王魯琦， 劉海寧,*， 李 苗， 周建軍， 劉漢東

(1. 盾構(gòu)及掘進(jìn)技術(shù)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 河南 鄭州 450001；2. 華北水利水電大學(xué)巖土工程與水工結(jié)構(gòu)研究院， 河南 鄭州 450045)

復(fù)合地層下盾構(gòu)施工模態(tài)系統(tǒng)刀盤(pán)荷載及振動(dòng)特性研究

王魯琦1,2， 劉海寧1,2,*， 李 苗2， 周建軍1， 劉漢東2

(1. 盾構(gòu)及掘進(jìn)技術(shù)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 河南 鄭州 450001；2. 華北水利水電大學(xué)巖土工程與水工結(jié)構(gòu)研究院， 河南 鄭州 450045)

基于蘇埃通道盾構(gòu)工程和盾構(gòu)及掘進(jìn)技術(shù)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室的盾構(gòu)施工模態(tài)系統(tǒng)的刀盤(pán)實(shí)體，利用JHC本構(gòu)模型對(duì)巖體進(jìn)行仿真，通過(guò)顯示動(dòng)力學(xué)軟件LS-DYNA對(duì)不同模式下的滾刀群切削復(fù)合地層進(jìn)行數(shù)值模擬，并結(jié)合滾刀、刀盤(pán)的力學(xué)分析及傅立葉變換函數(shù)，得到滾刀和刀盤(pán)的三向荷載-時(shí)間歷程曲線(xiàn)及荷載的頻譜圖。通過(guò)分析荷載曲線(xiàn)及頻譜圖可知： 1)在荷載特性方面，切削過(guò)程中滾刀和刀盤(pán)荷載均具有突變性、隨機(jī)性和沖擊性；當(dāng)滾刀運(yùn)動(dòng)經(jīng)過(guò)軟硬巖層交界面時(shí)，滾刀切點(diǎn)荷載發(fā)生突變，有可能發(fā)生劇烈震蕩。2)在振動(dòng)特性方面，刀盤(pán)荷載的頻率主要集中在0～5 Hz，屬于典型的低頻振動(dòng)，并與滾刀的頻率分布一致； 軟巖及硬巖僅對(duì)滾刀荷載的幅值產(chǎn)生影響，對(duì)其頻率分布影響有限。結(jié)合刀盤(pán)在軟硬不均地層條件下靜力學(xué)的分析結(jié)果，確定刀盤(pán)在不均勻受力狀態(tài)下的最大應(yīng)力、應(yīng)變位置，為蘇埃通道滾刀破巖物理模型試驗(yàn)刀盤(pán)測(cè)試系統(tǒng)的構(gòu)建提供了依據(jù)。

復(fù)合地層； 盾構(gòu)； 模型試驗(yàn)； 刀盤(pán)荷載； 刀盤(pán)振動(dòng)； LS-DYNA

0 引言

當(dāng)盾構(gòu)施工穿越軟硬不均地層時(shí)，刀盤(pán)刀具將承受沖擊荷載，極易導(dǎo)致刀具產(chǎn)生嚴(yán)重磨損和異常損壞，對(duì)施工安全和工程進(jìn)展造成嚴(yán)重的影響[1-3]。盾構(gòu)造價(jià)昂貴且移動(dòng)困難，在施工現(xiàn)場(chǎng)進(jìn)行刀盤(pán)刀具荷載、振動(dòng)的監(jiān)測(cè)以及相關(guān)試驗(yàn)具有較大的難度，且復(fù)雜的現(xiàn)場(chǎng)施工條件對(duì)于實(shí)時(shí)數(shù)據(jù)的監(jiān)測(cè)也會(huì)產(chǎn)生較大的影響； 同時(shí)，由于施工現(xiàn)場(chǎng)條件的局限性，無(wú)法對(duì)盾構(gòu)的各項(xiàng)參數(shù)進(jìn)行試驗(yàn)性調(diào)整； 因而，在室內(nèi)開(kāi)展盾構(gòu)施工模型試驗(yàn)具有較高的實(shí)際意義和理論價(jià)值[4-5]。

針對(duì)隧道下穿軟硬不均地層所采取的處治措施，國(guó)內(nèi)外還沒(méi)有形成統(tǒng)一的認(rèn)知和定論，更沒(méi)有形成統(tǒng)一思路。竺維彬等[6]討論了復(fù)合地層(孤石、基巖侵入體等)高強(qiáng)度巖體的分類(lèi)、特性以及盾構(gòu)施工存在的風(fēng)險(xiǎn)，提出采用地面引孔下藥施爆的控制鉆爆法，嚴(yán)格控制破碎炸塊體量以保證盾構(gòu)的正常掘進(jìn)。李明陽(yáng)等[7]基于Terzaghi松動(dòng)土壓力模型與CSM模型，對(duì)廣州地鐵3號(hào)線(xiàn)大石—漢溪區(qū)間不同風(fēng)化程度下混合巖地層的土壓平衡盾構(gòu)掘進(jìn)過(guò)程進(jìn)行了模擬分析，驗(yàn)證了綜合考慮軟土和硬巖的復(fù)合地層掘進(jìn)參數(shù)模擬分析方法的有效性。已有研究多偏重于施工技術(shù)及掘進(jìn)參數(shù)的選定，從刀盤(pán)荷載及振動(dòng)特性角度進(jìn)行研究和分析還比較少。

為了探究盾構(gòu)穿越軟硬不均地層時(shí)刀盤(pán)刀具的荷載及振動(dòng)特性，結(jié)合汕頭市蘇?？绾Ｍǖ赖膶?shí)際工況，通過(guò)盾構(gòu)及掘進(jìn)技術(shù)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室的盾構(gòu)掘進(jìn)模態(tài)綜合試驗(yàn)臺(tái)進(jìn)行模型試驗(yàn)研究。該盾構(gòu)掘進(jìn)模態(tài)綜合試驗(yàn)臺(tái)主要由機(jī)械結(jié)構(gòu)、液壓泵站、掘進(jìn)裝置、旋轉(zhuǎn)裝置、螺旋輸送裝置和控制系統(tǒng)等構(gòu)成，可在垂直和水平狀態(tài)下，通過(guò)設(shè)置不同的刀具材質(zhì)、刀間距、破巖切削速度和進(jìn)給量進(jìn)行試驗(yàn)，進(jìn)而統(tǒng)計(jì)分析出不同刀具參數(shù)下的破巖效率和刀具壽命，為特定的工程配置相應(yīng)材質(zhì)的刀具并提出建議性刀具布置方案； 但是，該系統(tǒng)對(duì)于振動(dòng)特性和刀盤(pán)刀具荷載的實(shí)時(shí)監(jiān)測(cè)功能有所欠缺，無(wú)法為蘇埃通道滾刀破巖物理模型試驗(yàn)提供必要的數(shù)據(jù)支撐。為此，在蘇埃通道模型材料數(shù)據(jù)的基礎(chǔ)上，通過(guò)對(duì)該盾構(gòu)施工模態(tài)系統(tǒng)進(jìn)行數(shù)值分析，得到其刀盤(pán)刀具的荷載、振動(dòng)特性，進(jìn)而為盾構(gòu)施工模態(tài)試驗(yàn)臺(tái)刀盤(pán)測(cè)試系統(tǒng)的構(gòu)建提供理論依據(jù)。

1 軟硬不均地層巖體本構(gòu)模型的建立

為了得到盾構(gòu)施工模態(tài)系統(tǒng)中刀盤(pán)刀具的實(shí)時(shí)荷載歷程曲線(xiàn)，本文采用有限元軟件LS-DYNA進(jìn)行數(shù)值模擬。盾構(gòu)破巖是一個(gè)復(fù)雜的動(dòng)態(tài)過(guò)程，是具有幾何、材料以及接觸等多種非線(xiàn)性特性的復(fù)合系統(tǒng)[8]。LS-DYNA軟件采用的顯式算法能夠有效降低處理大規(guī)模非線(xiàn)性動(dòng)力學(xué)問(wèn)題時(shí)出現(xiàn)計(jì)算不收斂的概率，在接觸問(wèn)題上，其采用的對(duì)稱(chēng)罰函數(shù)法適用于滾刀破巖仿真時(shí)滾刀與巖體之間離散方程中時(shí)間積分的計(jì)算[8-11]。

在分析汕頭市蘇埃過(guò)海隧道工程地質(zhì)條件的基礎(chǔ)上，優(yōu)選出一段軟硬不均地層作為室內(nèi)掘進(jìn)物理試驗(yàn)的研究對(duì)象，所選典型斷面的軟、硬巖層之比為1∶1。根據(jù)所選斷面的工程地質(zhì)特征，概化該段隧道的工程地質(zhì)力學(xué)模型，確定微風(fēng)化花崗巖和軟弱地層(中粗砂)的物理力學(xué)參數(shù)，見(jiàn)表1。

表1 典型巖土層的物理力學(xué)參數(shù)

根據(jù)Froude比例定律的要求，進(jìn)行長(zhǎng)度、應(yīng)力、力和時(shí)間相似比尺設(shè)計(jì)[12-13]。

1)長(zhǎng)度比尺的確定。汕頭蘇埃過(guò)海隧道施工擬采用開(kāi)挖直徑(lP)為14.93 m的復(fù)合式泥水盾構(gòu)，盾構(gòu)施工模態(tài)試驗(yàn)系統(tǒng)的切削直徑(lM)為2.28 m，則長(zhǎng)度比尺

(1)

2)應(yīng)力比尺

kσ=kρ·kg·kl=kγ·kl。

(2)式中： Kρ為密度比尺； Kg為加速度比尺； Kγ為重度比尺。

本次物理模型試驗(yàn)主要模擬軟硬不均地層盾構(gòu)掘進(jìn)中的受力、變形性能及其破巖效率，則巖土體的力學(xué)性能是重要的模擬參數(shù)，而對(duì)其密度模擬相似要求不高。其中，kγ可為任意值，所以，原型和模型的應(yīng)力比尺、幾何比尺可獨(dú)立選取。根據(jù)試驗(yàn)精度要求和試驗(yàn)工作量的大小，初步確定本次試驗(yàn)的應(yīng)力比尺kσ=1/5。

3)力比尺

(3)

4)扭矩比尺

(4)

5)時(shí)間比尺

(5)

根據(jù)相似要求，可得盾構(gòu)地層物理力學(xué)參數(shù)如表2所示，其中軟巖的相似材料采用淮南礦區(qū)動(dòng)載模型試驗(yàn)的塑性混凝土。

表2 盾構(gòu)地層物理力學(xué)模擬參數(shù)

采用LS-DYNA軟件中的JHC動(dòng)態(tài)損傷模型對(duì)巖體進(jìn)行仿真。該本構(gòu)模型在考慮損傷力學(xué)對(duì)巖石破壞演化影響的基礎(chǔ)上，引進(jìn)了損傷因子，并基于巖石損傷演化過(guò)程對(duì)巖體進(jìn)行力學(xué)概化，能夠有效地模擬滾刀破碎侵徹巖體時(shí)巖石的斷裂破壞過(guò)程[14-16]。

由巖石常規(guī)試驗(yàn)數(shù)據(jù)可以得到參數(shù)fc、T、E、μ、plock和ρ的取值。根據(jù)國(guó)內(nèi)學(xué)者的相關(guān)研究[17-18]，C值與巖石體的初始抗壓強(qiáng)度無(wú)關(guān)，一般取0.007； A、B、N、Smax的參數(shù)值只與巖石體靜態(tài)抗壓強(qiáng)度有關(guān)，參考文獻(xiàn)進(jìn)行取值； D2=1.0，εfmin=0.01， μlock=0.1； 其他參數(shù)

D1=0.01/(1/6+T)；

(6)

(7)

pcrush=fc/3。

(8)

根據(jù)上述分析，由盾構(gòu)地層物理模擬參數(shù)得到軟、硬巖的JHC模型參數(shù)如表3和表4所示。

2 滾刀切削模型的建立

盾構(gòu)施工模態(tài)系統(tǒng)采用17 in(432 mm)標(biāo)準(zhǔn)滾刀，滾刀由刀軸、刀體及刀圈構(gòu)成。本文模擬的重點(diǎn)在于獲得滾刀刀圈破巖過(guò)程中的荷載及振動(dòng)特性，因而，將滾刀簡(jiǎn)化為中空薄圈，只保留刀圈及刀體[8,19]，其中，外側(cè)為刀圈，內(nèi)側(cè)為刀體，如圖1所示。

刀圈和刀體均設(shè)定為線(xiàn)彈性、各向同性，密度為 7 800 kg/m3，彈性模量并為2.10×1011Pa，泊松比為0.3，且刀體設(shè)定為剛體，并約束其除切削方向以外的位移。

表3 軟巖JHC本構(gòu)模型參數(shù)

表4 硬巖JHC本構(gòu)模型參數(shù)

盾構(gòu)及掘進(jìn)技術(shù)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室的盾構(gòu)施工模態(tài)系統(tǒng)內(nèi)置滾刀14把，包括6把中心滾刀和8把正滾刀。中心滾刀為6把單刃滾刀楔裝到一個(gè)刀軸上，正滾刀分布在中心滾刀周?chē)?，一共形?4條滾刀軌跡線(xiàn)。刀盤(pán)CAD圖及ANSYS三維示意圖如圖2所示。

為了簡(jiǎn)化仿真模型，進(jìn)而縮短仿真時(shí)間，將該試驗(yàn)臺(tái)的刀盤(pán)切削模型簡(jiǎn)化為2個(gè)基本模型： 1)中心滾刀群切削模型，采用6把滾刀切削圓盤(pán)狀巖盤(pán)； 2)正滾刀切削模型，采用7#、8#、9#、10#正滾刀進(jìn)行模擬，這4把正滾刀切削半徑較小，相對(duì)位置具有代表性，所切削巖盤(pán)取圓環(huán)狀，在保證滾刀軌跡均能夠?qū)崟r(shí)監(jiān)測(cè)的同時(shí)，可減少模型計(jì)算量。滾刀切削模型如圖3所示。

(a) 標(biāo)準(zhǔn)滾刀

(b) 標(biāo)準(zhǔn)滾刀簡(jiǎn)化模型

(a) CAD圖

(b) 三維示意圖

(a) 中心滾刀

(b) 正滾刀

以中心滾刀切削模型為例，簡(jiǎn)述其有限元仿真的關(guān)鍵點(diǎn)。在剖分網(wǎng)格方面，刀圈和刀體為自由剖分，巖體為掃略(sweep)剖分，網(wǎng)格大小均設(shè)定為20 mm。在接觸方面，刀圈和刀體設(shè)定為自動(dòng)單面(single surface)接觸，保證刀圈和刀體之間不發(fā)生分離； 刀圈和巖體設(shè)定為面面侵蝕(eroding surface)接觸，在巖體單元失效刪除后，該接觸能夠保證滾刀刀圈與巖體單元繼續(xù)進(jìn)行侵蝕模擬。此外，通過(guò)無(wú)反射邊界條件的設(shè)定，將模型中的巖體仿真為無(wú)限大，其底面和側(cè)面各施加30 MPa和15 MPa的圍壓，使之符合現(xiàn)實(shí)工況中的巖體狀態(tài)。

根據(jù)典型軟硬不均地層盾構(gòu)隧道的工程地質(zhì)特征和地質(zhì)力學(xué)模型，確定盾構(gòu)的推力和轉(zhuǎn)速。初步確定刀盤(pán)轉(zhuǎn)速為5 r/min，并將該速度以角速度0.63 rad/s的形式施加到巖盤(pán)上； 掘進(jìn)速度為5 mm/s，施加到刀體上。中心滾刀刀軸線(xiàn)的初始位置與軟硬巖層分界線(xiàn)相交，以便研究滾刀經(jīng)過(guò)軟硬不均地層交界面時(shí)滾刀荷載的變化，其初始狀態(tài)的有限元模型如圖4所示。

圖4 軟硬不均地層中心滾刀初始狀態(tài)

3 滾刀的荷載及振動(dòng)特性

利用LS-DYNA軟件的求解器對(duì)有限元仿真模型進(jìn)行求解，可以得到三軸坐標(biāo)系下滾刀與巖體接觸點(diǎn)的荷載-時(shí)間歷程曲線(xiàn)。中心滾刀及正滾刀在運(yùn)動(dòng)過(guò)程中的受力分析如圖5所示(圖中θ為極角，F(xiàn)x、Fy、Fz為全局坐標(biāo)系下的荷載，F(xiàn)r、Fs、Fv分別為滾刀的滾動(dòng)力、側(cè)向力和垂直力)。

(a) 中心滾刀

(b) 正滾刀

根據(jù)滾刀的受力分析可知，中心滾刀的三向荷載與三軸坐標(biāo)荷載之間的關(guān)系：

Fr=-Fxsinθ-Fzcosθ；

(9)

Fs=Fzsinθ-Fxcosθ；

(10)

Fv=Fy。

(11)

正滾刀的三向荷載與三軸坐標(biāo)荷載之間的關(guān)系：

Fr=Fxsinθ+Fzcosθ；

(12)

Fs=-Fzsinθ+Fxcosθ；

(13)

Fv=Fy。

(14)

在仿真模型計(jì)算結(jié)果的基礎(chǔ)上，結(jié)合滾刀三向荷載計(jì)算公式(9)—(14)，參考工程的實(shí)測(cè)荷載譜對(duì)數(shù)據(jù)進(jìn)行修正，得到盾構(gòu)施工模態(tài)系統(tǒng)在軟硬不均地層條件下中心滾刀及正滾刀的荷載-時(shí)間歷程曲線(xiàn)，如圖6和圖7所示。

(a) 側(cè)向力

(b) 垂直力

(c) 滾動(dòng)力

Fig. 6 Time-dependent three-dimensional load curves of center disc cutter

通過(guò)MATLAB軟件調(diào)用傅立葉計(jì)算函數(shù)對(duì)滾刀的三向荷載-時(shí)間歷程數(shù)據(jù)進(jìn)行處理，得到滾刀切削過(guò)程的頻譜圖。滾刀切削硬巖的三向荷載頻譜圖如圖8所示，軟巖的荷載頻譜圖除幅值不同以外，其頻率分布與硬巖相同。

對(duì)荷載-時(shí)間歷程曲線(xiàn)及荷載頻譜圖進(jìn)行數(shù)據(jù)統(tǒng)計(jì)，見(jiàn)表5。

通過(guò)對(duì)滾刀三向荷載-時(shí)間歷程曲線(xiàn)進(jìn)行分析，得出軟硬不均地層條件下滾刀在切削過(guò)程中的荷載特性。

(a) 側(cè)向力

(b) 垂直力

(c) 滾動(dòng)力

Fig. 7 Time-dependent three-dimensional load curves of front disc cutter

(a) 中心滾刀

(b) 正滾刀

1)滾刀在切削過(guò)程中，滾刀切點(diǎn)處的三向荷載均具有突變性、隨機(jī)性和沖擊性。

2)當(dāng)滾刀僅在軟巖或硬巖中切削時(shí)，滾刀的三向荷載-時(shí)間歷程曲線(xiàn)呈周期性變化，且該周期與滾刀轉(zhuǎn)速有關(guān)，中心滾刀以π/2為一個(gè)周期(3 s)，正滾刀以π/4為一個(gè)周期(1.5 s)。

3)滾刀從軟巖到硬巖以及從硬巖到軟巖的運(yùn)動(dòng)過(guò)程中，滾刀切點(diǎn)荷載會(huì)發(fā)生突變，在垂直力方向存在最大荷載差，此時(shí)滾刀將會(huì)產(chǎn)生較大程度的振動(dòng)，有可能會(huì)加速滾刀的磨損； 滾刀荷載曲線(xiàn)在軟巖和硬巖中產(chǎn)生的周期性變化相似，由于荷載值跨度較大，在圖6和圖7中未能清晰顯示。

表5 軟硬不均地層滾刀荷載及頻譜統(tǒng)計(jì)

4)雖然正滾刀和中心滾刀的時(shí)間歷程曲線(xiàn)振動(dòng)形式不同，但是兩者的側(cè)向力、垂直力及滾動(dòng)力的均值接近。

對(duì)滾刀三向荷載頻譜圖進(jìn)行分析，中心滾刀頻率集中在0～5 Hz，正滾刀頻率主要分布在0～5 Hz，少部分分布在120～130 Hz； 滾刀在軟硬不均地層交界線(xiàn)處運(yùn)動(dòng)時(shí)，荷載幅值在25 N和0.5 N產(chǎn)生交替，發(fā)生劇烈變化，對(duì)滾刀產(chǎn)生的振動(dòng)影響最大。

4 刀盤(pán)荷載及振動(dòng)特性

忽略滾刀荷載傳遞過(guò)程中的能量損失，并且不考慮滾刀切削過(guò)程中慣性力和慣性力矩對(duì)刀盤(pán)的影響，在修正滾刀三向荷載數(shù)據(jù)的基礎(chǔ)上，將極限荷載設(shè)定為滾刀垂直力，并使?jié)L刀的滾動(dòng)力均值、垂直力均值及側(cè)向力均值滿(mǎn)足Fr=0.15Fv、Fs=0.1Fv，可推導(dǎo)得到刀盤(pán)的荷載狀態(tài)[20]。

盾構(gòu)開(kāi)挖方向上刀盤(pán)的軸向力

(15)

沿刀盤(pán)面水平軸線(xiàn)的刀盤(pán)徑向力

Fx=Fxi+Fxj。

(16)

沿刀盤(pán)面豎直軸線(xiàn)的刀盤(pán)徑向力

Fy=Fyi+Fyj。

(17)

由垂直力對(duì)盤(pán)面產(chǎn)生的刀盤(pán)傾覆力矩

(18)

(19)

由中心滾刀及正滾刀繞刀盤(pán)中心軸線(xiàn)的力矩之和產(chǎn)生的刀盤(pán)扭矩

(20)

式(15)—(20)中： n為中心滾刀數(shù)量，即n=6； m為正滾刀數(shù)量，即m=8； Fvi、Fxi、Fyi、Fri分別為第i把中心滾刀的垂直力、橫向不平衡力、縱向不平衡力和滾動(dòng)力，N； Fvj、Fxj、Fyj、Frj分別為第j把正滾刀的垂直力、橫向不平衡力、縱向不平衡力和滾動(dòng)力，N； lix、liy分別為中心滾動(dòng)垂直力到x軸、y軸的距離，m； ljx、ljy分別為正滾刀垂直力到x軸、y軸的距離，m； di、dj分別為中心滾刀、正滾刀到刀盤(pán)中心的距離，m。

由式(15)—(20)，結(jié)合修正后的三向荷載數(shù)據(jù)，得到盾構(gòu)施工模態(tài)系統(tǒng)的刀盤(pán)荷載-時(shí)間歷程曲線(xiàn)，該曲線(xiàn)為滾刀在均質(zhì)地層(僅為硬巖條件)下的刀盤(pán)荷載狀態(tài)，如圖9所示。

采用MATLAB軟件對(duì)刀盤(pán)荷載數(shù)據(jù)進(jìn)行傅立葉變換，得到刀盤(pán)頻譜圖，如圖10所示。

(a) 刀盤(pán)橫向不平衡力

(b) 刀盤(pán)縱向不平衡力

(c) 刀盤(pán)軸向力

(d) 刀盤(pán)縱向傾覆力矩

(e) 刀盤(pán)橫向傾覆力矩

(f) 刀盤(pán)扭矩

圖9 刀盤(pán)荷載-時(shí)間歷程曲線(xiàn)

Fig. 9 Time-dependent load curves of cutterhead

(a) 刀盤(pán)橫向不平衡力

(b) 刀盤(pán)縱向不平衡力

(c) 刀盤(pán)軸向力

(d) 刀盤(pán)縱向傾覆力矩

(e) 刀盤(pán)橫向傾覆力矩

(f) 刀盤(pán)扭矩

圖10 刀盤(pán)荷載頻譜圖

Fig. 10 Spectrographs of load of cutterhead

由圖9和圖10分析可知： 刀盤(pán)荷載同樣具有突變性、隨機(jī)性和沖擊性的特點(diǎn)，刀盤(pán)荷載的頻率主要集中在0～5 Hz，屬于低頻振動(dòng)，與滾刀的主要頻率分布一致； 刀盤(pán)荷載在120 Hz和200 Hz處有少量分布，極少量分布在300 Hz和400 Hz處； 對(duì)比滾刀和刀盤(pán)的荷載頻譜圖可知，刀盤(pán)荷載的頻率基本由滾刀荷載頻率組成。

盾構(gòu)施工模態(tài)系統(tǒng)在進(jìn)行軟硬不均地層的掘進(jìn)物理模型試驗(yàn)時(shí)，滾刀處于自轉(zhuǎn)及公轉(zhuǎn)狀態(tài)，切削過(guò)程中受力點(diǎn)及滾刀空間位置呈螺旋線(xiàn)變化，很難利用傳感器或應(yīng)變片對(duì)滾刀荷載和頻率進(jìn)行實(shí)時(shí)監(jiān)測(cè)。通過(guò)在刀盤(pán)上布設(shè)加速度傳感器，對(duì)刀盤(pán)的三軸加速度進(jìn)行監(jiān)測(cè)，可以推斷得到滾刀實(shí)時(shí)的荷載、振動(dòng)特性，為滾刀破巖機(jī)制的研究提供數(shù)據(jù)支撐。通過(guò)有限元仿真模擬可知，盾構(gòu)刀盤(pán)在掘進(jìn)過(guò)程中的振動(dòng)頻率主要集中在0～5 Hz、120 Hz，為加速度傳感器的選用提供了依據(jù)。

此外，通過(guò)ANSYS的靜力學(xué)分析軟件，對(duì)刀盤(pán)在軟硬不均地層條件下的應(yīng)力、應(yīng)變分布進(jìn)行了分析，確定了刀盤(pán)在不均勻受力狀態(tài)下的最大應(yīng)力、應(yīng)變位置，得到傳感器、應(yīng)變片的最佳布置設(shè)點(diǎn)，為刀盤(pán)測(cè)試系統(tǒng)的構(gòu)建提供依據(jù)，如圖11所示。

(a) 刀盤(pán)應(yīng)力狀態(tài)

(b) 刀盤(pán)應(yīng)變狀態(tài)

(c) 傳感器及應(yīng)變片擬布設(shè)位置

圖11 刀盤(pán)測(cè)試系統(tǒng)靜力學(xué)分析

Fig. 11 Static analysis of cutterhead test system

5 結(jié)論與討論

基于蘇?？绾Ｋ淼赖墓こ虒?shí)例及盾構(gòu)及掘進(jìn)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室的盾構(gòu)施工模態(tài)系統(tǒng)的刀盤(pán)實(shí)體，通過(guò)LS-DYNA軟件對(duì)滾刀切削不均勻地層進(jìn)行數(shù)值仿真，得到不均勻地層條件下滾刀及刀盤(pán)的荷載及振動(dòng)特性：

1)在切削過(guò)程中，中心滾刀及正滾刀切點(diǎn)處的三向荷載、刀盤(pán)荷載均具有突變性、隨機(jī)性和沖擊性，其中，正滾刀與中心滾刀的時(shí)間歷程曲線(xiàn)振動(dòng)形式不同，但三向荷載均值接近。

2)當(dāng)滾刀僅在軟巖或硬巖中切削時(shí)，滾刀及刀盤(pán)的荷載-時(shí)間歷程曲線(xiàn)呈周期性變化，且該周期與刀盤(pán)轉(zhuǎn)速有關(guān)。

3)滾刀切削過(guò)程中，軟巖及硬巖等地層條件對(duì)滾刀荷載的頻率分布影響有限，但對(duì)其幅值影響較大。滾刀在軟硬巖的交界面運(yùn)動(dòng)時(shí)，滾刀切點(diǎn)荷載會(huì)發(fā)生突變，其中，垂直力方向上存在最大荷載差； 荷載頻譜圖的幅值也產(chǎn)生劇烈變化，此時(shí)滾刀可能產(chǎn)生較大程度的振動(dòng)，會(huì)加速滾刀的磨損。

4)刀盤(pán)荷載的頻率全部由滾刀荷載頻率組成，主要集中在0～5 Hz，屬于典型的低頻振動(dòng)，與滾刀的主要頻率分布具有一致性，因此，可以在刀盤(pán)上布設(shè)傳感器和應(yīng)變片，對(duì)刀盤(pán)的荷載及振動(dòng)特性進(jìn)行實(shí)時(shí)監(jiān)測(cè)，進(jìn)而推導(dǎo)得到滾刀的實(shí)時(shí)狀態(tài)。

基于上述結(jié)論，結(jié)合靜力學(xué)分析結(jié)果所確定的刀盤(pán)不均勻受力狀態(tài)下的最大應(yīng)力、應(yīng)變位置，為蘇埃通道滾刀破巖物理模型試驗(yàn)刀盤(pán)荷載、振動(dòng)實(shí)時(shí)監(jiān)測(cè)系統(tǒng)的構(gòu)建提供了依據(jù)。

隨著后續(xù)工作的開(kāi)展，基于刀盤(pán)實(shí)時(shí)監(jiān)測(cè)系統(tǒng)及相似材料的研究成果，通過(guò)物理模型試驗(yàn)，可獲得表征刀盤(pán)振動(dòng)及荷載特性的實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)。結(jié)合本文的理論推算值可對(duì)刀盤(pán)系統(tǒng)的本構(gòu)模型進(jìn)行修正，并進(jìn)行數(shù)據(jù)演算結(jié)果的反推，確定該工況下的最優(yōu)掘進(jìn)參數(shù)，進(jìn)而指導(dǎo)蘇埃通道盾構(gòu)的實(shí)際施工。

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Study of Vibration and Loads Characteristics of Modal Cutterhead of Shield Boring in Composite Ground

WANG Luqi1, 2, LIU Haining1, 2, *, LI Miao2, ZHOU Jianjun1, LIU Handong2

(1.StateKeyLaboratoryofShieldMachineandBoringTechnology,Zhengzhou450001,Henan,China; 2.InstituteofGeotechnicalEngineeringandHydraulicStructureEngineering,NorthChinaUniversityofWaterResourcesandElectricPower,Zhengzhou450045,Henan,China)

The rock is simulated by JHC constitutive model, the rock broken by shield cutter group under different modes are numerically stimulated by dynamic analysis software LS-DYNA; and then the time-dependent three-dimensional load and load spectrogram of disc cutter and cutterhead of shield are derived by mechanical analysis of disc cutter and cutterhead and Fourier transform, by taking Su’ai shield tunnel and cutterhead of TBM under modal system for examples. The analytical results show that: 1) The loads of disc cutter and the cutterhead show mutagenicity，randomness and impact during rock breaking; the load of disc cutter varies suddenly and the disc cutter vibrates seriously when the disc cutter cutting the interface of hard rock and soft rock. 2) The loading frequency of the cutterhead, 0-5 Hz and belongs to low frequency, coincides with that of disc cutter; the soft rock and hard rock only affect the amplitude of disc cutter load, and affect the distribution of the frequency little. Furthermore, the positions of maximum stress and strain of cutterhead under heterogeneous stress condition are determined by statics analysis of cutterhead in heterogeneous strata. The results can provide reference for cutterhead test system of physical modeling experiment of rock broken by disc cutter of Su’ai Tunnel.

composite strata; shield; model test; load on cutterhead; cutterhead vibration; LS-DYNA

2016-03-21;

2016-12-15

國(guó)家高技術(shù)研究發(fā)展計(jì)劃(“863”計(jì)劃)專(zhuān)項(xiàng)(2012AA041802)； 盾構(gòu)及掘進(jìn)技術(shù)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室開(kāi)放基金(SMBT2012K002)； 福建省地質(zhì)災(zāi)害重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室開(kāi)放基金(FJKLGP2012K004)； 華北水利水電大學(xué)研究生教育創(chuàng)新計(jì)劃基金(YK2015-12)

王魯琦(1993—)，男，山東菏澤人，華北水利水電大學(xué)地質(zhì)工程專(zhuān)業(yè)在讀碩士，研究方向?yàn)楣こ痰刭|(zhì)及巖土工程。E-mail： 377030692@qq.com。*通訊作者： 劉海寧， E-mail： lhngeo@yahoo.com.cn。

10.3973/j.issn.1672-741X.2017.01.017

U 455.3

A

1672-741X(2017)01-0103-10