. D = 0, Das Material befindet sich im intakten Zustand. Durch Einsetzen von D = 0 in Formel (1) erhält man \(\sigma^{*} { = }\sigma_{\text{i}}^{*}\) und \(\sigma_{\text{i} }^{*}\) wird nach Formel (3) berechnet, die der blauen Kurve in Abb. 6 entspricht. D = 1, das Material befindet sich im gebrochenen Zustand. Durch Einsetzen von D = 1 in Formel (1) erhält man \(\sigma^{*} { = }\sigma_{{\rm f}}^{*}\) und \(\sigma_{\rm {f} }^{*}\) wird nach Formel (4) berechnet, die der grünen Kurve in Abb. 6 entspricht.

Die Berechnungsformel von σ lautet wie folgt:

wobei \(\sigma_{1}\) und \(\sigma_{2}\) \(\sigma_{3}\) drei Hauptspannungen sind.

Die Berechnungsformel von \(\sigma_{i}^{*}\) und \(\sigma_{f}^{*}\) lautet wie folgt:

wobei A, B, C, M und N Materialparameter sind; \(\sigma_{i}^{\max }\) ist der Grenzwert von \(\sigma_{i}^{*}\); \(P^{*}\) ist der normalisierte Druck, die Berechnungsformel von \(P^{*}\) lautet wie folgt:

wobei P der tatsächliche hydrostatische Druck ist; \(P_{HEL}\) ist der hydrostatische Druck im elastischen Grenzzustand von Hugoniot.

\(T^{*}\) ist der normalisierte maximale hydrostatische Zugdruck und seine Berechnungsformel lautet wie folgt:

Dabei ist T der maximale hydrostatische Zugdruck des Materials und \(T_{HEL}\) der hydrostatische Zugdruck im elastischen Grenzzustand von Hugoniot.

\(\dot{\varepsilon }^{*}\) ist die dimensionslose Dehnungsrate, die wie folgt berechnet wird:

Dabei ist \(\dot{\varepsilon }\) die tatsächliche äquivalente Dehnungsrate, \(\dot{\varepsilon }_{0}\) die Referenzdehnungsrate und nimmt den Wert 1 s−1 an.

Die Berechnungsformel von \(\dot{\varepsilon }\) lautet wie folgt:

wobei \(\dot{\varepsilon }_{x}\),\(\dot{\varepsilon }_{y}\) und \(\dot{\varepsilon }_{z}\) drei Hauptdehnungsraten sind ; \(\dot{\gamma }_{xy}^{2}\),\(\dot{\gamma }_{xz}^{2}\) und \(\dot{\gamma }_{yz} ^{2}\) sind drei Scherdehnungsgeschwindigkeiten.

Die Schadenskurve des JH-2-Kontinuumsmodells ist in Abb. 7 dargestellt. Aus Abb. 7 geht hervor, dass der Materialschaden mit der Entwicklung des Bruchs zunimmt und das Schadenswachstum nichtlineare Eigenschaften aufweist. Die Gleichung lautet wie folgt:

wobei \(\Delta \varepsilon^{p}\) die äquivalente plastische Dehnungsrate ist; \(\Delta \varepsilon_{f}^{p}\) die äquivalente plastische Dehnung beim Versagen ist; D1 und D2 sind Schadensfaktoren, die nach der folgenden Methode ermittelt werden.

Dabei ist \(\varepsilon_{p}^{f}\) die plastische Dehnung, die unter konstantem Druck zum Bruch führt. Nach Formel (10) lässt sich der Verlauf der druckabhängigen Bruchdehnung nach dem normierten Druck versuchsweise ermitteln und anhand der Kurve21 die Schädigungsfaktoren D1 und D2 ermitteln.

Schadensmodell des JH-2-Materialmodells.

Die Druckzustandsgleichungskurve des JH-2-Kontinuumsmodells ist in Abb. 8 dargestellt. Die Druckzustandsgleichung spiegelt den hydrostatischen Druck und die volumetrische Dehnung wider, einschließlich rein elastischer und plastischer Versagensstadien. Die Gleichung lautet wie folgt:

wobei K1, K2 und K3 Materialkonstanten sind, kann μ wie folgt berechnet werden:

wobei \(\rho_{0}\) die Anfangsdichte des Materials ist; ρ ist die Stromdichte.

EOS-Modell des JH-2-Materialmodells.

Unter Berücksichtigung der Füllenergie wird der Druckanstieg ΔP in der Zustandsgleichung berücksichtigt. Wenn das Material beschädigt wird, nimmt die Festigkeit des Materials ab und auch die elastische Energie des Materials nimmt ab. Die reduzierte elastische Energie wird in potentielle Energie 20 umgewandelt, indem der Druckanstieg ΔP erhöht wird. Die Gleichung von ΔP lautet wie folgt:

wobei ΔU die elastische Deviatorenergie ist; β ist der Teil der inkrementellen elastischen Energie, der in potentielle Energie umgewandelt wird (0 ≤ β ≤ 1).

Die Beziehungsgleichung zwischen der Gesteinsschadensvariablen und der Schallwellengeschwindigkeit vor und nach dem Gesteinsschaden kann erhalten werden:23

wobei \(\overline{{V_{p} }}\) die Schallwellengeschwindigkeit der Gesteinsmasse ist, die einer Sprenglast ausgesetzt ist; \(V_{p}\) ist die Schallwellengeschwindigkeit des Gesteins; D ist die Schadensgröße des Gesteins nach der Sprengung.

Die Berechnungsformel der Änderungsrate der Schallwellengeschwindigkeit lautet wie folgt:

Kriterien zur Beurteilung der Schädigung des umgebenden Gesteins unter Sprenglast durch Schallwellentest23: Wenn die Änderungsrate der Schallwellengeschwindigkeit nicht mehr als 10 % beträgt, ist die Schädigung des umgebenden Gesteins minimal. Wenn die Änderungsrate der Schallwellengeschwindigkeit mehr als 10 %, aber weniger als 15 % beträgt, wird davon ausgegangen, dass das umgebende Gestein durch die Sprengung leicht beschädigt wurde. Wenn die Änderungsrate der Schallwellengeschwindigkeit mehr als 15 % beträgt, gilt das umgebende Gestein als durch Sprengung beschädigt. Wenn die Änderungsrate der Schallwellengeschwindigkeit 10 % beträgt, beträgt die Gesteinsschadensvariable 0,19. Wenn die Änderungsrate der Schallwellengeschwindigkeit 15 % beträgt, beträgt die Gesteinsschadensvariable 0,28.

Am Beispiel des Stufensprengbaus im Jinjing-Tunnel wird das numerische Modell erstellt. Die Modellgröße beträgt 40 m × 37 m × 37 m, und das C3D8R-Element wird für den Fels und die Auskleidung verwendet. Das Balkenelement dient als Anker. Die Datenübertragungsmethode zwischen Solvern in der ABAQUS-Software wird verwendet, um den zyklischen Tunnelsprengbau zu realisieren. Bei der Simulation der zyklischen Sprengung wird die Sprenglast auf die Baugrubengrenze aufgebracht. Vor Beginn der Sprengarbeiten werden die Gesteinselemente des zyklischen Sprengausbruchs gelöscht. Die Berechnung der nächsten zyklischen Sprengung erfolgt auf Basis aller Berechnungsergebnisse der vorherigen zyklischen Sprengung. Das schematische Diagramm des numerischen Modells ist in Abb. 9 dargestellt.

Schematische Darstellung des numerischen Modells.

Da durch die Sprengung hauptsächlich Vibrationen an den Ankern, der Primärauskleidung und der Sekundärauskleidung des Tunnels entstehen, können Schäden nicht berücksichtigt werden. Es werden nur die Materialelastizitätsparameter berücksichtigt, wie in Tabelle 1 dargestellt.

Für die Gesteinsmasse wird das JH-2-Modell verwendet, dessen spezifische Parameter gemäß der Literatur20 und ingenieurgeologischen Untersuchungsdaten in Tabelle 2 aufgeführt sind.

Der Berechnungsaufwand kann erheblich gesenkt werden, indem die äquivalente Sprenglast auf die elastische Grenze angewendet wird, anstatt die Explosion und das Schussloch zu modellieren. In dieser Arbeit wird die dreieckige äquivalente Explosionslast übernommen. Die Explosionslastkurve ist in Abb. 10 dargestellt.

Kurve der Strahllast.

Die Menge der Ladung und die Anordnung der Löcher bestimmen den Wert der Sprenglast, und das Filmmaterial bestimmt den Bereich der Sprenglast. Als Einflussfaktoren der Sprenglast beeinflussen sie die Schädigung des umgebenden Gesteins.

Der anfängliche Detonationsdruck an der Lochwand kann für ungekoppelte Ladungen nach der folgenden Formel24 berechnet werden.

wobei P0 der anfängliche Detonationsdruck ist; \(\rho_{e}\) die Explosionsdichte ist; D ist die Detonationsgeschwindigkeit des Sprengstoffs; γ ist der Isentropenindex von Sprengstoffen und nimmt den Wert 3,0 an; dc ist der Ladungsdurchmesser; db ist der Durchmesser des Lochs. Für die Detonation einer Gruppe von Löchern kann die äquivalente Explosionslast, die auf die elastische Grenze wirkt, wie folgt berechnet werden21:

wobei k der Einflusskoeffizient der Schnittlochinitiierung ist, der mit 10 angenommen wird; \(r_{0}\) ist der Radius des Lochs; \(r_{1}\) ist der Radius der Brechzone; \(r_{2}\) ist der Radius der Quetschfläche; μ Poissonzahl des umgebenden Gesteins.

Beim Bau der Explosion im Jinjing-Tunnel wird 2#-Emulsionssprengstoff verwendet, dessen Dichte 1100 kg/m3 und die Detonationsgeschwindigkeit 4000 m/s beträgt; Gemäß den relevanten technischen Daten beträgt die äquivalente Sprenglast P1 an der elastischen Grenze 200 MPa, berechnet nach Gl. (17).

Eine einzige Sprengung wird in diesem Aushubgebiet einen bestimmten Bereich angrenzender Gesteine ​​beschädigen. Mit zunehmender Häufigkeit der Sprengungen summieren sich die Schäden an den umliegenden Gesteinen im Bauabschnitt der zyklischen Sprengung auf der Grundlage der Schäden, die durch jede einzelne Sprengung verursacht werden, und weisen die Merkmale einer Gesamtschädigung des umgebenden Gesteins auf. Der durch Sprengungen in diesem Abschnitt verursachte Schaden wird durch nachfolgende Sprengungen noch verstärkt. In diesem Abschnitt werden die kumulativen Schadensmerkmale des einzelnen Explosionsgebäudeabschnitts und des umgebenden Gesteins der zyklischen Explosion analysiert und diskutiert.

Die aus dem Schalltest erhaltene Schallwellengeschwindigkeit des reservierten umgebenden Gesteins wird in Gleichung eingesetzt. (14) um die Schadensvariable im Feld zu erhalten, die mit der Schadensvariable in der Simulation verglichen wird, wie in Abb. 11 dargestellt. Der Schadenswert der numerischen Simulation wird durch die Nachbearbeitungsfunktion der ABAQUS-Software extrahiert. Aus Abb. 11 ist ersichtlich, dass der Simulationswert mit dem Feldmesswert übereinstimmt. Wenn die Schadensvariable 0,19 beträgt, betragen die Schadenstiefen in der numerischen Simulation, im Feldtest 1 und im Feldtest 2 jeweils 130 cm, 143 cm und 144 cm. Wenn die Schadensvariable 0,28 beträgt, betragen die Schadenstiefen in der numerischen Simulation, im Feldtest 1 und im Feldtest 2 jeweils 110 cm, 117 cm und 115 cm. Die durchschnittliche Tiefenabweichung für die beiden Schadensvariablengruppen beträgt 13,5 cm bzw. 6 cm. Die in dieser Forschung verwendete numerische Simulationsmethode weist eindeutig ein gewisses Maß an Vertrauenswürdigkeit auf.

Vergleich von Feldtest- und numerischen Simulationsergebnissen.

Abbildung 12 zeigt die Verteilung der Schadensfaktoren entlang der Längsrichtung des Tunnels während der sieben Ausbruchzyklen des Sprengbaus. Abbildung 12 ist das Schadenswolkenbild des JH-2-Modells, das mit der Nachbearbeitungsfunktion erhalten wurde.

Schadensgrößen des gesamten umgebenden Gesteins entlang der Tunnellängsrichtung.

Gemäß Abb. 12 ist entlang der Tunnellängsachse die Schadensverteilung des gesamten umgebenden Gesteins gleichmäßig und symmetrisch und weist periodische Schadensmerkmale auf. Der Einzelsprengbaubereich ist in jeder Schadensperiode der Hauptschadensbereich. Die Länge des periodisch beschädigten Bereichs beträgt 160 cm und ist damit etwas länger als die Länge der einzelnen Sprenggrabungsaufnahmen. Die periodische Schadenstiefe des Gewölbes beträgt 202 cm und die periodische Schadenstiefe des Bodens beträgt 217,5 cm. Entlang der Längsrichtung des Tunnels weist der periodisch auftretende Schadensbereich des umliegenden Gesteins eine Trichterform auf. Der Wert der Schadensvariablen und die Schadenstiefe an den Enden des Lochs sind geringer als in der Mitte des Lochs. Der Schadensvariablenwert der geringen Tiefe des umgebenden Gesteins ist signifikanter und der Schadensgrad ist höher. Mit zunehmender Tiefe nimmt die Schadensvariable des umgebenden Gesteins allmählich ab. Abbildung 13 zeigt den Zusammenhang zwischen den Schadensgrößen am Rand und in der Mitte des periodischen Schadensbereichs und der Tiefe.

Die Kurve zwischen der Schadensvariablen am Rand und in der Mitte des periodischen Schadensbereichs und der Tiefe.

Gemäß Abb. 13 weist die Schadensvariable mit zunehmender Tiefe des umgebenden Gesteins eine nichtlineare Dämpfung auf, und der Grad der Dämpfung nimmt kontinuierlich zu. Die Schadensvariable des das Gewölbe umgebenden Gesteins nimmt schneller ab als die Schadensvariable des den Boden umgebenden Gesteins, und der Schadensgrad des den Gewölbeboden umgebenden Gesteins ist etwas höher als der des Gewölbes. Die Schwächungsrate der Schadensvariablen im periodischen Schadensrand ist deutlich größer als im Mittelgestein, was mit den trichterförmigen Schadensverteilungsmerkmalen korreliert. Die oben genannten Richtlinien zeigen, dass die Ladungssprengung erhebliche Auswirkungen auf das umgebende Gestein im mittleren Bereich des Lochs haben wird.

Um den Schaden im Querschnitt der einzelnen Baugrube visuell zu beobachten und zu analysieren und die kumulativen Schadensmerkmale zu erhalten, wurde die Ansichtsschnittfunktion in der ABAQUS-Nachbearbeitung zum Schneiden der ersten Baugrube verwendet. Die Schadensverteilung der Schnittabschnitte in unterschiedlichen Abständen vom Lochboden für die obere und untere Stufe ist in den Abbildungen dargestellt. 14 und 15.

Schadensverteilung des umgebenden Gesteins in verschiedenen Abschnitten der oberen Stufe des ersten Ausgrabungsmaterials.

Schadensverteilung des umgebenden Gesteins in verschiedenen Abschnitten der unteren Stufe des ersten Ausgrabungsmaterials.

Wie in den Abb. gezeigt. Wie aus den Abbildungen 14 und 15 hervorgeht, nehmen der Wert und die Tiefe der Schadensvariablen zu, wenn sich der Sichtabschnitt der Mitte des Lochs nähert, was dem trichterförmigen Schaden des Tunnels entspricht. Die Sprengkraft der letztgenannten Ausgrabungsaufnahmen wird offensichtlich einen kumulativen Effekt auf die Schäden am reservierten umgebenden Gestein der früheren Ausgrabungsaufnahmen haben. Die Länge des betroffenen Gebiets beträgt 40 cm und macht 26,7 % des Ausgrabungsmaterials aus. Wie in den Abb. dargestellt. In den Abbildungen 16, 17 und 18 wird die Zunahme der Schadenstiefe und des Schadenswerts in verschiedenen Abschnitten des oberen Stufengewölbes und des unteren Stufenbodens bestimmt.

Zunahme der Schadenstiefe des umgebenden Gesteins in verschiedenen Abschnitten des Gewölbes und des Bodens.

Verteilung der Schadenszunahme entlang der Tiefe des umgebenden Gesteins in verschiedenen Abschnitten des Gewölbes.

Verteilung der Schadenszunahme entlang der Tiefe des umgebenden Gesteins in verschiedenen Abschnitten des Bodens.

Gemäß Abb. 16 wird die Sprengung des letztgenannten Bauwerks erhebliche Auswirkungen auf die Schadenstiefe des umgebenden Gesteins innerhalb von 15 cm unter der Sohle des vorherigen Aushublochs haben. Die maximale Schadenstiefenerhöhung der oberen Stufe beträgt 30,7 cm, während die maximale Schadenstiefenerhöhung der unteren Stufe 41,7 cm beträgt. Wenn der Abstand vom Lochboden 15 cm überschreitet, verringert sich die Schadenstiefe des umgebenden Gesteins erheblich. Wenn der Abstand vom Lochboden 40 cm überschreitet, erhöht sich die Schadenstiefe des umgebenden Gesteins nicht.

Nach Abb. 17 und 18 ist der Schadenszuwachs des umgebenden Gesteins innerhalb von 5 cm vom Bohrlochboden am größten, und der maximale Zuwachs der oberen und unteren Stufen beträgt 0,958. Im Bereich von 5–40 cm vom Boden des Lochs verringert sich der kumulative Schadenszuwachs des umgebenden Gesteins kontinuierlich, von 0,74 auf 0,021 für die obere Stufe und von 0,502 auf 0,023 für die untere Stufe. Die angehäufte Beschädigung des umgebenden Gesteins tritt nicht auf, wenn der Abstand vom Boden des Lochs mehr als 40 cm beträgt. Der Tiefenbereich der angesammelten Beschädigung des umgebenden Gesteins innerhalb von 0–5 cm vom Bohrlochboden ist begrenzt. Die durchschnittliche Tiefe des gesammelten Schadens auf der oberen Stufe beträgt 33,4 cm und die durchschnittliche Tiefe des gesammelten Schadens auf der unteren Stufe beträgt 40,5 cm. Der Tiefenbereich des angesammelten Schadens innerhalb von 5–20 cm vom Lochboden ist enorm. Die obere Stufe weist eine durchschnittliche kumulative Schadenstiefe von 81,5 cm auf, während die untere Stufe eine durchschnittliche kumulative Schadenstiefe von 75,6 cm aufweist. Der Tiefenbereich des angesammelten Schadens innerhalb von 20–40 cm vom Lochboden ist begrenzt. Die durchschnittliche kumulative Schadenstiefe der oberen Stufe beträgt 26,8 cm und die durchschnittliche kumulative Schadenstiefe der unteren Stufe beträgt 49,8 cm.

Das oben genannte Ereignis spiegelt die drei kumulativen Schadensmuster wider, die in früheren Ausgrabungsaufnahmen beobachtet wurden. Der kumulative Schadensmodus des umgebenden Gesteins im Bereich von 0–5 cm vom Bohrlochboden besteht darin, dass die Schadenszunahme in geringen Tiefen am größten ist. Das kumulative Schadensmuster des umgebenden Gesteins innerhalb von 5–20 cm vom Bohrlochboden weist darauf hin, dass die größere Schadenszunahme in größeren Tiefen auftritt. Der akkumulierte Schadensmodus des umgebenden Gesteins innerhalb von 20–40 cm vom Bohrlochboden ist ein kleiner Schadenszuwachs in einer geringen Tiefe des umgebenden Gesteins.

Der Schadenstiefenzuwachs und das Verteilungsgesetz des Schadenszuwachses des umgebenden Gesteinsquerschnitts zeigen, dass sich der trichterförmige Schaden der vorherigen Baugrube verstärkt.

In dieser Studie wird die Methode des Schallwellentests und der numerischen Simulation verwendet, um die kumulativen Schadenseigenschaften des umgebenden Gesteins nach zyklischen Sprengungen zu berechnen und zu analysieren. Die Ergebnisse können sachdienliche theoretische Hinweise für die Gestaltung des Sprengplans und der Auskleidungsunterstützung im Stufensprengungstunnelbau geben. Das Folgende ist das Fazit:

Der kumulative Schadenswert der zyklischen Sprengung basierend auf dem JH-2-Gesteinsschadensmodell ist mit den Ergebnissen des Schalltests kompatibel, und das Schadensmodell kann das dynamische mechanische Verhalten von Gesteinsmaterialien genauer darstellen.

Das gesamte reservierte umgebende Gestein im zyklischen Sprengungsaushubabschnitt weist periodische Schadensmerkmale auf, und die Länge jedes periodischen Schadensbereichs beträgt 160 cm, das 1,07-fache der Aushublänge, und hat die Form eines Trichters entlang der Längsrichtung des Tunnels. Die Schadenstiefe beträgt am Gewölbe 202 cm und am Boden 217,5 cm. Jeder periodische Schadensbereich wird durch die kombinierte Wirkung der Sprengkonstruktion dieses Filmabschnitts und der Sprengkonstruktion des späteren Filmabschnitts erzeugt.

Die Sprengwirkung der letztgenannten Ausgrabungsmaterialkonstruktion auf den beschädigten Bereich des reservierten umgebenden Gesteins der vorhergehenden Ausgrabungsaufnahmen ist 40 cm lang und macht 26,7 % der Ausgrabungsaufnahmen aus. Im Einflussbereich von 40 cm gibt es drei kumulative Schadensmuster. Das umgebende Gestein weist die größte Schadenszunahme in einer geringen Tiefe von 0–5 cm vom Lochboden auf. In großer Tiefe weist das umgebende Gestein zwischen 5 und 20 cm vom Bohrlochboden einen größeren Schadenszuwachs auf. Das umgebende Gestein weist in einer geringen Tiefe zwischen 20 und 40 cm vom Bohrlochboden einen leichten Schadenszuwachs auf. Die drei kumulativen Schadensmuster zeigen das zusätzliche Schadensgesetz des umgebenden Gesteins in den vorherigen Ausgrabungsaufnahmen, das durch die Sprengtätigkeit in den nachfolgenden Ausgrabungsaufnahmen verursacht wurde, deutlicher. Entgegen der landläufigen Meinung ist der kumulative Schaden am nahe gelegenen Gestein umso größer, je näher die Entfernung zu den letztgenannten Ausgrabungsaufnahmen ist. Diese Entdeckung hat Auswirkungen auf die Planung von Tunnelsprengung und Tunnelunterstützung.

Die während der aktuellen Studie generierten und/oder analysierten Datensätze sind nicht öffentlich verfügbar, können aber auf begründete Anfrage beim entsprechenden Autor angefordert werden.

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Diese Arbeit wurde von der Natural Science Foundation of China (Grant No.: 52168055) unterstützt; die Natural Science Foundation der Provinz Jiangxi (Grant-Nr.: 20212ACB204001); das Innovation Leading Talent Project „Double Thousand Plan“ der Provinz Jiangxi (Grant-Nr.: jxsq2020101001).

Hochschule für Bauingenieurwesen und Architektur, Guangxi-Universität, Nanning, 530004, Guangxi, China

Yaozhong Cui, Bo Wu, Guowang Meng und Shixiang Xu

Fakultät für Bau- und Architekturingenieurwesen, East China University of Technology, Nanchang, 330013, Jiangxi, China

Bo Wu

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YC: Konzeptualisierung, Methodik, Software, formale Analyse, Schreiben – Originalentwurf. BW: Datenkuration, Methodik, Supervision. GM und SX: Untersuchung.

Korrespondenz mit Bo Wu.

Die Autoren geben an, dass keine Interessenkonflikte bestehen.

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Nachdrucke und Genehmigungen

Cui, Y., Wu, B., Meng, G. et al. Forschung zur kumulativen dynamischen Sprengschädigung des umgebenden Gesteins in Stufenbautunneln. Sci Rep 13, 1974 (2023). https://doi.org/10.1038/s41598-023-28900-w

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Eingegangen: 19. Oktober 2022

Angenommen: 27. Januar 2023

Veröffentlicht: 3. Februar 2023

DOI: https://doi.org/10.1038/s41598-023-28900-w

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