圍壓條件下TBM邊緣滾刀破巖模式

薛亞?wèn)| 楊文亮 黃宏偉 張學(xué)強(qiáng)

(1同濟(jì)大學(xué)地下建筑與工程系, 上海 200092)(2同濟(jì)大學(xué)巖土及地下工程教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室, 上海 200092)(3上海市城市建設(shè)設(shè)計(jì)研究總院(集團(tuán))有限公司, 上海 200125)(4山東天工巖土工程設(shè)備有限公司, 聊城 252000)

圍壓條件下TBM邊緣滾刀破巖模式

薛亞?wèn)|1,2楊文亮3黃宏偉1,2張學(xué)強(qiáng)4

(1同濟(jì)大學(xué)地下建筑與工程系, 上海 200092)(2同濟(jì)大學(xué)巖土及地下工程教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室, 上海 200092)(3上海市城市建設(shè)設(shè)計(jì)研究總院(集團(tuán))有限公司, 上海 200125)(4山東天工巖土工程設(shè)備有限公司, 聊城 252000)

為了解邊緣滾刀的破巖特性，對(duì)其破巖過(guò)程與機(jī)理開展了系統(tǒng)研究.建立了某深埋全斷面巖石隧道掘進(jìn)機(jī)(TBM)開挖隧道三維有限元模型，在掌子面過(guò)渡圓弧周邊設(shè)置邊緣滾刀破巖模型邊界，導(dǎo)出邊界上的圍壓數(shù)值并施加在顆粒流模型邊界上.模型考慮5種圍壓模式，相位角為0°，30°，60°，90°時(shí)的巖石應(yīng)力狀態(tài)分別記為模式1～模式4，無(wú)圍壓狀態(tài)記為模式5.結(jié)果表明：圍壓模式1中巖石雙向應(yīng)力和、雙向應(yīng)力比均最大，破巖比能最低；模式3中，巖石受到滾刀水平向力作用而近似處于雙向等值應(yīng)力狀態(tài)，破巖比能最高；從模式1到模式3，有利破巖的豎向應(yīng)力遞減；從模式5到模式3，不利破巖的水平應(yīng)力增加，導(dǎo)致模式3條件下刀具破巖效率最低；有圍壓模式的側(cè)向力系數(shù)和滾刀切入率均高于無(wú)圍壓模式.

TBM;邊緣滾刀;圍壓;破巖模式

TBM刀盤上安裝有一定數(shù)量的盤形滾刀,盤形滾刀在TBM推力和扭矩的共同作用下繞刀盤主軸做圓周運(yùn)動(dòng),根據(jù)滾刀在刀盤上位置的不同,可以分為中心滾刀、正面滾刀和邊緣滾刀.其中正面滾刀數(shù)量明顯占優(yōu),一般占滾刀數(shù)目的60%左右;正面滾刀平面與巖石掌子面垂直,破巖過(guò)程較為簡(jiǎn)單、明確.目前,絕大多數(shù)破巖過(guò)程研究集中在正面滾刀上[1-5].

邊緣滾刀的破巖特性與正面滾刀有如下差異:① 邊緣滾刀平面與TBM前進(jìn)方向之間存在一個(gè)夾角,稱為安裝傾角,導(dǎo)致邊緣滾刀所受側(cè)向力較大;② 邊緣滾刀安裝在刀盤的過(guò)渡圓弧上,相鄰邊緣滾刀破巖形成的掌子面近似為弧面;③ 考慮到地應(yīng)力的作用,正面滾刀臨空掌子面的巖石大致呈雙向受力狀態(tài),而弧面掌子面的巖石由于弧面拱效應(yīng)的影響呈三向受力狀態(tài),對(duì)破巖過(guò)程有較大影響;④ 當(dāng)TBM轉(zhuǎn)彎時(shí),邊緣滾刀位于刀盤最外側(cè),作用力變化幅度較大,易造成滾刀失效[6-9].

根據(jù)秦嶺隧道出口段TBM掘進(jìn)5 621 m的施工數(shù)據(jù)資料,邊緣滾刀平均壽命為248 m,大約是正面滾刀壽命的1/5;邊緣滾刀的檢測(cè)報(bào)廢率為28.6%,大約為正面滾刀的4倍[10].

近年來(lái)國(guó)內(nèi)外學(xué)者就邊緣滾刀破巖過(guò)程逐步開展相關(guān)研究.張厚美[11]提出由于邊緣滾刀兩側(cè)刀間距不同,導(dǎo)致破巖形成的破碎槽左右不對(duì)稱,易引起邊緣滾刀的偏磨,并已在秦嶺隧道中得到驗(yàn)證.張照煌等[12]采用塑性理論推導(dǎo)證明了外傾安裝的滾刀破巖比能較正面滾刀低,其結(jié)論對(duì)于評(píng)估邊緣滾刀破巖效率具有參考意義.吳元[13]采用LS-DYNA分析滾刀三維運(yùn)動(dòng),建立了邊緣滾刀破巖能耗與安裝傾角的關(guān)系,進(jìn)而求得邊緣滾刀最優(yōu)安裝傾角.Gharahbagh等[14]開發(fā)了一套盾構(gòu)刀盤邊緣刮刀磨損量的自動(dòng)測(cè)量裝置,為邊緣滾刀磨損規(guī)律研究提供了手段.沈斌[15]開展了多因素敏感性分析,認(rèn)為影響邊緣滾刀破巖過(guò)程最主要的2個(gè)因素是邊緣滾刀間傾角差和刀盤過(guò)渡圓弧半徑.Huo 等[16]基于理論與試驗(yàn),研究得出滾刀安裝傾角對(duì)滾刀受力有顯著影響.夏毅敏等[17]采用UDEC軟件研究了刀刃角對(duì)于邊緣滾刀破巖效率、破巖臨界雙向應(yīng)力和裂紋長(zhǎng)度的影響.Hassanpour等[18]統(tǒng)計(jì)了伊朗Karaj輸水隧道南北兩端2個(gè)TBM工程換刀情況,結(jié)果顯示邊緣滾刀磨損更為嚴(yán)重,換刀次數(shù)明顯多于正面滾刀和中心滾刀.吳元等[19]采用正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)方法,研究了不同刀刃角、刃寬、刀盤過(guò)渡圓弧半徑和滾刀安裝傾角情況下,邊緣滾刀的破巖效率.

目前關(guān)于邊緣滾刀的研究主要集中在優(yōu)化邊緣滾刀及刀盤設(shè)計(jì)參數(shù)上,文獻(xiàn)[20]通過(guò)數(shù)值試驗(yàn)驗(yàn)證了圍壓對(duì)滾刀破巖過(guò)程有顯著影響.國(guó)內(nèi)外已有多條TBM施工隧道最大埋深超過(guò)1 000 m,在如此深埋的地層中施工,圍壓是必須要考慮的重要因素,特別是對(duì)邊緣滾刀破巖機(jī)理的影響.

1 邊緣滾刀破巖模型邊界應(yīng)力設(shè)定

邊緣滾刀布置在TBM刀盤的過(guò)渡圓弧處,如圖1所示.過(guò)渡圓弧區(qū)域巖石在曲面上易產(chǎn)生“巖石拱”效應(yīng),并且由于形狀突變易導(dǎo)致應(yīng)力集中現(xiàn)象,邊緣滾刀與圍巖相互作用應(yīng)力狀態(tài)較為復(fù)雜.

圖1 TBM刀盤布置示意圖

為獲取邊緣滾刀圍巖區(qū)域的地層應(yīng)力分布,以某深埋TBM隧道為例,建立如圖2所示的三維有限元模型.模型尺寸為100 m×100 m×60 m,隧道直徑8.0 m,埋深800 m(模型中隧道頂上覆巖層厚度65 m,通過(guò)壓力邊界模擬800 m埋深),掌子面過(guò)渡圓弧半徑0.6 m,模型共計(jì)69 092個(gè)單元.考慮刀盤推力對(duì)掌子面產(chǎn)生的附加應(yīng)力,以秦嶺隧道TB880E型TBM為例,將2/3的額定推力均勻作用在掌子面上,經(jīng)換算需要在掌子面上施加0.23MPa的均布?jí)毫?參考《公路隧道設(shè)計(jì)規(guī)范》以及實(shí)測(cè)數(shù)據(jù),確定有限元計(jì)算模型輸入?yún)?shù)取值,見表1.屈服判定采用摩爾庫(kù)倫強(qiáng)度準(zhǔn)則,模型底部邊界采用固定約束,4個(gè)側(cè)面采用約束法向位移,頂面設(shè)置自由應(yīng)力邊界.

圖2 深埋TBM隧道有限元模型

表1 有限元模型輸入?yún)?shù)

建立直角坐標(biāo)系,如圖3所示.坐標(biāo)原點(diǎn)位于掌子面圓心,z軸沿隧道軸線出掌子面方向,y軸豎直向上,x軸水平向右.在直角坐標(biāo)系基礎(chǔ)上建立柱面坐標(biāo)系,柱面坐標(biāo)系原點(diǎn)及z軸與直角坐標(biāo)系重合,r軸表示向外輻射方向,相位角θ為掌子面上從y軸正向沿順時(shí)針方向到r軸所轉(zhuǎn)過(guò)的角度.

圖3 掌子面直角及柱面坐標(biāo)系

取柱面坐標(biāo)系的r-z平面,建立柱面坐標(biāo)系下的邊緣滾刀破巖模型,如圖4所示.AC,OB,OD,AB四條邊表示巖樣的應(yīng)力邊界,并分別簡(jiǎn)記為1#,2#,3#,4#邊界,其中AC=OD=0.4 m,AB=OB=1.2 m.由于z軸位于隧道軸線上,隧道半徑為4.0 m,故該模型中r軸取值為3.2～4.4 m.

將2#邊界和4#邊界各分為6小段,每段長(zhǎng)0.2 m,如圖5所示. 2#邊界和4#邊界為應(yīng)力伺服控制邊界,記錄2#和4#邊界各小段的應(yīng)力分布情況,將計(jì)算得到的各小段應(yīng)力均值作為該小段邊界的預(yù)設(shè)應(yīng)力,以便控制顆粒流模擬中所施加圍壓的大小.1#邊界和3#邊界均為被動(dòng)邊界,顆粒流模擬時(shí)將不參與伺服控制.分別將0°,30°,60°,90°四種相位角時(shí)的巖石應(yīng)力狀態(tài)記為模式1、模式2、模式3、模式4,并將無(wú)圍壓狀態(tài)記為模式5.各圍壓模式下依據(jù)有限元計(jì)算結(jié)果設(shè)置各段邊界應(yīng)力值,見表2.

圖5 邊界應(yīng)力分布計(jì)算簡(jiǎn)圖

圍壓模式2#墻預(yù)設(shè)應(yīng)力/MPa4#墻預(yù)設(shè)應(yīng)力/MPas21s22s23s24s25s26平均值s41s42s43s44s45s46平均值雙向應(yīng)力和/MPa雙向應(yīng)力比模式16.628.399.8710.299.728.438.895.739.8816.4020.9922.8322.8416.4525.341.85模式26.177.789.289.939.698.758.605.929.0914.1217.6518.9818.9814.1222.721.64模式35.246.518.079.219.679.488.035.277.089.6911.0411.4111.389.3117.341.16模式44.735.837.418.789.639.857.714.775.927.397.737.617.566.8314.540.89模式50 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0

2 邊緣滾刀破巖過(guò)程顆粒流模擬

建立巖石材料的顆粒流模型,顆粒接觸采用 線性平行黏結(jié)模型.為了盡可能接近宏觀巖石力學(xué)參數(shù),采用控制變量法調(diào)整顆粒流模型微觀參數(shù),試算并標(biāo)定出每種參數(shù)組合下巖樣的宏觀力學(xué)參數(shù),反復(fù)調(diào)試直到顆粒流巖樣模型宏觀力學(xué)參數(shù)接近表1中的有限元模型參數(shù).顆粒流模型的微觀參數(shù)取值如表3所示.

依據(jù)圖5的幾何形狀建立邊緣滾刀破巖顆粒

表3 巖石材料顆粒流微觀參數(shù)(平行黏結(jié))

流模型,模擬巖樣共計(jì)53 582個(gè)球單元.通過(guò)編制FISH函數(shù),伺服控制2#邊界和4#邊界共計(jì)12段短墻的移動(dòng)速度,當(dāng)短墻的真實(shí)應(yīng)力與預(yù)設(shè)應(yīng)力差的絕對(duì)值之和小于等于1 MPa時(shí),伺服控制程序結(jié)束(將所有墻速度設(shè)為0).

滾刀水平向右移動(dòng),切割速度為0.4 m/s,計(jì)算切深為6 mm.在每種圍壓模式下分別選取0°,15°,30°,45°四種滾刀傾角,共計(jì)20種工況進(jìn)行顆粒流模擬.在模擬過(guò)程中記錄滾刀水平作用力、豎直作用力、侵入深度、剪切裂紋數(shù)、張拉裂紋數(shù)、巖石開裂荷載、破碎區(qū)域面積、破碎區(qū)域最大寬度、破碎區(qū)域最大深度等信息.

顆粒流模型中的滾刀采用如下方式建立:首先在CAD軟件中建立滾刀刀刃的外輪廓線,然后導(dǎo)入到顆粒流模型中,并將滾刀輪廓線設(shè)置為“墻”單元,最后在保證巖樣位置不動(dòng)的前提下通過(guò)設(shè)置滾刀移動(dòng)方向、速度、距離等參數(shù)實(shí)現(xiàn)切割.滾刀的安裝傾角通過(guò)旋轉(zhuǎn)導(dǎo)入的CAD線框來(lái)實(shí)現(xiàn),不同安裝傾角滾刀均沿水平向右進(jìn)行切割破巖.

3 試驗(yàn)結(jié)果分析

滾刀切入巖石后其垂向接觸力近似線性增大,至某一極值后出現(xiàn)陡降,巖石發(fā)生初次破碎,將滾刀力峰值稱為巖石開裂荷載,對(duì)應(yīng)的切深稱為開裂切深,達(dá)到初始破碎時(shí)滾刀所耗能量稱為開裂能量.通過(guò)PFC軟件自帶的fragment命令得到巖石在滾刀作用下破碎區(qū)圖像,采用Matlab軟件編制程序,處理圖像并計(jì)算破碎區(qū)域以及整張圖片的像素點(diǎn)數(shù),進(jìn)而依據(jù)真實(shí)的模型尺寸計(jì)算得到破碎區(qū)域面積.拉裂紋和剪切裂紋數(shù)目由PFC軟件FISH編程自動(dòng)統(tǒng)計(jì)得到.

破巖比能最早由Teale于1965年提出,定義為破碎單位體積的巖石所消耗的能量[21],是衡量滾刀破巖效率的重要指標(biāo),本文中,破巖比能采用下式計(jì)算:

(1)

式中,sE為比能;W為滾刀做功;Fx為滾刀水平向作用力;p為切深;A為破碎區(qū)面積.

邊緣滾刀的運(yùn)動(dòng)可分解為垂直于巖石表面的法向運(yùn)動(dòng)和平行于巖石表面的側(cè)向運(yùn)動(dòng),如圖5所示,法向切深采用下式計(jì)算:

pn=pcosα

(2)

式中,pn為法向切深;α為滾刀安裝傾角.

滾刀力的轉(zhuǎn)換方程為

(3)

式中,Fy為滾刀豎直向作用力;Fn為滾刀法向作用力;Ft為滾刀側(cè)向作用力.

3.1 不同圍壓模式下的耗能及比能

統(tǒng)計(jì)4種安裝傾角的破巖耗能、開裂耗能和比能的平均值,并按圍壓模式進(jìn)行匯總,如圖6所示.可以看出,破巖耗能、開裂耗能以及破巖比能變化規(guī)律類似,均在模式3中達(dá)到最高.對(duì)比滾刀破巖前后2#墻各短墻的應(yīng)力變化,發(fā)現(xiàn)滾刀侵入巖石引起的2#墻水平附加應(yīng)力大小為1～2 MPa,而2#墻平均應(yīng)力值較4#墻約小1.3 MPa,使得模式3中的真實(shí)雙向應(yīng)力比接近1,巖石近似處于雙向等值應(yīng)力狀態(tài),巖石強(qiáng)度得到提升,故破巖耗能、開裂耗能和比能均最高.

圖6 各圍壓模式的耗能及比能

在模式1中,破巖耗能、開裂耗能以及比能均最低,這是因?yàn)槟Ｊ?的雙向應(yīng)力和最大,并且雙向應(yīng)力比也最大,在巖石破碎前已發(fā)生較大的變形并且吸收了較多的應(yīng)變能,故模式1中的耗能以及比能在5種模式中最小.模式2、模式4、模式5中破巖耗能、開裂耗能以及比能較為接近,這反映了模式2和模式4中雖然存在圍壓,但圍壓對(duì)滾刀破巖能耗的影響較小,與無(wú)圍壓模式類似.

3.2 不同圍壓模式下的裂紋擴(kuò)展

圍壓狀態(tài)會(huì)影響裂紋的擴(kuò)展過(guò)程,夏毅敏等[22]研究表明:隨著圍壓增加,滾刀破巖引起的裂紋方向由垂直巖石表面向平行巖石表面方向轉(zhuǎn)變;當(dāng)圍壓增加到20 MPa時(shí),巖石內(nèi)部裂紋沿2個(gè)方向的擴(kuò)展均受到抑制.統(tǒng)計(jì)匯總各圍壓模式下4種安裝傾角的破碎區(qū)域深寬平均值,結(jié)果見圖7.從模式1至模式4,4#墻與2#墻的雙向應(yīng)力比降低,導(dǎo)致破碎主裂紋與巖石自由面夾角增大,即破碎區(qū)域深寬比數(shù)值增大.模式5中考慮到滾刀破巖過(guò)程會(huì)對(duì)2#墻產(chǎn)生附加應(yīng)力,由于4#墻應(yīng)力遠(yuǎn)低于2#墻應(yīng)力,故可以認(rèn)為模式5的實(shí)際雙向應(yīng)力比為0,由此可見,破碎區(qū)域的深寬比與雙向應(yīng)力比具有很強(qiáng)的負(fù)相關(guān)性.李博[23]認(rèn)為圍壓對(duì)破巖過(guò)程的影響突出反映在長(zhǎng)裂縫與巖石自由面的夾角上,其結(jié)論與本文研究結(jié)果相吻合.

圖7 各圍壓模式破碎區(qū)幾何特征

當(dāng)雙向應(yīng)力比大于1時(shí),豎向應(yīng)力起主導(dǎo)作用,會(huì)抑制水平向裂紋而促進(jìn)豎向裂紋的發(fā)展;當(dāng)雙向應(yīng)力比小于1時(shí),水平應(yīng)力起主導(dǎo)作用,會(huì)抑制豎向裂紋而促進(jìn)水平向裂紋的發(fā)展.滾刀安裝傾角一般小于45°,在圖5所示的破巖過(guò)程中,豎向裂紋延伸到巖石自由面最終形成有效破碎面積,而水平向裂紋向巖石內(nèi)部延展,很難形成有效破碎,故豎向應(yīng)力促進(jìn)破巖,水平向應(yīng)力抑制破巖.從模式1到模式3,豎向應(yīng)力遞減,促進(jìn)作用減弱;從模式5到模式3,水平應(yīng)力在增加,抑制作用增強(qiáng),因而模式3破巖效率最低,3.1節(jié)中模式3的破巖耗能、開裂耗能、比能均最高證明了此結(jié)論.將不同圍壓模式下開裂荷載與裂紋數(shù)目進(jìn)行統(tǒng)計(jì)匯總,見表4.從表中看出,模式3的開裂荷載、法向開裂荷載是所有模式中最高的,模式2和模式4次之,模式

表4 不同圍壓模式下裂紋擴(kuò)展統(tǒng)計(jì)

1和模式5最低,也證明了上述分析的正確性.

裂紋數(shù)目可以反映巖石破碎程度,從表4中數(shù)據(jù)可知,雙向應(yīng)力和越大,裂紋數(shù)越少,沒有圍壓情況下的裂紋數(shù)最多,反映出圍壓對(duì)裂紋擴(kuò)展整體上起到抑制作用.裂紋數(shù)目除與雙向應(yīng)力和有關(guān)外,也與雙向應(yīng)力比有關(guān),當(dāng)雙向應(yīng)力比接近1時(shí),巖石處于雙向等值壓縮狀態(tài),體積壓縮變形的比例增大,形狀改變的比例降低,而體積壓縮變形(3個(gè)維度的壓應(yīng)變較為接近,物體被近似等形狀壓縮)過(guò)程產(chǎn)生的裂紋數(shù)目遠(yuǎn)低于形狀改變過(guò)程(3個(gè)維度的壓應(yīng)變有較大差異,形狀發(fā)生明顯改變),因此裂紋數(shù)目有所降低,故而模式3中裂紋數(shù)目比模式2少.

巖石在滾刀作用下的破壞以受拉破壞為主,同時(shí)伴有剪切破壞,剪切破壞主要集中在與滾刀接觸的巖石壓密區(qū)中,由表4可知,破巖過(guò)程中拉裂紋比例超過(guò)90%.無(wú)圍壓情況下的拉裂紋比例最高,有圍壓條件下,模式3拉裂紋比例最低,原因如前所述.

3.3 不同圍壓模式下的滾刀力變化規(guī)律

定義側(cè)向力系數(shù)為邊緣滾刀側(cè)向力均值與法向力均值的比值,4種安裝傾角的側(cè)向力系數(shù)平均值在不同圍壓模式中的變化情況如圖8所示.側(cè)向力系數(shù)與4#墻產(chǎn)生的豎向應(yīng)力有較強(qiáng)的相關(guān)性,從模式1至模式5,豎向應(yīng)力遞減,側(cè)向力系數(shù)也大致呈現(xiàn)遞減趨勢(shì).側(cè)向力有助于破巖,同時(shí)容易引起滾刀軸承破壞和刀圈擋圈脫落,以及刀圈左右非對(duì)稱磨損,圖9為某TBM現(xiàn)場(chǎng)邊緣滾刀非對(duì)稱磨損照片.

圖8 各圍壓模式的側(cè)向力系數(shù)

將切入率定義為滾刀侵入巖石至其初始開裂過(guò)程中單位法向切深對(duì)應(yīng)的滾刀法向力.5種圍壓模式下的滾刀切入率見圖10.可看出,模式1～模式4的切入率均高于模式5.夏毅敏等[24]研究表明:地應(yīng)力的存在可使法向力與滾動(dòng)力增加70%以上,與本文研究規(guī)律吻合.在TBM選型時(shí),應(yīng)考慮地應(yīng)力因素,優(yōu)化刀盤額定推力與刀具布置.

圖9 邊緣滾刀左右非對(duì)稱磨損

圖10 不同圍壓模式的切入率

3.4 安裝傾角對(duì)邊緣過(guò)渡破巖過(guò)程的影響

以圍壓模式2為例,考慮4種滾刀安裝傾角,滾刀作用下巖石破碎情況如圖11所示,圖中滾刀運(yùn)動(dòng)方向均為水平向右,按照預(yù)設(shè)切割速度侵入巖石.

(a) 0°(b) 15°

(c) 30°(d) 45°

滾刀側(cè)向力系數(shù)如圖12所示,側(cè)向力系數(shù)總體上隨安裝傾角的增大而增大,但在30°附近出現(xiàn)降低.圖13所示為圍壓模式2的滾刀力變化情況.

邊緣滾刀側(cè)向力系數(shù)遠(yuǎn)高于正面滾刀,根本原因在于滾刀前進(jìn)方向(沿隧道軸向的前進(jìn)方向)與滾刀平面不平行,當(dāng)?shù)侗P推進(jìn)時(shí),邊緣滾刀沿空間螺旋線前進(jìn),在隧道軸向上邊緣滾刀對(duì)巖層有類似“刮擦”的相對(duì)滑動(dòng).45°安裝角時(shí)的側(cè)向力最高,邊緣滾刀非正常磨損和失效情況最為嚴(yán)重,易導(dǎo)致“卡盾”事故.秦嶺鐵路隧道TBM最外側(cè)同時(shí)設(shè)置3把邊緣滾刀,一方面為了更好地“保徑”,另一方面為了降低刀具負(fù)擔(dān),提高邊緣滾刀的可靠性.另外,30°傾角附近的邊緣滾刀側(cè)向力方向會(huì)發(fā)生反轉(zhuǎn),沖擊荷載易造成滾刀軸承、密封圈和擋圈的損壞.

圖12 不同滾刀傾角的側(cè)向力系數(shù)

(a) 15°

(b) 30°

(c) 45°

4 討論

滾刀破巖過(guò)程是一個(gè)三維空間問(wèn)題,用二維顆粒流軟件模擬存在一定的局限性,尤其是滾刀力的絕對(duì)數(shù)值與真實(shí)滾刀力可能存在較大差異,但對(duì)于破巖過(guò)程和機(jī)理的研究仍具有優(yōu)越性.

與滾刀直接接觸的巖石區(qū)域應(yīng)力極高,被壓密成核,顆粒流模擬中能夠觀察到密實(shí)核的存在,滾刀應(yīng)力作用到密實(shí)核后,再通過(guò)密實(shí)核向四周傳遞,形成輻射狀應(yīng)力流線(見圖14(a)).密實(shí)核寬度與刀圈刃寬相當(dāng),根據(jù)布辛奈斯克解的結(jié)論,滾刀法向力的附加應(yīng)力在巖石深度方向快速衰減,故密實(shí)核深度有限,從線性切割試驗(yàn)過(guò)程中觀察到的現(xiàn)象來(lái)看(試驗(yàn)采用直徑483 mm的近似常截面平刃滾刀,刀刃寬度約1.8 cm),密實(shí)核深度約為寬度的1/2(見圖14(b)).

(a) PFC模擬中的密實(shí)核(b) 試驗(yàn)過(guò)程中的密實(shí)核

通過(guò)在有限元軟件后處理模塊中設(shè)置場(chǎng)輸出路徑點(diǎn),得到圖4中r=4.2 m時(shí)z坐標(biāo)軸上5個(gè)點(diǎn)的σz沿相位角的分布,見圖15(a);同時(shí)記錄z=0.2 m時(shí)r坐標(biāo)軸上5個(gè)點(diǎn)的σr沿相位角的分布,見圖15(b).應(yīng)力沿相位角分布具有顯著的對(duì)稱性和周期性,說(shuō)明本文取相位角θ∈[0°,90°]區(qū)間是合理可行的.

圍壓模式隨相位角的改變而周期性變化,隨著刀盤的轉(zhuǎn)動(dòng),某把邊緣滾刀會(huì)往復(fù)切割處于不同圍壓模式的巖石,滾刀破巖過(guò)程中各項(xiàng)參數(shù)也會(huì)發(fā)生周期性的變化,會(huì)引起滾刀及TBM諸多問(wèn)題.例如,初始開裂荷載的不同將引起刀盤的震動(dòng);破碎區(qū)深度不同,將導(dǎo)致某些位置的滾刀因作用力較小從而造成滾刀偏磨,某些位置的滾刀因作用力陡增導(dǎo)致軸承損壞;不同刀盤相位角的側(cè)向力系數(shù)不同,將導(dǎo)致滾刀側(cè)向震動(dòng)明顯,引起滾刀密封和擋圈失效.

(a) σz應(yīng)力的空間分布

(b) σr應(yīng)力的空間分布

針對(duì)以上問(wèn)題,結(jié)合圍壓模式對(duì)邊緣滾刀破巖過(guò)程影響的研究成果,針對(duì)性地提出相應(yīng)工程控制措施:根據(jù)不同傾角的邊緣滾刀的初始破巖荷載,合理設(shè)置各邊緣滾刀在刀盤上的相位角,將邊緣滾刀引起的不平衡力矩降至最低;通過(guò)合理調(diào)整各邊緣滾刀先后破巖次序以及調(diào)整某些邊緣滾刀安裝高度,盡量減小相鄰滾刀破碎區(qū)域深度的差異;邊緣滾刀所受側(cè)向力較大,且側(cè)向力系數(shù)隨著圍壓模式的改變而變化,建議提高邊緣滾刀抗側(cè)向力設(shè)計(jì)強(qiáng)度.

5 結(jié)論

1) 邊緣滾刀破巖過(guò)程較正面滾刀和中心滾刀更復(fù)雜,原因在于其前進(jìn)方向與滾刀平面斜交,在侵入破巖過(guò)程中發(fā)生側(cè)向的相對(duì)運(yùn)動(dòng).本文基于800 m埋深、8 m直徑,巖層完整性較好的TBM隧道工程開展研究,提出了5種圍壓模式,研究不同圍壓模式對(duì)邊緣滾刀破巖過(guò)程的影響規(guī)律,成果對(duì)于考慮地應(yīng)力狀態(tài)進(jìn)行TBM選型與刀盤刀具布置設(shè)計(jì)具有參考價(jià)值.

2) 圍壓模式對(duì)破巖比能有明顯的影響,在圍壓模式3中,巖石大致呈雙向等值應(yīng)力狀態(tài),破巖比能在所有模式中最高;模式1雙向應(yīng)力和與雙向應(yīng)力比均最大,巖石初始應(yīng)變能較高,破巖比能在所有模式中最低.從模式1到模式3,豎向應(yīng)力遞減,促進(jìn)作用在減弱;從模式5到模式3,水平應(yīng)力增加,抑制作用逐漸增強(qiáng),導(dǎo)致模式3破巖效率最低.隨著雙向應(yīng)力比的降低,破碎區(qū)域的深寬比逐漸增大.

3) 有圍壓模式的側(cè)向力系數(shù)高于無(wú)圍壓模式,邊緣滾刀在較大側(cè)向力作用下更容易損壞和失效;45°傾角時(shí)側(cè)向力系數(shù)最高,側(cè)向力最大,磨損也最嚴(yán)重;30°傾角時(shí)滾刀側(cè)向力在破巖過(guò)程中會(huì)發(fā)生方向反轉(zhuǎn),加劇刀盤振動(dòng)且易造成滾刀失效.

)

[1] Wijk G. A model of tunnel boring machine performance[J].GeotechnicalandGeologicalEngineering, 1992,10(1): 19-40. DOI:10.1007/bf00881 969.

[2] Gertsch R, Gertsch L, Rostami J. Disc cutting tests in Colorado Red Granite: Implications for TBM performance prediction[J].InternationalJournalofRockMechanicsandMiningSciences, 2007,44(2): 238-246. DOI:10.1016/j.ijrmms.2006.07.007.

[3] Moon T,Oh J. Study of optimal rock-cutting conditions for hard rock TBM using the discrete element method[J].RockMechanicsandRockEngineering, 2012,45(5): 837-849. DOI:10.1007/s00603-011-0180-3.

[4] 譚青,易念恩,夏毅敏,等.TBM滾刀破巖動(dòng)態(tài)特性與最優(yōu)刀間距研究[J].巖石力學(xué)與工程學(xué)報(bào),2012,31(12):2453-2464. DOI:10.3969/j.issn.1000-6915.2012.12.009.

Tan Qing, Yi Nianen, Xia Yimin, et al. Research on rock dynamic fragmentation characteristics by TBM cutters and cutter spacing optimization[J].ChineseJournalofRockMechanicsandEngineering, 2012,31(12): 2453-2464. DOI:10.3969/j.issn.1000-6915.2012.12.009.(in Chinese)

[5] 龔秋明,何冠文,趙曉豹,等.掘進(jìn)機(jī)刀盤滾刀間距對(duì)北山花崗巖破巖效率的影響實(shí)驗(yàn)研究[J].巖土工程學(xué)報(bào),2015,37(1):54-60. DOI:10.11779/CJGE201501005.

Gong Qiuming, He Guanwen, Zhao Xiaobao, et al. Influence of different cutter spacings on rock fragmentation efficiency of Beishan granite by TBM[J].ChineseJournalofGeotechnicalEngineering, 2015,37(1): 54-60. DOI:10.11779/CJGE201501005.(in Chinese)

[6] Innaurato N, Oggeri C, Oreste P P, et al. Experimental and numerical studies on rock breaking with TBM tools under high stress confinement[J].RockMechanicsandRockEngineering, 2007,40(5): 429-451. DOI:10.1007/s00603-006-0109-4.

[7] Gong Q M, Zhao J. Development of a rock mass characteristics model for TBM penetration rate prediction[J].InternationalJournalofRockMechanicsandMiningSciences, 2009,46(1): 8-18. DOI:10.1016/j.ijrmms.2008.03.003.

[8] Espallargas N, Jakobsen P D, Langmaack L, et al. Influence of corrosion on the abrasion of cutter steels used in TBM tunnelling[J].RockMechanicsandRockEngineering, 2015,48(1): 261-275. DOI:10.1007/s00603-014-0552-6.

[9] 萬(wàn)治昌,沙明元,周雁領(lǐng).盤形滾刀的使用與研究(2)——TB880E型掘進(jìn)機(jī)在秦嶺隧道施工中的應(yīng)用[J].現(xiàn)代隧道技術(shù),2002,39(6):1-12. DOI:10.3969/j.issn.1009-6582.2002.06.001.

Wan Zhichang, Sha Mingyuan, Zhou Yanling. Study on disk cutters for hard rock—application of TB880E TBM in Qinling Tunnel [J].ModernTunnellingTechnology, 2002,39(6): 1-12. DOI:10.3969/j.issn.1009-6582.2002.06.001.(in Chinese)

[10] 萬(wàn)治昌,沙明元,周雁領(lǐng).盤形滾刀的使用與研究(1)——TB880E型掘進(jìn)機(jī)在秦嶺隧道施工中的應(yīng)用[J].現(xiàn)代隧道技術(shù),2002,39(5):1-11. DOI:10.3969/j.issn.1009-6582.2002.05.001.

Wan Zhichang, Sha Mingyuan, Zhou Yanling. Study on disk cutters for hard rock—application of TB880E TBM in Qinling Tunnel[J].ModernTunnellingTechnology, 2002,39(5): 1-11. DOI:10.3969/j.issn.1009-6582.2002.05.001. (in Chinese)

[11] 張厚美.TBM的掘進(jìn)性能數(shù)值仿真研究[J].隧道建設(shè),2006,26(z2):1-7. DOI:10.3969/j.issn.1672-741X.2006.z2.001.

Zhang Houmei. Study on numerical simulations of performance of tunnel boring machines TBM[J].TunnelConstruction, 2006,26(z2): 1-7. DOI:10.3969/j.issn.1672-741X.2006.z2.001.(in Chinese)

[12] 張照煌,戶秀妹,孟亮,等.盤形滾刀破巖效能理論分析[J].應(yīng)用基礎(chǔ)與工程科學(xué)學(xué)報(bào),2012,20(z1):199-206. DOI:10.3969/j.issn.1005-0930.2012.s1.021.

Zhang Zhaohuang, Hu Xiumei, Meng Liang, et al. Theoretical analysis of efficiency of rock breaking by disc cutters[J].JournalofBasicScienceandEngineering, 2012,20(z1): 199-206. DOI:10.3969/j.issn.1005-0930.2012.s1.021.(in Chinese)

[13] 吳元.TBM邊緣滾刀破巖特性及其布置研究[D].長(zhǎng)沙:中南大學(xué)機(jī)電工程學(xué)院,2013.

[14] Gharahbagh E A, Mooney M A, Frank G, et al. Periodic inspection of gauge cutter wear on EPB TBMs using cone penetration testing[J].TunnellingandUndergroundSpaceTechnology, 2013,38: 279-286. DOI:10.1016/j.tust.2013.07.013.

[15] 沈斌.TBM邊緣滾刀組合優(yōu)化布置研究[D].長(zhǎng)沙:中南大學(xué)機(jī)電工程學(xué)院,2014.

[16] Huo J, Wang W, Sun W, et al. The multi-stage rock fragmentation load prediction model of tunnel boring machine cutter group based on dense core theory[J].TheInternationalJournalofAdvancedManufacturingTechnology, 2017,90(1): 277-289. DOI:10.1007/s00170-016-9375-9.

[17] 夏毅敏,吳元,郭金成,等.TBM邊緣滾刀破巖機(jī)理的數(shù)值研究[J].煤炭學(xué)報(bào),2014,39(1):172-178. DOI:10.13225/j.cnki.jccs.2013.0177.

Xia Yimin, Wu Yuan, Guo Jincheng, et al. Numerical simulation of rock-breaking mechanism by gage disc cutter of TBM[J].JournalofChinaCoalSociety, 2014,39(1): 172-178. DOI:10.13225/j.cnki.jccs.2013.0177.(in Chinese)

[18] Hassanpour J, Rostami J, Azali S T, et al. Introduction of an empirical TBM cutter wear prediction model for pyroclastic and mafic igneous rocks; a case history of Karaj water conveyance tunnel, Iran[J].TunnellingandUndergroundSpaceTechnology, 2014,43: 222-231. DOI:10.1016/j.tust.2014.05.007.

[19] 吳元,夏毅敏,郭金成,等.TBM邊緣滾刀關(guān)鍵參數(shù)對(duì)破巖效率影響規(guī)律研究[J].現(xiàn)代隧道技術(shù),2015,52(1):119-126. DOI:10.13807/j.cnki.mtt.2015.01.017.

Wu Yuan, Xia Yimin, Guo Jincheng, et al. Influence of key parameters of a TBM gauge disc cutter on rock-breaking efficiency[J].ModernTunnellingTechnology, 2015,52(1): 119-126. DOI:10.13807/j.cnki.mtt.2015.01.017.(in Chinese)

[20] Ma H, Yin L, Ji H. Numerical study of the effect of confining stress on rock fragmentation by TBM cutters[J].InternationalJournalofRockMechanicsandMiningSciences, 2011,48(6): 1021-1033. DOI:10.1016/j.ijrmms.2011.05.002.

[21] Teale R. The concept of specific energy in rock drilling[J].InternationalJournalofRockMechanicsandMiningSciences&GeomechanicsAbstracts, 1965,2(1): 57-73. DOI:10.1016/0148-9062(65)90022-7.

[22] 夏毅敏,張旭輝,譚青,等.不同圍壓下刀寬對(duì)滾刀破巖特性的影響規(guī)律[J].應(yīng)用基礎(chǔ)與工程科學(xué)學(xué)報(bào),2017,25(3):636-645. DOI:10.16058/j.issn.1005-0930.2017.03.019.

Xia Yimin, Zhang Xuhui, Tan Qing, et al. Influence of rock breaking characteristics with disc cutter width under different confining pressure[J].JournalofBasicScienceandEngineering, 2017,25(3): 636-645. DOI:10.16058/j.issn.1005-0930.2017.03.019. (in Chinese)

[23] 李博.滾刀破巖過(guò)程的離散元模擬及試驗(yàn)研究[D].上海:同濟(jì)大學(xué)土木工程學(xué)院,2013.

[24] 夏毅敏,吳才章,顧健健.不同地應(yīng)力下TBM盤形滾刀破巖特性[J].中南大學(xué)學(xué)報(bào)(自然科學(xué)版),2016,47(2):450-458. DOI:10.11817/j.issn.1672-7207.2016.02.014.

Xia Yimin, Wu Caizhang, Gu Jianjian, et al. Mechanical characteristics of TBM disc cutter under the initial stress[J].JournalofCentralSouthUniversity(ScienceandTechnology), 2016,47(2): 450-458. DOI:10.11817/j.issn.1672-7207.2016.02.014.(in Chinese)

CuttingrockmodesofTBMgaugecuttersunderconfiningpressures

Xue Yadong1,2Yang Wenliang3Huang Hongwei1,2Zhang Xueqiang4

(1Department of Geotechnical Engineering, Tongii University, Shanghai 200092, China) (2Key Laboratory of Geotechnical and Underground Engineering of Ministry of Education, Tongji University, Shanghai 200092, China) (3Shanghai Urban Construction Design & Research Institute (Group) Co., Ltd, Shanghai 200125, China) (4Shandong Techgong Geotechnical Engineering Equipment Co., Ltd, Liaocheng 252000, China)

To acknowledge the rock breaking characteristics of the gauge cutters, systematic research on their rock breaking process and mechanism was carried out. A 3D finite element model of a deep-buried full-face rock tunnel boring machine (TBM) was established and calculated to obtain the geo-stress distribution of gauge cutter working area. Then, the corresponding pressure was applied on the particle flow code models boundaries. Five confining pressure models were considered. The rock stress states at phase angles 0°, 30°, 60°, and 90° were denoted as mode 1 to mode 4, and no confined pressure was denoted as mode 5. The numerical simulation results show that the sum of biaxial stress and its ratio of mode 1 are the largest among all modes. The specific energy of mode 1 is the lowest. In mode 3, the rock is subjected to the horizontal force of the cutters and is approximately in the bidirectional equivalent stress state. It has the highest specific energy. From mode 1 to mode 3, the vertical stress, which can promote rock fragmentation, is decreasing; from mode 5 to mode 3, the horizontal stress, which can suppress rock fragmentation, is increasing. Thus, the cutting efficiency of model 3 is the lowest. The results also show that the side force coefficients and cutting rates of cutters in the confining pressure modes are higher than those in the none-confining pressure mode.

TBM (tunnel boring machine); gauge cutter; confining pressure; cutting rock mode

10.3969/j.issn.1001-0505.2017.06.025

U452

A

1001-0505(2017)06-1239-09

2017-04-16.

薛亞?wèn)|(1971—)，男，博士，副教授，博士生導(dǎo)師，yadongxue@126.com.

國(guó)家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(41072206)、中央高?；究蒲袠I(yè)務(wù)費(fèi)專項(xiàng)資金資助項(xiàng)目(0200219209).

薛亞?wèn)|,楊文亮,黃宏偉,等.圍壓條件下TBM邊緣滾刀破巖模式[J].東南大學(xué)學(xué)報(bào)(自然科學(xué)版),2017,47(6):1239-1247.

10.3969/j.issn.1001-0505.2017.06.025.