绞吸船的施工作业首先由绞刀完成，泥土只有被切削并形成碎块才能被吸入。因此绞刀挖掘性能的好坏直接影响船舶生产效率和施工成本，是挖泥船最重要的部件之一[1]。 国外疏浚公司如美国的Esco公司和荷兰的Vosta-lmg公司对绞刀的研究和制造技术已经相当成熟，但其研究成果均未公布。国内开展相关研究的机构较少，掌握的技术资料也比较匮乏，国内绞刀设计和制造体系还没形成，有些设计和制造还停留在模仿国外同类产品上，产品适应性差。国内急待建立起完整的绞刀设计和制造技术的理论体系[2]。而有限单元法作为一种高效的数值计算方法，可用于解决弹塑性变形、碰撞、材料失效、侵蚀等高度非线性问题，在采煤机、盾构机以及螺旋开沟器的设计优化中都有应用[3-4]。本文借助LS-DYNA强大的非线性求解功能，采用Lagrange算法对绞刀土壤切削进行仿真模拟，分析绞刀在切削土体时功率消耗、切削阻力以及土壤的等效应力变化规律，旨在为绞刀设计及结构参数优化研究提供一种新的手段和方法。 1 仿真模型建立 1.1 土壤模型 本文绞刀土壤切削模拟中采用LS-DYNA971中的MAT_147（MAT_FHWA_SOIL0）土壤材料本构模型[5]，它是一种针对实体单元且考虑损伤的各项同性材料模型，该模型采用修正的Mohr-Coulomb准则，修正后的屈服面与Mohr-Coulomb屈服面呈双曲线拟合，它与应力主轴相交处是一个光滑面，并与应力主轴垂直。模型扩展了含水率影响，变形率影响和单元删除，其屈服面表示为： 式中：P为压力；φ为内摩擦角；为偏应力张量的第二不变量的平方根；K（θ）为张量平面角函数；c为黏聚力；Ahyp为修正后的Mohr-Cloulomb屈服面和标准Mohr-Cloulomb屈服面相似程度。 上式中Ahyp取值对仿真的稳定性非常重要，当Ahyp=0时上式恢复为标准的Mohr-Cloulomb屈服面。当采用较大值时，双曲表面明显偏离Mohr-Cloulomb屈服面，对数值模拟来讲，Ahyp应该取值小于ccot（φ）[6]。 本文所采用的土壤模型三维尺寸为5 000 mm× 3 800 mm×2 000 mm，采用全实体SOLID164单元，单元尺寸25 mm，共划分了2 432 000个单元，采用Lagrange算法。土壤主要材料参数参照Lweis的材料手册[6]。 1.2 绞刀模型 采用专用三维建模软件Solidworks建立绞刀模型，并在ANSYS中调用。绞刀主要参数有绞刀外径D、轮毂外径d、刀臂外轮廓线包角Ω1、刀臂内轮廓线包角Ω2、刀臂安装角φ、刀臂外轮廓线高度H、刀臂内轮廓线高度h等。 本文模拟计算采用3 500 m3绞吸船通用型绞刀，该绞刀主要用于挖掘淤泥、松散砂等较软土质。绞刀建模遵循线→面→体的原则。将刀臂看成没有厚度的曲面，生成各刀臂的空间曲线，之后放样形成刀臂外轮廓曲面，通过缝合生成刀臂实体。刀臂空间曲线由2个空间曲面相交而得，即由绞刀轴面和绞刀平面曲线方程确定，同理生成其他主要刀臂轮廓线，缝合生成刀臂实体。 刀臂轮廓生成之后根据刀齿的仰角、倾角确定刀齿安装位置，为便于网格的划分，对齿座进行了简化处理，最后通过阵列和组合实体命令得到完整的绞刀分析模型（图1）。 图1 绞刀分析模型Fig.1 Analysis model of cutter 1.3 模型设定 1）绞刀和土壤全部采用SOLID164单元，为控制沙漏变形，采用全积分算法进行求解。 2）本次仿真主要目的在于得到绞刀在切削土体时功率消耗、切削阻力以及土壤的等效应力变化规律，因而为简化计算，将绞刀模型视为刚体模型MAT_RIGID，模型弹性模量2×1011Pa，密度7 850 kg/m3，泊松比0.3。 3）定义绞刀和土壤面面侵彻接触（*ERODING_ SURFACE_TO_SURFACE），为防止初始穿透，绞刀和土壤模型间有一定距离，定义绞刀部件为Contact，土壤部件为Target。 4）定义模型载荷，对绞刀而言共2个载荷，分别为绞刀自转和横移。根据实船施工工艺，绞刀横移速度约0.21 m/s，绞刀转速0.5 r/s，统一单位制3.14 rad/s，切削仿真时长25 s，切削长度5.25 m。采用*boundary_prescribed_motion_rigid关键字定义绞刀载荷。 5）定义模型边界条件，由于实际土体为无限大三维空间，为消除有限元土壤边界应力波对仿真结果的影响，对土壤周边及底面施加无反射边界条件。同时对土体底面施加全约束，保留绞刀X方向移动和绕Z转动自由度，约束其余自由度。 6）K文件修改，由于ANSYS/LS-DYNA软件对LS-DYNA970支持并不完善，一些参数设定无法在前处理中直接添加。因此需对生成的K文件进行修改，添加相应关键字再提交LS-DYNA971求解器进行求解。本文通过修改关键字文件添加土壤材料*MAT_147（*MAT_FHWA_SOIL）。 2 计算结果分析 2.1 切削功率分析 分析绞刀土壤模拟过程，如图2所示。2 s之前绞刀处于空转状态，未切削到土体，消耗功率基本为0。2～7 s绞刀由开始的空转到逐渐切削到土体，且随着绞刀的横移，切削量不断增大，所消耗的功率从0开始逐渐增大，7 s后土壤全部进入绞刀切削半径作用范围内，切削量不再增加，绞刀消耗功率不再增大，平均功率在110 kW左右。 图2 不同时刻绞刀切削状态Fig.2 Cutting state at different time 绞刀切削过程中，其总能耗包括绞刀宏观运动的动能和土壤内部结构微观运动所消耗的内能。因仿真过程中绞刀动能基本保持不变，2 s前系统总能保持不变，之后绞刀接触土壤，开始对土壤做功，克服土体变形和土体运动。随着切土量的增加，系统总能耗不断增加。将总切削能对时间求导，得到切削功率，从图3中可以看出2 s前绞刀功率几乎为0，2 s后绞刀功率逐渐增大，7 s后绞刀功率趋于稳定，并呈周期性震荡，最大功率160 kW，平均功率110 kW左右。 图3 绞刀功率Fig.3 Power of cutter 因为绞刀在转动切削土体过程中，刀臂与刀臂之间存在切削间隔，刀臂切削土体为非连续性切削，且相邻刀臂之间刀齿又呈间隔布置。因此，绞刀功率消耗曲线出现有规律的震荡是符合实际工况的。本文计算采用的绞刀为挖泥和松散砂等软质土的绞刀模型，与梁鑫[7]等人模拟计算采用的绞刀模型略有不同。因此本文计算的结果略低于梁鑫等人采用的离散元法分析结果，但变化趋势以及量级均与其一致，验证了计算方法的可行性。 2.2 切削阻力分析 以绞刀轮毂顶面作为模拟分析XOY平面，绞刀横移方向为X轴负方向，垂直于绞刀轮毂顶面指向绞刀大圈的方向为Z轴负向。绞刀土体切削过程中，X轴切削阻力曲线如图4所示，自第2 s起绞刀开始切削土壤，切削阻力从0开始增大。随着绞刀切土量的不断增大，切削阻力逐渐上升，至第7 s切削过程稳定，切削阻力不再增大，之后呈现周期性的震荡。稳定后的最大切削阻力43 kN，最小切削阻力15 kN，平均切削阻力25 kN。 图4 横移切削阻力曲线Fig.4 Curve of transverse cutting resistance 绞刀产生的横移阻力主要由横移绞车平衡，参照代尔夫特大学提供的绞刀头受力计算经验公式，切削过程时绞刀横移阻力，正刀切削时Ch取0.6[8]。 根据上面绞刀功率模拟值计算转矩M。 则依据经验公式求得的横移阻力Fh=20.7 kN，可以看出模拟计算基本吻合经验公式。计算结果略大于经验公式，可能是由于模拟计算相对切削厚度比经验公式计算假定的相对切削厚度大造成的。绞刀三轴受力合力如图5所示，受力变化规律与X轴受力相似，稳定后呈周期性震荡，最大受力45 kN，最小受力18 kN，平均受力30 kN。 2.3 切削产量分析 图5 绞刀合力曲线Fig.5 Curve of totle cutting resistance 绞吸船工作过程中，切削产量的高低是评价绞刀性能的又一重要因素。本文的计算土壤网格为均匀正方体网格，计算过程中有关土壤侵彻破坏信息都记录在messag文件中。通过查看messag文件可知本仿真计算共有550 736个单元破坏，因为单元网格为25 mm的正六面体，所以此次仿真计算总切削产量为： Q=550 736×0.0253=8.6 m3 若不考虑从第2 s到第7 s不稳定切削过程的影响，本计算有效切削时间t=23 s。则平均切削效率为： 2.4 土体应力分析 通过绞刀土壤切削过程模拟，可以得到不同时刻绞刀土壤应力分布云图，因本文为加快计算速度，将绞刀视为刚体处理，因此计算结果只包含土壤应力分布云图，如图6所示。 图6 土壤应力云图Fig.6 Nephogram of soil stress 由于不同时刻绞刀切削阻力不同，导致不同时刻土壤最大应力也不尽相同，最大应力在10～ 40 MPa之间。从图中可以看出绞刀土壤切削时，刀尖剪切挤压土壤，土壤在刀齿作用下发生较大的变形，最终失效破坏，大应力区大都集中在绞刀齿尖部位，这也说明绞刀土壤切削作用时刀齿齿尖会一致处于比较高的受力状态，与实际施工时刀齿齿尖磨损破坏严重也较为一致。 沿绞刀横移方向，在土体表面任取3个单元见图3（a），A单元编号，B单元编号，C单元编号。这些单元直接受到绞刀的切削作用，能充分表现土体在绞刀切削过程中的状态，得到3点的应力变化曲线如图7所示。从中可以看出，3点变化趋势大致相同，在绞刀刀齿接近切削作用点之前，土体在挤压作用下应力值缓慢增加，当绞刀齿运动到该单元所在位置时，应力值急剧增加到某一峰值，该单元达到屈服破坏，单元失效被删除，不再参与计算，应力值降为0，这也符合黏塑性土的基本特性[9]。 图7 A、B、C单元应力曲线Fig.7 Stress curve of element A，B and C 3 结语与展望 本文通过有限元法对绞刀土体切削过程进行仿真探讨，所得结果与现有理论基本一致，为绞刀土壤切削过程研究开辟了新的方法与思路，也为今后绞刀的设计优化工作奠定了基础。 绞刀土壤切削是一个相当复杂的过程，目前尚无系统完整的研究理论。本文主要针对研究方法的可行性做出了初步探讨。今后仍需对以下几个方面做进一步研究。 1）将绞刀视为柔性体，研究不同位置刀齿受力、应力、应变情况，从而优化刀齿结构及排布： 2）对比分析不同刀臂轮廓绞刀切削能耗比，优化绞刀刀臂轮廓型线。 3）分析不同材料本构模型、材料参数对计算结果的影响，采用SPH法、ALE法等不同的求解方法使切削过程更加符合实际，进一步提高计算结果的准确性。 参考文献： [1] 陈晓华.大型绞吸挖泥船挖岩绞刀切削力计算分析[D].上海：上海交通大学，2012. CHEN of rock cutting for large-sized cutter suction dredger[D].Shanghai:Shanghai Jiaotong University,2012. [2]朱文亮.疏浚试验平台开发-绞刀三维造型及土壤切削试验监控系统[D].南京：河海大学，2007. ZHU design and manufacture of dredging stand:3-D Modeling of cutterhead and the monitoring system of soil-cutting tests[D].Nanjing:Hohai University,2007. [3]王峥荣，熊晓燕，张宏，等.基于LS-DYNA采煤机镐型截齿截割有限元分析[J].振动、测试与诊断，2010，30（2）：163-165. WANG Zheng-rong,XIONG Xiao-yan,ZHANG Hong,et al.Study on conical pick cutting using LS-DYNA[J].Journal of Vibration, Measurement&Diagnosis,2010,30(2):163-165. [4] 苏翠侠.盾构刀盘掘进载荷的三维有限元仿真分析[D].天津：SU FEM simulation analysis of excavation load on cutterhead in shield tunneling machine[D].Tianjin:Tianjin University,2009. [5]LS-DYNA Keyword user′s mannual(Volume 1)[M].California：LSTC，2007：575-577. [6] LEWIS B A.Manual for LS-DYNA soil material model147[M]. Virginia：Federal Highway Administration Research and Development Turner Fairbank Highway Research Center,2004. [7] LIANG Xin,XIE Li-quan,HU Jing-zhao,et of driving power for dredger cutter head based on distinct element method[C] //Advanced engineering and technology II-proceedings of the 2nd annual congress on advanced engineering and Raton:CRC Press/Balkema,2015:375-380. [8] VLASBLOM W dredging equipment chapter 3:cutter suction dredger[Z].2005:18-19. [9]刘修成.耙吸挖泥船耙齿土体切削力学分析和数值仿真[D].上海：上海交通大学，2015. LIU analysis and numerical simulation of soil cutting by draghead teeth[D].Shanghai:Shanghai Jiaotong University,2015. 绞吸船的施工作业首先由绞刀完成，泥土只有被切削并形成碎块才能被吸入。因此绞刀挖掘性能的好坏直接影响船舶生产效率和施工成本，是挖泥船最重要的部件之一[1]。 国外疏浚公司如美国的Esco公司和荷兰的Vosta-lmg公司对绞刀的研究和制造技术已经相当成熟，但其研究成果均未公布。国内开展相关研究的机构较少，掌握的技术资料也比较匮乏，国内绞刀设计和制造体系还没形成，有些设计和制造还停留在模仿国外同类产品上，产品适应性差。国内急待建立起完整的绞刀设计和制造技术的理论体系[2]。而有限单元法作为一种高效的数值计算方法，可用于解决弹塑性变形、碰撞、材料失效、侵蚀等高度非线性问题，在采煤机、盾构机以及螺旋开沟器的设计优化中都有应用[3-4]。本文借助LS-DYNA强大的非线性求解功能，采用Lagrange算法对绞刀土壤切削进行仿真模拟，分析绞刀在切削土体时功率消耗、切削阻力以及土壤的等效应力变化规律，旨在为绞刀设计及结构参数优化研究提供一种新的手段和方法。 1 仿真模型建立 1.1 土壤模型 本文绞刀土壤切削模拟中采用LS-DYNA971中的MAT_147（MAT_FHWA_SOIL0）土壤材料本构模型[5]，它是一种针对实体单元且考虑损伤的各项同性材料模型，该模型采用修正的Mohr-Coulomb准则，修正后的屈服面与Mohr-Coulomb屈服面呈双曲线拟合，它与应力主轴相交处是一个光滑面，并与应力主轴垂直。模型扩展了含水率影响，变形率影响和单元删除，其屈服面表示为： 式中：P为压力；φ为内摩擦角；为偏应力张量的第二不变量的平方根；K（θ）为张量平面角函数；c为黏聚力；Ahyp为修正后的Mohr-Cloulomb屈服面和标准Mohr-Cloulomb屈服面相似程度。 上式中Ahyp取值对仿真的稳定性非常重要，当Ahyp=0时上式恢复为标准的Mohr-Cloulomb屈服面。当采用较大值时，双曲表面明显偏离Mohr-Cloulomb屈服面，对数值模拟来讲，Ahyp应该取值小于ccot（φ）[6]。 本文所采用的土壤模型三维尺寸为5 000 mm× 3 800 mm×2 000 mm，采用全实体SOLID164单元，单元尺寸25 mm，共划分了2 432 000个单元，采用Lagrange算法。土壤主要材料参数参照Lweis的材料手册[6]。 1.2 绞刀模型 采用专用三维建模软件Solidworks建立绞刀模型，并在ANSYS中调用。绞刀主要参数有绞刀外径D、轮毂外径d、刀臂外轮廓线包角Ω1、刀臂内轮廓线包角Ω2、刀臂安装角φ、刀臂外轮廓线高度H、刀臂内轮廓线高度h等。 本文模拟计算采用3 500 m3绞吸船通用型绞刀，该绞刀主要用于挖掘淤泥、松散砂等较软土质。绞刀建模遵循线→面→体的原则。将刀臂看成没有厚度的曲面，生成各刀臂的空间曲线，之后放样形成刀臂外轮廓曲面，通过缝合生成刀臂实体。刀臂空间曲线由2个空间曲面相交而得，即由绞刀轴面和绞刀平面曲线方程确定，同理生成其他主要刀臂轮廓线，缝合生成刀臂实体。 刀臂轮廓生成之后根据刀齿的仰角、倾角确定刀齿安装位置，为便于网格的划分，对齿座进行了简化处理，最后通过阵列和组合实体命令得到完整的绞刀分析模型（图1）。 图1 绞刀分析模型Fig.1 Analysis model of cutter 1.3 模型设定 1）绞刀和土壤全部采用SOLID164单元，为控制沙漏变形，采用全积分算法进行求解。 2）本次仿真主要目的在于得到绞刀在切削土体时功率消耗、切削阻力以及土壤的等效应力变化规律，因而为简化计算，将绞刀模型视为刚体模型MAT_RIGID，模型弹性模量2×1011Pa，密度7 850 kg/m3，泊松比0.3。 3）定义绞刀和土壤面面侵彻接触（*ERODING_ SURFACE_TO_SURFACE），为防止初始穿透，绞刀和土壤模型间有一定距离，定义绞刀部件为Contact，土壤部件为Target。 4）定义模型载荷，对绞刀而言共2个载荷，分别为绞刀自转和横移。根据实船施工工艺，绞刀横移速度约0.21 m/s，绞刀转速0.5 r/s，统一单位制3.14 rad/s，切削仿真时长25 s，切削长度5.25 m。采用*boundary_prescribed_motion_rigid关键字定义绞刀载荷。 5）定义模型边界条件，由于实际土体为无限大三维空间，为消除有限元土壤边界应力波对仿真结果的影响，对土壤周边及底面施加无反射边界条件。同时对土体底面施加全约束，保留绞刀X方向移动和绕Z转动自由度，约束其余自由度。 6）K文件修改，由于ANSYS/LS-DYNA软件对LS-DYNA970支持并不完善，一些参数设定无法在前处理中直接添加。因此需对生成的K文件进行修改，添加相应关键字再提交LS-DYNA971求解器进行求解。本文通过修改关键字文件添加土壤材料*MAT_147（*MAT_FHWA_SOIL）。 2 计算结果分析 2.1 切削功率分析 分析绞刀土壤模拟过程，如图2所示。2 s之前绞刀处于空转状态，未切削到土体，消耗功率基本为0。2～7 s绞刀由开始的空转到逐渐切削到土体，且随着绞刀的横移，切削量不断增大，所消耗的功率从0开始逐渐增大，7 s后土壤全部进入绞刀切削半径作用范围内，切削量不再增加，绞刀消耗功率不再增大，平均功率在110 kW左右。 图2 不同时刻绞刀切削状态Fig.2 Cutting state at different time 绞刀切削过程中，其总能耗包括绞刀宏观运动的动能和土壤内部结构微观运动所消耗的内能。因仿真过程中绞刀动能基本保持不变，2 s前系统总能保持不变，之后绞刀接触土壤，开始对土壤做功，克服土体变形和土体运动。随着切土量的增加，系统总能耗不断增加。将总切削能对时间求导，得到切削功率，从图3中可以看出2 s前绞刀功率几乎为0，2 s后绞刀功率逐渐增大，7 s后绞刀功率趋于稳定，并呈周期性震荡，最大功率160 kW，平均功率110 kW左右。 图3 绞刀功率Fig.3 Power of cutter 因为绞刀在转动切削土体过程中，刀臂与刀臂之间存在切削间隔，刀臂切削土体为非连续性切削，且相邻刀臂之间刀齿又呈间隔布置。因此，绞刀功率消耗曲线出现有规律的震荡是符合实际工况的。本文计算采用的绞刀为挖泥和松散砂等软质土的绞刀模型，与梁鑫[7]等人模拟计算采用的绞刀模型略有不同。因此本文计算的结果略低于梁鑫等人采用的离散元法分析结果，但变化趋势以及量级均与其一致，验证了计算方法的可行性。 2.2 切削阻力分析 以绞刀轮毂顶面作为模拟分析XOY平面，绞刀横移方向为X轴负方向，垂直于绞刀轮毂顶面指向绞刀大圈的方向为Z轴负向。绞刀土体切削过程中，X轴切削阻力曲线如图4所示，自第2 s起绞刀开始切削土壤，切削阻力从0开始增大。随着绞刀切土量的不断增大，切削阻力逐渐上升，至第7 s切削过程稳定，切削阻力不再增大，之后呈现周期性的震荡。稳定后的最大切削阻力43 kN，最小切削阻力15 kN，平均切削阻力25 kN。 图4 横移切削阻力曲线Fig.4 Curve of transverse cutting resistance 绞刀产生的横移阻力主要由横移绞车平衡，参照代尔夫特大学提供的绞刀头受力计算经验公式，切削过程时绞刀横移阻力，正刀切削时Ch取0.6[8]。 根据上面绞刀功率模拟值计算转矩M。 则依据经验公式求得的横移阻力Fh=20.7 kN，可以看出模拟计算基本吻合经验公式。计算结果略大于经验公式，可能是由于模拟计算相对切削厚度比经验公式计算假定的相对切削厚度大造成的。绞刀三轴受力合力如图5所示，受力变化规律与X轴受力相似，稳定后呈周期性震荡，最大受力45 kN，最小受力18 kN，平均受力30 kN。 2.3 切削产量分析 图5 绞刀合力曲线Fig.5 Curve of totle cutting resistance 绞吸船工作过程中，切削产量的高低是评价绞刀性能的又一重要因素。本文的计算土壤网格为均匀正方体网格，计算过程中有关土壤侵彻破坏信息都记录在messag文件中。通过查看messag文件可知本仿真计算共有550 736个单元破坏，因为单元网格为25 mm的正六面体，所以此次仿真计算总切削产量为： Q=550 736×0.0253=8.6 m3 若不考虑从第2 s到第7 s不稳定切削过程的影响，本计算有效切削时间t=23 s。则平均切削效率为： 2.4 土体应力分析 通过绞刀土壤切削过程模拟，可以得到不同时刻绞刀土壤应力分布云图，因本文为加快计算速度，将绞刀视为刚体处理，因此计算结果只包含土壤应力分布云图，如图6所示。 图6 土壤应力云图Fig.6 Nephogram of soil stress 由于不同时刻绞刀切削阻力不同，导致不同时刻土壤最大应力也不尽相同，最大应力在10～ 40 MPa之间。从图中可以看出绞刀土壤切削时，刀尖剪切挤压土壤，土壤在刀齿作用下发生较大的变形，最终失效破坏，大应力区大都集中在绞刀齿尖部位，这也说明绞刀土壤切削作用时刀齿齿尖会一致处于比较高的受力状态，与实际施工时刀齿齿尖磨损破坏严重也较为一致。 沿绞刀横移方向，在土体表面任取3个单元见图3（a），A单元编号，B单元编号，C单元编号。这些单元直接受到绞刀的切削作用，能充分表现土体在绞刀切削过程中的状态，得到3点的应力变化曲线如图7所示。从中可以看出，3点变化趋势大致相同，在绞刀刀齿接近切削作用点之前，土体在挤压作用下应力值缓慢增加，当绞刀齿运动到该单元所在位置时，应力值急剧增加到某一峰值，该单元达到屈服破坏，单元失效被删除，不再参与计算，应力值降为0，这也符合黏塑性土的基本特性[9]。 图7 A、B、C单元应力曲线Fig.7 Stress curve of element A，B and C 3 结语与展望 本文通过有限元法对绞刀土体切削过程进行仿真探讨，所得结果与现有理论基本一致，为绞刀土壤切削过程研究开辟了新的方法与思路，也为今后绞刀的设计优化工作奠定了基础。 绞刀土壤切削是一个相当复杂的过程，目前尚无系统完整的研究理论。本文主要针对研究方法的可行性做出了初步探讨。今后仍需对以下几个方面做进一步研究。 1）将绞刀视为柔性体，研究不同位置刀齿受力、应力、应变情况，从而优化刀齿结构及排布： 2）对比分析不同刀臂轮廓绞刀切削能耗比，优化绞刀刀臂轮廓型线。 3）分析不同材料本构模型、材料参数对计算结果的影响，采用SPH法、ALE法等不同的求解方法使切削过程更加符合实际，进一步提高计算结果的准确性。 参考文献： [1] 陈晓华.大型绞吸挖泥船挖岩绞刀切削力计算分析[D].上海：上海交通大学，2012. CHEN of rock cutting for large-sized cutter suction dredger[D].Shanghai:Shanghai Jiaotong University,2012. [2]朱文亮.疏浚试验平台开发-绞刀三维造型及土壤切削试验监控系统[D].南京：河海大学，2007. ZHU design and manufacture of dredging stand:3-D Modeling of cutterhead and the monitoring system of soil-cutting tests[D].Nanjing:Hohai University,2007. [3]王峥荣，熊晓燕，张宏，等.基于LS-DYNA采煤机镐型截齿截割有限元分析[J].振动、测试与诊断，2010，30（2）：163-165. WANG Zheng-rong,XIONG Xiao-yan,ZHANG Hong,et al.Study on conical pick cutting using LS-DYNA[J].Journal of Vibration, Measurement&Diagnosis,2010,30(2):163-165. [4] 苏翠侠.盾构刀盘掘进载荷的三维有限元仿真分析[D].天津：SU FEM simulation analysis of excavation load on cutterhead in shield tunneling machine[D].Tianjin:Tianjin University,2009. [5]LS-DYNA Keyword user′s mannual(Volume 1)[M].California：LSTC，2007：575-577. [6] LEWIS B A.Manual for LS-DYNA soil material model147[M]. Virginia：Federal Highway Administration Research and Development Turner Fairbank Highway Research Center,2004. [7] LIANG Xin,XIE Li-quan,HU Jing-zhao,et of driving power for dredger cutter head based on distinct element method[C] //Advanced engineering and technology II-proceedings of the 2nd annual congress on advanced engineering and Raton:CRC Press/Balkema,2015:375-380. [8] VLASBLOM W dredging equipment chapter 3:cutter suction dredger[Z].2005:18-19. [9]刘修成.耙吸挖泥船耙齿土体切削力学分析和数值仿真[D].上海：上海交通大学，2015. LIU analysis and numerical simulation of soil cutting by draghead teeth[D].Shanghai:Shanghai Jiaotong University,2015.

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