張穩(wěn)軍, 丁 超, 張高樂, 王 祎, 上官丹丹, 姜 坤

(1. 天津大學建筑工程學院， 天津 300354； 2. 天津大學前沿技術研究院， 天津 301700； 3. 北京交通大學 城市地下工程教育部重點實驗室， 北京 100044; 4. 中冶天工集團有限公司, 天津 300308)

0 引言

由于施工工藝、列車振動以及地層不均勻沉降等諸多影響因素的共同作用，我國大部分地鐵盾構隧道存在不同程度的滲漏水問題。該問題已成為地鐵盾構隧道最主要的病害之一。盾構隧道中65%的病害與隧道滲水有關[1]，對盾構隧道滲漏水病害的治理已刻不容緩。

盾構隧道的防水體系包括管片之間的防水密封墊、施工過程的同步注漿圈及管片自身防水等[2]。其中，由管片拼裝而形成的環(huán)縫與縱縫為盾構隧道滲漏水的主要通道，當管片接縫張開量超過密封墊最大張開量時，管片間的橡膠密封墊壓縮無法達到隧道防水要求，一旦隧道周圍地層中有積水點，即可能引起隧道防水失效。

目前，國內外相關學者對盾構隧道接縫防水設計理論及密封墊優(yōu)化方法已開展了大量研究。在試驗分析方面： 文獻[3]采用足尺試驗對管片接縫進行了一字縫與丁字縫的水密性試驗，分析了接縫防水性能在靜態(tài)荷載和動態(tài)荷載下的變化規(guī)律；文獻[4-9]運用研制的全新三向加載防水性能試驗系統(tǒng)，進行了多組密封墊裝配力及一字縫、丁字縫的防水性能試驗，研制出抵抗高水壓三元乙丙橡膠彈性密封墊斷面形式，并根據研究成果提出了大直徑盾構隧道管片接縫密封墊的設計方法；文獻[10-11]針對盾構隧道環(huán)縫遇水膨脹橡膠密封墊的膨脹性能展開了試驗分析,提出了遇水膨脹橡膠密封墊的止水機制；文獻[12]基于橡膠接觸應力松弛的經時老化模型，研究了其接觸應力松弛行為,得到了密封墊作為防水材料的使用壽命的預測方法。在數值模擬方面： 文獻[13]通過數值模擬方法，得到了不同壓縮量下彈性密封墊變形特征、接觸面壓應力分布特征和壓縮所需要的頂推力等，并據此對盾構隧道管片接縫彈性密封墊的斷面形式進行了優(yōu)化；文獻[14-15]對彈性密封墊的防水失效機制進行了研究；文獻[16]應用ANSYS 優(yōu)化設計模塊，選取密封墊閉合壓力和下表面平均接觸應力作為狀態(tài)變量對密封墊的幾何參數進行了優(yōu)化分析。

綜上，現(xiàn)有研究對于盾構隧道管片密封墊防水優(yōu)化主要集中于密封墊截面和密封墊材質優(yōu)化，但有關復合型密封墊遇水膨脹橡膠塊對防水性能的影響有待深入研究。目前，復合型密封墊根據遇水膨脹橡膠與三元乙丙橡膠結合方式分類，主要分為遇水膨脹橡膠嵌入式和平覆式，不同結合方式對密封墊接觸面防水性能有不同的影響。文獻[17]提出了水膨脹橡膠和“謝”式三元乙丙橡膠復合型密封墊，該復合型密封墊在EPDM橡膠頂寬中部嵌入遇水膨脹材料，通過微波硫化擠壓成型，一方面保持密封墊的防水性能，另一方面依靠遇水膨脹橡膠單方向膨脹增強復合型密封墊的防水能力；該類密封墊為盾構隧道密封墊設計提供了一種新思路[18]，目前已在天津和武漢等地展開工程應用[19-20]。本文主要以遇水膨脹橡膠嵌入式復合型密封墊為研究對象。

本文依托天津市Z2線快速軌道交通盾構隧道工程，為進一步提高原設計復合型密封墊的防水性能，在借鑒國內外研究成果的基礎上，提出盾構隧道管片接縫復合型密封墊選型設計方法，并從復合型密封墊遇水膨脹橡膠塊二次防水性能的角度出發(fā)，針對2種遇水膨脹橡膠塊截面類型，運用數值模擬方法對原中孔復合型密封墊截面進行選型優(yōu)化，以期為復合型密封墊的優(yōu)化設計提供參考。

1 復合型密封墊選型設計方法

1.1 復合型密封墊防水機制

盾構隧道由管片拼裝而成，而襯砌結構不可避免地存在接縫，因此，需要在管片接縫間設置單道或雙道密封墊以增強防水效果。在壓縮狀態(tài)下，通過密封墊接觸面壓應力抵抗外側水壓。

復合型密封墊密封機制如圖1所示。p0為復合型密封墊壓縮后產生的初始接觸應力。當密封墊因老化產生應力松弛或運營期管片接縫超出允許張開量或錯臺量時，導致遇水膨脹橡膠塊吸水膨脹，產生的膨脹應力為p1。pw為管片外側設計水壓。

圖1 復合型密封墊密封機制示意圖

Fig. 1 Schematic diagram of sealing mechanism of composite sealing gasket

密封墊接觸面總應力

p=p0+p1[11]。

(1)

當設計水壓滿足pw≥αp，即式(2)成立時，管片接縫防水失效。

pw≥α(p0+p1)=α(p0+βp0)=α(1+β)p0。

(2)

式中：α與密封材料的材質和耦合面表面狀況有關；β與材料硬度和斷面類型有關。

1.2 復合型密封墊選型設計原則

根據趙運臣等[20]對管片接縫防水密封墊設計的考慮，管片接縫復合型密封墊選型過程中應遵循以下原則：

1)管片接縫在外側設計水壓條件下，需要考慮最不利工況對密封墊防水性能的影響。

2)在千斤頂推力和管片拼裝力作用下，不致使管片端部和角部出現(xiàn)裂縫甚至破壞。

3)當密封墊接觸面接觸應力p>pw時，認為密封墊接觸應力p=p0，復合型密封墊防水性能正常；反之，密封墊接觸應力p=p0+p1，復合型密封墊遇水膨脹橡膠塊產生二次防水效應。

1.3 優(yōu)化設計參數

1.3.1 隧道防水設計水壓

根據設計資料確定盾構隧道承受的最大水頭高度，計算出盾構隧道防水理論水壓值?？紤]到復合型密封墊的老化影響，密封墊材料長期防水性能受到應力松弛的影響，因此，盾構隧道長期設計水壓

(3)

式中：pi為理論水壓；γ為安全系數；ε為橡膠應力松弛系數。

1.3.2 管片接縫變形量

由于施工工藝、運營期列車荷載等因素影響，盾構隧道管片接縫會產生一定變形量。根據防水性能極限工況計算，要求密封墊在接縫最大張開量條件下保證防水性能，因此，需要確定管片接縫的最不利工況。

接縫張開量Δ實際由3部分組成[9]： 1)隧道外荷載和縱向轉向圓弧段等引起的張開量Δ1； 2)管片制作與拼裝誤差Δ2； 3)鄰近建筑物引起的張開量Δ3。

在最終確定接縫最大張開量時，根據理論計算、《盾構法隧道施工及驗收規(guī)范》[21]以及施工經驗綜合確定。

1.3.3 管片閉合壓縮力

在盾構隧道管片拼裝過程中，為使密封墊完全壓縮，需要設置合理的閉合壓縮力。為避免管片端部或角部損傷，要求密封墊完全拼裝進入管片溝槽時需要的閉合壓縮力小于盾構千斤頂的拼裝能力，即

Fg≤Fjack[5]。

(4)

式中：Fg為閉合壓縮力；Fjack為盾構千斤頂的極限頂推力。

1.4 復合型密封墊選型分析

根據原復合型密封墊按照不同的三元乙丙密封墊截面形式、遇水膨脹橡膠塊截面形式和復合型密封墊硬度設置參考變量，建立管片接縫防水有限元模型，并基于上述密封墊選型參數，對原密封墊進行優(yōu)化處理，最終得到復合型密封墊各項設計參數的最優(yōu)化選型結果。

2 密封墊優(yōu)化選型數值建模

2.1 工程概況

天津市濱海新區(qū)Z2線為聯(lián)通天津市區(qū)與濱海新區(qū)的市域快速軌道線，全線長約38.8 km，其中盾構段為11.86 km，如圖2所示。隧道穿越地層屬于典型濱海相-海陸交互相沉積地層。該地層為典型軟土地層，地下水位較高，對盾構隧道管片接縫防水影響顯著。隧道管片接縫采用單道彈性密封墊，接縫外道設置復合型密封墊，原復合型密封墊截面尺寸如圖3所示。

圖2 天津Z2線工程線路平面圖

圖3 原復合型密封墊截面尺寸(單位： mm)

Fig. 3 Cross-section size of original composite sealing gasket(unit： mm)

2.2 優(yōu)化設計參數確定

2.2.1 隧道外側設計水壓

工程中盾構隧道下穿西減河，隧道拱底最高承壓水頭為29.8 m，隧道外側理論計算水壓為0.298 MPa，但考慮密封墊長期防水性能，隧道外側設計水壓由式(3)計算確定。隧道設計壽命周期為100年，確定安全系數γ取1.5，橡膠密封墊應力松弛系數ε取0.6[22]，經計算得隧道外側設計水壓為0.745 MPa。為設計安全考慮，綜合確定隧道管片外側設計水壓為0.8 MPa。

2.2.2 管片接縫張開量

考慮到影響密封墊容錯的因素，根據1.3.2節(jié)綜合確定密封墊的最大張開量為6 mm，為密封墊能夠保持防水性能的極限張開量值。

2.2.3 管片閉合壓縮力

基于已有研究和相關工程經驗[13,23]，模擬過程中接縫密封墊完全壓縮時所采用的閉合壓縮力Fg控制在60 kN/m以下。

2.3 選型工況確定

為提高復合型密封墊設計防水性能，根據1.4節(jié)分析，密封墊選型可從三元乙丙橡膠截面形式、遇水膨脹橡膠截面形式等影響因素展開研究。本文針對原復合型密封墊遇水膨脹橡膠塊截面形式展開選型分析。根據目前國內外復合型密封墊內嵌的遇水膨脹橡膠塊截面形式統(tǒng)計，主要分為六邊形截面和梯形截面，如表1所示，表中截面幾何尺寸W與W1比例為2∶1。分別對兩類截面形式采用等效面積法設計對比工況，如表2所示，分析兩類遇水膨脹橡膠塊截面形式對復合型密封墊防水性能的影響。復合型密封墊選型設計工況如圖4和圖5所示。

表1 遇水膨脹橡膠塊截面形式

表2 遇水膨脹橡膠塊截面設計工況

(a)H-2-W-6

(b)H-2-W-8

(c)H-2-W-10

(d)H-2-W-12

圖4六邊形截面復合型密封墊設計工況

Fig. 4 Design conditions of composite sealing gasket with hexagonal cross-section

(a)H-2-W-6

(b)H-2-W-8

(c)H-2-W-10

(d)H-2-W-12

圖5梯形截面復合型密封墊設計工況

Fig. 5 Design conditions of composite sealing gasket with trapezoid cross-section

2.4 數值建模

2.4.1 精細化數值模型

盾構隧道管片接縫分為環(huán)縫與縱縫。在管片環(huán)縫處由于千斤頂推力約束與管環(huán)間凹凸榫槽約束減小了其張開量與錯臺量，較為安全，因此本文重點分析管片縱縫防水性能。基于已有研究[14]，本文在研究過程中分別取管片厚度和寬度為350 mm和200 mm，將管片接縫簡化為二維平面應變模型，密封槽側邊與密封墊側邊接觸以及密封墊間接觸均采用摩擦接觸；此外，由于密封槽與密封墊膠結作用，密封槽底邊與密封墊底邊采用TIE接觸。L管片左邊界約束X、Y方向自由度，R管片和L管片上下邊界約束Y方向自由度，R管片右邊界施加X方向位移荷載，模擬密封墊在不同壓縮量下對密封墊防水性能的影響，如圖6所示。

圖6 數值建模示意圖(單位： mm)

2.4.2 材料本構模型

管片采用C50混凝土，數值分析中選擇彈性本構模型，管片單元采用平面應變線性單元，彈性模量取34.5 GPa，泊松比取0.2。

由于復合型密封墊由三元乙丙橡膠與遇水膨脹橡膠經微波硫化擠壓成型，因此，兩種材料分區(qū)設置本構參數，不設置接觸作用。

為研究遇水膨脹橡膠體的本構關系，數值分析中將其分解為膨脹體和超彈體，膨脹體體積膨脹系數取2.6，超彈體本構模型與三元乙丙橡膠本構模型相同。

三元乙丙橡膠材料通常被視為各向同性不可壓縮的超彈體材料。超彈性材料應力-應變的非線性本構關系主要采用應變能函數定義，計算中將采用常用的Mooney-Rivlin二參數模型[24]，其應變能函數表達式為：

U=C10(I1-3)+C01(I2-3)。

(5)

式中：U為應變勢能；I1、I2為應變不變量；C10、C01為材料參數。

經過最小二乘法計算，確定不同硬度參數見表3，其中三元乙丙橡膠和遇水膨脹橡膠硬度分別設為邵氏硬度HA=67和HA=57。橡膠材料單元采用平面應變線性雜交單元。

表3 超彈體本構參數取值

2.4.3 復合型密封墊合理選型原則

通過復合型密封墊數值模擬對比分析，為選取合理的復合型密封墊截面形式，應從密封墊防水性能選型分析和閉合壓縮力選型分析2方面展開，在選型截面防水性能提高的同時也保證密封墊閉合壓縮力不超出拼裝能力。

3 模型分析

3.1 二次防水效應對比分析

目前，已有研究對復合型密封墊進行分析時忽視遇水膨脹橡膠塊的二次防水效應，最終會導致密封墊防水性能曲線存在一定的偏差。因此，在分析過程中模擬不考慮二次防水效應和考慮二次防水效應2種計算工況對密封墊防水性能的影響。密封墊接縫防水能力由密封墊接觸面平均接觸應力表征[7]。圖7示出二者對比分析結果，分析表明： 1)當接縫張開量在最大張開量6 mm以內時，兩工況防水性能相差不大； 2)當接縫張開量大于6 mm時，密封墊接觸面開始滲水，復合型密封墊考慮遇水膨脹橡膠二次防水效應，其防水性能隨著接縫張開量的增大緩慢減小，相較不考慮遇水膨脹橡膠塊二次防水效應的模擬結果，其存在一定的防水富余度，復合型密封墊防水性能退化模型更接近工程實際。

圖7 考慮和不考慮二次防水效應對比曲線

Fig. 7 Relationship between joint waterproof performance and sealing gasket open with and without consideration of secondary waterproofing effect

圖8中(a)和(b)分別為不考慮二次防水效應和考慮二次防水效應2種計算工況下復合型密封墊在張開量為8 mm時的應力云圖。接縫張開量為8 mm、密封墊接觸面發(fā)生滲水時，復合型密封墊遇水膨脹橡膠塊發(fā)生二次防水效應，如圖8(b)所示，遇水膨脹橡膠完全膨脹，膨脹作用對密封墊內部產生擠壓，從而增大密封墊接觸面接觸應力。

選取張開量為8 mm時密封墊迎水側密封槽-密封墊接觸面接觸應力進行對比分析，如圖9所示。當不考慮二次防水效應時，密封槽-密封墊接觸面接觸應力維持在0.2 MPa左右，遠遠低于設計水壓，但考慮到遇水膨脹橡膠發(fā)生二次防水效應，其膨脹作用能夠有效增強密封槽-密封墊接觸應力，防水能力最高達到1.31 MPa；因此，復合型密封墊遇水膨脹橡膠塊二次防水效應對密封槽-密封墊接觸面有顯著影響。

(a) 不考慮二次防水效應(接縫張開量為8 mm)

(b) 考慮二次防水效應(接縫張開量為8 mm)

Fig. 8 Stress nephograms of gasket with and without consideration of secondary waterproofing effect (unit： MPa)

圖9 密封槽-密封墊接觸面接觸應力對比

Fig. 9 Contact stress between sealing groove and gasket with and without consideration of secondary waterproofing effect

3.2 防水性能選型分析

陳云堯等[25]通過分析盾構隧道管片接縫處于不利工況下的失效模式，認為密封墊的主要滲漏處發(fā)生在密封墊與密封墊接觸面上。因此，在本文分析中，以密封墊間接觸面防水能力作為判別指標。

圖10和圖11分別示出遇水膨脹橡膠塊六邊形截面和梯形截面復合型密封墊的防水性能曲線，根據對比可知，遇水膨脹橡膠塊梯形截面優(yōu)于六邊形截面，具有良好的防水性能。

(a) H-2-W-6

(b) H-2-W-8

(c) H-2-W-10

(d) H-2-W-12

Fig. 10 Waterproof performance of composite sealing gasket with hexagon cross-section

根據表4計算復合型密封墊優(yōu)化截面與原截面的防水性能增長率。梯形截面中H-2-W-8和H-2-W-10防水性能更為突出，當接縫張開量為0 mm和6 mm時，原設計截面防水能力分別為3.1 MPa和0.9 MPa，H-2-W-8截面防水能力分別為3.97 MPa和1.15 MPa，H-2-W-10截面防水能力分別為3.27 MPa和1.03 MPa；當遇水膨脹橡膠發(fā)生膨脹效應時，H-2-W-8與H-2-W-10的膨脹應力對密封墊接觸面產生的附加應力更為顯著，張開量6 mm時其防水性能增長率分別為19.8%和10.2%。圖12示出選取的密封墊截面與原密封墊截面防水性能對比曲線，由此將梯形截面中H-2-W-8和H-2-W-10作為備選優(yōu)化截面。

(a) H-2-W-6

(b) H-2-W-8

(c) H-2-W-10

(d) H-2-W-12

Fig. 11 Waterproof performance of composite sealing gasket with trapezoid cross-section

對比上述備選優(yōu)化截面和原截面在管片接縫有錯臺條件下的防水性能，如圖13所示。通過分析可得：在不同錯臺條件下，備選優(yōu)化截面防水性能均優(yōu)于原截面，并且當接縫錯臺量S=10 mm時，復合型密封墊二次防水效應未能達到設計水壓要求，因此，在管片拼裝過程中過大的接縫錯臺量對密封墊防水易造成不利影響。

表4優(yōu)化后防水性能增長率

Table 4 Growth rate of waterproofing performance after optimization

截面編號截面形式防水性能增長率/%Δ=6 mmΔ=8 mmΔ=10 mmH-2-W-6H-2-W-8H-2-W-10H-2-W-12六邊形-3.3-1.3-8.7梯形 013.2-4.2六邊形06.6-2.1梯形 19.813.2-0.2六邊形-5.62.60梯形 10.27.92.1六邊形-3.32.64.2梯形 3.54.06.3

圖12 防水性能對比曲線

圖13 有錯臺條件下防水性能對比曲線

3.3 閉合壓縮力選型分析

優(yōu)化后的復合型密封墊在滿足盾構隧道設計水壓基礎上，同時應模擬優(yōu)化后復合型密封墊的拼裝性能。在數值模擬中，彈性密封墊壓縮時所需壓力等于所有與上部底邊發(fā)生接觸的節(jié)點的豎向壓力之和，基于此，比較優(yōu)化后的密封墊與原設計密封墊在壓縮過程中所需的閉合壓縮力。圖14示出截面優(yōu)化后密封墊與原密封墊的閉合壓縮力-壓縮量對比曲線。

圖14 閉合壓縮力-壓縮量對比曲線

Fig. 14 Relation curves of closed compression force and compression

分析其荷載變化規(guī)律，以梯形截面H-2-W-8復合型密封墊閉合壓縮力-壓縮量關系曲線為例，整個曲線可劃分為3個階段：

1)平滑階段(AB)。密封墊孔洞變形和底部敞開孔洞變化不大，其閉合壓縮力增長幅度比較平緩，如圖15(a)所示。

2)線性階段(BC)。密封墊截面內部孔洞受壓縮呈“橫橢圓”變形且不斷壓縮閉合，底部孔洞由于“拱效應”向外敞開，密封墊閉合壓縮力隨壓縮量增大呈線性變化，如圖15(b)所示。

3)非線性階段(CD)。密封墊內部孔洞幾乎完全閉合，底部孔洞大部分閉合，密封墊逐漸壓入密封槽內，密封墊閉合壓縮力隨壓縮量增大呈非線性增長，如圖15(c)所示。

(a) 平滑階段 (b) 線性階段 (c) 非線性階段

圖15復合型密封墊壓縮變形圖

Fig. 15 Compression deformation charts of composite sealing gasket

原復合型密封墊完全壓縮時所需的閉合壓縮力為59.67 kN/m，梯形截面中H-2-W-8和H-2-W-10復合型密封墊完全壓縮時所需的閉合壓縮力分別為50.81 kN/m和56.9 kN/m，根據選型原則，選擇梯形截面H-2-W-8復合型密封墊截面。

綜上，根據密封墊防水性能選型分析和閉合壓縮力選型分析，綜合確定選型后的復合型密封墊截面形式如圖16所示。

圖16 復合型密封墊綜合選型截面形式(單位: mm)

Fig. 16 Optimized cross-section of composite sealing gasket (unit: mm)

4 結論與討論

本文基于遇水膨脹橡膠嵌入式復合型密封墊遇水膨脹橡膠塊二次防水效應，提出了復合型密封墊選型設計方法，并分析了不同遇水膨脹橡膠塊截面形式對中孔復合型密封墊防水性能的影響，最終得到了復合型密封墊最優(yōu)化設計截面。相關結論總結如下：

1)考慮遇水膨脹橡膠塊對密封墊防水性能的影響，復合型密封墊的二次防水性能有所提高。因此，分析時應對上述影響予以充分考慮，以保證分析結果符合實際情況。

2)管片接縫超出允許張開量范圍后，復合型密封墊防水性能隨著張開量增大緩慢減小，當接縫張開量達到8 mm時，其防水能力繼續(xù)保持在0.8 MPa左右。

3)與六邊形截面形式的遇水膨脹橡膠塊相比，梯形截面形式的遇水膨脹橡膠塊大幅度提升了中孔復合型密封墊的防水性能。梯形截面形式中H-2-W-8密封墊在張開量6 mm時的防水能力為1.15 MPa，相較于原密封墊防水能力提高19.8%。

4)復合型密封墊閉合壓縮力-壓縮量曲線具有明顯的3階段變化特征，即平滑階段、線性階段和非線性階段。當曲線處于平滑階段時，密封墊閉合壓縮力增長幅度比較平緩；當曲線處于線性階段時，其閉合壓縮力隨壓縮量增大呈線性變化；當曲線處于非線性階段時，其閉合壓縮力隨壓縮量增大呈非線性增長，密封墊完全被壓縮。

5)根據密封墊防水性能選型分析和閉合壓縮力選型分析，綜合確定了天津市Z2線復合型密封墊的設計截面形式。該選型結果符合防水設計要求，具有良好的工程適用性。

本文主要采取數值方法開展了復合型密封墊選型設計參數研究，后續(xù)將根據本文選型結果開展試驗分析，以進一步驗證選型結果在天津市Z2線軌道交通盾構隧道中的可靠性，同時對遇水膨脹橡膠平覆在密封墊頂部的防水行為做進一步的對比研究。