盾构舱内空气损失计算及影响因素分析

杨志勇， 杨 星， 漆伟强， 江玉生， 安宏斌

(1. 中国矿业大学(北京)力学与建筑工程学院， 北京 100083； 2. 中铁十二局集团第二工程有限公司， 山西 太原 030000)

0 引言

盾构在土岩复合层、富水卵石层等特殊地层条件下掘进时，为降低刀盘转矩、减小刀具磨损，会采用“气压模式”掘进，即： 盾构土舱内只有部分渣土和压缩空气。盾构开舱检修时，会向土舱或泥水舱内注入压缩空气，通过气压来维持开挖面的平衡，防止开挖面失稳。压缩空气工法在盾构掘进施工、带压开舱等方面起到了重要作用[1-4]，但同时也存在较大的风险。例如： 在气压模式掘进中，气压的突然消散会导致地表塌陷； 带压开舱过程中气压的急剧损失会影响开挖面的稳定性。合理地计算盾构舱内气压损失，并对其影响因素进行分析，对确保“气压模式”盾构掘进和带压开舱检修的安全非常必要。

目前，国内外相关学者对气压损失的研究方法主要包括理论计算、室内试验、工程实例分析等。对于理论计算分析： 文献[5]根据盾构施工的实际工程经验，提出了半理论公式用于计算开挖舱内压缩空气的损失量； 文献[6]考虑水位与地层的位置关系及盾尾间隙等因素，对文献[5]提出的气压损失公式进行了改进。对于室内试验： 文献[7]设计了一种步进式注气试验装置，对上海地区典型的4种软黏土进行阶梯式注气试验，得到了气体流量的演变规律和工作气体的突破压力； 文献[8]通过室内闭气试验装置测定了衡盾泥材料在带压开舱过程的保压效果，验证了开舱过程中空压机配备的合理性。对于工程实例分析： 文献[2]以广州地铁13号线某区间隧道为工程背景，针对气密性较好地层提出并总结了“气压平衡”模式的盾构施工技术； 文献[9-10]以南京长江隧道工程为背景、文献[11]以南京纬三路过江通道工程为背景，均通过带压开舱的工程实例进行分析，着重介绍了开舱过程中气压稳定的影响因素以及风险控制技术措施等。

相较于欧洲等国家，我国关于盾构气压模式掘进及带压开舱方面的研究起步较晚，尤其是带压开舱施工，发生过多起安全事故，教训是非常深刻的。我国关于气压的研究重点在确保工作舱气压稳定方面，主要通过室内或现场试验方式来进行研究，重要研究成果包括泥浆材料、泥膜厚度、泥膜建立工艺及技术、气压稳定影响因素等方面。而对于盾构舱内空气损失量的计算研究较少，特别是带压开舱过程中，主要通过现场施工测试掌子面泥膜的闭气程度，该情况下通常会出现2个问题： 1)泥膜没有必要建的过厚； 2)空气压缩机的配备不需要那么多。这就需要对舱内的空气损失量进行合理计算，以确定合适的泥膜厚度及空压机的功率需求。在气压损失的理论计算方面，国外相关学者仅仅提出了半理论半经验性公式，所考虑的因素较为单一，未考虑地层富水情况及土压平衡盾构螺旋输送机区域等影响因素。本文首先基于文献[6]Krabbe公式进行改进，考虑地质情况、开挖间隙、温度、注浆等多方面影响因素，提出一种新的空气损失量半经验半理论计算方法，再结合工程实例对气体损失计算，通过对比空气压缩机的压缩效率验证了本工程的压缩空气供应合理与否。盾构在特殊复合地层中采取气压模式掘进及密封带压开舱作业时要求准确的气压控制，本文的计算方法及对影响因素的分析结果可为空压机的配备、带压开舱的密封工作等提供一定的建议和指导。

1 压缩空气工法简介

盾构通过向开挖舱内部压入空气来稳定掌子面的施工方法称为压缩空气工法[1]，该工法主要用于盾构非满舱掘进状态和带压开舱工作。无论是土压平衡盾构还是泥水平衡盾构，其压缩空气工法均有广泛的应用。

1.1 气体损失范围

如图1(a)所示，盾构在施工过程中，由于盾体自重原因，开挖面呈现下边缘密实上边缘脱空的情况，且压缩空气充实在开挖舱的上部，该区域的压缩气体必然会与盾体上部的开挖间隙相通，气压可能损失的区域扩大至刀盘正面土体、开挖间隙周边土体、盾尾注浆区域，以上区域适用于泥水平衡盾构。若为土压平衡盾构，除上述外还需考虑螺旋输送机区域影响。各区域情况如图1(b)所示。

(a) 开挖面位置 (b) 盾构侧面位置

1.2 气压设定

1.2.1 气压模式掘进

盾构在气压模式掘进时，土舱内部处于非满舱状态，即开挖舱需要充入压缩空气来抵抗水土压力从而稳定掌子面平衡[4]。实际的掘进过程中，开挖舱内上部为压缩空气，下部为切削后的渣土，土舱壁的实际受力来源于下部渣土与上部气体对掌子面水土压力的传递。根据不同型号盾构的设计，压力传感器安装在土舱壁不同位置，盾构处于非满舱掘进中，最上部的传感器往往与压缩空气相接触，该传感器压力一般情况下的显示值为气压。以土压平衡盾构为例，盾构土舱内部渣土情况如图2所示。

1.2.2 带压开舱

刀具更换、刀盘结泥饼等情况有时需要盾构带压开舱的方式进舱处理。带压开舱中最主要的措施就是对气压的控制，压缩空气周边的密封程度、气压的稳定情况将影响整个开舱过程掌子面的稳定性和工作人员的安全问题，所以对于开舱过程的气体损失计算很有必要[12-13]。以气垫式泥水平衡盾构为例，带压开舱情况如图3所示。

2 气压损失计算

2.1 空气损失量

W. Krabbe[6]根据机械化盾构施工的工程经验，考虑地层变化情况、水位情况、盾尾注浆因素等，提出并改进了空气损失量Q的计算公式，该公式由于其表达明确、易理解、考虑因素全面、工程适用性强等优势沿用至今。表达式如式(1)所示。

图2 盾构土舱内部渣土情况

图3 泥水平衡盾构带压开舱情况

(1)

式中：Q为空气损失量，m3/min；ka为土中空气的渗透系数，m/min；p1为舱内的绝对压强，kPa，计算时取值为土舱压力；p2为地表绝对压强，kPa；γw为水重度，取值为10 kN/m3；L为隧道顶部至空气可以自由流动位置的路径长度，m；F为与气体接触的盾构掌子面面积，m2；ηa为刀盘正面损失系数，ηa=0适用于高固结土、硬岩等低渗透性围岩，ηa=1.0适用于高渗透性的非固结土；ηb为盾体开挖间隙损失系数，ηb=0适用于高固结土、硬岩等低渗透性土，ηb=1.0～3.0适用于高渗透性土，取值大小根据渗透性而定；ηc为盾尾间隙沿隧道损失系数，ηc=0为盾尾脱离管片未注浆时，ηc=1.0～2.0为注入同步注浆浆液时，其取值大小依据浆液的凝结程度而定。

损失系数取值情况如图4所示。可以看出： 1)图4(a)表示盾构从低渗透性地层掘进至高渗透性地层时断面的空气损失变化，此时空气损失的主要因素为刀盘正面土体的变化，即取ηa=1，ηb、ηc取0； 2)图4(b)表示盾构在稳定地层中掘进，此时除了刀盘正面土体受到刀盘切削作用会产生气压的变化，ηa=1，其余范围保持稳定，ηb、ηc取0； 3)图4(b)与图4(a)在损失系数的取值方面区别不大，即均是刀盘正面土体引起空气损失的主要因素； 4)图4(c)表示盾构从高渗透性地层掘进至低渗透性地层，此时刀盘正面土体的渗透性变小，气体的损失主要为盾尾管片区域； 5)图4(d)和图4(e)表示盾构在稳定地层下掘进，考虑管片注浆浆液凝结与否2种情况的空气损失； 6)复杂的地质需要对4(a)—(e)中多种情况进行组合考虑。

实际上，式(1)是考虑ηa、ηb、ηc3个区域达西定律用于气体计算结果的叠加，达西定律如式(2)所示。

(2)

式中：qw为水流量，m3/min；kw为土中水的渗透系数，m/min； Δh=(p1-p2)/γw，为水头差，m；l为渗流路径长度，m。

式(1)实际考虑的情况为无水地层，考虑该地层下的气体损失结果是偏于安全的，但过大的气压会扰动地层甚至引发地表隆起。在考虑地下水位因素后对式(1)进行改进，改进结果如式(3)所示。

(3)

式中：h为水位距隧道顶部的垂直距离，m；ηd为螺旋输送机的损失系数。当螺旋输送机封闭(如带压开舱时)或采用无螺旋输送机的盾构(如泥水平衡盾构)施工时，ηd=0； 当螺旋输送机出渣时(即正常的气压模式掘进)，依据出土量流畅程度取值，ηd=0～2.0。

2.2 影响因素

2.2.1 空气渗透系数

J. Kramer等[14]、B. Maidl等[15]进行了大量的物理模型试验，总结出了相同类型土体中空气与水的渗透系数关系，同时将渗透系数关系同温度进行联系，结果如图5所示。该相关参数是一种基于经验性的结论，在考虑相关实际工程背景下，需要进行土体的渗透性试验及气压密闭性试验等作为参考，特别是在进行带压开舱准备工作时，对在掌子面前方土体孔隙的封堵及其他密封工作更需严格考虑。

ka为土中空气的渗透系数； kw为土中水的渗透系数。

2.2.2 舱内压强

土舱压力作为盾构施工的重要参数之一，在不同工程背景下的计算方法及取值均有不同，而舱内压强的控制同样要依据土舱压力的取值从而达到土压平衡(或泥水平衡)效果，因此，舱内压强是衡量气压标准的重要依据。根据式(3)，空气损失量Q与舱内绝对压强p1呈现二次函数关系，即

(4)

式中δ为比例常量。

从式(4)的二次关系可以看出，当舱内绝对压强大于(γwh+p2)/2时，随着p1的增加，空气损失量Q呈现显著增加趋势。因此，舱内压强设置过大，必定会导致空气损失量Q迅速增加，此时舱内压强的调节控制至关重要。

2.2.3 掘进地层变化

采用气压模式掘进时，地层的突然变化会导致盾构刀盘前方与后方盾体周围土体产生一定的气压渗透差，如图4(a)和4(c)所示。按照原定地层的气压量设计必然会导致舱内气压与掌子面压力不符，长时间未调整会导致一定程度的地层变形。在掘进地层的突变位置处，配备满足工作需求效率的空气压缩机以备及时的气压调整很有必要。

3 工程实例分析

3.1 工程地质概况

以色列特拉维夫市地铁“红线轻轨”项目1/5/2/6竖井—BG车站区间使用2台德国海瑞克土压平衡盾构施工。盾构外径为7.5 m，埋深为19～32 m，地下水位为4～15 m，2台盾构分别负责1号线和2号线的掘进施工。地质剖面如图6所示。岩土工程参数如表1所示。盾构穿越地层主要为库卡(弱胶结砂岩)、粉黏细砂层和黏土质砂。地层具有较强的磨蚀性，每隔一定距离需带压开舱更换刀具，提前对地层盾构土舱空气损失量进行计算，同时根据计算结果与盾构配备空压机功率进行对比，确保能够及时补充压缩空气，防止开舱过程中的开挖面失稳。

图6 地质剖面图

表1 地质岩土参数情况表

3.2 计算结果

3.2.1 气体渗透系数ka

根据图5中ka与kw的系数关系，考虑温度引起气体膨胀的相关结论，同时结合本工程实际的施工温度为10 ℃左右，由图5所示其函数关系可表达为

ka=70kw。

(5)

式(5)可准确地描述本工程盾构正常掘进过程中的渗透系数关系，但对于带压开舱过程，由于刀盘正面膨润土泥膜的影响，尽管有相关的理论支撑，但要得到更全面的渗透系数还需进行准确的现场试验。针对本工程情况，在每次开舱过程前，对开舱位置掌子面前方土体与膨润土混合预制开舱所需的密封泥膜，同时对泥膜进行现场渗透性试验。将渗透系数kw0的试验数据进行整合，结果如表2所示。

表2 室内膨润土试验结果

3.2.2 空气损失量Q

舱内压强p1依据线路规划的土舱压力计算结果而定。本工程根据实际地层情况，同时依据图4(d)、4(e)考虑盾尾同步注浆浆液的凝结与否2种工况，结合式(3)、式(5)及地层变化情况，在地层稳定段每隔100～400 m计算1次，在地层变化段每隔50～100 m计算1次，最终求得空气损失量Q计算结果，如图7所示。

图7 空气损失量Q计算结果

3.3 灵敏度分析

由图7可知，空气损失量最大断面为里程22 545处。由图6可知，该断面为粉黏细砂至库卡地层的突变处。有必要对该突变地层进行灵敏度分析，以确保受施工参数等因素产生的Q-p1影响范围。舱内压强、掘进状态空气损失量、开舱过程空气损失变化量如图8所示，3线共点O即为里程22 545断面的计算参数。考虑整个过程空气损失与舱内压强的关系，得到的变换如式(6)所示。

(6)

在实际施工过程中，考虑舱内绝对压强p1被控制在123.5±20 kPa范围之内，且根据式(6)Q-p1的变换大致呈2倍的线性关系，在该范围内进行灵敏度分析的范围ABCD见图8阴影区域。

结合空气压缩机的实际工作效率，对该范围内的气压控制情况评估见式(7)。

(7)

式中： SF为气压控制安全系数，其值越大即代表越偏于安全；Qsystem为空压机的最大功率，m3/min。

本工程共设置2台功率为10.15 m3/min的空压机。结合图8所示灵敏度范围计算，C点最小安全系数SF=3.95，即代表该工况下可以拥有空气损失的3.95倍效率进行压缩空气的调整，说明本工程盾构配备的空压机功率足够且偏于安全。

图8 Q-p1影响因素灵敏度分析

4 结论与建议

1)气压的损失范围分为刀盘正面土体、开挖间隙周边土体和盾尾注浆3个区域。在气压设定的前提下，需着重考虑气压掘进状态与带压开舱2种不同工况下的密封条件。相比于气压掘进状态，带压开舱前刀盘正面土体的ka值需根据现场膨润土泥膜渗透性试验确定。

2)通过改进Krabbe公式考虑地层变化、开挖间隙、同步注浆等情况，可以合理地计算空气损失量。同时空气渗透系数、舱内压强、地层变化情况是影响空气损失量的重要影响因素。在空气损失量Q的计算过程中，温度对渗透系数比有重要影响，故要根据现场盾构施工所能达到的温度确定合适的渗透系数； 舱内压强与空气损失量呈二次关系； 地层的变化会导致一定的空气渗透差，需要完备的气压处理设备。

3)通过对实际工程部分里程断面的空气损失量计算，得到损失量最大的断面位于地层突变处。对该断面的灵敏度进行分析，确定影响因素p1和Q-p1作用下的空气损失量灵敏区域，最后对比配备的空压机功率，说明本工程盾构配备的空压机功率足够且偏于安全。

4)对于盾构舱内空气损失的进一步研究中，可以考虑将盾构的实际施工参数(如舱内压强、空气压缩机功率等)与空气损失量Q的计算相结合，同时拥有更多实际工程数据的支撑会使空气损失量Q的理论计算与分析更加完善。