Unit tests on shield tail brush annular sealing system and its watertightness mechanism
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摘要: 盾构法已经成为了城市地铁隧道建设的主流施工法，由于盾尾刷密封效果不佳导致的漏水、漏浆等重大安全责任事故屡屡发生。通过建立盾尾刷-油脂腔密封系统密封单元试验装置，探讨油脂稠度、油脂压力、盾尾间隙对其水密性能的影响。试验结果表明：①根据油脂锥入度不同，盾尾密封渗漏出现两种模式：锥入度低时渗漏物为外界泥水，锥入度高时渗漏物为外界泥水与油脂混合物。为提高盾尾密封性能，油脂锥入应控制180~200(1/10 mm)范围内。②盾尾渗漏临界压力可由油脂压力、贴合力确定，略微小于油脂压力，因此工程中设定油脂压力比盾尾空隙中泥水或注浆浆液压力大0.5 MPa是合理的。③盾尾渗漏临界压力受油脂压力影响更大些，但盾尾刷贴合力则影响油脂逃逸和油脂压力的稳定，因此盾构掘进过程中加强盾尾刷和密封系统的管理以避免砂浆侵入导致盾尾刷失去弹性引起的密封失效。研究成果可为盾尾密封系统的设计和施工管理提供参考。Abstract: The shield tunnelling method has become the mainstream construction one for urban subway tunnels. Due to the poor sealing effects of shield tail brushes, many severe safety accidents such as water and slurry leakage occur frequently. The influences of grease consistency, grease pressure and shield tail clearance on the watertightness performance are discussed by setting up the sealing unit test devices for the shield tail brush-grease chamber. The test results show that: (1) According to the different grease cone penetrations, there are two modes of shield tail sealing leakage. One is that the leakage material is the external slurry at low cone penetration, and the other is that the leakage material is the external slurry and grease mixture at high cone penetration. In order to improve the shield tail sealing performance, the grease cone penetration should be controlled within the range of 180~200 (1/10 mm). (2) The critical leakage pressure of the shield tail can be determined by the grease pressure and adhesion force, which is slightly smaller than the grease pressure. Therefore, it is reasonable to set the grease pressure 0.5 MPa higher than the slurry pressure in shield tail clearance during shield tunneling. (3) The critical leakage pressure of the shield tail is more affected by the grease pressure, but the adhesion force of the shield tail brush affects the grease escape and grease pressure stability. Hence, the management of the shield tail brush and sealing system during shield tunnelling should be strengthened to avoid the tail sealing failure, which is caused by the loss of elasticity of the shield tail brush due to mortar intrusion. The research results may provide reference for the design and construction management of the shield tail sealing system.
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Keywords:
- shield tail brush /
- grease /
- unit test /
- watertightness /
- critical leakage pressure
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0. 引言
岩体工程多赋存于水环境中，并常处于饱和状态。环境中的水进入岩体孔隙后易发生水岩相互作用，将改变岩石的矿物组成和微细观结构，引起强度、变形等物理力学性能的劣化。为保证水环境中岩体工程的稳定性，研究饱和岩石的水软化特性和机制十分必要。
目前，许多学者对多种饱和岩石的水软化特性进行了研究。普遍认为，岩石饱和后强度降低，弹性模量减小，泊松比增加，摩擦系数减小。如周翠英等[1]发现泥岩饱和后，其强度下降了约90%。Mann等[2]对3种饱和砂岩进行压缩试验，发现弹性模量减小了6%~19%。熊德国等[3]得到砂岩、砂质泥岩和泥岩的抗压强度水软化系数（饱和岩石抗压强度与干燥岩石抗压强度之比）范围为0.58~0.94。Zhu等[4]得到大理岩饱和后，单轴抗压强度减小了29.18%，泊松比增加13.90%。黄弈茗[5]通过剪切试验得到饱和灰岩的摩擦系数降低了25%。Chen等[6]、Erguler等[7]和Vasarhelyi[8]发现凝灰岩饱和后强度降低了2%~88%。工程上常将单轴抗压强度小于20 MPa的岩石称为软岩，20~40 MPa的称为中硬岩，大于40 MPa的称为硬岩。总结来看，目前软岩的水软化特性研究成果丰富，硬岩的水软化特性研究存在不足。
为合理解释饱和岩石力学性能的劣化现象，一些学者提出了诸如黏土矿物软化、矿物颗粒摩擦力下降、孔隙水压力等水软化机制[9-13]。然而，受限于试验手段和分析方法，饱和岩石力学性能劣化的物理力学机制尚未达成共识，试验成果多，理论分析成果少。Zhu等[4]综合已有试验成果发现，硬岩的水软化机制可能包括：机制一，黏土矿物软化；机制二，孔隙水压力作用；机制三，摩擦弱化效应；机制四，应力腐蚀。其中，机制一、四分别存在于含黏土矿物和石英矿物的岩石中，且机制一已被公认。机制二、三（统称水岩作用机制，下同）普遍存在于各类饱和岩石中，受到了广泛关注。值得提出的是，上述水软化机制常常同时存在，并相互影响。因此，排除其他针对某一个或几个特定水软化机制，定性和定量描述其存在条件和作用程度成为亟待解决的问题。
声发射（acoustic emission，AE）是材料加载过程中局部应变能释放所产生的瞬态弹性波，因其可以反映材料内部裂隙发育和破坏特性而被广泛应用于岩石力学中[14-15]。声发射信号的分析方法主要包括参数分析和波形分析。目前一些学者利用声发射特征参数，如声发射事件率、声发射振铃计数、能量等，研究含水岩石的破坏特性[16-18]。虽然声发射参数分析能反映饱和岩石破坏的一些释能特征，但将复杂难懂的波形信号抽象成一系列的参数来加以描述，难免会遗失波形所携带的一些重要的信息。近年来，一些学者开始研究声发射波形信号的频谱特征[14, 19-20]。关于声发射频谱在含水岩石破坏特性研究中的运用，少量学者收获了十分有限的成果。例如，Chugh等[21]、Read等[22]分析了干燥和含水岩石的声发射波形信号的主频差异。张艳博等[23]发现饱和砂岩的声发射信号主频主要分布在35~60 kHz，且主频范围比干燥砂岩集中。然而，基于声发射波形，特别是波形信号的主频统计特征，分析饱和岩石的微观破坏特性进而研究水岩作用机制的成果鲜有报道。
为分析饱和岩石水岩作用机制的存在条件和作用程度，本文选取不含黏土和硅质矿物的典型硬岩，以排除机制一、四的影响，开展硬岩在干燥、饱和状态下的单轴压缩声发射试验，分析压缩强度、弹性模量、破裂形态等力学软化特性，探讨饱和硬岩破坏的声发射波形信号主频统计特征。结合力学软化特性和声发射主频统计特征，研究硬岩水岩作用机制的存在条件和作用程度。研究成果可丰富饱和硬岩力学软化特性的研究内容，并为量化描述水岩作用机制的研究提供新的视角和途径。
1. 试验方法与过程
1.1 试样制备
试验用岩石包括3种：①宝兴大理岩，取样自四川省雅安市宝兴县，②锦屏大理岩，取样自四川省凉山彝族自治州盐源县锦屏一级水电站库岸边坡，③灰岩，取样自四川省凉山彝族自治州雷波县马湖边坡。依据国际岩石力学学会（ISRM）建议方法将岩芯加工成ϕ50 mm×H100 mm的标准圆柱体试样。如图 1所示，采用X射线单晶衍射仪测定3种岩石的矿物成分和各矿物占比，发现宝兴大理岩和灰岩均由单一矿物方解石组成，锦屏大理岩由方解石（12%）、白云石（87%）、氯化钾（0.5%）、氧化铁（0.5%）组成。说明3种岩石均不含黏土矿物和石英矿物，黏土矿物软化和应力腐蚀作用可以忽略。电镜扫描（SEM）图像显示3种岩石的矿物胶结形态、孔隙数量存在较大差异。利用核磁共振岩芯分析系统（NMR）测定试样的孔隙度。试样的物理特性参数如表 1所示。
表 1 试样基本物理性质参数Table 1. Basic physical parameters of samples岩石类型 天然密度/(kg·m-3) 孔隙度/% 纵波波速/(m·s-1) 矿物成分 宝兴大理岩 2.69 (±0.04) 6.16 (±0.25) 4262 (±30.73) 方解石 锦屏大理岩 2.98 (±0.17) 2.68 (±0.13) 4689 (±29.32) 方解石、白云石、氯化钾、氧化铁 灰岩 2.63 (±0.11) 4.80 (±0.09) 3826 (±18.67) 方解石 注：括号内数值为试样样本参数的标准差。 为获得干燥、饱和试样，将加工好的试样放入105℃的恒温烘箱内烘48 h，使其达到完全干燥状态。冷却至室温后取一半试样置于干燥箱内保存。采用强制饱和法，将剩余试样置于100 kPa的负压真空抽气机中强制饱和48 h，并静置4 h。随机选取3种岩石的干燥、饱和试样各2个，采用干馏法测定水饱和度，发现其值分别接近0和1，认为获得的干燥、饱和试样满足试验要求。
1.2 试验设备与方案
试验采用MTS815 Flex Test GT岩石力学试验系统和PCI-2声发射采集系统进行。每个试样布置8个Micro30高精度传感器，可以有效采集试验过程的声发射信号[4, 13]。声发射前置放大器门槛值（增益）为40 dB，采样门槛值为30 dB。试样与传感器间涂抹耦合剂，以保证信号数据的有效采集。试验设备与传感器布置如图 2所示。试验采用LVDT进行轴向位移控制，加载速率为0.05 mm/min。每种岩石包括干燥、饱和试验组各1组，每组4个试样，共计24个。试验过程中，保证力学加载系统与声发射采集系统的时间同步。
2. 试验结果
2.1 力学软化特性
3种岩石典型试样的应力应变曲线如图 3所示。可以看出，试样在单轴压缩荷载作用下的应力应变曲线具有明显的阶段性，即加载初期的非线性段（压密段）、线弹性段、峰值应力前的塑性变形段和峰后段。饱和试样的峰值应变（峰值应力对应的应变）比干燥试样的大，表现出应变软化特性。相比较而言，锦屏大理岩力学性能最强，灰岩次之，宝兴大理岩最弱。
干燥、饱和状态下3种岩石的单轴抗压强度σ、弹性模量E及软化系数f如图 4，5所示。其中，软化系数f为饱和试样组的力学参数均值与干燥试样组的力学参数均值的比值，fσ和fE分别表示单轴抗压强度软化系数和弹性模量软化系数。
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图 4 干燥、饱和状态岩石单轴抗压强度和软化系数Figure 4. Uniaxial compressive strengths and softening coefficients of rocks under dry and saturated conditions![]()
图 5 干燥、饱和状态岩石弹性模量和软化系数Figure 5. Elastic moduli and softening coefficients of rocks under dry and saturated conditions可以看出，3种岩石饱和后，力学性能均出现明显劣化，表现为单轴抗压强度和弹性模量减小。宝兴大理岩、锦屏大理岩、灰岩的单轴抗压强度软化系数分别为0.74，0.94，0.76，弹性模量软化系数分别为0.72，0.92，0.79。相比较而言，宝兴大理岩水软化性能最强，灰岩次之，锦屏大理岩最弱。
干燥、饱和状态下典型试样的宏观破坏形态与声发射事件定位见图 6，图中声发射事件的颜色对应不同的加载时间。可以看出，声发射事件多发生于试样的宏观破坏面或裂纹处，宏观破裂形态与声发射事件定位能较好吻合。相比较而言，锦屏大理岩破坏时释放的声发射信号比宝兴大理岩和灰岩的多。在压缩荷载作用下，干燥岩石多发生剪切破坏，试样可见明显的单斜面或共轭斜面剪切破坏面。岩石饱和后，平行于试样轴向的张拉裂纹和张拉破裂面增多。
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图 6 岩石宏观破裂形态和声发射事件定位Figure 6. Failure patterns of rocks and location of acoustic emission events2.2 声发射波形主频特性
（1）数据处理
试验采集了加载全过程岩石释放的声发射波形信号。本文采用声发射信号频谱统计分析方法，即将所有通道采集的海量信号数据进行统计分析。首先，通过MATLAB编程，采用快速傅立叶变换（FFT）获得声发射波形信号的主频参数（图 7）。其次，对获得的波形信号主频进行区段划分。室内岩石的声发射频率位于10~500 kHz范围内[24]，且一般低于450 kHz。为便于统计分析，参照李林芮[25]、邓建辉等[26]的研究，采用的主频区段划分方法为：主频0~450 kHz，按每10 kHz划分一个主频段，共45个主频段；主频451~500 kHz，划分为一个主频段，合计46个主频段。
（2）声发射主频特征
干燥、饱和状态下3种岩石典型试样的主频占比统计见图 8。可以发现，在压缩荷载作用下，干燥、饱和岩石的声发射波形主频均集中在2个主频带范围内，称之为高主频带和低主频带。作为邓建辉等[26]关于岩石声发射双主频特性的后续研究，说明双主频现象是岩石破坏的一种固有特性，与岩石类型和含水状态无关。岩石饱和后，高、低主频带范围发生变化。以宝兴大理岩为例，干燥宝兴大理岩的高、低主频带分别集中在230~320 kHz（第24~32主频段）和11~80 kHz（第2~8主频段），饱和宝兴大理岩高、低主频带分别集中在230~270 kHz（第24~27主频段）和0~50 kHz（第1~5主频段）。
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图 8 干燥、饱和状态下岩石的主频占比统计Figure 8. Proportions of dominant frequency of rock samples under dry and saturated conditions将占比超过1%的主频段计入样本范围，统计得到干燥、饱和岩石的声发射高、低主频数量占比和能量占比，如图 9所示。干燥、饱和试验组试样主频数量占比均值和能量占比均值如表 2所示。其中能量以声发射信号幅值的平方表征。干燥岩石破坏的声发射以携带高能量的高主频带信号为主，最小高主频信号数量占比均值为69.51%，最小高主频信号能量占比均值为70.70%。3种硬岩饱和后，高主频带波形信号明显减少，低主频带波形信号显著增多。低主频带信号占据主导地位，且携带能量更多。最小低主频信号数量占比均值为58.77%，最小低主频信号能量占比均值为65.01%。
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图 9 岩石高、低主频信号数量占比及能量占比Figure 9. Percentages of high and low dominant frequency bands and corresponding energy of different rocks表 2 干燥、饱和岩石的声发射主频参数均值统计Table 2. Average values of dominant frequency parameters of different rocks under dry and saturated conditions岩石类型 状态 N/104 低频带 高频带 PN/% PE/% PN/% PE/% 宝兴大理岩 干燥 6.89 25.55 29.14 70.29 70.70 饱和 5.56 73.13 73.16 23.59 26.84 锦屏大理岩 干燥 2.42 28.63 25.15 70.84 74.35 饱和 1.31 58.77 65.01 35.18 29.11 灰岩 干燥 5.79 27.93 21.39 69.51 78.24 饱和 3.48 68.65 78.52 29.73 20.60 注：表中N，PN，PE分别表示波形数、不同主频带信号数量占比、不同主频带信号能量占比。 3. 水软化机制分析
硬岩的矿物成分决定水软化机制的存在条件。宝兴大理岩、锦屏大理岩和灰岩不含黏土矿物和硅质矿物，可能存在的水软化机制包括孔隙水压力（机制二）和摩擦弱化效应（机制三）。如表 2和图 9所示，上述3类硬岩饱和后，低主频信号数量及携带能量显著增加，并占绝对优势。李林芮[25]、邓建辉等[26]提出并验证，岩石的高主频波形信号对应微观剪切破坏，低主频波形信号对应微观拉伸破坏。换言之，本文研究的硬岩饱和后，发生的微观拉伸破坏明显增多，并占据主导地位。而3类岩石只可能存在孔隙水压力和摩擦弱化效应水软化机制，一种比较直观的推论是两种水软化机制中的一种或全部导致微观拉伸破坏数量的增加。
为论证上述推论，采用ANSYS数值软件对有（无）孔隙压力的单一孔隙周边的应力分布进行模拟分析。将试样孔隙简化为半径为1 mm的圆形孔洞，轴向压力为20 MPa。通过迭代计算获得孔洞周边的应力分布，如图 10所示。对比分析可以得出，有孔隙压力时，孔隙周边的拉应力普遍更大，最大拉应力由19 MPa（无孔隙压力时）增加至21.7 MPa，即孔隙压力导致拉应力增加。因此可以推断，饱和岩石的孔隙水压力作用机制将导致孔隙周边拉应力增加，产生更多微观拉伸破坏。这一推断也从图 6中饱和硬岩的破坏形态得到证实，即饱和硬岩出现更多张拉裂纹和张拉破裂面。而微观拉伸破坏对应声发射低主频波形信号，所以声发射低主频信号数量增加。总结来说，饱和岩石孔隙水压力作用的强弱与声发射低主频信号的多少存在对应关系。
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图 10 单一孔隙周边应力的数值模拟Figure 10. Numerical simulation of stress distribution around a single pore3类硬岩饱和后低主频信号占比的增量与单轴抗压强度软化系数的关系如图 11所示。可以得到，低主频信号占比增量与强度软化系数间存在负相关关系，即低主频信号占比增量越大，强度降低越明显。这佐证了孔隙水压力是上述3种硬岩强度降低的主导因素。
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图 11 低频占比增量与单轴抗压强度软化系数关系Figure 11. Relationship between increment of percentage of low dominant frequency and softening coefficient of uniaxial compressive strength相比较而言，宝兴大理岩和灰岩的低主频信号增量相差不多，强度软化系数也接近，而锦屏大理岩则表现出巨大差异。笔者认为这与岩石的矿物成分和孔隙结构密切相关。宝兴大理岩和灰岩的矿物成分均为方解石，孔隙度分别为6.16%和4.80%，两者矿物成分和孔隙结构相似，因而软化系数接近，分别为0.74和0.76。锦屏大理岩由多种矿物组成，孔隙度为2.68%。由图 1的SEM图像可以看出，矿物颗粒胶结紧密，未见明显孔隙。可以证实，锦屏大理岩结构致密，未提供孔隙水压力作用的良好条件，发生的微观拉伸破坏比宝兴大理岩和灰岩少，因而声发射低主频信号占比增量更小。综上分析，不含黏土、硅质矿物岩石的矿物成分和孔隙结构决定孔隙水压力作用的强弱。
4. 工程应用探讨
大多数岩体工程，如水电站库岸边坡、部分地下工程等，常处于水环境中，易引起岩体物理力学性能劣化，威胁工程的长期稳定和安全。在岩体工程各类分级评估中，包括工程岩体分级、岩体参数评估等，饱和单轴抗压强度作为强制性指标被广泛应用[27]。由于岩石饱和后，强度降低，采用饱和单轴抗压强度进行评估提高了工程的安全系数。但“全盘”要求使用饱和单轴抗压强度使工程稳定性评估有时过于保守，不利于建设的高效和经济。
不同类型饱和岩石的矿物成分、微结构、孔隙度和连通性等差异巨大，这决定了各种水软化机制的存在条件和作用程度。确定岩石矿物成分是水软化机制分析的首要工作。如前言所述，不含黏土矿物和硅质矿物的岩石可能存在孔隙水压力作用和摩擦弱化效应。本文分析得出，饱和碳酸钙类岩石的水软化机制以孔隙水压力为主导，产生更多的微观拉伸破坏，且孔隙水压力作用强弱受到孔隙度的影响。由于岩石抗压剪不抗拉伸[28]，岩体工程分级评估时，应以提高安全系数为原则，即由大孔隙度、碳酸钙类矿物组成的岩体工程处于水环境中时，应严格按饱和单轴抗压强度进行设计评估，以保证工程安全。
声发射低主频信号增量与强度软化系数的负相关关系可应用于水环境中岩体工程的设计评估。在压缩荷载作用下，饱和岩石的声发射低主频信号增量与孔隙水压力作用强弱相对应，进而可预测发生微观拉伸破坏的多少。普遍认为，微观拉伸破坏与岩石强度间存在相关性。如图 12所示，笔者进行不同加载速率下宝兴大理岩干燥试样的单轴压缩试验，获得低主频信号（拉伸破坏）占比与单轴抗压强度的拟合曲线。发现两者间存在负相关性，即低主频信号越多，岩石强度越低。这与岩石抗压剪不抗拉伸的事实相符，由于岩石内部发生的微观拉伸破坏（低主频信号）多，岩石强度低。说明对应拉伸破坏的低主频信号可用于表征岩石强度变化。本文试验用3种岩石的强度软化系数随声发射低主频信号增量的增加而减小，说明声发射低主频信号可以表征碳酸钙类饱和岩石强度的劣化程度。声发射低主频信号可作为一种新的特征参数应用于含水岩体工程的设计和安全评估。
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图 12 宝兴大理岩强度与低主频信号占比间关系Figure 12. Relationship between uniaxial compressive strength of marble and percentage of low dominant frequency5. 结论
对3类硬岩（宝兴大理岩、锦屏大理岩、灰岩）饱和后的力学软化特性和声发射主频统计特征进行了分析，探究了水岩作用机制之孔隙水压力的存在条件和作用程度，取得以下3点结论。
（1）硬岩饱和后力学软化特性明显，单轴抗压强度和弹性模量减小，出现更多张拉裂纹和张拉破坏面。
（2）硬岩破坏释放的声发射信号存在双主频现象，且与岩石类型和含水状态无关。硬岩饱和后，声发射高主频带信号明显减少，低主频带信号显著增加。
（3）水岩作用机制之孔隙水压力是不含黏土、硅质矿物硬岩性能劣化的主导因素，其作用强弱与声发射低主频信号多少存在对应关系，且取决于矿物成分和孔隙结构。
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图 1 盾尾密封系统渗漏试验装置示意图
Figure 1. Schematic diagram of leakage test devices for shield tail sealing system
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图 2 盾尾刷-油脂腔密封单元试验装置
Figure 2. Sealing unit test devices for shield tail brush-grease chamber
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图 9 不同盾尾间隙下的临界渗漏压力
Figure 9. Critical leakage forces under different shield tail clearances
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图 15 临界渗漏压力与盾尾间隙、油脂压力关系(油脂C)
Figure 15. Relationship among critical leakage pressure, shield tail clearance and grease pressure (Grease C)
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图 16 砂浆侵入盾尾刷引起密封失效
Figure 16. Sealing failure caused by mortar intrusion into shield tail brush
表 1 3种盾尾油脂的性质
Table 1 Properties of three kinds of shield tail grease
油脂类型 油脂锥入度(0.1 mm) 油脂稠度等级 油脂A 175.2 #4 油脂B 203.5 #4 油脂C 220.0 #3 
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表 2 不同油脂压力下渗漏临界水压（油脂C）
Table 2 Critical leakage pressures under different grease pressures (Grease C)
序号 油脂压力/MPa 临界水压/MPa 1 0.2 0.18 2 0.3 0.27 3 0.4 0.35 4 0.5 0.47
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[1] 杨梅. 盾构机盾尾刷设计及更换技术研究[J]. 铁道建筑技术, 2021(9): 63-67. https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-TDJS202109014.htm YANG Mei. Research on design and replacement technology of shield tail brush of shield machine[J]. Railway Construction Technology, 2021(9): 63-67. (in Chinese) https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-TDJS202109014.htm
[2] 朱伟, 陈仁俊. 盾构隧道施工技术现状及展望(第3讲): 盾构隧道应用前景及发展方向[J]. 岩土工程界, 2002(1): 18-20, 52. https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-YSJS200201037.htm ZHU Wei, CHEN Renjun. Present situation and prospect of shield tunnel construction technology (Lecture 3)-Application prospect and development direction of shield tunnel[J]. Geological Exploration for Non-Ferrous Metals, 2002(1): 18-20, 52. (in Chinese) https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-YSJS200201037.htm
[3] 白云, 丁志诚, 刘千伟. 隧道掘进机施工技术[M]. 2版. 北京: 中国建筑工业出版社, 2013. BAI Yun, DING Zhicheng, LIU Qianwei. Tunnel Boring Machine Construction Technology[M]. 2nd ed. Beijing: China Architecture & Building Press, 2013. (in Chinese)
[4] WU B, DENG Z, HUANG W. Risk assessment of water penetration for shield tunnel construction in coastal area[J]. IOP Conference Series: Earth and Environmental Science, 2019, 267(4): 042116. doi: 10.1088/1755-1315/267/4/042116
[5] 黄宏伟, 朱琳, 谢雄耀. 上海地铁11号线关键节点工可阶段工程风险评估[J]. 岩土工程学报, 2007, 29(7): 1103-1107. doi: 10.3321/j.issn:1000-4548.2007.07.024 HUANG Hongwei, ZHU Lin, XIE Xiongyao. Risk assessment on engineering feasibility of key events in Shanghai metro line No. 11[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2007, 29(7): 1103-1107. (in Chinese) doi: 10.3321/j.issn:1000-4548.2007.07.024
[6] 李艳春. 盾构法隧道施工中盾尾刷的优化与保护[J]. 湖南城市学院学报(自然科学版), 2015, 24(3): 33-34. https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-HNCG201503012.htm LI Yanchun. Shield tunneling optimization and protection shield tail brush[J]. Journal of Hunan City University (Natural Science), 2015, 24(3): 33-34. (in Chinese) https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-HNCG201503012.htm
[7] 郑刚, 崔涛, 程雪松, 等. 某地铁区间盾构法施工隧道事故实例与分析[J]. 岩土工程学报, 2017, 39(增刊2): 132-135. http://manu31.magtech.com.cn/Jwk_ytgcxb/CN/abstract/abstract17195.shtml ZHENG Gang, CUI Tao, CHENG Xuesong, et al. Introduction and analysis of an accident in a shield tunnel[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2017, 39(S2): 132-135. (in Chinese) http://manu31.magtech.com.cn/Jwk_ytgcxb/CN/abstract/abstract17195.shtml
[8] 程鹏飞, 李嘉骏. 成都富水砂卵地层中盾尾漏水漏浆的控制及处理措施[J]. 居业, 2020, 12(2): 103-104. https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-SJCZ202002058.htm CHENG Pengfei, LI Jiajun. Control and treatment measures of water leakage and slurry leakage at shield tail in Chengdu water-rich sand-egg stratum[J]. Create Living, 2020, 12(2): 103-104. (in Chinese) https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-SJCZ202002058.htm
[9] 胡家亮, 杨彩香, 王颖. 广东佛山地铁二号线岩土工程勘察分析[J]. 矿产勘查, 2019, 10(12): 3016-3022. https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-YSJS201912019.htm HU Jialiang, YANG Caixiang, WANG Ying. Investigation and analysis on geotechnical engineering of Foshan Metro Line 2, Guangdong[J]. Mineral Exploration, 2019, 10(12): 3016-3022. (in Chinese) https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-YSJS201912019.htm
[10] YU C, ZHOU A N, CHEN J, et al. Analysis of a tunnel failure caused by leakage of the shield tail seal system[J]. Underground Space, 2020, 5(2): 105-114.
[11] 任广艳. 透水涌砂冒险堵漏隧道坍塌撤人不及: 广东省佛山市轨道交通2号线"2.7"透水坍塌重大事故分析[J]. 吉林劳动保护, 2019(8): 40-42. https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-JLLB201908017.htm REN Guangyan. Water-permeable sand flooding risks plugging tunnel collapse, and people can't escape—analysis of "2.7" water-permeable collapse of Foshan Rail Transit Line 2 in Guangdong Province[J]. Jilin Labour Protection, 2019(8): 40-42. (in Chinese) https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-JLLB201908017.htm
[12] 夏清华. 盾构施工盾尾密封渗漏风险源分析及应对策略[J]. 中外建筑, 2019(1): 200-201. https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-ZWJC201901058.htm XIA Qinghua. Risk source analysis and countermeasures for leakage of shield seal of shield construction[J]. Chinese & Overseas Architecture, 2019(1): 200-201. (in Chinese) https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-ZWJC201901058.htm
[13] LI G, WANG N. Sealing performance of shield tail sealing system based on multiphase flow numerical simulation[J]. Tunnel Construction, 2021, 41(S1): 490-496.
[14] 高振峰. 高水压下盾尾密封油脂耐水压密封性评价及影响因素研究[D]. 北京: 北京交通大学, 2019. GAO Zhenfeng. Evaluation of Water-Tightness of Shield Tail Grease under High Water Pressure and Its Influencing Factors Analysis[D]. Beijing: Beijing Jiaotong University, 2019. (in Chinese)
[15] 廖少明, 余炎, 程致高. 盾尾密封对盾构周边渗流场及正面稳定的影响[J]. 同济大学学报(自然科学版), 2008, 36(2): 172-177, 192. https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-TJDZ200802007.htm LIAO Shaoming, YU Yan, CHENG Zhigao. Effect of shield sealing on stability of workface and seepage field around shield[J]. Journal of Tongji University (Natural Science), 2008, 36(2): 172-177, 192. (in Chinese) https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-TJDZ200802007.htm
[16] 饶竹红, 刘建国. 盾尾密封油脂水密性测试设备数值模拟分析[J]. 隧道与轨道交通, 2017(S1): 37-43. https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-DSGC2017S1010.htm RAO Zhuhong, LIU Jianguo. Numerical simulation analysis of water tightness test equipment for tail seal grease[J]. Tunnels and Rail Transit, 2017(S1): 37-43. (in Chinese) https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-DSGC2017S1010.htm
[17] 钟波, 张光辉, 魏林春. 盾构盾尾金属刷有限元分析[J]. 建材世界, 2018, 39(3): 79-81. https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-GWJK201803022.htm ZHONG Bo, ZHANG Guanghui, WEI Linchun. Finite element analysis of shield tail metal brush[J]. The World of Building Materials, 2018, 39(3): 79-81. (in Chinese) https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-GWJK201803022.htm
[18] 钭婧. 盾构机盾尾密封系统压力分布特性研究[D]. 大连: 大连理工大学, 2021. TOU Jing. Study on Pressure Distribution Characteristics of Shield Tail Sealing System of Shield Machine[D]. Dalian: Dalian University of Technology, 2021. (in Chinese)
[19] 王德乾, 宋世雄, 程晋国, 等. 盾尾密封油脂泵送性测试仪器、测试方法与评价标准研究[J]. 隧道建设, 2017, 37(3): 303-306. https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-JSSD201703009.htm WANG Deqian, SONG Shixiong, CHENG Jinguo, et al. Study of test devices, methods and evaluation criteria for pumpability of shield tail sealing grease[J]. Tunnel Construction, 2017, 37(3): 303-306. (in Chinese) https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-JSSD201703009.htm
[20] ZHANG J, WANG Y W, WANG J M, et al. Primary research on preparation and properties of shield tail sealing grease[C]// Proceedings of the 2017 6th International Conference on Energy and Environmental Protection (ICEEP 2017). Zhuhai, 2017.
[21] 润滑脂和石油脂锥入度测定法: GB/T 269—1991[S]. 北京: 中国标准出版社, 1991. Lubricating Grease and Petrolatum— Determination of Cone Penetration: GB/T 269—1991[S]. Beijing: Standards Press of China, 1991. (in Chinese)
[22] 孙金鑫. 盾尾刷密封系统油脂逃逸研究[D]. 南京: 河海大学, 2020. SUN Jinxin. Study on Grease Escape of Shield Tail Brush Sealing System[D]. Nanjing: Hohai University, 2020. (in Chinese)
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期刊类型引用(2)
1. 石广斌，周泽凯. 土石混合体边坡力学特性及稳定性分析方法研究进展. 金属矿山. 2024(10): 202-215 . 
百度学术
2. 李卓，孙屹，姜鑫，蒋景东. 低围压与不同温度作用下土石坝护坡土石混合体力学特性. 河海大学学报(自然科学版). 2024(06): 90-96 . 百度学术
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