水力聯(lián)合TBM射流移動速度與切割能力匹配問題

徐福通，周輝，李彥恒，高陽，盧景景，邱浩權

(1.中國科學院武漢巖土力學研究所 巖土力學與工程國家重點實驗室，湖北 武漢，430071；2.中國科學院大學，北京，100049；3.火箭軍工程設計研究院，北京，100011)

隨著川藏鐵路、粵港澳大灣區(qū)、長江經(jīng)濟帶、京津冀協(xié)調(diào)發(fā)展等一系列國家發(fā)展戰(zhàn)略規(guī)劃的啟動與實施，我國地下工程建設進入高速發(fā)展期[1]。尤其是在隧道建設領域，隨著相關研究不斷深入，新工法、新技術、新結(jié)構等不斷涌現(xiàn)[2]。隧道施工設備和工法的選擇與施工條件、作業(yè)環(huán)境等因素密切相關，常見的隧道/巷道建設施工方法主要包括盾構/隧道掘進機、鉆爆法、沉管法等[1]。對比硬巖隧洞施工采用的隧道掘進機(TBM)和鉆爆法，TBM 具有安全環(huán)保、高度機械化、高施工效率等優(yōu)點，已被廣泛應用于鐵路、公路、大中型水電站、南水北調(diào)、西氣東輸、城市地鐵和市政管道等工程[3]。

近年來，由于經(jīng)濟發(fā)展和國防建設需求不斷增加，我國在建、擬建隧道項目工程的規(guī)模和數(shù)量不斷突破，隧道建設所面臨的地質(zhì)條件和結(jié)構形式更為復雜[4]。以川藏鐵路為代表的國家重大工程建設，面臨著長隧道多、地應力高、斷層活動頻繁等重大挑戰(zhàn)，傳統(tǒng)TBM 裝備已難以滿足復雜地質(zhì)條件下的施工需求，因此，進行針對性的創(chuàng)新設計顯得尤為迫切[5]。為此，以水射流、激光、聲波等為代表的一系列新型破巖技術逐漸走上舞臺，并在隧道開挖中取得了重要突破[6]。為探究巖石的高效切割破碎方法，學者們開展了包括應用電火花、激光、火焰、等離子體、高壓水射流等25 種新方法和技術的破巖試驗，最終確定高壓水射流為最可行、最有效的破巖方法[7]。在地下隧道/隧洞工程中，水射流破巖的主要方式為沖擊破巖[8]，即水射流沖擊巖石，使巖石內(nèi)部的拉伸應力或剪切應力大于巖石的抗拉強度或抗剪強度而導致巖石破壞。而磨料水射流涉及到固體顆粒和水的耦合問題[9]，破巖效果主要取決于無數(shù)磨料顆粒的連續(xù)沖擊、剪切和高速水的持續(xù)沖擊、擠壓等共同作用的結(jié)果[10]。

高壓水射流破巖技術具有環(huán)保高效、低擾動、低熱量等特點[11]，有助于降低與TBM 協(xié)同破巖時機械刀具的磨損，水射流的輔助作用已被證實可以降低刀具溫度和截割荷載，提高巖石的破碎效率[12-16]，在巖石切割和礦山開采等領域應用廣泛[17-19]。ZHANG 等[17]根據(jù)龍巖市萬安溪引水工程隧洞的實際施工要求，開展了高壓水射流輔助TBM 滾刀破巖試驗，分析驗證了各項參數(shù)對水射流切割效果的影響，研究成果助力了國內(nèi)首臺高壓水力耦合破巖TBM“龍巖號”[20]的誕生。CHENG 等[21-22]通過開展高壓水射流預制切槽試樣的室內(nèi)準靜態(tài)貫入試驗和數(shù)值模擬，發(fā)現(xiàn)試樣破壞時的峰值貫入荷載隨切槽深度的增加而降低，進一步驗證了水射流切槽在巖石表面形成的自由面有助于降低TBM滾刀的破巖力和破巖能耗。

盡管“龍巖號”已經(jīng)驗證了水射流輔助TBM破巖的可行性，但目前對于水射流輔助破巖機制和效率提升途徑研究較少。在輔助破巖機制方面，國內(nèi)外學者通過開展水射流線性切割試驗和回轉(zhuǎn)切割試驗，證明了高壓水射流的噴嘴移動速度、流量、壓力、靶距以及入射角度等因素會對巖石的切割效果產(chǎn)生顯著影響[23-26]。水射流輔助破巖技術通常將水射流注入機械刀具誘發(fā)的裂縫中，利用水射流的壓漲作用致使巖石破裂[8]；有的則利用水射流切縫，釋放機械刀具破巖時的圍巖應力[27]，從而實現(xiàn)降低破巖力的目的。但由于目前水射流試驗的噴嘴移動速度大多集中在0.01～1.50 m/s，受限于高壓泵的實際工作能力，能夠提供噴嘴高速移動切割的裝置較少，與工程TBM 刀盤旋轉(zhuǎn)線速度尤其是邊緣位置的線速度(2.6～4.0 m/s)相差甚大[28-33]。多項研究表明[26,34-35]，噴嘴移動速度對水射流的切縫效果(縫寬、縫深和沖蝕體積等)具有重要作用，因此，需要進一步開展水射流噴嘴隨TBM刀盤高速旋轉(zhuǎn)下的破巖切割研究。

目前，高壓水射流與傳統(tǒng)TBM 相結(jié)合的聯(lián)合破巖技術仍處于研究探索階段，實現(xiàn)高壓水射流切割與傳統(tǒng)TBM刀盤破巖協(xié)調(diào)匹配，使新型TBM綜合破巖效率達到最優(yōu)，是高壓水射流輔助TBM破巖的關鍵問題。水力聯(lián)合的形式一方面需要實現(xiàn)水力切槽與滾刀破巖的協(xié)調(diào)配合，水力切槽應當先于滾刀破巖實施。同時，水力切槽必須達到一定深度才能對滾刀破巖起促進作用；另一方面，水射流噴嘴必須在一定移動速度下才能具備切割所需槽深度的能力。在滿足上述條件的基礎上，對水力聯(lián)合TBM 的刀盤進行布局設計，有助于實現(xiàn)滾刀和水射流破巖的聯(lián)合高效作業(yè)。因而，如何協(xié)調(diào)解決TBM 刀盤邊緣高壓水射流噴嘴移動速度過快與由其導致的切槽深度過淺的矛盾，成為制約高壓水射流輔助TBM 機械刀具破巖模式發(fā)展的關鍵難題之一，也是制約當前TBM 結(jié)構形式提升綜合破巖效率的瓶頸問題。

基于此，本文通過開展國內(nèi)外已建/在建隧道/洞工程TBM 的刀盤施工參數(shù)調(diào)研，模擬并分析刀盤不同位置安裝水射流噴嘴的運行規(guī)律和線速度，開展不同噴嘴移動速度的水射流切割試驗，研究噴嘴移動速度對水射流切割能力和熱量集聚的影響，探討提高TBM 刀盤邊緣高壓水射流切割能力的措施，以期為高壓水射流輔助TBM 破巖的裝備升級和技術創(chuàng)新提供參考。

1 TBM刀盤邊緣水射流噴嘴運動規(guī)律分析

傳統(tǒng)TBM 裝備的破巖效率難以繼續(xù)提升，而結(jié)合水射流輔助的破巖技術可知，高壓水射流噴嘴需采用一定的布設原則和布局方式，以取得最優(yōu)破巖效果，以龍巖號刀盤布局(圖1[20,36])為例，高壓水射流噴嘴通常沿TBM 刀盤徑向均勻分布，對于不同位置處的水射流噴嘴，其運動規(guī)律和破巖深度不盡相同。

對于不同位置處的水射流噴嘴：

1) 當R=0(R為水射流噴嘴到刀盤中心的距離)，TBM 旋轉(zhuǎn)破巖時，高壓水射流連續(xù)沖擊掌子面固定點，并隨著TBM 推進以水力鉆孔的形式進行破巖；

2) 當R＞0，TBM 旋轉(zhuǎn)破巖時，高壓水射流噴嘴以刀盤中心為圓心做圓周運動，高壓水射流在掌子面上進行回轉(zhuǎn)切割作業(yè)；不同半徑處噴嘴水射流在巖石表面切割形成具有一定深度的同心圓切割槽。

由于高壓水射流噴嘴隨刀盤轉(zhuǎn)動做圓周運動，不同位置處噴嘴的回轉(zhuǎn)切割速度隨所處半徑增大而逐漸增大(R1＜R2＜R3＜R4，見圖1(a))。為充分了解工程TBM 運行參數(shù)以及模擬安裝高壓水射流噴嘴的移動線速度范圍，對國內(nèi)外部分已建/在建隧道/洞工程TBM 的刀盤直徑數(shù)據(jù)和轉(zhuǎn)速參數(shù)進行統(tǒng)計，并計算其刀盤邊緣的線速度，見表1。

表1 國內(nèi)外已建/在建隧道/洞TBM刀盤直徑及轉(zhuǎn)速參數(shù)Table 1 Diameters and rotating speeds of TBM cutter heads in built/under-construction tunnel projects

圖1 高壓水射流噴嘴刀盤布設位置Fig.1 Arrangement layout of high pressure water jet nozzles in cutter head

對比不同工程項目中TBM 相關參數(shù)可以發(fā)現(xiàn)，刀盤邊緣的線速度范圍為2.6～4.0 m/s，且與刀盤直徑呈正相關，刀盤中心噴嘴的線速度為0.3～0.6 m/s，二者具有明顯差別，尤其對于大直徑TBM 刀盤這一差距更加顯著。噴嘴移動瞬時線速度的差異直接導致水射流切割能力在刀盤內(nèi)外圈的不協(xié)調(diào)，外圈噴嘴移動速度過快，切割槽深度較淺[34]，對機械刀具破巖的促進作用會降低甚至完全消失[17,27]，對高壓水射流輔助TBM 破巖刀盤的磨損和整體破巖效率帶來不利影響。為了提高水力聯(lián)合TBM的整體破巖能力，有必要開展TBM刀盤上高壓水射流噴嘴位于不同安裝位置處移動速度和切割能力匹配問題的研究。

在實驗室開展巖石試樣的高壓水射流切割試驗，是研究高水射流切割能力的常用手段之一。本文通過對目前已有水射流切割巖石的試驗數(shù)據(jù)進行調(diào)研，得到不同水射流試驗中噴嘴的移動速度統(tǒng)計結(jié)果，如表2所示。

表2 不同水射流試驗中切割巖土材料的噴嘴最大移動速度Table 2 The maximum moving velocity of nozzles during cutting process of geotechnical materials in different water jet tests

調(diào)研結(jié)果表明，試驗條件下水射流切割時的噴嘴移動速度最大值為1.5 m/s，多數(shù)集中在0.5 m/s以下，遠未達到實際工程中TBM 刀盤邊緣的瞬時線速度，可見試驗結(jié)果對于提高水力聯(lián)合TBM 刀盤邊緣位置高壓水射流噴嘴的實際破巖效率仍有較大的局限性。此外，高壓水射流切割巖石時會在刀盤附近的狹小工作空間內(nèi)產(chǎn)生熱量集聚，可能會危害設備安全運行及施工人員生命健康，但目前的水射流切割試驗往往忽略這一問題，因而有必要對水射流切割過程中的熱量釋放進行分析，進而提出改進建議，助力TBM 施工作業(yè)的環(huán)保及可持續(xù)性。

2 高壓水射流切割能力試驗驗證及探索

2.1 高壓水射流切割試驗準備

為了進一步驗證高壓水射流噴嘴移動速度與切割能力的關系，選用HZ37G 型后混磨料高壓水射流切割系統(tǒng)開展巖石切割試驗，如圖2所示，系統(tǒng)主要由高壓泵、控制臺、水射流裝置及其配套結(jié)構組成。高壓泵可以提供的最大壓力為420 MPa，最大流量為3.7 L/min。

圖2 高壓水射流切割試驗Fig.2 High pressure water jet cutting tests

水流噴嘴結(jié)構示意圖如圖3所示。水射流切割試驗采用口徑為0.3 mm 的寶石噴嘴以及口徑為1.0 mm的砂管噴嘴，磨料采用粒徑為178 μm石榴砂。水泵產(chǎn)生的高壓水經(jīng)高壓水噴管通過極細口徑的寶石噴嘴進入混合腔，利用高速水射流的虹吸原理，與來自引砂管的磨料在混合腔中混合，之后由砂管噴嘴噴出，對試樣進行切割。切割水壓為400 MPa，噴嘴距試樣靶距離為4 mm。試驗分別針對中等強度砂巖和高強度花崗巖試樣進行切割，試樣的基本力學參數(shù)見表3。水射流試驗過程中只改變噴嘴的移動速度，采用2，3，4，5 和6 m/min這5個速度等級進行試驗，其他控制參數(shù)均保持一致。為了與TBM 刀盤邊緣線速度單位保持一致，噴嘴移動速度換算為0.033，0.050，0.067，0.083和0.100 m/s。

表3 巖石試樣基本力學參數(shù)Table 3 Basic mechanical parameters of rock samples

圖3 水射流噴嘴結(jié)構示意圖Fig.3 Schematic diagram of water jet nozzle structure

切割深度與切割寬度是表征水射流切割能力的兩項重要指標，試驗后，對試樣表面進行清洗，并采用塞尺和游標卡尺分別測量切槽的深度和寬度，切割寬度為水射流切槽開口處的寬度。為保證數(shù)據(jù)的準確性，每道切槽在10 個不同位置進行測量，并取其測量結(jié)果的平均值。切槽過程中，由于水射流的沖擊作用，在試樣表面產(chǎn)生大量熱量，造成水汽蒸發(fā)。為評價水射流沖擊產(chǎn)熱導致升溫的現(xiàn)象，采用工業(yè)測溫儀測量切割后試樣的表面溫度，每次水射流切割后，利用空氣噴槍清理試樣表面污水，隨后立即采用手持式紅外測溫儀在水射流切割路徑的多個位置進行測量，取平均值，并統(tǒng)計數(shù)據(jù)。

2.2 水射流噴嘴高速移動切割能力驗證

圖4所示為高壓水射流切割砂巖和花崗巖試驗后，切割深度、切割寬度與試樣表面溫度隨噴嘴移動速度的變化曲線。

對比砂巖和花崗巖試樣的試驗結(jié)果可知，隨著噴嘴移動速度增加，切割寬度減小。其中，砂巖試樣切割寬度隨噴嘴移動速度增加呈線性減小，潘俊鋒等[26]針對水射流切割砂巖試樣(單軸抗壓強度為68 MPa)開展試驗，發(fā)現(xiàn)當噴嘴移動速度進一步增大時，切割寬度的降低趨勢趨于平緩。對應地，花崗巖切割寬度的變化趨勢為先快速降低后趨于平緩，這與朱團輝等[40]采用口徑為0.74 mm的噴嘴在280 MPa水壓時切割花崗巖試樣所得到的結(jié)論一致。切割過程中，由于過快的噴嘴移動速度縮短了水射流破裂巖石的作用時間，射流外側(cè)的水束受到外界阻力，速度逐漸衰減[41]，難以切割出更寬的開口。在本次試驗中，砂巖試樣的切割寬度未出現(xiàn)拐點，而花崗巖試樣在噴嘴移動速度為0.050 m/s 時出現(xiàn)拐點，說明提高噴嘴移動速度更不利于硬巖切割。

由圖4(a)和(b)可見，兩類巖石試樣的切割深度存在較大差異，砂巖切割深度明顯比花崗巖的大，可見水射流對強度較低的砂巖具有更高的切割能力。砂巖與花崗巖切割深度隨噴嘴移動速度的變化規(guī)律基本一致，即隨著噴嘴移動速度增加，水射流與試樣接觸的切割時間減少，切割深度逐漸減小。特別是對于強度較高的花崗巖，當速度由0.033 m/s 到0.100 m/s 時，切割深度由11 mm 降低到4 mm，降低了63.6%。由試驗結(jié)果可以看出，隨噴嘴移動速度增大，水射流切割能力顯著降低。并且，試驗中噴嘴移動速度遠低于實際大直徑水力聯(lián)合TBM 刀盤邊緣的線速度，表明當水力聯(lián)合TBM刀盤邊緣安裝水射流噴嘴切割巖石掌子面時，高速移動狀態(tài)下的水射流噴嘴破巖能力非常有限，因此，進一步提升噴嘴高速移動狀態(tài)下的破巖效率是發(fā)展新型水力聯(lián)合TBM的關鍵要素之一。

圖4 試樣切割能力及表面溫度隨噴嘴移動速度的變化Fig.4 Changes of cutting capacity and surface temperature of samples with nozzle moving velocity

對比砂巖和花崗巖試樣表面溫度隨噴嘴移動速度的變化規(guī)律可以發(fā)現(xiàn)，兩類巖石的熱交換能力存在差異，砂巖試樣的表面溫度隨噴嘴移動速度增加先平緩降低后快速下降，而花崗巖試樣恰好相反，先快速下降后緩慢降低。本次水射流切割試驗為室內(nèi)試驗(室溫為20 ℃)，砂巖試樣表面溫度變化區(qū)間為33.0～44.6 ℃，溫差為11.6 ℃；而花崗巖試樣的表面溫度變化區(qū)間為22.6～41.5 ℃，溫差為18.9 ℃。由此可見，單次切割時，較高強度的花崗巖試樣溫度下降更快，貢獻了更多熱量。此外，本次試驗中試樣表面溫度最高達44.6 ℃，可以預見，對于通風條件較差的TBM 刀盤，由于其前方空間狹小，熱量積聚，容易影響施工安全和環(huán)保。

2.3 重復切割條件下水射流切割能力試驗分析

由2.2節(jié)可知，水射流切割深度隨噴嘴移動速度的增大而減小，對水力聯(lián)合TBM 的破巖效率產(chǎn)生不利影響。為探究重復切割增加水射流切槽深度的可行性，開展2種巖石試樣在不同噴嘴移動速度下的重復切割試驗，每次切割均在前一次切割測量完成后開展，重復切割3 次。統(tǒng)計切割深度、切割寬度和表面溫度數(shù)據(jù)，繪制重復切割條件下，切割能力和試樣表面溫度隨噴嘴移動速度的變化曲線，分別如圖5和圖6所示。

圖5 砂巖切割參數(shù)隨噴嘴移動速度的變化Fig.5 Changes of cutting parameters of sandstone sample with nozzle moving velocity

圖6 花崗巖切割參數(shù)隨噴嘴移動速度的變化Fig.6 Changes of cutting parameters of granite sample with nozzle moving velocity

由圖5 和圖6 可見，在多次重復切割條件下，砂巖和花崗巖切割寬度隨噴嘴移動速度的變化趨勢與單次切割時的規(guī)律一致。砂巖試樣切割寬度近似呈線性減小，而花崗巖切割寬度的變化趨勢為先快速降低后平緩下降。重復切割時，兩類試樣的切割寬度均增加。隨噴嘴移動速度增加，砂巖試樣三次重復切割的變化曲線逐漸靠攏，切割寬度增量減少，如圖5(b)所示。花崗巖試樣重復切割后，切割寬度變化趨勢的拐點向噴嘴移動速度增加的方向移動，表明通過增加切割次數(shù)，可以改善噴嘴移動速度較快時單次切割硬巖的效果。

由圖5和圖6還可知：砂巖和花崗巖切割深度隨噴嘴移動速度增大而減小，降低趨勢為先快速降低后逐漸平緩下降，與廖勇等[35]重復切割花崗巖的試驗結(jié)果一致。試樣重復切割時，后續(xù)水射流可以在已有切槽的基礎上繼續(xù)切割，切槽深度逐漸增加，射流靶距增大，切割深度增量呈減小趨勢，如圖7所示。圖7中，Δ1為第二次與第一次切槽深度的差值；Δ2為第三次與第二次切槽深度的差值。可見，隨噴嘴移動速度增加，重復切割深度增量逐漸減小，即當重復切割次數(shù)增加到一定程度，切槽深度增幅變緩[24]。

圖7 切割深度增量隨噴嘴移動速度的變化Fig.7 Changes of incremental depth with nozzle moving velocity

文獻[17,27]表明，當切割深度較淺時，水射流切槽對破巖的輔助作用逐漸降低，甚至無法降低機械刀具的破巖力，進而提高TBM的破巖效率。以強度較高的花崗巖試樣為例，在噴嘴移動速度為0.100 m/s 時，第1 次切割深度為4 mm，當噴嘴移動速度更快(接近TBM 刀盤邊緣的線速度)時，高壓水射流的破巖能力急劇降低，對強度較大的巖石，無法形成有效切割輔助破巖。花崗巖重復切割試驗結(jié)果表明，通過對試樣進行多次切割，當切割深度增加到6.2 mm 時，較第1 次切割深度提高了55%(中等強度砂巖在試驗最大速度下切割深度增加100%)，可見，重復切割對增加噴嘴高速移動狀態(tài)下的水射流切割深度具有重要作用，可以在噴嘴高速移動時形成有效切槽輔助滾刀破巖。

對比砂巖和花崗巖試樣在不同切割次數(shù)下表面溫度隨噴嘴移動速度的變化規(guī)律可知，隨噴嘴移動速度增加，兩類試樣表面溫度的下降趨勢由單次切割時的非線性減小轉(zhuǎn)變?yōu)榻凭€性減小。砂巖多次切割后，表面溫度最大值由單次切割時的44.6 ℃增大至53.0 ℃，不同噴嘴移動速度下表面溫度增幅為2.6～8.4 ℃，最大增幅為8.4 ℃(噴嘴移動速度0.033 m/s)；而花崗巖的表面溫度最大值由單次切割時的41.5 ℃增大至48.1 ℃，不同噴嘴移動速度下表面溫度增幅為1.2 ℃～6.6 ℃，最大增幅為6.6 ℃(噴嘴移動速度0.033 m/s)。相比之下，砂巖的溫度增幅更大。由圖5(c)和圖6(c)可知，重復切割時，兩類試樣表面溫度的變化曲線隨噴嘴移動速度增加逐漸靠攏，溫度增幅降低。

砂巖和花崗巖三次重復切割后，在試驗最高噴嘴移動速度0.1 m/s 條件下，表面溫度分別達到35.6 ℃和30.1 ℃。雖然提高噴嘴移動速度會降低重復切割時表面溫度的增長趨勢，但重復切割導致試樣表面熱量積聚，造成試樣溫度上升，遠超試驗環(huán)境溫度(室溫20 ℃)，巖石表面熱量與密閉環(huán)境的熱交換會造成潛在的熱害威脅。因此，在水力聯(lián)合TBM 施工過程中，保證充分合理的通風散熱條件以及采用新型水射流材料和工藝來降低工作空間溫度是安全環(huán)保施工的必然選擇。目前，該問題無法通過常規(guī)純水射流和磨料水射流的方式解決，但可采用硬質(zhì)冰粒替代傳統(tǒng)石榴砂磨料，通過冰粒水射流的方式切割巖石，利用冰粒融化吸熱降溫的原理，吸收水射流切割積聚的熱量，有助于改善隧道工程施工環(huán)境，提高射流切割能力，保障水力聯(lián)合TBM的安全環(huán)保施工。

3 討論

3.1 水射流重復切割破巖

由圖1可知，相同半徑的射流噴嘴會隨刀盤的回轉(zhuǎn)而對巖體重復切割，但是刀盤轉(zhuǎn)速較低或噴嘴間距較大時，無法保證水射流重復切割的連續(xù)性，水射流切槽對滾刀破巖的促進作用降低。根據(jù)以上試驗結(jié)論，為提高TBM 刀盤邊緣高壓水射流噴嘴在高速移動狀態(tài)下的切割能力，可以通過減小射流靶距和噴嘴間距、重復切割等方式，使巖體在較短時間內(nèi)受到多次水射流不間斷切割。重復切割可以保證相同位置巖體受到水射流沖擊的連續(xù)性，增加切槽深度，且射流過程中產(chǎn)生的水錘壓力和滯止壓力會導致巖體破碎坑的形成，并誘發(fā)巖體內(nèi)部的裂紋擴展[42]，進一步提高水力聯(lián)合TBM的破巖效果。

3.2 水射流切割試驗裝置優(yōu)化

通過對砂巖和花崗巖試樣開展高壓水射流在不同噴嘴移動速度下的切割試驗，進一步驗證了噴嘴移動速度對切割能力的影響。值得注意的是，包括本文試驗裝置在內(nèi)，受限于高壓水泵的工作能力和電機的額定轉(zhuǎn)速，絕大多數(shù)試驗設備無法達到實際工程TBM 刀盤邊緣線速度所匹配的噴嘴移動速度。這是因為：1) 常規(guī)水射流切割平臺噴嘴多采用線性移動方式，由于設備尺寸限制，噴嘴移動時提速階段距離過長，實際有效切割距離過短且要求試樣的尺寸較大；此外，超高壓柔性管路設計難度巨大，無法滿足噴嘴高速移動過程中的高壓需求。2) 對于高壓水射流回轉(zhuǎn)切割裝置，電機與高壓旋轉(zhuǎn)動密封接頭同軸，由電機帶動圓形回轉(zhuǎn)裝置上與旋轉(zhuǎn)接頭相連接的水射流噴嘴進行切割，電機轉(zhuǎn)速以及噴嘴與回轉(zhuǎn)裝置中心軸之間的距離直接決定了噴嘴移動線速度，而電機的額定功率往往難以滿足長時間高速旋轉(zhuǎn)的切割工況。因此，高壓水射流切割系統(tǒng)有待改進。

CICCU 等[23]設計的回轉(zhuǎn)水射流切割裝置采用固定水射流噴嘴，將試樣放置在可以旋轉(zhuǎn)的平臺上進行切割，但受到試驗安裝平臺半徑的限制，切割速度最高為2 m/s，距離TBM刀盤邊緣的線速度仍存在一定差距，但該方案合理規(guī)避了上述兩個問題，也為在實驗室條件下實現(xiàn)水射流噴嘴高速移動提供了新的思路。此外，重慶大學相關研究團隊自主研發(fā)了包括回轉(zhuǎn)水射流切割裝置在內(nèi)的一系列設備，為噴嘴高速移動狀態(tài)下的巖石切割提供了重要支撐。因而，可以通過將水射流噴嘴固定，提高試樣旋轉(zhuǎn)平臺的半徑和轉(zhuǎn)速，使其匹配TBM 刀盤邊緣線速度，保證試驗結(jié)果驗證的準確性。另一方面，將試樣固定，設計研制可以實現(xiàn)旋轉(zhuǎn)切割的大半徑水射流回轉(zhuǎn)機構，并解決水射流管路的高壓動密封問題，同樣是水射流高速切割試驗裝置的發(fā)展方向。

3.3 特殊射流提高切割能力探討

由于高壓水射流通過射流沖擊巖石破巖[8]，因此可以通過改進射流材料以提高水射流切割能力，為此，人們提出了一系列特殊水射流形式：磨料水射流、脈沖射流、空化射流等，但考慮到特殊水射流形式的配套設備需求，目前仍以高壓純水射流的形式輔助TBM滾刀破巖[17]為主。

針對磨料射流破巖效率，ZENG等[43]提出了關于高壓磨料水射流切割深度與其他控制參數(shù)的經(jīng)驗模型。

式中：h為最大切割深度，mm；fa為磨料材料系數(shù)，對于石榴石，fa=1；Nm為材料的加工性能系數(shù)；qw為水射流流量，kg/s；qa為磨料流量，kg/s；da為磨料噴嘴直徑，mm；v為噴嘴移動速度，m/s；C為常數(shù)。

由式(1)可知，水射流的切割深度與噴嘴移動速度呈負相關，與磨料流量呈正相關。由此可見，研發(fā)以高壓磨料水射流為代表的特殊射流系統(tǒng)，精簡優(yōu)化其配套設備的功能需求和空間需求，可以有效提升純水射流的切割能力，對于提高TBM刀盤邊緣高線速度條件下的水射流切割深度同樣具有重大意義。

4 結(jié)論

1) 統(tǒng)計國內(nèi)外多條已建/在建隧道TBM的刀盤直徑和轉(zhuǎn)速數(shù)據(jù)，計算TBM 刀盤邊緣的瞬時線速度，并與當前實驗室中水射流巖石切割試驗射流噴嘴移動速度對比，揭示當前實驗室水射流切割試驗噴嘴移動速度無法滿足工程需要的問題。

2) 通過開展不同噴嘴移動速度條件下砂巖和花崗巖的水射流重復切割試驗，發(fā)現(xiàn)噴嘴移動速度提高會降低切割深度和表面溫度，重復切割有助于提高水射流的切割深度，噴嘴移動速度對切割寬度影響不大，切割深度更能反映水射流的切割能力。

3) 采用多次重復切割的方式能夠有效提高高壓水射流噴嘴高速移動狀態(tài)下的切割能力，但隨著重復切割次數(shù)增加到一定程度，切槽深度增幅變緩。針對水力聯(lián)合TBM 破巖過程中熱量積聚的問題，提出冰粒射流的解決思路，即利用冰粒融化吸熱降溫吸收水射流切割積聚的熱量。

4) 根據(jù)射流試驗存在的實際問題，提出了通過減小射流靶距和噴嘴間距、重復切割等方式，使巖體在較短時間內(nèi)受到多次水射流不間斷切割以提高水射流破巖效果的方法；提出了實驗室開展高速水射流切割試驗裝備的優(yōu)化方向，即采用增大試驗臺半徑和提高試驗臺轉(zhuǎn)速的方式以及研制大半徑水射流回轉(zhuǎn)機構，可以獲得匹配TBM 刀盤邊緣線速度的試驗條件；以磨料水射流為代表的特殊水射流破巖系統(tǒng)的研發(fā)，有助于提升水力聯(lián)合TBM裝備的破巖能力。