盾構(gòu)隧道管片接縫復(fù)合型密封墊選型設(shè)計(jì)研究

張穩(wěn)軍, 丁 超, 張高樂(lè), 王 祎, 上官丹丹, 姜 坤

(1. 天津大學(xué)建筑工程學(xué)院， 天津 300354； 2. 天津大學(xué)前沿技術(shù)研究院， 天津 301700； 3. 北京交通大學(xué) 城市地下工程教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 北京 100044; 4. 中冶天工集團(tuán)有限公司, 天津 300308)

0 引言

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

盾構(gòu)隧道的防水體系包括管片之間的防水密封墊、施工過(guò)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(gòu)隧道滲漏水的主要通道，當(dāng)管片接縫張開(kāi)量超過(guò)密封墊最大張開(kāi)量時(shí)，管片間的橡膠密封墊壓縮無(wú)法達(dá)到隧道防水要求，一旦隧道周圍地層中有積水點(diǎn)，即可能引起隧道防水失效。

目前，國(guó)內(nèi)外相關(guān)學(xué)者對(duì)盾構(gòu)隧道接縫防水設(shè)計(jì)理論及密封墊優(yōu)化方法已開(kāi)展了大量研究。在試驗(yàn)分析方面： 文獻(xiàn)[3]采用足尺試驗(yàn)對(duì)管片接縫進(jìn)行了一字縫與丁字縫的水密性試驗(yàn)，分析了接縫防水性能在靜態(tài)荷載和動(dòng)態(tài)荷載下的變化規(guī)律；文獻(xiàn)[4-9]運(yùn)用研制的全新三向加載防水性能試驗(yàn)系統(tǒng)，進(jìn)行了多組密封墊裝配力及一字縫、丁字縫的防水性能試驗(yàn)，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(jù)研究成果提出了大直徑盾構(gòu)隧道管片接縫密封墊的設(shè)計(jì)方法；文獻(xiàn)[10-11]針對(duì)盾構(gòu)隧道環(huán)縫遇水膨脹橡膠密封墊的膨脹性能展開(kāi)了試驗(yàn)分析,提出了遇水膨脹橡膠密封墊的止水機(jī)制；文獻(xiàn)[12]基于橡膠接觸應(yīng)力松弛的經(jīng)時(shí)老化模型，研究了其接觸應(yīng)力松弛行為,得到了密封墊作為防水材料的使用壽命的預(yù)測(cè)方法。在數(shù)值模擬方面： 文獻(xiàn)[13]通過(guò)數(shù)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(yīng)力分布特征和壓縮所需要的頂推力等，并據(jù)此對(duì)盾構(gòu)隧道管片接縫彈性密封墊的斷面形式進(jìn)行了優(yōu)化；文獻(xiàn)[14-15]對(duì)彈性密封墊的防水失效機(jī)制進(jìn)行了研究；文獻(xiàn)[16]應(yīng)用ANSYS 優(yōu)化設(shè)計(jì)模塊，選取密封墊閉合壓力和下表面平均接觸應(yīng)力作為狀態(tài)變量對(duì)密封墊的幾何參數(shù)進(jìn)行了優(yōu)化分析。

綜上，現(xiàn)有研究對(duì)于盾構(gòu)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(zhì)優(yōu)化，但有關(guān)復(fù)合型密封墊遇水膨脹橡膠塊對(duì)防水性能的影響有待深入研究。目前，復(fù)合型密封墊根據(jù)遇水膨脹橡膠與三元乙丙橡膠結(jié)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(jié)合方式對(duì)密封墊接觸面防水性能有不同的影響。文獻(xiàn)[17]提出了水膨脹橡膠和“謝”式三元乙丙橡膠復(fù)合型密封墊，該復(fù)合型密封墊在EPDM橡膠頂寬中部嵌入遇水膨脹材料，通過(guò)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(qiáng)復(fù)合型密封墊的防水能力；該類密封墊為盾構(gòu)隧道密封墊設(shè)計(jì)提供了一種新思路[18]，目前已在天津和武漢等地展開(kāi)工程應(yīng)用[19-20]。本文主要以遇水膨脹橡膠嵌入式復(fù)合型密封墊為研究對(duì)象。

本文依托天津市Z2線快速軌道交通盾構(gòu)隧道工程，為進(jìn)一步提高原設(shè)計(jì)復(fù)合型密封墊的防水性能，在借鑒國(guó)內(nèi)外研究成果的基礎(chǔ)上，提出盾構(gòu)隧道管片接縫復(fù)合型密封墊選型設(shè)計(jì)方法，并從復(fù)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(duì)2種遇水膨脹橡膠塊截面類型，運(yùn)用數(shù)值模擬方法對(duì)原中孔復(fù)合型密封墊截面進(jìn)行選型優(yōu)化，以期為復(fù)合型密封墊的優(yōu)化設(shè)計(jì)提供參考。

1 復(fù)合型密封墊選型設(shè)計(jì)方法

1.1 復(fù)合型密封墊防水機(jī)制

盾構(gòu)隧道由管片拼裝而成，而襯砌結(jié)構(gòu)不可避免地存在接縫，因此，需要在管片接縫間設(shè)置單道或雙道密封墊以增強(qiáng)防水效果。在壓縮狀態(tài)下，通過(guò)密封墊接觸面壓應(yīng)力抵抗外側(cè)水壓。

復(fù)合型密封墊密封機(jī)制如圖1所示。p0為復(fù)合型密封墊壓縮后產(chǎn)生的初始接觸應(yīng)力。當(dāng)密封墊因老化產(chǎn)生應(yīng)力松弛或運(yùn)營(yíng)期管片接縫超出允許張開(kāi)量或錯(cuò)臺(tái)量時(shí)，導(dǎo)致遇水膨脹橡膠塊吸水膨脹，產(chǎn)生的膨脹應(yīng)力為p1。pw為管片外側(cè)設(shè)計(jì)水壓。

圖1 復(fù)合型密封墊密封機(jī)制示意圖

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

密封墊接觸面總應(yīng)力

p=p0+p1[11]。

(1)

當(dāng)設(shè)計(jì)水壓滿足pw≥αp，即式(2)成立時(shí)，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(zhì)和耦合面表面狀況有關(guān)；β與材料硬度和斷面類型有關(guān)。

1.2 復(fù)合型密封墊選型設(shè)計(jì)原則

根據(jù)趙運(yùn)臣等[20]對(duì)管片接縫防水密封墊設(shè)計(jì)的考慮，管片接縫復(fù)合型密封墊選型過(guò)程中應(yīng)遵循以下原則：

1)管片接縫在外側(cè)設(shè)計(jì)水壓條件下，需要考慮最不利工況對(duì)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(dāng)密封墊接觸面接觸應(yīng)力p>pw時(shí)，認(rèn)為密封墊接觸應(yīng)力p=p0，復(fù)合型密封墊防水性能正常；反之，密封墊接觸應(yīng)力p=p0+p1，復(fù)合型密封墊遇水膨脹橡膠塊產(chǎn)生二次防水效應(yīng)。

1.3 優(yōu)化設(shè)計(jì)參數(shù)

1.3.1 隧道防水設(shè)計(jì)水壓

根據(jù)設(shè)計(jì)資料確定盾構(gòu)隧道承受的最大水頭高度，計(jì)算出盾構(gòu)隧道防水理論水壓值。考慮到復(fù)合型密封墊的老化影響，密封墊材料長(zhǎng)期防水性能受到應(yīng)力松弛的影響，因此，盾構(gòu)隧道長(zhǎng)期設(shè)計(jì)水壓

(3)

式中：pi為理論水壓；γ為安全系數(shù)；ε為橡膠應(yīng)力松弛系數(shù)。

1.3.2 管片接縫變形量

由于施工工藝、運(yùn)營(yíng)期列車荷載等因素影響，盾構(gòu)隧道管片接縫會(huì)產(chǎn)生一定變形量。根據(jù)防水性能極限工況計(jì)算，要求密封墊在接縫最大張開(kāi)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(kāi)量Δ實(shí)際由3部分組成[9]： 1)隧道外荷載和縱向轉(zhuǎn)向圓弧段等引起的張開(kāi)量Δ1； 2)管片制作與拼裝誤差Δ2； 3)鄰近建筑物引起的張開(kāi)量Δ3。

在最終確定接縫最大張開(kāi)量時(shí)，根據(jù)理論計(jì)算、《盾構(gòu)法隧道施工及驗(yàn)收規(guī)范》[21]以及施工經(jīng)驗(yàn)綜合確定。

1.3.3 管片閉合壓縮力

在盾構(gòu)隧道管片拼裝過(guò)程中，為使密封墊完全壓縮，需要設(shè)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(jìn)入管片溝槽時(shí)需要的閉合壓縮力小于盾構(gòu)千斤頂?shù)钠囱b能力，即

Fg≤Fjack[5]。

(4)

式中：Fg為閉合壓縮力；Fjack為盾構(gòu)千斤頂?shù)臉O限頂推力。

1.4 復(fù)合型密封墊選型分析

根據(jù)原復(fù)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(fù)合型密封墊硬度設(shè)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(shù)，對(duì)原密封墊進(jìn)行優(yōu)化處理，最終得到復(fù)合型密封墊各項(xiàng)設(shè)計(jì)參數(shù)的最優(yōu)化選型結(jié)果。

2 密封墊優(yōu)化選型數(shù)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(zhǎng)約38.8 km，其中盾構(gòu)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(duì)盾構(gòu)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(shè)置復(fù)合型密封墊，原復(fù)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(fù)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(shè)計(jì)參數(shù)確定

2.2.1 隧道外側(cè)設(shè)計(jì)水壓

工程中盾構(gòu)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(cè)理論計(jì)算水壓為0.298 MPa，但考慮密封墊長(zhǎng)期防水性能，隧道外側(cè)設(shè)計(jì)水壓由式(3)計(jì)算確定。隧道設(shè)計(jì)壽命周期為100年，確定安全系數(shù)γ取1.5，橡膠密封墊應(yīng)力松弛系數(shù)ε取0.6[22]，經(jīng)計(jì)算得隧道外側(cè)設(shè)計(jì)水壓為0.745 MPa。為設(shè)計(jì)安全考慮，綜合確定隧道管片外側(cè)設(shè)計(jì)水壓為0.8 MPa。

2.2.2 管片接縫張開(kāi)量

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

2.2.3 管片閉合壓縮力

基于已有研究和相關(guān)工程經(jīng)驗(yàn)[13,23]，模擬過(guò)程中接縫密封墊完全壓縮時(shí)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(fù)合型密封墊設(shè)計(jì)防水性能，根據(jù)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(kāi)研究。本文針對(duì)原復(fù)合型密封墊遇水膨脹橡膠塊截面形式展開(kāi)選型分析。根據(jù)目前國(guó)內(nèi)外復(fù)合型密封墊內(nèi)嵌的遇水膨脹橡膠塊截面形式統(tǒng)計(jì)，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(duì)兩類截面形式采用等效面積法設(shè)計(jì)對(duì)比工況，如表2所示，分析兩類遇水膨脹橡膠塊截面形式對(duì)復(fù)合型密封墊防水性能的影響。復(fù)合型密封墊選型設(shè)計(jì)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(shè)計(jì)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(fù)合型密封墊設(shè)計(jì)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(fù)合型密封墊設(shè)計(jì)工況

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

2.4 數(shù)值建模

2.4.1 精細(xì)化數(shù)值模型

盾構(gòu)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(kāi)量與錯(cuò)臺(tái)量，較為安全，因此本文重點(diǎn)分析管片縱縫防水性能?；谝延醒芯縖14]，本文在研究過(guò)程中分別取管片厚度和寬度為350 mm和200 mm，將管片接縫簡(jiǎn)化為二維平面應(yīng)變模型，密封槽側(cè)邊與密封墊側(cè)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(jié)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(jué)方向位移荷載，模擬密封墊在不同壓縮量下對(duì)密封墊防水性能的影響，如圖6所示。

圖6 數(shù)值建模示意圖(單位： mm)

2.4.2 材料本構(gòu)模型

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

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

為研究遇水膨脹橡膠體的本構(gòu)關(guān)系，數(shù)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(shù)取2.6，超彈體本構(gòu)模型與三元乙丙橡膠本構(gòu)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(yīng)力-應(yīng)變的非線性本構(gòu)關(guān)系主要采用應(yīng)變能函數(shù)定義，計(jì)算中將采用常用的Mooney-Rivlin二參數(shù)模型[24]，其應(yīng)變能函數(shù)表達(dá)式為：

U=C10(I1-3)+C01(I2-3)。

(5)

式中：U為應(yīng)變勢(shì)能；I1、I2為應(yīng)變不變量；C10、C01為材料參數(shù)。

經(jīng)過(guò)最小二乘法計(jì)算，確定不同硬度參數(shù)見(jiàn)表3，其中三元乙丙橡膠和遇水膨脹橡膠硬度分別設(shè)為邵氏硬度HA=67和HA=57。橡膠材料單元采用平面應(yīng)變線性雜交單元。

表3 超彈體本構(gòu)參數(shù)取值

2.4.3 復(fù)合型密封墊合理選型原則

通過(guò)復(fù)合型密封墊數(shù)值模擬對(duì)比分析，為選取合理的復(fù)合型密封墊截面形式，應(yīng)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(kāi)，在選型截面防水性能提高的同時(shí)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(yīng)對(duì)比分析

目前，已有研究對(duì)復(fù)合型密封墊進(jìn)行分析時(shí)忽視遇水膨脹橡膠塊的二次防水效應(yīng)，最終會(huì)導(dǎo)致密封墊防水性能曲線存在一定的偏差。因此，在分析過(guò)程中模擬不考慮二次防水效應(yīng)和考慮二次防水效應(yīng)2種計(jì)算工況對(duì)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(yīng)力表征[7]。圖7示出二者對(duì)比分析結(jié)果，分析表明： 1)當(dāng)接縫張開(kāi)量在最大張開(kāi)量6 mm以內(nèi)時(shí)，兩工況防水性能相差不大； 2)當(dāng)接縫張開(kāi)量大于6 mm時(shí)，密封墊接觸面開(kāi)始滲水，復(fù)合型密封墊考慮遇水膨脹橡膠二次防水效應(yīng)，其防水性能隨著接縫張開(kāi)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(yīng)的模擬結(jié)果，其存在一定的防水富余度，復(fù)合型密封墊防水性能退化模型更接近工程實(shí)際。

圖7 考慮和不考慮二次防水效應(yīng)對(duì)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(yīng)和考慮二次防水效應(yīng)2種計(jì)算工況下復(fù)合型密封墊在張開(kāi)量為8 mm時(shí)的應(yīng)力云圖。接縫張開(kāi)量為8 mm、密封墊接觸面發(fā)生滲水時(shí)，復(fù)合型密封墊遇水膨脹橡膠塊發(fā)生二次防水效應(yīng)，如圖8(b)所示，遇水膨脹橡膠完全膨脹，膨脹作用對(duì)密封墊內(nèi)部產(chǎn)生擠壓，從而增大密封墊接觸面接觸應(yīng)力。

選取張開(kāi)量為8 mm時(shí)密封墊迎水側(cè)密封槽-密封墊接觸面接觸應(yīng)力進(jìn)行對(duì)比分析，如圖9所示。當(dāng)不考慮二次防水效應(yīng)時(shí)，密封槽-密封墊接觸面接觸應(yīng)力維持在0.2 MPa左右，遠(yuǎn)遠(yuǎn)低于設(shè)計(jì)水壓，但考慮到遇水膨脹橡膠發(fā)生二次防水效應(yīng)，其膨脹作用能夠有效增強(qiáng)密封槽-密封墊接觸應(yīng)力，防水能力最高達(dá)到1.31 MPa；因此，復(fù)合型密封墊遇水膨脹橡膠塊二次防水效應(yīng)對(duì)密封槽-密封墊接觸面有顯著影響。

(a) 不考慮二次防水效應(yīng)(接縫張開(kāi)量為8 mm)

(b) 考慮二次防水效應(yīng)(接縫張開(kāi)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(yīng)力對(duì)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(guò)分析盾構(gòu)隧道管片接縫處于不利工況下的失效模式，認(rèn)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(biāo)。

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(fù)合型密封墊的防水性能曲線，根據(jù)對(duì)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(jù)表4計(jì)算復(fù)合型密封墊優(yōu)化截面與原截面的防水性能增長(zhǎng)率。梯形截面中H-2-W-8和H-2-W-10防水性能更為突出，當(dāng)接縫張開(kāi)量為0 mm和6 mm時(shí)，原設(shè)計(jì)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(dāng)遇水膨脹橡膠發(fā)生膨脹效應(yīng)時(shí)，H-2-W-8與H-2-W-10的膨脹應(yīng)力對(duì)密封墊接觸面產(chǎn)生的附加應(yīng)力更為顯著，張開(kāi)量6 mm時(shí)其防水性能增長(zhǎng)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(duì)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(duì)比上述備選優(yōu)化截面和原截面在管片接縫有錯(cuò)臺(tái)條件下的防水性能，如圖13所示。通過(guò)分析可得：在不同錯(cuò)臺(tái)條件下，備選優(yōu)化截面防水性能均優(yōu)于原截面，并且當(dāng)接縫錯(cuò)臺(tái)量S=10 mm時(shí)，復(fù)合型密封墊二次防水效應(yīng)未能達(dá)到設(shè)計(jì)水壓要求，因此，在管片拼裝過(guò)程中過(guò)大的接縫錯(cuò)臺(tái)量對(duì)密封墊防水易造成不利影響。

表4優(yōu)化后防水性能增長(zhǎng)率

Table 4 Growth rate of waterproofing performance after optimization

截面編號(hào)截面形式防水性能增長(zhǎng)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(duì)比曲線

圖13 有錯(cuò)臺(tái)條件下防水性能對(duì)比曲線

3.3 閉合壓縮力選型分析

優(yōu)化后的復(fù)合型密封墊在滿足盾構(gòu)隧道設(shè)計(jì)水壓基礎(chǔ)上，同時(shí)應(yīng)模擬優(yōu)化后復(fù)合型密封墊的拼裝性能。在數(shù)值模擬中，彈性密封墊壓縮時(shí)所需壓力等于所有與上部底邊發(fā)生接觸的節(jié)點(diǎn)的豎向壓力之和，基于此，比較優(yōu)化后的密封墊與原設(shè)計(jì)密封墊在壓縮過(guò)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(duì)比曲線。

圖14 閉合壓縮力-壓縮量對(duì)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(fù)合型密封墊閉合壓縮力-壓縮量關(guān)系曲線為例，整個(gè)曲線可劃分為3個(gè)階段：

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

2)線性階段(BC)。密封墊截面內(nèi)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(yīng)”向外敞開(kāi)，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(nèi)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(nèi)，密封墊閉合壓縮力隨壓縮量增大呈非線性增長(zhǎng)，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(fù)合型密封墊壓縮變形圖

Fig. 15 Compression deformation charts of composite sealing gasket

原復(fù)合型密封墊完全壓縮時(shí)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(fù)合型密封墊完全壓縮時(shí)所需的閉合壓縮力分別為50.81 kN/m和56.9 kN/m，根據(jù)選型原則，選擇梯形截面H-2-W-8復(fù)合型密封墊截面。

綜上，根據(jù)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(fù)合型密封墊截面形式如圖16所示。

圖16 復(fù)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(jié)論與討論

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

1)考慮遇水膨脹橡膠塊對(duì)密封墊防水性能的影響，復(fù)合型密封墊的二次防水性能有所提高。因此，分析時(shí)應(yīng)對(duì)上述影響予以充分考慮，以保證分析結(jié)果符合實(shí)際情況。

2)管片接縫超出允許張開(kāi)量范圍后，復(fù)合型密封墊防水性能隨著張開(kāi)量增大緩慢減小，當(dāng)接縫張開(kāi)量達(dá)到8 mm時(shí)，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(fù)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(kāi)量6 mm時(shí)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(fù)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(dāng)曲線處于平滑階段時(shí)，密封墊閉合壓縮力增長(zhǎng)幅度比較平緩；當(dāng)曲線處于線性階段時(shí)，其閉合壓縮力隨壓縮量增大呈線性變化；當(dāng)曲線處于非線性階段時(shí)，其閉合壓縮力隨壓縮量增大呈非線性增長(zhǎng)，密封墊完全被壓縮。

5)根據(jù)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(fù)合型密封墊的設(shè)計(jì)截面形式。該選型結(jié)果符合防水設(shè)計(jì)要求，具有良好的工程適用性。

本文主要采取數(shù)值方法開(kāi)展了復(fù)合型密封墊選型設(shè)計(jì)參數(shù)研究，后續(xù)將根據(jù)本文選型結(jié)果開(kāi)展試驗(yàn)分析，以進(jìn)一步驗(yàn)證選型結(jié)果在天津市Z2線軌道交通盾構(gòu)隧道中的可靠性，同時(shí)對(duì)遇水膨脹橡膠平覆在密封墊頂部的防水行為做進(jìn)一步的對(duì)比研究。