盾构隧道管片接缝复合型密封垫选型设计研究

2020-03-13张稳军张高乐上官丹丹

隧道建设(中英文) 2020年2期

张稳军, 丁超, 张高乐, 王祎, 上官丹丹, 姜坤

(1. 天津大学建筑工程学院，天津 300354； 2. 天津大学前沿技术研究院，天津 301700； 3. 北京交通大学城市地下工程教育部重点实验室，北京 100044; 4. 中冶天工集团有限公司, 天津 300308)

0 引言

由于施工工艺、列车振动以及地层不均匀沉降等诸多影响因素的共同作用，我国大部分地铁盾构隧道存在不同程度的渗漏水问题。该问题已成为地铁盾构隧道最主要的病害之一。盾构隧道中65%的病害与隧道渗水有关[1]，对盾构隧道渗漏水病害的治理已刻不容缓。

盾构隧道的防水体系包括管片之间的防水密封垫、施工过程的同步注浆圈及管片自身防水等[2]。其中，由管片拼装而形成的环缝与纵缝为盾构隧道渗漏水的主要通道，当管片接缝张开量超过密封垫最大张开量时，管片间的橡胶密封垫压缩无法达到隧道防水要求，一旦隧道周围地层中有积水点，即可能引起隧道防水失效。

目前，国内外相关学者对盾构隧道接缝防水设计理论及密封垫优化方法已开展了大量研究。在试验分析方面：文献[3]采用足尺试验对管片接缝进行了一字缝与丁字缝的水密性试验，分析了接缝防水性能在静态荷载和动态荷载下的变化规律；文献[4-9]运用研制的全新三向加载防水性能试验系统，进行了多组密封垫装配力及一字缝、丁字缝的防水性能试验，研制出抵抗高水压三元乙丙橡胶弹性密封垫断面形式，并根据研究成果提出了大直径盾构隧道管片接缝密封垫的设计方法；文献[10-11]针对盾构隧道环缝遇水膨胀橡胶密封垫的膨胀性能展开了试验分析,提出了遇水膨胀橡胶密封垫的止水机制；文献[12]基于橡胶接触应力松弛的经时老化模型，研究了其接触应力松弛行为,得到了密封垫作为防水材料的使用寿命的预测方法。在数值模拟方面：文献[13]通过数值模拟方法，得到了不同压缩量下弹性密封垫变形特征、接触面压应力分布特征和压缩所需要的顶推力等，并据此对盾构隧道管片接缝弹性密封垫的断面形式进行了优化；文献[14-15]对弹性密封垫的防水失效机制进行了研究；文献[16]应用ANSYS 优化设计模块，选取密封垫闭合压力和下表面平均接触应力作为状态变量对密封垫的几何参数进行了优化分析。

综上，现有研究对于盾构隧道管片密封垫防水优化主要集中于密封垫截面和密封垫材质优化，但有关复合型密封垫遇水膨胀橡胶块对防水性能的影响有待深入研究。目前，复合型密封垫根据遇水膨胀橡胶与三元乙丙橡胶结合方式分类，主要分为遇水膨胀橡胶嵌入式和平覆式，不同结合方式对密封垫接触面防水性能有不同的影响。文献[17]提出了水膨胀橡胶和“谢”式三元乙丙橡胶复合型密封垫，该复合型密封垫在EPDM橡胶顶宽中部嵌入遇水膨胀材料，通过微波硫化挤压成型，一方面保持密封垫的防水性能，另一方面依靠遇水膨胀橡胶单方向膨胀增强复合型密封垫的防水能力；该类密封垫为盾构隧道密封垫设计提供了一种新思路[18]，目前已在天津和武汉等地展开工程应用[19-20]。本文主要以遇水膨胀橡胶嵌入式复合型密封垫为研究对象。

本文依托天津市Z2线快速轨道交通盾构隧道工程，为进一步提高原设计复合型密封垫的防水性能，在借鉴国内外研究成果的基础上，提出盾构隧道管片接缝复合型密封垫选型设计方法，并从复合型密封垫遇水膨胀橡胶块二次防水性能的角度出发，针对2种遇水膨胀橡胶块截面类型，运用数值模拟方法对原中孔复合型密封垫截面进行选型优化，以期为复合型密封垫的优化设计提供参考。

1 复合型密封垫选型设计方法

1.1 复合型密封垫防水机制

盾构隧道由管片拼装而成，而衬砌结构不可避免地存在接缝，因此，需要在管片接缝间设置单道或双道密封垫以增强防水效果。在压缩状态下，通过密封垫接触面压应力抵抗外侧水压。

复合型密封垫密封机制如图1所示。p0为复合型密封垫压缩后产生的初始接触应力。当密封垫因老化产生应力松弛或运营期管片接缝超出允许张开量或错台量时，导致遇水膨胀橡胶块吸水膨胀，产生的膨胀应力为p1。pw为管片外侧设计水压。

图1 复合型密封垫密封机制示意图

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

密封垫接触面总应力

p=p0+p1[11]。

(1)

当设计水压满足pw≥αp，即式(2)成立时，管片接缝防水失效。

pw≥α(p0+p1)=α(p0+βp0)=α(1+β)p0。

(2)

式中：α与密封材料的材质和耦合面表面状况有关；β与材料硬度和断面类型有关。

1.2 复合型密封垫选型设计原则

根据赵运臣等[20]对管片接缝防水密封垫设计的考虑，管片接缝复合型密封垫选型过程中应遵循以下原则：

1)管片接缝在外侧设计水压条件下，需要考虑最不利工况对密封垫防水性能的影响。

2)在千斤顶推力和管片拼装力作用下，不致使管片端部和角部出现裂缝甚至破坏。

3)当密封垫接触面接触应力p>pw时，认为密封垫接触应力p=p0，复合型密封垫防水性能正常；反之，密封垫接触应力p=p0+p1，复合型密封垫遇水膨胀橡胶块产生二次防水效应。

1.3 优化设计参数

1.3.1 隧道防水设计水压

根据设计资料确定盾构隧道承受的最大水头高度，计算出盾构隧道防水理论水压值。考虑到复合型密封垫的老化影响，密封垫材料长期防水性能受到应力松弛的影响，因此，盾构隧道长期设计水压

(3)

式中：pi为理论水压；γ为安全系数；ε为橡胶应力松弛系数。

1.3.2 管片接缝变形量

由于施工工艺、运营期列车荷载等因素影响，盾构隧道管片接缝会产生一定变形量。根据防水性能极限工况计算，要求密封垫在接缝最大张开量条件下保证防水性能，因此，需要确定管片接缝的最不利工况。

接缝张开量Δ实际由3部分组成[9]： 1)隧道外荷载和纵向转向圆弧段等引起的张开量Δ1； 2)管片制作与拼装误差Δ2； 3)邻近建筑物引起的张开量Δ3。

在最终确定接缝最大张开量时，根据理论计算、《盾构法隧道施工及验收规范》[21]以及施工经验综合确定。

1.3.3 管片闭合压缩力

在盾构隧道管片拼装过程中，为使密封垫完全压缩，需要设置合理的闭合压缩力。为避免管片端部或角部损伤，要求密封垫完全拼装进入管片沟槽时需要的闭合压缩力小于盾构千斤顶的拼装能力，即

Fg≤Fjack[5]。

(4)

式中：Fg为闭合压缩力；Fjack为盾构千斤顶的极限顶推力。

1.4 复合型密封垫选型分析

根据原复合型密封垫按照不同的三元乙丙密封垫截面形式、遇水膨胀橡胶块截面形式和复合型密封垫硬度设置参考变量，建立管片接缝防水有限元模型，并基于上述密封垫选型参数，对原密封垫进行优化处理，最终得到复合型密封垫各项设计参数的最优化选型结果。

2 密封垫优化选型数值建模

2.1 工程概况

天津市滨海新区Z2线为联通天津市区与滨海新区的市域快速轨道线，全线长约38.8 km，其中盾构段为11.86 km，如图2所示。隧道穿越地层属于典型滨海相-海陆交互相沉积地层。该地层为典型软土地层，地下水位较高，对盾构隧道管片接缝防水影响显著。隧道管片接缝采用单道弹性密封垫，接缝外道设置复合型密封垫，原复合型密封垫截面尺寸如图3所示。

图2 天津Z2线工程线路平面图

图3 原复合型密封垫截面尺寸(单位： mm)

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

2.2 优化设计参数确定

2.2.1 隧道外侧设计水压

工程中盾构隧道下穿西减河，隧道拱底最高承压水头为29.8 m，隧道外侧理论计算水压为0.298 MPa，但考虑密封垫长期防水性能，隧道外侧设计水压由式(3)计算确定。隧道设计寿命周期为100年，确定安全系数γ取1.5，橡胶密封垫应力松弛系数ε取0.6[22]，经计算得隧道外侧设计水压为0.745 MPa。为设计安全考虑，综合确定隧道管片外侧设计水压为0.8 MPa。

2.2.2 管片接缝张开量

考虑到影响密封垫容错的因素，根据1.3.2节综合确定密封垫的最大张开量为6 mm，为密封垫能够保持防水性能的极限张开量值。

2.2.3 管片闭合压缩力

基于已有研究和相关工程经验[13,23]，模拟过程中接缝密封垫完全压缩时所采用的闭合压缩力Fg控制在60 kN/m以下。

2.3 选型工况确定

为提高复合型密封垫设计防水性能，根据1.4节分析，密封垫选型可从三元乙丙橡胶截面形式、遇水膨胀橡胶截面形式等影响因素展开研究。本文针对原复合型密封垫遇水膨胀橡胶块截面形式展开选型分析。根据目前国内外复合型密封垫内嵌的遇水膨胀橡胶块截面形式统计，主要分为六边形截面和梯形截面，如表1所示，表中截面几何尺寸W与W1比例为2∶1。分别对两类截面形式采用等效面积法设计对比工况，如表2所示，分析两类遇水膨胀橡胶块截面形式对复合型密封垫防水性能的影响。复合型密封垫选型设计工况如图4和图5所示。

表1 遇水膨胀橡胶块截面形式

表2 遇水膨胀橡胶块截面设计工况

(a)H-2-W-6

(b)H-2-W-8

(c)H-2-W-10

(d)H-2-W-12

图4六边形截面复合型密封垫设计工况

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

图5梯形截面复合型密封垫设计工况

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

2.4 数值建模

2.4.1 精细化数值模型

盾构隧道管片接缝分为环缝与纵缝。在管片环缝处由于千斤顶推力约束与管环间凹凸榫槽约束减小了其张开量与错台量，较为安全，因此本文重点分析管片纵缝防水性能。基于已有研究[14]，本文在研究过程中分别取管片厚度和宽度为350 mm和200 mm，将管片接缝简化为二维平面应变模型，密封槽侧边与密封垫侧边接触以及密封垫间接触均采用摩擦接触；此外，由于密封槽与密封垫胶结作用，密封槽底边与密封垫底边采用TIE接触。L管片左边界约束X、Y方向自由度，R管片和L管片上下边界约束Y方向自由度，R管片右边界施加X方向位移荷载，模拟密封垫在不同压缩量下对密封垫防水性能的影响，如图6所示。

图6 数值建模示意图(单位： mm)

2.4.2 材料本构模型

管片采用C50混凝土，数值分析中选择弹性本构模型，管片单元采用平面应变线性单元，弹性模量取34.5 GPa，泊松比取0.2。

由于复合型密封垫由三元乙丙橡胶与遇水膨胀橡胶经微波硫化挤压成型，因此，两种材料分区设置本构参数，不设置接触作用。

为研究遇水膨胀橡胶体的本构关系，数值分析中将其分解为膨胀体和超弹体，膨胀体体积膨胀系数取2.6，超弹体本构模型与三元乙丙橡胶本构模型相同。

三元乙丙橡胶材料通常被视为各向同性不可压缩的超弹体材料。超弹性材料应力-应变的非线性本构关系主要采用应变能函数定义，计算中将采用常用的Mooney-Rivlin二参数模型[24]，其应变能函数表达式为：

U=C10(I1-3)+C01(I2-3)。

(5)

式中：U为应变势能；I1、I2为应变不变量；C10、C01为材料参数。

经过最小二乘法计算，确定不同硬度参数见表3，其中三元乙丙橡胶和遇水膨胀橡胶硬度分别设为邵氏硬度HA=67和HA=57。橡胶材料单元采用平面应变线性杂交单元。

表3 超弹体本构参数取值

2.4.3 复合型密封垫合理选型原则

通过复合型密封垫数值模拟对比分析，为选取合理的复合型密封垫截面形式，应从密封垫防水性能选型分析和闭合压缩力选型分析2方面展开，在选型截面防水性能提高的同时也保证密封垫闭合压缩力不超出拼装能力。

3 模型分析

3.1 二次防水效应对比分析

目前，已有研究对复合型密封垫进行分析时忽视遇水膨胀橡胶块的二次防水效应，最终会导致密封垫防水性能曲线存在一定的偏差。因此，在分析过程中模拟不考虑二次防水效应和考虑二次防水效应2种计算工况对密封垫防水性能的影响。密封垫接缝防水能力由密封垫接触面平均接触应力表征[7]。图7示出二者对比分析结果，分析表明： 1)当接缝张开量在最大张开量6 mm以内时，两工况防水性能相差不大； 2)当接缝张开量大于6 mm时，密封垫接触面开始渗水，复合型密封垫考虑遇水膨胀橡胶二次防水效应，其防水性能随着接缝张开量的增大缓慢减小，相较不考虑遇水膨胀橡胶块二次防水效应的模拟结果，其存在一定的防水富余度，复合型密封垫防水性能退化模型更接近工程实际。

图7 考虑和不考虑二次防水效应对比曲线

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

图8中(a)和(b)分别为不考虑二次防水效应和考虑二次防水效应2种计算工况下复合型密封垫在张开量为8 mm时的应力云图。接缝张开量为8 mm、密封垫接触面发生渗水时，复合型密封垫遇水膨胀橡胶块发生二次防水效应，如图8(b)所示，遇水膨胀橡胶完全膨胀，膨胀作用对密封垫内部产生挤压，从而增大密封垫接触面接触应力。

选取张开量为8 mm时密封垫迎水侧密封槽-密封垫接触面接触应力进行对比分析，如图9所示。当不考虑二次防水效应时，密封槽-密封垫接触面接触应力维持在0.2 MPa左右，远远低于设计水压，但考虑到遇水膨胀橡胶发生二次防水效应，其膨胀作用能够有效增强密封槽-密封垫接触应力，防水能力最高达到1.31 MPa；因此，复合型密封垫遇水膨胀橡胶块二次防水效应对密封槽-密封垫接触面有显著影响。

(a) 不考虑二次防水效应(接缝张开量为8 mm)

(b) 考虑二次防水效应(接缝张开量为8 mm)

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

图9 密封槽-密封垫接触面接触应力对比

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

3.2 防水性能选型分析

陈云尧等[25]通过分析盾构隧道管片接缝处于不利工况下的失效模式，认为密封垫的主要渗漏处发生在密封垫与密封垫接触面上。因此，在本文分析中，以密封垫间接触面防水能力作为判别指标。

图10和图11分别示出遇水膨胀橡胶块六边形截面和梯形截面复合型密封垫的防水性能曲线，根据对比可知，遇水膨胀橡胶块梯形截面优于六边形截面，具有良好的防水性能。

(a) H-2-W-6

(b) H-2-W-8

(d) H-2-W-12

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

根据表4计算复合型密封垫优化截面与原截面的防水性能增长率。梯形截面中H-2-W-8和H-2-W-10防水性能更为突出，当接缝张开量为0 mm和6 mm时，原设计截面防水能力分别为3.1 MPa和0.9 MPa，H-2-W-8截面防水能力分别为3.97 MPa和1.15 MPa，H-2-W-10截面防水能力分别为3.27 MPa和1.03 MPa；当遇水膨胀橡胶发生膨胀效应时，H-2-W-8与H-2-W-10的膨胀应力对密封垫接触面产生的附加应力更为显著，张开量6 mm时其防水性能增长率分别为19.8%和10.2%。图12示出选取的密封垫截面与原密封垫截面防水性能对比曲线，由此将梯形截面中H-2-W-8和H-2-W-10作为备选优化截面。

(a) H-2-W-6

(b) H-2-W-8

(d) H-2-W-12

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

对比上述备选优化截面和原截面在管片接缝有错台条件下的防水性能，如图13所示。通过分析可得：在不同错台条件下，备选优化截面防水性能均优于原截面，并且当接缝错台量S=10 mm时，复合型密封垫二次防水效应未能达到设计水压要求，因此，在管片拼装过程中过大的接缝错台量对密封垫防水易造成不利影响。

表4优化后防水性能增长率

Table 4 Growth rate of waterproofing performance after optimization

截面编号截面形式防水性能增长率/%Δ=6 mmΔ=8 mmΔ=10 mmH-2-W-6H-2-W-8H-2-W-10H-2-W-12六边形-3.3-1.3-8.7梯形 013.2-4.2六边形06.6-2.1梯形 19.813.2-0.2六边形-5.62.60梯形 10.27.92.1六边形-3.32.64.2梯形 3.54.06.3

图12 防水性能对比曲线

图13 有错台条件下防水性能对比曲线

3.3 闭合压缩力选型分析

优化后的复合型密封垫在满足盾构隧道设计水压基础上，同时应模拟优化后复合型密封垫的拼装性能。在数值模拟中，弹性密封垫压缩时所需压力等于所有与上部底边发生接触的节点的竖向压力之和，基于此，比较优化后的密封垫与原设计密封垫在压缩过程中所需的闭合压缩力。图14示出截面优化后密封垫与原密封垫的闭合压缩力-压缩量对比曲线。