盾构刀盘掘进载荷的数值模拟

《盾构刀盘掘进载荷的数值模拟》由会员分享，可在线阅读，更多相关《盾构刀盘掘进载荷的数值模拟（8页珍藏版）》请在装配图网上搜索。

1、Vol.44 No.6Jun.2011第44卷第6期2011年6月天津大学学报Journal of Tianjin University盾构刀盘掘进载荷的数值模拟苏翠侠，王燕群，蔡宗熙，亢一澜，黄 田（天津大学机械工程学院，天津300072）摘 要：刀盘是盾构机的关键部件，研究掘进过程中刀盘与界面耦合作用下动态载荷分布是刀盘设计的基础应用 有限元法建立了模拟刀盘掘进的三维分析模型，采用扩展的Drucker-Prager非线性弹塑性模型作为土体的本构模型，应用包含单元删除功能的损伤失效准则模拟切屑的形成及分离，实现了盾构刀盘掘进过程的直接数值模拟，得 到了刀盘系统切削载荷随掘进时间的变化曲线以及

2、沿刀盘径向的分布曲线研究发现，掘进初始阶段刀盘上刀具切 削载荷沿径向增大且变化较大，稳定后则沿径向变化较小；刀盘扭矩自初始阶段逐渐增加到1,800,kN m后保持稳定不变，总体变化趋势与实际相符.关键词：盾构机；刀盘；载荷分布；数值仿真中图分类号：TP391.9; U455.3文献标志码：A文章编号：0493-2137（ 2011） 06-0522-07Numerical Simulatio n of Excavati on Load on Cutterheadin Shield Tunn eli ng Machi neSU Cui-xia，WANG Yan-qun，CAI Zong-xi，K

3、ANG Yi-lan，HUANG Tian(School of Mechanical Engineering ，Tianjin University ， Tianjin 300072， China)Abstract : Cutterhead is the most importa nt comp onent of shield tunn eli ng machi ne. The fun dame ntal problem for the design of cutterhead is the dynamic load distribution on the excavation face du

4、ring tunneling process. Finite element method( FEM) was used to simulate the interaction between cutterhead and excavation face in tunneling process, in which a 3D cutterhead model was established, and the extended Drucker-Prager elastoplastic model was selectedfor the soil concer ning its material

5、nonlinear ity. Dur ing the excavating simulation ，soil cutting including cutting scr ap formation and cutting scrap separation was simulated by using the progressive damage and failure rules，which contain eleme nt delete fun cti on. Based on the above established models the in teracti on betwee n cu

6、tterhead and excavati on face was simulated and the cutt ing load distributi on of cutterhead was an alyzed. The results show that the cutt ing load distributi on of cutterhead in creases appare ntly in the radial directi on at the beg inning of the excavati on and the n the cha nge is smaller. The

7、torque in creases sig nifica ntly to 1 800 k N - m at first and the n keeps stable，which is con sistent with the engin eer ing practice.Keywords : shield tunneling machine ； cutterhead; load distribution ； numerical simulation?1994-201S Chinii AcademicEkctronic PuhlLshing Hcuse. Al rights reserved,

8、http:w.inki.neLVol.44 No.6Jun.2011第44卷第6期2011年6月天津大学学报Journal of Tianjin University?1994-201S Chinii AcademicEkctronic PuhlLshing Hcuse. Al rights reserved, http:w.inki.neLVol.44 No.6Jun.2011第44卷第6期2011年6月天津大学学报Journal of Tianjin University收稿日期:2009-12-11；修回日期:2010-03-03.基金项目：国家高技术研究发展计划（863计划）资助项目（

9、2007AA041804）;国家重点基础研究发展计划（973计划）资助项目基金项目：(20060056005).作者简介:苏翠侠（1983），女，博士研究生，s_cx.通讯作者:蔡宗熙，zxcai.盾构掘进机是目前隧道掘进的专门工程机械，被广泛用于地下交通、运输管道等隧道工程建设.施工 过程中刀盘系统与土体相互耦合作用，并受到地质等因素的影响，刀盘载荷十分复杂， 因此，研究刀盘载 荷分布规律，分析刀盘系统与土体的适应性，对优化刀盘拓扑结构、提高施工效率具有指导意义.盾构刀盘的作业空间处于地表以下，属于封闭式作业且工作环境复杂多变，无法直接观测刀盘在掘进 过程中的载荷分布，因此目前针对刀盘载荷的

10、研究较 少.以往对盾构刀盘的研究主要集中在简化理论与 模型实验等方面：简化理论方面主要是通过分析各种 刀具的切削机理推导盾构掘进所需总载荷 2，进而?1994-201S Chinii AcademicEkctronic PuhlLshing Hcuse. Al rights reserved, http:w.inki.neL-# 天 津 大 学 学 报第44卷第6期分析刀盘一般设计理论及其影响因素 ；模型实验方 面主要是通过制造等比例小型简化刀盘，进行土箱实验分析不同地质条件和掘进参数对掘进推力、 扭矩 等载荷的影响 ；另外一种方法是结合大量的实际工 程的施工数据建立刀盘掘进参数的经验公式 5

11、，总结 各种刀具破坏形式及其检测方法，对影响刀盘掘进效率的因素进行分析及改进.近年来随着数值技术的发展，有限元法为研究盾 构刀盘载荷提供了一种新工具.盾构刀盘的载荷主要由刀盘与土体相互作用产生，刀盘掘进过程本质上可以视为动态的切削问题.采用有限元法从切削角度分析刀盘掘进必须考虑以下几个方面的问题： 有限 元模型的建立、土体本构的选择和切屑分离的模拟.创建适合的模型是数值仿真的首要问题，在满足计算精度要求的基础上应对模型进行合理的简化以 节约计算成本.土体本构的选择直接影响计算结果，近年来土力学的发展较为成熟，已经有越来越多的适合描述不同 岩土特性的本构模型被提出，目前应用较多的岩土模 型主要有

12、 Duncan-Chang双曲线模型、Drucker-Prager 非线性弹塑性模型、Cam-Clay模型、黏弹塑性盖帽模 型等，研究结果表明它们大 都能够给出满足适当精度 要求的结果.有限元模拟切屑分离的方法有很多，根据分离依 据可以分为 两类：基于应力、应变能密度或有效塑性 应变等物理量的物理准则和基于距离等几何尺寸 的几何准则8.具体实现方法包括单元移除、节点脱 粘、节点分离等.切削仿真中上述切削分离方法选 取 不当经常引起网格畸 变导致计算不收敛，采用离散元 和有限元结合9、ale方法10、流固耦合、自适应网 格划分技术11等方法在一 定程度上能够描述网格大 变形问题，但在应用中存在各

13、自的局限性.以往的研究 或着眼于静力分析 或将刀盘简化为 简单的柱形刚体，都忽略了切削过程，相关的耕耘机 刀具与土壤的切削仿真12以及金属切削仿真8研究 为有限元分析盾构刀盘切削问题提供了一定的参考.Shen等10在此基础上 将有限元分析土 壤切削的 方法应用于盾构刀盘掘进分析，针对盾构刀盘建立了 一个简化 三维模型，实现了刀盘掘进仿真.Shen采用 的Ls-Dyna中的MAT147材料模型对标准的摩尔-库 伦准则进行了修正，确定了与压力相关的峰值剪切强 度，并提出了将ALE方法应用于刀盘-土体切削，从 流体-固体耦合的角度处理了刀盘 -土体的相互作用， 解决了切削引起的土体大变形问题. 但是

14、一般来 说, 采用ALE、流固耦合等方法计算 时间较长，占用了大 量的计算 资源；且此类方法研究的刀盘模型 都比较 简单，给出的关于刀盘载荷的 信息不是特别丰富.正 是由于这些因素的存在，至今未能得 到刀盘在掘进过 程中的更多的有效的载荷 信息.针对盾构刀盘掘进载荷问题，笔者采用有限元软 件ABAQUS/Explicit 进行了数值模拟仿真计算，建立了模拟盾构刀盘掘进过程中连续切削土体的三维动态仿真模型.在计算中采用了扩展的Ducker- Prager非线性弹塑性的 材料本构关系，应用了具有 单 元删除功能的损伤失效准则，实现了对盾构刀盘掘进 过程中的土体切屑分离的数值模拟.最后，本文基于三维

15、仿真结果，讨论了盾构刀盘动态掘进过程中的切 削载荷 沿刀盘半径分布、随时间变化规律以及刀盘 系统切削土体所受到的扭矩.1三维动态仿真模型隧道掘进是一个复杂的施工过程， 它对周围环境 扰动较大，且由于盾构 装备结构的复杂性，机械本身 和施工环境影响盾构掘进过程的因素 也很多.本文 重点研究盾构刀盘掘进过程中的载荷分布， 因此有限 元建模包括了盾构机刀盘与正前方相互接触区域的 土体，以此作为盾构刀盘系统 三维动态仿真整体 模型.1.1 模型介绍以天津地铁工程中的土 压平衡 盾构刀盘作为 原 型.刀盘直径为64m,根据刀盘的二维设计图纸，经 适当简化建立相应的 三维有限元模型.简化包括删 除不影响结

16、构 强度的螺栓孔、泡沫注入口 、倒角、拐 角等特征.刀盘原型以切刀为主，由于面板相邻切刀 的刀间距较小，因此对切刀进行简化， 在保证刀具前 角及后角不变的基础上在切刀布刀 位置以连续刀刃 代替分散的切刀，如图1所示.在刀盘 正前方加入圆柱 形的土体模型，形成刀盘 切削土体的 整体有限元分析模型，如图2所示.整个 有限元模型采用 六面体8节点实体单元划分网格，模 型节点总数为104,364,单元总数为 80,828 .为得到 较好的计算精度并提高计算效率，将仿真过程中与刀盘直接接触的被切削的部分土体网格加密，未与刀盘 直接作用的土体网格适当加大.盾构刀盘的材料为Q345钢.弹性模量E = 210

17、 GPa，密度 P=7 850 kg. m3 ,泊松 比 v = 0.26 . 土体取 天津地区的黏性软土，主要材料参数为：弹性模量(a) 刀盘口(b) 刀刃图1盾构刀盘模型Fig.1 Model of cutterhead图2刀盘与土体模型Fig.2 Model of cutterhead and soilE =7.098 MPa ,密度 P=1 850 kg； m3 ,泊松比 v = 0.3 , 内聚力9.5 kPa，摩擦角23 .在实际施工中，盾构刀盘旋转切割土体的同时受 到后方液压千斤顶 的顶进作用，以缓慢速 度向前推 进.鉴于本文中只是初步模拟盾构刀盘切削土体过 程，综合以上各 点，

18、对实际分析模型进行相应考虑和 简化，施加的载荷和位移边界条件可总结 如下.(1) 初始状态盾构刀盘与土体 即将接触.(2) 刀盘的旋转速度为1 r min .(3) 刀盘的推进 速度为40 mm min .(4) 仿真时间为30,s,即盾构刀盘环 向切割土体 1/2圈.转速和推进速度在前5,s以光滑加载方式由 零增加到最终值，随后保持不变.(5) 约束土体模型外 边界的位移自由度，保持待 开挖表面为自由表面.(6) 利用非光滑接触条件模拟盾构刀盘和土壤 之间的相互作用.1.2 土体模型掘进过程中土体材料特性直接影响刀盘载荷分 布.盾构掘进施工面 临的地质情况复杂多变，应根据 实际工程采用与 之

19、相适应的本构模型. 本文采用了 文献13的扩展Drucker-Prager非线性弹塑性本构.与常用的Tresca屈服条件、von Mises屈服条件 和双剪应力屈服条件相比，Drucker-Prager模型不仅 在屈服准则中引入了中间主应力对 材料屈服 面的影 响，同时考虑了静水压力对材料屈服面的影响. Mohr-Coulomb屈服条件虽然应用比较广泛，但它的 屈服面在n平面上表现为一个不等角的等 边六边形， 具有棱角奇异性，应用于数值计算 时会带来较大的困 难.Drucker-Prager屈服准则克服 了这一缺点，并且 选择适当的材料常数可以与Coulomb模型相匹 配.本文采用的土体模型是

20、对 Drucker-Prager准则加 以改进的 扩展Drucker-Prager准则,即F = t- ptan B- d = 0(1)1 11 rt = q1+- (1-)( )32 KK q1P = - ( 6 + 0-2 + 西)3式中：r为偏应力第三应力不变量；K为单轴拉伸屈 服应力与单轴压缩屈服 应力比值；d为凝聚力；B为 材料摩擦角；q为Mises等效应力；p为平均压应力；0、02和o分别为3个方向的主应力.实际计算 时要 考虑土体围压的影响.在传统的Drucker-Prager准则基础上，考虑拉 伸、压缩环境不同对 屈服面的影响引入参数K ,如图 3所示，当材料的拉伸强度与压缩强

21、度相同时 K = 1,t =q ,即退化为传统的Drucker-Prager准则.流 动法则采用关联流动法则.15.J伙g图3偏平面内线性扩展Drucker-Prager屈服准则Fig.3 Typical yield surfaces of Drucker -Prager model inthe deviatoric plane1.3 包含单元删除功能的单元损伤失效模型土体从屈服到破坏是一个连续的过程，以往的仿 真研究中对土体切屑的处理一般 认为屈服即破坏，即 以土体屈服点的各种特征判断切屑分离、形成准则， 而忽略了切削形成到分离 这一过程.引用的包含单 元删除功能 的单元损伤失效模型则描述了

22、材料从屈 ?194-201S China Academic Journal EkctraniHwuse. Al rights reserved, http:kibnet-# 天 津 大 学 学 报第44卷第6期服发展到破坏响应过程.单元删除功能 是为了克服有限元本 身缺陷的一 种方法.有限元是基于 连续介质力学原理的，即物质 域在空间中 连续，因此单元本身是不会消失的.而在 实际情况中，损伤断裂的存在必会使得一些单元消失 或完全的失效，为了能够模拟这种情况，有限元中引 入了单元删除功能单元损伤失效是基于 断裂力学 描述损伤对于材料破坏的影响而提出的，假设基于特 定本构关系的单元材料在达到强度极

23、限以后，材料刚 度按照一定的规律逐渐衰减到零，单元完全丧失承载 能力并退出整体模型的计算.如图4所示，单元损伤 失效过程包含3个部分：单元失效前的材料响应AB 段、初始破坏点B点（由初始损伤准则判定）和损伤 演变规律BC段.图4损伤失效模型应力-应变响应曲线Fig.4 Stress-strain curve with progressive damageF ig.4 degradation如图4所示，AB段材料处于弹塑性变形 阶段， 材料达到强度极限后，由单元积分点的等效塑性应变 建立基于 剪切失效准则的初始损伤准则，即假设材 料在开始破坏之前的塑性应变为,定义一个描述塑性变形随等效塑性应变

24、7递增的状态变量为=(2)Q = (q+Kp)/Tax式中：9s为剪应力率；Tax为最大剪应力；/为应变率当达到1时，达到初始破坏点B.材料达到初始破坏点后刚度开始衰 减直至丧失 承载能力，损伤演变规律描述了 材料刚度衰减规律 （图4中BC閔.引入损伤变量D （当D = 1时，材料 完全失去承载能力），初始损伤 发生后任意时刻材料 的应力张量(r=(1- D) ff(3)式中为当前时刻不考虑失效时（图4中BC段）的 有效应力张量.本文采用位移 控制损伤定 义材料损伤 演变规 律.如上所述，当材料达 到剪切破坏准则以后，有效 塑性位移Upl由式（3）所示的损伤演变方程决定.假设 材料完全失效时（

25、如图4中C点）的有效塑性位移为 plUf，定义plplL euD =pl=一plUfUf(4)式中L为单元特征长度.单元完全失效后（图4中,C点），随即被从模型 中删除不再显示，就像失效单元已经消失了一样.基 于连续介质力学原理，有限元实际处理 单元删除问题 时，材料完全失 效时单元并未消失，只是失效单元刚 度乘了一个极小的数值后接近于零，使得失效单元退 出对有限元 整体模型的贡献.2盾构刀盘掘进三维仿真结果分析2.1 刀盘刀刃切向切削力分布规律由刀盘结构可以看出刀具始终高于刀盘面 板在掘进过程中，刀具首先与掌子面接触并成为整 个切削过程的主体，也是整个刀盘切削载荷的主要 承 力部位.刀具与土

26、体相互作用 使得刀具受到 垂直于 前刃面的作用力，将此作用力按照刀具的切削轨迹沿 切向及法向分解即得 到切向破坏土体所需要的切削 力和法向与土体 挤压的作用力.以下就盾构刀盘刀 刃部分在掘进过程的数值计算结果进行分析.图5所示为R = 2.8 m处刀刃切向切削力在掘进 过程中随掘进 时间t的变化曲线，其中R为刀刃所在 位置的半径.从图中可以看出，在掘进初始阶段，刀 盘刀刃与土体逐渐接触，切削力迅速增大，经过一段 时间进入稳定掘进状态，切削力也趋于稳定.分析刀 具切削路径，由于沿径向分布的刀刃各部分切削形式 相同、切削路径一致，刀刃各部分的切向切削力随 时 间变化规律一致.图5 R= 2.8 m

27、处刀刃切向切削力随时间的变化Fig.5 Change of tangential force of simplified cutter whenR = 2.8 m图6所示为掘进过程中t=3.6 s时盾构刀盘刀 刃 切向切削力沿半径方向的分布.可以看出：随着半径 增大，刀刃切向切削力逐渐增大.此时为掘进初始阶 段,刀盘缓慢加 载，刀盘刀刃与土体 逐渐接触，土体 单元还未出现失效.由于距刀盘中心的距离不同，刀 刃各部分的切削进程也不同，距离刀盘中心较远的刀 刃切削力 更快地达到稳定值.此时盾构刀盘刀 刃切 削力与布刀位置有关.图7给出了掘进过程中t =25 s时盾构刀盘刀刃 切向切削力沿半径方向的

28、分布.可以看出，刀刃切向 切削力沿半径 方向分布变化较小. 掘进过程 达到稳 定阶段后，刀刃各部分切削形式相同、 切削路径一 致，切削力趋于稳定，切向切削力沿半径变化较为平 缓；且随时间变化较小.距离刀盘中心较近的刀刃由 于受中心刀的影响，同时切向线速度较低，切削力相 对较小.刀盘面板在半径为2.0,m处含有环形筋板结 构，由于筋板的影响，刀刃刀角大于实际切刀刀角， 该处切向力较小.0 DYL.s 2.02.S Ml划可用庄位胆半轻佝图6 t= 3.6 S时刀刃切向切削力沿半径方向的分布Fig.6 Tangential force distribution of simplified cutt

29、er inFig. 6 the radial direction when t= 3.6 sD 0.51.0 I.S 1.015L或刀刃断在半轻饰图7t= 25 s时刀刃切向切削力沿半径方向的分布Fig.7 Tangential force distribution of simplified cutter inFig.7 the radial direction when t= 25 s2.2刀盘刀刃法向挤压力分布规律图8给出了掘进过程中刀盘刀刃法向挤压力合力随时间变化曲线.可以看出，刀刃法向合力在刀盘 与土接触后迅速增大到稳定值.刀盘转动1/4转后首 层单元失效完成1个切削周期，18 s时

30、刀刃与重新形 成的掌子面接触开始第2个切削周期.刀盘刀刃法 向合力具有周期稳定性.-z.Foh尸昱ll 汁 2025 JO时诃*图8掘进过程刀盘刀刃切削力法向合力随时间的变化Fig.8 Change of total normal force of simplified cutter Fig.8 during excavation图9给出了掘进 初始阶段t = 3.6 s时刀刃法向力 沿半径的分布曲线.可以看出：随着半径增 大，刀刃 法向力逐渐增 大.由刀盘结构可以 看出掘进 初始阶 段，刀盘面板与掌子面之间存在空隙，凸出面板许多 的中心刀将首先与土体接 触并成为面 板与掌子面相 互作用法 向

31、力的主要 承重部位，受中心刀的影响，刀 盘与掌子面发生变形.随着刀盘 继续推进距中心刀 较远的刀刃先于距中心刀较近的刀 刃接触土体，导致 同一时刻刀刃法向力随半径增大.0 D.S .0I.52.01.3 目百刀刃于毎卩畫半卑心图9 t = 3.6 s时刀刃法向力沿半径的分布Fig.9 Normal force distribution of simplified cutter in theFig.9 radial direction when t = 3.6 s图10给出了掘进过程中t =25 s时刀刃法向力 沿半径的分布曲线.可以看出：刀刃法向力沿半径方 向分布变化不大.与刀刃切向力同理，掘

32、进稳定后刀 刃各部分切削环境相 似、切削形式相同， 法向切削 力在掘进 稳定后与布刀位置无关.由于筋板处刀刃 刀角增大，导致法向力在半径为2.0,m处数值 略有 减小.?194-2015 China Academic Jcumal Electronic F讪ishing Hou删 Al rights reserved, http:wA2011年6月苏翠侠等：盾构刀盘掘进载荷的数值模拟-527 ni,5 i.ft 1.5 j.q刀呱噺応位醫平徑m图10 t = 25 s时刀刃法向力沿半径的分布Fig.10 Normal force distribution of simplified cutte

33、r in the Fig.10 radial direction whent= 25 s2.3 刀盘掘进过程扭矩变化将刀盘上与土体相互作用产生的力沿面板面内对刀盘中 心取矩即得到刀盘掘进过程中克服土体阻力所需的扭矩.图11给出了有限元掘进仿真过程中 整个盾构刀盘受到的扭矩随时间的变化 情况可以看出：扭矩在掘进 初始时 刻随时间迅速增大到稳定 值，随后保持 不变.盾构实际施工过程中，当掘进过程稳定后，切削状态达到平衡，各掘进参量在 整个掘 进过程中保持稳定不变.图11给出的扭矩随 时间的 变化与实际施工情况相符，反映了刀盘扭矩的变化规律.2 50(1图11掘进过程中刀盘扭矩随时间的变化Fig.1

34、1 Change of torque of cutterhead duringexcavation2.4 刀盘面板应力分布图12给出了掘进过程 稳定后(t = 25 s时)刀盘 面板应力分布.可以看出：刀盘整体受力均匀，高应 力区主要集中在刀 刃和开口处以及刀盘 筋板与面板 连接处.最大应力为56,MPa ,出现在筋板与面板连接 处计算结果表明，随着刀盘掘进仿真 趋于稳定，刀 盘自身的受力情况也逐渐 稳定,刀盘面板大部分区域 应力水平低于20,MPa，远远小于强度极限.以往有限元研究刀盘载荷问题 时,通常是直接将 均布载荷施 加在刀盘面板上，将动态问题简化为 静力 分析，忽略了刀盘与土体的相互

35、作用. 本文模型较以 往的相关研究的有限元简化模型更接近真实刀盘，并 考虑了刀盘切削土体的动态效应， 因此本文中给出的 盾构刀盘在掘进仿真过程中的载荷分布与实际 情况 更加接近.有效应力绑F鏈20.0117 5115 1111*110J 5J5图12 t= 25,s时刀盘有效应力分布Fig.12 Nephogram of stress pattern of cutterhead when Fig .12 t = 25,s3结论(1) 实现了盾构刀盘掘进过程的直接数值模拟.利用包含单元删除功能 的损伤失 效模型模拟土 体从屈服到破坏这一连续性过程，不仅从形态上 反映 了盾构刀盘切削土体的 物理现

36、象，且单元失效后退出 计算时的变形相对较小，在一定程度上避免了网格出 现极大的扭曲和 畸变.与ALE、流固耦合等技术相 比，本文方法求解方程规模小，节省了计算资源.(2) 得到了刀盘切削载荷随时间变化规律及 沿径向分布规律.掘进过程中，盾构刀盘的切削载荷主 要集中在刀具上.在掘进初始阶段，由于中心刀与刀 刃切削进程的影响，刀刃法向挤压力和切向切削力沿 径向递增且变化较大；而在掘进 稳定后，则沿半径 变 化较小.(3) 得到了刀盘切削扭矩随 时间变化规律.在掘 进初始阶段，盾构刀盘缓慢加载，刀盘与土体逐渐接 触，刀盘切削力矩 逐渐增加.掘进稳定后，刀盘的刀 刃切削及受力 状态也趋于稳定，扭矩增大

37、到最大值后 保持稳定不变.总体变化趋势与实际相符.参考文献：1 宋克志，潘爱国.盾构切削刀具的工作原理分析J.建筑机械，2007( 3) : 74-76.Song Kezhi, Pan Aiguo. Operation principle analysis of cutting tools on shield J. Construction Machiner y, 2007( 3) : 74-76( in Chinese).7194-2015 ChinaJo uma ri2 管会生.盾构刀盘扭矩估算的理论模型.西南交通大学学报，2008, 43(2) : 213-217.Guan Huishe

38、ng. Theoretical model for estimation of cutterhead torque in shield tunneling J. Journal of Southwest Jiaotong Univer sity , 2008, 43(2) : 213-217(in Chinese).3 日土木学会.隧道标准规范(盾构篇)及解说M.宋 伟，译.北京：中国建筑工业岀版社，2001.Japan Society of Civil Engineers. Japanese Standard for Shield TunnelingM . Song Wei, Trans.

39、Beijing : China Architectural Industry Press , 2001( in Chinese).4 朱合华，徐前卫，郑七振，等.软土地层土压平衡盾构施工参数的模型试验研究J.工木工程学报，2007, 40(9) : 87-94.Zhu Hehua , Xu Qianwei , Zheng Qizheng , et al. Experimental study on the working parameters of EPB shield tunneling in soft ground J . China Civil Engineering Journal ,

40、 2007, 40( 9) : 87-94( in Chinese).5 Bernhard Maidl , Martin Herrenknecht , Lothar Nheuser. Mechanized Shield Tunneling M. Berlin : Ernst and Sohn, 1996.6 赵维刚，刘明月，杜彦良，等 .全断面隧道掘进机刀具异常磨损的识别分析J.中国机械工程，2007,18(2) : 150-153.Zhao Weigang , Liu Mingyue , Du Yanliang , et al. Abnormal cutter wear recognitio

41、n of full face tunnel boring machine( TBM ) J. China Mechanical Engineer ing , 2007, 18(2): 150-153( in Chinese).7 Carroll J T , Strenkowski J S. Finite element models of orthogonal cutting with application to single point diamond turning J . International Jour nal of Mechanical Sciences, 1988(11) :

42、 899-920.8 王霄，卢树斌，高传玉.金属切削加工有限元模拟技术的研究J.煤矿机械，2006, 27( 11) : 51-54.Wang Xiao , Lu Shubin , Gao Chuanyu. Research on finite element modeling techniques of metal cutting J.Coal Mine Machiner y, 2006, 27( 11) : 51-54(in Chinese) .9 Onate E, Rojek J. Combination of discrete element and finite element me

43、thods for dynamic analysis of geomechanics problems J . Computer Methods in Applied Mechanics and Engineer ing , 2004, 193(27/28/29) : 30873128.10 Shen J Q , Jin X L , Li Y , et al. Numerical simulation of cutterhead and soil interaction in slurry shield tunnel- ing J . Engineering Computations , 20

44、09, 26(7/8): 985-1005.11 Susila E, Hryciw R D. Large displacement FEM modeling of the cone penetration test ( CPT) in normally consolidated sand J. International Jour nal for Numer ical and Analytical Methods in Geomechanics , 2003 , 27( 7) : 585-602.12 Mootaz Abo-Elnor , Hamilton R , Boyleb J T. 3D dynamic analysis of soil-tool interaction using the finite element method J . Journal of Terramechanics , 2003 , 40(1) : 51-62.Hibbitt , Karlsson and Sorensen , Inc. ABAQUS Analysis User Manual Help Online M. USA : SIMULIA , 2005.