階段状トンネルにおける周囲岩盤の発破累積動的損傷に関する研究

Jun 03, 2023

Scientific Reports volume 13、記事番号: 1974 (2023) この記事を引用

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トンネル掘削中の周期的な発破の過程で、周囲の岩石には修復不可能な損傷が蓄積します。 安全なトンネル建設のためには、発破による動的累積岩石損傷の特徴を理解することが不可欠です。 音波試験と数値シミュレーション手法が研究に適用されました。 周囲岩石の損傷モデルとしてJH-2モデルを採用した。 ABAQUS ソフトウェアのソルバー間のデータ転送方法に基づいて、累積ダメージが計算されました。 損傷特性は音波試験結果を組み合わせて得られました。 研究結果によると、周囲の埋蔵岩石全体が周期的な損傷の特徴を持っています。 各周期的被害範囲はトンネルの長手方向に沿った漏斗状で、長さは 160 cm、掘削映像の 1.07 倍です。 後者の発掘映像の、前の映像の岩石の損傷領域に対する発破の影響は長さ 40 cm で、3 つの累積的な損傷パターンがあります。 3 つの累積損傷パターンは、周囲の岩石の追加損傷の法則をより明確に明らかにします。追加損傷の程度は、後者の発掘映像から 5 ～ 20 cm の距離で最大になります。 この研究は、段階発破建設トンネルの発破計画とライニングの設計に適切な理論的指針を提供することができます。

発破掘削は、効率が高く経済的であるため、トンネル工学で広く使用されています。 爆発によるエネルギーが掘削された岩塊を破壊して投げ飛ばすと、必然的に周囲の岩石に損傷を与え、その完全性が低下し、機械的特性が低下し、トンネル建設の安全性に影響を及ぼします。 さらに、追加の発破荷重が周囲の確保された岩盤に加わり、継続的な損傷の蓄積を引き起こします。 したがって、掘削および発破トンネルを安全に建設するには、周囲の岩石の発破による累積的な動的損傷の特徴を研究することが重要です。

岩石爆破による被害モデルは学者によって広範囲に研究されてきました。 ランゲフォルス 1 は、爆発による損傷は爆発応力波の伝播、反射、接触によって生じると考えています。 岩石の亀裂を刺激して拡大し、その機械的特性を低下させます。 この理解に基づいて、関連研究者は GK モデル 2、TCK モデル 3、および KUS モデル 4 の 3 つの爆破被害モデルを開発しました。 HAMDI5 と LI6 は、3 つの発破損傷モデルと数値シミュレーション手法を利用して、発破下の岩盤の損傷の進展、測定、評価を研究しました。 YANG7 と LIU8 は、連続体損傷力学と臨界引張ひずみ基準に従って、損傷変数、亀裂密度、ひずみ速度の間の相関関係を包括的に反映できる発破損傷モデルを提案しました。

さらに、岩盤は重力応力や地殻応力と結合した初期の原位置応力で存在し、爆発性応力波の伝播、岩石亀裂の進展、周囲の岩石への損傷に大きな影響を与えます。重力応力および地殻応力と結合した初期の原位置応力であり、爆発性応力波の伝播および周囲の岩石の損傷に重大な影響を及ぼします。 したがって、爆破による被害を研究する際には現場応力を無視することはできず、多くの学者がそれを研究してきた。 HE9 と ZHANG10 は実験研究を通じて、発破荷重下での亀裂は主応力の方向に沿って伝播することが多いことを発見しました。 さらに、HE9 の研究では、岩石の破砕帯が圧縮応力の増加とともに減少することが示されました。 XIE11 と YI12 は数値シミュレーションにより現場応力下での岩盤の発破損傷を研究し、上記と同じ亀裂進展規則を得た。 TAO13 は、現場応力下での岩盤の単孔発破をシミュレートし、亀裂を低減できることを発見しました。 特定のトンネル掘削プロジェクトにおいて、RAMULU14 は、岩石の損傷に対する周期発破の影響を調査するために、伸び計とピンホール カメラのテストを使用しました。 研究の結果、発破エリア近くの岩石損傷は高周波振動によって引き起こされ、発破孔から遠く離れた岩石損傷は低周波振動によって引き起こされたことが判明しました。 LUO15 は、分水トンネルの発破掘削に関する数値シミュレーションを実行し、結果を現場測定値と比較しました。 周囲岩石の累積損傷を考慮した結果、発破振動速度と周囲岩石変形は実測値に近いことがわかった。 数値シミュレーションでは、周囲の岩石の累積的な損傷の影響を考慮する必要があります。

上記の研究は、適切な岩石損傷モデルを選択する必要があり、周囲の岩石の累積損傷を調査するには現場応力の影響を考慮する必要があることを示しています。 ただし、研究状況は発破荷重下での岩盤の損傷理論、現場モニタリング、安全性評価に重点を置いています。 ステップ工法サイクリック発破工事における周囲の保留岩石の累積的な動的損傷に関する研究はほとんどない。 ABAQUS ソフトウェアに組み込まれた JH-2 岩盤モデルは、トンネルの周期発破掘削の正確な数値シミュレーションを実行するために使用されました。 計算結果を野外音波試験結果と比較して、周囲の埋蔵岩石の累積損傷特性を研究した。

金井トンネルは中国福建省三明市にあります。 全長7292mの単線トンネルです。 周囲の II 級、III 級、IV 級、V 級の岩石を貫き、II 級岩の周囲の長さは 1540 m である。 近隣構造物への発破による振動を軽減するため、クラスⅡの浅埋設部分には段階的に仮設逆アーチ工法を採用しました。 トンネル構造図を図1に、トンネル寸法プロットを図2に示します。

トンネルの構造図です。

トンネル寸法のプロット (cm)。

工事は「短掘削、弱発破」理論に基づいて行われ、微差、分割、多セグメント、多重弱発破技術が採用された。 施工は上下段の仮設インバート工法を採用し、1回の周期掘削は1.5mでした。 切開孔は複合くさび形であり、その配置を図3に示します。図3の上部は、トンネル切羽における切開孔の配置を示す正面図です。 底面は上面から見たもので、岩石に開けた穴の位置と長さを示しています。

複合くさび形の切断穴のレイアウト スキーム (cm)。

岩盤内の音波速度の変化は、発破後の岩盤の損傷の程度と範囲をよりよく反映し、建設現場での研究にデータを提供する可能性があります16。 RSM-SY6 検出器は周囲の岩石の音波検査を行うために使用され、その検査スキームを図 4 に示します。検査穴はアーチ腰部の平らな部分に配置されています。 試験孔の深さは 4 m、試験孔は水平面に対して 5 度の角度で下向きに傾斜しています。 テスト穴は平行で、隣接する間隔は 60 cm です。 テスト中、テストチャンバー内に岩石の破片はなく、キャビティは水と結合していました。 音波プローブは各テストごとに外側に 20 cm 移動し、各グループで 21 回のテストが実行されました。

2穴音波法試験計画書。

周囲の損傷した岩石と無傷の岩石の縦波速度を求めるために、掘削した岩盤の音波速度を試験します。試験孔の深さに沿って変化する波速度の曲線を図5に示します。図５において、＃２－１は穴２＃と穴１＃との間の岩石音波速度を表し、＃２－３は穴２＃と穴３＃との間の岩石音波波速度を表す。 穴開口部での水の浸入のため、穴開口部での波速度データは不完全です。 周囲の埋蔵岩の波速度曲線は、波速度が深さ0.4〜2.5 mの範囲で大きく変化し、波速度が2145から4845 m・s−1まで上昇することを示しています。 深さが２．５ｍより深い場合には、音波の速度変化が安定する傾向にある。 波速度の変化傾向から判断すると、損傷を受けていない周囲の岩石の波速度は、試験孔の深さ 2.5 ～ 4 m での平均波速度 4817 m・s−1 とみなすことができます。

周囲の岩石の音速と深さの曲線。

発破荷重は単なる力の一種であるため、周囲の岩石がそれにどのように反応するかは、その機械的特性と損傷モデルによって異なります。 結果として、周囲の岩石の損傷モデルは、この研究の分析にとって非常に重要です。

数値シミュレーションでは、HJC モデル 17、JH-1 モデル 18、JH-2 モデル 19 が、かなりのひずみ、高いひずみ速度、および高圧荷重下での脆性材料の動的機械的挙動を記述するためによく使用されます。 JH-2 モデルは JH-1 モデルを改良したものです。 JH-2 モデルでは、圧力依存の強度、損傷、破壊、バルキング、ひずみ速度の影響、および破壊後の重要な強度がすべて考慮されています20。 モデルは強度、ダメージ、圧力で構成されます。 JH-2 モデルの強度、損傷、および圧力状態方程式を以下に説明します21、22。

JH-2 の連続体モデルの強度曲線を図 6 に示します。図 6 では、3 つの異なる曲線が材料の 3 つの状態 (無傷状態、損傷状態、破壊状態) を表しています。 材料の状態には対応する強度方程式があり、正規化等価応力と正規化圧力の関係を表します。 正規化された相当応力の方程式は次のとおりです。

ここで、 \(\sigma_{\text{i}}^{*}\) は正規化されたそのままの等価応力です。 \(\sigma_{{\rm f}}^{*}\) は正規化された破壊応力です。 D はダメージ係数 (0 < D < 1); σ は実際の等価応力です。 \(\sigma_{{{\rm HEL}}}\) は、Hugoniot の弾性限界状態における等価応力であり、静水圧と偏差応力成分を含む正味の圧縮応力を表します19。

JH-2構成モデルの強度モデル。

0 < D < 1、材料は損傷状態にあり、正規化等価応力 \(\sigma^{*}\) は式 (1) によって計算されます。これは、図 6 のオレンジ色の曲線に対応します。 D = 0、素材はそのままの状態です。 式(1)にD = 0を代入すると、 \(\sigma^{*} { = }\sigma_{\text{i}}^{*}\) となり、 \(\sigma_{\text{i} }^{*}\) は式 (3) によって計算されます。これは図 6 の青い曲線に対応します。D = 1、材料は破砕状態にあります。 式(1)にD = 1を代入すると、 \(\sigma^{*} { = }\sigma_{{\rm f}}^{*}\) となり、 \(\sigma_{\rm {f} }^{*}\) は式 (4) で計算され、図 6 の緑色の曲線に対応します。

σの計算式は以下の通りです。

ここで \(\sigma_{1}\) と \(\sigma_{2}\) は \(\sigma_{3}\) の 3 主応力です。

\(\sigma_{i}^{*}\) と \(\sigma_{f}^{*}\) の計算式は次のとおりです。

ここで、A、B、C、M、N は材料パラメータです。 \(\sigma_{i}^{\max }\) は \(\sigma_{i}^{*}\) の限界値です。 \(P^{*}\) は正規化された圧力であり、\(P^{*}\) の計算式は次のとおりです。

ここで、P は実際の静水圧です。 \(P_{HEL}\) は、Hugoniot の弾性限界状態における静水圧です。

\(T^{*}\) は正規化された最大引張静水圧であり、その計算式は次のとおりです。

ここで、T は材料の最大引張静水圧、\(T_{HEL}\) は Hugoniot の弾性限界状態における引張静水圧です。

\(\dot{\varepsilon }^{*}\) は無次元ひずみ速度であり、次のように計算されます。

ここで、 \(\dot{\varepsilon }\) は実際の等価ひずみ速度、 \(\dot{\varepsilon }_{0}\) は基準ひずみ速度で、1 s−1 の値をとります。

\(\dot{\varepsilon }\) の計算式は次のとおりです。

ここで、\(\dot{\varepsilon }_{x}\)、\(\dot{\varepsilon }_{y}\)、および \(\dot{\varepsilon }_{z}\) は 3 つの主要なひずみ速度です。 ; \(\dot{\gamma }_{xy}^{2}\)、\(\dot{\gamma }_{xz}^{2}\) および \(\dot{\gamma }_{yz} ^{2}\) は 3 つのせん断ひずみ速度です。

JH-2 連続体モデルの損傷曲線を図 7 に示します。図 7 から、材料の損傷は破壊の進展とともに増加し、損傷の成長は非線形特性を示します。 方程式は次のとおりです。

ここで、 \(\Delta \varepsilon^{p}\) は等価塑性ひずみ速度、\(\Delta \varepsilon_{f}^{p}\) は破壊時の等価塑性ひずみです。 D1、D2はダメージ係数であり、以下の方法で求められます。

ここで、 \(\varepsilon_{p}^{f}\) は、一定の圧力下で破壊する塑性ひずみです。 式(10)より、正規化圧力に対する圧力依存破壊ひずみの曲線を試験により求めることができ、その曲線から損傷係数D1、D2を求めることができます21。

JH-2構成モデルの損傷モデル。

JH-2 連続体モデルの圧力状態方程式曲線を図 8 に示します。圧力状態方程式は、純粋な弾性破壊段階と塑性破壊段階を含む静水圧と体積ひずみを反映しています。 方程式は次のとおりです。

ここで、K1、K2、および K3 は材料定数であり、μ は次のように計算できます。

ここで、 \(\rho_{0}\) は材料の初期密度です。 ρ は電流密度です。

JH-2構成モデルのEOSモデル。

バルキングエネルギーを考慮して、状態方程式では圧力増分 ΔP が考慮されます。 材料が損傷すると、材料の強度が低下し、材料の弾性エネルギーも減少します。 減少した弾性エネルギーは、圧力増分ΔP を増加させることによって位置エネルギー 20 に変換されます。 ΔP の式は次のとおりです。

ここで、ΔU は偏差弾性エネルギーです。 β は、位置エネルギーに変換される増分弾性エネルギーの一部です (0 ≤ β ≤ 1)。

岩石損傷変数と岩石損傷前後の音波速度との関係式は次のように得られます:23

ここで、 \(\overline{{V_{p} }}\) は、爆破荷重を受けた岩盤の音波速度です。 \(V_{p}\) は岩石の音波速度です。 D は発破後の岩石の損傷変数です。

音波の速度変化率の計算式は次のとおりです。

音波試験による発破荷重による周囲岩石の損傷の判断基準23：音波速度の変化率が10％以下であれば、周囲岩石の損傷は最小限である。 音波速度の変化率が10％以上15％未満の場合は、発破により周囲の岩石に軽微な損傷が生じたと考えられます。 音波速度の変化率が15%を超える場合、周囲の岩石は発破によって損傷されたと考えられます。 音波速度の変化率が 10% の場合、岩石損傷変数は 0.19 になります。 音波速度の変化率が 15% の場合、岩石損傷変数は 0.28 になります。

金京トンネルの段階発破工事を例として,数値モデルを確立した。 模型サイズは40m×37m×37mで、岩盤と覆工にはC3D8R素子を使用しています。 アンカーにはビーム要素が使用されます。 トンネル周期発破掘削工事はABAQUSソフトウェアのソルバー間データ転送方式を利用して実現しています。 周期発破のシミュレーション中、発破荷重は掘削境界に適用されます。 発破作業を開始する前に、周期発破掘削の岩石要素が削除されます。 次の周期発破は、前の周期発破のすべての計算結果に基づいて計算されます。 数値モデルの模式図を図9に示します。

数値モデルの概略図。

発破は主にトンネルのアンカー、一次覆工、二次覆工に振動を与えるため、損傷は考慮できません。 表 1 に示すように、材料の弾性パラメーターのみが考慮されます。

岩盤には JH-2 モデルを使用し、その具体的なパラメータを文献 20 および工学地質調査データに基づいて表 2 に示します。

爆発と銃口をモデル化する代わりに弾性境界に等価爆破荷重を適用することで、計算コストを大幅に削減できます。 本稿では三角等価爆風荷重を採用する。 爆風荷重曲線を図10に示します。

発破荷重の曲線。

装薬量と穴の配置によって発破荷重の値が決まり、映像によって発破荷重の範囲が決まります。 発破荷重の影響因子として、周囲の岩石の損傷に影響を与えます。

穴壁にかかる初期爆発圧力は、非結合装薬に対して次の式で計算できます24。

ここで、P0 は初期爆発圧力、\(\rho_{e}\) は爆発密度です。 D は爆発物の爆発速度です。 γ は爆発物の等エントロピー指数で、値は 3.0 です。 dc は電荷直径です。 db は穴の直径です。穴のグループの爆発の場合、弾性境界に適用される等価爆発荷重は次のように計算できます 21:

ここで、k はカットホール開始の影響係数であり、10 とみなします。 \(r_{0}\) は穴の半径です。 \(r_{1}\) は破砕ゾーンの半径です。 \(r_{2}\) は破砕領域の半径です。 μ 周囲の岩石のポアソン比。

2# エマルション爆薬は金京トンネル爆破の建設に使用され、その密度は 1100 kg/m3、爆発速度は 4000 m/s です。 関連する工学データによると、弾性境界での等価発破荷重 P1 は、式 (1) で計算されるように 200 Mpa です。 (17)。

1 回の発破操作で、この掘削エリア内の一定範囲の隣接する岩石に損傷を与えます。 発破の頻度が高くなると、周期発破工事区間における周囲の岩石の損傷は、個々の発破作業によって生じた損傷に基づいて発生し、周囲の岩石の損傷全体の特性が現れます。 このセクションでの発破による被害は、その後の発破によってさらに悪化します。 このセクションでは、周期的爆風による単一爆風建物セクションと周囲の岩盤の累積損傷特性を分析し、議論します。

音波試験で得られた周囲の埋蔵岩石の音波速度を式(1)に代入する。 (14) フィールドの損傷変数を取得し、図 11 に示すように、シミュレーションの損傷変数と比較します。数値シミュレーションの損傷値は、ABAQUS ソフトウェアの後処理機能によって抽出されます。 図 11 から、シミュレーション値が現場測定値と一致していることがわかります。 損傷変数が 0.19 の場合、数値シミュレーション、フィールド テスト 1、フィールド テスト 2 の損傷深さは、それぞれ 130 cm、143 cm、144 cm です。 損傷変数が 0.28 の場合、数値シミュレーション、フィールド テスト 1、フィールド テスト 2 の損傷深さは、それぞれ 110 cm、117 cm、115 cm です。 2 つの損傷変数グループの平均深さの偏差は、それぞれ 13.5 cm と 6 cm です。 この研究で利用された数値シミュレーション手法にはある程度の信頼性があることは明らかです。

フィールドテストと数値シミュレーション結果の比較。

図 12 は、発破工事の 7 回の掘削サイクルにおけるトンネルの長手方向に沿った損傷要因の分布を示しています。 図12は後処理機能により得られたJH-2モデルの損傷雲画像です。

トンネル長手方向に沿って確保された周囲の岩石全体の損傷変数。

図 12 によれば、トンネルの長手軸に沿って、保存された周囲の岩石全体の損傷分布は均一かつ対称であり、周期的な損傷の特徴を示しています。 単一の発破施工範囲は、各被害期間における主な被害エリアです。 周期的被害範囲の長さは 160 cm であり、単一の発破発掘映像の長さよりわずかに長くなります。 金庫室の周期的損傷の深さは 202 cm、底部の周期的損傷の深さは 217.5 cm です。 トンネルの長手方向に沿って、保留された周囲の岩石の周期的損傷領域は漏斗状を呈しています。 穴の端のダメージ変数値とダメージの深さは、穴の中心のものよりも小さくなります。 周囲の岩の深さが浅いほどダメージ変数値が大きくなり、ダメージの度合いが高くなります。 深さが増すにつれて、周囲の岩石のダメージ変数は徐々に減少します。 図 13 は、周期的損傷領域の端と中央における損傷変数と深さの関係を示しています。

周期的損傷領域の端と中心における損傷変数と深さの間の曲線。

図 13 によれば、周囲の岩石の深さが深くなると、損傷変数は非線形の減衰を示し、減衰の度合いは継続的に増加します。 岩を囲むアーチ底部のダメージ変数は岩底を囲むダメージ変数よりも早く減衰し、岩を囲むアーチ底部のダメージ度はアーチ底部のダメージ変数よりわずかに高くなります。 周期的損傷マージンにおける損傷変数の減衰率は、中央の岩石における損傷変数の減衰率よりも大幅に大きく、これは漏斗状の損傷分布の特徴と相関しています。 上記のガイドラインは、爆薬が穴の中央領域の周囲の岩石に大きな影響を与えることを示しています。

単一掘削の断面の損傷を視覚的に観察および分析し、累積損傷特性を取得するために、ABAQUS 後処理のビュー断面機能を使用して最初の掘削を切断しました。 上段と下段の穴底からの距離を変えた切断面の損傷分布を図2、3に示します。 14と15。

最初の発掘映像の上段のさまざまなセクションにおける周囲の岩石の損傷分布。

最初の発掘映像の下段のさまざまなセクションにおける周囲の岩石の損傷分布。

図１、２に示すように。 図 14 および 15 に示すように、損傷変数の値と深さは、ビュー セクションが穴の中心に近づくにつれて増加します。これは、トンネルの漏斗状の損傷に対応します。 後者の発掘映像の爆発力は、初期の発掘映像に保存されていた周囲の岩石の損傷に明らかに累積的な影響を与えるだろう。 影響を受けた部分の長さは40センチメートルで、発掘映像の26.7％を占めた。 図１および図２に示すように。 図１６、図１７、および図１８に示されるように、上段の金庫室および下段の底部のさまざまなセクションにおける損傷深さの増分および損傷値が決定される。

ボールトと底部のさまざまなセクションで周囲の岩石の損傷の深さが増加します。

ボールトのさまざまなセクションにおける周囲の岩の深さに沿ったダメージ増加の分布。

海底のさまざまなセクションにおける周囲の岩の深さに沿った損傷増加の分布。

図16によれば、後者の構造物の発破は、前の掘削の穴の底から15cm以内の周囲の岩石の損傷深さにかなりの影響を与えるでしょう。 上段の最大ダメージ深さの増加は 30.7 cm、下段の最大ダメージ深さの増加は 41.7 cm です。 穴の底からの距離が 15 cm を超えると、周囲の岩石の損傷深さが大幅に低下します。 穴の底からの距離が40cmを超えると、周囲の岩石の損傷深さが上がらなくなります。

図１、２によると、 図 17 と図 18 では、周囲の岩の損傷増分は穴の底から 5 cm 以内で最も大きく、上下の段の最大増分は 0.958 です。 穴の底から 5 ～ 40 cm の範囲では、周囲の岩石の累積損傷増分は、上段では 0.74 から 0.021、下段では 0.502 から 0.023 と一貫して減少します。 穴の底からの距離が 40 cm 以上であれば、周囲の岩石の累積ダメージは発生しません。 穴の底から 0 ～ 5 cm 以内の周囲の岩石の累積損傷の深さの範囲は限られています。 上段の平均ダメージ蓄積深さは 33.4 cm、下段の平均蓄積ダメージ深さは 40.5 cm です。 穴の底から 5 ～ 20 cm 以内に蓄積されたダメージの深さの範囲は広大です。 上段の平均累積損傷深さは 81.5 cm、最下段の平均累積損傷深さは 75.6 cm です。 穴の底から 20 ～ 40 cm 以内の蓄積ダメージの深さの範囲は限られています。 上段の平均累積ダメージ深さは 26.8 cm、下段の平均累積ダメージ深さは 49.8 cm です。

前述の出来事は、以前の発掘映像で観察された 3 つの累積的な損傷パターンを反映しています。 穴の底から 0 ～ 5 cm の範囲の周囲の岩石の累積損傷モードは、浅い深さで損傷の増加が最大になります。 穴の底から 5 ～ 20 cm 以内の周囲の岩石の累積的な損傷パターンは、より深いところでより大きな損傷が発生することを示しています。 穴の底から 20 ～ 40 cm 以内の周囲の岩石の累積ダメージ モードは、周囲の岩石の浅い深さでのわずかなダメージ増加です。

損傷深さの増分と周囲岩石断面の損傷増分の分布則から、前回の掘削による漏斗状の損傷が強化されていることがわかります。

この研究では、音波試験と数値シミュレーションの方法を使用して、周期発破後の周囲の保留岩の累積損傷特性を計算および分析しました。 この結果は、ステップ発破トンネル建設の発破計画設計とライニング支持設計に適切な理論的方向性を提供することができます。 結論は次のとおりです。

JH-2岩石損傷モデルに基づく周期発破の累積損傷値は音波試験の結果と一致しており、損傷モデルは岩石材料の動的機械的挙動をより正確に表現できます。

周期発破掘削区間の保留周囲岩盤全体は周期的損傷特性を有しており、各周期的損傷領域の長さは掘削映像の1.07倍の160cmで、トンネル長手方向に沿って漏斗状となっている。 被害深さは金庫部で202cm、底部で217.5cmとなった。 各周期的ダメージ領域は、この映像セクションの発破構造と後の映像セクションの発破構造の組み合わせによって生成されます。

後者の発掘映像工事による、先行発掘映像の周囲の岩石の損傷領域に対する発破効果は長さ 40 cm であり、発掘映像の 26.7% を占めています。 40 cm の影響範囲には 3 つの累積被害パターンがあります。 周囲の岩は、穴の底から 0 ～ 5 cm の浅い深さで最も大きなダメージ増加を示します。 深さが深くなると、穴の底から 5 ～ 20 cm の間で周囲の岩の損傷が増加します。 周囲の岩石は、穴の底から 20 ～ 40 cm の浅い深さでわずかな損傷が増加しています。 3 つの累積損傷パターンは、その後の発掘映像の発破活動によって引き起こされた、以前の発掘映像の周囲の岩石の追加の損傷の法則をより明確に示しています。 一般的な考えに反して、後者の発掘映像との距離が近ければ近いほど、近くの岩石への累積ダメージは大きくなります。 この発見は、トンネル発破設計とトンネル支持設計に影響を与えます。

現在の研究中に生成された、および/または研究中に分析されたデータセットは一般に公開されていませんが、合理的な要求に応じて責任著者から入手できます。

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この研究は、中国自然科学財団の支援を受けました (助成金番号: 52168055)。 江西省自然科学財団（助成金番号：20212ACB204001）、江西省イノベーション先導人材プロジェクト「ダブルサウザンド計画」（助成金番号：jxsq2020101001）。

広西大学土木建築建築学院、南寧、530004、広西チワン族自治区、中国

Yaozhong Cui、Bo Wu、Guowang Meng、Shixiang Xu

中国華東理工大学土木建築工学部、南昌、330013、江西省、中国

ボー・ウー

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YC: 概念化、方法論、ソフトウェア、形式分析、原案作成。 BW: データのキュレーション、方法論、監督。 GM と SX: 調査。

ボー・ウーへの対応。

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転載と許可

Cui、Y.、Wu、B.、Meng、G. 他。 階段状トンネルにおける周囲岩盤の累積動的損傷の発破に関する研究。 Sci Rep 13、1974 (2023)。 https://doi.org/10.1038/s41598-023-28900-w

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受信日: 2022 年 10 月 19 日

受理日: 2023 年 1 月 27 日

公開日: 2023 年 2 月 3 日

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

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