CN108036886A - 一种滚刀刀圈刀体配合面正压力测试***及其测试方法 - Google Patents
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Abstract
本发明尤其涉及一种能够实时监测滚刀滚压破岩过程中刀圈刀体配合面上正压力的测试***及其测试方法。该***包括数采仪、滚刀、电涡流位移传感器、工控机、压力传感器，其中：所述刀圈和/或刀体的配合面上局部开设凹槽，使得所述配合面上留出用于容纳所述压力传感器的压力感应区的空间间隙；所述压力感应区的一表面与所述空间间隙的一表面固结；初始稳定状态下，所述压力感应区存在一个给定的微小的初始垂直挤压变形量δ0；所述数采仪可实时采集所述三向力传感器、压力传感器和电涡流位移传感器的输出信号，并将其传输到工控机。本发明解决了滚刀滚压破岩时难以对刀圈刀体配合面上的正压力进行实时监控测量的局限性。
Description
技术领域
本发明属于全断面隧道掘进机技术、信号分析处理技术和岩石破碎学的交叉领域，涉及一种盘形滚刀刀圈刀体配合面上正压力测试***及其测试方法，尤其涉及一种能够实时监测盘形滚刀滚压破岩过程中刀圈刀体配合面上正压力的测试***及其测试方法。
背景技术
21世纪以来，随着我国经济的飞速发展以及城镇化水平的不断提高，地面可用空间越来越少，加强对地下空间的开发利用已成为了当今城镇化与城市现代化建设的必然趋势。在地下空间隧道开挖过程中，全断面掘进机凭借其开挖效率高、工程质量优、地质适应性强等诸多特点，逐渐得到了广泛使用。全断面掘进机又可分为两种类型：一种为全断面岩石隧道掘进机(Full Face Rock Tunnel Boring Machine，国内习惯简称为TBM，下同)，主要用于具有一定自稳能力的岩石地层掘进，特别适用于野外长隧道掘进(引水隧洞、铁路隧道等)；另一种为全断面软地层隧道掘进机(国内习惯称之为盾构机，下同)，主要用于有水地层、软弱不稳定围岩和对地表有严格沉降控制要求的城市地下工程或过江隧道工程的掘进。总体来看，我国全断面掘进机的市场需求量预计超过200台，产业价值高达500亿元。
盘形滚刀(以下简称滚刀)是全断面隧道掘进机的核心破岩刀具(其性能直接关系到掘进机开挖效率以及工程安全性)，通过刀座被固定安装于全断面隧道掘进机最前端的刀盘上的不同位置处。滚刀一般由刀圈、刀体、刀轴和轴承等零部件构成，其中，刀圈通过过盈配合装配到刀体外周之上。全断面隧道掘进机工作时，滚刀在强大的刀盘推力作用下，会借助刀圈直接紧压并楔入岩面，并随着刀盘转动绕刀盘中心轴线发生公转；同时，也会绕滚刀自身轴线(以下统称滚刀轴线)自转，以持续滚压破碎岩石。由于全断面掘进机工作环境极其恶劣，加之刀岩作用过程极端复杂，导致刀圈疲劳断裂、刀圈非正常磨损等失效事故频频发生 (如经工程统计表明：在秦岭隧道施工过程中，刀具消耗的成本就大约占施工总成本的 30％～40％)。尤其在硬岩或特硬岩层掘进施工时，刀圈在周期性切削应力的作用下，一般从与刀体的配合面上产生初始疲劳裂纹，并在复杂的切削应力、过盈配合预应力(以下统称为装配预应力)的综合作用下，裂纹发生衍生交汇，导致刀圈最终产生疲劳断裂失效事故。可见，对滚刀破岩时刀圈与刀体配合面上的正压力进行测试研究，以掌握滚刀滚压破岩过程中在前述应力作用下刀圈与刀体配合面上的正压力变化规律特性，可有助于指导滚刀结构选型设计(如确定最优过盈量等)，尤其有益于提高硬岩掘进工况下滚刀使用寿命。
由于掘进机工作环境极其恶劣，加之滚刀滚压破岩时刃底岩石失效过程极端剧烈，导致利用现有技术难以直接采集测试滚刀刀圈-刀体配合面上的正压力。目前，有关滚刀滚压破岩过程中直接或间接测试滚刀刀圈-刀体配合面上正压力的研究报道尚不多见。一些针对刀圈装配工艺问题以及刀圈过盈配合参数确定的文献(含专利)，多是基于仿真试验或经验假设作出的。例如：一种基于CAD/CAE和优化设计的盘形滚刀地质适应性设计方法(中国专利 CN101710349A)，以刀圈结构参数、刀圈与刀体配合过盈量和轴承之间套筒厚度等作为设计变量，建立了盘形滚刀CAD参数化模型库，并采用有限元分析方法，得到满足要求的最优刀圈与刀体配合过盈量以及轴承之间套筒的厚度；期刊文献《罗宾斯掘进机刀具的装配工艺》 (薛备芳，工程机械，1987(12):41-43)介绍了罗宾斯滚刀的刀圈过盈量的经验值；学位论文《TBM盘形滚刀贯入度与结构参数优化设计研究》(中南大学，2012)，在理论初步确定盘形滚刀过盈量的基础上,采用数值方法进行了精确模拟，分析了刀圈刀体过盈量、轴承外圈过盈量和刀圈厚度三个单因素对滚刀装配体各部件强度的影响规律；文献《滚刀镶嵌硬质合金齿的研究》介绍了滚刀受力、刀体材料、钻齿和齿孔的装配的过盈量。上述仿真分析和理论假设均亟待通过试验手段加以可靠验证。
其他应用领域中，虽然存在一些有关接触正压力测试方案的报道，如LED模组接触力测试装置及其检测方法(申请号：201410520251.2)、发动机顶置配气凸轮轴接触应力测试方法 (申请号：201410110600.3)、列车轮轨接触力无线检测装置(申请号：201210362394.6)、基于NARX神经网络的弓网接触力预测方法(申请号：201110436222.4)、MEMS材料的接触电阻和接触力同步测量结构及方法(申请号：201410790613.X)、多维接触力及真实接触面积动态同步测试***及方法(申请号：201611030857.3)等，但均无法直接或间接地应用于滚刀破岩这一特殊场合。
发明内容
本发明的目的是提供一种滚刀刀圈刀体配合面正压力测试***及其测试方法，以克服现有手段难以测试获得滚刀破岩瞬间刀圈刀体配合面上正压力大小的局限性，可用于指导滚刀结构选型设计(如确定最优过盈配合量等)，尤其有益于提高硬岩掘进工况下滚刀使用寿命。
一种滚刀刀圈刀体配合面正压力测试***，包括滚刀标准线切割实验台、数据采集仪(以下简称数采仪)、滚刀、电涡流位移传感器、工控机、压力传感器，其特征在于：
所述滚刀标准线切割实验台包括机架、活动横梁、刀座、岩石物料仓、水平工作台、垂直油缸、纵向油缸和水平油缸；所述滚刀包括刀圈、刀体、刀轴、轴承和端盖；所述滚刀安装在所述刀座内；所述刀座和所述活动横梁之间还安装有三向力传感器；
所述盘形滚刀刃底接触力分布特性测试***的主要特征还在于：
所述刀圈和/或刀体的配合面上局部开设凹槽，使得所述配合面上留出用于容纳所述压力传感器的压力感应区的空间间隙；所述压力感应区的一表面与所述空间间隙的一表面固结，而所述压力感应区的另一表面与所述空间间隙的另一表面紧密贴合；初始稳定状态下(即所述刀圈和刀体正常过盈装配后，常温未滚压破岩时)，所述压力感应区存在一个给定的微小的初始垂直挤压变形量δ0；
在所述刀圈和/或刀体上沿滚刀轴线开挖出线槽，以便布设所述压力传感器的信号线缆；
在所述定制滚刀的侧面上布设有标记凸起点，其位置与所述压力感应区的布设位置一一对应且对齐；
将所述电涡流位移传感器的探头固定安装于所述刀座一侧，且所述探头与旋转至最低点处的所述标记凸起点对正；
所述数采仪可实时采集所述三向力传感器、压力传感器和电涡流位移传感器的输出信号，并将其传输到工控机，以便进行处理分析。
作为优选，所述压力传感器采用耐高温薄膜式压力传感器。
作为优选，所述压力传感器等角度间隔地安装于所述滚刀内。
作为优选，其中至少一个所述凹槽的中心留有凸起；所述空间间隙由所述凸起与与其相对的结构特征(凹槽或凸起)之间共同围成。
更为优选，将弹性元件活套入所述凸起；所述压力感应区的一表面与所述弹性元件的开放端紧密贴合，而所述压力感应区的另一表面与与其相对的结构特征(另一凸起表面、或者凹槽底面、或者另一弹性元件的开放端)紧密贴合；初始稳定状态下，所述弹性元件产生的弹性力作用下，使得所述压力感应区存在一个给定的微小的初始垂直挤压变形量δ1；所述δ0远大于δ1。
作为优选，所述凹槽为周向开设，且所述凹槽的周向尺寸特征关于通过所述滚刀轴线的中间对称平面对称。
作为优选，所述弹性元件为压簧。
作为优选，所述弹性元件与所述压力感应区之间设置接触垫片。
本发明提出了一种与所述滚刀刀圈刀体配合面正压力测试***配套使用的盘形滚刀刀圈刀体配合面正压力测试方法，其特征如下：
步骤1：试验准备：
分步1.1：在最大限度地保证与所述标准滚刀相似度的前提下(相同材料、热处理工艺、外形尺寸、装配工艺等)，仅在所述刀圈和/或刀体的配合面上进行微小的局部改动设计；
分步1.2：在分步1.1的基础上，制造加工出具有一系列配合面公差尺寸(基本尺寸相同，仅公差带位置和公差大小不同)的所述刀圈和刀体；
分步1.3：通过现场选配的方式选取具有一系列过盈配合量的所述刀圈和刀体；
分步1.4：按相同热装工艺，在专用装配工装上将所选刀圈和刀体，连同弹性元件和压力感应区一起装配成用于标定试验的一系列滚刀(以下统称为标定滚刀)；
步骤2：标定试验：
分步2.1：采用理论计算、仿真分析等手段，预测所述标定滚刀在不同过盈配合量下，所述标定滚刀的刀圈刀体配合面上的正压力N；
分步2.2：将所述标定滚刀分别连接至所述滚刀刀圈刀体配合面正压力测试***，实测获得滚刀加载状态下所述压力传感器输出的电压V；
分步2.3：拟合获得所述正压力N关于所述电压V的线性拟合函数关系式，形如下式(1) 所示：
N＝f(V) (1)
步骤3：滚刀加载状态下所述配合面上正压力测试分析；给定切深h和岩石试样种类，在所述滚刀刀圈刀体配合面正压力测试***上，利用所述标定滚刀进行滚压破岩试验，采集试验过程中三向力传感器、所述压力传感器和所述电涡流位移传感器的输出信号；根据所述压力传感器和电涡流位移传感器的输出信号，再结合步骤2所获得的拟合函数关系式(1)，反求出任一滚压破岩瞬间所述压力传感器所在配合面上的正压力N及所述压力传感器的位置角θ。
作为优选，为了提高测试精度，步骤2还包括如下分步骤：
分步2.4：将所述标定滚刀安装连接至所述滚刀刀圈刀体配合面正压力测试***，利用该测试***以给定相同的垂直线载荷Fv和给定的匀角速度反复滚压固定钢板，实测获得所述压力感应区处于不同位置角θi(i＝1,2,3…n)时对应输出的电压值Vi，并统计获得平均电压值
分步2.5：拟合获得所述压力感应区所在配合面上的正压力值N关于所述电压值V和所述压力感应区固结位置的位置角θ的拟合函数关系式，形如下式(2)所示：
N＝f1(θ,V) (2)
分步2.6：将分步2.5中获得的拟合函数关系式(2)，进行形如下式(3)所示的修正：
式中，为正压力N的修正值；κ为修正系数；
分步2.7：对修正系数κ赋；将分步2.4中给定垂直线载荷Fv作用下不同位置角θi (i＝1,2,3…n)和θi对应的平均电压值代入式(3)，获得一系列正压力修正值
分步2.8：将分步2.7获得的一系列正压力修正值沿垂直方向和水平方向分解，并利用叠加求和原理，计算获得垂直方向的合力和水平方向的合力
分步2.9：根据刀圈静力平衡条件，计算获得相对于Fv的相对误差Δ1，相对于零值的相对误差Δ2；
分步2.10：基于循环试凑原理，将修正系数κ赋予不同的值，重复执行分步2.7～分步2.10，当Δ1和Δ2的总体相对误差最小时，对应的修正系数κ为最优参数，重新代入式(3)以取代式(1)。
滚刀刀圈刀体配合面正压力测试***的工作原理为：根据线弹性变形理论，所述压力感应区的垂直挤压变形量δ(包括初始稳定状态下的初始垂直挤压变形量δ0或δ1，以及滚刀加载状态下的垂直挤压变形量δ3)正比于所述装配面上的正压力N，而δ可以被压力传感器检测出来，并输出给定比例大小的电压V；根据这一特点，再结合标定试验结果，便可将所述压力传感器输出的电压V转换成正压力N。
本发明的有益之处在于：本发明提供了一种滚刀刀圈刀体配合面正压力测试***及其测试方法，解决了滚刀滚压破岩时难以对刀圈刀体配合面上的正压力进行实时监控测量的局限性；测试结果准确可靠，避免了因滚刀刃底产生的强烈阶跃破碎特征而导致传感器被岩石刮擦损坏的风险；此外，本发明的相关应用研究成果，还可指导滚刀结构选型设计(如确定最优过盈量等)，尤其有益于提高硬岩掘进工况下滚刀使用寿命。
附图说明
下面结合附图和实施例对本发明专利进一步说明。
图1为滚刀标准线切割实验台的结构示意图。
图2为标准滚刀的结构示意图。
图3为17寸常截面平刃滚刀刀圈刃形结构尺寸要素示意图。
图4为本发明具体实施一中压力传感器的布设型式1。
图5为图4中I处的局部放大图。
图6为本发明具体实施一中压力传感器的布设型式2在同一位置I处下的局部放大图。
图7为本发明具体实施一中压力传感器的布设型式3在同一位置I处下的局部放大图。
图8为本发明具体实施一中压力传感器的布设型式4在同一位置I处下的局部放大图。
图9为本发明具体实施一中压力传感器的布设型式5在同一位置I处下的局部放大图。
图10为本发明具体实施一中压力传感器的布设型式6在同一位置I处下的局部放大图。
图11为本发明具体实施一中压力传感器的布设型式7在同一位置I处下的局部放大图。
图12为本发明具体实施一中在如图9所示布设型式5的基础上通过增加弹性元件后形成的布设型式8在同一位置I处下的局部放大图。
图13为本发明具体实施一中在如图10所示布设型式6的基础上通过增加弹性元件后形成的布设型式9在同一位置I处下的局部放大图。
图14为本发明具体实施一中在如图11所示布设型式7的基础上通过增加弹性元件后形成的布设型式10在同一位置I处下的局部放大图。
图15为本发明具体实施一中通过增加弹性元件后形成的其他可能的布设型式11在同一位置I处下的局部放大图。
图16为刀体配合面上周向开设出的凹槽的三维结构示意图。
图17为滚刀加载状态下进行正压力测试分析试验时采集获得的随时间t变化的垂直力信号曲线、电涡流位移传感器输出电压信号曲线、三个相邻压力传感器输出的电压信号曲线。
图18为正压力测试分析试验终止时等角度间隔布置的标记凸起点所在位置示意图。
具体实施方式
具体实施一。
现结合图1至图18来详细说明本发明具体实施一。
本发明一种滚刀刀圈刀体配合面正压力测试***，包括如图1所示滚刀标准线切割实验台、数采仪(未画出)、滚刀(4)、电涡流位移传感器(仅画出其探头(10))、工控机(未画出)、压力传感器(仅在图4至图15中画出压力传感器的压力感应区(4-8))；如图1所示，滚刀标准线切割实验台通常包括了机架(1)、活动横梁(2)、刀座(3)、岩石物料仓(5)、水平工作台(6)、垂直油缸(7)、纵向油缸(8)和水平油缸(14)；本例中，选用工程上被广泛使用的17寸某型标准常截面平刃滚刀(采用如图3所示的17寸常截面平刃刀圈)作为研究对象(以下简称标准滚刀)。如图2所示为标准滚刀的一般结构，包括刀圈(4-1)、刀体 (4-2)、卡环(4-3)、刀轴(4-4)、轴承(4-5)、密封组件(4-6)和端盖(4-7)。如图3所示，该型17寸常截面平刃刀圈的尺寸要素包括：刀圈外径R为216mm；通过热装工艺，如图3 所示刀圈(4-1)的内孔表面(4-1-4)与图2中刀体(4-2)的外圆柱面(未编号)紧密接触并形成过盈配合，其相互接触的局部表面分别称之为刀圈的配合面和刀体的配合面，以下统称为配合面；刀圈(4-1)的内孔的基本尺寸Rin为142mm；其他包括刀刃处过渡圆弧r0为1.8mm、刀刃角θ0为6°、刀刃宽a0为13mm。
如图1和图2所示，滚刀(4)通过刀轴(4-4)安装在刀座(3)内；刀座(3)和活动横梁(2)之间还安装有三向力传感器(9)，用以实时测量切削过程中滚刀(4)受到的三向切削力(垂直力、侧向力和滚动力)。
本发明滚刀刀圈刀体配合面正压力测试***的主要特征还在于：
如图4至图7所示，在刀圈(4-1)和/或刀体(4-2)的配合面上加工出凹槽，使得刀圈(4-1)和刀体(4-2)热装后在所述配合面上留出用于容纳所述压力传感器的压力感应区(4-8) 的空间间隙(41)；压力感应区(4-8)的一表面与空间间隙(41)的一表面固结，而压力感应区(4-8)的另一表面在装配预应力作用下与空间间隙(41)的另一表面紧密贴合，且初始稳定状态下(即刀圈(4-1)和刀体(4-2)正常过盈装配后，常温未滚压破岩时)，压力感应区(4-8)存在一个给定的微小的初始垂直挤压变形量δ0。压力感应区(4-8)在空间间隙(41)内的具体布设形式，因所述凹槽的加工位置及加工尺寸的不同至少存在有如下三种：
1、布设型式1。如图4和图5所示，刀圈(4-1)和刀体(4-2)的配合面上均局部分别开设有凹槽(4-1-4-3)和凹槽(4-2-3)，且所述凹槽的位置相对应，使得刀圈(4-1)和刀体 (4-2)装配后在所述配合面上留出用于布设所述压力传感器的空间间隙(41)；压力感应区 (4-8)的下表面与凹槽(4-2-3)的底部(4-2-2)固结，而压力感应区(4-8)的上表面在刀圈(4-1)和刀体(4-2)正常过盈装配后(在装配预应力作用下)，与凹槽(4-1-4-3)的底部 (4-1-4-1)紧密贴合，或者压力感应区(4-8)的上表面与凹槽(4-1-4-3)的底部(4-1-4-1) 固结，而压力感应区(4-8)的下表面与凹槽(4-2-3)的底部(4-2-2)紧密贴合；初始稳定状态下(即刀圈(4-1)和刀体(4-2)正常过盈装配后，常温且未滚压破岩时)，压力感应区 (4-8)存在一个给定的微小的初始垂直挤压变形量δ0。
2、布设型式2。如图6所示，仅刀体(4-2)的配合面上加工出凹槽(4-2-3)，使得刀圈(4-1)和刀体(4-2)装配后在所述配合面上留出用于布设压力传感器的空间间隙(41)；其他同布设型式1。
3、布设型式3。如图7所示，仅刀圈(4-1)的配合面上加工出小尺寸的凹槽，使得刀圈 (4-1)和刀体(4-2)装配后在所述配合面上留出用于布设压力传感器的空间间隙(41)；其他同布设型式1。
为了便于输出所述压力传感器的测试信号，根据如图2所示的结构和装配特征，在刀体 (4-2)上沿如图2所示刀轴(4-4)的轴线(以下统称滚刀轴线)方向开挖出如图5或图6所示的线槽(4-2-1)，以便布设压力传感器的信号线缆(4-8-1)；或者，也可以如图7所示，在刀圈(4-1)上沿所述滚刀轴线开挖出线槽(4-2-1)。
为了优化图4至图7中压力感应区(4-8)的接触质量，作为优选，本发明具体实施一中，除在刀圈(4-1)和/或刀体(4-2)的配合面上局部开设所述凹槽外，其中至少一个所述凹槽的中心留有凸起；刀圈(4-1)和刀体(4-2)装配后，在所述配合面上由所述凸起与与其相对的结构特征(凹槽或凸起)之间共同围成所述空间间隙(41)。类似地，压力感应区(4-8)在空间间隙(41)内的具体布设形式，因所述凸起的开设位置、个数、尺寸的不同至少存在有如下四种形式：
1、布设型式4。如图8所示，刀圈(4-1)和刀体(4-2)的配合面上均局部分别开设有凹槽(4-1-4-3)和凹槽(4-2-3)，且两个凹槽的位置相对应；仅凹槽(4-1-4-3)的中心留有圆柱形凸起(4-1-4-2)；刀圈(4-1)和刀体(4-2)装配后，圆柱形凸起(4-1-4-2)的表面与凹槽(4-2-3)共同围成空间间隙(41)；压力感应区(4-8)的下表面与凹槽(4-2-3)的底部(4-2-2)固结，而压力感应区(4-8)的上表面在装配预应力作用下与圆柱形凸起(4-1-4-2) 的表面紧密贴合，且初始稳定状态下，压力感应区(4-8)存在一个给定的微小的初始垂直挤压变形量δ0。
2、布设型式5。如图9所示，仅位于刀体(4-2)的配合面上的凹槽(4-2-3)的中心留有圆柱形凸起(4-2-3-1)；压力感应区(4-8)的上表面与凹槽(4-1-4-3)的底部(4-1-4-1)固结。
3、布设型式6。与图8不同的是，如图10所示，仅刀圈(4-1)的配合面上局部分别开设有凹槽(4-1-4-3)，圆柱形凸起(4-1-4-2)的表面与凹槽(4-1-4-3)下边缘(与刀体(4-2)的配合面共面)共同围成空间间隙(41)。
4、布设型式7。与图8不同的是，如图11所示，仅刀体(4-2)的配合面上局部分别开设有凹槽(4-2-3)；且位于刀圈(4-1)的配合面的中心留有圆柱形凸起(4-1-4-2)。
为了进一步优化图12至图15中压力感应区(4-8)的接触质量，并将刚性接触变为柔性接触，以使得压力感应区(4-8)被压溃的风险降低，本发明具体实施一中，在前述布设型式 4～布设型式7的基础上，将所述凸起作为弹性元件的支撑架，即装配时先在空间间隙(41) 内将所述弹性元件活套入所述凸起，所述弹性元件的开放端与压力感应区(4-8)接触；在装配预应力作用下，压力感应区(4-8)的一面与弹性元件的开放端紧密贴合，而压力感应区(4-8) 的另一面与与其相对的结构特征(另一凸起表面、或者凹槽底面、或者另一弹性元件的开放端)紧密贴合；初始稳定状态下，所述弹性元件产生的弹性力作用下，使得压力传感器的压力感应区(4-8)存在一个给定的微小的初始垂直挤压变形量δ1；δ0远大于δ1。类似地，压力感应区(4-8)在空间间隙(41)内的具体布设形式，因所述凸起的开设位置、个数、尺寸的不同至少存在有如下三种：
1、布设型式8。如图12所示，将凸起(4-2-3-1)作为弹性元件(4-9)的支撑架；弹性元件(4-9) 具体为弹簧；装配时，先在空间间隙(41)中将弹性元件(4-9)活套入凸起(4-2-3-1)，使弹性元件(4-9)的下端面与凹槽(4-2-3)的底部(4-2-2)紧密贴合，再在弹性元件(4-9) 的开放端即上端面之上压入压力感应区(4-8)。这样一来在装配预应力作用下，压力感应区 (4-8)的下表面与弹性元件(4-9)的开放端紧密贴合，而压力感应区(4-8)的上表面与与其相对的凹槽(4-1-4-3)的底面(4-1-4-1)紧密贴合；在弹性元件(4-9)产生的弹性力作用下，使得压力感应区(4-8)存在一个给定的微小的初始垂直挤压变形量δ1。
2、布设型式9。如图13所示，在如图10所示布设型式6的基础上，通过增加弹性元件(4-9)便可获得布设型式9。
3、布设型式10。如图14所示，在如图11所示布设型式7的基础上，通过增加弹性元件(4-9)便可获得布设型式10。
值得说明的是，由于篇幅限制，不可能详尽描述所有可能的布设型式，但在前述类似布设型式1～布设型式10的基础上，稍加改动和组合便可形成其他可能的新的布设型式。例如，如图15所示的布设型式11；再如，刀圈(4-1)配合面上局部开设有凹槽(称为前一凹槽)，且前一凹槽中心留有圆柱形凸起，以作为弹性元件的支撑架；刀体(4-2)的配合面上与前一凹槽相对位置处同样开设有凹槽(称为后一凹槽)，后一凹槽底部与压力感应区(4-8)的一面固结；弹性元件活动套入凸起，且弹性元件的开放端与压力感应区(4-8)的另一面紧密贴合。
作为优选，所述凹槽为周向开设，且所述凹槽的周向尺寸特征关于通过所述滚刀轴线的中间对称平面对称。如图16所示，为刀体(4-2)的配合面上周向开设出的凹槽(4-2-3)。
作为优选，所述弹性元件为压簧。
作为优选，所述弹性元件与压力感应区(4-8)之间设置接触垫片(未画出)。
如图1和图4所示，在所述滚刀的侧面，如端盖(4-7)上布设有标记凸起点(10)，且其布设位置与压力感应区(4-8)的布设位置一一对应且对齐；标记凸起点(10)为铁质圆状体，带磁性吸盘；
如图1所示，所述电涡流位移传感器的探头(10)固定安装于刀座(3)一侧，且探头(10) 可与旋转至最低点处的标记凸起点(11)对正；此时，所述电涡流位移传感器会检测到峰值电压信号，该信号用于间接地计算确定滚刀(4)的实际切削转速和压力感应区(4-8)的相对位置。
所述数采仪可实时采集三向力传感器(9)、所述压力传感器和所述电涡流位移传感器的输出信号，并将其传输到所述工控机，以便进行处理分析。
值得说明的是，本发明滚刀刀圈刀体配合面正压力测试***中采用的滚刀与所述标准滚刀存在局部结构上的差异(如开设有凹槽、凸起)和元件组成差异(如加入了弹性元件、压力传感器)。作为优选，为了使得所述差异最小，以减少对所述配合面上正压力分布特征的影响，同时适当减少所述配合面上的加工量，以节约时间和成本，应尽量采用尺寸较小尤其是压力感应区尺寸紧凑的薄膜式(含箔片式)压力传感器；此外，考虑到所述标准滚刀的热装工艺(如以维尔特全断面岩石掘进机17寸滚刀为例，该型滚刀组装时，刀圈会预先在工业烤箱中加热到180～200℃，随即装入刀体，其过盈量为0.008～0.16mm)，为了避免所述压力传感器在滚刀装配时就因高温而失效，推荐采用耐高温薄膜式压力传感器。更为具体地，本发明具体实施一中推荐采用HT201型Flexiforce高温薄膜压力传感器；该型压力传感器的工作温度范围为-9～204℃，线性度达1.2％，压力感应区的直径仅为9.53mm，厚度仅为0.203mm，最高量程可达445N；当压力感应区全部接触时，其接触压强最高为6.24MPa；当压力感应区仅1/5面积接触时，其接触压强最高可达31.2MPa。可见该型压力传感器结构紧凑，尺寸非常小，且可耐高温，准确度高，故基本满足本发明测试要求。
作为优选，为了增加数据采集量，所述压力传感器等角度间隔地安装于所述滚刀内。如图18所示，当若干个压力感应区按等角度间隔Δθ均匀地安装于所述滚刀内时，相应地标记凸起点(11)也按相同的角度间隔Δθ均匀地布置于端盖(4-7)上。
滚刀刀圈刀体配合面正压力测试***的工作原理为：根据线弹性变形理论，所述压力感应区的垂直挤压变形量δ(包括初始稳定状态下的初始垂直挤压变形量δ0或δ1，以及滚刀加载状态下的垂直挤压变形量δ3)正比于所述装配面上的正压力N，而δ可以被压力传感器检测出来，并输出给定比例大小的电压V；根据这一特点，再结合标定试验结果，便可将所述压力传感器输出的电压V转换成正压力N。这样一来，便可利用所述滚刀刀圈刀体配合面正压力测试***实时监测出所述配合面上的正压力变化情况。需要补充说明的是，当忽略制造和装配误差时，一般认为初始稳定状态下的正压力N为均布，其由装配预应力产生；而滚刀加载状态下的正压力N则由切削应力和装配预应力叠加产生，为非均布。
本发明提出了一种与所述滚刀刀圈刀体配合面正压力测试***配套使用的盘形滚刀刀圈刀体配合面正压力测试方法，其特征如下：
步骤1：试验准备：
分步1.1：在最大限度地保证与所述标准滚刀相似度的前提下(相同材料、热处理工艺、外形尺寸、装配工艺等)，仅在刀圈(4-1)和/或刀体(4-2)的配合面上参照如图4至图15 所示任意一种技术方案(本例优选如图14所示方案)进行微小的局部改动设计；
分步1.2：在分步1.1的基础上，制造加工出具有一系列配合面公差尺寸(基本尺寸相同，仅公差带位置和公差大小不同)的刀圈(4-1)和刀体(4-2)；
分步1.3：通过现场选配的方式选取具有一系列过盈配合量的刀圈(4-1)和刀体(4-2)；
分步1.4：按相同热装工艺，在专用装配工装上将所选刀圈(4-1)和刀体(4-2)，连同弹性元件(4-9)和压力感应区(4-8)一起装配成用于标定试验的一系列滚刀(以下统称为标定滚刀)；当忽略制造和装配误差时，一般认为所述标定滚刀仅过盈配合量不同；
步骤2：标定试验：
分步2.1：采用理论计算、仿真分析等手段，预测所述标定滚刀在不同给定过盈配合量下，所述标定滚刀的刀圈刀体配合面上的正压力N。文献(戈强.TB880E刀具的故障与改造及中心刀的装配[J].凿岩机械气动工具,2016(1):58-61)理论计算了给定最小有效过盈量Δmin时配合面上的正压力；文献(吴峰.TBM盘形滚刀贯入度与结构参数优化设计研究[D].中南大学, 2012)基于过盈量设计理论计算了配合面上的正压力，并利用大型商用有限元分析软件 Abaqus建立了刀圈-刀体过盈配合有限元模型，并获得了不同过盈量下配合面上的正压力；利用上述公知技术，便可实施分步2.1，在此不再赘述；
分步2.2：将所述标定滚刀分别连接至所述滚刀刀圈刀体配合面正压力测试***，实测获得滚刀加载状态下所述压力传感器输出的电压V；
分步2.3：拟合获得所述正压力N关于所述电压V的线性拟合函数关系式，形如下式(1) 所示：
N＝f(V) (1)
步骤3：滚刀加载状态下所述配合面上正压力测试分析；如图1和18所示，给定切深h 和岩石试样(12)的种类，在所述滚刀刀圈刀体配合面正压力测试***上，利用所述标定滚刀进行滚压破岩试验，采集试验过程中三向力传感器(9)、所述压力传感器和所述电涡流位移传感器的输出信号；根据所述压力传感器和电涡流位移传感器的输出信号，再结合步骤2 所获得的拟合函数关系式(1)，反求出任一滚压破岩瞬间所述压力传感器所在配合面上的正压力N及所述压力传感器的位置角θ。
本例中，为了便于计算分析，在步骤3开始前，人工手动转动空载时的滚刀(4)，使得其中的一个标记凸起点(11)位于如图1所示的最低位置，即标记凸起点(11)与探头(10)刚好接近并正对。在如图1所示位置，开始试验，当滚刀逆时针转过Δθ时，终止实验；此时，初始时与探头(10)正对的标记凸起点(11)现转至如图18所示的D点；假定如图17所示，为期间采集获得的随时间t变化的垂直力信号曲线(101)、电涡流位移传感器输出电压信号曲线(301)、三个相邻压力传感器输出的电压信号曲线，即曲线(201)～曲线(203)。由于电涡流位移传感器输出电压信号的强弱大小反映出探头(10)与标记凸起点(11)的距离变化关系，此时电涡流位移传感器输出的电压信号幅值最大，即达到如图17所示的Vmax。故根据这一工作特性，以及电涡流位移传感器输出信号最大值出现的间隔时间及位置，可计算出更接近真实情况的滚刀实测平均转动角速度，如根据图17所示的数据曲线，可计算获得 (0～t3)这一时间间隔内的平均转动角速度ω1为Δθ/t3。定义滚刀上任意一点的位置角θ(下同)为该点与图18中圆心O的连线相对于铅垂线OA的夹角(逆时针量取)，则图18中D 点处的位置角为Δθ，D点与其关于OA对称处点的位置角为360°-Δθ。类似地，可计算图17 中t2时刻，压力感应区的位置角θ为t2*Δθ/t3。
作为优选，为了提高测试精度，步骤2还包括如下分步骤：
分步2.4：将所述标定滚刀安装连接至所述滚刀刀圈刀体配合面正压力测试***，利用该测试***以给定相同的垂直线载荷Fv和给定的匀角速度反复滚压如图1所示固定钢板(13)，实测获得所述压力感应区处于不同位置角θi(i＝1,2,3…n)时对应输出的电压值Vi，并统计获得平均电压值n由所述压力传感器的采样频率决定。当滚刀滚压水平放置且牢固固定的厚钢板(13)时，各瞬间表现出良好的一致性，一般而言，期间三向力传感器(9)实测获得的垂直力较为平缓，近似如图17所示的垂直力信号曲线(100)。
分步2.5：基于分步2.4获得的不同位置角θ处的平均电压值和式(1)，拟合获得所述压力感应区所在配合面上的正压力值N关于所述电压值V和所述压力感应区固结位置的位置角θ的拟合函数关系式，形如下式(2)所示：
N＝f1(θ,V) (2)
分步2.6：将分步2.5中获得的拟合函数关系式(2)，进行形如下式(3)所示的修正：
式中，为正压力N的修正值；κ为修正系数；
分步2.7：对修正系数κ赋；将分步2.4中给定垂直线载荷Fv作用下不同位置角θi (i＝1,2,3…n)和θi对应的平均电压值代入式(3)，获得一系列正压力修正值
分步2.8：将分步2.7获得的一系列正压力修正值沿垂直方向和水平方向分解，并利用叠加求和原理，计算获得垂直方向的合力和水平方向的合力
分步2.9：根据刀圈静力平衡条件，计算获得相对于Fv的相对误差Δ1，相对于零值的相对误差Δ2；
分步2.10：基于循环试凑原理，将修正系数κ赋予不同的值，重复执行分步2.7～分步2.10，当Δ1和Δ2的总体相对误差最小时，对应的修正系数κ为最优参数，重新代入式(3)以取代式(1)。
本发明的有益之处在于：本发明提供了一种滚刀刀圈刀体配合面正压力测试***及其测试方法，解决了滚刀滚压破岩时难以对刀圈刀体配合面上的正压力进行实时监控测量的局限性；测试结果准确可靠，避免了因滚刀刃底产生的强烈阶跃破碎特征而导致传感器被岩石刮擦损坏的风险；此外，本发明的相关应用研究成果，还可指导滚刀结构选型设计(如确定最优过盈量等)，尤其有益于提高硬岩掘进工况下滚刀使用寿命。
以上所述，仅为本发明较佳的具体实施方式，但本发明的保护范围并不局限于此，任何熟悉本技术领域的技术人员在本发明揭露的技术范围内，根据本发明的技术方案及其发明构思加以等同替换或改变，都应涵盖在本发明的保护范围之内。
Claims (10)
1.一种滚刀刀圈刀体配合面正压力测试***，包括滚刀标准线切割实验台、数据采集仪(以下简称数采仪)、滚刀、电涡流位移传感器、工控机、压力传感器，其特征在于：
所述滚刀标准线切割实验台包括机架、活动横梁、刀座、岩石物料仓、水平工作台、垂直油缸、纵向油缸和水平油缸；所述滚刀包括刀圈、刀体、刀轴、轴承和端盖；所述滚刀安装在所述刀座内；所述刀座和所述活动横梁之间还安装有三向力传感器；
所述盘形滚刀刃底接触力分布特性测试***的主要特征还在于：
所述刀圈和/或刀体的配合面上局部开设凹槽，使得所述配合面上留出用于容纳所述压力传感器的压力感应区的空间间隙；所述压力感应区的一表面与所述空间间隙的一表面固结，而所述压力感应区的另一表面与所述空间间隙的另一表面紧密贴合；初始稳定状态下(即所述刀圈和刀体正常过盈装配后，常温未滚压破岩时)，所述压力感应区存在一个给定的微小的初始垂直挤压变形量δ0；
在所述刀圈和/或刀体上沿滚刀轴线开挖出线槽，以便布设所述压力传感器的信号线缆；
在所述定制滚刀的侧面上布设有标记凸起点，其位置与所述压力感应区的布设位置一一对应且对齐；
将所述电涡流位移传感器的探头固定安装于所述刀座一侧，且所述探头与旋转至最低点处的所述标记凸起点对正；
所述数采仪可实时采集所述三向力传感器、压力传感器和电涡流位移传感器的输出信号，并将其传输到工控机，以便进行处理分析。
2.根据权利要求1所述的滚刀刀圈刀体配合面正压力测试***，其特征在于：其中至少一个所述凹槽的中心留有凸起；所述空间间隙由所述凸起与与其相对的结构特征之间共同围成。
3.根据权利要求2所述的滚刀刀圈刀体配合面正压力测试***，其特征在于：将弹性元件活套入所述凸起；所述压力感应区的一表面与所述弹性元件的开放端紧密贴合，而所述压力感应区的另一表面与与其相对的结构特征紧密贴合；初始稳定状态下，所述弹性元件产生的弹性力作用下，使得所述压力感应区存在一个给定的微小的初始垂直挤压变形量δ1；所述δ0远大于δ1。
4.根据权利要求3所述的滚刀刀圈刀体配合面正压力测试***，其特征在于：所述弹性元件为压簧。
5.根据权利要求4所述的滚刀刀圈刀体配合面正压力测试***，其特征在于：所述弹性元件与所述压力感应区之间设置接触垫片。
6.根据权利要求1、2、3、4或5所述的滚刀刀圈刀体配合面正压力测试***，其特征在于：所述压力传感器采用耐高温薄膜式压力传感器。
7.根据权利要求1、2、3、4或5所述的滚刀刀圈刀体配合面正压力测试***，其特征在于：所述压力传感器等角度间隔地安装于所述滚刀内。
8.根据权利要求1、2、3、4或5所述的滚刀刀圈刀体配合面正压力测试***，其特征在于：所述凹槽为周向开设，且所述凹槽的周向尺寸特征关于通过所述滚刀轴线的中间对称平面对称。
9.一种与所述滚刀刀圈刀体配合面正压力测试***配套使用的滚刀刀圈刀体配合面正压力测试***，其特征在于：该方法包括如下步骤：
步骤1：试验准备：
分步1.1：在最大限度地保证与所述标准滚刀相似度的前提下(相同材料、热处理工艺、外形尺寸、装配工艺等)，仅在所述刀圈和/或刀体的配合面上进行微小的局部改动设计；
分步1.2：在分步1.1的基础上，制造加工出具有一系列配合面公差尺寸(基本尺寸相同，仅公差带位置和公差大小不同)的所述刀圈和刀体；
分步1.3：通过现场选配的方式选取具有一系列过盈配合量的所述刀圈和刀体；
分步1.4：按相同热装工艺，在专用装配工装上将所选刀圈和刀体，连同弹性元件和压力感应区一起装配成用于标定试验的一系列滚刀(以下统称为标定滚刀)；
步骤2：标定试验：
分步2.1：采用理论计算、仿真分析等手段，预测所述标定滚刀在不同过盈配合量下，所述标定滚刀的刀圈刀体配合面上的正压力N；
分步2.2：将所述标定滚刀分别连接至所述滚刀刀圈刀体配合面正压力测试***，实测获得滚刀加载状态下所述压力传感器输出的电压V；
分步2.3：拟合获得所述正压力N关于所述电压V的线性拟合函数关系式，形如下式(1)所示：
N＝f(V) (1)
步骤3：滚刀加载状态下所述配合面上正压力测试分析；给定切深h和岩石试样种类，在所述滚刀刀圈刀体配合面正压力测试***上，利用所述标定滚刀进行滚压破岩试验，采集试验过程中三向力传感器、所述压力传感器和所述电涡流位移传感器的输出信号；根据所述压力传感器和电涡流位移传感器的输出信号，再结合步骤2所获得的拟合函数关系式(1)，反求出任一滚压破岩瞬间所述压力传感器所在配合面上的正压力N及所述压力传感器的位置角θ。
10.根据权利要求9所述的滚刀刀圈刀体配合面正压力测试***，其特征在于：步骤2还包括如下分步骤：
分步2.4：将所述标定滚刀安装连接至所述滚刀刀圈刀体配合面正压力测试***，利用该测试***以给定相同的垂直线载荷Fv和给定的匀角速度反复滚压固定钢板，实测获得所述压力感应区处于不同位置角θi(i＝1,2,3…n)时对应输出的电压值Vi，并统计获得平均电压值
分步2.5：拟合获得所述压力感应区所在配合面上的正压力值N关于所述电压值V和所述压力感应区固结位置的位置角θ的拟合函数关系式，形如下式(2)所示：
N＝f1(θ,V) (2)
分步2.6：将分步2.5中获得的拟合函数关系式(2)，进行形如下式(3)所示的修正：
<mrow>
<mover>
<mi>N</mi>
<mo>^</mo>
</mover>
<mo>=</mo>
<msub>
<mi>&kappa;f</mi>
<mn>1</mn>
</msub>
<mrow>
<mo>(</mo>
<mi>&theta;</mi>
<mo>,</mo>
<mi>V</mi>
<mo>)</mo>
</mrow>
<mo>-</mo>
<mo>-</mo>
<mo>-</mo>
<mrow>
<mo>(</mo>
<mn>3</mn>
<mo>)</mo>
</mrow>
</mrow>
式中，为正压力N的修正值；κ为修正系数；
分步2.7：对修正系数κ赋；将分步2.4中给定垂直线载荷Fv作用下不同位置角θi(i＝1,2,3…n)和θi对应的平均电压值代入式(3)，获得一系列正压力修正值(i＝1,2,3…n)；
分步2.8：将分步2.7获得的一系列正压力修正值沿垂直方向和水平方向分解，并利用叠加求和原理，计算获得垂直方向的合力和水平方向的合力
分步2.9：根据刀圈静力平衡条件，计算获得相对于Fv的相对误差Δ1，相对于零值的相对误差Δ2；
分步2.10：基于循环试凑原理，将修正系数κ赋予不同的值，重复执行分步2.7～分步2.10，当Δ1和Δ2的总体相对误差最小时，对应的修正系数κ为最优参数，重新代入式(3)以取代式(1)。
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