大直徑越江盾構隧道防水密封墊角部構造優化試驗研究

郭 忠, 林志軍，* , 江 河, 歐陽皖霖

(1. 中國電建集團華東勘測設計研究院有限公司，浙江 杭州 310000； 2.同濟大學 道路與交通工程教育部重點實驗室，上海 201804； 3. 上海市軌道交通結構耐久與系統安全重點實驗室，上海 201804)

0 引言

近年來，隨著城市地下空間的快速開發，盾構法隧道得到了越來越廣泛的應用。對于盾構隧道工程而言，隧道防水是設計的重要環節之一，而防水密封墊的選用和設計又是盾構隧道防水的重點。在工程常用的接縫防水措施中，框型密封墊的常規接角構造采用實心的角部形式，導致角部相對剛度較大且難以完全壓縮，密封墊角部常為滲漏的多發區域。此外，在盾構管片拼裝施工過程中，管片四角常出現起“鼓”現象，甚至壓碎管片角部使其部分剝落，為角部滲漏水提供了更多不利條件。大直徑盾構隧道管片的混凝土強度等級往往較高，相比常規管片脆性更大，更容易在拼裝時發生壓碎管片角部的情況。

目前，很多學者針對盾構隧道防水密封墊的防水性能開展了研究，且主要采用數值模擬和室內試驗的方法。文獻[1-7]通過數值模擬建立了防水密封墊的數值模型，并對密封墊的設計參數進行研究，橡膠材料的本構模型參數主要參照Gent[5]提出的方法進行選取。陳云堯等[1]認為盾構隧道管片接縫密封墊閉合孔采用雙排孔形式防水效果最好。張亞洲[3]研究了涂抹潤滑劑、沾水等情況下對降低密封墊閉合壓縮力的效果。張子新等[6]認為，通過在密封條兩側設置凹槽，可有效減小密封墊角部與混凝土間接觸應力，減少局部應力集中，保證混凝土管片的完整性，提高接頭防水能力。

Shalabi[4]開展了考慮管片縱縫存在轉角情況下的密封墊防水失效試驗，并分別得到了鋼性溝槽與混凝土溝槽中密封墊的防水性能。朱祖熹[8-10]結合延安東路越江隧道防水工程實例，通過試驗研究了彈性橡膠防水密封墊的各項性能，試驗結果明確了防水密封墊一字縫和十字縫的張開量和抗水壓性能之間的關系。

文獻[11-14]通過試驗和數值模擬相結合的方法，研究了防水密封墊斷面指標、錯動量等對密封墊防水效果的影響。江河等[11]的研究結果表明： 單排孔密封墊的防水密封性能優于多排孔型和復合孔型。葉美錫等[12]對密封墊裝配時所需的閉合壓縮力和密封墊接觸應力分布的影響因素進行了研究，并按各因素的影響程度大小進行了排序，主次順序為張開量、斷面開孔率、橡膠硬度、開槽數量、開孔形狀、其他因素及錯臺量。由廣明[13]通過開展室內試驗和工程應用，認為單道彈性密封墊可以滿足大直徑隧道深埋、急曲線對接縫防水的要求。陳瑞祥等[14]提出保障拼裝質量及密封墊與管片緊密結合可以充分發揮密封墊性能。張穩軍等[15]從遇水膨脹橡膠塊二次防水效應出發，提出了基于遇水膨脹橡膠塊幾何尺寸及斷面形式的復合型密封墊選型設計方法。

針對目前密封墊采用實心搭接角部導致的管片端部易損壞[16-17]、密封墊角部易漏水[18]等問題，有學者采用模型試驗和數值模擬方法對密封墊角部構造開展了研究。吳煒楓等[19]通過試驗指出密封墊角部采用空心形式可以改善角部滲漏水情況。李燚[20]通過數值模擬得出，采用空心轉角可以降低密封墊角部壓縮力，有利于實際施工。鐘元元等[21]提出密封墊的轉角部位應特殊處理，并應通過計算設計合理的空腔結構。目前，國外采用的部分密封墊為削弱角部氣囊效應，從外面鉆孔打通，起到減小角部應力集中、與鋼模固定的作用[22]，如圖1所示。

然而，現有關于密封墊角部構造的研究僅對比了采用特定空心角部形式的密封墊與采用實心角部密封墊之間的性能差異，得到的結論也多為定性建議。角部不同空心構造對密封墊性能的影響程度并不明確，同時，國外新型密封墊的角部構造實施效果也罕見論證與分析，目前仍缺乏密封墊角部構造形式對密封墊防水能力和受力性能影響規律的相關研究。

為了明確不同密封墊角部構造對角部應力集中效應的減小程度，為密封墊角部構造設計優化提供試驗依據，本研究設計了5種不同的開孔方案： 在角部中心開不同半徑的雙孔(半徑分別為6、7、8 mm)；在角部中心開半徑為9 mm的單孔；在角部開偏心的半徑為6 mm的雙孔。通過對比這5組開孔方案及不開孔方案的試驗結果，研究不同開孔半徑大小及開孔位置對減小閉合壓縮力的影響，最終在5種方案中選出最優方案，在保證防水性能的基礎上減小防水密封墊角部的閉合壓縮力。

1 工程概況

杭州市香積寺路西延工程(莫干山路西側—上塘路東側)位于杭州市拱墅區，西起教工路，東至德苑路，全長2.65 km。其中，盾構隧道總長1 170 m，穿越運河段的隧道長度約為60 m，每環隧道由9塊管片組成，管片外徑為11.30 m，厚度為0.50 m，環寬為2.0 m，管片采用強度等級為C60的高性能混凝土。

穿越運河段隧道的最小覆土厚度約為9.50 m，勘察期間測得京杭大運河水深1.5～3.8 m，河底淤泥厚度一般不超過1.0 m。該工程所在區域的地下水主要為第四系松散淺層孔隙潛水類型、深部松散巖類孔隙承壓水和基巖裂隙水。勘察期間測得各勘探孔潛水位埋深為0.60～5.20 m，相應標高為1.39～4.74 m。水位受氣候條件等影響，季節性變化明顯，潛水位變幅一般為1.0～2.0 m。綜合判斷，場地最低地下水位標高取0.50 m。承壓水水位埋深為地面下1.50 m(與地表潛水水位持平)，對應高程為3.55 m。

盾構隧道穿越運河段水位高、水壓大，隧道的抗水壓要求為0.6 MPa，給該工程盾構隧道防水能力提出了較高要求。

2 管片接縫防水設計

2.1 防水密封墊位置及構造

本工程管片接縫采用2道密封墊進行防水，外道為三元乙丙彈性橡膠密封墊，內道為遇水膨脹橡膠密封墊，并在接縫內側嵌縫。2道密封墊溝槽的位置關系、尺寸信息和各密封墊斷面構造如圖2所示。

(a) 2道密封墊位置及溝槽尺寸(b) 彈性密封墊斷面(c) 遇水膨脹橡膠密封墊斷面

2.2 彈性密封墊設計參數

根據GB 50108—2008《地下工程防水技術規范》和GB 18173.4—2010《高分子防水材料 第4部分： 盾構法隧道管片用橡膠密封墊》中關于防水密封墊相關技術指標的規定和以往的設計經驗，本試驗采用的三元乙丙彈性橡膠密封墊技術參數如表1所示。

3 角部構造優化

3.1 角部破壞形式

實際施工過程中，框型密封墊在管片拼裝時四角常出現起“鼓”現象，進而壓碎管片角部使其部分剝落，如圖3所示。

表1 彈性密封墊設計參數

(a)

(b)

3.2 角部構造優化方案設計

彈性密封墊只有在壓縮狀態下才具備防水能力，因此了解密封墊在受壓縮時接觸壓力的變化規律至關重要。管片拼裝的理想狀態是將全部密封墊都壓縮入溝槽之中，此時對應的壓縮力稱之為“閉合壓縮力”。在設計密封墊時，為提升耐水壓能力，必然會使密封墊的閉合壓縮力上升，然而受盾構設備限制，閉合壓縮力需小于設備拼裝能力上限。本節采用室內試驗方法模擬三元乙丙彈性橡膠密封墊的壓縮過程，研究壓縮力的發展規律，并比較不同角部構造優化方案間的閉合壓縮力差異。

本試驗設計了多種開孔方案，研究不同密封墊角部構造對拼裝壓力的影響，最終通過室內壓縮試驗確定最優方案，5種優化設計方案如圖4所示。

3.3 試驗裝置

根據確定的溝槽斷面，并參考GB 18173.4—2010《高分子防水材料 第4部分： 盾構法隧道管片用橡膠密封墊》中壓縮試驗的相關要求，設計了密封墊壓縮試驗裝置。試驗裝置如圖5所示。

(a) 雙孔，6 mm，中心 (b) 雙孔，7 mm，中心

(c) 雙孔，8 mm，中心 (d) 單孔，9 mm，中心

(e) 雙孔，6 mm，偏離中心5 mm

(a) 示意圖 (b) 實物圖

壓縮試驗裝置主要由加載系統、傳感器系統、數據處理系統及壓縮模具4部分組成。其中,加載系統由千斤頂(油壓)和反力架組成；傳感器系統包括可以記錄壓縮量的位移傳感器與可以記錄壓力的壓力傳感器，2種傳感器均根據要求進行了標定，能確保數值的準確；數據處理系統負責對位移傳感器與壓力傳感器中的數據進行記錄與處理;壓縮模具根據已經確定的溝槽進行設計，并采用直角溝槽的形式，頂板、底板如圖6所示。

(a) 模具頂板

(b) 模具底板

3.4 試驗材料及步驟

3.4.1 試驗材料

本試驗用到的材料主要有采集角部接觸應力的薄膜傳感器及密封墊試樣。

1)薄膜傳感器。薄膜壓力傳感器被粘貼于2塊橡膠材料之間以測量其壓應力，如圖7所示。本試驗采用的FlexiForce薄膜壓力傳感器是一種超薄撓性印制電路。在使用薄膜壓力傳感器前需要對其進行標定。

圖7 薄膜壓力傳感器

2)密封墊試樣。根據上述角部開孔備選方案，試驗采用的密封墊試樣主要有以下6種，每種各1對，如圖8所示。

(a) 不開孔標準試樣 (b)雙孔，6 mm，中心

(c) 雙孔，7 mm，中心 (d) 雙孔，8 mm，中心

(e) 單孔，9 mm，中心 (f) 雙孔，6 mm，偏移5 mm

3.4.2 試驗步驟

1)將2塊密封墊試件貼于夾具上下2塊板的溝槽內。

2)將薄膜壓力傳感器貼于2個密封墊試件的角部之間。

3)將夾具上下2塊板相對放置，拼裝好側限板，對裝置進行加壓。加壓值從零開始遞增，加壓速率根據溝槽接觸情況確定。用百分表記錄不同壓力情況下的密封墊壓縮變形量。繪制壓力與壓縮量關系曲線，將壓縮曲線擬合，并換算成每延米的壓縮力值，計算出閉合壓縮力。

4)壓縮間隙為0 mm時停止加壓，讀取薄膜傳感器數據，得到角部接觸應力。

3.5 試驗結果

3.5.1 各設計方案對比

1)對不開孔的標準密封墊試樣開展壓縮試驗。標準密封墊角部、非角部閉合壓縮力測試結果如圖9所示。從試驗曲線中可以看出，密封墊的壓縮過程主要分為2個階段。在壓縮初期，由于管片之間存在較大空隙，密封墊易于壓縮，壓縮力隨壓縮量的增加大致呈線性增加趨勢；隨著壓縮量的增大，在壓縮后期，密封墊的可壓縮量減小，壓縮力迅速增大，直至上下2塊管片完全閉合。對于本試驗中的試樣密封墊，角部閉合壓縮力為123.29 kN/m，非角部閉合壓縮力為54.11 kN/m，密封墊在壓縮過程中角部所受壓縮力約為非角部所受壓縮力的2倍。

圖9 不開孔標準密封墊閉合壓縮力曲線

2)對采用3種中心開雙孔方案的角部壓縮力及不開孔標準密封墊角部壓縮力試驗結果進行對比分析，如圖10所示。

圖10 中心開雙孔方案對比

由圖10可知： ①中心開雙孔密封墊角部的閉合壓縮力試驗曲線整體特征與不開孔標準密封墊角部類似，其中各方案試驗曲線的第1階段壓縮力數值接近，其原因主要為壓縮初始階段的密封墊尚未擠密，密封墊中心的開孔未發揮作用。②對比各開孔方案試驗曲線的第2階段可得，隨著開孔半徑增加，最終閉合壓縮力逐漸降低，3種開孔方案相比于不開孔標準密封墊可使閉合壓縮力分別降低12.70%、24.97%和38.28%。綜上所述，中心開雙孔方式可實現降低防水密封墊閉合壓縮力的效果。

3)對相同開孔半徑下采用中心開雙孔、偏心開雙孔2種方案的密封墊角部壓縮力及不開孔標準密封墊角部壓縮力試驗結果進行對比分析，如圖11所示。

圖11 偏心與不偏心方案對比

由圖11可知： 偏心開雙孔密封墊的角部閉合壓縮力試驗曲線整體特征與其他方案類似。對比相同開孔半徑不同布置方式的方案1和方案5可得： 偏心開雙孔方案可降低密封墊角部的閉合壓縮力，但該方案閉合壓縮力的降低效果弱于中心開雙孔方案。相較于不開孔標準密封墊，開孔方案5的閉合壓縮力降低了8.65%，閉合壓縮力降低幅度低于開孔方案1的12.70%。可以推測： 開孔越靠近角部中心，降低壓縮力的效果越好。

4)對有相近開孔面積的開單孔(方案4)、開雙孔(方案2、方案3)3種方案及不開孔標準密封墊角部壓縮力試驗結果進行對比分析，如圖12所示。

圖12 開單、雙孔方案對比

基于圖10中不同開雙孔方案的試驗結果對比，閉合壓縮力的降低效果可能與開孔面積有關。因此在同等開孔面積條件下，選擇單、雙孔2種不同開孔方式的密封墊試樣開展壓縮試驗，由角部閉合壓縮力試驗曲線可得： 當總開孔面積相近時，角部中心開單孔對于降低閉合壓縮力的效果優于開雙孔，方案2(雙孔，總開孔面積為98π mm2)、方案3(雙孔，總開孔面積為128π mm2)、方案4(單孔，開孔面積為81π mm2)相比于不開孔標準密封墊可使閉合壓縮力分別降低24.97%、38.28%和38.30%。同時，也印證了開孔越靠近角部中心，降低壓縮力的效果越好的推測。

3.5.2 方案比選

各方案密封墊角部的閉合壓縮力及當壓縮間隙減小至0 mm時測得的角部接觸應力匯總如表2所示。

表2 試驗結果匯總

根據表2可以得知，閉合壓縮力最小的是方案4，即開孔半徑為9 mm的單孔方案，但是其角部的接觸應力為0.77 MPa，若管片接縫發生變形,不容易滿足0.6 MPa的設計防水要求，因此選擇閉合壓縮力與其相差較小，但角部接觸應力較大的方案3為最優方案，即開雙孔、半徑為8 mm且孔位位于中心的方案，如圖4(c)所示。

相比于不開孔密封墊的角部閉合壓縮力(123.29 kN/m)，方案3密封墊的角部閉合壓縮力(76.10 kN/m)減小了38.3%，且使角部與非角部閉合壓縮力(54.11 kN/m)的差異由約1倍降低至40.6%，密封墊所受壓縮力完全能滿足拼裝的要求。同時其角部的接觸應力為0.89 MPa，較不開孔時減小了24%，距離0.6 MPa的設計水壓還有一定的富余，因此可以選擇該方案作為推薦方案，但在施工及運營期間需要對角部漏水情況做更為細致的監測與預防。

4 結論與建議

本文結合杭州市香積寺路西延工程，針對越江隧道防水密封墊角部構造優化問題，通過設計不同防水密封墊角部開孔方案并開展閉合壓縮試驗，得出結論與建議如下。

1)對三元乙丙彈性橡膠密封墊進行角部開孔處理能夠降低閉合壓縮力，但同時也會使角部接觸力降低。

2)通過對各試驗方案數據的對比，可以推測： 開孔越靠近角部中心，開孔半徑越大，對降低閉合壓縮力的效果越好，但開孔靠近中心的同時會導致角部接觸應力下降，使其可能不滿足防水要求。

3)通過閉合壓縮試驗對三元乙丙橡膠彈性密封墊的角部開孔方案進行比選，得到不開孔的常規角部工藝閉合壓縮力為123.29 kN/m，比選后建議的最優方案為在密封墊角部開雙孔(開孔半徑為8 mm)且孔位位于中心的方案。該方案角部閉合壓縮力為76.10 kN/m，較不開孔密封墊角部減小了38.3%，其接觸應力較不開孔時減小了24%，且使角部與非角部閉合壓縮力的差異由約1倍降低至40.6%。