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，涉及一种用于切削剥离岩土的刀具刃底接触力分布特性测试系统及其测试方法，尤其涉及一种tbm盘形滚刀大切深下滚压破碎硬岩时刃底接触力分布特性测试系统及其测试方法。
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(fullfacerocktunnelboringmachine，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，十三五期间，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)，被安装于全断面隧道掘进机最前端的刀盘上的不同位置处(通过刀座固定)。滚刀一般由刀圈、刀毂、刀轴和轴承等零部件构成。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自转，以持续滚压破碎岩石。由于掘进机工作环境极其恶劣，加之刀岩作用过程极端复杂(如刃底刀岩理论接触区存在接触力高度集中等现象)，导致刀圈非正常磨损、刀圈断裂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，掘进机刀具消耗的成本就大约占施工总成本的30％～40％)。而现有研究结果也进一步表明：尤其在硬岩或特硬岩层掘进施工时，滚刀刀岩接触界面上接触力分布不均是导致刀具异常失效的主要原因。可见，对滚刀破岩时刃底接触力进行测试研究，以掌握滚刀破岩过程中刃底接触力分布特性，可有助于指导滚刀结构设计与选型，尤其有益于提高是硬岩掘进工况下滚刀破岩效率以及延长滚刀使用寿命。由于掘进机工作环境极其恶劣，滚刀破岩时动力学特性也极其复杂，使得利用现有技术直接采集测试滚刀刃底刀岩接触力极其困难。存在一种可能，即通过在刀圈侧面(因刃底时刻在参与挤压破碎岩石，故无法布设)上通过布设电阻式应变计(以下简称应变计)来获取刀圈状态数据，并由此从侧面间接地评估分析其刃底接触力分布特性。根据测试研究经验可知，当滚刀小切深范围下(一般指切深h不大于10～15mm)滚压破碎匀质软岩时，滚压破岩过程相对平稳缓和，且刀圈上预留的安全贴片区域较大，理论上是可通过布设应变片的方法来间接地评估分析其刃底接触力分布情况。然而，对于tbm而言，盘形滚刀通常工作在硬岩或特硬岩层，且为了保证较高的掘进率，盘形滚刀的切深一般设置在10mm及以上，这给滚刀刃底刀岩接触力测试工作带来了巨大的困难与挑战：一方面，若滚刀大切深下滚压破碎硬岩时，滚刀阶跃破岩效应极其强烈，其刃侧岩石会不断发生剧烈的崩裂破碎现象，为了避免锋利岩渣岩屑损伤磕碰到布设好的应变计，其贴片位置就会远高于切深，使得刀圈侧面能够贴片的安全区域狭小，给贴片工作带来了极大困难；另一方面，不同于小切深滚压软岩这一特殊工况，当滚刀滚压切割硬脆的硬岩时，滚刀阶跃破岩效应极其强烈，此时不能再视破岩过程为准稳态过程，故采集数据的离散性较大，后期数据处理困难；可见，滚刀大切深下滚压破碎硬岩时，若要通过布设应变片来间接监测反映滚刀刃底刀岩接触力分布特性，其测试硬件系统的设计、试验方案的合理设置、试验参数的合理选取、试验数据的有效筛分和处理、以及试验结果的验证，对于测试精度和测试成败的影响极为关键。目前，有关滚刀破岩过程中刃底刀岩接触力分布特性的直接或间接测试研究，鲜有报道。部分相近研究成果均由仿真试验或理论假设作出。例如：rostami等根据经验，假设滚刀刃底接触力为线性分布或均布，推导出滚刀三向力计算公式，用于指导滚刀结构设计与选型；cho等采用autodyn3d模拟了滚刀动态破岩过程，并在滚刀刀尖布置测试点以记录切削力的变化；entacher和张珂等采用abaqus对滚刀破岩过程进行了仿真分析，得出了滚刀和岩石的变形特性。孙斌等采用nxnastran对滚刀破岩时刀圈应力分布进行模拟，得到最大应力出现在滚刀正下方刀圈边缘处。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。其他应用领域或工业应用场合中，虽然存在一些有关接触力测试方案的报道，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系统及方法(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。技术实现要素：本发明的目的是提供一种tbm盘形滚刀大切深下滚压破碎硬岩时刃底接触力分布特性测试系统及其测试方法，以克服现有手段获取刃底接触力分布特性时可靠性低、准确度差、数据离散度大(而难以处理)、和应变计易损坏等不足，并用以指导滚刀结构设计与选型，并提高尤其是在硬岩掘进工况下的滚刀破岩效率，延长刀具使用寿命。本发明大切深下滚刀刃底接触力特性测试系统，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、电涡流位移传感器和工控机，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；所述滚刀采用定制滚刀，包括定制刀圈、定制刀体、定制刀轴、定制轴承和定制端盖，其特征为：所述定制刀圈在最大切深以下的刀刃部截面尺寸与标准刀圈相同，而所述定制刀圈在最大切深以上的刀刃部左右两侧加工出侧垂平面，用以布设应变计；所述定制刀圈的材质、制造加工工艺、刀圈直径与所述标准刀圈保持一致；在所述刀刃部的侧垂平面上给定径向布设距离h1处按等周向间隔角度δθ布设所述应变计，且所述应变计整周地布满所述定制刀圈的侧垂平面上，并构成相应的应力应变测试点(以下简称测试点)，以实时监测所述定制刀圈的应力/应变状态；在所述定制滚刀侧面上布设有标记凸起点，其位置与所述应变计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、应变计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，在所述应变计上方固定设置保护罩。作为优选，在所述定制刀圈左右两侧的侧垂平面上各对称地布设应变计，并相应组建成全桥测试电路。为了克服现有技术手段获取大切深下滚压破碎硬岩时盘形滚刀刃底接触力分布特性时可靠性低、准确度差、数据离散度大(而难以处理)、和应变计易损坏的不足，本发明提出了一种与之配套使用的大切深下滚刀刃底接触力特性测试方法，其特征如下：步骤1：基于滚压破岩仿真试验或者预切削试验，统计获得给定切深h和岩石种类时所述定制滚刀受到的平均预估垂直力；步骤2：标定试验；利用所述定制滚刀以同一滚刀设定匀角速度滚压水平固定的钢板，以进行不同的设定标定垂直力作用下的多次标定试验，获得不同垂直线载荷作用下所述三向力传感器输出的三向切削力信号曲线、所述测试点处输出的应变信号曲线、和电涡流位移传感器输出的电压信号曲线；作为优选，步骤2中所述设定标定垂直力不应小于步骤1获得的平均预估垂直力。步骤3：针对每次标定试验获取的标定数据样本，逐一进行有效性筛分选用，其分步骤如下：分步3.1：求取实测平均标定垂直力；分步3.2：选取所述实测平均标定垂直力相对于所述设定标定垂直力的相对误差、垂直力均方根误差rmse为标定试验稳定性的评价指标，并为其设定相应的阈值；当上述指标均小于设定阈值时，则选用该次标定试验获得的数据样本，否则因垂直力波动误差过大而弃用该数据样本；步骤4：针对被选用的标定数据样本，进行如下数据处理：分步4.1：根据所述电涡流位移传感器的工作特性，利用所获电涡流位移传感器输出的电压信号曲线，结合刀岩理论接触角ψ，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，计算出所述定制滚刀的实测平均转动角速度，再确定标定试验过程中所述测试点处的位置角θ；分步4.2：根据分步4.1获得的实测平均转动角速度，以及采样频率，可获得每次标定试验中实测应力/应变值随位置角θ的变化曲线；分步4.3：将分步4.2获得的数据曲线转化为单位刀刃宽上单位点载荷作用下实测应力/应变值随位置角θ的变化曲线，并通过求取所有被选用数据样本的平均值进一步获得单位点载荷作用下实测平均应力/应变值随位置角θ的变化曲线；步骤5：滚压破岩试验；给定切深h和岩石种类同步骤1，滚刀设定匀角速度同步骤2，开展单刀切削模式下的滚压破岩试验；利用本发明大切深下滚刀刃底接触力特性测试系统，实时同步记录所述三向力传感器输出的三向切削力信号曲线、所述测试点输出的应变信号曲线、和电涡流位移传感器输出的电压信号曲线；步骤6：类似于分步4.1，获得滚压破岩试验中的实测平均转动角速度；再类似于分步4.2，根据所述实测平均转动角速度，以及采样频率，由步骤5中获得的实测应力/应变信号推知任一滚压破岩试验瞬间，各测点的位置角θ及其对应的实测应力/应变值；步骤7：构建影响函数的关系式；利用步骤6获得的任一滚压破岩瞬间各测点的位置角θ及其对应的实测应力/应变值，结合步骤4获得的标定数据样本，基于截断奇异值正则化方法，由所述影响函数反求该给定滚压破岩瞬间由刃底刀岩接触力分量x1、x2、…、xn构成的未知列向量x，其分步骤如下：分步7.1：按等周向间隔角度将刃底刀岩理论接触区离散成(n-1)等份(n＝360°/δθ)，令任一滚压破岩瞬间各等份刃底刀岩理论接触区的端点上(按其位置角θ从大到小的顺序)受到的单位刀刃宽上的接触力分量依次为x1、x2、…、xn，并构成列向量x；令该给定滚压破岩瞬间各测试点(按其位置角θ从小到大的顺序)依次输出的应力/应变值读数为s1、s2、…、sn，并构成列向量s；根据任一滚压破岩瞬间上述应力/应变值s1、s2、…、sn与单位刀刃宽上的接触力分量x1、x2、…、xn之间的映射关系，定义形如下式(1)所示的影响函数：cx＝s(1)式中，c为影响函数的系数矩阵；分步7.2：拟合分步4.3获得的实测平均应力/应变值随位置角θ的变化曲线，获得实测平均应力/应变值关于位置角θ的拟合函数关系式fσ,ε(θ)，构建出与分步7.1所述给定滚压破岩瞬间s1、s2、…、sn对应的各测点位置角θ一一对应的影响函数的系数矩阵c，其组成元素cij的一般形式如下式(2)所示：式中，θi为给定滚压破岩瞬间元素si对应的测试点的位置角θ；fσ,ε(θ)可写成实测平均应力值关于位置角θ的拟合函数关系式fσ(θ)，和实测平均应变值关于位置角θ的拟合函数关系式fε(θ)两种形式；再对该系数矩阵c进行归一化处理，得到的归一化系数矩阵c1，则如式(1)所示的影响函数可进一步改写为式(3)：式中，为未知列向量x的相似解。分步7.3：采用奇异值分解法(svd)获得归一化系数矩阵c1的奇异值分解式，如下式(4)所示：c1＝udvt(4)式中，设rank(c1)＝k，则存在n阶正交矩阵u，其列由的特征向量组成，u＝(u1,u2,l,un)，存在n阶正交矩阵v，其行由的特征向量组成，v＝(v1,v2,l,vn)，σk＝diag(σ1,σ2,l,σk)，而特征值λ1≥λ2≥lλk＞0是矩阵的全体非零特征值，σi(i＝1,2,l,k)为c1的奇异值。如式(3)所示方程的最小二乘解由如下式(5)所示的奇异值分解式给出：式中：为如式(3)所示方程的最小二乘解。分步7.4：为了使方程求解质量具有高可靠性，综合考虑噪声污染对真解x的影响以及解分辨率对求解精度的影响，利用l曲线法确定上述奇异值的最大截断参数推荐值k0，该方法的原理为：对于不同正则化截断参数k0，绘制出不同范数与正则化解范数之间的曲线图；一般情况下，所述曲线图呈现l形，而该曲线的拐点处即对应正则化截断参数的最大推荐值k0。分步7.5：基于截断奇异值正则化方法(简称tsvd)，将k修正缩小至k1以截断部分奇异值，则未知列向量x的最小二乘解可近似由如下式(6)所示的截断奇异值表达式给出：式中，1≤k1≤k0。作为优选，截断参数k1不大于10。作为优选，归一化系数矩阵c1的阶次n不大于100阶。步骤8：令κ为修正系数，令x0为x的修正解，则x0由下式(7)表示：令s0为将修正解x0代入如式(1)所示影响函数计算获得的理论应力/应变值列向量，则s0可由下式(8)表示：基于循环试凑原理，将不同截断参数k1、不同修正系数κ，代入到式(8)中，得到不同的理论应力/应变值列向量s0，该列向量s0由不同位置角θ对应下的理论应力/应变值构成；将各位置角θ下的理论应力/应变值与实测应力/应变值进行逐一比较，当总体误差最小时，此时对应的修正系数κ、截断参数k1为最优参数；联立式(6)和式(7)，由所述最优参数计算获得最接近真值x的一组修正解x0。作为优选，所述步骤7采用径向应力/应变值来构建影响函数的关系式。作为优选，所述步骤7采用径向应力值来构建影响函数的关系式。本发明的有益之处在于：为了合理设计滚刀刀圈结构、深入研究滚刀磨损机制、可靠预测滚刀破岩载荷、提高滚刀使用寿命和切削效率，本发明提供了一种大切深下滚刀刃底接触力特性测试系统及其测试方法，解决了滚刀大切深下滚压破碎硬岩或极硬岩时(即处于tbm切削工况时)特有的一系列测试难题，包括因滚刀刃底产生的强烈阶跃破碎特征而导致传感器极易被岩石刮擦损坏，以及传感器难以布设等硬件局限性；还包括因滚刀刃底产生的强烈阶跃破碎特征而导致采集到的数据离散度大，进而导致后期数据分析处理困难，测试结果严重失真等关键技术难题，可较为准确可靠地测试获得滚刀刃底刀岩接触力分布特性。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结构示意图。图2为滚刀结构示意图。图3为某型工程用标准刀圈(图中右侧虚线)和具体实施一中采用的定制刀圈刃形结构对比示意图(图中左侧粗实线)。图4为单个应变花在刀圈上的布设位置示意图。图5为图4中i位置处应变栅局部结构放大图。图6为应变计(仅三组)、电涡流位移传感器及标记凸起点在滚刀和刀座上的布设示意图(主视图)。图7为图6省略刀座后的左视图(简化画法)。图8为实际测试时在如图3所示定制刀圈上实际粘贴应变计后的布设效果示意图。图9为某次标定试验获得的随时间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、测试点1～测试点3处实测径向应力信号曲线。图10为某次标定试验获得的标定数据样本经过筛分处理后得到的测试点2处实测径向应力值随位置角θ的变化曲线。图11为图7所示滚压破岩瞬间三等份刃底刀岩理论接触区上(按其位置角θ从小到大的顺序)受到的单位刀刃宽上的接触力分量示意图。图12为由图10处理得到的实测平均应力σr随位置角θ的变化曲线。图13为某次实测分析获得的l曲线图。具体实施方式具体实施一。现结合图1至图13来详细说明本发明具体实施一。本发明大切深下滚刀刃底接触力特性测试系统，包括滚刀标准线切割实验台(见图1)、数采仪(未画出)、滚刀(4)(见图1)、电涡流位移传感器(仅画出如图7所示的探头(10-2))和工控机(未画出)；如图1所示，滚刀标准线切割实验台包括机架(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)；如图2所示为滚刀的一般结构形式，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)；本例中，选用工程上被广泛使用的某型标准17寸常截面平刃滚刀(采用如图3中右侧虚线所示的某型标准17寸常截面平刃刀圈)作为研究对象。如图3所示，该型标准滚刀(以下简称标准滚刀)的标准刀圈(以下简称标准刀圈)的尺寸要素包括：半径r为216mm，刀刃部(4-1-3)处过渡圆弧r0为1.8mm，刀刃角θ0较小为6°，刀刃宽a0为13mm；图中，该标准刀圈的刃底(4-1-1)处无法贴片，刀刃部(4-1-3)的两侧面(4-1-2)可贴片区域较小，且在斜面上贴片不便。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)。本发明大切深下滚刀刃底接触力特性测试系统的主要特征如下：为了在大切深滚压破碎硬岩工况下可靠地保护应变计(避免崩裂出的岩屑刮擦损伤应变计)，同时为了便于贴片，滚刀(4)采用非标准测试用的定制滚刀(以下简称定制滚刀)，包括定制刀圈、定制刀体、定制刀轴、定制轴承和定制端盖，其特征为：其特征为：采用如图3中左侧粗实线所示的截面轮廓尺寸，设计制造出非标准测试用的定制刀圈(以下简称定制刀圈)，并根据所述定制刀圈的结构特点适当调整刀体(4-2)、刀轴(4-4)和端盖(4-7)等零部件的配合尺寸和结构特征，相应设计制造出测试用的其他定制零部件(必要时也可以省去卡环(4-3))，由上述定制零部件组装装配成所述定制滚刀；所述定制刀圈在最大切深hmax以下的刀刃部(4-1-3)的截面尺寸与如图3中右侧虚线所示的标准刀圈完全相同，而所述定制刀圈在最大切深hmax以上的刀刃部(4-1-3)的左右两侧(4-1-2)加工出侧垂平面(4-1-4)，用以布设应变计；所述定制刀圈的材质、制造加工工艺、直径与所述标准刀圈保持一致；如图4～图7所示，在本实施例中，在所述定制刀圈的侧垂平面(4-1-4)上给定径向布设距离h1处按等周向间隔角度δθ布设所述应变计，且所述应变计整周地布满所述定制刀圈的侧垂平面(4-1-4)上，并构成相应的应力应变测试点(以下简称测试点)，以实时监测所述定制刀圈的应力/应变状态；作为优选，本例中，考虑到bx120-2ca型应变花尺寸较小(应变花栅宽1mm，基底长宽均为7.2mm)，结构紧凑，故予以选用；该型应变花的应变栅布置形式如图4和图5所示，包括0°方向(切向)应变栅(9-2-1-1)、45°方向应变栅(9-2-1-2)和90°方向(径向)应变栅(9-2-1-3)输出的应变信号依次标记为ε0°、ε45°和ε90°；作为优选，本例中，所述定制刀圈左右两侧的侧垂平面(4-1-4)上各对称地布设bx120-2ca型应变计，并相应组建成全桥测试电路。以图6中仅画出的三组应变花为例子，进行描述解释如下：如图6所示，定制刀圈(4-1)左右两侧的侧垂平面(4-1-4)上各对称地布设了3个应变花，包括位于刀圈左侧面的如图6和图7所示应变花1(10-2-1)、应变花2(10-2-2)和应变花3(10-2-3)，以及如图7所示位于刀圈右侧面的与应变花1(10-2-1)对称的应变花4(10-2-4)、与应变花2(10-2-2)对称的应变花5(10-2-5)、与应变花3(10-2-3)对称的应变花6(10-2-6)；在刀圈左右侧面，将处于对称位置的一对应变花的每个方向(分别按0°切向、45°和90°径向3个方向)的应变栅与相应的温度补偿片组成全桥电路，由此形成3个测试点；其中，每个测试点都可同时输出0°切向、45°和90°径向3个方向的应变数据，即ε0°、ε45°和ε90°；例如，将如图8所示位于刀圈左侧的应变花1(10-2-1)的90°方向应变栅、如图7所示位于刀圈右侧的应变花4(10-2-4)的90°方向应变栅、以及两块作为温度补偿片(同型号应变花)的90°方向应变栅共同组成一个全桥电路，用于测量输出90°方向上该测试点处的应变数据ε90°，该测试点命名为测试点1；将应变花2(10-2-2)对与应变花5(10-2-5)构成的测试点命名为测试点2；依次类推，命名测试点3；实际测试时，为了获得较大的测试分辨率，往往需要在定制刀圈(4-1)的侧垂平面(4-1-4)上沿周向粘贴为数众多的一系列应变花，如图8所示为实际测试时在如图3所示定制刀圈上实际粘贴bx120-2ca型应变花后的布设效果示意图；图中，bx120-2ca型应变花的基底和定制刀圈的尺寸均按相对比例大小绘制，当周向间隔角度δθ＝3°，最大切深hmax＝25mm，、径向布设距离h1＝15mm时，可布设多达120个应变花(若选用更紧凑的应变花、或者调小径向布设距离h1，还可布设更多的应变花)，可见基本满足测试分辨率的要求。作为优选，还在所述应变计上方固定设置保护罩(未画出)；类似地，本例中，如图6和图7所示，在所述定制滚刀侧面上距离刃底(4-1-1)给定径向布设距离h2处按同一周向间隔角度δθ布设有标记凸起点(10-1)，其位置与前述应变花的布设位置一一对应且对齐；更为具体地，采用带磁性底座的3个钢质标记凸起点(10-1)，利用磁力牢固吸附于所述定制滚刀的左侧端盖(4-7)的表面上，使得其径向布设位置高度远远高于前述应变花，排除了探头(10-2)与岩石接触的可能性；3个标记凸起点(10-1)的吸合位置与应变花1(10-2-1)、应变花2(10-2-2)和应变花3(10-2-3)的布设位置一一对应且对齐；本例中，采用za-21系列电涡流位移传感器，并将如图7所示的电涡流位移传感器的探头(10-2)固定安装于刀座(3)左侧，并使探头(10-2)与旋转至最低点处的标记凸起点(10-1)对正；所述电涡流位移传感器的探头(10-2)与标记凸起点(10-1)表面保持1～2mm间隙。本例中，采用dh5925型数采仪。所述数采仪可实时同步地采集监测三向力传感器(9)、测试点1～测试点3中所组建的电桥电路，和电涡流位移传感器输出的电压信号，并将其传输到工控机上进行后期数据处理分析。本例中，当完成定制刀圈贴片、标记凸起点吸合、焊接引线、密封防尘等工作后，如图6和图7所示，将信号线缆(11)相对于刀圈(4-1)自转方向反向整齐缠绕于滚刀上，以防止滚压过程中信号线缆(11)被过度拉扯。根据测试经验可知，当滚刀连续滚压破碎硬岩或者超硬岩时，尤其是在大切深范围下工作时，其动态阶跃破岩特性非常明显，也即认为刃底和刃侧岩石变形失效过程极其剧烈(存在断裂破碎、挤压破碎、剪切破碎和岩屑崩射现象)，其受力状态无法再视为准静态(在不同滚压破岩瞬间，刃底刀岩接触力分布形态和大小差异巨大)。为了解决因所述强烈阶跃破碎特征而导致采集到的数据离散度大，进而导致后期数据分析处理困难，测试结果严重失真等关键技术难题，借助本发明大切深下滚刀刃底接触力特性测试系统，本发明提出了一种与之配套使用的大切深下滚刀刃底接触力特性测试方法。在本实施例一中，给定最大许可切深hmax＝25mm，测试时给定切深h为20mm；定义如图7所示的刀岩理论接触区圆弧ac对应的圆心角∠aoc为刀岩理论接触角ψ，根据几何关系有ψ＝arccos((216-20)/216)≈24.85°；硬岩试样由单轴抗压强度为175mpa的匀质无风化花岗岩制成，采样频率为1000hz。具体实施过程介绍如下：步骤1：基于滚压破岩仿真试验或者预切削试验，统计获得给定切深h和岩石种类时所述定制滚刀受到的平均预估垂直力；本例采用大型商用瞬态显式非线性动力学仿真软件ansys/ls-dyna建立所述定制滚刀滚压切割所述硬岩试样的有限元仿真模型，并根据仿真实验结果统计获得平均预估垂直力。步骤2：标定试验；在如图1所示的滚刀标准线切割实验台上，利用所述定制滚刀(4)以与步骤1相同的滚刀设定匀角速度滚压水平固定的钢板(13)，以进行不同的设定标定垂直力作用下的多次标定试验，获得不同垂直线载荷作用下所述三向力传感器输出的三向切削力信号曲线、所述测试点处输出的应变信号曲线、和电涡流位移传感器输出的电压信号曲线；具体分步骤如下：分步2.1：在如图1所示的滚刀标准线切割实验台上，将上表面平整且完好的大岩石试样块(12)与岩石物料仓(5)可靠固定，随后将钢板(13)平稳放置于岩石试样块上(12)，并通过螺栓(未画出)牢固可靠地固定于岩石物料仓(5)上；本例中，为了避免试验过程中钢板(13)因受力发生绕曲变形，降低标定试验精度，采用刚强度较大的高性能厚钢板；分步2.2：为了便于测量分析，人工手动转动空载时的定制滚刀(4)，使得应变花1(10-2-1)位于刀圈最低位置，即应变花1(10-2-1)位于图7所示的与探头(10-2)位置对应处；同时，为了避免试验过程中钢板(13)因偏载发生一侧翘起失稳，滚刀刀刃应位于钢板(13)的中间对称面上，且位于距钢板(13)前边缘100mm的中部区域；此时，作为标定试验的初始状态；分步2.3：驱动如图1所示垂直油缸(7)，使得定制滚刀(4)垂直挤压钢板(13)，当达到设定标定垂直力fv后，锁定垂直油缸(7)的进出油口；作为优选，本例中，步骤2中所述设定标定垂直力fv不应小于步骤1获得的平均预估垂直力；分步2.4：设定纵向油缸(8)流量大小为满量程的30％，启动纵向油缸(8)，驱动定制滚刀(4)以同一设定匀角速度滚压钢板(13)至一定距离后停止试验；期间，以1000hz的采样频率实时同步地记录三向力信号、各测试点处实测径向应变信号及电涡流位移传感器输出的电压信号，作为同一试验组(相同的设定标定垂直力)中一次标定试验的1个数据样本；标定试验时，施加的设定标定垂直力fv可视作大小方向恒定的垂直线载荷。为了便于描述本例中的数据处理过程，现假定图7中周向间隔角度δθ为120°，即有且仅有设置测试点1～测试点3三个测试点；根据某次标定试验采集到的原始信号，经过初步转换，绘制得到如图9所示的垂直力随时间的变化曲线(101)、电涡流位移传感器输出电压随时间的变化曲线(301)、以及测试点1～测试点3处实测径向应力值随时间的变化曲线(201)～变化曲线(203)；以测试点1为例，本例给出基于应变花测试数据的实测径向应力的转换计算过程：利用式(1)和式(2)可求得任一时刻主应力σ1与σ2大小，以及夹角α1；再根据莫尔圆求解对应时刻测试点1处刀刃径向应力σr和切向应力σθ。式中，ec为刀圈弹性模量，υc为泊松比。分步2.5：驱动定制滚刀(4)以同一设定匀角速度反方向滚压钢板(13)至相同距离后停止试验，其他试验条件(如设定标定垂直力)同分步2.4，期间采集获得的数据作为同一试验组下一个新增数据样本；分步2.6：为了消除数据波动的影响，反复进行分步2.2至分步2.5，即同一设定标定垂直力作用下，进行多次标定试验，以采集同一试验组下足够多的数据样本；分步2.7：为了消除随机误差，设定不同的设定标定垂直力kfv(k>1)，反复进行分步2.2至分步2.5，即不同的设定标定垂直力作用下，重复进行多次标定试验，以采集不同试验组下足够多的数据样本；步骤3：针对每次标定试验获取的标定数据样本，逐一进行有效性筛分选用，其分步骤如下：分步3.1：对三向力传感器采集到的如图9所示垂直力随时间的变化曲线(101)，求取实测平均标定垂直力，绘制出实测平均标定垂直力随时间的直线(100)；分步3.2：选取所述实测平均标定垂直力相对于所述设定标定垂直力(如fv、kfv)的相对误差、垂直力变化曲线(101)的均方根误差rmse作为标定试验稳定性的评价指标，并为其设定相应的阈值；当上述指标均小于设定阈值时，则选用该次标定数据样本，否则因垂直力波动误差过大而弃用该数据样本；本例中，若标定试验时获得的如图9所示垂直力变化曲线(101)的波动幅度较小时，则可根据经验仅选取所述实测平均标定垂直力相对于所述设定标定垂直力(如fv、kfv)的相对误差为标定试验稳定性的评价指标，其阈值设定为5％；步骤4：针对被选用的标定数据样本，进行如下数据处理：分步4.1：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(10-2)与标记凸起点(10-1)的距离变化关系(如当各测试点旋转至如图7所示最低点c时，电涡流位移传感器输出的电压信号幅值最大，达到如图9所示的vmax)，故根据这一工作特性，再结合刀岩理论接触角ψ的大小，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试验条件的滚刀实测平均转动角速度，并可确定任一滚压破岩瞬间各测试点相对于所述定制滚刀铅垂线oc(见图7)的转角位置；例如本例中，当测试点2从如图7所示的位置转动至铅垂线oc位置时，根据图9所示的数据曲线，可计算获得(0～t2)这一时间间隔内的平均转动角速度ω1为δθ/t2；定义各滚压破岩瞬间刀圈侧面上各点的位置角θ为该点与图7中圆心o的连线与铅垂线oc的夹角，且定义该点位于铅垂线oc左侧为所夹钝角，当该点位于铅垂线oc右侧为所夹锐角。如图9中，初始时刻测试点1和测试点2处的位置角θ分别为为0和(360°-δθ)；t1时刻，测试点1和测试点2处的位置角θ为t1*δθ/t2和(360°-δθ+t1*δθ/t2)；分步4.2：根据分步4.1获得的实测平均转动角速度，以及采样频率，可获得每次标定试验中各测试点处径向应变随位置角θ的变化曲线；如图10所示，为经过筛分处理后测试点2处实测径向应力值随位置角θ的变化曲线；图中，假定相同设定标定垂直力fv作用下获得了两条基本重合的实测径向应力曲线，即数据曲线(1021)和曲线(1022)，假定相同设定标定垂直力kfv作用下也获得了两条基本重合的实测径向应力曲线，即数据曲线(3021)和曲线(3022)；分步4.3：将分步4.2获得的数据曲线转化为单位刀刃宽上单位点载荷作用下实测应力/应变值随位置角θ的变化曲线，并通过求取所有被选用数据样本的平均值进一步获得单位点载荷作用下实测平均应力/应变值随位置角θ的变化曲线；本例中，如可将图10中的径向应力曲线(1021)和曲线(1022)的纵坐标值均除以fv/a0，同时将图10中的径向应力曲线(3021)和曲线(3022)的纵坐标值均除以kfv/a0，即可转化为如图11所示的单位点载荷作用下测试点2处的径向应力随位置角θ的变化曲线，进一步获得测试点2处平均径向应力σr随位置角θ的变化曲线；步骤5：滚压破岩试验；给定切深h和岩石种类同步骤1，滚刀设定匀角速度同步骤2，在如图1所示的滚刀标准线切割实验台上，开展单刀切削模式(也称unrelieved模式，即相邻切槽相互无影响)下定制滚刀滚压破岩试验；利用本发明大切深下滚刀刃底接触力特性测试系统，实时同步记录所述三向力传感器输出的三向切削力信号曲线、所述测试点输出的应变信号曲线、和电涡流位移传感器输出的电压信号曲线，具体分步骤为：分步5.1：撤下分步2.1中安装在岩石物料仓(5)上的如图1所示钢板(13)；分步5.2：为了便于测量分析，类似于分步2.2，使得应变花1(10-2-1)位于图8所示的与探头(10-2)位置对应处；同时，为了消除岩石试样(12)的尺寸效应，定制滚刀的刀刃部(4-1-3)位于岩石试样(12)的中间对称面上，且位于距岩石试样(12)前边缘100mm的中部区域；此时，作为滚压破岩试验的初始状态；分步5.3：类似于分步2.3，驱动如图1所示垂直油缸(7)，使得定制滚刀(4)垂直侵入岩石试样(12)至给定切深h时，锁定垂直油缸(7)的进出油口；分步5.4：类似于分步2.4，设定纵向油缸(8)的流量大小为满量程的30％，启动纵向油缸(8)，驱动定制滚刀(4)以同一设定匀角速度滚压切削岩石试样(12)至给定距离后停止试验；期间，以相同采样频率实时同步地记录三向力信号、各测试点处径向应变信号及电涡流位移传感器输出的电压信号，作为同一试验组(相同的设定标定垂直力)中一次标定试验的1个数据样本；分步5.5：定制滚刀(4)垂直上移以离开岩面，启动水平油缸(14)驱动岩石物料仓(5)向左(或右)水平移动1个足够大的刀间距(如100mm)后，再重复分步5.2至分步5.5的操作，直至完成一整块岩石试样(12)的所有切槽工作；分步5.6：更换第2块由相同岩石材料制成的岩石试样，再重复分步5.2至分步5.5的操作，直至采集到足够多的数据样本；步骤6：类似于分步4.1，获得滚压破岩试验中的实测平均转动角速度，再类似于分步4.2，根据所述实测平均转动角速度，以及采样频率，由步骤5中获得的实测应力/应变信号推知任一滚压破岩试验瞬间，各测点的位置角θ及其对应的实测应力/应变值。步骤7：构建影响函数的关系式；利用步骤6获得的任一滚压破岩瞬间各测点的位置角θ及其对应的实测应力/应变值，结合步骤4获得的标定数据样本，基于截断奇异值正则化方法，由所述影响函数反求该给定滚压破岩瞬间由刃底刀岩接触力分量x1、x2、…、xn构成的未知列向量x，其分步骤如下：分步7.1：按等周向间隔角度将刃底刀岩理论接触区离散成(n-1)等份(n＝360°/δθ)，令任一滚压破岩瞬间各等份刃底刀岩理论接触区的端点上(按其位置角θ从大到小的顺序)受到的单位刀刃宽上的接触力分量依次为x1、x2、…、xn，并构成列向量x；令该给定滚压破岩瞬间各测试点(按其位置角θ从小到大的顺序)依次输出的应力/应变值读数为s1、s2、…、sn，并构成列向量s；任一滚压破岩瞬间，由于上述单位刀刃宽上的所有接触力分量x1、x2、…、xn分别在上述各测试点(按其位置角θ从小到大的顺序)所在位置的刀圈上相应产生了一个应力/应变分量，则该滚压破岩瞬间各测试点(按其位置角θ从小到大的顺序)实测的应力/应变值实际上为上述应力/应变分量在各测试点位置处叠加求和后的总应力/应变值；根据上述实测应力/应变值s1、s2、…、sn与单位刀刃宽上的接触力分量x1、x2、…、xn之间的映射关系，定义形如下式(3)所示的影响函数：cx＝s(3)式中，c为影响函数的系数矩阵；本例中以图7所示瞬间为例，此时定义各等份刃底刀岩理论接触区上受到的单位刀刃宽上的接触力分量依次为如图11所示的x1、x2、x3，并构成未知列向量x，且相应各等份刃底刀岩理论接触区的位置角θ依次为360°(或0)、360°-ψ/2、360°-ψ；图7中，测试点1、测试点3和测试点2对应的位置角θ依次为0(或360°)、120°、240°，输出的应力/应变值读数为s1、s2、s3，并构成列向量s。分步7.2：假定分步4.3获得的实测平均应力值σr随位置角θ的变化曲线为如图12所示的曲线(4000)，拟合该曲线，获得实测平均应力关于位置角θ的拟合函数关系式该函数实际可进一步理解为以360°为周期的偶函数，其函数曲线可见图12中的曲线(5000)；本例中以优选的实测平均径向应力关于位置角θ的拟合函数关系式为例，假定滚压破岩瞬间如图7所示，构建出与分步7.1所述s1、s2、s3对应的各测点位置角θ一一对应的影响函数的系数矩阵c，形如下式(4)所示：一般地，对于实际的n阶系数矩阵cn×n，其组成元素cij的一般形式如下式(5)所示：式中，θi为给定滚压破岩瞬间元素si对应的测试点的位置角θ；fσ,ε(θ)可写成实测平均应力值关于位置角θ的拟合函数关系式fσ(θ)，和实测平均应变值关于位置角θ的拟合函数关系式fε(θ)两种形式；再对该系数矩阵c进行归一化处理，得到的归一化系数矩阵c1，则如式(3)所示的影响函数可进一步改写为式(6)：式中，为未知列向量x的相似解；实际上，与未知列向量x呈比例关系。当c1为n阶方阵时，上式(6)理论上有解。然而，考虑到tbm切削工况下，尤其是滚刀大切深下滚压破碎硬岩或极硬岩时，刃底岩石存在着极为剧烈的阶跃破碎特征，导致采集到的应力/应变数据的随机性和离散度较高，由于噪声数据混入系数矩阵c1和列向量s中，进一步导致求解出的接触力分布呈现震荡形态，严重失真，不能作为方程的有效解。由式(6)可知，方程解的精度很大程度上由所决定。例如，以某次真实测试数据为例，对具有不同阶次的系数矩阵c1进行特性分析，获得如下表1所示的行列式det(c1)以及条件数cond(c1)：表1不同阶次矩阵c1的行列式值与条件数大小系数矩阵c1的阶次ndet(c1)cond(c1)151.70e-8431.89254.37e-223.10e3502.82e-617.34e3755.34e-909.75e31005.19e-1072.29e41256.92e-1451.01e5由上表1可知，随着矩阵c1的阶次增加，行列式det(c1)急剧减小趋近于0，同时条件数cond(c1)逐渐增大，远远大于临界值100，属于病态问题，这些都导致了系数矩阵c1求逆极不稳定，为此结合滚刀破岩时因显著的阶跃破碎特征而引入的数据样本特点，进行了分步7.3～分步7.5的进一步的数据处理，具体过程如下：分步7.3：采用奇异值分解法(svd)获得归一化系数矩阵c1的奇异值分解式，如下式(7)所示：c1＝udvt(7)式中，设rank(c1)＝k，则存在n阶正交矩阵u，其列由的特征向量组成，u＝(u1,u2,l,un)，存在n阶正交矩阵v，其行由的特征向量组成，v＝(v1,v2,l,vn)，σk＝diag(σ1,σ2,l,σk)，而特征值λ1≥λ2≥lλk＞0是矩阵的全部非零特征值，σi(i＝1,2,l,k)为c1的奇异值。如式(6)所示方程的最小二乘解由如下式(8)所示的奇异值分解式给出：式中：为如式(6)所示方程的最小二乘解。分步7.4：为了使方程求解质量具有高可靠性，综合考虑噪声污染对真解x的影响以及解分辨率对求解精度的影响，利用l曲线法确定上述奇异值的最大截断参数推荐值k0。该方法的原理为：对于不同正则化截断参数k0，绘制出不同范数与正则化解范数之间的曲线图；一般情况下，如图13所示，所述曲线图呈现l形，而该曲线的拐点处即对应正则化截断参数的最大推荐值k0，例如由图13的拐点以及横坐标数据可知截断系数k0为10。分步7.5：基于截断奇异值正则化方法(简称tsvd)，将k修正缩小至k1以截断部分奇异值，则未知列向量x的最小二乘解可近似由如下式(9)所示的截断奇异值表达式给出：式中，1≤k1≤k0。作为优选，截断参数k1不大于10。作为优选，为了兼顾测试精度和贴片工时效率，归一化系数矩阵c1的阶次n不大于100阶。步骤8：令κ为修正系数，令x0为x的修正解，则x0由下式(10)表示：令s0为将修正解x0代入如式(3)所示影响函数计算获得的理论应力/应变值列向量，则s0可由下式(11)表示：本例中，基于循环试凑原理，利用matlab科学计算软件，编程实现循环自动地将不同截断参数k1、不同修正系数κ，代入到式(11)中，得到任一给定滚压破岩瞬间不同的理论应力/应变值列向量s0，该理论列向量s0由不同位置角θ对应下的理论应力/应变值构成；随后，将各位置角θ下的理论应力/应变值与实测应力/应变值进行逐一比较，当总体误差最小时，此时对应的修正系数κ、截断参数k1为最优参数；联立式(9)和式(10)，由所述最优参数计算获得最接近真值x的一组修正解x0。作为优选，所述步骤7采用径向应力/应变值来构建影响函数的关系式。作为优选，所述步骤7采用径向应力值来构建影响函数的关系式。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。当前第1页12