作为盾构隧道管片接缝防水结构的主体，橡胶密封垫物理力学性能的经时演化特性是决定其长期防水性能的关键因素，服役期内橡胶材料的热氧老化作用是主要的表现形式。近年来，国内外学者绕橡胶密封材料的老化机理、性能演化规律及寿命预测方法开展了系统性研究，形成了比较完整的理论体系和成熟的技术方法。
目前，国内外学者基于阿累尼乌斯方程的热氧加速老化理论，开展短期高温加速老化试验来模拟橡胶材料的长期服役过程。自20 世纪80 年代以来，李咏今开展室内加速老化实验对多种硫化橡胶的使用寿命进行了研究，并结合Arrhenius 方程和动力学方程提出“P-T-t”三元数学模型。张法源通过对多类型硫化橡胶的长期跟踪研究，证实了人工加速老化试验结果与自然老化的良好相关性。HU 等采用Dakin 型动力学关系描述模型参数与老化温度和时间之间的关系，并结合阿累尼乌斯定律，建立了三元乙丙橡胶（EPDM）橡胶的热氧老化本构模型，用于预测经历热氧老化的橡胶材料的机械行为。上述研究工作为后续人工加速老化试验的广泛应用奠定了理论基础。
在人工加速老化试验方法学方面，学者们针对盾构隧道的真实服役环境开展了差异化研究：莫一婷、张家奇等、张子新等采用三元乙丙橡胶（EPDM）哑铃状试样进行热氧加速老化，通过拉伸强度、拉断伸长率等指标构建老化系数预测模型；考虑到密封垫长期服役在地下水环境中，SHI 等、沈佳佳研发了水热耦合加速老化装置，发现地下水环境中橡胶材料的劣化速度要远高于空气环境中的劣化速度，揭示了水分子的塑化效应与水解反应的协同作用机制。王媛等开展橡胶密封垫水热加速老化试验，结合橡胶材料拉伸力学性能测试试验、表面电镜扫描和长期防水性能试验，从微观尺度揭示了橡胶密封垫的防水失效机理。
上述研究成果以断裂拉伸强度、弹性模量、拉断伸长率、拉断永久变形等拉伸性能指标作为橡胶材料老化性能的评估指标，能够较好地反映橡胶材料的劣化规律。然而，对于整体处于压缩服役状态的橡胶密封垫而言，仅以拉伸性能指标评估其防水性能通常会带来一定的误差。鉴于管片接缝密封垫在服役过程中处于受压状态，丁文其等开展了三元乙丙橡胶圆柱形试样的压缩应力松弛试验，以平均接触应力作为橡胶老化指标，对密封垫的长期防水性能进行预测。董林伟等、LIU 等以圆柱形试样的压缩永久变形作为橡胶老化指标，通过建立橡胶密封垫老化性能的函数关系式，预测其在正常工作条件下的使用寿命。
综上所述，当前对于密封垫本身在压缩工作状态下老化性能的研究鲜有报道，因此有必要进行接缝密封垫压缩工作状态下老化性能研究，为密封垫这种多孔结构橡胶材料的长期使用老化性能提供参考。鉴于此，本文针对不同老化程度、不同截面的密封垫及密封垫材料标准试件开展了压缩状态下力学性能测试，探寻了无应力状态和有压缩应力状态下密封垫材料与密封垫结构间老化性能演变规律及寿命预测差异。
1 工程概况
江阴靖江长江隧道过长江段采用盾构法施工，隧道全长6445 m，其中盾构段长度4952 m（两孔隧道，管片结构外径15.5 m，内径14.2 m，分块方式为9+1，管片厚度0.65 m，如图1 所示）。隧道穿越的地层主要为粉质黏土层、粉细砂层，局部穿越淤泥质软弱土层等地质，河床地势起伏变化急剧，北侧副槽处河床地形最大坡度近27°，且河床冲刷深度大，最大冲刷深度达34 m，为满足船舶锚击深度要求，在300 年一遇河水冲刷条件下其隧道最小覆土11 m。江阴靖江长江隧道为超长距离、超大直径、高水压和大埋深水下盾构公路隧道，受长江深槽影响，隧道承受最大水压达0.82 MPa，最大覆土厚度超53 m。
图1 盾构隧道横截面图（单位：mm）
江阴靖江长江隧道工程管片外侧沟槽内设置多孔型弹性橡胶密封垫，材质为三元乙丙橡胶，依据具体情况，首次采用了螺栓孔外侧间隔设置双道密封垫新型防水体系，如图2 所示。两道密封垫截面组合形式灵活，但每道密封垫单独防水能力均需达到所在隧道的设计防水能力。
图2 螺栓孔外侧间隔设置双道密封垫（单位：mm）
两种密封垫与沟槽的截面参数如表1 所示，均符合GB 18173.4—2010《高分子防水材料第4 部分：
表1 密封垫与沟槽截面参数
盾构法隧道管片用橡胶密封垫》的要求，其中，密封垫材料邵氏硬度均为65 度。
2 三元乙丙橡胶老化模型
阿累尼乌斯方程是瑞典物理化学家Arrhenius于1889 年提出的反应速率常数与温度之间的关系式。根据阿累尼乌斯方程，当温度升高的时候，一般情况下化学反应的速率会提高。温度和化学反应速率可以用阿累尼乌斯方程式表示：
式中， K（T）为反应速率常数（min-1）：A 为指数因数（min-1）；E 为活化能（J/mol）；R 为摩尔气体常数［8.314 J/（mol·K）］；T 为热力学温度（K）。
化学反应关系式为：
式中， Fx (t ) 为反应关系的函数；t 为反应时间（min）。
在不同的反应温度Ti 下，不同的反应速率Ki 以不同的反应时间ti 达到相同的临界值Fa：
将式（1）代入式（3），合并常数项B 以后，取对数，可表示为：
从式（4）可以看出，lnti 与热力学温度的倒数1/T 呈线性关系，这就是阿累尼乌斯图。以每个老化温度下橡胶材料性能达到临界值所需时间的对数与相应的热力学温度的倒数1/T 作图，如图3 所示。基于最小二乘法求出最佳拟合直线，通过插值法求得橡胶密封垫服役环境温度对应的lnti，即可求得橡胶密封垫在服役环境中的寿命。此即为阿累尼乌斯图外推模型。
图3 阿累尼乌斯曲线
评价结果时，首先应根据橡胶密封垫的实际使用情况选取合适的临界值，一般情况下选取原始性能值变化到50% 作为临界值。
阿累尼乌斯图外推老化时变模型通过人工加速老化试验以短时间内试验数据来预测橡胶材料的长期性能，这种常用的方法为时温等效原理法。
3 压缩服役状态老化性能试验
3. 1 试验依据
GB/T 27800—2011 静密封橡胶制品使用寿命的快速预测方法。
GB/T 20028—2005 硫化橡胶或热塑性橡胶 应用阿累尼乌斯图推算寿命和最高使用温度。
GB/T 1685—2008 硫化橡胶或热塑性橡胶 在常温和高温下压缩应力松弛的测定。
3. 2 试验设备及试样
试验设备为橡塑件高温应力松弛试验机，如图4 所示。该设备通过内置压缩工装及压力传感器，可在不同温度下实时测试压缩试件的压缩反力。其温度范围：0~150 ℃；温度精度：0.1 ℃；试验力容量：30 kN；试验力示值相对误差：≤±0.5%；试验行程范围：0.001~50 mm；试验行程示值误差：≤±0.01 mm；试验速度范围：0.1~50 mm/min；试验速度示值误差：≤±0.5%；数据采集间隔：1 min。
图4 高温应力松弛试验机
密封垫成品节段试样的横截面尺寸与图2 中两种密封垫截面形式一致，截面误差±0.3 mm，长度为（50±0.3）mm，如图5 所示。
压缩应力松弛试验每组试样为三个，每个试样应单独安装在压缩装置里。
整个寿命试验所用试样数量按照试验温度数量、试验时间选取。
3. 3 试验条件与控制
为研究压缩状态下密封垫在热氧加速老化条件下的性能变化规律，试验按以下步骤开展：
图5 外道、内道密封垫成品节段试样
（1）试验前，试样先进行热调节，然后进行机械调节。热调节是将试样放在75 ℃下预热3 h。热调节后，使试样在标准实验室温度下停放不少于16 h，最多不超过48 h，然后进行机械调节。机械调节在标准实验室温度下进行，具体如下：将试样循环压缩5 次，压缩至规定的压缩量（外道密封垫压缩行程为26 mm，内道密封垫为22 mm，为实际工程密封垫压密状态下的压缩行程），然后立即恢复到零应变。机械调节后，试样应在标准实验室温度下停放不少于16 h，最多不超过48 h，然后再进行试验。
（2）老化试验推荐至少应不少于3 个温度条件，相邻温度间隔不少于10 ℃。试验温度的上下限因生胶、硫化体系不同而异。上限一般可参照下列数据：天然胶和氯丁橡胶为90 ℃；丁腈、丁苯、丁基和顺丁橡胶为110 ℃ ；乙丙橡胶为130 ℃ ；氟橡胶为200 ℃。试验时间允许的情况下，降低试验温度，可提高预测的准确度。试样试验温度范围应能保证通过外推法以需要的精确度求得使用寿命，所选择的温度下限应能使试样达到临界值所需时间至少为1000 h，所选择的温度上限应能使达到临界值的时间不少于100 h。本次试验温度选取为75 ℃、90 ℃和110 ℃。老化试验的时间间隔通常选用时间对数的间隔，本次试验选取时间为24 h、48 h、96 h、168 h、336 h、672 h、1344 h 和2688 h。
（3）在一般情况下，以原始性能值变化到50%作为临界值。
（4）将密封垫成品试样放在压缩装置里一起预热，在试验温度下把试样压缩到实际工程的圧密状态。外道密封垫压密后的压缩行程为26 mm，内道密封垫压密后的压缩行程为22 mm，在试验温度中，压缩30 min±1 min 后，测量作用力并精确到测量值的1%，作为老化性能起始压缩反力值，后续全过程均在试验温度下实时监控并反馈压缩反力值。继续在规定的温度条件中试验直至所研究的材料压缩应力松弛数据超过临界值为止。
（5）重复（3）、（4）步骤，完成另外两个温度条件下的试样压缩应力热氧老化试验。
（6）为了便于得出达到临界值（50%）所需要的时间，以压缩应力松弛作为时间的函数作图，用插值法得出t1、t2 和t3，如图6 所示，其中性能保持率表示老化后的压缩反力与初始压缩反力的比值。
图6 材料性能与老化时间曲线
（7）以每个测试温度达到临界值时间的对数lgt与相应的测试温度的热力学温度的倒数1/T 作图，通过标绘各点并求取最佳拟合直线；也可用统计法求取最佳拟合直线。假如获得的直线是不适宜的，应立刻以其他温度条件进行老化试验；如果得到的直线依然不适宜，则中止试验。将所得直线外推以得到使用温度下的估计寿命。
3. 4 试验结果及分析
外/内道密封垫成品节段试样压缩服役状态下老化性能试验结果如表2、3 所示。
根据老化后的应力松弛试验结果可以看出，密封垫成品节段试样在高温作用下前168 h 左右压缩应力均快速降低，应力松弛现象明显，在168~672 h时间区段，应力松弛速率普遍降低，在672 h 后压缩应力降低速度急剧减小，并趋于稳定。密封垫成品节段试样在1344~2688 h 时间区段较672~1344 h时间区段的压缩反力有加速下降的现象，究其原因，在于密封垫成品节段试样在75 ℃温度下前期时间区段的应力松弛速率明显低于另外两个温度，更高的温度会使ROOH 快速积累，ROOH 积累到一定浓度后发生单分子、双分子分解，产生大量的RO-及ROO-，吸氧速度突然加快，密封垫材料深度老化，当ROOH 浓度降低到一定程度时，吸氧速度趋于稳定，进入密封垫材料老化平稳期。因此，在75 ℃温度下较90 ℃和110 ℃会更晚进入胶料老化平稳期，导致在1344~2688 h 时间区段的压缩反力仍有加速下降的现象。
密封垫成品节段试样的老化进程存在明显的波动性，原因在于密封垫成品节段试样为多孔结构橡胶，压密后随着老化时间发生应力松弛导致之前闭合的孔洞或有部分发生轻微张开，与空气接触的橡胶表面积增大，从而加大了老化吸氧速率，致使密封垫成品节段试样在老化中后期发生反复加速，最终老化速率呈现出明显的波动。
表2 外道密封垫压缩反力老化试验结果
表3 内道密封垫压缩反力老化试验结果
3. 5 寿命预测
外/内道密封垫成品节段试样老化性能压缩以应力松弛及时间对数关系作图，用插值法分别得出各试件的t1、t2和t3，如图7、8 所示。
依据插值法分别求得各试件的t1、t 2和t3，其与热力学温度T 的倒数关系如表4 所示。
图7 外道密封垫试样应力松弛及时间对数图
图8 内道密封垫试样应力松弛及时间对数图
表4 压缩应力松弛50% 时所需时间与温度倒数关系
依据表4 作图，通过标绘各点并求取最佳拟合直线，如图9、10 所示。
假设密封垫使用温度为23 ℃，则其中：
图9 外道密封垫试样拟合曲线图
图10 内道密封垫试样拟合曲线图
式中，x 为热力学温度的倒数。将其代入内外道拟合的阿累尼乌斯曲线中，利用曲线进行差值求得结果，如表5 所示。
表5 各试样使用寿命预测
依据各试样使用寿命预测结果，不同结构的密封垫使用寿命有较大不同；采用阿累尼乌斯图外推模型对江阴靖江长江隧道外道密封垫、内道密封垫的服役寿命进行预测，两者在常温23 ℃条件下应力松弛系数达到50% 时的使用寿命分别为153.1 年和138.5 年。
4 结 论
本文依托江阴靖江长江隧道工程，针对橡胶密封垫在服役期间压缩工作状态下的变形特点，开展了密封垫成品节段试样压缩服役状态下老化性能试验研究，主要得到以下结论：
（1）探明了江阴靖江长江隧道工程管片接缝两种截面形式密封垫在压缩状态下的性能老化衰减规律，受其多孔结构构造与压缩应力状态的双重影响，橡胶密封垫老化速度在老化中后期呈现明显的波动性；
（2）根据密封垫老化试验数据拟合分别获得了江阴靖江长江隧道工程管片接缝外道密封垫、内道密封垫的阿累尼乌斯图外推模型曲线，并对江阴靖江长江隧道外道密封垫、内道密封垫服役寿命进行了预测，均满足依托工程100 年服役寿命的防水设计图9 外道密封垫试样拟合曲线图要求。