王昊宇
（上（shàng）海隧道工程有限（xiàn）公司）
摘 要：文章針對武漢軌道交通7號線三陽路長江隧道盾構尾刷損傷情況，通過數值模擬及破壞實驗分析研究超大直徑泥水氣平衡盾構在複雜地層中掘進（jìn）盾尾（wěi）密封失效的原因，並結合實際施工過程中可能存在的其（qí）它外部因素造成的（de）尾刷損傷，給出了實際有效（xiào）的改進措施，為今後類（lèi）似工程避免盾尾密封失效提供可供借鑒的參考。
1 引言
盾（dùn）尾刷（shuā）配合適（shì）量盾尾（wěi）油脂的壓注，隔離盾構外部壓力環境與內部常（cháng）壓工作區域，起到密封（fēng）盾（dùn）尾的作用。超大直徑（jìng）泥水氣平衡盾構廣泛（fàn）應用於穿越（yuè）江河湖海的大型水底隧道建設（shè），通常具有掘進距離長（zhǎng）、水頭壓力高、穿越土層複雜（zá）等（děng）特點，相較於其它類型盾構，超大直徑盾構盾尾間隙大、距離長（zhǎng）、腔（qiāng）體多，密封效果的優（yōu）劣對（duì）於工程安全尤為重要，根據以往施工經（jīng）驗，長距離推進導致盾尾（wěi）密封裝置的損傷幾乎無可避免。文章依托武漢市軌（guǐ）道（dào）交通7號線三陽路長江隧道工程實例，針對（duì）超大（dà）直徑泥水氣平衡盾構在長江底部高（gāo）水頭複合地層環境中施工特點，分（fèn）析總結盾尾刷損傷的機理原（yuán）因，並提出了有針對（duì）性的改進措施（shī），為今後盾尾密封裝（zhuāng）置的（de）選型優化與（yǔ）施工保護，給出了可供借鑒的參考。
2 盾構機的盾尾密封（fēng）
盾尾密（mì）封（fēng）是通過油脂（zhī）注入孔（kǒng）使得盾尾4個密閉的油脂（zhī）腔內充滿油脂（zhī），並（bìng）維持一定的壓力，形成大氣壓及自然地層的壓力傳遞區間，同時防止砂漿、地下水及土壤通過盾（dùn）尾進入到常壓工作環境。
盾尾密封Z早為橡（xiàng）膠唇形密封，在工程實（shí）踐中（zhōng）逐漸發展為如今廣泛使用的標（biāo）準型盾尾刷，前板為平（píng）行彈簧鋼板，後板為交錯的彈簧鋼板。瑞典哈蘭德斯鐵路隧道項（xiàng）目為承受大（dà）於1MPa的水土壓力，產生代加（jiā）強型盾尾刷，前板改進為交錯的彈簧鋼板。2014年土耳（ěr）其伊斯坦布爾博斯普魯斯海峽隧（suì）道在Z深點發（fā）生（shēng）了盾尾滲漏，對盾尾（wěi）刷進一步改（gǎi）進，產生第二代加強型盾尾刷，前板改為兩（liǎng）層交錯的彈簧鋼板再（zài）外覆一道彈簧（huáng）鋼板。盾尾密封裝置發（fā）展過程如表1所示（shì）。
表1 盾尾密封裝置（zhì）發展過程表
3 武漢三陽路長江隧道盾構機盾尾密（mì）封
武漢（hàn）三陽路長江（jiāng）隧道工（gōng）程是國內首條公鐵合（hé）建且直徑Z大的盾構（gòu）法隧道。采用2台直徑15.76m泥水氣平衡盾構先後同（tóng）向始發掘進左右兩線，盾構段單（dān）線長度2590m，Z大縱坡30‰，Z小轉彎半徑R=1200m。盾構在高水頭複合地層環（huán）境中掘進，切口（kǒu）中心Z大覆土深（shēn）度達到49m。所處地層“上軟下硬”，地質條件複雜，穿越土層主要有（yǒu）：③2粉質黏土、④2粉細砂、④3中（zhōng）粗（cū）砂、（15）a-1強風化粉砂質（zhì）泥岩（yán）、（15）b-1弱膠結礫岩（yán）、（15）a-2弱風化粉砂質泥岩。地（dì）下水主要為基岩裂（liè）隙水，接受其（qí）上部含水層中地下水的下滲及側向滲流補給。管片采（cǎi）用通用楔形管片錯縫拚裝，管片（piàn）外徑15.2m，環寬2m，厚0.65m。
工程盾構機頭（tóu）設計為錐形，盾體由前盾、中盾及尾盾組（zǔ）成。盾尾鋼板厚度120mm，盾尾鋼（gāng）板（bǎn）內側與管片間（jiān）隙110mm。盾尾共設置4道盾尾鋼絲刷及1道鋼板刷形成4個密閉的油脂腔，每腔淨空長度520mm，盾尾（wěi）刷前側彈簧鋼板完全平鋪後寬410mm，每道（dào）腔體均勻布置22個油脂壓注孔，分（fèn）別由4台油脂泵控製（zhì）盾尾油脂壓注。組成盾尾刷的主要結構為：固定底板、後（hòu）側厚1.5mm交（jiāo）錯彈簧鋼板、鋼絲刷（shuā）、前側厚1mm平鋪彈簧（huáng）鋼板，由壓（yā）板及螺釘固定在盾尾上。盾尾密封及盾尾刷形式如圖1所示。
圖1 盾尾（wěi）密封及盾尾刷（shuā）形式圖
4 盾尾密（mì）封損傷及原因分析
4.1事件經過
右線（xiàn）盾構（gòu）推進至（zhì）183環時，同步砂漿從盾尾下部湧出，滲漏量約6m3，此時切口為全斷麵④2粉細砂，大量（liàng）補壓盾尾油脂，同時減少漏漿位置的砂漿注入量，推進完成後拚裝時開始在管片外弧麵整環填塞海綿，未再出現漏漿情況。清理盾尾時發現有盾（dùn）尾（wěi）刷（shuā）前側彈簧鋼板被帶出（chū），鋼板發生（shēng）彎曲變（biàn）形，如圖2所示，此情況可判斷（duàn）盾尾（wěi）刷已經發生損傷，盾尾密封存在與外界連通的滲漏通道，故在221環檢（jiǎn）查滲（shèn）漏位置的Z內道盾尾刷（shuā）：不拚裝封頂塊繼續推進（jìn），直接推至Z內一道盾（dùn）尾刷暴露，發（fā）現盾尾刷前側彈簧鋼板全部缺失，鋼絲刷出現（xiàn）翻折現象，如圖3所示。
圖2 斷裂（liè）的盾尾刷前側鋼板；圖3 滲漏位置盾尾刷（shuā）檢查
4.2前側板（bǎn）變形斷（duàn）裂原因分析
4.2.1模擬試驗
檢查發現Z內一（yī）道盾尾（wěi）刷（shuā）存在前側彈簧鋼板全（quán）部缺失的情況後，對使（shǐ）用的（de）標準型盾尾刷分別進行了數值模擬和破壞實驗。
（1）數值模擬分析
根據工程實際情況進行簡化和處理，分析前板受力，采用有限元計（jì）算（suàn）軟件ABAQUS進（jìn）行計算，前板厚度1mm，材料為新歐標DD11型鋼，密度為7850kg/m3，彈性模量為206000MPa，泊鬆比為0.3，極限強度為440MPa。
前板根據（jù）實際尺寸進行建模，約束條件為上部的剛性板完全約束自由度，下（xià）部的剛性板約束（shù）除豎向（xiàng）位移自由度（dù）之外的所有自由度，並且在分析步驟中設置強製豎（shù）向位移，迫使下部剛性（xìng）板向上位移，使得（dé）兩部分（fèn）的剛性板之間（jiān）的距（jù）離符合（hé）盾構殼體和管片之間的距離。上部和下部剛性板之間的距離設置為110mm，壓力差設（shè）定為0.5MPa。計算模型按（àn）實際尺寸設置，均設為殼單元，單元類（lèi）型為S4，單元尺寸（cùn）為5mm。
計（jì）算分析步驟：1、設置強（qiáng）製位移約束，迫使下部剛性（xìng）板向上位移；2、在前（qián）後板x正方向一側施加垂直於板（bǎn）麵的（de）均布荷載，模擬2個腔（qiāng）室填充（chōng）油脂壓力差。
如（rú）圖4所示，前板固定端局部應（yīng）力已經達到1652MPa，從材料本構上來說早已進入塑性，變形呈現流動狀（zhuàng）態，構件早已破壞。由計算（suàn）結果可以看出，在0.5MPa的壓力下（xià），盾尾（wěi）刷在盾尾管片正常間隙110mm時，前板很有可能發生斷裂。
圖4 前側（cè）鋼板有限元計算結果
（2）模擬破壞實驗
為研究盾尾刷發（fā）生破壞的具體原因，針對單個尾刷進行了模擬破壞（huài）實驗，實驗裝置選用（yòng）YES-100數顯管剛度壓力試驗機，為模擬實際施工工況，設計了一個反力架，由2塊厚（hòu）1cm鋼板組成，分（fèn）別模擬盾尾鋼結構及（jí）管片約束，尾刷根部通過螺（luó）杆（gǎn）及壓（yā）板固定在一塊鋼板上，約束3個方向的位移，另一塊鋼（gāng）板接觸尾刷鋼絲，限製其垂直於鋼板麵的位移，通過調整2塊鋼板的間距模擬盾尾鋼結構與管片之間的間隙，加（jiā）壓裝（zhuāng）置為圓柱剛體，模擬油（yóu）脂腔油（yóu）脂壓力，將麵荷載簡化成線荷載，如圖5所示。
圖5 盾尾刷（shuā）模擬破壞實驗裝置圖
由於實際施工中盾尾與管片並非同心圓，通常盾尾間隙在85～135mm之間變化，故（gù）進（jìn）行（háng）間（jiān）距85mm、110mm、135mm三個工（gōng）況的加（jiā）載試（shì）驗。按照實際施工中（zhōng）荷載（zǎi）限（xiàn）額為0.6MPa，因此（cǐ）本（běn）試驗理論加載限（xiàn）額為16.2kN，即是0.6MPa×試（shì）件的豎直投影麵積（試件的前板寬度×試驗間距）。模擬破壞實驗的結果（guǒ）如（rú）表2所示。
表（biǎo）2 模擬破壞實驗結果
由表2實驗結果可見，在正常的盾尾間隙110mm下，盾尾（wěi）刷兩（liǎng）側（cè）的壓力（lì）差達到0.52MPa即會發生前板斷裂的情況，盾尾間隙越大越易發生破壞。模擬（nǐ）破壞（huài）實驗結果（guǒ）也驗證了數值模擬分析結論較（jiào）為準確（què）。
4.2.2其他可能原因
（1）異物破壞
不均勻或者粗糙（cāo）的管片外表麵與尾刷接觸可能會造成盾尾刷的磨損加劇，造成盾尾刷的破壞。管片拚裝和推進過程中的磕碰可能造（zào）成管（guǎn）片部分破損，破（pò）損（sǔn）的混凝土碎片如果未清理幹淨進入盾尾，也可能造（zào）成盾尾刷的破壞。
（2）油（yóu）脂注入量及壓力
盾尾油脂（zhī）通過油脂注入孔進入密閉的油脂腔形（xíng）成一定的（de）壓力，推進過程中盾尾刷（shuā）與管片（piàn）外表（biǎo）麵接觸造成1～2mm的油脂（zhī）損耗，合理的油脂注入量（liàng）及（jí）注（zhù）入壓力能夠起到盾尾密封、潤滑及防止盾尾變形的作（zuò）用。過高的油脂注入壓力（lì）使盾尾刷兩側壓力差過大造成塑性變形，而過低的油脂注（zhù）入量及注入（rù）壓力（lì）可能使同步漿液竄入盾尾，凝固後造（zào）成（chéng）盾尾刷破壞。
（3）同步漿液注入壓力
該工程同步（bù）漿液為單（dān）液（yè）惰性砂漿，推進過（guò）程（chéng）中同步注入砂（shā）漿填充28cm的盾尾間（jiān）隙，由於主要在密實的砂性土和軟（ruǎn）弱基岩中推進，實際注漿量與理論（lùn）間隙（xì）量（liàng）基本一致，注漿壓力1.2MPa左右。如（rú）果注漿壓力過高（gāo），砂漿填充土體間隙的反作用力會擊（jī）穿鋼板刷，砂漿進入盾尾對盾（dùn）尾刷造成破（pò）壞。
4.2.3分析結論
根據數值分析和模擬實驗結果，造（zào）成盾（dùn）尾密（mì）封失效（xiào）的原（yuán）因主要在於鋼絲刷兩側壓（yā）力（lì）差過大超過其承載能力。在實際施工（gōng）中，Z內道（dào）鋼（gāng）絲（sī）刷由於單側受力（一側為油脂腔，一側為空（kōng）載），油（yóu）脂腔壓力過高（gāo），壓力差大於鋼絲刷承（chéng）載力，造成（chéng）盾（dùn）尾鋼絲刷破壞，前側板斷裂。
4.3改進措施
根據盾尾刷檢查的情況及上述分析結論，應對措施主要應從盾尾刷前板剛度加強和油脂注入量及壓力控（kòng）製兩方麵著手。
4.3.1盾尾刷（shuā）改進
采用（yòng）第（dì）二代加強型盾尾刷整環更換Z內道盾尾刷，前板由2塊平行的厚1.5mm鋼板改為（wéi）5塊厚1mm彈簧鋼板，5塊板布置形式（shì）為鋼絲刷上覆2層平（píng）行鋼（gāng）板，搭（dā）接處覆（fù）1塊鋼板，同時搭接處進（jìn）行改進，與後板相同，根部形成倒（dǎo）角，使得每塊盾尾鋼絲刷之（zhī）間形成一定的搭接。加強型盾尾刷和原標準（zhǔn）型盾尾刷形式如圖6所示（shì）。
圖6 加（jiā）強型盾（dùn）尾刷與原標準（zhǔn）盾尾刷比較圖
（左為加強型，右為原標準型）
4.3.2油脂注入量及壓力階梯式控製（zhì）
適量（liàng）壓注盾尾油脂，每環油脂基礎壓注量VRing=Da×Pi×L×T，（Da=隧道外徑15.2m，Pi取3.14，L=環寬2m，T=油脂密封厚度，該工程取2mm），另外還需考（kǎo）慮油（yóu）脂管阻損（sǔn）耗和管片環縫縱縫損（sǔn）耗（hào）等，所以每（měi）環實（shí）際油脂壓注量通常在基（jī）礎壓注量的120%～140%之間。
前一階段施工過程中，主要以油脂（zhī）注入量為控製標準（zhǔn），保證每環推進過程中每道油脂腔的注入量，油（yóu）脂注（zhù）入壓力控製以不低於外界水土壓力為準，每道油脂腔注入量及壓力基（jī）本一致。
吸取（qǔ）盾尾密封損壞的教訓後，在後期施工過程中，油脂壓注根據每道油脂（zhī）腔壓力（lì）合理設置壓注速度（dù），保持每腔油脂（zhī）壓力由內至（zhì）外階梯狀均勻遞增，通常每（měi）腔壓力差0.2～0.3MPa，Z外道（dào）油脂壓力略高於注漿壓力。盾尾密封壓力階梯狀（zhuàng）遞增示意如圖7所示。
圖7 盾尾密封壓力階梯狀遞增
4.4改進效果
目前，對加（jiā）強型盾（dùn）尾刷同樣進（jìn）行了模擬實驗，實驗裝置及工況與模擬實驗中一致，針（zhēn）對盾尾間（jiān）隙85mm、110mm及135mm3種（zhǒng）工況，實驗結果表明在外部荷載0.6MPa的作用下，前側板均未發（fā）現明顯的塑性變形及斷裂情況；實際施工中，右線盾構（gòu）在380環進（jìn）行了盾尾Z內道盾（dùn）尾鋼絲刷的更換，後續推進均未（wèi）發現（xiàn）盾尾泄露情況。
5 結語
在實際施工過程中盾尾密封的損（sǔn）壞是由多種複雜因（yīn）素共同作用而形成（chéng）的結果，通過數值模擬分析和模擬破壞（huài）實驗可以較直觀的判（pàn）斷盾尾刷抗損能力，采用符合工程所需強度的盾尾密封裝置，結合合理的密封油（yóu）脂量和腔體壓力設定，可以Z大限度地保護盾（dùn）尾刷有效密封。以前的研究通常集中於盾尾（wěi）密封損壞後（hòu）的更（gèng）換修複技術，而從根本（běn）上找出盾尾刷損壞的原因，在源頭上采取措施避免盾尾密封的失效，能夠大大降低施工風（fēng）險並提高經濟效益。但（dàn）現（xiàn）有的數值分析和破壞實驗條件無法完全模擬（nǐ）出盾尾刷在真實（shí）的複雜地下（xià）水土壓力環境中受力損壞的情況（kuàng），尚有待（dài）進一步完善。
