Dernières nouvelles

Comment éviter l'agglutination lors de la mouture du café

Examen de la rectifieuse plane Bosch CSG15

Jun 12, 2023

Multi

Dec 14, 2023

Forger des amitiés par l'amour de son métier

Nov 30, 2023

U&L Engineering augmente les capacités et la capacité d'usinage de grandes pièces

Apr 28, 2023

Calcul de l'espacement des trous et analyse de l'endommagement de la roche environnante sous l'action des contraintes in situ et des joints

Dec 19, 2023

Rapports scientifiques volume 12, Numéro d'article : 22331 (2022) Citer cet article

864 accès

1 Altmétrique

Détails des métriques

Les contraintes et les joints in situ ont un impact significatif sur le modèle de propagation et d'atténuation des ondes de contrainte de souffle, et ce sont deux facteurs importants qui doivent être pris en compte pour le déploiement du réseau de trous de dynamitage en tunnel. Cet article propose une équation d'atténuation des ondes de contrainte de souffle et une méthode de calcul de la distance périphérique du trou sous l'action combinée de la contrainte in situ et des joints. Tout d'abord, les paramètres statiques et dynamiques de l'ardoise jointée sont obtenus en forant des carottes sur le terrain et en effectuant des essais en intérieur. Ensuite, en considérant l'atténuation géométrique et physique de l'onde de contrainte de souffle, la formule d'atténuation de l'onde de contrainte de souffle sous l'action combinée de la contrainte in situ et des articulations est dérivée. Sur la base de la théorie de l'action combinée des ondes de contrainte et des gaz explosifs, une formule de calcul de la distance périphérique du trou qui intègre les effets de la contrainte in situ, des joints et de la résistance à la traction du corps rocheux est proposée. Enfin, le logiciel LS-PREPOST est utilisé pour analyser les dommages à la roche environnante, vérifiés par un test de dynamitage sur site. Les résultats montrent que la formule d'atténuation de l'onde de contrainte de souffle proposée dans cet article peut prédire avec précision la valeur maximale de l'onde de contrainte sous l'action combinée de la contrainte in situ et des articulations. En combinant les conditions géologiques et les paramètres de dynamitage de la section d'étude du tunnel de Bayueshan, l'espacement périphérique optimal des trous est calculé à 45 cm. La valeur moyenne de surexcavation de la roche encaissante de grade IV est contrôlée à 22 cm près et la surconsommation de béton par mètre linéaire est contrôlée à 100 % en utilisant la méthode de disposition des trous périphériques et les paramètres de disposition du réseau de trous proposés dans cet article. Les résultats de la recherche fournissent une référence pour le contrôle de la sur-excavation et de la sous-excavation dans le dynamitage des tunnels de grande section.

La méthode de forage et de dynamitage présente les avantages de l'efficacité économique et est actuellement la principale méthode d'excavation géotechnique des tunnels routiers et ferroviaires. Cependant, dans le processus de construction de la méthode de forage et de dynamitage du tunnel, le problème de la sur-excavation et de la sous-excavation est toujours un problème scientifique prioritaire qui doit être résolu. La sur-excavation et la sous-excavation affectent non seulement la qualité du dynamitage du tunnel et augmentent les exigences en matière de structure de support du tunnel1,2, mais augmentent également les coûts d'exploitation et réduisent l'avancement de la construction. Par conséquent, il est très important pour un dynamitage de tunnel sûr et efficace de proposer des mesures efficaces pour contrôler la sur-excavation et la sous-excavation.

Une disposition raisonnable des trous périphériques est un moyen efficace de contrôler la sur-excavation et la sous-excavation dans le dynamitage des tunnels. Wang et al.3 ont établi un modèle d'analyse numérique du dynamitage lisse en tunnel à l'aide du logiciel LS-DYNA. En comparant les résultats de la simulation numérique et de la surveillance sur le terrain, il a été montré que l'espacement des trous périphériques doit être principalement considéré dans la structure massive et la structure fracturée. Paul et Peter4 ont analysé les causes, les dangers et les mesures de contrôle de la sur-excavation et de la sous-excavation du tunnel causées par la méthode de forage et de dynamitage à l'aide d'un système d'essai modèle, et ont proposé un schéma de conception de trou périphérique raisonnable. Adel et al.5 ont établi un modèle de prédiction de surexcavation du tunnel en tenant compte de facteurs tels que la section transversale du tunnel et les paramètres du trou périphérique. Yin et al.6 ont proposé une méthode de forage combinant des trous longs et courts dans les trous périphériques, ce qui a efficacement résolu le problème de sur-excavation et de sous-excavation. Liu et al.7 ont indiqué que les paramètres périphériques du trou devraient être ajustés dans le temps en fonction des changements dans les conditions de la roche environnante. Huang et al.8 ont étudié l'application d'une conception de dynamitage de mur de soutènement de trou périphérique à double couche dans l'ingénierie de dynamitage de la roche environnante tendre et cassée, et ont optimisé la disposition du trou périphérique et la structure de charge. Sur la base du principe du dynamitage lisse, Man et Liu9 ont étudié le schéma de disposition des trous de mine des trous périphériques dans le cas de l'espacement des trous vides. Man et al.10 se sont concentrés sur l'effet de l'espacement des trous périphériques sur l'effet d'un dynamitage en douceur.

Cependant, une masse rocheuse dans la nature présente une anisotropie due à l'existence de plans structurels tels que des joints et des fissures11 (1988), lorsque l'onde de contrainte de souffle se propage à ces surfaces structurelles, de multiples réflexions se produisent, entraînant l'atténuation de l'onde de contrainte de souffle. Hyongdoo et al.12 ont proposé le coefficient de résistance au sur-excavation (ORF) basé sur la relation entre les valeurs mesurées de sur-excavation et les paramètres géologiques, indiquant que le facteur de discontinuité a le plus grand impact sur le dynamitage et le sur-excavation. Zhao et Cai13, Cai et al.14, et Zhao et al.15,16 ont étudié le modèle de propagation et d'atténuation des ondes de contrainte après avoir traversé verticalement des groupes de joints parallèles. Li et al.17,18,19 ont dérivé l'équation de propagation de plusieurs joints parallèles avec l'incidence oblique des ondes de contrainte. Perino et al.20 ont dérivé le modèle de propagation et d'atténuation des ondes de contrainte dans les joints croisés. Chai et al.21 ont dérivé l'équation de propagation des ondes P planes dans une masse rocheuse avec deux joints qui se croisent.

Dans le même temps, la roche entourant un tunnel est déjà dans un certain état de contrainte initial avant d'être soumise à une charge de souffle. Lorsque l'état de contrainte initial change, les micropores à l'intérieur de la masse rocheuse évoluent, affectant la propagation des ondes de contrainte de souffle. Mandal et Singh22 pensaient que le champ de contrainte initial de la roche environnante avait une grande influence sur la charge de souffle. Mandal et al.23 ont indiqué que l'influence de la contrainte initiale in situ et de la redistribution des contraintes devrait être prise en compte lors de l'excavation du tunnel, et sur cette base, une formule empirique pour l'atténuation des ondes de contrainte dans le milieu a été proposée. Zheng 24 a effectué un test tridimensionnel de dynamitage de trous ultra-profonds dans une masse rocheuse à contrainte élevée in situ et a conclu que la contrainte in situ initiale avait un effet inhibiteur sur l'expansion des fissures de souffle. Zhang et al.25 ont étudié les dommages causés à la roche environnante sous charge de souffle, montrant que la contrainte in situ a un effet inhibiteur sur l'effet de tension de souffle. Li et al.26 ont étudié le modèle de propagation et d'atténuation des ondes élastiques dans une masse rocheuse profondément fracturée à l'aide d'essais sur modèle. Li et al.27 ont examiné le schéma de propagation des ondes de contrainte avec l'incidence verticale de plusieurs masses rocheuses articulées parallèles sous différentes contraintes in situ sur la base d'essais de modèles intérieurs. Fan et al.28 ont analysé le schéma de propagation d'une onde de contrainte unidimensionnelle incidente verticalement sur une seule articulation sous l'action d'une contrainte in situ. Liu et Xu29 ont établi l'équation différentielle du mouvement d'un massif rocheux sous l'action d'une charge d'explosion et sous l'action d'une contrainte in situ, et ont complété la simulation numérique d'une explosion d'un massif rocheux sous l'action d'une contrainte in situ à travers la solution continue implicite-explicite. Fan et al.30 ont étudié le schéma de propagation des ondes de contrainte dans le milieu rocheux sous différentes contraintes initiales en se basant sur une méthode d'analyse numérique. Zhang et al.31 ont étudié le modèle de propagation des ondes de contrainte et le mécanisme d'action des surfaces articulaires sous l'action combinée de la contrainte in situ et des articulations.

À l'heure actuelle, la plupart des théories de propagation sur les ondes de contrainte dans les masses rocheuses articulées traitent l'onde de contrainte comme une onde plane, et la recherche sur le modèle d'atténuation des ondes cylindriques sous l'action combinée de la contrainte in situ et des joints est rarement rapportée. Dans cet article, nous avons pris le tunnel Bayueshan de l'autoroute Tongliang-Anyue comme arrière-plan de recherche, foré des échantillons de roche sur le terrain et effectué des tests en laboratoire pour obtenir les paramètres statiques et dynamiques de l'ardoise jointe. Considérant l'atténuation géométrique et physique de l'onde de contrainte de souffle en même temps, la formule d'atténuation de l'onde de contrainte de souffle sous l'action combinée de la contrainte in situ et des joints est proposée. Sur la base de l'action combinée de la théorie des ondes de contrainte et des gaz explosifs, une formule de calcul pour l'espacement périphérique des trous est proposée qui prend en compte de manière exhaustive les effets de la contrainte in situ, des joints et de la résistance à la traction de la masse rocheuse. Le logiciel LS-PREPOST est utilisé pour établir un modèle d'analyse numérique de dynamitage à un seul trou d'une masse rocheuse in situ à joints de contrainte et pour vérifier l'exactitude de la formule d'atténuation des ondes de contrainte d'explosion. Nous avons établi des modèles d'analyse numérique pour le dynamitage en tunnel avec des espacements de trous périphériques de 40 cm, 45 cm, 50 cm et 55 cm, respectivement, et comparé la profondeur des dommages et la vitesse de vibration maximale (PPV) de la masse rocheuse retenue pour vérifier la rationalité de la formule de calcul pour l'espacement des trous périphériques. Nous avons effectué des essais de dynamitage sur le terrain basés sur la dérivation théorique et les résultats d'analyse numérique pour fournir une référence pour le contrôle de la sur-excavation et de la sous-excavation dans le dynamitage de tunnel de grande section.

La recherche prend la section ZK13 + 760 ~ ZK13 + 940 du tunnel Tongliang-Anyue Expressway Bayueshan comme arrière-plan technique. La longueur totale de la section de recherche est de 180 m, la profondeur d'enfouissement moyenne est de 56 m, le coefficient d'intégrité de la masse rocheuse Kv est de 0,68 et l'indice de qualité de base révisé de la roche environnante (BQ) est de 321, ce qui est classé au grade IV. La couche supérieure du site du tunnel est recouverte de dépôts de talus résiduels (Qel+dl), contenant de l'argile graveleuse en poudre, avec une teneur en gravier de 35 à 40 % et une granulométrie de 0,5 à 2 cm. Le substratum rocheux sous-jacent du site du tunnel est l'ardoise tufacée de la deuxième section (Ptbnbf2) de la formation de Fanzhao du groupe supérieur de Banxi dans le royaume de Yuangu. Selon les caractéristiques des joints rocheux et du développement des fissures, de la dureté et de l'intégrité, il est divisé en deux couches : une couche d'altération forte (4,5 à 24,5 m) et une couche d'altération moyenne. La figure 1 montre la roche entourant le front de taille dans la section d'étude. La lithologie de la roche environnante est principalement de l'ardoise, et il existe de nombreux joints et fissures à 60° par rapport au plan horizontal. Pour obtenir les paramètres statiques et dynamiques de l'ardoise sous l'action combinée de la charge verticale σV et de la charge horizontale σH, nous avons foré des carottes de roche sur site et réalisé des échantillons d'ardoise standard avec des fissures de joint à 60°, et nous avons effectué des tests de compression uniaxiale, de compression triaxiale, de fractionnement brésilien et de dynamique d'impact.

Formation d'ingénierie. (a) l'état de la roche environnante de la face du tunnel ; (b) spécimen standard pour essai statique; (c) spécimen standard pour essai dynamique; (d) Tunnel Bayueshan de l'autoroute Tong'an.

Nous avons mesuré le diamètre et la hauteur des échantillons de roche avec des pieds à coulisse et pesé les échantillons de roche avec une balance électronique. Les densités des neuf échantillons de roche étaient de 2746 kg/m3, 2747 kg/m3, 2744 kg/m3, 2749 kg/m3, 2754 kg/m3, 2778 kg/m3, 2735 kg/m3, 2758 kg/m3 et 2752 kg/m3, avec une densité moyenne de 2752 kg/m3. L'essai de compression uniaxiale, l'essai de compression triaxiale et l'essai de fendage brésilien ont été effectués sur la machine d'essai triaxiale électro-hydraulique à commande par micro-ordinateur TAJW-2000, comme illustré à la Fig. 2.

Essai statique. (a) Essai de compression uniaxiale ; (b) essai de compression triaxiale ; (c) Test de fractionnement brésilien.

Dans le test de compression uniaxiale, une précharge de 0,2 KN a d'abord été appliquée, puis convertie en charge de déplacement avec un taux de charge de 0,12 mm/min après la stabilisation de l'instrument. La charge a été appliquée en continu jusqu'à ce que l'échantillon soit endommagé, et suivie d'un déchargement immédiat. Dans le processus d'essai de compression uniaxiale, illustré à la Fig. 2a, le processus de changement de déplacement de l'échantillon de roche a été collecté par un transducteur de déplacement axial et un transducteur de déplacement circonférentiel, avec la courbe contrainte-déformation illustrée à la Fig. 3. Les résistances à la compression uniaxiale des trois échantillons de roche étaient de 54,2 MPa, 50,8 MPa et 37,2 MPa, respectivement, et la résistance moyenne à la compression uniaxiale fc était de 47,4 MPa. Sur la figure 1, l'ardoise est soumise à l'action combinée de la charge verticale σV et de la charge horizontale σH, qui est une charge bidirectionnelle. La littérature Huang32 montre que le rapport β de la résistance à la compression bidirectionnelle fbc à la résistance à la compression uniaxiale fc est de 1,493fc– 0,0634. Par conséquent, la résistance à la compression bidirectionnelle fbc de l'ardoise est de 55,4 MPa. Les modules d'élasticité des trois échantillons de roche étaient respectivement de 40,2 GPa, 38,6 GPa et 35,3 GPa, avec un module d'élasticité moyen de 38,03 GPa. Les coefficients de Poisson des trois échantillons de roche étaient respectivement de 0,23, 0,28 et 0,29, avec un coefficient de Poisson moyen de 0,27.

Courbe contrainte-déformation en compression uniaxiale.

Dans l'essai de fendage brésilien, une charge linéaire a été appliquée dans la direction du diamètre de l'échantillon de roche cylindrique avec un taux de chargement de 0,15 mm/min jusqu'à ce que l'échantillon soit endommagé. Le processus de test de fractionnement brésilien est illustré à la Fig. 2c. La résistance à la traction \(\sigma_{t}\) de l'échantillon de roche peut être calculée comme suit :

où P est la charge correspondant à la rupture par fendage de l'échantillon de roche, et D et L représentent respectivement le diamètre et la hauteur de l'échantillon de roche. Les charges des trois échantillons de roche à la rupture étaient respectivement de 43,5 kN, 41,6 kN et 56,5 kN. Selon l'éq. (1), la résistance à la traction des trois échantillons de roche était de 11,1 MPa, 10,6 MPa et 14,4 MPa, respectivement, et la résistance à la traction moyenne des échantillons de roche était de 12,03 MPa.

Le test dynamique d'impact sur l'ardoise a été effectué à l'aide du système de test de barre de pression Hopkinson séparé ALT100 développé par Archimedes Industrial Technology Co., Ltd., comme illustré à la Fig. 4. Les diamètres de la barre d'impact, de la barre incidente et de la barre de transmission étaient tous de 50 mm, et leurs longueurs étaient de 400, 2000 et 2000 mm, respectivement. La masse volumique de la barre de pression était de 7,81 g/cm3, le module d'élasticité était de 210 GPa, le coefficient de Poisson était de 0,28 et la vitesse de l'onde longitudinale était de 5410 m/s. Le système d'acquisition de données comprenait des jauges de contrainte collées sur la barre de pression, un pont de Wheatstone (boîte de pont de jonction de jauge de contrainte), des jauges de contrainte super dynamiques et un système d'acquisition à grande vitesse.

Système d'essai SHPB.

Sur la base de l'hypothèse d'ondes de contrainte unidimensionnelles et d'équilibre dynamique, la contrainte dynamique \(\sigma \left( t \right)\) et la déformation dynamique \(\varepsilon \left( t \right)\) peuvent être calculées avec précision à l'aide de la "méthode à deux ondes", avec le signal de déformation incident \(\varepsilon_{I} \left( t \right)\), le signal de déformation réfléchi \(\varepsilon_{R} \left( t \right)\) et le signal de déformation transmis \( \varepsilon_{T} \left( t \right)\) mesuré sur la barre de pression. La méthode de calcul est la suivante :

où A et L sont respectivement l'aire de la section transversale et la longueur de l'échantillon ; E et A0 représentent respectivement le module d'élasticité et la section transversale de la barre de pression ; et C désigne la vitesse d'onde longitudinale de la barre de pression.

Des tests de compression par impact ont été effectués sur les échantillons d'ardoise sous une pression d'impact de 0, 15 MPa, 0, 2 MPa et 0, 3 MPa, respectivement, et la courbe contrainte-déformation par compression par impact a été tracée à l'aide de l'équation. (2), comme le montre la Fig. 5. La contrainte maximale moyenne de l'ardoise sous des pressions d'impact de 0,15 MPa, 0,2 MPa et 0,3 MPa était de 76,8 MPa, 95,7 MPa et 112,2 MPa, respectivement. La résistance à la traction dynamique de la roche est peu sensible au taux de déformation de chargement, et on peut considérer que la résistance à la traction dynamique de la roche est la même que la résistance à la traction uniaxiale. Les paramètres mécaniques de l'ardoise jointée à 60° sont présentés dans le tableau 1.

Courbes de contrainte-déformation de compression d'impact : (a)–(c) sont des pressions d'impact de 0,15 MPa, 0,2 MPa et 0,3 MPa, respectivement.

Dans la zone proche du dynamitage, l'onde de contrainte générée par le dynamitage du trou de mine se propage généralement vers l'extérieur sous la forme d'une onde de contrainte cylindrique (onde bidimensionnelle), et sa série de fronts d'onde de surfaces cylindriques prend l'axe central du trou de mine comme axe. Les ondes cylindriques dans les roches intactes subissent une atténuation à la fois géométrique et physique avec l'augmentation de la distance de propagation33, où l'atténuation géométrique est l'atténuation due à l'augmentation de la distribution spatiale de l'énergie des ondes de contrainte. La contrainte sur le front d'onde de l'onde cylindrique et la vitesse de vibration de la particule sont toutes deux atténuées par \(1/\sqrt r\)34, où r est la distance entre le front d'onde et la source d'onde. La vitesse de vibration des particules vr sur le front d'onde éloigné de la source d'onde r est

où r0 et v0 sont respectivement le rayon du front d'onde initial de l'onde cylindrique et la vitesse de vibration de la particule. L'atténuation physique des ondes cylindriques dans les roches intactes est causée par l'effet de frottement sur la surface des microfissures à l'intérieur du milieu de propagation35, et la vitesse de vibration des particules sur le front d'onde d'onde cylindrique décroît de manière exponentielle négative avec l'augmentation de la distance de propagation :

où \(\alpha\) est le coefficient d'atténuation physique de l'onde cylindrique.

En résumé, compte tenu à la fois de l'atténuation physique et de l'atténuation géométrique, l'équation d'atténuation de propagation des ondes cylindriques dans la roche intacte est

Selon la théorie de la propagation des ondes de contrainte, la contrainte radiale \(\sigma_{r}\) en un certain point causée par la propagation des ondes de contrainte cylindriques dans la masse rocheuse est

Il ressort de la mécanique élastique que, sans tenir compte de la déformation tangentielle \(\varepsilon_{\theta }\), on peut considérer que la contrainte radiale \(\sigma_{r}\) et la déformation radiale \(\varepsilon_{r}\) en un certain point du corps rocheux satisfont approximativement la relation suivante :

Combiner les éq. (6) et (7), on obtient

où Ed est le module d'élasticité dynamique.

En supposant que la densité, la vitesse d'onde radiale et le mode élastique dynamique du matériau modèle restent inchangés pendant le processus de dynamitage, la contrainte radiale sur le front d'onde cylindrique est approximativement proportionnelle à la vitesse de vibration des particules. Par conséquent, on peut considérer que le coefficient d'atténuation de la déformation radiale de la particule et la vitesse de vibration radiale sont approximativement les mêmes :

Dong a produit des blocs d'essai avec des joints simples et doubles et a effectué des essais sur modèle36. Le diagramme schématique du modèle est illustré à la Fig. 6.

Schéma de principe du modèle36 : (a) modèle à articulation unique ; (b) modèle à double articulation.

Grâce à l'analyse des pics de déformation des points de mesure n° 13 à 16 sous différentes pressions de confinement, la relation entre le coefficient d'atténuation physique \(\alpha\) de l'onde cylindrique dans la masse rocheuse complète et la pression de confinement \(\sigma\) est obtenue :

En remplaçant l'éq. (10) en éq. (9), le modèle d'atténuation de la déformation radiale ponctuelle de la particule lorsque l'onde cylindrique se propage dans la masse rocheuse complète sous différentes pressions de confinement est obtenu :

En remplaçant l'éq. (11) dans l'éq. (7), le schéma d'atténuation de la contrainte radiale particulaire lorsque l'onde cylindrique se propage dans le massif rocheux complet sous différentes pressions de confinement est obtenu :

L'équation (12) est le modèle d'atténuation de la contrainte radiale des particules lorsque l'onde cylindrique se propage dans la masse rocheuse complète, sans tenir compte de l'influence du joint sur l'atténuation de la contrainte radiale. Cependant, le massif rocheux est souvent riche en plans de joint, qui ont un impact significatif sur l'atténuation des contraintes radiales à la pointe des particules. Il est donc nécessaire d'établir la relation d'atténuation de la contrainte radiale de la particule lorsque l'onde cylindrique se propage dans le massif rocheux jointif sous différentes pressions de confinement :

où K est le coefficient de correction du joint, qui est lié à la pression de confinement et à la propriété du joint, et sa valeur est comprise entre 0 et 1.

Dong36 a défini les points de mesure 17 à 24 comme points de mesure de contrainte dans le test du modèle. Le rapport des valeurs maximales des courbes d'évolution temporelle enregistrées aux points de mesure des contraintes avant et après les joints avec des angles différents est défini comme le coefficient de transmission de l'onde cylindrique, et le schéma de variation du coefficient de transmission de l'onde cylindrique des blocs d'essai à simple joint et à double joint sous différentes pressions de confinement est obtenu, comme illustré à la Fig. 7.

Coefficients de transmission des ondes cylindriques sous différentes pressions de confinement : (a) bloc d'essai à joint unique ; (b) bloc d'essai à double joint.

Le coefficient de correction conjoint K est défini comme le rapport de la valeur maximale de la courbe d'évolution de la contrainte dans le temps des points de mesure 11, 18 et 19 à la valeur maximale de la contrainte calculée par l'Eq. (12). L'équation (12) est utilisée pour calculer la contrainte maximale aux points de mesure 17 à 24, et le coefficient de correction conjointe K peut être calculé en combinant avec les données maximales de la courbe d'historique de contrainte aux points de mesure 17 à 24, comme indiqué dans le tableau 2. La relation entre le coefficient de correction conjointe K et la pression de confinement du bloc d'essai à simple joint et du bloc d'essai à double joint est tracée à la Fig. 8.

Variation du coefficient de correction de joint K avec la pression de confinement : (a) bloc d'essai à joint unique ; (b) bloc d'essai à double joint.

On peut voir sur la figure 8 que le coefficient de correction d'articulation K a une bonne corrélation avec la pression de confinement, l'angle d'inclinaison de l'articulation et le nombre d'articulations. Lorsqu'il n'y a pas de pression de confinement, le coefficient de correction de l'articulation diminue avec l'augmentation de l'angle d'inclinaison de l'articulation. Lorsque la pression de confinement passe de 0 à 1,5 MPa, les articulations se referment progressivement sous l'action de la pression de confinement, la raideur des articulations augmente rapidement, et l'atténuation de l'onde de contrainte diminue, donc le coefficient de correction articulaire K augmente. Lorsque la pression de confinement continue d'augmenter jusqu'à 3,0 MPa, des microfissures se forment dans les joints fermés et l'expansion de nouvelles fissures entraîne une augmentation de l'atténuation des ondes de contrainte, de sorte que le coefficient de correction des joints K diminue. Le coefficient de correction de joint K dans le bloc d'essai à double joint est inférieur à celui du bloc d'essai à simple joint. Plus le nombre d'articulations est grand, plus l'effet de transmission et de réflexion de l'onde de contrainte entre les articulations est fort, l'amplitude d'atténuation de l'onde de contrainte après avoir traversé le groupe d'articulations diminue et l'amplitude d'atténuation du coefficient de correction articulaire K diminue37. Par conséquent, cet article analyse uniquement le bloc d'essai à joint simple et le bloc d'essai à double joint.

Lorsque la charge continue non couplée est utilisée, la contrainte d'impact de la paroi du trou de mine après le dynamitage est

où \(\rho_{0}\) est la masse volumique de l'explosif (kg/m3) ; D représente la vitesse de détonation de l'explosif (m/s) ; dc désigne le diamètre de la cartouche (m) ; db fait référence au diamètre du trou de mine (m); lc est la longueur de charge et lb est la longueur du trou de mine (m); et n représente le coefficient d'augmentation de pression du gaz de détonation impactant la paroi du trou, en prenant généralement 10.

Selon l'éq. (13), compte tenu de l'influence de la contrainte in situ et des propriétés du joint, la contrainte radiale et la contrainte tangentielle de la particule à la distance r du centre du trou de mine sont

où rb est le rayon du trou de mine (m); b représente le coefficient de pression latérale du massif rocheux (\(b = \mu_{d} /\left( {1 - \mu_{d} } \right)\)) ; μd représente le coefficient de Poisson dynamique ; et les autres symboles sont les mêmes que ceux définis ci-dessus.

La condition de rupture en traction du massif rocheux sous l'action de la contrainte tangentielle \(\sigma_{\theta }\) est \(\sigma_{\theta } \ge \sigma_{td}\), et \(\sigma_{td}\) est la résistance dynamique à la traction du massif rocheux. Par conséquent, l'expression de calcul du rayon du cercle de fracture R est

Après avoir déterminé les paramètres pertinents, la valeur du rayon du cercle de fracture R peut être calculée à l'aide du programme MATLAB.

Selon la théorie de l'action combinée de l'onde de contrainte et du gaz de sablage, la formation de fissures traversantes entre les trous de sablage est due à la pression statique du gaz de sablage, et les conditions de formation des fissures traversantes sont

où DP est l'espacement des trous périphériques (m); et Pb représente la pression lorsque le trou de mine est rempli de gaz explosif (Pa).

Sur la base de la théorie de l'expansion de l'entropie, la pression Pb lorsque le trou de mine est rempli de gaz explosif est

où Pa est la pression d'explosion (Pa); Pk représente la pression critique lors de la détente du gaz d'explosion (en prenant 100 MPa) ; Vc et Vb représentent respectivement le volume de la cartouche et du trou de mine (m3) ; k désigne le coefficient adiabatique de l'explosif ; et h désigne le coefficient isentropique de l'explosif (k = h = 3,0).

À partir des éqs. (17)–(19), l'expression de calcul de l'espacement périphérique des trous sous l'action des contraintes in situ et des joints peut être obtenue :

Selon le manuel de dynamitage, lorsque DP = 0,8 W, l'effet de dynamitage est meilleur et la valeur de la ligne de résistance minimale W peut être calculée.

Sur la base de la formule originale d'atténuation des ondes de stress de souffle, cet article propose une nouvelle formule d'atténuation des ondes de stress de souffle en considérant l'effet combiné de la contrainte in situ et des joints. Pour vérifier l'exactitude de l'Eq. (15), le logiciel LS-PREPOST a été utilisé pour établir un modèle de calcul numérique tridimensionnel du double joint sous une contrainte in situ de 1,5 MPa, comme le montre la Fig. 9a–c. Sur les figures 9a à c, la contrainte in situ est de 1, 5 MPa et le coefficient d'atténuation physique α est de 0, 56224. Les angles d'inclinaison des articulations sont de 30°, 60° et 90°, et les coefficients de correction d'articulation K sont respectivement de 0,681, 0,711 et 0,719. Pour gagner du temps de calcul, la taille du modèle est de 5 m × 5 m × 2 m. Le diamètre du trou de mine est de 42 mm, la profondeur du trou de mine est de 1,4 m et le diamètre de la cartouche est de 32 mm. Le premier joint est à 1 m du centre du trou de mine et les deux joints sont distants de 1 m. Le mot-clé *DEFINE est utilisé pour définir la courbe de charge COURBE, 0–1,5 MPa est chargé, le mot-clé *INTERFACE est utilisé pour générer le fichier DYINA avec la contrainte in situ, le fichier k d'origine est remplacé et une contrainte de 1,5 MPa est appliquée sur les surfaces supérieure et latérale du modèle. La roche est définie comme un solide et le modèle constitutif Holmquist-Johnson-Cook (HJC) est adopté, avec les paramètres indiqués dans le tableau 3. Les paramètres du matériau de joint sont indiqués dans le tableau 4. Les explosifs et l'air sont définis comme des fluides, et les paramètres sont indiqués dans les tableaux 5 et 6. Le fluide est divisé en mailles à l'aide de nœuds communs, et le solide et le fluide sont connectés à l'aide d'un couplage fluide-solide. À l'exception de la surface libre, toutes les autres surfaces sont définies sur des conditions aux limites sans réflexion. Quatre points de surveillance (A, B, C et D) ont été disposés à 0,6 m, 1,2 m, 1,8 m et 2,4 m du centre du trou de mine pour enregistrer le modèle d'atténuation des contraintes pendant le dynamitage. Les résultats de simulation numérique et les résultats de calcul de l'Eq. (15) sont comparés et analysés, comme le montre la Fig. 9d –f.

Vérification de la formule d'atténuation des ondes de contrainte d'explosion : (a)–(c) les modèles de calcul numérique tridimensionnel sous différents angles d'inclinaison des articulations ; (d)–(c) la comparaison entre les résultats des calculs théoriques et les résultats des simulations numériques.

Sous les trois angles d'inclinaison des articulations, les résultats du calcul théorique de l'atténuation des ondes de contrainte sont cohérents avec les résultats de la simulation numérique, ce qui vérifie l'exactitude de la formule d'atténuation des ondes de contrainte d'explosion proposée dans cet article. Avec l'augmentation de la distance du centre de l'explosion, la valeur maximale de l'onde de contrainte radiale diminue progressivement. Lors de la propagation du point A au point D, l'amplitude d'atténuation de la valeur crête de l'onde de contrainte radiale est de 60 %. L'amplitude d'atténuation de l'onde de contrainte radiale traversant la première articulation est de 30 %, et l'amplitude d'atténuation lors de la traversée de la seconde articulation est de 18 %. L'onde de contrainte d'explosion se produit avec de multiples réflexions au niveau du joint, ce qui entraîne l'atténuation de la valeur maximale de l'onde de contrainte radiale. Le premier joint est proche de la source d'explosion et l'amplitude d'atténuation est grande. Dans les résultats de calcul de l'Eq. (15), les valeurs maximales des ondes de contrainte radiales au point A sous les trois angles d'inclinaison des articulations sont différentes, car toutes les Eq. (15) les résultats des calculs ont pris en compte l'influence des joints.

Selon la dérivation de la formule de calcul de l'espacement des trous périphériques sous l'action des contraintes in situ et des joints dans la section "Détermination de l'espacement des trous périphériques", combinée aux paramètres de dynamitage du tunnel de Bayueshan, les valeurs de l'espacement des trous périphériques DP et la ligne de résistance minimale W sont déterminées. La profondeur d'enfouissement moyenne de la section d'étude du tunnel de Bayueshan est de 56 m, la densité d'ardoise est de 2752 kg/m3 et σV = σH = ρgh = 1,5 MPa. Le coefficient d'atténuation physique \(\alpha = 0,56224\) est calculé par Eq. (dix). L'explosif à émulsion de roche n° 2 est utilisé pour le dynamitage sur site, la densité de l'explosif est de 1,24 g/cm3, la vitesse de détonation est D = 4200 m/s, le diamètre du trou de mine est de 42 mm et le diamètre de la cartouche est de 32 mm. Les trous périphériques sont équipés de 1,5 cartouches, la longueur de charge lc est de 0,45 m et la longueur du trou de mine lb est de 1,4 m. Calculé à l'aide de l'équation. (14), la contrainte d'impact de la paroi du trou de mine après l'explosion est P0 = 177,6 MPa. On peut voir dans le tableau 2 que le coefficient de correction d'articulation K du modèle à double articulation est de 0,711 lorsque la pression de confinement est de 1,5 MPa et l'angle d'inclinaison de l'articulation est de 60°. En génie civil, on peut considérer que la relation entre le coefficient de Poisson dynamique μd et le coefficient de Poisson statique μ est μd = 0,8μ38. Le coefficient de Poisson dynamique calculé μd est de 0,22 et le coefficient de pression latérale de la masse rocheuse est \(b = \mu_{d} /\left( {1 - \mu_{d} } \right) = 0,28\). On peut voir dans le tableau 2 que la résistance à la traction dynamique de l'ardoise à 60° est de 12,03 MPa. Calculé à l'aide de l'équation. (17), le rayon de l'anneau de fissure est R = 18,1 cm. En utilisant l'éq. (19), Pa est calculé comme 3,7774 GPa et Pb = 24,6 MPa. L'équation (20) calcule que la distance périphérique du trou DP = 45 cm sous l'action de la contrainte in situ et des joints.

Pour vérifier que 45 cm est la valeur optimale de l'espacement des trous périphériques autour de la section de recherche du tunnel de Bayueshan, les distances des trous périphériques DP sont respectivement fixées à 40 cm, 45 cm, 50 cm et 55 cm, et les lignes de résistance minimales correspondantes W sont respectivement de 50 cm, 56 cm, 62 cm et 68 cm. En sélectionnant le modèle constitutif du matériau et en déterminant les paramètres du modèle, le modèle d'analyse numérique du dynamitage du tunnel de Bayueshan est établi.

Modèle constitutif de l'ardoise à 60° et détermination des paramètres.

Le modèle constitutif HJC (Holmquist-Johnson-Cook) est un modèle constitutif dépendant de la vitesse proposé par Holmquist, Johnson et Cook pour résoudre le problème de la grande déformation du béton sous une vitesse de déformation élevée et une charge de pression élevée39, et est largement utilisé dans l'analyse dynamique des matériaux rocheux. Le modèle constitutif HJC comprend au total 21 paramètres : paramètres mécaniques de base - R0, fc, G et T ; paramètres de force—A, B, C, N, SFMAX et EPSO ; paramètres de dommages—D1, D2, EFMIN et FS ; et les paramètres de pression—Pc, \(\mu_{c}\), Pl, \(\mu_{l}\), K1, K2 et K3.

Le paramètre mécanique de base R0 est pris égal à 2752 kg/m3, fc est pris comme la résistance à la compression bidirectionnelle de 55,4 MPa, \(G = E/2\left( {1 + \mu } \right) = 15,212\;\;{\text{GPa}}\), \(K = E/3(1 - 2\mu ) = 25,35\;\;{\text{GPa}}\), et T prend 12,03 MPa.

Prenez le résultat du test de pression d'air d'impact de 0,15 MPa sur la Fig. 5a comme exemple. Pour éliminer l'influence de la pression hydrostatique sur la résistance dynamique du calcaire, à partir de la résistance à la traction caractéristique \(T^{*} = T/f_{c}\), des lignes droites sont tracées à travers les points de données de résistance équivalente sous différents taux de déformation, et une ligne droite est tracée perpendiculairement à l'axe horizontal à la pression hydrostatique caractéristique constante P* = 1/3. Le point d'intersection des lignes droites à différentes pentes représente la contrainte équivalente caractéristique de l'ardoise jointée à 60° sous différents taux de déformation, comme illustré à la Fig. 10a. En ajustant les points de données de la contrainte équivalente caractéristique sous différents taux de déformation à l'aide de l'équation linéaire, le coefficient d'influence du taux de déformation C = 0, 000624 a été obtenu, comme le montre la figure 10b.

Détermination du coefficient d'influence du taux de déformation C. Relations entre : (a) la contrainte équivalente caractéristique et la pression hydrostatique caractéristique sous différents taux de déformation ; et (b) la contrainte équivalente caractéristique et le taux de déformation.

Selon les résultats des essais de compression triaxiale de l'ardoise à 60°, la cohésion c = 18,4 MPa a été calculée. La force de cohésion caractérisée est A = c/(1 + Cln10−4) fc, et en substituant la valeur du coefficient d'influence de la vitesse de déformation C, la force de cohésion caractéristique A = 0,33 peut être obtenue. Selon \(\sigma^{*} = \left( {\sigma_{1} - \sigma_{3} } \right)/f_{c}\) et \(p^{*} = \left( {2\sigma_{1} + \sigma_{3} } \right)/3f_{c}\), \(\sigma^{*} - P^{*}\) des courbes sont tracées, et l'ajustement peut être obtenu de telle sorte que les valeurs des paramètres B et N sont 0,5765 et 0,413, respectivement. SFMAX et EPSO sont respectivement de 20,0 et 1,0 selon la littérature40.

Pour les paramètres d'endommagement, \(D_{1} = 0,01/(1/6 + T^{*} ) = 0,026\) et D2 prend une valeur constante de 1,0. Selon la littérature40, EFMIN et FS sont pris respectivement à 0,01 et 0,004.

Le paramètre de pression est Pc = fc/3 = 55,4/3 = 18,47 MPa. μc = Pc/K = 7,3 × 10–4, \(\mu_{l}\) est obtenu à partir de \(\mu_{l} = \rho_{g} /\rho_{0} - 1 = 0,054\), où \(\rho_{g}\) est la densité compactée, qui est de 2900 kg/m3. Les paramètres Pl, K1, K2 et K3 sont des paramètres non sensibles, et les résultats de recherche de cet article renvoient à la littérature40 pour leurs valeurs. Les paramètres du modèle constitutif ardoise à 60° sont présentés dans le tableau 3.

Modèle constitutif conjoint et détermination des paramètres.

Le modèle de matériau n° 003 *MAT_PLASTIC_KINEMATI est sélectionné comme modèle constitutif de matériau du joint, et ses paramètres de base sont indiqués dans le tableau 4.

Modèle constitutif explosif et détermination des paramètres.

Le modèle constitutif de matériau du matériau explosif sélectionne le modèle de matériau n° 008 *MAT_HIGH_EXPLOSIVE_BURN, et les caractéristiques de pression, de volume et d'énergie de l'explosif pendant le processus d'explosion sont simulées en définissant les paramètres de détonation explosive dans l'équation d'état explosif *EOS_JWL. L'équation d'état JWL est :

où P est la pression de détonation unitaire ; V représente le volume relatif initial ; E0 représente l'énergie interne spécifique initiale ; et A, B, R1, R2 et \(\omega\) sont les paramètres de base du matériau.

L'explosif à émulsion de roche n° 2 est utilisé pour le dynamitage du tunnel de Bayueshan, et ses paramètres de base sont indiqués dans le tableau 5.

Modèle constitutif de l'air et détermination des paramètres.

Le modèle constitutif de matériau air sélectionne le modèle de matériau n° 009 *MAT_NULL, et l'équation d'état EOS_LINEAR_POLYNOMIAL est :

où E est l'énergie interne du matériau ; et C0, C1, C2, C3, C4, C5 et C6 représentent les coefficients de l'équation d'état. Les paramètres de base sont présentés dans le tableau 6.

Détermination du modèle constitutif et des paramètres de l'argile.

Le modèle de matériau n° 005 *MAT_SOIL_AND_FOAM est sélectionné comme modèle de matériau constitutif du matériau argileux, et ses paramètres de base sont indiqués dans le tableau 7.

La section de recherche du tunnel de Bayueshan adopte la méthode de construction par dynamitage sur banc supérieur et inférieur. Dans cet article, des modèles d'analyse numérique du dynamitage du banc supérieur sont établis pour discuter de l'influence de l'espacement périphérique des trous sur la profondeur des dommages et la vitesse de vibration maximale de la masse rocheuse retenue. Le logiciel LS-PREPOST est utilisé pour établir un modèle multi-joint numérique tridimensionnel, lorsque la contrainte in situ est de 1,5 MPa, l'angle du joint est de 60°, et le coefficient d'atténuation physique α et le coefficient de correction du joint K sont de 0,56224 et 0,711, respectivement. La taille du modèle est de 20 m × 20 m × 2 m, et le maillage est divisé par cartographie pour obtenir des nœuds communs entre les fluides et entre les solides. La masse rocheuse, les joints, les explosifs, l'air et l'argile utilisent les modèles de matériaux et les paramètres des tableaux 3, 4, 5, 6 et 7. Une contrainte de 1,5 MPa est appliquée aux surfaces supérieure et latérale du modèle. Pour éviter l'influence des ondes réfléchies causées par les frontières artificielles sur les résultats du calcul, la surface du tunnel est définie comme des conditions aux limites libres et les autres plans sont définis comme des conditions aux limites de non-réflexion. Le modèle d'analyse numérique en trois dimensions est illustré à la Fig. 11, et les paramètres de chaque trou de mine du modèle sont indiqués au Tableau 8.

Modèle d'analyse numérique en trois dimensions. (a) E = 40 cm; (b) E = 45 cm; (c) E = 50 cm; (d) E = 55 cm.

La figure 12 montre la carte nuageuse des dommages cumulés de la masse rocheuse restante une fois tous les dynamitages terminés, les niveaux de dommages diminuant du rouge au vert puis au bleu. La carte des nuages de dommages cumulés montre que la profondeur des dommages dégénère progressivement du centre de l'explosion vers la surface libre extérieure. Wang et al.45 ont montré que la ligne rouge de profondeur des dommages peut être utilisée pour estimer les valeurs de sur-excavation et de sous-excavation après le dynamitage du tunnel. Par conséquent, les courbes de niveau rouges de profondeur des dommages sous le dynamitage avec différentes distances de trous périphériques sont dessinées, comme illustré à la Fig. 13. On peut voir sur la Fig. 13 que la masse rocheuse restante après le dynamitage avec différents espacements de trous périphériques est endommagée à différents degrés, ce qui entraîne différents niveaux de sur-excavation et de sous-excavation. Lorsque l'espacement périphérique des trous est de 55 cm et 50 cm, bien que la profondeur d'endommagement de la masse rocheuse restante dans chaque partie soit faible, il existe différents degrés de sous-excavation. La sous-excavation affectera le processus d'érection de l'arc en acier et, dans les cas graves, des explosifs supplémentaires sont nécessaires, ce qui augmente les coûts d'exploitation. La principale raison de ce phénomène est que la distance entre les trous périphériques est trop grande, l'onde de contrainte d'explosion ne peut pas produire l'effet d'amélioration de la superposition et aucune fissure traversante ne se forme entre les trous de mine. Lorsque l'espacement périphérique des trous est de 45 cm, la profondeur de l'endommagement de la masse rocheuse restante à chaque partie est faible et il n'y a pas de sous-excavation. Lorsque l'espacement périphérique des trous est de 40 cm, la profondeur d'endommagement de la masse rocheuse restante dans chaque partie est légèrement supérieure à 45 cm, et il n'y a pas non plus de sous-excavation. En effet, l'onde de contrainte d'explosion produit un effet d'amélioration de superposition important entre les trous de mine, et plus d'énergie résiduelle cause plus de dommages à la masse rocheuse retenue. Lorsque la distance périphérique du trou est de 40 cm, la charge de travail de forage augmente et les coûts d'exploitation augmentent. Par conséquent, du point de vue de la conservation de la profondeur d'endommagement du massif rocheux, la valeur optimale de l'espacement périphérique des trous est de 45 cm, ce qui est cohérent avec le résultat du calcul de l'Eq. (20).

Carte nuageuse des dommages accumulés de la masse rocheuse retenue. (a) E = 40 cm; (b) E = 45 cm; (c) E = 50 cm; (d) E = 55 cm.

Contour de profondeur des dommages. (a) E = 40 cm; (b) E = 45 cm; (c) E = 50 cm; (d) E = 55 cm.

La méthode PPV est la méthode la plus couramment utilisée pour la mesure réelle des dommages causés par les roches environnantes sur le terrain46,47,48. Quatre groupes de points de mesure PPV ont été disposés à 0,5 m, 1,0 m, 1,5 m et 2,0 m du contour du tunnel, avec 41 points de mesure dans chaque groupe répartis uniformément autour du contour du tunnel, comme illustré à la Fig. 14. Les courbes PPV de différentes distances sont illustrées à la Fig. 9. À mesure que la distance par rapport au contour du tunnel augmente, la valeur PPV moyenne diminue progressivement et l'amplitude d'atténuation est liée à la distribution des joints. Avec l'augmentation de l'espacement des trous périphériques, la valeur PPV moyenne de chaque groupe diminue progressivement. Par rapport à la valeur PPV moyenne lorsque l'espacement des trous périphériques est de 40 cm, l'amplitude d'atténuation de la valeur PPV moyenne est plus petite lorsque l'espacement des trous périphériques est de 45 cm, et l'amplitude d'atténuation de la valeur PPV moyenne est plus grande lorsque l'espacement des trous périphériques est de 50 cm et 55 cm. Selon le critère d'endommagement PPV du massif rocheux joint49, pour la roche dure, le seuil est de 70 cm/s. Lorsque l'espacement des trous périphériques est de 40 cm, 45 cm, 50 cm et 55 cm, la plage de dommages est respectivement de 183 cm, 167 cm, 115 cm et 62 cm. Plus la vitesse de vibration maximale PPV est élevée, plus la profondeur des dommages est grande. Combiné avec les résultats de l'analyse dans la section "Profondeur de l'endommagement de la masse rocheuse retenue", on peut voir que lorsque l'espacement périphérique des trous est de 40 cm, la valeur PPV moyenne est plus grande, la profondeur de l'endommagement est plus grande et il est facile de provoquer une plus grande sur-excavation. Lorsque l'espacement périphérique des trous est de 50 cm ou 55 cm, la valeur PPV moyenne est faible, la profondeur des dommages est faible et le phénomène de sous-excavation se produit facilement. Par conséquent, compte tenu de la vitesse de vibration maximale, la valeur optimale pour la distance périphérique du trou est de 45 cm.

Disposition des points de mesure.

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

Sur la base des résultats de la dérivation théorique dans la section "Détermination de l'espacement des trous périphériques" et des résultats de l'analyse numérique dans la section "Simulation numérique", l'espacement des trous périphériques DP autour de la section d'étude du tunnel de Bayueshan est de 45 cm, la ligne de résistance W est de 56 cm, la disposition du réseau de trous est illustrée à la Fig. 16 et les paramètres de disposition du réseau de trous sont indiqués dans le tableau 7 (la distance périphérique des trous est de 45 cm).

Disposition du maillage des trous pour le test de dynamitage sur le terrain.

Trois essais de dynamitage sur le terrain ont été effectués en utilisant les méthodes et les paramètres ci-dessus. Après l'achèvement du premier dynamitage, les trous résiduels dans les trous périphériques de chaque pièce sont dégagés, comme illustré à la Fig. 17a. L'effet de la sur-excavation et de la sous-excavation est illustré à la Fig. 17b. Les mesures de la sur-excavation et de la sous-excavation pour chaque partie de la marche supérieure sont illustrées aux Fig. 17c, d. Il ressort des résultats de mesure qu'une fois le dynamitage des marches supérieures terminé, toutes les parties sont sur-excavées et qu'il n'y a pas de sous-excavation. La surexcavation moyenne est de 21,8 cm, la surexcavation par mètre linéaire est de 5,82 m3, le dosage de béton de conception pour les marches supérieures est de 6,41 m3 par mètre linéaire et la surconsommation de béton par mètre linéaire est de 90,8 %. Après l'achèvement du deuxième dynamitage, le sur-excavation moyen est de 22,1 cm, le sur-excavation par mètre linéaire est de 5,78 m3 et la surconsommation de béton par mètre linéaire est de 90,2 %. Après le troisième tir, le sur-excavation moyen est de 21,4 cm, le sur-excavation par mètre linéaire est de 5,9 m3 et la surconsommation de béton par mètre linéaire est de 92 %. Sous l'action combinée des contraintes in situ et des joints, la construction de dynamitage est réalisée en utilisant la méthode de disposition des trous périphériques et les paramètres de disposition du réseau de trous proposés dans cet article, la surconsommation de béton par mètre linéaire est contrôlée à 100% et l'effet de contrôle de la surconsommation de béton est bon.

Effet dynamitage. (a) Trou résiduel du trou périphérique ; (b) effet d'érection de l'arc en acier ; (c) et (d) mesure de la sur-excavation et de la sous-excavation.

Sept emplacements représentatifs de la carte des nuages de dommages cumulés ont été sélectionnés pour une analyse agrandie, comme illustré à la Fig. 12. Prenez la Fig. 12b comme exemple d'analyse. Position 1 : lorsque la ligne reliant les trous périphériques est parallèle à la surface du joint, le degré de dommage d'un seul trou de mine augmente, car l'onde de contrainte d'explosion provoque de multiples réflexions à la surface du joint, formant une superposition d'ondes de contrainte. Position 2, Position 3 et Position 4 : lorsque les trous périphériques sont juste situés sur la surface du joint, l'onde de contrainte d'explosion se propage d'abord le long de la surface du joint, puis s'étend et pénètre en fonction de la surface du joint d'origine, ce qui entraîne une grave sur-excavation. Position 5, Position 6 et Position 7 : lorsque la surface du joint est située entre deux trous périphériques, l'onde de contrainte d'explosion a un effet d'atténuation important sur la surface du joint, de sorte que le phénomène de surexcavation à proximité de ces positions est efficacement contrôlé. En résumé, la position relative de la surface du joint et des trous périphériques aura un impact important sur les dommages au massif rocheux, ainsi que sur le sur-excavation et le sous-excavation50,51, qui peuvent être surmontés en augmentant ou en diminuant la charge.

Des tests de compression uniaxiale, de compression triaxiale, de séparation brésilienne et de compression de choc dynamique ont été effectués dans cet article, et les paramètres statiques et dynamiques de l'ardoise jointe à 60° ont été obtenus. Le modèle constitutif HJC a été sélectionné comme modèle de matériau en ardoise jointe, la méthode de détermination des paramètres du modèle constitutif HJC a été fournie et les paramètres du modèle constitutif HJC ont été déterminés.

Considérant l'atténuation géométrique et l'atténuation physique de l'onde de contrainte de souffle, la formule d'atténuation de l'onde de contrainte de souffle sous l'action combinée de la contrainte in situ et des articulations a été déduite. A l'aide du logiciel LS-PREPOST, un modèle de calcul numérique tridimensionnel sous l'action combinée de la contrainte in situ et des joints a été établi, et les pics d'onde de contrainte radiale à 0,6 m, 1,2 m, 1,8 m et 2,4 m du centre du trou de mine ont été suivis. Celles-ci étaient cohérentes avec la valeur prédite de la formule d'atténuation des ondes de contrainte d'explosion proposée dans cet article, vérifiant l'exactitude de la formule d'atténuation. Sur la base de la théorie de l'interaction entre les ondes de contrainte et les gaz explosifs, une formule de calcul de l'espacement périphérique des trous a été proposée qui prend en compte de manière exhaustive les effets de la contrainte in situ, des joints et de la résistance à la traction de la masse rocheuse.

Combiné avec les conditions géologiques et les paramètres de dynamitage de la section d'étude du tunnel de Bayueshan, il a été calculé que l'espacement périphérique optimal des trous autour de la section d'étude était de 45 cm. Un modèle d'analyse numérique tridimensionnel a été établi à l'aide du logiciel LS-PREPOST. La profondeur des dommages de la masse rocheuse retenue et la vitesse de vibration maximale (PPV) ont été comparées et analysées lorsque les espacements périphériques des trous étaient de 40 cm, 45 cm, 50 cm et 55 cm, respectivement. Les résultats de la simulation numérique ont vérifié l'exactitude de la formule de calcul de l'espacement des trous périphériques proposée dans cet article.

En prenant l'espacement des trous périphériques de 45 cm et la ligne de résistance de 56 cm comme norme, un test de dynamitage sur le terrain a été effectué dans la section de recherche du tunnel de Bayueshan. Sous l'action combinée des contraintes in situ et des joints, la construction par dynamitage a été réalisée en utilisant la méthode de disposition des trous périphériques et les paramètres de disposition des mailles des trous proposés dans cet article. Les résultats des tests montrent que la valeur moyenne de surexcavation de la roche environnante de grade IV était contrôlée à 22 cm, la surconsommation de béton par mètre linéaire était contrôlée à 100 % près et l'effet de contrôle de la surconsommation de béton était bon.

Les ensembles de données utilisés au cours de l'étude actuelle sont disponibles auprès de l'auteur correspondant sur demande raisonnable.

Skrzypkowski, K., Korzeniowski, W., Zagórski, K. & Dudek, P. Application d'un support de boulon d'ancrage à longue expansion dans les mines souterraines du district de cuivre de Legnica-Głogów. Étalon. géotechnique. Bas. 39, 47–57. https://doi.org/10.1515/sgem-2017-0029 (2017).

Annonces d'article Google Scholar

Skrzypkowski, K., Korzeniowski, W., Zagórski, K. & Zagórska, A. Support de boulon de roche modifié pour la méthode d'exploitation minière avec flexion contrôlée du toit. Énergies 2020, 13. https://doi.org/10.3390/fr13081868 (1868).

Article CAS Google Scholar

Wang, JX et al. Simulation numérique de l'effet de la structure du massif rocheux sur la qualité du dynamitage en tunnel : une étude de cas. Appl. Sci. 2021, 11. https://doi.org/10.3390/app112210761 (2021).

Article CAS Google Scholar

Paul, S. & Peter, X. Causes, impact et contrôle du dépassement dans les excavations souterraines. Tonn. Sous-gr. Technol. 20(5), 63–71. https://doi.org/10.1016/j.tust.2004.05.004 (2005).

Article Google Scholar

Adel, M., Farhang, S. & Mohammad, A. Prévision de débordement dans les excavations souterraines à l'aide du modèle hybride ANFIS-PSO. Tonn. Sous-gr. Technol. 8(6), 1–9. https://doi.org/10.1016/j.tust.2018.05.023 (2018).

Article Google Scholar

Yin, WG, Wang, HL, Hu, HX, Zhang, FQ et Chen, JH Recherche sur la technologie de contrôle du dynamitage de formation de tunnel et la gamme de dommages aux roches environnantes. Construction de tunnels (Chin. Angl.) 38(5), 851–856 (2018).

Google Scholar

Liu, D., Gao, WX & Liu, MG Causes et technologie de contrôle du tunnel sur et sous l'excavation. J. Undergr. Espace Ing. 3(s2), 1468–1471 (2007).

Google Scholar

Huang, ZQ, Cui, ZY, Liu, D. & Yang, XF Application du dynamitage d'un mur de soutènement périphérique à double couche dans la roche environnante faible et brisée. Dynamitage 2022, 1–12 (2022).

CAS Google Scholar

Man, K. & Liu, XL Influence de l'effet de vide environnant sur la vitesse de vibration du dynamitage et les dommages aux roches environnantes. Ing. Méca. 37(11), 127–134 (2020).

Google Scholar

Man, K., Liu, XL, Wang, XY, Chen, ZM et Wang, J. Influence de la distance de trou de mine des trous périphériques sur l'effet de dynamitage lisse. Sci. Technol. Ing. 16(29), 47–53 (2016).

Google Scholar

Sun, Mécanique GZ de la structure de la masse rocheuse (Science Press, 1988).

Google Scholar

Hyongdoo, J., Youhei, K. & Utsuki, S. Une approche empirique du facteur de résistance au dépassement pour le dynamitage de tunnel. Tonn. Sous-gr. Technol. 13(3), 1–10. https://doi.org/10.1016/j.tust.2019.103060 (2019).

Article Google Scholar

Zhao, J. & Cai, JG Transmission d'ondes P élastiques à travers des fractures simples avec un comportement de déformation normal non linéaire. Roche Mech. Rock Ing. 34(1), 3–22. https://doi.org/10.1007/s006030170023 (2001).

Article MathSciNet Google Scholar

Cai, JG & Zhao, J. Effets de plusieurs fractures parallèles sur l'atténuation apparente des ondes de contrainte dans les masses rocheuses. Int. J. Rock Mech. Min. Sci. 37(4), 661–682. https://doi.org/10.1016/s1365-1609(00)00013-7 (2000).

Article Google Scholar

Zhao, J., Zhao, XB & Cai, JG Une autre étude de l'atténuation des ondes P à travers des fractures parallèles avec un comportement de déformation linéaire. Int. J. Rock Mech. Min. Sci. 43, 776–788. https://doi.org/10.1016/j.ijrmms.2005.12.007 (2006).

Article Google Scholar

Zhao, XB, Zhao, J. & Cai, JG Transmission des ondes P à travers les fractures avec un comportement de déformation non linéaire. Int. J. Numer. Anal. Méth. Géoméc. 30(11), 1097-1112. https://doi.org/10.1002/nag.515 (2006).

Article MATH Google Scholar

Li, JC & Ma, GW Analyse de l'interaction des ondes de souffle avec un joint rocheux. Roche Mech. Rock Ing. 43(6), 777–787. https://doi.org/10.1007/s00603-009-0062-0 (2010).

Annonces d'article Google Scholar

Li, JC, Li, HB, Ma, GW et Zhao, J. Une méthode récursive dans le domaine temporel pour analyser la propagation des ondes transitoires à travers les joints rocheux. Géophys. J. Int. 188(2), 631–644. https://doi.org/10.1111/j.1365-246x.2011.05286.x (2012).

Annonces d'article Google Scholar

Li, JC Propagation des ondes à travers les joints rocheux non linéaires basée sur la méthode récursive dans le domaine temporel. Géophys. J. Int. 193(2), 970–985. https://doi.org/10.1093/gji/ggt020 (2013).

Annonces d'article Google Scholar

Perino, A., Orta, R. & Barla, G. Propagation des ondes dans les milieux discontinus par la méthode de la matrice de diffusion. Roche Mech. Rock Ing. 45(5), 901–918. https://doi.org/10.1007/s00603-012-0286-2 (2012).

Annonces d'article Google Scholar

Chai, SB, Li, JC, Zhang, QB, Li, HB & Li, NN Propagation des ondes de contrainte à travers une masse rocheuse avec deux joints non parallèles. Roche Mech. Rock Ing. 2016, 1–10. https://doi.org/10.1007/s00603-016-1068-z (2016).

Article Google Scholar

Mandal, S. & Singh, M. Évaluer l'étendue et les causes des surbrèches dans les tunnels. Tonn. Sous-gr. Technol. 24(1), 22–36. https://doi.org/10.1016/j.tust.2008.01.007 (2009).

Article Google Scholar

Mandal, S., Singh, M. & Dasgupta, S. Concept théorique pour comprendre la planification et la conception d'un modèle de dynamitage en douceur. Géotechnique. Géol. Ing. 26(4), 399–416. https://doi.org/10.1007/s10706-008-9177-4 (2008).

Article Google Scholar

Zheng, ZT Recherche sur le test de modèle 3D de dynamitage de charge colonnaire ultra-profond dans la masse rocheuse avec une géocontrainte élevée. À l'Université des sciences et technologies d'Anhui (2017).

Zhang, C., Yang, JH, Yao, C. & Chen, YY Schéma d'évolution des contraintes de la roche environnante lors de l'excavation continue par dynamitage de tunnels profonds. J. Changjiang Acad. Sci. 35(12), 108-112 (2018).

Google Scholar

Li, XP et al. Étude expérimentale sur le schéma de propagation et d'atténuation des ondes élastiques dans un massif rocheux profondément fracturé. Menton. J. Rock Mech. Ing. 34(11), 2319–2326. https://doi.org/10.13722/j.cnki.jrme.2015.0868 (2015).

Article Google Scholar

Li, XQ et al. Étude d'essai sur modèle sur le modèle de propagation de l'onde de contrainte d'explosion dans la masse rocheuse jointe sous différentes contraintes in situ. Menton. J. Rock Mech. Ing. 35(11), 2188–2196. https://doi.org/10.13722/j.cnki.jrme.2016.1004 (2016).

Article Google Scholar

Fan, LF & Sun, HY Propagation des ondes sismiques à travers une masse rocheuse contrainte in situ. J. Appl. Géophys. 121, 13–20. https://doi.org/10.1016/j.jappgeo.2015.07.002 (2015).

Annonces d'article Google Scholar

Liu, Y. & Xu, JY Simulation numérique de l'explosion d'un massif rocheux sous un champ de contraintes in situ. Géotechn. Méca. 28(11), 2485–2488. https://doi.org/10.16285/j.rsm.2007.11.042 (2007).

Article Google Scholar

Fan, X., Wang, MY & Shi, CC Influence de la contrainte initiale sur la propagation des ondes de contrainte et le schéma de mouvement des blocs. Menton. J. Rock Mech. Ing. 28(2), 3442–3446 (2009).

Google Scholar

Zhang, FP, Peng, JY, Fan, GH, Li, SJ & Li, YH Recherche sur le mécanisme de dynamitage de la masse rocheuse sous différentes contraintes statiques et conditions de joints. Mécanique du sol rocheux. 37(7), 1839–1846. https://doi.org/10.16285/j.rsm.2016.07.003 (2016).

Article Google Scholar

Huang, H. Étude expérimentale sur le double rapport de résistance uniaxiale du béton à un âge précoce (Université de technologie de Dalian, 2013).

Cui, XZ, Chen, SH & Liu, DC Mécanisme d'atténuation de l'onde de contrainte se propageant dans la masse rocheuse fracturée. Ing. Détruire. 5(1), 18–21 (1999).

Google Scholar

Wang, LL Fundamentals of Stress Waves-Second Edition (National Defense Industry Press, 2005).

Google Scholar

Liu, ZY, Hu, YL & Chen, Y. Atténuation de l'onde P ultrasonore dans les roches sèches et saturées d'eau sous compression uniaxiale. Acta Géophys. 27(4), 349–359 (1984).

Google Scholar

Dong, Q. Étude sur le modèle de propagation et d'atténuation de l'onde de contrainte d'explosion dans la masse rocheuse jointe sous différentes contraintes in situ (Université de technologie de Wuhan, 2018).

Dong, Q., Li, X., Jia, Y. & Sun, J. Une simulation numérique de la propagation des ondes de contrainte de dynamitage dans une masse rocheuse jointe sous contraintes initiales. Appl. Sci. 11(17), 7873. https://doi.org/10.3390/app11177873 (2021).

Article 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. Un modèle constitutif de calcul pour le béton subjectif à de grandes déformations, des taux de déformation élevés et une pression élevée. Dans 1e Symposium international sur la balistique, Québec, Canada 591–600 (1993).

Fang, Q., Kong, XZ, Wu, H. & Gong, ZM Méthode de détermination des paramètres du modèle de cuisson Rock Holmquist Johnson. Ing. Méca. 31(03), 197–204 (2014).

Google Scholar

Ding, HP Research on Blasting Effect of Jointed and Fractured Rock Mass Tunnel (Jilin University, 2009).

Liu, JC et al. Analyse numérique et application de l'optimisation structurelle d'une charge de sautage étanche à l'eau. Vibr. Choc 39(09), 57–62. https://doi.org/10.13465/j.cnki.jvs.2020.09.008 (2020).

Article Google Scholar

Wang, P. Optimisation des paramètres de dynamitage pour les contre-dépouilles en forme de coin dans les tunnels de grande section (Université du Guangxi, 2020).

Li, FQ Simulation numérique du dynamitage en contre-dépouille en forme de coin dans des trous creux (Beijing Institute of Technology, 2018).

Wang, J., Yin, Y. & Luo, C. Matériaux rocheux : Détermination des paramètres et application dans le dynamitage en douceur des tunnels. Appl. Sci. 8, 9 (2018).

Annonces Google Scholar

Murthy, V., Dey, K. & Raitani, R. Prévision de dépassement dans le dynamitage d'un tunnel souterrain : une étude de cas. J. Can. Tonn. Canadien 2003, 109-115 (2003).

Skrzypkowski, K. Une nouvelle conception de support pour la masse rocheuse sujette à l'éclatement dans l'extraction minière souterraine. Dans les conférences Web E3S ; EDP Sciences : Les Ulis, France, tome 71 00006. https://doi.org/10.1051/e3sconf/20187100006 (2018).

Skrzypkowski, K., Korzeniowski, W., Krzysztof, Z. & Anna, Z. Ajustement du système élastique des boulons d'ancrage mécaniques pour la méthode d'extraction par chambres et piliers dans une masse rocheuse stratifiée. Énergies 13(8), 2082. https://doi.org/10.3390/en13082082 (2020).

Article CAS Google Scholar

Persson, P. La relation entre l'énergie de déformation, les dommages causés par la roche, la fragmentation et la projection dans le dynamitage. Fragblast 1(1), 99-110 (1997).

Article Google Scholar

Wang, JX et al. Simulation numérique de l'effet de la structure du massif rocheux sur la qualité du dynamitage en tunnel : une étude de cas. Appl. Sci.-Bâle 11, 22. https://doi.org/10.3390/app112210761 (2021).

Article ADS CAS Google Scholar

Wang, JX, Yin, Y. & Luo, CW Johnson – Holmquist-II (JH-2) modèle constitutif pour les matériaux rocheux : détermination et application des paramètres dans le dynamitage en douceur des tunnels. Appl. Sci.-Bâle 8, 9. https://doi.org/10.3390/app8091675 (2018).

Article ADS CAS Google Scholar

Télécharger les références

Merci à Poly Xinlian Blasting Engineering Group Civil Explosion Engineering Laboratory et à Poly Union Group Corporation Civil Explosion Engineering Laboratory pour avoir fourni des sites expérimentaux pour cet article. Ce travail a été soutenu par la Fondation nationale des sciences naturelles de Chine (52064008).

Collège de génie civil, Université de Guizhou, Guiyang, 550025, Chine

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

Collège des mines, Université de Guizhou, Guiyang, 550025, Chine

Tiejun Tao

Northwest Engineering Co., Ltd. de CCCC First Highway Engineering Co., Ltd., Xi'an, 710000, Chine

Zhenhua Zhao

Vous pouvez également rechercher cet auteur dans PubMed Google Scholar

X.-CT : dérivation théorique, validation de la méthode, rédaction du projet original. TT : édition et vérification du manuscrit. XL : paramétrage du modèle. JJ : test de compression uniaxiale, test de compression triaxiale, test de fractionnement brésilien et test de compression de choc dynamique. C.-JX : validation de la formule. Q.-XL, et Q.-ZC : l'établissement du modèle d'analyse numérique. Z.-HZ : essai de sautage sur le terrain.

Correspondance à Tiejun Tao.

Les auteurs ne déclarent aucun intérêt concurrent.

Springer Nature reste neutre en ce qui concerne les revendications juridictionnelles dans les cartes publiées et les affiliations institutionnelles.

Libre accès Cet article est sous licence Creative Commons Attribution 4.0 International, qui autorise l'utilisation, le partage, l'adaptation, la distribution et la reproduction sur tout support ou format, à condition que vous accordiez le crédit approprié à l'auteur ou aux auteurs originaux et à la source, fournissez un lien vers la licence Creative Commons et indiquez si des modifications ont été apportées. Les images ou tout autre matériel de tiers dans cet article sont inclus dans la licence Creative Commons de l'article, sauf indication contraire dans une ligne de crédit au matériel. Si le matériel n'est pas inclus dans la licence Creative Commons de l'article et que votre utilisation prévue n'est pas autorisée par la réglementation légale ou dépasse l'utilisation autorisée, vous devrez obtenir l'autorisation directement du détenteur des droits d'auteur. Pour voir une copie de cette licence, visitez http://creativecommons.org/licenses/by/4.0/.

Réimpressions et autorisations

Tian, X., Tao, T., Liu, X. et al. Calcul de l'espacement des trous et analyse de l'endommagement de la roche environnante sous l'action des contraintes in situ et des joints. Sci Rep 12, 22331 (2022). https://doi.org/10.1038/s41598-022-27017-w

Télécharger la citation

Reçu : 19 août 2022

Accepté : 23 décembre 2022

Publié: 25 décembre 2022

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

Toute personne avec qui vous partagez le lien suivant pourra lire ce contenu :

Désolé, aucun lien partageable n'est actuellement disponible pour cet article.

Fourni par l'initiative de partage de contenu Springer Nature SharedIt

En soumettant un commentaire, vous acceptez de respecter nos conditions d'utilisation et nos directives communautaires. Si vous trouvez quelque chose d'abusif ou qui ne respecte pas nos conditions ou directives, veuillez le signaler comme inapproprié.

Précédent: "Le Brésil et l'Argentine renforceront l'intégration et la transition énergétiques", déclare le ministre brésilien Suivant: Tremblement de terre multi

Envoyer une demande

Envoyer