滾刀載荷監(jiān)測及刀盤載荷分布規(guī)律實(shí)驗(yàn)研究

孫振川， 陳雪峰， 楊延棟*

(1.盾構(gòu)及掘進(jìn)技術(shù)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 鄭州 450001; 2.中鐵隧道局集團(tuán)有限公司， 廣州 511458； 3.中鐵開發(fā)投資集團(tuán)有限公司， 昆明 650500)

隨著中國“交通強(qiáng)國”和“水資源高效利用”等戰(zhàn)略的實(shí)施，越來越多的長大山嶺隧道急需被修建，巖石隧道掘進(jìn)機(jī)(TBM)作為山嶺隧道修建的現(xiàn)代化裝備將發(fā)揮重要作用[1]；滾刀作為TBM破巖的核心工具，其破巖性能及破巖效果直接決定了TBM的施工效率。然而，TBM在硬巖地層掘進(jìn)，滾刀破巖載荷獲取困難、刀盤上多把滾刀的載荷分布規(guī)律未掌握，往往導(dǎo)致滾刀過載失效、TBM掘進(jìn)效率低。

對于滾刀信息監(jiān)測，殷謙等[2]、馬強(qiáng)等[3]提出了常壓換刀盾構(gòu)的滾刀監(jiān)測系統(tǒng)，用于監(jiān)測滾刀轉(zhuǎn)速、溫度以及磨損量等信息，未能獲取滾刀載荷信息；龔秋明等[4]、丁世鵬[5]通過監(jiān)測滾刀破巖實(shí)驗(yàn)過程中的聲發(fā)射特征，發(fā)現(xiàn)滾刀載荷與監(jiān)測到的聲發(fā)射能率具有相似的變化規(guī)律，該方法無法直接獲取滾刀載荷；張曉波等[6]、許靜飛[7]提出了采用電渦流傳感器的滾刀磨損和轉(zhuǎn)速無損檢測方法，但無法獲取滾刀載荷；王少華等[8]采用在滾刀墊塊內(nèi)置應(yīng)變計(jì)、表面粘貼應(yīng)變片的方法監(jiān)測滾刀載荷，該方法雖然實(shí)現(xiàn)了滾刀載荷的獲取，但測量準(zhǔn)確性難以保證。對于刀盤上不同位置滾刀載荷分布，多以法向力相等的假設(shè)進(jìn)行估算，但滾刀不同位置滾刀破巖量不同，韓美東[9]通過數(shù)值模擬法計(jì)算了引松供水刀盤不同位置的滾刀載荷，模擬結(jié)果表明不同安裝位置滾刀載荷存在較大差異。

綜上所述，目前還無法通過室內(nèi)實(shí)驗(yàn)或現(xiàn)場試驗(yàn)實(shí)時(shí)獲取多把滾刀的載荷，無法建立刀盤不同位置滾刀載荷分布規(guī)律。因此，有必要開展?jié)L刀載荷監(jiān)測系統(tǒng)和載荷分布規(guī)律的實(shí)驗(yàn)研究，為滾刀載荷獲取提供方案，為TBM高效掘進(jìn)參數(shù)控制提供指導(dǎo)。

1 滾刀載荷監(jiān)測系統(tǒng)方案設(shè)計(jì)

盾構(gòu)及掘進(jìn)技術(shù)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室已建立了TBM掘進(jìn)模態(tài)綜合實(shí)驗(yàn)平臺(tái)，該平臺(tái)已為國內(nèi)多個(gè)重大工程提供了實(shí)驗(yàn)服務(wù)，劉海寧等[10]利用該平臺(tái)開展了蘇埃通道工程花崗巖球狀風(fēng)化體模擬實(shí)驗(yàn)，為該工程掘進(jìn)機(jī)穿越軟硬不均區(qū)段提供了基礎(chǔ)數(shù)據(jù)?；谠撈脚_(tái)通過刀盤刀具改造實(shí)現(xiàn)滾刀載荷監(jiān)測的目標(biāo)，為多滾刀破巖實(shí)驗(yàn)的開展提供基礎(chǔ)。

1.1 TBM掘進(jìn)模態(tài)綜合實(shí)驗(yàn)平臺(tái)結(jié)構(gòu)

TBM掘進(jìn)模態(tài)綜合實(shí)驗(yàn)平臺(tái)結(jié)構(gòu)如圖1所示，刀盤刀具結(jié)構(gòu)如圖2所示。該實(shí)驗(yàn)平臺(tái)直徑為φ2.5 m，刀盤上安裝8單刀刃滾刀和3把中心雙聯(lián)滾刀，總共14個(gè)刀刃，單刃滾刀一個(gè)刀座安裝1把滾刀，中心雙聯(lián)滾刀3把滾刀安裝在一個(gè)整體刀座上，刀座在刀盤米字梁內(nèi)可移動(dòng)，實(shí)現(xiàn)刀間距可調(diào)，滾刀調(diào)整到位后通過螺釘與刀盤米字梁固定。該平臺(tái)利用4根平行布置的油缸推進(jìn)，利用4個(gè)液壓馬達(dá)對刀盤進(jìn)行冗余驅(qū)動(dòng)。

圖1 TBM掘進(jìn)模態(tài)綜合實(shí)驗(yàn)平臺(tái)結(jié)構(gòu)Fig.1 The structure of TBM boring test bench

圖2 實(shí)驗(yàn)平臺(tái)滾刀安裝結(jié)構(gòu)Fig.2 Disc cutter installation structure of test bench

1.2 滾刀載荷測試結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)

滾刀載荷包括沿刀圈徑向的垂直力、沿刀圈切向的滾動(dòng)力以及平行于滾刀軸線的側(cè)向力，一般側(cè)向力較小可忽略不計(jì)。垂直力是滾刀破巖的主要載荷，由推進(jìn)系統(tǒng)提供；滾動(dòng)力由驅(qū)動(dòng)系統(tǒng)提供，且與垂直力具有相關(guān)性?？紤]到滾刀安裝空間的限制，設(shè)計(jì)僅測試滾刀垂直力的方案，滾動(dòng)力可根據(jù)與垂直力的相關(guān)性來計(jì)算獲取。

滾刀垂直力測試的總體方案包括兩種：一種是在現(xiàn)有滾刀安裝結(jié)構(gòu)的受力零件內(nèi)置應(yīng)變計(jì)，通過標(biāo)定受力零件載荷與變形的關(guān)系來測量滾刀載荷；另一種是采用封裝好的載荷傳感器，優(yōu)化滾刀安裝結(jié)構(gòu)實(shí)現(xiàn)滾刀載荷測量。考慮到滾刀載荷測量的可靠性，選擇了第二種滾刀載荷測試方案；通過考慮滾刀受力特性，與傳感器廠家一起開發(fā)了緊湊型大噸位的應(yīng)變式載荷傳感器，載荷傳感器與滾刀的安裝結(jié)構(gòu)如圖3所示，單刃滾刀可以實(shí)現(xiàn)不同規(guī)格刀體的安裝。

圖3 滾刀載荷測試結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)方案Fig.3 Scheme of disc cutter load test structure

對于單刃滾刀，目前常用的滾刀包括17 in(1 in=2.54 cm)刀體和19 in刀體兩種規(guī)格，不同規(guī)格的滾刀安裝尺寸有差異，為了能夠滿足不同規(guī)格單刃滾刀的安裝，設(shè)計(jì)的19 in刀體滾刀的安裝結(jié)構(gòu)如圖3(a)所示，刀座兩側(cè)板設(shè)置傳感器安裝槽，測力傳感器采用定制的工字型結(jié)構(gòu)，一端通過螺栓與刀座連接，另外一端通過螺栓卡塊組件與刀軸連接；傳感器與刀座之間可以通過增減墊片調(diào)整滾刀刀刃高出刀盤面板的距離，實(shí)現(xiàn)滾刀的立體布置。當(dāng)需要安裝17 in刀體的小尺寸滾刀時(shí)，刀軸兩端增加L型軸端墊塊，如圖3(b)所示。每把單刃滾刀的承載能力為30 t，考慮到足夠的富余量，每把單刃滾刀刀軸兩端安裝2個(gè)量程50 t的載荷傳感器。

對于中心雙聯(lián)滾刀，安裝的滾刀為17 in刀體的單一規(guī)格雙聯(lián)滾刀，且3把中心雙聯(lián)滾刀共用一個(gè)整體刀座，刀軸與刀座無傳感器安裝空間，載荷傳感器安裝在刀座與刀盤主梁之間，配置6個(gè)量程80 t的載荷傳感器，結(jié)構(gòu)如圖3(c)所示。

1.3 滾刀載荷數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)設(shè)計(jì)

刀盤轉(zhuǎn)動(dòng)的同時(shí)滾刀繞刀軸自傳，因此要求數(shù)據(jù)傳輸和電源供電盡可能不采用有線方式。滾刀載荷數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)主要包括終端節(jié)點(diǎn)、主節(jié)點(diǎn)、數(shù)據(jù)采集單元和上位機(jī)軟件，如圖4所示。

圖4 滾刀載荷數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)Fig.4 Disc load data acquisition system

終端節(jié)點(diǎn)主要功能是將載荷傳感器數(shù)據(jù)打包，并與主節(jié)點(diǎn)進(jìn)行數(shù)據(jù)交換；主節(jié)點(diǎn)主要功能為接收終端節(jié)點(diǎn)發(fā)送的打包數(shù)據(jù)以及對終端節(jié)點(diǎn)發(fā)送工作指令；上位機(jī)軟件主要功能為數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)控制及數(shù)據(jù)處理，包括系統(tǒng)設(shè)置、在線檢測、自動(dòng)采集、手動(dòng)采集等功能。滾刀載荷傳感器通過有線的方式將載荷信號傳輸給信號變送器，信號變送器通過有線的方式再傳輸給終端節(jié)點(diǎn)，終端節(jié)點(diǎn)通過無線的方式與主節(jié)點(diǎn)進(jìn)行數(shù)據(jù)交換，主節(jié)點(diǎn)與上位機(jī)通過有線的方式進(jìn)行數(shù)據(jù)交互。終端節(jié)點(diǎn)搭載在刀盤上，采用鋰電池供電，天線采用環(huán)氧樹脂封裝，如圖5所示。

圖5 滾刀傳感器及終端節(jié)點(diǎn)實(shí)物Fig.5 The physical object of disc cutter sensor and terminal node

2 多滾刀破巖實(shí)驗(yàn)及載荷分布規(guī)律

利用搭載了滾刀載荷監(jiān)測系統(tǒng)的TBM掘進(jìn)模態(tài)綜合實(shí)驗(yàn)平臺(tái)開展全斷面硬巖、全斷面混凝土兩批多滾刀破巖實(shí)驗(yàn)，鄒飛等[12]通過開展刀具侵入巖體切削試驗(yàn)，表明節(jié)理參數(shù)對刀具載荷也有影響，本實(shí)驗(yàn)采用完整性好且均質(zhì)的花崗巖，暫不考慮節(jié)理影響。全斷面硬巖實(shí)驗(yàn)采用的巖樣為單軸抗壓強(qiáng)度135 MPa的花崗巖，全斷面混凝土實(shí)驗(yàn)采用C60商用混凝土澆筑的巖樣，測試的同批試樣抗壓強(qiáng)度為58.6 MPa。

2.1 滾刀平面布置破巖載荷規(guī)律

開展不同貫入度滾刀平面布置破巖實(shí)驗(yàn)時(shí)，單刃滾刀刀間距設(shè)置為100 mm，中心雙聯(lián)滾刀刀間距為84 mm(中心雙聯(lián)滾刀刀間距無法調(diào)整)，不同批次實(shí)驗(yàn)結(jié)果如圖6所示。從圖6可得：6#～10#5把滾刀載荷隨著安裝半徑的增加而增大，可見滾刀載荷隨安裝半徑的增大整體呈現(xiàn)增加的趨勢，滾刀安裝半徑越大，刀具在單位時(shí)間內(nèi)的運(yùn)動(dòng)行程越長，破巖面積越大，致使破巖載荷有所增大。對于中心滾刀由于是采用6個(gè)載荷傳感器對安裝3把中心雙聯(lián)滾刀的整體刀座進(jìn)行載荷測試，1#～6#刀刃的載荷取6個(gè)載荷傳感器載荷數(shù)據(jù)的平均值，無法反映每個(gè)刀刃載荷的真實(shí)情況；11#～14#4把滾刀隨著安裝半徑的增加滾刀載荷下降，主要由于巖樣邊緣效應(yīng)明顯，巖樣邊緣處于自由狀態(tài)，巖樣容易從邊緣臨空面附近的位置劈裂，滾刀離巖樣邊緣越近，巖石越容易破碎、載荷越小。

圖6 刀盤載荷分布實(shí)驗(yàn)結(jié)果Fig.6 Cutterhead load distribution of experimental results

2.2 滾刀立體布置破巖載荷規(guī)律

全斷面硬巖破巖實(shí)驗(yàn)中，除了采用滾刀平面布置方式破巖外，還采用了滾刀立體布置方式破巖，刀間距為100 mm未改變，滾刀立體布置方式如圖7所示，每兩把單刃滾刀為一級，相鄰兩級刀高差為40 mm，三級刀高差共120 mm。滾刀平面布置破巖效果如圖8(a)所示，滾刀立體布置破巖效果如圖8(b)所示。在貫入度為4 mm/r時(shí)，不同布置方式滾刀載荷如圖8(c)所示。

圖7 滾刀立體布置示意圖Fig.7 Three-dimensional arrangement of disc cutter

圖8 不同滾刀布置方式的破巖效果和載荷Fig.8 Rock breaking effect and load of different disc cutter arrangements

從圖8可以看出：滾刀平面布置時(shí)，破巖面比較平整，滾刀刀刃運(yùn)動(dòng)軌跡處具有明顯的高應(yīng)力擠壓形成巖粉密實(shí)核進(jìn)而破壞刀刃軌跡之間巖石的跡象；滾刀立體布置時(shí)，破巖面呈向掌子面前方凹陷的弧形，且相鄰兩滾刀軌跡之間的破巖面粗糙度大，相比滾刀平面布置更容易破巖；相同貫入度和刀間距情況下，滾刀立體布置的破巖載荷明顯低于平面布置，可見滾刀立體布置有利于高效破巖。

2.3 多滾刀協(xié)同破巖規(guī)律

美國科羅拉多礦業(yè)大學(xué)通過大量不同結(jié)構(gòu)參數(shù)的滾刀對多種類型的巖石進(jìn)行線性切割破巖試驗(yàn)，綜合考慮各種參數(shù)對滾刀受力的影響，建立了廣泛使用的近似常截面盤形滾刀破巖力科羅拉多礦業(yè)學(xué)院(Colorado School of Mines，簡稱CSM)模型。通過對科羅拉多礦業(yè)學(xué)院基于多組線性切割實(shí)驗(yàn)建立的CSM模型的近似計(jì)算和數(shù)學(xué)推導(dǎo)，建立了滾刀載荷的簡化預(yù)測模型[13]，如式(1)所示：

(1)

式(1)中：FV為滾刀垂直力；T為刀刃寬度；S為刀間距；D0為滾刀直徑；σC為巖石單軸抗壓強(qiáng)度；h為貫入度。

從式(1)可得，滾刀垂直力與滾刀安裝半徑?jīng)]有關(guān)系，而本研究通過多滾刀回轉(zhuǎn)式破巖實(shí)驗(yàn)得到的滾刀垂直力隨滾刀安裝半徑的增大而增加，可見基于單滾刀線性切割實(shí)驗(yàn)得到的滾刀載荷預(yù)測模型具有一定局限性。

另外，式(1)表明滾刀垂直力與貫入度呈冪指數(shù)函數(shù)關(guān)系，利用實(shí)驗(yàn)結(jié)果對該關(guān)系進(jìn)行驗(yàn)證，有利于指導(dǎo)TBM施工掘進(jìn)參數(shù)控制?？紤]到滾刀載荷的邊界效應(yīng)，選擇處于刀盤半徑中間位置的8#滾刀載荷作為驗(yàn)證數(shù)據(jù)樣本。

擬合不同刀間距條件下滾刀載荷與貫入度之間的關(guān)系如圖9(a)所示，從圖9(a)可以看出，采用冪指數(shù)函數(shù)擬合滾刀載荷與貫入度的關(guān)系具有很高的相關(guān)性(相關(guān)性系數(shù)R2均大于0.9)；冪指數(shù)范圍為0.28～0.45，滾刀載荷預(yù)測模型式(1)貫入度的冪指數(shù)為0.33。可見，通過實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)驗(yàn)證了滾刀載荷與貫入度的匹配關(guān)系。

圖9 滾刀載荷匹配關(guān)系驗(yàn)證結(jié)果Fig.9 Disc cutter load matching relationship verification result

擬合不同刀間距條件下滾刀載荷與刀間距之間的關(guān)系如圖9(b)所示，從圖9(b)可以看出，采用冪指數(shù)函數(shù)擬合滾刀載荷與刀間距的關(guān)系，具有一定的相關(guān)度，但相關(guān)性系數(shù)不高(相關(guān)性系數(shù)R2均0.57～0.95)；冪指數(shù)范圍為0.31～0.72，滾刀載荷預(yù)測模型刀間距的冪指數(shù)為0.33，實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)擬合的刀間距的冪指數(shù)與滾刀載荷預(yù)測模型式(1)差異較大。分析主要原因：建立的滾刀載荷預(yù)測模型是基于大量的單滾刀線性切割實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)得到的，而本研究數(shù)據(jù)通過多滾刀回轉(zhuǎn)式破巖實(shí)驗(yàn)得到，更符合滾刀破巖真實(shí)情況。因此，基于單滾刀線性切割實(shí)驗(yàn)建立的滾刀載荷預(yù)測模型要用于TBM工程實(shí)際，還需要考慮滾刀安裝半徑的影響；另外，基于刀盤上滾刀載荷近似相等假設(shè)通過TBM推力評估滾刀載荷的方法也存在偏差，可能導(dǎo)致部分滾刀過載失效。

3 結(jié)論

(1)通過分析單刃滾刀和中心雙聯(lián)滾刀結(jié)構(gòu)形式，開發(fā)了適用于單刃滾刀和中心雙聯(lián)滾刀載荷測試的傳感器安裝結(jié)構(gòu)及測力傳感器；提出了主節(jié)點(diǎn)與終端節(jié)點(diǎn)一對多式數(shù)據(jù)無線傳輸方法，開發(fā)了具備刀具載荷數(shù)據(jù)采集和收發(fā)功能的電池供電式終端節(jié)點(diǎn)，研發(fā)了適用于TBM掘進(jìn)模態(tài)綜合實(shí)驗(yàn)平臺(tái)的滾刀載荷監(jiān)測系統(tǒng)。

(2)通過開展不同貫入度、不同刀間距及不同滾刀布置方式的多滾刀回轉(zhuǎn)式破巖實(shí)驗(yàn)，基于實(shí)驗(yàn)結(jié)果建立了滾刀載荷分布規(guī)律，滾刀載荷在空間域上隨安裝半徑的增大而增大，臨空面的產(chǎn)生和滾刀立體布置有利于滾刀破巖，揭示了貫入度與滾刀載荷呈冪函數(shù)關(guān)系，為刀盤設(shè)計(jì)和掘進(jìn)參數(shù)的控制提供了參考依據(jù)。

(3)基于單刀線性切割實(shí)驗(yàn)建立的滾刀載荷預(yù)測模型無法反映滾刀安裝半徑的影響，需要進(jìn)一步改進(jìn)優(yōu)化才能更好用于指導(dǎo)TBM工程實(shí)踐；滾刀載荷監(jiān)測系統(tǒng)應(yīng)用于施工現(xiàn)場，還需要進(jìn)一步研究與優(yōu)化。