球型鑲齒滾刀參數(shù)對(duì)破巖比能影響性研究

侯義輝，王薇，張心源

球型鑲齒滾刀參數(shù)對(duì)破巖比能影響性研究

侯義輝1，王薇2，張心源2

(1. 浙江紹金高速公路有限公司，浙江 紹興 312000；2. 中南大學(xué) 土木工程學(xué)院，湖南 長(zhǎng)沙 410075)

研究球型鑲齒滾刀破巖過(guò)程中刀盤(pán)轉(zhuǎn)速、鉆壓、鑲齒數(shù)、刀盤(pán)間距以及貫入度5種因素對(duì)破巖比能的影響，利用ABAQUS有限元計(jì)算軟件，建立雙排滾刀直線切割圍巖的動(dòng)力顯式模型；基于正交試驗(yàn)法，設(shè)置五因素四水平正交試驗(yàn)L16(45)，通過(guò)極差分析和方差分析找出不同因素變化對(duì)破巖比能的影響規(guī)律，并對(duì)比分析最優(yōu)組合和最不利工況下滾刀滾動(dòng)力和破巖效果。研究結(jié)果表明：影響滾刀破巖比能因素的主次順序依次是鉆壓、刀盤(pán)排距、轉(zhuǎn)速、刀齒數(shù)和貫入度；適用于中風(fēng)化凝灰?guī)r互層的鉆具參數(shù)為轉(zhuǎn)速12.56 m/s，鉆壓25 kN，刀齒數(shù)34個(gè)，刀盤(pán)排距35 mm，貫入度1 mm，此時(shí)的破巖比能為0.382 8 MJ/m3，優(yōu)化效果較好。

滾刀破巖；破巖比能；正交試驗(yàn)；極差分析；方差分析

中國(guó)自20世紀(jì)60年代開(kāi)始研究反井鉆進(jìn)施工方法，并且在煤礦、水電、交通等行業(yè)工程建設(shè)中進(jìn)行了廣泛應(yīng)用[1]。目前，中國(guó)豎井的施工主要還是采用以鉆爆破巖為核心的普通鑿井法，工人僅在吊盤(pán)保護(hù)下進(jìn)行爆破、井筒壁支護(hù)等危險(xiǎn)作業(yè)[2]。事實(shí)上，隧道通風(fēng)豎井可采用反井鉆進(jìn)的施作方法來(lái)提高施工安全和工程效益，因此反井鉆進(jìn)施工方案已逐步成為隧道通風(fēng)豎井施工的優(yōu)選[3]。反井鉆機(jī)的鑲齒滾刀用于開(kāi)挖和切削巖體，是鉆機(jī)的關(guān)鍵部位和易損耗部件，其工作性能直接影響到鉆機(jī)的施工效率和進(jìn)尺成本，因此研究鑲齒滾刀破巖機(jī)理和影響滾刀破巖效率的因素尤為重要[4]。目前，關(guān)于鑲齒滾刀的破巖過(guò)程研究方法主要包括3方面：豎井開(kāi)挖現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)數(shù)據(jù)采集分析、鑲齒滾刀試驗(yàn)機(jī)破巖試驗(yàn)以及有限元仿真軟件數(shù)值模擬[5-8]。反井鉆機(jī)進(jìn)行現(xiàn)場(chǎng)開(kāi)挖時(shí)，由于地層狀況的復(fù)雜性以及施工操作不規(guī)范性，很難定量獲得滾刀破巖的精確數(shù)據(jù)。對(duì)于破巖試驗(yàn)，滾刀破巖試驗(yàn)機(jī)造價(jià)高，試驗(yàn)前期準(zhǔn)備繁瑣，想要獲得一組理想的數(shù)據(jù)會(huì)受到諸多條件的限制。隨著計(jì)算機(jī)領(lǐng)域的迅猛發(fā)展，有限元軟件的模擬功能愈發(fā)強(qiáng)大，通過(guò)模擬可針對(duì)某一特殊地質(zhì)條件進(jìn)行破巖過(guò)程分析，又可以對(duì)不同地層的破巖過(guò)程進(jìn)行比較，同時(shí)可設(shè)置滾刀不同的技術(shù)參數(shù)來(lái)判定破巖效率，相比前兩者時(shí)間和成本可大大下降，因此使用日益廣泛。國(guó)內(nèi)外專家通過(guò)數(shù)值模擬方法為研究滾刀破巖過(guò)程提供了基礎(chǔ)和路徑。Cho等[9]應(yīng)用AUTODYN-3D建立了TBM滾刀切割巖石的模型，研究刀間距與貫入度的比值對(duì)巖石破碎體積的影響，與LCM(linear-cutting- machine)實(shí)驗(yàn)的結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，并驗(yàn)證了數(shù)值模擬結(jié)果的可靠性；汪瑩瑩[10]利用LS-Dyna模擬了4種齒形的單齒壓入巖石過(guò)程和鑲齒滾刀滾壓破巖動(dòng)態(tài)過(guò)程，得出不同齒形的破巖效果以及不同齒形參數(shù)對(duì)破巖效果的影響；曾志遠(yuǎn)[11]建立鑲齒滾刀破巖力預(yù)測(cè)模型，并利用LS-Dyna模擬對(duì)其推導(dǎo)出的鑲齒滾刀破巖力預(yù)測(cè)公式進(jìn)行驗(yàn)證；張珂等[12]利用ABAQUS軟件，基于正交實(shí)驗(yàn)法選擇三因素三水平的參數(shù)組合進(jìn)行模擬，并通過(guò)極差分析分析不同因素變化對(duì)TBM盤(pán)型滾刀破巖比能的影響；劉志強(qiáng)[3]利用ANSYS模擬了滾刀不同齒間距、不同鉆壓條件下鑲齒滾刀的破巖效果，并通過(guò)數(shù)值模型反演出球齒間距與破碎體積之間的關(guān)系以及破巖能耗比方程。綜上，目前眾多學(xué)者主要針對(duì)鑲齒滾刀單一鉆進(jìn)參數(shù)變量進(jìn)行破巖效果的研究，但鮮有將鉆進(jìn)參數(shù)綜合控制進(jìn)行研究，基于此，本文通過(guò)設(shè)置五因素四水平正交試驗(yàn)L16(45)[13]研究鑲齒滾刀不同參數(shù)對(duì)破巖比能影響的主次關(guān)系，為工程選用合理的鑲齒鉆頭、鉆速和鉆壓提供參考。

1 滾刀破巖過(guò)程有限元模型

1.1 鑲齒滾刀有限元模型建立

參考汪瑩瑩[10]的幾何模型，未考慮軸承和卡環(huán)，只建立刀圈在巖石表面的滾動(dòng)切削模型，雙刀圈結(jié)構(gòu)參數(shù)如圖1所示。滾刀刀圈直徑為300 mm，有限元模型如圖2所示，滾刀采用四面體網(wǎng)格劃分，能有效解決特殊形狀網(wǎng)格難劃分的缺陷，同時(shí)將滾刀設(shè)為剛性體，能有效保證計(jì)算時(shí)間和精度。巖石形狀設(shè)置為長(zhǎng)方體，尺寸為400 mm×400 mm×100 mm(長(zhǎng)×寬×高)，巖石模型采用ABAQUS顯式分析三維實(shí)體單元C3D8R，采用六面體映射劃分，中部接觸部分尺寸為3 mm，周邊尺寸為6 mm。

圖1 鑲齒滾刀截面尺寸

圖2 滾刀及巖石有限元模型

1.2 材料模型的建立

鑲齒滾刀材料密度為7 850 kg/m3，彈性模量為210 GPa，泊松比為0.15，巖石采用中風(fēng)化凝灰?guī)r互層，基本參數(shù)如表1所示[14]。巖石塑性本構(gòu)采用線性Drucker-Prager模型，并且假定巖石材料為均質(zhì)各向同性、小變形的特性[15]。

表1 巖石材料參數(shù)

1.3 定義接觸、設(shè)置邊界條件和施加荷載

在ABAQUS中可以通過(guò)設(shè)置面?面接觸來(lái)控制滾刀和巖石實(shí)體單元的相互接觸，模擬滾刀轉(zhuǎn)動(dòng)帶來(lái)的巖石破損問(wèn)題，滾刀為接觸面，巖石為目標(biāo)面。在巖石四周的網(wǎng)格施加約束邊界條件。為模擬滾刀的運(yùn)動(dòng)，限制刀體在軸的平移與繞軸、軸的轉(zhuǎn)動(dòng)，釋放刀體繞軸的轉(zhuǎn)動(dòng)。滾刀平移速度為0.1 m/s，轉(zhuǎn)動(dòng)速度設(shè)置參照正交試驗(yàn)表。

1.4 破巖比能的定義

為了評(píng)估滾刀破巖效果，引入破巖比能概 念[16]，它能反映破碎單位體積巖石所需要的能量，比能越小，則切削單位體積巖石所消耗的能量越少。對(duì)于做直線滾動(dòng)的滾刀，破巖時(shí)破巖比能可按下式計(jì)算：

式中：為破巖比能，J/m3；為滾刀滾動(dòng)阻力，N；為滾刀滾動(dòng)長(zhǎng)度，m；為巖石破碎體積，m3。在ABAQUS中，可通過(guò)查詢功能，查詢每一增量步中圍巖剩余質(zhì)量和體積，進(jìn)而可計(jì)算破碎巖石體積。

2 模擬結(jié)果及分析

2.1 正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)

為定量分析各鉆進(jìn)因素對(duì)鉆機(jī)破巖比能的影響，同時(shí)為現(xiàn)場(chǎng)鉆機(jī)鉆具選擇提供參考，設(shè)計(jì)一組正交試驗(yàn)。滾刀轉(zhuǎn)速、鉆壓、刀齒數(shù)、刀盤(pán)間距和貫入度是影響破巖效率的5個(gè)重要因素[17]，為研究此5項(xiàng)因素對(duì)破巖效果的影響，以轉(zhuǎn)速、鉆壓、刀齒數(shù)、刀盤(pán)間距、貫入度作為正交試驗(yàn)因素，采用五因素四水平正交試驗(yàn)，不考慮各因素之間的交互作用，選用L16(54)正交實(shí)驗(yàn)表，試驗(yàn)工況設(shè)置見(jiàn)表2。

表2 正交試驗(yàn)表

根據(jù)表2的正交試驗(yàn)安排，進(jìn)行16組模擬。為了直觀顯示不同時(shí)間節(jié)點(diǎn)鑲齒滾刀破巖效果，選取試驗(yàn)11號(hào)在不同增量步的Von-Mises應(yīng)力云圖，如圖3所示。由圖3可知，巖石表面由于鑲齒的滾壓磨損而形成破碎巖坑，當(dāng)巖石受到的等效應(yīng)力超過(guò)所設(shè)定的抗壓強(qiáng)度后，失效單元被自動(dòng)刪除，巖體形成剪切破壞區(qū)。為了對(duì)比不同試驗(yàn)下鑲齒滾刀破巖效果的差異性，選取了1，6，11，16號(hào)試驗(yàn)同一時(shí)刻(=1.25 s)的Von-Mises應(yīng)力云圖進(jìn)行對(duì)比，如圖4所示。

(a) t=0.25 s；(b) t=1.25 s；(c) t=2.25 s；(d) t=3.25 s；(e) t=4.25 s

(a) 1號(hào)試驗(yàn)；(b) 6號(hào)試驗(yàn)；(c) 11號(hào)試驗(yàn)；(d) 16號(hào)試驗(yàn)

從圖4可知，雖然11號(hào)試驗(yàn)刀齒間距大于5號(hào)和6號(hào)試驗(yàn)，但由于其貫入度和鉆壓大于5號(hào)和6號(hào)試驗(yàn)，因此其破巖深度大于這2號(hào)試驗(yàn)，巖脊寬度小于這2號(hào)試驗(yàn)；而且11號(hào)試驗(yàn)Von-Mises應(yīng)力最大值高于其他3個(gè)編號(hào)試驗(yàn)。

通過(guò)模擬，計(jì)算16組正交試驗(yàn)的破碎巖石體積以及滾到所受的平均滾動(dòng)力，并通過(guò)破巖比能計(jì)算式(1)，求得每組正交試驗(yàn)的比能，正交試驗(yàn)結(jié)果見(jiàn)表3。

表3 正交試驗(yàn)結(jié)果

由表3正交試驗(yàn)結(jié)果初步分析可知：1) 6號(hào)試驗(yàn)和14號(hào)試驗(yàn)破巖比能數(shù)值遠(yuǎn)大于其他編號(hào)試驗(yàn)，經(jīng)分析可知，由于6號(hào)試驗(yàn)刀齒數(shù)較少而刀盤(pán)間距較大，且貫入度達(dá)到5 mm，在鉆壓和轉(zhuǎn)速較小的情況下，刀盤(pán)所受平均滾動(dòng)力較大，破巖效率勢(shì)必會(huì)降低，因此其破巖比能會(huì)遠(yuǎn)超其他14組編號(hào)試驗(yàn)；14號(hào)試驗(yàn)雖然其轉(zhuǎn)速較快，刀齒數(shù)較多，但其鉆壓較小，而且貫入度達(dá)7 mm，因此其破巖效率較低，破巖比能也遠(yuǎn)超其他組試驗(yàn)。2) 16號(hào)試驗(yàn)在相同時(shí)間內(nèi)，巖石破壞體積最大，但由于其滾刀平均受力較大，其破巖比能結(jié)果也偏大。3) 破巖體積的大小與諸多因素相關(guān)，并非與貫入度線性相關(guān)，例如14號(hào)試驗(yàn)貫入度達(dá)7 mm，但其巖石破碎體積只有107.6 cm2。

2.2 試驗(yàn)結(jié)果及分析

2.2.1 極差分析

為了研究轉(zhuǎn)速，鉆壓，刀齒數(shù)，刀盤(pán)排距和貫入度對(duì)比能影響的主次關(guān)系，對(duì)表3正交試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行極差分析[18-19]，分析結(jié)果如表4所示。

表4 正交試驗(yàn)極差分析

表中：j=1，2，3，4，5為列號(hào)；Kij 表示第j列中對(duì)于水平i的破巖比能之和；kij表示第j列中對(duì)于水平i的破巖比能平均值，極差R=max?min；i=1，2，3，4為水平號(hào)。

均值極差Rj反映了第j列因素的水平變動(dòng)時(shí)，比能的變動(dòng)幅度，Rj越大，說(shuō)明該因素對(duì)比能的影響越大。根據(jù)極差分析可知，影響鑲齒滾刀破巖比能因素的主次順序依次為：鉆壓＞刀盤(pán)排距＞轉(zhuǎn)速＞刀齒數(shù)＞貫入度。綜合表4得極差分布圖，如圖5所示。

通過(guò)極差分析可得到鑲齒滾刀破巖效果的最優(yōu)參數(shù)組合：轉(zhuǎn)速12.56 rad/s，鉆壓25 kN，刀齒數(shù)34個(gè)，刀盤(pán)排距35 mm，貫入度1 mm。

2.2.2 方差分析

為減小誤差影響，研究各個(gè)因素對(duì)鑲齒滾刀影響的顯著性水平，采用方差分析法對(duì)實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行分析，方差計(jì)算方法參考《工藝參數(shù)優(yōu)化方法正交試驗(yàn)法》[20]，結(jié)果見(jiàn)表5。

(a) 轉(zhuǎn)速對(duì)破巖比能的影響；(b) 鉆壓對(duì)破巖比能的影響；(c) 刀齒數(shù)對(duì)破巖比能的影響；(d) 刀盤(pán)排距對(duì)破巖比能的影響；(e) 貫入度對(duì)破巖比能的影響

表5 方差分析

注：“**”表示非常顯著；“**”表示顯著；“○”表示有一定影響。

通過(guò)方差分析可知：鑲齒滾刀的破巖比能與鉆壓和刀盤(pán)排距極密切相關(guān)，因此在施工中針對(duì)刀具刀盤(pán)排距選擇以及鉆壓控制就顯得尤為重要，此外也不能忽視滾刀轉(zhuǎn)速與刀齒數(shù)對(duì)鉆進(jìn)過(guò)程的影響；相比其他因素的影響，貫入度對(duì)破巖比能有一定影響但并非最主要的，因此在鉆進(jìn)參數(shù)優(yōu)化中可暫不考慮此影響因素。

3 最不利工況與最優(yōu)組合試驗(yàn)對(duì)比研究

為了對(duì)正交試驗(yàn)得出的鑲齒滾刀參數(shù)的破巖效果進(jìn)行驗(yàn)證，選用第2節(jié)中極差分析得出的鑲齒滾刀破巖效果的最優(yōu)參數(shù)組合，與最不利工況(即第2節(jié)中試驗(yàn)6)進(jìn)行試驗(yàn)?zāi)M對(duì)比分析，分析結(jié)果如下。

3.1 最不利工況試驗(yàn)現(xiàn)象

轉(zhuǎn)速9.42 rad/s，鉆壓20 kN，刀齒數(shù)22個(gè)，刀盤(pán)排距45 mm，貫入度5 mm時(shí)，鑲齒滾刀破巖過(guò)程變化圖如圖6所示，此時(shí)破巖比能為7.422 MJ/m3。

3.2 最優(yōu)組合試驗(yàn)現(xiàn)象

轉(zhuǎn)速12.56 m/s，鉆壓25 kN，刀齒數(shù)34個(gè)，刀盤(pán)排距35 mm，貫入度1 mm時(shí)，鑲齒滾刀破巖過(guò)程變化圖如圖7所示，此時(shí)破巖比能為0.382 8 MJ/m3。

3.3 對(duì)比結(jié)果及分析

根據(jù)模擬試驗(yàn)數(shù)據(jù)得出上述2工況滾刀滾動(dòng)力和巖體剩余體積變化對(duì)比，如圖8~9所示。

根據(jù)圖8~9試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比可知，最優(yōu)組合下滾刀所受到平均摩阻力為720.63 N，遠(yuǎn)小于最不利工況下的摩阻力3 078.42 N，而且在滾刀正常破巖過(guò)程中，最優(yōu)組合下圍巖剩余體積下降量以及下降速率遠(yuǎn)超過(guò)最不利工況，因此最優(yōu)組合下滾刀破巖比能遠(yuǎn)小于最不利工況下破巖比能，工況優(yōu)化效果較好。

圖8 最優(yōu)組合和最不利工況下滾刀滾動(dòng)力

圖9 最優(yōu)組合和最不利工況下圍巖剩余體積

4 結(jié)論

1) 影響鑲齒滾刀破巖比能因素的主次順序依次為：鉆壓＞刀盤(pán)排距＞轉(zhuǎn)速＞刀齒數(shù)＞貫入度。

2) 滾刀破巖比能隨刀盤(pán)轉(zhuǎn)速的增加并非線性增加，而在轉(zhuǎn)速為6.28 rad/s(每秒1圈)或者12.56 rad/s(每秒2圈)破巖比能較小，破巖效果較佳，在現(xiàn)場(chǎng)可綜合施工成本選擇刀盤(pán)轉(zhuǎn)速為6.28 rad/s。

3) 滾刀破巖時(shí)鉆壓并非越大越好，當(dāng)鉆壓過(guò)大時(shí)，由于將巖體直接壓碎至粉末狀，再由于洗井液的混合，鉆頭和巖體摩擦生熱，易在鉆頭上結(jié)成泥餅，降低破巖效率，增加軸承磨耗，因此每個(gè)鉆頭鉆壓控制在25 kN為佳。

4) 選擇刀具要盡量選擇刀盤(pán)排距適中的(35 mm為佳)，而且刀齒數(shù)盡可能多的刀具。這樣在破巖時(shí)不會(huì)形成過(guò)寬的巖脊，可降低破巖比能，提高鉆機(jī)鉆進(jìn)效率。

5) 刀具的貫入度對(duì)破巖比能的影響不及上述4個(gè)因素的效果，因此，在工程中可不必追求過(guò)高的貫入度，增加軸承的磨耗。

6) 經(jīng)過(guò)模擬仿真效果和正交試驗(yàn)對(duì)比分析，提出適用于中風(fēng)化凝灰?guī)r互層(抗壓強(qiáng)度20 MPa)的鉆機(jī)鉆進(jìn)參數(shù)組合：轉(zhuǎn)速12.56 rad/s，鉆壓25 kN，刀齒數(shù)34個(gè)，刀盤(pán)排距35 mm，貫入度1 mm。

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Study on influence of the rock breaking specific energy based on parameters of spherical insert hob

HOU Yihui1, WANG Wei2, ZHANG Xinyuan2

(1. Zhejiang Shaojin Expressway Co., Ltd, Shaoxing 312000, China; 2. School of Civil Engineering, Central South University, Changsha 410075, China)

The influences of five factors on rock breaking specific energy of spherical insert hob, such as rotational speed, drilling pressure, number of cutter teeth, cutter head spacing and penetration, were studied. The dynamic explicit model of double row hob cutting surrounding rock in straight line was established by using ABAQUS finite element calculation software. Based on orthogonal test method, five factors and four levels orthogonal test L16 (45) was set up. Through range analysis and variance analysis, the influence law of different factors on rock breaking specific energy was found, and the rolling force and rock breaking effect of hob under the optimal combination and the most unfavorable conditions were compared and analyzed. The results show that: the order of influencing factors of rock-breaking specific energy of hobs is drilling pressure, cutter head spacing, rotational speed, number of cutter teeth and penetration. The parameters of drilling tools suitable for weathered tuff interbedding are rotational speed 12.56 m/s, drilling pressure 25 kN, number of cutter teeth 34, cutter head spacing 35 mm, penetration 1 mm, and rock-breaking specific energy at this time. The optimum result is 0.382 8 MJ/m3.

rock-breaking by hob; rock-breaking specific energy; orthogonal test; range analysis; variance analysis

U455

A

1672 ? 7029(2020)05 ? 1286 ? 09

10.19713/j.cnki.43?1423/u.T20190749

2019?08?26

湖南省自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(2018JJ2519)；浙江省交通科技項(xiàng)目(2017041)

侯義輝(1971?)，男，湖北建始人，高級(jí)工程師，從事隧道與地下工程施工及技術(shù)管理工作；E?mail：3144965773@qq.com

(編輯 陽(yáng)麗霞)