袁立斌， 劉 杰, 2, 3, *， 趙 宏， 楊志勇, 2, 3， 許 超, 2, 3

(1. 中交第二航務工程局有限公司， 湖北 武漢 430040；2. 長大橋梁建設施工技術交通行業(yè)重點實驗室， 湖北 武漢 430040； 3. 交通運輸行業(yè)交通基礎設施智能制造技術研發(fā)中心， 湖北 武漢 430040； 4. 中交二航局工程裝備分公司， 湖北 武漢 430014)

0 引言

隨著我國地下空間開發(fā)利用進程的不斷加快，盾構以其施工速度快、對環(huán)境影響小、施工精度高和地層適應性強等優(yōu)點而得到廣泛使用[1]。成都地區(qū)為典型的富水卵漂石地層，該類地層具有地下水位高、滲透系數(shù)高、卵漂石含量高、強度高、粒徑不均勻程度高和地層敏感程度高的“六高”特點。盾構在該類地層掘進過程中遇到了諸多難題，如刀具、刀盤和螺旋輸送機磨損嚴重，刀盤和螺旋輸送機易卡滯和地層沉降不易控制等。其中刀具磨損問題尤為突出，如成都地鐵1號線某區(qū)間施工中，平均150～165 m就必須停機更換一整盤刀[2]。據(jù)統(tǒng)計，刀具更換所花費的時間占到總工期的1/3，刀具購置及更換等相關費用占到物資總費用的1/3[3]。盾構刀具磨耗量超限或發(fā)生異常損壞后需要及時更換，否則會造成附近刀具過載，加劇刀具的磨損及損壞，但是頻繁換刀也會造成時間成本和經(jīng)濟成本激增。因此，對卵漂石地層盾構刀具磨損問題開展研究，控制刀具磨耗量并提高刀具掘削效率，準確地對刀具壽命進行預測，制定合理的換刀距離計劃，對降低工程時間成本和經(jīng)濟成本具有重要的現(xiàn)實意義。

文獻[4]在構建TBM滾刀消耗預測模型中考慮了地質適應性和滾刀直徑，研究發(fā)現(xiàn)刀具消耗與巖體完整性密切相關； 滾刀直徑越大，刀具消耗越小。文獻[5-8]研究了刀圈特性、地層巖性和圍巖壓力等因素對TBM滾刀磨耗性能及破巖效果的影響。文獻[9-12]在成都富水砂卵石地層盾構選型及施工中所存在問題的基礎上，對刀盤、刀具適用性進行了研究。此外，文獻[13-14]基于盾構掘進參數(shù)對滾刀磨損情況進行了相關性研究，為預測盾構最長推進距離提供了理論參考。

參考國內(nèi)研究成果可以發(fā)現(xiàn)，以往關于滾刀磨損方面的研究主要集中在硬巖地層中TBM滾刀上，而對于富水卵漂石地層中大直徑盾構滾刀磨損特性研究較少，并且也未考慮刀盤開口率對滾刀磨損特性的影響。再者，對于滾刀壽命預測多基于理論、試驗和掘進參數(shù)分析，而基于現(xiàn)場實測數(shù)據(jù)的滾刀壽命預測研究較少，并且傳統(tǒng)的刀具磨耗系數(shù)計算公式與刀具壽命預測公式也不盡合理。本文以成都地鐵17號線鳳溫區(qū)間和明一區(qū)間第1次查換刀情況為研究對象，對不同開口率刀盤滾刀磨損形式和磨耗系數(shù)進行對比，之后采用基于實測數(shù)據(jù)的滾刀壽命預測模型對查換刀距離進行預測，最后通過第2次換刀對預測效果進行驗證，以期為今后類似地層盾構選型及施工提供參考。

1 工程主要情況

1.1 工程概況

本文圍繞成都地鐵17號線鳳溪河站—溫泉大道站區(qū)間(簡稱鳳溫區(qū)間)和明光站—1#風井區(qū)間(簡稱明一區(qū)間)工程就滾刀磨損等問題開展研究。

鳳溫區(qū)間總長1 417 m，明一區(qū)間總長1 877 m，均為直線段，左右線間距均為16.2 m。兩區(qū)間共采用4臺中交天和機械設備制造有限公司生產(chǎn)的復合式土壓平衡盾構進行施工。其中2臺盾構在溫泉大道站小里程端整體始發(fā)向鳳溪河站接收，區(qū)間最大埋深為19.3 m，最高水位線為5.3 m，最大坡度為30‰； 另外2臺盾構在明光站大里程端整體始發(fā)向1#風井接收，區(qū)間最大埋深為25.6 m，最高水位線為4.5 m，最大坡度為97.4‰。盾構開挖直徑為8 634 mm，管片外徑為8 300 mm，管片內(nèi)徑為7 500 mm，管片寬1 500 mm。

1.2 地質條件

鳳溫區(qū)間隧道斷面穿越的地層主要有〈2-9-2〉中密卵石土、〈2-9-3〉密實卵石土和〈3-8-3〉密實卵石土，該區(qū)間卵石含量占55%～65%，卵石粒徑一般為6～8 cm。明一區(qū)間隧道斷面穿越的地層主要有〈3-8-2〉中密卵石土和〈3-8-3〉密實卵石土，該區(qū)間卵石含量占50%～60%，粒徑一般為6～10 cm。卵石單軸抗壓強度可達132 MPa，漂石強度可達299 MPa，掘進時會對刀盤、刀具和螺旋輸送機產(chǎn)生較大的磨損，這與以往工程相比更具有挑戰(zhàn)性。

1.3 設備情況

鳳溫區(qū)間盾構刀盤開口率為45%，螺旋輸送機為帶式螺旋(允許通過最大粒徑為560 mm×1 100 mm)。刀盤上配置有26把單刃滾刀(457.2 mm)、10把雙聯(lián)滾刀(457.2 mm)、66把主刮刀和24把邊緣刮刀。這也是成都地區(qū)首次使用開口率達45%的大開口率刀盤和帶式螺旋輸送機。大開口率刀盤結構如圖1所示，帶式螺旋輸送機如圖2所示。

圖1 大開口率刀盤結構

圖2 帶式螺旋輸送機

明一區(qū)間盾構刀盤開口率為36%，螺旋輸送機為軸式螺旋(允許通過最大粒徑為404 mm×610 mm)。刀盤上配置有36把單刃滾刀(457.2 mm)、10把雙聯(lián)滾刀(457.2 mm)、66把主刮刀和24把邊緣刮刀。小開口率刀盤結構如圖3所示，軸式螺旋輸送機如圖4所示。

圖3 小開口率刀盤結構

圖4 軸式螺旋輸送機

2 滾刀失效形式及原因分析

成都地區(qū)地層卵漂石含量高、強度大、磨蝕性強，同軟土刀具(切刀和刮刀等)相比，滾刀具有更好的強度和耐磨性，并且可以減小刀盤所受轉矩，同時可以起到保護軟土刀具的作用，所以該類地層中布置滾刀是必不可少的。

在硬巖地層中掘進時，滾刀對巖體施加壓應力，使得巖體產(chǎn)生裂隙并逐漸伸長和貫通，巖體產(chǎn)生過大的塑性變形并最終達到破碎巖層的目的。研究認為滾刀最主要的破巖方式為張拉破壞。此外，滾刀的破巖方式還有擠壓破巖和剪切破巖[15]。但在卵漂石地層中掘進時，滾刀主要充當先行刀的作用，對地層進行擾動和剝離，對部分大粒徑卵漂石進行破碎并使之排列有序，為隨后切刀和刮刀對開挖面的切割和刮削創(chuàng)造了條件。

滾刀失效形式主要分為正常失效和異常失效。正常失效主要包括刀圈平狀磨損失效和尖狀磨損失效； 異常失效主要包括偏磨失效、刀圈開裂失效、刀體變形失效和刀圈密封失效等。

2.1 滾刀正常失效

滾刀正常失效是指滾刀各角度范圍內(nèi)刀圈徑向磨耗量大致相同，當?shù)度较蚰ズ牧砍^規(guī)定值時，即認為刀具失效，需要進行更換。正常失效更換下來的滾刀返廠經(jīng)過保養(yǎng)和更換新刀圈后可循環(huán)利用。

2.1.1 平狀磨損失效

硬巖地層中滾刀刀圈的磨損主要表現(xiàn)在刃寬方向上的“平狀”磨損。在硬巖地層中滾刀的正常失效是滾刀失效的主要形式，占到80%～90%[16]。相關研究成果表明，滾刀正常磨損的主要形式為磨粒磨損。磨粒磨損又可以分為直接磨損和二次磨損： 直接磨損屬于高應力磨粒磨損，指滾刀直接破碎巖體時所發(fā)生的磨損； 二次磨損屬于低應力磨粒磨損，指滯排的渣土對滾刀的反復磨損[17]。刀圈平狀磨損的滾刀如圖5所示。

圖5 刀圈平狀磨損

滾刀按刀圈外徑尺寸可以分為15.5英寸(393.7 mm)、17英寸(431.8 mm)和18英寸(457.2 mm)等系列。大直徑滾刀可以延長平狀磨損失效時間，使用壽命更長、掘削效率更高。本標段所使用滾刀都采用了大直徑刀圈，刀圈外徑尺寸為18英寸(457.2 mm)。

2.1.2 尖狀磨損失效

卵漂石等非硬巖地層中滾刀刀圈的磨損主要表現(xiàn)在刃寬方向上的“尖狀”磨損。盾構在掘進時，滾刀一方面沿著隧道軸向方向貫入地層，一方面沿著隧道徑向方向自轉和公轉，產(chǎn)生滑動摩擦和滾動摩擦。刀圈兩側的砂石會對刀圈兩側不斷摩擦，類似雙面磨刀石，使得刃寬不斷減小并形成刃角。事實上，在卵漂石地層中刀圈一般先磨尖再磨低，直至徑向磨耗量超過規(guī)定值即認為刀具失效。刀圈尖狀磨損的滾刀如圖6所示，全新單刃滾刀如圖7所示。

在硬巖地層中掘進時，窄刃滾刀會對巖層產(chǎn)生更大的壓強，更易于貫入和破碎巖層； 在卵漂石等非硬巖地層中掘進時，寬刃滾刀可以延長尖狀磨損失效時間，使用壽命更長。另外，刃寬的增加也會增大刀圈與地層的接觸面積，產(chǎn)生更大的滾動轉矩，刀具的偏磨現(xiàn)象會得到較大的改善。本標段所使用滾刀都采用了加厚刀圈，刀圈刃口寬度為30 mm。

2.2 滾刀異常失效

異常失效的滾刀若不及時更換會造成鄰近刀具過載并向周邊蔓延，在設計和施工中應采取有效措施以避免滾刀出現(xiàn)異常失效。

圖6 刀圈尖狀磨損

圖7 全新單刃滾刀

2.2.1 偏磨磨損失效

刀圈偏磨(弦磨)失效是指滾刀某些角度范圍內(nèi)刀圈徑向磨耗量有明顯差別，即刀圈被磨出一條或多條楞。滾刀只隨刀盤公轉而不自轉是發(fā)生偏磨的直接原因，根本原因有刀箱被渣土塞死、刀體變形、軸承損壞、密封失效、啟動轉矩過大和轉動轉矩過小等。刀圈偏磨磨損的滾刀如圖8所示。

(a) 單刃滾刀 (b) 雙聯(lián)滾刀

2.2.2 刀圈開裂失效

卵漂石地層不均勻程度高、漂石強度高，邊緣滾刀線速度較大，在運轉過程中易與卵漂石發(fā)生猛烈撞擊，造成刀圈崩口或開裂，逐步發(fā)展直至脫落。刀圈崩口或開裂主要與刀圈材質、鍛造工藝、刀盤轉速和地層特性等因素有關。刀圈開裂滾刀如圖9所示。

3 基于實測數(shù)據(jù)的滾刀磨損分析

3.1 磨耗量和磨耗系數(shù)的計算

滾刀刀圈徑向磨耗量采用專用的磨損測量卡尺進行測量，如圖10所示(分別測量單刃滾刀和雙刃滾刀徑向磨耗量)。

圖9 刀圈開裂

(a) 單刃滾刀測量卡尺 (b) 雙刃滾刀測量卡尺

圖10滾刀磨損測量卡尺

Fig. 10 Measuring caliper of disc cutter wear

張鳳祥等[18]對刀具磨耗系數(shù)的定義為： 刀具每掘進1 km時刀具的磨耗量(單位為mm)。這里的“掘進1 km”應理解為“掘削軌跡長度為1 km”。為避免歧義，磨耗系數(shù)的定義可以改為： 刀具掘削軌跡長度為1 km時刀具的徑向磨耗量(單位為mm)。磨耗量計算公式如下：

(1)

由式(1)可得刀具磨耗系數(shù)為：

(2)

式(1)—(2)中：δ為刀具徑向磨耗量，mm；k為刀具磨耗系數(shù)，mm/km；R為刀具安裝位置半徑，mm；ω為刀盤轉速，r/min；l為掘進距離，km；v為盾構掘進速度，mm/min。

但在實際工程中，盾構掘進速度和刀盤轉速均為動態(tài)變化量，采用式(2)計算磨耗系數(shù)會有較大誤差。盾構數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)中記錄了刀盤累積左旋轉數(shù)和刀盤累積右旋轉數(shù)，兩者之和即為刀盤累積旋轉數(shù)，進而可以計算出刀具的掘削軌跡總長。因此，可以采用經(jīng)過改進的式(3)計算刀具磨耗系數(shù)：

(3)

式中：Z為刀盤累積左旋轉數(shù)；Y為刀盤累積右旋轉數(shù)。

3.2 滾刀磨損規(guī)律分析

3.2.1 滾刀磨損形式及分布

鳳溫區(qū)間右線在掘進至第281環(huán)、明一區(qū)間左線在掘進至第158環(huán)位置時進行了主動開艙查換刀作業(yè)，對所有滾刀進行了檢查或更換，并對滾刀磨損情況進行了統(tǒng)計。鳳溫區(qū)間和明一區(qū)間滾刀磨損形式在刀盤的分布如圖11和圖12所示，兩區(qū)間滾刀磨損形式數(shù)量統(tǒng)計見表1。

圖11 鳳溫區(qū)間滾刀磨損形式分布

圖12 明一區(qū)間滾刀磨損形式分布圖

區(qū)間偏磨磨損數(shù)量占比/%尖狀磨損數(shù)量占比/%平狀磨損數(shù)量占比/%鳳溫區(qū)間925.01952.8822.2明一區(qū)間2043.52247.848.7

鳳溫區(qū)間滾刀中偏磨磨損9把、尖狀磨損19把、平狀磨損8把，分別占比25.0%、52.8%和22.2%。幾乎所有的偏磨滾刀都分布在刀盤中心牛腿區(qū)域，10把中心滾刀中有5把發(fā)生偏磨，6把邊緣滾刀中有1把發(fā)生偏磨。明一區(qū)間滾刀中偏磨磨損20把、尖狀磨損22把、平狀磨損4把，分別占比43.5%、47.8%和8.7%。偏磨滾刀主要分布在刀盤中心牛腿區(qū)域和刀盤邊緣區(qū)域，10把中心滾刀中有6把發(fā)生偏磨，12把邊緣滾刀中有5把發(fā)生偏磨。通過統(tǒng)計可以看出，大開口率刀盤滾刀發(fā)生偏磨的概率要遠小于小開口率刀盤。

通過以上統(tǒng)計可以發(fā)現(xiàn)： 滾刀的磨損主要表現(xiàn)為尖狀磨損和偏磨磨損； 發(fā)生偏磨的滾刀主要分布在刀盤中心和邊緣2個區(qū)域。刀盤中心區(qū)域滾刀安裝半徑小，線速度也小，地層不足以提供足夠的力矩使?jié)L刀產(chǎn)生連續(xù)轉動，也容易堵塞和結餅，導致中心滾刀易產(chǎn)生偏磨。邊緣滾刀線速度大，會與卵漂石產(chǎn)生劇烈碰撞導致刀軸變形或損壞，另外邊緣滾刀安裝角度并非垂直于開挖面，滾刀刀體所受到的側向力也會導致刀軸變形或損壞，這些因素都會導致邊緣滾刀發(fā)生偏磨。

3.2.2 滾刀磨耗系數(shù)

鳳溫區(qū)間右線掘進至第281環(huán)時的刀盤累積旋轉數(shù)為10 718(其中刀盤累積左旋轉數(shù)為5 408，刀盤累積右旋轉數(shù)為5 310)。明一區(qū)間左線掘進至第158環(huán)時的刀盤累積旋轉數(shù)為11 963(其中刀盤累積左旋轉數(shù)為6 061，刀盤累積右旋轉數(shù)為5 902)。將兩區(qū)間現(xiàn)場測得的每把滾刀的徑向磨耗量帶入式(3)，可以求得每把滾刀的磨耗系數(shù)，繪制每把滾刀磨耗系數(shù)與安裝位置編號(編號越大安裝半徑越大)關系如圖13和圖14所示，因為發(fā)生偏磨等非正常磨損的刀圈各處徑向磨耗量差別較大，所以圖中只記錄了發(fā)生正常磨損的滾刀。

由圖13和圖14可以看出，兩區(qū)間每把滾刀磨耗系數(shù)與安裝位置都大致呈U形分布，中心滾刀和邊緣滾刀的磨耗系數(shù)較大，正面滾刀的磨耗系數(shù)較小，特別是中心滾刀的磨耗系數(shù)要遠大于正面滾刀。其原因是中心滾刀安裝半徑小，阻礙轉矩時常大于轉動轉矩，無法像其他位置滾刀一樣可以靈活滾動，會產(chǎn)生更多的滑動，相同的壓力條件下滑動摩擦力要大于滾動摩擦力，掘削相同軌跡長度下磨耗量也就越大，所以磨耗系數(shù)也越大，隨著中心滾刀安裝半徑的減小，這種表現(xiàn)也越明顯； 隨著正面滾刀安裝位置半徑的增大，滾刀線速度也越大，滾刀與漂石之間發(fā)生碰撞也越頻繁、作用力也越大，磨粒磨損程度加劇，所以正面滾刀的磨耗系數(shù)也越大； 邊緣滾刀安裝在刀盤正面與側面的圓弧段，并且編號越大刀刃與開挖面的夾角也越小，滾刀所受到的地層側向力也就越大，刀刃一側所受到的摩擦力也越大，所以磨耗系數(shù)也越大。

圖13 鳳溫區(qū)間滾刀磨耗系數(shù)與安裝位置關系曲線

Fig. 13 Relationship curve between wear coefficient and installation position of disc cutters in Fengwen Section

圖14 明一區(qū)間滾刀磨損系數(shù)與安裝位置關系曲線

Fig. 14 Relationship curve between wear coefficient and installation position of disc cutters in Mingyi Section

鳳溫區(qū)間邊緣滾刀、正面滾刀和中心滾刀的磨耗系數(shù)均值分別為0.065 7 mm/km、0.034 1 mm/km和0.078 4 mm/km； 明一區(qū)間邊緣滾刀、正面滾刀和中心滾刀的磨耗系數(shù)均值分別為0.067 mm/km、0.041 2 mm/km和0.155 4 mm/km。鳳溫區(qū)間各類型滾刀的磨耗系數(shù)都要低于明一區(qū)間。兩區(qū)間滾刀磨耗系數(shù)存在一定差異的原因可能為地質狀況、掘進參數(shù)、刀具配置和刀盤開口率等不同。

鳳溫區(qū)間和明一區(qū)間為相鄰區(qū)間，由地勘報告可知，兩區(qū)間的工程地質和水文地質條件類似，隧道埋深及所穿越的地層也類似，所以地質狀況差異并非是主要原因。

鳳溫區(qū)間盾構推力均值為30 846 kN，刀盤轉矩均值為13 319 kN·m，貫入度均值為45.7 mm/r； 明一區(qū)間盾構推力均值為29 661 kN，刀盤轉矩均值為12 145 kN·m，貫入度均值為28.9 mm/r。明一區(qū)間換刀前各項掘進參數(shù)都要小于鳳溫區(qū)間，但是各類型滾刀的磨耗系數(shù)都要大于鳳溫區(qū)間，說明掘進參數(shù)差異并非是主要原因。在刀具配置方面，鳳溫區(qū)間刀盤比明一區(qū)間刀盤多配置了6把邊緣滾刀和4把正面滾刀，其他配置都一致。鳳溫區(qū)間刀盤所受轉矩大，刀具數(shù)量少，每把刀具所受的力也較大，刀具磨耗系數(shù)理應越大，但事實恰好相反，說明刀具配置差異也并非是主要原因。

鳳溫區(qū)間盾構刀盤開口率為45%，而明一區(qū)間盾構刀盤開口率僅為36%。刀盤開口率過小，會導致大量大粒徑漂石堆積在刀盤前方，對刀盤刀具產(chǎn)生持續(xù)性磨耗，直至被破碎后進入土艙； 而大開口率刀盤可以使大粒徑漂石快速進入土艙，減少對刀盤和刀具的持續(xù)磨耗，使得各刀具的磨耗系數(shù)較低，延長刀具的使用壽命。綜上所述，刀盤開口率的不同是兩區(qū)間滾刀磨耗系數(shù)存在差異的主要原因。

3.3 滾刀壽命預測分析

刀具磨耗量控制值要根據(jù)刀具間、刀具與面板間的高度差來確定。兩區(qū)間所使用的盾構邊緣滾刀最大開挖直徑為8 634 mm，邊緣刮刀最大開挖直徑為8 610 mm，所以邊緣滾刀最大徑向磨耗量最大允許值為12 mm。正面滾刀高于面板170 mm，先行刀高于面板150 mm，刮刀高于面板125 mm，所以正面滾刀最大徑向磨耗量最大允許值為20 mm。為了減少刀具換刀頻率和提升盾構掘進效率，應對磨耗量超限和發(fā)生異常失效的邊緣滾刀、正面滾刀、中心滾刀和刮刀等類型刀具進行批量更換。

根據(jù)制定的刀具磨耗量控制值以及基于現(xiàn)場實測數(shù)據(jù)計算得到各類滾刀磨損系數(shù)，可以推算出滾刀允許最長掘進距離，以此作為查換刀點距離設置依據(jù)。滾刀允許最長掘進環(huán)數(shù)可用式(4)計算：

(4)

式中：S為刀具允許最長掘進環(huán)數(shù)；ξ為刀具磨耗量最大允許值，mm；λ為每掘進一環(huán)刀盤平均旋轉數(shù)。

例如： 鳳溫區(qū)間邊緣滾刀徑向磨耗量最大允許值ξ=12 mm，邊緣滾刀(45#～41#)安裝位置半徑R分別為4 317 mm(2把)、4 281 mm、4 220 mm、4 150 mm和4 050 mm，每掘進一環(huán)刀盤平均旋轉數(shù)λ=38.14，邊緣滾刀磨耗系數(shù)平均值k=0.065 7 mm/km。將數(shù)據(jù)帶入式(4)，得到每把邊緣滾刀允許最長掘進環(huán)數(shù)分別為177(2個)、178、181、184、188環(huán)，中位數(shù)為180，所以鳳溫區(qū)間應每隔180環(huán)設置查換刀點對所有邊緣滾刀進行檢查和更換。類似地，可以分別得到鳳溫區(qū)間和明一區(qū)間各類滾刀的允許最長掘進環(huán)數(shù)，結果見表2。

表2兩區(qū)間各類滾刀允許最長掘進環(huán)數(shù)

Table 2 Allowable longest tunneling ring numbers of disc cutters in two sections

區(qū)間滾刀類型ξ/mmk/(mm/km)S/環(huán)鳳溫區(qū)間邊緣滾刀120.065 7180正面滾刀200.034 1816中心滾刀200.078 41 068明一區(qū)間邊緣滾刀120.067 090正面滾刀200.041 2350中心滾刀200.155 4295

鳳溫區(qū)間建議每隔100環(huán)(150 m)、明一區(qū)間建議每隔50環(huán)(75 m)設置一個查刀點，對刀具進行檢查并對異常失效的刀具進行更換； 鳳溫區(qū)間建議每隔180環(huán)(270 m)、明一區(qū)間建議每隔90環(huán)(135 m)設置一個換刀點，對磨耗量超限的刀具進行批量更換。

3.4 驗證

項目部聽從了上述關于查換刀距離的建議，鳳溫區(qū)間右線在第1次換刀后掘進了179環(huán)，在第460環(huán)進行了第2次查刀； 明一區(qū)間左線在第1次換刀后掘進了92環(huán)，在第250環(huán)進行了第2次查刀。根據(jù)兩區(qū)間第1次滾刀磨損情況及掘進參數(shù)，將式(4)變形后可以得到每把滾刀磨耗量預測值。兩區(qū)間邊緣滾刀徑向磨損量實測值和預測值統(tǒng)計如圖15和圖16所示。

圖15 鳳溫區(qū)間邊緣滾刀徑向磨耗量曲線

Fig. 15 Radial wear curves of edge disc cutters in Fengwen Section

由圖15和圖16可以看出，兩區(qū)間第2次查刀中作業(yè)發(fā)現(xiàn)邊緣滾刀徑向磨耗量實測值大多在10～13 mm，和預測值相差不大，都接近于邊緣滾刀磨耗量最大允許值12 mm，并且每把邊緣滾刀也未出現(xiàn)偏磨等異常失效情況，表明3.3節(jié)關于查換刀距離的預測是合理的。

圖16 明一區(qū)間邊緣滾刀徑向磨耗量曲線

Fig. 16 Radial wear curves of edge disc cutters in Mingyi Section

4 結論與討論

1)富水卵漂石地層中大開口率刀盤滾刀發(fā)生偏磨的概率要小于小開口率刀盤，偏磨滾刀主要分布于刀盤邊緣及中心區(qū)域。

2)滾刀磨耗系數(shù)與安裝位置曲線大致呈U形分布，中心滾刀和邊緣滾刀的磨耗系數(shù)較大，正面滾刀的磨耗系數(shù)較??； 大開口率刀盤各類型滾刀的磨耗系數(shù)都要低于小開口率刀盤。以成都為代表的富水卵漂石地層中采用大開口率刀盤、帶式螺旋輸送機的組合具有較強的適應性。

3)鳳溫區(qū)間建議每隔180環(huán)(270 m)、明一區(qū)間每隔90環(huán)(135 m)設置一個查換刀點，對刀具狀況進行檢查并對失效的刀具進行批量更換。

4)卵漂石地層盾構施工中，渣土改良的效果對刀具磨損有著重要的影響，本文并未對兩區(qū)間渣土改良效果進行對比分析，今后的研究中會考慮這一影響因素。另外，僅依靠兩區(qū)間2次換刀數(shù)據(jù)所得出的規(guī)律可能并不具有代表性，今后會收集更多的換刀數(shù)據(jù)，對刀具磨損規(guī)律及預測模型進行不斷完善。