TBM、盾構盤形滾刀硬巖掘進的刃口磨損形狀分析及優化對策

張寧川

(中鐵工程裝備集團有限公司, 河南 鄭州 450016)

0 引言

盤形滾刀滾壓破巖雖然是各種機械破巖方法中最高效的[1]，但滾刀消耗費用占比較大。例如：根據早期秦嶺鐵路隧道的費用統計可知，滾刀消耗費用占比高達20%～30%。根據巖石壓入硬度為單軸強度的5～20倍關系[2]換算可知，巖石單軸強度很大時，其壓入硬度與滾刀刃口金屬的壓入硬度接近，因此破巖中滾刀的磨損是不可避免的。減少滾刀磨損的研究一直在進行，目前已有不少學者首先從提高破巖效率以減少滾刀磨損方面進行了研究，例如：張桂菊等[3]采用顆粒離散元法建立二維數值模型，得到破巖效果最優的動靜荷載組合；蘇利軍等[4]采用顆粒流方法建立二維數值模型模擬破巖，得出中等強度圍巖中楔形刀刃產生的徑向裂紋效果更為顯著、高強度圍巖中平刃對巖石的破壞更大但所需推力更大的結論；龔秋明等[5]利用試驗臺研究刀間距對破巖效率的影響，認為當刀間距與貫入度的比值為30時，比能值最低、破巖效率最高;彭琦[6]進行了圍壓對破巖影響機制的研究，認為圍壓越高對破巖越有利；施雪松等[7]采用顆粒流方法揭示了不同節理特征對破巖效率的影響。其次是滾刀的磨損機制、損壞形式、數值模型預測方面的研究。例如：姚印彬[8]以武漢某過江隧道為例分析了常壓泥水盾構滾刀非正常磨損的原因，提出了優化刀筒裝配程序、降低刀圈硬度等措施；竺維彬等[9]以40臺次的掘進統計對滾刀磨損進行了定性分類，提出了復合地層滾刀磨損對策；洪開榮[10]依據引漢濟渭嶺南隧洞2 000 m磨損統計數據，分析了高強度高磨蝕地層滾刀磨損的原因，并提出了優化掘進參數等措施；秦銀平等[11]基于Rabinowicz磨粒磨損引入CSM破巖模型對磨損進行研究，構建了滾刀磨損速率預測模型；張厚美[12-13]對滾刀重復破碎與二次磨損規律以及滾刀滑動磨損進行了研究，首次提出了重復破碎與二次磨損定量計算方法及磨損規律；孫振川等[14]以引漢濟渭嶺南TBM工程二長花崗巖滾刀磨損為例，經分析發現巖石的磨蝕性由其抗壓強度與礦物成分共同決定,刀圈的耐磨性主要取決于材料的成分及組織，認為破巖體積更能準確衡量滾刀磨損的快慢，重復磨損對邊刀影響大；王旭等[15]基于摩擦磨損學原理分析了刀圈磨損機制、刀圈刃口3種磨損形式(磨平、雙曲線、尖狀)，認為高強度巖石是刃口磨平的主因，中強度巖石是刃口磨出雙曲線的主因，低強度巖石是刀口磨尖的主因；金艷秋等[16]對引洮9號隧洞TBM滾刀磨損原因進行了分析，認為不完全膠結砂巖及刀盤開口率低是導致刃口磨成尖狀的原因。上述研究多從正向的角度對破巖與滾刀磨損進行分析，少數研究雖然注意到滾刀刃口磨損形狀但分析不足。通過現場觀察了國產盾構TBM滾刀刃口磨損形狀，認為這是滾刀與巖石作用結果的一種真實反映，并反過來會影響破巖效率。本文結合刃口磨損形狀對應的地層、設備類型與滾刀配置、滾刀梯度硬度耐磨度、掘進參數等情況，從反向分析的角度，對滾刀磨損綜合原因進行研究，并提出相應減少磨損、提高破巖效率的優化措施。

本文僅對正常磨損的正滾刀的刃口形狀進行分析并提出優化對策，不包括中心刀、邊刀以及原因比較明確的各種異常損壞。由于開挖面滾刀的破巖過程無法直接進行觀察，刃口正常磨損形狀的分析檢測及原因推斷屬于靜態的事后分析，是運用機械學、力學等原理進行的推斷和探討。

1 滾刀正常磨損的3種刃口形狀及機制分析

1.1 尖鼓形刃口

如圖1所示的滾刀刃口磨損被稱為尖鼓形刃口。刃口的中間為尖棱，兩側為鼓凸出的輪廓面，是一種二次磨損嚴重的刃口形狀，在土壓平衡盾構、泥水盾構、TBM刀盤中均有出現。形成尖鼓形刃口磨損的原因是：1)土艙內堆積有一定量的巖塊渣土；2)渣土顆粒硬度很大；3)滾刀冷卻良好。刀盤轉動時滾刀刃口在刀盤線速度方向需要排開堆積的渣土，產生了對滾刀外露于刀盤面板部分表面持久的二次滑動摩擦，特別是渣土中含有一定比例的石英顆粒時，刀圈表面金屬刮削的磨粒磨損作用更加明顯。持久的磨粒刮削使二次磨損速度大于刃口純滾動的一次磨損，故在破巖過程中刃口兩側不斷被快速磨損，從而始終保持尖鼓形狀。要形成尖鼓形狀，滾刀冷卻必須良好，否則尖棱極易因高溫軟化消失。即使是在極高強度的巖石中也能磨出尖鼓形刃口，例如：中鐵裝備公司應用于新加坡的泥水盾構,在200 MPa的花崗巖中磨出了尖鼓形刃口。但如果土艙的渣土以黏土為主，由于黏粒吸附的強弱結合水膜具有潤滑作用，則因二次磨損作用不明顯，不會產生尖鼓形的刃口磨損形狀。

圖1 尖鼓形刃口

1.1.1 土壓平衡盾構產生尖鼓形刃口磨損的機制分析

土壓平衡盾構在全斷面巖石地層中掘進一般會出現尖鼓形刃口磨損。在局部或全斷面的巖石地層中，由于開挖面穩定，盾構經常會采用敞開模式或者氣壓模式掘進，但由于土壓平衡盾構需要采用螺旋機出渣，故土艙中必須至少存有小半艙渣土，使艙內渣面高于螺旋機進口，以便渣土能夠進入螺旋口。而當刀盤和滾刀掃過土艙下部積渣時，滾刀由于二次磨損而形成尖鼓形刃口。盾構硬巖氣壓模式掘進示意圖如圖2所示。

1—盾構硬巖中半艙掘進時的氣壓；2—排開渣土的外環位置的滾刀；3—土艙底部的渣土。

圖3(a)為中鐵裝備172#土壓平衡盾構在廈門地鐵中風化、微風化花崗巖地層掘進過程中進艙檢查拍攝的滾刀尖鼓形刃口照片。二次磨損形成了刃口的尖鼓形磨損形狀。

圖3(b)為中鐵裝備234#土壓平衡盾構在武漢地鐵全斷面砂質泥巖地層掘進過程中進艙檢查拍攝的滾刀尖鼓形刃口照片。

(a)廈門地鐵中鐵裝備172#土壓平衡盾構滾刀尖鼓形刃口磨損照片

1.1.2 泥水盾構產生尖鼓形磨損的機制分析

硬巖掘進的泥水盾構泥水艙中充滿了懸浮著各種硬顆粒的混合漿液，對滾刀產生強烈的二次摩擦磨損作用。如果泥漿環流系統出現滯排，大顆粒渣土堆積在氣墊艙下部，導致泥水艙渣土堆積，進而加劇滾刀的二次磨損。圖4(a)為中鐵209#泥水盾構在新加坡地鐵全斷面中微風化花崗巖地層掘進過程中進艙檢查拍攝的滾刀尖鼓形刃口磨損照片。圖4(b)為廣深港客運專線獅子洋隧道SDⅢ標NFM泥水盾構在泥質粉砂巖地層掘進過程中進艙拍攝的滾刀尖鼓形刃口磨損照片。

(a)新加坡地鐵泥水盾構滾刀尖鼓形刃口磨損照片

如果為常壓泥水盾構，除了上述的泥水艙二次磨損，還常伴有常壓滾刀刀筒內渣土堵塞，會產生更為嚴重的二次磨損，形成尖鼓形刃口磨損，例如圖5所示的佛莞城際交通3標常壓泥水盾構在砂巖掘進過程中形成的滾刀尖鼓形刃口磨損。

圖5 佛莞城際交通3標常壓泥水盾構滾刀尖鼓形刃口磨損照片

1.1.3 敞開式或護盾式TBM產生尖鼓形磨損的機制分析

TBM刀盤面板前的渣土從進渣口進入刀盤內的溜渣板后，溜渣板攜帶的渣土會隨刀盤轉動到上部，在重力作用下下溜到土艙中心集料斗內由中心皮帶機向后運送。故TBM刀盤理論上在土艙內不存留渣土，因而不會產生對滾刀的二次磨損作用。但如果刀盤進渣口尺寸過小，進渣口容易被石粉泥餅堵塞，導致刀盤前面存留大量碎渣，也會造成滾刀二次磨損。這是TBM出現比例較大的尖鼓形刃口磨蝕的原因。圖6為深圳地鐵6號線中鐵382#雙護盾TBM刀盤進渣口泥餅堵塞照片，刃口尖鼓形磨損照片如圖7所示。

圖6 深圳地鐵6號線中鐵382# 雙護盾TBM刀盤進渣口泥餅堵塞照片

圖7 深圳地鐵6號線中鐵382#雙護盾TBM刀盤刃口尖鼓形磨損照片

綜上所述，當掘進機采用的掘進模式具備二次磨損條件且渣土強度和硬度較大時，包括土壓平衡盾構、泥水盾構、TBM等在內的機型的滾刀均可出現尖鼓形刃口磨損。

1.2 棱形刃口

圖8(a)為中鐵125#土壓平衡盾構在南寧地鐵1號線埌—百區間泥巖地層掘進過程中滾刀的刃口磨損照片。本文將該磨損稱為棱形刃口磨損，是一種在軟巖掘進中出現的刃口磨損形狀。圖8(b)為中鐵241#TBM在蘭州水源地引水隧洞花崗巖掘進中出現的棱形刃口磨損照片，是一種在脆性硬巖掘進過程中出現的刃口磨損。

(a)南寧地鐵1號線中鐵125#土壓平衡盾構滾刀棱形刃口磨損照片

1.2.1 脆性巖石形成棱形刃口磨損的機制分析

與尖鼓形刃口磨損形狀不同的是，棱形刃口磨損形狀中刃口中心雖存在凸出的尖棱，但尖棱兩側高度低于尖棱的凹弧。原因分析如下：滾刀破巖時，刃口下方的脆性巖石在積儲足夠的彈性能量發生剪切破壞后，刃口兩側的巖片突然破裂飛出，劇烈的摩擦強烈磨蝕刃口兩側的金屬，形成棱形刃口磨損形狀。此種磨損形狀多出現在二次磨損較少的TBM刀盤中。圖9為刀盤試驗臺破巖試驗中碎屑從刃口兩側爆炸性飛濺的照片。碎屑的方向和速度表明這種磨蝕是存在的。同時，也可反推出當刃口出現這種形狀時，破巖的狀態是良好的，并能夠形成如下良性循環：一方面，滾刀刃口中間的凸棱面積小，滾刀推力很容易對巖體接觸面造成高壓強，促使巖體產生裂紋并擴展貫通形成破片，獲得較為理想的貫入度，形成文獻[1]所述的以斷裂體為主的碎屑，斷裂體在巖屑中占比較大，破巖比能降低，效率提高；另一方面，隨著刃口兩側金屬的快速磨損，凸棱能夠一直保持尖凸狀態，即使刃口正常磨損到根部，刃口凸棱依然尖凸，仍使接觸區保持有效的高壓強。從新刀磨損到規定的換刀直徑時都能保持良好的破巖狀態，從而可以延長滾刀的有效使用壽命。

圖9 破巖試驗中碎屑從刃口兩側爆出

1.2.2 軟巖產生棱形刃口磨損的機制分析

棱形刃口磨損經常出現在只有3～5 MPa的泥巖或泥質粉砂巖的盾構掘進中，由于圍巖較軟，推測滾刀刃口滾壓時破片飛濺的情況較少，刃口下方的巖體塑性變形后從刃口的兩側被擠出，對刃口兩側金屬也起到摩擦磨蝕作用，形成棱形刃口，如圖10所示。由于軟巖渣土的磨蝕性低，二次磨損作用不強，即使土艙積渣也不能形成1.1節所述的尖鼓形刃口磨損。

圖10 軟巖掘進過程中盾構滾刀刃口下方土體向兩側擠出后形成棱形刃口磨損示意圖

由于單純依靠刃口對軟巖的擠入來實現貫入，隨著刃口磨損到根部，刃口的寬度越來越大，刀盤推力越來越大，推進速度逐漸降低。例如：中鐵裝備公司的583#土壓平衡盾構在成都地鐵11號線低強度的泥質粉砂巖掘進中整盤滾刀均出現如圖11所示的棱形刃口磨損，隨著滾刀磨損到根部，推力越來越大，推進速度越來越低。

圖11 成都地鐵11號線中鐵583#土壓平衡盾構滾刀棱形刃口磨損照片

文獻[15]中描述的甘肅引洮9號隧洞雙護盾TBM在軟弱未完全膠結的碎屑沉積巖中掘進出現了棱形刃口，隨著棱形刃口磨損到根部出現了刃寬逐漸變大、推力逐漸變大、推進速度逐漸降低的情況，說明的也是該種工況。

1.3 矩形刃口

1.3.1 矩形刃口磨損形態

圖12(a)為引漢濟渭嶺南隧洞羅賓斯敞開式TBM花崗巖掘進過程中滾刀矩形刃口磨損照片；圖12(b)為遼西北供水工程2段5標TBM花崗巖掘進過程中滾刀矩形刃口磨損照片；圖12(c)所示為汕頭榕江引水隧洞中鐵770#TBM花崗巖掘進過程中滾刀矩形刃口磨損照片；圖12(d)為蘭州水源地引水隧洞中鐵241#TBM花崗巖掘進過程中滾刀矩形刃口磨損照片。

(a)引漢濟渭嶺南隧洞TBM滾刀矩形刃口磨損照片 (b)遼西北供水工程TBM掘進過程中滾刀矩形刃口磨損照片

1.3.2 矩形刃口磨損形成機制分析

根據施工案例中滾刀磨損統計可知，滾刀刃口的矩形磨損形狀普遍出現在采用TBM掘進、圍巖強度大于150 MPa、完整性好、風化程度低的場合中。按照文獻[2]的描述，巖石的壓入硬度為抗壓強度的5～20倍，單軸抗壓強度為150 MPa的巖石最高壓入硬度可達3 000 MPa，滾刀較難以擠壓產生裂紋破片方式破巖，多以碾磨和粉碎方式破巖，貫入度一般小于4 mm。由于破片飛濺少且兩側磨損少，刃口不能自然磨尖；巖石硬度大，磨粒磨損速度快，且TBM刀盤積渣少，產生的二次磨損很少，故刃口趨于磨平。為了獲得貫入度，滾刀推力加大后荷載增大，進而發熱量大、溫度高，如果TBM刀盤的噴水系統對滾刀冷卻效果跟不上，刃口即使有尖棱也會在高溫下軟化、在重壓下壓平。例如：泥水盾構和土壓平衡盾構在冷卻充分的條件下，即使是在140 MPa圍巖(例如廈門全斷面花崗巖的土壓平衡盾構)或200 MPa圍巖(例如新加坡全斷面花崗巖的泥水盾構)條件下，在二次磨損輔助下，滾刀刃口仍能保持尖鼓形磨損形狀。刃口出現矩形磨損時推進的貫入度低，掘進進尺不能滿足施工進度要求。

2 尖鼓形及棱形刃口磨損帶來的思考

根據現有的研究可知，滾刀刃口對巖面的破壞作用越大，破巖效果越好[4]。各種物理數值模型的二維圖像及試驗臺巖樣剖分面顯影圖像也顯示刃口下巖石的破壞區域越大，裂紋越多越深。這就需要滾刀刃口具有一定的刃寬(13～20 mm)，才能在下方形成較大的密實核粉碎區，將垂直推力按靜水壓力傳力原理轉化為各向力產生放射性裂紋。若刃口尖銳，形成的粉核區小，難以在巖面形成裂紋，破巖效果會很差。這也是經過很多試驗臺的破巖試驗后驗證得到的。

尖銳的刃口是一種另類。每次進艙檢查都會看到一些正常磨損的滾刀具有尖銳的形狀。新刀刃口在最初幾mm的高度內還可能大致保持“最佳”形狀，再往下就會被特定的環境改造為它們“應該”具有的形狀。圖13所示為長沙南湖路泥水盾構礫巖掘進尖鼓形磨損照片，新刀刃口磨損10 mm后由初始的圓弧形刃口變為尖鼓形刃口。

圖13 長沙南湖路泥水盾構礫巖掘進尖鼓形刃口磨損

當工作人員進艙檢查看到尖銳刃口時，它們已經在這種狀態下工作很長時間了。圖14所示為佛莞城際軌道交通3標隧道常壓泥水盾構砂巖地層掘進過程中尖鼓形刃口磨損量為33 mm的照片，說明滾刀長期以尖刃進行破巖。

圖14 常壓泥水盾構砂巖地層掘進過程中尖鼓形刃口磨損照片

不管這些刃口磨損的形狀相對現有的破巖基礎理論是否合理，它們都實際存在，并且盾構以這種刃口磨損的形狀長期掘進破巖并具有進度。真正長期影響破巖效果的是這些“自然形成”的刃口形狀，如果利用刀盤試驗臺研究這些尖銳的刃口形狀對破巖的影響會有實際意義。這是因為不能指望每把滾刀刃口從開始使用到壽命周期終點被更換時，都會一直保持新刀的初始刃口形狀。尖銳的刃口為什么能夠破巖？效果如何？應進行試驗研究并建立相關理論。

3 破巖效率的優化與對策

根據掘進施工經驗可知，提高破巖能力最直接的辦法是增大滾刀的推力。文獻[4]中第3條和第4條的結論也闡述了推力對巖石破壞的正比作用。但推力的增加需要配置高性能的滾刀。假設滾刀軸承承載力很大，刀圈硬度高、強度高、韌性好，則再強的巖石掘進也會獲得理想的貫入度。但現在哪怕對滾刀的性能提高一點也要付出很大的努力和很長的時間，而通過工法與設備的最優配置充分發揮現有滾刀的性能，盡可能滿足施工要求卻是在設備采購時或現場施工時短時間內就可以做到的。通過優化設備選型方案，利用分析刃口磨損形狀掌握掘進狀態來調整在用設備及刀具的配置和使用，在一定程度上可以彌補滾刀性能的不足，提高掘進效率。

3.1 滾刀產生尖鼓形磨損的利弊與對策

3.1.1 利弊分析

雖然尖鼓形刃口的中心棱不需要太大推力即可產生對巖面的巨大壓強，有利于壓潰中等強度巖石形成破片，且二次磨損作用可始終使刃口保持這種形態。但二次磨損卻加快了滾刀的總體磨損速度。例如：根據佛莞城際軌道交通3標常壓泥水盾構刀具在500—700環、巖層強度為60 MPa的砂巖中滾刀磨損統計，對于482.6 mm(19英寸)滾刀，每刃開挖方量折合為全磨損掘進方量平均只有250 m3左右，低于類似砂巖泥水盾構滾刀磨損統計值；深圳地鐵不同隧道區間物理力學參數相同的花崗巖層，盾構掘進滾刀的平均消耗量約為TBM平均消耗量的3倍，盾構每把滾刀掘進量約為100 m3(包含了異常損壞，下同)，而TBM的每把滾刀可開挖300～400 m3。這就是盾構在硬巖掘進中存在嚴重二次磨損的原因。

3.1.2 優化措施與對策

3.1.2.1 優化盾構選型

近年來多模式盾構技術越來越成熟，在復合地質條件下采用多模式盾構有利于工程安全和經濟效益。從避免二次磨損的角度出發選用“土壓-TBM”、“泥水-TBM”雙模盾構，即在軟土洞段采用盾構模式，在全斷面硬巖洞段采用TBM模式，可避免或減輕滾刀二次磨損。選用“直排-氣墊”雙模泥水盾構，在無大粒徑掉塊的巖層中采用直排模式時可降低泥水艙漿液濃度，也可減緩滾刀二次磨損。

3.1.2.2 優化刀盤設計

TBM刀盤需要綜合考慮進渣口數量、進渣口開度尺寸與滾刀刀箱數量之間的關系，防止進渣口過小出現被石粉泥餅堵塞的現象。

3.1.2.3 盾構渣土改良

土壓平衡盾構用于局部全斷面硬巖洞段時，即使在采用敞開模式或氣壓模式的同時，如果能夠進行適當的渣土改良，降低渣土的內摩擦因數，則也能夠有效減緩二次磨損。

3.1.2.4 優化掘進參數

在地質條件許可時，相同的推進速度雖然可采用“大貫入度、低轉速”和“小貫入度、高轉速”2種方式來實現，但前者可以減少刀盤在同里程長度內的轉數，從而減少磨損。很多盾構司機害怕刀盤轉矩上升導致推力加大，從而采用小貫入度，相當于加長了滾刀的軌跡行程，增加了磨損。實際上在設備強度和性能允許的范圍內，應充分發揮設備的性能才能取得更好的效益。

3.2 滾刀產生棱形刃口磨損的利弊與對策

3.2.1 利弊分析

在中等強度脆性圍巖掘進中出現棱形刃口磨損形狀是滾刀及掘進參數與圍巖能夠很好匹配的表現，刀盤破巖效果較好，渣土中碎斷體和斷裂體的比例較高[1]，破巖比能小，滾刀磨損小。出現這種刃口形狀時，貫入度一般都在7～12 mm，破巖效率較高，這是施工人員希望和期待的狀況。如果圍巖強度合適而滾刀卻沒有出現棱形刃口，則說明破巖沒有達到應有的理想狀態。

3.2.2 優化措施與對策

3.2.2.1 設定合適的滾刀推力

不同的圍巖強度對應不同的滾刀推力。圍巖強度越大，滾刀需要的推力也越大，如果遇到超強圍巖，有時不得不用掉滾刀的推力儲備(為額定值的3～4倍)，以減少軸承壽命為代價使滾刀的荷載推力值大于滾刀軸承的額定承載值，以獲得必要的貫入度。例如：引漢濟渭南口隧洞TBM在150 MPa的花崗巖掘進中就采取了刀盤推力大于滾刀額定承載力總和值的措施。如果沒有進度，滾刀的使用壽命周期再長也沒有實際意義。

3.2.2.2 設定合適的推進速度

如果設定的推進速度低，雖然能夠產生貫入度但會導致實際貫入度過小，刃口兩側破片飛濺速度小使兩側金屬磨蝕速度低，則刃口磨蝕不出凸棱形狀，或凸棱很低。所以應根據荷載推力的大小在許可時適當加大推進速度，使滾刀的磨蝕進入棱形良性循環的狀態，并獲得良好的進度。

3.2.2.3 優化刀盤及主機設計

TBM設計時對刀間距、滾刀規格、渣土流動性、刀盤推力等進行綜合考慮，并優化主機性能(例如推力、轉矩、轉速等)，為以后的掘進方案預留可調整范圍，以在地質超常變化時使滾刀保持良好的破巖效果。

對于塑性較好的軟巖，純粹依靠刃口擠入，則棱形刃口磨損對貫入度沒有什么幫助。所以應選用牙側角較小的窄刃滾刀，以便長期保持適當的刃寬。

3.3 滾刀產生矩形平刃口的利弊與對策

3.3.1 利弊分析

矩形刃口磨損往往發生于極硬的花崗巖中，滾刀因貫入困難而磨成平刃，隨著刃口磨損刃寬越來越大，刃口接觸面越來越大，壓強越低，更不易形成破片，導致惡性循環。

3.3.2 優化措施與對策

3.3.2.1 改善滾刀的品質與參數

引漢濟渭南口隧洞采用羅賓斯敞開式TBM施工，在采用了羅賓斯新研制的XHD超硬鋼刀圈后，刀圈的耐磨壽命比原來HD刀圈提高了20%。由于刀圈材質優良、抗斷裂，滾刀刃寬也減少到13 mm，以便減少刃口與巖石的接觸面積，進而提高壓強利于貫入。同時，牙側角減小也利于刃口長期保持窄刃。

為了使滾刀兼具高硬度及高韌性，不少硬巖掘進施工項目采用了如圖15所示的扁齒滾刀。國內刀具廠商也開發了梯度硬度光面滾刀：刀圈內孔硬度約為40 HRC，刀刃部位硬度為57～60 HRC，最高硬度可達60～62 HRC。內圈較軟處沖擊功可達25～30 J，以使刀圈硬度和韌性互相兼容。近年來，珠三角地區、濟南、廈門、武漢、成都、南寧、貴陽等地很多地鐵或交通隧洞項目采用扁齒刀，普遍使滾刀壽命提高了數倍，但僅能用于中等強度以下的圍巖，當圍巖強度很高時容易崩齒。圖15為中鐵733#盾構用于貴陽地鐵3號線1期工程14標師范學院站—東風鎮站區間灰巖地層掘進的扁齒滾刀，巖石強度為63 MPa，存在硬質合金齒，有崩齒現象。因此，滾刀性能的提高是影響極硬巖石滾刀掘進開挖效率的重要因素。因為相對于滾刀性能的提高，掘進機刀盤推力的增大更容易實現。

圖15 貴陽地鐵3號線灰巖白云巖盾構掘進的扁齒滾刀磨損照片

3.3.2.2 探索其他輔助破巖方式

由于在極硬巖中單純采用滾刀滾壓破巖會遇到諸多難以迅速解決的困難和不利因素，因此不得不進行其他全新的破巖方式的研究。例如：中鐵工程裝備公司在福建龍巖引水隧洞工程中研發了超高壓水射流輔助破巖技術(如圖16所示)，即在常規TBM刀盤上布置的噴嘴利用超高壓水射流切割開挖面獲得環狀的切槽組，形成垂直于開挖面的同心環切槽形的臨空面，相當于裂隙發育，以利于滾壓裂紋貫通破巖；TBM其他原有的功能全部保留，在圍巖強度適合時仍采用常規模式掘進。目前在研究中的還有激光輔助破巖方法，但這方面還有很長的路要走。

圖16 超高壓水輔助TBM破巖試驗

4 結論與體會

目前，從刃口磨損形狀反推并分析滾刀與圍巖相互作用過程、反推破巖效果滿足性方面的研究較少。但刃口磨損形狀是各種因素作用下破巖效果的實際反饋，本文研究的內容具有實際意義，并在盾構TBM及刀盤的設計制造、主機針對性選型、現場操作使用方面發揮過作用。研究結論及體會如下：

1)在不同的圍巖條件下，對應于不同類型的盾構TBM、掘進模式及控制參數，正滾刀正常磨損的刃口會呈現尖鼓形、棱形、矩形3種刃口形狀。這些刃口形狀是滾刀與圍巖相互作用過程的真實反映，對其進行分析可為優化掘進方案提供依據。

2)滾刀在磨損后，其刃口的自磨損形狀反過來會影響掘進效率。刃口形成尖鼓形狀和棱形形狀是脆性巖石破巖狀態比較理想的表現，也有利于貫入并可在破巖過程中自行保持。但尖鼓形刃口磨損速度快，可對掘進模式及方案進行優化，目前已有相應的有效措施。刃口形成矩形形狀表明破巖相對困難，刃口不利于貫入并越磨越寬，需要優化但目前有效的措施較少。

3)針對具體的圍巖條件事先選擇合適的機型，對于設備設計制造應事先預留較寬廣的功能及參數調整范圍，有利于在不同圍巖情況下根據刃口形狀采取優化措施。設備進洞后，在已有的功能性能條件下，也能夠通過優化掘進方案而改善破巖效果。

分析滾刀刃口磨損形狀反推破巖實際過程的方法是一個試驗反饋分析類新課題，難點是連續、真實的現場第一手資料的統計分析，遺漏環節中的某個次要因素都會帶來誤判，從而影響到優化方案的準確性。但對提高破巖效率確實具有實際意義。因此，后續應進一步研究。