全斷面隧道掘進機滾刀預切槽破巖數值模擬

耿麒,盧智勇,張澤宇,汪學斌,馬茂勛,葉敏

(1.長安大學公路養護裝備國家工程實驗室,710064,西安;2.西藏天路股份有限公司博士后工作站,850000,拉薩)

全斷面隧道掘進機(TBM)掘進硬巖時,如果滾刀破巖載荷不能驅動側向裂紋相互貫通,就會導致刀刃反復碾磨掌子面,進而出現破巖效率低、掘進速度慢、滾刀磨損大的問題[1]。預切槽輔助滾刀破巖是目前業內正在探索的新技術[2],指利用高壓水射流等非接觸式破巖方法[3],在巖石中預先切割出凹槽以移除側向約束,將巖石由三軸受壓狀態轉變為單軸受壓狀態,提高滾刀破巖效率。

將國內外水射流破巖研究歸納如下。第一,水射流輔助機具破巖,例如,Ciccu等進行了純水射流輔助切刀和滾刀切削軟巖的試驗,發現破巖載荷明顯降低,破巖效率顯著提升[4-5];Tang等研制了一種磨料水射流輔助破巖鉆頭,利用鉆頭中部噴出磨料高壓水和外部刀齒組合切削軟巖和硬巖,發現鉆進速度顯著提升,鉆頭磨損明顯下降[6-7];Liu等進行了純水射流輔助切削中硬巖、磨料水射流輔助切削硬巖的試驗和數值模擬研究,發現破巖載荷最大可降低45%[8-9]。第二,水射流直接破巖,例如,Oh等進行了磨料水射流直接切削巖石的試驗研究,揭示了巖石強度、水壓力、噴嘴移速等參數對切槽深度和切削效率的影響規律[10];Kim等進行了磨料水射流切削混凝土和巖石的試驗研究,分析了噴嘴移速和轉速對破巖效果的影響規律[11];Karakurt等進行了磨料水射流切削花崗巖的試驗研究,揭示了噴嘴距離、移速和磨料參數對切槽寬度的影響規律[12];Dehkhoda等進行了脈沖純水射流破巖試驗研究,揭示了表面成孔和裂紋萌生機制,分析了脈沖長度和頻率對破巖效果的影響規律[13]。分析表明,上述研究集中在水射流減小機具載荷、提高破巖效率、降低機具磨損的印證方面,以及水射流參數對切槽結構的影響等方面,然而在何種切槽結構更有利于滾刀破巖方面的研究相對匱乏。

將滾刀破巖的顆粒離散元數值模擬研究歸納如下:孫金山等建立了滾刀破巖二維數值模型,研究了滾刀刃數、刀間距、結構面強度、角度和間距等參數對破巖過程的影響[14];譚青等建立了滾刀破巖的二維數值模型,研究了刃寬、刃角、刀間距、貫入度等參數對破巖載荷、比能和裂紋深度的影響規律[15-16];Moon等建立了雙刀順次貫入巖石的二維數值模型,研究了刀間距和貫入深度對破巖比能的影響規律[17];Cho等進行巖石破壞模擬,指出直接使用平行黏結鍵聚合的巖石模型的抗壓與抗拉強度之比遠小于實際值,而使用顆粒簇或顆粒塊技術可有效克服該缺陷[18];Li等建立了楔刀破巖二維數值模型,研究了巖石破壞過程中的裂紋和應力分布變化規律[19];Zhang等分別建立了二維和三維的滾刀破巖數值模型,研究了節理與軟硬不均巖層對破巖過程的影響規律[20-21]。預切槽輔助滾刀破巖方面,僅見湯勝旗等研究了圍壓、預切槽間距和深度對楔刀靜壓貫入花崗巖的影響[22]。分析表明,現有研究主要針對常規TBM滾刀破巖過程,對預切槽輔助滾刀破巖過程研究較少,而且模擬大多使用平行黏結鍵直接聚合形成巖石的方法,不易準確標定巖石強度,進而可能影響模擬結果的可靠性。

采用顆粒離散元軟件PFC2D構建了基于優化泰森多邊形算法的等效晶質巖石材料數值模型,進行多組預切槽輔助的滾刀破巖過程數值模擬,研究了切槽角度、位置、間距等結構參數對破巖載荷和破巖效率的影響規律。結果表明:基于預切槽弱化圍巖和密實核傳力驅動雙重機制的預切槽輔助滾刀破巖方法可極大提高硬巖破碎效率,“窄直切槽、錯縫切削、滾刀中置”是最優的切槽結構及排布模式。

1 等效晶質巖石材料建模與標定

1.1 巖石材料顆粒簇離散元建模

顆粒離散元法擅長從細觀力學角度解釋材料的損傷斷裂機制,由于巖石材料在高倍顯微鏡下呈現顆粒結構,因此將巖石視為顆粒離散介質是可行的[16]。PFC2D軟件采用顆粒聚合的方法表征巖石材料,即通過在相鄰圓形顆粒間施加線性平行黏結鍵,使顆粒接觸區域具備一定的彈性和抵抗拉伸、剪切、扭轉的能力,從而呈現與實際巖石相似的宏觀力學性質。已有研究[18-19]表明,直接采用線性平行黏結鍵聚合而成的巖石,其單軸抗壓與抗拉強度的比值遠小于實際巖石,這是由于圓形顆粒間的平滑接觸邊界不具備實際晶狀巖石粒料的嵌合與自抗扭能力,從而低估了聚合而成巖石的抗壓強度。

針對上述問題,基于優化泰森多邊形算法的顆粒簇巖石材料建模流程如圖1所示。將巖石區域用德洛尼三角劃分網格;將各個德洛尼三角的外接圓圓心圍繞各三角頂點相連;刪除德洛尼三角網格,余下的各邊將區域劃分為泰森多邊形網格,如圖1a中的各多邊形;將巖石模型區域用圓形顆粒填充;根據已劃分的泰森多邊形網格將顆粒分組,各組內的顆粒聚合表征各個晶粒,同組內的顆粒用相同顏色表示,如圖1b所示;對所有顆粒與墻體接觸賦予線性模型,如圖1c中紅色短線所示,對所有顆粒間的接觸賦予線性平行黏結模型,對晶內(圖1c藍色短線)和晶間(圖1c綠色短線)顆粒的接觸模型參數分別進行標定和賦值。為了規避由于晶粒的形狀和尺寸過于隨機而帶來的誤差,本文對Matlab軟件自帶的voronoi函數進行優化,通過合理控制德尼洛三角頂點的分布位置而生成排布較為均勻的泰森多邊形。

(a)區域劃分 (b)顆粒填充 (c)接觸設置 圖1 基于優化泰森多邊形算法的顆粒簇巖石材料建模流程Fig.1 Modeling of the cluster-based rock material using an optimized Tyson polygon algorithm

該方法具有如下特點:可以模擬壓縮導致的晶粒破裂,以及晶界在剪切、張拉和膨脹作用下錯動或分離而產生的裂紋,與實際情況接近;不規則的晶粒邊界不僅可以促進張拉裂紋的擴展,還可以提高晶粒間的抗扭轉能力。因此,所構建的巖石與實際巖石的宏觀力學特性非常接近。

1.2 細觀參數標定

細觀參數標定過程如下:針對本文所研究的秦嶺花崗巖,按照國際巖石力學學會推薦的試驗方法進行單軸壓縮和巴西劈裂試驗,各進行5次,獲取巖石試件的宏觀物性參數,求取平均值;選取適當的巖石細觀力學參數構建巖石模型,進行單軸壓縮和巴西劈裂仿真,使巖石模型和試件呈現相近的宏觀物性參數。參照已有研究[18-19],設定單軸壓縮和巴西劈裂仿真的加載速度均為0.01 m/s,時間步長為5.5×10-8s,確保模擬處于準靜態平衡狀態。Li研究表明,顆粒尺寸效應對模擬結果影響較小[19];Potyondy研究表明,顆粒直徑小于0.73 mm時巖石宏觀物性參數基本不變[23],但顆粒總數隨著顆粒直徑的減小而迅速增大,進而延長計算時間,因此經過多組試算,綜合考慮顆粒直徑對模擬精度和計算時間的影響,選取顆粒平均直徑為0.5 mm,模擬計算所確定的巖石細觀力學參數如表1所示,使用該套參數進行模擬,所獲取的巖石宏觀物性參數如表2所示,單軸壓縮和巴西劈裂的仿真和試驗結果如圖2所示。結果表明,巖石模型和試件的宏觀物性參數非常相近,彈性模量、泊松比、抗壓強度、抗拉強度4項參數的誤差均小于4%;單軸壓縮與巴西劈裂仿真和試驗的巖石宏觀破壞模式相似,單軸壓縮呈現斜切破壞,巴西劈裂呈現中部劈裂破壞;單軸壓縮仿真和試驗的應力應變曲線相近,但模擬的軸向應變值略小于試驗值,因為巖石材料受載初始階段,原有微裂隙逐漸閉合,使巖石被壓密而形成早期的上凹形非線性變形,所構建的巖石模型暫不能模擬微裂隙壓密過程。上述結果說明了本文巖石材料顆粒簇離散元建模方法的可靠性。分析產生的裂紋,采用青、紅、綠、藍4種顏色分別表示晶間張拉、晶內張拉、晶間剪切、晶內剪切4種裂紋,發現單軸壓縮仿真中張拉裂紋占84.0%,晶間張拉裂紋占60.7%,巴西劈裂仿真中張拉裂紋占85.4%,晶間張拉裂紋占56.3%,表明巖石破壞的主要形式是晶粒間的張拉破壞。

表1 巖石細觀力學參數

表2 巖石宏觀物性參數

(a)單軸壓縮仿真 (b)巴西劈裂仿真

(c)單軸壓縮試驗 (d)巴西劈裂試驗

(e)單軸壓縮模擬與試驗的軸向應力應變曲線圖2 單軸壓縮與巴西劈裂的仿真和試驗結果Fig.2 Simulation and experimental results of uniaxial compression and Brazilian splitting

2 滾刀預切槽破巖模型與試驗驗證

2.1 滾刀預切槽破巖模型

(a)錯縫切削

(b)同縫切削

(c)混合切削圖3 滾刀預切槽破巖模型 Fig.3 Numerical model for rock indentation assisted with pre-cut grooves

滾刀預切槽破巖模型如圖3所示,包括錯縫切削、同縫切削和混合切削3種模式,錯縫切削是指預切槽位于滾刀貫入位置兩側,同縫切削是指預切槽位于滾刀貫入位置正下方,混合切削是前兩種模式的組合。滾刀的初始位置距巖石上表面為0.3 mm,設定滾刀豎向最大位移為2.3 mm,設定巖石模型寬度為500 mm。為了選取合適的模型高度,針對錯縫切削模式,分別進行高度為400 和200 mm的滾刀破巖模擬如圖4所示,發現兩個模型的巖石破碎效果、裂紋分布、滾刀破巖載荷均非常相似,兩次模擬時間分別為3.1 h和1.4 h,因此選取模型高度為200 mm。巖石模型約由3.1萬個晶粒、11.3萬個顆粒組成。選用直徑432 mm、刃寬20 mm的平刃滾刀。滾刀貫入速度為0.1 m/s,時間步長為5×10-8s,滾刀貫入速度折算為5×10-9m/步,確保模型為準靜態模型。采用CPU Intel-Core-i9-10980XE、內存64 GB的計算機配置進行數值模擬。

(a)高度400 mm模型 (b)高度200 mm模型

(c)滾刀破巖法向力圖4 高度為400和200 mm的滾刀破巖模擬Fig.4 Rock indentation simulations for the 400 and 20 mm height models

2.2 數值模型試驗驗證

為驗證本文所建數值模型的可靠性,進行如圖5所示小型靜壓破巖試驗與數值模擬。滾刀預切槽破巖和臨空面破巖類似,因此參考已有研究[24],基于長安大學材料學院Landmark370.10型多功能材料試驗機,進行2組小型單側臨空面靜壓破巖試驗。本文為二維數值模型,為了更合理地驗證數值模型,將巖石試樣加工成150 mm×100 mm×24 mm的片狀,以減小模型厚度方向的不一致性,試樣表面經過打磨處理。將巖石試樣夾持到夾具中,左側具有70 mm高度的臨空面,為了保證各個面受力均勻,在巖石與夾具的接觸面上粘貼橡膠墊。夾具下部設置有滑軌滑塊結構,將滑塊下部夾持于試驗機下壓頭中,夾具可沿滑塊左右移動以實現刀具貫入位置的調整,刀具嵌入夾頭中部凹槽中,夾頭夾持于試驗機上壓頭中。試驗1和2中的刀具貫入位置距左側臨空面分別為30和15 mm。如圖5c所示,刀1和2刃部半徑均為25 mm,厚度為5 mm,刀1刃部有1 mm×45°倒角,刀2為平刃。

(a)破巖試驗1 (b)破巖試驗2

(c)試驗用刀具 (d)密實核形態

(e)破巖模擬1 (f)破巖模擬2圖5 小型靜壓破巖試驗與數值模擬Fig.5 Small scaled rock indentation tests and simulations

下壓頭保持不動,上壓頭以1 mm/min的加載速度下壓。試驗1和2的峰值載荷為16.9和19.1 kN。如圖5d所示,對破裂后的試樣斷面進行處理,發現刀刃貫入位置正下方有一個三角形密實核,寬度為9 mm;由于刀刃端部接巖區域近乎平直,因此假定刀刃與密實核接觸區域壓力均勻分布。將模擬1和2的峰值載荷換算到三維情況,即用模擬所得二維載荷乘以密實核寬度,得到實際載荷分別為15.4和19.9 kN,與試驗載荷的誤差分別為8.9%和4.2%,說明模擬和試驗的峰值載荷誤差較小。試驗1和模擬1中巖碴呈三角形楔塊狀,而試驗2和模擬2中巖碴呈窄條狀,試驗和模擬的巖石破壞形式相似,也與其他學者已有研究結果[24]類似。上述分析說明,數值模擬和試驗的結果吻合度較高,驗證了本文所建刀具破巖數值模型的可靠性,也進一步驗證了本文巖石材料建模方法的可靠性。

3 滾刀預切槽破巖數值模擬及分析

3.1 預切槽角度對破巖效果的影響

已有研究表明,由水射流制備的預切槽開口角度較小[10],而由激光等方式制備的預切槽角度較大[25]。基于圖3a所示的錯縫切削模式,設定滾刀間距為120 mm、預切槽深度為30 mm、滾刀最大豎向位移為2.3 mm、滾刀距左右切槽的距離均為60 mm、預切槽角度分別為120°、100°、80°、60°、40°、20°和0°,建立7組模型。預切槽角度對破巖效果的影響如圖6所示,各組模擬的宏觀裂紋分布基本一致,當側向裂紋貫通至預切槽根部時有片塊狀巖碴形成;當預切槽角度大于120°時,側向裂紋不能貫通至預切槽根部,因而無大塊巖碴;隨著預切槽角度減小,巖碴形狀由三角片狀逐漸演變為三角塊狀,單塊巖碴面積逐漸增大;當預切槽角度小于20°時,滾刀2下方的裂紋不能貫通至預切槽根部,因而無大塊巖碴。由于各組模型中兩把滾刀的貫入狀態及刀下巖石破壞模式相似,因此僅給出滾刀1的法向力如圖6b所示,各組模型的法向力曲線形態基本相似,一次完整的貫入循環過程包括加載、卸載和低值波動3個階段,分別對應刀下密實核的壓密、破裂和崩壞3個階段;隨著預切槽角度的減小,法向力峰值略有增大,這是因為更大的預切槽角度意味著預先去除了更多的巖石材料,從而對滾刀貫入區域的側向約束力更小。對于本小節的大刀間距(120 mm)模型,由于側向裂紋的生長方向具有一定的隨機性,一旦某條側向裂紋貫通至一側的預切槽根部,刀下密實核發生崩壞和應力釋放,就無法繼續傳遞載荷從而驅動另一側的側向裂紋和預切槽相互貫通,因此需要合理設置槽間距和預切槽結構,確保滾刀兩側的巖石均衡破碎。計算7組模型的貫入比能如圖6c所示,即產生單位面積巖碴的法向力做功[24],用于評價破巖效率,比能與破巖效率成反比;隨著預切槽角度的增大,貫入比能總體上成先減小、后穩定、最后增大的變化規律,預切槽角度介于40°～100°時貫入比能最小、破巖效率最高,這與上文對巖碴形式的分析一致。

(a)不同預切槽角度下的巖石破碎效果

(b)滾刀1破巖法向力

(c)滾刀貫入比能圖6 預切槽角度對破巖效果的影響Fig.6 Influence of the angle of pre-cut grooves on rock fragmentation

上述分析說明,為提高破巖效率,預切槽角度不得大于120°,建議取值為40°～100°,然而現有水射流技術制備的預切槽角度一般為0°,而此時的破巖效率相較于40°～100°預切槽角度情況并未顯著降低,因此,綜合建議最優預切槽角度為0°。

3.2 切削模式對破巖效果的影響

為對比有無預切槽對破巖效果的影響,建立兩組破巖模型,設定無預切槽模型滾刀間距為80 mm,設定有預切槽模型的預切槽間距為80 mm、深度為30 mm、寬度為2 mm、滾刀位于相鄰預切槽正中且間距為80 mm,兩組模型的滾刀最大豎向位移為2.3 mm。有無預切槽對破巖效果的影響如圖7所示,無預切槽模型的破巖機理通常是相鄰滾刀間的側向裂紋相互貫通[1],然而本文所研究的硬巖抗壓強度近180 MPa,直至主裂紋充分發育、密實核破裂,刀間的側向裂紋仍未貫通成碴;而對于有預切槽破巖模型,刀下的側向裂紋朝預切槽方向主動生長并貫通成碴,相鄰滾刀之間的聯動作用雖然被弱化,但巖石側向約束亦被削弱,刀下巖石被充分破碎為三角塊狀巖碴。無預切槽模型的滾刀破巖法向力峰值是有預切槽模型的1.8倍,同時前、后者的貫入比能分別為43.0和2.2 kN/mm2,前者是后者的19.5倍,說明預切槽可有效降低滾刀破巖載荷,顯著提高滾刀破碎硬巖的效率。

(a)有預切槽 (b)無預切槽

(c)滾刀1破巖法向力圖7 有無預切槽對破巖效果的影響Fig.7 Comparison of rock fragmentation results with and without the assistance of pre-cut grooves

(a)錯縫切削

(b)槽寬2 mm的同縫切削

(c)混合切削

(d)槽寬5 mm的同縫切削

(e)槽寬10 mm的同縫切削

(f)滾刀破巖法向力圖8 切削模式對破巖效果的影響 Fig.8 Influence of the indentation modes on rock fragmentation

針對圖3所示的3種預切槽破巖模式,設定預切槽角度為0°,錯縫切削模型的滾刀置于預切槽正中、刀槽間距為80 mm、預切槽寬度為2 mm、預切槽深度為30 mm;同縫切削模型的刀槽間距為80 mm、預切槽深度為30 mm、槽寬度分別為2、6和10 mm;混合切削模型的刀間距為80 mm、槽間距為160 mm。切削模式對破巖效果的影響如圖8所示,錯縫切削模式下巖石破碎充分、破巖效率高;對于同縫切削模式,滾刀破巖法向力明顯小于錯縫切削模式,且法向力隨著槽寬的增大有減小趨勢,因滾刀刃正下方是切槽空隙而無法建立密實核,且滾刀刃的接巖長度隨槽寬增大而減小;對于同縫切削模式,刀下既無主裂紋也無側向裂紋,僅有切槽口附近的少量巖石被壓碎,巖石破碎效果很差;對于混合切削模式,位于切槽正上方的滾刀破巖法向力很小,其破巖效果不佳,位于切槽中部的滾刀破巖法向力很大,刀下產生了較長的主、側向裂紋,但由于滾刀與切槽間距較大,無法貫通成碴。

上述分析說明,錯縫切削是較為理想的預切槽輔助滾刀破巖模式,其特點是預切槽弱化圍巖側向約束和密實核驅動裂紋生長的雙重機制組合破巖;同縫切削模式下由于刀下無法建立密實核而破巖效果差,混合切削模式中各把滾刀的破巖狀態差別很大,兩者均不是理想的預切槽輔助滾刀破巖模式。因此,后文均基于錯縫切削模式開展研究。

3.3 預切槽位置對破巖效果的影響

基于錯縫切削模式,設定預切槽角度為0°,預切槽寬度為2 mm,預切槽深度為30 mm,刀槽間距分別為120、110、100、90、80 mm,在各刀間距下設定2～3組偏置距離(滾刀與左側預切槽的距離),建立14組模型。預切槽位置對破巖效果的影響如圖9所示,當滾刀偏置時,滾刀兩側的巖石破碎效果差別很大,側向裂紋與更近的左側預切槽貫通,右側的預切槽不起作用;當滾刀中置且刀槽間距較大時,雖然其與兩側預切槽距離相等,但兩側巖石破碎效果不同,這是由于側向裂紋的生長方向具有一定的隨機性;隨著刀槽間距減小,各中置模型滾刀兩側的巖石破碎效果逐漸變得相似且均衡。以刀槽間距120 mm為例,各組滾刀偏置模型的側向力和法向力如圖9b～圖9c所示,對于偏置20 mm模型,其破巖法向力為雙峰形式,在第一個加載段,由于滾刀距左側預切槽很近,巖石在較低的峰值載荷(3 MN/m)下發生破壞,隨著滾刀繼續貫入,碴塊被滾刀推擠并抵住預切槽,使得滾刀下方再次形成密實核,由于滾刀距右側預切槽距離較遠,在第二加載段中側向裂紋不能與右側預切槽貫通;滾刀偏置40和60 mm(中置)模型的法向力相似,均為單峰形式,中置模型的破巖法向力峰值更大。偏置模型的破巖側向力明顯大于中置模型,因為偏置模型滾刀兩側巖石破壞效果不同。提取各組模擬的側向力峰值如圖9d所示,發現對于不同的刀槽間距,中置模型的滾刀側向力峰值基本上均小于偏置模型。

(a)不同預切槽位置下的巖石破碎效果

(b)刀槽間距120 mm的側向力

(c)刀槽間距120 mm的法向力

(d)各組模擬的側向力峰值

上述分析說明,在適當的刀間距下,中置模型的滾刀兩側巖石破碎效果較為均衡、滾刀側向力小,有利于提高破巖效率、保證破巖穩定、避免滾刀不良受力狀態,因此建議滾刀置于相鄰預切槽的中間位置。

3.4 槽間距對破巖效果的影響

窄直切槽、錯縫切削、滾刀中置是理想的預切槽結構及排布方式,此時,相鄰滾刀的間距和相鄰預切槽的間距相等,統稱為槽間距。設定預切槽寬度為2 mm、預切槽深度為30 mm、槽間距分別為60、65、70、75、80、85、90、95、100、105、110、115和120 mm,建立13組模型。槽間距對破巖效果的影響如圖10所示,當槽間距小于80 mm時,兩把滾刀下的側向裂紋基本可以與預切槽順利貫通,刀下巖石均衡、充分破碎;隨著槽間距增大,刀下巖石不再充分破碎,尤其當槽間距大于100 mm,刀下側向裂紋僅貫通至一側預切槽,刀下密實核隨后發生崩壞和應力釋放,無法繼續傳遞載荷從而驅動另一側的側向裂紋和預切槽相互貫通。不同槽間距下滾刀法向力如圖10c所示,法向力峰值總體上隨槽間距增大而增大,槽間距為120 mm模型的法向力峰值(7.4 MN/m)約是60 mm模型的法向力峰值(4.9 MN/m)的1.5倍,因為隨著預切槽與滾刀距離變大,預切槽移除側向約束而弱化圍巖的效果逐漸變弱,因而滾刀破巖載荷增大。不同槽間距下的滾刀貫入比能如圖10c所示,隨著槽間距的增大,貫入比能總體上呈現雙谷式變化,第1個波谷對應的槽間距為80 mm,第2個波谷對應的槽間距為115 mm;當槽間距由60 mm逐漸增大至80 mm,貫入比能逐漸減小,因為刀下巖石破碎較為充分,且巖碴量隨刀間距增大而增大;當槽間距由80 mm逐漸增大至105 mm,貫入比能逐漸增大,因為刀下巖石的破碎開始變得不均衡、不充分,且破巖載荷逐漸增大;當槽間距進一步增大至115 mm時,貫入比能反而減小,因為刀下裂紋的生長存在一定的隨機性,使得110與115 mm槽間距模型的滾刀1與兩側預切槽間均形成了大塊狀巖碴,使得總巖碴量顯著增大;當槽間距為120 mm時,貫入比能再次增大,因為此時巖石破碎不充分、巖碴量少,且破巖載荷較大。

(a)不同槽間距下的巖石破碎效果

(b)不同槽間距下的刀1法向力

(c)不同槽間距下的滾刀貫入比能

上述分析說明,當槽間距介于60～105 mm時,破巖效率隨著槽間距的增大而先增加后減小,當槽間距為80 mm時破巖效率最高;當槽間距取110～115 mm時,雖然破巖效率較高,但滾刀兩側的巖石破碎不均衡、不充分。因此,綜合考慮破巖效率和巖石破碎均衡性,建議本文研究的花崗巖在“窄直切槽、錯縫切削、滾刀中置”模式下的最優槽間距為80 mm。

4 結 論

本文針對預切槽輔助TBM滾刀破巖研究不足的現狀、以及現有研究可靠性有待提高的問題,構建了基于優化泰森多邊形算法的等效晶質巖石材料的顆粒簇離散元模型,研究了切槽角度、位置、間距等結構參數對破巖過程的影響,所得到的結論可為預切槽結構設計提供理論依據:

(1)本文的巖石材料建模方法可準確地表征巖石宏觀物理性質,所構建的數值模型可較為可靠的模擬刀具貫入破巖過程,為TBM滾刀破巖機理研究提供了有效的手段;

(2)預切槽輔助下的滾刀破巖不再是相鄰滾刀間側向裂紋的聯動貫通,而是側向裂紋朝預切槽主動生長并貫通,其關鍵機制是預切槽弱化圍巖和密實核傳力驅動,可極大地提高硬巖破碎效率;

(3)基于切削模式、預切槽角度、位置與間距對破巖效率和巖石破碎效果影響規律的分析,確定“窄直切槽、錯縫切削、滾刀中置”是最優的切槽結構及排布模式,建議預切槽開口角度為0°、錯縫切削、滾刀置于相鄰預切槽正中、最優預切槽間距為80 mm。