正常状态下盾尾密封油脂腔压力分布特性研究*

时间：2024-07-28

王林涛，钭婧，孙开欣，王宁，郭正刚(大连理工大学机械工程学院，辽宁大连 116023)

盾构法施工以其安全、高效的特点，已成为隧道掘进工程中一种重要的施工方法[1]。这种工法施工通过采用盾壳支撑前方和上部土体，并采用密封措施防止盾壳外部水土侵入盾体内，从而可有效地保证盾构施工人员的安全。后盾与管片之间的密封称为盾尾密封。盾尾密封系统一旦破坏，则盾体外的水土、背填浆液很容易穿透盾尾密封进入盾体内，出现盾尾漏浆、漏水现象。为了研制盾尾泄漏监测与预警技术，在盾尾结构限制下无法直接监测到泄漏现象，只能通过布设压力传感器监测压力变化来发现泄漏部位。

目前盾构盾尾密封通常采用尾刷+充填油脂的形式，尾刷由3道钢丝刷组成，尾刷与盾体、管片一起形成2个空腔，空腔内注入油脂充填，从而起到阻隔盾体外注浆材料和地层中的水、土的作用[3]。由于盾尾密封刷是弹簧板+钢丝束+弹簧板的结构，受力时的形态难以确定，且在盾尾间隙之间，每两个盾尾刷之间采用的是焊接的方式形成一环密封刷。因此，每道盾尾密封刷受到前后腔体内流体压力作用时变形规律都不是相同的，盾尾刷的密封性能难以检测和确定。而密封油脂是一种带有塑性的非牛顿流体，目前没有准确的参数可以描述它的流体性能。在盾尾密封腔内的油脂建立起压力，与刷丝间充填油脂的盾尾密封刷共同组成盾尾密封系统。盾尾密封油脂腔的压力分布结果是研究盾尾密封刷变形规律的前提，且对盾尾密封系统的传感器布设有指导性意义。所以，盾尾密封油脂腔的压力分布特性研究是非常有必要的，它是研究整个盾尾密封系统密封性能的需求前提，为盾尾密封系统失效安全预警技术研究提供理论基础。

针对盾尾密封系统，国内外学者主要在盾尾密封油脂和盾尾密封刷方面有一定的理论和实验研究。国内外典型的盾尾密封油脂材料有法国CONDAT盾尾密封油脂、日本松井TAIL SEALER盾尾密封油脂、“上隧牌”盾尾密封油脂等，而王德乾[4-5]、白传航[6]、丛恩伟[7]、卢少华等[8]都根据实际工程项目的原理需求，在不同程度上研发出新型的盾尾密封油脂或优化了原有的密封油脂配方；欧洲喷射混凝土标准(EFNARC)、美国Jacopo Franchini等、日本松井公司、中铁五院、石家庄铁道大学严振林等[9]各自设计了原理相似的油脂耐水压密封性检测装置，并提出相应的盾尾密封油脂耐水压密封性检测方法；饶竹红等[10]在现有的油脂耐水压密封性检测方法和现有装置的基础上，利用了计算流体动力学的分析软件FLUENT计算分析了盾尾密封油脂在水密性装置中的流动性规律；李奕[11]、霍志光[12]对传统盾尾密封刷进行了结构上的优化改进，李大伟等[13]研制了能够测试盾尾密封刷的耐磨性能和弹性的综合实验平台；高振峰等[14]依据油脂耐水压特性建立盾尾密封二维数值模型，将盾尾密封刷对密封油脂的阻碍作用等效成多孔介质区域的作用，得到渗漏过程中的油脂流动分布与压力变化规律；钟波等[15]通过建立盾尾刷的三维有限元模型，对盾尾刷在不同间隙和不同压力下的工作性能进行了有限元分析。上述研究主要集中于盾尾密封油脂和盾尾密封刷的自身特性研究，没有结合两者的特性分析盾尾密封系统的密封性能，也没有根据实际结构和工况分析密封系统的压力分布特性和影响因素。

本文运用计算流体力学方法，开展盾尾密封系统在正常工作状态下的油脂压力分布规律和影响因素等理论研究。基于实际工程所用盾构机的结构尺寸建立盾尾密封系统全尺度三维仿真模型，通过改变结构参数、工况参数来研究盾尾密封系统正常状态下压力分布特性的影响因素与影响规律，为大型掘进机施工安全关键系统监测与预警技术研究提供理论支撑。

1 盾尾密封系统流体模型

1.1 盾尾密封建模理论

1.1.1 流体动力学控制方程

在盾尾密封系统的油脂密封原理正常工作的工况下，流体动力学方程应满足流动基本方程，包括质量守恒方程、动量守恒方程和能量守恒方程[16]：

(1)

(2)

(3)

1.1.2 多孔介质模型

FLUENT软件在计算多孔介质时是给多孔介质的方程中添加一个动量源相，这个动量源相中包含了两部分，粘性阻力和惯性阻力。

(4)

式中，等号右侧第一项为粘性阻力，第二项为惯性阻力。其中，μ为流体粘度，v为速度，Dij和Cij为矩阵。将上式中的矩阵用系数进行代替即为：

(5)

ΔP=a·v2+b·v

(6)

将式(5)与式(6)进行对比可得：

(7)

其中，ρ为流体密度，Δn为多孔介质厚度。

若只考虑粘性阻力效应，多孔介质模型变为线性化的Darcian模型：

(8)

1.2 盾尾密封数值求解模型

1.2.1 三维求解模型

本文以某实际工程所用某型土压平衡盾构机的盾尾密封系统为研究对象，基于图1所示的盾尾密封原理，对其进行参数化建模，建立了盾尾密封系统流场三维仿真物理模型，如图2所示。为了简化盾尾刷露出刷丝部分的流体计算，将这部分简化为多孔介质区域，使其可在流体计算时发挥作用。

图1 盾尾密封原理示意图

图2 盾尾密封油脂腔三维仿真物理模型

1.2.2 网格划分

网格划分采用mesh模块的自动网格划分方法，多孔介质区域采用六边形网格，油脂入口处网格尺寸比周围网格的尺寸小，达到网格细化效果，流体域网格如图3所示。对模型进行了网格无关性验证，考虑网格质量、分析精度和计算时间等因素，最终选定全局单元尺寸为20 mm，局部单元尺寸为10 mm，网格数量为192万，平均单元质量为0.8207。

图3 盾尾密封流体域网格模型

1.2.3 边界条件

盾尾密封油脂腔的油脂控制有两种控制方式，压力控制和流量控制。油脂泵通过管道将油脂输送到各个腔室，一般采用压力控制方式确保密封所需压力。初始模型设置参数与边界条件如表1所示。

表1 初始模型设置参数与边界条件

2 模型验证

2.1 密封油脂流体模型验证

非牛顿流体是指剪切应力和剪切变形速率之间不满足线性关系的流体[19]，盾尾密封系统所用的密封油脂就是一种带有塑性的非牛顿流体。在常用的非牛顿流体模型中，Herschel-Bulkley模型是具有Power-Law流体性质的Bingham模型，当剪切应力超过屈服强度τ0时，流体按照Power-Law模型的本构关系流动：

(9)

图4 油脂流动规律(深色部分为油脂)

2.2 多孔介质模型验证

由经验数值[20]可知，密封油脂的平均消耗量约为每平方米管片表面消耗0.8 ～1.3 kg，若主机最大掘进速度为80 mm/min，管片外径为6900 mm，那么单位时间内油脂最大消耗量Gmax和最小消耗量Gmin为：

Gmax=80×3.14×6900×1.3/106=2.25 kg/min=0.0375 kg/s

Gmin=80×3.14×6900×0.8/106=1.39 kg/min=0.0232 kg/s

仿真模拟时设定正常注脂压力入口为3 bar，注浆压力为2 bar，得到出口流量结果如表2所示。

表2 质量流量计算结果

可得到入口流量约为0.02741 kg/s，出口流量约为0.02769 kg/s，误差为0.00028 kg/s，约1%，在允许范围之内。仿真得到的平均流量值0.0275 kg/s，处于油脂消耗量范围0.0232～0.0375 kg/s之内，证明了利用多孔介质模型代替盾尾密封刷的阻碍作用的合理性和可行性。

2.3 模型简化验证

根据三维仿真模型的对称性质，截取全尺度模型的四分之一作为分析所用局部模型，如图5所示。

图5 四分之一模型

相同参数设置条件下，全尺度模型与局部模型的计算结果对比如表3所示，结果误差在允许范围(误差<2%)内，验证了局部模型的可行性。

表3 结果验证

3 油脂腔压力特性分析

3.1 正常状态压力分布规律

盾尾密封油脂腔采用压力控制方式，按照油脂注入压力控制原则将边界条件设定为：油脂腔1压力入口为2 bar，油脂腔2压力入口为3 bar，前压力出口为1 bar，注浆压力(后压力出口)为2 bar。得到的油脂腔2入口处两方向截面压力分布云图如图6所示。根据图示，观察周向截面压力值在曲线y2+z2=35002mm和线段O1O2上的变化情况，O2点为两线交点。

图6 油脂腔压力分布云图

从轴向截面压力云图可以看出，油脂从入口处往油脂腔内充填，进入油脂腔后油脂沿着盾构机行进方向前后扩散，多孔介质区域对压力有阻碍作用，油脂腔内的压力从入口处的最高点沿轴向的前后向低压出口位置递减。而周向截面压力分布规律为：油脂从入口处往圆心方向递减，入口处为设定的入口压力，越往腔内充填压力越小，变化情况如图7(a)所示；在入口处两侧，油脂腔内的压力从入口处的最高点沿周向两侧低压位置递减，油脂压力沿着圆周方向下降的趋势和幅度大致相同且分布区域呈对称形式，以至于在两个入口的中轴线位置，压力达到周向的最小值，变化情况如图7(b)所示。

图7 周向截面油脂入口间压力变化情况

3.2 油脂压力分布特性模型设计

3.2.1 变量设计

为了探究油脂压力分布特性的影响因素，将油脂腔2垂直于入口面的周向压力差值ΔPc和轴向压力差值ΔPa设定为输出参数，选取了盾尾油脂腔的结构参数、模型特性参数和边界条件参数共12个参数为可变参量，如表4所示。

表4 设计变量

3.2.2 响应面模型

DOE试验设计方法采用拉丁超立方抽样，生成501个试验设计样本点(包含上下限值)，采用Workbench构建GeneticAggregation响应面模型，模型的拟合程度如图8所示，相关系数R2达到0.998以上，表示模型的拟合程度很好。

图8 响应面模型拟合程度

3.3 压力分布特性的影响因素

3.3.1 结构参数的影响

盾尾密封系统的结构参数在对盾尾密封系统进行设计选型时是必不可少的考虑因素。根据响应面模型的模拟计算，尾刷间距、盾尾间隙等结构参数对周向压降ΔPc和轴向压降ΔPa的影响如图9图10所示。

图9 结构参数对周向压降ΔPc的影响规律

图10 结构参数对轴向压降ΔPa的影响规律

对周向压降的影响规律图进行分析，得到以下发现：尾刷间距k、注脂口半径r、多孔介质厚度n对周向压降有负向影响，即随着这些可变参量数值增大，环向压降减小；但k和n对周向压降的影响程度较小，r对周向压降的影响程度较大。盾尾间隙h、注脂口高度l、多孔介质厚度m对周向压降有正向影响，即随着这些可变参量数值增大，环向压降增大；但影响程度最大的是m，h和l的影响程度较小。

对轴向压降的影响规律图进行分析，得到以下发现：尾刷间距k改变了油脂腔轴向尺寸，对轴向压降没有明显影响；有负向影响的参量是盾尾间距h、注脂口半径r、多孔介质厚度n，即随着这些可变参量数值增大，环向压降减小，其中影响最大的是r；而注脂口高度l、多孔介质厚度m对轴向压降有正向影响，即随着这些可变参量数值增大，轴向压降增大，其中影响最大的是m。

由于注脂口半径r影响入口压力，尾刷多孔介质厚度m影响尾刷的密封性能，才会有相对明显的影响规律。而注脂口尺寸、尾刷间距属于不可变结构参数，需要在系统设计时考虑；盾尾间距、尾刷多孔介质厚度属于可变工况参数，需要在工况变化时考虑这些参数的影响。所以不论影响程度大小，在结构设计、系统优化、监测传感器布设时都需要考虑这些参数的影响，在可行基础上选择最佳的参数配置，保证正常状态下的密封压力要求。

3.3.2 模型特性参数的影响

(1)为了探究实际工况下的油脂腔压力分布规律，就需要考虑到工程所用密封油脂的材料性能，其中最重要的就是粘度vis。由于油脂粘度变化特性相对难测，根据现有文献资料中的油脂流变试验测试结果选定油脂粘度研究范围，探究油脂粘度对压力分布的影响，结果如图11所示。

图11 油脂粘度vis对压降的影响规律

油脂粘度对周向压降有明显的负向影响，随着油脂粘度增大，周向压降减小，减小趋势较为平缓。而从轴向压降的响应曲线来看，油脂粘度对轴向压降没有明显的影响规律，粘度在1100 Pa·s之前轴向压降在小范围内波动，1100 Pa·s之后轴向压降波动范围整体下降。但不管是周向还是轴向，压降变化程度对于基本数值来说都不算大，只要保证盾尾密封系统温度不骤变，油脂粘度影响的压降值不超过要求限制即可。

(2)正常状态下，盾尾刷利用自身弹簧板的反弹力平衡两侧压力，使油脂从刷丝部分流出而外部泥浆不能侵入油脂腔，简化之后即是多孔介质模型利用阻力效应控制两侧压差从而控制出口流量。因为油脂腔内油脂流动缓慢，处于层流状态，在只考虑粘性阻力效应的情况下，粘性阻力系数对压降的影响如图12所示。

图12 粘性阻力系数VR对压降的影响规律

不管是周向压降还是轴向压降，随着多孔介质粘性阻力系数的增大，压降的值总是减小的。显而易见，粘性阻力效应是替代盾尾刷对油脂的阻碍作用，盾尾刷抵抗变形的能力越强，粘性阻力效应就越明显。但是在简化过程中，多孔介质的粘性阻力系数还受到其他因素的影响，比如盾尾间隙、盾尾刷磨损状态、盾构机推进速度等，在之后的研究工作中可以考虑这些因素的变化对粘性阻力系数以及对压力分布的影响。

3.3.3 边界条件对压力分布的影响

根据油脂注入压力控制原则，设计了Gin2=Gin1+1bar=Pout_qian+2bar的油脂腔压力入口条件，使得尾刷多孔介质区域两侧的压力条件始终满足原则要求。泥浆注入压力会改变盾尾刷的受力变形从而对油脂腔2的压力分布造成影响。边界条件对油脂腔压力分布规律的影响如图13图14所示。

图13 边界条件对周向压降ΔPc的影响规律

图14 边界条件对轴向压降ΔPa的影响规律

从影响曲线很容易看出，油脂腔入口压力对压降有正向影响，泥浆压力对压降有负向影响。由于在设计变量范围时考虑了油脂注入压力控制原则，且在尾刷3两侧总是保持油脂腔入口压力大于泥浆压力，边界条件对环向和轴向压降的影响有着稳定的规律。但由于只是设定入口压力大于泥浆压力，油脂腔压力分布在环向截面上有压力最低点，压力薄弱部分的压力可能低于泥浆压力，会造成泥浆侵入油脂腔从而导致密封失效。在研究油脂腔压力状态实时监测系统时，就需要在压力薄弱部分布设压力传感器，实时调整注脂、注浆压力，在最可能失效部位保证每一时刻的油脂耐压密封性能。