楊延棟， 陳　饋， 張　兵， 郭　璐

(盾構(gòu)及掘進(jìn)技術(shù)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 河南 鄭州　450001)

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基于宏觀能量理論與微觀磨損機(jī)制的滾刀磨損量預(yù)測

楊延棟， 陳饋， 張兵， 郭璐

(盾構(gòu)及掘進(jìn)技術(shù)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 河南 鄭州450001)

摘要：為了準(zhǔn)確預(yù)測全斷面巖石掘進(jìn)機(jī)長距離掘進(jìn)硬巖地層的滾刀更換與使用量，量化滾刀檢修、更換的時間與費(fèi)用，從滾刀磨損宏觀能量轉(zhuǎn)換入手，基于能量磨損理論，通過分析摩擦功與磨損體積之間的關(guān)系，建立滾刀宏觀能量理論的磨損量預(yù)測模型；從滾刀磨損的微觀磨損機(jī)制入手，基于磨粒磨損機(jī)制，通過分析微觀磨粒犁溝與滾刀宏觀磨損量的關(guān)系，建立滾刀微觀磨損機(jī)制的磨損量預(yù)測模型。通過某引水隧洞工程的現(xiàn)場磨損數(shù)據(jù)與掘進(jìn)參數(shù)對2種預(yù)測方法的可行性進(jìn)行驗(yàn)證，結(jié)果表明: 2種預(yù)測模型對滾刀磨損量的預(yù)估具有一定的參考；提高預(yù)測結(jié)果的準(zhǔn)確性需通過實(shí)驗(yàn)方法建立關(guān)鍵參數(shù)的選取準(zhǔn)則。

關(guān)鍵詞：全斷面巖石掘進(jìn)機(jī)(TBM)； 盤形滾刀； 磨損量預(yù)測； 能量磨損理論； 磨粒磨損機(jī)制

0引言

盤形滾刀作為TBM的主要破巖工具，滾刀檢修、更換花費(fèi)的時間與費(fèi)用往往占到施工時間與費(fèi)用的1/3左右[1]，所以滾刀的磨損直接關(guān)系到施工工期和工程造價。滾刀磨損預(yù)測的研究主要集中在磨損狀態(tài)的預(yù)測與磨損量的預(yù)測2個方面，對于盾構(gòu)施工，滾刀的檢查與更換頻率較低，但滾刀在密閉的環(huán)境中工作，滾刀的檢查不易開展，滾刀磨損狀態(tài)的預(yù)測對滾刀更換時機(jī)的把握較為重要；對于TBM長距離掘進(jìn)硬巖施工，滾刀在敞開式的環(huán)境中工作，滾刀檢查方便，但磨損嚴(yán)重、更換頻率高，滾刀磨損量的預(yù)測對整個工程施工工期與工程造價的控制尤為重要，且磨損量預(yù)測相比磨損狀態(tài)預(yù)測要求更高。

國內(nèi)外對于滾刀磨損量的預(yù)測已開展了許多相關(guān)研究，美國科羅拉多礦業(yè)大學(xué)提出了基于磨蝕性指數(shù)(CAI)的滾刀壽命預(yù)測CSM模型[2]；挪威科技大學(xué)建立了基于挪威磨蝕值(AVS)的滾刀壽命預(yù)測NTNU模型[3]; Lihui WANG等[4]通過滾刀磨損引起的盾構(gòu)比能的變化來預(yù)測滾刀的磨損量；ZHANG Zhaohuang等[5]通過分析滾刀刀刃破巖點(diǎn)弧長預(yù)測滾刀的磨損量；趙海鳴等[6]基于滾刀磨粒磨損機(jī)制建立了滾刀磨損量模型，并通過滾刀磨損而引起質(zhì)量減少的試驗(yàn)進(jìn)行了驗(yàn)證；李豐華等[7]基于接觸力學(xué)，從能量的角度出發(fā)建立了盤形滾刀磨損量的估算方法。

上述國外的2種滾刀磨損量預(yù)測方法使用時需配備專用的室內(nèi)實(shí)驗(yàn)設(shè)備對相關(guān)指標(biāo)進(jìn)行測試，實(shí)驗(yàn)方法通用性差，在國內(nèi)難以得到廣泛的推廣；上述國內(nèi)的2種預(yù)測方法為滾刀磨損量的預(yù)測提供2種思路，滾刀磨損量的預(yù)測可以從宏觀和微觀2個方向開展研究。

從宏觀角度看，滾刀磨損是巖石對刀刃的摩擦功產(chǎn)生的能量在材料內(nèi)部不斷積累，最終導(dǎo)致材料以磨屑的形式從刀刃表面脫落并釋放能量的過程；從微觀角度看，滾刀磨損是巖石中的硬質(zhì)磨粒對刀刃表面進(jìn)行磨削，在刀刃表面形成犁溝，產(chǎn)生多次變形，最終導(dǎo)致表面材料脫落的過程。因此，從宏觀和微觀2個方面分別建立滾刀磨損量的預(yù)測模型，為滾刀磨損量預(yù)測提供可行的方法。

1基于宏觀能量理論的滾刀磨損預(yù)測

盤形滾刀的滾壓破巖是在垂直力的作用下在巖石切入一定的深度，在滾動力的作用下在掌子面上形成切槽，并將兩相鄰切槽之間的巖石剝落而實(shí)現(xiàn)的。若滾刀破巖為純滾動運(yùn)動，則滾刀破巖過程中磨損量相當(dāng)??；而實(shí)際滾刀破巖過程中產(chǎn)生了非常嚴(yán)重的磨損，可見滾刀的滾壓破巖過程中刀刃與巖石之間發(fā)生了滑動，由于滑動摩擦遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于滾動摩擦，可見滑動摩擦是導(dǎo)致滾刀磨損的主要原因。

Fleisher提出了能量磨損理論，該理論認(rèn)為摩擦過程中由于能量消耗而產(chǎn)生磨損，當(dāng)一定體積的材料積累的能量達(dá)到一定臨界值時，便以磨屑的形式從表面剝落，因此材料的磨損是能量轉(zhuǎn)化和消耗的過程[8]。材料磨損消耗的能量由摩擦力做功所提供，由于純滾動摩擦不做功，導(dǎo)致滾刀磨損的能量由滾刀與巖石的滑動摩擦功提供。建立摩擦功與磨損量之間的關(guān)系，便可以通過滾刀破巖過程中滑動摩擦做功來預(yù)測滾刀的磨損。

滾刀在完成一次侵深破巖的過程中，刀刃破巖點(diǎn)的滑移弧長為一條三維曲線[9]，滑移比指滑移距離與總接觸距離的比值。根據(jù)文獻(xiàn)[10]，正滾刀每轉(zhuǎn)一圈，刀刃上每個破巖點(diǎn)的滑動距離Si的解析解為：

(1)

式中： R0為滾刀的直徑; Ri為滾刀在刀盤上的安裝半徑； h為滾刀貫入度，即刀盤每轉(zhuǎn)一圈滾刀切入巖石的深度。

滾刀每轉(zhuǎn)一圈，刀刃破巖點(diǎn)與巖石的總接觸距離為滾刀前進(jìn)方向的半弧，則總接觸距離

(2)

式中D0為滾刀的直徑。

滑移距離與接觸總距離的比值即為滾刀正常滾壓巖石的滑移比

ξ=Si/l0。

(3)

滾刀正常磨損時，滑移比小，當(dāng)滾刀發(fā)生偏磨時，滑移比為1，此時滾刀的磨損將大幅度增加；因此要盡量避免和減少因偏磨引起的滾刀非正常磨損。

滾刀每轉(zhuǎn)一圈滑動摩擦力的做功

W0=FS0=2μFVξR0π。

(4)

式中： FV為滾刀垂直力，由TBM掘進(jìn)推力提供，垂直于掌子面； S0為滾刀每轉(zhuǎn)一圈的滑移距離； μ為滾刀與巖石的滑動摩擦系數(shù)。

滾刀每轉(zhuǎn)一圈的體積磨損量

V1=IW0。

(5)

式中I為能量磨損率，即單位摩擦功造成的滾刀材料的體積磨損量。

TBM掘進(jìn)L距離，滾刀的徑向磨損量

X1=V1/2πR0T0·L/h·Ri/R0=μIξFVRi/T0R0·L/h。

(6)

式中T0為滾刀刀刃寬度。

其中，能量磨損率I通過巖石磨蝕實(shí)驗(yàn)儀[12]利用與滾刀材料相似的鋼針對現(xiàn)場取樣的巖石進(jìn)行劃痕實(shí)驗(yàn)獲取，實(shí)驗(yàn)裝置如圖1所示。某引水工程現(xiàn)場巖樣，通過實(shí)驗(yàn)獲得巖石的CAI值的平均值為3.40，單位0.1 mm，即被磨損錐體的錐底直徑為0.340 mm，鋼針的圓錐角為90°，則可以獲取鋼針的磨損體積；鋼針垂直方向的正壓力為70 N，滑動的距離為10 mm，鋼與石英巖、花崗巖的摩擦系數(shù)取0.23，則可獲得滾刀材料的能量磨損率I為3.20×10-4mm3/J。

(a)

(b)

Fig.1Rock abrasiveness servo system and the measurement of stylus wear

2基于微觀磨損機(jī)制的滾刀磨損預(yù)測

基于塑性去除機(jī)制的磨粒磨損是滾刀最主要的微觀磨損形式，且滾刀的磨粒磨損屬于三體磨損[11]。

針對基于塑性去除機(jī)制的磨粒磨損，麻省理工大學(xué)的Ernest Rabinowicz教授根據(jù)微量切削假說，建立了將磨?？闯蓤A錐體的硬質(zhì)顆粒在軟材料上滑動，并犁出一條溝的磨粒磨損模型[13](如圖2所示)。圖2中，圓錐體半角為θ，錐底直徑為2r(即犁出的溝槽寬度)，壓入深度為x，滑動距離為l，被磨損材料的屈服強(qiáng)度為σs。

圖2　磨粒磨損模型

在垂直方向的投影面積為πr2，磨?；瑒訒r只有半個錐面(前進(jìn)方向的錐面)承受載荷，假設(shè)接觸面上磨粒有N個微凸體，則N個微凸體的法向載荷

FV=N·πr2/2·σS。

(7)

由式(5)得：

N=2FV/πr2σS。

(8)

將犁去的體積作為磨損體積，投影面積為一個三角形，單位移動距離的磨損體積

Q0=N·rx=2FV/πr2σS·r·r/tanθ=2FV/πσStanθ。

(9)

考慮微凸體相互作用產(chǎn)生磨粒的概率數(shù)K，則單位滑動距離的磨損體積

Q0=K2/tanθ·FV/πσS=KS·FV/πσS。

(10)

式中KS為磨粒磨損系數(shù)，它是幾何因素2/tanθ和概率數(shù)K的乘積，KS與磨粒硬度、形狀尺寸以及起切削作用的磨粒數(shù)量等因素有關(guān)。可見，Ernest Rabinowicz的塑性去除磨粒磨損理論基于磨損發(fā)生的概率論。

根據(jù)文獻(xiàn)[14]，滾刀的磨粒磨損屬于三體磨損，且材料屬于多種，因此計算滾刀磨損時，初選磨粒磨損系數(shù)為2×10-3。

滾刀每轉(zhuǎn)一圈的磨損體積

(11)

TBM掘進(jìn)L的距離，滾刀的徑向磨損量

X2=V2/2πR0T0·L/h·Ri/R0

(12)

32種預(yù)測模型的工程驗(yàn)證與對比

某在建引水隧洞工程主洞采用8.02m的敞開式TBM進(jìn)行掘進(jìn)，刀盤上布置17″中心雙刃滾刀4把，刀刃編號為1#～8#，刀間距為101.6 mm，中心刀允許的最大磨損量為25 mm；20″單刃滾刀43把，其中刀號9#～39#的31把滾刀為正滾刀，刀間距80.0mm，正滾刀允許的最大磨損量為35mm；刀號40#～51#的12把滾刀為邊緣滾刀，刀間距依次減小，40#～44#允許的最大磨損量為25 mm，45#～49#允許的最大磨損量為19mm，50#和51#允許的最大磨損量為12 mm。該工程前800 m地層以石英巖和花崗巖為主，圍巖以Ⅱ、Ⅲ類圍巖為主，穩(wěn)定性較好。石英巖干抗壓強(qiáng)度為86.1～216MPa，石英含量為58%～97%；花崗巖干抗壓強(qiáng)度為96.7～242MPa，石英含量為25%～30%，地層對刀具的磨蝕性強(qiáng)。

為了降低滾刀異常磨損對滾刀磨損量的影響，統(tǒng)計每個編號滾刀在TBM掘進(jìn)前800m時多次更換的累計磨損量如圖3所示(中心刀更換次數(shù)少，且經(jīng)常發(fā)生偏磨，未進(jìn)行統(tǒng)計)。從圖3可以看出，正滾刀的累計磨損量隨著刀號的增大(正滾刀安裝半徑與刀號呈正比)滾刀磨損量呈線性增加，邊緣滾刀由于受力復(fù)雜，且容易偏磨，磨損量不規(guī)律。因此，針對TBM掘進(jìn)100～800m(前100m為試掘進(jìn)段，掘進(jìn)參數(shù)有異常，不做統(tǒng)計)，對每個刀位的正滾刀每隔50m進(jìn)行一次統(tǒng)計，并將31把正滾刀的每50m累計磨損量的平均值記為實(shí)際磨損量；每50m內(nèi)每個循環(huán)(每個循環(huán)1.8m)的掘進(jìn)參數(shù)的平均值作為該50m的代表值，包括掘進(jìn)推力、刀盤扭矩、貫入度等，對2種預(yù)測模型進(jìn)行驗(yàn)證。

圖3　滾刀累計磨損量柱狀統(tǒng)計圖

利用現(xiàn)場采集的掘進(jìn)數(shù)據(jù)和滾刀磨損數(shù)據(jù)，通過宏觀能量磨損理論建立的滾刀磨損預(yù)測模型式(6)和通過微觀磨粒磨損理論建立的滾刀磨損預(yù)測模型式(12)，計算滾刀的磨損量，并與實(shí)際磨損量進(jìn)行對比。

滾刀的垂直力FV通過掘進(jìn)推力除以刀具總數(shù)得到；滾刀的滾動力FR通過刀盤扭矩除以所有滾刀安裝半徑之和得到。鋼對石英巖和花崗巖的摩擦系數(shù)μ取0.23，能量磨損率I已通過室內(nèi)實(shí)驗(yàn)獲得，取3.20×10-4mm3/J；磨粒磨損系數(shù)KS取2×10-3；滾刀破巖滑移比ξ通過式(3)得到。正滾刀均采用刀刃寬度的3/4、刀圈直徑20″的刀圈，因此刀刃寬度T0取19.05mm，滾刀半徑R0取254mm，滾刀的安裝半徑Ri取正滾刀的平均值2.12m，每50m統(tǒng)計磨損量一次，因此掘進(jìn)距離L取50m。所使用刀圈的硬度為55～57HRC，取平均值56HRC，得刀圈屈服強(qiáng)度σs為1 854MPa。通過兩種滾刀磨損預(yù)測模型計算得到的磨損量以及施工現(xiàn)場的實(shí)際磨損量如圖4所示。

圖4　2種滾刀磨損預(yù)測模型的現(xiàn)場驗(yàn)證

從圖4可以看出： 2種預(yù)測模型每50 m掘進(jìn)距離累計磨損量平均值預(yù)測結(jié)果的變化趨勢與實(shí)際磨損量完全一致，初步驗(yàn)證2種滾刀磨損預(yù)測方法的可行性；雖然每一統(tǒng)計段磨損量預(yù)測值與實(shí)際值存在一定差異，但對滾刀使用量的預(yù)估有一定的參考性。產(chǎn)生差異的主要原因是預(yù)測模型中關(guān)鍵參數(shù)的選取存在一定的經(jīng)驗(yàn)性，如宏觀能量理論預(yù)測模型中的滑移比、摩擦系數(shù)以及能量磨損率，微觀磨損機(jī)理預(yù)測模型中的磨粒磨損系數(shù)，這些參數(shù)需要通過室內(nèi)實(shí)驗(yàn)確定，才能進(jìn)一步提高預(yù)測模型的準(zhǔn)確度。

4結(jié)論與討論

從滾刀磨損的宏觀能量轉(zhuǎn)換入手，基于能量磨損理論，通過建立摩擦功與磨損體積之間的關(guān)系，建立了滾刀宏觀能量理論的預(yù)測模型；從滾刀磨損的微觀磨損機(jī)制入手，基于磨粒磨損機(jī)制，通過建立磨粒犁溝與滾刀宏觀磨損的關(guān)系，建立了滾刀微觀磨損機(jī)制的預(yù)測模型。

通過某引水隧洞工程TBM掘進(jìn)前800 m的刀具磨損與掘進(jìn)參數(shù)的數(shù)據(jù)收集，對2種預(yù)測模型的計算磨損量與實(shí)際磨損量進(jìn)行了對比，驗(yàn)證了2種預(yù)測方法的可行性，對滾刀使用量的預(yù)估具有一定的參考性。

要進(jìn)一步提高2種預(yù)測模型的準(zhǔn)確性，需通過進(jìn)一步的室內(nèi)實(shí)驗(yàn)與現(xiàn)場試驗(yàn)對預(yù)測模型的關(guān)鍵性參數(shù)進(jìn)行確定，形成可靠的參數(shù)選用準(zhǔn)則。

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上海開建“亞洲第一規(guī)模沉管隧道”

由上海城建集團(tuán)總承包的首次采用沉管法施工的大型公路隧道——外環(huán)隧道工程目前已經(jīng)進(jìn)入主體施工，這標(biāo)志著這條世界第二、亞洲第一規(guī)模的沉管隧道建設(shè)已經(jīng)全面啟動，計劃于2020年底竣工。

上海外環(huán)隧道位于正在建設(shè)中的外環(huán)線北環(huán)，是外環(huán)線在上海北部穿越黃浦江的重要交通樞紐。外環(huán)隧道東起浦東三岔港，西至浦西吳淞公園附近，距吳淞口約2 km，設(shè)計時速為80 km，全長2 880 m，其中沉管段長736 m，共設(shè)7節(jié)管段，管段寬度達(dá)43 m，高為9.55 m。作為上海外環(huán)線的重要組成部分，其擁有的雙向八車道比目前正在運(yùn)營的位于延安東路、打浦路的3座隧道的車道總和還多。

目前，黃浦江上已有3條公路隧道、2條地鐵隧道和1條觀光隧道。上海外環(huán)線隧道將是黃浦江上的第7條隧道。

(摘自 筑龍網(wǎng) http://news.zhulong.com/read/detail210652.html2015-12-15)

國內(nèi)首臺大直徑盾構(gòu)用真空吸盤研制成功

近日，盾構(gòu)用大噸位真空吸盤在鐵建重工試制成功并通過廠內(nèi)驗(yàn)收，成為國內(nèi)首臺具有自主知識產(chǎn)權(quán)的大直徑盾構(gòu)用真空吸盤，填補(bǔ)了國內(nèi)主機(jī)企業(yè)自制管片真空吸盤的空白。同時，真空吸盤作為大直徑盾構(gòu)的核心關(guān)鍵部件之一，它的成功研制為推動大直徑盾構(gòu)關(guān)鍵零部件國產(chǎn)化提供了很好的示范效應(yīng)。

與傳統(tǒng)的機(jī)械式抓取管片方式相比，真空吸盤式抓取管片具有抓取速度快、承載能力強(qiáng)及可靠性高等特點(diǎn)，且真空吸盤裝置科技含量高、制造工藝復(fù)雜。因此，一般大直徑盾構(gòu)(刀盤開挖直徑8 m以上)才配置真空吸盤裝置，其技術(shù)難點(diǎn)主要體現(xiàn)在大面積曲面鋼板焊接變形控制、大容量真空容器焊接氣密性控制以及大尺寸真空吸盤工業(yè)性試驗(yàn)等方面。

此次成功研制的真空吸盤將應(yīng)用于ZTE8800土壓平衡盾構(gòu)，最大吸附能力將達(dá)到20 t以上，斷電工況下吸附管片持續(xù)時長超過4 h(國外現(xiàn)有技術(shù)產(chǎn)品設(shè)計標(biāo)準(zhǔn)為30 min)，成本低于國外同類產(chǎn)品30%以上。

目前，自主研制的φ12 m級盾構(gòu)用真空吸盤也即將進(jìn)入工廠試驗(yàn)階段。

(摘自 中國公路機(jī)械網(wǎng) http://www.roadm-china.com/shownews/readnew.asp?id=23214&code 2015-12-01)

Prediction of Disc Cutter Wearing Loss Based on

Macro Energy Theory and Micro Wearing Mechanism

YANG Yandong, CHEN Kui, ZHANG Bing, GUO Lu

(StateKeyLaboratoryofShieldMachineandBoringTechnology,Zhengzhou450001,Henan,China)

Abstract:The relationship between the frictional work and wearing volume of disc cutters is analyzed on the basis of the macro energy conversion of disc cutter wearing, and the disc cutter wearing prediction model based on the macro energy theory is established. Furthermore, the relationship between the micro wearing particle furrow of the disc cutter and the macro wearing loss is analyzed on the basis of the micro wearing mechanism of disc cutters, and the disc cutter wearing prediction model based on micro wear mechanism is established. The two prediction models are verified through field test data acquired in the construction of a water conveyance tunnel. Conclusions drawn are as follows: 1) These two prediction models can provide reference for the prediction of the disc cutter wearing; 2) It is necessary to establish the selection criteria for the key parameters by means of experiments, so as to improve the prediction accuracy.

Keywords:full face rock tunnel boring machine (TBM); disc cutter; wearing loss prediction; energy wear theory; abrasive wear mechanism

中圖分類號：U 455.43

文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A

文章編號：1672-741X(2015)12-1356-05

DOI:10.3973/j.issn.1672-741X.2015.12.019

作者簡介：第一 楊延棟(1988—)，男，陜西寶雞人，2014年畢業(yè)于西南交通大學(xué)，機(jī)械設(shè)計及理論專業(yè)，碩士，助理工程師，從事盾構(gòu)及掘進(jìn)技術(shù)研究工作。

基金項(xiàng)目：國家重點(diǎn)基礎(chǔ)研究發(fā)展計劃(973計劃)項(xiàng)目(2014CB046906)；中鐵隧道集團(tuán)科技創(chuàng)新計劃項(xiàng)目(隧研合2014-01)

收稿日期：2015-08-27; 修回日期: 2015-09-07