掘进机黏性渣土结泥饼机制及聚合物改良研究

何纯豪，钟小春, *，竺维彬，李永运，陈 洁

(1.河海大学土木与交通学院，江苏 南京 210098；2.广州地铁集团有限公司, 广东 广州 510330；3.中国中铁四局集团第二工程有限公司，江苏 苏州 215131)

0 引言

目前，我国已步入城市轨道交通建设的高峰期，盾构施工已不局限于软土地层的地铁建设，应用范围不断拓宽。但是，随着我国盾构应用领域的拓宽，盾构施工在复杂地层中面临的困难与日俱增。

当盾构在全风化泥岩、粉质黏土等黏性地层中掘进时，普遍会遇到刀盘结泥饼问题。一旦盾构施工中发生刀盘结泥饼，刀盘刀具会逐渐被固结黏土糊住，造成转矩、推力增大，使盾构刀盘失去掘削能力，进而引发工程事故。例如：扬州瘦西湖隧道采用大直径泥水盾构施工，当隧道穿越全断面膨胀性黏土层时，刀盘结泥饼，泥水舱发生堵塞，环流系统的管路转折处发生堵塞、爆管[1]；南京地铁4号线12标段采用土压平衡盾构掘进，当穿越泥质砂岩地层时，盾构掘进速度下降，土压难以稳定，渣温达到60 ℃，泡沫挤压管频繁爆裂，盾构推力和转矩均明显增大[2]。

针对刀盘结泥饼问题，诸多学者从不同方面进行了研究。张家年等[3]从盾构刀盘结构设计、耐磨保护及渣土改良等方面入手，对刀盘进行了针对性改良设计。杨金钟等[4]、于海亮[5]、赵国栋等[6]指出盾构刀盘中心开口不足、土体改良不到位是盾构刀盘结泥饼的主要原因，并提出通过增大刀盘中心开口率、加强土体改良、控制循环水温等方法可以减小刀盘结泥饼风险。谭青等[7]利用Solidworks和ANSYS软件研究了泥饼作用下刀盘在盾构掘进过程中的热应力耦合问题，研究表明，泥饼形成时刀盘温度在短时间内急剧升高，并且刀盘中心出现了翘曲现象。Jia[8]认为土与固体材料之间实际上有3种不同的黏附力：土壤和固体材料之间的分子间力、水环的吸引力、水膜的吸引力。Thewes等[9-10]通过圆柱拉拔试验测试了黏土与金属之间的黏附力，提出黏土的堵塞问题可以细化为4种单一的相互作用机制：1)黏土与金属部件表面的黏附；2)黏土颗粒内部固有的黏聚力；3)黏土颗粒在运输路径开口上的桥接；4)黏土在水中聚合抱团。Messerklinger等[11]研究了黏土在不同围压状态下和剪切速率下的抗剪强度，分析了压力状态和剪切速率对黏附作用的影响。Hollmann等[12]、Thewes等[13]通过黏附试验提出了黏土阻塞盾构设备的风险预测图，预测施工过程中黏土含水率变化时盾构设备的阻塞风险。

在防治泥饼的问题上，渣土改良作为一种有效预防结泥饼的方法，得到广泛的研究与应用。魏康林[14]通过室内渣土改良试验对常见聚合物与土体的相互作用机制进行研究，并提出渣土改良的理想状态。黄德中[15]通过现场及室内改良试验指出，添加泡沫剂能够改善土体塑流性与压缩性。杨洪希等[16]依托杭州地铁10号线施工实例，研究分散剂、泡沫剂对渣土塑流性与压缩性的改良特性，并对改良参数的合理性进行了验证。Liu等[17]研究了分散剂(六偏磷酸钠、聚丙烯酸钠)对不同液塑限、不同含水率黏土的改良机制。

国内外关于泥饼形成及改良的研究，主要围绕黏土与金属之间的黏附力开展，选择的改良剂主要是分散剂、泡沫剂，通过增加颗粒负电荷量，增大颗粒之间的排斥能，释放(弱)结合水，增大土颗粒-金属界面水膜的厚度，降低黏附强度。而关于利用低分子量聚合物降低渣土表面黏附力、提高黏土自身黏聚力来改良渣土流塑性的研究并不多。本文的创新之处在于通过添加不同质量的克莱特胶聚合物对不同含水率的黏性渣土进行改良，并设计试验装置测定改良前后渣土的黏附强度、不排水抗剪强度及高温下渣土的保水能力。另外，根据改良前后渣土的液塑限及稠度变化探究聚合物对渣土的改良机制，并结合泥饼形成风险分区图，综合评估黏性渣土结泥饼的风险和改良效果。

1 试验材料

试验所用的黏性渣土取自无锡地铁4号线1号出入口的矩形顶管工程。顶管隧道施工地层为粉质黏土夹黏质粉土层、黏质粉土层，其中，黏质粉土层为主要施工地层，故选作试验用土样。各土层物理力学参数如表1所示。

表1 天然土层物理力学参数

试验采用克莱特胶聚合物作为黏性渣土的改良剂，其颗粒及溶液如图1所示。通过泥浆黏度计测试，克莱特胶在质量分数为0.1%时的黏度测试时间为25 s(同一质量分数下聚丙烯酰胺溶液为17 s)。

(a)克莱特胶颗粒

2 试验设计

施工现场排放的黏性渣土如图2所示。黏性渣土具有较强的黏附性，在实际施工中经常出现结泥饼、排放不畅及堵塞的现象。因此，渣土改良是现场施工顺利进行的关键。渣土改良的目标是使改良后的渣土处于合适的塑性流动状态，防止刀盘结泥饼，以有效控制土舱压力，确保顶管施工能正常顺利地进行。

图2 施工现场排放的黏性渣土

2.1 试验方案

试验土样由烘干后的原状土、一定添胶比(添胶比为聚合物颗粒与干燥土样的质量比)的克莱特胶颗粒以及水混合配置，土样添胶比及含水率分别见表2和表3。试验工况合计28组，将28组试样按A1，A2，…，A7，B1，B2，…，B7，C1，C2，…，C7，D1，D2，…，D7进行编号。

表2 添胶比α

表3 含水率ω

2.2 黏附强度测定试验

Feinendegen等[18]和Spagnoli等[19]提出了一种评价黏土黏附性的试验装置，该装置由锥形金属块、试样腔和拉拔系统组成。基于此，本次试验设计制作了一套界面黏附电动测试装置，测试渣土在改良后对金属界面的黏附情况，测试装置如图3所示。其中，试锥顶角为50°，下部圆锥体半径r为15 mm，母线长度l为35 mm。试验中，锥体与试验土体完全接触，试锥由电动装置牵动上部吊绳使其表面与试验土体分离，测定拉力F。

图3 界面黏附电动测试装置

具体试验步骤如下：

1)根据试验要求配置各组试验土样(每组3个试样)，然后分层装入土盒并压实，覆膜静置24 h。

2)将试锥下部的圆锥体竖直缓慢压入到土体中并静置5 min，将试锥上部吊绳悬挂到电动牵引装置拉力计的连接绳上。

3)启动电动牵引装置对试锥施加向上的拉力，使试锥脱离试验土，记录锥体表面与土体分离过程中力的大小F。

4)取下试锥，称重并拍照记录锥体黏附残余情况，然后对试验后盒中试样取样并测定含水率。当测定含水率与设计含水率误差小于0.5%时，判定试验有效。

5)清理锥体表面，取另外2个试样重复步骤2)—4)，做平行试验以避免偶然误差。

6)整理采集的拉力F数据，绘制拉力与位移曲线，并确定拉力最大值Fmax。

7)将Fmax按式(1)进行换算，求得黏土与金属界面之间的黏附强度τ。

(1)

2.3 不排水抗剪强度测定试验

Merritt[20]通过大量试验研究表明，大型锥入度试验得到的土样不排水抗剪强度与室内大气压条件下十字板剪切试验得到的结果基本一致，因此可用大型锥入度试验得到的抗剪强度评价渣土改良前后的抗剪强度。通过式(2)可求得土样的不排水抗剪强度s。

(2)

式中：Ka为理论圆锥角度系数,K30=0.85,K45=0.49，K60=0.29，K75=0.19，K的下标表示圆锥角的度数；G为圆锥体的重力，N；d为圆锥的锥入深度，mm。

本次试验参考大型锥入度试验，并结合黏附力测定试验中的电动测试装置，通过锥入一定的深度d，测定锥入所需的压力W，然后利用式(3)求得试验土样的不排水抗剪强度s。

(3)

具体试验步骤如下：

1)根据试验要求配置各组试验土样(每组3个试样)，然后分层装入土盒内并压实，覆膜静置24 h。

2)选用顶角为60°的金属圆锥，调整装置中圆锥的高度，使锥尖接近试样土表面。

3)启动电动测试装置向下运动，使得圆锥锥入土体(如图4所示)，达到一定深度d后关闭电动装置，记录过程中的压力值W。

图4 圆锥锥入土体

4)调整测力装置向上运动，使圆锥脱离土体，取下并清理圆锥表面。

5)取另外2个试样重复上述步骤2)—4)，做平行试验以避免偶然误差。

6)整理测试数据，绘制压力值-锥入深度曲线，确定锥入深度d达到30 mm时所对应的压力W，然后按式(3)计算不排水抗剪强度s。

2.4 液塑限联合测定试验

本文采用液塑限联合测定法测定黏质粉土改良前后的界限含水率，即通过液塑限测定仪测定土样在3个不同含水率状态下的圆锥体下沉深度，并绘制出圆锥下沉深度与含水率的关系曲线，得到液限、塑限值。根据测得的液限、塑限值计算得到塑性指数Ip与稠度指数Ic，计算公式分别见式(4)—(5)。

Ip=ωL1-ωP。

(4)

(5)

式中ωn,ωP,ωL1及ωL2分别为土的实际含水率、塑限、10 mm液限与17 mm液限。

2.5 高温环境下渣土保水性试验

试验采用烘干法测定各组试样在各时间段的含水率，将测得的含水率/土样初始含水率作为该土样的保水率,以此判断各土样在高温环境下的保水能力。

具体试验步骤如下：

1)取用配置好的各组试验土样40 g，制成直径为60 mm的圆形泥饼，并置于托盘中，如图5所示。

图5 渣土保水性试验

2)将处理好的泥饼放入设定温度为60 ℃的烘箱中，每隔10 min进行1次称重，并记录当时的质量，烘干共计3 h。

3)将泥饼完全烘干，记录烘干后泥饼的质量。

4)整理数据，计算不同时间泥饼的含水率，绘制泥饼的含水率随时间的变化曲线。

3 试验结果分析

3.1 黏附强度测定试验结果分析

将试验测得的最大拉力按式(1)换算为渣土与锥体之间的黏附强度τ，并分别绘制渣土黏附强度随含水率的变化曲线、黏附强度随添胶比的变化曲线，结果如图6和图7所示。

图6 黏附强度-含水率关系曲线

图7 黏附强度-添胶比关系曲线

由图6可以看出，随着含水率的增大，各试验土样的黏附强度均有所降低，但不同添胶比下其下降幅度不尽相同。1)对于未改良的试验土样，在含水率ω为35%～50%时，渣土的黏附强度随含水率的增大而显著下降，ω=50%时的渣土黏附强度约为ω=35%时渣土黏附强度的15%。2)对于α=0.10%的试验土样，当含水率为45%时其黏附强度明显下降，约为改良前的28%。3)对于α=0.15%的试验土样，其黏附强度在ω=40%时显著降低，约为ω=35%时黏附强度的49%。4)对于α=0.20%的试验土样，其黏附强度下降幅度较为稳定，大致呈线性降低。

由图7可知：1)当试验土样的含水率为35%～45%时，其黏附强度随着克莱特胶的添加逐渐减小。①对于含水率为35%的试样，其黏附强度随添胶比的增大一直减小，添胶比为0.20%时其黏附强度为未改良时的50%；②当试验土样的含水率为40%时，其黏附强度在添胶比为0.15%时最小，约为未改良渣土的60%；③对于含水率为45%的试验土样，当添胶比为0.10%时克莱特胶对渣土的减黏效果最好，其黏附强度约为未改良时的62%。2)对于含水率在50%及以上的试样，克莱特胶的添加对渣土的黏附强度影响较小。

结合实际工程中改良渣土的排放情况(如图8所示)可以看出，克莱特胶在渣土表面起到了润滑作用，进而减小了黏土与金属界面之间的黏附强度。

图8 施工现场改良渣土排放情况

3.2 不排水抗剪强度测定试验结果分析

图9和图10分别示出渣土试样在改良前后的不排水抗剪强度随含水率及添胶比的变化曲线。由图9可知，随着含水率的增大，不同添胶比试样的不排水抗剪强度均呈现出下降趋势。由图10可以看出：1)随着添胶比的增大，不同含水率试样的不排水抗剪强度出现不同程度的增强。2)当渣土含水率为35%～45%时，克莱特胶的添加对渣土不排水抗剪强度的增强效果显著; 在α=0.20%时渣土不排水抗剪强度相比改良前增大了约10 kPa。

图9 不排水抗剪强度-含水率关系曲线

图10 不排水抗剪强度-添胶比关系曲线

因此，添加水和添加克莱特胶对渣土不排水抗剪强度的影响截然相反，在实际工程中可以根据需要对渣土的不排水抗剪强度进行调节，即通过添加水来提高渣土含水率，降低渣土的不排水抗剪强度，从而增强流动性，或者添加克莱特胶增强土体不排水抗剪强度，提高渣土整体性。

3.3 刀盘结泥饼风险预测分析

图11为Hollmann等[12]、Thewes等[13]通过黏附试验提出的黏性土泥饼形成风险临界分区图，其根据渣土改良前后的稠度指数对渣土的软硬状态及结泥饼风险进行判断评估。由图11可知，随着含水率的增大，渣土逐渐从硬到软，再到流动状态；而聚合物的添加能够增大原渣土的稠度指数，减缓该变化的发生。例如：未改良的渣土其含水率达到50%时就进入到流动状态，而添胶比为0.10%的渣土则在含水率超过55%后进入流动状态。

对于渣土结泥饼的风险评估，从图11中可以看出，随着聚合物的添加，渣土结泥饼有从高风险区向中风险区转变的趋势，但也有从低风险区转入高风险区的情况，如含水率为40%、45%的渣土(见图11中虚线框)。这与黏附强度测定试验中黏土与金属锥体的黏附情况不太相符。黏附强度测定试验中，当渣土含水率为45%时，未改良渣土发生黏附，而改良后的渣土却均未出现黏附情况，如图12所示。因此，该风险预测图主要是结合以往的工程经验，通过黏土稠度状态来判断结泥饼的风险，操作简单且具有一定的参考价值，但难以判断改良后渣土的黏附风险。

图11 黏性土泥饼形成风险临界分区图[12-13]

(a)未改良渣土

对于黏土结泥饼问题，王树英等[21]认为，当黏土-金属界面的黏附强度大于土样自身抗剪强度时，结泥饼的可能性较大，反之结泥饼的可能性较小。

由此，结合上述黏附强度、不排水抗剪强度试验结果与图12中的实际黏附情况可知，当渣土含水率为45%时，其黏附强度相对于含水率为35%、40%时明显下降。此时，虽然克莱特胶对渣土黏附强度影响较小，但对渣土的不排水抗剪强度增强效果显著(如图13所示)，并且当添胶比为0.10%时渣土的不排水抗剪强度大于黏附强度，并未发生黏附情况，说明通过比较渣土的黏附强度和不排水抗剪强度的大小关系进行渣土的结泥饼风险判断是合理的。

图13 黏附强度-添胶比曲线及不排水抗剪强度-添胶比曲线(ω=45%)

因此，本文通过渣土-金属界面的黏附强度和不排水抗剪强度的大小关系，划分渣土改良后结泥饼的风险区域，结果如图14所示。由图可以发现，原本图11中处于结泥饼中、高风险区域的改良渣土在图14中结泥饼的可能性较小，符合实际情况。由图14可知，随着水的添加，黏性渣土的黏附强度与不排水抗剪强度均下降，渣土结泥饼的可能性逐渐增大，如A1—A2—A3—A4的变化；而随着聚合物的添加，黏性渣土的不排水抗剪强度逐渐增大，逐渐接近低风险区，如A1—B1—C1—D1、A3—B3—C3—D3的变化，当添胶比为0.15%时，能有效预防黏性渣土结泥饼。

图14 改良渣土泥饼形成风险分区图

3.4 液塑限联合测定试验结果分析

测定各组不同添胶比渣土的液限、塑限，并根据液限、塑限计算塑性指数IP与稠度指数Ic。不同添胶比下试样的液限、塑限、塑性指数以及稠度指数分别见图15和图16。

图15 不同添胶比下试样的液限、塑限和塑性指数

图16 不同添胶比下试样的稠度指数

由图15可知，随着添胶比的增大，试验土样的塑限基本不发生变化，而10 mm液限与17 mm液限随之增大，相应地塑性指数也不断增大，但当添胶比达到0.15%之后曲线趋于收敛。

从图16中可以看出，黏性渣土的稠度指数随着添胶比的增大而增大，渣土的软硬状态随着克莱特胶的添加发生转变。另外，大量研究及工程经验表明，稠度指数Ic为0.4～0.75时，渣土能为开挖面提供有效支护压力[22]。由图16可知，对于含水率为35%的试样，当添胶比为0.00%～0.10%时能满足工程要求；对于含水率为40%的试样，在添胶比为0.00%～0.20%时能提供有效支护压力；对于含水率为45%的试样，当添胶比为0.15%～0.20%时，其稠度指数满足工程需要。

塑性指数与稠度指数随着添胶比的增大而增大，说明黏性渣土在添加克莱特胶后可塑性有所提高，即土处于可塑状态的含水率范围增大。也就是说，在工程施工中需要通过提高渣土的含水率以大幅降低其黏附强度的同时，可以通过添加克莱特胶增强其不排水抗剪强度，使其大于黏附强度，从而预防刀盘结泥饼，并增大渣土稠度指数，为开挖面提供有效支护压力。

3.5 改良渣土保水性试验结果分析

选取含水率为45%的各组土样绘制不同添胶比下的土样保水率变化曲线，结果如图17所示。由图17可知，添胶比为0.10%时，改良渣土的保水能力与原渣土并无太大差别；当添胶比达到0.15%之后，改良渣土的保水能力在100 min后与未改良渣土及添胶比为0.10%的渣土有了明显区别，且在130 min时，克莱特胶的添加对渣土的保水效果影响较为明显。

图17 不同添胶比下土样保水率变化曲线(含水率为45%)

绘制130 min时各添胶比下土样的保水率变化曲线，结果见图18。由图可以看出，当添胶比增大到0.15%后，渣土的保水能力出现明显的增强，相较于未改良时的保水率提高了约9%。

图18 130 min时各添胶比下土样的保水率变化曲线

盾构刀盘温度的升高，通常会导致渣土与刀盘界面处发生水分迁移[23]，此时界面处含水率减小，黏附强度增大，而远离界面的渣土含水率增大，不排水抗剪强度减小，容易出现结泥饼情况。而渣土保水性的提高意味着：在高温环境下，改良渣土相比未改良时金属与渣土界面处的水分损失少，界面处黏附强度增长缓慢，可能仍小于土体不排水抗剪强度，则可降低温度影响下刀盘结泥饼的风险。

4 结论与讨论

本文探究了采用聚合物克莱特胶对黏性渣土改良前后渣土的黏附强度、不排水抗剪强度以及液塑限变化规律，检验了高温下改良渣土的保水能力，并分析了该聚合物对渣土的改良机制以及渣土结泥饼风险，得到以下结论：

1)含水率对渣土黏附强度有显著影响，含水率越大，黏附强度越小。克莱特胶对渣土具有较好的润滑作用，当黏性渣土含水率不超过45%时，克莱特胶能明显降低渣土与金属界面之间的黏附强度。

2)含水率的增加显著降低了渣土的不排水抗剪强度，而聚合物的添加能增加渣土的不排水抗剪强度，在实际工程中可以根据需要对渣土的不排水抗剪强度进行调节。

3)克莱特胶能较好地提高渣土的液限，增大渣土的塑性指数与稠度指数，使得渣土在可塑状态下的含水率范围增大，且可提高渣土在高温环境下(60 ℃)的保水能力。

4)由于“黏性土泥饼形成风险临界分区图”仅考虑了黏土的稠度而忽略了其黏附力学特性，在应用中存在一定的局限性。本文提出了基于渣土-金属界面的黏附强度和渣土自身不排水抗剪强度的大小关系来判断刀盘结泥饼风险的方法。当改良黏性渣土处于可塑状态，且不排水抗剪强度小于黏土与金属的黏附强度时，可判断为结泥饼高风险区，反之为中、低风险区。

5)考虑实际工程需要，当渣土含水率控制在45%的情况下，试验所用的黏性土样在添胶比为0.10%时表现出良好的和易性，其黏附强度略微减小，而不排水抗剪强度明显增强，且试验中金属锥体未黏附土体，有利于降低黏性渣土结泥饼的风险。

总之，聚合物在黏性渣土含水率为35%～45%时能降低黏土与金属界面的黏附强度，具有润滑作用，并且能有效增加黏土的不排水抗剪强度，具有较好的保水能力，这些均有利于降低结泥饼的风险。

由于试验条件有限，本文试验仅考虑了压力作用下渣土的结泥饼情况和改良效果，对于温度作用下的试验探究有所不足，应进一步研究。