TBM的平面刀盤與兩級刀盤的力學性能對比分析

耿麒,魏正英,孟昊,卓興建,賈連輝,賀飛,楚華麗

(1.西安交通大學機械制造系統工程國家重點實驗室,710049,西安;2.中鐵工程裝備集團有限公司,450016,鄭州)

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TBM的平面刀盤與兩級刀盤的力學性能對比分析

耿麒1,魏正英1,孟昊1,卓興建2,賈連輝2,賀飛2,楚華麗1

(1.西安交通大學機械制造系統工程國家重點實驗室,710049,西安;2.中鐵工程裝備集團有限公司,450016,鄭州)

為解決全斷面巖石掘進機(TBM)大直徑(>10 m)平面刀盤承受的破巖載荷、偏心載荷過大會造成刀盤大變形、主軸承損壞的問題,引入一種兩級刀盤?；趹迷谖髑貛X隧道的平面刀盤,采用灰關聯分析的方法設計了兩級刀盤的結構;建立復合巖層條件下平面刀盤和兩級刀盤的受力分析模型,對比分析了兩種刀盤的破巖總推力和扭矩、刀盤徑向不平衡力和傾覆力矩;建立均一巖層條件下兩種刀盤的有限元模型,對比分析了兩種刀盤的變形和應力分布。結果表明,兩級刀盤的各級破巖總推力、扭矩、徑向不平衡力、傾覆力矩、刀盤變形和最大應力均比平面刀盤小,說明兩級刀盤有效地把破巖載荷分散到各級刀盤,同時提高了刀盤剛度,避免了刀盤應力過度集中,有效減小了刀盤的偏心載荷。

全斷面巖石掘進機;兩級刀盤;平面刀盤;復合巖層

掘進機(TBM)是一種用于隧道全斷面開挖的大型專用工程機械,被廣泛應用于水電、鐵路、地鐵隧道工程。刀盤是TBM掘進的關鍵部件,直接承受著來自液壓推進缸的總破巖載荷;刀盤主軸承是支撐刀盤掘進動作的關鍵部件,不僅承受著刀盤軸向破巖總載荷,還承受著刀盤的徑向不平衡力和傾覆力矩[1]。對于大直徑長距離巖石隧道,由于開挖斷面大使得刀盤承受的破巖總載荷過大而造成刀盤面大變形;由于隧道過長使得掌子面巖層復雜多變、刀盤受力不平衡,進而造成主軸承的偏心載荷過大。

針對上述問題,國內外的研究主要集中在刀盤的結構設計與優化方面,具體包括刀盤幾何結構設計、滾刀布局優化設計、刀盤結構主參數優化設計。刀盤幾何結構設計方面,錐面刀盤和球面刀盤的刀盤面變形小于通用的平面式刀盤,但由于傾斜安裝的滾刀數目增多,使得刀盤徑向不平衡力增大[2-3];滾刀布局優化設計方面,霍軍周等針對均一掌子面研究了滾刀布局模式與刀盤受力特性的關系,提出了基于遺傳算法、蟻群算法、協同進化算法、灰關聯分析等理論的滾刀布局優化方法[4-6],使得刀盤的變形、徑向不平衡力、傾覆力矩都有不同程度的減小;刀盤結構主參數優化設計方面,李震等基于遺傳算法進行了刀盤面板厚度等12個刀盤結構主參數的優化設計[7],使得刀盤面的應力有所減小,但是刀盤面的變形并未明顯改善。對于均一掌子面巖層,上述研究可使刀盤力學性能得以改善,但是對于由不同巖石組成的復合掌子面巖層,上述研究則無法改善刀盤的力學性能。

本研究引入了一種兩級刀盤,首先基于應用在西秦嶺隧道的開挖直徑為10.23 m的羅賓斯平面刀盤,采用灰關聯分析的方法[8-9]設計了兩級刀盤的結構,然后建立了復合巖層條件下平面刀盤和兩級刀盤的受力分析模型,對兩種刀盤的力學性能進行了對比分析,結果表明:兩級刀盤的刀盤破巖總推力、總扭矩、刀盤徑向不平衡力和傾覆力矩、刀盤變形量和最大應力均明顯小于平面刀盤。

1 兩級刀盤結構設計

1.1 兩級刀盤基本結構

兩級刀盤的基本結構如圖1所示[10]。一級刀盤為小直徑平面刀盤,同軸安裝在環柱形的二級刀盤內。兩級刀盤軸向相對固定且刀盤面交錯,具有各自獨立的驅動系統,共用一套推進系統和皮帶出碴系統,二級刀盤的巖碴通過開設在刀盤支撐環上的出碴口流入一級刀盤腔內,由皮帶出碴機運走。

圖1 兩級刀盤基本結構示意圖

1.2 兩級刀盤滾刀布局設計

西秦嶺隧道的TBM刀盤如圖2所示,其滾刀為直徑483 mm的羅賓斯滾刀,正滾刀平均刀間距為76 mm,由施工統計,隧道線上78.5%的巖石類型為III級千枚巖,平均單軸抗壓強度(UCS)為80 MPa,巴西抗拉強度(BTS)為6 MPa。以此為基礎進行了兩級刀盤的滾刀布局設計,即滾刀極徑r、極角θ和傾角γ設計(見圖3),分為邊滾刀的傾角和刀間距設計、滾刀的極徑設計、滾刀的極角設計,步驟如下。

圖2 西秦嶺隧道TBM刀盤

圖3 兩級刀盤盤面基本布置要素

(1)邊滾刀的傾角和刀間距設計。數學模型為

(1)

式中:Xγ為一個邊滾刀群的傾角、刀間距方案;Rt為刀盤過渡區域半徑;h為刀高;γ1、S1分別為第一把邊滾刀的傾角和刀間距;γn、Sn分別為第n把邊滾刀的傾角和刀間距;Δγ為邊滾刀傾角的公差;n為設計區域的邊滾刀數目。

約束條件:邊滾刀刀間距小于正滾刀刀間距;邊滾刀刀間距隨刀號增大而減小;最外一把邊滾刀傾角大于55°;最外一把邊滾刀刀間距為20～25 mm[11]。

(2)滾刀的極徑設計。數學模型為

(2)

式中:Xr為一個滾刀群的極徑方案;r1p為一級刀盤滾刀極徑;p為一級刀盤滾刀數目;r2q為二級刀盤滾刀極徑;q為二級刀盤滾刀數目。

評價指標:f1為兩級刀盤破巖推力差;f2為兩級刀盤破巖扭矩差。

約束條件:刀孔之間無干涉;刀孔與人孔間無干涉;刀孔與鏟斗安裝槽間無干涉。

(3)滾刀的極角設計。數學模型為

(3)

式中:Xθ i為分組i的滾刀極角方案;θi t為分組i中第t把滾刀的極角。

評價指標:g11、g21為一、二級刀盤徑向不平衡力;g12、g22為一、二級刀盤傾覆力矩;g13、g23為一、二級刀盤滾刀群質心偏斜量。

約束條件:刀孔間無干涉;刀孔與人孔間無干涉;刀孔與鏟斗安裝槽間無干涉。

以上數學模型采用灰關聯分析的方法[6]進行求解。模型中的滾刀破巖法向力FN和滾動力FR采用科羅拉多礦業學院載荷預測模型[2]進行計算,由文獻[2],滾刀破巖側向力Fs比FN、FR小得多,且尚無廣泛認可的預測理論,故在計算中可忽略。各評價指標計算如下,最后得到兩級刀盤的參數設計結果如表1所示。

表1 兩級刀盤參數設計結果

兩級刀盤破巖推力差

(4)

兩級刀盤破巖扭矩差

(5)

刀盤徑向不平衡力

(6)

對于中心刀和正滾刀

對于邊滾刀

式中:FE為滾刀離心慣性力。

刀盤傾覆力矩

(7)

對于中心刀和正滾刀

對于邊滾刀

式中:Mg為滾刀的科氏慣性矩,Mg=mcω2ρrc,mc為滾刀質量;rc為滾刀半徑;ω為刀盤轉速。

滾刀群質心偏斜量為滾刀的位置沿刀盤軸線方向被投影到刀盤正面(見圖3)后,滾刀群質量的集中點(質心)與刀盤中心的偏斜距離,即

(8)

式中:x、y為滾刀在xOy平面上的直角位置坐標。

2 復合巖層下刀盤受力分析

2.1 計算模型

圖4 西秦嶺隧道某區段巖層剖面圖

圖5 平面刀盤復合巖層受力計算模型

如圖4所示,當TBM穿越兩種巖層的交界面時,掌子面由兩種巖石構成。隨著TBM掘進,兩種巖石在掌子面上所占的面積比會發生變化,同時不同的交界面上兩種巖石的強度比也會發生變化。如圖5所示,針對平面刀盤,建立了考慮掌子面上軟巖的面積比b、軟硬巖UCS比a的刀盤受力分析模型。保持刀盤面固定,對掌子面施加力使其轉速與刀盤實際轉速大小相等、方向相反,這樣刀盤旋轉轉化為掌子面的反向旋轉,從而形成兩種巖石交界線的旋轉,由此可確定每把滾刀所切削的巖石類型。由于刀盤回轉一周的掘進量(10 mm左右)遠小于掌子面的直徑(10 m左右),因此刀盤回轉一周的a值基本不變,故將掌子面上兩種巖石交界線繞掌子面中心每次旋轉10°,直至一周,對36種交界線情況下刀盤的受力取平均值,可得到刀盤回轉一周的受力。如圖6所示,采用同樣的方法,建立了兩級刀盤的復合巖層受力計算模型。相對誤差定義為

(9)

式中:Gh為交界線取硬巖時評價指標的計算值;Gs為交界線取軟巖時評價指標的計算值。

圖6 兩級刀盤復合巖層受力計算模型

如圖7所示,以平面刀盤為例,對于剛好落在軟、硬巖交界線上的滾刀,分別假設其切削軟、硬巖,取a為0.1、b為0.5,計算刀盤力學性能的主要評價指標(總推力、總扭矩、徑向不平衡力、傾覆力矩),發現其相對誤差均小于3%,即交界線上的巖石類型對計算結果影響較小。本文2.2節中交界線上的滾刀載荷均按軟巖計算。

1:總推力;2:總扭矩;3:徑向不平衡力;4:傾覆力短 圖7 交界線上滾刀切削軟、硬時刀盤力學指標的相對誤差

2.2 計算結果及分析

假定掌子面上硬巖區域的UCS為150 MPa,軟巖區域的UCS為150aMPa,a取值為0.1,0.2,…,1.0;滾刀切深取6 mm,巖石BTS取6 MPa,刀盤受力計算結果如圖8～圖15所示。

對于平面刀盤,由圖8、圖9知:對給定的a值,刀盤總破巖推力和扭矩隨b值增大而減小,這是因為b值增大使得掌子面軟巖區域增大;對給定的b值,刀盤總破巖推力和扭矩隨a值增大而增大,這是因為a值增大使得掌子面上軟巖單軸抗壓強度增大。由圖10、圖11知:對給定的a值,刀盤徑向不平衡力和傾覆力矩隨b值增大呈先增大后減小的規律,在b=0.5即掌子面上軟、硬巖各占一半時達到最大值;當b=0.1,0.2,…,0.9時,刀盤徑向不平衡力和傾覆力矩隨a值增大而減小,這是因為a值增大使得掌子面上兩種巖石的強度差變小;當b=1時,掌子面為均一巖石,刀盤徑向不平衡力和傾覆力矩隨a值增大而增大,即隨巖石單軸抗壓強度增大而增大。

圖8 平面刀盤開挖復合巖層刀盤總破巖推力

圖9 平面刀盤開挖復合巖層刀盤總破巖扭矩

圖10 平面刀盤開挖復合巖層刀盤徑向不平衡力

圖11 平面刀盤開挖復合巖層刀盤傾覆力矩

圖12 復合巖層下平面與兩級刀盤總破巖推力對比

圖13 復合巖層下平面與兩級刀盤總破巖扭矩對比

圖14 復合巖層下平面與兩級刀盤徑向不平衡力對比

圖15 復合巖層下平面與兩級刀盤傾覆力矩對比

由圖10、圖11知,刀盤的徑向不平衡力和傾覆力矩在b=0.5時最大,因此對比分析b=0.5時平面刀盤和兩級刀盤的受力情況如下。由圖12、圖13知,兩級刀盤各級的破巖總推力和扭矩均比平面刀盤小;由圖14、圖15知,除了a>0.8情況,兩級刀盤各級的徑向不平衡力和傾覆力矩均比平面刀盤小;表2為圖12～圖15中兩種刀盤各力學指標的平均值,兩級刀盤各級的指標平均值均比平面刀盤小。這說明在復合巖層條件下,兩級刀盤結構不僅可以有效減小刀盤的破巖推力和扭矩,還可以有效減小各級刀盤的徑向不平衡力和傾覆力矩,從而有效改善刀盤和主軸承的受力。

表2 刀盤力學性能指標統計平均值

3 平面刀盤與兩級刀盤變形及應力分析

3.1 計算模型

平面刀盤和兩級刀盤的幾何尺寸如圖16、圖17所示。建立兩種刀盤的有限元模型,劃分四面體網格,平面刀盤單元數為27.1萬,節點數為43.8萬,兩級刀盤單元數為41.9萬,節點數為72.4萬,刀盤材料為結構鋼,密度為7 850 kg/m3,彈性模量為210 GPa,泊松比為0.3。兩種刀盤的工作條件為:掌子面巖石均一,UCS為150 MPa,BTS為6 MPa,切深為6 mm。滾刀的破巖載荷由CSM模型計算得到,施加在刀座上。

圖16 平面刀盤結構及幾何尺寸

圖17 兩級刀盤結構及幾何尺寸

3.2 計算結果及分析

刀盤所承受的最大載荷為沿刀盤軸向(z向)的法向破巖力,因此刀盤的最大變形也發生在z向。由圖18、圖19知:平面刀盤的最大z向變形量為1.55 mm,不滿足工程上最大刀盤變形量小于1 mm的要求[12];兩級刀盤的最大z向變形量為0.69 mm,兩級刀盤的變形量比平面刀盤小,這是由于兩級刀盤將載荷分散到各級上(見圖12、圖13),同時兩級刀盤比平面刀盤多了兩組支撐錐環,結構剛度比平面刀盤大。平面刀盤和兩級刀盤盤面的z向變形量從刀盤中心到外周逐漸減小,且變形云圖為同心圓狀,因此將刀盤面上的單元節點按距刀盤中心距離遞增的方向分為20組,統計每個分組內節點的z向變形量和距刀盤中心距離的平均值。由圖20知:平面刀盤和兩級刀盤的z向變形主要發生在刀盤半徑小于3 000 mm的區域;兩級刀盤的變形量比平面刀盤小,且沿刀盤半徑方向變形量變化更為平緩。

圖18 平面刀盤z向變形分布云圖

圖19 兩級刀盤z向變形分布云圖

圖20 刀盤面的z向變形在刀盤徑向的統計平均值

由圖21、圖22知,平面刀盤的最大應力為213 MPa,兩級刀盤的最大應力為98 MPa,兩級刀盤的刀盤應力比平面刀盤小,這是由于兩級刀盤的滾刀布局設計使得滾刀的分布更為均勻、分散,避免刀盤應力過度集中。

圖21 平面刀盤von Mises等效應力分布云圖

圖22 兩級刀盤von Mises等效應力分布云圖

4 結 論

本文針對大直徑硬巖TBM刀盤盤面變形大、主軸承偏載嚴重的問題,引入了一種兩級刀盤結構形式,并采用灰關聯分析的方法設計了兩級刀盤結構。為此建立了復合巖層條件下平面刀盤和兩級刀盤的受力計算模型,對比分析了兩種刀盤的力學性能;建立了均一巖層條件下兩種刀盤的有限元模型,對比分析了兩種刀盤的變形和應力分布。結果如下。

(1)平面刀盤開挖復合巖層時,刀盤破巖總推力、扭矩隨掌子面上巖石總體強度的增大而增大;對于給定的掌子面軟、硬巖單軸抗壓強度比,掌子面軟、硬巖各占50%時,刀盤徑向不平衡力和傾覆力矩最大;對于給定的掌子面軟、硬巖面積比,兩種巖石單軸抗壓強度相差越大,刀盤徑向不平衡力和傾覆力矩越大。

(2)相同的巖層條件(巖石強度、掌子面形狀)和掘進參數(切深)時,兩級刀盤的各級刀盤的破巖總推力、扭矩、刀盤徑向不平衡力、刀盤傾覆力矩均比平面刀盤小。

(3)相同的巖層條件(巖石強度、均一掌子面)、掘進參數(切深)和刀盤結構參數(面板及支撐筋板厚度),兩級刀盤的z向變形量比平面刀盤小,且變形量沿刀盤徑向分布更為平緩,兩級刀盤的最大應力比平面刀盤小,這是由于滾刀布局設計使得兩級刀盤的滾刀分布更為均勻、分散,間接證明了灰關聯分析方法進行滾刀布局設計的有效性。

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(編輯 趙煒 葛趙青)

Comparison of Mechanical Performances Between the Two-Stage Cutterhead and the Flat-Face Cutterhead for Rock Tunnel Boring Machine

GENG Qi1,WEI Zhengying1,MENG Hao1,ZHUO Xingjian2,JIA Lianhui2,HE Fei2,CHU Huali1

(1. State Key Laboratory of Manufacturing System Engineering, Xi’an Jiaotong University, Xi’an 710049, China; 2. China Railway Engineering Equipment Co., Ltd., Zhengzhou 450016, China)

In order to overcome the drawbacks that large cutting load and eccentric load on the TBM’s large diameter (>10 m) flat-face cutterhead that will cause excessive deformation of the cutterhead and damage of the main bearing, a two-stage cutterhead was introduced. The two-stage cutterhead was designed in grey relational analysis method based on the flat-face cutterhead applied in West Qinling tunnel project. The mechanical performance analysis models of the flat-face cutterhead and the two-stage cutterhead under the mixed-face rock ground condition were built to compare the cutterheads’ rock cutting thrusts and torques, as well as the eccentric forces and moments. And finite element models of the two cutterheads under uniform rock ground condition were built to compare the cutterheads’ deformation and stress distribution. The results show that the rock cutting thrust, the rock cutting torque, the eccentric force and moment, the deformation and maximum stress of the two-stage cutterhead are smaller than that of flat-face cutterhead, which illustrates that the rock cutting loads are distributed into two stages of the cutterhead, and at the same time, the stiffness of the cutterhead is increased and the stress concentration and eccentric load of the cutterhead were also decreased.

full-face rock tunnel boring machine; two-stage cutterhead; flat-face cutterhead; mixed-face rock ground

2014-06-05。 作者簡介:耿麒(1989—),男,博士生;魏正英(通信作者),女,教授,博士生導師。 基金項目:國家重點基礎研究發展規劃資助項目(2013CB035402)。

時間: 2014-12-30

網絡出版地址: http:∥www.cnki.net/kcms/detail/61.1069.T.20141230.0823.004.html

10.7652/xjtuxb201503019

TU94

A

0253-987X(2015)03-0121-08