泥浆浸润作用下黏性土⁃金属黏附特性试验研究

Experiment study on adhesion characteristics between cohesive soil and metal plate under slurry immersion

摘要

探明泥浆浸润环境下黏性土与金属的黏附规律是泥水盾构刀盘结饼和堵塞防治的关键.基于响应面试验设计方法，开展了考虑膨润土质量分数、初始稠度指数、泥浆浸润时间3个因素的黏性土⁃金属黏附应力测试试验，建立了黏附应力二次多项回归方程，并探讨了泥浆浸润作用下的黏附应力变化规律.研究结果表明：黏性土初始稠度指数对黏附应力的影响最为显著，且膨润土质量分数与初始稠度指数、初始稠度指数与浸润时间对黏附应力存在较为显著的交互影响；黏附应力随泥浆浸润时间增长均呈下降趋势，在短期浸润作用下，初始含水率较低的黏性地层往往更易导致刀盘及其他设备堵塞和结饼，而初始含水率较低，且膨润土含量较高的黏性地层在泥浆长期浸润作用下，峰值黏附应力降低较快；在泥浆浸润作用下黏性土⁃金属界面的黏附作用不仅仅取决于土样的含水率.研究成果能够为黏性地层泥水盾构刀盘堵塞风险评估与防治提供指导.

Abstract

Elucidating the adhesion mechanisms between cohesive soil and metal under slurry immersion is crucial for preventing clogging and cake formation on cutterhead in slurry shield tunneling. Based on the response surface methodology， an experimental study was conducted to investigate the adhesive stress between cohesive soil and metal， considering three factors： bentonite content ratio， initial consistency index， and slurry immersion time. A quadratic polynomial regression model for adhesive stress was established， and the variation patterns of adhesive stress under slurry immersion were analyzed. The results show that the initial consistency index of cohesive soil has the most significant influence on adhesive stress， with notable interactive effects between bentonite content ratio and initial consistency index， as well as between initial consistency index and immersion time. The adhesive stress generally decreases with prolonged immersion time. Under short⁃term immersion， cohesive strata with lower initial water content are more prone to causing clogging and cake formation on cutterhead and other equipment. In contrast， under long⁃term immersion， cohesive strata with lower initial water content and higher bentonite content exhibit a more rapid reduction in peak adhesive stress. The adhesion behavior at the cohesive soil⁃metal interface under slurry immersion is not solely determined by the water content of the soil. The findings provide insights for risk assessment and prevention of cutterhead clogging in slurry shield tunneling in cohesive strata.

Graphical abstract

关键词

黏性土 / 泥水盾构 / 泥浆 / 黏附 / 含水率

Key words

clay soil / slurry shield / slurry / adhesion / water content

泥水盾构因其精准的开挖面平衡控制与良好的地层适应性等优点，在隧道工程中得到了广泛应用^［1］.然而，随着大直径及超大直径隧道工程的增多，以及掘进距离的不断延长^［2‑3］，盾构遭遇富含黏性矿物成分地层的情况日益普遍.例如，正在建设的甬舟铁路金塘海底隧道工程盾构需在黏性地层中掘进超过3.6 km，而无锡—宜兴城际铁路太湖隧道工程盾构更需连续穿越长达7.6 km的黏性地层.泥水盾构在黏性地层中掘进时，渣土极易附着于刀盘、刀具及管路等设备表面.尤其是刀盘部位，随盾构掘进过程中的挤压脱水与摩擦升温，渣土不断堆积并形成坚硬的“泥饼”，如不及时处理，将导致刀盘堵塞、刀具磨损加剧、施工效率降低，甚至造成掘进中断，同时频繁开舱处理也带来较高的安全风险.近年来，武汉三阳路过江隧道、南昌地铁越江隧道、杭州天目山路改造项目等多项工程均遭遇了严重的泥水盾构刀盘堵塞问题^{［2，4‑5］}.其中，扬州瘦西湖隧道大直径泥水盾构全断面穿越黏土地层时，因黏土大量附着刀盘，迫使盾构长时间停机，带来重大安全隐患^［6］.

盾构刀盘堵塞现象的本质是黏性土与金属界面的黏结作用，相关研究最早起源于农业机械中土壤黏附触土部件的问题^［7］.学者们逐渐认识到水对土壤与金属界面黏附的显著影响^［8‑9］.直至上世纪90年代，随着盾构隧道的广泛应用，黏性土与盾构触土部件的黏附问题日益突出，众多学者开展了大量研究，致力于揭示金属⁃土黏附机理及其影响规律.现有研究以室内试验为主，主要从土体性质、金属表面特性以及荷载特征3个方面展开.在土体性质方面，含水率^{［10‑11］}、矿物成分^{［12‑14］}、粒径^{［15‑17］}和固结度^［18］等因素被证实对土⁃金属黏附行为具有重要影响，并可通过调控渣土含水率或掺入特定粒径的砂粒以缓解刀盘和刀具的黏粒附着.在金属表面特性方面，材质和粗糙度是关键因素^［19］.近年来，界面仿生减黏技术也逐渐受到关注，文献［20］测试了不同波峰高度的金属波纹表面与土体的黏附力，发现波峰较低时更易附着黏粒.此外，金属表面电渗效应^{［21‑23］}和温度变化^{［24‑26］}也被证实会显著影响黏附行为，其机制主要涉及界面水膜分布和表层土体含水率的改变.在荷载特征方面，界面压力、接触时间与加载速率均会改变接触土体表面的颗粒排布形态和界面水膜分布^［7，27］，因而也被视为影响黏附特性的重要因素.

然而，上述研究多基于土压平衡盾构的应用场景，未能充分考虑泥水盾构特有的泥浆环境对黏性土⁃金属黏附行为的影响.在泥水盾构掘进过程中，渣土从刀盘刀具切削至管路排出全过程始终处于泥浆浸润状态，这将改变渣土表层的含水率与土颗粒结构排列，进而影响其黏附特性.文献［28］开展了不同类型泥浆环境下的小尺度盾构刀盘旋转切削黏性土试验，以黏附于模型刀盘上的土体质量为评价指标，分析了泥浆对黏附行为的影响，结果表明泥浆黏度与土体黏附性呈正相关.此后，作者通过泥水盾构掘进模型试验进一步发现，泥浆浓度也对黏性土的黏附性具有一定影响^［29］.可见，泥浆环境下的刀盘、刀具及相关设备与黏性土之间的黏附规律必然与土压平衡盾构存在差异.然而，既有研究多基于模型刀盘，普适性有限，且缺乏对泥浆浸润影响黏附机理的深入探讨.

为明确泥浆浸润对黏性土⁃金属界面黏附力的影响规律，本文采用中心复合响应面试验设计方法，以膨润土质量分数、黏性土初始稠度指数、泥浆浸润时间作为3个影响因子，以黏性土与金属测盘间的黏附应力为响应值，开展泥浆浸润条件下的黏附力测试试验，建立各因素与黏附应力之间的数学关系，分析其影响规律及交互作用.在此基础上，通过对比无泥浆浸润条件下的黏附力测试结果，进一步探讨泥浆浸润作用下土体黏附力的构成与作用机制.

1 试验材料与方法

1.1 试验材料

试验以钠基膨润土、高岭土和去离子水为原料制备人工土样.其中，蒙脱石（钠基膨润土的主要矿物成分）与高岭土作为典型黏土矿物^［30］，是引起盾构刀盘堵塞和泥饼形成的关键地质因素^［31］.试验所用钠基膨润土（型号：AQUAGEL GOLD SEAL^®）和高岭土（型号：ECKALITE⁃1）均购自无锡鼎隆矿业有限公司.图1为2种黏土粉末的XRD衍射图谱，表1和表2分别列出了其主要矿物组成.此外，采用激光粒度分析仪对2种黏土粉末进行了粒径测试，其粒径分布结果如图2所示.

1.2 试验装置和方法

本文采用土样与金属测盘之间的法向黏附力测试值来表征黏性土的黏附特性.试验使用拉拔式黏附力测试装置（如图3所示），该装置主要由步进电机、黏附力传感器、压力传感器和金属测盘组成.步进电机用于控制金属测盘的竖向运动.金属测盘采用6061⁃T6铝合金制成，直径为80 mm，测试表面粗糙度Ra为0.8 μm.通过连杆将电机与金属测盘相连，测盘上方安装有荷载传感器.装置采用活动凹槽连接机构，将一个量程较大的压力传感器与一个量程较小的压力传感器（用于测量土体与金属测盘间的黏附力，即拉力）串联布置.该设计使得金属测盘能够在测试过程中对土样施加较大的预压力，同时精确测量测盘与土样间相对较小的黏附力.

试验流程主要包括土样与泥浆制备阶段和黏附力测试阶段，如图4所示.土样制备过程如下：首先将膨润土和高岭土粉末在干燥状态下均匀混合；随后按设计配比加入特定质量的去离子水，并进行二次搅拌；混合均匀后，用保鲜膜覆盖土样，静置24 h；最后将土样逐层填入试样盒中，采用丝锯修平土样表面.泥浆制备过程为：将质量分数为3%的膨润土和97%的去离子水混合，搅拌均匀后静置24 h.经测试，所用泥浆密度为1.029 g/m³，黏度为5.4 Pa·s，苏式漏斗黏度为17.9 s，pH值为8.65.黏附力测试阶段包括：将制备完成的膨润土泥浆倒入土样上方，按照试验设计静置特定时间进行浸润；通过步进电机控制测盘以0.01 mm/s的恒定速度下移，直至接触土样表面；随后将控制模式由位移控制切换为应力控制，设置压力增大速率为5 N/s；当预压力达到50 N时，持力120 s；之后控制测盘以0.05 mm/s的速度向上运动.在整个过程中，计算机以5 Hz的采集频率记录测试时间、测盘位移及土⁃盘接触力.同一工况下的黏附力测试重复2次，2次结果偏差不得超过10%，最终取平均值作为测试结果.

1.3 黏附力测试曲线特征

图5展示了黏附力测试过程中测盘上方黏附力传感器所记录数值随时间变化的典型曲线.

测试初始阶段，手动将黏附力传感器调零；至t₁时刻，测盘接触泥浆液面，随着测盘逐渐浸入泥浆，受到向上的浮力作用，传感器数值逐渐下降；当测盘与土样表面接触时（t₂时刻），土样对测盘产生向上的托举力，传感器数值进一步快速降低；在t₂~t₃阶段，测盘与土样间压力持续增大，直至达到设定预压力值，随后以伺服控制方式保持该压力120 s；至t₄时刻，测盘开始向上提升，逐渐与土样分离，最终在t₅时刻完全分离.由于在t₄~t₅的分离阶段，测盘始终处于泥浆环境且竖向位移很小，可认为其所受浮力与t₂时刻相等.而测盘与土样的真实黏附力应为

F_real=F_peak-F_buo,(1)

式中：F_real为测盘与土样的真实黏附力；F_peak为黏附力传感器显示峰值（正值）；F_buo为测盘受到浮力（负值）.

1.4 工况设计

由于黏附应力是反映黏性土与金属间黏附特性的直接指标.同时，考虑膨润土质量分数和初始稠度指数是决定黏性土基本物理力学性质（如吸水膨胀性、强度、塑性）的最核心指标.而泥浆浸润时间则与盾构停机时间、刀盘转动切削速率、排渣效率等泥水盾构施工参数密切相关，是后续在流固耦合仿真分析中表征盾构刀盘与黏性土间黏附应力变化的重要依据，同时泥浆浸润时间也能间接反映泥水盾构施工对金属⁃黏性土界面黏附力的影响.因此，本试验将黏附应力作为因变量，聚焦于膨润土质量分数、初始稠度指数和泥浆浸润时间3个因素对金属⁃黏性土间黏附应力的影响.

为了反映不同黏粒比例对地层黏附特性的影响，选取膨润土质量分数范围为10%~90%.稠度指数是反映土体稠度状态的指标，可通过式（2）计算得到.

I_c=(ω_L-ω)/(ω_L-ω_p),(2)

式中：I_c为稠度指数；ω为土体含水率；ω_L为土体液限含水率；ω_P为土体塑限含水率.

由式（2）可知，对于同一种土体（即土体液限和塑限含水率不变）而言，稠度指数由土体含水率决定.为了尽可能涵盖不同土体初始含水率状态，且尽可能降低因土样制备引起的试验误差，本研究将试验初始稠度指数范围设定为0.1~0.9.浸润时间则对土体表层含水率影响显著，考虑管片拼装时盾构处于停机状态，开挖面土体较长时间处于泥浆浸润状态，上述时长一般为60 min左右^［32］，因此设定试验中泥浆浸润时间范围为10~60 min.

以三因素（X₁，X₂，X₃）、五水平（-1.682，-1.000，0.000，1.000，1.682）的中心组合设计（central composite design，CCD）来安排响应面黏附力测试试验工况^［33］.试验工况数量为2 ^K +2K+M₀，其中，K为自变量数；M₀为中心点试验数.自变量x_i 按下式进行编码变换：

X_i =(x_i -x₀)/Δx_i,(3)

式中：X_i 为自变量x_i 的编码值；x₀为自变量在中心点的值；Δx_i 为自变量变化步长.用标准多项式回归方法，对数据进行拟合，便可得到一个二次多项式，该方程为描述响应值和自变量关系的回归模型.

回归模型可以描述为

Y=β₀+∑β_iX_i +∑β_iiX_i^{\mathrm{2}}+∑β_ijX_iX_j,(4)

式中：Y为预测响应值；β₀为截距；β_i 为线性系数；β_ii 为平方系数；β_ij 为交互作用系数.

三者对应的编码值分别为X₁，X₂，X₃.因此，对于本次试验，K取值为3.此外，根据文献［34］，中心组合设计中心点上的重复试验可以对试验偏差起到评估作用，对于三因素试验，中心点试验数M₀取值为6组.具体的中心组合设计自变量及其水平见表3.

根据膨润土和高岭土的不同配比，人工黏性土样可分为5种：A1，A2，A3，A4和A5，其特性指标如表4所示.由表4可知，随着膨润土质量分数的增加，土样的渗透系数、阳离子交换量（CEC）和烧失量均逐渐降低；而塑性指数I_p和黏粒活性则随之增大.

2 试验结果与分析

2.1 二次多项模型建立

表5列出了试验工况及相应的黏附应力测试结果.在不同试验工况下，黏性土样与测盘间的法向黏附应力变化范围为4.38~18.20 kPa.

基于黏附应力的测试结果，对各影响因素进行二次多项回归拟合.采用F检验对方程各项进行显著性检验，设定显著性水平α=0.10.在回归分析中，若某项的P值小于α，则认为该项对结果的影响显著；反之，则认为影响不显著，可在优化过程中予以剔除.据此，剔除不显著项X₁X₃，获得调整后黏附应力对X₁，X₂，X₃三者的二次多项式回归方程为

Y_A =0.02X₁+2.98X₂-2.14X₃+

1.65 X₁X₂-0.69X₂X₃+1.49X_{\mathrm{1}}^{\mathrm{2}}+

2.01X_{\mathrm{2}}^{\mathrm{2}}+0.811 5X_{\mathrm{3}}^{\mathrm{2}}+6.94,(5)

式中：Y_A为黏附应力响应值.经计算，剔除不显著项后，回归方程的相关系数R²为0.938 5，表明数学模型与实际情况拟合良好，可用该模型预测黏性土与金属的黏附应力.由回归方程各项的方差分析表明，初始稠度指数和浸润时间对黏附应力的线性效应显著，X₁X₂，X₂X₃的交互作用显著.

2.2 单因子效应分析

采用降维法^［35］对回归模型进行分析，将式（4）中的2个因子固定于0水平，得到特定条件下各因子的子回归模型.据此，分别绘制了X₁，X₂，X₃单因子变化下黏附应力响应预测值的变化趋势，如图6所示.从单因子对黏附应力响应值Y_A的影响幅度来看，在研究范围内，土样初始稠度指数的变化对黏附应力的影响最大，其变化范围为5.95~17.64 kPa；其次是浸润时间和膨润土质量分数，Y_A的变化范围分别为5.53~12.84 kPa和6.94~11.19 kPa.结果表明，泥水盾构在黏性地层中掘进时，刀盘与渣土之间的黏附行为对地层含水率最为敏感.因此，合理调节渣土含水率可有效减轻刀盘堵塞现象；此外，也应合理控制渣土在泥浆中的输运时间，即调节泥浆循环速率.

2.3 响应面交互作用分析

由前面分析，X₁X₂，X₂X₃的交互作用显著，因此在式（4）中分别将X₃和X₁固定于0水平，得到膨润土质量分数与初始稠度指数、初始稠度指数与浸润时间两者交互作用对黏附应力的响应面及等高线图，如图7所示.

从图7a可以看出，膨润土质量分数和土样初始稠指数对黏附应力的影响曲面呈现四角高、中间低的悬网状.在泥浆浸润时间为35 min条件下，土样膨润土质量分数为64%，初始稠度指数为0.28时，黏附应力达到最小，为5.52 kPa；土样膨润土质量分数为100%，初始稠度指数为1.0时，黏附应力达到最大，为35.55 kPa.结合表4可知，膨润土质量分数越高，土样的塑性指数越大，即土体处于塑性状态的含水率范围越宽.因此，在相同泥浆浸润环境下，初始稠度指数越高的土样更难脱离塑性状态，其黏附性也相应增强.从图7b可以看出，在土样初始稠度指数相同的条件下，黏性土与金属间的黏附应力随浸润时间的增加而降低；并且初始稠度指数越小，黏附应力随浸润时间增加的下降速率也越缓.黏附应力的最大值出现在初始稠度指数为1.0、泥浆浸润时间为10 min时.由此可知，当泥水盾构在含水率较低的黏性地层中掘进时，若刀盘掘削速度较快，更容易导致渣土黏附现象的发生.

2.4 基于黏附应力的堵塞风险评估

为明确泥水盾构在黏性地层中的掘进风险，需将试验测得的黏附应力与刀盘堵塞风险建立直接联系.借鉴文献［36］提出的基于法向黏附应力的堵塞潜力评估方法，绘制了20组工况下黏附应力与堵塞风险的对应关系，如图8所示.

图中数据点右侧括号中的数字分别表示泥浆浸润时间（单位：min）和膨润土质量分数（单位：%）.由图8可知，泥浆浸润作用下各工况土体对盾构刀盘的堵塞风险均较高，但总体而言，初始稠度指数越高，其引起刀盘堵塞（法向黏附应力）的风险也越高，这与实际工程中低含水率黏土地层更易形成泥饼的现象高度吻合.

此外，当初始稠度指数较低或泥浆浸润时间充分（浸润时间>50 min）时，黏附应力显著降低，表明通过优化掘进参数（如调整泥浆循环速率以延长渣土浸润时间）可有效降低刀盘堵塞风险.

3 泥浆浸润对黏附性的作用

为了进一步明确泥浆浸润环境对盾构刀盘与黏土间黏附行为的影响，对泥浆浸润时间以及有无泥浆浸润作用下的黏附应力变化规律进行探讨.

3.1 泥浆浸润时间

图9展示了根据式（4）计算得到的土样与测盘黏附应力峰值随泥浆浸润时间的变化规律.可以看到，在不同稠度指数条件下，土样的黏附应力峰值均随泥浆浸润时间的延长而逐渐减小.在泥浆浸润初期（10 min时），初始稠度指数I_c为0.90的土样黏附应力峰值最大；而最小黏附应力峰值则由于膨润土质量分数的不同而有所差异.

随着泥浆浸润时间延长，土样表层持续吸水，含水率逐渐升高.当泥浆浸润时间达到60 min时，对于膨润土质量分数为26%，50%，74%和90%的土样，初始稠度指数I_c为0.90的土样仍表现出最大黏附应力峰值；而膨润土质量分数为10%的土样，其最大黏附应力峰值则出现在I_c为0.10的条件下.因此，在泥水盾构掘进过程中，一般而言，含水率较低的黏性地层更容易引起刀盘及其他设备的堵塞和结饼；然而，在刀盘开挖和泥浆循环速度较慢的施工条件下，盾构刀盘更易受困于初始含水率和高岭土含量均较高的黏性地层.

3.2 泥浆浸润和无泥浆浸润

图10a~10e分别为膨润土质量分数为10%，26%，50%，74%和90%的土样在有无泥浆浸润条件下，峰值黏附应力随土样初始稠度指数的变化规律.

图10中黑点表示无泥浆浸润时，不同初始稠度指数的土样与测盘之间的黏附应力峰值.可以发现，黏附应力峰值随着土样初始稠度指数的增加先增大后减小，该变化规律与已有诸多研究结果一致^{［37‑39］}.由此可知，在初始稠度指数为0.1~0.9范围内，土⁃金属黏附应力峰值必然存在最大值；以此最大值为界，当稠度指数低于该临界值时，峰值黏附应力与稠度指数呈正相关；超过该值时，则呈负相关.

图10中彩色点表示泥浆浸润条件下，通过响应面计算得到的各初始稠度指数土样与测盘间的峰值黏附应力，不同颜色代表不同泥浆浸润时间下的测试值.结果显示，在同一浸润时间下，峰值黏附应力随土体初始稠度指数的增加总体呈现先减小后增大的趋势，与无泥浆浸润条件下的变化规律相反.由此可见，由于泥浆浸润环境显著改变了黏附行为的作用机制，导致泥水盾构刀盘与黏性渣土之间的黏附规律与土压平衡盾构存在明显差异.

对泥水盾构而言，可在不同黏性地层中确定对应于最小黏附应力的最优含水率，采取针对性的刀盘减黏防堵措施.此外，通过对比图10中相同初始稠度指数下有、无泥浆浸润作用的峰值黏附应力.可以发现，在初始稠度指数为0.74和0.90时，泥浆浸润作用下土样与测盘间的峰值黏附应力，显著高于无泥浆条件下的最大值.根据文献［10］的研究表明，黏性土与金属界面间的黏附力主要源于界面液膜的毛细作用，液膜越薄，黏附力越大.对于稠度指数较高的土样而言，其吸水速率相对更快，使得黏性土与金属间的液膜在初期较薄，而随着泥浆中的水分持续渗入，土样表面液膜逐渐增厚，黏附应力也相应变小.图10中泥浆浸润作用下的黏附应力测试数据也较好印证了上述解释.

为验证上述推测并定量分析土样表层含水率的变化，在黏附力测试后对表层土样进行了取样，经称重、烘干及再次称重，计算得到试样表层含水率及实际稠度指数.图11为泥浆浸润后黏性土样表层实际稠度指数与黏附力的变化规律.

从图11中可以看到，当土样的初始稠度指数较高（含水率较低）时，在泥浆浸润的前20 min内，表层吸水速率较快，之后急剧减缓.因此，尽管土样初始稠度较高（含水率较低），经短时间泥浆浸润后，其表层土体实际含水率迅速上升，黏附应力也随之增大，导致其值显著高于无泥浆浸润条件下的黏附应力.

土样与测盘间的黏附应力总体变化趋势，与无泥浆浸润条件下黏附力随稠度指数的变化规律相符.然而，从图11中也能够观察到，在相同实际稠度指数下，多数泥浆浸润条件下的黏附应力仍显著区别于无泥浆浸润条件下的数值.这表明，泥浆浸润环境中黏性土与金属界面的黏附力并非仅由土样表层含水率所决定.

泥浆的存在还可能增强界面处的“吸盘效应”（如图12所示），即在分离过程中由于泥浆未能及时填充分离间隙，形成局部负压^［40］，进一步增大表观黏附力.这一机制与文献［10］所述的“动态水膜回流”过程类似，尤其在黏性土与金属界面低速分离过程中尤为显著.

此外，当金属测盘与土样表面接近时，有部分泥浆残留于界面之间，其表面张力和流动特性与纯水存在较大差异，使得黏性土表面液膜（含泥浆）引起的黏附应力也相应改变.

但如何定量分析黏性土表层对金属界面的“吸盘效应”以及泥浆浸润环境下界面“泥膜”的张拉作用，及其在泥浆浸润作用下对黏附应力的贡献，有待进一步研究.

4 结　论

1）所构建的二次多项式回归模型能够有效预测泥浆浸润作用下的黏性土与金属界面黏附应力.初始稠度指数对黏附应力的影响最为显著，且膨润土质量分数与初始稠度指数、初始稠度指数与浸润时间之间存在较为显著的交互效应.

2）在泥浆浸润条件下，含水率较低的黏性地层更易导致盾构刀盘及其他设备堵塞和结饼；但初始含水率较低，且膨润土含量较高的黏性地层，其黏附性在泥浆中的下降速率更快.

3）随着初始稠度指数增大，泥浆浸润作用下的土样与金属测盘间的峰值黏附应力，先减小后增大，且可能超过无泥浆条件下的最大值，表明该环境下黏附行为不仅仅取决于土样的含水率.

需要指出，本文仅从膨润土质量分数、初始稠度指数以及泥浆浸润时间3个因素分析了法向黏附应力的变化规律，实际黏性土与金属间黏附特性的影响因素众多.此外，正如文献［38］与文献［10］研究表明，盾构刀盘的实际工作状态更受切向黏附行为的控制，而本研究尚未涉及此内容.因此，未来研究将在此基础上进一步拓展：一方面，将探究不同泥浆特性（如黏度、密度）、土体组分（如其他黏土矿物）等因素对法向与切向黏附应力的共同作用规律；另一方面，将重点攻关泥浆浸润作用下黏性土⁃金属界面的切向黏附特性，并定量化研究“吸盘效应”等在法向与切向分离过程中对黏附应力的贡献机制，以期最终构建一个综合性的黏附潜力评估模型.

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基金资助

国家重点研发计划项目(2024YFF0507904)

国家自然科学基金项目(52508464)

中国博士后科学基金项目(2024M753521)