大tbm滾刀多階段受力模型及其動(dòng)態(tài)設(shè)計(jì)

刀以及刀盤受力更為平衡具有十分重要的工程意義。本課題來(lái)源于973項(xiàng)目（項(xiàng)目編號(hào)： 結(jié)合面的存在影響著刀座系統(tǒng)的動(dòng)力學(xué)特性，螺栓預(yù)緊力和外部激勵(lì)的變化導(dǎo)致結(jié)合面法向壓力隨時(shí)間變化，因此結(jié)合面的接觸剛度也為時(shí)變剛度。本文采用集中擊載荷，建立了滾刀-刀座系統(tǒng)的動(dòng)力學(xué)模型，建立了結(jié)合面剛度和螺栓預(yù)緊力、外部激勵(lì)以及結(jié)合面面積的接觸面積之間的量化關(guān)系，計(jì)算得到了結(jié)合面剛度的計(jì)算方法。mrk10.60%1.63%。驗(yàn)結(jié)果與仿真結(jié)果相一致，證明了理論模型的正確性；②當(dāng)滾刀振幅由4kN300kN0.35kN，增幅接近輸入載荷；側(cè)振動(dòng)較為問題，本文在典型刀座系統(tǒng)動(dòng)態(tài)特性研究和現(xiàn)有刀座結(jié)構(gòu)基礎(chǔ)上，以提67%53%7.9%7.6%，說(shuō)明該改進(jìn)刀座起到了良好的吸StudyofTBMPerformancePredictionModelinMultiStagesandDynamicDesignofCconnectionStructureWiththedevelopmentofscience,technologyandeconomy,theresourcesonthelandsurfacearedecreasingyearbyyear.Manycountriesarebeginningtodevelopandusetheundergroundspace.TheTunnelBoringMachine(TBM),basedonitsspecialtiessuchashighdrivingspeed,highqualityofconstruction,saferworkingenvironmentandlesspollutiontotheenvironment,canworkinthelongtunnelthatdeeplyunderthesurfaceofcomplexgeologicalfeatureswhichitisdifficulttoworkbythetraditionaldrillingandblastingmethods.Soinandinallovertheword,theapplicationoftheTBMhasarapidgrowthinthetunnel’sconstructionofwaterconservancy,waterpower,transportationandmining,andhas etobethemainstreamofthetunnelconstructionmachineryintheworldbynow.Thedisccutter,asthecoreofTBMworkingparts,isthevulnerablepartsofTBMbecauseofthedirectlycontactwiththerockandsufferingmoreimpactloads.Sothereisveryimportantengineeringsignificancetodotheresearchonthecutter’stheoryofbrokenrock, predictionmodel,andimprovethecutterandthebalanceofits basedonthestructureoftraditionalcuttersaddle.Thistopiccomesfrom973project(Projectnumber:2013CB035402)andnationalnaturalsciencefoundation(Projectnumber: ThespecificworkandmainthesisofthepaperareasAimingatthelimitationsofpredictionmodelofrockfragmentation,thispaper,basedonthedensecoretheory,differentrockconditions,consideringthedisccutter’scomplexbearingstatusduringtheprocessofrockfragmentation,yzedtheprocessbydisccutters;consideringrockcharacteristics,typesofdisccutters,layoutparametersofcutters,tunnelingparameters,disccutterstructureparameters,rockfragmentationpredictionmodelofdifferenttypesofdisccuttersgroupinmultistagewasdeduced,andasthevariableofthephysicalparametersofrock,penetrationandcutterspace,thelineardisccuttercuttingtestwascarriedout,theerroronaverageofverticalislessthan10%,provedthecorrectnessofthemodel,provideexcitationforthedynamicsysisofcuttersaddle.Disccutter-cuttersaddlesystem’sdynamicalmodelwasestablishedbyconcentratedmassmethod,consideringtheeffectofboldpre-tighteninganddam,establishedoscillatorydifferentialequationbyyzingrelativediscementrelationshipofeachmember,andthestiffnessofinterfaceanddamcoefficientwerecalculatedthroughempiricalformula.Theresultsshowedthatthestiffnessanddamchangedwiththechangeofboltpreloadandwedgevibrationdiscement.SystemresponsewassolvedbytheNewmarkmethodbasedonthemechanicalvibrationtheory.Thevibrationofwedgeblockanddisccutterineachdirectionisintense,andthevalueswereverticaldirection＞laldirection＞rollingdirection.Thestudyfoundthatthedamcoefficient,thepreloadandthecontactareaisthemainfactoraffectingthesystemdynamicresponse.Thereforethispaperselectedtheabovefactorsasvariables,respectivelyyzedtheinfluenceofthemainmassdynamicresponse.Resultsshowedthatwhenβis10-3,thevibrationisclosetotherealvibrationresponse;theverticaldirectionofthe responseispositivecorrelationtothechangesoftheboltpreload,Thechangeofboltpreloadhadnoeffectontheside,andtherewasanegativecorrelationbetweenrollinganddirectionoftheboltpreload;whentheareaofjointsurfacewasdoubled,thevibrationdiscementofgaugecutterdecreasedby10.60%and1.63%.Toverifythecorrectnessofthetheoreticalmodel,vibrationexperimentofcuttersaddlewasconductedbyelectro-hydraulicservoforactuator,vibrationresponsewasobservedunderdifferentpreloadanddifferentloadform.Whenloadamplitudeincreasedfrom4kNto4.75kN,theverticalamplituderesponseofthecuttersaddleincreasedbyanaverageof0.178kNunder234kNboltpreload,under300kNboltpreloadtheverticalamplituderesponseincreasedbyanaverageofabout0.35kN,comparedwith234kN,itwasnearlydoubled,whichwasveryclosetotheinputload;Whiletheamplitudeofsideloadincreaseresponseswere0.018kNand0.016kN.Thereisnotalinearrelationshipbetweentheamplitudeandfrequency,after3Hz,theslopeoftheamplitudeismuchgreaterthantheslopebefore.Tosolvethetraditionaldesignofthewedgeblockarepronetodeathcard,andtheproblemthatvibrationofwedgeandcuttershaftwasstrong.Thispaperdesignedanewstructureofcuttersaddletoimprovethevibrationreducingthedamageofcuttersaddle,yzedperformanceevaluationfornewcuttersaddle,Bycomparingthevibrationdiscementofthedisccutterandwedgeblock:verticaldiscementofdisccutterandwedgeblockweredecreasedby67%and53%,respectivelytherollingdirectionofthediscementreduced7.9%and7.6%,thenewstructuremadeagoodvibrationabsorbingeffect,itcanreducethevibrationdamageofthedisccutterandtheboltgreatly.：TBMDiscCutter;PerformancePredictionModel;CutterSaddle;Joint;DynamicCharacteristic 緒 課題研究背景與工程意 國(guó)內(nèi)外相關(guān)工作研究現(xiàn) 滾刀破巖機(jī)理研究現(xiàn) 滾刀受力預(yù)測(cè)模型研究現(xiàn) 結(jié)合面動(dòng)態(tài)特性研究現(xiàn) 刀座結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)研究概 本文主要研究?jī)?nèi)容與方 滾刀群多階段空間聯(lián)合破巖預(yù)測(cè)模 滾刀群多階段空間聯(lián)合破巖預(yù)測(cè)模型的建 密實(shí)核破巖機(jī) 基于密實(shí)核理論的滾刀群多階段空間復(fù)合破碎巖石機(jī) 滾刀群多階段空間復(fù)合破碎巖石受力預(yù)測(cè)模 總體模型的表 滾刀線切割巖石實(shí) 實(shí)驗(yàn)?zāi)康呐c方 理論與實(shí)驗(yàn)結(jié)果與分 本章小 振動(dòng)系統(tǒng)動(dòng)力學(xué)微分方 結(jié)合面解析參數(shù)模 振動(dòng)模型結(jié)合面動(dòng)力學(xué)參 振動(dòng)模型結(jié)構(gòu)動(dòng)力學(xué)參 滾刀、刀座及楔形塊等效質(zhì) 滾刀、刀座及楔形塊等效剛 滾刀傾覆等效阻 本章小 系統(tǒng)振動(dòng)響應(yīng)求 微分方程初值的解析 微分方程的數(shù)值求 各部件的振動(dòng)響 各部件載荷的時(shí)域響 刀座振動(dòng)實(shí) 實(shí)驗(yàn)樣件設(shè) 整體方案設(shè) 實(shí)驗(yàn)結(jié)果及分 不同因素對(duì)刀座振動(dòng)響應(yīng)的影 有無(wú)結(jié)合面對(duì)刀座振動(dòng)響應(yīng)的影 結(jié)合面阻尼系數(shù)對(duì)刀座振動(dòng)響應(yīng)的影 螺栓預(yù)緊力對(duì)刀座振動(dòng)響應(yīng)的影 結(jié)合面面積對(duì)刀座振動(dòng)響應(yīng)的影 本章小 刀座聯(lián)接結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè) 典型刀座結(jié)構(gòu)分 刀座聯(lián)接結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè) 改進(jìn)刀座聯(lián)接結(jié)構(gòu)性能評(píng) 改進(jìn)刀座聯(lián)接結(jié)構(gòu)可行性分 改進(jìn)刀座聯(lián)接結(jié)構(gòu)動(dòng)力學(xué)模 改進(jìn)刀座系統(tǒng)振動(dòng)響應(yīng)分 本章小 參考文 攻讀期間學(xué) 情 大連理工大學(xué)使用 全斷面巖石掘進(jìn)機(jī)（FullFaceRockTunnelBoringMachineTBM），是的產(chǎn)物，TBM的設(shè)計(jì)制造在一定程度上反映了一個(gè)國(guó)家的綜合科學(xué)技術(shù)和工業(yè)水平[1]國(guó)已成為世界上工程數(shù)量最多、發(fā)展速度最為迅猛的國(guó)家之一[2]。TBM作為目前隧道施工的關(guān)鍵技術(shù)設(shè)備，在TBMTBM技術(shù)在我從隧道施工的實(shí)用概念出發(fā)，全斷面巖石掘進(jìn)機(jī)（如圖1.1所示）的定義是：常壓其中，刀盤是TBM的關(guān)鍵部件，在TBM掘進(jìn)的過(guò)程中處于掘進(jìn)的最前沿[7]。TBMTBM破碎巖石損和損壞（如圖1.2(a)、(b)、(c)所示）。實(shí)踐表明，在硬巖地質(zhì)條件下，TBM施工過(guò)程中，刀具的費(fèi)用可高達(dá)機(jī)組施工成本的三分之一[8]。刀座是與滾刀直接聯(lián)接的部件，改變，一旦刀座產(chǎn)生故障則難以修復(fù)（如圖1.2(d)所示）。滾刀及其刀座的設(shè)計(jì)、制造圖 Fig. Fullfacerocktunnelboring 圖1.2 Fig. Theabnormaldamageofdisccutterandcutter盤形滾刀設(shè)計(jì)是TBM的技術(shù)，而其設(shè)計(jì)的根本是對(duì)盤形滾刀破碎巖石機(jī)理的國(guó)內(nèi)外鮮有文獻(xiàn)和資料，在此領(lǐng)域的研究基本屬于空白。我國(guó)的TBM研究起步較70-80TBM研究卻基本處于停破國(guó)外的技術(shù)，全面實(shí)現(xiàn)TBM的，提升我國(guó)在世界掘進(jìn)裝備制造業(yè)中的競(jìng)驗(yàn)研究等多方面進(jìn)行研究，為盤形滾刀乃至TBM刀盤設(shè)計(jì)提供理論基礎(chǔ)。生的振動(dòng)，進(jìn)而提升TBM的工作效率，增加安全性，降低造價(jià)，是研究過(guò)的難點(diǎn)破巖過(guò)，盤形滾刀由于刀盤的轉(zhuǎn)動(dòng)繞刀盤公轉(zhuǎn)，與此同時(shí)由于摩擦力的作用繞滾刀刀軸進(jìn)行自轉(zhuǎn)。刀盤在旋轉(zhuǎn)的過(guò)不斷向前推進(jìn)，使?jié)L刀在巖石掌子面上滾圖 Fig. Rockfragmentationbythedisc國(guó)內(nèi)外研究人員對(duì)滾刀巖石相互作用機(jī)理進(jìn)行了多方面的研究。J.Boussinesq從彈過(guò)程進(jìn)行了定性的分析，但并未給出力學(xué)推導(dǎo)[11]。Cheatham，Pariseau，Miller等從塑Sikarskie等在奧氏理論的基礎(chǔ)上逐步完善了壓頭侵入巖石的剪切理論[11]。M.V.Swain則騏[21]的實(shí)驗(yàn)觀測(cè)與其有很多吻合之處。中南大學(xué)夏毅敏[22]UDEC對(duì)邊滾刀進(jìn)行無(wú)論位于刀盤何處的滾刀理論上均會(huì)產(chǎn)生三個(gè)方向的力，即垂直力、滾動(dòng)力及側(cè)向力，如圖1.4礎(chǔ)，因此基于滾刀破巖機(jī)理的研究，國(guó)內(nèi)外學(xué)者先后提出了不同的滾刀受力預(yù)測(cè)模型。目前國(guó)內(nèi)外應(yīng)用最多的兩個(gè)模型是科羅拉多礦業(yè)大學(xué)基于滾刀線性切割實(shí)驗(yàn)提出SMTNU預(yù)測(cè)模型[23]SMTBMNTU模型則因其特定機(jī)型和特定工況下施工數(shù)據(jù)而導(dǎo)致其不能夠適用于不同巖石條件下滾力測(cè)此兩模能滾破程而法指導(dǎo)TM如Evns測(cè)三郎測(cè)[25]，以及交通大學(xué)640教研室[26]、華北電力大學(xué)[19]和中南大學(xué)預(yù)測(cè)FS圖 Fig. Schematicofthesondisc鑒于滾刀破巖機(jī)理的復(fù)雜性，到目前為止?jié)L刀破巖機(jī)理的真正機(jī)制尚不完全清晰，國(guó)內(nèi)外學(xué)者將研究著眼于相關(guān)實(shí)驗(yàn)機(jī)和研制工程現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)來(lái)對(duì)滾刀破碎巖石的影響因素進(jìn)行研究。.Hassanpour[28]TBMTM掘進(jìn)參數(shù)之間的關(guān)系進(jìn)行了研究。MarinEntaher[2930]等研制了低成本且高精度的縮尺實(shí)驗(yàn)臺(tái)，并將實(shí)驗(yàn)結(jié)果與全尺寸實(shí)驗(yàn)臺(tái)實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)對(duì)比，實(shí)驗(yàn)結(jié)果證明了縮尺實(shí)驗(yàn)臺(tái)數(shù)據(jù)的準(zhǔn)確性，分析了不同巖石.lci.Tum[31]壓力區(qū)的峰值應(yīng)力高于計(jì)算值。Jung-WooCho[33]等基于線性切割實(shí)驗(yàn)和數(shù)值模擬對(duì)滾刀惡劣，導(dǎo)致了安裝并且保證檢測(cè)儀器順利工作十分，因此受條件限制施工現(xiàn)場(chǎng)的檢測(cè)研究較少。Z.X.Zhang[34,35]、M.Entacher[36,37]等利用在滾刀上裝置傳感器對(duì)不同掘進(jìn)集中在二十世紀(jì)80年代，徐小荷[11]、[24]、金國(guó)棟[38]、茅承覺[39]等通過(guò)不同刃型的不懈努力，各大學(xué)和逐步建立了各自的滾刀線切割實(shí)驗(yàn)臺(tái)以及回轉(zhuǎn)切割實(shí)驗(yàn)臺(tái)，如圖1.5所示。中南大學(xué)、譚青等[40-42]基于自主設(shè)計(jì)滾刀線切割試驗(yàn)臺(tái)、滾刀回度等。陳橋、陳饋、毛紅梅、周建軍等[43,44]基于盾構(gòu)及掘進(jìn)技術(shù)國(guó)家的滾刀破巖實(shí)驗(yàn)臺(tái)(如圖1.5(b)所示)，進(jìn)行了滾刀回轉(zhuǎn)破巖實(shí)驗(yàn)，從巖石破碎形式、刀間距優(yōu) (b)盾構(gòu)及掘進(jìn)技術(shù)國(guó)家實(shí)驗(yàn)機(jī)圖1.5 Fig. Testbenchofcuttersrotary割破巖過(guò)程，仿真結(jié)果可代替線切割實(shí)驗(yàn)。OkanSu[46]PFC-3D仿真了滾刀破巖過(guò)程，得到了滾刀受力變化曲線，并與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行對(duì)比。Moon等[47]同樣基于有限元巖石破碎仿真平臺(tái)RFPA-2D和有限元仿真分析軟件ANSYSLS-DYNA分別對(duì)結(jié)合面動(dòng)態(tài)特性的研究主要可以分為理論建模和動(dòng)態(tài)特性測(cè)試兩大類。Sun-MinKim、F.Orynski、M.Gonzalez-Valadez[57-59]等提出使用彈簧單元模擬結(jié)合面單元，并對(duì)其進(jìn)行數(shù)值建模仿真，此方法能夠較準(zhǔn)確的求解結(jié)合面的法向和切向剛度。R.ason[61]wn[62]等提出了一種結(jié)合面形狀的拓?fù)湓O(shè)計(jì)方法，并采用漸進(jìn)結(jié)構(gòu)優(yōu)化法對(duì)結(jié)合面拓?fù)湫螤钸M(jìn)行了優(yōu)化設(shè)計(jì)。王書亭[63]2接觸的配對(duì)幾何粗糙特性的法向剛度力學(xué)模型，求解得到了結(jié)合面配對(duì)接觸的法向剛[64-68]等提出了基于接觸分形理論，分別建立了結(jié)合面法向和切向接觸剛度[69]等從不連續(xù)介質(zhì)力數(shù)測(cè)試來(lái)識(shí)別結(jié)合面阻尼的方法，引入合適的準(zhǔn)則來(lái)減少實(shí)驗(yàn)測(cè)量誤差的影響。KonradKonowalski[71]建立了一種通過(guò)測(cè)量不同接觸壓力下的接觸位移來(lái)確定結(jié)合面接觸剛度的實(shí)驗(yàn)臺(tái)，并通過(guò)實(shí)驗(yàn)得到了基于Kelvin-Voight模型的結(jié)合面非線性模型，該模型能夠得到結(jié)合面法向接觸剛度和接觸阻尼與平均壓力和動(dòng)載振幅的關(guān)系。MelihEriten[72]等通過(guò)直接接觸和間接接觸兩種方法來(lái)測(cè)量結(jié)合面的切向剛度和阻尼M.E.Kartal[73]Ti-6Al-4V結(jié)合TBM產(chǎn)品，比較常見的刀座形式大概有以下三種，同一刀盤不同位置的滾刀所配的刀圖1.6 Fig. Structureofcutter區(qū)間工程，盾構(gòu)掘進(jìn)時(shí)突然發(fā)生刀盤扭矩劇烈變化的故障，并且刀盤出現(xiàn)措施。但對(duì)于刀座損壞失效的研究則非常少，并且受到國(guó)外TBM廠家的技術(shù)，對(duì)關(guān)鍵技術(shù)仍然掌握在少數(shù)國(guó)外的TBM制造商手中，且出于的目的相關(guān)資料極少對(duì)TBM產(chǎn)業(yè)的發(fā)展，有必要將上述關(guān)鍵問題一一攻克。因此，本文針對(duì)滾刀受力預(yù)基于密實(shí)核理論，針對(duì)不同巖石條件，考慮滾刀在破巖過(guò)復(fù)雜的受力情工作過(guò)所承受的沖擊載荷，建立了滾刀-刀座系統(tǒng)的動(dòng)力學(xué)模型，確定了結(jié)合面剛1.7圖 Fig. ThemainframeworkofTBM由于特殊的工作環(huán)境導(dǎo)致了其不同位置的滾刀受到不同的復(fù)雜載荷作用，研統(tǒng)一的認(rèn)識(shí)，大大阻礙了破巖載荷預(yù)測(cè)的進(jìn)程。目前滾刀破巖載荷理論的研究多為但缺乏連續(xù)性和真實(shí)性。滾刀破巖是續(xù)的過(guò)程，所受沖擊載荷也隨著刀盤的推進(jìn)個(gè)基本規(guī)律[3]。在此規(guī)律的基礎(chǔ)上，東北工學(xué)院的等提出了拉伸和剪切聯(lián)合作用的的產(chǎn)生，并且認(rèn)為密實(shí)核在巖石破碎的過(guò)起著作用。密實(shí)核是指壓頭（刀刃）徑向裂紋和粉劈階段。當(dāng)密實(shí)核的能量達(dá)到其自身的極限時(shí)，載荷的能（1-2-3-4-5-6-巖粉7-裂紋擴(kuò)展8-環(huán)向裂紋9-殘余密實(shí)核）圖 Fig. （1）該觀點(diǎn)引進(jìn)了近代斷裂力學(xué)的主要論據(jù)：即物體的斷裂是由于其內(nèi)部裂隙尖若干階段，但并未給出相應(yīng)的各階段載荷計(jì)算。而TBM掘進(jìn)過(guò)，滾刀之間存TBM盤形滾刀的特點(diǎn)進(jìn)一步完善密實(shí)核理論和建立更符合實(shí)際情況的滾刀受力TBM刀盤所處的環(huán)境惡劣，受動(dòng)態(tài)沖擊載荷作用，且滾刀為空間布置，傳統(tǒng)維單滾刀正壓密實(shí)核理論擴(kuò)展到三密實(shí)核理論，針對(duì)TBM刀盤不同區(qū)域盤形滾段、裂紋貫通階段與卸載階段。研究方案如圖2.2所示。2.2Fig. ResearchflowchartofRockfragmentationbydisc 圖 Fig. 圖 Fig. Squeezingcrushing 圖 Fig. Densecorefragmentation當(dāng)?shù)额^突然卸載，在密實(shí)核和巖石內(nèi)的能量將得到釋放，轉(zhuǎn)換成巖石碎片的 圖 Fig. Unloading2.7所示。對(duì)于中心滾刀和正滾刀來(lái)說(shuō)，刀圈垂圖 Fig. ThedisccutterlayoutofcutterTBM滾刀而言，根據(jù)滾刀安裝方式、安裝半徑、相位角等參數(shù)的不同，所受2.8所示，影響載荷的參數(shù)有：滾刀結(jié)構(gòu)參數(shù)（刀刃寬T/mm，相位角差/°，安裝角/°），掘進(jìn)參數(shù)（刀刃貫入深度h/mm，轉(zhuǎn)速n/r·min-1，掘進(jìn)速度v/mm·s-1，滾刀與巖石接觸角/°），巖石特性（單軸抗壓強(qiáng)度c/MPa，抗剪強(qiáng)度t/MPa）。即：FfT,R,,S,r,,,,h,,v,c,t 圖 Fig. Rockfragmentationmodelbydisc刀的安裝角大約為6~8°，根據(jù)力的分解，該角度對(duì)與三向力的影響幾乎可以忽略不計(jì)，此階段刀刃壓入深度較小，可近似為矩形。此2.9ART2h

2 圖 Fig. AreapressedbydisccutterinelasticdeformationFA1 2RhT2htan 2 壓強(qiáng)度；h—侵入深度。

h

hhn

。則第二把刀的貫入深度hhhhhh'2.10所

ARThtan 2

圖 Fig. AreapressedbydisccutterinsqueezingcrushingR2Rh2R2Rh2

FA

Thtan 2

Frtan

Rh

2Rh FrFvtancThtan2 2Rh R 在滾刀滾壓巖石過(guò)，由于滾動(dòng)力的作用，滾刀產(chǎn)生力矩M，如圖2.11所示。FF' r r R R2i2R2iR2i2R2i2i 22Rhi圖 Fig. RotarytorqueofdiscA1TR1

圖 Fig. Areabetweenrockandthedense

F1 圖 Fig. Sketchofrockandthebladeindensecorephase（withoutconsideringtheroleofFF2Fsin F1

2RhA1R21Rh2Rh 12Rh

h

圖 Fig. AreabetweenthebladeandthesideofF T

F2sinFPA1 1R2Rh1R 2 PfSc時(shí)，巖石達(dá)到單軸抗壓強(qiáng)度而破碎。即垂直力：

R2Rh R FrFvtan

2Rh 2Rh

RF1R2Rh1Rh2Rhh2 v F2 2Rh2Rh(TR2Rh

RFF R i3Fsin i

rF、F

22Rh

F1R2Rh1Rh2Rhh2 FFF'

v R

i22Rh 2Rh( i

)

AS2h

R=2RhS2h 2 2

圖 Fig. Areaofside

FA 2RhS2htan 2

A Rhtan90tan

h2Rhtan90tan

2

2當(dāng)hTcos90圖 Fig. ContactFAcos1h

tan90tancos

2 FAsin1h2Rhtan90tan —邊滾刀安裝角

Frtan

2Rh

R2RhFrFvtanFv2Rh R2.17A1RTcos90tan90tan 21Tcos90

tan90tan

2 圖 Fig. Areabetweendensecoreandrockofgauge FAcos1Tcos90-2Rhtan90tan c SA2htanRhTcos90tanS 2 2RhhTcos90tan FscA1sint1Tcos90

2 S2h

2RhhTcos90tan t 2 2

Fr

tan

2Rh

Rh

當(dāng)邊滾刀的傾斜角小于刀刃，滾刀刃兩側(cè)均參與破巖，雖程度不同，但對(duì)力影響正滾刀和中心滾刀三向力1 2RhT2htan 2 F 2RhTh ，擠壓破碎階段 21T c 22Rh F1 1R Fs

v2

22Rhh 2Rh(T 22Rh sin)sin R2Rh 2RhS2htan

2

Fr

2Rh 2RhR

1 2RhT2htan 2

F

ch2Rhtan

cos2 22 1Tcos90-2

tan

cos22

F

2Rhtan

tan

2 1Tcos90-2Rhtan90tansin 2

Fr

2Rh 2RhR

TBM2.18所示。實(shí)驗(yàn)臺(tái)尺寸為5m×3.2m×3.5m，承載能力為60t，可實(shí)現(xiàn)單刀直線切削實(shí)驗(yàn)。2個(gè)樣本求取平均值。巖石力學(xué)參數(shù)標(biāo)定2.1缸缸 圖 Fig. Testbenchof表 Mechanicalparametersof12割實(shí)驗(yàn)，刀間距S=80mm。滾刀切割巖石過(guò)程如圖2.19所示。圖 Fig. Theprocessof以花崗巖為例，3mm貫入量下，切槽下方出現(xiàn)少量殘余密實(shí)核，但較為松散，無(wú)法提取。切槽附近巖石發(fā)生小面積破碎，巖石碎片較少，以粉末為主，如圖2.20（a）巖石碎片較小，切槽內(nèi)部有部分巖石粉末，如圖2.20（a）所示。6-8mm貫入量下，切槽下方無(wú)明顯密實(shí)核。相鄰切槽之間巖石崩落，切槽貫通，形成大碎片，如圖2.20實(shí)核分散，形成巖粉，與破碎模型的第三、第四階段相對(duì)應(yīng)。圖 Fig. Rockfragmentationindifferent量為5mm。由于實(shí)驗(yàn)為線性切割實(shí)驗(yàn)，并未考慮回轉(zhuǎn)對(duì)側(cè)向力的影響，因此側(cè)向力在

表 Comparisonbetweentestand垂直 滾動(dòng)理論 實(shí)驗(yàn) 理論 實(shí)驗(yàn)0 貫入量

滾動(dòng)力(k滾動(dòng)力(k

貫入量

(a)垂向 (b)滾動(dòng)圖 Fig. Loadingofdisccutterin滾動(dòng)力滾動(dòng)力 圖

Fig. LoadingofdisccutterinmiluoTBM設(shè)計(jì)的TBM的破巖效率。本章首先闡述了經(jīng)典的密實(shí)TBM的多滾刀多階段的破巖過(guò)刀座及TM成。滾刀座振刀座聯(lián)接部分存在多個(gè)結(jié)合面，結(jié)合面的存在直接決定了滾刀刀座系統(tǒng)的振動(dòng)特性。因此，需要綜合考慮滾刀刀座系統(tǒng)不同結(jié)合面的剛度、阻尼，更加真實(shí)的反應(yīng)滾刀刀座系統(tǒng)的振動(dòng)特性。-刀座結(jié)構(gòu)系統(tǒng)多自由度動(dòng)力學(xué)模型，并建立了結(jié)合度和外部激勵(lì)、結(jié)合面接觸面積以及位移的映射關(guān)系，得到了刀座各結(jié)合面的剛度計(jì)算方法，為下一章滾刀-刀座聯(lián)TBM滾刀-3.1所示。刀座巖石過(guò)能夠保持較好的穩(wěn)定性，刀座裝配結(jié)構(gòu)如圖3.1所示。圖 Fig. 本文考慮滾刀-接觸剛度、阻尼以及螺栓的預(yù)緊力等，建立了滾刀-刀座系統(tǒng)彎-軸-滾-擺多自由度耦合振動(dòng)系統(tǒng)，其動(dòng)力學(xué)等效模型如圖3.2所示。

ccmmmkmmmc

側(cè)向力方向k k

F

k

垂向力方向

滾動(dòng)力方向圖 Fig. domcouplingdynamicmodelofTBMcutterandsaddle統(tǒng)動(dòng)力學(xué)微分方程，進(jìn)而分析滾刀-刀座系統(tǒng)的動(dòng)態(tài)特性。由圖3.2可知，滾刀-刀座系MsxtMjxtCsxt+CjxtKsxtKjxtFt經(jīng)驗(yàn)和有限元計(jì)算得到，不包含未知量。由于一般機(jī)械結(jié)構(gòu)(如機(jī)床結(jié)構(gòu)等)，結(jié)構(gòu)MsxtCjxtKsKjxtFt 3.218個(gè)自由度，本文利用集中質(zhì)量參數(shù)法及牛頓第二定律以及滾刀擺動(dòng)方向上各部件的微分方程，聯(lián)立后即可得到滾刀-刀座系統(tǒng)的動(dòng)力學(xué)微分ky1ky2ky3ky4y1ky2y2ky1y3ky4y4ky3y5m2y2cjy2y1cjy2y2ky2y1ky2y2m3y3cjy1y1cjy1cjy5cjy7y3cjy7y6ky1y1ky1ky5ky7y3ky7y6m4y4cjy4y1cjy4y4ky4y1ky4y4m5y5cjy3y1cjy3cjy6cjy8y5cjy8y7ky3y1ky3ky6ky8y5ky8y7my y y y y

6 jy7 jy7 y7 y7 jy8 jy8 y8 y8 m1x1cjx1cjx3x1cjx1x2cjx3x3kx1kx3x1kx1x2kx3x3m2x2cjx1x1cjx1cjx2x2cjx2x3kx1x1kx1kx2xx2kx2x3m3x3cjx3x1cjx2x2cjx2cjx4cjx3x3kx3x1kx2x2kx2kx3kx4x3

kz1kz2kz3kz4z1kz2z2kz4z4kz1z10kz3z11m2z2cjz2z1cjz2cjz5z2cjz5z8kz2z1kz2kz5z2ky5z8mz z z zkz kzkz4

jz4

jz6

z4

y6mz z zkz z 8 jz5 z5 mz z zkz z 9 jz6 z6 mz z kzk 10 jz1 z1 mz z zkz 11 jz3 z3

J1c1

mi—m1為滾刀的等效質(zhì)量，m2、m4分別為左、右上楔左側(cè)和右側(cè)刀座的等效質(zhì)量，m8、m9、m10、m11代表滾動(dòng)方向的等效質(zhì)量）；m6、m7J由于[K]=[Ks+Kj]，即kyi=ksyi+kjyi，kxi=ksxi+kjxi，kzi=kszi+kjzi，系統(tǒng)剛度為結(jié)構(gòu)剛度ksi和結(jié)合度kji的組合：ky1=ksy1k y2=ksy2kjy

k kz1=ksz1k kz6=ksz6kjzk

k k ky4=ksy4kjy4ky2=ksx2kjx

z2=ksz2kjz2z7=ksz

kk

k k

jz3,

k

z

y

x

k

ky7

jz5

—滾刀ksz5、ksz6、ksz7、ksz8、ksz9、ksz10m8、m9、m10、m11滾動(dòng)方向的結(jié)構(gòu)等效kjyi、kjxi、kjzi—對(duì)應(yīng)結(jié)合面垂向、側(cè)向和滾動(dòng)方向的等效接觸剛度，kj2、kj4為上楔cjz9、cjz10均為0，中未列出。但為方便計(jì)算，結(jié)合面的剛度和阻尼序號(hào)與系統(tǒng)的剛V V

圖 Fig. ysisofwedgeanddisc

F F F 為螺栓預(yù)緊力；FY為刀軸底面受到來(lái)自刀座的反力；FN為楔形塊和刀軸受到的水平方向上的壓力；Ff、FFj為楔形塊以及楔形塊-刀軸斜面受到的靜摩擦力，實(shí)際靜摩擦力在FfFNFfjFj，此處刀座結(jié)構(gòu)屬于無(wú)潤(rùn)滑的鋼-0.15為斜面與豎直方向的夾角。將上 F 12sin2cos

12sin2cos F' F 12sin2cos 有上述可以看出：影響刀軸-楔形塊斜面結(jié)合面所受的力Fj和刀軸-刀座接觸面FL的拉伸作用，伸長(zhǎng)量為b。此處將楔形塊和滾刀假定為剛體，不發(fā)生彈性變形。by20y70y40

FL'FL

CFL b螺栓伸長(zhǎng)量減小量

y2y7y20y60y4y8y40y70 (3.13)、(3.14)代入(3.12)中得 F'

2y2

2y 60 701993年，付衛(wèi)平、美[81]等人基于大量實(shí)驗(yàn)第一次提出了結(jié)合面的經(jīng)驗(yàn)計(jì)算式，其中法向剛度計(jì)算kpnnX n Andrew[83]和Thornley[84]無(wú)油結(jié)合面的法向動(dòng)剛度接近于法向靜剛度的結(jié)論。單nnknnn

K=pn n 材料粗糙度為Ra=0.8，鋼-鋼的無(wú)油刀座-滾刀-楔形塊結(jié)合面，n3. 0.604。因此，結(jié)合面的法向接觸剛度計(jì)算為K=

接觸面積S呈比例關(guān)系，即：p

剛度計(jì)算： 3.262541012

sincos

2y2y6FF

1

0 yy VS 60 12 2

10 3.26254101222

2

S2sin jy jy 1

sin2cos

yy

3.2625410122

LF0604L

60 2jy

60 3 12 4 3.2625410 4

S4S6SS

F 0 3.26254jx

SSS

5 0

k

3.262541012 SS 6

0kjz1kjz33.262541012R 7 3.262541012

y 10604Scos jz jz

2y2

S 60 2

12 cossin3.26254

0FL jz

jz

S8本節(jié)按照上節(jié)動(dòng)力學(xué)等效模型建立的方法對(duì)滾刀-刀座系統(tǒng)進(jìn)行節(jié)點(diǎn)的劃分，由于模型所關(guān)注的重點(diǎn)是刀座聯(lián)接結(jié)構(gòu)的動(dòng)態(tài)特性，因此將滾刀劃分為一個(gè)節(jié)點(diǎn)m1，節(jié)點(diǎn)位塊。建模使用工應(yīng)用最為廣泛的17寸盤形滾刀。滾刀的結(jié)構(gòu)本身比較復(fù)雜，其本小節(jié)按照上節(jié)動(dòng)力學(xué)等效模型建立的方法對(duì)滾刀-刀座系統(tǒng)進(jìn)行節(jié)點(diǎn)和質(zhì)量的劃量，如表3.1所示。表 Equivalentmassofeachmass節(jié) 等效質(zhì) 節(jié) 等效質(zhì) 體，節(jié)點(diǎn)m1ksy1ksx1和滾動(dòng)方向等ksz1。其中以刀圈、刀軸和軸承的剛度影響最大，其他零部件的影響較小，可忽滾刀的剛度k111 得刀圈與刀體的等效徑向剛度kyZ1，同理對(duì)于刀圈和刀體側(cè)向等效剛度，在刀刃側(cè)向受刀圈與刀體軸向剛度kxZ1。仿真計(jì)算結(jié)果如圖3.4所示。Z1 圖 Fig. Finiteelementresultsofthedisccutter由剛度定義可得節(jié)點(diǎn)Z1的等效徑向剛度kyZ1和軸向剛度kxZ1

Fy

1.75108(N/

Fx

1.67109(N/

2 4 2 40 0 0 1

K1.11 ZJ(cos)2110 K1.11 其中：J cos ， 6.2410 [1 cos(aa icisin(efsin(ifDw為滾子平均直徑，Zi為第i個(gè)滾子所處的位置角，i、e分別為圓錐滾子內(nèi)、外滾道的接觸角，f擋邊的le為滾子的有效接觸長(zhǎng)度。r、a分別為滾子的軸承內(nèi)、外圈的徑向相對(duì)位移 0.0766l08Z09sin191F0 0.0766l08Z09cos191F0 表3.2。表 Structureparameterofthe 滾子長(zhǎng)度 接觸角 rk5.4108(N/ryZ 2K1.08109(NyZ tk1.035108(N/tkxZ

2

1.035109(N/因此，節(jié)點(diǎn)Z2的等效徑向剛度kyZ2和軸向剛度kxZ2yZ 1.08109(N/yZxZ 2.07108(N/xZkyZ33a2L R為刀軸半徑，L為刀軸長(zhǎng)度，aE為彈性模量。各參數(shù)取值如表3.3所示：表 Parameterofcutter 將參數(shù)代入中解得刀軸垂向剛度 組剛度，按并聯(lián)方式計(jì)算得出Z3節(jié)點(diǎn)的等效剛度。如下圖所示。 圖 Fig. Finiteelementresultsofthedisccutter

K

2.51010(N/K2

1.161010(N/

KK3.661010(N/xZ 因此，節(jié)點(diǎn)Z2的等效徑向剛度kyZ2和軸向剛度kxZ2kyZ

1.56109(N/xZxZ

2.661010(N/

ksy3

kyZ

kyZ

6.45108(N/

ksx3

1

kxZ

1.83108(N/ 6.47109(N m2、m3、m4、m5、m8、m9、m10、m11均屬于非標(biāo)準(zhǔn)件，故其結(jié)構(gòu)的等效剛度FEAWORKBENCH有限元分析軟件，在模型一側(cè)施加約表 剛 剛 4.26于側(cè)向力作用與刀尖上，因此會(huì)產(chǎn)生扭擺振動(dòng)，方向繞y軸，如圖3.6所示。圖 Fig. equivalentmodelofdisccutterccbr(l1l2)/ 為0.0375m。c246.53Nm2/質(zhì)量，通過(guò)FEA方法計(jì)算了等效支撐剛度，并利用計(jì)算了滾刀的支撐阻尼。本章主要從滾刀-刀座系統(tǒng)振動(dòng)響應(yīng)和載荷傳遞規(guī)律進(jìn)行研究。由第三章動(dòng)力學(xué)方初值為0，在此處不進(jìn)行分析。ky1ky2ky3ky4y1ky2y2ky1y3ky4y4ky3y5m2y2cjy2y1cjy2y2ky2y1ky2y2m3y3cjy1y1cjy1cjy5cjy7y3cjy7y6ky1y1ky1ky5ky7y3ky7y6m4y4cjy4y1cjy4y4ky4y1ky4y4m5y5cjy3y1cjy3cjy6cjy8y5cjy8y7ky3y1ky3ky6ky8y5ky8y7my y y y y

6 jy7 jy7 y7 m 7 jy8 jy8 y8 y8 對(duì)(4.1)進(jìn)行拉斯變換即

s2mYss Ys YsscYs Ys 1 jy2 jy1 jy4s2mYs Ys YskYskYs 2 jy2 jy2 y2 y2 s2mYsscYss Ys YskYs jy1 jy7 y1 Ys YskYskYs

4

jy4 jy4 y4 y4 55

sky8Y7sFs2mYs Ys YskYskYs 6 jy7 jy7 y7 y7 s2mYs Ys YskYskYs 7 jy8 jy8 y7 y7 =1LL

k 1k kY20Y40 kY30Y50

y2

kY60Y70 kyEuler法、Newmark法、Runge-kutta法、GillNewmark數(shù)值方法來(lái)求解 是否 圖 Fig. Solutionflowchartofdynamic激勵(lì)，研究系統(tǒng)在外載和內(nèi)部剛度阻尼作用下的的動(dòng)態(tài)響應(yīng)。利用數(shù)值解法Newmark求解第三章中建立的系統(tǒng)動(dòng)力學(xué)微分方程，可求得滾刀-刀座系統(tǒng)的滾刀、上楔形塊、刀座、下定位塊在234kN預(yù)緊力下的位移響應(yīng)曲線，如圖所示：0位移位移

0位移0位移0

00位移0位移000

時(shí)間

00 時(shí)間

000 時(shí)間 (b)滾刀側(cè)向振動(dòng)位 (c)滾刀滾動(dòng)方向振動(dòng)位000位移0位移0000 時(shí)間

00位移0位移0000 時(shí)間

0位移0位移000 時(shí)間 (f)上楔形塊滾動(dòng)方向位00位移0位移0000 時(shí)間

00位移0位移000 時(shí)間

0-000-000位移-000位移-000-000-000-000-000 時(shí)間x10-000位移0位移0000 時(shí)間

-0位移-0位移-0-0

時(shí)間

11角位移0角位移0000 時(shí)間 圖4.2 Fig. Vibrationdiscementresponseofthecutter4.2振動(dòng)穩(wěn)定后，刀座各結(jié)構(gòu)在垂向的振動(dòng)位移均值最大，振動(dòng)幅度不超過(guò)0.01mm，均在各自平衡位置做小幅往復(fù)振動(dòng)，說(shuō)明在強(qiáng)大預(yù)緊力的作用下，系統(tǒng)具有1/100.00055rad左右，表明側(cè)向力對(duì)正滾刀的傾向的等效剛度即可得到系統(tǒng)各結(jié)構(gòu)載荷的時(shí)域歷程，結(jié)果如圖4.3所示。 3 滾動(dòng)方向載荷2滾動(dòng)方向載荷垂向載荷側(cè)向載荷垂向載荷側(cè)向載荷2 0 時(shí)間

20 時(shí)間

5時(shí)間圖 Fig. Time-varyinghistoriesofthecutter刀座振動(dòng)特性實(shí)驗(yàn)依托大連理工大學(xué)工業(yè)裝備結(jié)構(gòu)分析國(guó)家的疲勞實(shí)驗(yàn)裝置進(jìn)行。進(jìn)行刀座受力特性振動(dòng)實(shí)驗(yàn)的目的是研究典型滾刀-刀座聯(lián)接結(jié)構(gòu)在不同相同載荷激勵(lì)荷傳遞規(guī)律與螺栓預(yù)緊力的關(guān)系，進(jìn)而為滾刀-刀座聯(lián)接結(jié)構(gòu)優(yōu)化與圖 Fig. ThewholeTBMcutterandcuttersaddleandsample5mm5mm4U型槽用數(shù)控火焰切割機(jī)切割成。整個(gè)樣件的加工 圖4.5 Fig. Thecuttersaddlesampleand門形加載架刀座試件底 基（a）振動(dòng)實(shí)驗(yàn)裝置示意圖 圖4.6 Fig. Thefatiguetestdeviceofcuttersaddlesample刀座振動(dòng)實(shí)驗(yàn)中用到的設(shè)備及檢測(cè)儀器如下：1)伺服疲勞加載系統(tǒng)2套；2)控制系統(tǒng)1套；3)電腦2臺(tái)；4)卡1套；5)壓力傳感器4個(gè)；6）測(cè)試軟件4.7 圖 Fig. Testequipmentand698mm×560mm×222mm，為保證側(cè)向剛度增加加強(qiáng)筋。底部采用M16的螺栓固定到底座上，底座再通過(guò)M60的地腳螺栓與基體相連。測(cè)力傳感器：LH-Y03-AEVT-14F。該類傳感器的特點(diǎn)是：體積小巧，全密封，適用圖 Fig. Layoutof1Hz、2Hz、4.9可知：由于作動(dòng)器加載點(diǎn)位于刀軸中心，而承載力的刀座左右對(duì)稱，傳感4.10可知：垂向載荷仿真輸出和試驗(yàn)輸出的變化規(guī)律與輸入基本一致，證明載荷載荷20 時(shí)間圖 Fig. Comparisonbetweenexperimentalinputandoutputofthevertical仿真輸出試驗(yàn)輸出仿真輸出試驗(yàn)輸出5載荷載荷3210 時(shí)間圖 Fig. Comparisonbetweensimulationandexperimentalresultsofthevertical1

1

1

1

（c）幅值為4.75kN下的刀座垂向響應(yīng) （d）幅值為4.75kN下的刀座側(cè)向響應(yīng)圖4.11 Fig. Amplitudeofverticaland lresponseoncutter4.114kN4.75kN234kN螺栓預(yù)緊力下的垂向0.178kN300kN螺栓預(yù)緊力下的垂向響應(yīng)振幅平均增加了約0.35kN，較234kN增加了近一倍，十分接近輸入載荷；側(cè)向載荷響應(yīng)的振幅增幅分0.018kN0.016kN，十分接近。這表明，垂向載荷響應(yīng)對(duì)預(yù)緊力變化更為敏感，3HzTBM實(shí)際掘進(jìn)過(guò)，刀盤的轉(zhuǎn)速?zèng)Q定了外部激勵(lì)的頻率，刀盤轉(zhuǎn)速過(guò)快會(huì)引起滾刀以及刀盤受載荷頻率控制在3Hz之內(nèi)，是降低滾刀以及刀盤振動(dòng)沖擊的有效。的剛度、阻尼，計(jì)算得到系統(tǒng)動(dòng)態(tài)響應(yīng)如圖4.12所示。4.12表 均值 幅值11垂向方向23

滾 刀 滾 刀 刀 00位移0位移000

時(shí)間

000位移0位移0000 時(shí)間

0位移0位移00 時(shí)間 10位移0位移0

0位移0位移0

00位移0位移00

時(shí)間

00 時(shí)間

00 0時(shí)間00位移0位移00-0-0 時(shí)間

00位移0位移000 時(shí)間

-0-0位移-0位移-0-0-0-0

時(shí)間

10位移0位移00

-0位移-0位移-00 時(shí)間

-0

時(shí)間x76剛度剛度432

圖 Fig. Vibrationdiscementresponseofthecuttersaddlewithoutjointx54剛度剛度21

0 圖4.13 Fig. Thecomparisonbetweenjointsurfacestiffnessandstructure系統(tǒng)振動(dòng)響應(yīng)進(jìn)行對(duì)比，部分結(jié)果如圖4.14所示。10-5、10-6時(shí)，即結(jié)合面阻尼越接近結(jié)構(gòu)阻尼時(shí)，結(jié)構(gòu)的局部振動(dòng)較β=1E-β=1E-β=1E-00 00

0

0 時(shí)間 0 時(shí)間位移(位移(00

0

00

β=1E-β=1E-0位移(位移(0 0位移(位移(0 00 00時(shí)間β時(shí)間β=1E-0位移(0位移(00

000位移(0位移(00

0 時(shí)間

0時(shí)間β=1E- 時(shí)間β=1E-時(shí)間圖 Fig. 4.15表 112368側(cè) 9方 質(zhì)量 均值 幅值00

0000000

-0-0-0-0-0-0-0-0

圖4.15 Fig. 由第三章對(duì)結(jié)合度的分析可知，結(jié)合度的大小與其接觸面積有直接的關(guān)4.164.16（a）為滾刀與刀座接觸面積放大一倍后與原模型的垂向振動(dòng)位移對(duì)4.16（b）為滾刀與楔形塊接觸斜面面積放大一倍后與原模型的垂向振動(dòng)位4.16可知：各結(jié)合面的面積增大一倍后，相應(yīng)質(zhì)量塊的振動(dòng)位移振幅無(wú)明顯位移位移

位移位移

圖 Fig. Vibrationdiscementresponsewithdifferentareaofjoint況下結(jié)合面載荷的影響因素。并試制了刀座試件，進(jìn)行了滾刀-刀座系統(tǒng)振動(dòng)實(shí)驗(yàn)，提刀座的垂向和側(cè)向載荷響應(yīng)振幅均隨著外載頻率的增加而增加，不斷接近輸在3Hz在TBM實(shí)際進(jìn)過(guò)，刀盤的轉(zhuǎn)速?zèng)Q定了外部激勵(lì)的頻率，刀盤轉(zhuǎn)速過(guò)快會(huì)引起滾刀以及刀盤整體振動(dòng)的加大，。因此，應(yīng)選擇合理的刀盤轉(zhuǎn)速，滾刀所受載荷頻率控制在3Hz之內(nèi)。300kN來(lái)說(shuō)，234kN的螺栓預(yù)緊力對(duì)減小刀座垂向振動(dòng)的效果更好，因此在實(shí)際施工過(guò)，根據(jù)工程經(jīng)驗(yàn)合TBM在掘進(jìn)過(guò)，隨著刀盤的旋轉(zhuǎn)推進(jìn)，巖石被盤形滾刀滾壓破碎。在這一過(guò)，滾刀受到很高的沖擊載荷并容易產(chǎn)生振動(dòng)，加之巖石十分堅(jiān)硬，使得滾刀本文建立的典型刀座動(dòng)力學(xué)模型和實(shí)驗(yàn)證明了滾刀載荷傳遞到刀座上會(huì)產(chǎn)生一系滾刀線性切割實(shí)驗(yàn)得到的實(shí)測(cè)載荷數(shù)據(jù)作為外部激勵(lì)，對(duì)系統(tǒng)進(jìn)行了求解，對(duì)此結(jié)構(gòu)進(jìn)圖 Fig. StructureofcutterTBM和掘進(jìn)混合地質(zhì)的盾構(gòu)機(jī)中。現(xiàn)場(chǎng)換刀時(shí)，松工作過(guò)，栓和滾刀直力呈一角度螺栓承受很大力，且螺僅靠插入座的部分螺紋承受垂直力在螺栓方向產(chǎn)生的拉力。由于沖擊載荷的作用滾刀振動(dòng)十分強(qiáng)TBM形式。改進(jìn)后的刀座整體結(jié)構(gòu)示意圖，如圖5.1所示。圖5.2 Fig. Schematicdiagramofthecutter外，避免了一側(cè)為直角造成的預(yù)緊力施加過(guò)的楔形塊卡死，換刀時(shí)松開緊固螺栓，圖 Fig. ysisofwedgeanddisc

FjcosFfsin'FNcos'Ffjsin FsinFsin'FcosFsin' F F 其中：Fv、Fr分別為滾刀受到的垂向力和滾動(dòng)力；Fj為結(jié)合面受到的法向壓力；FL為螺栓預(yù)緊力；FY為刀軸底面受到來(lái)自刀座的反力；FN為楔形塊與刀座斜面的法向壓力；FN’為楔形塊和刀軸受到的水平方向上的壓力；Ff、Ffj為楔形塊-刀座斜面以及楔形塊刀軸斜面受到的靜摩擦力，由于靜摩擦力非定值，此處取最大靜摩擦力，F(xiàn)fFNFfjFj。梯形，即'。將上 Fj2sincosF sincos F 2sincos

2sincosF' cossin F 2sincos ky1ky2ky3ky4y1ky2y2ky1y3ky4y4ky3y5m2y2cjy2y1cjy2cjy9y2cjy9y3ky2y1ky2ky9y2ky9y3m3y3cjy1y1cjy9y2cjy1cjy5cjy7cjy9y3cjy7y6ky1y1ky9ky1ky5ky7ky9y3ky7y6m4y4cjy4y1cjy4cjy10y4cjy10y5ky4y1ky4ky10y4ky10y5m5y5cjy3y1cjy10y4cjy3cjy6cjy8cjy10y5cjy8y7ky3y1ky10ky3ky6ky8ky10y5ky8y7

my y y y y6 jy7 jy7 y7 y7 y y ykykyy7 jy8 jy8 y8 y8 m1x1cjx1cjx3x1cjx1x2cjx3x3kx1kx3x1kx1x2kx3x3m2x2cjx1x1cjx1cjx2x2cjx2x3kx1x1kx1kx2xx2kx2x3m3x3cjx3x1cjx2x2cjx2cjx4cjx3x3kx3x1kx2x2kx2kx3kx4x3

kz1kz2kz3kz4z1kz2z2kz4z4kz1z10kz3z11m2z2cjz2z1cjz2cjz5z2cjz5z8kz2z1kz2kz5z2ky5z8m4z4cjz4z1cjz4cjz6z4cjz6z9kz4z1kz4kz6z4ky6z9mz z zkz z 8 jz5 z5 mz z zkz z 9 jz6 z6 mz z kzk 10 jz1 z1 mz z zkz 11 jz3 z3 0.224mm0.070mm53%。滾刀和楔形塊的滾動(dòng)方7.9%7.6%。這主要是由于本來(lái)由楔形塊和滾刀承受的滾刀破巖的

時(shí)間 時(shí)間 圖 Fig. Vibrationdiscementcurveofthedisc

圖 Fig. Vibrationdiscementcurveofwedge TBM滾刀設(shè)計(jì)這一復(fù)基于密實(shí)核理論，針對(duì)不同巖石條件，考慮滾刀在破巖過(guò)復(fù)雜的受力情刀座結(jié)構(gòu)和結(jié)合面之間的剛度、阻尼關(guān)系，考慮刀座工作過(guò)所承受的沖擊載荷，建立了滾刀-刀座系統(tǒng)的動(dòng)力學(xué)模型，確定了結(jié)合度和螺栓預(yù)緊力、外部激勵(lì)以及結(jié)合面面積的接觸面積之間的映射關(guān)系，并利用經(jīng)驗(yàn)計(jì)得到了結(jié)合度的計(jì)算方法。根據(jù)機(jī)械振動(dòng)相關(guān)理論，利用Newmark算法對(duì)系統(tǒng)響應(yīng)進(jìn)行了求解，研究了結(jié)合利用作動(dòng)器，對(duì)試制的刀座樣件進(jìn)行振動(dòng)實(shí)驗(yàn)，觀察統(tǒng)計(jì)刀座在不同預(yù)增大有小幅度的增加，垂向載荷響應(yīng)對(duì)預(yù)緊力的變化更為敏感，300kN螺栓預(yù)緊力下的振動(dòng)沖擊的有效。對(duì)典型刀座進(jìn)行分析時(shí)發(fā)現(xiàn)傳統(tǒng)設(shè)計(jì)中楔形塊容易發(fā)生卡死不方便現(xiàn)場(chǎng)換刀，本張鏡劍,傅冰駿.隧道掘進(jìn)機(jī)在我國(guó)應(yīng)用的進(jìn)展[J].巖石力學(xué)與工程學(xué)報(bào)2007,26(2):226紀(jì)昌明,張照煌.全斷面巖石掘進(jìn)機(jī)刀盤上刀具布置規(guī)律研究[J].建設(shè)機(jī)械技術(shù)與管理,.王夢(mèng)恕,李典璜,張鏡劍,等.巖石隧道掘進(jìn)機(jī)施工及工程實(shí)例[M].:中國(guó)鐵道杜彥良,杜立杰,等.全斷面巖石隧道掘進(jìn)機(jī)—系統(tǒng)原理與集成設(shè)計(jì)[M].:華技大學(xué)社,2010.虞詩(shī)強(qiáng)TBM刀群與盤體支撐結(jié)構(gòu)耦合布置設(shè)計(jì)方法[D大連:大連理工大學(xué)萬(wàn)志昌,沙明遠(yuǎn),周雁領(lǐng).盤形滾刀的使用與研究[J].現(xiàn)代隧道技術(shù)2002,39(6):1-張照煌,葉定海,趙慶玉.巖石掘進(jìn)機(jī)刀具間距的確定及分析[J].工程機(jī)械2002,11:11-GertschRE.Rocktoughnessanddisccutting[D].Missouri:UniversityofMissouri-Rolla,,.巖石破碎學(xué)[M].：煤炭工業(yè),12]宋克志,袁大軍,王夢(mèng)恕.盤形滾刀與巖石相互作用研究綜述[J].鐵道工程學(xué)報(bào),張祖培,劉寶昌.碎巖工程學(xué)[M].:地質(zhì)M.V.Swain,B.R.Lawn.Indentationfractureinbrittlerocksandglasses[J].InternationalJournalofRockMechanicsandMiningSciences&Geomechanics,1976,13(11):311-319DamienAndré,medJebahi,IvanIordanoff,n-lucCharles,Jér?meNéauport.Usingthediscreteelementmethodtosimulatebrittlefractureintheindentationofasilicaglasswithabluntindenter[J].ComputerMethodsinAppliedMechanicsandEngineering,2013,10(265):136-147張魁.盾構(gòu)機(jī)盤形滾刀作用下巖石破碎特征及滾刀振動(dòng)特性研究[D].長(zhǎng)沙:中南大學(xué)楊金強(qiáng).盤形滾刀受力分析及切割巖石數(shù)值模擬研究[D].:華北電力大學(xué).張照煌,,劉春林.掘進(jìn)機(jī)盤形滾刀壓痕試驗(yàn)的統(tǒng)計(jì)分析.現(xiàn)代電力,1996,13(1):63-,金國(guó)棟,蘇禾.盤形滾刀破巖機(jī)理的有限元分析[J].東北工學(xué)院學(xué)報(bào)1981,03:79-林家騏.研究盤形滾刀破巖機(jī)理與提高刀具使用[J].福州大學(xué)學(xué)報(bào)(自然科學(xué)版),1990,01:08-113.,吳元,郭金成,田彥朝,等.TBM邊緣滾刀破巖機(jī)理的數(shù)值研究[J].煤炭學(xué)報(bào),2014,RostamiJ,OzdemirL, parisonbetweenCSMandNTHhardrockTBMperformanceprediotionmodels[C].ProceedingsofInstituteofShaftDrillingTechnology(OSDT)annualTechnicalConference96.LasVegas,NY,1996.,.滾刀破碎理論