莊欠偉，張福兵，張 弛，朱龍海

(1. 上海大學(xué)力學(xué)與工程科學(xué)學(xué)院，上海 200444； 2. 上海隧道工程有限公司，上海 200238)

0 引言

隨著我國(guó)地下工程建設(shè)規(guī)模的不斷擴(kuò)大，在采用盾構(gòu)進(jìn)行施工時(shí)不可避免會(huì)遭遇地下障礙物，尤其當(dāng)遭遇混凝土類(lèi)障礙物時(shí)，多采用“避讓”的方案[1-2]進(jìn)行施工，但這無(wú)疑會(huì)造成工期和成本的上升。近年來(lái)，國(guó)內(nèi)開(kāi)始嘗試采用盾構(gòu)直接破除鋼筋混凝土樁基障礙物，并在深圳地鐵9號(hào)線[3]、上海地鐵7號(hào)線和10號(hào)線[4]的區(qū)段施工中得到了成功應(yīng)用，但在直接切削混凝土整墻領(lǐng)域的工程技術(shù)和經(jīng)驗(yàn)仍不成熟。

采用盾構(gòu)直接切削混凝土類(lèi)障礙物的核心在于刀具和混凝土的相互作用，因此國(guó)內(nèi)外學(xué)者從刀具和可切削混凝土2個(gè)方面對(duì)此類(lèi)工法進(jìn)行了探索。在刀具改進(jìn)方面，日本相繼創(chuàng)立了T-Boss工法(設(shè)備外圈安裝一圈加強(qiáng)刃與中心刀協(xié)同工作)和DO-Jet工法(高壓水射流與切削刀協(xié)同工作[5])； 王飛等[6-7]結(jié)合蘇州地鐵2號(hào)線，研發(fā)了一種新型貝殼刀并提出了超前貝殼刀的理論，對(duì)鋼筋混凝土進(jìn)行試驗(yàn)并且成功運(yùn)用到實(shí)際工程中；許華國(guó)等[8]采用組合配置撕裂刀和滾刀，利用不同刀具的切削原理有效切削了鋼筋混凝土，控制了鋼筋長(zhǎng)度。在可切削混凝土方面，朱龍海等[9]設(shè)計(jì)了一種偏心多軸頂管并采用了十字刀刀盤(pán)對(duì)2種材料的混凝土進(jìn)行切削，通過(guò)數(shù)據(jù)和現(xiàn)象分析，得出了復(fù)合陶粒骨料混凝土的切削性優(yōu)于復(fù)合纖維骨料混凝土； 蔣華欽等[10]采用模擬盾構(gòu)對(duì)混凝土進(jìn)行切削試驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)混凝土中粗骨料是影響切削性能的關(guān)鍵因素。

目前，在盾構(gòu)直接破除混凝土領(lǐng)域仍未有針對(duì)性切削刀具，盡管在破除混凝土連續(xù)墻的施工中多采用玻璃纖維筋替代鋼筋建立可切削區(qū)域[11]，但常規(guī)盾構(gòu)刀具受盾構(gòu)機(jī)型、施工環(huán)境、混凝土障礙物性能構(gòu)造等因素的影響，在切削過(guò)程中刀盤(pán)和刀具磨損嚴(yán)重、卡死現(xiàn)象頻繁，不得已的情況下還需開(kāi)艙進(jìn)行人工處理。基于此類(lèi)隱患，探尋一種適合混凝土連續(xù)墻切削的刀具是保證施工順利進(jìn)行的重要因素。

本文從刀具改進(jìn)的方向入手，基于上海蘇州河深隧工程，借鑒煤炭切割領(lǐng)域的技術(shù)理論基礎(chǔ)[12-13]和試驗(yàn)研究[14-15]，設(shè)計(jì)新型截齒刀具，對(duì)不同幾何特征的刀具進(jìn)行對(duì)比試驗(yàn)，選出最優(yōu)切削刀具并基于此刀具進(jìn)行模擬盾構(gòu)試驗(yàn)，驗(yàn)證直接切削混凝土連續(xù)墻的效果，以期為實(shí)際工程提供借鑒。

1 工程概況

本次研究依據(jù)上海蘇州河深層排水調(diào)蓄管道系統(tǒng)主隧工程為基礎(chǔ)展開(kāi)。該工程主要包括主隧工程(特深豎井、主線隧道)、綜合設(shè)施、二三級(jí)管網(wǎng)，綜合設(shè)施外側(cè)混凝土連續(xù)墻深度為103 m，計(jì)劃在進(jìn)行豎井基坑開(kāi)發(fā)時(shí)利用其作為二次隔水帷幕以降低圓豎井開(kāi)挖風(fēng)險(xiǎn)，因此需采用盾構(gòu)直接破除處于盾構(gòu)推進(jìn)范圍內(nèi)的混凝土連續(xù)墻。切削區(qū)域內(nèi)部采用玻璃纖維筋替代鋼筋，纖維筋為直徑28 mm和16 mm，間距為300 mm。在破除混凝土連續(xù)墻后仍需持續(xù)進(jìn)行2～3 km的掘進(jìn)，為保證經(jīng)濟(jì)成本和工期，對(duì)切削刀具的耐磨性能和切削性能提出了更高的要求。

2 刀具設(shè)計(jì)

混凝土本質(zhì)屬于脆性材料，切削破碎過(guò)程同煤礦具有較大的相似性。本次研究借鑒煤炭開(kāi)采領(lǐng)域的切削刀設(shè)計(jì)理念，采用截齒刀具(包括鎬型和刀型)，其中鎬型截齒適用于切削脆性及裂隙較多的材料[16]，且相比刀型截齒而言，鎬形截齒切削效率更高、切割力更大[17]，因此切削刀選用鎬型截齒。

刀尖的設(shè)計(jì)直接影響到刀具的切削效率和使用壽命，因此在基于鎬形截齒的基礎(chǔ)上從刀頭錐度和刀尖弧長(zhǎng)兩方面進(jìn)行設(shè)計(jì)，其中刀頭錐度分別有40°、50°和60° 3種，刀尖弧長(zhǎng)有2 mm和5 mm 2種。為保證刀具能夠通過(guò)螺栓穩(wěn)固地安裝于線性切削試驗(yàn)平臺(tái)中，對(duì)原始刀具進(jìn)行刀座的增補(bǔ)。先在刀座上銑削開(kāi)孔，隨后利用熱脹冷縮的原理，加熱孔洞使其膨脹，再將原始刀具裝入固定，待冷卻后可使兩者實(shí)現(xiàn)過(guò)盈配合。截齒刀具如圖1所示。

圖1 截齒刀具

3 混凝土線性切削試驗(yàn)

3.1 試驗(yàn)準(zhǔn)備

刀具試驗(yàn)平臺(tái)由牛頭刨床改進(jìn)研發(fā)(如圖2所示)，可完成對(duì)混凝土試塊的線性切割。該試驗(yàn)平臺(tái)主要由床身、滑枕、工作臺(tái)、刀架等核心部件組成。工作臺(tái)用于放置試驗(yàn)樣品，可進(jìn)行上下調(diào)整(精度為mm)，并且可沿橫梁導(dǎo)軌進(jìn)行橫向運(yùn)動(dòng)或橫向間接進(jìn)給(精度為mm)，實(shí)際試驗(yàn)時(shí)采用游標(biāo)卡尺測(cè)量刀身與試塊的位置來(lái)控制切削深度和刀間距；速度調(diào)節(jié)裝置共有2個(gè)，其中1個(gè)調(diào)節(jié)器控制檔位，檔位共有3個(gè)，分別為3～12.5 m/min、12.5～25 m/min、25～44 m/min，另1個(gè)調(diào)節(jié)器控制實(shí)際速度，兩者一起協(xié)同工作，完成對(duì)切削速度的控制。

圖2 線性切削試驗(yàn)平臺(tái)

傳感器選用FC3D三軸壓力傳感器(見(jiàn)圖3)，置于刀架與刨床頂板之間，可實(shí)現(xiàn)對(duì)于切削力的實(shí)時(shí)采集，量程為10 kN。其余相關(guān)參數(shù)如表1所示。

圖3 三軸壓力傳感器

表1 三軸力傳感器相關(guān)技術(shù)參數(shù)

混凝土試塊強(qiáng)度為C35，試樣的尺寸為500 mm×500 mm×300 mm(見(jiàn)圖4)。在配筋方面，參考實(shí)際工程中混凝土連續(xù)墻切削區(qū)域的配筋，選用直徑為28 mm和16 mm的玻璃纖維筋作為試樣的主筋。所用刀具依據(jù)圖1中設(shè)計(jì)的截齒刀具。

(a)

(b)

3.2 切削軌跡間距的選擇

由于在試驗(yàn)中采用的是線性多次切削，后期切削易受到前期切削所產(chǎn)生溝槽的影響，因此需通過(guò)仿真試驗(yàn)來(lái)確定切削軌跡間距。

仿真研究依托ABAQUS有限元軟件，混凝土采用拓展D-P塑性本構(gòu)模型，截齒刀具采用剛體，相應(yīng)的力學(xué)參數(shù)如表2和表3所示。設(shè)定刀具刀尖弧長(zhǎng)5 mm，刀頭錐度50°，切削角度90°，切削速度140 mm/s，切削深度4 mm。將切削比能耗作為衡量指標(biāo)，對(duì)刀間距分別為8、10、12、14、16、18 mm工況進(jìn)行仿真分析。

切削比能耗

(1)

表2 材料力學(xué)參數(shù)

表3 混凝土關(guān)鍵參數(shù)

刀間距不同時(shí)混凝土的切削效果如圖5所示，混凝土的等效塑性應(yīng)變隨著刀間距變化。當(dāng)?shù)堕g距為8 mm時(shí)，2把刀作用波及區(qū)域有較大的重疊，導(dǎo)致無(wú)法形成“混凝土脊”；隨著刀間距的增大，“混凝土脊”的寬度逐漸增大。統(tǒng)計(jì)不同刀間距下的數(shù)據(jù)參數(shù)(見(jiàn)表4)可以發(fā)現(xiàn)，當(dāng)?shù)堕g距較小時(shí)，2把刀具形成的破碎區(qū)域有較大的重疊(見(jiàn)圖5(a))，消耗了更多的能量，導(dǎo)致比能耗較高。隨著刀間距的增大，2把刀具形成的破碎區(qū)重疊區(qū)域減少，減小了不必要的能量消耗，此時(shí)比能耗降低。隨著刀間距的進(jìn)一步增大，2把刀具形成的破碎重疊區(qū)域逐漸減少，2個(gè)破碎區(qū)域不能有效貫通，進(jìn)一步增加了能量的消耗，因此比能耗又繼續(xù)增大。當(dāng)?shù)堕g距大于18 mm時(shí)，2把刀具形成的破碎區(qū)域更少，破碎區(qū)域已無(wú)法重疊。因此，在進(jìn)行線性切割試驗(yàn)時(shí)，為了盡可能減小前一條切削溝槽的影響，相鄰切削軌跡間距需大于18 mm。

(a) 刀間距8 mm

(b)刀間距10 mm

(c)刀間距12 mm

(d)刀間距14 mm

(e)刀間距16 mm

(f)刀間距18 mm

圖中數(shù)值代表等效塑性應(yīng)變。

表4 比能耗統(tǒng)計(jì)

3.3 試驗(yàn)工況和結(jié)果分析

考慮到后續(xù)模擬盾構(gòu)試驗(yàn)中試驗(yàn)機(jī)外徑為1 860 mm、轉(zhuǎn)速為2 r/min，刀具最大線速度約為190 mm/s，為保證參數(shù)的有效性和短距離切削試驗(yàn)的安全性，設(shè)定切削速度為140 mm/s，同時(shí)設(shè)定切削深度為3 mm，切削角度為90°。采用圖1所示的4把刀具進(jìn)行線性切削試驗(yàn)(見(jiàn)圖6)，將刀具所受三向合力作為衡量指標(biāo)，對(duì)三向力作以下設(shè)定： 垂直于刀具側(cè)面為側(cè)向力；垂直于混凝土表面為正壓力；沿著切削前進(jìn)方向?yàn)榍邢蛄?。由于切削?cè)向力較小，因此僅將正壓力和切向力作為分析對(duì)象。

圖6 線性切削試驗(yàn)

由于切削受力曲線規(guī)律存在相似性，因此僅選取刀具錐度為60°、刀具弧長(zhǎng)為5 mm的受力曲線進(jìn)行分析(見(jiàn)圖7)，切削合力表現(xiàn)出了明顯的波動(dòng)性，這種波動(dòng)性是脆性材料切削破壞的典型特征，在整個(gè)切削過(guò)程中，混凝土?xí)?jīng)歷從裂縫產(chǎn)生到密實(shí)核形成，最后混凝土塊體崩落這一過(guò)程。同時(shí)，由于試樣屬于非均質(zhì)材料，當(dāng)?shù)毒咔邢髦羶?nèi)部相對(duì)較為堅(jiān)硬的粗骨料和玻璃纖維筋時(shí)，在數(shù)據(jù)圖中出現(xiàn)了明顯的切削力峰值。

表5統(tǒng)計(jì)了4把刀具的不同受力情況，對(duì)比2號(hào)刀具和4號(hào)刀具，當(dāng)?shù)毒呋￠L(zhǎng)減小時(shí)，平均合力出現(xiàn)了下降，由于試驗(yàn)切削角采用的是90°，弧長(zhǎng)的減小會(huì)使得相同進(jìn)刀深度下刀具半角減小，依據(jù)伊萬(wàn)斯的最大拉應(yīng)力模型[18](模型切削角為90°)，刀具半角的減小會(huì)使得切削合力減小，試驗(yàn)結(jié)果與之相符。同時(shí)，由于弧長(zhǎng)變化使得刀具的切削寬度也出現(xiàn)了變化，根據(jù)切削領(lǐng)域的研究發(fā)現(xiàn)，刀具切削寬度的改變可使得切削力呈線性變化[18]，因此合力出現(xiàn)了較大的變化。對(duì)比正壓力和切向力的變化，可以發(fā)現(xiàn)弧長(zhǎng)對(duì)正壓力的影響較小，這表明當(dāng)?shù)毒卟捎?0°進(jìn)刀角切削混凝土這類(lèi)抗壓材料時(shí)，通過(guò)改變弧長(zhǎng)來(lái)降低正壓力的效果并不理想。相比之下，對(duì)切向力影響較大，因此可以依靠調(diào)整刀具的弧長(zhǎng)來(lái)減小切向力以降低轉(zhuǎn)矩，但當(dāng)?shù)毒呋￠L(zhǎng)減小時(shí)，刀具破碎區(qū)域面積會(huì)隨之減小，這會(huì)導(dǎo)致切削效率的下降。

表5 切削力統(tǒng)計(jì)

對(duì)比1號(hào)、2號(hào)和3號(hào)刀具，錐度的增加使得切削合力出現(xiàn)了上升，但影響程度低于刀具弧長(zhǎng)。綜合刀具弧長(zhǎng)和刀具錐度，當(dāng)切削角為90°時(shí)，這2種刀具的幾何參數(shù)對(duì)正壓力的影響程度均較低。

對(duì)比1號(hào)和4號(hào)刀具可以發(fā)現(xiàn)，兩者在正壓力數(shù)值上相差并不大，這表明在切削過(guò)程中，2把刀具壓入C35混凝土能力并無(wú)顯著性差異，而切向力由于接觸面積的差異導(dǎo)致4號(hào)刀具數(shù)值較小，但考慮到切削受力存在波動(dòng)性，在與內(nèi)部較硬的骨料高頻率接觸下，4號(hào)刀具易發(fā)生應(yīng)力集中從而出現(xiàn)較快的刀具磨損，且4號(hào)刀具的切削效率也并不高，不適用于該混凝土連續(xù)墻及后續(xù)工程的切削，因此最終選用刀頭錐度為40°、刀尖弧長(zhǎng)為5 mm的刀具作為模擬盾構(gòu)試驗(yàn)刀具。

4 模擬混凝土連續(xù)墻切削試驗(yàn)

4.1 試驗(yàn)裝置和材料

模擬混凝土連續(xù)墻切削試驗(yàn)采用大型盾構(gòu)模擬試驗(yàn)平臺(tái)(見(jiàn)圖8)，平臺(tái)主要由大型土箱、試驗(yàn)盾構(gòu)和加載系統(tǒng)等部分組成，可以進(jìn)行在不同地層條件下的掘進(jìn)試驗(yàn)。其中，試驗(yàn)盾構(gòu)主要由刀盤(pán)、殼體、螺旋輸送機(jī)、刀盤(pán)驅(qū)動(dòng)裝置、主頂裝置等組成，殼體長(zhǎng)度為1 595 mm、外徑為1 860 mm。試驗(yàn)試塊尺寸(見(jiàn)圖9)采用2.4 m×2.4 m×0.6 m的C35玻璃纖維筋混凝土試塊，切削面為直徑1.86 m的圓面。配筋設(shè)計(jì)與實(shí)際工程一致，玻璃纖維筋采用直徑為28 mm和16 mm作為主筋尺寸，將間距設(shè)定為300 mm。

圖8 大型盾構(gòu)模擬試驗(yàn)平臺(tái)

圖9 模擬試驗(yàn)試塊

4.2 混凝土連續(xù)墻切削試驗(yàn)

4.2.1 初期試驗(yàn)

在對(duì)混凝土直接切削領(lǐng)域，袁大軍等[19]采用貝殼刀對(duì)刀盤(pán)進(jìn)行立體化改進(jìn)并最終成功完成對(duì)鋼筋混凝土樁基的成功切削。因此在早期試驗(yàn)中采用先行刀的理念進(jìn)行立體化布置，如圖10(a)所示，但切削效果不佳，在刀盤(pán)轉(zhuǎn)速為2 r/min和推進(jìn)速度為2 mm/min下僅推進(jìn)50 mm就已出現(xiàn)刀盤(pán)卡死的現(xiàn)象，試驗(yàn)過(guò)程中轉(zhuǎn)矩峰值達(dá)到142 kN·m，切削效果如圖10(b)所示。觀測(cè)刀具情況，大量混凝土渣囤積于齒間位置(見(jiàn)圖11)，這種現(xiàn)象會(huì)導(dǎo)致渣土被壓入并被二次切削，這一過(guò)程增大了切削轉(zhuǎn)矩，加劇了切削難度。因此，該方案無(wú)法滿足混凝土連續(xù)墻的切削，需借鑒前文研究布置新型刀具。

(a) 刀盤(pán)布置 (b) 切削效果

(a) 正面 (b) 側(cè)面

4.2.2 改進(jìn)試驗(yàn)

由于新設(shè)計(jì)的截齒刀具在體積上與前期試驗(yàn)中的貝殼刀相差較大，自身強(qiáng)度也較貝殼刀出現(xiàn)了下降，若參照前期試驗(yàn)進(jìn)行立體化布置，易造成先接觸的刀具因強(qiáng)度不夠而較早損壞，這樣將無(wú)法滿足實(shí)際工程中對(duì)刀具耐磨性能和切削性能的要求。因此，在原刀盤(pán)輻條上覆蓋了平面的長(zhǎng)條形刀座，同樣采用過(guò)盈配合技術(shù)，在長(zhǎng)條形刀座面板上通過(guò)銑削技術(shù)加工孔洞，安裝時(shí)加熱孔洞使其膨脹，再將各原始刀具壓入孔洞之中。這樣可使得所有刀具刀頭幾乎位于同一平面內(nèi)(見(jiàn)圖12)，從而避免單把刀具的過(guò)早損壞，提高了刀具整體的耐久性。

(a) 截齒正面布置 (b) 刀盤(pán)定位

試驗(yàn)設(shè)定刀盤(pán)轉(zhuǎn)速為2.5 r/min，推進(jìn)速度為5 mm/min，但由于采用千斤頂頂推，實(shí)際推進(jìn)速度存在較大的波動(dòng)性，如圖13所示。在推進(jìn)0～20 min時(shí)，推進(jìn)速度波動(dòng)性較大，波動(dòng)范圍為1～9 mm/min，這是由于左右頂推精度不足存在一定的位移差，致使在切削初期，同一刀盤(pán)面上的各個(gè)刀具切削量存在差異性；同時(shí)，觀測(cè)切削現(xiàn)象，在刀具尚未完全接觸混凝土連續(xù)墻的切削初期，試驗(yàn)盾構(gòu)存在抖動(dòng)現(xiàn)象，該現(xiàn)象對(duì)推進(jìn)速度也造成了一定的影響。在推進(jìn)20～30 min后，切削過(guò)程趨于穩(wěn)定，推進(jìn)速度波動(dòng)性逐步減小(在5～9 mm/min波動(dòng))，且多集中于5～7.5 mm/min。

圖13 推進(jìn)速度變化曲線

當(dāng)轉(zhuǎn)矩達(dá)到60 kN·m時(shí)進(jìn)入相對(duì)穩(wěn)定區(qū)，此時(shí)推力為300 kN，后推力逐步增至450 kN。而觀測(cè)推進(jìn)速度可以發(fā)現(xiàn)，其波動(dòng)區(qū)域并未有明顯的變化(見(jiàn)圖14)，這表明后期切削難度增大，這與內(nèi)部存在玻璃纖維筋有關(guān)，同時(shí)由于推力的增加使得切削摩擦力上升，這些因素導(dǎo)致了切削轉(zhuǎn)矩的持續(xù)上升，但整體上升趨勢(shì)相對(duì)較為平緩，上升過(guò)程中轉(zhuǎn)矩跳動(dòng)幅度小于10 kN·m。整個(gè)切削過(guò)程未見(jiàn)明顯的刀盤(pán)卡頓現(xiàn)象，轉(zhuǎn)矩峰值未超過(guò)90 kN·m。與前期試驗(yàn)相比，新型刀具使得切削更加順利，有效地控制了切削轉(zhuǎn)矩。

圖14 刀盤(pán)轉(zhuǎn)矩變化曲線

觀察玻璃纖維筋切口的狀態(tài)(見(jiàn)圖15)可知，玻璃纖維筋切口形態(tài)主要分為2類(lèi)。1)切斷型： 切口較為平滑，完全由刀具切斷后所產(chǎn)生，這種切口在形成的過(guò)程中，轉(zhuǎn)矩一般較為平穩(wěn)。 2)切拉型： 切口存在凸起的殘余，這是由于玻璃纖維筋在前期刀具切削作用下抗拉強(qiáng)度減弱，后在盾構(gòu)旋轉(zhuǎn)所產(chǎn)生的拉力下被拉斷，形成切口的過(guò)程中存在轉(zhuǎn)矩的突變。整個(gè)試驗(yàn)中以切斷型平滑切口占主要比例。

(a) 切斷型 (b) 切拉型

試驗(yàn)結(jié)束后對(duì)刀具損傷進(jìn)行了統(tǒng)計(jì)，整個(gè)刀盤(pán)面上共有45把刀具，其中6把刀具出現(xiàn)了嚴(yán)重?fù)p壞，損壞率13.3%，主要分布在刀盤(pán)中間及刀盤(pán)兩頭。從外部原因來(lái)看，由于試驗(yàn)中采用人工清渣，并不能實(shí)時(shí)對(duì)渣土進(jìn)行清理，渣土囤積于槽坑底部(見(jiàn)圖16)并阻礙刀具的有效切削，這是刀盤(pán)兩頭刀具損傷嚴(yán)重的一個(gè)主要原因。從刀具內(nèi)部原因來(lái)看，刀具破壞均為刀身整體剪斷脫落(見(jiàn)圖17)，而刀頭部分未見(jiàn)嚴(yán)重的磨損，表明刀具可以滿足切削工程中耐磨性能的要求，但其刀身強(qiáng)度較低。在實(shí)際工程使用中，應(yīng)注意建立有效的排渣通道并進(jìn)一步減小刀具與刀座的高差，擴(kuò)大刀具的尺寸，減小刀具整體斷裂的風(fēng)險(xiǎn)。

圖16 混凝土連續(xù)墻切削效果

(a) 邊緣截齒 (b) 中間截齒

5 結(jié)論與建議

1)截齒刀具可順利完成對(duì)C35混凝土的直接切削。刀具弧長(zhǎng)和刀具錐度的減小可使切削合力出現(xiàn)下降，但刀具錐度的影響性小于刀具弧長(zhǎng)。

2)切向力分力受刀具弧長(zhǎng)影響較大，可以通過(guò)減小刀具弧長(zhǎng)達(dá)到降低轉(zhuǎn)矩的目的，但易造成切削效率的下降。正壓力分力受到刀具弧長(zhǎng)和刀具錐度的影響均較小。

3)新設(shè)計(jì)的截齒刀具對(duì)C35玻璃纖維筋混凝土的切削能力優(yōu)于立體化布置后的貝殼刀，有效降低了轉(zhuǎn)矩峰值，但截齒刀具刀身因體積原因易遭受剪切斷裂。

4)新設(shè)計(jì)的截齒刀具仍存在刀身強(qiáng)度不足的問(wèn)題，下一步需對(duì)刀身材質(zhì)和尺寸進(jìn)行改進(jìn)設(shè)計(jì)，同時(shí)對(duì)掘進(jìn)參數(shù)和刀盤(pán)布置進(jìn)行試驗(yàn)研究，豐富和完善新型截齒刀具的研究成果。