季 昌，周順華，姚琦鈺，金鈺寅，歐陽皖霖

（1.同濟(jì)大學(xué)道路與交通工程教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，上海 201804；2.同濟(jì)大學(xué)上海市軌道交通結(jié)構(gòu)耐久與系統(tǒng)安全重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，上海 201804）

土壓平衡盾構(gòu)（earth pressure balance shield，EPB）目前已成為我國當(dāng)前修建地鐵隧道的主要方法之一［1］。當(dāng)盾構(gòu)土倉內(nèi)渣土滲透性較低、不排水抗剪強(qiáng)度為5～25 kPa時(shí)，其處于較理想的流塑性狀態(tài)［2］。此時(shí)EPB的掘進(jìn)功效和施工安全性大大增強(qiáng)。在天然土層中掘進(jìn)時(shí)，渣土的流動(dòng)性通常難以達(dá)到理想狀態(tài)［3-4］。當(dāng)土層黏性較強(qiáng)時(shí)，盾構(gòu)掘進(jìn)過程中常遭遇土倉內(nèi)渣土堵塞問題，而這種情況只有當(dāng)?shù)侗P區(qū)域、土倉內(nèi)渣土嚴(yán)重堵塞時(shí)才能被發(fā)現(xiàn)。此時(shí)，泥餅或泥團(tuán)已硬化而難以去除［5］，造成盾構(gòu)掘進(jìn)施工安全隱患并影響盾構(gòu)機(jī)械裝備使用壽命。圖1為南昌地鐵1號線某盾構(gòu)區(qū)間土倉內(nèi)渣土所結(jié)泥團(tuán)的實(shí)景［6］。我國在廣州和深圳地鐵建設(shè)初期就曾遭遇較為嚴(yán)重的結(jié)泥餅事故，如廣州地鐵1號線西段盾構(gòu)結(jié)泥餅后引發(fā)地表塌方、東段盾構(gòu)因結(jié)泥餅而引發(fā)地表隆起，廣州地鐵2號線穿越珠江施工時(shí)盾構(gòu)結(jié)泥餅引發(fā)噴涌和塌方，深圳地鐵金福區(qū)間盾構(gòu)因結(jié)泥餅而引發(fā)盾構(gòu)機(jī)械損壞［7］。黏土層內(nèi)可否實(shí)時(shí)判別渣土的堵塞狀態(tài)對于提高盾構(gòu)掘進(jìn)安全和工效意義重大。

圖1 盾構(gòu)掘進(jìn)時(shí)渣土所結(jié)泥團(tuán)實(shí)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(nèi)學(xué)術(shù)界的研究多以工程項(xiàng)目為背景，一般從地質(zhì)環(huán)境、盾構(gòu)機(jī)械和施工參數(shù)等方面推測刀盤結(jié)泥餅的原因，部分研究成果如下。候凱文等［8］指出盾構(gòu)刀盤中心開口不足和土體線速度小、土體流動(dòng)性差是刀盤結(jié)泥餅的主因；楊益等［9］等將老黏土地層內(nèi)盾構(gòu)刀盤區(qū)域渣土堵塞劃分為4個(gè)不同的風(fēng)險(xiǎn)分區(qū)；方勇等［10］提出了面板式盾構(gòu)刀盤結(jié)泥餅發(fā)生和發(fā)展過程。由此可知刀盤開口率越大，刀盤區(qū)域渣土堵塞風(fēng)險(xiǎn)越小。

國外對于該問題的研究早于國內(nèi)，研究手段多以室內(nèi)土力學(xué)試驗(yàn)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(yīng)力間存在聯(lián)系。Messerklinger等［14］開發(fā)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(yàn)。Sass等［17］設(shè)計(jì)了一種黏附測試缸，試驗(yàn)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(gòu)機(jī)械內(nèi)渣土堵塞問題。Thewes等［19］介紹了各類盾構(gòu)土倉堵塞風(fēng)險(xiǎn)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(fēng)險(xiǎn)影響較大。Liu等［22］測量出黏土的Atterberg極限，并評價(jià)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(zhì)總含量為40.5%的泥質(zhì)粉砂巖提出考慮坍落度值和流動(dòng)性指數(shù)的土體改良方法。

除室內(nèi)試驗(yàn)手段外，有部分學(xué)者嘗試以測試裝置與土倉內(nèi)渣土物理接觸的方法來判別土倉內(nèi)渣土流動(dòng)狀態(tài)，如Dobashi等［25］在現(xiàn)場試驗(yàn)中以土倉內(nèi)剪切板扭矩來推算渣土屈服應(yīng)力和黏度。此外，孫吉主等［26］還嘗試以粒子圖像測速法聯(lián)合人工透明土的思路來研究非接觸式觀測盾構(gòu)土倉內(nèi)渣土流動(dòng)狀態(tài)。人工合成“透明土”模擬真實(shí)土體的設(shè)想是由Iskander等［27］提出。次年Allersma等［28］提出將PIV（particle image velocimetry）圖像技術(shù)引入試驗(yàn)巖土工程領(lǐng)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(gòu)隧道-土相互作用的模型試驗(yàn)中開展實(shí)質(zhì)性運(yùn)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(nèi)渣土流動(dòng)狀態(tài)的實(shí)測研究成果和實(shí)物裝置。

綜上，目前對盾構(gòu)掘進(jìn)時(shí)黏性渣土堵塞問題已有了較多成果，但尚欠缺對土倉內(nèi)黏性渣土堵塞行為和評估方法的認(rèn)知。為此，本文擬開發(fā)可觀測和判別隔板附近渣土流動(dòng)狀態(tài)的試驗(yàn)裝置，裝置開發(fā)時(shí)刀盤選擇大開口率型式來規(guī)避該區(qū)域渣土堵塞風(fēng)險(xiǎn)，然后通過模型試驗(yàn)測試及結(jié)果分析明確黏土層內(nèi)盾構(gòu)土倉渣土堵塞的發(fā)生條件和發(fā)展過程，并以隔板附近渣土剪切扭矩為評價(jià)渣土堵塞的判別依據(jù)，建立渣土堵塞與渣土剪切扭矩變化的內(nèi)在關(guān)聯(lián)，最終建立盾構(gòu)土倉內(nèi)黏性渣土堵塞的實(shí)時(shí)判別方法。

1 試驗(yàn)設(shè)計(jì)

1.1 試驗(yàn)裝置

傳統(tǒng)模型盾構(gòu)裝置無法觀測和判別隔板附近渣土流動(dòng)狀態(tài)，本文開發(fā)出可觀測和判別隔板附近渣土流動(dòng)狀態(tài)的試驗(yàn)裝置。該裝置由模型盾構(gòu)裝置和配套剪切板組成。模型盾構(gòu)裝置由模型盾構(gòu)、模型土箱、盾構(gòu)機(jī)檢修臺(tái)、懸臂吊和控制系統(tǒng)等五部分組成，模型試驗(yàn)裝置的前四部分實(shí)物如圖2a所示，盾構(gòu)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(shè)置1個(gè)土壓力傳感器，分別以CE1和CE2表示，刀盤正面設(shè)置壓力傳感器的設(shè)計(jì)在現(xiàn)有模型盾構(gòu)裝置上未見公開報(bào)道，刀盤實(shí)物如圖2b所示。通過活塞圓盤推動(dòng)土樣、刀盤旋轉(zhuǎn)的組合操作來模擬盾構(gòu)向前掘進(jìn)。現(xiàn)有裝置采用土倉隔板面相連的頂力裝置向后頂進(jìn)、刀盤旋轉(zhuǎn)來模擬盾構(gòu)向前掘進(jìn)（Kashima［31］、Nomoto［32］、Xu［33］、Hu［34］、Li［35］）。對比現(xiàn)有思路，本文試驗(yàn)裝置掘進(jìn)模擬設(shè)計(jì)思路發(fā)生了較大變化。

圖2 模型盾構(gòu)試驗(yàn)裝置Fig.2 Shield model test device

本文模型盾構(gòu)掘進(jìn)設(shè)計(jì)方案擬在模擬實(shí)際盾構(gòu)掘進(jìn)的前提下，新增現(xiàn)有模型盾構(gòu)裝置不具備的隔板附近渣土流動(dòng)觀測功能。

可通過圖3實(shí)測數(shù)據(jù)來證實(shí)本文試驗(yàn)裝置可模擬實(shí)際盾構(gòu)掘進(jìn)：在多組流塑性較好的重塑試驗(yàn)土層內(nèi)，當(dāng)盾構(gòu)刀盤擠土不明顯時(shí)（該狀態(tài)下易達(dá)到平衡掘進(jìn)狀態(tài)），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(gòu)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(xiàn)有研究未發(fā)現(xiàn)隧道覆土厚度變化是影響土倉內(nèi)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(gòu)掘進(jìn)設(shè)計(jì)方案中掘進(jìn)參數(shù)可精細(xì)化控制、試驗(yàn)土層可重塑固結(jié)等功能有助于提升土壓平衡盾構(gòu)掘進(jìn)模擬的真實(shí)度。圖4以SFN2-1土樣為例展示了本文模型土箱內(nèi)土樣重塑后的實(shí)物，而現(xiàn)有模型盾構(gòu)裝置不具備的土樣固結(jié)功能。模型盾構(gòu)裝置控制系統(tǒng)核心為可編程邏輯控制器（PLC），可通過該系統(tǒng)控制掘進(jìn)速度、刀盤轉(zhuǎn)速、螺旋輸送機(jī)轉(zhuǎn)速和剪切板轉(zhuǎn)速參數(shù)。

圖3 刀盤正面擠土不明顯時(shí)CE2測點(diǎn)實(shí)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(nèi)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(dòng)觀測是通過隔板上大面積區(qū)域設(shè)置透明有機(jī)玻璃板，并借助隔板后方的相機(jī)透過該區(qū)域測定渣土流動(dòng)數(shù)據(jù)而實(shí)現(xiàn)。本文模型盾構(gòu)掘進(jìn)設(shè)計(jì)方案下，模型盾構(gòu)隔板后方空間大面積無遮擋，為隔板面布設(shè)和檢修透明有機(jī)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(shè)攝像機(jī)觀測提供了便利，而現(xiàn)有模型盾構(gòu)隔板后方千斤頂組占據(jù)了大量空間，較難在隔板面上設(shè)計(jì)渣土流動(dòng)觀測功能。本文盾構(gòu)隔板設(shè)計(jì)為多孔結(jié)構(gòu)，觀測隔板附近渣土流動(dòng)主要通過在隔板PB1-PB3開孔處加裝有機(jī)玻璃圓板實(shí)現(xiàn)，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(qū)域?qū)嵨锶鐖D5b所示。

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

據(jù)檢索國內(nèi)外公開文獻(xiàn)，現(xiàn)有模型盾構(gòu)裝置尚無測定渣土剪切扭矩的功能。本文測定盾構(gòu)隔板附近渣土剪切扭矩的配套剪切板由驅(qū)動(dòng)部分、剪切扭矩測試部分、剪切板機(jī)械部分和保護(hù)罩部分組成，見圖6：①驅(qū)動(dòng)部分由減速電機(jī)和和伺服電機(jī)組成，通過驅(qū)動(dòng)部分控制剪切板的轉(zhuǎn)速。②剪切扭矩測試部分為動(dòng)態(tài)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(dòng)態(tài)扭矩傳感器實(shí)時(shí)采集剪切板扭矩。③剪切板機(jī)械部分由剪切板頭、主軸和軸聯(lián)器等組成，剪切板頭為單翼式結(jié)構(gòu)、板頭形狀為矩形、板頭長寬比為1：1.5且可設(shè)計(jì)為10 mm×15 mm、30 mm×45 mm等尺寸。④通殼體將動(dòng)態(tài)扭矩傳感器、主軸包圍在內(nèi)予以保護(hù)。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(nèi)，剪切板板身位于隔板后部。工作時(shí)單翼剪切板板頭并與土倉內(nèi)流動(dòng)渣土接觸作用。動(dòng)態(tài)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(dòng)態(tài)扭矩傳感器開展標(biāo)定，標(biāo)定時(shí)采用動(dòng)應(yīng)變儀、數(shù)顯扭力扳手聯(lián)合標(biāo)定法。圖7顯示剪切板轉(zhuǎn)速為5轉(zhuǎn)·min-1的標(biāo)定結(jié)果。對比數(shù)據(jù)可見動(dòng)應(yīng)變儀、數(shù)顯扭力扳手所采集到的剪切扭矩基本吻合，兩者的實(shí)測峰值均出現(xiàn)在用手阻滯或豎向桿限位時(shí)，由此證明該標(biāo)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(zhuǎn)速為5轉(zhuǎn)·min-1時(shí)的標(biāo)定結(jié)果Fig.7 Calibration result when at a rotational speed of the shear plate of 5 rev·min-1

1.2 試驗(yàn)方案

通過本文試驗(yàn)擬實(shí)測兩部分內(nèi)容：①渣土黏性、壓縮率變化下模型盾構(gòu)隔板附近渣土流動(dòng)狀態(tài)和土倉壓力分布，②通過模型盾構(gòu)隔板上的剪切板同步實(shí)測隔板附近的渣土剪切扭矩。設(shè)計(jì)實(shí)測內(nèi)容①的目的是為分析土倉內(nèi)黏性渣土堵塞的發(fā)生條件和發(fā)展過程。設(shè)計(jì)實(shí)測內(nèi)容②的目的是因?yàn)榧词姑鞔_了土倉內(nèi)渣土堵塞發(fā)生和發(fā)展過程，但現(xiàn)場難以在盾構(gòu)隔板上實(shí)現(xiàn)對土倉內(nèi)渣土流動(dòng)狀態(tài)的可視化觀測，故引入渣土剪切扭矩為指標(biāo)，并建立渣土堵塞與渣土剪切扭矩變化的內(nèi)在關(guān)聯(lián)。最終建立現(xiàn)場可運(yùn)用的盾構(gòu)土倉內(nèi)黏性渣土堵塞的實(shí)時(shí)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(jìn)行現(xiàn)場取土樣，并通過重塑操作實(shí)現(xiàn)土樣含水率差異變化，所取土樣包括黏性土和粉質(zhì)黏土。黏土來源于蘇州某基坑工地現(xiàn)場區(qū)域，對該土樣進(jìn)行室內(nèi)觀測評估后發(fā)現(xiàn)部分土樣受到抽條加固區(qū)影響。由于水泥等膠結(jié)顆粒的存在，土樣實(shí)際黏性應(yīng)高于勘察報(bào)告測定指標(biāo)。粉質(zhì)黏土來自上海地區(qū)某基坑工地現(xiàn)場區(qū)域。兩者的物理力學(xué)性質(zhì)見表1。為使現(xiàn)場所取土樣的含水率、顆粒級配等特性分布均勻，對土樣進(jìn)行排水固結(jié)，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(zhì)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(xué)性質(zhì)Tab.1 Physical and mechanical properties of soil samples

表2 試驗(yàn)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(yàn)過程中通過調(diào)節(jié)推進(jìn)速度、刀盤轉(zhuǎn)速、螺旋輸送機(jī)轉(zhuǎn)速等參數(shù)來改變盾構(gòu)進(jìn)出土量?，F(xiàn)場刀盤轉(zhuǎn)速Nc一般在0.5～1.5轉(zhuǎn)·min-1之間，本文將Nc考慮為1轉(zhuǎn)·min-1。螺旋輸送機(jī)排土量與螺旋輸送機(jī)轉(zhuǎn)速成正比，螺旋輸送機(jī)轉(zhuǎn)速Ns一般在10～25轉(zhuǎn)·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(zhuǎn)·min-1等三個(gè)參量。在Nc和Ns基本參量確定的基礎(chǔ)上，以“理論進(jìn)出土量相近”為原則，確定出推進(jìn)速度v取值為12 mm·min-1，v的計(jì)算公式如下：

式中：v為推進(jìn)速度，mm·min-1；Ns為螺旋輸送機(jī)轉(zhuǎn)速，轉(zhuǎn)·min-1；dsi為螺旋輸送機(jī)筒的內(nèi)徑，取值為81 mm；dro為螺旋輸送機(jī)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(nèi)徑，取值為643 mm。

明確試驗(yàn)所需的掘進(jìn)參數(shù)設(shè)定參量后，針對N1-1、N1-2、FN1-1等三組不同土樣，其試驗(yàn)步驟均如表3所示。

表3 不同試驗(yàn)的掘進(jìn)參數(shù)控制步驟Tab.3 Control steps of tunnelling parameters for different tests

試驗(yàn)時(shí)依次將螺旋輸送機(jī)轉(zhuǎn)速Ns參量控制為27.5、17.5和12.5轉(zhuǎn)·min-1，且該三個(gè)參量均維持1 min，并始終保持刀盤轉(zhuǎn)速Nc、推進(jìn)速度v不變，以此模擬盾構(gòu)進(jìn)出土量的變化。

2 試驗(yàn)結(jié)果及分析

對不同含水率下黏土、粉質(zhì)黏土層開展模型盾構(gòu)試驗(yàn)，實(shí)時(shí)測試隔板附近渣土流動(dòng)狀態(tài)、該區(qū)域內(nèi)渣土剪切扭矩及土倉壓力沿豎向分布數(shù)據(jù)，進(jìn)而試驗(yàn)分析明確土倉內(nèi)黏性渣土堵塞的發(fā)展過程，最終得出以渣土剪切扭矩為指標(biāo)的土倉內(nèi)渣土堵塞判別方法。

2.1 黏土試驗(yàn)組渣土流動(dòng)和土倉壓力分布

黏土試驗(yàn)組分別使用N1-1、N1-2等兩組土樣。試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)模型盾構(gòu)進(jìn)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(huán)面上均繞中軸線旋轉(zhuǎn)，且旋轉(zhuǎn)方向與刀盤轉(zhuǎn)動(dòng)方向同向。通過透明有機(jī)玻璃板觀測到“弧形凹痕”，如圖8a、圖9a中的橢圓標(biāo)記區(qū)域內(nèi)。本文推斷此弧形凹痕的出現(xiàn)是受渣土黏滯的影響，即弧形凹痕的兩側(cè)渣土沿環(huán)面繞中軸線流動(dòng)角速度有差異。

圖8b、圖9b進(jìn)一步借助土倉壓力分布形態(tài)變化來輔助分析土倉內(nèi)渣土流動(dòng)特征。試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)模型盾構(gòu)進(jìn)出土量變化過程中隔板上側(cè)土倉壓力增幅明顯小于下側(cè)其他測點(diǎn)。隨著土倉內(nèi)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(yàn)時(shí)將進(jìn)出土量比值增大，渣土黏性越大是指試驗(yàn)時(shí)將黏土含水率減少。據(jù)此推斷前述兩組黏土所成渣土在盾構(gòu)土倉內(nèi)流動(dòng)時(shí)，土倉頂部易松弛甚至是局部會(huì)出現(xiàn)空隙。

圖8 N1-1實(shí)驗(yàn)Fig.8 N1-1 test

圖9 N1-2試驗(yàn)Fig.9 N1-2 test

2.2 粉質(zhì)黏土試驗(yàn)組渣土流動(dòng)和土倉壓力分布

粉質(zhì)黏土實(shí)驗(yàn)組使用FN1-1組土樣。試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)模型盾構(gòu)進(jìn)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(huán)面上均繞中軸線旋轉(zhuǎn)，且旋轉(zhuǎn)方向與刀盤轉(zhuǎn)動(dòng)方向同向。通過透明有機(jī)玻璃板未觀測到弧形凹痕，渣土流動(dòng)實(shí)景如圖10a。實(shí)測發(fā)現(xiàn)隔板附件渣土繞中軸線同一半徑上任意點(diǎn)渣土角速度（簡稱渣土徑向角速度）相等。以表2的試驗(yàn)步驟Ⅱ?yàn)槔?，PB1、PB2和PB3可視化區(qū)內(nèi)渣土角速度分別約為0.6、0.7、0.74轉(zhuǎn)·min-1，如圖10b所示。

圖10c進(jìn)一步借助土倉壓力分布形態(tài)變化來輔助分析土倉內(nèi)渣土流動(dòng)特征。試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)模型盾構(gòu)進(jìn)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(nèi)渣土壓縮率增大，該特征仍近似保持不變。據(jù)此推斷粉質(zhì)黏土所成渣土在土倉內(nèi)流動(dòng)時(shí)，土倉頂部渣土脫空風(fēng)險(xiǎn)較小。

圖10 FN1-1試驗(yàn)Fig.10 FN1-1 test

2.3 土倉內(nèi)黏性渣土堵塞發(fā)展過程

根據(jù)2.2節(jié)的實(shí)測結(jié)果分析，F(xiàn)N1-1組試驗(yàn)中土倉內(nèi)渣土始終能被循環(huán)穩(wěn)定排出，且土倉頂部未出現(xiàn)渣土脫空區(qū)，而渣土黏性更大的N1-1、N1-2試驗(yàn)組中土倉隔板附近渣土徑向角速度出現(xiàn)差異，且土倉頂部出現(xiàn)渣土脫空。推斷隨著渣土黏性增加，盾構(gòu)土倉內(nèi)渣土堵塞的風(fēng)險(xiǎn)加劇，且N1-1、N1-2試驗(yàn)組會(huì)出現(xiàn)土倉內(nèi)渣土堵塞問題。具體渣土堵塞發(fā)展過程分為以下5個(gè)步驟：

（1）第1步為隨著渣土黏性增加，隔板附近局部區(qū)域渣土開始黏附于機(jī)械結(jié)構(gòu)上。FN1-1組渣土黏性相對較小，試驗(yàn)過程中盾構(gòu)進(jìn)出土穩(wěn)定，未發(fā)現(xiàn)土倉內(nèi)渣土黏附現(xiàn)象。結(jié)合N1-1、N1-2等兩組試驗(yàn)數(shù)據(jù)，伴隨著渣土黏性增加、土倉內(nèi)渣土壓縮率提升，隔板附近渣土沿環(huán)面繞中軸線流動(dòng)角速度出現(xiàn)差異，即隔板附近渣土黏附區(qū)與非黏附區(qū)之間的渣土環(huán)向運(yùn)動(dòng)趨勢出現(xiàn)差異，見圖11a。據(jù)此判斷當(dāng)土倉內(nèi)渣土黏性、壓縮率增加到一定程度，局部區(qū)域的渣土運(yùn)動(dòng)至隔板附近時(shí)動(dòng)能已耗盡，且在刀盤轉(zhuǎn)軸、土倉側(cè)壁等處出現(xiàn)渣土黏附。

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

（3）第3步為渣土脫空區(qū)進(jìn)一步增大、渣土黏附區(qū)向刀盤方向發(fā)展。N1-1、N1-2等兩組試驗(yàn)中一旦隔板附近渣土沿環(huán)面繞中軸線運(yùn)動(dòng)角速度存在差異且該趨勢長期保持，隔板附近渣土黏附區(qū)內(nèi)渣土的壓縮會(huì)加劇，致使該區(qū)域渣土黏附性更強(qiáng)。與該區(qū)域接觸的流動(dòng)渣土受其影響被黏附，致使渣土黏附趨勢進(jìn)一步向刀盤方向發(fā)展，土倉頂部渣土脫空區(qū)也進(jìn)一步增大，見圖11b。

圖11 土倉內(nèi)渣土堵塞的發(fā)展過程Fig.11 Development of muck blockage inside the chamber

（4）第4步為盾構(gòu)土倉渣土黏附區(qū)域內(nèi)渣土失水結(jié)成泥團(tuán)。隨著土倉內(nèi)渣土黏附范圍擴(kuò)大，刀盤和攪拌裝置運(yùn)動(dòng)時(shí)所受阻力不斷增加，刀盤扭矩等參數(shù)參量快速增長，機(jī)械-渣土相互作用時(shí)機(jī)械能轉(zhuǎn)化為熱能的比例迅速增大。土倉內(nèi)黏附區(qū)域渣土在高溫影響下不斷失水，逐步形成較難處理的泥團(tuán)，該泥團(tuán)較難被螺旋輸送機(jī)排出。

（5）第5步為盾構(gòu)掘進(jìn)功效下降、土層變形過度風(fēng)險(xiǎn)加劇。隨著土倉內(nèi)泥團(tuán)增多，引發(fā)刀盤扭矩、推力等關(guān)鍵參數(shù)及螺旋輸送機(jī)出渣出現(xiàn)異常，并造成盾構(gòu)掘進(jìn)困難、周邊環(huán)境變形過度。因N1-1和N1-2組試驗(yàn)時(shí)，模型試驗(yàn)裝置功率和試驗(yàn)時(shí)間較短，步驟（4）和步驟（5）過程在模型試驗(yàn)較難被觀測到，但實(shí)際盾構(gòu)掘進(jìn)時(shí)在土倉內(nèi)易發(fā)生。

綜上，土倉隔板附近渣土徑向角速度出現(xiàn)差異是土倉內(nèi)渣土堵塞的發(fā)生條件，渣土堵塞發(fā)展過程中刀盤轉(zhuǎn)軸、土倉側(cè)壁附近的渣土黏附區(qū)逐漸向刀盤發(fā)展，且土倉頂部渣土脫空區(qū)逐步增大。

模型盾構(gòu)掘進(jìn)參數(shù)變化過程中同步測試土倉上側(cè)和土倉下側(cè)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(yàn)的實(shí)測數(shù)據(jù)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(qū)域渣土相對松散的推斷，而土倉下側(cè)剪切扭矩也出現(xiàn)循環(huán)波動(dòng)，可推斷該區(qū)域渣土密實(shí)度要大幅高于土倉頂部渣土密實(shí)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(jié)論與2.2節(jié)模型盾構(gòu)試驗(yàn)中渣土流動(dòng)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(cè)布設(shè)單翼剪切板裝置，并通過剪切扭矩幅值差異來判別土倉內(nèi)是否開始出現(xiàn)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(nèi)黏性渣土阻塞判別方法

根據(jù)試驗(yàn)分析結(jié)果，進(jìn)一步提出實(shí)時(shí)判別土倉內(nèi)黏性渣土堵塞的流程，如圖13所示。

圖13中盾構(gòu)土倉內(nèi)黏性渣土堵塞風(fēng)險(xiǎn)的實(shí)時(shí)判別流程如下：

圖13 土倉內(nèi)黏性渣土堵塞風(fēng)險(xiǎn)的判別流程Fig.13 Judging procedure of the clogging risk of the cohesive muck inside chambers

（1）在實(shí)際盾構(gòu)隔板上側(cè)、下側(cè)區(qū)域選擇合適特征點(diǎn)開孔，開發(fā)適用于盾構(gòu)所處地下環(huán)境的大型單翼剪切板，將剪切板安裝固定在隔板上。

（2）盾構(gòu)掘進(jìn)時(shí)，同步啟動(dòng)土倉上下側(cè)的雙組單翼剪切板，使土倉內(nèi)渣土與剪切板板頭相互作用并實(shí)時(shí)測定出雙組剪切板的渣土剪切扭矩。

（3）經(jīng)過渣土剪切扭矩的數(shù)據(jù)信號沿程傳輸，安裝動(dòng)應(yīng)變儀配套軟件的PC電腦顯示屏實(shí)時(shí)顯示渣土剪切扭矩變化特征。

（4）根據(jù)土倉上下側(cè)特征處的渣土剪切扭矩差異，實(shí)時(shí)判別土倉內(nèi)黏性渣土是否堵塞。

（5）若判別土倉內(nèi)渣土有堵塞風(fēng)險(xiǎn)，則實(shí)時(shí)警告盾構(gòu)司機(jī)，以便盾構(gòu)司機(jī)及時(shí)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(nèi)渣土快速回歸流塑性狀態(tài)。

（6）若判別土倉內(nèi)渣土沒有堵塞風(fēng)險(xiǎn)，則繼續(xù)維持原有盾構(gòu)掘進(jìn)參數(shù)。

4 結(jié)語

本文開展了土倉內(nèi)黏性渣土堵塞特征和判別方法的試驗(yàn)研究，主要結(jié)論如下：

（1）通過對模型盾構(gòu)土倉內(nèi)渣土流動(dòng)可視化觀測發(fā)現(xiàn)土倉隔板附近渣土徑向角速度出現(xiàn)差異是盾構(gòu)穿越黏土層時(shí)土倉內(nèi)渣土堵塞的發(fā)生條件。

（2）黏土層內(nèi)盾構(gòu)土倉內(nèi)渣土堵塞發(fā)生后，該渣土堵塞發(fā)展逐步經(jīng)歷刀盤轉(zhuǎn)軸和土倉側(cè)壁附近渣土黏附、土倉頂部出現(xiàn)渣土脫空區(qū)、黏附區(qū)域逐步向刀盤發(fā)展且土倉頂部脫空區(qū)增大、土倉內(nèi)渣土黏附區(qū)持續(xù)失水且開始結(jié)泥團(tuán)、土倉內(nèi)泥團(tuán)增多誘發(fā)盾構(gòu)掘進(jìn)困難等階段。

（3）在土倉隔板頂部和下側(cè)安裝本文提出的雙組剪切板后，可根據(jù)渣土剪切扭矩幅值差異來判別土倉內(nèi)黏性渣土堵塞是否會(huì)出現(xiàn)，當(dāng)雙組剪切板的渣土剪切扭矩波動(dòng)趨勢相似且頂部渣土剪切扭矩幅值接近于零時(shí)，黏土層內(nèi)盾構(gòu)土倉渣土堵塞行為開始發(fā)生。

（4）建議可根據(jù)本文所提的土倉內(nèi)黏性渣土堵塞的實(shí)時(shí)判別流程和配套裝置，進(jìn)一步在黏土層內(nèi)開展現(xiàn)場測試，形成適用于現(xiàn)場實(shí)際盾構(gòu)的土倉內(nèi)黏性渣土堵塞感控裝備和技術(shù)。使土倉內(nèi)黏性渣土還未結(jié)成難處理的泥餅前就發(fā)現(xiàn)堵塞風(fēng)險(xiǎn)，從而較早運(yùn)用渣土改良措施，使土倉內(nèi)渣土重新回歸流塑性狀態(tài)。

作者貢獻(xiàn)聲明：

季昌：研制試驗(yàn)平臺(tái)、撰寫論文。

周順華：指導(dǎo)、審定論文。

姚琦鈺：數(shù)據(jù)整理與圖表編輯。

金鈺寅：參考文獻(xiàn)整理。

歐陽皖霖：參與論文修訂。