段文軍,張蒙祺,勾 斌,莫繼良,周仲榮

(1. 西南交通大學(xué) 機(jī)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(jì)實(shí)驗(yàn)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(jìn)機(jī)(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(jī)械設(shè)備，具有施工快速、安全性高和環(huán)境友好等特點(diǎn)[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(jìn). 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(fù)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(diǎn). 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(shí)踐表明，在面對不同地質(zhì)環(huán)境時(shí)，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(jìn)效率達(dá)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(jì)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(jìn)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(jī)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(jī)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(shí)，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(jī)制的抗磨性增強(qiáng)，但由于斷裂機(jī)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(qiáng)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(qiáng)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(yàn)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(jì)算公式相結(jié)合的磨損預(yù)測模型[21]，也有使用機(jī)器學(xué)習(xí)對工程實(shí)際中各項(xiàng)數(shù)據(jù)進(jìn)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(jì)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(jì)對刀-巖接觸狀態(tài)進(jìn)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(jìn)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(jià)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(yàn)，并針對工程實(shí)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(jìn)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(jī)理. 本研究對工程實(shí)際中滾刀選型與設(shè)計(jì)具有指導(dǎo)意義.

1 試驗(yàn)設(shè)計(jì)

使用自主設(shè)計(jì)的縮比滾刀-巖石接觸試驗(yàn)臺開展磨損試驗(yàn)，試驗(yàn)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(shí)滾刀的運(yùn)動模式和承載狀態(tài). 試驗(yàn)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(diǎn)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(yùn)動使?jié)L刀貫入巖石，同時(shí)配合變頻電機(jī)帶動巖石試樣旋轉(zhuǎn)以形成滾刀-巖石動態(tài)接觸. 進(jìn)行磨損試驗(yàn)時(shí)，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(jì)算機(jī)實(shí)時(shí)顯示和記錄. (3)當(dāng)巖箱每旋轉(zhuǎn)600圈時(shí)，將2把滾刀的位置調(diào)換，使二者總行進(jìn)路程保持一致. 更換位置的同時(shí)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(dá)到10 mm時(shí)，將表層巖石去除，使巖石表面重新平坦并繼續(xù)進(jìn)行磨損試驗(yàn).

為盡量接近工程實(shí)際情況，本文中的磨損試驗(yàn)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(yàn)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(yàn)即可獲得2種刃形滾刀磨損數(shù)據(jù)，有效縮短了試驗(yàn)耗時(shí). 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(yàn)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(yàn)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(shí)，巖石會與刀座發(fā)生干涉，此時(shí)需將巖石試樣整個表面刨平，方能繼續(xù)試驗(yàn)，增加了試驗(yàn)耗時(shí)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(yuǎn)小于滾刀安裝半徑. 因此2把滾刀安裝半徑略有差距對機(jī)構(gòu)動平衡的影響并不顯著.

該試驗(yàn)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(shí)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(jìn)行3段加熱，溫度分別為650、850和1 020 ℃，保溫2～3 h，隨后進(jìn)行淬火，待滾刀刀圈冷卻后，進(jìn)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(yàn)，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(yàn)過程中發(fā)生位移. 對所使用的巖石試樣進(jìn)行宏觀力學(xué)屬性測試，如圖2所示. 巖石抗拉強(qiáng)度采用劈裂法測量，根據(jù)GB/T 50266-2013《工程巖體試驗(yàn)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(yàn)機(jī)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(qiáng)度為試樣破壞時(shí)的載荷除以試樣周長與高度的乘積. 對于巖石單軸抗壓強(qiáng)度，圓柱形試樣的直徑為50 mm，高度為100 mm. 試驗(yàn)時(shí)將試樣置于試驗(yàn)機(jī)壓板中心，如圖2(c)所示，使試樣兩端面與試驗(yàn)機(jī)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(qiáng)度為試樣破壞時(shí)的載荷除以試樣截面積. 實(shí)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(qiáng)度111.75 MPa，抗拉強(qiáng)度5.03 MPa.

2 試驗(yàn)結(jié)果與討論

2.1 滾刀破巖基本現(xiàn)象

試驗(yàn)中滾刀的典型載荷歷程以及試驗(yàn)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(yùn)動的阻力. 法向力遠(yuǎn)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(jī)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(jī)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(yàn)中較好地還原了真實(shí)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(yàn)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(qiáng)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(jī)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(jìn)行了統(tǒng)計(jì)，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(yàn)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(yàn)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(yàn)的情況). 而較大的侵入深度使得圓頂滾刀前進(jìn)時(shí)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(yàn)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(yàn)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(yàn)中同轉(zhuǎn)數(shù)下平頂滾刀直徑變化量小，則達(dá)到磨損極限時(shí)行進(jìn)總距離更長. 同時(shí)，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(jī)理進(jìn)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(yàn)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(jī)加工痕跡和少量缺陷. 由于滾刀工作時(shí)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(yàn)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(yàn)中滾刀與巖石之間的相對滑動較小.

為進(jìn)一步探明滾刀表面損傷機(jī)制，對滾刀表面進(jìn)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(shí)滾刀表面較為平整，僅存在均勻分布的機(jī)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(shí)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(shí)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(yàn)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(shí)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(jī)理與刃形因素的相關(guān)性不強(qiáng).

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(jìn)一步揭示其作用機(jī)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(jìn)行預(yù)處理，并在LS-DYNA中進(jìn)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(jìn)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(yùn)動或負(fù)載. 為盡可能地接近工程實(shí)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(qiáng)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(yàn)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(yùn)動實(shí)現(xiàn)載荷施加：(1)計(jì)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(fù)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(jì)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(fù)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(shí)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(jìn)行求解，計(jì)算時(shí)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(shí)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(dá)到局部峰值后幾乎垂直下降，表明此時(shí)滾刀下方的巖石發(fā)生脆性斷裂. 在載荷達(dá)到巖石強(qiáng)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(shí)脫離接觸，而使法向力迅速減小. 隨著滾刀向前運(yùn)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(yàn)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(jìn)行分析. 由結(jié)果可知，瞬時(shí)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?yàn)榫匦?，而圓頂滾刀接觸區(qū)域?yàn)闄E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(jìn)一步對其均值進(jìn)行計(jì)算以消除隨機(jī)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(jī)性的影響，數(shù)個時(shí)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(jì)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(shí)，滾刀與巖石的理論接觸區(qū)域?yàn)?，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(shí)間點(diǎn)，提取這些時(shí)刻位于理論接觸區(qū)域內(nèi)的節(jié)點(diǎn)的壓力值；(3)對接觸區(qū)域內(nèi)的每個節(jié)點(diǎn)不同時(shí)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(jìn)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(yàn)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(shí)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(jìn)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(shí)，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(shí)平頂滾刀直徑變化量小，則達(dá)到磨損極限時(shí)行進(jìn)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(jìn)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(yàn)臺，開展不同刃形滾刀的磨損試驗(yàn)，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(yàn)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(shí)造成滾刀表面材料剝離；2種滾刀呈現(xiàn)相同的磨損機(jī)理和磨損形式.

b. 試驗(yàn)數(shù)據(jù)表明，在通過相同距離時(shí)平頂滾刀直徑變化量小，即達(dá)到磨損極限時(shí)行進(jìn)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(shí)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(jìn)而滾刀接觸行為和破巖能力隨之改變. 因此，需要評價(jià)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(shí)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.