魯志鵬,馬天宇,謝宏明,張 憶,王士民,何 川

(1.中鐵第四勘察設(shè)計(jì)院集團(tuán)有限公司,武漢 430063； 2.西南交通大學(xué)土木工程學(xué)院,成都 610031)

引言

近年來(lái)，隨著城市之間交通網(wǎng)的發(fā)展，穿山越江工程增多，如何越江是不可避免的問(wèn)題。由于江面寬大、下游經(jīng)常遭受洪水侵?jǐn)_、河床泥沙沖淤頻繁等因素，建造隧道有不阻礙江面通行、契合地層等優(yōu)點(diǎn)，因此，盾構(gòu)技術(shù)在穿江工程中獲得廣泛運(yùn)用[1]。針對(duì)越江隧道的高水壓?jiǎn)栴}，盾構(gòu)隧道防水性能一直是設(shè)計(jì)、施工及運(yùn)營(yíng)關(guān)注的熱點(diǎn)問(wèn)題[2]。

管片自防水和接縫防水是盾構(gòu)隧道防水體系中的2個(gè)重要組成部分[3]，而接縫防水是整個(gè)隧道防水體系中的薄弱環(huán)節(jié)，防水密封墊是盾構(gòu)管片接縫防水的主要型式，其防水性能決定著盾構(gòu)隧道的整體防水能力。

針對(duì)防水密封墊的研究，現(xiàn)階段主要采用數(shù)值分析和物理模型試驗(yàn)2種研究手段，相關(guān)研究主要集中在單道密封墊的防水性能。在數(shù)值模擬方面，雷震宇[4-5]、楚健[6]、張亞洲[7]等從密封墊的材料老化、加工制造差異、材料參數(shù)及施工安裝過(guò)程表面工作狀態(tài)的變化變動(dòng)等角度，探究了密封墊的防水性能與耐久性能。在物理模型試驗(yàn)方面，黃星程[8]、董林偉[9]、謝宏明[10-11]等研究試驗(yàn)裝置在錯(cuò)臺(tái)工況下、裝置材料變化下和地震作用下對(duì)接縫處密封墊防水性能的影響。

大直徑盾構(gòu)隧道在高水壓工況和復(fù)雜地質(zhì)條件下，單道密封墊越來(lái)越難滿足工程的防水需求。因此，雙道密封墊的相關(guān)研究日益受到重視。李雪[12]、張子新[13]、肖明清[14]等采用一字縫形式耐水壓測(cè)試裝置初步探討雙道密封墊防水體系的防水可能性。

在防水機(jī)理方面，歐洲防水界推崇“與其勉強(qiáng)設(shè)置雙道密封墊，不如做好單道密封墊”[15]。但隨著我國(guó)水下盾構(gòu)隧道的趨勢(shì)需求，單道密封墊“百年防水”的安全性有待研究。如單道密封墊受管片拼裝誤差、密封墊材料質(zhì)量不合格等因素影響，導(dǎo)致密封墊防水性能下降，在高水壓作用下管片接縫間有大概率發(fā)生滲漏水情況。同時(shí)，相比于精細(xì)化單道密封墊的設(shè)置，“雙道密封墊是否存在相互作用機(jī)理”往往被學(xué)術(shù)界忽略。雙道密封墊的外道失效后，管片外側(cè)水會(huì)滲流入兩道密封墊之間的空腔，進(jìn)而在內(nèi)外道密封墊間形成水壓。在內(nèi)道密封墊失效前，該水壓將改變外道密封墊的變形與受力狀態(tài)[16]，在一定程度上可對(duì)外道密封墊的防水性能起到恢復(fù)作用，學(xué)者張亞洲將這一猜想的防水失效過(guò)程概括為“外水推擠-水體楔入-水體突破-自愈階段”[17]。

目前，工程中應(yīng)用的雙道密封墊均是分別布置在螺栓兩側(cè)，如南京揚(yáng)子江隧道、汕頭蘇埃通道海底隧道、蘇通GIL電力隧道。這種分布方式在考慮兩道密封墊防水性能的同時(shí)，還要考慮螺栓孔密封的防水性能問(wèn)題，而由于螺栓孔防水形式的局限[18]，往往會(huì)導(dǎo)致螺栓孔防水性能成為整個(gè)防水體系的短板，致使內(nèi)道密封墊無(wú)法發(fā)揮應(yīng)有的防水功能，如圖1所示。

圖1 布置在螺栓兩側(cè)的雙道密封墊滲水示意

綜合上述問(wèn)題，提出一種將雙道密封墊間隔一定距離同時(shí)放于螺栓孔外側(cè)的防水體系，但該防水體系的變形特性及防水性能尚不清晰。依托江陰靖江長(zhǎng)江隧道工程，針對(duì)高水壓作用下螺栓孔外側(cè)間隔設(shè)置雙道防水密封墊進(jìn)行防水性能研究。根據(jù)所述推測(cè)，通過(guò)有限元軟件比較外道密封墊存在受兩側(cè)水壓作用后防水性能的變化，研究該新型防水體系的變形特性及防水性能，為其推廣應(yīng)用提供理論依據(jù)。

1 依托工程概況

江陰靖江長(zhǎng)江隧道全長(zhǎng)約11.8 km，其中，盾構(gòu)段長(zhǎng)4 952 m。該隧道在縱斷面上呈“V”形，隧道穿越地層主要為粉質(zhì)黏土層、粉細(xì)砂層，局部穿越淤泥質(zhì)軟弱土層等，河床地勢(shì)起伏變化急劇，江中深槽300年一遇沖刷條件下隧道最小覆土厚度11 m。按300年一遇長(zhǎng)江高水位計(jì)算，盾構(gòu)隧道所承受的最大水壓高達(dá)82 m水頭。

該隧道外徑15.5 m，內(nèi)徑14.2 m，分塊方式為“7+2+1”，管片厚0.65 m。根據(jù)江陰靖江長(zhǎng)江隧道的防水設(shè)防要求，在管片接縫張開(kāi)8 mm、錯(cuò)臺(tái)15 mm工況下，彈性橡膠密封墊在設(shè)計(jì)使用年限內(nèi)能抵抗最高1.6 MPa的水壓。管片接縫防水采用雙道密封墊防水體系，為降低兩道密封墊受壓變形的相互影響，兩道密封墊溝槽之間設(shè)置25 mm的間隔，中間橡膠止水條帶為遇水膨脹材料，溝槽尺寸如圖2所示。

圖2 溝槽尺寸示意(單位：mm)

管片接縫上內(nèi)外道密封墊溝槽深度不一致，外道深度達(dá)到17 mm，內(nèi)道深度達(dá)到17.5 mm。在最不利工況(張開(kāi)量8 mm)下，外道密封墊的設(shè)計(jì)壓縮量(單側(cè))為9 mm，內(nèi)道密封墊的設(shè)計(jì)壓縮量(單側(cè))為6.5 mm。密封墊的壓縮量越大，防水性能越強(qiáng)。外道密封墊作為防水主力，與水體直接接觸，采用截面大的密封墊形式更加合理；內(nèi)道密封墊則作為防水輔助與儲(chǔ)備。在雙道密封墊均滿足防水要求的情況下，兩道密封墊是按照防水性能外道大內(nèi)道小的原則進(jìn)行布置，尺寸如圖3所示。

圖3 密封墊尺寸構(gòu)造示意(單位：mm)

2 仿真模擬

使用ABAQUS有限元軟件對(duì)密封墊進(jìn)行防水性能模擬，采用雙道密封墊的最不利工況(張開(kāi)8 mm，錯(cuò)臺(tái)15 mm)進(jìn)行模擬。在內(nèi)道密封墊能抵擋空腔中1.6 MPa水壓的前提下[14]，重點(diǎn)研究外道密封墊從單側(cè)水壓作用到雙側(cè)水壓作用過(guò)程中，外道密封墊的防水性能。

根據(jù)圖3所示截面形式，對(duì)防水密封墊、遇水膨脹橡膠止水帶和混凝土管片溝槽建立二維有限元模型，如圖4所示。

圖4 二維有限元模型

其中，管片溝槽采用剛體進(jìn)行模擬，橡膠材料采用可變形實(shí)體單元進(jìn)行模擬。

2.1 參數(shù)選取

該模型討論研究重點(diǎn)為三元乙丙橡膠，有限元模擬過(guò)程中遇水膨脹橡膠與三元乙丙橡膠的參數(shù)選取一致。

本計(jì)算中采用的橡膠本構(gòu)模型是模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)較為接近的Yeoh三參數(shù)模型[19]。

其應(yīng)變能勢(shì)函數(shù)為

U(I1，I2)=C10(I1-3)+C20(I2-3)2+C30(I1-3)3

(1)

式中，U為應(yīng)變勢(shì)能；I1、I2為應(yīng)變張量不變量；C10、C20、C30為橡膠材料參數(shù)，通過(guò)材料拉伸實(shí)驗(yàn)獲得。在本次數(shù)值模擬中，C10取0.682 83，C20取-0.100 43，C30取0.031 34。

2.2 網(wǎng)格劃分及接觸設(shè)置

有限元模型采用四邊形單元?jiǎng)澐?，如圖5所示。

圖5 網(wǎng)格劃分

有限元模型中，密封墊孔洞設(shè)置為自接觸，上下密封墊之間及密封墊與溝槽之間均設(shè)置為面接觸，遇水膨脹橡膠止水條與溝槽之間設(shè)置為面接觸，接觸面法向采用硬接觸，切向采用罰函數(shù)接觸。密封墊失效時(shí)，發(fā)生滲水的路徑可能有2種，即密封墊與溝槽之間的接觸面和密封墊之間的接觸面。選取這2種接觸面作為接觸應(yīng)力的提取路徑，可以一定程度上反映密封墊的防水性能優(yōu)劣，接觸提取位置如圖6所示。

圖6 密封墊接觸提取位置

2.3 荷載施加方式

在管片接縫張開(kāi)8 mm，錯(cuò)臺(tái)15 mm工況下，以面荷載方式施加1.6 MPa水壓于外道密封墊的迎水面，用以模擬外部水壓對(duì)管片接縫外道密封墊的擠壓作用。在此基礎(chǔ)上，為探討外道密封墊滲漏水過(guò)程中兩道密封墊間的間隙水壓變化對(duì)雙道密封墊的擠壓作用，以0.1 MPa為增量采用逐級(jí)加壓的方式在外道密封墊背水面及內(nèi)道密封墊迎水面施加間隙水壓，直至1.6 MPa水壓，如圖7所示。

圖7 荷載施加示意

3 計(jì)算結(jié)果及分析

3.1 密封墊變形形態(tài)

本文討論張開(kāi)8 mm，錯(cuò)臺(tái)15 mm的管片接縫情況。此時(shí)密封墊在3種工況下的變形形態(tài)如圖8所示。

圖8 各工況下密封墊變形形態(tài)

由圖8(a)無(wú)水壓下變形形態(tài)可以發(fā)現(xiàn)，由于上下溝槽存在15 mm錯(cuò)臺(tái)量，壓縮18 mm后雙道密封墊均出現(xiàn)具有逆時(shí)針趨勢(shì)的扭曲變形。錯(cuò)臺(tái)會(huì)引發(fā)密封墊壓縮變形的不穩(wěn)定。

當(dāng)外道密封墊的迎水面受到瞬時(shí)水壓后，外道密封墊向背水側(cè)變形，密封墊腳部出現(xiàn)外翻現(xiàn)象。因?yàn)閳D8(b)中的扭曲變形趨勢(shì)，在瞬時(shí)高水壓作用下，外道密封墊逆時(shí)針扭曲變形加劇，且擠入雙道密封墊的空腔。

由圖8(c)所示，當(dāng)水滲流入雙道密封墊之間的空腔時(shí)，空腔內(nèi)的逐級(jí)水壓使雙道密封墊反向變形，內(nèi)道密封墊出現(xiàn)與圖8(b)中外道密封墊相同的變形情況；在背水面水壓作用下，外道密封墊扭曲變形的趨勢(shì)得到緩解，密封墊預(yù)留孔槽被擠密且整體上應(yīng)力云圖均勻。

在整個(gè)防水(作用-失效-恢復(fù))過(guò)程中，密封墊的接觸面變形由整體傾斜到扭曲交錯(cuò)，密封墊腳部由失穩(wěn)外翻到擠密穩(wěn)定。

3.2 有效接觸應(yīng)力

李拼[20]等基于密封墊接觸面上接觸應(yīng)力分布的不均性，將接觸應(yīng)力大于設(shè)計(jì)水壓的一部分定義為“有效接觸應(yīng)力”，并將有效接觸應(yīng)力占整個(gè)接觸面長(zhǎng)度的比例定義為有效接觸應(yīng)力占比。

從數(shù)值模擬結(jié)果中提取密封墊與密封墊之間及密封墊與溝槽之間的接觸應(yīng)力，繪制出內(nèi)道密封墊的有效接觸應(yīng)力圖，如圖9、圖10所示。

圖9 內(nèi)道密封墊間接觸應(yīng)力

圖10 內(nèi)道密封墊與溝槽間接觸應(yīng)力

如圖9、圖10所示，在承受1.6 MPa水壓情況下，內(nèi)道密封墊之間的有效接觸應(yīng)力占比為24.3%，內(nèi)道密封墊與溝槽之間的有效接觸應(yīng)力占比為12.95%，說(shuō)明內(nèi)道密封墊能夠承受1.6 MPa水壓作用而不發(fā)生滲漏。

在內(nèi)道密封墊有效防水的前提下，雙道密封墊防水體系的綜合防水性能主要取決于外道密封墊的防水性能。依據(jù)圖6所示的接觸提取位置，提取不同工況下外道密封墊之間和外道密封墊與溝槽之間的接觸應(yīng)力值分布圖，如圖11、圖12所示。

預(yù)應(yīng)力鋼絲繩的一端直接穿入端部錨具的開(kāi)口，另一端通過(guò)張拉器進(jìn)行張拉。采用對(duì)稱張拉的原則，以防結(jié)構(gòu)產(chǎn)生扭轉(zhuǎn)、側(cè)彎。張拉時(shí)從兩側(cè)向中間對(duì)稱前進(jìn)，鋼絲繩布置如圖5所示。

圖11 外道密封墊間接觸應(yīng)力

由圖11可知，管片接縫張開(kāi)量8 mm，錯(cuò)臺(tái)15 mm時(shí)，外道密封墊之間的最大接觸應(yīng)力表現(xiàn)為無(wú)水壓工況<雙側(cè)(迎水面與背水面)受1.6 MPa水壓作用工況<單側(cè)(迎水面)受1.6 MPa水壓作用工況(以下簡(jiǎn)稱為“無(wú)水壓工況”“單側(cè)水壓工況”和“雙側(cè)水壓工況”)。結(jié)合圖中繪出1.6 MPa設(shè)計(jì)防水線，單側(cè)工況下有效接觸應(yīng)力相較于雙側(cè)工況來(lái)說(shuō)更加“尖銳”，大多是突出點(diǎn)，多處間斷；雙側(cè)工況下有效接觸應(yīng)力則是整體回歸均衡且有所提升。

圖12 外道密封墊與溝槽間接觸應(yīng)力

從圖12可以發(fā)現(xiàn)，密封墊在受到不同級(jí)水壓作用下接觸應(yīng)力的分布形式大致相似。相較于無(wú)水壓工況的接觸應(yīng)力，單側(cè)水壓工況和雙側(cè)水壓工況下，外道密封墊的防水接觸應(yīng)力均有大幅度提升。雙側(cè)水壓工況下，密封墊之間的接觸應(yīng)力趨于均衡且整體提升。

前文對(duì)比了各種工況的最終受力狀態(tài)下外道密封墊防水性能。除此之外，外道密封墊背水面受到的逐級(jí)水壓對(duì)其防水性能的影響是動(dòng)態(tài)的，故逐級(jí)加水壓的相關(guān)防水參數(shù)具有研究?jī)r(jià)值。

現(xiàn)提取密封墊與密封墊間及密封墊與溝槽間在逐級(jí)水壓加載作用下的最大接觸應(yīng)力值，見(jiàn)表1。為探究逐級(jí)水壓對(duì)接觸應(yīng)力的變化規(guī)律，將表1中數(shù)值繪成圖13、圖14。

由圖13可知，外道密封墊之間的最大接觸應(yīng)力在背水面水壓為1.36 MPa時(shí)最大。隨著背水面水壓逐級(jí)增加，密封墊與溝槽之間的最大接觸應(yīng)力表現(xiàn)為急劇上升后又在4.2 MPa附近波動(dòng)。

表1 各級(jí)水壓作用下外道密封墊最大接觸應(yīng)力

圖13 外道密封墊間最大接觸應(yīng)力

圖14 外道密封墊與溝槽間最大接觸應(yīng)力

如圖14所示，外道密封墊與溝槽之間的最大接觸應(yīng)力在背水側(cè)水壓0.32 MPa之前提升迅速，隨后保持波動(dòng)穩(wěn)定，至1.36 MPa出現(xiàn)小幅下降。

3.3 有效接觸應(yīng)力占比

有效接觸應(yīng)力所覆蓋的接觸位置在總接觸面上的占比被稱作“有效接觸應(yīng)力占比”。整理出密封墊與密封墊間及密封墊與溝槽間在逐級(jí)水壓加載作用下的有效接觸應(yīng)力占比，如表2所示。為更清晰地表達(dá)，將表2各級(jí)水壓作用下有效接觸應(yīng)力占比繪制為圖15、圖16。

表2 各級(jí)水壓作用下外道密封墊有效接觸應(yīng)力占比

圖15 外道密封墊間有效接觸應(yīng)力占比

如圖15所示，外道密封墊背水側(cè)受到水壓0.32 MPa后，密封墊之間的有效接觸應(yīng)力占比提升33.67%。但隨著背水側(cè)水壓的逐級(jí)增加，期間有效接觸應(yīng)力占比小幅度波動(dòng)；背水側(cè)水壓增加至1.2 MPa后，有效接觸應(yīng)力占比有所降低。整個(gè)背水面水壓施加過(guò)程中有效接觸應(yīng)力占比大于迎水面水壓作用下的有效接觸應(yīng)力。

圖16 外道密封墊與溝槽間有效接觸應(yīng)力占比

由圖16可知，背水面水壓施加后密封墊與溝槽之間的有效接觸應(yīng)力占比明顯降低，在背水面水壓增加至0.48 MPa過(guò)程中，有效接觸應(yīng)力占比呈現(xiàn)大幅度波動(dòng)，最大至17.79%，最小至10.32%；隨著背水面水壓繼續(xù)增加，有效接觸應(yīng)力占比降低至6%并保持小幅度波動(dòng)。

4 防水試驗(yàn)

4.1 試驗(yàn)準(zhǔn)備

對(duì)雙道密封墊進(jìn)行防水試驗(yàn)研究，試驗(yàn)裝置如圖17所示。

圖17 全自動(dòng)拼裝試驗(yàn)裝置

該裝置為全自動(dòng)拼裝試驗(yàn)一體化裝置，由試驗(yàn)?zāi)＞?、自?dòng)化液壓拼裝裝置、全自動(dòng)水壓加載裝置、精密水壓表、注水排水管等部分組成。該裝置可達(dá)到0.01 MPa的精度，同時(shí)通過(guò)傳感器讀取雙道密封墊所受水壓情況。試驗(yàn)?zāi)＞吣M盾構(gòu)管片接縫處溝槽尺寸，可根據(jù)實(shí)際工程選取合適的模具，模具如圖18所示。圖18中為雙道密封墊通過(guò)粘結(jié)劑固定于模具上24 h后；試驗(yàn)?zāi)＞哐b入自動(dòng)化拼裝液壓裝置，已擺置為錯(cuò)臺(tái)量15 mm的工況。

圖18 準(zhǔn)備試驗(yàn)?zāi)＞?/p>

4.2 試驗(yàn)過(guò)程

如圖18所示，先達(dá)到預(yù)期錯(cuò)臺(tái)量15 mm，然后使用液壓裝置自動(dòng)拼裝模具，通過(guò)8 mm墊片標(biāo)定至預(yù)期張開(kāi)量?？刂谱詣?dòng)化水壓加載裝置注水，以0.1 MPa為一級(jí)展開(kāi)加載，每一級(jí)等待5 min，若水壓保持穩(wěn)定，則開(kāi)始下一級(jí)加壓。在達(dá)到設(shè)計(jì)水壓后，穩(wěn)定水壓達(dá)到24 h以上。后續(xù)觀察，若無(wú)滲漏水，則按照之前方法繼續(xù)逐級(jí)加壓，直至滲漏水情況發(fā)生，說(shuō)明雙道密封墊防水失效，即此時(shí)水壓為該工況下雙道密封墊耐水水壓。

4.3 試驗(yàn)結(jié)果

在最不利工況下(張開(kāi)8 mm，錯(cuò)臺(tái)15 mm)，單道密封墊與雙道密封墊的耐水壓試驗(yàn)結(jié)果如表3所示。

表3 耐水壓試驗(yàn)結(jié)果

根據(jù)單道密封墊與雙道密封墊的耐水壓試驗(yàn)結(jié)果，相較于單道情況下，雙道間隔式布置中的外道密封墊耐水壓有13.33%～16.67%的提升。同一種密封墊在同一工況下的耐水壓值也會(huì)存在些許波動(dòng)，但是均在0.1～0.2 MPa之間。這是受試樣加工誤差、拼裝誤差、密封墊與溝槽粘結(jié)情況等不確定因素影響。

5 綜合評(píng)價(jià)分析

5.1 數(shù)值模擬綜合分析

通過(guò)數(shù)值模擬，得出變形形態(tài)圖和有效接觸應(yīng)力及占比。變形形態(tài)圖直觀描述了密封墊受水壓作用下的大致趨勢(shì)，接觸應(yīng)力反映出不同工況下接觸面的變化規(guī)律和有效接觸應(yīng)力位置。

結(jié)合最大有效接觸應(yīng)力與有效接觸應(yīng)力占比變化趨勢(shì)發(fā)現(xiàn)，在整個(gè)防水(作用-失效-恢復(fù))過(guò)程中，外道密封墊之間的防水性能在背水面水壓達(dá)到0.48 MPa前獲得大幅度提升，在背水面水壓達(dá)到1.36 MPa前維持小幅度波動(dòng)穩(wěn)定，在背水面水壓達(dá)到1.6 MPa前出現(xiàn)下降趨勢(shì)；與此同時(shí)，外道密封墊與溝槽之間的有效接觸應(yīng)力在背水面水壓達(dá)到0.48 MPa前出現(xiàn)不斷波動(dòng)但整體穩(wěn)定，在背水面水壓達(dá)到0.96 MPa前出現(xiàn)占比急劇下降但最大值保持不變的情況，在背水面水壓達(dá)到1.6 MPa前接觸應(yīng)力最大值略微下降，但有效接觸應(yīng)力占比保持穩(wěn)定。對(duì)照變形形態(tài)圖發(fā)現(xiàn)，隨著背水面水壓不斷增加時(shí)，外道密封墊間接觸面貼合緊密，表現(xiàn)出接觸面最大接觸應(yīng)力降低而有效接觸應(yīng)力占比提升；但隨著背水面水壓的逐級(jí)增加，外道密封墊與溝槽之間的接觸面貼合緊密但接觸面積降低，表現(xiàn)出接觸面最大接觸應(yīng)力提升而有效接觸應(yīng)力占比降低。

在外道密封墊背水面逐級(jí)受壓過(guò)程中，密封墊的孔洞逐漸閉合，密封墊之間的接觸面呈現(xiàn)波浪形咬合，外道上下密封墊形成一個(gè)連續(xù)的整體。在接觸應(yīng)力圖表中呈現(xiàn)最大接觸應(yīng)力降低，整體接觸應(yīng)力提升。與單側(cè)工況下的失穩(wěn)變形不同，該階段中密封墊腳部出現(xiàn)向迎水面變形趨勢(shì)，相鄰腳部之間擠壓程度加深。由表1、表2所示，密封墊最大接觸應(yīng)力提升72%左右并穩(wěn)定，有效接觸應(yīng)力占比降低約55%。圖12表現(xiàn)為外道密封墊與溝槽之間的接觸應(yīng)力更加集中。

5.2 防水試驗(yàn)與仿真結(jié)果對(duì)比分析

通過(guò)對(duì)比外道密封墊截面在單道布置形式、雙道間隔布置形式的試驗(yàn)結(jié)果可以看出，外道密封墊發(fā)生滲漏水后，水流入雙道密封墊之間的空腔會(huì)對(duì)外道密封墊防水性能起到強(qiáng)化作用。試驗(yàn)結(jié)果與仿真結(jié)果圖11、圖12所示相近，雙道間隔設(shè)置形式的外道密封墊會(huì)因空腔中的水壓而得到一定程度的防水性能提升。

綜上，在水滲流入雙道密封墊之間的空腔后，背水面的逐級(jí)水壓會(huì)對(duì)接觸應(yīng)力產(chǎn)生提升，如仿真模擬中背水水壓達(dá)到0.32 MPa時(shí)，密封墊間的防水性能提升33.67%，故在此刻極有可能阻止外部水繼續(xù)滲入。若外道水壓侵入導(dǎo)致背水水壓逐級(jí)提升，外道密封墊腳部與溝槽的接觸面長(zhǎng)度降低，接觸應(yīng)力提升。在外部因素的擾動(dòng)下，密封墊與溝槽可能形成新的滲漏水路徑。

6 結(jié)論

依托江陰靖江長(zhǎng)江隧道工程，設(shè)計(jì)了一種分布在螺栓孔外側(cè)間隔布置的新型密封墊防水體系，建立高水壓作用下盾構(gòu)管片接縫防水模型，模擬外部水壓滲流入雙道密封墊之間空腔后形成水壓作用的工況。綜合仿真模擬得到的變形圖和有效接觸應(yīng)力數(shù)據(jù)，開(kāi)展防水試驗(yàn)同步驗(yàn)證，對(duì)外道密封墊在背水面逐級(jí)水壓作用下的防水性能進(jìn)行評(píng)價(jià)，得出以下結(jié)論。

(1)外道密封墊受到水壓作用后的有效接觸應(yīng)力優(yōu)于無(wú)水壓作用工況。對(duì)比單側(cè)工況和雙側(cè)工況下的接觸應(yīng)力可以發(fā)現(xiàn)，背水面1.6 MPa水壓會(huì)整體提升密封墊間的接觸應(yīng)力，也會(huì)強(qiáng)化密封墊與溝槽之間局部位置的接觸應(yīng)力，兩道密封墊間的水壓對(duì)外道密封墊防水性能有明顯提升。

(2)外道密封墊在背水面逐級(jí)水壓作用下，外道密封墊的防水性能有提升。當(dāng)水滲流過(guò)密封墊間的接觸面，極有可能在背水面水壓達(dá)到0.48 MPa后，滲漏水縫隙會(huì)因雙側(cè)水壓作用而閉合。

(3)耐水壓試驗(yàn)得出的結(jié)果與仿真結(jié)果相似，結(jié)果均表明：較于同截面的單道密封墊形式，螺栓孔外側(cè)間隔式設(shè)置的雙道密封墊中外道密封墊防水性能可獲得一定程度提升。

(4)水滲流入雙道之間的空腔過(guò)程是動(dòng)態(tài)的，故本模擬通過(guò)在背水面逐級(jí)加壓方式來(lái)模擬。可以發(fā)現(xiàn)外道密封墊兩側(cè)水壓變化對(duì)其防水性能的改變，尤其在背水面水壓逐級(jí)增加過(guò)程中，密封墊之間和密封墊與溝槽間的性能變化，從而推測(cè)外道密封墊與溝槽之間的接觸面可能是防水薄弱關(guān)鍵點(diǎn)。可通過(guò)更細(xì)致的數(shù)值模擬和防水試驗(yàn)進(jìn)一步探究。