泥水盾構管材在渣漿中沖蝕磨損試驗研究

干聰豫， 黃子木， 劉泓志， 李興高, *， 楊 益

(1. 中交隧道工程局有限公司， 北京 100044； 2. 北京交通大學 城市地下工程教育部重點實驗室， 北京 100044)

0 引言

近年來，隨著泥水盾構的廣泛應用，渣漿(泥漿和渣土混合物)輸送造成泥水管路磨蝕嚴重，甚至時有發生爆管漏漿事故。北京地下直徑線工程[1]、北京京張高鐵清華園隧道工程[2]、北京市南水北調配套工程團城湖至第九水廠輸水工程(2期)第2標段都曾出現過因排漿管路磨蝕漏漿或渣漿泵滲漏造成盾構停機的情況。此外，南京、蘭州、成都等地的地鐵建設中使用的泥水盾構也出現過此類問題[3-5]。盾構在砂卵石地層、土巖復合地層等條件下掘進時，排泥管中的渣漿是由卵石、礫石或破碎巖渣等固體硬顆粒和注入的新鮮泥漿組成的復雜固-液兩相介質，在輸送過程中會對管路產生較大磨蝕，進而影響到工程的安全、工期和造價。當泥漿在管道及渣漿泵中輸送時，泥漿被期望具有較大的攜渣能力、較小的管道阻力以及較小的沖蝕磨損。因此，深入研究泥水盾構渣漿磨蝕力學特性，分析其各組分對磨蝕性的影響，具有重要的工程實踐價值，且對保證泥水盾構的正常施工具有重要的作用。

早在20世紀60年代，Finnie[6]和Sheldon等[7]對沖蝕磨損進行了一系列研究，并提出關于塑性材料沖蝕磨損的模型，認為塑性材料的沖蝕磨損是由微切削作用造成的； Bellman等[8]和Foley等[9]對沖蝕磨損進行了大量的研究，通過提出宏觀沖蝕磨損機制，認為靶材剛開始產生沖蝕磨損時的沖蝕磨損速率較小，而在已經發生過沖蝕磨損的表面上繼續發生沖蝕磨損時的沖蝕磨損速率將有所增大； Mazumder等[10-11]對不同流速下的單相流和多相流沖蝕磨損進行了試驗研究，采用質量損失和厚度損失測量來表征彎管的磨損行為和磨損模式，測量了不同位置的磨損強度，以確定最大磨損位置。除試驗探索以外，在數值模擬方面，Tan等[12]和Zhang等[13]利用離散元方法預測了離散粒子的運動軌跡以及粒子-粒子間的相互作用，利用Navier-Stokes求解器對連續流體相的運動進行評價，采用壓力梯度力模型計算固液相互作用力； Chen等[14]提出了一種基于CFD-DEM的液體-顆粒兩相流侵蝕預測模型，該模型考慮了彎頭等管道連接處液-顆粒、顆粒-顆粒和顆粒-壁面的相互作用； Yang等[15]以蘭州地鐵跨江隧道建設為研究背景，采用數值模擬方法建立了泥石流兩相流模型，考慮到漿料的流變特性，對多相流理論進行了研究； Cui等[16]設計了室內試驗來觀察大尺寸卵石在泥漿中的輸送性能,指出大尺寸鵝卵石在流通管道中主要表現為滑動、滾動和跳躍3種形式。

目前，關于管道磨損的研究大多使用既有經驗公式進行大致預測，影響因素考慮不夠全面。從沖蝕磨損的影響因素來看，影響磨蝕速率的因素眾多，包括沖擊速度及角度、顆粒形狀尺寸及硬度、靶材硬度及組織結構等。當前的研究對象多是針對疏浚工程和石油運輸等行業，對于泥水盾構泥漿管道輸送渣土的力學性能研究仍很匱乏。因此，本文采用在新鮮泥漿中加入石英顆粒(粒徑約2 mm)的方法配制渣漿，利用自主設計的泥漿磨蝕試驗裝置，測試渣漿的磨蝕特性，分析評價泥漿黏度、砂石體積分數、漿體流速以及沖擊方向對靶材磨蝕的影響規律。

1 泥漿磨蝕特性試驗裝置

泥水盾構泥漿管路遭受泥砂沖刷磨蝕，主要原因在于渣漿中含有的泥砂顆粒在水流作用下具有一定動能。管壁表面在泥砂顆粒的反復沖擊和切削下，逐漸失去本體而產生磨損。因此，泥水管路的磨損來源主要是泥砂顆粒的沖蝕作用。為再現泥砂顆粒與靶材的沖擊過程，自主設計了泥漿磨蝕特性試驗裝置，由泥漿旋轉磨蝕部分、調速動力部分和壓力氣體提供部分組成，如圖1所示。裝置采用在渣漿中反復旋轉靶材的方式模擬和再現泥漿管路中泥砂顆粒與靶材的相對運動。

圖1 泥漿磨蝕特性試驗裝置

1.1 泥漿旋轉磨蝕部分

泥漿旋轉磨蝕部分是試驗裝置的核心，其正視剖面見圖2，各部分實物見圖3。

1—旋轉裝置； 2—密封法蘭盤； 3—攪拌缸； 4—限位連接器； 5—磨蝕試片安裝位置。

泥漿旋轉磨蝕部分外部由密封法蘭盤和攪拌缸組成，進行密封保護，內部安裝有旋轉裝置及磨蝕試片。密封法蘭盤使用Q235碳素結構鋼制作，外緣部分直徑為320 mm，厚度為10 mm，均勻分布6個直徑為9 mm的螺栓孔。攪拌缸使用Q235碳素結構鋼制作，主體內徑為250 mm，外徑為270 mm。

(a) 旋轉裝置

(b) 攪拌缸

(c) 密封法蘭盤

旋轉裝置使用Q235碳素結構鋼制作，總長為235 mm，桿體直徑為22 mm，距底面35 mm處焊接用于安裝固定磨蝕試片的圓盤；圓盤上有3組同心圓分布的螺栓孔，同心圓半徑分別為30、60、90 mm，每個同心圓均勻分布4個螺栓孔，螺栓孔直徑為5 mm。旋轉裝置頂部套有限位連接器，用于連接旋轉裝置與變速電機旋轉軸。

試驗時，隨著泥漿旋轉磨蝕部分的動作，安裝于旋轉裝置上的磨蝕試片做圓周運動，實現其與泥漿的相對運動。

1.2 調速動力部分

泥水盾構管道中泥漿流速為1～6 m/s，根據泥漿流速v與轉速ω的關系v=πωR/30(R為旋轉半徑)，可以得到動力部分的轉速為318～636 r/min。因此，調速動力系統的組成選擇為： 400 W單向220 V調速開關、400 W單向220 V電動機和7GU-3K減速器。電動機額定轉速為1 500 r/min，減速器減速比為3∶1，動力部分額定轉速為500 r/min，可滿足要求。

1.3 壓力氣體提供部分

試驗中，通過向密封攪拌缸內注入壓力氣體的方式達到為泥漿加壓的效果。壓力氣體提供部分的組成為： 無油靜音空氣壓縮機、IR2010-02BG氣壓調節閥以及PU高壓氣管?？諝鈮嚎s機的氣壓為0～0.8 MPa，氣壓調節閥的控壓為0～0.4 MPa，高壓氣管的耐壓強度為1～1.2 MPa。

2 試驗內容及步驟

2.1 試驗內容

泥水盾構施工現場所用泥漿通常是由一定比例的膨潤土和水配置膨化而成，膨潤土根據其含有陽離子的種類可分為鈉基膨潤土和鈣基膨潤土，在實際工程中多采用鈉基膨潤土。本文試驗漿液所用的鈉基膨潤土物理力學參數如表1所示。磨蝕試片采用與現場泥漿管道材料相同的Q235碳素結構鋼制作，磨片磨蝕面尺寸為30 mm×20 mm，底座有用于固定的螺栓孔，如圖4所示?？紤]到攪拌缸和磨蝕試片尺寸以及泥漿混合的均勻性，試驗選取泥漿管道中常見的粒徑約為2 mm的石英顆粒，其密度為2.65 g/cm3，莫氏硬度為7。考慮到泥漿黏度、砂石體積分數、泥漿相對靜壓、泥漿流速以及磨蝕試片方向等影響因素，對泥漿磨蝕特性進行測試試驗研究，具體影響因素及水平如表2所示。

表1 鈉基膨潤土物理力學參數

圖4 磨蝕試片

表2 泥漿磨蝕特性影響因素及水平

表2中各因素水平的滿足方式有： 通過選取滿足黏度條件的新鮮泥漿進行試驗； 砂石體積分數是指石英顆粒體積與泥漿液體體積的百分比，通過加入不同體積分數的粒徑約2 mm的石英顆粒達到條件；泥漿相對靜壓是利用試驗設備的壓力氣體提供部分來提供氣壓，并通過安裝在密封法蘭盤上的氣壓表來實時監測壓力值；通過旋轉裝置帶動固定在其上的磨蝕試片，以達到磨蝕試片與泥漿的相對運動速度；通過將磨蝕試片固定于旋轉裝置的不同位置來改變磨片方向，如圖5所示。

圖5 磨蝕試片擺放位置

2.2 試驗步驟

引入如表2所示的泥漿磨蝕特性影響因素及水平后，利用單因素分析方法進行試驗，以μ=60 MPa·s、φ=6%、p=0.2 MPa的工況為例，對試驗步驟進行說明。

1)以水土質量比為6∶1的比例配置鈉基膨潤土泥漿，并膨化48 h，測得其動力黏度為60 MPa·s。向泥漿中加入體積分數為6%的2 mm石英顆粒并均勻混合，以此作為試驗泥漿，將其注入攪拌缸內。

2)將尺寸和材料均一致的12枚磨蝕試片進行分組，每2枚分為1組，利用精密電子稱對每組磨片稱重并記錄。將磨片安裝固定于旋轉裝置上，每組磨片的旋轉半徑和擺放方向須保持一致。

3)將旋轉裝置放入攪拌缸中，將組裝好的減速電機安裝固定于密封法蘭盤上，再將法蘭盤安裝于攪拌缸頂部，使減速電機轉軸套入旋轉裝置頂部的限位連接器，擰緊法蘭盤與攪拌缸的固定螺栓，使之密封。

4)組裝壓力氣體提供部分，開啟無油空氣壓縮機。將氣壓調節閥的控壓值調至0.2 MPa，開啟各閥門，使密封法蘭盤上的氣壓表及氣壓調節閥讀數均穩定在0.2 MPa。

5)檢查設備組裝完成后，開啟調速開關，將電位器旋鈕調節至額定功率，使旋轉電機轉速為500 r/min。考慮到泥漿對磨蝕試片的磨蝕質量量級較小，將磨蝕試驗持續時間設定為48 h。如果試驗過程中空氣壓縮機氣壓下降接近0.2 MPa，需再次開啟空氣壓縮機，使之氣壓滿足略大于0.2 MPa的要求。

6)設定的試驗時間完成后，關閉減速電機電源開關，緩慢打開泄氣閥門使壓力氣體泄出。泄壓后打開密封法蘭盤，取下安裝在旋轉裝置上的磨蝕試片，清洗烘干后立即對同組的2枚磨片進行稱重并記錄，對比試驗前后磨片的質量變化以及磨蝕破壞形式。

3 試驗結果及分析

試驗中，對泥漿磨蝕性能強弱的判別是依據磨蝕試片質量變化的大小，為此引入磨蝕率E，其計算公式為E=ΔM/t(ΔM為每組2枚磨蝕試片試驗前后的質量差，t為磨蝕試驗持續時間)。磨蝕率E的單位為g/h，表示單位試驗時間內每組磨片產生磨蝕消耗的質量。

3.1 泥漿黏度對磨片磨蝕率的影響分析

圖6示出砂石體積分數和泥漿相對靜壓恒定條件下，泥漿黏度與磨片磨蝕率間的關系。由圖6可知： 隨著泥漿黏度的增大，磨片磨蝕率雖有所增加，但增加不顯著，可以忽略不計； 對比平行于旋轉方向的磨片磨蝕率與垂直于旋轉方向的磨片磨蝕率，二者變化規律一致，各曲線變化比例均未超過3%。由此說明，泥漿黏度在20～60 MPa·s范圍內的變化，對含有小粒徑渣土泥漿的磨蝕特性影響可以忽略不計。對于渣漿與磨片的碰撞角度而言，泥漿黏度的變化也未使其變化趨勢產生顯著的區別。

(a) 磨片平行于旋轉方向

(b) 磨片垂直于旋轉方向

3.2 砂石體積分數對磨片磨蝕率的影響分析

圖7示出泥漿黏度和泥漿相對靜壓恒定條件下，泥漿中石英砂石體積分數與磨片磨蝕率間的關系。由圖7可知： 隨著泥漿中石英砂石體積分數的增大，磨片磨蝕率呈近線性增長趨勢； 當泥漿流速為4.8 m/s時，磨蝕率隨砂石體積分數增長的斜率明顯大于另外2組； 平行于旋轉方向的磨片磨蝕率與垂直于旋轉方向的磨片磨蝕率對于砂石體積分數變化的規律是一致的。由此說明，隨著小粒徑砂石體積分數的增加，磨片與砂石的碰撞概率增加，磨片的磨蝕率也隨之增加，其中又以泥漿流速為4.8 m/s時最為明顯，在高泥漿流速狀態下，砂石具有較大動能，砂石與磨片碰撞概率增加，磨片的磨蝕作用大幅度增加；對于泥漿與磨片的碰撞角度而言，砂石體積分數的增加會引起不同角度磨片磨蝕率的增加。

(a) 磨片平行于旋轉方向

(b) 磨片垂直于旋轉方向

3.3 泥漿相對靜壓對磨片磨蝕率的影響分析

圖8示出泥漿黏度和砂石體積分數恒定條件下，泥漿相對靜壓與磨片磨蝕率間的關系。由圖8可知： 隨著泥漿相對靜壓的增大，磨片磨蝕率呈顯著上升趨勢，但曲線增長斜率隨之減??； 當泥漿流速為4.8 m/s時，磨蝕率的增長斜率最大； 平行于旋轉方向的磨片磨蝕率與垂直于旋轉方向的磨片磨蝕率對于砂石體積分數變化的規律是一致的。由此說明，隨著泥漿相對靜壓的增加，攜帶小粒徑渣土的泥漿對磨片具有更強的沖蝕磨損作用，其中又以泥漿流速為4.8 m/s時最為明顯，說明在高速高壓狀態下，泥漿磨蝕性能大幅度增加。

(a) 磨片平行于旋轉方向

(b) 磨片垂直于旋轉方向

3.4 泥漿流速對磨片磨蝕率的影響分析

圖9示出不同泥漿黏度水平下的泥漿流速與磨片磨蝕率間的關系，圖10示出不同砂石體積分數水平下的泥漿流速與磨片磨蝕率間的關系，圖11示出不同泥漿相對靜壓下的泥漿流速與磨片磨蝕率間的關系。不同試驗工況下，泥漿流速增大，磨片磨蝕率均有所增大，且磨蝕率在泥漿流速為3.2～4.8 m/s時的斜率均大于泥漿流速為1.6～3.2 m/s時的斜率。由圖9可以看出，不同泥漿黏度水平下，各組數據變化趨勢相同，尤其是在相同磨片擺放方向條件下，數值也幾乎相同。圖10和圖11表明，隨著泥漿中砂石體積分數和泥漿相對靜壓的升高，泥漿磨蝕性能隨泥漿流速增加均有顯著變化，其中又以高泥漿相對靜壓狀態尤為顯著，而泥漿黏度幾乎不影響泥漿流速對磨蝕性能的影響。因此，當管道中泥漿處于高砂石體積分數和高壓狀態時，應關注泥漿流速的升高引起的管道磨蝕的增加，也應時刻關注管道內壓力的變化。

(a) 磨片平行于旋轉方向

(b) 磨片垂直于旋轉方向

(a) 磨片平行于旋轉方向

(b) 磨片垂直于旋轉方向

(a) 磨片平行于旋轉方向

(b) 磨片垂直于旋轉方向

3.5 磨片方向對磨蝕程度的影響分析

圖12為不同條件下磨片方向與磨片磨蝕率間的關系。圖12(a)是在固定砂石體積分數為6%、泥漿相對靜壓為0 MPa和泥漿流速為4.8 m/s的條件下進行數據繪制，可以看出，垂直于旋轉方向的磨片磨蝕率均略大于平行于旋轉方向的磨片磨蝕率，泥漿黏度的變化未使磨片磨蝕率明顯變化。圖12(b)是在固定泥漿黏度為60 MPa·s、泥漿相對靜壓為0 MPa和泥漿流速為4.8 m/s的條件下進行數據繪制，可以看出，垂直于旋轉方向的磨片磨蝕率均略大于平行于旋轉方向的磨片磨蝕率，高砂石體積分數條件下的磨片磨蝕率大于低砂石體積分數條件下的磨片磨蝕率。圖12(c)是在固定泥漿黏度為60 MPa·s、砂石體積分數為6%和泥漿流速為4.8 m/s的條件下進行數據繪制，可以看出，垂直于旋轉方向的磨片磨蝕率與平行于旋轉方向的磨片磨蝕率互有高低，以垂直組大于平行組為主，高相對靜壓條件下的磨片磨蝕率大于低相對靜壓條件下的磨片磨蝕率。圖12(d)是在固定泥漿黏度為60 MPa·s、砂石體積分數為6%和泥漿相對靜壓為0 MPa的條件下進行數據繪制，可以看出，垂直于旋轉方向的磨片磨蝕率均大于平行于旋轉方向的磨片磨蝕率，且隨著泥漿流速的增大，磨蝕率也逐漸增大。

(a) 泥漿黏度組

(b) 砂石體積分數組

(c) 泥漿相對靜壓組

(d) 泥漿流速組

不同磨片擺放方向的磨蝕情況如圖13和圖14所示?？芍?平行于旋轉方向擺放的磨片磨蝕形式主要為平行的劃痕線，且內外2個表面均有明顯的沖蝕痕跡； 垂直于旋轉方向擺放的磨片磨蝕形式主要為撞擊凹坑，并伴隨有發散狀劃痕線，外表面有明顯的沖蝕痕跡，而內表面幾乎無變化。

(a) 內表面 (b) 外表面

(a) 內表面 (b) 外表面

總體而言，垂直于旋轉方向的磨片磨蝕率大于平行于旋轉方向的磨片磨蝕率。當砂石體積分數、泥漿相對靜壓和泥漿流速偏高時，不同擺放方向的磨片磨蝕率差距會更為顯著。磨片擺放方向對其沖蝕磨損破壞形式影響顯著，低沖擊角時主要為切削劃痕線，高沖擊角時主要為碰撞凹坑，并伴隨著二次沖蝕的切削劃痕線。

通過對試驗結果進行分析與比較可知，造成靶材磨片產生沖蝕的原因是泥砂顆粒與磨片的硬度差異，在沖蝕過程中，不規則形狀的高硬度砂粒以高速沖擊磨片表面，使得試件表面被剪切并撕裂，由此產生了沖蝕磨損。砂粒的入射角度決定了磨痕形式，而砂粒的動能大小決定了磨蝕的快慢。泥漿流速越快、相對靜壓越大，則單個顆粒的動能越大，靶材被磨蝕的越快；砂石體積分數越大，則砂?？倓幽茉酱?，靶材被磨蝕的也越快。

4 結論與討論

4.1 結論

利用自主設計制作的試驗裝置，分析了泥水盾構工程現場所使用的鈉基膨潤土泥漿在多種因素影響下對泥漿管道材料的磨蝕特性，并得到以下結論。

1)泥漿黏度在工程現場允許范圍內的變化，對含有小粒徑渣土泥漿的磨蝕特性影響幾乎可以忽略不計。

2)小粒徑砂石體積分數的增加使磨蝕率增加，在高泥漿流速狀態下，會對磨片的磨蝕作用大幅度增加。

3)相對靜壓的增加使得攜帶小粒徑渣土的泥漿對磨片具有更強的沖蝕磨損作用，初步加壓時的效果尤為顯著，在高泥漿流速狀態下，磨片磨蝕率大幅度增加。因此，對于渣漿泵出口附近的高靜壓區管路，應適當增加泥漿管路的管壁厚度。

4)在泥漿高砂石體積分數和高壓條件下，泥漿磨蝕性能隨泥漿流速變化有顯著的變化，其中又以高泥漿相對靜壓狀態尤為顯著，而泥漿黏度幾乎不影響泥漿流速對磨蝕性能的影響。因此，在高砂石體積分數地層，在施工效率允許的情況下，應適當降低泥漿流速。

5)垂直于旋轉方向的磨片磨蝕率大于平行于旋轉方向的磨片磨蝕率。當砂石體積分數、泥漿相對靜壓和泥漿流速偏高時，不同擺放方向的磨片磨蝕率差距會更加顯著。對沖蝕磨損破壞形式而言，磨片的擺放方向會對其產生顯著影響。對于管路彎頭處等易發生垂直碰撞的位置，應提前采取焊接耐磨片等措施。

4.2 討論

本文通過試驗研究了不同影響因素對管路磨蝕的特性，但仍有需要繼續深入研究的地方。

1)本文試驗僅考慮了顆粒與靶材的平行或垂直2種形式的運動，這是2種較為極端的情況，在實際工程中，顆粒與管路間存在不同的入射角度，因此，在試驗手段上仍有較大的優化空間。

2)試驗中僅采用了一種砂礫作為顆粒材料，而在實際工程中，盾構所遇到的地質是復雜的，砂石形狀、大小以及硬度都會對磨損起到不可忽視的影響，這方面仍有待進一步探索。