基于TBM雙滾刀破巖仿真的實驗研究

陸　峰, 張　弛, 孫　健, 田軍興, 劉　敏, 吳玉厚

(1. 沈陽建筑大學 機械工程學院, 遼寧 沈陽 116028；2. 高檔石材數(shù)控加工裝備與技術國家地方聯(lián)合工程實驗室,

遼寧 沈陽 110168； 3. 北方重工集團有限公司 礦山冶金設備分公司, 遼寧 沈陽 110141)

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基于TBM雙滾刀破巖仿真的實驗研究

陸峰1，2, 張弛1, 孫健1, 田軍興1, 劉敏3, 吳玉厚1

(1. 沈陽建筑大學 機械工程學院, 遼寧 沈陽 116028；2. 高檔石材數(shù)控加工裝備與技術國家地方聯(lián)合工程實驗室,

遼寧 沈陽 110168； 3. 北方重工集團有限公司 礦山冶金設備分公司, 遼寧 沈陽 110141)

摘要：為了提高滾刀破巖效率,探究滾刀間距及加載方式對全斷面硬巖掘進機(Full Face Rock Tunnel Boring Machine,簡稱TBM)滾刀破巖效果的影響.以滾刀破巖機理、巖石破碎理論為基礎,選擇某類花崗巖，通過有限元分析軟件ABAQUS建立一系列滾刀破巖模型,對TBM刀盤結構設計進行研究,模擬不同刀間距、不同加載方式的雙滾刀對破巖效果影響.通過模擬分析得出:在一定地質條件下,滾刀順次加載和同時加載時的最優(yōu)刀間距均是80 mm,但是順次加載的破巖效果要優(yōu)于同時加載.通過實驗數(shù)據(jù)分析得出破巖比能在刀間距為80~90 mm時最小,從而驗證了仿真模擬的正確性與合理性.研究成果對于探究雙滾刀破巖機理、加快國內(nèi)TBM設計理論與工程應用研究有一定幫助.

關鍵詞：TBM; 破巖機理; ABAQUS; 刀間距; 順次加載

隨著近幾年我國鐵路、礦山、水利、市政等工程的大力興建,全斷面硬巖掘進機(以下簡稱TBM[1])得到了廣泛的應用.TBM作為一種隧道專用施工設備,主要應用在巖石單軸抗壓強度為30~200 MPa的中硬巖層地質條件中,通過刀盤旋轉帶動滾刀回轉,對破巖界面進行開挖[2],不僅減輕了工人勞動強度,加快了隧道的開挖速度,且隧道成型好,對圍巖破壞小[3].在掘進過程中,滾刀直接與巖石接觸,是實現(xiàn)TBM破巖的主要工具,按尺寸不同主要有3種滾刀類型:304.8 mm,431.8 mm和482.6 mm,工程中最常用的是431.8 mm類型滾刀.滾刀的力學性能和滾刀在刀盤上的布置直接影響掘進機的破巖效果.因此,對刀盤刀具結構等進行研究具有重要意義.

國內(nèi)外學者通過理論研究、數(shù)值仿真及實驗驗證等對TBM刀具技術進行了大量的研究.宋克志、王本福[4]分析了盤形滾刀的受力特征及破巖機理,給出了刀間距的確定方法.李輝等[5]研究盤形滾刀的受力狀況,發(fā)現(xiàn)刀具在擠壓剪切巖石過程中,接觸力瞬時最大值為平均值的2~3倍.滿林濤、李守巨[6]根據(jù)D-P準則,利用ABAQUS軟件模擬了滾刀切割巖石的動態(tài)過程,得出不同的滾壓深度會對巖石破碎產(chǎn)生不同效果.Su等[7]運用離散單元法,通過對滾刀破巖過程中的巖石裂紋擴展進行研究,獲得滾刀相關力學特性.Cho等[8]運用三維動態(tài)模型,對破巖方法進行了數(shù)值模擬,根據(jù)滾刀刀間距優(yōu)化了TBM刀盤布置.張珂等[9]運用ABAQUS模擬了破巖過程滾刀的受力變形,分析了不同壓入深度對受力和變形的影響.吳玉厚等[10-11]應用ABAQUS對巖石滾刀實驗機進行了仿真模擬,分析巖體的失效形式,引入了比能概念,發(fā)現(xiàn)隨著刀間距的增加比能先降低后增加,最小處對應最優(yōu)刀間距.Gertsch等[12]對滾刀破巖理論進行研究,并通過全尺寸線性切割實驗機進行實驗驗證,分析了滾刀切削參數(shù)與切削力關系,建立了刀盤滾刀的力學預測模型.莫振澤等[13]通過聲發(fā)射試驗研究巖石在楔形刀具作用下的破壞過程,提出鈍刃刀具破巖效果優(yōu)于尖刃刀具,使巖石破碎深度更大,破損范圍更廣.Martin Entacher等[14]將實驗室常用的液壓機附件設計成了小規(guī)模巖石切割機,并用此切割機進行小型滾刀破巖測驗,用于滾刀及TBM性能預測.

以上國內(nèi)外專家對雙滾刀破巖機理及刀間距對巖石破碎影響等方面進行了大量研究,并取得了一定成果.但以滾刀不同的加載次序和間距為切入點研究滾刀間距而對刀盤結構進行設計的文章還不多.基于以上不足,本文通過對滾刀破巖機理的研究,從理論上分析盤形滾刀破巖過程；同時,以某類花崗巖為例進行仿真模擬及破巖實驗.研究內(nèi)容可為掌握TBM滾刀破巖機理、優(yōu)化滾刀在刀盤上的布置提供參考.

1滾刀破巖力學模型的建立

1.1滾刀破巖機理

在TBM施工過程中,滾刀在刀盤向前推力的作用下接觸并擠壓巖體,接觸處出現(xiàn)一個弧形擠壓帶,刀尖附近的巖體受到集中力的作用,被壓實并儲能,產(chǎn)生密實核.隨著貫入深度的增加,應力繼續(xù)向巖體內(nèi)部傳遞,巖體產(chǎn)生裂紋,裂紋延伸到自由面或相互連接,成為碎片并脫落.圖1為滾刀破巖示意圖.

圖1　滾刀破巖示意圖Fig.1　Schenatic diagram of rock breaking of Single disc cutter

在滾刀壓力作用下,巖石發(fā)生變形,隨著受力不斷增加,變形不斷發(fā)展,最終導致巖石破壞.本文將巖石從受力到破壞的全過程分為3個階段:彈性、損傷與破碎,相應地所需要采用的物理模型與分析方法也有所不同.一塊完整的巖石受到載荷作用首先發(fā)生彈性變形,又稱為可逆變形,即外力撤除后巖石恢復原狀,常用彈性模量和泊松比加以描述研究.當載荷超過一定值,巖石由彈性體轉化為損傷體,開始產(chǎn)生裂紋源,漸漸成為微裂紋,后發(fā)展成宏裂紋,裂紋擴展并相互連接,最終巖石破碎[15].

1.2雙滾刀破巖力學模型

滾刀間距是決定掘進機刀盤刀具破巖效率的關鍵因素之一,2把滾刀破巖時滾刀間距存在一個最優(yōu)值.當2把滾刀刀間距小于最優(yōu)值時,雖然滾刀之間的巖石完全破碎,但破碎單位體積巖石受到的能量過大,巖石出現(xiàn)過度破碎,破巖效率較低；當?shù)堕g距大于最優(yōu)值時,2把滾刀擠壓巖石出現(xiàn)的裂紋很難相連,滾刀間的待破巖面便不會產(chǎn)生巖石碎片,這就形成了巖脊.由科羅拉多礦業(yè)學院的CSM綜合預測模型公式[16],可以得出刀間距與貫入度、滾刀尺寸、巖石特性等之間的關系:

(1)

(2)

(3)

式中:p是破碎區(qū)壓應力,F是滾刀合力,ψ是滾刀頂刃壓力分布系數(shù),φ是滾刀接觸角,R是滾刀半徑,h是貫入度,T是滾刀頂刃寬度,S是刀間距,σc是巖石單抗壓強度,σt是巖石抗剪強度,C≈2.12,是無量綱系數(shù).

由公式(3)可知,在給定巖石特性、滾刀尺寸的條件下,刀間距S與貫入度h存在某種特定關系.對于某類型滾刀,即在R，T確定的情況下,S與h存在一定的最優(yōu)關系，如圖2所示.

圖2　不同刀間距破巖示意圖Fig.2　Schematic diagram of rock breaking in different cutter space

1.3材料與力學屬性

在滾刀破巖過程中,與巖石直接接觸的是滾刀刀圈,所以本文只建立刀圈模型用來進行滾刀的破巖分析.刀圈模型選用美國羅賓斯公司生產(chǎn)的432 mm近似常截面盤形滾刀.其頂刃寬度為13 mm,為保證滾刀的耐久度和高強度,材料選用硬質合金鋼,具體參數(shù)如表1所示.

表1　滾刀材料與力學參數(shù)

本次仿真中,待破巖石為某類花崗巖,尺寸為400 mm×150 mm×750 mm.仿真過程中,設花崗巖的材料屬性為各向均勻、同性,且具有連續(xù)、小變形材料特性.其材料參數(shù)如表2所示.

表2　花崗巖材料與力學參數(shù)

1.4仿真條件約束

在仿真過程中,滾刀前進方向速度為864 mm/s,貫入速度為6 mm/s,滾刀為純滾動,更接近真實的掘進過程,滿足公式:v=wr,w=4 rad/s；假設無圍巖壓力,底部完全約束.網(wǎng)格劃分滾刀刀圈采用C3D10M四面體網(wǎng)格,單元尺寸為28 mm；巖石塊采用C3D8R六面體單元網(wǎng)格,單元尺寸為10 mm,模型網(wǎng)格劃分如圖3.模型選用線性Drucker-Prager準則作為本構方程.Drucker-Prager硬化類型選擇壓縮.

圖3　雙滾刀有限元模型Fig.3　Double cutter finite element model

2仿真結果與分析

花崗巖屬硬脆性材料,滾刀切割巖石至其破碎的過程屬于非線性接觸過程.因此,巖石破碎過程中會產(chǎn)生材料屈服,應力-應變便不再滿足線性對應關系.而滾刀在破巖過程中,當巖石受力產(chǎn)生的物理變形達到巖石極限應變時巖石內(nèi)部出現(xiàn)裂紋,最后發(fā)生破碎.所以可以通過觀察巖石的應變來分析其破碎效果.另外,塑性應變可體現(xiàn)加載路徑和加載歷史,反映材料在載荷作用下從初始狀態(tài)到最終破壞的全過程.所以在可視化模塊中,采用塑性應變PEEQ來演示分析結果是合適的.

2.1雙滾刀同時加載下刀間距對花崗巖破碎影響

2把滾刀切割花崗巖的過程中,在保持相同切

削速度及同時加載條件下,通過改變刀間距對雙滾刀破巖過程進行仿真.為更直觀與準確地觀察破碎效果,分別從2個視角對破碎后的花崗巖進行對比分析,得出在不同刀間距切割條件下花崗巖的應變分布情況.圖4(a)至(c)分別是在雙滾刀間距為60,80和100 mm時作用下的花崗巖破碎塑性應變圖.

圖4　同時加載時不同刀間距的花崗巖應變效果Fig.4　Granite strain effect in different cutter space on same load

由圖4花崗巖應變分布及破碎情況可以得出,當巖石產(chǎn)生的應變值大于極限應變時,巖石便發(fā)生破碎；當巖石產(chǎn)生的應變值小于極限應變時,巖石只在滾刀作用下發(fā)生物理變形,并不會產(chǎn)生破碎；與滾刀接觸的巖石區(qū)域出現(xiàn)最大應變值,隨著滾刀貫入度的增加,巖石應變區(qū)域變大,破碎區(qū)域與破碎量也逐漸變大；巖石受到的應變以破碎區(qū)域為中心呈現(xiàn)對稱分布,且應變由破碎區(qū)向四周擴散并逐漸減小.

對比圖4(a)至(c)可以發(fā)現(xiàn)：在雙滾刀同時切割條件下,刀間距為60 mm時,巖石破碎區(qū)域不存在巖脊,破碎區(qū)域完整,巖石破碎量相對較小,巖石受到擠壓出現(xiàn)的應變區(qū)域也較?。坏堕g距為80 mm時,巖石表面存在少量巖脊,隨著滾刀繼續(xù)切割,巖脊逐漸消失,破碎區(qū)較完整,巖石的破碎量較之前變大,巖石受到擠壓出現(xiàn)的應變區(qū)域也變大；當?shù)堕g距為100 mm時,巖石破碎區(qū)域存在巖脊并且不會隨之消失,巖石破碎量比刀間距為80 mm時略大,巖石出現(xiàn)的應變區(qū)域也變大.綜上,當滾刀壓入深度為0~5 mm時,雙滾刀最優(yōu)刀間距約為80 mm.滾刀以最優(yōu)刀間距的條件下破巖時,巖石破碎量大,破碎區(qū)域完整,滾刀之間巖石完全破碎,不存在巖脊.

2.2雙滾刀順次加載下刀間距對花崗巖破碎影響

2把滾刀切割花崗巖的過程中,在保持相同切削速度的條件下,采用順次加載,即2把滾刀在切割路徑上前后相距800 mm,左邊滾刀先加載,右邊滾刀后加載,進行順次切割,對不同滾刀間距破巖仿真分析.圖5(a)至(c)分別是刀間距為60,80和100 mm時花崗巖的破碎塑性應變圖.

圖5　順次加載時不同刀間距的花崗巖應變效果Fig.5　Granite strain effect in different cutter space on load in turn

由圖5花崗巖應變分布及破碎情況可以得出,巖石在雙滾刀順次加載作用下產(chǎn)生的應變分布不均勻,且在巖石表面及內(nèi)部出現(xiàn)的應變不以破碎區(qū)域為中心呈對稱分布,當?shù)堕g距為100 mm時,可以明顯看出先加載滾刀附近巖石應變區(qū)域比后加載區(qū)域大,且先加載的滾刀壓痕比后加載滾刀壓痕范圍更寬、更深.這就說明,與后加載滾刀相比,先加載滾刀對巖石的破碎影響更大.

對比圖5(a)至(c)可以發(fā)現(xiàn)：雙滾刀順次加載的條件下,刀間距為60 mm時,巖石破碎區(qū)域不存在巖脊,巖石破碎量相對較小,巖石受到擠壓出現(xiàn)的應變區(qū)域也較?。坏堕g距為80 mm時,巖石破碎量增加,沒有巖脊出現(xiàn)在破碎區(qū)域之間,巖石受到擠壓出現(xiàn)的應變區(qū)域相應變大；刀間距為100 mm時,出現(xiàn)的應變區(qū)域繼續(xù)變大,巖石的破碎量也繼續(xù)變大,但兩邊壓痕深度已經(jīng)明顯不同,不平穩(wěn)的巖面會使刀盤上的滾刀受力不均,對刀具損壞嚴重,降低破巖效率,增加掘進成本.

所以,當雙滾刀貫入深度、轉速等條件不變的情況下,采用順次加載方式破巖,即2把滾刀在切割路徑上的前后距離為800 mm時,雙滾刀最優(yōu)刀間距為80 mm左右.

滾刀同時加載和順次加載條件下,最優(yōu)刀間距都為80 mm,但是兩者還是存在一定差異.對比圖4(b)與圖5(b)發(fā)現(xiàn)：同時切削時,應變區(qū)域均勻對稱,破碎區(qū)域也整齊完整；順次切削時,應變與破碎區(qū)不再對稱整齊,但破巖量更大,破巖效果更好.

以上研究說明,在其他施工參數(shù)不變的條件下,2把滾刀的加載方式對滾刀破巖的最優(yōu)刀間距影響不大,但是順次比同時同條件下破巖效果更好.

2.3雙滾刀順次加載間距對破巖效果的影響

為了深入了解2把滾刀順次加載間距對巖石破碎效果的影響,以雙滾刀間距100 mm、滾壓速度800 mm/s、貫入深度3 mm為例,采用不同的加載間距對雙滾刀切割花崗巖過程進行仿真分析.使2把滾刀順次加載間距分別為0，100，200和300 mm,得出在不同順次加載間距下花崗巖破碎效果圖,如圖6所示.

圖6　不同順次加載間距的巖石破碎圖Fig.6　Rock crushing in different sequentially space

對圖6中破碎后花崗巖的失效網(wǎng)格數(shù)進行對比分析,可以得出:在刀間距不變的情況下,隨著2把滾刀順次加載間距的增加,巖石失效網(wǎng)格數(shù)量增加,破碎量變大.花崗巖在雙滾刀不同順次加載間距切割作用下均在巖石末端形成巖脊,但隨著加載間距變大,巖脊長度減小.以上現(xiàn)象說明在滾刀間距、貫入度等施工參數(shù)一定的條件下,2把滾刀的順次加載間距越大,巖石破碎效果越好.并且,隨著加載間距的增加,先加載滾刀與后加載滾刀相比對巖石破碎的影響越來越大.

基于以上雙滾刀間距、滾壓速度、貫入深度等仿真參數(shù)不變的條件下,改變2把滾刀順次加載間距,對其切割花崗巖的過程進行大量仿真與分析,并通過統(tǒng)計破碎后巖石失效單元數(shù)量得出花崗巖破碎量變化曲線,如圖7所示.

圖7　不同滾刀加載間距下花崗巖破碎量變化曲線Fig.7　Granite crushing volume curve in different sequentially space

由圖7可以得出:雙滾刀切割花崗巖的過程中,在其他施工參數(shù)不變的條件下,當2把滾刀順次加載間距在500 mm范圍內(nèi)變化時,隨著加載間距增加,花崗巖破碎量變大,所形成的巖脊變少,破巖效果更加明顯；當2把滾刀順次加載間距大于500 mm時,花崗巖的破碎量幾乎不隨滾刀加載間距的增加而增大,即巖石破碎效果受滾刀加載間距影響較小.

2.4試驗臺的巖石破碎研究

為驗證巖石破碎過程模擬的準確性,利用北方重工集團有限公司的雙滾刀巖石綜合試驗臺,對此類花崗巖進行破碎實驗.試驗臺整體由 4個部分組成:主機、液壓系統(tǒng)、電控和測試系統(tǒng).試驗前先確定好2把滾刀的刀間距及順次間距,在試驗中采用液壓系統(tǒng)作為動力源,垂直油缸下壓使?jié)L刀壓入巖石指定深度,樣巖在工作臺的承載帶動下前后單向移動,利用相對原理來模擬滾刀破巖運動.圖8為試驗臺雙滾刀布置和樣巖的破碎示意圖.

圖8　雙滾刀安裝位置與樣巖的破碎圖Fig.8　Double cutter arrangement and rock breaking on test cutting machine

破巖能耗SE是表征破巖效率的重要參數(shù),定義為破碎單位巖石體積切削所消耗的能量,公式為SE=fs/V,f為工作臺的推力,s為樣巖移動的距離,在實驗過程中應用便攜式三維激光掃描儀(EXAscan)對花崗巖巖體進行掃描,得出破碎體積V.其他條件保持不變,只改變加載方式和刀間距,進行多組實驗,并由以上參數(shù)算出比能,繪制出以下關系曲線.

圖9　刀間距和破巖比能的關系曲線Fig.9　The SE curve under different cutter spacing

圖9描述了2種加載條件下不同刀間距和破巖比能的關系.從圖中可以看出,2種滾刀加載方式相似之處為:當?shù)堕g距由小變大時,破巖比能都呈現(xiàn)先減小后增大的趨勢；當?shù)堕g距從60 mm增加到80 mm時,比能急劇減?。划?shù)堕g距從80 mm增加到100 mm時,比能又逐漸增大；刀間距為80~90 mm時,比能最低,破巖效率最好.2種滾刀加載方式不同之處在于:在其他條件相同時,滾刀順次加載比滾刀同時加載比能更低,破巖效率更好.實驗得出的結論與仿真得出的結論基本一致,從而驗證了數(shù)值模擬方法的適用性和正確性.

3結論

不同的巖石,其結果會有所不同,就本文研究的某類花崗巖巖石材料而言:

1)在其他條件相同時,加載方式對滾刀破巖的最優(yōu)刀間距影響不大,最優(yōu)刀間距均約為80 mm,但是順次加載的破巖效果要比同時更好.

2)當雙滾刀順次加載時,先加載滾刀比后加載滾刀對巖石破碎影響大,壓痕也更深,這種效果隨刀間距的增加而變大.

3)在其他施工參數(shù)不變的條件下,當2把滾刀順次加載間距在500 mm范圍內(nèi)變化時,花崗巖的破碎量隨著滾刀加載間距增加而變大；當2把滾刀順次加載間距大于500 mm時,花崗巖破碎效果受滾刀加載間距影響較小.

4)實驗得出刀間距為80~90 mm時,比能最低,破巖效率最好.這與仿真得出的結論基本一致,從而驗證了數(shù)值模擬方法的適用性和正確性.

參考文獻：

[1] 夏毅敏,吳元,郭金成,等.TBM邊緣滾刀破巖機理的數(shù)值研究[J].煤炭學報,2014,39(1):172-178.

XIA Yi-min,WU Yuan,GUO Jin-cheng,et al.Numerical simulation of rock-breaking mechanism by gage disc cutter of TBM [J].Journal of China Coal Society,2014,39(1):172-178.

[2] 宋克志,袁大軍,王夢恕.盤形滾刀與巖石相互作用研究綜述[J].鐵道工程學報,2005,22(6):66-69.

SONG Ke-zhi,YUAN Da-jun,WANG Meng-shu.Study review on the interaction between disk cutter and rock [J].Journal of Railway Engineering Society,2005,22(6):66-69.

[3] 魏彬.東歡坨礦硬巖掘進機在上山掘進中的應用[J].技術與市場,2013,20(7):151.

WEI Bin.Donghuantuo mine TBM application in the mountains driving [J].Technology and Market,2013,20(7):151.

[4] 宋克志,王本福.隧道掘進機盤形滾刀的工作原理分析[J].建筑機械,2007(4):71-74.

SONG Ke-zhi,WANG Ben-fu.Operation principle analysis of disc cutter on TBM[J].Construction Machinery,2007(4):71-74.

[5] 李輝,王樹林,汪加科.TBM盤形滾刀受力分析[J].現(xiàn)代隧道技術,2012,49(3):193-196.

LI Hui,WANG Shu-lin,WANG Jia-ke.TBM disc cutter stress analysis[J].Modern Tunnelling Technology,2012,49(3):193-196.

[6] 滿林濤,李守巨.盤形滾刀破巖過程有限元數(shù)值模擬[J].工程建設,2011,43(4):1-5.

MAN Lin-tao,LI Shou-ju.Finite element numerical simulation of process of rock breaking by disc cutter[J].Engineering Construction,2011,43(4):1-5.

[7] SU O,AKCIN N A.Numerical simulation of rock cutting using the discrete element method [J].International Journal of Rock Mechanics and Mining Science,2011,48(3):434-442.

[8] CHO J-W,JEON S K,YU S H,et al.Optimum spacing of TBM disc cutters:a numerical simulation using the three-dimensional dynamic fracturing method [J].Tunnelling and Underground Space Technology,2010,25(3):230-244.

[9] 張珂,王騰躍,孫紅，等.全斷面巖石掘進機盤形滾刀破巖模擬[J].沈陽建筑大學學報(自然科學版),2010,26(6):1209-1213.

ZHANG Ke,WANG Teng-yue,SUN Hong,et al.Simulation study on disc cutter of full face rock tunnel boring machine[J].Journal of Shenyang Jianzhu University(Natural Science),2010,26(6):1209-1213.

[10] 吳玉厚,張健男,王賀，等.基于ABAQUS的巖石滾刀實驗機最優(yōu)刀間距分析[J].沈陽建筑大學學報(自然科學版),2012,28(5):927-931.

WU Yu-hou,ZHANG Jian-nan,WANG He,et al.Optimal analysis for cutter space of linear cutter machine based on ABAQUS[J].Journal of Shenyang Jianzhu University (Natural Science),2012,28(5):927-931.

[11] 吳玉厚,孫健,周鵬,等.掘進機滾刀對巖石特性適應性研究[J].沈陽建筑大學學報(自然科學版),2012,28(1):156-161.

WU Yu-hou,SUN Jian,ZHOU Peng,et al.Research on the adaptability of TBM disc cutter to the character of rocks[J].Journal of Shenyang Jianzhu University (Natural Science),2012,28(1):156-161.

[12] GERTSCH R,GERTSCH L,ROSTAMI J.Disc cutting tests in colorado red granite:implications for TBM performance prediction[J].International Journal of Rock Mechanics and Mining Science,2007,44(2):238-246.

[13] 莫振澤,李海波,周青春,等.楔刀作用下巖石微觀劣化的試驗研究[J].巖土力學,2012,33(5):1333-1340.

MO Zhen-ze,LI Hai-bo,ZHOU Qing-chun,et al.Experimental study of rock microscopic deterioration under wedge cutter[J].Rock and Soil Mechanics,2012,33(5):1333-1340.

[14] ENTACHER M,LORENZ S,GALLER R.Tunnel boring machine performance prediction with scaled rock cutting tests[J].International Journal of Rock Mechanics and Mining Sciences,2014,6(14):450-459.

[15] 張化民.大口徑旋挖碎巖機理研究及鉆具設計[D].成都:成都理工大學地質災害防治與地質環(huán)境保護國家重點實驗室，2013：48-73.

ZHANG Hua-min.Large diameter rotary drilling rock fragmentation mechanism research and drilling tool design[D].Chengdu:Chengdu University of Technology,Prevention and Control of Geological Hazards and Geological Environment Protection of State Key Laboratory，2013：48-73.

[16] 吳峰.TBM盤形滾刀貫入度與結構參數(shù)優(yōu)化設計研究[D].長沙:中南大學機電工程學院，2012：32-33.

WU Feng.TBM disc cutter penetration and structure parameter optimization design research[D].Changsha:Central South University，Mechanical and Electrical Engineering，2012：32-33.

Experimental study on rock-breaking simulation of double disc cutter of TBM

LU Feng1，2, ZHANG Chi1, SUN Jian1, TIAN Jun-xing1, LIU Min3, WU Yu-hou1

(1. School of Mechanical Engineering, Shenyang Jianzhu University, Shenyang 116028；2. National and Local Joint Engineering Laboratory of CNC Machining Equipment and Technology on Grade Stone,

Shenyang 110168, China;3. Mining Metallurgical Equipment Branch, Northern Heavy Industries Group Co., Ltd., Shenyang 110168, China)

Abstract：In order to improve the efficiency of cutter rock-breaking, the impact of cutter spacing and loading on the rock-breaking effect of TBM were explored. With the mechanism of rock-breaking disc cutter and the theory of rock crushing, a series of simulation models were established in ABAQUS to research the granite crushing effect under different conditions on double disc cutter. After simulation analysis, the conclusion were as follows：Under some certain geological conditions, the optimal cutter spacing was 80 mm both for continuous and simultaneous load, but the rock breaking effect of continuous load was better than that of simultaneous load. By analyzing the experimental data, it could be obtained that the minimum specific energy of rock breaking was appeared between 80 mm and 90 mm. Thus, the correctness and rationality of the simulation were verified. The research is good to understand the rock-breaking mechanism of double disc cutter and to accelerate the development of domestic TBM design theory and engineering application.

Key words：TBM; rock-breaking mechanism; ABAQUS; cutter spacing; load in turn

中圖分類號：TG 501.1

文獻標志碼：A

文章編號：1006-754X(2016)01-0041-08

作者簡介：陸峰(1972—),男,教授,博士,從事地下施工技術及裝備、硬脆性材料加工技術及裝備等研究,E-maiL:lufeng72@126.com. http://orcid.org//0000-0002-9001-7257

收稿日期：

2015-06-26.

本刊網(wǎng)址·在線期刊：http://www.journals.zju.edu.cn/gcsjxb

基金項目：國家科技支撐計劃資助項目(2011BAJ02B07);教育部創(chuàng)新團隊項目(IRT1160)；遼寧省自然科學基金資助項目(2014020069)；遼寧省高校創(chuàng)新團隊支持計劃資助項目(LT2014011);高檔石材數(shù)控加工裝備與技術國家地方聯(lián)合工程實驗室開放基金資助項目(SJSC-2015-1).

DOI:10.3785/j.issn. 1006-754X.2016.01.007