基于實測試驗數(shù)據(jù)的軟硬復(fù)合地層下刀盤振動特征研究*

焦露琳，楊振興，趙小龍

(1.中鐵隧道勘察設(shè)計研究院有限公司，廣東 廣州 511458； 2.廣東省隧道結(jié)構(gòu)智能監(jiān)控與維護(hù)企業(yè)重點實驗室，廣東 廣州 511458； 3.盾構(gòu)及掘進(jìn)技術(shù)國家重點實驗室，河南 鄭州 450001)

0 引言

刀盤、刀具是全斷面巖石掘進(jìn)機(jī)(簡稱TBM)破巖掘進(jìn)的核心部件，承受沖擊荷載的巖機(jī)耦合作用，易出現(xiàn)刀盤劇烈振動、局部疲勞損傷、面板開裂、刀具非正常磨損等問題[1-3]。特別是軟硬復(fù)合地層，刀盤面板不僅承受刀具破巖沖擊荷載，同時隨刀盤轉(zhuǎn)動呈周期性受力狀態(tài)，加劇了刀盤、刀具疲勞損傷程度。因此，在刀盤、刀具設(shè)計階段應(yīng)充分考慮復(fù)雜惡劣的作業(yè)環(huán)境及掘進(jìn)參數(shù)的多變性進(jìn)行其結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計[4]。

目前，大部分學(xué)者基于理論研究、數(shù)值模擬等手段研究刀盤、刀具的振動受力與變形規(guī)律，如凌靜秀等[5]基于TBM刀盤系統(tǒng)動力學(xué)模型，從刀盤結(jié)構(gòu)參數(shù)和掘進(jìn)參數(shù)的角度分析了空間多點分布荷載下刀盤系統(tǒng)振動響應(yīng)的參數(shù)影響規(guī)律；蔣建東等[6-7]利用LS-DYNA軟件建立了單把滾刀與刀盤振動掘削過程的有限元動力學(xué)模型，并在推進(jìn)方向和環(huán)向分別施加主動余弦激振，獲得了刀盤振動與掘進(jìn)參數(shù)的相關(guān)性。綜合來看，刀盤、刀具侵壓破巖為巖機(jī)耦合作用過程，不同地質(zhì)條件和掘進(jìn)參數(shù)將帶來刀盤、刀具不同的振動響應(yīng)。由于對巖機(jī)耦合作用引起的刀盤、刀具振動受力的模糊不確定性，對刀盤、刀具施加的初始激振力過于理想化，未充分考慮地層條件的差異及滾刀破巖耦合作用對刀盤、刀具振動的影響，導(dǎo)致理論和數(shù)值計算結(jié)果與實際刀盤振動規(guī)律存在較大差別。

另外，部分學(xué)者擬在現(xiàn)場刀盤、刀具中安裝振動加速度傳感器實現(xiàn)刀盤振動實時監(jiān)測，如張曉波等[8]對吉林引松工程隧道掘進(jìn)機(jī)刀盤背部空間安裝多個傳感器，測取了2個掘進(jìn)循環(huán)段刀盤振動時域信號和FFT頻域信號以及刀盤振動幅值較大的頻率段，為防止產(chǎn)生共振、刀盤設(shè)計與制作提供了數(shù)據(jù)支持。然而，由于刀盤背部安裝的傳感器數(shù)量有限，僅能反映刀盤局部振動情況，缺乏基于現(xiàn)場監(jiān)測數(shù)據(jù)對刀盤、刀具整體振動的進(jìn)一步分析。與此同時，盾構(gòu)施工現(xiàn)場噪聲多，降噪與信號處理難度大，無線振動加速度傳感器數(shù)據(jù)采集與處理較難，因此基于現(xiàn)場實測的刀盤、刀具振動數(shù)據(jù)難以獲取。

基于此，以軟硬復(fù)合地層為掘進(jìn)研究對象，利用盾構(gòu)及掘進(jìn)技術(shù)國家重點實驗室自研的TBM掘進(jìn)模態(tài)綜合試驗臺開展全盤滾刀掘進(jìn)軟硬復(fù)合地層的室內(nèi)縮尺試驗，通過搭載三向加速度傳感器，獲取刀盤滾刀振動加速度時程數(shù)據(jù)，進(jìn)而基于加速度實測數(shù)據(jù)進(jìn)行全盤滾刀結(jié)構(gòu)的動力分析，獲取結(jié)構(gòu)體系的動力特征，研究分析刀盤滾刀結(jié)構(gòu)在隨時間變化荷載下的變形、受力及其動力特性。

1 模型試驗

1.1 試驗平臺及參數(shù)

TBM掘進(jìn)模態(tài)綜合試驗臺采用輻條式刀盤結(jié)構(gòu)，設(shè)計8把17in(1in=2.54cm)單刃滾刀和3把17in雙刃滾刀，如圖1所示。該試驗臺可在垂直和水平狀態(tài)下進(jìn)行刀間距、破巖掘進(jìn)速度、進(jìn)給量、刀盤轉(zhuǎn)速等參數(shù)的調(diào)整，通過不同的試驗參數(shù)配置開展不同工況的全盤滾刀掘進(jìn)破巖試驗，試驗臺參數(shù)如表1所示。

圖1 TBM掘進(jìn)模態(tài)綜合試驗臺及刀盤結(jié)構(gòu)

表1 試驗臺性能參數(shù)

1.2 軟硬復(fù)合地層模型

TBM掘進(jìn)非均質(zhì)地層時，刀盤除了承受滾刀侵壓破巖產(chǎn)生的沖擊荷載外，同時受非均質(zhì)地層對刀盤的周期性偏載反作用。特別是對于上軟下硬復(fù)合地層，刀盤掘進(jìn)破巖過程中的偏載現(xiàn)象更加明顯。

為揭示全盤滾刀掘進(jìn)軟硬復(fù)合地層的振動特性，利用42.5級普通硅酸鹽水泥、中砂、重晶石粉等材料，以單軸抗壓強(qiáng)度、密度、彈性模量及泊松比等參數(shù)作為控制標(biāo)準(zhǔn)配制軟硬復(fù)合地層相似材料，相似材料的物理力學(xué)參數(shù)如表2所示[9]。其中，軟巖材料的配合比中水∶水泥∶砂+重晶石(重晶石%)為0.8∶1∶4(10)，硬巖材料的配合比中砂∶水∶膠凝材料(礦渣%)為1∶1∶2.5(0)。

表2 軟硬復(fù)合地層物理力學(xué)參數(shù)

試驗中設(shè)計的軟硬復(fù)合地層的軟硬巖層面積比例為1∶1，即軟巖與硬巖面積各占掘進(jìn)開挖面的1/2，如圖2a所示。為比較軟硬巖層強(qiáng)度差異對刀盤滾刀振動的影響程度，開展2組不同軟硬巖強(qiáng)度工況下的全盤滾刀掘進(jìn)模擬試驗。第1組試驗工況為“臨空+硬巖”，即巖箱左側(cè)不澆筑相似材料；第2組試驗工況為“軟巖+硬巖”，即巖箱左側(cè)澆筑軟巖相似材料，軟硬復(fù)合地層澆筑模型如圖2b所示。

圖2 軟硬復(fù)合地層模型

1.3 刀盤振動加速度監(jiān)測

為獲取刀盤滾刀掘進(jìn)軟硬復(fù)合地層的受載與振動特性，在刀盤特定位置安設(shè)A302三向無線振動加速度傳感器，量程為±3g，傳輸距離100m，如圖3所示。

圖3 刀盤振動加速度傳感器

根據(jù)王魯琦等[10]利用LS-DYNA對TBM掘進(jìn)模態(tài)綜合試驗臺刀盤滾刀進(jìn)行的振動分析，結(jié)合刀盤在軟硬復(fù)合地層下靜力學(xué)分析結(jié)果，確定刀盤在不均勻受力狀態(tài)下的最大應(yīng)力、應(yīng)變位置，得到傳感器的最佳布置設(shè)點，如圖4所示。共設(shè)C1～C6 6個加速度傳感器，其中C4布置在刀盤輻條架構(gòu)處。

2 刀盤振動實測時程數(shù)據(jù)

根據(jù)典型軟硬復(fù)合地層的隧道工程地質(zhì)特征與TBM掘進(jìn)參數(shù)，通過相似比尺，確定2組工況試驗的刀盤轉(zhuǎn)速控制在0.1～1.0r/min，推進(jìn)速度控制在11～32mm/min。提取刀盤滾刀掘進(jìn)“臨空+硬巖”和“軟巖+硬巖”2組工況中C4加速度傳感器的三向振動加速度時域曲線，如圖5所示。

圖5 軟硬復(fù)合地層(“臨空+硬巖”與“軟巖+硬巖”)刀盤振動實測值

通過對刀盤布設(shè)的加速度傳感器的加速度時程曲線進(jìn)行傅里葉變換，刀盤滾刀掘進(jìn)軟硬復(fù)合地層的振動頻率集中在0～5Hz。同時，滾刀滾壓硬巖部分引起的刀盤振動劇烈程度強(qiáng)于滾壓軟巖部分，滾壓軟巖強(qiáng)度為19.8MPa時刀盤振動劇烈程度強(qiáng)于軟巖強(qiáng)度為0(即臨空)時。由此可見，滾刀破巖引起的刀盤劇烈振動明顯大于軟硬巖強(qiáng)度差異引起的刀盤振動。

3 刀盤瞬態(tài)動力分析

利用ANSYS軟件分析全盤滾刀的非線性特征，選取室內(nèi)試驗刀盤構(gòu)架處C4加速度傳感器全周期三向振動時域曲線作為刀盤滾刀振動分析的初始激振力，計算刀盤的應(yīng)力、應(yīng)變大小與分布規(guī)律。

3.1 “臨空+硬巖”工況的刀盤振動

當(dāng)軟巖部分未澆筑相似材料時(即“臨空+硬巖”)，刀盤滾刀應(yīng)力分布如圖6a所示，變形分布如圖6b所示。

圖6 刀盤滾刀應(yīng)力與變形分布

刀盤滾刀的最大變形量范圍為6.9×10-7～1.07×10-6m，出現(xiàn)在14號滾刀處，最大變形隨時間變化曲線如圖7a所示?？煽闯?，刀盤滾刀的最大變形量近似呈周期性變化，但由于刀盤結(jié)構(gòu)差異與滾刀非對稱布置，引起刀盤滾刀最大變形量時程曲線局部呈不規(guī)則變化。同時，兩個掘進(jìn)周期內(nèi)，最大變形量的峰值近似相等。

刀盤滾刀的最大應(yīng)力范圍為6.17×102～1.10×103kPa，遠(yuǎn)遠(yuǎn)小于刀盤結(jié)構(gòu)許用應(yīng)力[σ]=230MPa。刀盤的正交架構(gòu)處應(yīng)力集中分布，最大應(yīng)力隨時間變化曲線如圖7b所示。兩個掘進(jìn)周期內(nèi)，最大應(yīng)力峰值近似相等。

圖7 刀盤滾刀最大變形與應(yīng)力隨時間變化曲線

3.2 “軟巖+硬巖”工況的刀盤振動

當(dāng)軟巖強(qiáng)度為19.8MPa時(即“軟巖+硬巖”)，刀盤滾刀應(yīng)力分布如圖8a所示，變形分布如圖8b所示。

圖8 刀盤滾刀應(yīng)力與變形分布

刀盤滾刀的最大變形量范圍為6.40×10-7～1.11×10-6m，出現(xiàn)在14號滾刀處，最大變形量隨時間變化曲線如圖9a所示?？煽闯?，刀盤滾刀的最大變形量近似呈周期性變化，除因刀盤結(jié)構(gòu)差異與滾刀非對稱布置對刀盤滾刀最大變形量時程曲線的局部不規(guī)則變化外，2個掘進(jìn)周期內(nèi)最大變形量的峰值差異明顯，呈增大趨勢。

圖9 刀盤滾刀最大變形與應(yīng)力隨時間變化曲線

刀盤滾刀最大應(yīng)力范圍為6.19×102～1.15×103kPa，遠(yuǎn)遠(yuǎn)小于刀盤許用應(yīng)力。刀盤的正交架構(gòu)處應(yīng)力集中分布，最大應(yīng)力隨時間變化曲線如圖9b所示。2個掘進(jìn)周期內(nèi)，最大應(yīng)力的峰值差異明顯，也呈增大趨勢。

3.3 不同軟巖強(qiáng)度的復(fù)合地層對刀盤變形受力比較

比較軟巖部分未澆筑相似材料(“臨空+硬巖”)和軟巖部分強(qiáng)度為19.8MPa(“軟巖+硬巖”)2組工況下刀盤滾刀掘進(jìn)的變形與受力分布規(guī)律，最大變形量與應(yīng)力范圍如圖10所示，分析可得：①刀盤滾刀最大變形量均位于距離刀盤圓心最遠(yuǎn)的14號滾刀處，最大變形量隨時間近似呈周期性變化規(guī)律；②刀盤滾刀最大應(yīng)力隨時間近似呈周期性變化規(guī)律；③“臨空+硬巖”工況下刀盤滾刀的最大變形量范圍小于“軟巖+硬巖”工況下刀盤滾刀最大變形量；④“臨空+硬巖”工況下刀盤滾刀的最大應(yīng)力范圍小于“軟巖+硬巖”工況下刀盤滾刀最大應(yīng)力。

圖10 全盤滾刀掘進(jìn)軟硬復(fù)合地層2組工況對比

由此可知，刀盤、刀具掘進(jìn)軟硬復(fù)合地層對結(jié)構(gòu)的應(yīng)力與變形影響不僅取決于硬巖強(qiáng)度，而且受軟硬巖層強(qiáng)度差異影響。同時，“軟巖強(qiáng)度19.51MPa+硬巖強(qiáng)度44.16MPa”組合復(fù)合地層對刀盤滾刀振動加速度、應(yīng)力、應(yīng)變的影響程度大于“軟巖強(qiáng)度0MPa+硬巖強(qiáng)度44.16MPa”組合復(fù)合地層。因此，可認(rèn)為滾刀破巖的沖擊荷載作用對結(jié)構(gòu)影響大于軟硬復(fù)合不均地層對刀盤結(jié)構(gòu)影響。

4 結(jié)語

目前，一方面基于理論分析的始激振力的刀盤受力計算結(jié)果與實際情況差別較大，另一方面對現(xiàn)場的實測點位有限，未進(jìn)一步據(jù)此開展刀盤整體受力與變形研究。針對上述問題，通過開展“臨空+硬巖”和“軟巖+硬巖”2組工況下刀盤滾刀掘進(jìn)試驗，測取刀盤振動加速度時域值，基于實測值進(jìn)一步對刀盤滾刀進(jìn)行瞬態(tài)動力分析，主要結(jié)論如下。

1)刀盤滾刀掘進(jìn)軟硬復(fù)合地層引起振動頻率集中在0～5Hz，且滾刀滾壓硬巖部分引起的刀盤振動劇烈程度強(qiáng)于滾壓軟巖部分。

2)刀盤滾刀的最大變形量與最大應(yīng)力近似呈周期性變化；但“軟巖+硬巖”工況下最大變形量峰值與最大應(yīng)力峰值差異明顯，呈增大趨勢。

3)比較2組工況下刀盤滾刀受力與變形，表明滾刀破巖的沖擊荷載作用對結(jié)構(gòu)影響大于軟硬復(fù)合地層對刀盤結(jié)構(gòu)影響。

4)刀盤、刀具結(jié)構(gòu)設(shè)計過程中，應(yīng)根據(jù)軟硬地層分布情況，充分考慮刀盤、刀具振動受力分布規(guī)律，并適當(dāng)加強(qiáng)侵入硬巖部分的刀盤結(jié)構(gòu)剛度。