大直径越江盾构隧道防水密封垫角部构造优化试验研究

郭 忠, 林志军，* , 江 河, 欧阳皖霖

(1. 中国电建集团华东勘测设计研究院有限公司，浙江 杭州 310000； 2.同济大学 道路与交通工程教育部重点实验室，上海 201804； 3. 上海市轨道交通结构耐久与系统安全重点实验室，上海 201804)

0 引言

近年来，随着城市地下空间的快速开发，盾构法隧道得到了越来越广泛的应用。对于盾构隧道工程而言，隧道防水是设计的重要环节之一，而防水密封垫的选用和设计又是盾构隧道防水的重点。在工程常用的接缝防水措施中，框型密封垫的常规接角构造采用实心的角部形式，导致角部相对刚度较大且难以完全压缩，密封垫角部常为渗漏的多发区域。此外，在盾构管片拼装施工过程中，管片四角常出现起“鼓”现象，甚至压碎管片角部使其部分剥落，为角部渗漏水提供了更多不利条件。大直径盾构隧道管片的混凝土强度等级往往较高，相比常规管片脆性更大，更容易在拼装时发生压碎管片角部的情况。

目前，很多学者针对盾构隧道防水密封垫的防水性能开展了研究，且主要采用数值模拟和室内试验的方法。文献[1-7]通过数值模拟建立了防水密封垫的数值模型，并对密封垫的设计参数进行研究，橡胶材料的本构模型参数主要参照Gent[5]提出的方法进行选取。陈云尧等[1]认为盾构隧道管片接缝密封垫闭合孔采用双排孔形式防水效果最好。张亚洲[3]研究了涂抹润滑剂、沾水等情况下对降低密封垫闭合压缩力的效果。张子新等[6]认为，通过在密封条两侧设置凹槽，可有效减小密封垫角部与混凝土间接触应力，减少局部应力集中，保证混凝土管片的完整性，提高接头防水能力。

Shalabi[4]开展了考虑管片纵缝存在转角情况下的密封垫防水失效试验，并分别得到了钢性沟槽与混凝土沟槽中密封垫的防水性能。朱祖熹[8-10]结合延安东路越江隧道防水工程实例，通过试验研究了弹性橡胶防水密封垫的各项性能，试验结果明确了防水密封垫一字缝和十字缝的张开量和抗水压性能之间的关系。

文献[11-14]通过试验和数值模拟相结合的方法，研究了防水密封垫断面指标、错动量等对密封垫防水效果的影响。江河等[11]的研究结果表明： 单排孔密封垫的防水密封性能优于多排孔型和复合孔型。叶美锡等[12]对密封垫装配时所需的闭合压缩力和密封垫接触应力分布的影响因素进行了研究，并按各因素的影响程度大小进行了排序，主次顺序为张开量、断面开孔率、橡胶硬度、开槽数量、开孔形状、其他因素及错台量。由广明[13]通过开展室内试验和工程应用，认为单道弹性密封垫可以满足大直径隧道深埋、急曲线对接缝防水的要求。陈瑞祥等[14]提出保障拼装质量及密封垫与管片紧密结合可以充分发挥密封垫性能。张稳军等[15]从遇水膨胀橡胶块二次防水效应出发，提出了基于遇水膨胀橡胶块几何尺寸及断面形式的复合型密封垫选型设计方法。

针对目前密封垫采用实心搭接角部导致的管片端部易损坏[16-17]、密封垫角部易漏水[18]等问题，有学者采用模型试验和数值模拟方法对密封垫角部构造开展了研究。吴炜枫等[19]通过试验指出密封垫角部采用空心形式可以改善角部渗漏水情况。李燚[20]通过数值模拟得出，采用空心转角可以降低密封垫角部压缩力，有利于实际施工。钟元元等[21]提出密封垫的转角部位应特殊处理，并应通过计算设计合理的空腔结构。目前，国外采用的部分密封垫为削弱角部气囊效应，从外面钻孔打通，起到减小角部应力集中、与钢模固定的作用[22]，如图1所示。

然而，现有关于密封垫角部构造的研究仅对比了采用特定空心角部形式的密封垫与采用实心角部密封垫之间的性能差异，得到的结论也多为定性建议。角部不同空心构造对密封垫性能的影响程度并不明确，同时，国外新型密封垫的角部构造实施效果也罕见论证与分析，目前仍缺乏密封垫角部构造形式对密封垫防水能力和受力性能影响规律的相关研究。

为了明确不同密封垫角部构造对角部应力集中效应的减小程度，为密封垫角部构造设计优化提供试验依据，本研究设计了5种不同的开孔方案： 在角部中心开不同半径的双孔(半径分别为6、7、8 mm)；在角部中心开半径为9 mm的单孔；在角部开偏心的半径为6 mm的双孔。通过对比这5组开孔方案及不开孔方案的试验结果，研究不同开孔半径大小及开孔位置对减小闭合压缩力的影响，最终在5种方案中选出最优方案，在保证防水性能的基础上减小防水密封垫角部的闭合压缩力。

1 工程概况

杭州市香积寺路西延工程(莫干山路西侧—上塘路东侧)位于杭州市拱墅区，西起教工路，东至德苑路，全长2.65 km。其中，盾构隧道总长1 170 m，穿越运河段的隧道长度约为60 m，每环隧道由9块管片组成，管片外径为11.30 m，厚度为0.50 m，环宽为2.0 m，管片采用强度等级为C60的高性能混凝土。

穿越运河段隧道的最小覆土厚度约为9.50 m，勘察期间测得京杭大运河水深1.5～3.8 m，河底淤泥厚度一般不超过1.0 m。该工程所在区域的地下水主要为第四系松散浅层孔隙潜水类型、深部松散岩类孔隙承压水和基岩裂隙水。勘察期间测得各勘探孔潜水位埋深为0.60～5.20 m，相应标高为1.39～4.74 m。水位受气候条件等影响，季节性变化明显，潜水位变幅一般为1.0～2.0 m。综合判断，场地最低地下水位标高取0.50 m。承压水水位埋深为地面下1.50 m(与地表潜水水位持平)，对应高程为3.55 m。

盾构隧道穿越运河段水位高、水压大，隧道的抗水压要求为0.6 MPa，给该工程盾构隧道防水能力提出了较高要求。

2 管片接缝防水设计

2.1 防水密封垫位置及构造

本工程管片接缝采用2道密封垫进行防水，外道为三元乙丙弹性橡胶密封垫，内道为遇水膨胀橡胶密封垫，并在接缝内侧嵌缝。2道密封垫沟槽的位置关系、尺寸信息和各密封垫断面构造如图2所示。

(a) 2道密封垫位置及沟槽尺寸(b) 弹性密封垫断面(c) 遇水膨胀橡胶密封垫断面

2.2 弹性密封垫设计参数

根据GB 50108—2008《地下工程防水技术规范》和GB 18173.4—2010《高分子防水材料 第4部分： 盾构法隧道管片用橡胶密封垫》中关于防水密封垫相关技术指标的规定和以往的设计经验，本试验采用的三元乙丙弹性橡胶密封垫技术参数如表1所示。

3 角部构造优化

3.1 角部破坏形式

实际施工过程中，框型密封垫在管片拼装时四角常出现起“鼓”现象，进而压碎管片角部使其部分剥落，如图3所示。

表1 弹性密封垫设计参数

(a)

(b)

3.2 角部构造优化方案设计

弹性密封垫只有在压缩状态下才具备防水能力，因此了解密封垫在受压缩时接触压力的变化规律至关重要。管片拼装的理想状态是将全部密封垫都压缩入沟槽之中，此时对应的压缩力称之为“闭合压缩力”。在设计密封垫时，为提升耐水压能力，必然会使密封垫的闭合压缩力上升，然而受盾构设备限制，闭合压缩力需小于设备拼装能力上限。本节采用室内试验方法模拟三元乙丙弹性橡胶密封垫的压缩过程，研究压缩力的发展规律，并比较不同角部构造优化方案间的闭合压缩力差异。

本试验设计了多种开孔方案，研究不同密封垫角部构造对拼装压力的影响，最终通过室内压缩试验确定最优方案，5种优化设计方案如图4所示。

3.3 试验装置

根据确定的沟槽断面，并参考GB 18173.4—2010《高分子防水材料 第4部分： 盾构法隧道管片用橡胶密封垫》中压缩试验的相关要求，设计了密封垫压缩试验装置。试验装置如图5所示。

(a) 双孔，6 mm，中心 (b) 双孔，7 mm，中心

(c) 双孔，8 mm，中心 (d) 单孔，9 mm，中心

(e) 双孔，6 mm，偏离中心5 mm

(a) 示意图 (b) 实物图

压缩试验装置主要由加载系统、传感器系统、数据处理系统及压缩模具4部分组成。其中,加载系统由千斤顶(油压)和反力架组成；传感器系统包括可以记录压缩量的位移传感器与可以记录压力的压力传感器，2种传感器均根据要求进行了标定，能确保数值的准确；数据处理系统负责对位移传感器与压力传感器中的数据进行记录与处理;压缩模具根据已经确定的沟槽进行设计，并采用直角沟槽的形式，顶板、底板如图6所示。

(a) 模具顶板

(b) 模具底板

3.4 试验材料及步骤

3.4.1 试验材料

本试验用到的材料主要有采集角部接触应力的薄膜传感器及密封垫试样。

1)薄膜传感器。薄膜压力传感器被粘贴于2块橡胶材料之间以测量其压应力，如图7所示。本试验采用的FlexiForce薄膜压力传感器是一种超薄挠性印制电路。在使用薄膜压力传感器前需要对其进行标定。

图7 薄膜压力传感器

2)密封垫试样。根据上述角部开孔备选方案，试验采用的密封垫试样主要有以下6种，每种各1对，如图8所示。

(a) 不开孔标准试样 (b)双孔，6 mm，中心

(c) 双孔，7 mm，中心 (d) 双孔，8 mm，中心

(e) 单孔，9 mm，中心 (f) 双孔，6 mm，偏移5 mm

3.4.2 试验步骤

1)将2块密封垫试件贴于夹具上下2块板的沟槽内。

2)将薄膜压力传感器贴于2个密封垫试件的角部之间。

3)将夹具上下2块板相对放置，拼装好侧限板，对装置进行加压。加压值从零开始递增，加压速率根据沟槽接触情况确定。用百分表记录不同压力情况下的密封垫压缩变形量。绘制压力与压缩量关系曲线，将压缩曲线拟合，并换算成每延米的压缩力值，计算出闭合压缩力。

4)压缩间隙为0 mm时停止加压，读取薄膜传感器数据，得到角部接触应力。

3.5 试验结果

3.5.1 各设计方案对比

1)对不开孔的标准密封垫试样开展压缩试验。标准密封垫角部、非角部闭合压缩力测试结果如图9所示。从试验曲线中可以看出，密封垫的压缩过程主要分为2个阶段。在压缩初期，由于管片之间存在较大空隙，密封垫易于压缩，压缩力随压缩量的增加大致呈线性增加趋势；随着压缩量的增大，在压缩后期，密封垫的可压缩量减小，压缩力迅速增大，直至上下2块管片完全闭合。对于本试验中的试样密封垫，角部闭合压缩力为123.29 kN/m，非角部闭合压缩力为54.11 kN/m，密封垫在压缩过程中角部所受压缩力约为非角部所受压缩力的2倍。

图9 不开孔标准密封垫闭合压缩力曲线

2)对采用3种中心开双孔方案的角部压缩力及不开孔标准密封垫角部压缩力试验结果进行对比分析，如图10所示。

图10 中心开双孔方案对比

由图10可知： ①中心开双孔密封垫角部的闭合压缩力试验曲线整体特征与不开孔标准密封垫角部类似，其中各方案试验曲线的第1阶段压缩力数值接近，其原因主要为压缩初始阶段的密封垫尚未挤密，密封垫中心的开孔未发挥作用。②对比各开孔方案试验曲线的第2阶段可得，随着开孔半径增加，最终闭合压缩力逐渐降低，3种开孔方案相比于不开孔标准密封垫可使闭合压缩力分别降低12.70%、24.97%和38.28%。综上所述，中心开双孔方式可实现降低防水密封垫闭合压缩力的效果。

3)对相同开孔半径下采用中心开双孔、偏心开双孔2种方案的密封垫角部压缩力及不开孔标准密封垫角部压缩力试验结果进行对比分析，如图11所示。

图11 偏心与不偏心方案对比

由图11可知： 偏心开双孔密封垫的角部闭合压缩力试验曲线整体特征与其他方案类似。对比相同开孔半径不同布置方式的方案1和方案5可得： 偏心开双孔方案可降低密封垫角部的闭合压缩力，但该方案闭合压缩力的降低效果弱于中心开双孔方案。相较于不开孔标准密封垫，开孔方案5的闭合压缩力降低了8.65%，闭合压缩力降低幅度低于开孔方案1的12.70%。可以推测： 开孔越靠近角部中心，降低压缩力的效果越好。

4)对有相近开孔面积的开单孔(方案4)、开双孔(方案2、方案3)3种方案及不开孔标准密封垫角部压缩力试验结果进行对比分析，如图12所示。

图12 开单、双孔方案对比

基于图10中不同开双孔方案的试验结果对比，闭合压缩力的降低效果可能与开孔面积有关。因此在同等开孔面积条件下，选择单、双孔2种不同开孔方式的密封垫试样开展压缩试验，由角部闭合压缩力试验曲线可得： 当总开孔面积相近时，角部中心开单孔对于降低闭合压缩力的效果优于开双孔，方案2(双孔，总开孔面积为98π mm2)、方案3(双孔，总开孔面积为128π mm2)、方案4(单孔，开孔面积为81π mm2)相比于不开孔标准密封垫可使闭合压缩力分别降低24.97%、38.28%和38.30%。同时，也印证了开孔越靠近角部中心，降低压缩力的效果越好的推测。

3.5.2 方案比选

各方案密封垫角部的闭合压缩力及当压缩间隙减小至0 mm时测得的角部接触应力汇总如表2所示。

表2 试验结果汇总

根据表2可以得知，闭合压缩力最小的是方案4，即开孔半径为9 mm的单孔方案，但是其角部的接触应力为0.77 MPa，若管片接缝发生变形,不容易满足0.6 MPa的设计防水要求，因此选择闭合压缩力与其相差较小，但角部接触应力较大的方案3为最优方案，即开双孔、半径为8 mm且孔位位于中心的方案，如图4(c)所示。

相比于不开孔密封垫的角部闭合压缩力(123.29 kN/m)，方案3密封垫的角部闭合压缩力(76.10 kN/m)减小了38.3%，且使角部与非角部闭合压缩力(54.11 kN/m)的差异由约1倍降低至40.6%，密封垫所受压缩力完全能满足拼装的要求。同时其角部的接触应力为0.89 MPa，较不开孔时减小了24%，距离0.6 MPa的设计水压还有一定的富余，因此可以选择该方案作为推荐方案，但在施工及运营期间需要对角部漏水情况做更为细致的监测与预防。

4 结论与建议

本文结合杭州市香积寺路西延工程，针对越江隧道防水密封垫角部构造优化问题，通过设计不同防水密封垫角部开孔方案并开展闭合压缩试验，得出结论与建议如下。

1)对三元乙丙弹性橡胶密封垫进行角部开孔处理能够降低闭合压缩力，但同时也会使角部接触力降低。

2)通过对各试验方案数据的对比，可以推测： 开孔越靠近角部中心，开孔半径越大，对降低闭合压缩力的效果越好，但开孔靠近中心的同时会导致角部接触应力下降，使其可能不满足防水要求。

3)通过闭合压缩试验对三元乙丙橡胶弹性密封垫的角部开孔方案进行比选，得到不开孔的常规角部工艺闭合压缩力为123.29 kN/m，比选后建议的最优方案为在密封垫角部开双孔(开孔半径为8 mm)且孔位位于中心的方案。该方案角部闭合压缩力为76.10 kN/m，较不开孔密封垫角部减小了38.3%，其接触应力较不开孔时减小了24%，且使角部与非角部闭合压缩力的差异由约1倍降低至40.6%。