掘進機黏性渣土結泥餅機制及聚合物改良研究

何純豪，鐘小春, *，竺維彬，李永運，陳 潔

(1.河海大學土木與交通學院，江蘇 南京 210098；2.廣州地鐵集團有限公司, 廣東 廣州 510330；3.中國中鐵四局集團第二工程有限公司，江蘇 蘇州 215131)

0 引言

目前，我國已步入城市軌道交通建設的高峰期，盾構施工已不局限于軟土地層的地鐵建設，應用范圍不斷拓寬。但是，隨著我國盾構應用領域的拓寬，盾構施工在復雜地層中面臨的困難與日俱增。

當盾構在全風化泥巖、粉質黏土等黏性地層中掘進時，普遍會遇到刀盤結泥餅問題。一旦盾構施工中發生刀盤結泥餅，刀盤刀具會逐漸被固結黏土糊住，造成轉矩、推力增大，使盾構刀盤失去掘削能力，進而引發工程事故。例如：揚州瘦西湖隧道采用大直徑泥水盾構施工，當隧道穿越全斷面膨脹性黏土層時，刀盤結泥餅，泥水艙發生堵塞，環流系統的管路轉折處發生堵塞、爆管[1]；南京地鐵4號線12標段采用土壓平衡盾構掘進，當穿越泥質砂巖地層時，盾構掘進速度下降，土壓難以穩定，渣溫達到60 ℃，泡沫擠壓管頻繁爆裂，盾構推力和轉矩均明顯增大[2]。

針對刀盤結泥餅問題，諸多學者從不同方面進行了研究。張家年等[3]從盾構刀盤結構設計、耐磨保護及渣土改良等方面入手，對刀盤進行了針對性改良設計。楊金鐘等[4]、于海亮[5]、趙國棟等[6]指出盾構刀盤中心開口不足、土體改良不到位是盾構刀盤結泥餅的主要原因，并提出通過增大刀盤中心開口率、加強土體改良、控制循環水溫等方法可以減小刀盤結泥餅風險。譚青等[7]利用Solidworks和ANSYS軟件研究了泥餅作用下刀盤在盾構掘進過程中的熱應力耦合問題，研究表明，泥餅形成時刀盤溫度在短時間內急劇升高，并且刀盤中心出現了翹曲現象。Jia[8]認為土與固體材料之間實際上有3種不同的黏附力：土壤和固體材料之間的分子間力、水環的吸引力、水膜的吸引力。Thewes等[9-10]通過圓柱拉拔試驗測試了黏土與金屬之間的黏附力，提出黏土的堵塞問題可以細化為4種單一的相互作用機制：1)黏土與金屬部件表面的黏附；2)黏土顆粒內部固有的黏聚力；3)黏土顆粒在運輸路徑開口上的橋接；4)黏土在水中聚合抱團。Messerklinger等[11]研究了黏土在不同圍壓狀態下和剪切速率下的抗剪強度，分析了壓力狀態和剪切速率對黏附作用的影響。Hollmann等[12]、Thewes等[13]通過黏附試驗提出了黏土阻塞盾構設備的風險預測圖，預測施工過程中黏土含水率變化時盾構設備的阻塞風險。

在防治泥餅的問題上，渣土改良作為一種有效預防結泥餅的方法，得到廣泛的研究與應用。魏康林[14]通過室內渣土改良試驗對常見聚合物與土體的相互作用機制進行研究，并提出渣土改良的理想狀態。黃德中[15]通過現場及室內改良試驗指出，添加泡沫劑能夠改善土體塑流性與壓縮性。楊洪希等[16]依托杭州地鐵10號線施工實例，研究分散劑、泡沫劑對渣土塑流性與壓縮性的改良特性，并對改良參數的合理性進行了驗證。Liu等[17]研究了分散劑(六偏磷酸鈉、聚丙烯酸鈉)對不同液塑限、不同含水率黏土的改良機制。

國內外關于泥餅形成及改良的研究，主要圍繞黏土與金屬之間的黏附力開展，選擇的改良劑主要是分散劑、泡沫劑，通過增加顆粒負電荷量，增大顆粒之間的排斥能，釋放(弱)結合水，增大土顆粒-金屬界面水膜的厚度，降低黏附強度。而關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來改良渣土流塑性的研究并不多。本文的創新之處在于通過添加不同質量的克萊特膠聚合物對不同含水率的黏性渣土進行改良，并設計試驗裝置測定改良前后渣土的黏附強度、不排水抗剪強度及高溫下渣土的保水能力。另外，根據改良前后渣土的液塑限及稠度變化探究聚合物對渣土的改良機制，并結合泥餅形成風險分區圖，綜合評估黏性渣土結泥餅的風險和改良效果。

1 試驗材料

試驗所用的黏性渣土取自無錫地鐵4號線1號出入口的矩形頂管工程。頂管隧道施工地層為粉質黏土夾黏質粉土層、黏質粉土層，其中，黏質粉土層為主要施工地層，故選作試驗用土樣。各土層物理力學參數如表1所示。

表1 天然土層物理力學參數

試驗采用克萊特膠聚合物作為黏性渣土的改良劑，其顆粒及溶液如圖1所示。通過泥漿黏度計測試，克萊特膠在質量分數為0.1%時的黏度測試時間為25 s(同一質量分數下聚丙烯酰胺溶液為17 s)。

(a)克萊特膠顆粒

2 試驗設計

施工現場排放的黏性渣土如圖2所示。黏性渣土具有較強的黏附性，在實際施工中經常出現結泥餅、排放不暢及堵塞的現象。因此，渣土改良是現場施工順利進行的關鍵。渣土改良的目標是使改良后的渣土處于合適的塑性流動狀態，防止刀盤結泥餅，以有效控制土艙壓力，確保頂管施工能正常順利地進行。

圖2 施工現場排放的黏性渣土

2.1 試驗方案

試驗土樣由烘干后的原狀土、一定添膠比(添膠比為聚合物顆粒與干燥土樣的質量比)的克萊特膠顆粒以及水混合配置，土樣添膠比及含水率分別見表2和表3。試驗工況合計28組，將28組試樣按A1，A2，…，A7，B1，B2，…，B7，C1，C2，…，C7，D1，D2，…，D7進行編號。

表2 添膠比α

表3 含水率ω

2.2 黏附強度測定試驗

Feinendegen等[18]和Spagnoli等[19]提出了一種評價黏土黏附性的試驗裝置，該裝置由錐形金屬塊、試樣腔和拉拔系統組成。基于此，本次試驗設計制作了一套界面黏附電動測試裝置，測試渣土在改良后對金屬界面的黏附情況，測試裝置如圖3所示。其中，試錐頂角為50°，下部圓錐體半徑r為15 mm，母線長度l為35 mm。試驗中，錐體與試驗土體完全接觸，試錐由電動裝置牽動上部吊繩使其表面與試驗土體分離，測定拉力F。

圖3 界面黏附電動測試裝置

具體試驗步驟如下：

1)根據試驗要求配置各組試驗土樣(每組3個試樣)，然后分層裝入土盒并壓實，覆膜靜置24 h。

2)將試錐下部的圓錐體豎直緩慢壓入到土體中并靜置5 min，將試錐上部吊繩懸掛到電動牽引裝置拉力計的連接繩上。

3)啟動電動牽引裝置對試錐施加向上的拉力，使試錐脫離試驗土，記錄錐體表面與土體分離過程中力的大小F。

4)取下試錐，稱重并拍照記錄錐體黏附殘余情況，然后對試驗后盒中試樣取樣并測定含水率。當測定含水率與設計含水率誤差小于0.5%時，判定試驗有效。

5)清理錐體表面，取另外2個試樣重復步驟2)—4)，做平行試驗以避免偶然誤差。

6)整理采集的拉力F數據，繪制拉力與位移曲線，并確定拉力最大值Fmax。

7)將Fmax按式(1)進行換算，求得黏土與金屬界面之間的黏附強度τ。

(1)

2.3 不排水抗剪強度測定試驗

Merritt[20]通過大量試驗研究表明，大型錐入度試驗得到的土樣不排水抗剪強度與室內大氣壓條件下十字板剪切試驗得到的結果基本一致，因此可用大型錐入度試驗得到的抗剪強度評價渣土改良前后的抗剪強度。通過式(2)可求得土樣的不排水抗剪強度s。

(2)

式中：Ka為理論圓錐角度系數,K30=0.85,K45=0.49，K60=0.29，K75=0.19，K的下標表示圓錐角的度數；G為圓錐體的重力，N；d為圓錐的錐入深度，mm。

本次試驗參考大型錐入度試驗，并結合黏附力測定試驗中的電動測試裝置，通過錐入一定的深度d，測定錐入所需的壓力W，然后利用式(3)求得試驗土樣的不排水抗剪強度s。

(3)

具體試驗步驟如下：

1)根據試驗要求配置各組試驗土樣(每組3個試樣)，然后分層裝入土盒內并壓實，覆膜靜置24 h。

2)選用頂角為60°的金屬圓錐，調整裝置中圓錐的高度，使錐尖接近試樣土表面。

3)啟動電動測試裝置向下運動，使得圓錐錐入土體(如圖4所示)，達到一定深度d后關閉電動裝置，記錄過程中的壓力值W。

圖4 圓錐錐入土體

4)調整測力裝置向上運動，使圓錐脫離土體，取下并清理圓錐表面。

5)取另外2個試樣重復上述步驟2)—4)，做平行試驗以避免偶然誤差。

6)整理測試數據，繪制壓力值-錐入深度曲線，確定錐入深度d達到30 mm時所對應的壓力W，然后按式(3)計算不排水抗剪強度s。

2.4 液塑限聯合測定試驗

本文采用液塑限聯合測定法測定黏質粉土改良前后的界限含水率，即通過液塑限測定儀測定土樣在3個不同含水率狀態下的圓錐體下沉深度，并繪制出圓錐下沉深度與含水率的關系曲線，得到液限、塑限值。根據測得的液限、塑限值計算得到塑性指數Ip與稠度指數Ic，計算公式分別見式(4)—(5)。

Ip=ωL1-ωP。

(4)

(5)

式中ωn,ωP,ωL1及ωL2分別為土的實際含水率、塑限、10 mm液限與17 mm液限。

2.5 高溫環境下渣土保水性試驗

試驗采用烘干法測定各組試樣在各時間段的含水率，將測得的含水率/土樣初始含水率作為該土樣的保水率,以此判斷各土樣在高溫環境下的保水能力。

具體試驗步驟如下：

1)取用配置好的各組試驗土樣40 g，制成直徑為60 mm的圓形泥餅，并置于托盤中，如圖5所示。

圖5 渣土保水性試驗

2)將處理好的泥餅放入設定溫度為60 ℃的烘箱中，每隔10 min進行1次稱重，并記錄當時的質量，烘干共計3 h。

3)將泥餅完全烘干，記錄烘干后泥餅的質量。

4)整理數據，計算不同時間泥餅的含水率，繪制泥餅的含水率隨時間的變化曲線。

3 試驗結果分析

3.1 黏附強度測定試驗結果分析

將試驗測得的最大拉力按式(1)換算為渣土與錐體之間的黏附強度τ，并分別繪制渣土黏附強度隨含水率的變化曲線、黏附強度隨添膠比的變化曲線，結果如圖6和圖7所示。

圖6 黏附強度-含水率關系曲線

圖7 黏附強度-添膠比關系曲線

由圖6可以看出，隨著含水率的增大，各試驗土樣的黏附強度均有所降低，但不同添膠比下其下降幅度不盡相同。1)對于未改良的試驗土樣，在含水率ω為35%～50%時，渣土的黏附強度隨含水率的增大而顯著下降，ω=50%時的渣土黏附強度約為ω=35%時渣土黏附強度的15%。2)對于α=0.10%的試驗土樣，當含水率為45%時其黏附強度明顯下降，約為改良前的28%。3)對于α=0.15%的試驗土樣，其黏附強度在ω=40%時顯著降低，約為ω=35%時黏附強度的49%。4)對于α=0.20%的試驗土樣，其黏附強度下降幅度較為穩定，大致呈線性降低。

由圖7可知：1)當試驗土樣的含水率為35%～45%時，其黏附強度隨著克萊特膠的添加逐漸減小。①對于含水率為35%的試樣，其黏附強度隨添膠比的增大一直減小，添膠比為0.20%時其黏附強度為未改良時的50%；②當試驗土樣的含水率為40%時，其黏附強度在添膠比為0.15%時最小，約為未改良渣土的60%；③對于含水率為45%的試驗土樣，當添膠比為0.10%時克萊特膠對渣土的減黏效果最好，其黏附強度約為未改良時的62%。2)對于含水率在50%及以上的試樣，克萊特膠的添加對渣土的黏附強度影響較小。

結合實際工程中改良渣土的排放情況(如圖8所示)可以看出，克萊特膠在渣土表面起到了潤滑作用，進而減小了黏土與金屬界面之間的黏附強度。

圖8 施工現場改良渣土排放情況

3.2 不排水抗剪強度測定試驗結果分析

圖9和圖10分別示出渣土試樣在改良前后的不排水抗剪強度隨含水率及添膠比的變化曲線。由圖9可知，隨著含水率的增大，不同添膠比試樣的不排水抗剪強度均呈現出下降趨勢。由圖10可以看出：1)隨著添膠比的增大，不同含水率試樣的不排水抗剪強度出現不同程度的增強。2)當渣土含水率為35%～45%時，克萊特膠的添加對渣土不排水抗剪強度的增強效果顯著; 在α=0.20%時渣土不排水抗剪強度相比改良前增大了約10 kPa。

圖9 不排水抗剪強度-含水率關系曲線

圖10 不排水抗剪強度-添膠比關系曲線

因此，添加水和添加克萊特膠對渣土不排水抗剪強度的影響截然相反，在實際工程中可以根據需要對渣土的不排水抗剪強度進行調節，即通過添加水來提高渣土含水率，降低渣土的不排水抗剪強度，從而增強流動性，或者添加克萊特膠增強土體不排水抗剪強度，提高渣土整體性。

3.3 刀盤結泥餅風險預測分析

圖11為Hollmann等[12]、Thewes等[13]通過黏附試驗提出的黏性土泥餅形成風險臨界分區圖，其根據渣土改良前后的稠度指數對渣土的軟硬狀態及結泥餅風險進行判斷評估。由圖11可知，隨著含水率的增大，渣土逐漸從硬到軟，再到流動狀態；而聚合物的添加能夠增大原渣土的稠度指數，減緩該變化的發生。例如：未改良的渣土其含水率達到50%時就進入到流動狀態，而添膠比為0.10%的渣土則在含水率超過55%后進入流動狀態。

對于渣土結泥餅的風險評估，從圖11中可以看出，隨著聚合物的添加，渣土結泥餅有從高風險區向中風險區轉變的趨勢，但也有從低風險區轉入高風險區的情況，如含水率為40%、45%的渣土(見圖11中虛線框)。這與黏附強度測定試驗中黏土與金屬錐體的黏附情況不太相符。黏附強度測定試驗中，當渣土含水率為45%時，未改良渣土發生黏附，而改良后的渣土卻均未出現黏附情況，如圖12所示。因此，該風險預測圖主要是結合以往的工程經驗，通過黏土稠度狀態來判斷結泥餅的風險，操作簡單且具有一定的參考價值，但難以判斷改良后渣土的黏附風險。

圖11 黏性土泥餅形成風險臨界分區圖[12-13]

(a)未改良渣土

對于黏土結泥餅問題，王樹英等[21]認為，當黏土-金屬界面的黏附強度大于土樣自身抗剪強度時，結泥餅的可能性較大，反之結泥餅的可能性較小。

由此，結合上述黏附強度、不排水抗剪強度試驗結果與圖12中的實際黏附情況可知，當渣土含水率為45%時，其黏附強度相對于含水率為35%、40%時明顯下降。此時，雖然克萊特膠對渣土黏附強度影響較小，但對渣土的不排水抗剪強度增強效果顯著(如圖13所示)，并且當添膠比為0.10%時渣土的不排水抗剪強度大于黏附強度，并未發生黏附情況，說明通過比較渣土的黏附強度和不排水抗剪強度的大小關系進行渣土的結泥餅風險判斷是合理的。

圖13 黏附強度-添膠比曲線及不排水抗剪強度-添膠比曲線(ω=45%)

因此，本文通過渣土-金屬界面的黏附強度和不排水抗剪強度的大小關系，劃分渣土改良后結泥餅的風險區域，結果如圖14所示。由圖可以發現，原本圖11中處于結泥餅中、高風險區域的改良渣土在圖14中結泥餅的可能性較小，符合實際情況。由圖14可知，隨著水的添加，黏性渣土的黏附強度與不排水抗剪強度均下降，渣土結泥餅的可能性逐漸增大，如A1—A2—A3—A4的變化；而隨著聚合物的添加，黏性渣土的不排水抗剪強度逐漸增大，逐漸接近低風險區，如A1—B1—C1—D1、A3—B3—C3—D3的變化，當添膠比為0.15%時，能有效預防黏性渣土結泥餅。

圖14 改良渣土泥餅形成風險分區圖

3.4 液塑限聯合測定試驗結果分析

測定各組不同添膠比渣土的液限、塑限，并根據液限、塑限計算塑性指數IP與稠度指數Ic。不同添膠比下試樣的液限、塑限、塑性指數以及稠度指數分別見圖15和圖16。

圖15 不同添膠比下試樣的液限、塑限和塑性指數

圖16 不同添膠比下試樣的稠度指數

由圖15可知，隨著添膠比的增大，試驗土樣的塑限基本不發生變化，而10 mm液限與17 mm液限隨之增大，相應地塑性指數也不斷增大，但當添膠比達到0.15%之后曲線趨于收斂。

從圖16中可以看出，黏性渣土的稠度指數隨著添膠比的增大而增大，渣土的軟硬狀態隨著克萊特膠的添加發生轉變。另外，大量研究及工程經驗表明，稠度指數Ic為0.4～0.75時，渣土能為開挖面提供有效支護壓力[22]。由圖16可知，對于含水率為35%的試樣，當添膠比為0.00%～0.10%時能滿足工程要求；對于含水率為40%的試樣，在添膠比為0.00%～0.20%時能提供有效支護壓力；對于含水率為45%的試樣，當添膠比為0.15%～0.20%時，其稠度指數滿足工程需要。

塑性指數與稠度指數隨著添膠比的增大而增大，說明黏性渣土在添加克萊特膠后可塑性有所提高，即土處于可塑狀態的含水率范圍增大。也就是說，在工程施工中需要通過提高渣土的含水率以大幅降低其黏附強度的同時，可以通過添加克萊特膠增強其不排水抗剪強度，使其大于黏附強度，從而預防刀盤結泥餅，并增大渣土稠度指數，為開挖面提供有效支護壓力。

3.5 改良渣土保水性試驗結果分析

選取含水率為45%的各組土樣繪制不同添膠比下的土樣保水率變化曲線，結果如圖17所示。由圖17可知，添膠比為0.10%時，改良渣土的保水能力與原渣土并無太大差別；當添膠比達到0.15%之后，改良渣土的保水能力在100 min后與未改良渣土及添膠比為0.10%的渣土有了明顯區別，且在130 min時，克萊特膠的添加對渣土的保水效果影響較為明顯。

圖17 不同添膠比下土樣保水率變化曲線(含水率為45%)

繪制130 min時各添膠比下土樣的保水率變化曲線，結果見圖18。由圖可以看出，當添膠比增大到0.15%后，渣土的保水能力出現明顯的增強，相較于未改良時的保水率提高了約9%。

圖18 130 min時各添膠比下土樣的保水率變化曲線

盾構刀盤溫度的升高，通常會導致渣土與刀盤界面處發生水分遷移[23]，此時界面處含水率減小，黏附強度增大，而遠離界面的渣土含水率增大，不排水抗剪強度減小，容易出現結泥餅情況。而渣土保水性的提高意味著：在高溫環境下，改良渣土相比未改良時金屬與渣土界面處的水分損失少，界面處黏附強度增長緩慢，可能仍小于土體不排水抗剪強度，則可降低溫度影響下刀盤結泥餅的風險。

4 結論與討論

本文探究了采用聚合物克萊特膠對黏性渣土改良前后渣土的黏附強度、不排水抗剪強度以及液塑限變化規律，檢驗了高溫下改良渣土的保水能力，并分析了該聚合物對渣土的改良機制以及渣土結泥餅風險，得到以下結論：

1)含水率對渣土黏附強度有顯著影響，含水率越大，黏附強度越小。克萊特膠對渣土具有較好的潤滑作用，當黏性渣土含水率不超過45%時，克萊特膠能明顯降低渣土與金屬界面之間的黏附強度。

2)含水率的增加顯著降低了渣土的不排水抗剪強度，而聚合物的添加能增加渣土的不排水抗剪強度，在實際工程中可以根據需要對渣土的不排水抗剪強度進行調節。

3)克萊特膠能較好地提高渣土的液限，增大渣土的塑性指數與稠度指數，使得渣土在可塑狀態下的含水率范圍增大，且可提高渣土在高溫環境下(60 ℃)的保水能力。

4)由于“黏性土泥餅形成風險臨界分區圖”僅考慮了黏土的稠度而忽略了其黏附力學特性，在應用中存在一定的局限性。本文提出了基于渣土-金屬界面的黏附強度和渣土自身不排水抗剪強度的大小關系來判斷刀盤結泥餅風險的方法。當改良黏性渣土處于可塑狀態，且不排水抗剪強度小于黏土與金屬的黏附強度時，可判斷為結泥餅高風險區，反之為中、低風險區。

5)考慮實際工程需要，當渣土含水率控制在45%的情況下，試驗所用的黏性土樣在添膠比為0.10%時表現出良好的和易性，其黏附強度略微減小，而不排水抗剪強度明顯增強，且試驗中金屬錐體未黏附土體，有利于降低黏性渣土結泥餅的風險。

總之，聚合物在黏性渣土含水率為35%～45%時能降低黏土與金屬界面的黏附強度，具有潤滑作用，并且能有效增加黏土的不排水抗剪強度，具有較好的保水能力，這些均有利于降低結泥餅的風險。

由于試驗條件有限，本文試驗僅考慮了壓力作用下渣土的結泥餅情況和改良效果，對于溫度作用下的試驗探究有所不足，應進一步研究。