黏性礦物中刀盤(pán)扭矩及掘進(jìn)總推力建模與試驗(yàn)研究

劉飛飛 張滿(mǎn)軍 劉宗來(lái)

(江西理工大學(xué)機(jī)電工程學(xué)院，江西 贛州 341000)

·機(jī)電與自動(dòng)化·

黏性礦物中刀盤(pán)扭矩及掘進(jìn)總推力建模與試驗(yàn)研究

劉飛飛 張滿(mǎn)軍 劉宗來(lái)

(江西理工大學(xué)機(jī)電工程學(xué)院，江西 贛州 341000)

主要研究了掘進(jìn)機(jī)刀盤(pán)作業(yè)土質(zhì)的特性及刀盤(pán)扭矩和掘進(jìn)總推力。在分析完離子型稀土礦物土質(zhì)的特點(diǎn)后，建立了掘進(jìn)機(jī)刀盤(pán)結(jié)構(gòu)模型，然后根據(jù)刀盤(pán)結(jié)構(gòu)模型建立了刀盤(pán)扭矩及掘進(jìn)總推力的數(shù)學(xué)模型，最后依據(jù)刀盤(pán)結(jié)構(gòu)模型建立刀盤(pán)扭矩和掘進(jìn)總推力的試驗(yàn)?zāi)Ｐ汀２⑼ㄟ^(guò)研究掘進(jìn)機(jī)在離子型稀土礦礦物土質(zhì)中刀盤(pán)扭矩和掘進(jìn)總推力的變化規(guī)律，得出不同刀盤(pán)結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)刀盤(pán)扭矩和掘進(jìn)總推力的影響。研究結(jié)果表明，試驗(yàn)所得刀盤(pán)扭矩和掘進(jìn)總推力與所建立數(shù)學(xué)模型得出的結(jié)果相差小于10%，從而驗(yàn)證了所建立的數(shù)學(xué)模型的正確性；根據(jù)建立的數(shù)學(xué)模型可知刀盤(pán)開(kāi)口率及刀盤(pán)正面與切向夾角是影響掘進(jìn)機(jī)刀盤(pán)扭矩和掘進(jìn)總推力的重要參數(shù)。最后通過(guò)分析實(shí)驗(yàn)結(jié)果得出適宜的刀盤(pán)結(jié)構(gòu)參數(shù)。

掘進(jìn)機(jī) 離子型稀土礦 掘進(jìn)總推力 刀盤(pán)扭矩

掘進(jìn)機(jī)施工技術(shù)已成為掘進(jìn)工程的加工利器之一。掘進(jìn)機(jī)刀盤(pán)扭矩和掘進(jìn)總推力是掘進(jìn)機(jī)的主要參數(shù)，且受掘進(jìn)土質(zhì)的影響很大。到目前為止，國(guó)內(nèi)外許多學(xué)者對(duì)掘進(jìn)機(jī)刀盤(pán)和掘進(jìn)總推力進(jìn)行研究，但特性不同、體現(xiàn)不同，其主要集中在以下三個(gè)方面： ①針對(duì)黏土學(xué)者已建立相關(guān)的數(shù)學(xué)模型，主要研究刀盤(pán)扭矩及掘進(jìn)速度對(duì)刀盤(pán)扭矩的影響，并通過(guò)試驗(yàn)驗(yàn)證數(shù)學(xué)模型的正確性[1-2]。②針對(duì)均勻土質(zhì)主要研究在不同深度，不同開(kāi)口率、不同轉(zhuǎn)速及不同推進(jìn)速度等參數(shù)對(duì)刀盤(pán)扭矩的變化情況[3]。③針對(duì)巖石及其他土質(zhì)主要研究隨掘進(jìn)距離的變化其刀盤(pán)扭矩及掘進(jìn)總推力的變化情況[4-5]。但對(duì)礦山開(kāi)采的掘進(jìn)機(jī)，由于礦物土質(zhì)特殊且變化復(fù)雜，因此對(duì)刀盤(pán)扭矩和掘進(jìn)總推力具有特殊性。但目前針對(duì)掘進(jìn)礦物土質(zhì)的刀盤(pán)扭矩和掘進(jìn)總推力研究還較少。

目前，掘進(jìn)機(jī)刀盤(pán)正面主要采用平面或錐面。而平面刀盤(pán)主要用于巖石等強(qiáng)硬度土層開(kāi)挖，錐面刀盤(pán)采用沖壓原理對(duì)柔軟土層開(kāi)挖。上述兩者由于結(jié)構(gòu)不同其適應(yīng)場(chǎng)合不同，因此本研究基于刀盤(pán)正面結(jié)構(gòu)的特點(diǎn)及離子型稀土礦礦物土質(zhì)的特性，建立掘進(jìn)機(jī)刀盤(pán)模型和刀盤(pán)扭矩和掘進(jìn)總推力的理論模型，找出針對(duì)離子型稀土礦刀盤(pán)扭矩和掘進(jìn)總推力的計(jì)算方法，并通過(guò)試驗(yàn)?zāi)Ｐ万?yàn)證數(shù)學(xué)模型正確性。分析出影響掘進(jìn)總推力和刀盤(pán)扭矩的因素，并通過(guò)試驗(yàn)研究得出適宜的刀盤(pán)結(jié)構(gòu)參數(shù)，實(shí)現(xiàn)節(jié)能。

1 土質(zhì)特性及模型分析

1.1 土質(zhì)特性分析

目前，掘進(jìn)機(jī)作業(yè)時(shí)會(huì)遇到各種不同的土質(zhì)，主要有巖石、均勻土質(zhì)，粉質(zhì)黏土、礫砂、黏土及淤泥等。但一般土質(zhì)是各類(lèi)土層的組合，且地質(zhì)條件是復(fù)雜多樣的，主要為變化劇烈、起伏較大、質(zhì)地強(qiáng)度差別較大等特性。而離子型稀土礦物為黏性混合物，具有質(zhì)地疏松、多孔、易捏碎等特點(diǎn)[6]。

1.2 模型分析

(1)刀盤(pán)扭矩的數(shù)學(xué)模型采用朗肯土壓力、摩擦學(xué)等理論建立；掘進(jìn)總推力的數(shù)學(xué)模型采用土力學(xué)、刀盤(pán)正面的摩阻力扭矩對(duì)總推力的關(guān)系計(jì)算等理論建立。上述的理論為建立刀盤(pán)扭矩和掘進(jìn)總推力的數(shù)學(xué)模型提供依據(jù)。但建立數(shù)學(xué)模型時(shí)未考慮土質(zhì)特性及刀盤(pán)結(jié)構(gòu)對(duì)掘進(jìn)總推力及刀盤(pán)扭矩的影響。

(2)試驗(yàn)?zāi)Ｐ屠猛料淠Ｐ痛婢蜻M(jìn)土體結(jié)構(gòu)，且將試驗(yàn)?zāi)Ｐ脱b置安裝于土箱的一端。該實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ涂蓹z測(cè)刀盤(pán)扭矩和掘進(jìn)總推力在不同土質(zhì)結(jié)構(gòu)下的變化規(guī)律。但沒(méi)研究離子型稀土礦物對(duì)掘進(jìn)機(jī)刀盤(pán)結(jié)構(gòu)參數(shù)的影響。

2 刀盤(pán)結(jié)構(gòu)模型建立

根據(jù)離子型稀土礦礦物土質(zhì)的特性，并結(jié)合各個(gè)掘進(jìn)機(jī)刀盤(pán)結(jié)構(gòu)的優(yōu)缺點(diǎn)建立掘進(jìn)機(jī)刀盤(pán)結(jié)構(gòu)模型。本研究基于平面和錐面刀盤(pán)的特性建立刀盤(pán)模型，如圖1所示。

圖1 刀盤(pán)結(jié)構(gòu)

3 數(shù)學(xué)模型建立

3.1 刀盤(pán)扭矩?cái)?shù)學(xué)模型

刀盤(pán)扭矩主要由刀盤(pán)刀具切削阻力扭矩T1，待掘土體對(duì)刀盤(pán)正面摩阻力扭矩T2，倉(cāng)體內(nèi)礦土對(duì)刀盤(pán)背面摩阻力扭矩T3，已掘孔洞表面土體對(duì)刀盤(pán)側(cè)面摩阻力扭矩T4以及密封裝置摩阻力扭矩T5等組成，故刀盤(pán)上的總扭矩可表示為

(1)

(1)刀盤(pán)刀具的切削阻力扭矩T1。刀具切削阻力除受土質(zhì)參數(shù)、結(jié)構(gòu)參數(shù)影響外，還與土質(zhì)特性有關(guān)。掘進(jìn)機(jī)穿越離子型稀土礦時(shí)，刀盤(pán)上刀具主要以切刀為主，故

(2)

式中，n為刀具的個(gè)數(shù)；Fi為切刀的切削阻力，kN；R為刀盤(pán)半徑，m；r*為Bruland 系數(shù)[7]。

(2)刀盤(pán)正面與土體的摩阻力扭矩T2。如圖2所示，待掘土體對(duì)刀盤(pán)正面有壓力作用，因此待掘土體與刀盤(pán)正面產(chǎn)生摩擦力。故

(3)

式中，μi為刀盤(pán)正面與土體的摩擦系數(shù)；cs為礦物黏聚力，kMa；ε為刀盤(pán)開(kāi)口率；D為刀盤(pán)直徑，m；K0為側(cè)向壓力系數(shù)；γ為土層重力密度，kN/m3；Hc為刀盤(pán)埋深，m；α為刀盤(pán)正面與刀盤(pán)切向的夾角；e為孔隙比；σ為透水系數(shù)[8]；ε為刀盤(pán)開(kāi)口率。

圖2 刀盤(pán)正面受力模型

(3)刀盤(pán)背面的摩阻力扭矩T3。刀盤(pán)作業(yè)時(shí)，礦土始終充滿(mǎn)倉(cāng)體內(nèi)。隨刀盤(pán)的旋轉(zhuǎn)，倉(cāng)體內(nèi)礦土與刀盤(pán)背面產(chǎn)生摩阻力。故

(4)

式中，σm1為倉(cāng)體內(nèi)礦土的初始平均礦土壓，kPa;rj為顆粒轉(zhuǎn)動(dòng)半徑。

(4)刀盤(pán)側(cè)面的摩阻力扭矩T4。如圖3所示，已掘孔洞表面土體對(duì)刀盤(pán)側(cè)面有壓力作用，因此刀盤(pán)側(cè)面與已掘孔洞表面土體產(chǎn)生摩阻力。故

(5)

式中，Pm為刀盤(pán)垂直土壓力，kPa；fm為刀盤(pán)側(cè)面與土體的摩擦系數(shù)；W刀盤(pán)圓周側(cè)面寬度，m。

圖3 刀盤(pán)側(cè)面受力模型

(5)刀盤(pán)密封裝置的摩阻力扭矩T5。刀盤(pán)與被連接件存在間隙，為減小損壞，因此間隙要密封，所以刀盤(pán)與密封裝置產(chǎn)生摩阻力，故

(6)

式中，μs密封圈與鋼的摩擦系數(shù)；Rj為密封圈外圈半徑，m；Pj為刀盤(pán)對(duì)密封圈的壓力，KN/m；nj為密封的圈數(shù)。

3.2 掘進(jìn)總推力模型

掘進(jìn)總推力由待掘土體與刀盤(pán)正面的摩阻力F1，已掘孔洞表面土體與機(jī)體表面的摩阻力F2及已掘孔洞表面土體與管線及附屬件的摩阻力F3等組成。故掘進(jìn)總推力可表示為

(7)

(1)刀盤(pán)正面的摩阻力F1。刀盤(pán)正面的摩阻力由刀盤(pán)表面的土體壓力和刀盤(pán)開(kāi)口的土體壓力2部分組成，根據(jù)土壓力理論可知：

(8)

式中，P為刀盤(pán)艙內(nèi)的土壓力，kPa。

(2)機(jī)體表面的摩阻力F2。如圖4所示，已掘孔洞表面土體與機(jī)體表面的阻力由機(jī)體表面與土體的摩阻力和機(jī)體自身的摩阻力組成，故

(9)

式中，f2為機(jī)體表面與土體的摩擦系數(shù)；Ps為機(jī)體下表面的土壓力，kPa；Pt為機(jī)體上表面的土壓力，kPa;L為機(jī)體長(zhǎng)度，m；G0為機(jī)體自重，kN。

(3)管線及附屬件的摩阻力F3。掘進(jìn)機(jī)作業(yè)時(shí)，管線及附屬件與已掘孔洞表面土體產(chǎn)生摩阻力F3，

圖4 機(jī)體表面受力模型

(10)

式中，f3為管線與土體的摩擦系數(shù)；m′為單位長(zhǎng)度管線的質(zhì)量，kg/m；L1為掘進(jìn)深度，m；f4為附屬件與土體的摩擦系數(shù)；G為附屬件的重力，kN。

4 試驗(yàn)?zāi)Ｐ?/h2>

本次試驗(yàn)系統(tǒng)包括土箱、掘進(jìn)機(jī)、驅(qū)動(dòng)系統(tǒng)及測(cè)試系統(tǒng)等部件(如圖5)。該土箱模型一端開(kāi)孔安裝掘進(jìn)機(jī)模型，頂部開(kāi)口用于填補(bǔ)離子型稀土礦及安裝位移計(jì)，且掘進(jìn)機(jī)刀盤(pán)上安裝扭矩傳感器、壓力傳感器等對(duì)數(shù)據(jù)進(jìn)行測(cè)量，并將測(cè)量數(shù)據(jù)傳給PC機(jī)，然后對(duì)測(cè)得的數(shù)據(jù)進(jìn)行分析處理。

本次進(jìn)行2組試驗(yàn)，通過(guò)改變刀盤(pán)模型參數(shù)。一組采用開(kāi)口率ε為60%，刀盤(pán)正面與切向夾角α為30°；另一組采用開(kāi)口率ε為50%，刀盤(pán)正面與切向夾角α為45°。然后對(duì)試驗(yàn)數(shù)據(jù)處理，從而得出二組參數(shù)刀盤(pán)扭矩和掘進(jìn)總推力的變化情況。

5 結(jié)果分析

根據(jù)建立的刀盤(pán)扭矩與掘進(jìn)總推力的數(shù)學(xué)模型，研究離子型稀土礦對(duì)掘進(jìn)機(jī)刀盤(pán)結(jié)構(gòu)參數(shù)的影響。其刀盤(pán)參數(shù)及土質(zhì)參數(shù)如表1所示。

掘進(jìn)機(jī)在離子型稀土礦中掘進(jìn)時(shí)，刀盤(pán)結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)掘進(jìn)總推力的影響較大，見(jiàn)圖6。在2種不同結(jié)構(gòu)參數(shù)情況下，刀盤(pán)開(kāi)口率為60%，刀盤(pán)正面與切向夾角30°時(shí)掘進(jìn)總推力的平均值為51.9 kN；刀盤(pán)開(kāi)口率為50%，刀盤(pán)正面與切向夾角45°時(shí)掘進(jìn)總推力的平均值為60.2 kN，且掘進(jìn)總推力的最大差值為8.36 kN。而這2種結(jié)構(gòu)參數(shù)下掘進(jìn)總推力曲線存在交合及許多尖峰甚至奇異點(diǎn)的特性，主要原因是離子型稀土礦土質(zhì)特性、粒徑、未腐化的巖石及其他雜質(zhì)的影響所致。從圖6可以看出，試驗(yàn)與理論得出結(jié)果相差在小于10%范圍內(nèi)波動(dòng)。說(shuō)明建立掘進(jìn)總推力數(shù)學(xué)模型的正確性。

圖5 試驗(yàn)原理

參 數(shù)數(shù) 值刀盤(pán)直徑/m0.6孔隙比0.731土層重力密度/(kN/m3)13.8刀盤(pán)埋深/m35側(cè)向壓力系數(shù)0.55刀盤(pán)正面與土體摩擦系數(shù)0.3刀盤(pán)側(cè)面與土體摩擦系數(shù)0.22Bruland系數(shù)0.59管線與地層的摩擦系數(shù)0.18刀盤(pán)對(duì)密封圈的壓力/(kN/m)0.95密封圈外圈的半徑/m0.5機(jī)體表面與土體的摩擦系數(shù)0.2刀盤(pán)圓周側(cè)面的厚度/m0.05刀盤(pán)土壓力/kPa500密封圈到鋼的摩擦系數(shù)0.22機(jī)體長(zhǎng)度/m0.8刀盤(pán)上刀具個(gè)數(shù)36礦土倉(cāng)內(nèi)初始平均礦土壓力/kPa54.6

圖6 不同結(jié)構(gòu)參數(shù)掘進(jìn)總推力對(duì)比

掘進(jìn)機(jī)在離子型稀土礦中掘進(jìn)時(shí)，刀盤(pán)結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)刀盤(pán)總扭矩T的變化較大，見(jiàn)圖7。在2種結(jié)構(gòu)參數(shù)定值時(shí)，隨著掘進(jìn)距離d的增大，T變化幅度較小，最大差值為2.25 kN·m，主要原因是離子型稀土礦粒徑、未腐化的巖石及刀盤(pán)開(kāi)挖面正前方的負(fù)載相應(yīng)產(chǎn)生變化所致。

圖7 不同結(jié)構(gòu)參數(shù)刀盤(pán)扭矩對(duì)比

2種開(kāi)口率和刀盤(pán)正面與切向夾角刀盤(pán)掘進(jìn)實(shí)驗(yàn)表明，在離子型稀土礦掘進(jìn)過(guò)程中，刀盤(pán)開(kāi)口率為60%，刀盤(pán)正面與切向夾角30°時(shí)刀盤(pán)總扭矩平均值約為5.12 kN·m；當(dāng)?shù)侗P(pán)開(kāi)口率為50%，刀盤(pán)正面與切向夾角45°時(shí)刀盤(pán)總扭矩平均值約為6.08 kN·m；說(shuō)明開(kāi)口率越大，刀盤(pán)正面與切向夾角越小，刀盤(pán)扭矩也越小。

試驗(yàn)與理論得出結(jié)果在小于8.3%的范圍內(nèi)波動(dòng)。說(shuō)明建立刀盤(pán)扭矩?cái)?shù)學(xué)模型的正確性。

6 結(jié) 論

(1)通過(guò)對(duì)刀盤(pán)結(jié)構(gòu)的研究，并結(jié)合離子型稀土礦土質(zhì)的特性，建立了刀盤(pán)結(jié)構(gòu)模型和掘進(jìn)總推力及刀盤(pán)扭矩的數(shù)學(xué)模型。研究不同刀盤(pán)結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)開(kāi)采離子型稀土礦時(shí)刀盤(pán)總扭矩和掘進(jìn)總推力的影響。

(2)刀盤(pán)開(kāi)口率和刀盤(pán)正面與切向夾角是掘進(jìn)機(jī)總推力和刀盤(pán)扭矩的重要參數(shù)。根據(jù)研究可知刀盤(pán)開(kāi)口率越大，刀盤(pán)正面與切向夾角越小，其刀盤(pán)扭矩和掘進(jìn)總推力也越小。通過(guò)研究可得出適宜的刀盤(pán)結(jié)構(gòu)參數(shù)，從而實(shí)現(xiàn)節(jié)能。

(3)理論與試驗(yàn)結(jié)果表明，實(shí)際掘進(jìn)總推力和刀盤(pán)扭矩與所建立的數(shù)學(xué)模型得出結(jié)果相差小于10%，說(shuō)明建立數(shù)學(xué)模型的準(zhǔn)確性。所以在實(shí)際工程中計(jì)算中要乘以安全系數(shù)。

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(責(zé)任編輯 石海林)

Modeling and Experimental Study on Cutterhead Torque and Total Thrust Excavating in Viscosity Minerals

Liu Feifei Zhang Manjun Liu Zonglai

(SchoolofMechanicalandElectricalEngineering，JiangxiUniversityofScienceandTechnology，Ganzhou341000，China)

The soil characteristics in TBM cutterhead excavating working，the TBM cutterhead torque and total thrust excavating were mainly analyzed.Based on soil characteristics of ion-absorbed rare earth，the TBM cutterhead structure model was established，and the mathematic model of cutterhead torque and total thrust excavating were established according to the structural model.Finally，the experimental model of cutterhead torque and total thrust excavating was established in the light of the cutterhead structure model.Through studies on the changing law of cutterhead torque and total thrust excavating of TBM in ionic rare earth mineral soil，the impact of different structural parameters on the cutterhead torque and cutter total thrust excavating was obtained.The results showed that the resulting of cutterhead torque and total thrust excavating from the tests differ from that of the mathematic model by less than 10% only，which verified the correctness of the mathematical model.The cutter aperture ratio and the angle between the front and the lateral are important parameters of affecting the torque and total thrust excavating through mathematical model.Finally the appropriate cutterhead structural parameters were summarized by analyzing experimental results.

Thrust boring machine(TBM)，Ionic rare earth，Total thrust excavating，Cutterhead torque

2013-12-10

劉飛飛(1962—) 男，教授，博士，碩士研究生導(dǎo)師。

TD42，TD865

A

1001-1250(2014)-04-129-05