CN107480400A - 一种基于多调谐质量阻尼器的硬岩掘进机减振设计方法 - Google Patents

一种基于多调谐质量阻尼器的硬岩掘进机减振设计方法 Download PDF

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Abstract

本发明提供了一种基于多调谐质量阻尼器的硬岩掘进机减振设计方法，包括：(1)建立硬岩掘进机整机刚柔耦合多体动力学模型；(2)计算滚刀动态破岩力和护盾‑围岩相互作用力，模拟硬岩掘进机振动激励力；(3)对硬岩掘进机掘进性能和整机振动水平进行分析和评价；(4)在硬岩掘进机齿轮箱上安装多调谐质量阻尼器；(5)通过最小化掘进性能指标的最大值或最小化整机振动水平指标值进行优化确定多调谐质量阻尼器中阻尼器的数目、分布形式、质量、刚度和阻尼。本发明通过在硬岩掘进机齿轮箱上配置多调谐质量阻尼器，通过优化多调谐质量阻尼器的参数，可在提高或保持硬岩掘进机掘进性能的基础上，有效降低整机振动、避免或减缓强振动对关键零部件造成的损伤。

Description

一种基于多调谐质量阻尼器的硬岩掘进机减振设计方法
技术领域
本发明涉及一种硬岩掘进机减振设计方法，具体地说，涉及一种基于多调谐质量阻尼器的硬岩掘进机减振设计方法。
背景技术
硬岩掘进机在掘进过程中振动剧烈，容易导致关键零部件和结构过早地损伤失效，比如滚刀磨损、刀盘螺栓松动和断裂、刀盘开裂、减速器齿轮崩齿、主轴承损伤等，增加了工程施工成本。已有研究表明，动态破岩使岩石的断裂韧性增加，大量能量从滚刀-岩石接触面通过入射波和反射波传递耗散。因此，从能效的角度看，振动将造成硬岩掘进机的掘进性能下降，不利于破岩。而且振动带来的问题使硬岩掘进机在复杂硬岩地质条件的大长隧洞施工中的应用受限，无济于未来超大规模隧洞工程施工建设。
目前一般通过调整掘进参数减小硬岩掘进机的振动，比如减小贯入度，带来的负面结果是比能增大，掘进性能下降，进而影响工程完成的时间和成本。另一方面，通过改变硬岩掘进机的结构来减振不容易甚至不可能，因为难以预测结构改变所带来的不利影响。这使得解决硬岩掘进机的振动问题变得十分困难。
调谐质量阻尼器是抑制主结构振动的最简单和最可靠的技术之一，在过去几十年中已广泛应用于大型结构和机械系统使其在强振动环境下免受损伤，应用于机械加工系统使其颤振减小和稳定性提高。但目前还未有基于多调谐质量阻尼器的硬岩掘进机减振研究的公开文献。同时需要注意，不同于其它结构或系统的减振问题，硬岩掘进机的减振必须以不损害其掘进性能为前提。
发明内容
针对现有硬岩掘进机抑振方法的不足之处，本发明提供一种基于多调谐质量阻尼器的硬岩掘进机减振设计方法，在提高或保持硬岩掘进机的掘进性能的前提下，达到减小整机振动的目的。
为达到上述目的，本发明所采用的方法为：将多调谐质量阻尼器配置于硬岩掘进机的齿轮箱上，具体步骤如下：
步骤S1，对包含机、电、液等复杂系统、由多个复杂的子结构组成的硬岩掘进机，通过有限元法分别提取各个主要部件的结构动力学参数，建立硬岩掘进机整机刚柔耦合多体动力学模型；
步骤S2，基于Colorado School of Mines(CSM)模型和重生效应，计算滚刀动态破岩力，模拟破岩激励力；
基于Winkler地基模型，建立护盾-围岩三维粘弹接触模型，采用Hyperstaticreaction method(HRM)方法计算等效刚度，采用速度弱化型摩擦定律计算护盾在掘进方向摩擦接触的摩擦力，基于护盾与围岩不接触、粘弹接触和摩擦接触的状态转换，计算护盾-围岩相互作用力，模拟护盾粘滑运动激励力；
步骤S3，基于动态破岩力、护盾-围岩相互作用力和振动响应，计算破岩能量消耗、整机振动能量耗散和破岩体积，计算评价硬岩掘进机掘进性能的动态比能，并以单位时间内的振动能量耗散表征硬岩掘进机整机振动水平；
步骤S4，在硬岩掘进机齿轮箱安装多调谐质量阻尼器；
步骤S5，以最小化动态比能最大值或最小化单位时间内的振动能量耗散为目标，建立优化模型，对齿轮箱上安装的多调谐质量阻尼器的阻尼器数目、分布形式、质量、刚度和阻尼进行优化，在减小或保持动态比能最大值的同时，有效减小单位时间内的振动能量耗散，即减小整机振动，达到高效掘进、避免振动对关键零部件造成过大损伤的目的。
优选地，步骤S1中，采用有限元法分别对硬岩掘进机主要部件进行模态分析，提取结构动力学参数，包括模态质量矩阵、模态刚度矩阵、模态阻尼矩阵、模态振型矩阵，将主轴承、齿轮啮合、液压缸、螺栓连接等效为弹簧和阻尼器，建立主要部件之间的连接刚度矩阵和连接阻尼矩阵；将所有主要部件进行组装，建立硬岩掘进机整机刚柔耦合多体动力学模型：式中，M、C和K分别为质量、阻尼和刚度矩阵，ψ为包括刚体位移和弹性位移在内的广义位移列向量，和分别为相应的广义速度列向量和广义加速度列向量，f1为由于多自由度转动形成的惯性力列向量，f2为导致硬岩掘进机整机自激振动的主要激励力向量，包括非线性时变多小齿轮-齿圈啮合力、滚刀动态破岩力和护盾-围岩相互作用力。
优选地，步骤S2中，基于CSM模型和重生效应，并考虑当瞬时贯入度为负或滚刀背向岩石运动时，滚刀与岩石脱离接触的情况，计算滚刀动态破岩力：式中，FN和FR分别为法向力和滚动力，F为法向力和滚动力的合力，C为常数2.12，T为滚刀刀刃宽度，R为滚刀半径，为滚刀与岩石的接触角，σc为岩石单轴抗压强度，σt为岩石巴西间接抗拉强度，S为刀间距，H(·)表示Heaviside函数，p＝z(t)-z(t-τ)为受重生效应影响的动态贯入度，z(t)表示当前时刻滚刀在掘进方向上的位移，z(t-τ)为刀盘上一转时刻滚刀在掘进方向上的位移，t表示时间，τ表示刀盘旋转一转所用的时间，d＝vNcos(β)+vRsin(β)表示滚刀和岩石的瞬时相对速度，vN表示法向相对速度，vR表示滚动方向相对速度，为半接触角。
优选地，步骤S2中，基于Winkler地基模型，建立护盾-围岩三维粘弹接触模型，采用HRM方法计算等效刚度，采用速度弱化型摩擦定律计算护盾在掘进方向摩擦接触的摩擦力，基于护盾与围岩不接触、粘弹接触和摩擦接触的状态转换，计算护盾-围岩相互作用力：式中，Fsn为接触点法向接触力，Fst为接触点圆周切向接触力，Fsz为接触点掘进方向接触力，xn和分别表示接触点法向位移和速度，xt和分别表示接触点圆周切向位移和速度，xn和分别表示接触点掘进方向的位移和速度，δ0表示接触点由于硬岩掘进机的重力产生的法向位移，kn＝Er/(Rr(1+v))和kt＝kz＝kn/3分别表示法向、圆周切向和掘进方向的等效接触刚度，cn、ct和cz分别表示法向、圆周切向和掘进方向的等效接触阻尼，Er和y分别表示岩石弹性模量和泊松比，Rr表示隧洞半径，H(·)表示Heaviside函数，为接触点在掘进方向上的摩擦系数，μs表示静摩擦系数，μk表示动摩擦系数，ε为光滑系数，V为特征系数。
优选地，步骤S3中，基于动态破岩力、护盾-围岩相互作用力和振动响应，计算破岩能量消耗整机振动能量耗散和破岩体积计算评价硬岩掘进机掘进性能的动态比能(dynamic specificenergy，DSE)：DSE＝(F0L0+Wd)/Vd，计算评价硬岩掘进机整机振动水平的单位时间内振动能量耗散：u＝Wd/(t2-t1)。上述各式中，F0为平均破岩力，L0为滚刀运动轨迹线的长度，Nc为滚刀数目，FiN0和FiR0为第i把滚刀的平均法向力和平均滚动力，下标i表示滚刀序号，ZN0为硬岩掘进机的平均掘进位移，Ri为第i把滚刀在刀盘上的安装半径，θ为刀盘旋转角度，Fsz0为护盾-围岩接触的接触点在掘进方向上的平均摩擦力，t1为计算开始时刻，t2为计算终了时刻，Wd为[t1，t2]时段由于硬岩掘进机整机振动所消耗的能量，为广义速度列向量，T表示矩阵转置，C为硬岩掘进机动力学模型的阻尼矩阵，vf为护盾-围岩接触处于摩擦状态时所有接触点在掘进方向的速度形成的向量，Ff为所有接触点在掘进方向上的摩擦力形成的向量，下标f表示接触点在掘进方向上处于摩擦状态，Vd为硬岩掘进机在[t1，t2]时段的破岩体积，S为刀间距，pi为第i把滚刀的贯入度，H(·)表示Heaviside函数。
优选地，步骤S4中，在硬岩掘进机齿轮箱上安装多调谐质量阻尼器；多调谐质量阻尼器主要由多个并列的在齿轮箱周向分布的两自由度调谐质量阻尼器组成；每个调谐质量阻尼器具有相同的质量，具有掘进方向和径向两个自由度。
优选地，步骤S5中，将动态比能DSE最大值作为目标函数建立优化模型或将单位时间内的振动能量耗散u作为目标函数建立优化模型。
优选地，步骤S5中，将动态比能DSE最大值作为目标函数建立如下优化模型：对齿轮箱上安装的多调谐质量阻尼器的阻尼器数目、分布形式、质量、刚度和阻尼进行优化，在减小或保持动态比能最大值的同时，有效减小单位时间内的振动能量耗散。式中，DSEmax为动态比能最大值，b为优化参数形成的向量，tf为优化计算的终了时间，kzti、czti、kyti和cyti分别为第i个调谐质量阻尼器在掘进方向上的刚度、阻尼以及在径向的刚度、阻尼，Nt为调谐质量阻尼器的数目，kmin和kmax分别为刚度的下限值和上限值，cmin和cmax分别为阻尼的下限值和上限值，M、C和K分别为安装多调谐质量阻尼器的硬岩掘进机整机动力学模型的质量、阻尼和刚度矩阵，ψ为包括刚体位移和弹性位移在内的广义位移列向量，和分别为相应的广义速度列向量和广义加速度列向量，f1为由多自由度转动形成的惯性力列向量，f2为导致硬岩掘进机整机自激振动的主要激励力向量，包括非线性时变多小齿轮-齿圈啮合力、滚刀动态破岩力和护盾-围岩相互作用力。
优选地，步骤S5中，将单位时间内的振动能量耗散u作为目标函数建立如下优化模型：优化后的多调谐质量阻尼器，在动态比能最大值变化很小的基础上，有效减小单位时间内的振动能量耗散；式中，u为单位时间内的振动能量耗散，b为优化参数形成的向量，tf为优化计算的终了时间，kzti、czti、kyti和cyti分别为第i个调谐质量阻尼器在掘进方向上的刚度、阻尼以及在径向的刚度、阻尼，Nt为调谐质量阻尼器的数目，kmin和kmax分别为刚度的下限值和上限值，cmin和cmax分别为阻尼的下限值和上限值，M、C和K分别为安装多调谐质量阻尼器的硬岩掘进机整机动力学模型的质量、阻尼和刚度矩阵，ψ为包括刚体位移和弹性位移在内的广义位移列向量，和分别为相应的广义速度列向量和广义加速度列向量。f1为由多自由度转动形成的惯性力列向量，f2为导致硬岩掘进机整机自激振动的主要激励力向量，包括非线性时变多小齿轮-齿圈啮合力、滚刀动态破岩力和护盾-围岩相互作用力。
采用上述设计方法，本发明具有如下有益效果：
1、多调谐质量阻尼器技术成熟可靠、加工安装方便，由于其独立于硬岩掘进机的主结构，其应用不会对硬岩掘进机复杂的主结构造成破坏，对硬岩掘进机的使用无任何影响，避免对主结构所做的任何改变所带来的关键部件损伤和疲劳寿命等方面的不可预测的影响。
2、多调谐质量阻尼器的应用不需调整硬岩掘进机的掘进参数，避免对掘进参数的任何改变所带来的对正常掘进性能的影响。
3、通过最小化动态比能的最大值或最小化单位时间内的振动能量耗散为目标优化多调谐质量阻尼器的阻尼器数目、分布形式、质量、刚度和阻尼等参数，在提高或保持硬岩掘进机的掘进性能的同时，减小整机振动水平。
附图说明
通过阅读参照以下附图对非限制性实施例所作的详细描述，本发明的其它特征、目的和优点将会变得更明显：
图1为实施例的开敞式主梁硬岩掘进机主结构及其爆炸示意图；其中，(a)为主结构示意图，(b)为爆炸示意图；
图2为多调谐质量阻尼器的应用模型图；其中，(a)为正视图，(b)为侧视图；图中各参数含义为：Oti表示第i个调谐质量阻尼器掘进方向和径向运动的参考坐标系的原点，xti表示根据右手定则确定的该参考坐标系的与掘进方向和径向垂直的坐标轴，yti表示该参考坐标系的径向坐标轴，kzti、czti、kyti和cyti分别为第i个调谐质量阻尼器在掘进方向上的刚度、阻尼以及在径向的刚度、阻尼，mti为第i个调谐质量阻尼器的质量；
图3为多调谐质量阻尼器应用前后刀盘盘面中心的x向加速度时程和频谱曲线；其中，(a)为减振前的刀盘盘面中心x向加速度，(b)为减振后的刀盘盘面中心x向加速度，(c)为减振前的刀盘盘面中心x向加速度频谱幅值，(d)为减振后的刀盘盘面中心x向加速度频谱幅值；横坐标Time表示时间，横坐标Frequency表示频率；
图4为多调谐质量阻尼器应用前后硬岩掘进机的动态比能时程曲线；
图5为多调谐质量阻尼器应用前后硬岩掘进机整机振动能量耗散时程曲线。
图中：1为刀盘；2为齿轮箱；3为底护盾；4为顶护盾；5为左护盾；6为右护盾；7为主梁组件；8为鞍架；9为支撑缸缸体；10为支撑缸左活塞杆；11为支撑缸右活塞杆；12为左撑靴；13为右撑靴。
具体实施方式
下面结合具体实施例对本发明进行详细说明。以下实施例将有助于本领域的技术人员进一步理解本发明，但不以任何形式限制本发明。应当指出的是，对本领域的普通技术人员来说，在不脱离本发明构思的前提下，还可以做出若干变化和改进。这些都属于本发明的保护范围。
实施例
如图1所示，本实施例的开敞式主梁硬岩掘进机，主要大部件包括：刀盘、齿轮箱、底护盾、顶护盾、左护盾、右护盾、主梁组件、鞍架、支撑缸缸体、支撑缸左活塞杆、支撑缸右活塞杆、左撑靴和右撑靴等。主要结构参数为：总质量135t，刀盘直径4m，主机长度10m，小齿轮数目8，盘形滚刀数目24，刀间距84mm，滚刀直径432mm，滚刀刀刃宽度9.2mm。
本实施例的基于多调谐质量阻尼器的硬岩掘进机减振设计方法，将多调谐质量阻尼器配置于硬岩掘进机的齿轮箱上，具体步骤如下：
(1)根据图1所示的开敞式主梁硬岩掘进机的结构示意图，利用UG9.0平台建立主要大部件的三维模型，并组装成硬岩掘进机整机。将大部件的UG三维模型导入到ANSYS14.0平台进行模态分析，提取结构动力学参数，包括模态质量矩阵、模态刚度矩阵、模态阻尼矩阵、模态振型矩阵，将主轴承、齿轮啮合、液压缸、螺栓连接等效为弹簧和阻尼器，建立主要部件之间的连接刚度矩阵和连接阻尼矩阵；将所有主要部件进行组装，基于MATLAB2013平台建立硬岩掘进机整机刚柔耦合多体动力学模型：式中，M、C和K分别为质量、阻尼和刚度矩阵，ψ为包括刚体位移和弹性位移在内的广义位移列向量，和分别为相应的广义速度列向量和广义加速度列向量，f1为由多自由度转动形成的惯性力列向量，f2为导致硬岩掘进机整机自激振动的主要激励力向量，包括非线性时变多小齿轮-齿圈啮合力、滚刀动态破岩力和护盾-围岩相互作用力。在本实施例中，硬岩掘进机整机动力学模型在配置多调谐质量阻尼器之前包含137个广义位移，通过将物理坐标转换为模态坐标，极大地降低了动力学系统的规模，并保证了计算结果的精度。
(2)基于Colorado School of Mines (CSM)模型和重生效应，并考虑当瞬时贯入度为负或滚刀背向岩石运动时，滚刀与岩石脱离接触的情况，将滚刀的几何参数、运动状态参数、岩石参数代入公式：计算滚刀动态破岩力，模拟破岩激励力；本实施例中的岩石属于硬岩，其参数为：杨氏模量80GPa，UCS150MPa，BTS6MPa；基于Winkler地基模型，建立护盾-围岩三维粘弹接触模型，采用HRM方法计算等效刚度：kn＝Er/(Rr(1+v))，kt＝kz＝kn/3，根据护盾的运动状态，采用速度弱化型摩擦定律计算摩擦系数：基于护盾与围岩不接触、粘弹接触和摩擦接触的状态转换，利用公式 计算护盾-围岩相互作用力，模拟护盾粘滑运动激励力；
(3)基于动态破岩力、护盾-围岩相互作用力和振动响应，计算破岩能量消耗整机振动能量耗散和破岩体积计算动态比能：DSE＝(F0L0+Wd)/Vd，计算单位时间内振动能量耗散：u＝Wd/(t2-t1)，利用动态比能和单位时间内振动能量耗散分别定量地表示硬岩掘进机的掘进性能和整机振动水平；
(4)在硬岩掘进机齿轮箱上安装多调谐质量阻尼器；多调谐质量阻尼器由多个并列的在齿轮箱周向分布的两自由度调谐质量阻尼器组成；每个调谐质量阻尼器的质量相同，具有掘进方向和径向两个自由度，如图2所示。
(5)以最小化动态比能最大值为目标，建立优化模型。
将动态比能DSE最大值作为目标函数建立优化模型为：对齿轮箱上安装的多调谐质量阻尼器的阻尼器数目、分布形式、质量、刚度和阻尼进行优化。本实施例利用MATLAB平台的遗传算法进行优化，优化参数设置为：掘进参数为刀盘转速6rpm，推进速度0.4mm/s；阻尼器的数目4，总质量与刀盘质量比为2.5％，在齿轮箱圆周的分布形式为0、90、180、270度位置均匀分布，约束条件为：掘进方向同刚度、同阻尼，径向同刚度、同阻尼，刚度范围105-107N/mm，阻尼范围1-104Ns/mm。
减振后的刀盘盘面中心x向振动加速度最大值减小(由约6.4至5.3m/s2)、均方根值减小(由约1.6至1.5m/s2)、振动加速度的频谱峰值也有所减小，如图3所示；单位时间内振动能量耗散减小(1秒内耗散由约1615至1513J)，即整机振动水平降低约6.3％，如图4所示；动态比能最大值减小(由27.77至27.76MJ/s3)，动态比能平均值减小(由25.80至25.75MJ/s3)，即TBM掘进性能有所提高，如图5所示。这些结果表明MTMD优化设计能有效地减小TBM整机振动并且提高或保持其掘进性能。
或将单位时间内的振动能量耗散u作为目标函数建立如下优化模型：对齿轮箱上安装的多调谐质量阻尼器的阻尼器数目、分布形式、质量、刚度和阻尼进行优化。本实施例利用MATLAB平台的遗传算法进行优化，优化参数设置为：掘进参数为刀盘转速6rpm，推进速度0.4mm/s；阻尼器的数目4，总质量与刀盘质量比为2.5％，在齿轮箱圆周的分布形式为0、90、180、270度位置均匀分布，约束条件为：掘进方向同刚度、同阻尼，径向同刚度、同阻尼，刚度范围105-107N/mm，阻尼范围1-104Ns/mm。
减振后，单位时间内振动能量耗散即整机振动水平具有比较明显的下降；动态比能最大值的变化不大，即TBM掘进性能得到保持，表明MTMD优化设计能有效地减小TBM整机振动并且保持其掘进性能。
本实施例提供的一种基于多调谐质量阻尼器的硬岩掘进机减振设计方法，通过以下步骤：(1)建立硬岩掘进机整机刚柔耦合多体动力学模型；(2)计算滚刀动态破岩力和护盾-围岩相互作用力，模拟硬岩掘进机振动激励力；(3)对硬岩掘进机掘进性能和整机振动水平进行分析和评价；(4)在硬岩掘进机齿轮箱上安装多调谐质量阻尼器；(5)通过最小化掘进性能指标的最大值或最小化整机振动水平指标值进行优化确定多调谐质量阻尼器中阻尼器的数目、分布形式、质量、刚度和阻尼；通过在硬岩掘进机齿轮箱上配置多调谐质量阻尼器，通过优化多调谐质量阻尼器的参数，可在提高或保持硬岩掘进机掘进性能的基础上，有效降低整机振动、避免或减缓强振动对关键零部件造成的损伤。
以上对本发明的具体实施例进行了描述。需要理解的是，本发明并不局限于上述特定实施方式，本领域技术人员可以在权利要求的范围内做出各种变形或修改，这并不影响本发明的实质内容。

Claims (8)

1.一种基于多调谐质量阻尼器的硬岩掘进机减振设计方法，将多调谐质量阻尼器配置于硬岩掘进机的齿轮箱上，其特征在于，包括以下步骤：
步骤S1，通过有限元法分别提取硬岩掘进机各个主要部件的结构动力学参数，建立硬岩掘进机整机刚柔耦合多体动力学模型；
步骤S2，基于CSM模型和重生效应，计算滚刀动态破岩力，模拟破岩激励力；
基于Winkler地基模型，建立护盾-围岩三维粘弹接触模型，采用HRM方法计算等效刚度，采用速度弱化型摩擦定律计算护盾在掘进方向上滑动时的摩擦力，基于护盾与围岩不接触、粘弹接触和摩擦接触的状态转换，计算护盾-围岩相互作用力，模拟护盾粘滑运动激励力；
步骤S3，基于动态破岩力、护盾-围岩相互作用力和振动响应，计算破岩能量消耗、整机振动能量耗散和破岩体积，计算评价硬岩掘进机掘进性能的动态比能，并以单位时间内的振动能量耗散表征硬岩掘进机整机振动水平；
步骤S4，在硬岩掘进机齿轮箱安装多调谐质量阻尼器；
步骤S5，以最小化动态比能最大值或最小化单位时间内的振动能量耗散为目标，建立优化模型，对齿轮箱上安装的多调谐质量阻尼器的阻尼器数目、分布形式、质量、刚度和阻尼进行优化。
2.根据权利要求1所述的基于多调谐质量阻尼器的硬岩掘进机减振设计方法，其特征在于：步骤S1中，采用有限元法分别对硬岩掘进机主要部件进行模态分析，提取结构动力学参数，包括模态质量矩阵、模态刚度矩阵、模态阻尼矩阵以及模态振型矩阵，将主轴承、齿轮啮合、液压缸、螺栓连接等效为弹簧和阻尼器，建立主要部件之间的连接刚度矩阵和连接阻尼矩阵；将所有主要部件进行组装，建立硬岩掘进机整机刚柔耦合多体动力学模型：式中，M、C和K分别为质量、阻尼和刚度矩阵，ψ为包括刚体位移和弹性位移在内的广义位移列向量，和分别为相应的广义速度列向量和广义加速度列向量，f1为由多自由度转动形成的惯性力列向量，f2为导致硬岩掘进机整机自激振动的主要激励力向量，包括非线性时变多小齿轮-齿圈啮合力、滚刀动态破岩力和护盾-围岩相互作用力。
3.根据权利要求1所述的基于多调谐质量阻尼器的硬岩掘进机减振设计方法，其特征在于：步骤S2中，基于CSM模型和重生效应，并考虑当瞬时贯入度为负或滚刀背向岩石运动时，滚刀与岩石脱离接触的情况，计算滚刀动态破岩力：式中，FN和FR分别为法向力和滚动力，F为法向力和滚动力的合力，C为常数2.12，T为滚刀刀刃宽度，R为滚刀半径，为滚刀与岩石的接触角，σc为岩石单轴抗压强度，σt为岩石巴西间接抗拉强度，S为刀间距，H(·)表示Heaviside函数，p＝z(t)-z(t-τ)为受重生效应影响的动态贯入度，z(t)表示当前时刻滚刀在掘进方向上的位移，z(t-τ)为刀盘上一转时刻滚刀在掘进方向上的位移，t表示时间，τ表示刀盘旋转一转所用的时间，d＝vNcos(β)+vRsin(β)表示滚刀和岩石的瞬时相对速度，vN表示法向相对速度，vR表示滚动方向相对速度，为半接触角。
4.根据权利要求1所述的基于多调谐质量阻尼器的硬岩掘进机减振设计方法，其特征在于：步骤S2中，计算护盾-围岩相互作用力： 式中，Fsn为接触点法向接触力，Fst为接触点圆周切向接触力，Fsz为接触点掘进方向接触力，xn和分别表示接触点法向位移和速度，xt和分别表示接触点圆周切向位移和速度，xz和分别表示接触点掘进方向的位移和速度，δ0表示接触点由于硬岩掘进机的重力产生的法向位移，kn＝Er/(Rr(1+v))和kt＝kz＝kn/3分别表示法向、圆周切向和掘进方向的等效接触刚度，cn、ct和cz分别表示法向、圆周切向和掘进方向的等效接触阻尼，Er和y分别表示岩石弹性模量和泊松比，Rr表示隧洞半径，H(·)表示Heaviside函数，为接触点在掘进方向上的摩擦系数，μs表示静摩擦系数，μk表示动摩擦系数，ε为光滑系数，V为特征系数。
5.根据权利要求1所述的基于多调谐质量阻尼器的硬岩掘进机减振设计方法，其特征在于：步骤S3中，计算破岩能量消耗整机振动能量耗散和破岩体积计算评价硬岩掘进机掘进性能的动态比能DSE＝(F0L0+Wd)/Vd，计算评价硬岩掘进机整机振动水平的单位时间内振动能量耗散：u＝Wd/(t2-t1)；上述各式中，F0为平均破岩力，L0为滚刀运动轨迹线的长度，Nc为滚刀数目，FiN0和FiR0分别为第i把滚刀的平均法向力和平均滚动力，下标i表示滚刀序号，ZN0为硬岩掘进机的平均掘进位移，Ri为第i把滚刀在刀盘上的安装半径，θ为刀盘旋转角度，Fsz0为护盾-围岩接触的接触点在掘进方向上的平均摩擦力，t1为计算开始时刻，t2为计算终了时刻，Wd为[t1，t2]时段由于硬岩掘进机整机振动所消耗的能量，为广义速度列向量，T表示矩阵转置，C为硬岩掘进机动力学模型的阻尼矩阵，vf为护盾-围岩接触处于摩擦状态时所有接触点在掘进方向的速度形成的向量，Ff为所有接触点在掘进方向上的摩擦力形成的向量，下标f表示接触点在掘进方向上处于摩擦状态，Vd为硬岩掘进机在[t1，t2]时段的破岩体积，S为刀间距，pi为第i把滚刀的贯入度，H(·)表示Heaviside函数。
6.根据权利要求1所述的基于多调谐质量阻尼器的硬岩掘进机减振设计方法，其特征在于：步骤S4中，多调谐质量阻尼器主要由多个并列的在齿轮箱周向分布的两自由度调谐质量阻尼器组成；每个调谐质量阻尼器具有相同的质量，具有掘进方向和径向两个自由度。
7.根据权利要求1所述的基于多调谐质量阻尼器的硬岩掘进机减振设计方法，其特征在于：步骤S5中，将动态比能DSE最大值作为目标函数建立如下优化模型：式中，DSEmax为动态比能最大值，b为优化参数形成的向量，tf为优化计算的终了时间，kzti、czti、kyti和cyti分别为第i个调谐质量阻尼器在掘进方向上的刚度、阻尼以及在径向的刚度、阻尼，Nt为调谐质量阻尼器的数目，kmin和kmax分别为刚度的下限值和上限值，cmin和cmax分别为阻尼的下限值和上限值，M、C和K分别为安装多调谐质量阻尼器的硬岩掘进机整机动力学模型的质量、阻尼和刚度矩阵，ψ为包括刚体位移和弹性位移在内的广义位移列向量，和分别为相应的广义速度列向量和广义加速度列向量；f1为由多自由度转动形成的惯性力列向量，f2为导致硬岩掘进机整机自激振动的主要激励力向量，包括非线性时变多小齿轮-齿圈啮合力、滚刀动态破岩力和护盾-围岩相互作用力。
8.根据权利要求1所述的基于多调谐质量阻尼器的硬岩掘进机减振设计方法，其特征在于：步骤S5中，将单位时间内的振动能量耗散u作为目标函数建立如下优化模型：式中，u为单位时间内的振动能量耗散，b为优化参数形成的向量，tf为优化计算的终了时间，kzti、czti、kyti和cyti分别为第i个调谐质量阻尼器在掘进方向上的刚度、阻尼以及在径向的刚度、阻尼，Nt为调谐质量阻尼器的数目，kmin和kmax分别为刚度的下限值和上限值，cmin和cmax分别为阻尼的下限值和上限值，M、C和K分别为安装多调谐质量阻尼器的硬岩掘进机整机动力学模型的质量、阻尼和刚度矩阵，ψ为包括刚体位移和弹性位移在内的广义位移列向量，和分别为相应的广义速度列向量和广义加速度列向量；f1为由多自由度转动形成的惯性力列向量，f2为导致硬岩掘进机整机自激振动的主要激励力向量，包括非线性时变多小齿轮-齿圈啮合力、滚刀动态破岩力和护盾-围岩相互作用力。
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