砂卵石地层盾构均匀磨损刀盘刀具设计方法研究

    张晋勋, 李博, 江玉生, 周刘刚, 殷明伦, 孙正阳, 江华

    张晋勋, 李博, 江玉生, 周刘刚, 殷明伦, 孙正阳, 江华. 砂卵石地层盾构均匀磨损刀盘刀具设计方法研究[J]. 岩土工程学报, 2025, 47(7): 1474-1483. DOI: 10.11779/CJGE20240165
    引用本文: 张晋勋, 李博, 江玉生, 周刘刚, 殷明伦, 孙正阳, 江华. 砂卵石地层盾构均匀磨损刀盘刀具设计方法研究[J]. 岩土工程学报, 2025, 47(7): 1474-1483. DOI: 10.11779/CJGE20240165
    ZHANG Jinxun, LI Bo, JIANG Yusheng, ZHOU Liugang, YIN Minglun, SUN Zhengyang, JIANG Hua. Design method for uniform wear of shield cutterhead and cutters in sand–pebble strata[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2025, 47(7): 1474-1483. DOI: 10.11779/CJGE20240165
    Citation: ZHANG Jinxun, LI Bo, JIANG Yusheng, ZHOU Liugang, YIN Minglun, SUN Zhengyang, JIANG Hua. Design method for uniform wear of shield cutterhead and cutters in sand–pebble strata[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2025, 47(7): 1474-1483. DOI: 10.11779/CJGE20240165

    砂卵石地层盾构均匀磨损刀盘刀具设计方法研究  English Version

    基金项目: 

    北京市博士后科研活动经费资助项目 2022-ZZ-097

    详细信息
      作者简介:

      张晋勋(1967—),男,博士,正高级工程师,主要从事土木工程施工技术研究与应用等方面的研究工作。E-mail: 99983618@qq.com

      通讯作者:

      李博, E-mail: 357428609@qq.com

    • 中图分类号: TU43;TU941

    Design method for uniform wear of shield cutterhead and cutters in sand–pebble strata

    Funds: 

    the Beijing Postdoctoral Research Activity Funding Project 2022-ZZ-097

    • 摘要: 为解决砂卵石地层土压平衡盾构掘进中整盘刀具非均匀磨损问题,基于摩擦磨损原理,建立刀具磨损量计算方法,提出盾构整盘刀具均匀磨损理论及刀盘刀具设计方法。采用EDEM颗粒流数值软件,构建6.6 m砂卵石地层均匀磨损盾构掘进模型,验证了整盘刀具的均匀磨损性能。研究表明:①通过设计不同的刀盘线形,并在各轨迹半径上布置特定的刀具数量能够实现整盘刀具的均匀磨损;②刀盘线形及刀具数量与“环向布刀指数β”、“地层岩性指数n”有关。地层条件一定时,β值是影响均匀磨损盾构刀盘刀具设计的关键因素,对于常规直径盾构(2.5 m≤R < 6 m),合理的β值范围为1.83~2。对于大型盾(R≥6 m),β=2,应设计平面刀盘,并在各轨迹上按照径向尺度的平方布设刀具数量;③均匀磨损方案下,整盘刀具磨损程度差异较小,外圈刀具磨损系数降低,最大不换刀连续掘进距离大幅增加。
      Abstract: To solve the problem of uneven wear of the whole shield cutters in the EPB shield tunneling process in sand–pebble strata, a method is established for calculating wear of cutters the based on the principle of friction and wear, and the a theories of uniform wear of shield cutters and the design method of cutterhead and cutters are proposed. The EDEM particle flow numerical software is used to establish a uniform wear shield tunneling model for the sand–pebble stratum 6.6 m in depth, and the uniform wear performance of the whole cutters is verified. The results show that: (1) The uniform wear of the whole cutters can be achieved by designing different cutterhead alignments and arranging a specific number of cutters on each trajectory radius. (2) The cutterhead alignment and the number of cutters are related to the "circumferential knife index β" and "formation lithology index n". In a specific stratum, the value of β is the key factor affecting the design of the shield cutterhead and cutters with uniform wear, and the reasonable range of value of β is 1.83~2 for the conventional shield (2.5 m≤R < 6 m). For large shield (R≥6 m), a flat cutterhead should be designed, and r2 cutters should be arranged on each trajectory. (3) Under the uniform wear scheme, the difference in the wear degree of the whole cutters is small, the tool wear coefficient of the outer ring of the cutterhead is greatly reduced, and the maximum continuous excavation distance without changing the cutters significantly increases.
    • 矿山生产中煤岩体常常受到如爆破震动或顶板断裂而产生的高加载率动载荷[1-4],并且受采场巷道尺寸和冲击来压强度影响,煤体力学性质可能会发生改变,引起煤、岩层发生以剪切破坏为主的失稳破坏[5],而这种破坏往往存在较强的率相关性。众多学者通过室内试验研究表明[6-7],煤岩动态力学性质与试验时施加的冲击速率及试样尺寸密切相关。因此,从冲击气压和试样尺寸角度研究煤体动态剪切力学性能对工程动力灾害防控具有一定的理论参考价值和指导意义。

      国内外学者对煤岩动力学特性进行了相关研究,发现煤岩动力学特性存在明显的加载率效应:杨仁树等[8]利用分离式霍普金森压杆(SHPB)试验系统分别对3种岩石巴西圆盘试件进行不同冲击速度下的动态劈裂拉伸试验,3种岩石动态拉伸强度均与加载率呈线性增大的关系;赵毅鑫等[9]利用SHPB系统对煤样进行巴西圆盘劈裂试验,探讨了冲击速度对煤样动态抗拉强度、破坏应变及加载率的影响;夏开文等[10]研究了岩石在不同预拉伸应力下的动态拉伸强度,结果显示岩石动态拉伸强度随加载率增加而增加,表现出明显的率相关性;Huang等[11]通过SHPB系统对岩石进行动态剪切试验,得出其动态剪切强度具有显著的加载率依赖性。Xu等[12-13]使用倾斜圆柱体砂岩试件进行动态剪切试验,试件剪切强度以及破坏表面的破坏特征均存在加载率依赖性。并通过使用改进后的动态冲切试验装置,对岩石开展动态剪切试验,发现内聚力也表现出显著的率依赖性。

      冲击荷载及加载率会显著影响煤岩动态强度,但煤岩体内部微观结构复杂,其力学特性具有典型的尺寸效应[14]。在以往研究中,众多学者对准静载条件下煤岩长径比效应开展了大量工作,主流观点是岩石强度存在负长径比效应[15-16],并讨论了其原因[17-18]。但在冲击荷载作用下煤岩表现出的长径比效应存在较大差异,洪亮等[19]对尺寸不同的岩石进行SHPB动态冲击试验,研究表明在相同的应变率加载条件下,岩石动态强度随试件尺寸的增大而增加,与静载条件下岩石强度的尺寸效应相反;赵光明等[20]通过对不同长径比花岗岩进行动态冲击,发现同一冲击速度下,花岗岩试样强度无明显长径比效应。目前对于煤岩长径比效应的研究在学术界还未达成共识,研究者对煤岩长径比效应的研究主要集中于静载和动态压缩条件下,而对动态剪切力学特性长径比效应的研究仍需进一步丰富。

      利用SHPB装置对直径为75 mm,长径比为0.20,0.27,0.33,0.40和0.47的煤样进行4组冲击气压下的动态剪切试验,明确了不同长径比煤样在冲击荷载作用下剪应力时程曲线的基本特征,分析了冲击气压对煤样动态剪切强度的影响,研究了动态剪切强度和加载率的长径比效应。研究结果为爆破工程参数选取和冲击地压灾害机理研究提供一定的参考依据。

      试验采用安徽理工大学深部煤矿采动响应与灾害防控国家重点实验室的SHPB系统,如图 1所示,入射杆、透射杆和吸收杆直径均为50 mm,长度分别为2000,1500,500 mm。材料均为合金钢,密度为7796 kg/m3,弹性模量为210 GPa,纵波波速为5190 m/s。通过入射杆与透射杆上的应变片采集波形信号,并由超动态应变仪、示波器及数据处理系统进行波形数据的采集及计算。

      图  1  SHPB试验系统
      Figure  1.  SHPB test system

      图 1中虚线部分为直剪装置,该装置由支架和垫块组成,支架内径为50 mm,垫块直径为75 mm,内部存在凹槽,凹槽直径与杆径一致。由于试样与压杆及直剪装置接触界面并非绝对光滑,在撞击过程中会在界面处产生端面摩擦效应,使试样受力状态变得复杂,本试验在试样两端与杆接触界面涂抹凡士林,以减弱端面摩擦效应对试验结果影响。

      试件取材于大块无夹矸无明显裂隙的原煤[21],根据中国爆破行业协会团体标准要求[22],试样直径不小于杆径的1.5倍,因此试样直径设计为75 mm,长径比为0.20,0.27,0.33,0.40和0.47。按照国际岩石力学学会推荐标准[23]要求垂直层理加工试验试件,确保试样两端面的不平整度小于0.05 mm,两端面不平行度小于0.02 mm,制备完成的煤试件如图 2所示。基于SHPB系统,分别对5组长径比(l/d)煤样开展冲击气压为0.25,0.35,0.45,0.55 MPa的动态剪切试验,每组试验重复3次,并对试样进行编号。

      图  2  试验煤样
      Figure  2.  Test coal samples

      基于入射杆上应变片所测得的入射应变εi(t)和反射应变εr(t)及透射杆上应变片测得的透射应变εt(t),结合图 3中试样受力分析可知,试样两端受力为

      F1=A0E0(εi+εr)
      (1)
      F2=A0E0εt
      (2)
      图  3  试样加载示意图
      Figure  3.  Schematic diagram of sample loading

      式中:F1F2分别为试样靠近入射杆端面和透射杆端面的受力(kN);A0E0分别为试验杆的横截面积(mm2)、弹性模量(GPa)。

      根据式(1),(2)可以计算得到试样两端受力,由于篇幅受限,仅列出不同长径比试样在冲击气压为0.35 MPa时两端受力时平衡曲线,如图 4所示。动态加载过程中,在达到峰值荷载之前试件两端受力历史基本重合,表明在试验过程中试样左右两端受力相等,达到动态应力平衡条件。

      图  4  不同长径比试样两端力平衡
      Figure  4.  Force balance at both ends of samples with different l/d

      基于一维应力波理论和应力均匀性假定,动态试验中的惯性效应可以忽略,因此,试样的动态剪切应力为[24]

      τ=F2As=A0E0εtπRl
      (3)

      式中:As为试样剪切面面积(mm2);R为试验杆直径(mm);l为试样长度(mm)。

      根据式(3)得到煤样动态剪切应力随时间变化关系,曲线如图 5所示,可以看出,煤样长径比对动态剪应力时程曲线变化过程无明显影响,均呈现先上升后下降趋势,大致可划分为4个阶段:

      图  5  不同长径比煤样动态剪应力时程曲线
      Figure  5.  Time-history course of dynamic shear stress curves of coal samples with different l/d

      第Ⅰ阶段:应力初始上升阶段(dτ/dt > 0,d2τ/dt2 > 0),该阶段剪应力随时间增加而缓慢增加,增速逐渐提高。这是由于煤试样受载初期,主要以压应力为主,而煤体内部存在大量的原生微裂隙,在试样受到冲击荷载时,内部微裂纹逐渐闭合,微孔隙等缺陷逐渐收缩,应力逐渐趋向均匀化。

      第Ⅱ阶段:应力线性增长阶段(dτ/dt>0,d2τ/dt2≈0),该阶段剪应力随时间的增加基本呈直线上升趋势。应力波在试样中经过多次反射达到应力均匀,同时轴向加载力在逐渐增大,剪切面上受到的剪切力随之增大,试样的剪应力得到了提高,该阶段的斜率基本保持不变,可以作为煤的加载率[11]

      第Ⅲ阶段:应力缓慢上升阶段(dτ/dt≥0,d2τ/dt2<0),该阶段剪应力随时间增长而增加,曲线呈上凸特征,增速逐渐降低。由于作用在试样上的荷载持续增加,能量不断积聚,试样内部裂纹扩展与主裂纹贯通并逐渐贯穿,到达阶段末期,试样剪应力达到最大值,曲线斜率趋近于0,此时的峰值应力即为煤样动态剪切强度。

      第Ⅳ阶段:应力下降阶段(dτ/dt<0),达到峰值应力之后,该阶段剪应力随时间的增长快速下降,煤样发生剪切破坏。作用在试样两端的应力下降,相互作用逐渐消失,剪切面受力也随之下降。

      不同长径比试样在冲击气压为0.25 MPa下的破坏形态如图 6所示,不同长径比试样均已破坏,随长径比增大,其大体积碎块逐渐增多,且煤样主要发生剪切和劈裂破坏。主要是由于原煤存在较为明显的层理,垂直层理加工试样后,试样内部含有较多的微裂隙,在试样受到冲击荷载时,导致其内部裂隙扩展、贯通,从而形成平行于煤样轴向的宏观裂纹。特别地,l/d=0.47的试样较完整,可能是由于冲击荷载一定,试样长径比增大,原有的裂纹滑移发生破坏,新生的细观裂纹来不及充分地扩展贯通,造成煤样主要发生碎块体积较大,发生剪切和劈裂共存的破坏形态。

      图  6  不同长径比典型煤样破坏形态
      Figure  6.  Failure modes of samples under different l/d

      试件长径比的大小和加载率的高低影响着材料的力学性质,即长径比效应和加载率效应[20, 25]。然而在SHPB试验中,长径比效应和加载率效应是耦合在一起的[19]。为将长径比效应与加载率效应解耦,首先分析动态剪切强度与冲击气压的关系,图 7给出了不同长径比煤样动态剪切强度随冲击气压变化规律。各长径比煤样动态剪切强度均随冲击气压升高而线性增加,但直线斜率k随长径比l/d增加呈下降趋势,表明动态剪切强度对冲击气压的敏感性随长径比增加而降低。具体表现为试样长径比越小,相同冲击气压间隔对应的动态剪切强度增幅越大。分析其原因:①煤内部结构原因,小尺寸煤微观裂隙较少,黏聚力大、内摩擦角小[26],导致小尺寸煤动态剪切强度对冲击气压变化依赖性更高;②煤内部应力分布不均匀,试件越长,冲击过程中试件内部应力分布越复杂,冲击气压升高,煤样可能会提前发生破坏,降低其动态剪切强度。

      图  7  动态剪切强度与冲击气压关系
      Figure  7.  Relationship between dynamic shear strength and impact pressure

      分析图 7可知,存在一个临界冲击气压使得煤样长径比对动态剪切强度的影响最小。假设该临界冲击气压为p0,将其代入动态剪切强度与冲击气压的拟合直线方程中,得到不同长径比煤样在临界冲击气压p0下的动态剪切强度τi

      τi=gi(p0)
      (4)

      式中,gi(p0)为关于p0的函数关系式(i=1, 2, 3, …, 5分别对应5个试件长径比)。

      根据式(4)求出不同长径比煤样动态剪切强度,得到煤样平均剪切强度:

      ¯τ=5i=1gi(p0)5
      (5)

      煤样动态剪切强度的方差S2

      S2=ni=1(τi¯τ)n
      (6)

      联立式(4)~(6),计算得到方差与临界冲击气压的关系:

      S2=139.08p02104.72p0+19.85
      (7)

      方差S2与临界冲击气压p0为二次函数关系,曲线形态为开口向上的抛物线,通过求解可得,当临界冲击气压p0为0.376时,方差最小,即误差范围最小,结果较为可靠。将临界冲击气压p0代入式(5),得到不同长径比煤样平均动态剪切强度为9.32 MPa。说明在冲击气压为0.376 MPa时,煤样动态剪切强度受长径比影响最小。

      图 8给出了不同冲击气压下动态剪切强度随长径比的变化规律。可以看出,煤样动态剪切强度随长径比变化趋势在不同冲击气压下存在显著差异,随着冲击气压的升高,煤样动态剪切强度随长径比变化分为2个阶段:①在冲击气压为0.25,0.35 MPa下,煤样动态剪切强度与长径比呈现正相关关系,分别增长了3.23,2.19 MPa;②在冲击气压为0.45,0.55 MPa下,煤样动态剪切强度随长径比增加而逐渐降低,分别降低了3.63,6.13 MPa,表明煤样动态剪切强度存在正、负长径比效应。

      图  8  动态剪切强度与长径比关系
      Figure  8.  Relationship between dynamic shear strength and l/d

      关于长径比效应模型的研究大多集中在静力学方面,刘宝琛等[15]提出一种指数型公式:

      σ0=γ0+α0exp(β0D)
      (8)

      式中:σ0为岩样单轴抗压强度;D为圆柱形岩样的直径或立方体的边长;α0β0γ0为材料参数。

      杨圣奇等[18]提出煤岩长径比效应理论模型为

      X0=X2ea+b(l/d)
      (9)

      式中:X0为单轴压缩下任意长径比岩样力学参数;X2为标准岩样的力学参数;ab均为材料常数。

      综合式(8),(9),建立煤样动态剪切强度的长径比效应理论模型:

      τ=τ0ea+b(l/d)
      (10)

      式中:τ为煤样动态剪切强度(MPa);τ0为临界冲击气压下煤样的动态剪切强度(MPa);ab均为材料常数,通过回归分析得到。

      不同冲击气压下煤样动态剪切强度和长径比拟合曲线如图 8所示,二者之间函数关系在冲击气压为0.25,0.35,0.45和0.55 MPa时分别为

      τ=9.32e1.41+2.37(l/d)(R2=0.992)
      (11)
      τ=9.32e0.55+1.00(l/d)(R2=0.939)
      (12)
      τ=9.32e0.581.08(l/d)(R2=0.906)
      (13)
      τ=9.32e1.011.45(l/d)(R2=0.926)
      (14)

      对拟合模型中材料参数ab的含义进行讨论,设τyl/dx,式(10)形式变为

      y=9.32ea+bx
      (15)

      将式(15)两边对x求导可得

      dydx=9.32bea+bx
      (16)

      由式(16)可知,当b > 0时,dy/dx > 0,此时y随着x的增大而递增,即煤样动态剪切强度随长径比增大而增大;当b < 0时,dy/dx < 0,即参数b反映了煤样动态剪切强度随长径比变化的相关性。图 9为参数b固定而参数a变化条件下的煤样动态剪切强度随试样长径比的变化关系,b=1时,动态剪切强度均与长径比呈正相关关系,且随参数a增加,动态剪切强度增幅越大;b=-1时,动态剪切强度均与长径比呈负相关关系,且随参数a增加,动态剪切强度降幅越大,表明参数a反映了煤样动态剪切强度对长径比变化的敏感程度。

      图  9  不同参数a下煤样动态剪切强度随长径比变化曲线
      Figure  9.  Curves of dynamic shear strength of coal samples with l/d under different values of parameter a

      煤岩体的动态强度存在加载率效应[13, 28]图 10给出了煤样动态剪切强度随加载率˙τ的变化规律。随着加载率74.78 GPa/s升高到369.52 GPa/s,煤样动态剪切强度由3.54 MPa增长到21.51 MPa,呈现出显著加载率效应。对其进行拟合,得到煤样动态剪切强度与加载率之间的函数关系如下:

      τ=0.184+0.052˙τ(R2 = 0.958)
      (17)
      图  10  动态剪切强度与加载率关系
      Figure  10.  Relationship between dynamic shear strength and loading rate

      式(17)表明,随着加载率的升高,煤的动态剪切强度以直线形式增加。出现该现象的原因主要是裂纹在煤样中的扩展速度受瑞利波速度的限制,其黏性系数随加载率增加而减小,激活了煤样内部自由度和微观粒子的相关运动,多种尺寸的裂纹同时在煤样中萌生,热活化机制和宏观黏性共同作用[28],导致煤样动态剪切强度增加。

      图 11给出了煤样加载率随长径比变化关系,煤样加载率也存在正、负长径比效应。联立式(15),(17),推导加载率的长径比效应理论模型为

      ˙τ=179.23ea+b(l/d)3.54
      (18)
      图  11  加载率与长径比的关系
      Figure  11.  Relationship between loading rate and aspect ratio

      将不同冲击气压下ab值代入式(18),得到不同冲击气压下加载率的长径比模型,通过计算得到加载率理论数值并与剪切试验数据作对比,如图 11所示。理论曲线和试验值吻合程度较高,表明该拟合模型可以合理地表征加载率在不同冲击气压下的长径比效应。

      为进一步验证该模型的正确性,表 1列出长径比为0.30煤样在不同冲击气压下的加载率试验数据及理论值,对比可知,试验数据与理论值相差较小。

      表  1  不同冲击气压下l/d=0.30煤样加载率
      Table  1.  Loading rates of coal samples at l/d=0.30 under different impact air pressures
      p/MPa ˙τ/(GPa·s-1) 加载率/(GPa·s-1)
      平均值 理论值
      0.25 91.81 90.90 89.09
      95.14
      85.75
      0.35 138.91 137.68 139.58
      143.50
      130.64
      0.45 232.41 229.61 231.52
      225.60
      230.82
      0.55 335.75 322.44 318.52
      321.34
      310.23
      下载: 导出CSV 
      | 显示表格

      在试验范围内,煤样动态剪切强度和加载率长径比效应类似,在冲击气压为0.25,0.35 MPa时,煤样动态剪切强度和加载率均呈现正长径比效应;在冲击气压0.45,0.55 MPa下,煤样动态剪切强度和加载率均呈现负长径比效应。

      煤样动态剪切强度和加载率在不同冲击气压下呈现正、负长径比效应的原因有两方面:首先,图 12煤样为CT扫描二维切片,其中,白色为矿物,黑色为裂隙,灰色为煤基质。煤样不同层位的矿物、裂隙以及煤基质分布均不同,而煤微观结构存在固有速率依赖性和其成分的结构性速率依赖性[29],造成冲击气压对加载率的增强效应占主导地位,从而导致加载率呈正长径比效应,而煤动态剪切强度具有显著的加载率效应,造成煤样动态剪切强度也随着长径比的增加而增加。

      图  12  煤CT扫描切片
      Figure  12.  CT scan slices of coal

      其次,煤是非均质材料,由于受到地质因素的影响,煤内部存在大量不同尺度的微缺陷,煤的长径比越大其内部所含微缺陷的概率也愈大,微裂纹连接贯通也越多。由不同长径比煤样内部裂隙分布(如表 2所示)也可以看出,煤样内部裂隙分布随长径比增加而逐渐复杂,裂隙体积也随之逐渐增大。

      表  2  煤样CT扫描结果
      Table  2.  CT scan results of coal samples
      l/d 0.4 0.6 0.8
      内部三维裂隙
      裂隙体积/mm3 21.70 26.20 50.00
      下载: 导出CSV 
      | 显示表格

      随着冲击气压升高,煤样受到冲击荷载越大,这些微裂纹扩展形成宏观裂纹越多,此时煤样微观结构的率依赖性减弱,造成煤体更容易破坏,表现为煤动态剪切强度和加载率均显著降低。因此,煤样低冲击气压下动态剪切强度和加载率均呈正长径比效应;在高冲击气压下,煤样动态剪切强度和加载率均呈负长径比效应。

      本文借助SHPB试验系统对不同长径比(0.20~0.47)煤进行不同冲击气压下(0.25~0.55 MPa)的动态剪切试验,得到如下4点结论。

      (1)5组长径比煤样在不同冲击气压下动态剪应力时程曲线变化趋势均表现为先上升后下降,可以分为应力初始上升、应力线性增长、应力缓慢上升和应力下降4个阶段。

      (2)不同长径比煤样动态剪切强度随冲击气压增高呈线性增加,表现出较强的冲击气压依赖性,但对冲击气压变化的敏感性存在差异,小长径比试样的动态剪切强度对冲击气压的敏感性较大长径比试样更显著。

      (3)煤样动态剪切强度和加载率均存在长径比效应,冲击气压对二者长径比效应影响显著。动态剪切强度和加载率在冲击气压为0.25,0.35 MPa时均呈现正长径比效应,在冲击气压0.45,0.55 MPa下均呈现负长径比效应。通过方差分析,确定冲击气压为0.376 MPa时对应煤样动态剪切强度的长径比效应最弱。

      (4)建立煤样动态剪切强度的长径比效应理论模型,结合动态剪切强度与加载率的函数关系式,推导出加载率的长径比效应理论模型,并对比模型计算得到的理论数值与试验数据,吻合程度较高,验证了模型的合理性与正确性。模型中材料参数ab分别反映了煤样动态剪切强度和加载率对长径比变化的敏感性以及相关性。

      本文虽然对长径比为0.20~0.47的煤样进行了动态剪切试验,得到了一些结论,但关于不同长径比煤岩的动态剪切试验仍需要继续探索,笔者将在下一步研究中增大煤样长径比范围,以取得更为完整的结论,丰富煤岩动力学理论。

      利益冲突声明/Conflict of Interests:所有作者声明不存在利益冲突。All authors disclose no relevant conflict of interest.
      作者贡献/Authors' Contributions:张晋勋、王贵和对论文进行指导;李博、殷明伦、孙正阳直接参与论文的撰写和数据的分析;江玉生、江华为论文提供工程材料。所有作者均阅读并同意最终稿件的提交。Guidance for the paper was provided by ZHANG Jinxun and WANG Guihe. The writing of the manuscript and data analysis were directly conducted by LI Bo, YIM Minlun, and SUN Zhengyang. Engineering materials for the study were supplied by JIANG Yusheng and JIANG Hua. All the authors have read the last version of paper and consented for submission.
    • 图  1   北京新机场线刀具损伤形态统计

      Figure  1.   Statistics of damage patterns of cutters of Beijng New Airport Line

      图  2   环向磨损带示意

      Figure  2.   Diagram of ring wear

      图  3   β值与Vms的关系

      Figure  3.   Relationship between β and Vms

      图  4   n值与Vms的关系

      Figure  4.   Relationship between n and Vms

      图  5   刀土接触面示意

      Figure  5.   Cutter-soil contact surface

      图  6   刀盘线形分析示意

      Figure  6.   Curve analysis of cutterhead

      图  7   刀盘线形(n=1.1~1.5)

      Figure  7.   Curves of cutterhead for values of n from 1.1 to 1.5

      图  8   刀盘线形(β=1.0~2.0)

      Figure  8.   Curves of cutterhead for values of β from 1.0 to 2.0

      图  9   λβ的关系

      Figure  9.   Relationship between λ and β

      图  10   刀具布置对比

      Figure  10.   Comparison of layout of cutters

      图  11   刀盘结构对比

      Figure  11.   Comparison of structure of cutterhead

      图  12   刀盘三维模型

      Figure  12.   Three-dimensional mechanical model for cutterhead

      图  13   砂卵石颗粒级配曲线

      Figure  13.   Grain-distribution curves of sand and gravel particles

      图  14   试样破坏特征

      Figure  14.   Failure characteristics of specimen

      图  15   数值三轴试验

      Figure  15.   Numerical triaxial shear tests

      图  16   试样应力-应变曲线

      Figure  16.   Stress-strain curves of specimens

      图  17   卵石颗粒模型

      Figure  17.   Particle model for pebble

      图  18   颗粒床及压缩力

      Figure  18.   Particle bed and compression force

      图  19   盾构EDEM数值计算模型

      Figure  19.   Numerical model for EDEM shield tunnelling model

      图  20   工程刀盘整体磨损量云图

      Figure  20.   Wear diagram and degrees of all cutters under engineering scheme

      图  21   均匀磨损刀盘整体磨损量云图

      Figure  21.   Wear diagram and degrees of all cutters under uniform wear scheme

      图  22   工程设计方案楔犁刀磨损量时程曲线

      Figure  22.   Wear curves of cutters under engineering scheme

      图  23   均匀磨损方案楔犁刀磨损时程曲线

      Figure  23.   Wear curves of cutters under uniform wear scheme

      图  24   δmL的关系

      Figure  24.   Relationship between δm and L

      表  1   设计参数

      Table  1   Design parameters

      半径
      R/mm
      中心拱高
      h0/ mm
      环向布刀指数β 拱径比λ 岩性指
      n
      3300 1200 1.93 0.36 1.2
      下载: 导出CSV

      表  2   各轨迹半径刀具布置数量

      Table  2   Number of cutters for each trajectory radius

      工程方案 均匀磨损方案
      轨迹编号 轨迹半
      径/mm
      刀具数量 轨迹编号 轨迹半
      径/mm
      刀具数量
      R1 0~795 1 r1 0~900 1
      R2 945 2 r2 1050 2
      R3 1095 2 r3 1200 2
      R4 1245 3 r4 1350 2
      R5 1395 3 r5 1500 3
      R6 1545 3 r6 1650 3
      R7 1695 3 r7 1800 3
      R8 1845 3 r8 1950 4
      R9 1995 3 r9 2100 4
      R10 2145 3 r10 2250 5
      R11 2295 3 r11 2400 6
      R12 2445 3 r12 2550 6
      R13 2595 3 r13 2700 7
      R14 2745 3 r14 2850 8
      R15 2895 3 r15 3000 9
      R16 3045 3 r16 3150 10
      R17 3300 6 r17 3300 10
      下载: 导出CSV

      表  3   各粒径颗粒占比

      Table  3   Proportions of soil with different particle sizes

      粒径/mm 60~120 40~60 20~40 < 20
      质量百分比/% 6.9 11.6 24.4 57.1
      下载: 导出CSV

      表  4   接触参数

      Table  4   Contact parameters

      接触部位 静摩擦系数 滚动摩擦系数 恢复系数
      颗粒-加载盘 0.7 0.001 0.25
      颗粒-边界墙 0.7 0.001 0.25
      颗粒间 0.8 0.040 0.75
      下载: 导出CSV

      表  5   材料参数

      Table  5   Material parameters

      类别 剪切模量/MPa 密度/(kg·m-3) 泊松比
      盾构机 79000 7800 0.25
      边界墙 79000 7800 0.25
      卵石颗粒 11.2 2200 0.27
      下载: 导出CSV

      表  6   土仓内平均土压力

      Table  6   Average earth pressures in soil warehouse

      土压力 盾构埋深Z/m 计算值/MPa
      主动 9 0.032
      被动 9 0.295
      下载: 导出CSV

      表  7   土仓压力设定值

      Table  7   Values of earth pressure inside soil warehouse

      盾构掘进控制状态 工程方案土仓压力/MPa 均匀磨损方案土仓压力/MPa
      压力平衡掘进 0.106 0.101
      下载: 导出CSV

      表  8   盾构掘进参数

      Table  8   Parameters of shield tunneling

      刀盘直径/
      m
      掘进速度/
      (m·s-1)
      刀盘转速/ rpm 土仓压力/
      MPa
      9.0 1.33×10-3 2.8 0.106/0.101
      下载: 导出CSV

      表  9   模型参数

      Table  9   Model parameters

      颗粒数量 埋深/m 最大粒径/mm 最小粒径/ mm
      550000 9 250 20
      下载: 导出CSV
    • [1]

      ABU BAKAR M Z, MAJEED Y, ROSTAMI J. Influence of moisture content on the LCPC test results and its implications on tool wear in mechanized tunneling[J]. Tunnelling and Underground Space Technology, 2018, 81: 165-175. doi: 10.1016/j.tust.2018.07.021

      [2] 葛双双, 高玮, 汪义伟, 等. 我国交通盾构隧道病害、评价及治理研究综述[J]. 土木工程学报, 2023, 56(1): 119-128.

      GE Shuangshuang, GAO Wei, WANG Yiwei, et al. Review on evaluation and treatment of traffic shield tunnel defects in China[J]. China Civil Engineering Journal, 2023, 56(1): 119-128. (in Chinese)

      [3] 陈辉华, 李瑚均, 户晓栋. 地铁盾构掘进安全影响因素及事故致因模型[J]. 铁道工程学报, 2020, 37(5): 87-92.

      CHEN Huihua, LI Hujun, HU Xiaodong. Safety influential factors and accident causation model of subway shield construction[J]. Journal of Railway Engineering Society, 2020, 37(5): 87-92. (in Chinese)

      [4]

      NILSEN B, DAHL F, HOLZHAUSER J, et al. Abrasivity testing for rock and soil[J]. Tunnels and Tunnelling International, 2006, 38(4): 47-49.

      [5]

      BARZEGARI G, UROMEIHY A, ZHAO J. Parametric study of soil abrasivity for predicting wear issue in TBM tunneling projects[J]. Tunnelling and Underground Space Technology, 2015, 48: 43-57. doi: 10.1016/j.tust.2014.10.010

      [6] 黄清飞. 砂卵石地层盾构刀盘刀具与土相互作用及其选型设计研究[D]. 北京: 北京交通大学, 2010.

      HUANG Qingfei. Study on Interaction between Cutter and Soil of Shield Cutterhead in Sandy Pebble Stratum and Its Selection Design[D]. Beijing: Beijing Jiaotong University, 2010. (in Chinese)

      [7] 王振飞, 张成平, 张顶立, 等. 富水砂卵石地层大直径盾构刀具的磨损与适应性[J]. 北京交通大学学报, 2013, 37(3): 62-67.

      WANG Zhenfei, ZHANG Chengping, ZHANG Dingli, et al. Wearing and adaptability of cutting tools for large diameter shield in water-rich sandy gravel stratum[J]. Journal of Beijing Jiaotong University, 2013, 37(3): 62-67. (in Chinese)

      [8] 江华, 江玉生, 张晋勋, 等. 大粒径卵砾石地层盾构刀盘选型及适应性评价[J]. 土木建筑与环境工程, 2014, 36(5): 119-124.

      JIANG Hua, JIANG Yusheng, ZHANG Jinxun, et al. Cutting wheel structure selection of EPB TBM and its adaptability evaluation in large particle size gravel strata[J]. Journal of Civil, Architectural & Environmental Engineering, 2014, 36(5): 119-124. (in Chinese)

      [9] 董洪星. 盾构穿越全断面砂卵石地层刀具磨损情况分析[J]. 市政技术, 2017, 35(2): 170-173, 177.

      DONG Hongxing. Cutter wear analysis through full-section sand cobble strata[J]. Municipal Engineering Technology, 2017, 35(2): 170-173, 177. (in Chinese)

      [10] 孙振中. 砂卵石地层对盾构滚刀耐磨性影响试验研究[J]. 建筑机械化, 2022, 43(1): 47-50.

      SUN Zhenzhong. Laboratory test on wear resistance of typical sand pebbles to hob in Chengdu[J]. Construction Mechanization, 2022, 43(1): 47-50. (in Chinese)

      [11] 赵康. 复合盾构刀盘在富水砂卵石地层地铁隧道中的应用[J]. 现代隧道技术, 2020, 57(增刊1): 1238-1243.

      ZHAO Kang. Application of composite shield cutter head in subway tunnel in water-rich sandy pebble stratum[J]. Modern Tunnelling Technology, 2020, 57(S1): 1238-1243. (in Chinese)

      [12] 刘奇, 靳世鹤. 兰州地铁砂卵石地层土压平衡盾构刀具使用寿命延长技术[J]. 隧道建设, 2016, 36(8): 1011-1015.

      LIU Qi, JIN Shihe. Increasing technologies for service life of EPB shield cutting tools boring in sandy cobble stratum in Lanzhou[J]. Tunnel Construction, 2016, 36(8): 1011-1015. (in Chinese)

      [13] 张晋勋, 殷明伦, 江华, 等. 砂卵石地层盾构长距离掘进先行刀优化配置研究[J]. 都市快轨交通, 2021, 34(4): 119-127.

      ZHANG Jinxun, YIN Minglun, JIANG Hua, et al. Optimization of the configuration of cutters for long distance shield tunneling in gravel stratum[J]. Urban Rapid Rail Transit, 2021, 34(4): 119-127. (in Chinese)

      [14] 张明富, 袁大军, 黄清飞, 等. 砂卵石地层盾构刀具动态磨损分析[J]. 岩石力学与工程学报, 2008, 27(2): 397-402.

      ZHANG Mingfu, YUAN Dajun, HUANG Qingfei, et al. Analysis of dynamic abrasion of shield cutters in sandy cobble stratum[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2008, 27(2): 397-402. (in Chinese)

      [15]

      KISHIDA H, UESUGI M. Tests of the interface between sand and steel in the simple shear apparatus[J]. Géotechnique, 1987, 37(1): 45-52. doi: 10.1680/geot.1987.37.1.45

      [16] 徐小荷, 余静. 岩石破碎学[M]. 北京: 煤炭工业出版社, 1984.

      XU Xiaohe, YU Jing. Rock Fragmentation[M]. Beijing: China Coal Industry Publishing House, 1984. (in Chinese)

      [17] 欧阳义平, 杨启. 圆锥齿切削破岩的切削力估算[J]. 上海交通大学学报, 2016, 50(1): 35-40, 46.

      OUYANG Yiping, YANG Qi. Estimation of cutting force of rock cutting with conical picks[J]. Journal of Shanghai Jiao Tong University, 2016, 50(1): 35-40, 46. (in Chinese)

      [18]

      FANG Y, WANG J, JIANG Y C, et al. Study on ground settlement induced by shield tunnel construction in sandy gravel stratum[C]// ICPTT 2012. Wuhan, China. American Society of Civil Engineers, 2012: 1567-1573.

      [19]

      WU L, GUAN T M, LEI L. Discrete element model for performance analysis of cutterhead excavation system of EPB machine[J]. Tunnelling and Underground Space Technology, 2013, 37: 37-44. doi: 10.1016/j.tust.2013.03.003

      [20] 武力, 屈福政, 孙伟, 等. 基于离散元的土压平衡盾构密封舱压力分析[J]. 岩土工程学报, 2010, 32(1): 18-23. https://www.cgejournal.com/article/id/11902

      WU Li, QU Fuzheng, SUN Wei, et al. Discrete numerical model for analysis of chamber pressure of earth pressure balance shield machine[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2010, 32(1): 18-23. (in Chinese) https://www.cgejournal.com/article/id/11902

    • 期刊类型引用(3)

      1. 罗正良,李凡,赵亮,董思军,刘几上. 大直径深孔采场破碎顶板支护方案优化研究. 云南冶金. 2025(01): 28-33 . 百度学术
      2. 吴楠. 不同开挖方式下挤压性围岩隧道变形演化规律研究. 水利与建筑工程学报. 2025(02): 184-190 . 百度学术
      3. 肖明清,徐晨,崔岚,盛谦,陈健,谢壁婷,吴鹏. 基于总安全系数法的喷锚组合支护承载能力试验研究. 岩石力学与工程学报. 2024(10): 2381-2395 . 百度学术

      其他类型引用(1)

    图(24)  /  表(9)
    计量
    • 文章访问数:  175
    • HTML全文浏览量:  21
    • PDF下载量:  32
    • 被引次数: 4
    出版历程
    • 收稿日期:  2024-02-20
    • 修回日期:  2024-10-10
    • 录用日期:  2024-10-22
    • 网络出版日期:  2024-10-22
    • 发布日期:  2024-10-23
    • 刊出日期:  2025-06-30

    目录

    /

    返回文章
    返回