不同結構參數(shù)下盾構切刀切削土體數(shù)值模擬研究

申會宇， 張威威， 張家年

(1. 中鐵隧道股份有限公司， 河南 鄭州 450003; 2. 盾構及掘進技術國家重點實驗室， 河南 鄭州 450001；3. 中鐵工程裝備集團有限公司， 河南 鄭州 450016)

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不同結構參數(shù)下盾構切刀切削土體數(shù)值模擬研究

申會宇1,2， 張威威3， 張家年3

(1. 中鐵隧道股份有限公司， 河南 鄭州 450003; 2. 盾構及掘進技術國家重點實驗室， 河南 鄭州 450001；3. 中鐵工程裝備集團有限公司， 河南 鄭州 450016)

基于ABAQUS有限元分析軟件，采用ALE算法和線性Drucker-Prager土體塑性本構模型，利用具有單元刪除功能的剪切失效準則，建立盾構切刀切削土體的三維仿真模型，研究不同切削參數(shù)條件下刀具切削土體過程中土屑的流動狀態(tài)和刀具切削力的變化規(guī)律。研究結果表明：在不同的切深狀況下，總的切削力變化并不大，但隨著切深的增大，已切削土屑的分離度降低甚至不分離；隨著刀寬的增大，切削力也隨之增大，但土屑的流動性降低；隨著前角的增大，切屑的破碎狀態(tài)和流動性降低，導致堆積在切刀的刀刃處，阻礙切削的持續(xù)進行。

盾構切刀； 仿真模擬； 土屑； 切削力； 切深； 刀寬； 前角

0 引言

盾構因具有環(huán)保、快速及對周圍環(huán)境影響較小等優(yōu)點，被廣泛應用于市政、礦山、交通、水工等隧道工程施工中。近年來國內外很多學者利用有限元分析法對盾構切刀與土體之間的相互作用進行了仿真研究，并取得了一定進展[1-4]。文獻[5]采用有限元數(shù)值仿真分析方法，研究了切刀切土開始階段和平穩(wěn)階段的動態(tài)阻力特性；文獻[6]采用PMLPG技術，利用計算機仿真，模擬了巖土的切削破碎過程，通過與試驗情況相比較，發(fā)現(xiàn)兩者數(shù)值結果較為接近；文獻[7]模擬研究樁貫入土體的過程，并預測不同垂直有效應力的內摩擦角；文獻[8]提出了一種土層非線性本構模型參數(shù)的確定方法；文獻[9-10]利用UDEC研究節(jié)理特征對滾刀破巖的影響，證明了節(jié)理間距和節(jié)理傾角對刀具的破巖效率影響很大；文獻[11-13]采用有限元法建立盾構切刀切削巖石的三維模型，對切削力和動態(tài)過程進行分析，并通過試驗驗證了模型的合理性；文獻[14]利用分析軟件Forge3進行隱式有限元計算，模擬三維耕刀的具體切削過程。在模擬材料的硬化和膨脹特性時，引入的非關聯(lián)法則較為復雜；文獻[15-16]采用有限元法建立刀具切削巖石的三維模型，并進行動態(tài)模擬和動力學分析。本文從不同角度對盾構切刀做針對性的研究，目的在于通過仿真分析，預測刀體的受力分布狀況，討論切刀在不同前角、切深和刀寬等條件下切削力的變化情況，為刀具的設計和盾構掘進參數(shù)的選取提供理論參考。

1 切刀切削仿真有限元模型

為了能夠較好地模擬切刀切削土體的過程，對切刀的受力、土屑的流動狀態(tài)等做出較好地預測，本文參考盾構切刀，運用ABAQUS/CAE前處理程序，建立切刀切削土體的三維實體模型，模型如圖1所示。

1.1 土體和切刀的材料參數(shù)

對于土體材料，采用Drucker-Prager模型和線彈性模型模擬：在Drucker-Prager模型中設置內摩擦角、膨脹角和流應力比，在Drucker-Prager硬化中定義屈服應力和絕對塑性應變，在剪切損傷中定義土體的斷裂應變和破壞位移；在線彈性模型中定義土體的彈性模量、泊松比和密度。土體的具體參數(shù)如表1所示。

圖1 切刀切削土體的三維實體模型

表1 土體參數(shù)

切刀在切削土體的過程中，由于土體很軟，而且是一個非線性動態(tài)過程，所以把切刀設置為剛體，整個仿真過程中切刀不會出現(xiàn)變形，只要對其彈性模量、泊松比和密度等參數(shù)進行設置即可，設密度為7 800 kg/m3，彈性模量為210 GPa，泊松比為0.3。

1.2 邊界條件

在仿真模型中，把切刀設置為剛體，選定剛體上一點作為參考點，對切刀參考點施加X方向的速度，同時設置刀具沿Y、Z方向的位移約束和X、Y、Z3個方向的轉動約束；對于土體模型，底面設置為固定約束，前后兩面采用對稱約束，上表面和左右2個面設置為自由表面，切刀與土體的邊界條件如圖2所示。

圖2 切刀與土體邊界條件示意圖

Fig. 2 Sketch diagram of boundary conditions of shield cutter and soil

2 盾構切刀切削土體過程的仿真結果與分析

土體切削仿真模擬的目的是為了研究切刀切削土體時土體的塑性變形狀態(tài)、刀具切削力的變化規(guī)律、土體切屑的形成及土屑的流動過程。通過對切刀切削土體的過程進行數(shù)值仿真模擬，分析切刀切削力的變化規(guī)律，可以間接反映實際施工過程中切刀的受力變化規(guī)律。

2.1 切刀切削土體過程的力學分析

在討論不同前角、切深和刀寬之前，首先就切刀在一個切削過程中不同時刻的受力情況進行分析。本模型土體的三維尺寸為200 mm×100 mm×160 mm，切刀刀寬為120 mm，切深為6 mm。切刀切削土體過程中不同時刻的受力和黏土變形如圖3所示，盾構切刀在X、Y方向上的受力變化曲線如圖4所示。

從圖3可以看出：當切刀不斷向前切削時，土體的最大受力區(qū)域隨著切刀的刀刃向前推進。在整個切削過程中，應力主要分布在切刀與土體的接觸區(qū)域及土體前端即將被切刀切削的區(qū)域，而從土體表面切削下來的土屑應力分布不明顯。從數(shù)值上可以看出，切刀切削土體的最大Mises應力達到30 kPa，超過黏土的黏聚力，從而使黏土產生剪切破壞。隨著切刀對土層的持續(xù)切削，切刀對切刀與土體接觸的部分施加貫穿力和切削力，綜合表現(xiàn)為切削力。當切削力超過土體的抗剪強度時，網(wǎng)格單元開始損傷累計直至失效分離，土體從刀刃與土體接觸處發(fā)生斷裂，形成切屑。此外，由于土體的黏聚力較大，形成流動型切削。從t=0.3 s和t=0.5 s的切削圖可以看出，切屑并沒有消失，而是隨著切刀的不斷推進在切刀前表面流動。所以，模擬結果反映了切刀切削土體時切屑的形成和流動過程。

圖3 不同時刻土體的等效應力云圖(單位：Pa)

Fig. 3 Equivalent stress nephogram of soil at different times (Pa)

圖4 切削力隨時間變化曲線圖

Fig. 4 Cutting force vs. time

從圖4可以看出：切刀剛開始接觸土體時，切刀的受力從零驟然增大，這是因為切刀之前的運動相當于空載，即沒有任何阻力，當它突然與土體接觸時，土體對刀體形成了很大的沖擊力，荷載增加，所以受力劇增。隨著切刀不斷向前運動，切削力趨于平穩(wěn)，并在一定范圍內波動，說明在這段區(qū)間內切刀切削趨于穩(wěn)定。在整個仿真切削模擬過程中，切刀的切削深度始終不變，所以切刀在Y方向上的受力是由刀具和土體之間的摩擦阻力造成的，又由于運用了ALE自適應網(wǎng)格劃分技術失效單元及時刪除，仿真過程中Y方向的切削力較小。因此，接下來的分析中只討論X方向上的受力。

2.2 切深對切刀切削力的影響

在盾構實際施工過程中，為了減小切削阻力、延長刀具的使用壽命，應選擇合適的切削深度。在切削仿真模擬中，通過設置不同的切削深度來探討切深對切刀受力的影響。土體模型設置為200 mm×100 mm×120 mm，切刀前角為10°，刀寬為120 mm，切削速度為0.1 m/s，時間為0.5 s，切深d分別取6、8、10 mm。不同切深時X方向切削力隨時間變化曲線如圖5所示，土體切削效果如圖6所示。

圖5X方向不同切深時切削力隨時間變化曲線圖

Fig. 5 Cutting forces alongX-direction vs. time under different cutting depths

圖6 不同切深時土體切削效果圖(單位：Pa)

Fig. 6 Soil cutting effect under different cutting depths (Pa)

從圖5可以看出：在不同的切深狀況下，總的切削力并不大。在X方向上，當切深為6 mm時，切削力在20～25 N波動；當切深為8 mm時，切削力在35～40 N波動；當切深為10 mm時，切削力在40～45 N波動。即隨著切深的增大，切刀在X方向受到的切削力逐漸增大。

從圖6可以看出：當切深為6 mm時，已切削土層的土屑破碎狀態(tài)較好，沿著切刀前刀面流動；當切深為8 mm時，土屑只是簡單的斷為兩截；當切深增大到10 mm時，已切削土屑并沒有分離，在這種狀態(tài)下持續(xù)切削時，容易形成泥餅，增大刀盤的推進阻力和轉動扭矩，嚴重時可導致刀盤停轉。所以，雖然不同切深時總的切削阻力并不大，但并不是切深越大越好。

2.3 刀寬對切刀切削力的影響

不同的盾構切刀寬度也會對切刀與土體之間的受力以及土屑的流動狀態(tài)產生影響，切刀寬度的選擇也是影響切刀使用壽命的一個重要因素。土體模型寬度分別設置為80、120、160 mm，切刀前角為10°，后角為15°，切削速度為0.1 m/s，時間為0.5 s，刀寬b分別取80、120、160 mm。不同刀寬時X方向受力曲線如圖7所示，土體切削效果如圖8所示。

從圖7可以看出：隨著刀寬的增大，切削力也隨著增大。當?shù)秾挒?0 mm時，切削力在20～25 N波動；當?shù)秾挒?20 mm時，切削力在30～35 N波動；當?shù)秾挒?60 mm時，切削力在40～50 N波動。即隨著刀寬的增大，切削力逐漸增大，但總體受力并不大，切削力在切刀的使用許可范圍內。

圖7X方向不同刀寬時切削力隨時間變化曲線圖

Fig. 7 Cutting forces alongX-direction vs. time under different cutter widths

從圖8可以看出：當?shù)秾挒?0 mm時，土屑的破碎狀態(tài)較好，有利于土屑沿著切刀前刀面流動；隨著刀寬的增大，土屑的分離度減小，流動性降低。

綜上可以看出：切刀的寬度越小，切刀受力越小，且土屑的破碎狀態(tài)越好，有利于土屑的流動。但在工程實際施工中，當?shù)秾捲O置過小時，對于同一直徑的刀盤，就需要安裝較多的切刀，此時會增大工程的成本，同時也使刀盤整體變得復雜。所以，實際工程中，在切刀受力許可范圍內，根據(jù)實際土質狀況，可以適當增大切刀的寬度。

2.4 前角對切刀切削力的影響

在實際工程中，切刀前角也會對切刀與土體之間的受力和土屑的流動狀態(tài)產生影響。通過設置不同的切刀前角來探討其對切刀受力的影響。土體模型設置為200 mm×100 mm×120 mm，切刀刀寬為120 mm，切削速度為0.1 m/s，時間為0.5 s，切深為6 mm，切刀前角分別取5°、10°和15°。不同切刀前角X方向的受力曲線如圖9所示，土體切削效果如圖10所示。

圖8 不同刀寬時土體切削效果圖(單位：Pa)

Fig. 8 Soil cutting effect under different cutter widths (Pa)

圖9X方向不同前角時切削力隨時間變化曲線圖

Fig. 9 Cutting forces alongX-direction vs. time under different front angles

圖10 不同前角時土體切削效果圖(單位：Pa)

Fig. 10 Soil cutting effect under different front angles (Pa)

從圖9和圖10可以看出：隨著切刀前角的增大，切刀在X方向的受力呈現(xiàn)減小的趨勢，但變化范圍很小，總體在30～40 N波動，說明切刀前角對切刀受力影響較?。划斍械肚敖菫?°和10°時，土屑的流動狀態(tài)較好；當切刀前角增大為15°時，切屑堆積在切刀刀刃處，不能順暢地沿著切刀前刀面流動，影響切削的持續(xù)進行。

綜上可以看出：當切刀前角增大時，切刀受力有減小的趨勢，但總體變化不大；但隨著前角的增大，切屑的破碎狀態(tài)和流動性降低，導致堆積在切刀的刀刃處，阻礙切削的持續(xù)進行。

3 結論與討論

本文采用ABAQUS有限元分析軟件，建立盾構切刀切削土體的三維仿真模型，模擬切刀切削土體的過程，研究切削仿真過程中土體的流動狀態(tài)和刀具切削力的變化規(guī)律，主要得出以下結論。

1)在不同的切深狀況下，總的切削力變化并不大，但隨著切深的增大，已切削土屑的分離度降低甚至不分離，在這種狀態(tài)下持續(xù)切削時，容易形成泥餅，增大刀盤的推進阻力和轉動扭矩，嚴重時可導致刀盤停轉。

2)隨著刀寬的增大，切削力也隨之增大，但此時土屑的分離度減小，流動性降低。

3)當切刀前角增大時，切刀受力有減小的趨勢，但總體變化不大；但隨著前角的增大，切屑的破碎狀態(tài)和流動性降低，導致堆積在切刀的刀刃處，阻礙切削的持續(xù)進行。

4)文中僅對單把切刀切削土體進行模擬分析，當2把及多把切刀同時作用時，切削力的變化及土體的流動狀態(tài)還需進一步研究。

5)文中的側重點放在了切刀與土體之間的仿真模擬上，在后續(xù)的工作中還需要建立切刀切削土體試驗平臺，通過理論分析和室內試驗相結合的手段研究切刀切削土體的過程，為實際盾構掘進提供參考和指導。

[1] 丁峻宏,李根國，金先龍，等. 盾構刀盤切削的三維并行數(shù)值模擬[J]. 計算機輔助工程，2006,15(增刊): 303-307.(DING Junhong,LI Genguo,JIN Xianlong,et al.Three-dimensional parallel numerical simulation of cutting by cutterhead in shield machine[J].Computer Aided Engineering,2006,15(S): 303-307.(in Chinese))

[2] Acaroglu O, Ozdemir L, Asbury B. A fuzzy logic model to predict specific energy requirement for TBM performance prediction[J]. Tunnelling and Underground Space Technology,2008,23(5): 600-608.

[3] Abo-Elnor M, Hamilton R, Boyle J T. Simulation of soil-blade interaction for sandy soil using advanced 3D finite element analysis[J]. Soil & Tillage Research,2004,75(1): 61-73.

[4] 費康，張建偉. ABAQUS在巖土工程中的應用[M]. 北京：中國水利水電出版社，2010: 110-120.(FEI Kang,ZHANG Jianwei.Application of ABAQUS to geotechnical engineering[M]. Beijing: China Water & Power Press,2010: 110-120.(in Chinese))

[5] 李守巨，于申，崔娟，等. 盾構機切刀切土過程的有限元模擬分析[J]. 地下空間與工程學報，2013，9(6)：1346-1349.(LI Shouju,YU Shen,CUI Juan,et al. Numerical simulation for breaking soil process of cutting blade on cutterhead of shield machine using finite element analysis[J]. Chinese Journal of Underground Space and Engineering,2013，9(6)：1346-1349.(in Chinese))

[6] 郭峰. 巖土掘削的數(shù)值分析新方法與新型裝置的研究[D]. 哈爾濱：哈爾濱工業(yè)大學，2007.(GUO Feng. Soil dringling & rock cutting’s new numerical analysis method and new equipment study[D]. Harbin: Harbin Institute of Technology,2007.(in Chinese))

[7] Susila E，Hryciw R D. Large displacement FEM modelling of the cone penetration test(CPT) in normally consolidated sand [J]. International Journal for Numerical and Analytical

Methods in Geomechanics,2003,27: 585-602.

[8] 劉增榮，崔偉華，王鑫. 一種土層非線性本構模型參數(shù)的確定方法[J]. 地下空間與工程學報，2007,3(8): 225-228.(LIU Zengrong, CUI Weihua, WANG Xin. Parameters determination on nonlinear constitutive model of soil stratum [J]. Chinese Journal of Underground Space and Engineering,2007,3(8): 225-228.(in Chinese))

[9] Hadi B, Reza K, Mohammad A, et al. Simultaneous effects of joint spacing and joint orientation on the penetration rate of a single disc cutter[J]. Mining Science and Technology(China),2011,21(4): 507-512.

[10] GONG Q M,ZHAO J,JIAO Y Y. Numerical modeling of the effects of joint orientation on rock fragmentation by TBM cutters[J]. Tunnelling and Underground Space Technology,2006,21(1): 46-55.

[11] 夏毅敏，薛靜，周喜溫. 盾構刀具破巖過程及其切削特性[J]. 中南大學學報(自然科學版)，2011,42(4): 954-959.(XIA Yimin, XUE Jing, ZHOU Xiwen. Rock fragmentation process and cutting characteristics on shield cutter[J]. Journal of Central South University(Science and Technology),2011,42(4): 954-959.(in Chinese))

[12] 譚青，徐孜軍，夏毅敏,等. 2種切削順序下TBM刀具破巖機制的數(shù)值研究[J]. 中南大學學報(自然科學版)，2012,43(3): 940-947.(TAN Qing，XU Zijun, XIA Yimin,et al. Numerical study of mode of breaking rock by TBM cutter in two cutting orders[J]. Journal of Central South University(Science and Technology),2012,43(3): 940-947.(in Chinese))

[13] 張魁，夏毅敏，徐孜軍. 不同圍巖及切削順序對TBM刀具破巖機制的影響[J]. 土木工程學報，2011,44(9): 100-106.(ZHANG Kui，XIA Yimin, XU Zijun. Effects of confining pressure and cutting sequence on the rock-breaking mechanism by TBM cutter[J]. China Civil Engineering Journal,2011,44(9): 100-106.(in Chinese))

[14] Renon N, Montmitonnet P, Laborde P. Numerical formulation for solving soil/tool inter action problem involving large deformation[J]. Engineering Computations,2004,22(1): 87-109.

[15] 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): 193-197.(LI Hui, WANG Shulin, WANG Jiake. Force analysis of the disc cutter on a TBM[J]. Modern Tunnelling Technology,2012,49(3): 193-197.(in Chinese))

[16] 譚青，李建芳，夏毅敏,等. 盤形滾刀破巖過程的數(shù)值研究[J]. 巖土力學，2013,34(9): 2707-2714.(TAN Qing, LI Jianfang, XIA Yimin，et al. Numerical research on rock fragmentation process by disc cutter[J]. Rock and Soil Mechanics,2013,34(9): 2707-2714.(in Chinese))

Numerical Study of Soil Cutting by Shield Cutter under Different Structural Parameters

SHEN Huiyu1,2， ZHANG Weiwei3， ZHANG Jianian3

(1.ChinaRailwayTunnelStockCo.,Ltd.,Zhengzhou450003,Henan,China;2.StateKeyLaboratoryofShieldMachineandBoringTechnology,Zhengzhou450001,Henan,China；3.ChinaRailwayEngineeringEquipmentGroupCo.,Ltd.,Zhengzhou450016,Henan,China)

A three-dimensional simulation model of soil cutting by shield cutter is established by means of ALE algorithm, linear Drucker-Prager constitutive model and shear failure criterion with mesh deletion function based on ABAQUS software. The soil flow state and cutting force under different cutting parameters are studied. The study results show that: 1) The cutting force varies a little with the cutting depth varies; and the soil separating rate decreases with the cutting depth increases. 2) The cutting force increases and the soil flowability decreases with the cutter width increases. 3) The soil flowability decreases with the front angle increases.

shield cutter; simulation; soil scrap; cutting force; cutting depth; cutter width; front angle

2015-11-05;

2016-01-26

申會宇(1979—)，男，河南開封人，2003年畢業(yè)于鄭州大學，自動化專業(yè)，本科，工程師，現(xiàn)從事設備技術管理工作。E-mail：29074459@qq.com。

10.3973/j.issn.1672-741X.2016.07.019

U 455

A

1672-741X(2016)07-0881-06