土壓平衡盾構土倉內黏性渣土堵塞的模擬判別與分析

季 昌，周順華，姚琦鈺，金鈺寅，歐陽皖霖

（1.同濟大學道路與交通工程教育部重點實驗室，上海 201804；2.同濟大學上海市軌道交通結構耐久與系統安全重點實驗室，上海 201804）

土壓平衡盾構（earth pressure balance shield，EPB）目前已成為我國當前修建地鐵隧道的主要方法之一［1］。當盾構土倉內渣土滲透性較低、不排水抗剪強度為5～25 kPa時，其處于較理想的流塑性狀態［2］。此時EPB的掘進功效和施工安全性大大增強。在天然土層中掘進時，渣土的流動性通常難以達到理想狀態［3-4］。當土層黏性較強時，盾構掘進過程中常遭遇土倉內渣土堵塞問題，而這種情況只有當刀盤區域、土倉內渣土嚴重堵塞時才能被發現。此時，泥餅或泥團已硬化而難以去除［5］，造成盾構掘進施工安全隱患并影響盾構機械裝備使用壽命。圖1為南昌地鐵1號線某盾構區間土倉內渣土所結泥團的實景［6］。我國在廣州和深圳地鐵建設初期就曾遭遇較為嚴重的結泥餅事故，如廣州地鐵1號線西段盾構結泥餅后引發地表塌方、東段盾構因結泥餅而引發地表隆起，廣州地鐵2號線穿越珠江施工時盾構結泥餅引發噴涌和塌方，深圳地鐵金福區間盾構因結泥餅而引發盾構機械損壞［7］。黏土層內可否實時判別渣土的堵塞狀態對于提高盾構掘進安全和工效意義重大。

圖1 盾構掘進時渣土所結泥團實景Fig.1 Photo of the mud mass inside the chamber during shield tunneling

針對黏性渣土的堵塞問題，國內學術界的研究多以工程項目為背景，一般從地質環境、盾構機械和施工參數等方面推測刀盤結泥餅的原因，部分研究成果如下。候凱文等［8］指出盾構刀盤中心開口不足和土體線速度小、土體流動性差是刀盤結泥餅的主因；楊益等［9］等將老黏土地層內盾構刀盤區域渣土堵塞劃分為4個不同的風險分區；方勇等［10］提出了面板式盾構刀盤結泥餅發生和發展過程。由此可知刀盤開口率越大，刀盤區域渣土堵塞風險越小。

國外對于該問題的研究早于國內，研究手段多以室內土力學試驗為主，部分研究成果如下。Vinai等［11］、Peila等［12］、Gharahbagh等［13］得出塌落度值和渣土屈服應力間存在聯系。Messerklinger等［14］開發了新型加壓式十字板剪切裝置。同年Meng等［15］、次年Zumsteg等［16］借助該類裝置開展了試驗。Sass等［17］設計了一種黏附測試缸，試驗得出高嶺黏土的粘附力隨壓縮力而變化。Heuser等［18］探索電滲透法來處理盾構機械內渣土堵塞問題。Thewes等［19］介紹了各類盾構土倉堵塞風險評估圖。Basmenj等［20］得出蒙脫土、高嶺石等兩種礦物的附著力值隨濕度變化的趨勢有所不同。Hernandez等［21］得出初始含水量和外加劑百分比等對渣土堵塞風險影響較大。Liu等［22］測量出黏土的Atterberg極限，并評價分散劑對土壤的影響。De等［23］組合使用Hobart混合器和ATUR裝置來評估黏土堵塞。Ye等［24］針對泥質總含量為40.5%的泥質粉砂巖提出考慮坍落度值和流動性指數的土體改良方法。

除室內試驗手段外，有部分學者嘗試以測試裝置與土倉內渣土物理接觸的方法來判別土倉內渣土流動狀態，如Dobashi等［25］在現場試驗中以土倉內剪切板扭矩來推算渣土屈服應力和黏度。此外，孫吉主等［26］還嘗試以粒子圖像測速法聯合人工透明土的思路來研究非接觸式觀測盾構土倉內渣土流動狀態。人工合成“透明土”模擬真實土體的設想是由Iskander等［27］提出。次年Allersma等［28］提出將PIV（particle image velocimetry）圖像技術引入試驗巖土工程領域?！傲Ｗ訄D像測速法+人工透明土”的方法已在樁基-土相互作用、盾構隧道-土相互作用的模型試驗中開展實質性運用，如Ni等［29］、宮全美等［30］所開展的研究，但未見可觀測土倉內渣土流動狀態的實測研究成果和實物裝置。

綜上，目前對盾構掘進時黏性渣土堵塞問題已有了較多成果，但尚欠缺對土倉內黏性渣土堵塞行為和評估方法的認知。為此，本文擬開發可觀測和判別隔板附近渣土流動狀態的試驗裝置，裝置開發時刀盤選擇大開口率型式來規避該區域渣土堵塞風險，然后通過模型試驗測試及結果分析明確黏土層內盾構土倉渣土堵塞的發生條件和發展過程，并以隔板附近渣土剪切扭矩為評價渣土堵塞的判別依據，建立渣土堵塞與渣土剪切扭矩變化的內在關聯，最終建立盾構土倉內黏性渣土堵塞的實時判別方法。

1 試驗設計

1.1 試驗裝置

傳統模型盾構裝置無法觀測和判別隔板附近渣土流動狀態，本文開發出可觀測和判別隔板附近渣土流動狀態的試驗裝置。該裝置由模型盾構裝置和配套剪切板組成。模型盾構裝置由模型盾構、模型土箱、盾構機檢修臺、懸臂吊和控制系統等五部分組成，模型試驗裝置的前四部分實物如圖2a所示，盾構刀盤直徑為637 mm。刀盤開口率為70%。刀盤正面2根輻條上各自設置1個土壓力傳感器，分別以CE1和CE2表示，刀盤正面設置壓力傳感器的設計在現有模型盾構裝置上未見公開報道，刀盤實物如圖2b所示。通過活塞圓盤推動土樣、刀盤旋轉的組合操作來模擬盾構向前掘進?，F有裝置采用土倉隔板面相連的頂力裝置向后頂進、刀盤旋轉來模擬盾構向前掘進（Kashima［31］、Nomoto［32］、Xu［33］、Hu［34］、Li［35］）。對比現有思路，本文試驗裝置掘進模擬設計思路發生了較大變化。

圖2 模型盾構試驗裝置Fig.2 Shield model test device

本文模型盾構掘進設計方案擬在模擬實際盾構掘進的前提下，新增現有模型盾構裝置不具備的隔板附近渣土流動觀測功能。

可通過圖3實測數據來證實本文試驗裝置可模擬實際盾構掘進：在多組流塑性較好的重塑試驗土層內，當盾構刀盤擠土不明顯時（該狀態下易達到平衡掘進狀態），圖3顯示刀盤面法向荷載沿豎向呈線性分布且壓力梯度約為10 kPa·m-1。Bezuijen等［36］借助直徑為9.76 m的荷蘭博特萊克鐵路盾構隧道工程所測的刀盤面法向荷載，沿豎向壓力梯度范圍為10～15 kPa·m-1，兩者具有相似性?，F有研究未發現隧道覆土厚度變化是影響土倉內黏性渣土堵塞的影響因素，故不考慮隧道埋深變化條件下，本文模型盾構掘進設計方案中掘進參數可精細化控制、試驗土層可重塑固結等功能有助于提升土壓平衡盾構掘進模擬的真實度。圖4以SFN2-1土樣為例展示了本文模型土箱內土樣重塑后的實物，而現有模型盾構裝置不具備的土樣固結功能。模型盾構裝置控制系統核心為可編程邏輯控制器（PLC），可通過該系統控制掘進速度、刀盤轉速、螺旋輸送機轉速和剪切板轉速參數。

圖3 刀盤正面擠土不明顯時CE2測點實測受荷Fig.3 Measured load of the CE2 measuring point in the front of the cutter head

圖4 模型土箱內SFN2-1組重塑后的土樣Fig.4 Soil sample of group SFN2-1 after remodelling in the model soil box

隔板附近渣土流動觀測是通過隔板上大面積區域設置透明有機玻璃板，并借助隔板后方的相機透過該區域測定渣土流動數據而實現。本文模型盾構掘進設計方案下，模型盾構隔板后方空間大面積無遮擋，為隔板面布設和檢修透明有機玻璃圓板、剪切板和壓力傳感器提供了有力條件，并為隔板后方布設攝像機觀測提供了便利，而現有模型盾構隔板后方千斤頂組占據了大量空間，較難在隔板面上設計渣土流動觀測功能。本文盾構隔板設計為多孔結構，觀測隔板附近渣土流動主要通過在隔板PB1-PB3開孔處加裝有機玻璃圓板實現，而剪切板安裝于PF1-PF2開孔處，此外土壓力傳感器安裝于沿豎向排布的PE1-PE6開孔處，隔板不同測試孔位的空間位置如圖5a所示。隔板區域實物如圖5b所示。

圖5 隔板上剪切板和渣土流動可視化區（單位：mm）Fig.5 Shear plates and muck flow visualization areas on the model shield partition(unit:mm)

據檢索國內外公開文獻，現有模型盾構裝置尚無測定渣土剪切扭矩的功能。本文測定盾構隔板附近渣土剪切扭矩的配套剪切板由驅動部分、剪切扭矩測試部分、剪切板機械部分和保護罩部分組成，見圖6：①驅動部分由減速電機和和伺服電機組成，通過驅動部分控制剪切板的轉速。②剪切扭矩測試部分為動態扭矩傳感器，其量程為10 N·m綜合精度為0.3%FS。FS代表全量程。通過該動態扭矩傳感器實時采集剪切板扭矩。③剪切板機械部分由剪切板頭、主軸和軸聯器等組成，剪切板頭為單翼式結構、板頭形狀為矩形、板頭長寬比為1：1.5且可設計為10 mm×15 mm、30 mm×45 mm等尺寸。④通殼體將動態扭矩傳感器、主軸包圍在內予以保護。剪切板裝置旋入土倉隔板上的PF1～PF2孔，使剪切板頭伸入土倉內，剪切板板身位于隔板后部。工作時單翼剪切板板頭并與土倉內流動渣土接觸作用。動態扭矩傳感器是單翼剪切板裝置的核心部件之一，為確保渣土剪切扭矩的測試精度，需對動態扭矩傳感器開展標定，標定時采用動應變儀、數顯扭力扳手聯合標定法。圖7顯示剪切板轉速為5轉·min-1的標定結果。對比數據可見動應變儀、數顯扭力扳手所采集到的剪切扭矩基本吻合，兩者的實測峰值均出現在用手阻滯或豎向桿限位時，由此證明該標定方法便捷、可靠。

圖6 單翼剪切板Fig.6 Single-wing shear plate

圖7 剪切板轉速為5轉·min-1時的標定結果Fig.7 Calibration result when at a rotational speed of the shear plate of 5 rev·min-1

1.2 試驗方案

通過本文試驗擬實測兩部分內容：①渣土黏性、壓縮率變化下模型盾構隔板附近渣土流動狀態和土倉壓力分布，②通過模型盾構隔板上的剪切板同步實測隔板附近的渣土剪切扭矩。設計實測內容①的目的是為分析土倉內黏性渣土堵塞的發生條件和發展過程。設計實測內容②的目的是因為即使明確了土倉內渣土堵塞發生和發展過程，但現場難以在盾構隔板上實現對土倉內渣土流動狀態的可視化觀測，故引入渣土剪切扭矩為指標，并建立渣土堵塞與渣土剪切扭矩變化的內在關聯。最終建立現場可運用的盾構土倉內黏性渣土堵塞的實時判別方法。

為模擬渣土黏性變化，依托正在開展基坑開挖的工程進行現場取土樣，并通過重塑操作實現土樣含水率差異變化，所取土樣包括黏性土和粉質黏土。黏土來源于蘇州某基坑工地現場區域，對該土樣進行室內觀測評估后發現部分土樣受到抽條加固區影響。由于水泥等膠結顆粒的存在，土樣實際黏性應高于勘察報告測定指標。粉質黏土來自上海地區某基坑工地現場區域。兩者的物理力學性質見表1。為使現場所取土樣的含水率、顆粒級配等特性分布均勻，對土樣進行排水固結，最終重塑配置出三種不同的土樣：30%含水率黏土、40%含水率黏土、30%含水率粉質黏土，如表2所示。土樣編號分別為N1-1、N1-2和FN1-1，黏土中N1-2土樣因土體含水率比N1-1土樣低10%，故N1-2土樣的黏性更大，且兩者黏性均大于FN1-1。

表1 取土土樣的物理力學性質Tab.1 Physical and mechanical properties of soil samples

表2 試驗土樣分組及編號Tab.2 Test groups and their numbering

為模擬渣土壓縮率變化，試驗過程中通過調節推進速度、刀盤轉速、螺旋輸送機轉速等參數來改變盾構進出土量?，F場刀盤轉速Nc一般在0.5～1.5轉·min-1之間，本文將Nc考慮為1轉·min-1。螺旋輸送機排土量與螺旋輸送機轉速成正比，螺旋輸送機轉速Ns一般在10～25轉·min-1之間，本文以插值法將Ns定為27.5、17.5（基本參量）和12.5轉·min-1等三個參量。在Nc和Ns基本參量確定的基礎上，以“理論進出土量相近”為原則，確定出推進速度v取值為12 mm·min-1，v的計算公式如下：

式中：v為推進速度，mm·min-1；Ns為螺旋輸送機轉速，轉·min-1；dsi為螺旋輸送機筒的內徑，取值為81 mm；dro為螺旋輸送機螺桿的外徑，取值為30 mm；P為螺旋葉片間距，取值為60 mm；Dc為土倉內徑，取值為643 mm。

明確試驗所需的掘進參數設定參量后，針對N1-1、N1-2、FN1-1等三組不同土樣，其試驗步驟均如表3所示。

表3 不同試驗的掘進參數控制步驟Tab.3 Control steps of tunnelling parameters for different tests

試驗時依次將螺旋輸送機轉速Ns參量控制為27.5、17.5和12.5轉·min-1，且該三個參量均維持1 min，并始終保持刀盤轉速Nc、推進速度v不變，以此模擬盾構進出土量的變化。

2 試驗結果及分析

對不同含水率下黏土、粉質黏土層開展模型盾構試驗，實時測試隔板附近渣土流動狀態、該區域內渣土剪切扭矩及土倉壓力沿豎向分布數據，進而試驗分析明確土倉內黏性渣土堵塞的發展過程，最終得出以渣土剪切扭矩為指標的土倉內渣土堵塞判別方法。

2.1 黏土試驗組渣土流動和土倉壓力分布

黏土試驗組分別使用N1-1、N1-2等兩組土樣。試驗發現模型盾構進出土量變化過程中隔板附近N1-1、N1-2土樣所成渣土在平行于隔板的環面上均繞中軸線旋轉，且旋轉方向與刀盤轉動方向同向。通過透明有機玻璃板觀測到“弧形凹痕”，如圖8a、圖9a中的橢圓標記區域內。本文推斷此弧形凹痕的出現是受渣土黏滯的影響，即弧形凹痕的兩側渣土沿環面繞中軸線流動角速度有差異。

圖8b、圖9b進一步借助土倉壓力分布形態變化來輔助分析土倉內渣土流動特征。試驗發現模型盾構進出土量變化過程中隔板上側土倉壓力增幅明顯小于下側其他測點。隨著土倉內渣土壓縮率、渣土黏性越大，該趨勢越顯著。渣土壓縮率越大是指試驗時將進出土量比值增大，渣土黏性越大是指試驗時將黏土含水率減少。據此推斷前述兩組黏土所成渣土在盾構土倉內流動時，土倉頂部易松弛甚至是局部會出現空隙。

圖8 N1-1實驗Fig.8 N1-1 test

圖9 N1-2試驗Fig.9 N1-2 test

2.2 粉質黏土試驗組渣土流動和土倉壓力分布

粉質黏土實驗組使用FN1-1組土樣。試驗發現模型盾構進出土量變化過程中隔板附近FN1-1土樣所成渣土在平行于隔板的環面上均繞中軸線旋轉，且旋轉方向與刀盤轉動方向同向。通過透明有機玻璃板未觀測到弧形凹痕，渣土流動實景如圖10a。實測發現隔板附件渣土繞中軸線同一半徑上任意點渣土角速度（簡稱渣土徑向角速度）相等。以表2的試驗步驟Ⅱ為例，PB1、PB2和PB3可視化區內渣土角速度分別約為0.6、0.7、0.74轉·min-1，如圖10b所示。

圖10c進一步借助土倉壓力分布形態變化來輔助分析土倉內渣土流動特征。試驗發現模型盾構進出土量變化過程中隔板沿豎向土倉壓力近似增線性增加，隨著土倉內渣土壓縮率增大，該特征仍近似保持不變。據此推斷粉質黏土所成渣土在土倉內流動時，土倉頂部渣土脫空風險較小。

圖10 FN1-1試驗Fig.10 FN1-1 test

2.3 土倉內黏性渣土堵塞發展過程

根據2.2節的實測結果分析，FN1-1組試驗中土倉內渣土始終能被循環穩定排出，且土倉頂部未出現渣土脫空區，而渣土黏性更大的N1-1、N1-2試驗組中土倉隔板附近渣土徑向角速度出現差異，且土倉頂部出現渣土脫空。推斷隨著渣土黏性增加，盾構土倉內渣土堵塞的風險加劇，且N1-1、N1-2試驗組會出現土倉內渣土堵塞問題。具體渣土堵塞發展過程分為以下5個步驟：

（1）第1步為隨著渣土黏性增加，隔板附近局部區域渣土開始黏附于機械結構上。FN1-1組渣土黏性相對較小，試驗過程中盾構進出土穩定，未發現土倉內渣土黏附現象。結合N1-1、N1-2等兩組試驗數據，伴隨著渣土黏性增加、土倉內渣土壓縮率提升，隔板附近渣土沿環面繞中軸線流動角速度出現差異，即隔板附近渣土黏附區與非黏附區之間的渣土環向運動趨勢出現差異，見圖11a。據此判斷當土倉內渣土黏性、壓縮率增加到一定程度，局部區域的渣土運動至隔板附近時動能已耗盡，且在刀盤轉軸、土倉側壁等處出現渣土黏附。

（2）第2步為土倉頂部開始出現月牙形渣土脫空區。N1-1、N1-2等兩組試驗中隔板附近非黏附區內渣土繞中軸線流動至螺旋進土口附近并被帶入螺旋輸送機排出，而渣土黏附區內僅有少量處于邊緣位置的渣土在流動渣土攜帶下被循環排出，此時土倉上側渣土黏附區受自重影響向下移動，土倉頂部開始出現月牙形狀的脫空區，見圖11a。

（3）第3步為渣土脫空區進一步增大、渣土黏附區向刀盤方向發展。N1-1、N1-2等兩組試驗中一旦隔板附近渣土沿環面繞中軸線運動角速度存在差異且該趨勢長期保持，隔板附近渣土黏附區內渣土的壓縮會加劇，致使該區域渣土黏附性更強。與該區域接觸的流動渣土受其影響被黏附，致使渣土黏附趨勢進一步向刀盤方向發展，土倉頂部渣土脫空區也進一步增大，見圖11b。

圖11 土倉內渣土堵塞的發展過程Fig.11 Development of muck blockage inside the chamber

（4）第4步為盾構土倉渣土黏附區域內渣土失水結成泥團。隨著土倉內渣土黏附范圍擴大，刀盤和攪拌裝置運動時所受阻力不斷增加，刀盤扭矩等參數參量快速增長，機械-渣土相互作用時機械能轉化為熱能的比例迅速增大。土倉內黏附區域渣土在高溫影響下不斷失水，逐步形成較難處理的泥團，該泥團較難被螺旋輸送機排出。

（5）第5步為盾構掘進功效下降、土層變形過度風險加劇。隨著土倉內泥團增多，引發刀盤扭矩、推力等關鍵參數及螺旋輸送機出渣出現異常，并造成盾構掘進困難、周邊環境變形過度。因N1-1和N1-2組試驗時，模型試驗裝置功率和試驗時間較短，步驟（4）和步驟（5）過程在模型試驗較難被觀測到，但實際盾構掘進時在土倉內易發生。

綜上，土倉隔板附近渣土徑向角速度出現差異是土倉內渣土堵塞的發生條件，渣土堵塞發展過程中刀盤轉軸、土倉側壁附近的渣土黏附區逐漸向刀盤發展，且土倉頂部渣土脫空區逐步增大。

模型盾構掘進參數變化過程中同步測試土倉上側和土倉下側特征處1#、2#剪切板的渣土剪切扭矩變化特征，N1-1、N1-2兩組試驗的實測數據如圖12所示。

由圖12可知，土倉頂部渣土剪切扭矩幅值接近于零，佐證了隔板附近該區域渣土相對松散的推斷，而土倉下側剪切扭矩也出現循環波動，可推斷該區域渣土密實度要大幅高于土倉頂部渣土密實度。1#和2#剪切板渣土剪切扭矩對比所反饋出的土倉頂部脫空的結論與2.2節模型盾構試驗中渣土流動和土倉壓力分布變化特征相吻合。由此證明可在土倉頂部、下側布設單翼剪切板裝置，并通過剪切扭矩幅值差異來判別土倉內是否開始出現渣土局部堵塞行為。

圖12 1#和2#剪切板所測渣土剪切扭矩對比Fig.12 Comparison of muck shear torque measured by No.1 and No.2 shear plates

3 土倉內黏性渣土阻塞判別方法

根據試驗分析結果，進一步提出實時判別土倉內黏性渣土堵塞的流程，如圖13所示。

圖13中盾構土倉內黏性渣土堵塞風險的實時判別流程如下：

圖13 土倉內黏性渣土堵塞風險的判別流程Fig.13 Judging procedure of the clogging risk of the cohesive muck inside chambers

（1）在實際盾構隔板上側、下側區域選擇合適特征點開孔，開發適用于盾構所處地下環境的大型單翼剪切板，將剪切板安裝固定在隔板上。

（2）盾構掘進時，同步啟動土倉上下側的雙組單翼剪切板，使土倉內渣土與剪切板板頭相互作用并實時測定出雙組剪切板的渣土剪切扭矩。

（3）經過渣土剪切扭矩的數據信號沿程傳輸，安裝動應變儀配套軟件的PC電腦顯示屏實時顯示渣土剪切扭矩變化特征。

（4）根據土倉上下側特征處的渣土剪切扭矩差異，實時判別土倉內黏性渣土是否堵塞。

（5）若判別土倉內渣土有堵塞風險，則實時警告盾構司機，以便盾構司機及時介入降低渣土顆粒間黏附力的渣土改良措施，從而使土倉內渣土快速回歸流塑性狀態。

（6）若判別土倉內渣土沒有堵塞風險，則繼續維持原有盾構掘進參數。

4 結語

本文開展了土倉內黏性渣土堵塞特征和判別方法的試驗研究，主要結論如下：

（1）通過對模型盾構土倉內渣土流動可視化觀測發現土倉隔板附近渣土徑向角速度出現差異是盾構穿越黏土層時土倉內渣土堵塞的發生條件。

（2）黏土層內盾構土倉內渣土堵塞發生后，該渣土堵塞發展逐步經歷刀盤轉軸和土倉側壁附近渣土黏附、土倉頂部出現渣土脫空區、黏附區域逐步向刀盤發展且土倉頂部脫空區增大、土倉內渣土黏附區持續失水且開始結泥團、土倉內泥團增多誘發盾構掘進困難等階段。

（3）在土倉隔板頂部和下側安裝本文提出的雙組剪切板后，可根據渣土剪切扭矩幅值差異來判別土倉內黏性渣土堵塞是否會出現，當雙組剪切板的渣土剪切扭矩波動趨勢相似且頂部渣土剪切扭矩幅值接近于零時，黏土層內盾構土倉渣土堵塞行為開始發生。

（4）建議可根據本文所提的土倉內黏性渣土堵塞的實時判別流程和配套裝置，進一步在黏土層內開展現場測試，形成適用于現場實際盾構的土倉內黏性渣土堵塞感控裝備和技術。使土倉內黏性渣土還未結成難處理的泥餅前就發現堵塞風險，從而較早運用渣土改良措施，使土倉內渣土重新回歸流塑性狀態。

作者貢獻聲明：

季昌：研制試驗平臺、撰寫論文。

周順華：指導、審定論文。

姚琦鈺：數據整理與圖表編輯。

金鈺寅：參考文獻整理。

歐陽皖霖：參與論文修訂。