超大直徑豎井全斷面掘進(jìn)機(jī)施工地層擾動(dòng)規(guī)律

馮東林 劉飛香 吳懷娜 劉在政 姚 滿

(1.湖南大學(xué)地下空間開(kāi)發(fā)先進(jìn)技術(shù)研究中心,湖南 長(zhǎng)沙 410082;2.建筑安全與節(jié)能教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,湖南 長(zhǎng)沙 410082;3.湖南大學(xué)土木工程學(xué)院,湖南 長(zhǎng)沙 410082;4.中國(guó)鐵建重工集團(tuán)股份有限公司,湖南 長(zhǎng)沙 410082)

全斷面豎井掘進(jìn)機(jī)(Shaft Boring Machine)是集掘進(jìn)、支護(hù)、出渣、井壁拼裝為一體的豎井施工裝備,具有安全、高效、成本低等特點(diǎn),近年來(lái)逐漸應(yīng)用于礦井、地下停車場(chǎng)、地下空間開(kāi)挖等。超大直徑全斷面豎井掘進(jìn)機(jī)連續(xù)化作業(yè)過(guò)程中,由于刀盤(pán)推力、扭矩及撐靴等主動(dòng)力的作用,其周圍巖土體在一定范圍受到強(qiáng)烈擾動(dòng)形成圍巖塑性區(qū),若該范圍內(nèi)存在軟弱夾層或破碎圍巖等不利地層,則有可能誘發(fā)圍巖失穩(wěn)坍塌,嚴(yán)重時(shí)會(huì)造成鉆頭或刀盤(pán)卡死被埋[1-2]。

目前國(guó)內(nèi)針對(duì)全斷面豎井掘進(jìn)機(jī)的相關(guān)技術(shù)研究仍處于初步階段。荊國(guó)業(yè)等[3]介紹了全斷面豎井掘進(jìn)機(jī)鑿井技術(shù),對(duì)掘進(jìn)機(jī)的井幫穩(wěn)定、鑿井工序、掘進(jìn)參數(shù)等關(guān)鍵技術(shù)特點(diǎn)進(jìn)行探討;賈連輝等[4]針對(duì)掘進(jìn)機(jī)豎向排渣難的問(wèn)題,提出相應(yīng)的全斷面豎井掘進(jìn)機(jī)上排渣技術(shù)并進(jìn)行不同推力和轉(zhuǎn)速等多工況下的掘進(jìn)試驗(yàn)對(duì)所提技術(shù)進(jìn)行驗(yàn)證;劉志強(qiáng)等[5]考慮了掘進(jìn)機(jī)機(jī)—巖相互作用下各因素的獨(dú)立性和相關(guān)性,提出了適用于全斷面豎井掘進(jìn)機(jī)鑿井圍巖分類指標(biāo)體系與評(píng)價(jià)方法;李超等[6]研究了豎井掘進(jìn)機(jī)掘進(jìn)過(guò)程中側(cè)壁穩(wěn)定性及破壞模式問(wèn)題,指出其側(cè)壁圍巖若變形失穩(wěn)破壞則無(wú)法提供足夠推進(jìn)反力支持掘進(jìn)施工。上述針對(duì)全斷面豎井掘進(jìn)機(jī)的研究主要集中在機(jī)械設(shè)備技術(shù)、圍巖分級(jí)和撐靴局部圍巖穩(wěn)定性三方面,而針對(duì)超大直徑全斷面豎井掘進(jìn)機(jī)開(kāi)挖過(guò)程施工地層擾動(dòng)規(guī)律相關(guān)的研究特別是針對(duì)豎井井壁、刀盤(pán)開(kāi)挖面等敏感區(qū)域的圍巖變形模式以及對(duì)應(yīng)圍巖塑性區(qū)的分布范圍和演化過(guò)程的研究仍較為缺乏。

本研究基于有限元方法對(duì)超大直徑全斷面豎井掘進(jìn)機(jī)開(kāi)挖過(guò)程進(jìn)行數(shù)值模擬,分析全斷面豎井掘進(jìn)機(jī)機(jī)—巖相互作用下的圍巖擾動(dòng)規(guī)律,探明豎井井壁、刀盤(pán)開(kāi)挖面等敏感區(qū)域的圍巖變形模式以及對(duì)應(yīng)圍巖塑性區(qū)的分布范圍和演化過(guò)程,并討論井筒襯砌和先導(dǎo)掘進(jìn)裝置的設(shè)置對(duì)掘進(jìn)過(guò)程圍巖的影響。研究成果可為豎井施工中井壁圍巖穩(wěn)定性控制以及給井筒結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)提供可參考的理論指導(dǎo)。

1 超大直徑全斷面豎井掘進(jìn)機(jī)簡(jiǎn)介

某豎井設(shè)計(jì)開(kāi)挖深度60m,豎井外徑22m,內(nèi)徑20m,采用超大直徑全斷面豎井掘進(jìn)機(jī)施工。井筒結(jié)構(gòu)采用鋼筋混凝土襯砌管片模塊化拼裝,整體成環(huán)后逐步下沉,管片環(huán)寬2.6m,厚度1.0 m。圖1為超大直徑豎井全斷面豎井掘進(jìn)機(jī)設(shè)計(jì)示意圖。其系統(tǒng)組成包括:掘進(jìn)機(jī)驅(qū)動(dòng)系統(tǒng)、掘進(jìn)機(jī)刀盤(pán)、掘進(jìn)機(jī)盾體及靴撐、自動(dòng)排渣系統(tǒng)、先導(dǎo)掘進(jìn)系統(tǒng)、豎井襯砌、井筒提升系統(tǒng)。

圖1 豎井掘進(jìn)機(jī)設(shè)計(jì)示意Fig.1 Schematic of the design of shaft boring machine

如圖2所示,豎井掘進(jìn)機(jī)施工流程分為以下6個(gè)步驟:①始發(fā)井建造,前期施工準(zhǔn)備階段在施工場(chǎng)地開(kāi)挖出深度較淺的豎井為豎井掘進(jìn)機(jī)的設(shè)備安裝提供空間;②豎井掘進(jìn)機(jī)設(shè)備安裝,將豎井掘進(jìn)機(jī)的各系統(tǒng)設(shè)備安裝到井內(nèi);③先導(dǎo)集渣孔開(kāi)挖,先導(dǎo)掘進(jìn)系統(tǒng)運(yùn)作開(kāi)挖出集渣孔為掘進(jìn)機(jī)刀盤(pán)切削的渣土提供集渣和出渣的空間;④豎井開(kāi)挖面掘進(jìn),掘進(jìn)機(jī)刀盤(pán)盾體靴撐伸出,支撐在圍巖上,機(jī)體姿態(tài)被固定,掘進(jìn)機(jī)刀盤(pán)開(kāi)始轉(zhuǎn)動(dòng)推進(jìn)切削破巖;⑤井筒襯砌施作,當(dāng)豎井掘進(jìn)機(jī)開(kāi)挖到一定深度后,豎井井筒襯砌會(huì)在井筒提升系統(tǒng)的吊裝下完成同步下沉,并且新一環(huán)的井筒管片也會(huì)在地表完成安裝;⑥豎井掘進(jìn)機(jī)設(shè)備回收及豎井封底,當(dāng)豎井掘進(jìn)至設(shè)計(jì)標(biāo)高后,掘進(jìn)機(jī)會(huì)停止工作并會(huì)被拆分成各部件分批提升運(yùn)出,最后豎井底部會(huì)采用鋼筋混凝土進(jìn)行封底處理。

圖2 豎井掘進(jìn)機(jī)施工流程Fig.2 The workflow of shaft construction using shaft boring machine

2 豎井掘進(jìn)機(jī)掘進(jìn)數(shù)值模型

2.1 模型及網(wǎng)格劃分

針對(duì)超大直徑全斷面豎井掘進(jìn)機(jī)施工過(guò)程進(jìn)行有限元模擬,模型三維網(wǎng)格如圖3所示,計(jì)算模型的單元數(shù)為196 639、節(jié)點(diǎn)數(shù)為228 636。為了消除數(shù)值模型邊界效應(yīng)影響,模型半徑和高度均為120 m,邊界條件為圓柱體環(huán)面法向約束模擬巖層側(cè)限條件,底面全約束。為了探明不同圍巖條件下豎井掘進(jìn)地層變形規(guī)律,模型分別探討了3種圍巖等級(jí)的地層條件,即強(qiáng)風(fēng)化砂巖(Ⅴ級(jí)圍巖)、中風(fēng)化砂巖(Ⅳ級(jí)圍巖),微風(fēng)化砂巖(Ⅲ級(jí)圍巖)。

圖3 豎井?dāng)?shù)值模型網(wǎng)格劃分及幾何尺寸(單位:m)Fig.3 Grid division and geometric dimension of numerical model of shaft

2.2 材料參數(shù)

3種巖土體單元本構(gòu)模型采用莫爾—庫(kù)倫模型,物理力學(xué)參數(shù)如表1所示。井筒結(jié)構(gòu)為鋼箱—混凝土組合結(jié)構(gòu),混凝土強(qiáng)度為C40,鋼板采用Q335b板材,厚度25mm。根據(jù)管片單元的截面特性采用等效彈性模量的方法將鋼箱—混凝土組合結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)化成具有相同材料參數(shù)的均質(zhì)各向同性材料,即E等效A=E鋼板A鋼板+E混凝土A混凝土。 豎井井筒結(jié)構(gòu)和先導(dǎo)掘進(jìn)裝置的盾構(gòu)機(jī)盾體分別采用模量等效后的鋼筋混凝土和鋼材的材料特性進(jìn)行模擬,采用線彈性本構(gòu)模型,其物理力學(xué)參數(shù)如表2所示。

表1 巖土層物理力學(xué)參數(shù)Table 1 Physico-mechanical parameters of soil layers

表2 井筒襯砌和先導(dǎo)裝置盾體材料參數(shù)Table 2 Physico-mechanical parameters of shaft lining and shield

2.3 施工過(guò)程模擬

超大直徑豎井掘進(jìn)機(jī)施工過(guò)程模擬步驟:①豎井內(nèi)部核心土開(kāi)挖;②井筒襯砌施工;③大刀盤(pán)位置土體開(kāi)挖;④集渣孔處先導(dǎo)掘進(jìn)裝置位置土體開(kāi)挖。根據(jù)本項(xiàng)目豎井設(shè)計(jì)的開(kāi)挖深度(60 m)以及井筒環(huán)的寬度(2.6 m)等實(shí)際施工因素進(jìn)行考慮,分別在始發(fā)段(10.4 m)、中間段(36.4 m)和終點(diǎn)段(59.8 m)3個(gè)井深位置進(jìn)行豎井掘進(jìn)機(jī)開(kāi)挖過(guò)程循環(huán)模擬,上述3個(gè)井深位置的開(kāi)挖階段分別對(duì)應(yīng)井筒結(jié)構(gòu)的第4環(huán)、第14環(huán)和第23環(huán)的安裝階段。

豎井掘進(jìn)機(jī)對(duì)圍巖施加荷載主要分為7部分:①豎井掘進(jìn)機(jī)大刀盤(pán)推力q1;②豎井掘進(jìn)機(jī)刀盤(pán)扭矩T1;③刀盤(pán)盾體環(huán)向靴撐支撐力P1;④刀盤(pán)盾體靴撐豎向摩擦反力f1,f1=μ×P1,其中μ為圍巖與盾體靴撐之間的靜摩擦系數(shù),,φ為圍巖內(nèi)摩擦角;⑤刀盤(pán)盾體靴撐水平摩擦反力f2,用以抵抗刀盤(pán)扭矩T1,其大小根據(jù)刀盤(pán)扭矩平均至各靴撐上的反力矩而定;⑥先導(dǎo)掘進(jìn)裝置掘進(jìn)推力q2;⑦先導(dǎo)掘進(jìn)裝置盾體靴撐推力P2。各推力作用位置示意如圖4所示,根據(jù)掘進(jìn)機(jī)廠家所提供的掘進(jìn)機(jī)設(shè)備推力參數(shù)進(jìn)行合理簡(jiǎn)化換算得到各作用力大小如表3所示。

圖4 豎井掘進(jìn)機(jī)施工荷載Fig.4 Thrust of shaft boring machine

表3 豎井掘進(jìn)機(jī)作用力參數(shù)Table 3 Thrust value of shaft boring machine

3 計(jì)算結(jié)果與分析

3.1 圍巖應(yīng)力

圖5為強(qiáng)風(fēng)化砂巖條件下各開(kāi)挖階段豎井圍巖的Mise應(yīng)力云圖。由圖5可知,由于豎井掘進(jìn)推力和切削力的影響,掘進(jìn)機(jī)大刀盤(pán)盾體環(huán)向支撐處、大刀盤(pán)邊緣外圈以及大刀盤(pán)內(nèi)圈與先導(dǎo)掘進(jìn)裝置連接處圍巖出現(xiàn)顯著的應(yīng)力集中。同時(shí),在大刀盤(pán)開(kāi)挖面中圈以及先導(dǎo)掘進(jìn)裝置開(kāi)挖面下方兩側(cè)巖體均出現(xiàn)應(yīng)力釋放,其主要原因?yàn)閮商庨_(kāi)挖面切削巖體產(chǎn)生臨空面。

圖5 豎井各開(kāi)挖階段圍巖應(yīng)力云圖Fig.5 Stress nephogram of surrounding rock at each stage of shaft excavation

圖6和圖7分別為強(qiáng)風(fēng)化砂巖終點(diǎn)段下不同水平距離和深度的圍巖應(yīng)力。由圖6中井內(nèi)壁(P0)應(yīng)力結(jié)果可知,應(yīng)力變化主要分為線性增長(zhǎng)段和掘進(jìn)機(jī)擾動(dòng)段,前者應(yīng)力增長(zhǎng)受地層壓力主導(dǎo),而后者的應(yīng)力波動(dòng)主要受掘進(jìn)機(jī)撐靴推力擠壓圍巖進(jìn)入塑性屈服狀態(tài),應(yīng)力不再增長(zhǎng),最大應(yīng)力位于掘進(jìn)機(jī)盾體位置附近。圍巖應(yīng)力增量隨水平距離的增加呈先增大后迅速衰減的趨勢(shì),距離豎井內(nèi)壁11 m(0.5D,D為豎井直徑)圍巖應(yīng)力接近原巖應(yīng)力水平,22 m(1D)基本不受豎井掘進(jìn)機(jī)施工擾動(dòng)影響,應(yīng)力水平恢復(fù)到初始應(yīng)力狀態(tài)。

圖6 不同水平距離圍巖應(yīng)力Fig.6 Stress of surrounding rock in different distance

圖7 不同深度圍巖應(yīng)力Fig.7 Stress of surrounding rock in different depth

3.2 圍巖變形

豎井建造過(guò)程中井壁圍巖的徑向變形是評(píng)價(jià)圍巖穩(wěn)定性的重要指標(biāo)之一。圖8為強(qiáng)風(fēng)化砂巖條件下各開(kāi)挖階段豎井圍巖徑向變形云圖,可知圍巖徑向變形主要集中在掘進(jìn)機(jī)推力擾動(dòng)區(qū)域范圍內(nèi),變形模式為向井內(nèi)收縮,最大值為7.33 mm,出現(xiàn)在強(qiáng)風(fēng)化砂巖條件下終點(diǎn)段的刀盤(pán)盾體與井筒結(jié)構(gòu)連接處附近區(qū)域。

圖8 豎井圍巖徑向位移云圖Fig.8 Radial deformation nephogram of surrounding rock of shaft

圖9為強(qiáng)風(fēng)化砂巖條件下豎井距離L=0D、L=0.4D、L=0.75D、L=1D圍巖沿開(kāi)挖深度分布的徑向變形曲線。由圖9可知,距離豎井內(nèi)部越近,圍巖徑向變形越大。在距離豎井1D處變形僅0～1 mm,可認(rèn)為1D范圍以外的圍巖受豎井開(kāi)挖的影響很小。井壁處(L=0)圍巖徑向變形隨著深度增加而增大。接近刀盤(pán)開(kāi)挖面的擾動(dòng)區(qū)域徑向變形曲線急劇變化,這是由于局部受到刀盤(pán)盾體約束和刀盤(pán)環(huán)向撐靴擠壓的作用。

圖9 不同水平距離圍巖徑向位移Fig.9 Radial deformation of surrounding rock in different distance

3.3 豎井圍巖塑性區(qū)的分布及演化

通過(guò)提取有限元計(jì)算分析模型中等效塑性應(yīng)變(PEEQ)的計(jì)算結(jié)果獲得不同圍巖條件下塑性區(qū)的范圍,其產(chǎn)生塑性應(yīng)變的區(qū)域范圍即為塑性區(qū)范圍。圖10(a)和圖10(b)分別為強(qiáng)風(fēng)化圍巖條件下中間段和終點(diǎn)段的塑性區(qū)范圍。從中間段至終點(diǎn)段,塑性臨界深度從埋深18.5 m向地表方向發(fā)展至埋深11 m,最大塑性半徑從7.5 m擴(kuò)展至13.8m。綜上可知,隨著掘進(jìn)機(jī)逐步開(kāi)挖,由于施工擾動(dòng)而形成的圍巖塑性區(qū)范圍是逐漸增大的,塑性區(qū)范圍受開(kāi)挖深度和掘進(jìn)機(jī)刀盤(pán)所處位置影響。

圖10 圍巖塑性區(qū)范圍Fig.10 Plastic zone of surrounding rock

4 不同圍巖條件計(jì)算結(jié)果對(duì)比分析

4.1 圍巖應(yīng)力

圖11為不同圍巖條件下豎井井壁圍巖Mise應(yīng)力曲線圖。由圖可知,淺層0～35 m埋深范圍內(nèi)的圍巖應(yīng)力較小整體處于彈性階段,巖層條件的變化對(duì)于圍巖應(yīng)力的影響并不明顯,整體隨埋深呈線性增長(zhǎng)。從埋深35 m以下的地層開(kāi)始,隨著豎井開(kāi)挖深度加深,強(qiáng)風(fēng)化圍巖應(yīng)力增長(zhǎng)趨勢(shì)減緩且最終穩(wěn)定在800 kPa附近,其原因是圍巖開(kāi)始進(jìn)入塑性階段,出現(xiàn)松動(dòng)區(qū)和塑性區(qū)導(dǎo)致應(yīng)力釋放,此時(shí)圍巖條件的差異會(huì)導(dǎo)致其所能承受的最大應(yīng)力不同。

圖11 不同圍巖條件下豎井井壁圍巖應(yīng)力Fig.11 Stress of shaft wellbore rock in different rock condition

4.2 圍巖變形

圖12為不同圍巖條件下豎井圍巖徑向變形曲線圖。由圖12可知,隨著圍巖條件不斷弱化,圍巖徑向變形的峰值也在增大,強(qiáng)風(fēng)化砂巖、中風(fēng)化砂巖和微風(fēng)化砂巖對(duì)應(yīng)的徑向變形峰值分別為7.33、1.65和0.426 mm,峰值出現(xiàn)位置均為刀盤(pán)盾體與井筒結(jié)構(gòu)交界處附近位置圍巖。

圖12 不同圍巖條件下豎井井壁圍巖徑向變形Fig.12 Radial deformation of shaft wellbore rock in different rock condition

4.3 不同圍巖條件下塑性區(qū)的空間分布變化

圖13(a)、圖13(b)分別為中間段和終點(diǎn)段不同圍巖條件下塑性區(qū)范圍。中間段強(qiáng)風(fēng)化、中風(fēng)化和微風(fēng)化圍巖條件下井壁圍巖最大塑性半徑分別為7.5 3.2和3 m;終點(diǎn)段強(qiáng)風(fēng)化、中風(fēng)化和微風(fēng)化圍巖條件下井壁圍巖最大塑性半徑分別為 13.8、6.3和4.2 m。綜上可知,在相同開(kāi)挖階段下圍巖條件越差、塑性區(qū)的范圍越大,且從中間段至終點(diǎn)段塑性半徑和塑性臨界深度的擴(kuò)張程度更大。

圖13 不同圍巖條件下塑性區(qū)空間分布Fig.13 Spatial distribution of plastic zone under different surrounding rock conditions

5 不同支護(hù)條件下圍巖井壁變形分析

圖14對(duì)比了在強(qiáng)風(fēng)化、中風(fēng)化和微風(fēng)化3種圍巖條件下終點(diǎn)段井壁圍巖在有襯砌約束和無(wú)襯砌約束條件下的圍巖徑向位移隨井深的變化特點(diǎn)。由圖可知,無(wú)襯砌約束的情況井壁圍巖的徑向變形明顯增大:強(qiáng)風(fēng)化圍巖條件下有襯砌約束的圍巖徑向變形最大值為7.33 mm,無(wú)襯砌約束工況由于圍巖變形過(guò)大圍巖失穩(wěn)計(jì)算無(wú)法收斂;中風(fēng)化砂巖條件下有襯砌約束和無(wú)襯砌約束的圍巖徑向變形最大值分別為1.72 mm和6.5 mm;微風(fēng)化圍巖條件下有襯砌約束和無(wú)襯砌約束的圍巖徑向變形最大值分別為1.32 mm和4.37 mm。因此經(jīng)上述對(duì)比可知,井筒結(jié)構(gòu)對(duì)于控制圍巖變形和穩(wěn)定性起到了關(guān)鍵作用。

圖14 有無(wú)襯砌情況下井壁圍巖徑向變形對(duì)比Fig.14 Comparison of radial deformation of surrounding rock with or without lining

6 有無(wú)先導(dǎo)掘進(jìn)裝置圍巖應(yīng)力應(yīng)變

圖15和圖16分別為有無(wú)先導(dǎo)掘進(jìn)裝置工況下開(kāi)挖面處Mise應(yīng)力云圖和應(yīng)力曲線。從圖中可知,先導(dǎo)掘進(jìn)裝置的存在主要影響刀盤(pán)開(kāi)挖面內(nèi)圈的應(yīng)力分布。強(qiáng)風(fēng)化砂巖條件下終點(diǎn)段0～2 m的開(kāi)挖面水平距離范圍內(nèi),由于先導(dǎo)掘進(jìn)裝置盾體對(duì)開(kāi)挖面內(nèi)圈巖體形成約束,在掘進(jìn)機(jī)刀盤(pán)切削擠壓巖體時(shí)被約束的巖體受力更為集中,圖中內(nèi)圓刀盤(pán)與先導(dǎo)掘進(jìn)裝置連接處圍巖應(yīng)力從450 kPa增長(zhǎng)至750 kPa,這會(huì)導(dǎo)致內(nèi)圈刀盤(pán)磨損比其他部位更大,所需的切削扭矩和推力也更大。

圖15 有無(wú)先導(dǎo)掘進(jìn)裝置的應(yīng)力云圖對(duì)比Fig.15 Comparison of stress nephogram with and without pilot tunneling device

圖16 有無(wú)先導(dǎo)掘進(jìn)裝置條件下開(kāi)挖面應(yīng)力分布對(duì)比Fig.16 Comparison of stress distribution of excavation face with or without pilot tunneling device

7 結(jié)論與建議

基于有限元方法對(duì)超大直徑全斷面豎井掘進(jìn)機(jī)開(kāi)挖過(guò)程進(jìn)行數(shù)值模擬,分析全斷面豎井掘進(jìn)機(jī)機(jī)—巖相互作用下的圍巖擾動(dòng)規(guī)律,探明豎井井壁、刀盤(pán)開(kāi)挖面等敏感區(qū)域的圍巖變形模式以及對(duì)應(yīng)圍巖塑性區(qū)的分布范圍和演化過(guò)程,并討論井筒襯砌和先導(dǎo)掘進(jìn)裝置的設(shè)置對(duì)掘進(jìn)過(guò)程圍巖的影響,得到以下結(jié)論:

(1)影響井壁圍巖應(yīng)力變化的主要因素為開(kāi)挖深度、圍巖條件以及距離刀盤(pán)開(kāi)挖面的距離,強(qiáng)風(fēng)化圍巖條件下1D范圍以外基本不受掘進(jìn)機(jī)施工擾動(dòng)影響,應(yīng)力水平恢復(fù)到初始應(yīng)力狀態(tài)。在豎井掘進(jìn)機(jī)主動(dòng)推力作用下在刀盤(pán)盾體與井筒結(jié)構(gòu)交界處、刀盤(pán)開(kāi)挖面邊緣以及刀盤(pán)內(nèi)圈出現(xiàn)應(yīng)力集中區(qū)域。

(2)在圍巖變形方面,強(qiáng)風(fēng)化圍巖條件下井壁圍巖徑向變形最大值可達(dá)7.33 mm,位于刀盤(pán)盾體與井筒結(jié)構(gòu)交界處附近位置圍巖。在強(qiáng)風(fēng)化圍巖條件距離豎井1D處變形僅0～1mm,則1D以外區(qū)域可認(rèn)為掘進(jìn)機(jī)開(kāi)挖影響很小。

(3)不同圍巖條件下,圍巖應(yīng)力從埋深35 m以下呈現(xiàn)差異性增長(zhǎng),強(qiáng)風(fēng)化圍巖由于進(jìn)入塑性階段圍巖應(yīng)力穩(wěn)定在800 kPa;圍巖變形則是隨著圍巖條件變好而逐漸變小,變形峰值從7.33 m降至0.426 mm;在掘進(jìn)施工擾動(dòng)下,塑性區(qū)范圍隨著圍巖條件劣化和開(kāi)挖深度加深呈現(xiàn)逐漸擴(kuò)大的趨勢(shì)。

(4)無(wú)襯砌支護(hù)條件下井壁圍巖徑向變形明顯大于有襯砌支護(hù)情況,且強(qiáng)風(fēng)化砂巖條件下終點(diǎn)段開(kāi)挖無(wú)襯砌支護(hù)時(shí)圍巖無(wú)法自穩(wěn);先導(dǎo)掘進(jìn)裝置盾體對(duì)開(kāi)挖面內(nèi)圈巖體形成約束,掘進(jìn)機(jī)刀盤(pán)切削擠壓巖體時(shí)被約束的巖體應(yīng)力集中,導(dǎo)致內(nèi)圈刀盤(pán)磨損比其他部位更大,所需的切削扭矩和推力也更大。