Cálculo del espaciamiento de agujeros y análisis de daños en rocas circundantes bajo la acción de esfuerzos y juntas in situ

Dec 19, 2023

Scientific Reports volumen 12, Número de artículo: 22331 (2022) Citar este artículo

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La tensión y las juntas in situ tienen un impacto significativo en el patrón de propagación y atenuación de las ondas de tensión explosiva, y son dos factores importantes que deben tenerse en cuenta para el despliegue de la red de pozos de voladura de túneles. Este artículo propone una ecuación de atenuación de la onda de tensión explosiva y un método de cálculo de la distancia del agujero periférico bajo la acción combinada de la tensión in situ y las juntas. Primero, los parámetros estáticos y dinámicos de la pizarra ensamblada se obtienen perforando muestras de núcleo en el campo y realizando pruebas en interiores. A continuación, considerando la atenuación geométrica y física de la onda de tensión explosiva, se deriva la fórmula de atenuación de la onda de tensión explosiva bajo la acción combinada de la tensión in situ y las juntas. Con base en la teoría de la acción combinada de las ondas de tensión y el gas explosivo, se propone una fórmula para calcular la distancia del agujero periférico que integra los efectos de la tensión in situ, las diaclasas y la resistencia a la tracción del cuerpo rocoso. Finalmente, el software LS-PREPOST se utiliza para analizar el daño a la roca circundante, verificado por una prueba de voladura en el sitio. Los resultados muestran que la fórmula de atenuación de la onda de tensión explosiva propuesta en este documento puede predecir con precisión el valor máximo de la onda de tensión bajo la acción combinada de la tensión in situ y las juntas. Combinando las condiciones geológicas y los parámetros de voladura de la sección de estudio del Túnel de Bayueshan, se calcula que el espaciado periférico óptimo de los agujeros es de 45 cm. El valor promedio de sobreexcavación de la roca circundante de grado IV se controla dentro de los 22 cm y el sobreconsumo de concreto por metro lineal se controla dentro del 100 % utilizando el método de diseño de pozos periféricos y los parámetros de diseño de la red de pozos propuestos en este documento. Los resultados de la investigación proporcionan una referencia para el control de la sobreexcavación y la subexcavación en voladuras de túneles de gran sección.

El método de perforación y voladura tiene las ventajas de la eficiencia económica y actualmente es el método principal para la excavación geotécnica de túneles de carreteras y ferrocarriles. Sin embargo, en el proceso de construcción del método de perforación y voladura de túneles, el problema de la sobreexcavación y la subexcavación es siempre un problema científico de máxima prioridad que debe resolverse. La sobreexcavación y la subexcavación no solo afectan la calidad de la voladura del túnel y aumentan los requisitos de la estructura de soporte del túnel1,2, sino que también aumentan los costos operativos y reducen el progreso de la construcción. Por lo tanto, es de gran importancia para la voladura segura y eficiente de túneles proponer medidas efectivas para controlar la sobreexcavación y la subexcavación.

Una disposición razonable de los pozos periféricos es un medio eficaz para controlar la sobreexcavación y la subexcavación en la voladura de túneles. Wang et al.3 establecieron un modelo de análisis numérico de voladuras uniformes en túneles utilizando el software LS-DYNA. Al comparar los resultados de la simulación numérica y el monitoreo de campo, se demostró que el espaciamiento de los agujeros periféricos debe considerarse principalmente en la estructura masiva y la estructura fracturada. Paul y Peter4 analizaron las causas, los peligros y las medidas de control de la sobreexcavación y la subexcavación del túnel causadas por el método de perforación y voladura a través de un sistema de prueba modelo y propusieron un esquema de diseño de pozo periférico razonable. Adel et al.5 establecieron un modelo de predicción de sobreexcavación del túnel considerando factores como el área de la sección transversal del túnel y los parámetros del orificio periférico. Yin et al.6 propusieron un método de perforación que combinaba agujeros largos y cortos en los agujeros periféricos, lo que resolvió de manera efectiva el problema de la sobreexcavación y la subexcavación. Liu et al.7 indicaron que los parámetros del pozo periférico deben ajustarse en el tiempo de acuerdo con los cambios en las condiciones de la roca circundante. Huang et al.8 estudiaron la aplicación de un diseño de voladura de muro de contención de pozo periférico de doble capa en la ingeniería de voladura de la roca circundante blanda y rota, y optimizaron el diseño del pozo periférico y la estructura de carga. Basado en el principio de la voladura suave, Man y Liu9 estudiaron el esquema de disposición de los barrenos periféricos en el caso del espacio entre barrenos vacíos. Man et al.10 se centraron en el efecto del espaciado de los orificios periféricos sobre el efecto de la voladura suave.

Sin embargo, un macizo rocoso en la naturaleza exhibe anisotropía debido a la existencia de planos estructurales tales como juntas y fisuras11 (1988), cuando la onda de tensión explosiva se propaga a estas superficies estructurales, ocurren múltiples reflexiones, lo que resulta en la atenuación de la onda de tensión explosiva. Hyongdoo et al.12 propusieron el coeficiente de resistencia a la sobreexcavación (ORF) basado en la relación entre los valores medidos de la sobreexcavación y los parámetros geológicos, lo que indica que el factor de discontinuidad tiene el mayor impacto en las voladuras y la sobreexcavación. Zhao y Cai13, Cai et al.14 y Zhao et al.15,16 estudiaron el patrón de propagación y atenuación de las ondas de tensión después de atravesar verticalmente grupos de juntas paralelas. Li et al.17,18,19 derivaron la ecuación de propagación de múltiples juntas paralelas con la incidencia oblicua de las ondas de tensión. Perino et al.20 derivaron el patrón de propagación y atenuación de las ondas de tensión en juntas transversales. Chai et al.21 derivaron la ecuación de propagación de ondas P planas en un macizo rocoso con dos juntas que se cruzan.

Al mismo tiempo, la roca que rodea un túnel ya se encuentra en un cierto estado de tensión inicial antes de ser sometida a una carga explosiva. Cuando el estado de tensión inicial cambia, los microporos dentro de la masa rocosa evolucionan, afectando la propagación de las ondas de tensión explosiva. Mandal y Singh22 creían que el campo de tensión inicial de la roca circundante tenía una gran influencia en la carga explosiva. Mandal et al.23 indicaron que la influencia de la tensión in situ inicial y la redistribución de la tensión deben ser consideradas durante la excavación del túnel, y con base en esto, se propuso una fórmula empírica para la atenuación de la onda de tensión en el medio. Zheng 24 llevó a cabo una prueba tridimensional de voladura de pozos ultra profundos de masa rocosa de alta tensión in situ y concluyó que la tensión in situ inicial tiene un efecto inhibitorio sobre la expansión de las grietas de explosión. Zhang et al.25 estudiaron el daño a la roca circundante bajo carga explosiva, demostrando que la tensión in situ tiene un efecto inhibitorio sobre el efecto de la tensión explosiva. Li et al.26 estudiaron el patrón de propagación y atenuación de las ondas elásticas en un macizo rocoso profundamente fracturado a través de pruebas con modelos. Li et al.27 examinaron el patrón de propagación de las ondas de tensión con la incidencia vertical de múltiples macizos rocosos con fisuras paralelas bajo diferentes tensiones in situ basadas en pruebas de modelos en interiores. Fan et al.28 analizaron el patrón de propagación de una onda de tensión unidimensional que incide verticalmente en una única articulación bajo la acción de la tensión in situ. Liu y Xu29 establecieron la ecuación diferencial del movimiento del macizo rocoso bajo la acción de una carga explosiva y bajo la acción de una tensión in situ, y completaron la simulación numérica de la explosión de un macizo rocoso bajo la acción de una tensión in situ a través de la implícita– solución continua explícita. Fan et al.30 estudiaron el patrón de propagación de las ondas de tensión en el medio rocoso bajo diferentes tensiones iniciales basándose en un método de análisis numérico. Zhang et al.31 investigaron el patrón de propagación de las ondas de tensión y el mecanismo de acción de las superficies articulares bajo la acción combinada de la tensión in situ y las articulaciones.

En la actualidad, la mayoría de las teorías de propagación de las ondas de tensión en macizos rocosos diaclasados ​​tratan la onda de tensión como una onda plana, y rara vez se informa sobre la investigación del patrón de atenuación de las ondas cilíndricas bajo la acción combinada de tensión in situ y diaclasas. En este documento, tomamos el túnel Bayueshan de la autopista Tongliang-Anyue como base de investigación, perforamos muestras de roca en el campo y realizamos pruebas de laboratorio para obtener los parámetros estáticos y dinámicos de la pizarra articulada. Considerando la atenuación geométrica y física de la onda de tensión explosiva al mismo tiempo, se propone la fórmula de atenuación de la onda de tensión explosiva bajo la acción combinada de tensión in situ y juntas. Con base en la acción combinada de la onda de tensión y la teoría del gas explosivo, se propone una fórmula de cálculo para el espaciamiento de agujeros periféricos que considera integralmente los efectos de la tensión in situ, las juntas y la resistencia a la tracción del macizo rocoso. El software LS-PREPOST se utiliza para establecer un modelo de análisis numérico de voladura de un solo pozo de una masa rocosa articulada por tensión in situ y para verificar la exactitud de la fórmula de atenuación de la onda de tensión de explosión. Establecimos modelos de análisis numérico para voladuras de túneles con espaciamientos de pozos periféricos de 40 cm, 45 cm, 50 cm y 55 cm, respectivamente, y comparamos la profundidad del daño y la velocidad máxima de vibración (PPV) del macizo rocoso retenido para verificar la racionalidad de la fórmula de cálculo para la distancia entre agujeros periféricos. Realizamos pruebas de voladuras de campo basadas en la derivación teórica y los resultados del análisis numérico para proporcionar una referencia para el control de la sobreexcavación y la subexcavación en voladuras de túneles de gran sección.

La investigación toma la sección ZK13 + 760 ~ ZK13 + 940 del túnel Bayueshan de la autopista Tongliang-Anyue como base de ingeniería. La longitud total de la sección de investigación es de 180 m, la profundidad de enterramiento promedio es de 56 m, el coeficiente de integridad del macizo rocoso Kv es de 0,68 y el índice de calidad básica revisado de la roca circundante (BQ) es de 321, que se clasifica como grado IV. . La capa superior del sitio del túnel está cubierta con depósitos de talud residual (Qel+dl), que contienen arcilla en polvo de grava, con un contenido de grava de 35 a 40 % y un tamaño de partícula de 0,5 a 2 cm. El lecho rocoso subyacente del sitio del túnel es pizarra tobácea de la segunda sección (Ptbnbf2) de la Formación Fanzhao del Grupo Banxi superior en el reino de Yuangu. De acuerdo con las características de las juntas de roca y el desarrollo de fisuras, dureza e integridad, se divide en dos capas: una capa de meteorización fuerte (4,5 a 24,5 m) y una capa de meteorización media. La figura 1 muestra la roca que rodea el frente del túnel en la sección de estudio. La litología de la roca circundante es principalmente pizarra, y existen numerosas diaclasas y fisuras a 60° con respecto al plano horizontal. Para obtener los parámetros estáticos y dinámicos de la pizarra bajo la acción combinada de la carga vertical σV y la carga horizontal σH, perforamos muestras de roca de núcleo en el sitio y tomamos muestras estándar de pizarra con fisuras de juntas de 60 °, y llevamos a cabo compresión uniaxial, compresión triaxial, Pruebas de fraccionamiento brasileño y dinámica de impacto.

Fondo de ingeniería. (a) condición de la roca circundante del frente del túnel; (b) muestra estándar para ensayo estático; (c) muestra estándar para ensayo dinámico; d) Túnel Bayueshan de la autopista Tong'an.

Medimos el diámetro y la altura de las muestras de roca con calibradores vernier y pesamos las muestras de roca con una balanza electrónica. Las densidades de las nueve muestras de roca fueron 2746 kg/m3, 2747 kg/m3, 2744 kg/m3, 2749 kg/m3, 2754 kg/m3, 2778 kg/m3, 2735 kg/m3, 2758 kg/m3 y 2752 kg/m3, con una densidad media de 2752 kg/m3. La prueba de compresión uniaxial, la prueba de compresión triaxial y la prueba de división brasileña se llevaron a cabo en la máquina de prueba triaxial de roca servo electrohidráulica controlada por microcomputadora TAJW-2000, como se muestra en la Fig. 2.

Prueba estática. (a) Prueba de compresión uniaxial; (b) prueba de compresión triaxial; (c) Prueba de división brasileña.

En la prueba de compresión uniaxial, primero se aplicó una precarga de 0,2 KN y luego se convirtió en carga de desplazamiento con una tasa de carga de 0,12 mm/min después de estabilizar el instrumento. La carga se aplicó continuamente hasta que el espécimen se dañó, y seguidamente se descargó inmediatamente. En el proceso de prueba de compresión uniaxial, que se muestra en la Fig. 2a, el proceso de cambio de desplazamiento del espécimen de roca fue recogido por un transductor de desplazamiento axial y un transductor de desplazamiento circunferencial, con la curva de tensión-deformación que se muestra en la Fig. 3. Las resistencias a la compresión uniaxial de las tres muestras de roca fueron 54,2 MPa, 50,8 MPa y 37,2 MPa, respectivamente, y la resistencia a la compresión uniaxial media fc fue de 47,4 MPa. En la Fig. 1, la pizarra está sujeta a la acción combinada de la carga vertical σV y la carga horizontal σH, que es una carga bidireccional. La literatura Huang32 muestra que la relación β de la resistencia a la compresión bidireccional fbc a la resistencia a la compresión uniaxial fc es 1.493fc– 0.0634. Por tanto, la resistencia a compresión bidireccional fbc de la pizarra es de 55,4 MPa. Los módulos elásticos de las tres muestras de roca fueron 40,2 GPa, 38,6 GPa y 35,3 GPa, respectivamente, con un módulo elástico promedio de 38,03 GPa. Las relaciones de Poisson de las tres muestras de roca fueron 0,23, 0,28 y 0,29, respectivamente, con una relación de Poisson promedio de 0,27.

Curva tensión-deformación uniaxial a compresión.

En la prueba de división brasileña, se aplicó una carga lineal en la dirección del diámetro de la muestra de roca cilíndrica con una tasa de carga de 0,15 mm/min hasta que la muestra se dañó. El proceso de prueba de división brasileña se muestra en la Fig. 2c. La resistencia a la tracción \(\sigma_{t}\) de la muestra de roca se puede calcular de la siguiente manera:

donde P es la carga correspondiente a la falla por división de la muestra de roca, y D y L representan el diámetro y la altura de la muestra de roca, respectivamente. Las cargas de las tres muestras de roca en el momento de la falla fueron 43,5 kN, 41,6 kN y 56,5 kN, respectivamente. De acuerdo con la Ec. (1), la resistencia a la tracción de las tres muestras de roca fue de 11,1 MPa, 10,6 MPa y 14,4 MPa, respectivamente, y la resistencia a la tracción promedio de las muestras de roca fue de 12,03 MPa.

La prueba dinámica de impacto de pizarra se llevó a cabo utilizando el sistema de prueba de barra de presión ALT100 de Hopkinson, desarrollado por Archimedes Industrial Technology Co., Ltd., como se muestra en la Fig. 4. Los diámetros de la barra de impacto, la barra incidente y la barra de transmisión fueron todos 50 mm, y sus longitudes fueron 400, 2000 y 2000 mm, respectivamente. La densidad de la barra de presión era de 7,81 g/cm3, el módulo elástico era de 210 GPa, la relación de Poisson era de 0,28 y la velocidad de la onda longitudinal era de 5410 m/s. El sistema de adquisición de datos constaba de galgas extensométricas pegadas en la barra de presión, un puente de Wheatstone (caja de puente de unión de galgas extensométricas), galgas extensométricas superdinámicas y un sistema de adquisición de alta velocidad.

Sistema de prueba SHPB.

Basado en la suposición de ondas de tensión unidimensionales y equilibrio dinámico, la tensión dinámica \(\sigma \left( t \right)\) y la deformación dinámica \(\varepsilon \left( t \right)\) se pueden calcular con precisión usando el "método de dos ondas", con la señal de tensión incidente \(\varepsilon_{I} \left( t \right)\), la señal de tensión reflejada \(\varepsilon_{R} \left( t \right)\ ), y la señal de tensión transmitida \(\varepsilon_{T} \left( t \right)\) medida en la barra de presión. El método de cálculo es el siguiente:

donde A y L son el área de la sección transversal y la longitud de la muestra, respectivamente; E y A0 representan el módulo de elasticidad y el área de la sección transversal de la barra de presión, respectivamente; y C indica la velocidad de onda longitudinal de la barra de presión.

Se realizaron pruebas de compresión por impacto en las muestras de pizarra bajo una presión de impacto de 0,15 MPa, 0,2 MPa y 0,3 MPa, respectivamente, y la curva tensión-deformación por compresión por impacto se dibujó a través de la ecuación. (2), como se muestra en la Fig. 5. La tensión máxima promedio de la pizarra bajo presiones de impacto de 0,15 MPa, 0,2 MPa y 0,3 MPa fue de 76,8 MPa, 95,7 MPa y 112,2 MPa, respectivamente. La resistencia a la tracción dinámica de la roca tiene poca sensibilidad a la velocidad de deformación de la carga, y se puede considerar que la resistencia a la tracción dinámica de la roca es la misma que la resistencia a la tracción uniaxial. Los parámetros mecánicos de la pizarra junta a 60° se muestran en la Tabla 1.

Curvas de esfuerzo-deformación por compresión de impacto: (a)–(c) son presiones de impacto de 0,15 MPa, 0,2 MPa y 0,3 MPa, respectivamente.

En el área cercana a la voladura, la onda de tensión generada por la voladura del barreno generalmente se propaga hacia afuera en forma de onda de tensión cilíndrica (onda bidimensional), y su serie de frentes de onda de superficies cilíndricas toman el eje central del barreno como el eje. Las ondas cilíndricas en rocas intactas sufren atenuación tanto geométrica como física a medida que aumenta la distancia de propagación33, donde la atenuación geométrica es la atenuación debida al aumento en la distribución espacial de la energía de la onda de tensión. La tensión en el frente de onda de la onda cilíndrica y la velocidad de vibración de la partícula se atenúan por \(1/\sqrt r\)34, donde r es la distancia entre el frente de onda y la fuente de onda. La velocidad de vibración de la partícula vr en el frente de onda distanciado de la fuente de onda r es

donde r0 y v0 son el radio del frente de onda inicial de la onda cilíndrica y la velocidad de vibración de la partícula, respectivamente. La atenuación física de las ondas cilíndricas en rocas intactas es causada por el efecto de fricción en la superficie de las microfisuras dentro del medio de propagación35, y la velocidad de vibración de las partículas en el frente de onda de la onda cilíndrica decae negativamente de manera exponencial con el aumento de la distancia de propagación:

donde \(\alpha\) es el coeficiente de atenuación física de la onda cilíndrica.

En resumen, considerando tanto la atenuación física como la atenuación geométrica, la ecuación de atenuación de propagación de ondas cilíndricas en roca intacta es

De acuerdo con la teoría de propagación de ondas de tensión, la tensión radial \(\sigma_{r}\) en un cierto punto causada por la propagación de las ondas de tensión cilíndricas en el macizo rocoso es

De la mecánica elástica se puede ver que, sin considerar la deformación tangencial \(\varepsilon_{\theta }\), se puede considerar que la tensión radial \(\sigma_{r}\) y la deformación radial \(\ varepsilon_{r}\) en un punto determinado del cuerpo rocoso satisface aproximadamente la siguiente relación:

Combinando Ecs. (6) y (7), podemos obtener

donde Ed es el módulo elástico dinámico.

Suponiendo que la densidad, la velocidad de la onda radial y el modo elástico dinámico del material del modelo permanecen sin cambios durante el proceso de voladura, la tensión radial en el frente de onda cilíndrico es aproximadamente proporcional a la velocidad de vibración de la partícula. Por lo tanto, se puede considerar que el coeficiente de atenuación de la deformación radial de la partícula y la velocidad de vibración radial son aproximadamente iguales:

Dong produjo bloques de prueba con juntas simples y dobles, y llevó a cabo pruebas modelo36. El diagrama esquemático del modelo se muestra en la Fig. 6.

Diagrama esquemático del modelo36: (a) modelo de articulación simple; (b) modelo de doble articulación.

A través del análisis de los picos de deformación de los puntos de medición n.° 13–16 bajo diferentes presiones de confinamiento, la relación entre el coeficiente de atenuación física \(\alpha\) de la onda cilíndrica en el macizo rocoso completo y la presión de confinamiento \(\sigma\) es obtenido:

Sustituyendo la ecuación. (10) en la ecuación. (9), se obtiene el patrón de atenuación de la deformación radial puntual de la partícula cuando la onda cilíndrica se propaga en el macizo rocoso completo bajo diferentes presiones de confinamiento:

Sustituyendo la ecuación. (11) en la ecuación. (7), se obtiene el patrón de atenuación del esfuerzo radial de la partícula cuando la onda cilíndrica se propaga en el macizo rocoso completo bajo diferentes presiones de confinamiento:

La ecuación (12) es el patrón de atenuación del esfuerzo radial de la partícula cuando la onda cilíndrica se propaga en el macizo rocoso completo, sin considerar la influencia de la junta en la atenuación del esfuerzo radial. Sin embargo, el macizo rocoso es a menudo rico en planos de juntas, que tienen un impacto significativo en la atenuación de la tensión radial en el punto de partícula. Por lo tanto, es necesario establecer la relación de atenuación del esfuerzo radial de la partícula cuando la onda cilíndrica se propaga en el macizo rocoso fracturado bajo diferentes presiones de confinamiento:

donde K es el coeficiente de corrección de la junta, que está relacionado con la presión de confinamiento y la propiedad de la junta, y su valor está entre 0 y 1.

Dong36 estableció los puntos de medición 17–24 como puntos de medición de tensión en la prueba del modelo. La relación de los valores máximos de las curvas de historial de tiempo registradas en los puntos de medición de tensión antes y después de las uniones con diferentes ángulos se define como el coeficiente de transmisión de la onda cilíndrica y el patrón de variación del coeficiente de transmisión de la onda cilíndrica de la onda simple. Se obtienen bloques de ensayo de junta y doble junta bajo diferentes presiones de confinamiento, como se muestra en la Fig. 7.

Coeficientes de transmisión de ondas cilíndricas bajo diferentes presiones de confinamiento: (a) bloque de prueba de una sola junta; (b) bloque de prueba de doble junta.

El coeficiente de corrección conjunta K se define como la relación del valor máximo de la curva de la historia del tiempo de la tensión de los puntos de medición 11, 18 y 19 al valor máximo de la tensión calculada por la ecuación. (12). La ecuación (12) se usa para calcular la tensión máxima en los puntos de medición 17 a 24, y el coeficiente de corrección conjunta K se puede calcular combinándolos con los datos máximos de la curva de tiempo-historia de la tensión en los puntos de medición 17 a 24, como se muestra en Tabla 2. La relación entre el coeficiente de corrección de juntas K y la presión de confinamiento del bloque de prueba de una sola junta y el bloque de prueba de doble junta se representa en la Fig. 8.

Variación del coeficiente de corrección de la junta K con la presión de confinamiento: (a) bloque de prueba de una sola junta; (b) bloque de prueba de doble junta.

Puede verse en la Fig. 8 que el coeficiente de corrección K de la junta tiene una buena correlación con la presión de confinamiento, el ángulo de inclinación de la junta y el número de juntas. Cuando no hay presión de confinamiento, el coeficiente de corrección de la junta disminuye con el aumento del ángulo de inclinación de la junta. Cuando la presión de confinamiento aumenta de 0 a 1,5 MPa, las juntas se cierran gradualmente bajo la acción de la presión de confinamiento, la rigidez de las juntas aumenta rápidamente y la atenuación de la onda de tensión disminuye, por lo que aumenta el coeficiente de corrección de la junta K. Cuando la presión de confinamiento sigue aumentando hasta 3,0 MPa, se forman microfisuras en las juntas cerradas y la expansión de nuevas fisuras conduce a un aumento de la atenuación de las ondas de tensión, por lo que el coeficiente de corrección de la junta K disminuye. El coeficiente de corrección de la junta K en el bloque de prueba de doble junta es más bajo que en el bloque de prueba de una sola junta. Cuanto mayor es el número de juntas, más fuerte es el efecto de transmisión y reflexión de la onda de tensión entre las juntas, la amplitud de atenuación de la onda de tensión después de pasar por el grupo de juntas disminuye y la amplitud de atenuación del coeficiente de corrección de la junta K disminuye37. Por lo tanto, este trabajo solo analiza el bloque de prueba de una sola articulación y el bloque de prueba de doble articulación.

Cuando se utiliza la carga continua desacoplada, la tensión de impacto de la pared del orificio de voladura después de la voladura es

donde \(\rho_{0}\) es la densidad del explosivo (kg/m3); D representa la velocidad de detonación del explosivo (m/s); dc denota el diámetro del cartucho (m); db se refiere al diámetro del barreno (m); lc es la longitud de la carga y lb es la longitud del barreno (m); y n representa el coeficiente de aumento de presión del gas de detonación que impacta en la pared del pozo, generalmente tomando 10.

De acuerdo con la Ec. (13), considerando la influencia de la tensión in situ y las propiedades de la junta, la tensión radial y la tensión tangencial de la partícula a la distancia r del centro del barreno son

donde rb es el radio del barreno (m); b representa el coeficiente de presión lateral del macizo rocoso (\(b = \mu_{d} /\left( {1 - \mu_{d} } \right)\)); μd representa la relación de Poisson dinámica; y los otros símbolos son los mismos definidos anteriormente.

La condición de falla por tracción del macizo rocoso bajo la acción del esfuerzo tangencial \(\sigma_{\theta }\) es \(\sigma_{\theta } \ge \sigma_{td}\), y \(\sigma_{ td}\) es la resistencia dinámica a la tracción del macizo rocoso. Por lo tanto, la expresión de cálculo del radio del círculo de fractura R es

Después de determinar los parámetros relevantes, el valor del radio del círculo de fractura R se puede calcular utilizando el programa MATLAB.

De acuerdo con la teoría de la acción combinada de la onda de tensión y el gas de voladura, la formación de grietas pasantes entre los orificios de voladura se debe a la presión estática del gas de voladura, y las condiciones de formación de las grietas pasantes son

donde DP es la distancia entre agujeros periféricos (m); y Pb representa la presión cuando el barreno se llena con gas explosivo (Pa).

Con base en la teoría de la expansión de la entropía, la presión Pb cuando el barreno se llena con gas explosivo es

donde Pa es la presión de explosión (Pa); Pk representa la presión crítica durante la expansión del gas de explosión (tomando 100 MPa); Vc y Vb representan el volumen del cartucho y del barreno, respectivamente (m3); k denota el coeficiente adiabático del explosivo; y h se refiere al coeficiente isoentrópico del explosivo (k = h = 3,0).

De las Ecs. (17)–(19), se puede obtener la expresión de cálculo de la separación periférica de agujeros bajo la acción de la tensión in situ y las juntas:

De acuerdo con el manual de voladura, cuando DP = 0,8 W, el efecto de voladura es mejor y se puede calcular el valor de la línea de resistencia mínima W.

Basado en la fórmula original de atenuación de la onda de tensión explosiva, este documento propone una nueva fórmula de atenuación de la onda de tensión explosiva considerando el efecto combinado de la tensión in situ y las juntas. Para verificar la corrección de la Ec. (15), se utilizó el software LS-PREPOST para establecer un modelo de cálculo numérico tridimensional de la junta doble bajo una tensión in situ de 1,5 MPa, como se muestra en la Fig. 9a–c. En la figura 9a–c, la tensión in situ es de 1,5 MPa y el coeficiente de atenuación física α es de 0,56224. Los ángulos de buzamiento de las juntas son 30°, 60° y 90°, y los coeficientes de corrección de las juntas K son 0.681, 0.711 y 0.719, respectivamente. Para ahorrar tiempo de cálculo, el tamaño del modelo es de 5 m × 5 m × 2 m. El diámetro del orificio de explosión es de 42 mm, la profundidad del orificio de explosión es de 1,4 my el diámetro del cartucho es de 32 mm. La primera junta está a 1 m del centro del barreno y las dos juntas están separadas por 1 m. La palabra clave *DEFINE se usa para definir la curva de carga CURVE, se carga 0–1.5 MPa, la palabra clave *INTERFACE se usa para generar el archivo DYINA con tensión in situ, el archivo k original se reemplaza y se aplica 1.5 MPa de tensión en las superficies superior y lateral del modelo. La roca se define como sólida y se adopta el modelo constitutivo de Holmquist-Johnson-Cook (HJC), con los parámetros que se muestran en la Tabla 3. Los parámetros del material de las juntas se muestran en la Tabla 4. Los explosivos y el aire se definen como fluidos, y el Los parámetros se muestran en las Tablas 5 y 6. El fluido se divide en mallas utilizando nodos comunes, y el sólido y el fluido se conectan mediante un acoplamiento fluido-sólido. A excepción de la superficie libre, todas las demás superficies se establecen en condiciones de contorno sin reflexión. Se dispusieron cuatro puntos de monitoreo (A, B, C y D) a 0,6 m, 1,2 m, 1,8 m y 2,4 m del centro del barreno para registrar el patrón de atenuación de la tensión durante la voladura. Los resultados de la simulación numérica y los resultados del cálculo de la ecuación. (15) se comparan y analizan, como se muestra en la Fig. 9d –f.

Verificación de la fórmula de atenuación de la onda de tensión de explosión: (a)–(c) los modelos de cálculo numérico tridimensional bajo diferentes ángulos de inclinación de las juntas; (d)–(c) la comparación entre los resultados del cálculo teórico y los resultados de la simulación numérica.

Bajo los tres ángulos de inclinación de las articulaciones, los resultados del cálculo teórico de la atenuación de la onda de tensión son consistentes con los resultados de la simulación numérica, lo que verifica la corrección de la fórmula de atenuación de la onda de tensión de explosión propuesta en este documento. Con el aumento de la distancia al centro de la voladura, el valor máximo de la onda de tensión radial disminuye gradualmente. Durante la propagación del punto A al punto D, la amplitud de atenuación del valor máximo de la onda de tensión radial es del 60 %. La amplitud de atenuación de la onda de tensión radial que pasa a través de la primera junta es del 30 %, y la amplitud de atenuación cuando pasa a través de la segunda junta es del 18 %. La onda de tensión de explosión se produce con múltiples reflejos en la junta, lo que da como resultado la atenuación del valor máximo de la onda de tensión radial. La primera articulación está cerca de la fuente de explosión y la amplitud de atenuación es grande. En los resultados del cálculo de la Ec. (15), los valores máximos de las ondas de esfuerzo radial en el punto A bajo los tres ángulos de inclinación de las articulaciones son diferentes, porque todas las ecuaciones. (15) los resultados del cálculo han considerado la influencia de las juntas.

De acuerdo con la derivación de la fórmula de cálculo del espaciado de los orificios periféricos bajo la acción de la tensión in situ y las juntas en la sección "Determinación del espaciado de los orificios periféricos", combinado con los parámetros de voladura del Túnel de Bayueshan, los valores del espaciado de los orificios periféricos DP y se determina la línea de resistencia mínima W. La profundidad de enterramiento promedio de la sección de estudio del Túnel de Bayueshan es de 56 m, la densidad de la pizarra es de 2752 kg/m3 y σV = σH = ρgh = 1,5 MPa. El coeficiente de atenuación física \(\alpha = 0.56224\) se calcula mediante la ecuación. (10). El explosivo de emulsión de roca No. 2 se utiliza para la voladura en el sitio, la densidad del explosivo es de 1,24 g/cm3, la velocidad de detonación es D = 4200 m/s, el diámetro del orificio de voladura es de 42 mm y el El diámetro del cartucho es de 32 mm. Los orificios periféricos están equipados con 1,5 cartuchos, la longitud de la carga lc es de 0,45 my la longitud del orificio de explosión lb es de 1,4 m. Calculado usando la Ec. (14), la tensión de impacto de la pared del barreno después de la explosión es P0 = 177,6 MPa. Se puede ver en la Tabla 2 que el coeficiente de corrección de la junta K del modelo de doble junta es 0,711 cuando la presión de confinamiento es de 1,5 MPa y el ángulo de inclinación de la junta es de 60°. En ingeniería de voladuras, se puede considerar que la relación entre la relación de Poisson dinámica μd y la relación de Poisson estática μ es μd = 0.8μ38. La relación de Poisson dinámica calculada μd es 0,22, y el coeficiente de presión lateral del macizo rocoso es \(b = \mu_{d} /\left( {1 - \mu_{d} } \right) = 0,28\). Puede verse en la Tabla 2 que la resistencia a la tracción dinámica de la pizarra de 60° es de 12,03 MPa. Calculado usando la Ec. (17), el radio del anillo de fisura es R = 18,1 cm. Usando la Ec. (19), Pa se calcula como 3,7774 GPa y Pb = 24,6 MPa. La ecuación (20) calcula que la distancia del agujero periférico DP = 45 cm bajo la acción de esfuerzos y juntas in situ.

Para verificar que 45 cm es el valor óptimo del espaciado de los orificios periféricos alrededor de la sección de investigación del Túnel de Bayueshan, las distancias de los orificios periféricos DP se establecen en 40 cm, 45 cm, 50 cm y 55 cm, respectivamente, y el mínimo correspondiente las líneas de resistencia W son de 50 cm, 56 cm, 62 cm y 68 cm, respectivamente. Al seleccionar el modelo constitutivo del material y determinar los parámetros del modelo, se establece el modelo de análisis numérico de la voladura del túnel Bayueshan.

Modelo constitutivo de pizarra de 60° y determinación de parámetros.

El modelo constitutivo HJC (Holmquist-Johnson-Cook) es un modelo constitutivo dependiente de la velocidad propuesto por Holmquist, Johnson y Cook para resolver el problema de la gran deformación del hormigón bajo una alta velocidad de deformación y una alta carga de presión39, y es ampliamente utilizado en el análisis dinámico de materiales rocosos. El modelo constitutivo de HJC incluye en total 21 parámetros: parámetros mecánicos básicos: R0, fc, G y T; parámetros de fuerza: A, B, C, N, SFMAX y EPSO; parámetros de daño: D1, D2, EFMIN y FS; y parámetros de presión: Pc, \(\mu_{c}\), Pl, \(\mu_{l}\), K1, K2 y K3.

El parámetro mecánico básico R0 se toma como 2752 kg/m3, fc se toma como la resistencia a la compresión bidireccional de 55.4 MPa, \(G = E/2\left( {1 + \mu } \right) = 15.212\;\; {\text{GPa}}\), \(K = E/3(1 - 2\mu ) = 25,35\;\;{\text{GPa}}\), y T toma 12,03 MPa.

Tome el resultado de la prueba de presión de aire de impacto de 0,15 MPa en la Fig. 5a como ejemplo. Para eliminar la influencia de la presión hidrostática en la resistencia dinámica de la piedra caliza, a partir de la resistencia a la tracción característica \(T^{*} = T/f_{c}\), se dibujan líneas rectas a través de los puntos de datos de resistencia equivalente bajo diferentes velocidades de deformación, y se dibuja una línea recta perpendicular al eje horizontal a la presión hidrostática característica constante P* = 1/3. El punto de intersección de las líneas rectas en diferentes pendientes representa la tensión equivalente característica de la pizarra articulada a 60° bajo diferentes velocidades de deformación, como se muestra en la Fig. 10a. Al ajustar los puntos de datos de la tensión equivalente característica bajo diferentes velocidades de deformación usando la ecuación de línea recta, se obtuvo el coeficiente de influencia de la velocidad de deformación C = 0.000624, como se muestra en la Fig. 10b.

Determinación del coeficiente de influencia de la velocidad de deformación C. Relaciones entre: (a) tensión equivalente característica y presión hidrostática característica bajo diferentes velocidades de deformación; y (b) esfuerzo equivalente característico y velocidad de deformación.

De acuerdo con los resultados del ensayo de compresión triaxial de la pizarra de 60°, se calculó la cohesión c = 18,4 MPa. La resistencia de cohesión caracterizada es A = c/(1 + Cln10−4) fc, y sustituyendo el valor del coeficiente de influencia de la velocidad de deformación C, se puede obtener la resistencia de cohesión característica A = 0,33. Según \(\sigma^{*} = \left( {\sigma_{1} - \sigma_{3} } \right)/f_{c}\) y \(p^{*} = \left( { Se dibujan las curvas 2\sigma_{1} + \sigma_{3} } \right)/3f_{c}\), \(\sigma^{*} - P^{*}\), y se puede obtener el ajuste tal que los valores de los parámetros B y N son 0.5765 y 0.413, respectivamente. SFMAX y EPSO son, respectivamente, 20,0 y 1,0 según la literatura40.

Para los parámetros de daño, \(D_{1} = 0.01/(1/6 + T^{*} ) = 0.026\) y D2 toma un valor constante de 1.0. Según la literatura40, EFMIN y FS se toman como 0,01 y 0,004, respectivamente.

El parámetro de presión es Pc = fc/3 = 55,4/3 = 18,47 MPa. μc = Pc/K = 7,3 × 10–4, \(\mu_{l}\) se obtiene de \(\mu_{l} = \rho_{g} /\rho_{0} - 1 = 0,054\), donde \(\rho_{g}\) es la densidad compactada, que es 2900 kg/m3. Los parámetros Pl, K1, K2 y K3 son parámetros no sensibles, y los resultados de la investigación de este artículo se refieren a la literatura40 para conocer sus valores. Los parámetros del modelo constitutivo de pizarra de 60° se muestran en la Tabla 3.

Modelo constitutivo conjunto y determinación de parámetros.

El modelo de material No. 003 *MAT_PLASTIC_KINEMATI se selecciona como el modelo de material constitutivo de la junta, y sus parámetros básicos se muestran en la Tabla 4.

Modelo constitutivo explosivo y determinación de parámetros.

El modelo material constitutivo del material explosivo selecciona el modelo de material No. 008 *MAT_HIGH_EXPLOSIVE_BURN, y las características de presión, volumen y energía del explosivo durante el proceso de explosión se simulan definiendo los parámetros de detonación del explosivo en la ecuación de estado explosivo *EOS_JWL. La ecuación de estado JWL es:

donde P es la presión de detonación unitaria; V representa el volumen relativo inicial; E0 representa la energía interna específica inicial; y A, B, R1, R2 y \(\omega\) son los parámetros básicos del material.

El explosivo de emulsión de roca n.º 2 se utiliza para la voladura del túnel de Bayueshan y sus parámetros básicos se muestran en la Tabla 5.

Modelo constitutivo del aire y determinación de parámetros.

El modelo constitutivo de material de aire selecciona el modelo de material No. 009 *MAT_NULL, y la ecuación de estado EOS_LINEAR_POLYNOMIAL es:

donde E es la energía interna del material; y C0, C1, C2, C3, C4, C5 y C6 representan los coeficientes de la ecuación de estado. Los parámetros básicos se muestran en la Tabla 6.

Determinación del modelo constitutivo y parámetros de la arcilla.

El modelo de material No. 005 *MAT_SOIL_AND_FOAM se selecciona como el modelo de material constitutivo del material arcilloso, y sus parámetros básicos se muestran en la Tabla 7.

La sección de investigación del Túnel Bayueshan adopta el método de construcción de voladura de banco superior e inferior. En este artículo, se establecen modelos de análisis numérico de voladuras en banco superior para discutir la influencia del espaciamiento de pozos periféricos en la profundidad del daño y la velocidad máxima de vibración de la masa rocosa retenida. El software LS-PREPOST se utiliza para establecer un modelo numérico tridimensional de múltiples articulaciones, cuando la tensión in situ es de 1,5 MPa, el ángulo de la articulación es de 60° y el coeficiente de atenuación física α y el coeficiente de corrección de la articulación K son 0,56224 y 0,711. , respectivamente. El tamaño del modelo es de 20 m × 20 m × 2 m, y la malla se divide mediante mapeo para lograr nodos comunes entre fluidos y entre sólidos. El macizo rocoso, las diaclasas, los explosivos, el aire y la arcilla utilizan los modelos de materiales y los parámetros de las Tablas 3, 4, 5, 6 y 7. Se aplica una tensión de 1,5 MPa a las superficies superior y lateral del modelo. Para evitar la influencia de las ondas reflejadas causadas por límites artificiales en los resultados del cálculo, la superficie del túnel se establece como condiciones de límite libres y los otros planos se establecen como condiciones de límite sin reflexión. El modelo de análisis numérico tridimensional se muestra en la Fig. 11, y los parámetros de cada barreno en el modelo se muestran en la Tabla 8.

Modelo de análisis numérico tridimensional. (a) E = 40 cm; (b) E = 45 cm; (c) E = 50 cm; (d) E = 55 cm.

La Figura 12 muestra el mapa de nubes de daño acumulativo de la masa rocosa restante después de que se completaron todas las voladuras, con los niveles de daño disminuyendo de rojo a verde y luego a azul. El mapa de nubes de daño acumulativo muestra que la profundidad del daño degenera gradualmente desde el centro de la explosión hacia la superficie exterior libre. Wang et al.45 demostraron que la línea roja de profundidad del daño se puede utilizar para estimar los valores de sobreexcavación y subexcavación después de la voladura del túnel. Por lo tanto, se dibujan las líneas rojas de contorno de la profundidad del daño bajo voladuras con diferentes distancias periféricas de los agujeros, como se muestra en la Fig. 13. Se puede ver en la Fig. 13 que la masa rocosa restante después de la voladura con diferentes espaciamientos de agujeros periféricos está dañada en diferentes grados. , resultando en diferentes niveles de sobre-excavación y sub-excavación. Cuando el espaciamiento de los agujeros periféricos es de 55 cm y 50 cm, aunque la profundidad de daño del macizo rocoso remanente en cada parte es pequeña, existen diferentes grados de subexcavación. La excavación insuficiente afectará el proceso de construcción del arco de acero y, en casos severos, se requieren explosivos adicionales, lo que aumenta el costo operativo. La razón principal de este fenómeno es que la distancia entre los orificios periféricos es demasiado grande, la onda de tensión de explosión no puede producir el efecto de mejora de superposición y no se forman grietas entre los orificios de explosión. Cuando el espaciamiento de los agujeros periféricos es de 45 cm, la profundidad de daño del macizo rocoso restante en cada parte es pequeña y no hay subexcavación. Cuando el espaciamiento de los agujeros periféricos es de 40 cm, la profundidad de daño del macizo rocoso remanente en cada parte es ligeramente mayor a 45 cm, y tampoco hay subexcavación. Esto se debe a que la onda de tensión de explosión produce un gran efecto de mejora de superposición entre los barrenos, y más energía residual causa más daño a la masa rocosa retenida. Cuando la distancia del orificio periférico es de 40 cm, aumenta la carga de trabajo de perforación y aumenta el costo operativo. Por lo tanto, desde la perspectiva de retener la profundidad de daño del macizo rocoso, el valor óptimo de espaciamiento de agujeros periféricos es de 45 cm, lo cual es consistente con el resultado del cálculo de la Ec. (20).

Mapa nuboso del daño acumulado del macizo rocoso retenido. (a) E = 40 cm; (b) E = 45 cm; (c) E = 50 cm; (d) E = 55 cm.

Contorno de profundidad de daño. (a) E = 40 cm; (b) E = 45 cm; (c) E = 50 cm; (d) E = 55 cm.

El método PPV es el método más utilizado para la medición real del daño de las rocas circundantes en el campo46,47,48. Se dispusieron cuatro grupos de puntos de medición de PPV a 0,5 m, 1,0 m, 1,5 m y 2,0 m del contorno del túnel, con 41 puntos de medición en cada grupo distribuidos uniformemente alrededor del contorno del túnel, como se muestra en la Fig. 14. El PPV Las curvas de diferentes distancias se muestran en la Fig. 15. Los valores de PPV promedio de cada grupo cuando las distancias de los orificios periféricos son de 40 cm, 45 cm, 50 cm y 55 cm se muestran en la Tabla 9. A medida que aumenta la distancia desde el contorno del túnel , el valor promedio de PPV disminuye gradualmente y la amplitud de atenuación está relacionada con la distribución de las articulaciones. Con el aumento en el espaciado de los orificios periféricos, el valor PPV promedio de cada grupo disminuye gradualmente. En comparación con el valor de PPV promedio cuando el espaciado de los orificios periféricos es de 40 cm, la amplitud de atenuación del valor de PPV promedio es menor cuando el espaciado de los orificios periféricos es de 45 cm, y la amplitud de atenuación del valor de PPV promedio es mayor cuando el espaciado de los orificios periféricos es de 50 cm y 55cm Según el criterio de daño PPV del macizo rocoso fracturado49, para roca dura, el umbral es de 70 cm/s. Cuando el espaciado de los orificios periféricos es de 40 cm, 45 cm, 50 cm y 55 cm, el rango de daño es de 183 cm, 167 cm, 115 cm y 62 cm, respectivamente. Cuanto mayor sea la velocidad máxima de vibración PPV, mayor será la profundidad del daño. Combinado con los resultados del análisis en la sección "Profundidad del daño del macizo rocoso retenido", se puede ver que cuando el espaciamiento de los agujeros periféricos es de 40 cm, el valor PPV promedio es mayor, la profundidad del daño es mayor y es fácil causar un mayor sobre -excavación. Cuando el espaciado del orificio periférico es de 50 cm o 55 cm, el valor PPV promedio es pequeño, la profundidad del daño es poco profunda y el fenómeno de subexcavación ocurre fácilmente. Por lo tanto, considerando la velocidad máxima de vibración, el valor óptimo para la distancia del orificio periférico es de 45 cm.

Disposición de puntos de medida.

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

Con base en los resultados de la derivación teórica en la sección "Determinación del espaciado de los orificios periféricos" y los resultados del análisis numérico en la sección "Simulación numérica", el espaciado de los orificios periféricos DP alrededor de la sección de estudio del Túnel de Bayueshan es de 45 cm, la línea de resistencia W es 56 cm, el diseño de la red de agujeros se muestra en la Fig. 16, y los parámetros del diseño de la red de agujeros se muestran en la Tabla 7 (la distancia periférica del agujero es de 45 cm).

Diseño de malla de agujeros para prueba de voladura de campo.

Se llevaron a cabo tres pruebas de voladura de campo utilizando los métodos y parámetros anteriores. Después de completar la primera voladura, los orificios residuales en los orificios periféricos de cada parte están limpios, como se muestra en la Fig. 17a. El efecto de la sobreexcavación y la subexcavación se muestra en la Fig. 17b. Las medidas de sobreexcavación y subexcavación para cada parte del escalón superior se muestran en la Fig. 17c, d. Se puede ver a partir de los resultados de la medición que, después de completar la voladura de los escalones superiores, todas las partes están sobreexcavadas y no hay subexcavación. La sobreexcavación promedio es de 21,8 cm, la sobreexcavación por metro lineal es de 5,82 m3, la dosificación de hormigón de diseño para los escalones superiores es de 6,41 m3 por metro lineal y el sobreconsumo de hormigón por metro lineal es del 90,8%. Después de la finalización de la segunda voladura, la sobreexcavación promedio es de 22,1 cm, la sobreexcavación por metro lineal es de 5,78 m3 y el sobreconsumo de hormigón por metro lineal es del 90,2%. Después de la tercera voladura, la sobreexcavación promedio es de 21,4 cm, la sobreexcavación por metro lineal es de 5,9 m3 y el sobreconsumo de hormigón por metro lineal es del 92%. Bajo la acción combinada de la tensión in situ y las juntas, la construcción de voladura se lleva a cabo utilizando el método de diseño de agujeros periféricos y los parámetros de diseño de la red de agujeros propuestos en este documento, el exceso de consumo de hormigón por metro lineal se controla dentro del 100% y el exceso de hormigón. efecto de control de consumo es bueno.

Efecto de voladura. (a) Agujero residual del agujero periférico; (b) efecto de erección de arco de acero; (c) y (d) medición de sobreexcavación y subexcavación.

Se seleccionaron siete ubicaciones representativas del mapa de nubes de daño acumulativo para el análisis de acercamiento, como se muestra en la Fig. 12. Tome la Fig. 12b como ejemplo para el análisis. Posición 1: cuando la línea que conecta los orificios periféricos es paralela a la superficie de la junta, el grado de daño de un solo orificio de voladura aumenta porque la onda de tensión de la explosión provoca múltiples reflejos en la superficie de la junta, formando una superposición de ondas de tensión. Posición 2, Posición 3 y Posición 4: Cuando los orificios periféricos están ubicados justo en la superficie de la junta, la onda de tensión de explosión primero se propaga a lo largo de la superficie de la junta y luego se expande y penetra en base a la superficie de la junta original, lo que da como resultado una sobrecarga grave. excavación. Posición 5, Posición 6 y Posición 7: Cuando la superficie de la junta se encuentra entre dos orificios periféricos, la onda de tensión de explosión tiene un gran efecto de atenuación en la superficie de la junta, por lo que el fenómeno de sobreexcavación cerca de estas posiciones se controla de manera efectiva. En resumen, la posición relativa de la superficie de la junta y los orificios periféricos tendrá un gran impacto en el daño del macizo rocoso y en la sobreexcavación y la subexcavación50,51, que pueden superarse aumentando o disminuyendo la carga.

En este trabajo se realizaron ensayos de compresión uniaxial, compresión triaxial, división brasileña y compresión de choque dinámico, y se obtuvieron los parámetros estáticos y dinámicos de pizarra diamantada a 60°. El modelo constitutivo HJC se seleccionó como modelo de material de pizarra articulado, se proporcionó el método para determinar los parámetros del modelo constitutivo HJC y se determinaron los parámetros del modelo constitutivo HJC.

Considerando la atenuación geométrica y la atenuación física de la onda de tensión explosiva, se dedujo la fórmula de atenuación de la onda de tensión explosiva bajo la acción combinada de la tensión in situ y las juntas. Utilizando el software LS-PREPOST, se estableció un modelo de cálculo numérico tridimensional bajo la acción combinada de tensión in situ y juntas, y la onda de tensión radial alcanza su punto máximo a 0,6 m, 1,2 m, 1,8 m y 2,4 m desde el centro de la barreno fueron monitoreados. Estos fueron consistentes con el valor predicho de la fórmula de atenuación de onda de tensión de explosión propuesta en este documento, verificando la exactitud de la fórmula de atenuación. Con base en la teoría de la interacción entre las ondas de tensión y el gas explosivo, se propuso una fórmula de cálculo de espaciado de agujeros periféricos que considera integralmente los efectos de la tensión in situ, las juntas y la resistencia a la tracción del macizo rocoso.

En combinación con las condiciones geológicas y los parámetros de voladura de la sección de estudio del Túnel de Bayueshan, se calculó que el espaciado periférico óptimo de los agujeros alrededor de la sección de estudio era de 45 cm. Se estableció un modelo de análisis numérico tridimensional utilizando el software LS-PREPOST. La profundidad del daño de la masa rocosa retenida y la velocidad máxima de vibración (PPV) se compararon y analizaron cuando los espaciamientos de los agujeros periféricos eran de 40 cm, 45 cm, 50 cm y 55 cm, respectivamente. Los resultados de la simulación numérica verificaron la corrección de la fórmula de cálculo del espaciado de agujeros periféricos propuesta en este documento.

Tomando como estándar el espaciado de orificios periféricos de 45 cm y la línea de resistencia de 56 cm, se llevó a cabo una prueba de voladura de campo en la sección de investigación del Túnel de Bayueshan. Bajo la acción combinada de la tensión in situ y las juntas, la construcción con voladuras se llevó a cabo utilizando el método de diseño de agujeros periféricos y los parámetros de diseño de malla de agujeros propuestos en este documento. Los resultados de la prueba muestran que el valor promedio de sobreexcavación de la roca circundante de grado IV se controló en 22 cm, el sobreconsumo de concreto por metro lineal se controló en un 100 % y el efecto de control del sobreconsumo de concreto fue bueno.

Los conjuntos de datos utilizados durante el estudio actual están disponibles del autor correspondiente a pedido razonable.

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Descargar referencias

Agradecemos al Laboratorio de Ingeniería de Explosiones Civiles del Grupo de Ingeniería de Voladuras de Poly Xinlian y al Laboratorio de Ingeniería de Explosiones Civiles de Poly Union Group Corporation por proporcionar lugares experimentales para este documento. Este trabajo fue apoyado por la Fundación Nacional de Ciencias Naturales de China (52064008).

Facultad de Ingeniería Civil, Universidad de Guizhou, Guiyang, 550025, China

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

Facultad de Minería, Universidad de Guizhou, Guiyang, 550025, China

Tiejun Tao

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

Zhenhua Zhao

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X.-CT: derivación teórica, validación del método, redacción del borrador original. TT: edición y revisión del manuscrito. XL: asignación de parámetros del modelo. JJ: prueba de compresión uniaxial, prueba de compresión triaxial, prueba de división brasileña y prueba de compresión de choque dinámico. C.-JX: validación de fórmulas. Q.-XL y Q.-ZC: el establecimiento del modelo de análisis numérico. Z.-HZ: Prueba de voladuras de campo.

Correspondencia a Tiejun Tao.

Los autores declaran no tener conflictos de intereses.

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Reimpresiones y permisos

Tian, ​​X., Tao, T., Liu, X. et al. Cálculo del espaciamiento de agujeros y análisis de daños en rocas circundantes bajo la acción de esfuerzos y juntas in situ. Informe científico 12, 22331 (2022). https://doi.org/10.1038/s41598-022-27017-w

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Recibido: 19 Agosto 2022

Aceptado: 23 de diciembre de 2022

Publicado: 25 diciembre 2022

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

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