Application and research progress of TBM tunneling in coal mine roadway
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摘要:
TBM工法经济技术优势显著，正成为煤矿巷道快速掘进的一种新方法。但由于煤矿特殊的施工环境和复杂地质条件，TBM在煤矿巷道掘进中面临以下技术挑战：①煤矿特殊施工环境下TBM装备和矿井系统适应性设计难；②煤系软硬复合地层破岩机理不清，高效破岩控制难度大；③软弱地层挤压变形卡机灾害风险大，灾害预测和安全控制难度大；④掘进空间狭小和粉尘水雾干扰严重，TBM掘进过程监测难度大，难以进行掘进参数决策控制和灾害预警。对此，针对TBM装备适应性设计技术，深部复合地层TBM高效破岩理论，挤压变形卡机灾害预测控制方法，掘进过程智能化决策控制技术等开展了系统研究，在TBM安全高效掘进技术方面取得了以下研究进展：①论述了针对煤矿特殊施工环境的TBM装备和施工工艺适应性设计技术；②开展了TBM滚刀贯入和线性切割试验，揭示了复合地层地应力水平、岩石强度及岩性变化、掘进控制模式、滚刀安装半径等对TBM破岩效率和破岩模式的影响机理，提出了深部复合地层TBM掘进性能评价预测方法和岩体可掘性评价方法；③揭示了深部煤系软弱地层TBM掘进挤压大变形卡机灾害孕育发生机理，发展了挤压变形卡机灾害孕育演化及控制过程模拟预测的FDEM（有限元-离散元耦合）方法，提出了挤压变形卡机监测预警方法，形成了TBM掘进挤压大变形卡机“大变径扩挖、掘进参数优化和分步联合支护”综合防控技术体系；④提出了TBM掘进过程岩-机作用信息（刀盘刀具-掘进工作面作用、围岩-护盾作用信息）实时感知技术，初步提出了TBM掘进参数自适应智能决策方法。上述研究进展将推动TBM在煤矿巷道建设中的应用和安全高效掘进技术进步。
Abstract:TBM (Full Face Tunnel Boring Machine) tunneling method has significant economic and technical advantages and is becoming an innovative method for deep roadway speedy construction. However, due to the special complex geological conditions and construction environment of coal mines, the technical challenges faced by TBM tunneling in deep roadways and the key scientific problems are analyzed: ① adaptive design of TBM equipment and the mine system under special tunneling environment in coal mine is difficult to fulfill; ② the rock fragmentation mechanism in soft and hard mixed strata is unclear, and the efficient rock cutting is difficult to realize; ③ The risk of soft rock squeezing deformation and TBM jamming, and the difficulty for accurate prediction and safety control is large; ④ Due to the narrow tunneling space and the serious interference of dust and water fog, it is difficult to monitor the tunneling process and make decision control and disaster warning according to the monitoring information. In this regard, systematic research on adaptive equipment design, efficient rock cutting in mixed-ground, squeezing deformation and TBM jamming disaster prediction and control method, and intelligent assisted tunneling method in deep composite stratum tunneling has been carried out. Research results on the TBM safe and efficient tunneling technology are achieved: ① the present situation of TBM adaptive design technology for special construction environment of coal mine is illustrated. ② full-size disc cutter penetration and linear cutting tests for hard and soft rock under high confining pressure are performed. Accordingly, the influence of complex geo-stress, rock strength and lithology change, tunneling control mode,cutter installation radius on the TBM cutting efficiency and rock fragmentation mechanism are revealed. The evaluation and prediction method of TBM tunneling performance and the corresponding rock mass classification method in deep mixed ground is put forward. ③ The mechanism of large deformation and TBM jamming disaster during TBM tunneling in deep coal measure soft strata is revealed. The FDEM (combined FEM and DEM) numerical simulation method of large deformation and TBM jamming disaster evolution and corresponding control measures for TBM tunneling in soft rock is developed. The monitoring and warning method of squeezing deformation and TBM jamming disaster is put forward. A comprehensive prevention and control technology system of ‘large diameter over excavation, excavation parameter optimization and step by step combined supporting’ is proposed for large squeezing deformation and TBM jamming hazard. ④ The real-time sensing technology of rock-TBM interaction information (cutter head - roadway face interaction, surrounding rock-shield interaction) in TBM tunneling process is proposed, and the adaptive intelligent decision-making method for advance parameters is initially developed. The research progresses will promote the application of TBM tunneling in coal mine roadway construction and safe and efficient tunneling technology.
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0. 引 言
双巷掘进小煤柱护巷实现了将复用巷道布置于低应力区，但相比宽煤柱护巷，小煤柱受两个工作面双次采动影响更剧烈，整体稳定性差，易诱发复用巷道大变形，当处于高埋深高地应力赋存环境时，也容易诱发冲击地压等灾害。侯朝炯[1]、柏建彪[2]等针对沿空巷道围岩运移规律阐明了不同阶段演变特征，开展了大、小结构稳定性分析，明确了影响因素。郑西贵[3]、李学华等[4]分析了小煤柱不同时期内应力场分布规律，明确了邻空巷道围岩变形破坏的关键因素。赵国贞[5]、赵启峰等[6]建立沿空掘巷围岩结构力学模型，阐明了影响巷道围岩稳定性的各因素间相互关系，揭示了综放沿空掘巷围岩变形控制机理。毕慧杰[7]、别小飞[8]、苏振国等[9]根据小煤柱留设工况下顶板结构形态，提出了超前预裂爆破围岩控制技术；王志强[10]、王德超[11]、彭林军等[12]针对窄煤柱围岩变形控制难点，提出不对称支护和窄煤柱注浆等围岩控制方案。李民族等[13]针对单一深孔定向预裂聚能爆破技术存在的问题，提出了深浅孔能量场叠加定向预裂顶板工艺。
以上研究成果体现出小煤柱沿空巷道围岩变形影响因素的多样性和防控对策的可行性。但针对双巷掘进一次成巷留设小煤柱护巷条件下，顶板切顶卸压工艺鲜有研究，笔者以赵庄煤业一盘区小煤柱护巷为研究背景，对小煤柱护巷开展顶板力学结构分析，并明确深浅孔聚能组合爆破预裂机制，结合理论计算和现场试验确定爆破参数，并通过微震能量云图、小煤柱应力数据、扇形钻孔顶板结构窥视和巷道围岩变形数据多种方法进行卸压效果评价。
1. 双巷掘进小煤柱护巷布置工况
1313工作面回采长度为540 m，倾向长度为218 m，平均煤厚为4.85 m，工作面埋深为650 m，为一盘区东翼首采面。1316工作面回采长度为750 m，倾向长度为300 m，两工作面相对位置关系如图1所示。
通过在13132巷顶板取心获得该区域顶板以细粒砂岩、砂质泥岩和泥岩为主，如图2所示，经测定以上3种岩性单轴抗压强度分别为197.937 MPa、81.095 MPa和46.626 MPa，1312工作面顶板具有坚硬顶板层数多、结构复合等明显特点，属于典型的坚硬复合顶板，1313工作面与1316工作面间留设8 m区段煤柱，且13132巷与13163巷同步掘进成巷，为改善小煤柱围岩的应力条件，强化小煤柱的承载能力，采用加长锚固、围岩注浆和对穿锚索等进行联合加强支护。
坚硬复合顶板具有较高的自稳能力，而受软弱夹层影响，顶板来压过程又具有突发性和迅猛性等特点，为探究赵庄煤业坚硬复合顶板破断运移规律，搭建长×宽×高为3000 mm×300 mm×2000 mm相似模拟，并进行开挖。
图3为煤柱区域悬顶结构，从图3中可以看出在工作面回采后，坚硬复合顶板在采空区侧形成大跨度悬顶，悬顶且对上覆数个岩层起到控制作用，当悬顶承受载荷超过其极限承载能力或在高位软弱夹层处形成大范围离层空隙时，悬顶瞬间断裂或者下沉势必引起动载荷向下冲击采空区矸石，矸石在垂向动载作用下向周围扩散，矸石扩散对小煤柱产生倾向作用力，同时煤柱上方顶板突然卸载、回弹，煤柱垂向受力减小，在倾向作用力下导致邻空巷道瞬间变形，甚至诱发强矿压灾害。
2. 小煤柱护巷顶板结构模型分析
煤层上覆关键岩层主要受到岩块间的作用力、 采空区冒落矸石的支撑力、小煤柱的支撑力以及实体煤的支撑力和上覆岩层的自重[5]。根据围岩结构特点对小煤柱沿空掘巷进行简化，建立起围岩结构力学模型如图4所示。巷道顶板的挠度ω(x)取向下为正，梁的抗弯强度EI为常数。
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图 4 小煤柱护巷围岩结构力学模型Figure 4. Mechanical model of surrounding rock structure of small coal pillar supporting roadway图4中，$ q_{0} $为顶板上覆岩层载荷；$ q_{1} $为小煤柱对顶板的支撑力；$ q_{2} $为实体煤对顶板的支撑力；OM段为采空区悬顶，长度为L；MN段为小煤柱长度（8 m）；NP段为沿空巷道长度（5 m）；PQ段为未开采实体煤长度。
煤柱MN段与未开采煤层PQ段对关键层的作用按弹性地基处理，即
$$ q_{1}(x)=k W{({{x}})} $$ (1) 其中，Winkler地基系数k，与梁下垫层的厚度及力学性质有关，即
$$ k=\sqrt{E / h} $$ (2) 式中：E为煤体弹性模量；h为梁下地基垫层厚度。
设梁OQ段是均质、各向同性的线弹性材料，则 NP段其挠曲线方程为
$$ E I \omega{({{x}})}''=-M{({{x}})} $$ (3) 其中，巷道顶板的弯矩：
$$ M{({{x}})}=5KW{({{x}})} \left(x-{{L}}-\frac{5}{2}\right)-\frac{1}{2}q_{0}x^{2}$$ (4) 将式（4）代入式（3）得：
$$ \omega{({{x}})}=\frac{q_{0}}{24 E I} x^{4}-\frac{5}{6 E I} K W{({{x}})} x^{3}+\frac{5}{2 E I} K W{({{x}})}\left(L+\frac{5}{2}\right) x^{5} $$ (5) 式中：$\omega{({{x}})}$为小煤柱挠度。
L受顶板强度、岩性、厚度和顶板岩层结构影响，在特定地质条件下存在极值，由式（5）可以看出，在L极值范围内，沿空巷道顶板挠度随着L的增大而增大，因此可以通过聚能切缝技术人为地改变L的长度，从而达到减弱巷道围岩变形的效果。
3. 深浅孔聚能组合爆破机制
3.1 聚能深浅孔组合双层位爆破机理
聚能爆破是在爆破过程中采用聚能管实现在特定方向上积聚能量，形成一股强烈冲击的爆破能量流，实现顶板内定向裂隙预制的爆破工艺，如图5所示。聚能爆破深孔实现高位基本顶的定向切缝，破坏坚硬顶板完整性，防控冲击地压灾害，改善煤层上方6倍采高范围内的深部应力场，实现“消冲”目的。聚能爆破浅孔用于实现对低位岩层充分预裂，促使低位顶板随采随垮，改善煤层上方4倍采高浅部应力场，实现“护巷”作用。在深浅孔组合能量场作用下，最终可形成切顶范围内的预裂面。
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图 5 深浅孔组合双层位爆破机理Figure 5. Double layer blasting mechanism of deep and shallow hole combination3.2 深浅孔聚能组合导向力学作用机理
在多孔爆破过程中可利用导向钻孔增加爆破自由面，实现应力波在自由面的反射，反射波与入射波叠加，导向孔周围形成应力集中，在爆破孔连线上实现裂隙导通，提高2个相邻钻孔缝隙贯通度[14-18]。根据弹性力学原理论，导向孔附近的应力峰值应力状态表示为
$$ \sigma_{{{rr}}} = \frac{1}{2}\left[\left(1-k_{0}^{2}\right)\left(\sigma_{{{\theta}}}-\sigma_{{{r}}}\right)+\left(1-4 k_{0}^{2}+3 k_{0}^{4}\right)\left(\sigma_{\theta}+\sigma_{{\rm{r}}}\right) \cos 2 \theta\right] $$ (6) $$ \sigma_{\theta \theta}=\frac{1}{2}\left[\left(1-{k}_{0}^{2}\right)\left(\sigma_{\theta}-\sigma_{{\rm{r}}}\right)+\left(1+3 {k}_{0}^{4}\right)\left(\sigma_{\theta}+\sigma_{{\rm{r}}}\right) \cos 2 \theta\right] $$ (7) $$ \tau_{{{r}} \theta}=\frac{1}{2}\left[\left(1-4 {k}_{0}^{2}+3 {k}_{0}^{4}\right)\left(\sigma_{\theta}+\sigma_{{\rm{r}}}\right) \cos 2 \theta\right] $$ (8) $$ {{{k}}}_{0}=r_{0} / r_{{\rm{B}}} $$ (9) 式中：$\sigma_{{rr}}$，$ \sigma_{\theta \theta} $分别为导向孔应力集中后的岩石中径向应力和切向应力；$\tau_{{{r}} \theta}$为空孔应力集中后岩石中的剪切应力；$ \sigma_{{r}} $，$ \sigma_{\theta} $分别为岩石中的径向应力和切向应力；${r}_{0}$为空孔的半径；${r}_{\mathrm{B}}$为岩石中任一点到空孔中心的距离；$ \theta $为任意方向与孔间连线的夹角。式（9）中，当k0=1时，$\tau_{{\rm{r}} \theta}$=0，$\sigma_{\mathrm{rr}}$=0，而
$$ \sigma_{\theta \theta}=\left(\sigma_{\theta}-\sigma_{{{r}}}\right)+2\left(\sigma_{\theta}+\sigma_{{{r}}}\right) \cos 2 \theta $$ (10) 对式求$\dfrac{\mathrm{d} \sigma_{\theta \theta}}{\mathrm{d} \theta}$，并令$\dfrac{\mathrm{d} \sigma_{\theta \theta}}{\mathrm{d} \theta}=0$，可知当$ \theta $=0或$ \pm \pi $时，$ \sigma_{\theta \theta} $为极大值（拉应力为正，压应力为负）
$$ \sigma_{\theta \theta}=3 \sigma_{\theta}+\sigma_{{r}} $$ (11) 当$ \theta $=$ \pm \pi / 2 $时，$\sigma_{\theta \theta} $为极小值。
$$ \sigma_{\theta \theta}=-\sigma_{\theta}-3 \sigma_{{r}} $$ (12) 可见，如图6所示，在相邻炮孔连线方向上，即$ \theta $=0或$ \pm \pi $，出现最大拉应力，若该应力值满足岩石的抗拉强度，则孔壁将沿孔间连线方向产生裂纹。
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图 6 深浅孔组合导向孔作用机制Figure 6. Action mechanism of combined guide hole with deep and shallow hole因此，在开展深浅孔聚能爆破过程中，可将深孔浅部封孔段视为爆破浅孔的导向孔，借助封孔段内炮泥与顶板原岩介质属性差异性，实现应力波在异性介质交界面的反射，提升深孔浅部裂隙成缝率，实现钻孔排列方向上裂隙充分预制。在深浅孔组合爆破过程中，将深孔、浅部开孔位置布置在同一直线上，如图7所示，且钻孔方位角和倾角相同，便可实现最大程度利用爆破能量预裂顶板。
4. 深浅孔组合爆破参数设计
4.1 爆破孔倾角理论分析
顶板聚能爆破孔与垂线形成的夹角为切缝角，切缝角与爆破孔倾角互为余角；在开展密集定向爆破后，将在顶板内部预制一个断裂面或弱面层。煤层回采后，在上覆基本顶作用下，顶板沿预制弱面层断裂、滑落至采空区。切缝角过大形成小倾角的弱面层，增加顶板裂隙摩擦作用力，不利于老顶的垮塌与滑落；切缝角过小则形成大倾角弱面，提前爆破不利于巷道稳定，甚至出现顶板大面积下沉现象。
假设爆破后人为预制弱面与垂线夹角为$ \gamma $，岩石内摩擦角为$ \varphi $，取值为42°，则其咬合关系如图8所示。上工作面采空区侧向顶板形成铰接块体[19-21]，岩块B向下滑落时，受到水平水平推力T作用，同时岩块A对岩块B产生向上抗滑力R，该种结构下摩擦阻力$ f_{\mathrm{k}} $：
$$ f_{\mathrm{k}}=(T \cos \, \gamma-R \sin \, \gamma) \tan \, \varphi $$ (13) 块体B在接触面产生的滑动力$ f_{{\rm{h}}} $可表示为：
$$ f_{{\rm{h}}}=R \cos \, \gamma+T \sin \, \gamma $$ (14) 当$f_{{\rm{h}}}$>$ f_{\mathrm{k}} $时，岩块A和岩块B之间发生滑落，则满足
$$ \begin{array}{c} T \sin (\varphi-\gamma) \leqslant R \cos (\varphi-\gamma) \\ \gamma \geqslant \varphi-\arctan \dfrac{R}{T} \end{array} $$ (15) 式中：φ为内摩擦角，取值42°。
按照连续砌体梁计算方法，将采空区边界岩块载荷$R=Q_{{\rm{i}} 0}$，$Q_{{\rm{i}} 0} $为岩块A和岩块B之间的剪切力；$L_{{\rm{i}} 0}$为基本顶初次来压步距，经实测数值取27 m，$T=L_{{\rm{i}} 0} Q_{{\rm{i}} 0} /\left[2\left(h_{{\rm{i}}}-S_{{\rm{L}}}\right)\right]$，$S_{{\rm{L}}}$为顶板下沉量，按其他工作面巷道顶板下沉量取值为0.8 m，$h_{{\rm{i}}}$=9.19 m，将以上数值代入式（15），得：$\gamma \geqslant 9.3^{\circ}$，现场施工方案取值为15°。
4.2 顶板爆破孔间距
小煤柱双巷掘进部署条件下，为实现13132巷顶板充分爆破预裂，需重新探究爆破孔间距，避免爆破孔间距过小引起回采前爆破巷道大变形，同时也规避钻孔间距过大导致的卸压不充分，不利于13163巷维护。因此开展1.2、1.5、2和3 m孔间距下顶板爆破试验，如图9所示，2个爆破孔、3个观测孔方位角均为180°，倾角均为75°。
爆破结束后利用钻孔窥视仪进行顶板裂隙窥视，4种间距下裂隙窥视结果如图10所示。可以看出在钻孔间距为1.2 m时，钻孔内部裂隙宽度大、裂隙密度高，钻孔内形成裂隙轴向−径向交叉发育；在1.5 m观测孔内钻孔裂隙主要在对应的装药段沿轴向起裂，裂隙较宽；而在2 m和3 m观测孔内部仅在局部形成轴向裂隙，裂隙较窄。基于现场单一钻孔起爆时裂隙发育范围，结合双巷掘进一次成巷留设小煤柱护巷的布置方式，为确保1313工作面回采后采空区边界低位顶板顺利垮落，实现初步充填采空区，支承高位顶板，即顶板裂隙网要充分预制，因此浅孔爆破间距设定为1.5 m；一盘区煤层埋深大、顶板坚硬，为有效防控强矿压灾害，需对高位顶板进行预裂爆破工作，因此深孔间距设定为3 m。
综上所述在13132巷开展深浅孔组合爆破具体设计参数如下，为最大程度缩减悬顶L长度，因此钻孔开孔位置布置在距13132巷肩窝1 m位置处，钻孔倾角为75°，高位消冲深孔和切顶护巷浅孔间距分别为1.5 m和3 m，孔深分别为20 m和31.5 m，结合1311等工作面爆破工程案例，深浅孔单孔装药量分别为19.2 kg和12.6 kg，单孔使用聚能管分别为12根和8根，单孔封孔长度分别为10.5 m和8 m，钻孔倾角均为75°。
5. 深浅孔组合爆破卸压效果分析
5.1 微震事件能量云图分析
由图1可看出1313工作面为一盘区东翼首采面，在回采过程中对13132巷进行了顶板深浅孔组合爆破，在13131巷未采取顶板预裂爆破，因此对比两条巷道微震事件特征，分析爆破效果。为避免单一微震事件能量、定位的偶然性或误差影响分析结果，利用Surfer软件对1313工作面全部6926个有效微震事件进行插分处理，并绘制微震能量等值线云图。通过图11可以看出，13132巷道中心线倾向方向10 m范围内顶板微震能量云图主要集中在12～18 kJ范围内，而在13131巷顶板能量主要集中在16～22 kJ范围。表明进行顶板深浅孔组合爆破后，坚硬复合顶板顶板完整性和整体性遭到破坏，难以积聚大量弹性变形能，顶板介质储能蓄力属性弱化，同等尺度下微震事件能量密度降低4 kJ左右；而在13131巷未采取顶板预裂爆破，顶板断裂线受道顶板弧形三角块结构作用自然发育，在回采扰动作用下，顶板断裂活动较为剧烈，释放大量弹性能，形成诸多大能量微震事件。
5.2 小煤柱护巷围岩应力分析
双巷掘进一次成巷留设小煤柱护巷条件下，开展顶板深浅孔组合爆破，旨在改善1313工作面采空区边界顶板结构，降低小煤柱应力集中程度，减缓13163巷道围岩变形，为评价顶板爆破效果，并有效监测邻空巷道围岩应力变化趋势，13163巷煤柱侧分别在2、3、4和6 m位置处安装应力计，安装布置如图12所示，各监测点应力变化曲线如图13所示。
从图13可以看出1号、4号监测点布置于巷道围岩浅部，受巷道围岩松动圈和塑形区影响，并未实现围岩的全时态监测；通过2号和3号监测点可以看出伴随工作面临近应力数值不断升高，在回采至监测点时应力分别达到9.4 MPa和8.5 MPa，在工作面回采后采空区顶板沿爆破预制裂隙面断裂、滑落，至回采过后70 m顶板结构重新达到稳定状态，以上两个监测点煤柱应力稳定在13 MPa和11 MPa，相比于顶板垮塌前煤柱应力集中系数为1.38和1.29，应力升高在可控范围内，表明通过深浅孔组合爆破有效改善了采空区边界三角块结构，降低了煤柱所承受应力。
5.3 小煤柱护巷顶板结构分析
为明晰13132巷顶板深浅孔组合爆破及1313工作面回采后顶板结构形态，在13163巷布置1组顶板扇形窥视钻孔，窥视孔布置方式及顶板裂隙窥视结果如图14所示，可以看出①～③号钻孔17～48 m范围内形成大量顶板裂隙，其中爆破作用促使低位裂隙发育明显，弱化低位岩层承载能力，而高位岩层在失去下位岩层支承后，其承受载荷超过极限强度后逐步损伤、断裂。
结合上覆岩层大结构稳定性特征，可得岩块B承受上覆载荷作用下发生的旋转、下沉，挤压小煤柱，促使邻空巷道发生蠕变变形，如图15所示，通过在煤柱边界处岩块B内顶板聚能爆破，人为缩减岩块B悬顶长度，破坏老顶铰接结构和岩块B的整体性，减弱岩块B的回转下沉作用，改善了小煤柱护巷顶板结构。
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图 15 小煤柱护巷顶板断裂结构示意Figure 15. Schematic diagram of roof fracture structure of small coal pillar roadway5.4 邻空巷道围岩变形分析
采用十字交叉布点法在13163巷布置4个巷道围岩变形监测站，记录1313工作面回采过程中的巷道顶底板及两帮收敛位移。其中1号、3号测站处围岩变形曲线如图16所示。从图中可以看出测站处围岩变形速率呈现先增加、后减小的特征变化，在工作面推过150 m后，巷道顶底板及两帮变形量趋于稳定，13163巷顶底板最大移近量为440 mm，两帮最大移近量205 mm，有效抑制了巷道围岩变形，且整条巷道并未发生片帮冒顶等现象，达到了深浅孔组合爆破施工目的。
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图 16 1号和3号监测站围岩变形数据Figure 16. Surrounding rock deformation data of No.1 and No.3 monitoring stations6. 结 论
1）缓解邻空巷道围岩变形的关键在于缩减采空区悬顶长度，实现改善围岩应力环境。
2）深浅孔组合爆破做到了高−低双层位顶板预裂，实现了浅孔护巷和深孔消冲的双重作用；深浅孔组合借助导向孔作用机制，最大程度利用爆破能量预裂顶板。
3）微震能量对比云图和煤柱应力数据表明采取深浅孔组合爆破卸压后，顶板储能蓄力属性弱化，积聚能量密度降低，降低了煤柱应力集中程度。
4）通过邻空巷道扇形窥视和围岩变形分析可得深浅孔组合爆破措施能够改善采空区顶板围岩结构，减弱岩块的回转下沉作用，降低了13163巷围岩变形。
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图 4 TBM滚刀破岩机理
FN−滚刀法向力；S−滚刀间距；β−岩石破碎角的一半；W−岩渣宽度。
Figure 4. Rock fragmentation mechanism under TBM cutting
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图 6 深部软弱地层TBM掘进挤压变形卡机灾害示意
Figure 6. Squeezing deformation and TBM jamming disaster when tunneling in deep and soft ground
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图 7 采用免焊接螺栓的分体式刀盘适应性设计
Figure 7. Adaptive design of split cutter-head using bolts without welding
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图 10 围压对破岩效率的影响规律
Figure 10. Influence law of confining pressure on rock cutting efficiency
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图 11 岩体可掘性指数随滚刀安装半径的变化规律
Figure 11. Variation law of rock mass boreability index with cutter installation radius
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图 12 TBM开挖围岩破裂碎胀挤压变形机理
Figure 12. Surrounding rock squeezing deformation mechanism due to fragmentation and bulking after TBM excavation
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图 13 围岩与护盾相互作用致灾过程
Figure 13. Surrounding rock – shield interaction and the induced disaster process
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图 14 FDEM将块体划分成三角形单元及中间插入起黏结作用的节理单元
Figure 14. Block is divided into triangular finite elements and crack elements in FDEM model
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图 18 护盾区域围岩收敛变形监测技术
Figure 18. Monitoring technology for surrounding rock convergence in shield area
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图 19 护盾挤压力阵列式感知方法
Figure 19. Array sensing method for shield surrounding rock pressure acting on shield
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图 20 护盾挤压力网格覆盖法有限元反演方法
Figure 20. Mesh covering-based finite element inversion method for pressures on shield
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图 22 深部巷道分步联合控制作用原理
Figure 22. Principle of step-by-step combined supporting method for deep roadway
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图 23 挤压变形卡机灾害综合防控技术体系
Figure 23. Comprehensive prevention and control technology system for squeezing deformable and TBM jamming disaster
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图 26 TBM掘进岩-机作用实时感知系统
Figure 26. Real-time monitoring system for surrongding rock and TBM interaction
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图 29 TBM掘进参数QPSO-ANN实时预测模型
Figure 29. QPSO-ANN model for TBM advance parameter real-time prediction
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图 30 掘进控制参数智能决策算法流程
Figure 30. Flow chart of intelligent decision algorithm for advance control parameters
表 1 岩体TBM可掘性分级
Table 1 Rock mass boreability grading in TBM tunneling
岩体可掘性分级 FPI(kN/Cutter/
mm/rev)岩体可掘性程度 建议推力与最大推力百分比/% 建议转速与最大转速百分比/% 1 <20 极好 45 75 2 20~30 很好 60 90 3 30~40 好 75 100 4 40~50 中等 90 95 5 50~60 差 95 95 6 60~70 很差 100 95 7 ≥70 极差 100 90 
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