1 引言

盾尾刷配合适量盾尾油脂的压注，隔离盾构外部压力环境与内部常压工作区域，起到密封盾尾的作用。超大直径泥水气平衡盾构广泛应用于穿越江河湖海的大型水底隧道建设，通常具有掘进距离长、水头压力高、穿越土层复杂等特点，相较于其它类型盾构，超大直径盾构盾尾间隙大、距离长、腔体多，密封效果的优劣对于工程安全尤为重要，根据以往施工经验，长距离推进导致盾尾密封装置的损伤几乎无可避免。文章依托武汉市轨道交通 7 号线三阳路长江隧道工程实例，针对超大直径泥水气平衡盾构在长江底部高水头复合地层环境中施工特点，分析总结盾尾刷损伤的机理原因，并提出了有针对性的改进措施，为今后盾尾密封装置的选型优化与施工保护，给出了可供借鉴的参考[1-3] 。

2 盾构机的盾尾密封

盾尾密封是通过油脂注入孔使得盾尾 4 个密闭的油脂腔内充满油脂，并维持一定的压力，形成大气压及自然地层的压力传递区间，同时防止砂浆、地下水及土壤通过盾尾进入到常压工作环境。

盾尾密封最早为橡胶唇形密封，在工程实践中逐渐发展为如今广泛使用的标准型盾尾刷，前板为平行弹簧钢板，后板为交错的弹簧钢板。瑞典哈兰德斯铁路隧道项目为承受大于 1MPa 的水土压力，产生第一代加强型盾尾刷，前板改进为交错的弹簧钢板。2014 年土耳其伊斯坦布尔博斯普鲁斯海峡隧道在最深点发生了盾尾渗漏，对盾尾刷进一步改进，产生第二代加强型盾尾刷，前板改为两层交错的弹簧钢板再外覆一道弹簧钢板。盾尾密封装置发展过程如表 1 所示。

表 1 盾尾密封装置发展过程表

3 武汉三阳路长江隧道盾构机盾尾密封

武汉三阳路长江隧道工程是国内首条公铁合建且直径最大的盾构法隧道。采用 2 台直径 15.76m 泥水气平衡盾构先后同向始发掘进左右两线，盾构段单线长度 2590m，最大纵坡 30‰，最小转弯半径R=1200m。盾构在高水头复合地层环境中掘进，切口中心最大覆土深度达到 49m。所处地层“上软下硬”，地质条件复杂，穿越土层主要有：③ ₂ 粉质黏土、④ ₂ 粉细砂、④ ₃ 中粗砂、（15） _a-1 强风化粉砂质泥岩、（15） _b-1 弱胶结砾岩、（15） _a-2 弱风化粉砂质泥岩。地下水主要为基岩裂隙水，接受其上部含水层中地下水的下渗及侧向渗流补给。管片采用通用楔形管片错缝拼装，管片外径 15.2m，环宽 2m，厚 0.65m。

工程盾构机头设计为锥形，盾体由前盾、中盾及尾盾组成。盾尾钢板厚度 120mm，盾尾钢板内侧与管片间隙 110mm。盾尾共设置 4 道盾尾钢丝刷及 1 道钢板刷形成 4 个密闭的油脂腔，每腔净空长度 520mm，盾尾刷前侧弹簧钢板完全平铺后宽410mm，每道腔体均匀布置 22 个油脂压注孔，分别由 4 台油脂泵控制盾尾油脂压注。组成盾尾刷的主要结构为：固定底板、后侧厚 1.5mm 交错弹簧钢板、钢丝刷、前侧厚 1mm 平铺弹簧钢板，由压板及螺钉固定在盾尾上。盾尾密封及盾尾刷形式如图 1 所示。

图 1 盾尾密封及盾尾刷形式图

4 盾尾密封损伤及原因分析

4.1 事件经过

右线盾构推进至 183 环时，同步砂浆从盾尾下部涌出，渗漏量约 6m ³ ，此时切口为全断面④ ₂ 粉细砂，大量补压盾尾油脂，同时减少漏浆位置的砂浆注入量，推进完成后拼装时开始在管片外弧面整环填塞海绵，未再出现漏浆情况。清理盾尾时发现有盾尾刷前侧弹簧钢板被带出，钢板发生弯曲变形，如图 2 所示，此情况可判断盾尾刷已经发生损伤，盾尾密封存在与外界连通的渗漏通道，故在 221 环检查渗漏位置的最内道盾尾刷：不拼装封顶块继续推进，直接推至最内一道盾尾刷暴露，发现盾尾刷前侧弹簧钢板全部缺失，钢丝刷出现翻折现象，如图 3 所示。

图 2 断裂的盾尾刷前侧钢板                                        图 3 渗漏位置盾尾刷检查

4.2 前侧板变形断裂原因分析

4.2.1 模拟试验

检查发现最内一道盾尾刷存在前侧弹簧钢板全部缺失的情况后，对使用的标准型盾尾刷分别进行了数值模拟和破坏实验。

（1）数值模拟分析

根据工程实际情况进行简化和处理，分析前板受力，采用有限元计算软件 ABAQUS 进行计算，前板厚度 1mm，材料为新欧标 DD11 型钢，密度为7850kg/m ³ ，弹性模量为 206000MPa，泊松比为 0.3，极限强度为 440MPa。

前板根据实际尺寸进行建模，约束条件为上部的刚性板完全约束自由度，下部的刚性板约束除竖向位移自由度之外的所有自由度，并且在分析步骤中设置强制竖向位移，迫使下部刚性板向上位移，使得两部分的刚性板之间的距离符合盾构壳体和管片之间的距离。上部和下部刚性板之间的距离设置为 110mm，压力差设定为 0.5MPa。计算模型按实际尺寸设置，均设为壳单元，单元类型为 S4，单元尺寸为 5mm。

计算分析步骤：1、设置强制位移约束，迫使下部刚性板向上位移；2、在前后板 x 正方向一侧施加垂直于板面的均布荷载，模拟 2 个腔室填充油脂压力差。

如图 4 所示，前板固定端局部应力已经达到1652MPa，从材料本构上来说早已进入塑性，变形呈现流动状态，构件早已破坏。由计算结果可以看出，在 0.5MPa 的压力下，盾尾刷在盾尾管片正常间隙 110mm 时，前板很有可能发生断裂。

图 4 前侧钢板有限元计算结果

（2）模拟破坏实验

为研究盾尾刷发生破坏的具体原因，针对单个尾刷进行了模拟破坏实验，实验装置选用 YES-100数显管刚度压力试验机，为模拟实际施工工况，设计了一个反力架，由 2 块厚 1cm 钢板组成，分别模拟盾尾钢结构及管片约束，尾刷根部通过螺杆及压板固定在一块钢板上，约束 3 个方向的位移，另一块钢板接触尾刷钢丝，限制其垂直于钢板面的位移，通过调整 2 块钢板的间距模拟盾尾钢结构与管片之间的间隙，加压装置为圆柱刚体，模拟油脂腔油脂压力，将面荷载简化成线荷载，如图 5 所示^[4] 。

图 5 盾尾刷模拟破坏实验装置图

由于实际施工中盾尾与管片并非同心圆，通常盾尾间隙在 85 ～ 135mm 之间变化，故进行间距85mm、110mm、135mm 3 个工况的加载试验。按照实际施工中荷载限额为 0.6MPa，因此本试验理论加载限额为 16.2kN，即是 0.6MPa× 试件的竖直投影面积（试件的前板宽度 × 试验间距）。模拟破坏实验的结果如表 2 所示。

表 2 模拟破坏实验结果

 由表 2 实验结果可见，在正常的盾尾间隙110mm 下，盾尾刷两侧的压力差达到 0.52MPa 即会发生前板断裂的情况，盾尾间隙越大越易发生破坏。模拟破坏实验结果也验证了数值模拟分析结论较为准确。

4.2.2 其他可能原因[^5-7]

（1）异物破坏

不均匀或者粗糙的管片外表面与尾刷接触可能会造成盾尾刷的磨损加剧，造成盾尾刷的破坏。管片拼装和推进过程中的磕碰可能造成管片部分破损，破损的混凝土碎片如果未清理干净进入盾尾，也可能造成盾尾刷的破坏。

（2）油脂注入量及压力

盾尾油脂通过油脂注入孔进入密闭的油脂腔形成一定的压力，推进过程中盾尾刷与管片外表面接触造成 1 ～ 2mm 的油脂损耗，合理的油脂注入量及注入压力能够起到盾尾密封、润滑及防止盾尾变形的作用。过高的油脂注入压力使盾尾刷两侧压力差过大造成塑性变形，而过低的油脂注入量及注入压力可能使同步浆液窜入盾尾，凝固后造成盾尾刷破坏。

（3）同步浆液注入压力

该工程同步浆液为单液惰性砂浆，推进过程中同步注入砂浆填充 28cm 的盾尾间隙，由于主要在密实的砂性土和软弱基岩中推进，实际注浆量与理论间隙量基本一致，注浆压力 1.2MPa 左右。如果注浆压力过高，砂浆填充土体间隙的反作用力会击穿钢板刷，砂浆进入盾尾对盾尾刷造成破坏。

4.2.3 分析结论

根据数值分析和模拟实验结果，造成盾尾密封失效的原因主要在于钢丝刷两侧压力差过大超过其承载能力。在实际施工中，最内道钢丝刷由于单侧受力（一侧为油脂腔，一侧为空载），油脂腔压力过高，压力差大于钢丝刷承载力，造成盾尾钢丝刷破坏，前侧板断裂。

4.3 改进措施

根据盾尾刷检查的情况及上述分析结论，应对措施主要应从盾尾刷前板刚度加强和油脂注入量及压力控制两方面着手。

4.3.1 盾尾刷改进

采用第二代加强型盾尾刷整环更换最内道盾尾刷，前板由 2 块平行的厚 1.5mm 钢板改为 5 块厚1mm 弹簧钢板，5 块板布置形式为钢丝刷上覆 2 层平行钢板，搭接处覆1块钢板，同时搭接处进行改进，与后板相同，根部形成倒角，使得每块盾尾钢丝刷之间形成一定的搭接。加强型盾尾刷和原标准型盾尾刷形式如图 6 所示。

图 6 加强型盾尾刷与原标准盾尾刷比较图

（左为加强型，右为原标准型）

4.3.2 油脂注入量及压力阶梯式控制

适量压注盾尾油脂，每环油脂基础压注量V _Ring =Da×Pi×L×T，（Da= 隧道外径 15.2m，Pi 取3.14，L= 环宽 2m，T= 油脂密封厚度，该工程取2mm），另外还需考虑油脂管阻损耗和管片环缝纵缝损耗等，所以每环实际油脂压注量通常在基础压注量的 120% ～ 140% 之间。

前一阶段施工过程中，主要以油脂注入量为控制标准，保证每环推进过程中每道油脂腔的注入量，油脂注入压力控制以不低于外界水土压力为准，每道油脂腔注入量及压力基本一致。

吸取盾尾密封损坏的教训后，在后期施工过程中，油脂压注根据每道油脂腔压力合理设置压注速度，保持每腔油脂压力由内至外阶梯状均匀递增，通常每腔压力差 0.2 ～ 0.3MPa，最外道油脂压力略高于注浆压力。盾尾密封压力阶梯状递增示意如图7 所示。

图 7 盾尾密封压力阶梯状递增

4.4 改进效果

目前，对加强型盾尾刷同样进行了模拟实验，实验装置及工况与模拟实验中一致，针对盾尾间隙85mm、110mm 及 135mm 3 种工况，实验结果表明在外部荷载 0.6MPa 的作用下，前侧板均未发现明显的塑性变形及断裂情况；实际施工中，右线盾构在 380 环进行了盾尾最内道盾尾钢丝刷的更换，后续推进均未发现盾尾泄露情况。

5 结语

在实际施工过程中盾尾密封的损坏是由多种复杂因素共同作用而形成的结果，通过数值模拟分析和模拟破坏实验可以较直观的判断盾尾刷抗损能力，采用符合工程所需强度的盾尾密封装置，结合合理的密封油脂量和腔体压力设定，可以最大限度地保护盾尾刷有效密封。以前的研究通常集中于盾尾密封损坏后的更换修复技术，而从根本上找出盾尾刷损坏的原因，在源头上采取措施避免盾尾密封的失效，能够大大降低施工风险并提高经济效益。但现有的数值分析和破坏实验条件无法完全模拟出盾尾刷在真实的复杂地下水土压力环境中受力损坏的情况，尚有待进一步完善。