盾构滚刀刀圈材料的冲滑复合磨损性能研究

孙瑞雪, 段文军,2, 牟 松,2, 王好平, 张蒙祺*, 莫继良

(1. 西南交通大学 盾构/TBM装备摩擦学设计实验室, 四川 成都 610000;2. 中铁工程服务有限公司, 四川 成都 610083)

盾构机与TBM(全断面硬岩隧道掘进机)由于其高效性、经济性和安全性而被广泛地应用到隧道掘进工程中[1-2]. 盾构刀具作为切割岩石的主要工具，其磨损及更换不仅会严重制约施工速度，还会极大增加施工成本[2-5]，因此，国内外众多学者都在研究其磨损特性及机理，以期找到减缓盾构刀具磨损的合理措施，从而提高盾构机作业效率.

Fig. 1 Schematic of the rock cutting process by TBM cutters图1 滚刀破岩过程示意图

针对盾构滚刀磨损机理问题，学者们采用有限元/离散元分析和试验等方法开展了大量研究工作. 如李等[6]基于CSM模型研究了贯入度对滚刀磨损的影响；Jin等[7]采用离散元算法研究了岩层参数及施工参数对滚刀磨损的影响；王等[8]利用磨蚀试验台研究了滚刀形状及贯入速度对滚刀磨损的影响. 这些研究发现滚刀的磨损受多方面影响，如施工参数、滚刀刃形和岩层性质等[6-9]. 但在以上的研究中，学者们采用的皆为线性切割磨损试验机[8-9]，而盾构机施工时，滚刀在后方设备推力与刀盘转动的共同作用下对岩石进行切削[10]. 在滚刀作用下硬岩通常发生弹脆性破坏：当载荷超过临界值时，岩石内部应变能突然释放并伴随滚刀下方岩石破碎，此时滚刀法向位移突进形成冲击.此外，岩石表面为宏观不平顺形貌，虽然滚刀是被动旋转，但滚刀表面与岩石之间仍然存在相对滑动，并再次冲击到岩石上，因此破岩过程实际是周期性冲击-滑动的复合过程，如图1所示. 而冲击对界面摩擦学行为有着重要影响[11-13]，因此采用滚刀材料与对磨试样垂直接触的方式难以较好地研究岩石对滚刀的磨损机理，有必要研究冲滑形式下滚刀的磨损特性与机制.

此外，滚刀直接与岩石相接触，地层性质会极大地影响到滚刀的磨损[3,14]，如遇到软硬程度不同地层时，刀盘与地层之间相对刚度的大小会影响整体刀盘的受力及振动程度，并导致刀盘的弯曲变形，使得刀盘各位置滚刀磨损程度差异化[15]. 宋等[15]将刀盘结构厚度与岩石弹性抗力系数的比值定义为二者的相对刚度，该参数具有明确的物理意义，它综合反映岩石相对于刀盘的软硬程度. 岩石的类型、强度、裂隙发育以及地应力等因素都对刀盘-岩石相对刚度存在影响，例如地应力升高时，滚刀侵入岩石相同深度所需的推力迅速上升[16-17]，即相对刚度增大. 相对刚度的改变对滚刀与岩石之间的冲击-滑动接触行为产生影响，体现在冲击载荷、滑动距离、振动位移和回弹力等参量的变化. 目前关于滚刀与不同软硬地层间的相互作用及其磨损机理的研究仍鲜见报道，因此，探究摩擦系统结构刚度对刀圈材料磨损性能及磨损机理的影响以完善相应的磨损评价体系具有重要的意义.

为此，在本研究中采用能模拟滚刀与岩石之间“冲滑”磨损过程的冲滑复合摩擦磨损试验装置，用试验装置的不同结构刚度来模拟不同软硬程度的地层，以此对滚刀刀圈材料开展不同结构刚度下的冲滑复合摩擦磨损试验，并分析磨损后的微观形貌、磨损体积及深度. 此外，对不同结构刚度条件下的冲滑试验进行了有限元仿真分析，得到刀圈材料各磨损区域的应力及其分布. 结合冲滑试验及有限元仿真分析结果讨论了不同结构刚度下刀圈材料的冲滑复合摩擦磨损特性及其机制，可辅助了解滚刀与不同软硬程度地层间的相互作用，对不同软硬程度地层下刀盘的结构设计具有一定的指导意义，并为滚刀刀圈材料的磨损性能评价提供了一种较为贴合其实际服役工况的评价方法.

1 试验仪器、材料及设计

1.1 试验仪器及材料

滚刀刀圈材料的冲滑磨损试验在自制的冲滑复合摩擦磨损试验机上进行，试验装置如图2所示. 其中伺服电机与曲柄轴相连，曲柄轴另一端连接着冲击轴，冲击轴经弹簧片与夹具1相连，球试样固定安装在夹具1中；夹具2安装在精密螺旋升降台上，可带动平面试样上下运动，夹具2底部安装有动态压电传感器，可实时监测试验过程中平面试样受到的动态载荷.

Fig. 2 Impact-sliding wear test device and sample installation图2 冲滑复合摩擦磨损试验机及试样图

试验机工作时电机驱动曲柄轴旋转，使得冲击轴带动球试样在垂直方向运动. 球试样接触平面试样时产生的冲击会使得弹簧片受力弯曲，球试样会受到反作用力弹起，随后再次落到平面试样表面并沿其滑动，完成1个冲击-滑动过程，从而模拟了滚刀作用在岩石上的冲滑复合运动[18-19]. 该试验机结构刚度、冲滑角度和冲滑频率皆可进行调整，以满足不同工况下的试验需求.

H13钢是目前最常用的盾构滚刀刀圈材料之一，在本文的冲滑试验研究中采用H13钢作为平面试样，其硬度约为650 HV，其具体化学成分及相应含量列于表1中. 盾构滚刀刀圈材料H13钢热处理工艺如下：锻后热处理、淬火和回火. 锻后热处理的具体工艺为将刀圈材料加热至850～870 ℃，保温2～3 h后，缓冷至最高温度580～600 ℃，随炉冷却至室温；真空淬火为将刀圈材料进行三段加热，加热温度分别为650～670、850～870和1 030～1 050 ℃，保温2～3 h，随后进行炉内液氮气淬，冷却时间20～40 min，温度低于60 ℃出炉；回火工艺安排在真空淬火之后，具体为将刀圈材料放入加热炉中加热至540～560 ℃，保温4～5 h，空冷至室温，重复回火2次.

表1 H13钢成分及含量Table 1 Chemical composition and content of H13 steel

采用线切割方式将经热处理的刀圈材料H13钢切割成10 mm×10 mm×10 mm的平面试样，并对其摩擦表面进行打磨和抛光处理. 此外，鉴于Si3N4硬度高(硬度约为1 800 HV)且物理性能稳定，与岩石各项性能均较为接近，因此选用Si3N4球为摩擦对偶以模拟滚刀破岩过程受到的冲滑磨损，球试样直径为10 mm.

1.2 参数设计

根据岩石的软硬程度，滚刀-岩石之间的平均接触压力约160～600 MPa[20-22]，刀盘和滚刀振动位移峰值约在0.1～1.6 mm之间[23-24]，为能较好地模拟真实刀盘和滚刀在不同软硬地层服役时的振动及受力情况，更好地研究滚刀材料的磨损行为，本文作者通过改变弹簧片的厚度以获取冲滑试验装置不同的结构刚度. 根据前期大量预试验结果，冲滑复合磨损试验参数设置如下：弹簧片厚度分别为0.5 mm(抗弯刚度EI=85.83×10-3N·m2)、0.8 mm(抗弯刚度EI=351.58×10-3N·m2)和1.2 mm(抗弯刚度EI=1 186.57×10-3N·m2)，冲滑角度为45°，冲滑频率为6 Hz，冲滑幅值为2 mm，循环次数N分别取3k、6k和9k次.

冲滑复合磨损试验结束后采用光学显微镜(OM，型号：OLYMPUS-BX60M，日本)、三维光学轮廓仪(3D-OM，型号：BRUKER NPFLEX，美国)和扫描电子显微镜(SEM，型号：JSM-6610LV，日本)对平面试样的微观形貌和磨损特征等进行分析.

2 结果与讨论

2.1 表面形貌分析

图3为不同结构刚度条件下，H13钢在冲滑次数分别为3k、6k和9k次时的表面形貌. 结果表明：在冲击载荷的作用下，平面试样的冲击区域存在明显的冲击坑，称为冲击区；长条状磨痕紧随其后，称为滑动区，这也与实际中滚刀磨痕形状一致[9,25].

低结构刚度条件下，冲滑次数为3k次时平面试样磨痕两侧有少量磨屑堆积，滑动区磨痕整体呈前宽后窄的“流星”状，冲击区损伤最为严重，滑动区损伤轻微，且冲击区与滑动区之间间隔较远. 随着结构刚度的增加，平面试样的磨损愈加严重，冲击区与滑动区之间间隔明显缩短，滑动区后侧磨损程度逐渐超过冲击区，“流星”尾部开始变宽，滑动区前后侧宽度趋于一致，大量磨屑堆积在磨痕尾部. 随冲滑次数的增加，各结构刚度条件下冲击区与滑动区之间间隔明显缩短，平面试样磨痕形状基本没有变化. 尽管如此，低结构刚度条件下平面试样损伤主要体现在冲击区，而中结构刚度和高结构刚度条件下平面试样滑动区后侧磨损较为严重，且最大磨损深度位置有沿滑动方向移动的趋势.

图4所示为H13钢在不同结构刚度下的SEM微观形貌. 结果显示H13钢平面试样磨损表面均存在磨屑堆积现象. 此外，在不同结构刚度下平面试样冲击区仅有犁沟，而在滑动区则出现剥层现象. 图5为冲滑次数为9k时不同结构刚度下球试样磨损表面光镜图，可见球试样表面附着有磨屑并被氧化成黑色. 随着结构刚度的增大，球试样表面磨屑附着量增加，且冲滑方向上磨斑区域显著扩大.

2.2 冲滑磨损体积

图6为H13钢试样在不同结构刚度下磨损表面各区域最大磨损深度与总磨损体积图. 可以看出，H13钢总磨损体积与各区域磨损最大深度均随着结构刚度的增大而增加，但不同结构刚度条件下平面试样各区域磨损体积增长速度有着较大差异.

Fig. 3 Wear morphology of H13 steel under different structural stiffness图3 H13钢在不同结构刚度下的磨损表面形貌

Fig. 4 SEM micrographs of the worn surfaces of H13图4 H13钢磨损表面SEM微观形貌

Fig. 5 The OM micrographs of the grinding balls under different structural stiffness图5 不同结构刚度下对磨球磨损表面光镜图

Fig. 6 Wear of the H13 under different structural stiffness图6 H13钢在不同结构刚度下的磨损

低结构刚度条件下，冲击区最大磨损深度均大于滑动区最大磨损深度，如图6(a)所示；中结构刚度条件下滑动区前侧最大磨损深度随冲滑次数的增加逐渐超过冲击区最大磨损深度，并在冲滑次数达到6k次时基本不再变化；高结构刚度条件下滑动区前侧最大磨损深度在冲滑次数为6k次时超过冲击区最大磨损深度，且在冲滑次数达到9k时快速增长. 此外各结构刚度条件下平面试样在滑动区的最大磨损深度增长速度明显大于冲击区.

由图6(b)可以看出在低、中结构刚度条件下，H13钢磨损体积增长速度随冲滑次数增加略有增大；高结构刚度条件下磨损体积远大于前两者，但磨损体积增长速度基本不随冲滑次数的增加而变化.

2.3 冲滑载荷响应

图7所示为不同结构刚度下，H13钢在第1、3k、6k和9k次冲滑磨损时的载荷响应曲线. 球试样冲击到平面试样上会首先产生冲击载荷导致弹簧片弯曲变形，并使球试样与试样表面分离，从而载荷值变为0.随后弹簧片回弹，球试样再次撞击到平面试样并滑动一段距离产生压载荷，此阶段对偶球位于平面试样滑动区. 在单次冲滑过程中，弹簧片不能弹起时会发生压载荷的连续响应现象，这与滚刀与岩石之间不连续接触状态一致[18-19,26]，因此可以从载荷响应判断两试样的接触情况，辅助分析冲滑磨损机理，从而了解盾构滚刀与不同结构地层之间的相互作用.

Fig. 7 The load response curve of the first, 3 000th, 6 000th and 9 000th cycle图7 第1、3k、6k和9k次载荷响应

低结构刚度条件下冲击载荷和压载荷幅值均较小，且它们之间时间间隔较长，对偶球与平面试样存在明显接触-分离循环现象，导致压载荷未能连续响应. 此外，在低结构刚度条件下，回程阶段压载荷几乎不存在响应. 随着结构刚度的增大，冲击载荷幅值基本没有变化，但压载荷幅值明显增大，两者时间间隔明显缩短，且压载荷出现了连续响应现象，中结构刚度和高结构刚度条件下连续响应时间分别占单次冲滑时间的39.02%和58.17%，回程时载荷响应存在明显波动.

冲滑次数为1时，各结构刚度条件下冲击载荷略大于压载荷；冲滑次数达到3k次时，冲击载荷和压载荷幅值均明显增大且压载荷幅值逼近冲击载荷值，此外压载荷连续响应时间增长；冲滑次数继续增大，冲击载荷与压载荷幅值及变化趋势基本不再变化，即冲滑次数达到3k时各结构刚度条件下摩擦界面均已基本处于稳定状态.

3 冲滑复合摩擦磨损试验有限元仿真

3.1 有限元仿真模型及边界条件

为了进一步探究冲滑试验中不同结构刚度条件下H13钢试样的磨损机理，采用有限元仿真软件Abaqus 6.14.1对平面试样与球试样的冲滑过程进行冲滑过程的模拟，研究不同结构刚度时冲滑磨损下材料表层及次表层的应力和接触应力分布状态差异.

Fig. 8 The finite element model of the impact-sliding wear test device图8 冲滑磨损复合磨损试验机的有限元模型

基于冲滑复合磨损试验机尺寸建立其有限元模型，包括：弹簧片、夹具1、球试样、夹具2、平面试样及平台. 由于夹具1结构复杂，对其采用C3D4进行离散，其余部件则采用C3D8R单元进行离散. 此外，对存在接触、冲击和相对滑动的平面试样上部及球试样进行网格细化以确保有限元仿真结果的准确性，如图8所示. 根据冲滑复合磨损试验机的真实情况，分别将弹簧片与夹具1、夹具1与球试样及夹具2与平台做绑定约束，平台底面做固定约束；设置位移约束使球试样接触平面试样后继续沿U2负方向移动2 mm；对球试样建立弹簧阻尼，并释放U1方向自由度使其冲击到平面试样后能够弹起. 冲滑磨损复合磨损试验机各部件材料参数列于表2中.

表2 有限元模型中各部件材料参数Table 2 Material properties of each component

3.2 有限元仿真分析

球试样沿着平面试样滑动时U1方向位移值会增加，弹起时位移值的增长速度会有明显减缓现象，球试样在弹簧片的回弹作用下再次冲击到平面试样并沿其滑动，此后重复上述过程. 图9为有限元仿真结果中不同结构刚度下球试样在U1方向的位移曲线及其示意图，可以看到：随着结构刚度的增大，球试样U1方向总位移没有明显变化，但初次接触点与第二次接触点的距离L明显缩短.

Fig. 9 The ball sample lateral displacement curves and schematic diagram图9 不同结构刚度下球试样侧向位移曲线及其示意图

图10为不同结构刚度下与球试样接触的平面试样单元最大Mises应力值曲线及各区域最大应力处云图. 可以看出，球试样冲击到平面试样时产生冲击应力，应力曲线会相应迅速增大，而球试样弹起时应力值迅速减小到0，然后球试样回弹并再次冲击到平面试样产生压应力，上述球试样运动过程不断重复. 当球试样不再弹起时，球试样处于平面试样的滑动区且二者处于接触状态，应力曲线仅轻微波动. 可以看到低结构刚度条件下，压应力相对较小；随结构刚度的增大，冲击应力值基本没有变化，而压应力值增长迅速，且在高结构刚度条件下，冲击区前侧压应力有时甚至超过了冲击应力，而冲击区后侧应力值基本与冲击应力值持平. 此外，球试样在回程阶段仍然与平面试样处于接触状态，但应力值呈衰减趋势. 在应力分布方面，三种结构刚度条件下平面试样各磨损区域最大应力均位于平面试样次表面.

Fig. 10 The von Mises stress curve of flat sample and contours of maximum stress in each region图10 平面试样Mises应力曲线及各区域应力最大值云图

接触应力是导致材料去除的重要因素，根据Archard磨损计算公式可知磨损量与界面接触应力呈正相关关系，因此分析球试样与平面试样冲滑过程界面接触应力演变可辅助探究平面试样的磨损机理. 图11为三种结构刚度条件下冲滑过程平面试样接触应力曲线. 可以看出，只有球试样与平面试样相互接触时才会产生接触压力，若两试样失去接触则接触应力归零.此外，低结构刚度条件下较高的接触应力主要集中在冲击区及滑动区前侧. 随着结构刚度的增大，冲击区接触应力值基本不变，滑动区接触应力值迅速增大，高结构刚度条件下滑动区接触应力值略有波动但基本与冲击区值保持一致.

4 不同结构刚度下H13钢磨损机理讨论

结合冲滑磨损试验及有限元仿真分析结果对H13钢冲滑磨损机理进行分析. 结果可知，H13钢平面试样冲击区的损伤主要是由冲击载荷造成的，而较大的应力及摩擦副长时间的接触使得H13钢平面试样滑动区磨损愈加严重.

冲击区在低结构刚度条件下便出现损伤(见图3)，随着结构刚度的增加，摩擦界面的微凸体受到的应力增大，较大的接触应力使得材料被快速去除，平面试样磨损体积增大，最大磨损深度增加(见图6)，因此冲击区磨损形式主要为犁削(见图4)，其磨损机理为磨粒磨损.

而在滑动区，低结构刚度条件下的平面试样表面承受应力相对较小，因此磨损轻微，其磨损体积与各区域最大磨损深度的增长并不明显(见图6). 而平面试样表面磨损轻微使得摩擦界面状态相比冲滑开始时变化并不大，因此摩擦系数变化较小，载荷幅值并不随冲滑次数的增加而明显变化(见图7). 随着结构刚度的增大，平面试样磨痕宽度与球试样磨损面积有所增加，摩擦副接触面积不断增大，接触面变得更加贴合，此外摩擦副在回程时的持续接触使得两个试样在滑动区接触时间变长. 因此，随着冲滑次数的增加，平面试样的磨损愈加严重，且主要损伤区域由前侧向后侧移动，磨损最严重区域出现在滑动区后侧(见图3)，两试样间起一定犁削作用的磨屑硬质颗粒不断增多，滑动区出现犁削现象. 此时滑动区前、后侧应力值较大，足以使将黏附在平面试样表面的磨屑剪切下来，导致了滑动区产生剥层现象(见图4)，滑动区磨损机理由磨粒磨损向磨粒磨损与黏着磨损混合形式过渡.

此外，当冲滑次数达到3k次时，高结构刚度条件下平面试样磨损形貌基本不再变化，冲滑磨损作用主要体现在磨损体积与深度的增加(见图6). 这是由于高结构刚度条件下摩擦副间接触应力值较高，冲滑次数较少时球试样及平面试样的磨损就已经较为严重，且已到达1个相对稳定的磨损状态. 尽管高刚度条件下的磨损体积明显较大，但磨损体积增长速度不再随冲滑次数的增加而明显变化[见图6(b)].

Fig. 11 The contact stress curve of flat sample图11 平面试样接触应力曲线

5 结论

a. 对于不同结构刚度条件下的冲滑复合磨损试验，随着结构刚度的增大，球试样弹起的幅度减小，压载荷幅值增大并逐渐在平面试样的磨损中占主导作用. 此外，压载荷在滑动区作用时间增长，且滑动区后侧最大接触应力增大，使得平面试样损伤最严重区由冲击区向滑动区后侧过渡.

b. 冲滑复合磨损试验中，滚刀刀圈材料H13钢在冲击区损伤形式为犁削，损伤机理为磨粒磨损. 滑动区损伤形式由犁削变为犁削与剥层的混合形式，其磨损机理由磨粒磨损变为磨粒磨损与黏着磨损混合形式.

c. 研究了不同刚度条件下滚刀刀圈材料的冲滑复合磨损性能，可辅助了解滚刀与不同软硬程度地层间的相互作用，为不同软硬程度地层下刀盘的结构设计提供指导，并为滚刀刀圈材料的磨损性能评价提供了一种较为贴合其实际服役工况的评价方法.