Recherche sur les dommages dynamiques cumulés par le dynamitage de la roche environnante dans un tunnel de construction en escalier

Jun 03, 2023

Rapports scientifiques volume 13, Numéro d'article : 1974 (2023) Citer cet article

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Dans le processus de dynamitage cyclique lors de l'excavation du tunnel, la roche environnante réservée subit une accumulation de dommages irréparables. Pour la construction de tunnels en toute sécurité, il est impératif de comprendre les caractéristiques des dommages cumulatifs dynamiques de la roche par dynamitage. Des tests d'ondes sonores et des méthodes de simulation numérique ont été appliqués à la recherche. Le modèle JH-2 a été adopté comme modèle d'endommagement de la roche environnante. Sur la base de la méthode de transfert de données entre les solveurs du logiciel ABAQUS, les dommages cumulés ont été calculés. Les caractéristiques des dommages ont été obtenues en combinant les résultats des tests d'ondes sonores. Selon les résultats de la recherche, l'ensemble de la roche environnante réservée présente des caractéristiques de dommages périodiques. Chaque zone de dommages périodiques a une forme d'entonnoir le long de la direction longitudinale du tunnel, avec une longueur de 160 cm et 1,07 fois le métrage d'excavation. L'effet de dynamitage de cette dernière séquence d'excavation sur la zone endommagée de la roche de la séquence précédente est de 40 cm de long, avec trois modèles de dommages cumulatifs. Les trois schémas de dommages cumulés révèlent plus clairement la loi de dommages supplémentaires de la roche environnante, le degré de dommages supplémentaires est le plus élevé à une distance de 5 à 20 cm de la dernière séquence d'excavation. La recherche peut fournir des orientations théoriques appropriées pour la conception du schéma de dynamitage et du revêtement du tunnel de construction par dynamitage.

L'excavation par dynamitage est largement utilisée dans l'ingénierie des tunnels en raison de sa grande efficacité et de ses avantages économiques. Lorsque l'énergie d'une explosion explosive brise et projette la masse rocheuse excavée, elle endommagera inévitablement la roche environnante réservée, réduisant son intégrité et dégradant ses propriétés mécaniques, affectant la sécurité de la construction du tunnel. De plus, des charges de dynamitage supplémentaires seront appliquées à la roche environnante réservée, causant une accumulation continue de dommages. Par conséquent, l'étude des caractéristiques des dommages dynamiques cumulés par le dynamitage de la roche environnante est cruciale pour la construction en toute sécurité des tunnels de forage et de dynamitage.

Le modèle de dommages causés par le dynamitage des roches a été largement étudié par les universitaires. Langefors1 pense que les dommages causés par le dynamitage sont créés par la propagation, la réflexion et le contact des ondes de contrainte d'explosion. Il stimule et étend les fissures rocheuses, abaissant leurs caractéristiques mécaniques. Sur la base de cette compréhension, les chercheurs concernés ont développé trois modèles de dégâts de dynamitage : le modèle GK2, le modèle TCK3 et le modèle KUS4. HAMDI5 et LI6 ont utilisé les trois modèles de dommages de dynamitage et des méthodes de simulation numérique pour étudier l'évolution des dommages, la mesure et l'évaluation de la masse rocheuse sous le dynamitage. Selon la mécanique des dommages continus et le critère de contrainte de traction critique, YANG7 et LIU8 ont proposé un modèle de dommages de dynamitage qui peut refléter de manière exhaustive la corrélation entre les variables de dommages, la densité des fissures et le taux de déformation.

De plus, la masse rocheuse existe dans la contrainte initiale in situ couplée à la contrainte de gravité et à la contrainte tectonique, ce qui a une influence significative sur la propagation des ondes de contrainte explosives, le développement de fissures dans la roche et les dommages à la roche environnante., la masse rocheuse existe dans la contrainte initiale in situ couplée à la contrainte gravitaire et à la contrainte tectonique, qui a une influence significative sur la propagation des ondes de contrainte explosives, et sur les dommages aux roches environnantes. Par conséquent, le stress in situ ne peut être ignoré lors de l'étude des dommages causés par le dynamitage, et de nombreux universitaires l'ont étudié. Grâce à des recherches expérimentales, HE9 et ZHANG10 ont découvert que les fissures sous charge de dynamitage se propagent souvent le long de la direction de la contrainte principale. De plus, l'étude de HE9 a montré que la zone de fracture de la roche diminuerait avec l'augmentation de la contrainte de compression. XIE11 et YI12 ont étudié l'endommagement par sautage du massif rocheux sous contrainte in-situ par simulation numérique et ont obtenu la même règle de développement de fissure que ci-dessus. TAO13 a simulé le dynamitage d'un seul trou de la masse rocheuse sous contrainte in situ et a constaté qu'il pouvait réduire la fissuration. Dans un projet de tunnel spécifique, RAMULU14 a utilisé des tests d'extensomètre et de caméra à sténopé pour étudier l'influence du dynamitage cyclique sur les dommages à la roche. La recherche a révélé que les dommages causés par la roche près de la zone de dynamitage étaient causés par des vibrations à haute fréquence, tandis que les dommages causés par la roche loin du trou de dynamitage étaient causés par des vibrations à basse fréquence. LUO15 a réalisé une simulation numérique sur l'excavation à l'explosif d'un tunnel de dérivation et a comparé les résultats avec les valeurs mesurées sur le terrain. Il a été constaté que la vitesse de vibration du dynamitage et la déformation de la roche environnante étaient plus proches des valeurs mesurées après avoir pris en compte les dommages accumulés de la roche environnante. L'effet cumulatif des dommages causés par la roche environnante doit être pris en compte dans la simulation numérique.

Les études ci-dessus indiquent que le modèle approprié d'endommagement de la roche doit être sélectionné et que l'effet de la contrainte in situ doit être pris en compte pour explorer les dommages cumulés de la roche environnante réservée. Cependant, l'état de la recherche se concentre sur la théorie des dommages de la roche sous la charge de dynamitage, la surveillance sur site et l'évaluation de la sécurité. Il existe peu d'études sur les dommages dynamiques cumulés de la roche environnante réservée dans la construction par dynamitage cyclique par étapes. Le modèle de roche JH-2 construit dans le logiciel ABAQUS a été utilisé pour effectuer une simulation numérique précise de l'excavation par dynamitage cyclique d'un tunnel. Les résultats des calculs ont été comparés aux résultats des essais soniques sur le terrain pour étudier les caractéristiques de dommages cumulés de la roche environnante réservée.

Le tunnel de Jinjing est situé dans la ville de Sanming, dans la province du Fujian, en Chine. Il s'agit d'un tunnel à voie unique de 7292 m de long. Il traverse les roches environnantes de classe II, III, IV et V, et la longueur de la roche environnante de classe II est de 1540 m. Pour atténuer les vibrations produites par le dynamitage des structures voisines, une méthode de construction en arc inversé temporaire étape par étape a été choisie pour la partie enfouie peu profonde de la classe II. Le schéma de construction du tunnel est illustré à la Fig. 1 et le tracé des dimensions du tunnel est illustré à la Fig. 2.

Le schéma de construction du tunnel.

Le tracé des dimensions du tunnel (cm).

La construction a été réalisée conformément à la théorie "excavation courte, dynamitage faible", et les techniques de micro-différence, de division, de multi-segments et de dynamitage faible multiple ont été utilisées. La méthode inversée temporaire des marches inférieures et descendantes a été utilisée pour la construction, avec une seule excavation cyclique de 1,5 m. Le trou de coupe est en forme de coin composé et la disposition est illustrée à la Fig. 3. À la Fig. 3, la partie supérieure est la vue de face, qui montre la disposition des trous de coupe sur la face du tunnel. La face inférieure est la vue de dessus, qui montre la position et la longueur des trous de coupe dans la roche.

Schéma de disposition des trous de coupe en forme de coin composé (cm).

Les changements de vitesse des ondes sonores dans une masse rocheuse peuvent mieux refléter le degré et l'étendue des dommages causés à la masse rocheuse après le dynamitage et fournir des données pour les études sur les chantiers de construction16. Le détecteur RSM-SY6 est utilisé pour effectuer des tests soniques sur la roche environnante, et le schéma de test est illustré à la Fig. 4. Les trous de test sont disposés sur la partie plate de la taille de la voûte. La profondeur des trous d'essai est de 4 m et les trous d'essai sont inclinés vers le bas et à un angle de 5° avec le plan horizontal. Les trous d'essai sont parallèles et l'espacement adjacent est de 60 cm. Il n'y avait pas de débris rocheux dans la chambre d'essai pendant l'essai et la cavité était couplée à de l'eau. La sonde sonique a été déplacée vers l'extérieur de 20 cm pour chaque test, et 21 tests ont été effectués dans chaque groupe.

Plan de test de la méthode des ondes sonores à deux trous.

Afin d'obtenir les vitesses des ondes longitudinales de la roche environnante endommagée et intacte, la vitesse des ondes sonores de la masse rocheuse excavée est testée. La courbe de la vitesse des ondes variant le long de la profondeur du trou d'essai est illustrée à la Fig. 5. Dans la Fig. 5, #2–1 représente la vitesse de l'onde sonique de la roche entre le trou 2# et le trou 1#, #2–3 représente la vitesse de l'onde sonique de la roche entre le trou 2# et le trou 3#. En raison de l'infiltration d'eau à l'ouverture du trou, les données sur la vitesse des vagues à l'ouverture du trou sont incomplètes. La courbe de vitesse des vagues de la roche environnante réservée montre que la vitesse des vagues varie considérablement dans la plage de profondeur de 0,4 à 2,5 m, la vitesse des vagues passant de 2145 à 4845 m·s−1. Lorsque la profondeur est supérieure à 2,5 m, la variation de la vitesse des ondes sonores tend à être stable. À en juger par la tendance à la variation de la vitesse des vagues, la vitesse des vagues de la roche environnante non endommagée peut être considérée comme la vitesse moyenne des vagues de 4817 m·s−1 à une profondeur de 2,5 à 4 m du trou d'essai.

Courbes vitesse sonique-profondeur de la roche environnante.

Étant donné que la charge de dynamitage n'est qu'un type de force, la réaction de la roche environnante dépend de ses caractéristiques mécaniques et du modèle d'endommagement. De ce fait, le modèle d'endommagement de la roche encaissante est crucial pour l'analyse de ce travail.

Dans la simulation numérique, le modèle HJC17, le modèle JH-118 et le modèle JH-219 sont souvent utilisés pour décrire le comportement mécanique dynamique des matériaux fragiles sous des contraintes considérables, des taux de déformation élevés et des charges à haute pression. Le modèle JH-2 est une amélioration par rapport au modèle JH-1. La résistance dépendante de la pression, les dommages, la rupture, le gonflement, les effets du taux de déformation et la résistance significative après rupture sont tous pris en compte dans le modèle JH-220. Le modèle comprend la force, les dégâts et la pression. Les équations de résistance, d'endommagement et d'état de pression du modèle JH-2 sont décrites ci-dessous21,22.

La courbe de résistance du modèle continu de JH-2 est illustrée à la Fig. 6, où trois courbes différentes décrivent trois états de matériaux : l'état intact, l'état endommagé et l'état fracturé. L'état du matériau a son équation de résistance correspondante, qui représente la relation entre la contrainte équivalente normalisée et la pression normalisée. L'équation de la contrainte équivalente normalisée est la suivante :

où \(\sigma_{\text{i}}^{*}\) est la contrainte équivalente intacte normalisée ; \(\sigma_{{\rm f}}^{*}\) est la contrainte de rupture normalisée ; D est le facteur de dommage (0 < D < 1); σ est la contrainte équivalente réelle ; \(\sigma_{{{\rm HEL}}}\) est la contrainte équivalente à l'état limite d'élasticité d'Hugoniot. Elle représente la contrainte nette de compression incluant la pression hydrostatique et les composantes de contrainte du déviateur19.

Modèle de résistance du modèle constitutif JH-2.

0 < D < 1, le matériau est à l'état endommagé et la contrainte équivalente normalisée \(\sigma^{*}\) est calculée par la formule (1), correspondant à la courbe orange de la Fig. 6. D = 0, le matériel est à l'état intact. En substituant D = 0 dans la formule (1), \(\sigma^{*} { = }\sigma_{\text{i}}^{*}\) est obtenu, et \(\sigma_{\text{i} }^{*}\) est calculé par la formule (3), qui correspond à la courbe bleue de la Fig. 6. D = 1, le matériau est à l'état fracturé. En substituant D = 1 dans la formule (1), \(\sigma^{*} { = }\sigma_{{\rm f}}^{*}\) est obtenu, et \(\sigma_{\rm {f} }^{*}\) est calculé par la formule (4), qui correspond à la courbe verte de la Fig. 6.

La formule de calcul de σ est la suivante :

où \(\sigma_{1}\) et \(\sigma_{2}\) sont \(\sigma_{3}\) trois contraintes principales.

La formule de calcul de \(\sigma_{i}^{*}\) et \(\sigma_{f}^{*}\) est la suivante :

où A, B, C, M et N sont des paramètres matériels ; \(\sigma_{i}^{\max }\) est la valeur limite de \(\sigma_{i}^{*}\) ; \(P^{*}\) est la pression normalisée, la formule de calcul de \(P^{*}\) est la suivante :

où P est la pression hydrostatique réelle ; \(P_{HEL}\) est la pression hydrostatique à l'état limite d'élasticité d'Hugoniot.

\(T^{*}\) est la pression hydrostatique de traction maximale normalisée, et sa formule de calcul est la suivante :

où T est la pression hydrostatique maximale en traction du matériau et \(T_{HEL}\) est la pression hydrostatique en traction à l'état limite d'élasticité d'Hugoniot.

\(\dot{\varepsilon }^{*}\) est le taux de déformation sans dimension, qui est calculé comme suit :

où \(\dot{\varepsilon }\) est le taux de déformation équivalent réel, \(\dot{\varepsilon }_{0}\) est le taux de déformation de référence et prend la valeur de 1 s−1.

La formule de calcul de \(\dot{\varepsilon }\) est la suivante :

où \(\dot{\varepsilon }_{x}\),\(\dot{\varepsilon }_{y}\) et \(\dot{\varepsilon }_{z}\) sont les trois principaux taux de déformation ; \(\dot{\gamma }_{xy}^{2}\),\(\dot{\gamma }_{xz}^{2}\) et \(\dot{\gamma }_{yz} ^{2}\) sont trois taux de déformation de cisaillement.

La courbe d'endommagement du modèle de continuum JH-2 est illustrée à la Fig. 7. D'après la Fig. 7, l'endommagement du matériau augmente avec le développement de la fracture et la croissance de l'endommagement présente des caractéristiques non linéaires. L'équation est la suivante :

où \(\Delta \varepsilon^{p}\) est la vitesse de déformation plastique équivalente ;\(\Delta \varepsilon_{f}^{p}\) est la déformation plastique équivalente à la rupture ; D1 et D2 sont des facteurs de dommage, qui sont déterminés par la méthode suivante.

où \(\varepsilon_{p}^{f}\) est la déformation plastique à la rupture sous pression constante. Selon la formule (10), la courbe de la déformation à la rupture dépendante de la pression suivant la pression normalisée peut être déterminée par essai, et les facteurs d'endommagement D1 et D2 peuvent être déterminés par la courbe21.

Modèle d'endommagement du modèle constitutif JH-2.

La courbe d'équation d'état de pression du modèle de continuum JH-2 est illustrée à la Fig. 8. L'équation d'état de pression reflète la pression hydrostatique et la déformation volumétrique, y compris les étapes de rupture purement élastique et plastique. L'équation est la suivante :

où K1, K2 et K3 sont des constantes matérielles, μ peut être calculé comme suit :

où \(\rho_{0}\) est la densité initiale du matériau ; ρ est la densité de courant.

Modèle EOS du modèle constitutif JH-2.

Compte tenu de l'énergie de gonflement, l'incrément de pression ΔP est pris en compte dans l'équation d'état. Lorsque le matériau est endommagé, la résistance du matériau s'affaiblit et l'énergie élastique du matériau diminue également. L'énergie élastique réduite sera convertie en énergie potentielle 20, en augmentant l'incrément de pression ΔP. L'équation de ΔP est la suivante :

où ΔU est l'énergie élastique du déviateur ; β est la partie de l'énergie élastique incrémentale qui est convertie en énergie potentielle (0 ≤ β ≤ 1).

L'équation de relation entre la variable d'endommagement de la roche et la vitesse des ondes sonores avant et après l'endommagement de la roche peut être obtenue :23

où \(\overline{{V_{p} }}\) est la vitesse de l'onde sonique de la masse rocheuse soumise à une charge de dynamitage ; \(V_{p}\) est la vitesse de l'onde sonore de la roche ; D est la variable d'endommagement de la roche après le dynamitage.

La formule de calcul du taux de variation de la vitesse de l'onde sonique est la suivante :

Critères pour juger des dommages causés à la roche environnante sous une charge de dynamitage par un test d'onde sonique23 : lorsque le taux de variation de la vitesse de l'onde sonique n'est pas supérieur à 10 %, les dommages causés à la roche environnante sont minimes. Lorsque le taux de variation de la vitesse des ondes sonores est supérieur à 10 % mais inférieur à 15 %, la roche environnante est considérée comme légèrement endommagée par le dynamitage. Lorsque le taux de variation de la vitesse des ondes sonores est supérieur à 15 %, la roche environnante est considérée comme endommagée par le dynamitage. Lorsque le taux de variation de la vitesse des ondes sonores est de 10 %, la variable d'endommagement de la roche est de 0,19. Lorsque le taux de variation de la vitesse des ondes sonores est de 15 %, la variable d'endommagement de la roche est de 0,28.

En prenant comme exemple la construction par dynamitage dans le tunnel de Jinjing, le modèle numérique est établi. La taille du modèle est de 40 m × 37 m × 37 m et l'élément C3D8R est utilisé pour la roche et le revêtement. L'élément de poutre est utilisé pour l'ancrage. La méthode de transfert de données entre les solveurs du logiciel ABAQUS est utilisée pour réaliser la construction de l'excavation par dynamitage cyclique du tunnel. Lors de la simulation du dynamitage cyclique, la charge de dynamitage est appliquée à la limite de l'excavation. Avant de commencer l'opération de dynamitage, les éléments rocheux de l'excavation de dynamitage cyclique sont supprimés. Le tir cyclique suivant est calculé sur la base de tous les résultats de calcul du tir cyclique précédent. Le schéma de principe du modèle numérique est présenté à la Fig. 9.

Schéma du modèle numérique.

Étant donné que le dynamitage provoque principalement des vibrations au niveau des ancrages, du revêtement primaire et du revêtement secondaire du tunnel, les dommages ne peuvent être pris en compte. Seuls les paramètres d'élasticité du matériau sont pris en compte, comme indiqué dans le tableau 1.

Le modèle JH-2 est utilisé pour le massif rocheux, et ses paramètres spécifiques sont présentés dans le tableau 2 selon la littérature20 et les données des études géologiques d'ingénierie.

Le coût de calcul peut être considérablement réduit en appliquant la charge de sautage équivalente sur la frontière élastique au lieu de modéliser l'explosion et le trou du canon. La charge de souffle équivalente triangulaire sera adoptée dans cet article. La courbe de charge de souffle est illustrée à la Fig. 10.

Courbe de charge de dynamitage.

La quantité de charge et la disposition des trous déterminent la valeur de la charge de dynamitage, et le métrage détermine la plage de charge de dynamitage. En tant que facteurs d'influence de la charge de dynamitage, ils affectent les dommages causés à la roche environnante.

La pression de détonation initiale sur la paroi du trou peut être calculée pour des charges non couplées par la formule suivante24.

où P0 est la pression de détonation initiale ;\(\rho_{e}\) est la densité explosive ; D est la vitesse de détonation de l'explosif ; γ est l'indice isentropique des explosifs, prenant la valeur 3,0 ; dc est le diamètre de la charge ; db est le diamètre du trou. Pour la détonation d'un groupe de trous, la charge de souffle équivalente appliquée sur la frontière élastique peut être calculée comme suit21 :

où k est le coefficient d'influence de l'initiation du trou découpé, qui est pris égal à 10 ; \(r_{0}\) est le rayon du trou ; \(r_{1}\) est le rayon de la zone d'écrasement ; \(r_{2}\) est le rayon de la zone de broyage ; μ Coefficient de Poisson de la roche environnante.

L'explosif à émulsion 2 # est utilisé dans la construction de l'explosion du tunnel de Jinjing, sa densité est de 1100 kg/m3 et sa vitesse de détonation est de 4000 m/s ; selon les données d'ingénierie pertinentes, la charge de dynamitage équivalente P1 à la limite élastique est de 200 MPa, telle que calculée par l'équation. (17).

Une seule opération de dynamitage endommagera une certaine gamme de roches adjacentes dans cette zone d'excavation. Au fur et à mesure que la fréquence des opérations de dynamitage augmente, les dommages aux roches environnantes dans la section de construction de dynamitage cyclique augmenteront en fonction des dommages produits par chaque opération de dynamitage individuelle, présentant les caractéristiques des dommages globaux aux roches environnantes. Les dommages causés par le dynamitage dans cette section seront exacerbés par le dynamitage ultérieur. Cette section analyse et discute les caractéristiques des dommages cumulés de la section du bâtiment à un seul souffle et de la roche environnante du souffle cyclique.

La vitesse des ondes sonores de la roche environnante réservée obtenue à partir du test sonique est substituée dans l'équation. (14) pour obtenir la variable de dommage sur le terrain, qui est comparée à la variable de dommage dans la simulation, comme le montre la Fig. 11. La valeur de dommage de la simulation numérique est extraite par la fonction de post-traitement du logiciel ABAQUS. On peut voir sur la figure 11 que la valeur de simulation est cohérente avec la valeur de mesure de champ. Lorsque la variable d'endommagement est de 0,19, les profondeurs d'endommagement dans la simulation numérique, l'essai sur le terrain 1 et l'essai sur le terrain 2 sont respectivement de 130 cm, 143 cm et 144 cm. Lorsque la variable d'endommagement est de 0,28, les profondeurs d'endommagement dans la simulation numérique, l'essai sur le terrain 1 et l'essai sur le terrain 2 sont respectivement de 110 cm, 117 cm et 115 cm. L'écart de profondeur moyen pour les deux groupes de variables de dommages est de 13,5 cm et 6 cm, respectivement. De toute évidence, la méthode de simulation numérique utilisée dans cette recherche a un certain degré de fiabilité.

Comparaison des résultats des essais sur le terrain et des simulations numériques.

La figure 12 illustre la distribution des facteurs de dommage le long de la direction longitudinale du tunnel au cours des sept cycles d'excavation de la construction par dynamitage. La figure 12 est l'image du nuage de dommages du modèle JH-2, qui a été obtenue par la fonction de post-traitement.

Variables d'endommagement de la roche environnante globalement réservée le long du tunnel longitudinal.

Conformément à la Fig. 12, le long de l'axe longitudinal du tunnel, la répartition des dommages de la roche environnante globale réservée est uniforme et symétrique, présentant des caractéristiques de dommages périodiques. La zone de construction de dynamitage unique est la principale zone de dégâts à chaque période de dégâts. La longueur de la zone de dommages périodiques est de 160 cm, ce qui est légèrement plus long que la longueur de la seule séquence d'excavation de dynamitage. La profondeur des dommages périodiques de la voûte est de 202 cm et la profondeur des dommages périodiques du fond est de 217,5 cm. Le long de la direction longitudinale du tunnel, la zone d'endommagement périodique de la roche environnante réservée présente une forme d'entonnoir. La valeur de la variable d'endommagement et la profondeur des dommages aux extrémités du trou sont inférieures à celles du centre du trou. La valeur variable des dommages à faible profondeur de la roche environnante est plus importante et le degré de dommages est plus élevé. Avec l'augmentation de la profondeur, la variable d'endommagement de la roche environnante diminue progressivement. La figure 13 montre la relation entre les variables d'endommagement au bord et au centre de la zone d'endommagement périodique et la profondeur.

La courbe entre la variable de dommage au bord et au centre de la zone de dommage périodique et la profondeur.

Selon la figure 13, lorsque la profondeur de la roche environnante augmente, la variable d'endommagement présente une atténuation non linéaire et le degré d'atténuation augmente continuellement. La variable d'endommagement de la roche environnante de la voûte s'atténue plus rapidement que la variable d'endommagement de la roche environnante du fond, et le degré d'endommagement de la roche environnante du fond de l'arche est légèrement supérieur à celui de la voûte. Le taux d'atténuation de la variable d'endommagement dans la marge d'endommagement périodique est significativement supérieur à celui de la roche médiane, ce qui est corrélé aux caractéristiques de distribution des dommages en forme d'entonnoir. Les directives ci-dessus montrent que le dynamitage de charge aura un impact substantiel sur la roche environnante dans la région médiane du trou.

Pour observer et analyser visuellement les dommages dans la section transversale de l'excavation unique et pour obtenir les caractéristiques des dommages cumulés, la fonction de vue en coupe dans le post-traitement ABAQUS a été utilisée pour couper la première excavation. La répartition des dommages des sections coupées à différentes distances du fond du trou pour les marches supérieure et inférieure est illustrée aux Fig. 14 et 15.

Répartition des dommages de la roche environnante dans différentes sections de la marche supérieure de la première séquence d'excavation.

Répartition des dommages de la roche environnante dans différentes sections de la marche inférieure de la première séquence d'excavation.

Comme le montrent les Fig. 14 et 15, la valeur et la profondeur de la variable d'endommagement augmenteront à mesure que la vue en coupe approche du centre du trou, correspondant aux dommages en forme d'entonnoir du tunnel. La force de dynamitage de ces dernières images d'excavation aura un effet cumulatif apparent sur les dommages causés à la roche environnante réservée aux images d'excavation précédentes. La longueur de la zone touchée est de 40 cm, ce qui représente 26,7 % du métrage d'excavation. Comme illustré dans les Fig. 16, 17 et 18, l'augmentation de la profondeur de l'endommagement et de la vallée de l'endommagement dans diverses sections de la voûte de la marche supérieure et du bas de la marche inférieure est déterminée.

Augmentation de la profondeur des dommages causés par la roche environnante dans différentes sections de la voûte et du fond.

Répartition des incréments de dommages le long de la profondeur de la roche environnante dans différentes sections de la voûte.

Répartition des incréments de dommages le long de la profondeur de la roche environnante dans différentes sections du fond.

Selon la Fig. 16, le dynamitage de cette dernière structure aura un impact considérable sur la profondeur d'endommagement de la roche environnante à moins de 15 cm du fond du trou de l'excavation préalable. L'augmentation maximale de la profondeur des dégâts de l'étape supérieure est de 30,7 cm, tandis que l'augmentation maximale de la profondeur des dégâts de l'étape inférieure est de 41,7 cm. Lorsque la distance du fond du trou dépasse 15 cm, la profondeur de l'endommagement de la roche environnante diminue considérablement. Lorsque la distance du fond du trou dépasse 40 cm, la profondeur des dommages de la roche environnante n'augmente pas.

Selon les Fig. 17 et 18, l'incrément de dommage de la roche environnante est le plus grand à moins de 5 cm du fond du trou, et l'incrément maximum des marches supérieure et inférieure est de 0,958. Dans la plage de 5 à 40 cm du fond du trou, l'incrément de dommages cumulés de la roche environnante diminue de manière constante, de 0,74 à 0,021 pour la marche supérieure et de 0,502 à 0,023 pour la marche inférieure. Les dommages accumulés de la roche environnante ne se produiront pas si la distance du fond du trou est supérieure à 40 cm. La plage de profondeur des dommages accumulés de la roche environnante à moins de 0 à 5 cm du fond du trou est limitée. La profondeur moyenne des dommages accumulés de la marche supérieure est de 33,4 cm et la profondeur moyenne des dommages accumulés de la marche inférieure est de 40,5 cm. La plage de profondeur des dommages accumulés entre 5 et 20 cm du fond du trou est vaste. La marche supérieure a une profondeur moyenne de dommages cumulés de 81,5 cm, tandis que la marche inférieure a une profondeur moyenne de dommages cumulés de 75,6 cm. La plage de profondeur des dommages accumulés entre 20 et 40 cm du fond du trou est limitée. La profondeur moyenne des dommages cumulés de la marche supérieure est de 26,8 cm et la profondeur moyenne des dommages cumulés de la marche inférieure est de 49,8 cm.

L'événement susmentionné reflète les trois schémas de dommages cumulatifs observés dans les images d'excavation antérieures. Le mode de dommage cumulatif de la roche environnante dans la plage de 0 à 5 cm du fond du trou est que l'augmentation des dommages est la plus grande à faible profondeur. Le modèle de dommages cumulés de la roche environnante à moins de 5 à 20 cm du fond du trou indique que la plus grande augmentation des dommages se produit à de plus grandes profondeurs. Le mode de dommage accumulé de la roche environnante à moins de 20 à 40 cm du fond du trou est un petit incrément de dommage dans une faible profondeur de roche environnante.

L'incrément de profondeur d'endommagement et la loi de distribution de l'incrément d'endommagement de la section transversale de roche environnante révèlent que les dommages en forme d'entonnoir de l'excavation précédente sont intensifiés.

Dans cette étude, la méthode d'essai d'onde sonique et de simulation numérique est utilisée pour calculer et analyser les caractéristiques de dommages cumulatifs de la roche environnante réservée suite au dynamitage cyclique. Les résultats peuvent offrir une orientation théorique pertinente pour la conception du schéma de dynamitage de la construction du tunnel de dynamitage et la conception du support de revêtement. Voici la conclusion :

La valeur des dommages cumulés du dynamitage cyclique basée sur le modèle d'endommagement de la roche JH-2 est compatible avec les résultats de l'essai sonique, et le modèle d'endommagement peut représenter plus précisément le comportement mécanique dynamique des matériaux rocheux.

L'ensemble de la roche environnante réservée dans la section d'excavation par dynamitage cyclique a des caractéristiques de dommages périodiques, et la longueur de chaque région de dommages périodiques est de 160 cm, 1,07 fois la longueur d'excavation, et prend la forme d'un entonnoir le long de la direction longitudinale du tunnel. La profondeur des dégâts est de 202 cm à la voûte et de 217,5 cm au fond. Chaque région de dommages périodiques est générée par l'action combinée de la construction de dynamitage de cette section de métrage et de la construction de dynamitage de la section de métrage ultérieure.

L'effet de dynamitage de cette dernière construction du métrage de fouille sur la zone endommagée de la roche environnante réservée du métrage de fouille précédent est de 40 cm de long, ce qui représente 26,7% du métrage de fouille. Dans la zone d'influence de 40 cm, il existe trois modèles de dommages cumulatifs. La roche environnante a le plus grand incrément de dommages à une faible profondeur de 0 à 5 cm du fond du trou. À grande profondeur, la roche environnante présente un incrément de dommage plus important entre 5 et 20 cm du fond du trou. La roche environnante montre une légère augmentation des dommages à une faible profondeur entre 20 et 40 cm du fond du trou. Les trois modèles de dommages cumulés montrent plus clairement la loi de dommages supplémentaires de la roche environnante dans les images d'excavation antérieures causées par l'activité de dynamitage dans les images d'excavation ultérieures. Contrairement à la croyance populaire, plus la distance à ces dernières images d'excavation est proche, plus les dommages cumulés à la roche voisine seront importants. Cette découverte a des implications pour la conception de dynamitage de tunnel et la conception de support de tunnel.

Les ensembles de données générés pendant et/ou analysés pendant l'étude actuelle ne sont pas accessibles au public, mais sont disponibles auprès de l'auteur correspondant sur demande raisonnable.

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Ce travail a été soutenu par la Natural Science Foundation of China (Grant No.: 52168055); la Fondation des sciences naturelles de la province du Jiangxi (subvention n° : 20212ACB204001) ; le projet d'innovation « Double Thousand Plan » de la province du Jiangxi (subvention n° : jxsq2020101001).

Collège de génie civil et d'architecture, Université du Guangxi, Nanning, 530004, Guangxi, Chine

Yaozhong Cui, Bo Wu, Guowang Meng et Shixiang Xu

École de génie civil et architectural, Université de technologie de Chine orientale, Nanchang, 330013, Jiangxi, Chine

Bo Wu

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YC : Conceptualisation, Méthodologie, Logiciel, Analyse formelle, Rédaction d'un projet original. BW : Curation des données, Méthodologie, Supervision. GM et SX : Enquête.

Correspondance à Bo Wu.

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Réimpressions et autorisations

Cui, Y., Wu, B., Meng, G. et al. Recherche sur les dommages dynamiques cumulés par dynamitage de la roche environnante dans un tunnel de construction en escalier. Sci Rep 13, 1974 (2023). https://doi.org/10.1038/s41598-023-28900-w

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Reçu : 19 octobre 2022

Accepté : 27 janvier 2023

Publié: 03 février 2023

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

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