盾构盾尾密封技术研究现状与展望

0 引言

截至 2024 年底,国产盾构累计总产量为 4 850 台,当年产量为 850 台,稳居世界首位。同年,国内投入运营隧道超 5.2 万座,总长超 3.8 万 km,其中盾构掘进里程达 1.8 万 km  。地下空间的开发高度依赖隧道施工技术,盾构作为一种机、电、液一体化的隧道暗挖施工设备,凭借其适用性广、安全性高的特点,在工程领域占据重要地位。目前,盾构法施工已广泛应用于公路、铁路、地铁、给排水、电力等多种隧道工程中,在隧道建造中承担着不可或缺的使命 。

当前我国越江海盾构隧道向着高水压、大直径、长距离的方向迈进，这为城市和地区之间的交通运营带来了极大便利，但也对盾尾密封提出了极大挑战。近年来，水压接近 1.00MPa 的隧道工程已越来越常见，琼州海峡隧道水压更是超过 2.00MPa ，面临前所未有的超高水压，缺少理论与实践的支撑，超高水压下如何实现可靠的盾尾密封成了制约越江海隧道发展的技术难题。当盾构在地层中长距离掘进时，盾尾密封能够将隧道外高压泥浆与隧道内的常压环境隔离，可一旦盾尾密封失效，外界高压泥浆将迅速涌入盾构与隧道内部，轻则延误施工进度，重则诱发管片失稳、隧道坍塌，严重威胁施工人员的生命安全。因此，可靠的盾尾密封是盾构施工的必要条件。

盾尾密封是多元(不同特征的对象)、多场(孔隙水流动-传热-应力应变)耦合的具有复杂、多相、动态特点的系统,它受到盾尾姿态、水土压力、注浆压力、注脂压力、盾构结构参数、盾构掘进参数等多因素的影响。因此,关于盾尾密封的研究是一个涉及流体、机械的多学科交叉课题。

现有研究主要围绕盾尾油脂抗水压密封性测试、盾尾油脂配方优化、盾尾刷弹塑性试验、盾尾刷油脂逃逸试验、盾尾姿态控制与纠偏方法等方向展开；研究人员获取了盾尾密封的初始研究资料，为盾尾密封机制的研究奠定了基础，但目前对盾尾密封的关键技术和发展方向缺乏阶段性总结，与之相关的研究综述较少。基于此，本文聚焦盾尾密封技术研究现状与国家重大战略需求，重点开展以下3方面的工作。首先，系统梳理国内外盾尾密封技术的发展历程与研究进展；其次，分析盾尾密封失效成因，对盾尾密封的研究进行技术适配性分析；最后，对盾尾密封技术的发展进行阶段性总结，以期为盾尾密封技术未来的研究方向提供思路。

1 盾尾密封发展历程

1.1 初始探索阶段：橡胶圈式盾尾密封

盾构盾体与管片之间的环形间隙称为盾尾间隙。盾尾密封位于盾尾间隙中，是“地下长龙”盾构的主要密封系统之一，其工作环境如图1所示。盾尾密封一旦被击穿，外界的高压泥浆和泥砂将会向隧道内部喷涌，将造成重大灾难。盾尾密封的发展经历了3个阶段，目前采用的盾尾密封是一种刷式柔性密封，能够填充并密封盾构掘进过程中动态变化的盾尾间隙 。

20 世纪初期,在伦敦地铁的建设中首次使用橡胶圈式盾尾密封,如图 2 所示。橡胶圈式盾尾密封是盾尾密封的初始形式,通过橡胶圈的弹性变形填充盾尾间隙,实现基础的密封功能。但这种密封存在明显短板:橡胶耐磨性欠佳,长期服役后易老化开裂;对动态变化的盾尾间隙适应性差,当盾尾间隙超出橡胶圈变形范围时,密封效果急剧下降。在实际应用中,盾尾渗漏问题频发,严重降低施工效率,随着时代的发展,目前这种橡胶圈式盾尾密封已经被淘汰 。

图 1 盾尾密封工作环境

图 2 橡胶圈式盾尾密封示意图(单位: mm)

1.2 成熟应用阶段：刷式密封

20世纪70年代，日本的研究人员首次将刷式密封应用到盾尾密封中，这种刷式盾尾密封依靠盾尾刷和盾尾油脂共同形成一套耐高压的多级密封系统，提高了盾尾密封的可靠性。常规盾构中以4道盾尾刷为主(见图3)，以盾构掘进方向为前，盾尾间隙内的盾尾刷从前向后依次称为第1—4道盾尾刷，盾尾密封腔从前向后依次称为盾尾密封前腔、中腔、后腔。与橡胶圈式盾尾密封相比，刷式盾尾密封优势突出：1) 密封压力显著提升，可适配中高水压的工况需求；2) 耐磨性增强，钢丝与钢板的复合结构能够长期承受摩擦与挤压；3) 对动态变化的盾尾间隙适应性强，通过盾尾刷的弹性变形和盾尾油脂的协同填充，可以应对盾尾间隙的变化。

图 3 刷式盾尾密封示意图

时至今日，“盾尾油脂+盾尾刷”的刷式密封形式已是盾构盾尾密封的标准配置。盾尾刷分为钢板刷和钢丝刷，盾尾油脂分为手涂型盾尾油脂与泵送型盾尾油脂。工程中主流的盾尾刷品牌有山东易斯特工程工具有限公司、中铁隧道局设备分公司、上海翔盾机械设备有限公司等，盾尾油脂品牌有中铁第五勘察设计院集团有限公司安达、铁箭牌、合东双、法国康达特、道达尔、日本松村等 。

1.3 创新阶段：气囊式紧急密封

近年来，随着高水压盾构工程的增多，刷式盾尾密封面临极端工况下的失效风险。为了使盾尾密封出现漏浆迹象后能够得到及时的阻断，我国研究人员研制了气囊式盾尾紧急密封装置。常规下依旧使用刷式盾尾密封，在盾尾密封失效时，向气囊内快速充气，使其膨胀后填充盾尾间隙，起到紧急堵漏的作用；待盾尾密封修复完成后，对气囊抽气收缩复位，不影响后续施工。气囊式紧急密封的出现，进一步提高了盾构施工的安全性与容错能力，其工作原理如图4所示。

图 4 气囊式紧急密封示意图

2 盾尾密封失效病害及成因分析

2.1 典型盾尾密封失效病害

在盾构掘进时,驾驶员会实时监测盾构姿态数据及盾尾密封腔压力数据,以保障施工安全进行。尽管如此,因盾尾密封失效引发的工程事故仍然不能完全避免。

盾尾密封失效病害在实际工程中呈现多样化的特点,其病害表现与诱发因素联系性强。为呈现不同工况下的密封病害,选取广州地铁、杭州庆春路隧道、佛山轨道交通等具有代表性的工程案例,对盾尾密封的失效原因、危害进行梳理,如表1所示。

2.2 盾尾密封失效成因

工程事故表明,盾尾密封受多重因素影响,如图5所示。盾尾密封的失效是一个渐进的过程,并非单一因素导致,而是多因素耦合作用的结果,失效成因可从4个方面进行总结。

2.2.1 核心内因

盾尾油脂自身理化性能与当前工况不匹配。其中包括：1)盾尾油脂抗水压密封性不足，不能有效抵抗当前泥水压力；2)盾尾油脂泵送性差，导致盾尾密封腔内油脂未得到及时补充，密封腔内压力无法抵抗外部泥浆压力，最终盾尾密封被击穿。

表 1 典型盾尾密封失效病害分析

图 5 盾尾密封影响因素

2.2.2 主要外因

复杂工况与地质条件诱发盾尾密封失效。其中包括：1)掘进过程中，注浆物和地层中的砂石侵入盾尾刷内部，盾尾刷固化而丧失弹性，导致盾尾刷与管片接缝处发生渗漏。2)水下掘进时，外界水压突然超过盾尾密封压力安全阈值，直接击穿盾尾密封层。3)不良地层导致盾构姿态失稳，一侧盾尾间隙瞬间增大，该区域密封腔压力降低，但盾尾油脂来不及补充，引发盾尾密封失效。4)盾尾刷在掘进过程中过度磨损，甚至保护板损坏脱落，导致损坏区域被外界泥浆击穿。

2.2.3 直接诱因

施工人员操作不规范。其中包括：1)掘进过程中，注脂压力、频率设置不合理，导致盾尾密封腔内的油脂压力的渗透不充分。2)盾尾刷焊接质量差，焊接后焊缝存在裂纹，盾尾刷之间或盾尾刷与盾构壳体之间存在渗漏缝隙，留下了盾尾密封失效隐患。3)手涂型盾尾油脂未从盾尾刷刷丝根部开始填充，导致刷丝根部区域的刷丝间隙内无盾尾油脂，无法阻挡泥水的侵入。

2.2.4 设计隐患

盾尾密封结构及使用方法的缺陷。主要包括：1) 未采用面传感器等新型压力传感器，仅对注脂泵的泵送压力及各注脂口处气动球阀压力进行检测，这样无法实时感知盾尾密封腔内部全域的压力分布，错失补脂和调整时机。2) 注脂管路弯头过多、管径过小，导致盾尾油脂压力损失增大，远端油脂压力供应不足。

3 盾尾密封技术研究现状

盾构工作时,其盾壳内部压力近似为标准大气压,泵送型盾尾油脂通过注脂口输送至盾尾密封腔内,与盾尾刷配合使密封腔压力升高,将注浆材料与泥水隔离在盾壳与管片外侧,保障了隧道施工的安全性。

以某工程中的盾构为例，盾尾密封包括3个密封腔，每个密封腔均设置10~20个注脂口，前腔、中腔、后腔的压力分别设定为 p₁ 、 p₂ 、 p₃ ，外界水土压力为 p_水土 ，壁后注浆压力为 p_注浆 。由于流体具有从高压区流向低压区的特性，若没有盾尾密封装置的阻隔，在 p_水土 压力作用下，外界泥浆会涌入隧道内部，通过在外界水土与隧道内部之间设置盾尾密封装置，能够将外界泥浆与隧道内部工区隔离。 p_注浆 、 p₁ 、 p₂ 、 p₃ 按图6的逻辑设定，使 p₃ 比 p_注浆 高，能够使后腔内的油脂向外部逃逸，避免外界泥浆涌入隧道，这种设定逻辑能够一定程度上保证盾尾密封的密封效果，还可起到润滑作用，有效减少了密封刷的磨损。

图 6 盾尾密封压力设定逻辑

3.1 盾尾密封腔压力监控

盾尾密封系统首要监测的数据即密封腔内压力值,当密封腔某点位压力低于设定压力时,说明该位置盾尾油脂存量不足,如不补充盾尾油脂,可能会导致密封腔局部压力过小,加剧盾尾刷的磨损,加快盾尾密封失效;若盾尾密封腔某点位压力过高,会造成盾尾油脂的超量逃逸,与绿色施工的理念相悖,因此盾尾密封腔压力分布情况的控制与监测十分重要,特别是在超大直径盾构施工中,盾构顶部和底部承受的外界水土压力差可能超过0.15 MPa,必须对各道密封腔合理分区设定压力值并进行精准监控 。

目前,工程中普遍以注脂泵连接口和气动球阀位置处的压力数据作为密封腔压力的间接参考,进而判断盾尾密封腔压力场分布情况。这种方法测得的压力数据反映的是某一时刻注脂通道的压力,由于盾尾油脂是一种触变性非牛顿流体,存在蠕变现象,且连接口至密封腔之间存在接头和管路等结构,导致该压力数据未能准确反馈密封腔内的真实压力情况,容易错过盾尾密封失效前的最佳补救时间。

近年来，国内研究人员针对盾尾密封腔压力监控技术进行了研究，通过优化测压位置和重新设计测压装置，实现了对盾尾密封腔压力有效、高精度的监测。魏百术等将4个压力传感器安装在密封腔内部并在工程中试验(见图7)，结果表明，对比传统盾尾密封测压方式减少了40%的盾尾油脂消耗，并实现了盾尾密封腔压力分布情况和密封状态的精确反馈；孙志洪等首次使用光纤光栅传感器对盾尾密封腔圆周方向进行多点连续压力监测，为盾尾密封失效做出安全预警，但只对单道盾尾刷低水压密封进行了压力监测，未测试多道盾尾刷多点连续压力监测是否可行；刘二召总结了盾尾油脂注入系统的控制模式，并对系统进行改进,在每个注脂通道加装溢流阀,用于监测注脂通道是否堵塞。

图 7 盾尾密封腔压力传感器安装位置示意图 

综上所述,研究人员提出了一系列的密封腔压力监控设备,并获取了盾尾密封压力数据,但相关设备尚未普及应用,且盾尾油脂流体属性和密封腔形状等因素对密封腔压力场的影响有待进一步研究,密封腔压力分布特性与盾尾密封抗水压性能的关联还需进行分析。

3.2 盾尾刷测试

盾尾刷分类如表 2 所示。盾尾刷是盾尾密封系统的骨架，与管片、盾壳共同构成盾尾密封腔，设盾尾刷道数为 N，则盾尾密封腔道数为 N-1。盾尾刷道数和自身密封特性直接影响盾尾密封系统的密封状态，因此不同水压应采用不同盾尾刷道数。当 p_水土 < 0.30 MPa ，采用 3 道盾尾刷；当 0.30 MPa ≤ p_水土 < 0.60 MPa 时，采用 4 道盾尾刷；当 0.60 MPa ≤ p_水土 时，采用 5~6 道盾尾刷，最后 1 道盾尾刷也可用钢板刷。

目前，盾尾刷生产厂家众多，但是生产、检测方法及合格标准缺少现行的国家或国际标准可供参照，研究人员针对盾尾刷力学特性进行了试验研究。魏林春基于盾尾刷加载试验台对盾尾刷进行破坏测试，发现在相同外部载荷下，盾尾间隙越小，盾尾刷结构破坏时所需载荷就越大。盾尾刷加载试验及结果如图8所示。沈桂丽等 设计了盾尾刷弹性与耐磨性测试装置；钟小春等开展了盾尾刷弹塑性试验，并基于Midas GTS简化盾尾刷模型，对盾尾刷弹性进行仿真研究，以盾尾回弹力、刚度系数等力学指标衡量盾尾刷性能，结果表明，砂浆渗入会导致盾尾刷弹性大幅下降，随着盾尾间隙变大，盾尾刷回弹力减小，油脂逃逸量增大（见图9）；沈皓等使用万能试验机对盾尾刷进行压缩试验，记录了盾尾刷从自由状态持续加载至完全压紧过程中的回弹力变化；Ye等研究了盾尾刷回弹力对管片的影响，测定了实际工程中钢板刷和钢丝刷2种盾尾刷的回弹力数值；Maidl等针对盾尾间隙对盾尾刷密封性的影响开展研究,通过增加盾尾刷刚度提高了其对盾尾间隙的适应性,保证其盾尾刷的密封性能。盾构掘进时,盾尾刷自由端被管片挤压变形,刷体回弹力作用在管片上,使刷体自由端紧紧贴敷在管片外侧,同时,刷丝之间、刷丝与钢板之间、刷丝与不锈钢网之间沿刷体倾斜方向相对滑动。当盾构盾尾姿态变化，即盾尾间隙改变时，盾尾刷的刷体厚度与倾斜角度改变，从而引起刷丝束内微小孔隙重新分布，并使盾尾密封腔腔体形状随动变化，最终影响了盾尾刷的力学特性及密封性能。

表 2 盾尾刷分类

a. 盾尾刷加载变形

b. 盾尾刷应变随载荷变化曲线
图 8 盾尾刷加载试验及结果

盾尾刷是盾尾密封系统的关键部件,通过掺入合金改良盾尾刷钢丝的材料,提高盾尾刷的长期弹性能够改善其密封性,盾尾刷的密封性直接决定盾尾密封可靠性。一方面,研究人员对单个盾尾刷的应力-应变特性及耐磨性能进行了试验与仿真分析,但由于刷丝束内部微小空隙的分布情况十分复杂,关于刷丝材料、形状对盾尾刷性能的影响尚无可靠的研究方法,导致刷丝束的刚度和密封机制尚未探明；另一方面，在实际工程中，盾尾刷内部填充饱满手涂型盾尾油脂，应进一步考虑盾尾油脂对盾尾刷的刚度和密封性的影响。

(a) 盾尾刷数值模型

(b) 不同盾尾间隙下压紧板的残余量
图 9 盾尾刷仿真试验及结果

3.3 盾尾密封油脂测试

盾尾油脂在常温下是可泵送的膏状物质,具有密封、润滑、防锈等功能,但当前盾尾油脂的制备缺少专门的国家或国际标准作为统一规范。部分学者对盾尾油脂新配方进行了优化,1991年,蔡瑞英在国内首次报道了以聚氨酯、树脂、沥青、苯二甲酸脂为材料制备SFZ-864盾尾油脂的方法,该盾尾油脂在石洞口电厂排水隧道成功应用;在后续的发展中,盾尾油脂形成以基础油、粉料、增强纤维和添加剂为主要成分的加工体系 。

盾尾油脂按使用方式分为手涂型盾尾油脂和泵送型盾尾油脂。手涂型盾尾油脂用于填充在盾尾刷内部，其作用是增强盾尾刷自身的抗水压密封性能，同时减少盾尾刷磨损，延长使用寿命；泵送型盾尾油脂用于填充盾尾密封腔，使盾尾密封腔形成稳定压力场以抵御外界水压。2种盾尾油脂和盾尾刷协同作用构成盾尾密封体系。盾尾油脂理化性能指标如表3所示。

盾尾油脂的抗水压密封性、泵送性、锥入度是目前工程选型及配方优化的关键方向,下文将梳理这3大核心性能的测试方法。

表 3 盾尾油脂理化性能指标

3.3.1 盾尾油脂抗水压密封性测试

盾尾油脂的核心功能是实现可靠抗水压密封,因此其最关键的参数为抗水压密封性。目前国内外研究人员针对盾尾油脂的抗水压密封性检测提出了多种测试装置及方法,如表4所示。

不同方法在模拟工程环境、测试参数设置上各有侧重,其中,欧洲混凝土建设联合会(EFNARC)在《TBM盾构在软基和硬岩中掘进时专用产品的使用说明和准则》中提出一种盾尾密封油脂抗水压密封性的测试装置,如图10(a)所示。测试装置是直径为50 mm的金属圆筒,顶部设进气口,底部贴1层孔径为1.000 mm或0.500 mm的金属网(用于模拟盾尾刷的钢丝束),金属网上铺1层25 mm厚盾尾油脂,油脂上方充满水,在水面加0.80 MPa的空气压力,根据漏水情况评价密封油脂抗水压密封性,这种方法能够测试盾尾油脂与水直接接触时的密封效果。日本松村公司研发的盾尾密封油脂抗水压测试装置与欧洲的类似,但在油脂层和水层之间加入砂石层用于模拟实际工程中的地层,水层加压至3.40 MPa,金属网孔径为20目,如图10(b)所示。与欧洲的测试装置相比,这种测试装置考虑了砂石层对测试结果的影响。中国深圳大学的研究人员在借鉴其他盾尾密封性能测试装置的基础上,自主研制了能够模拟盾构与管片相对运动的盾尾密封测试装置,如图10(c)所示。底层为密封油脂,油脂上方为水,在水面加0.50~4.00 MPa的氮气压力,金属网孔径为20~200目。

研究人员在 MATSUMURA 法的基础上提出的盾尾油脂抗水压密封性测试方法及装置具有重要意义，但各测试方法在钢丝网目数、层数、压力参数及评价标准差异显著，导致测试方法多局限在公司内部使用，不同产品性能难以横向对比。因此，盾尾油脂抗水压密封性评价标准和测试设备的统一化、标准化是目前行业面临的关键问题。

表 4 盾尾油脂抗水压密封性测试方法

图 10 盾尾油脂抗水压密封性测试装置(单位: mm)

3.3.2 盾尾油脂泵送性测试

盾尾油脂的泵送性用来评价其通过管道输送的难易程度,其物理意义为密封油脂的表观黏度 。黏度过高可能会导致泵送困难,盾尾油脂注入量不足,密封腔压力不足甚至形成空腔，导致盾尾密封失效；盾尾油脂黏度太低，在压力作用下容易被挤出，导致盾尾油脂消耗量大，密封腔内压力同样无法达到设定要求。

因此,应对盾尾油脂泵送性进行准确测量。泵送性的测试标准主要采用润滑脂表观黏度测试标准,如ASTM D1092—12、NFT 60139、中国行业标准SH/T 0681—1999等。压力黏度计如图11所示，主要由动力系统、液压系统和润滑脂系统4部分组成。

图11 压力黏度计

在圆筒内装填一定量的待测样品,然后将液压油充满样品筒的剩余空间,液压油和待测样品之间采用活塞隔开。通过齿轮泵给液压油施加固定压力,待测样品在压力作用下通过毛细管流出。测定单位时间内样品的流量,通过泊肃叶方程计算出样品的表观黏度。压力黏度仪所采用的毛细管长度和内径的比值为25:1,并有多个不同规格的毛细管。密封油脂的表观黏度测定采用毛细管内径为3.800 mm,测试压力为1.00 MPa,测试温度为25.0 ℃。

部分研究人员采用熔体流动速率来评价盾尾油脂的流动性，熔体流动速率仪是测试热塑性塑料流动速率的标准测试仪器，可以测量熔体质量流动速率(MFR)和熔体体积流动速率(MVR)，测试的参考标准为GB/T3682，其工作原理与压力黏度计相似，熔体流动速率仪主要由加压砝码、料筒、活塞和口模组成。口模是一段中间带有毛细孔的圆柱体，毛细孔的直径为 2.095mm ，长度为 8.000mm 。测试时将待测样品装入料筒内，采用活塞和砝码对样品加压，样品通过口模流出。塑料的熔体流动速率测试在高温条件下进行，一般温度超过 100^°C 。密封油脂在应用中面临的环境温度一般在 25^°C 左右，因此在测试密封油脂的流动速率选择在常温环境下进行。

综合而言,通过泵送性和熔体流动速率均可表征盾尾油脂的流动性,但盾尾油脂在使用时面临多种剪切速率和工况,考虑到油脂自身流变特性与黏弹性直接影响密封腔压力场和密封性能,未来可借助剪切流变仪等试验工具对盾尾油脂开展流变学分析。

3.3.3 盾尾油脂锥入度测试

锥入度又称为稠度,是衡量材料软硬程度的指标,锥入度值越大盾尾油脂越软,润滑脂和石油脂锥入度测定法可参照 GB/T 269、ASTM D217,测试原理如图 12 所示。待测油脂放入标准的测试容器,表面抹平,再将标准锥的锥尖接触待测材料表面,随后启动测试仪器开始计时,锥体自由下落,记录锥体在单位时间内下落的距离。目前工程中使用的泵送型盾尾油脂锥入度为 200~270(0.1 mm)。一般认为,盾尾油脂的锥入度和泵送性需要在合适的状态才能具有较好的密封效果。

3.4 盾尾密封模型试验

盾尾密封凭借多层盾尾刷和密封腔形成密封系统，当盾尾刷和密封腔被破坏或逐层击穿，盾尾密封就会发生失效现象，但盾尾密封失效的实际工程试验可控性差、危险性高。因此，近年来研究人员围绕盾尾密封系统可靠性开展了多项缩比试验装置研究，有力推动盾尾密封系统试验装置的发展，通过开展盾尾密封模型试验能够为盾构在复杂水土压力下掘进提供重要的数据支撑。

贾明发明了一种全静止状态下检测盾尾刷密封性能的测试装置,试验压力可达1.50 MPa,但无法动态模拟盾构掘进和姿态变化,测试条件与实际工况相差较大;姚晶等 ^[62] 开发了一种能够在轴向移动条件下检测盾尾刷密封性能的装置,虽能模拟盾构掘进,但无法模拟盾构姿态,试验压力仅为1.00 MPa无法满足更高的水土压力检测要求;顾建江设计的盾尾密封模拟试验装置既能模拟盾构掘进,又能模拟盾构姿态,具有一定的参考价值,但试验压力为0.30 MPa,属于常规的水土压力,无法模拟更高水土压力;钟小春等 搭建了盾尾密封单元体试验装置(见图13),通过盾尾油脂逃逸试验对密封单元失效形式进行临界失效压力进行初步研究,发现当相邻密封腔压差超过0.30 MPa 时, 油脂逃逸量突增; 李大伟等设计了 1 台大尺度盾尾密封模型试验装置(见图 14), 试验结果表明, 单个密封腔水击穿压力为 0.70 MPa, 双腔水击穿压力为 1.30 MPa; 杨兴亚等将相邻 2 道尾刷、盾壳、管片构成的空腔一起定义为 1 个“密封单元”, 并基于大尺度盾尾密封模型试验装置对密封单元的密封能力进行试验, 结果表明, 盾构轴线与管片轴线重合时, 1 个“尾刷密封单元”的承压能力约为 0.20 MPa; 李净凯等面向超高水压下盾尾密封, 研制了超高水压盾尾密封模型卧式设置测试平台(见图 15), 盾尾间隙设置为 50 mm, 搭载 5 层盾尾刷, 形成 4 道盾尾密封腔, 可对最高 3.00 MPa 水压下的盾尾密封可行性进行试验与研究。盾构隧道向高水压、大直径的方向发展, 盾尾密封失效可能引发重大灾难, 因此需要对盾尾密封开展理论与试验研究。一方面, 需建立完善的盾尾密封性能测评体系, 升级配套的试验设备; 另一方面, 泥-刷-脂三者之间相互作用过程尚不明确, 盾尾密封失效机制亟待探明。采取仿真和试验的手段, 分析多重因素影响下泥-刷-脂的相互作用, 能够从机制层面解释盾尾密封失效问题。此外, 这些研究成果将为盾构在复杂水土压力下的安全掘进提供重要的理论支持和技术指导。

图 13 盾尾密封单元体试验装置 

图 14 大尺度盾尾密封模型试验装置

图 15 超高水压盾尾密封模型测试平台

4 盾尾密封与透平机械刷式密封适配研究路径

刷式密封属于柔性接触式动密封,整体结构由前板和后板内夹刷丝束构成,刷丝束内部随机分布许多微小空隙,其内部结构十分复杂。目前,盾构的盾尾密封和透平机械的级间密封均采用刷式密封结构,在不同领域,刷式密封的结构和材质会根据应用场景做出适应性调整与改进 。

4.1 透平机械领域刷式密封研究现状

4.1.1 受力分析与密封特性研究

1988 年,英国航空发动机巨头罗尔斯·罗伊斯公司(Rolls-Royce Plc)的研发人员最早将刷式密封成功应用在航空发动机中,用于降低航空发动机的级间能耗,防止工质泄漏,其泄漏量是传统迷宫密封的 1/5 ~ 1/10。目前,法国幻影 2000 战斗机、美国 F22 战斗机的发动机均搭载刷式密封结构。

航空发动机中刷式密封结构和受力情况如图16所示，核心结构是刷丝束+前后夹板，刷丝以倾斜角 $\phi$ 与半径为R的转子以干涉量 $\mathrm{\Delta }r$ （干涉量指刷丝束自由端的内径与转子半径的差值）过盈装配。工作时刷丝与转子间的接触力F可以分解为沿转子径向的法向接触力 F_n 和沿转子周向的摩擦力 F_f 。气流是从后夹板与转子表面之间的围栏高度H区域泄漏的，气流在围栏高度以下区域具有强烈的轴向流动，对刷丝形成1个从刷丝束上游指向下游的轴向力。在a-a的刷丝束进口截面上，径向向心流动的闭合效应增大了具有干涉量的刷丝束与转轴的接触力；在刷丝束中间位置如b-b截面，刷丝束受到泄漏气流力的作用而结合得更加紧密；在刷丝束出口截面c-c处，刷丝束受到后夹板的支撑和约束，有抵抗刷丝束变形的作用。泄漏气流迅速通过转轴与刷丝束干涉量的空间 G^* 。

刷丝在运行时，在泄漏气流、转子、前夹板、后夹板的共同作用下会产生变形和磨损，同时，刷式密封会产生闭合效应（blow down effect）、刚化效应（stiffness effect）及迟滞效应(hysteresis effect)等 ，整体属于复杂的流-固-热耦合系统，相关的研究起源于英美国家。

 φ为刷丝倾斜角；w 为转子转速；F 为刷丝与转子接触力； F_f 为刷丝摩擦力； F_n 为法向接触力；H 为后夹板与转子面之间的围栏高度；R 为转子半径；Δr 为刷丝与转子的干涉量； G^* 为可通过气流的干涉量；a-a 为刷丝束进口截面；b-b 为刷丝束中间截面；c-c 为刷丝束出口截面。

图 16 航空发动机中刷式密封结构和受力情况 

刷式密封的迟滞特性与刚化效应由 Chupp 等首次发现, 即刷丝在压差和摩擦力作用下, 无法跟随转子, 造成刷丝尖端与转子表面存在间隙并导致工作介质泄漏的现象, 同时发现上下游压差越大, 泄漏量就越大, 提出采用多级刷式密封来保证刷式密封能够承受更高的压差; Kang 等基于 ABAQUS 平台对单排刷丝进行建模, 考虑接触作用, 对刷式密封进行数值仿真, 发现刷丝倾角对迟滞特性的影响最大; Crudgington 等通过试验测量和有限元法分析首次发现刷式密封的闭合效应(见图 17), 即靠近刷丝顶部的流体在径向的压力梯度下进入刷丝顶部下端的间隙, 在该区域产生漩涡, 刷丝顶部附近产生径向顺压力梯度, 从而产生了闭合力, 使刷式密封实际运行时的间隙减小。

4.1.2 数值仿真方法研究

数值仿真是透平机械刷式密封研究的重要手段，邱波等 首次提出了适用于刷式密封流动传热与接触变形的多物理场耦合数学模型，建立了刷式密封流动传热的数值计算方法，研究结果表明，刷丝最高温度随压比增大的变化趋势主要取决于刷式密封的结构参数，刷丝最高温度和围栏高度以下区域的刷丝平均温度均随转速升高而显著升高。孙丹等 ^[72] 对刷式密封在不同压差下的刷丝变形情况进行ALE流固耦合仿真，发现刷丝轴向变形量随压力增加变大，如图18所示。

(a) 闭合力使泄露间隙减小

(b) 间隙减小幅度

(c) 刷丝顶部受力情况

(d) 刷丝受力分布情况
图 17 闭合效应下刷丝变形情况 

$\mathrm{\Delta }p=0.15\mathrm{M}\mathrm{P}\mathrm{a}\mathrm{\Delta }p=0.20\mathrm{M}\mathrm{P}\mathrm{a}\mathrm{\Delta }p=0.25\mathrm{M}\mathrm{P}\mathrm{a}\mathrm{\Delta }p=0.30\mathrm{M}\mathrm{P}\mathrm{a}\mathrm{\Delta }p=0.40\mathrm{M}\mathrm{P}\mathrm{a}$
图 18 不同压差下刷丝变形云图 

为了模拟刷式密封内部的泄漏流动,研究人员发展了许多近似的数值模型,多孔介质模型是目前应用最为广泛的刷式密封泄漏量数值预测方法,这种方法将刷丝束处理为各向异性的多孔介质 。张元桥等以压比和转速为变量,对刷式密封的泄漏量进行了数值计算,并考虑闭合效应,提出了刷式密封运行时的间隙修正公式,计算结果表明,刷式密封有效间隙会随着压差增大而减小;Yuan等采用非达西多孔介质LTE模型对刷式密封进行建模,研究不同间隙工况下刷式密封的转子动力系数,结果表明,当间隙增大时,直接刚度先急剧下降然后略有上升,交叉耦合刚度比较复杂,直接阻尼系数随间隙增大而增大,为转子增加了稳定系数;刘美红等、彭能等基于多孔介质LINE模型搭建刷式密封模型,研究了几何参数对刷式密封动力特性的影响,发现随刷丝束厚度和间隙的增加,直接刚度系数K整体上先减小后增加,直接阻尼系数C随刷束厚度和栅栏高度的增加,在0值附近变化,并无明显影响。

4.2 盾尾密封与透平机械刷式密封研究路径适配性分析

航空发动机中刷式密封应用场景与结构如图19所示,盾尾刷式密封应用场景与结构如图20所示。盾尾刷与航空发动机中刷式密封刷结构高度相似,但两者的材质及工作介质存在显著差异。

(a) 航空发动机中刷式密封应用场景

(b) 航空发动机中刷式密封结构

图 19 航空发动机中刷式密封应用场景与结构

盾尾密封的渗漏介质为高黏度的盾尾油脂和不可压缩的水泥浆液,透平机械的渗漏介质一般为气体;盾尾刷相对于隧道管片环沿轴向做低速直线运动，透平机械一般为高速回转运动；盾尾刷中刷丝一般为具有一定卷曲度的不锈钢丝，透平机械中刷式密封的刷丝一般为直丝，材质为钴基合金(Haynes25)或非金属纤维，如表5所示。透平机械的刷式密封研究起步较早，研究体系较完善，采取理论分析、CFD仿真、模型试验等多种手段对刷式密封的泄漏特性、传热特性、迟滞效应和转子动力特性等进行了较为深入的研究，这些研究为透平机械中刷式密封在复杂工况下的性能优化和可靠性提升提供了重要的理论基础，也为盾尾密封的研究提供了研究思路。

(a) 盾尾刷式密封应用场景

(b) 盾尾刷式密封结构
图 20 盾尾刷式密封应用场景与结构(单位：mm)

表 5 盾尾密封与航空发动机中刷式密封对比

从适配性来看,尽管两者存在显著差异,但透平机械刷式密封的研究方法与技术成果仍具有重要参考价值:1)通过流固耦合仿真技术,建立盾尾刷刷丝束的多孔介质模型,模拟泥-刷-脂多场耦合作用,探明盾尾密封失效机制;2)研究刷丝变形与泄漏特性,可为揭示盾尾刷压力、变形、密封的关系提供方法,完善盾尾刷力学性能研究体系;3)多级密封的设计理念与压力梯度控制方法,已在盾尾密封系统中得到应用,可进一步优化盾尾密封腔压力分布设计。

适配研究路径建议：1) 通过测定盾尾刷应力、应变、时间关系和盾尾油脂流变特性，拟合盾尾油脂本构模型；2) 借鉴透平机械刷式密封的多孔介质仿真方法，对盾尾刷结构进行合理的简化，建立盾尾密封系统的流固耦合模型；3) 通过试验验证优化仿真参数，定量分析盾尾密封失效、盾尾油脂逃逸等物理现象的产生原因，为提高盾尾密封性能提供理论支撑。

5 结论与展望

5.1 结论

当前我国已实现盾构产业链 100% 国产化,国产盾构全球市场占有率已超过 70%。“十四五”期间我国隧道运营总量不断增加,大直径、大埋深的水下隧道工程数量逐年增长,与盾尾密封相关成果陆续得到发表,其中对于盾尾油脂的研究起步于 1988 年,自研了 SFZ-864 盾尾油脂,但对于盾尾刷以及盾尾密封结构的研究起步较晚,目前已取得阶段性进展。

1. 盾尾密封系统是多元、多场耦合的动态系统，其密封性能依赖盾尾刷与密封油脂的协同作用，同时受水土压力、盾构姿态、注浆参数等多重因素影响。密封失效的原因可归纳为4类：①盾尾油脂性能不足（抗水压密封性、泵送性）；②复杂工况和地质条件导致盾构姿态失稳、盾尾油脂被击穿、盾尾刷损伤等；③操作不规范，如注脂方案不合理、盾尾刷焊接质量差等；④盾尾密封结构及使用方法缺陷。4类失效原因常相互叠加引发连锁失效，如佛山地铁“2·7”事故即因盾构姿态失稳叠加盾尾油脂密封性不足而触发盾尾密封失效，酿成重大灾难。

2. 现有盾尾密封研究已取得阶段性进展, 在盾尾密封腔压力监控方面, 开发了腔内直接测压与光纤光栅多点监测技术, 提升了压力反馈精度; 建立了盾尾刷刚度测试体系, 明确了盾尾间隙变化与盾尾刷回弹力的联系; 在盾尾油脂测试领域, 形成了抗水压密封性、泵送性、锥入度等关键指标的测量体系; 在盾尾密封模型试验方面, 测试设备实现了从常规水压到 3.00 MPa 超高水压的覆盖。

3. 技术适配性分析表明, 盾尾密封与航空发动机中刷式密封同属柔性接触式动密封,但在工作介质、运动形式方面存在本质区别。透平机械的多级密封设计理念与仿真方法具有借鉴价值,但需针对盾构工程特点进行介质适配与参数优化,才能实现技术迁移应用。

5.2 展望

盾构隧道正在向着长、大、深的方向发展，这对盾尾密封的防水密封性能提出了严峻挑战，当前盾尾密封技术仍存在尚未解决的科学问题。超高水压专用盾尾油脂有待进一步研发；盾尾油脂抗水压密封性测试缺乏统一国家标准，传统泵送性与锥入度测试难以反映动态工况下的盾尾油脂的黏弹性需求，盾尾油脂流变特性表征体系需要进一步完善；盾尾刷刚度和密封性之间关联有待探明；流固耦合仿真在盾尾密封领域的应用处于起步阶段，刷丝束多孔介质模型的参数标定需要试验支撑。本文通过梳理国内外盾尾密封发展现状，提出展望如下。

1. 开展盾尾密封多场耦合仿真研究。首先基于剪切流变仪开展密封油脂动态流变特性测试，建立涵盖黏弹性、蠕变与应力松弛的盾尾油脂本构模型；再通过刷丝参数（长度、卷曲度、材质）与盾尾油脂密封性的试验，分析两者对盾尾密封性能的影响规律；最后借鉴透平机械刷式密封仿真中的多孔介质建模方法，开发“外界泥浆、盾尾刷、密封油脂”流固耦合仿真模型，揭示盾尾密封的失效机制与演化路径。

2. 完善盾尾油脂评测标准体系。整合现有的盾尾油脂抗水压密封性测试方法优势，统一金属网规格、加压方式、评价指标等核心参数，制定盾尾油脂抗水压密封性国家标准；建立基于流变特性的密封性能分级评价体系，将储能模量、线性黏弹区临界应变等动态指标纳入盾尾油脂选型标准。

3. 研制超高水压适配的盾尾油脂产品。研发 2.00 MPa 以上超高水压专用盾尾油脂，优化基础油与增强纤维、触变调节剂的配比，提升抗挤出与抗水解性能；升级盾尾密封试验装置，实现动态掘进、姿态变化与高水压工况的协同模拟；开发分区精准注脂系统与压力自适应控制技术，保障复杂工况下密封腔压力梯度稳定。

4. 优化盾尾刷的结构设计。基于盾尾刷病害类型(刷体固化、保护板磨损脱落等)，针对性优化盾尾刷结构，如：优化钢丝密度、保护板材质与厚度、盾尾刷安装角度等，进一步提升其使用寿命与密封性能。

5. 推进盾尾密封压力智能监测与数字孪生技术应用。构建盾尾密封全生命周期监测网络，集成面压力传感器、光纤光栅传感器等感知元件，构建盾尾油脂腔全域压力检测平台；开发密封失效预警模型，实现补脂参数的自动优化与渗漏预警；将密封系统纳入盾构数字孪生平台,实现密封性能的动态映射、寿命预测与参数优化,提升施工安全性与可靠性。