密封墊溝槽間距對管片接縫應力的影響研究

【中圖分類號】 U451

【文獻標志碼】 A

0 引言

近年來，隨著我國交通領域的蓬勃發(fā)展，國內正在建設以及規(guī)劃當中的水下盾構隧道逐漸呈現(xiàn)出大直徑化、大埋深化、高水壓化、地質條件復雜化等特點[1]

在高水壓和地質條件復雜的特點下，傳統(tǒng)的單道密封墊防水體系越來越難以滿足工程需要，雙道密封墊防水體系被提出并應用到實際工程建設中。武漢長江隧道是國內首個在螺栓孔內外兩側布置兩道密封墊的水下隧道[2]。南京長江隧道工程、上海長江口青草沙輸水隧道工程、蘇通GIL電力隧道工程也采用了螺栓孔內外兩側布置兩道密封墊的防水措施。李雪等[3]等通過雙道密封墊防水試驗揭示了雙道密封墊在張角情況下存在手孔滲漏、竄水等失效模式。

本文依托的甬舟鐵路金塘海底鐵路隧道工程，也采用在螺栓孔外側布置雙道密封墊的防水體系。劉登新[4通過建立三維盾構隧道模型，研究不同接縫傾斜角度對盾構隧道管片受力的影響。張穩(wěn)軍等[5建立了地層-盾構三維模型，研究不同地震強度下盾構管片接縫的力學性能，研究得出管片接縫最大主應力分布規(guī)律基本一致，且主要以受拉為主。張增[通過建立盾構管片錯臺模型，對盾構管片的受力進行分析，發(fā)現(xiàn)管片錯臺會使管片接縫混凝土的應力狀態(tài)發(fā)生改變，且隨著錯臺量的增加，管片的最大主應力極值、最小主應力極值均增大。趙運臣等[7結合實驗發(fā)現(xiàn)，橡膠密封墊壓縮負荷太大，可能會損傷管片接縫端部。耿翱鵬等[°基于施工期間管片破損現(xiàn)象，分析得出彈性密封墊閉合壓力過大會導致管片接縫處應力集中從而導致管片邊緣破損。

為探索螺栓孔外側間隔布置雙道密封墊對混凝土管片的力學影響，本文利用有限元分析軟件ABAQUS建立密封墊-管片模型，通過設置不同的雙道密封墊之間的溝槽間距，分析正常壓縮工況下，不同溝槽間距下彈性密封墊對管片接縫混凝土局部受力的影響。

1 工程概況

甬舟鐵路金塘海底鐵路隧道全長 16.2km ，其中，盾構段長 10.87km 。隧道海中段主要穿越粉質黏土、粉土、淤泥質粉質黏土層，局部穿越基巖層。隧址最大水深約 35m ，最大水壓約 0.78MPa 。

該隧道外徑 ?14m ，內徑 ?12.8m ，管片厚 0.6m 。該隧道采用雙道防水體系，內外各設一道防水密封墊。根據甬舟金塘海底隧道工程的抗水壓要求，在管片接縫張開 8mm 、錯位 15mm 條件下，橡膠密封墊設計使用年限內能夠抵抗0.85MPa 水壓。溝槽尺寸如圖1所示。

圖1管片溝槽尺寸（單位：mm）

根據依托工程的具體情況及防水要求，結合對密封墊的調研及相關類似工程經驗，同時考慮管片拼裝過程中密封墊產生的閉合壓縮反力，設計了兩種斷面形式的密封墊以用于雙道防水體系，兩道密封墊是按照防水性能外道大內道小的原則進行布置。密封墊尺寸如圖2所示。

2 模型建立

2.1材料本構及參數選擇

混凝土管片采用實體單元進行模擬。管片為C50混凝

圖2密封墊尺寸（單位： mm ）

土，密度取 2500kg/m³ ，受壓彈性模量 34500mpa ，泊松比0.2。

橡膠密封墊采用實體單元進行模擬，采用Yeoh三參數模型，其應變能勢函數為：

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

式中： U 為應變勢能， I₁，I₂ 為應變不變量， C₁₀、C₂₀、C₃₀ 為橡膠材料參數，通過材料拉伸實驗獲得。本計算中， C₁₀= 0.68283，C₂₀=-0.10043，C₃₀=0.03134 0

2.2接觸關系與網格劃分

彈性橡膠密封墊與混凝土管片之間為罰函數接觸的面面接觸；密封墊與密封墊之間為運動接觸的面面接觸；密封墊自身外表面和內部孔洞設置為自接觸。接觸面法向設置為硬接觸，接觸面切向設置為罰函數接觸。其中，彈性密封墊和管片之間的摩擦系數為0.3，密封墊與密封墊之間的摩擦系數為0.5，密封墊自接觸的摩擦系數為0.5。

本計算中，有限元模型采用四點四邊形單元劃分。由于混凝土管片較大，網格劃分較大，彈性密封墊網格劃分相對小一些。有限元模型整體網格劃分情況如圖3所示。

圖3網格劃分

2.3位移邊界條件

本計算中，上側管片設置為可動鉸支座，下側管片設置為固定端。采用位移加載方式模擬管片拼裝過程，在上側管片上表面施加向下的位移荷載。本計算采用的有限元模型如圖4所示。

2.4計算工況

為探究正常壓縮工況下，不同溝槽間距對混凝土管片接縫結構受力的影響，分別選取溝槽間距為 10mm，15mm，20 mm.25mm.30mm.40mm 進行計算。

3計算結果分析

3.1混凝土管片溝槽破壞應力分析

溝槽間距的改變會使混凝土管片溝槽受力狀態(tài)發(fā)生變化。下面給出溝槽間距 20mm 的管片最大主應力、最小主應力云圖，如圖5所示。

管片最大主應力極值取正值極大值，用于分析混凝土抗拉能力；最小主應力極值取負值極大值，用于分析混凝土抗壓能力。計算結果表明，最大主應力極值發(fā)生在混凝土溝槽角部，最小主應力極值發(fā)生在混凝土溝槽端部。各工況下，管片最大主應力極值、最小主應力極值如表1所示。

圖4二維有限元模型

圖5管片應力云（單位：MPa）

表1各工況管片主應力極值 單位： MPa

查規(guī)范可知，C50混凝土的軸心抗拉強度設計值為1.89MPa ，各工況下管片接縫結構最大拉應力仍處于混凝土抗拉強度設計值范圍內，管片接縫結構不會發(fā)生受拉破壞。C50混凝土的軸心抗壓強度設計值為 23.1MPa ，各工況下管片接縫結構最大壓應力遠遠小于混凝土抗壓強度設計值，管片接縫結構不會發(fā)生受壓破壞。

因此，正常壓縮工況下，螺栓孔外側布置雙道密封墊不會對管片溝槽造成破壞。將表1中各種工況下管片最大主應力極值、最小主應力極值繪制成圖6，可以看出溝槽間距為25mm 時，最大主應力極值、最小主應力極值均較小，管片接縫結構偏安全。

3.2混凝土管片Mises應力分布

本文選取下方混凝土管片進行Mises應力分布研究。為更好地對比各工況下混凝土管片Mises應力分布范圍，在有限元軟件ABAQUS中設置了應力顯示范圍，使不同工況下，同應力值用同顏色顯示。計算得到的各工況下混凝土管片Mises應力結果如圖7所示。

從圖7可以看出，管片溝槽間距較小時，彈性密封墊壓縮對混凝土管片接縫處產生的應力變化區(qū)域范圍較大；管片溝槽間距較大時，彈性密封墊壓縮對混凝土管片接縫處產生的應力變化區(qū)域范圍較小。正常壓縮工況下，部分區(qū)域應力為0，即“應力間斷”，如圖7（g）所示，表明密封墊壓縮對該區(qū)域無產生影響。隨著管片溝槽間距的增加，混凝土管片接縫處應力變化區(qū)域范圍變小，且應力間斷區(qū)域范圍加大。

圖6各工況管片主應力極值

圖7管片Mises應力（單位：MPa）

觀察各工況下的管片應力圖，可以發(fā)現(xiàn)：正常壓縮工況下，混凝土管片應力變化區(qū)域主要是密封墊腳部與混凝土管片接觸處和密封墊側端與混凝土管片接觸處。分析其原因，青島膠州灣第二海底隧道工程選用的外道密封墊和內道密封墊均為有腳部形式，腳部對混凝土管片應力造成了一定程度的影響。由此可以推斷出，密封墊的截面形式影響著管片溝槽表面應力分布形式。

4結論

本文依托甬舟鐵路金塘海底鐵路隧道工程，針對主線隧道在螺栓孔外側布置雙道密封墊的防水體系，利用有限元分析軟件ABAQUS建立二維密封墊－管片精細化模型，通過設置雙道密封墊之間的溝槽間距，分析正常壓縮工況下，不同溝槽間距下密封墊對管片接縫混凝土局部受力的影響，得出了結論：

（1）正常壓縮工況下，螺栓孔外側布置雙道密封墊不會對管片溝槽造成破壞。（2）密封墊的截面形式影響管片溝槽表面應力分布形式。該工程選用密封墊為有腳部形式，正常壓縮工況下，混凝土管片應力變化區(qū)域主要是密封墊腳部與混凝土管片接觸處和密封墊側端與混凝土管片接觸處。（3）正常壓縮工況下，部分區(qū)域應力為0，即“應力間斷”，表明密封墊正常壓縮對該區(qū)域混凝土未產生影響。隨著管片溝槽間距的增加，混凝土管片接縫處應力變化區(qū)域范圍變小，且應力間斷區(qū)域范圍加大。

參考文獻

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