刃形對硬巖地層中TBM滾刀磨損行為的影響研究

段文軍,張蒙祺,勾 斌,莫繼良,周仲榮

(1. 西南交通大學(xué) 機械工程學(xué)院 摩擦學(xué)研究所,四川 成都 610000;2. 西南交通大學(xué) 盾構(gòu)/TBM裝備摩擦學(xué)設(shè)計實驗室,四川 成都 610000;3. 中鐵高新產(chǎn)業(yè)股份有限公司,北京 100070)

全斷面隧道掘進機(簡稱為TBM)是1種用于長大隧道等地下工程建設(shè)的大型機械設(shè)備，具有施工快速、安全性高和環(huán)境友好等特點[1]. 盤形滾刀位于TBM最前端，在法向推力作用下將巖石表面壓潰而不斷形成巖石碎片，使TBM可以連續(xù)掘進. 滾刀在破巖過程中承受巨大的沖擊載荷并缺乏有效潤滑，工作環(huán)境極其惡劣，兼之天然巖石常含有高磨蝕成分，使?jié)L刀磨損速率極高，在硬巖地層中該問題尤為突出[2-4]. 頻繁更換刀具對隧道建設(shè)的工期、成本和安全性造成嚴(yán)重負面影響[5-6]，因而滾刀磨損始終是TBM研究領(lǐng)域所關(guān)注的重點. 滾刀截面形狀(即刃形)是刀-巖接觸行為的決定性因素之一[7]，與滾刀磨損和巖石破壞均直接相關(guān). 工程實踐表明，在面對不同地質(zhì)環(huán)境時，刃形的選取必須平衡滾刀損耗速度和破碎巖石速度，最終使TBM掘進效率達到最優(yōu)，而不可片面追求單一性能的優(yōu)越. 目前對于滾刀破巖性能已有較多成果，但滾刀刃形與磨損行為之間關(guān)系的研究仍十分少見，對這一問題的深入探討是未來新型滾刀設(shè)計與應(yīng)用的重要理論基礎(chǔ).

滾刀損傷失效有多種類型，例如磨損、崩刃和卷刃等[8-9]，其中滾刀磨損(即表面材料漸進均勻去除)是滾刀失效的最主要形式，占比約為70%～90%[10]. 已有學(xué)者對滾刀磨損的機理、規(guī)律和影響因素開展研究，并取得了豐碩的成果. 滾刀磨損的主要機理包括磨粒磨損、黏著磨損、表面疲勞以及摩擦化學(xué)反應(yīng)[11-12]，而滾刀磨損速率與多種因素相關(guān). Zhao等[13]和Roby等[14]指出，硬度和韌性是刀圈材料的重要力學(xué)性能，也是影響刀具耐磨性的關(guān)鍵因素之一：當(dāng)硬度較低時，滾刀表面易于發(fā)生塑性去除；硬度增加到一定程度后，滾刀抵抗塑性去除機制的抗磨性增強，但由于斷裂機制導(dǎo)致的磨損量顯著增加. Lin等[15]的研究證明，將刀圈硬度與巖石強度合理匹配，可以有效延長滾刀磨損壽命. 對于地質(zhì)因素方面，有學(xué)者研究了巖石強度和磨蝕性成分與巖石CAI指數(shù)(Cerchar abrasivity index)的關(guān)聯(lián)性[16-18]，以反映巖石類型對滾刀磨損的影響；Zhang等[19]通過試驗研究了滾刀在干燥、水和海水環(huán)境下的不同磨損行為. Yang等[20]研究發(fā)現(xiàn)施工參數(shù)對滾刀磨損的影響同樣顯著，侵入深度和滾刀安裝半徑的增大會導(dǎo)致滾刀磨損量上升. 此外，還有學(xué)者建立了滾刀載荷預(yù)測公式與磨粒磨損計算公式相結(jié)合的磨損預(yù)測模型[21]，也有使用機器學(xué)習(xí)對工程實際中各項數(shù)據(jù)進行分析以預(yù)測滾刀磨損量的方法[22]. 這些研究成果對隧道建設(shè)規(guī)劃和施工成本優(yōu)化具有重要意義. 但在現(xiàn)有滾刀磨損問題的研究中，對滾刀刃形這一因素的考慮尚不十分全面.

由接觸力學(xué)理論可知，接觸面的幾何形狀對接觸行為存在決定性影響[23-24]，因此刃形設(shè)計是提高滾刀性能的重要手段之一. 例如，勾斌等[7]嘗試通過滾刀表面結(jié)構(gòu)設(shè)計對刀-巖接觸狀態(tài)進行調(diào)控，并提出了1種表面存在螺旋溝槽的新型滾刀. 其研究結(jié)果表明，該型滾刀在切削力和能量利用效率方面較傳統(tǒng)平頂滾刀具有顯著優(yōu)勢. 應(yīng)當(dāng)指出，刃形對巖石破碎和滾刀磨損均有直接影響，僅僅關(guān)注單一方面很可能導(dǎo)致滾刀綜合表現(xiàn)并非最優(yōu). 例如，早期TBM多使用楔形滾刀，該滾刀具與巖石接觸面積小，因而侵入巖石所需載荷極低、掘進速度較快[25]；但隨著磨損程度加深，楔形滾刀迅速失去初始尖銳結(jié)構(gòu)，導(dǎo)致切削力大幅上升而難以有效破巖. 綜上所述，深入探究滾刀磨損行為及其與刃形之間的關(guān)系是滾刀研發(fā)與性能評價的關(guān)鍵環(huán)節(jié)，針對該問題的研究亟待開展.

本文中首先使用花崗巖開展?jié)L刀磨損試驗，并針對工程實際中最常用的平頂與圓頂滾刀，研究不同刃形滾刀在磨損過程中切削力、質(zhì)量損失和表面形貌的演變規(guī)律，并結(jié)合有限元數(shù)值仿真，進一步揭示滾刀刃形通過改變刀-巖接觸狀態(tài)而影響其磨損行為的機理. 本研究對工程實際中滾刀選型與設(shè)計具有指導(dǎo)意義.

1 試驗設(shè)計

使用自主設(shè)計的縮比滾刀-巖石接觸試驗臺開展磨損試驗，試驗臺結(jié)構(gòu)如圖1(a)所示，巖石試樣為豎直放置，巖石碎片可自由掉落至下方，較好地還原了真實滾刀的運動模式和承載狀態(tài). 試驗步驟為(1)安裝刀具和巖石，調(diào)整刀盤垂直位置使刀盤中點與巖石旋轉(zhuǎn)中心對齊. 圓頂滾刀和平頂滾刀分別安裝在刀盤兩端.2把滾刀與刀盤中心的距離略微不同，即形成24 mm的刀間距. (2)通過控制系統(tǒng)驅(qū)動帶有反饋回路的液壓油缸，推動刀盤沿水平方向運動使?jié)L刀貫入巖石，同時配合變頻電機帶動巖石試樣旋轉(zhuǎn)以形成滾刀-巖石動態(tài)接觸. 進行磨損試驗時，設(shè)置油缸總推力為14.75 kN，巖箱轉(zhuǎn)速為2 r/min. 使用三向力傳感器測量滾刀承受載荷，并由計算機實時顯示和記錄. (3)當(dāng)巖箱每旋轉(zhuǎn)600圈時，將2把滾刀的位置調(diào)換，使二者總行進路程保持一致. 更換位置的同時記錄滾刀直徑和重量的變化. (4)為了消除滾刀側(cè)面未破壞的巖脊對磨損行為造成的潛在影響，當(dāng)滾刀侵入巖石總深度達到10 mm時，將表層巖石去除，使巖石表面重新平坦并繼續(xù)進行磨損試驗.

為盡量接近工程實際情況，本文中的磨損試驗中滾刀繞其軸線做被動旋轉(zhuǎn)，滾刀-巖石之間近似為純滾動，且未采用任何加速磨損的方法，因此試驗周期較長. 在刀盤兩側(cè)分別安裝圓頂滾刀和平頂滾刀，則僅通過一次完整試驗即可獲得2種刃形滾刀磨損數(shù)據(jù)，有效縮短了試驗耗時. 由下文數(shù)據(jù)可知，在這種安裝方式下，2把滾刀所承受的法向載荷基本相同，即刀盤推力均分至兩側(cè)，保證了試驗條件的一致性.

此外，2把滾刀安裝半徑略有不同，這是由于試驗中滾刀持續(xù)破碎巖石，在巖石表面形成環(huán)形溝槽，如果兩側(cè)滾刀與刀盤中心的距離相同，則2把滾刀形成的溝槽重合，溝槽深度迅速增加. 溝槽深度過大時，巖石會與刀座發(fā)生干涉，此時需將巖石試樣整個表面刨平，方能繼續(xù)試驗，增加了試驗耗時和成本. 若2把滾刀與刀盤中心的距離存在一定差距，使2把滾刀切削路徑不同，則可延長修整巖石試樣的周期，并且每經(jīng)過一定轉(zhuǎn)數(shù)后調(diào)換2把滾刀位置，可以使?jié)L刀經(jīng)過的總路程相同. 巖石試樣長度為1 000 mm，滾刀安裝半徑約為450 mm，而刀間距為24 mm，遠小于滾刀安裝半徑. 因此2把滾刀安裝半徑略有差距對機構(gòu)動平衡的影響并不顯著.

該試驗使用的刀具由全尺寸TBM盤形滾刀按照1:5比例縮小，縮比滾刀實物與具體尺寸如圖1(b)所示.滾刀材料為H13鋼，其成分列于表1中[26]. 滾刀熱處理工藝：將滾刀進行3段加熱，溫度分別為650、850和1 020 ℃，保溫2～3 h，隨后進行淬火，待滾刀刀圈冷卻后，進行2次回火處理，溫度為550 ℃，保溫4～5 h，以消除淬火過程中的應(yīng)力集中. 熱處理后表面硬度均值為58 HRC.

采用天然花崗巖開展試驗，選取無明顯裂紋的巖石切割成型，并將試樣表面加工平整，以確保滾刀與巖石之間形成良好的接觸. 巖石試樣尺寸為1 000 mm×1 000 mm×120 mm. 通過混泥土將巖石固定于鋼制箱體中，防止巖石試樣在試驗過程中發(fā)生位移. 對所使用的巖石試樣進行宏觀力學(xué)屬性測試，如圖2所示. 巖石抗拉強度采用劈裂法測量，根據(jù)GB/T 50266-2013《工程巖體試驗方法標(biāo)準(zhǔn)》要求，制備了直徑為50 mm、高度為50 mm的圓柱試樣. 按圖2(b)所示將圓柱試樣置于試驗機上，以每秒0.3～0.5 MPa的速度加載直至試樣破壞；巖石的單軸抗拉強度為試樣破壞時的載荷除以試樣周長與高度的乘積. 對于巖石單軸抗壓強度，圓柱形試樣的直徑為50 mm，高度為100 mm. 試驗時將試樣置于試驗機壓板中心，如圖2(c)所示，使試樣兩端面與試驗機上下壓板均勻接觸，然后以每秒0.5～1.0 MPa的速度加載直至試樣破壞；巖石的單軸抗壓強度為試樣破壞時的載荷除以試樣截面積. 實測巖石力學(xué)參數(shù)為楊氏模量20.36 GPa，泊松比0.177，抗壓強度111.75 MPa，抗拉強度5.03 MPa.

2 試驗結(jié)果與討論

2.1 滾刀破巖基本現(xiàn)象

試驗中滾刀的典型載荷歷程以及試驗后巖石試樣破壞情況如圖3所示. 其中法向力是指滾刀所受載荷在垂直于巖石表面方向的分量，可使?jié)L刀侵入巖石內(nèi)部至一定深度，而滾動力是用于克服滾刀向前運動的阻力. 法向力遠高于滾動力，因此是造成滾刀磨損的主要外力. 在破巖過程中，各個切削力均存在大幅度隨機波動，使?jié)L刀表面持續(xù)承受沖擊載荷作用，這種載荷波動是由巖石表面的宏觀不平順和硬巖彈脆性破壞機理共同決定的，是滾刀所受載荷的典型特征之一，這表明本試驗中較好地還原了真實情況下滾刀-巖石的動態(tài)接觸行為.

Fig. 1 Multifunction cutter-rock contact test device and scaled TBM disc cutters圖 1 試驗設(shè)備與滾刀

表 1 H13鋼化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù))[26]Table 1 Chemical composition of H13 steel (mass fraction)[26]

Fig. 2 Strength test of rock samples圖 2 巖石試樣強度測試

Fig. 3 Typical cutting forces and the rock sample圖 3 滾刀典型載荷及巖石試樣

為消除隨機性影響以更好地展現(xiàn)不同刃形滾刀切削力的變化，對滾刀在各磨損階段切削力的平均值進行了統(tǒng)計，如圖4所示. 2種滾刀的法向力較為接近，相對差值在零附近變化，表明安裝在試驗臺刀盤兩端的滾刀所分擔(dān)的來自刀盤的推力大致平均，確保了載荷條件的一致性. 而圓頂滾刀的滾動力在整個試驗過程中均高于平頂滾刀. 其原因在于，圓頂滾刀更容易侵入巖石，表現(xiàn)為在相同侵入深度下圓頂滾刀所需法向力較低，或在相同法向力下圓頂滾刀侵入深度更大(即本試驗的情況). 而較大的侵入深度使得圓頂滾刀前進時需要更大的滾動力克服前方巖體的阻礙，因此圖4(b)中圓頂滾刀滾動力始終較大.

2.2 滾刀質(zhì)量損失

Fig. 4 Variation of cutting forces with the cycle number圖 4 切削力平均值隨刀盤轉(zhuǎn)數(shù)變化規(guī)律

試驗過程中滾刀質(zhì)量和直徑的變化如圖5所示.巖石試樣每旋轉(zhuǎn)600圈后，將滾刀取下清洗，使用精度為0.001 g的電子天平對滾刀稱重，并多次測量滾刀直徑取均值作為圖5中數(shù)據(jù). 隨著旋轉(zhuǎn)次數(shù)增加，2種滾刀的質(zhì)量損失近似呈線性增長，變化較為穩(wěn)定，表明試驗過程中滾刀未發(fā)生崩刃、偏磨和斷刀等異常損傷. 值得注意的是，雖然平頂滾刀質(zhì)量損失的值始終較高，但平頂滾刀直徑減小的幅度小于圓頂滾刀，表明平頂滾刀耐磨性更好. 換言之，試驗中同轉(zhuǎn)數(shù)下平頂滾刀直徑變化量小，則達到磨損極限時行進總距離更長. 同時，2種滾刀磨損量存在差異，說明其表面輪廓變化的過程必然不同，后文中將結(jié)合仿真分析對該現(xiàn)象的機理進行探討.

Fig. 5 Mass loss and corresponding decrease of diameter of cutters圖 5 滾刀質(zhì)量損失和直徑變化

2.3 滾刀表面形貌

滾刀試驗前后的表面三維形貌如圖6所示. 2種滾刀的材料和加工方式完全相同，服役前的表面形貌高度一致；為避免冗余，僅展示平頂滾刀相關(guān)結(jié)果作為未服役滾刀表面狀態(tài)的代表. 服役前的平頂滾刀表面[圖6(a)]可見均勻分布的機加工痕跡和少量缺陷. 由于滾刀工作時磨損速率高，表面形貌持續(xù)改變，則服役前表面平整度對滾刀使用沒有影響. 試驗后滾刀表面布滿大小不一的凹坑，表面平整度顯著下降，但未見明顯的犁溝[圖6(b～c)]. 上述現(xiàn)象表明，在巨大的法向載荷作用下，巖石中的硬質(zhì)顆粒反復(fù)擠壓滾刀表面造成了大量局部剝落. 此外，磨損后滾刀表面的犁溝現(xiàn)象并不明顯，表明在本試驗中滾刀與巖石之間的相對滑動較小.

為進一步探明滾刀表面損傷機制，對滾刀表面進行微觀形貌(掃描電子顯微鏡，SEM)和能譜(EDS)分析. 圖7(a)所示為未服役平頂滾刀的微觀形貌，可見此時滾刀表面較為平整，僅存在均勻分布的機械加工痕跡. 未服役滾刀EDS能譜分析顯示滾刀表面以Fe為主，同時存在部分氧化物. 圖7(b)和(c)分別為平頂滾刀和圓頂滾刀服役后的微觀形貌照片，可見滾刀表面有明顯剝落，與真實滾刀在服役中的磨損形式相似[26].通過EDS分析可知，滾刀表面局部白色區(qū)域Si元素和O元素占比較高，應(yīng)為花崗巖所含有的SiO2顆粒在試驗過程中轉(zhuǎn)移到了滾刀表面. 綜合考慮滾刀表面剝落坑形貌可知，在巨大的沖擊載荷下巖石中硬質(zhì)顆粒嵌入滾刀表面材料，并在滾刀與巖石脫離接觸時造成黏著磨損. 因此，降低滾刀的沖擊與振動可能是延緩滾刀磨損的有效方法. 此外，2種滾刀表面損傷形式基本一致，表明滾刀磨損機理與刃形因素的相關(guān)性不強.

3 滾刀-巖石接觸仿真分析

3.1 有限元模型的建立

如前文中所述，平頂和圓頂滾刀在切削力、磨損質(zhì)量損失和直徑變化等方面有著明顯區(qū)別，表明刃形因素對滾刀磨損歷程存在影響，為進一步揭示其作用機理，本節(jié)中將基于有限元法開展?jié)L刀-巖石接觸仿真分析. 使用ANSYS軟件對模型進行預(yù)處理，并在LS-DYNA中進行求解. 有限元模型如圖8所示，模型由滾刀刀圈和巖石2部分組成. 由于該模型用于研究刀具與巖石之間的接觸行為，因此僅對刀圈進行了建模而忽略了刀體和軸承等結(jié)構(gòu). 在刀圈的內(nèi)表面附著1個剛性圓環(huán)，用以對刀圈施加運動或負載. 為盡可能地接近工程實際情況，在本節(jié)仿真中使用17英寸全尺寸刀圈，刃寬為20 mm；巖石模型的尺寸為400 mm×180 mm×50 mm.

Johnson-Holmquist-Concrete (JHC)動態(tài)損傷本構(gòu)模型考慮了損傷歷程和靜水壓力對材料強度的影響，精確描述了材料在高應(yīng)變率和高壓力下的力學(xué)行為，是1種廣泛用于模擬巖石類材料非線性變形和斷裂特征的本構(gòu)模型[27-28]. 本節(jié)中使用JHC模型來模擬滾刀作用下巖石損傷破壞行為. 巖石的宏觀力學(xué)屬性參見第1節(jié)中試驗測量值，JHC模型參數(shù)列于表2中. 滾刀設(shè)為彈性體，楊氏模量207 GPa，泊松比0.3. 巖石和滾刀模型均使用SOLID164單元，網(wǎng)格尺寸為3 mm×3 mm×3 mm，模型單元總數(shù)為300 084.

巖石模型底部施加固定約束，其余表面自由. 通過控制刀圈的運動實現(xiàn)載荷施加：(1)計算開始之前將滾刀置于巖石一側(cè)且二者不接觸；(2)令滾刀沿Z軸負方向(垂直向下)移動6 mm形成侵入巖石的深度，并在后續(xù)計算中保持滾刀Z向位置不變；(3)然后對剛性內(nèi)圈施加沿X負方向勻速直線移動V和沿Y軸旋轉(zhuǎn)ω，使其帶動刀圈沿巖石表面滾動，并令V=ωR. 該模型有2對接觸面，剛性內(nèi)圈與刀圈之間的接觸采用綁定接觸，刀圈與巖石之間采用滲透接觸算法，用于描述1個或2個表面單元在接觸時材料失效而其余單元仍保持接觸. 將刀圈定義為接觸面，將巖石定義為目標(biāo)面，接觸動摩擦系數(shù)定義為0.4. 使用完全積分單元進行求解，計算時長為0.25 s，輸出頻率為0.001 s.

3.2 滾刀-巖石的接觸行為分析

2種刃形滾刀的法向力和部分時刻的表面接觸壓力分布如圖9所示. 破巖過程中2種滾刀的法向力都在各自均值附近波動，當(dāng)法向力達到局部峰值后幾乎垂直下降，表明此時滾刀下方的巖石發(fā)生脆性斷裂. 在載荷達到巖石強度極限后，接觸區(qū)內(nèi)的巖石瞬間破碎失去承載能力，導(dǎo)致刀-巖暫時脫離接觸，而使法向力迅速減小. 隨著滾刀向前運動而與巖石重新接觸，法向力重新逐漸上升. 上述現(xiàn)象與試驗中法向力變化主要特征一致，證明了數(shù)值模型基本正確反映了滾刀作用下巖石破壞的基本過程. 此外，平頂滾刀法向力波動幅度明顯較高，其可能的原因在于平頂滾刀與巖石接觸面積更大，則每次發(fā)生破壞的巖石更多，滾刀需向前移動較長的距離才能與巖石重新接觸，導(dǎo)致在這一過程中平頂滾刀法向力升降幅度更大. 分別選取破巖法向力的2個極大值和2個極小值處相對應(yīng)的滾刀表面接觸壓力分布進行分析. 由結(jié)果可知，瞬時接觸壓力和接觸面積跟隨法向力的大小而變化；在相似水平的法向力下，平頂滾刀接觸區(qū)域為矩形，而圓頂滾刀接觸區(qū)域為橢圓形. 2種滾刀接觸壓力分布均呈現(xiàn)中間高周圍低的趨勢，但接觸壓力集中的位置和幅度有所不同，需要進一步對其均值進行計算以消除隨機性的影響.

Fig. 7 SEM micrographs and EDS analysis of cutter surfaces圖 7 滾刀微觀形貌的SEM照片與物質(zhì)能譜分析

受滾刀破巖過程隨機性的影響，數(shù)個時刻的接觸壓力分布無法完全體現(xiàn)2種滾刀接觸行為的差異，需對整個接觸過程求取均值，具體計算方法如下：(1)確定接觸區(qū)域的理論范圍，如圖10(a)所示，在給定滾刀直徑和侵入深度時，滾刀與巖石的理論接觸區(qū)域為，接觸區(qū)域在x方向投影長度與線段BC相同，在y方向投影長度為滾刀刃寬；(2)在破巖仿真過程中等距選取20個時間點，提取這些時刻位于理論接觸區(qū)域內(nèi)的節(jié)點的壓力值；(3)對接觸區(qū)域內(nèi)的每個節(jié)點不同時刻的壓力求平均值，即得到圖10(b). 結(jié)果顯示，滾刀-巖石接觸壓力分布為非均勻，接觸壓力峰值位于理論接觸區(qū)內(nèi)靠近前進方向的一側(cè)，而在接觸區(qū)后部壓力趨向于零，這與Rostami[29]和Shi等[30]通過試驗測得的接觸壓力分布趨勢一致.

2種滾刀接觸壓力分布存在明顯不同，其中平頂滾刀實際接觸區(qū)近似呈矩形，且刃寬方向上接觸壓力不為零，表明平頂滾刀表面均參與接觸，表面各位置磨損速率較為均勻. 圓頂滾刀高應(yīng)力區(qū)近似為橢圓形，其長邊與滾刀前進方向一致，而滾刀兩側(cè)邊緣區(qū)域接觸壓力接近于零，表明圓頂滾刀主要由表面中間部分與巖石接觸. 同時，考慮到圓頂滾刀接觸壓力最大值更高，意味著其刃形截面圓弧頂部最先被磨損，而兩側(cè)表面磨損速率相對較低. 上述接觸分析解釋了圖5中2種滾刀磨損質(zhì)量和直徑變化的不同：平頂滾刀質(zhì)量損失較大的原因是整個外表面均發(fā)生磨損，而圓頂滾刀直徑減小更快是由于圓弧頂部應(yīng)力集中效應(yīng)明顯導(dǎo)致局部磨損量更大. 整體而言，平頂滾刀耐磨性更好(經(jīng)過相同路徑時平頂滾刀直徑變化量小，則達到磨損極限時行進總距離長)，但圓頂滾刀形成的應(yīng)力集中使其更容易破碎巖石，在掘進速度方面具有優(yōu)勢.

表 2 JHC模型參數(shù)Table 2 Parameters of the JHC constitutive model

4 結(jié)論

本文中基于多功能滾刀-巖石接觸試驗臺，開展不同刃形滾刀的磨損試驗，研究了平頂和圓頂滾刀在磨損過程中切削力、質(zhì)量損失以及表面形貌演變的規(guī)律，并結(jié)合有限元數(shù)值仿真，獲得了2種滾刀接觸壓力分布，解釋了2種刃形的滾刀磨損行為不同的原因. 獲得的主要結(jié)論如下：

a. 在本試驗工況下，滾刀與巖石之間的相對滑動較小，因此未見明顯的犁溝和微切削現(xiàn)象. 硬巖地層中滾刀的主要磨損形式為黏著磨損，在沖擊載荷作用下巖石中硬質(zhì)顆粒嵌入滾刀表面，并在滾刀與巖石脫離接觸時造成滾刀表面材料剝離；2種滾刀呈現(xiàn)相同的磨損機理和磨損形式.

b. 試驗數(shù)據(jù)表明，在通過相同距離時平頂滾刀直徑變化量小，即達到磨損極限時行進總距離更長、耐磨性更好. 圓頂滾刀的優(yōu)勢在于破巖效率；在相同刀盤推力下，圓頂滾刀侵入巖石的深度大于平頂滾刀.

c. 通過刀-巖接觸仿真發(fā)現(xiàn)，平頂滾刀接觸區(qū)域面積較大，接觸壓力分布較為均勻，而圓頂滾刀接觸壓力集中于刀刃中部，兩側(cè)區(qū)域幾乎與巖石不接觸，且接觸壓力峰值高于平頂滾刀. 因此，相比平頂滾刀，圓頂滾刀容易發(fā)生局部磨損，半徑變化較大但磨損質(zhì)量損失較小.

Fig. 9 Normal force and surface contact stress distribution during rock cutting圖 9 滾刀破巖時破巖法向載荷和表面接觸應(yīng)力分布

Fig. 10 Schematic diagram of cutter-rock contact area and average contact pressure distribution on cutter surface圖 10 滾刀-巖石理論接觸區(qū)示意圖及滾刀表面平均接觸壓力分布

滾刀磨損過程受諸多因素影響，相關(guān)工作將持續(xù)開展. 一方面，滾刀截面形狀由于磨損加深而逐漸變化，進而滾刀接觸行為和破巖能力隨之改變. 因此，需要評價全壽命周期內(nèi)滾刀的綜合性能，并充分考慮磨損導(dǎo)致的刃形演變對破巖的影響. 另一方面，工程實際中地質(zhì)環(huán)境十分復(fù)雜，尚需研究高地溫、高地應(yīng)力等極端情況下滾刀的磨損行為.