一种利用连杆机构实现的岩石围压施加装置的制作方法
本发明属于隧道工程与岩土工程的交叉领域，涉及一种岩石围压施加装置，尤其涉及一种利用连杆机构实现的可配合tbm(硬岩掘进机)滚刀(盘形滚刀)标准线切割试验台(以下简称tbm标准线切割试验台)使用的用于模拟破岩刀具多种破岩工况下岩石围压状态的岩石围压施加装置。
背景技术：
赋存于地层中的岩体，尤其是深部岩层中的天然岩体，由于受到重力、板块运动及地壳收缩等因素的影响，具备一定地应力(也称岩体围压)。该岩体围压影响了岩石自身物理力学性质、岩石破碎/破坏机制等，以及影响了开挖装置的破岩载荷特性、破岩效率和使用寿命等。因此，无围压应力条件下的岩体(如实验室环境下制备的普通岩石试样块)表现出的特性与岩体围压及浅表地层中低围压应力条件下天然岩体表现出的特性截然不同。
岩体围压下天然岩体表现出的特性是大型地下洞室稳定性分析与工程设计的必要信息之一，对于深部高应力地下工程的安全评价与灾害防治尤为重要。在研究与岩体围压息息相关的岩石力学与岩土工程学问题时，尤其是涉及诸如大埋深隧道环境下tbm(硬岩掘进机)掘进刀具破岩机理、深部煤炭巷道下掘锚机截割头煤岩开挖机理、部分地质构造高应力的特殊国防深地工程中采用钻爆法施工后，边坡稳定性问题等深部岩层的研究领域时，需要在研究过程中考虑到岩体围压作用，并应在相应的试验中模拟出岩体围压的真实状态。
以在tbm标准线切割试验台的基础上开展tbm刀盘刀具破岩实验研究为例，由于岩体在隧道开挖前便具有高围压水平，实验时应模拟出深部岩层受到高围压的环境条件，因此需要在tbm标准线切割试验台的石仓内牢固装夹岩石试样块，还应对靠近岩石试样块待切削表面的侧面加载一定的压力，进而模拟出与真实掘进环境下岩石具有的侧向围压。目前，真三轴扰动试验台、三轴岩石物理力学性能测试试验机等均采用油浴加压的方式模拟三轴围压，但该项技术方案因未留出可供刀具切削的待切削表面，故不适用于本领域。参考当前现有的两轴岩石物理力学性能测试试验机的围压模拟原理，理论上可采用一对液压缸对顶的方式为岩石试样块施加侧向围压，同时将岩石试样块的上表面留出作为刀具切削表面。然而，由于进行tbm线切割试验所需岩石试样块的尺寸均较大(为了避免岩石试样块尺寸过小引起边界效应，文献《disccuttingtestsincoloradoredgranite:implicationsfortbmperformanceprediction》中采用了1.1×0.8×0.6m的花岗岩试样)，导致给定围压下所需液压缸工作压力极高，所需的液压泵站及液压系统复杂且成本极高(需要配置伺服阀、高压泵等)，且对加载装置的刚度、液压系统的密封性能和可靠性提出了极高要求，不便于实现。一般的设计经验表明，当tbm标准线切割试验台上采用17英寸(直径为432mm)全尺寸tbm滚刀进行破岩切削试验时，若试验台刀间距模拟能力最大设计为75mm，则在尽量降低岩石试样块尺寸的边界效应的前提下，采用液压缸对顶的方式可获得的理论经济围压仅为1～2mpa左右(按液压缸额定载荷为250～300kn计算，装置造价成本按30万人民币计算)，这显然不能满足深部岩层下高围压模拟要求。
尽管天然岩体的围压水平对于研究深部岩层下tbm刀盘刀具切削机理和掘进效率至关重要，但由于实验技术的局限性，导致现有的全尺寸tbm刀具破岩试验台都不具备提供模拟侧向围压的能力，或者说是不能经济可行地模拟出高围压水平，具体参考专利201310032227.x、zl200810143551.8、zl200810143552.2、cn102445336a、zl200410089260.7、cn102788693a等。国外美国科罗拉多矿业学院、韩国koreainstituteofconstructiontechnology、土耳其istanbultechnicaluniversity等机构也对滚刀破岩特性进行了实验研究，但也均未能研制出有效的围压模拟装置；这包括文献(disccuttingtestsincoloradoredgranite:implicationsfortbmperformanceprediction)提到的美国科罗拉多矿业学院研制的线性切割试验台(linearcuttingmachine)，文献(optimumspacingoftbmdisccutters:anumericalsimulationusingthethree-dimensionaldynamicfracturingmethod)提到的韩国koreainstituteofconstructiontechnology研制的滚刀破岩试验台，文献(correlationofrockcuttingtestswithfieldperformanceofatbminahighlyfracturedrockformation:acasestudyinkozyatagi-kadikoymetrotunnel,turkey)提到的土耳其istanbultechnicaluniversity研制的滚刀破岩试验台。
可见，现有tbm刀具切削实验台均不具备围压模拟试验的能力。更为确切地讲，是目前现有tbm刀具切削实验台所用石仓不具备岩石围压模拟加载功能，难以满足工程应用研究中模拟tbm滚刀切削工况的要求。
仍以tbm刀盘刀具掘进破岩过程为例，初始状态下，掌子面上岩石平整，待切削岩石处于平面围压状态下(仅掌子面为自由面)；tbm处于传统破岩工况下，单把滚刀回转滚压岩石后会形成环状切槽，其外周边界为自由面；与前一滚刀相邻的后一滚刀随后滚压至与所述环状切槽相邻近区域时，可利用所述环状切槽的自由面的尺寸边界效应，促进岩石裂纹与所述自由面交汇，并在前一滚刀与后一滚刀之间形成较大的岩石破碎块；针对传统破岩工况，在进行滚刀模拟破岩试验时，岩石试样块应施加平面围压。但在某些场合下，例如在二维滚刀侵岩分析案例中，则常将岩石试样块所处的平面围压状态进一步简化为单向对侧围压状态。然而，当处于临空面破岩工况这一特殊情况下工作时，掌子面上的待切削岩石还存于一种三向围压状态，即待切削岩石三个侧面均受到围压作用，而余下与滚刀中间平面相邻的一侧面(也即临空面)为自由面。中国专利《一种新型破岩方法及破岩滚刀》(公开号为：cn201410206457)将临空面破岩工况称之为滚刀片削破岩法，即初始状态下，在掌子面中心处(利用滚刀、激光切割、水射流、火焰喷射等方法)先行开挖出较深的中心破碎区，其中心破碎区的边界面为临空面；随后，利用与临空面相邻的滚刀回转滚压该掌子面，此时，所述滚刀产生的切削应力仅传递至该临空面上(因掌子面上的岩体不再连续，故无法把该应力继续传递下去)，并在该临空面周围集中；所述滚刀与该临空面一侧的岩石最终会因侧向裂纹与该临空面交汇而形成较大的岩石破碎块，导致中心破碎区的外径进一步扩大，并形成新的临空面；随着刀盘回转滚压破岩运动的持续进行，与所述新临空面相邻的滚刀同样参与回转滚压破岩，这样一来，将掌子面的岩石沿所述新临空面层层片削下来。与tbm传统破岩工况不同，临空面破岩工况下滚刀具有不同的破岩机理，其破岩效率相对较高，可解决现有破岩方法易造成滚刀磨损严重、刀具寿命短等问题，属于一种新型的tbm破岩方法。中南大学的郭犇等人建立了tbm单把滚刀切入岩石引起岩石破碎的三维有限元模型，通过数值模拟研究了临空面对岩石破碎模式和切割效率的影响，并进行了一系列切割实验，将数值模拟得到的岩石破裂模式和切削效率与实验结果进行了对比验证(参考文献《numericalsimulationofrockfragmentationinducedbyasingletbmdisccutterclosetoasidefreesurface》)；其研究结果表明：滚刀相对临空面的距离在20至100mm范围内时，上、前表面均会产生裂纹，且可延伸至所述临空面，导致刀具与所述临空面之间的岩石从母岩上剥离；当切深为6mm，滚刀相对临空面的临界距离约为100mm，这与数值模拟结果良好吻合；当滚刀相对临空面的距离不小于120mm时，临空面对破岩机理的影响不再显著，此时岩石破裂模式与传统破岩工况下相似；上述研究工作获得了临空面破岩工况下了滚刀受力载荷、岩石等效塑形应变的分布特征以及临空面深度与相邻滚刀刀间距等切削参数的规律。然而，由于现有试验台的局限性，在进行临空面破岩工况下的破岩试验时，包括临空面在内的岩石试样的其余侧面均为自由面，故试验精度与工况模拟程度有待进一步提高。
因此，提供一种经济便捷且满足工程精度测试要求的岩石围压施加装置，尤其是提供一种可供tbm标准线切割试验台使用的用于模拟破岩刀具多种破岩工况下岩石围压状态的岩石围压施加装置，是目前亟待解决的问题。更进一步地，考虑到深部岩层相关的部分研究课题中需要模拟出岩石侧向围压状态，同时还应预留出足够大小的岩石待切削表面以供刀具切削破碎，或者粘贴布设测试设备等，而且目前现存的大量相关试验台均未有围压模拟能力，因此在不改变原有试验台主体结构、不额外增加复杂庞大的液压系统、不采用可靠性和密封性要求高的浴油加压方式的前提下，提供出一种经济可行的破岩刀具多种破岩工况下岩石围压施加装置，显然具有巨大的经济效应和市场潜力。
技术实现要素：
针对现有技术的上述局限性，本发明一种利用连杆机构实现的岩石围压施加装置，包括加载板、水平变幅机构、定块机构、集热导热块、加热元件，其特征在于：
水平变幅机构包括主动摇杆、从动摇杆和过渡连杆；主动摇杆和从动摇杆均为连架杆；过渡连杆为连杆；在主动摇杆的驱动下，从动摇杆绕机架做相对摆动，过渡连杆的杆端始终作水平移动；
定块机构包括螺纹连接杆、从动连杆、导筒；导筒竖直放置，且固接在机架上；螺纹连接杆垂向活动地嵌设于导筒内，且螺纹连接杆的末段同样活动地穿过导筒；所述螺纹连接杆的末段开设有外螺纹；从动连杆与所述螺纹连接杆远离外螺纹段的末段活动地铰接；
螺纹连接杆外伸于导筒的外螺纹段利用紧固螺母将螺纹连接杆与导筒紧固连接；
加载板正对设置于岩石试样块上部任一加载侧面；加载板的背面与所述过渡连杆的杆端通过高副连接；
加载板仅相对于机架作水平运动；
主动摇杆的末端活动地铰接有滑块；滑块活动地套设于从动连杆上，滑块可沿从动连杆的杆长方向相对滑动；
当紧固螺母在室温状态下初步预紧时，加载板与所述加载侧面贴合并紧密接触；
集热导热块的侧面上开设有轴线相互平行的螺纹连接杆通过孔和加热元件安装孔；螺纹连接杆活动地穿过螺纹连接杆通过孔，以便将集热导热块套装在螺纹连接杆上；所述加热元件插入加热元件安装孔内，可借助集热导热块将所述螺杆从室温加热至指定温度；
作为优选，在利用紧固螺母将螺纹连接杆与导筒紧固连接时，还应设置垫片。
更为优选，设置一对紧固螺母于所述螺纹连接杆外伸于导筒的外螺纹段上。
作为优选，螺纹连接杆包括杆体和同轴地固设于杆体中段的导块；导块的工作面与导筒内导向壁相接触；杆体与导筒上下部开设的杆体通过口的导向内壁相接触。
作为优选，过渡连杆的杆端固接有圆柱体状加载触头，其轴线与过渡连杆的轴线垂直；所述加载触头的外圆柱面与加载板的背面相抵触，且加载板的背面与所述圆柱体的外圆柱面始终相切。
作为优选，过渡连杆的杆端也可固接球状加载触头。
作为优选，在机架上开设出限位导槽；加载板仅水平活动地嵌设于所述限位导槽内。
更为优选，加载板的下部设置有倒t形导向凸起，在机架上开设出与所述倒t形导向凸起相配合的导槽。
作为优选，水平变幅机构为双摇杆机构。
更为优选，水平变幅机构为鹤式起重机机构。
作为优选，定块机构为唧筒机构。
作为优选，集热导热块设置在导筒内且靠近紧固螺母的一端。
作为优选，集热导热块为圆柱体结构。
更为优选，螺纹连接杆通过孔为集热导热块的中心通孔。
更为优选，加热元件安装孔关于集热导热块的中心轴周向等角度间隔地布置，且加热元件安装孔的圆心在同一圆周线上。
作为优选，在岩石试样块的上部露出石仓的四个侧面均设置有加载板，且同样相应地设置有水平变幅机构、定块机构、集热导热块、加热元件，以向岩石试样块的四个侧面独立地施加给定大小的侧向围压。
更为优选，为了避免相邻的加载板之间发生干涉，同时节约加载板的材料使用，加载板的工作面与岩石试样块露出石仓的侧面重合。
本发明利用杆体冷缩后产生的巨大拉力使得加载板接触并挤压岩石试样块上部的加载侧面，以产生给定大小的围压作用，本发明与现有技术相比的有益之处在于：
1、围压模拟范围较高，满足大多数工程测试试验精度需求；
2、根据试验模拟需要，在岩石试样块的任意一个侧面，通过设置岩石试样块围压施加装置，可以独立施加给定大小的侧向围压。换言之，岩石试样块的四个侧面均可单独独立地施加给定的围压，互不干涉影响，可满足多破岩工况下tbm滚刀破岩试验需求，如可用于模拟平面围压状态、单侧围压状态和无围压状态，还可模拟临空面围压状态，尤其模拟实现了临空面破岩工况下掌子面岩石与实际更为接近的围压状态；
3、整个装置结构较为简单，成本低廉，无需额外配置液压泵站，液压油缸、伺服阀以及昂贵的进口液控单向阀；
4、利用螺纹的自锁特性，可较为可靠地维持所加围压的稳定，操作相对便捷，成本低廉；
5、本发明装置可与现有的tbm标准线切割试验台配合使用，在不改变石仓结构的前提下，无需额外升级改造现有试验平台，提高了现有设备使用率，大大降低了测试成本；
6、与其他围压施加方案相比，本发明中由于加载板的板面可与岩石试样块露出石仓的侧面完全重合(无需在加载板的水平两侧留出紧固螺栓通过的位置)，且支撑杆分别关于加载板的上下左右对称布置，因此有效地避免了加载板在施加围压过程中发生弯曲变形，也即可避免围压施加不均，以及避免了由此导致岩石试样的局部边角处被压溃的问题。
7、将初始室温装配状态下紧固拉力f10和高温装配状态下紧固拉力f11对f0的影响纳入了考察，因此相对其他借助螺纹连接杆的热胀冷缩效应来模拟围压加载的方案围压控制精度更高。
总体来看，本发明结构简单、功能全面、稳定可靠、经济实用、操作便捷，且满足工程测试精度要求，广泛适用于诸如大埋深隧道环境下tbm(硬岩掘进机)掘进刀具破岩机理、深部煤炭巷道下掘锚机截割头煤岩开挖机理、部分地质构造高应力的特殊国防深地工程中的边坡稳定等深部岩层的研究领域。
附图说明
下面结合附图对本发明做进一步详细的说明。
图1为本发明一种利用连杆机构实现的岩石围压施加装置具体实施例一的机构示意图。
图2为图1中水平变幅机构的机构示意图。
图3为图1中定块机构的机构示意图。
图4为本发明具体实施例一应用于tbm标准线切割试验台石仓上，以向岩石试样块上部的四个侧面同时施加围压作用时的结构示意图。
图5为图4的俯视结构示意图。
图6为本发明具体实施例一在室温围压加载状态下的受力分析示意图(未画出集热导热块)。
图7为图6中从动连杆的受力分析示意图。
图8为图6中主动摇杆的受力分析示意图。
图9为图6中过渡连杆的受力分析示意图。
图10为杆体通过孔和加热元件安装孔在如图1所示集热导热块侧面上的布置示意图。
具体实施方式
为便于本领域技术人员理解，下面结合附图及具体实施例对本发明作进一步的详细说明。
在tbm标准线切割试验台上开展tbm刀盘刀具破岩实验时，一般而言，如图4所示，岩石试样块6的下部应固定安装于石仓5内(更为具体地，石仓5通过紧固螺钉7将岩石试样块6的下部牢固固定于石仓5的仓内)，而岩石试样块6的上部露出石仓5，即为自由面；石仓5则固定在的tbm标准线切割试验台上的石仓支撑板(未画出)上，利用滚刀对岩石试样块6进行破岩。
在实施本发明一种利用连杆机构实现的岩石围压施加装置前，岩石试样块6的上部露出石仓5的四个侧面均为自由面。这与如前所述掌子面上待开挖岩体的真实围压状态不符，故导致现有的刀具破岩试验存在一定的误差。
利用本发明一种利用连杆机构实现的岩石围压施加装置，可对岩石试样块6的上部任意n个侧面(n不大于4)施加给定的围压作用，以模拟实现平面围压状态(n＝4)、单向对侧围压状态(n＝2)和临空面破岩工况下的三侧围压状态(n＝3)。为了便于描述说明，统一定义被施加围压的岩石试样块6的上部两个侧面为加载侧面，而其余未被施加围压的岩石试样块6的上部两个侧面为自由侧面。
具体实施例一。
如图1至图5、图10所示为本发明一种利用连杆机构实现的岩石围压施加装置具体实施例一的附图。如图1所示，为本发明一种利用连杆机构实现的岩石围压施加装置，包括加载板1、水平变幅机构2、定块机构3、集热导热块3-8、加热元件(未画出)，其特征在于：
水平变幅机构包括主动摇杆2-2、从动摇杆2-3和过渡连杆2-1；主动摇杆2-2和从动摇杆2-3均为连架杆；过渡连杆2-1为连杆；在主动摇杆2-2的驱动下，动力经由过渡连杆2-1，从而使得从动摇杆2-3随主动摇杆2-2绕机架4做相对摆动；在此过程中，位于过渡连杆2-1的杆端在变幅过程中始终作水平移动；
定块机构3包括螺纹连接杆3-5、从动连杆3-2、导筒3-6；导筒3-6竖直放置，且固接在机架4上；螺纹连接杆3-5垂向活动地嵌设于导筒3-6内，且螺纹连接杆3-5的末段同样活动地穿过导筒3-6；螺纹连接杆3-5的末段开设有外螺纹；从动连杆3-2与螺纹连接杆3-5远离外螺纹段的末段活动地铰接；
螺纹连接杆3-5外伸于导筒3-6的外螺纹段利用紧固螺母3-7将螺纹连接杆3-5与导筒3-6紧固连接；
作为优选，为了使得传力更加均匀，在利用螺纹连接的方式将螺纹连接杆3-5与导筒3-6紧固连接时，还应设置垫片；垫片厚度可以通过配作方式进行调整。
更为优选，可利用对顶螺母防松原理，设置一对紧固螺母3-7于螺纹连接杆3-5外伸于导筒3-6的外螺纹段上。相对于其他向岩石试样块6的加载侧面施加围压的技术方案(如液压缸对顶加载)，本发明巧妙地利用了螺纹自锁特性及对顶螺母这种机械防松方法的高可靠度特性，可较为经济可靠地实现岩石试样块的围压模拟功能。
作为优选，为了使得螺纹连接杆3-5在导筒3-6内导向可靠，且保证螺纹连接杆3-5具有足够的刚强度，螺纹连接杆3-5包括杆体3-5-1和同轴地固设于杆体3-5-1中段的导块3-5-2；导块3-5-2的工作面与导筒3-6内导向壁相接触，同时杆体3-5-1与导筒3-6上下部开设的杆体通过口(未编号)的导向内壁相接触。
如图1至图4所示，加载板1正对设置于岩石试样块6上部任一加载侧面；加载板1的背面(也即加载板1上远离加载侧面的板面)与过渡连杆2-1的杆端通过高副连接；本例中，更为具体地，如图1所示，过渡连杆2-1的杆端固接有圆柱体状加载触头，其轴线与过渡连杆2-1的轴线垂直；所述加载触头的外圆柱面与加载板1的背面相抵触，且加载板1的背面与所述圆柱体的外圆柱面始终相切；如前所述，位于过渡连杆2-1的杆端在变幅过程中始终作水平移动，使得所述加载触头的轴线也是始终作水平移动。
当然，过渡连杆2-1的杆端也可固接球状加载触头；
为了使得本发明便于装配，尤其是避免加载板1在装配过程中因自身重力而跌落，可利用公知的技术方案，轻易地使得加载板1仅相对于机架4作水平运动(也即限制加载板1其他5个自由度，仅使得加载板1可水平靠近或者远离与其正对的岩石试样块6的加载侧面)。更为具体地，本例中，如图1所示，在机架4上开设出限位导槽(未编号)；加载板1仅水平活动地嵌设于所述限位导槽内；当然，加载板1的下部也可设置有倒t形导向凸起(未画出)，在机架4上开设出与所述倒t形导向凸起动配合的导槽，利用所述倒t形导向凸起与所述导槽的配合，实现加载板1仅相对于机架4作水平运动。
主动摇杆2-2的延长段的末端活动地铰接有滑块3-1；滑块3-1活动地套设于从动连杆3-2的延长段上，滑块3-1可沿从动连杆3-2的杆长方向相对滑动；
当紧固螺母3-7在室温状态下初步预紧时(也即下述的本发明一种利用连杆机构实现的岩石围压施加装置的初始室温紧固装配)，加载板1与所述加载侧面贴合并紧密接触；
作为优选，水平变幅机构2为双摇杆机构。
更为优选，本例中，水平变幅机构2采用如图2所示的鹤式起重机机构；更为具体地，如图2所示，所述鹤式起重机机构包括过渡连杆2-1、支撑连架杆2-3、主动摇杆2-2、三连杆铰座；三连杆铰座包括首尾依次相连的连杆2-5、连杆2-4和连杆2-6；连杆2-6与机架4固接；三连杆铰座为等腰三角形结构，各组成连杆均保持相对固定；主动摇杆2-2的中段与三连杆铰座的顶角活动地铰接，而主动摇杆2-2上方末端与过渡连杆2-1的一端活动地铰接；过渡连杆2-1的中段与三连杆铰座的底角活动地铰接。根据鹤式起重机机构的特点，易知过渡连杆2-1的杆端在变幅过程中会保持水平移动状态，确保了围压加载过程的可靠性和围压施加精度。
作为优选，本例中，定块机构3采用如图3所述的唧筒机构；更为具体地，如图3所示，所述唧筒机构包括从动连杆3-2、连架杆3-3、水平杆3-4、螺纹连接杆3-5、导筒3-6；从动连杆3-2的中间段活动地铰接有连架杆3-3；连架杆3-3的另一端与水平杆3-4活动地铰接，而水平杆3-4与机架4固接；当然，连架杆3-3的另一端也可直接活动地铰接于机架4上；与唧筒机构常规使用工况(也即用于人工手动取水)不同的是，本例中螺纹连接杆3-5为主动件，而从动连杆3-2为从动件。
如图10所示，图1中集热导热块3-8的侧面上开设有轴线相互平行的螺纹连接杆通过孔3-8-2和加热元件安装孔3-8-1；螺纹连接杆3-5活动地穿过螺纹连接杆通过孔3-8-2，以便将集热导热块3-8套装在螺纹连接杆3-5上；所述加热元件插入加热元件安装孔3-8-1内，可借助集热导热块3-8将所述螺杆从室温加热至指定温度；
作为优选，如图3所示，集热导热块3-8设置在导筒3-6内且靠近紧固螺母3-7的一端。
作为优选，集热导热块3-8为圆柱体结构；本例中，集热导热块3-8的长度为150mm，采用导热性良好的材料制成，如碳钢；
更为优选，螺纹连接杆通过孔3-8-2为集热导热块3-8的中心通孔；
更为优选，加热元件安装孔3-8-1关于集热导热块3-8的中心轴周向等角度间隔地布置，且加热元件安装孔3-8-1的圆心在同一圆周线上。本例中，如图10所示，加热元件安装孔3-8-1数量为8个。
作为优选，为了使得本装置能够模拟岩石试样块6的多种围压状态(也即前述的平面围压、单向对侧围压状态、临空面破岩工况下的三侧围压状态和无围压)，如图5所示，在岩石试样块6的上部露出石仓5的四个侧面均设置有加载板1，且同样相应地设置有水平变幅机构2、定块机构3、集热导热块3-8、加热元件，以向岩石试样块6的四个侧面独立地施加给定大小的侧向围压。可见，本发明装置功能全面。
更为优选，为了避免相邻的加载板1之间发生干涉，同时节约加载板1的材料使用，加载板1的工作面与岩石试样块6露出石仓5的侧面重合，如图5所示。
本发明一种利用连杆机构实现的岩石围压施加装置的基本工作过程与工作原理为：
1、在tbm标准线切割试验台上，完成本发明一种利用连杆机构实现的岩石围压施加装置的初始室温紧固装配(本发明处于初始室温装配状态)：在开展破岩试验前，在实验室室温t0下，将加载板1水平活动地嵌设于所述限位导槽内，并按如图1和图3所示连接装配本发明的各零部件，随后在螺纹连接杆3-5外伸于导筒3-6的外螺纹段上旋入紧固螺母3-7；适当拧紧紧固螺母3-7，同时可现场修配垫片厚度，以使得加载板1与裸露出石仓5的岩石试样块6的侧面相贴合接触，并确保加载板1与与其正对的岩石试样块6的加载侧面始终平行；初始室温装配状态下，螺纹连接杆3-5的杆体3-5-1产生了初始室温装配状态下紧固拉力f10，同时加载板1对岩石试样块6的加载侧面施加了初始室温装配状态下加载正压力f00；
2、待完成初始室温紧固装配后，继续完成本发明一种利用连杆机构实现的岩石围压施加装置的高温紧固装配(本发明处于高温装配状态)：加热元件通电后持续加热，使得集热导热块3-8升温并将温度传递给相邻的螺纹连接杆3-5的杆体3-5-1；在杆体3-5-1的温度从室温t0升高至杆体设定加热温度t(其值不大于杆体最高许用加热温度tmax)的过程中，杆体3-5-1会不断受热膨胀伸长，但由于岩石试样块6的加载侧面的阻挡作用，使得杆体3-5-1外伸于导筒3-6的外螺纹段向外伸长，也即紧固螺母3-7被放松；维持杆体3-5-1的温度为给定温度一段时间，期间再次拧紧紧固螺母3-7，同时采用对顶螺母进行可靠防松(以防止杆体3-5-1降温后紧固螺母3-7发生松动)；高温装配状态，螺纹连接杆3-5的杆体3-5-1产生了高温装配状态下紧固拉力f11，同时加载板1对岩石试样块6的加载侧面施加了高温装配状态下加载正压力f01；
3、待完成高温紧固装配后，加热元件断电停止加热，当杆体3-5-1逐渐冷却至室温t0后，本发明进入室温围压加载状态，杆体3-5-1因冷缩效应会产生巨大的室温围压加载状态下紧固拉力f1(见图1)，该拉力依次经由定块机构3和水平变幅机构2等传力机构，可最终传递至加载板1，使得加载板1有进一步压紧岩石试样块6的运动趋势，如图1所示双点划线(采用夸张画法，非实际运动距离)，并使得加载板1对岩石试样块6的加载侧面施加室温围压加载状态下加载正压力f0，进而使得加载板1向岩石试样块6的加载侧面施加给定围压的目的。
为了证明本发明具体实施例一中所采用的机构运动原理可行，在此计算了本发明具体实施例一的机构自由度。如图1所示，本装置具有8个活动构件，1个高副，11个低副(8个转动副，3个移动副)，根据平面机构自由度的计算公式可知，本装置具有1个自由度。如前所述，本装置中杆体3-5-1产生的室温围压加载状态下紧固拉力f1为唯一主动力，正好可使得加载板1仅水平挤压岩石试样块6的加载侧面，满足机构运动学原理。
为了获得室温围压加载状态下f1与f0的映射关系式，在忽略摩擦力和惯性力的基础上，进行了如下理论推导计算：
假定当杆体3-5-1逐渐冷却至室温后，如图1所示本发明具体实施例一处于如图6所示室温围压加载状态；
取图6中从动连杆3-2单独进行受力平衡分析，对于如图7所示受力关系，存在如下关系式：
f1·sinα+fc＝fb·sinβ(1)
f1·cosα＝fb·cosβ(2)
式中，fb′为连架杆3-3作用于从动连杆3-2的支反力，沿杆向外，与fb互为作用力与反作用力；fc为滑块3-1对从动连杆3-2的压力，垂直从动连杆3-2向下；α为从动连杆3-2与杆体3-5-1的夹角；β为从动连杆3-2与连架杆3-3的夹角；
由式(1)和(2)可得：
fc＝f1·cosα·tanβ-f1sinα(3)
对于如图6所示主动摇杆2-2和过渡连杆2-1而言，f0为主动力，其作用方向已知，而ff为从动摇杆2-3的支反力，方向沿杆向外；可根据三力平衡汇交原理，得出fe'的方向；类似地，可分析获得fd的方向。
如图8所示，单独取主动摇杆2-2进行受力分析，根据受力平衡原理可得：
fc'·cosγ·lcd＝fe·sinδ·lde(4)
式中，γ为从动连杆3-2与主动摇杆2-2的夹角；δ为fe'的力的作用线与主动摇杆2-2的夹角；lcd为图6中主动摇杆2-2的cd段的杆长，lde为图6中主动摇杆2-2的de段的杆长。
如图9所示，单独取过渡连杆2-1进行受力分析，根据受力平衡原理可得：
式中，fc和fc'、fe和fe'均为一对作用力与反作用力；ε为fe'的力的作用线与过渡连杆2-1的夹角；
联立公式(3)和(4)可得：
联立公式(5)和(6)可得：
上式中，定义k为拉力传递系数；
由式(7)可知，本发明通过巧妙地排布水平变幅机构2和定块机构3的相对连接位置以及相互连接形式，可将杆体3-5-1产生的室温围压加载状态下紧固拉力f1按给定比例k传递至岩石试样块6的加载侧面，从而实现了模拟侧向围压的目的。
以下将利用本发明一种利用连杆机构实现的岩石围压施加装置向岩石试样块6施加单向对侧围压为例，来进一步说明岩石试样块围压施加步骤，简要介绍如下：
步骤一：实验室室温为t0环境下，使得加载板1的板面与岩石试样块6的加载侧面相接触，且使得加载板1的板面与岩石试样块6的加载侧面始终保持平行，再通过螺纹连接的方式，利用紧固螺母3-7紧固螺纹连接杆3-5，完成加载板在岩石试样块加载侧面上的初始室温装配工作；在该状态下(初始室温装配状态)，使得螺纹连接杆3-5的杆体3-5-1产生了初始室温装配状态下紧固拉力f10，该力f10经过传力机构传递后，以k倍传递至所述加载板，使得加载板1对岩石试样块6的加载侧面施加了初始室温装配状态下加载正压力f00，并满足下式：
f00＝k·f10
式中，k为拉力传递系数，为常数，仅与所述传力机构的结构特征、型号尺寸与装配关系有关；
本例中，更为具体地，所述传力机构选用与本发明一种利用连杆机构实现的岩石围压施加装置具体实施一相同的机构组成，包括定块机构3和水平变幅机构2。
作为优选，利用螺纹连接杆3-5完成初始室温紧固装配后，也即初始室温装配状态下，加载板1的板面与岩石试样块6的加载侧面恰好刚接触；此时，f10＝0，f00＝0。
步骤二：利用地质勘探调研、理论计算、数值仿真分析等公知手段，预测获得tbm所在掘进地层的地应力σ的范围，即最大值σmax和最小值σmin。本例中，可采用如下理论计算的方法预测地应力σ的范围。
1、可结合有关水平主应力范围的测试数据，利用如下式(8)和(9)所示半经验公式预测大埋深下(>300m)岩石隧道的地应力水平(《基于地应力实测数据分析郯庐断裂带中段滑动趋势》)：
式中，σhmax和σhmin分别为实测最大水平主应力和实测最小水平主应力；k为该区域内水平地应力σh与垂直地应力σv之比(一般300米深处k值就开始趋于稳定)，其值实测范围为kmax∈(1.25，2.20)，kmin∈(0.6，1.25)。
根据式(8)和式(9)可以估算出垂直地应力σv的范围，再结合实测水平地应力σh的范围大小，可预测出围压总体水平。相对于浅层隧道，该埋深范围下的地应力测量值不易受地形、表层地质构造和岩石风化等因素的影响，因此该地应力理论估算方法较为可靠。
2、一般而言，若无实测资料，可假设垂直及水平方向为主应力方向，并采用如式(10)和式(11)所示经验公式进行快速估算(详见文献《盾构机盘形滚刀作用下岩石破碎特征及滚刀振动特性研究》)：
σv＝γh(10)
σh＝kσv(11)
式中，γ为岩体密度，一般取值为2600kg/m3；h为隧道埋深，其它同上。
隧道开挖时，与滚刀接触的岩石面地应力为零，因此仅考虑垂直地应力的影响。根据式(10)和式(11)也可大致估算出围压水平范围。
本例中，直接假定某tbm隧道环境下地应力最大值σmax和最小值σmin分别为10mpa和2mpa。
步骤三：给定螺纹连接杆3-5的杆体3-5-1的杆体最高许用加热温度tmax以及实验室环境下的室温t0，计算获得杆体3-5-1的杆体最大许可温升值δtmax为tmax-t0；根据所述岩石试样块尺寸、所述加载板尺寸，计算所述加载板与所述岩石试样块的接触面积a；基于钢材热变形理论、数值仿真分析等公知手段，根据步骤二获得的最大地应力值σmax，结合δtmax、螺纹连接杆3-5的杆体3-5-1的初始长度l和a，在不考虑步骤一中所述初始室温装配状态下紧固拉力f10和步骤五中所述高温装配状态下紧固拉力f11对f0和dmin的影响下(当f10和f11设置得很小，或为0时适用)，计算获得满足最大围压加载能力、杆体最高许用加热温度和杆体许用连接强度的杆体危险横截面最小许可直径dmin，建立杆体危险横截面直径d的选用准则。所述杆体危险横截面直径d的选用准则的物理意义在于：当实际所选用杆体的危险横截面直径d小于dmin时，利用所述杆体加热到最高许用加热温度tmax，拧紧紧固螺母3-7后再冷却至室温t0时，杆体3-5-1冷却回缩时会使得所述加载板向其所正对的所述岩石试样块施加一个侧向围压σ，但该值σ低于σmax，或者σ虽然不低于σmax，但此时所述杆体的实际应力值超出了杆体许用连接强度，故不能达到试验设计能力。
本例中，作为优选，基于最为基础的钢材线性热膨胀变形理论，同时考虑满足最大围压加载能力和杆体许用连接强度要求，以及满足杆体设定加热温度t不超过杆体最高许用加热温度tmax这一条件，来描述dmin的计算推导过程，具体如下：
根据一般使用经验，可采用8.8级及以上的高强度螺杆制作成杆体，本例中推荐采用12.9级35crmo或42crmo材质高强度螺杆；考虑到gb150规格的碳钢的最高许用温度为450℃，为了兼顾所述加热元件的加热效率和极限加热能力，将杆体最高许用加热温度tmax限定为350℃；假定室温t0为20℃，则δtmax为330℃；当杆体从t0稳定加热至tmax后的最大伸长量δlmax可采用下式(12)计算：
δlmax＝l·α·δtmax(12)
式中，α为杆体的膨胀系数，经查询《机械设计手册》可知，钢质材料在加热到限定温度时的膨胀系数α约为1.2×10-5/℃；l为杆体3-5-1的初始长度。
假定杆体3-5-1的杆体设定加热温度t设为最高许用加热温度tmax，该杆体设定加热温度t下杆体3-5-1受热膨胀而伸至极限长度，此时再次拧紧紧固螺母3-7；此后，加热元件断电停止加热，当杆体3-5-1冷却至室温t0后，忽略初始室温装配状态下紧固拉力f10和高温装配状态下紧固拉力f11的影响，杆体3-5-1因冷缩效应而产生的室温围压加载状态下最大紧固拉力f1max会在杆体3-5-1的横截面上产生最大拉应力σtmax，其值采用下式(13)计算：
式中，e为杆体的弹性模量，一般取值为2.0～2.1×105mpa；其它同上。
室温围压加载状态下最大紧固拉力f1max采用下式(14)计算：
此时，杆体3-5-1冷缩效应产生的最大拉力f1max，经本发明装置的运动链路放大k倍后，水平作用于加载板1上，使得所述加载板向所夹持的岩石试样块6施加一个侧向围压σ，其值可采用下式(15)计算：
联立式(12)至式(15)，并令σ＝σmax，可推导获得满足最大围压加载能力(能够模拟最大地应力值σmax)和杆体最高许用加热温度(不超过杆体最高许用加热温度tmax)的杆体危险横截面最小许可直径dmin的表达式，而杆体危险横截面直径d的选用准则则采用下式(16)表示为：
更为具体地举例，例如当l取值为400～500mm，a取值为0.2m2，利用式(16)计算可得dmin不大于50mm。
此外，为了保证杆体的连接强度，杆体的横截面上产生的最大拉应力σtmax应满足下式(17)：
σtmax≤[σ](17)
式中，[σ]为杆体材料的许用应力值，[σ]＝σs/s，其中，σs为杆体材料的屈服极限，经查表可知，12.9级高强度杆体在室温下的屈服极限σs取为1080mpa；s为安全系数，取1.2～1.7。
联立式(14)、式(15)和式(17)，并令σ＝σmax，类似地在忽略初始室温装配状态下紧固拉力f10和高温装配状态下紧固拉力f11的影响的前提下，可推导获得满足杆体危险横截面直径d的选用准则，采用下式(18)表示为：
联立式(16)和式(18)，即可推导获得满足最大围压加载能力、杆体最高许用加热温度和杆体许用连接强度的杆体危险横截面直径d的综合选用准则，采用下式(19)表示为：
式中，max[x,y]为x、y两值中取最大值。
值得说明的是，为了便于装配调试，同时避免导筒3-6两端开孔过大导致其刚度降低，选用的杆体直径规格不宜过大，根据一般经验，作为优选，步骤三中，当dmin＞50mm，由式(19)可知，应适当增加杆体强度等级(如采用超高强度等级的进口特制杆体)和tmax，同时降低接触面积a和室温t0，再重复执行步骤三。
更为优选，当dmin＞50mm，还应根据式(7)给出的有关k的表达式，通过合理调整前述夹角参数和长度参数，以合理增加k，使得d不大于50mm。
作为优选，为了将步骤三中产生的初始室温装配状态下紧固拉力f10和步骤五中产生的高温装配状态下紧固拉力f11纳入考察，以提高本发明装置的围压模拟精度，室温围压加载状态下最大紧固拉力f1max进一步修正为：
由上式再联合式(12)、式(13)和式(15)可进一步将式(16)修正为：
同理，式(18)进一步修正为：
因此，式(19)按下式修正为：
由式(23)可知，当f10和f11增加时，也可以进一步降低dmin，也即减小所选用的杆体直径规格。
步骤四：确定并选用螺纹连接杆3-5的型号规格尺寸，主要包括确定满足式(19)所示综合选用准则的杆体3-5-1的杆体危险横截面直径d、杆体3-5-1外伸于导筒3-6的外螺纹段的螺纹公称直径和强度等级、杆体3-5-1的初始长度l；给定待模拟围压值σ(σ∈[σmin,σmax])，根据所选用螺纹连接杆3-5的型号规格尺寸，基于钢材热变形理论、数值仿真分析等公知手段，预测获得该杆体设定加热温度t。
作为优选，步骤四中基于钢材线性热膨胀变形理论，利用下式(24)计算获得该杆体设定加热温度t：
本例中，更为具体地，假设杆体3-5-1的螺纹公称直径为m42，查表获知d为36.5mm，在假定待模拟围压值σ为6mpa时，根据上式(24)可计算得出杆体设定加热温度t约为313.47℃，其值小于杆体最高许用加热温度tmax，说明本试验方案可行。相关试验证明，本发明一种利用连杆机构实现的岩石围压施加装置围压模拟误差小于±15％，完全满足工程应用精度要求。值得说明的是，加热杆体3-5-1前，可以在杆体3-5-1的螺杆部位设置温度传感器，或者利用工业级的手持式红外成像测温仪实时监控加热温度t。
更为优选，为了在步骤四中将初始室温装配状态下紧固拉力f10和高温装配状态下紧固拉力f11对f0的影响纳入考察，以提高本发明装置的围压模拟精度，类似地，杆体设定加热温度t按下式修正为：
步骤五：所述加热元件持续通电加热，使得集热导热块3-8升温并将热量传递给相邻的螺纹连接杆3-5的杆体3-5-1，以将螺纹连接杆3-5的杆体3-5-1从室温t0加热至杆体设定加热温度t；当杆体3-5-1升至给定温度t后，维持该温度t不变若干分钟，期间杆体3-5-1会受热膨胀伸长，但由于岩石试样块6的加载侧面的阻挡作用，使得杆体3-5-1外伸于导筒3-6的外螺纹段向外伸长，也即预紧的紧固螺母3-7被放松，同时加载板1的板面与岩石试样块6的加载侧面可能因为松动而脱离接触，故需要再次拧紧紧固螺母3-7以紧固螺纹连接杆3-5，以使得加载板1的板面与岩石试样块6的加载侧面保持接触；该状态下(高温装配状态)，螺纹连接杆3-5的杆体3-5-1产生了高温装配状态下紧固拉力f11，同时加载板1对岩石试样块6的加载侧面施加了高温装配状态下加载正压力f01；
作为优选，步骤五中当所述杆体加热至杆体设定加热温度t时，继续紧固螺纹连接杆，以使得所述加载板与所述岩石试样块的加载侧面恰好刚接触；此时，f11和f01均为0。
步骤六：加热元件断电停止加热，杆体3-5-1逐渐冷却至室温t0；该状态下(室温围压加载状态)，杆体3-5-1最终因冷缩效应会产生巨大的室温围压加载状态下紧固拉力f1(见图1)，该拉力同样依次经由定块机构3和水平变幅机构2等传力机构，可最终以k倍传递至加载板1，使得加载板1有进一步压紧岩石试样块6的运动趋势，如图1所示双点划线(采用夸张画法，非实际运动距离)，并使得加载板1对岩石试样块6的加载侧面施加室温围压加载状态下加载正压力f0，进而使得加载板1向岩石试样块6的加载侧面施加给定围压σ。
考虑到步骤三中忽略了f10和f11对f1的影响，为了便于快速完成本发明装置的初始室温紧固装配工作，且防止初始室温装配状态下紧固拉力f10和高温装配状态下紧固拉力f11过高而影响本发明装置的围压模拟精度，同时防止杆体预紧力过高而在冷却过程中被拉断，作为优选，步骤一中初始室温装配状态下紧固拉力f10和步骤五中高温装配状态下紧固拉力f11均由扭矩扳手加以保证，其预紧力矩，也即在初始室温装配状态和高温装配状态下的预紧力矩，均采用与杆体3-5-1具有相同螺纹公称直径和强度等级的标准螺纹连接件(如螺栓)的标准预紧力矩的1/20计算；标准螺纹连接件(如螺栓)的标准预紧力矩可在《机械设计手册》中查表可得。
作为优选，f10和f11相等；
更为优选，f10和f11均不超过1kn。
在tbm标准线切割试验台的基础上，借助本发明一种利用连杆机构实现的岩石围压施加装置，利用上述岩石试样块围压施加方法，可对岩石试样块6施加给定围压，以模拟实现掌子面上待切削天然岩体所处的平面围压状态、单向对侧围压状态和三侧围压状态，为进一步开展多种工况下的tbm滚刀破岩试验提供支撑条件。
本质上来看，本发明借助杆体的热胀冷缩效应，利用受热杆体冷缩后产生的巨大拉力f1使得加载板1接触并挤压岩石试样块6的加载侧面；同时，通过合理调节水平变幅机构2和定块机构3的排布位置和尺寸比例关系，实现了加载板1所施加载荷的精确控制(kf1)，达到了向岩石试样块6的加载侧面施加围压作用的目的。
值得说明的是，本发明在实施过程中，岩石试样块6的四个侧面均可单独地施加给定的围压作用，且互不干涉影响，不仅满足大多数工程测试试验精度需求，还可满足多破岩工况下tbm滚刀破岩试验需求，尤其模拟实现了临空面破岩工况下掌子面岩石与实际更为接近的围压状态；整个装置较为简单，无需额外配置液压泵站，液压油缸、伺服阀以及昂贵的进口液控单向阀；利用对顶螺纹的高度自锁特性，可较为可靠地维持所加围压的稳定，操作相对便捷，成本低廉。此外，本发明装置可与现有的tbm标准线切割试验台配合使用，无需额外升级改造现有试验平台，提高了现有设备使用率，大大降低了测试成本。
需要补充说明的是，与其他围压施加方案相比，本发明中由于加载板1的板面可与岩石试样块6露出石仓5的侧面完全重合(无需在加载板1的水平两侧留出紧固螺栓通过的位置)，且加载触头分别关于加载板1的上下左右对称布置，加之在围压模拟加载过程中，所述加载触头的轴线始终作水平移动，且加载板1仅相对于机架4作水平运动，因此有效地避免了加载板1在施加围压过程中发生弯曲变形或相互错动，故可避免围压施加不均，以及避免了由此导致岩石试样局部边角处被压溃的问题。
需要强调的是，前述岩石试样块围压施加方法还将初始室温装配状态下紧固拉力f10和高温装配状态下紧固拉力f11的影响纳入了考察，因此相对其他借助螺纹连接杆的热胀冷缩效应来模拟围压加载的方案围压模拟控制精度更高。此外，如前所述，步骤一中初始室温装配状态下紧固拉力f10和步骤五中高温装配状态下紧固拉力f11均可由扭矩扳手加以保证；同时，初始室温装配状态下紧固拉力f10、高温装配状态下紧固拉力f11和室温围压加载状态下紧固拉力f1的大小则可采用现有螺栓预紧力检测方法检测获得，如采用耐高温的电阻应变计测量应力的方法(目前主要有测力螺栓和环形垫圈两种形式)予以动态监测；另外，加载板1对岩石试样块6的加载侧面施加的初始室温装配状态下加载正压力f00、高温装配状态下加载正压力f01、室温围压加载状态下加载正压力f0可通过箔片式压力传感器等公知技术手段可靠测得。可见，上述公知技术方案、常规工具和现有传感器能够保证所述岩石试样块围压施加方法能够精确定量地实施，故确保了较高的围压模拟精度。
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