魏林春

(上海隧道工程有限公司，上海 200082)

0 引言

近年來，隨著盾構法隧道工程越來越多，遇到的地質環(huán)境也日趨復雜。盾構施工技術應用雖已較為成熟，但在長距離掘進施工、不同地層地質條件下施工時，因較大的施工差異性，難免會出現盾尾刷密封失效[1-3]等問題。2018年2月7日，佛山市軌道交通2號線1期工程土建1標段盾構區(qū)間右線工地由于盾尾透水涌砂，引發(fā)隧道及路面坍塌，造成11人死亡、1人失蹤、8人受傷，直接經濟損失約5 323.8萬元[4]。盾尾泄漏對盾構掘進影響極大，通常在盾尾剛開始出現局部滲水、漏漿時，采取調整盾尾油脂注入參數、管片后墊海綿條[5]等施工措施；一旦出現盾尾刷嚴重滲漏、涌砂冒水的情況，則必須進行盾尾刷更換才能恢復掘進。這方面已有一些研究文獻。陳成等[6]以杭州慶春路過江隧道為例，論述了高承壓含水層中更換盾尾刷長距離液氮凍結技術。李陶朦[7]以南京地鐵3號線TA03標土壓盾構盾尾漏沙、漏漿為例，對土壓盾構盾尾滲漏的原因及處置措施進行了研究。姚夢威等[8]結合南京緯三路過江通道長距離盾構掘進過程中盾尾刷嚴重滲漏、涌砂冒水工程實例，提出了液氮凍結止水及盾尾刷更換方案。

目前，盾尾絕大部分是采用鋼絲刷+鋼板刷的密封構造形式。由于盾尾設計不合理或盾構施工過程控制不當，盾尾刷較容易發(fā)生破壞，導致盾尾滲漏事故。例如： 盾構姿態(tài)糾偏過猛，盾尾油脂參數不合理[9]或盾尾間隙中混入較大的混凝土碎塊等均可能導致盾尾刷損壞。通常盾構制造廠商會在同類級別的盾構上采用較統(tǒng)一的盾尾刷型號，但由于每臺盾構的盾尾間隙設置和盾尾密封工作壓力不同，導致盾尾刷的工作適應性不同?，F有研究僅局限于盾尾刷的結構設計[10]、耐磨性和彈性性能[11-12]及盾尾更換方案[13-15]等方面，而在盾尾密封失效誘因等方面認識不夠深入、全面，對特定盾尾刷在不同盾尾間隙下的正常工作壓力差范圍和適應性的研究存在欠缺。

本文對依托盾構工程采用的盾尾刷進行模擬試驗分析，研究其在不同的盾尾間隙下的工作性能，探討盾尾刷破壞機制、盾尾密封失效誘因等，以期為今后類似工程的盾尾刷密封止水效果評估提供技術支持和參考借鑒。

1 工程背景

1.1 盾尾密封結構

某越江隧道工程采用泥水平衡盾構施工，穿越地層主要為粉細砂、中粗砂、強(中)風化泥巖和礫巖等，隧道最大水頭約0.65 MPa。盾尾密封采用4道鋼絲刷和1道鋼板刷組成，設計盾尾間隙為110 mm，管片在盾尾內可調節(jié)范圍為±50 mm，即盾尾間隙浮動范圍為60～160 mm。盾尾密封構造示意圖見圖1。

圖1 盾尾密封構造示意圖(單位： mm)

盾尾鋼絲刷由前保護板、后壓緊板、金屬鋼絲刷和基座板組成。本工程盾構盾尾刷構造及尺寸如圖2所示。單塊鋼絲刷底座長275 mm，寬200 mm。鋼絲刷前保護板由2塊200 mm(長)×150 mm(寬)且相互搭接50 mm的彈簧鋼板組成，總寬度為250 mm；后壓緊板由2塊274.9 mm(長)×150 mm(寬)且相互搭接50 mm的彈簧鋼板組成，總寬度為250 mm；前后彈簧鋼板間由4層彈性鋼絲填充，填充鋼絲總寬為200 mm，長度為230～275 mm。

1.2 盾尾滲漏原因分析

在依托工程左線隧道盾構推進至174環(huán)、千斤頂行程為2 000 mm時，盾尾5點鐘位置首次出現同步漿液漏漿，立即暫停盾構推進，補壓盾尾油脂，對滲漏漿液進行清理。清理油脂過程中，發(fā)現推進方向5點鐘位置有1塊1 mm厚盾尾刷鋼板被帶出，斷裂鋼板發(fā)生彎曲變形，如圖3所示。

在盾尾出現滲漏后，采取全斷面填塞海綿進行管片拼裝。為防止海綿在推進過程中外溢，在管片底部90°范圍內安放插板。插板長度為1.75 m，安放在2組千斤頂之間。為保證后續(xù)過江段盾構推進施工安全，在221環(huán)檢查滲漏點處第4道鋼絲刷破損情況。將10#封頂塊(對應推進方向5點鐘位置)位置空出，繼續(xù)推進千斤頂，使封頂塊位置范圍內的第4道盾尾鋼絲刷暴露出來，檢查發(fā)現該處鋼絲刷前保護板翻出和缺失，且鋼絲大部分翻出，但管片后填充的海綿及油脂密封效果較好，未見同步漿液滲漏，如圖4所示。

(a) 實物照片

(b) 平面尺寸圖

(c) C向視圖

(d) B向視圖

從盾尾清理出的斷裂鋼板破壞形態(tài)和盾尾刷檢查情況分析，初步確定為盾尾刷鋼板受外力影響向外翻折，造成盾尾刷前保護板根部沿壓板位置齊根斷裂，從而形成滲漏通道，導致盾尾油脂外漏。

圖3 斷裂的盾尾刷鋼板

圖4 盾尾刷檢查照片

2 盾尾刷模擬試驗

采用依托工程盾構施工中的盾尾刷進行模擬試驗，并專門設計了可以模擬盾尾間隙和盾尾油脂壓力等盾尾刷工作環(huán)境的模擬試驗裝置。通過模擬不同的盾尾間隙和盾尾油脂壓力差下的盾尾刷工作性能和變形狀態(tài)，評估盾尾刷的工作狀態(tài)。

2.1 試驗加載方案

盾尾刷反力架模擬試驗裝置如圖5所示。通過設計可調節(jié)間距的活板1和活板2來模擬盾尾內弧面和管片外弧面間隙，盾尾刷試件通過錨板固定在活板2上；利用T字形壓桿模擬盾尾油脂壓力(將盾尾油脂給盾尾刷底部鋼板的面壓力轉換為集中線性荷載)，施加給盾尾刷底部鋼板，從而模擬盾尾油脂壓力環(huán)境。試驗加載儀器為YES-100數顯管剛度壓力試驗機，其加載范圍為±100 kN，測試精度為±1 N，上下工作臺間最大距離為3 000 mm，加載速度為2 ～20 000 mm/min。

本次試驗試件為實際工程中所采用的盾尾鋼絲刷，共有5個，編號為1—5。對試件1—5分別進行盾尾間隙為60 mm、85 mm、110 mm、135 mm和160 mm的加載試驗，如圖6所示。加載試驗采用位移控制，加載速度為5 mm/min。試驗終止條件為模擬盾尾油脂壓力超過0.6 MPa或鋼絲刷彈簧鋼板斷裂失效。本次試驗采用DH5921動態(tài)電阻應變儀和XL2118A靜態(tài)電阻應變儀進行試驗數據記錄和采集。

(a) 模型圖

(b) 結構圖

2.2 測點布置及檢測內容

在盾尾鋼絲刷試件的前保護板、后壓緊板同一側分別粘貼3個軸向應變片，如圖7所示。前保護板前部、中部和根部分別編號為Qa、Qb、Qc，后壓緊板前部、中部和根部分別編號為Ha、Hb、Hc。

圖7 前、后板應變測點布置圖

3 試驗過程及結果

3.1 試驗現象分析

本文以盾尾間隙110 mm和135 mm為例對試驗現象進行分析。

盾尾間隙為110 mm時的試驗加載過程及現象如下： 開始加載后，所有應變測點通道均連通、有讀數，試件3以較快速度向下彎曲變形，呈倒“S”形，盾尾刷前保護板的中部、端部與活板快速緊密貼合； 當反力架壓桿位移為160 mm時，聽到鋼板破壞的響聲，此時荷載為11.58 kN，同時觀察到試件3前保護板已經破壞，隨即停止加載并開始卸載； 取出試件3，發(fā)現試件前板右側1塊鋼板根部已經斷裂，同時中部發(fā)生塑性彎曲變形，另一塊鋼板根部接近斷裂并伴有中部塑性彎曲變形，如圖8所示。

(a) (b) (c)

盾尾間隙為135 mm時的試驗加載過程及現象如下： 開始加載后，所有應變測點通道均連通、有讀數，試件4以很快速度向下彎曲變形，呈倒“S”形，盾尾刷前保護板的端部與活板快速緊密貼合； 直到壓桿位移為120 mm時，盾尾刷試件出現破壞響聲，觀察到試件已經破壞，隨即停止加載并開始卸載； 取出試件4，發(fā)現試件前板左側1塊鋼板斷裂、右側中部發(fā)生塑性彎曲變形，并伴有后板中部塑性彎曲變形，如圖9所示。

(a) (b) (c)

3.2 試驗結果分析

本次模擬試驗通過T字形壓桿將盾尾油脂給盾尾刷底部鋼板的面壓力轉換為集中線性荷載，試驗結果對盾尾刷后壓緊板受力狀態(tài)和變形影響較大，而對前保護板的影響相對較小。從試驗模擬結果來看，盾尾刷前保護板破壞形態(tài)與實際工程較為一致，因此，本次試驗結果對探討實際工程中盾尾滲漏原因具有較強的參考性。

從模擬試驗結果來看，盾尾刷前、后板的根部c點的應變讀數最大，符合盾尾刷倒“S”形變形特征。5種工況下的前、后板c點應變如圖10所示。前保護板、后壓緊板最大應變均出現在c點，根據盾尾刷使用鋼材應力-應變特性，在彈性變形范圍內應變較大部位的應力水平也較高。即說明在所有應變測點中，均是c點更容易產生塑性變形或者破壞。

(a) 前保護板

(b) 后壓緊板

從不同盾尾間隙工況下的試驗結果可以看出： 1)相同荷載作用下，盾尾間隙越大，前、后板c點應變越大，盾尾刷鋼板也更容易發(fā)生破壞； 2)在較小盾尾間隙工況下，前保護板和后壓緊板的協(xié)調變形能力更強，部分工況后壓緊板比前保護板測得應變更大，但均在鋼板正常工作范圍內。

加載試驗極限荷載與破壞特征如表1所示。

表1 加載試驗極限荷載與破壞特征

由模擬加載試驗極限荷載與破壞特征來看(見表1)，盾尾間隙越小，則盾尾刷可以承受較大荷載水平，而盾尾間隙較大的試驗工況下盾尾刷可以承受的極限荷載則相對較小。加載荷載-壓桿位移曲線如圖11所示。

圖11 加載荷載-壓桿位移曲線

從表1中盾尾刷試件的破壞特征與圖11可知，相同荷載時，盾尾間隙越大，壓桿位移基本上也越大，盾尾刷整體變形越明顯。結合模擬試驗測試應變和試件破壞特征可得： 1)在盾尾間隙為60 mm和85 mm工況時，盾尾刷前、后鋼板協(xié)調變形能力較強，盾尾刷在承受0.6 MPa左右的壓力荷載水平時，盾尾刷鋼板基本處于彈性或局部微小塑性變形階段，盾尾刷工作正常； 2)當盾尾間隙增大到110 mm工況時，隨著荷載水平增加，盾尾刷變形逐漸變大，在對應壓力達0.53 MPa時，盾尾刷鋼板局部逐步由彈性變形階段過渡到塑性變形階段，直至鋼板根部斷裂； 3)而當盾尾間隙繼續(xù)增大到135 mm和160 mm工況時，只需要較小的荷載水平，盾尾刷即產生較大變形，盾尾刷前保護板根部產生極大的塑性變形并斷裂破壞，與盾尾刷壓板完全分離，盾尾刷鋼絲外翻，從而導致盾尾失效。

4 結論與建議

本次模擬試驗設計了專用試驗裝置，采用依托工程盾尾刷作為試件，在不同盾尾間隙工況下進行了模擬試驗。模擬試驗結果表明，盾尾鋼絲刷工作狀態(tài)與盾尾間隙大小、盾尾油脂壓力參數等關系密切。在相同作用壓力下，盾尾間隙越大，盾尾刷越容易產生變形。在盾尾間隙較小時，盾尾刷能承受較大荷載而不破壞。隨著盾尾間隙的增大，盾尾刷破壞特征由前保護板產生微小塑性變形，到產生塑性變形并且根部斷裂。當盾尾間隙增大到一定程度時，較小的荷載即可造成前保護板根部產生極大的塑性變形，甚至是保護板根部斷裂，從而導致盾尾刷無法正常工作。

盾尾滲漏是盾構法隧道工程施工中的常見現象，一旦發(fā)生，極容易導致重大工程事故發(fā)生。因此，盾構新(舊)機應在投入工程項目前，針對性進行盾尾密封止水專項驗算，以確定現有盾尾密封止水構造是否滿足工程需求；盾構施工過程中，應嚴格控制盾尾各腔體盾尾油脂壓力呈梯度分布，確保盾尾刷前、后保護鋼板受到的壓力差在設計承受水平；嚴格控制盾構掘進姿態(tài)偏差，確保盾尾刷工作正常；防止管片拼裝區(qū)混凝土碎塊、金屬異物等在拼裝過程中混入盾尾，導致盾尾刷損傷。