呂乾乾， 孫振川， 周建軍， 楊振興， 陳瑞祥

(1. 盾構(gòu)及掘進(jìn)技術(shù)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 河南 鄭州 450001； 2. 中鐵隧道局集團(tuán)有限公司， 廣東 廣州 511458)

0 引言

真空管道運(yùn)輸系統(tǒng)作為一種新型交通系統(tǒng)，具有快速、便捷、安全、環(huán)保、高效等優(yōu)勢。在地表稠密大氣中運(yùn)行的高速交通工具，最高經(jīng)濟(jì)速度不宜超過400 km/h，而真空管道運(yùn)輸系統(tǒng)實(shí)現(xiàn)了低密度介質(zhì)運(yùn)輸環(huán)境，減小了列車的氣動(dòng)阻力[1-2]，因此列車運(yùn)行速度有了大幅度的提升，現(xiàn)階段的目標(biāo)速度保守估計(jì)可達(dá)到600～1 000 km/h，后期目標(biāo)速度將超過4 000 km/h。它將作為第5類交通運(yùn)輸模式，與現(xiàn)有的公路運(yùn)輸、鐵路運(yùn)輸、水運(yùn)及空運(yùn)形成有力互補(bǔ)，具有廣闊的應(yīng)用前景和市場價(jià)值。

進(jìn)入20世紀(jì)90年代，隨著經(jīng)濟(jì)和技術(shù)的發(fā)展，現(xiàn)代社會(huì)對于速度的要求越來越高，真空管道運(yùn)輸模式也開始受到關(guān)注。早在1904年，現(xiàn)代火箭之父羅伯特·戈達(dá)德(Robert Goddard)就提出過修建一條磁懸浮車專用的真空管道鐵路線，其速度預(yù)計(jì)可達(dá)到1 600 km/h[3-4]，后來由于技術(shù)、經(jīng)濟(jì)等因素的制約，真空管道技術(shù)僅停留在論證階段。1999年，美國工程師達(dá)里爾·奧斯特(Daryl Oster)獲得真空管道運(yùn)輸系統(tǒng)發(fā)明專利[5]，并在美國佛羅里達(dá)州注冊成立了ET3公司[6]。近年來，隨著磁懸浮列車的迅速發(fā)展，真空管道運(yùn)輸再次在全球范圍內(nèi)掀起了熱潮，各國都在積極參與真空管道運(yùn)輸項(xiàng)目研究，但都處于初步工程探索階段。目前，美國、瑞士和中國等多個(gè)國家都在積極探索真空管道運(yùn)輸系統(tǒng)的總體設(shè)計(jì)[7]。

雖然我國的研究起步較晚，但發(fā)展迅速。2013 年，西南交通大學(xué)牽引動(dòng)力國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室建設(shè)完成了國內(nèi)首條載人高溫超導(dǎo)磁懸浮環(huán)形試驗(yàn)線；2014 年6 月，搭建完成并調(diào)試成功了國際首個(gè)集牽引、通訊、降壓測試為一體的真空管道高溫超導(dǎo)磁懸浮車試驗(yàn)平臺“Super-Maglev”，開展了一系列真空管道高溫超導(dǎo)磁懸浮車動(dòng)力學(xué)和氣動(dòng)性能研究[8-10]。

目前關(guān)于真空管道運(yùn)輸系統(tǒng)的研究主要集中在列車空氣動(dòng)力學(xué)方面，而管道作為列車運(yùn)行的載體，其密封性能和結(jié)構(gòu)強(qiáng)度問題直接關(guān)系到真空運(yùn)輸系統(tǒng)的運(yùn)行是否安全可靠。相比較而言，隧道式管道可節(jié)約稀有的地面土地資源，高效利用地下空間；在滿足使用要求的前提下，混凝土管道的成本要低于鋼制管道，經(jīng)濟(jì)效益明顯。但隧道管道結(jié)構(gòu)在低真空復(fù)雜環(huán)境下的密封性能和力學(xué)行為有待試驗(yàn)探索。鑒于此，本文在搭建低真空管道系統(tǒng)試驗(yàn)平臺的基礎(chǔ)上，對低真空環(huán)境下隧道管道性能進(jìn)行物理模擬試驗(yàn)研究，以期為低真空管道運(yùn)輸系統(tǒng)的管道選型提供依據(jù)。

1 試驗(yàn)平臺設(shè)計(jì)和搭建

考慮系統(tǒng)的真空度維持及人體安全指標(biāo)等因素，管道內(nèi)部相對真空度初步設(shè)置為-80～-95 kPa，列車運(yùn)行引起的管道內(nèi)部升溫控制在60 ℃以內(nèi)，目前單洞雙線型式的管道方案內(nèi)徑暫定為11.4 m。對抽真空而言，直接影響管道變形的是相對真空度，即管道內(nèi)外的氣壓差，因此文中出現(xiàn)的真空度均指相對真空度，即被測對象的壓力與測量地點(diǎn)大氣壓的差值，單位為kPa。

本試驗(yàn)旨在研究管道型式的整體密封性能，以及低真空復(fù)雜工況下的材料力學(xué)行為特征。由于所有相似條件不可能完全滿足，在此忽略尺寸效應(yīng)的影響，管道內(nèi)徑取為1.14 m，管道型式、材料、荷載均取原值，即管道內(nèi)真空度極限為-95 kPa，內(nèi)部溫度上限為60 ℃?？紤]低真空運(yùn)輸系統(tǒng)管道兩端的密封過渡車站設(shè)計(jì)，在試驗(yàn)管道兩端采用密封鋼蓋板進(jìn)行模擬。

試驗(yàn)幾何相似比為10，即模型管道幾何尺寸為原型管道的1/10，彈性模量相似比取為1，其他材料關(guān)鍵參數(shù)及荷載相似比均為1。根據(jù)相似比例換算以及數(shù)值模擬驗(yàn)證，僅考慮管道內(nèi)外氣壓差荷載情況下，相應(yīng)的位移相似比為10，應(yīng)力相似比為1。

試驗(yàn)平臺由水池、密閉管道、真空設(shè)備、加熱系統(tǒng)4部分組成。水池可用來模擬隧道地層中的水環(huán)境，真空設(shè)備用來實(shí)現(xiàn)管道內(nèi)部真空度的控制，加熱系統(tǒng)用來模擬管道內(nèi)部由于列車運(yùn)行引起的溫度升高。

1.1 密閉管道設(shè)計(jì)

密閉管道設(shè)計(jì)外徑為1.25 m，壁厚55 mm，總長3 m。管道中布設(shè)HPB300的φ6.5 mm縱筋及環(huán)向鋼筋，縱向鋼筋通過管道抗彎強(qiáng)度驗(yàn)算，沿圓周均勻布置60根縱向鋼筋，環(huán)向受力鋼筋按2%的配筋率布置，鋼筋螺距取30 mm。管道兩端頭部分加厚為100 mm，并預(yù)埋鋼構(gòu)件，用于與密封鋼蓋板的法蘭連接。試驗(yàn)管道設(shè)計(jì)如圖1所示。

圖1 試驗(yàn)管道設(shè)計(jì)圖(單位: mm)

管道混凝土采用摻加粉煤灰、鋼纖維、外加劑等的高強(qiáng)灌漿料，澆筑管道時(shí)采用的水膠比為0.125。管道混凝土強(qiáng)度等級為C70，28 d抗壓強(qiáng)度達(dá)到73 MPa，通過MTS室內(nèi)三軸試驗(yàn)儀測得材料的彈性模量為24.5 GPa，泊松比為0.15，通過稱量測得試塊容重為28 kN/m3。

管道中間位置內(nèi)側(cè)管壁布置環(huán)向、軸向混凝土應(yīng)變片，外側(cè)管壁在中間兩側(cè)各10 cm位置對稱布置2環(huán)環(huán)向、軸向混凝土應(yīng)變片，如圖2所示。應(yīng)變片型號為BX120-3AA ，電阻值為120 Ω。其中S09、S11、L10-X、L5-X、R10-X、R5-X為軸向應(yīng)變片，其他均為環(huán)向應(yīng)變片。

(a) 管內(nèi)應(yīng)變片分布

(b) 管外左側(cè)應(yīng)變片分布

(c) 管外右側(cè)應(yīng)變片分布

1.2 設(shè)備組裝調(diào)試

試驗(yàn)真空設(shè)備采用滿足參數(shù)指標(biāo)要求的油式旋片真空泵，考慮管道內(nèi)部升溫工況，真空泵配置水循環(huán)冷卻部件。真空泵通過抽氣管路與管道端蓋連接，并通過真空計(jì)實(shí)時(shí)控制管道內(nèi)部真空度，通過PLC進(jìn)行管道內(nèi)部真空度設(shè)定和維持。其中真空計(jì)采用英?？?INFICON)電子真空計(jì)，測得的數(shù)值為相對真空度，單位為kPa。

通過在管道內(nèi)部放置6支長度為1.3 m的透明短波孿管，對管道內(nèi)壁加熱。加熱控制系統(tǒng)通過放置在管道內(nèi)部的K型電偶實(shí)時(shí)感知溫度，并通過調(diào)整電源輸出功率來控制管道內(nèi)部溫度。

端蓋與預(yù)埋件通過螺栓及密封圈安裝固定后，將真空泵管道連接至管道端蓋，傳感器線路接至相應(yīng)的數(shù)據(jù)采集儀。先后啟動(dòng)真空泵系統(tǒng)和加熱系統(tǒng)，進(jìn)行真空泵、加熱裝置、數(shù)據(jù)采集儀器的聯(lián)調(diào)聯(lián)試。試驗(yàn)系統(tǒng)實(shí)物如圖3所示。

(a) 控制系統(tǒng)

(b) 管道

2 低真空管道力學(xué)性能試驗(yàn)研究

利用真空設(shè)備對管道內(nèi)抽真空，通過各監(jiān)測元器件實(shí)時(shí)采集管道結(jié)構(gòu)的變形數(shù)據(jù)，得到相對真空度變化過程中管道內(nèi)、外壁及鋼蓋板監(jiān)測點(diǎn)處應(yīng)變變化規(guī)律，以及管道整體的受力變形分布規(guī)律，并進(jìn)行低真空工況下管道力學(xué)行為的數(shù)值模擬計(jì)算。

2.1 各監(jiān)測點(diǎn)隨真空加載的變形規(guī)律

啟動(dòng)真空泵，將管道內(nèi)相對真空度由0 kPa一次性調(diào)整至-95 kPa后破空，得到各典型監(jiān)測點(diǎn)處的應(yīng)變隨抽真空過程的變化規(guī)律。此處的破空指打開管道端部的進(jìn)氣閥，使得短時(shí)間內(nèi)管道內(nèi)部氣壓由低真空狀態(tài)恢復(fù)至常壓狀態(tài)。

2.1.1 外壁環(huán)向監(jiān)測點(diǎn)變形規(guī)律

由于外壁各環(huán)向監(jiān)測點(diǎn)變形趨勢基本一致，為避免重復(fù)，取外壁典型監(jiān)測點(diǎn)L03為代表， L03監(jiān)測點(diǎn)處的應(yīng)變隨相對真空度的變化曲線如圖4所示。圖中橫軸代表時(shí)間，以抽真空開始時(shí)間為零點(diǎn)，以s為計(jì)時(shí)單位；左側(cè)縱軸表示管道內(nèi)部的相對真空度，單位為kPa，通過真空計(jì)每秒鐘實(shí)時(shí)采集1次管道相對真空度；右側(cè)縱軸表示管壁監(jiān)測點(diǎn)位置的應(yīng)變量，通過應(yīng)變采集儀每秒鐘采集1次監(jiān)測點(diǎn)的應(yīng)變數(shù)據(jù)。由于結(jié)構(gòu)變形較小，應(yīng)變片精度有限，受到試驗(yàn)環(huán)境中的微波干擾，采集得到的應(yīng)變片數(shù)據(jù)有小幅度震蕩，通過擬合趨勢線得到監(jiān)測點(diǎn)應(yīng)變的整體變化規(guī)律與趨勢曲線，見圖4中的黑色虛線。

圖4 L03處應(yīng)變隨相對真空度變化曲線

由圖4可知，隨著抽真空的進(jìn)行，管內(nèi)相對真空度絕對值增加，引起管壁內(nèi)外氣壓差的增大，監(jiān)測點(diǎn)處應(yīng)變增加；停止抽真空后，管壁內(nèi)外氣壓差穩(wěn)定，應(yīng)變也趨于穩(wěn)定；管道破空后，相對真空度歸零，應(yīng)變也隨之迅速降為零。整個(gè)抽真空和破空過程中監(jiān)測點(diǎn)處均為壓應(yīng)力，最大應(yīng)變值為25 με。L03監(jiān)測點(diǎn)處應(yīng)變與相對真空度的關(guān)系曲線如圖5所示。圖中橫軸為抽真空過程中以s為頻率采集到的管道內(nèi)相對真空度，縱軸代表與相對真空度采集時(shí)間對應(yīng)的每秒鐘管壁監(jiān)測點(diǎn)處的應(yīng)變值，通過趨勢線擬合得到圖中黑色虛線所示的相對真空度和監(jiān)測點(diǎn)應(yīng)變關(guān)系線。

圖5 L03處應(yīng)變與相對真空度關(guān)系曲線

由圖5可知， L03監(jiān)測點(diǎn)應(yīng)變與相對真空度呈線性關(guān)系，壓應(yīng)變隨相對真空度絕對值的增加而線性增大。通過公式擬合得到應(yīng)變與相對真空度的關(guān)系公式：y=-0.232 7x-3.428 3，R2=0.909 5。

2.1.2 外壁軸向監(jiān)測點(diǎn)變形規(guī)律

取外壁軸向典型監(jiān)測點(diǎn)L5-X為代表，L5-X監(jiān)測點(diǎn)應(yīng)變隨相對真空度的變化曲線如圖6所示。

圖6 L5-X處應(yīng)變隨相對真空度變化曲線

由圖6可知，管道外壁軸線方向也承受壓力，L5-X監(jiān)測點(diǎn)處壓應(yīng)變隨相對真空度的變化規(guī)律與環(huán)向L03監(jiān)測點(diǎn)基本相同，最大軸向壓應(yīng)變僅為6 με，可見管道的變形以環(huán)向?yàn)橹?，軸向應(yīng)變很小。

2.1.3 內(nèi)壁環(huán)向監(jiān)測點(diǎn)變形規(guī)律

管道內(nèi)壁環(huán)向典型應(yīng)變監(jiān)測點(diǎn)S05隨相對真空度的變化曲線如圖7所示。

圖7 S05處應(yīng)變隨相對真空度變化曲線

由圖7可知，管道內(nèi)壁監(jiān)測點(diǎn)S05處同樣承受壓力，壓應(yīng)變隨著相對真空度絕對值的增加而增大；管道內(nèi)外壓差穩(wěn)定后，S05處壓應(yīng)變逐漸減小；隨著管道破空，壓應(yīng)變迅速降至0，監(jiān)測點(diǎn)的最大壓應(yīng)變達(dá)到125 με，遠(yuǎn)大于管道外壁監(jiān)測點(diǎn)處應(yīng)變。

由圖7可知，由于受管道內(nèi)部抽真空氣流的直接影響，內(nèi)壁應(yīng)變較大；管道負(fù)壓趨于穩(wěn)定后，隨著抽真空速率降低，管內(nèi)氣流趨于穩(wěn)定，管道壓應(yīng)變有所降低?？梢姽艿纼?nèi)壁的應(yīng)變有一部分是由于抽真空過程中的動(dòng)態(tài)氣流直接引起的，所以才會(huì)出現(xiàn)在氣流穩(wěn)定后應(yīng)變減小的現(xiàn)象。因此，可以初步判斷管道內(nèi)壁的壓應(yīng)變由2部分組成： 一部分是管道內(nèi)相對真空度變化引起的靜態(tài)壓應(yīng)變；另一部分是抽真空氣流引起的動(dòng)態(tài)壓應(yīng)變，這一部分應(yīng)變會(huì)隨著抽真空速率的降低而減小。

2.1.4 鋼蓋板監(jiān)測點(diǎn)變形規(guī)律

管道兩端密封鋼蓋板外側(cè)監(jiān)測點(diǎn)處應(yīng)變隨相對真空度的變化曲線如圖8所示。

圖8 鋼蓋板應(yīng)變隨相對真空度變化曲線

由圖8可知，鋼蓋板應(yīng)變隨相對真空度的變化規(guī)律與管壁外側(cè)基本一致： 隨著抽真空的進(jìn)行，管壁內(nèi)外壓差增加，蓋板外側(cè)壓應(yīng)變增大；破空后隨著相對真空度歸零，蓋板外側(cè)應(yīng)變迅速降回零點(diǎn)。

端蓋處的最大壓應(yīng)力明顯大于管道外壁監(jiān)測點(diǎn)，達(dá)到120 με，這是由于管道的截面慣性矩大于圓形鋼蓋板，因此出現(xiàn)鋼蓋板外側(cè)的變形大于管道外壁的現(xiàn)象。

2.2 管道整體受力分布規(guī)律

提取抽真空過程中的監(jiān)測點(diǎn)數(shù)據(jù)，得到各監(jiān)測點(diǎn)應(yīng)變最大值，并根據(jù)彈性模量計(jì)算得到相應(yīng)各監(jiān)測點(diǎn)最大壓應(yīng)力分布，如圖9—10所示。

圖9 管道內(nèi)壁最大應(yīng)力分布(單位： MPa)

由圖9—10可知，抽真空狀態(tài)下，管道內(nèi)、外壁均受壓。管道外壁壓應(yīng)力整體較小且均勻，在1 MPa以內(nèi)；內(nèi)壁壓應(yīng)力相對較大，且分布較離散，為1.0～6.5 MPa。整體來看，抽真空形成的管道內(nèi)外氣壓差相對于結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)承載力很小，相應(yīng)的管道結(jié)構(gòu)產(chǎn)生的受力變形也小。

圖10 管道外壁最大應(yīng)力分布(單位： MPa)

管道外壁沒有抽真空氣流干擾，僅受管道內(nèi)外氣壓差的影響，因此變形相對均勻且對稱。通過圖7示出抽真空過程中監(jiān)測點(diǎn)應(yīng)變的實(shí)時(shí)變化規(guī)律可以發(fā)現(xiàn)，管道內(nèi)壁的變形還受到抽真空氣流的影響，由于管道內(nèi)部放置了加熱燈架等結(jié)構(gòu)件，造成抽真空氣流的路徑具有不確定性，因此出現(xiàn)了管道內(nèi)壁的變形較外壁大且分布不規(guī)律的現(xiàn)象。

為得到管道結(jié)構(gòu)環(huán)向的軸力和彎矩，取管道環(huán)向1 m 長度為計(jì)算單元，管道縱向截面積為A(A=bh)。已知截面內(nèi)、外側(cè)混凝土應(yīng)力值為σ1和σ2，根據(jù)材料力學(xué)壓彎組合計(jì)算公式，可推出管道結(jié)構(gòu)所受的彎矩M和軸力N的計(jì)算表達(dá)式為：

(1)

(2)

式中：b為管片寬度，m；h為管片厚度，m。

根據(jù)式(1)—(2)計(jì)算得到管壁所受的軸力和彎矩分布如圖11—12所示。

圖11 管道最大軸力分布(單位： kN)

由圖11—12可知，抽真空后管道整體受壓，軸力值為60～200 kN，彎矩最大值為1.4 kN·m。在抽真空狀態(tài)下受抽真空氣流的直接影響，內(nèi)壁受力大于外壁，且分布不均勻，因此計(jì)算得到的管壁整體軸力和彎矩大小分布也有一定的離散性。相較于管壁的承載能力，結(jié)構(gòu)整體受力很小，處于大偏心受壓狀態(tài)。

圖12 管道最大彎矩分布(單位： kN·m)

Fig. 12 Distribution of maximum bending moment of pipe (unit: kN·m)

2.3 低真空管道結(jié)構(gòu)模型計(jì)算

對管道的低真空受力狀態(tài)進(jìn)行數(shù)值模擬，首先建立試驗(yàn)管道三維網(wǎng)格模型，根據(jù)室內(nèi)測試結(jié)果，管道彈性模量取24.5 GPa，容重取28 kN/m3。為模擬管道兩端底座及密封鋼蓋板對端頭的約束作用，計(jì)算中管道兩端施加固定約束，即將管道兩端部的全部自由度進(jìn)行約束。管道內(nèi)部完全抽真空的情況下，管壁承受外界1個(gè)標(biāo)準(zhǔn)大氣壓1.013 25×102kPa，即約0.1 MPa的氣壓差，因此模擬中對管道外壁施加0.1 MPa的均布壓力。計(jì)算考慮管道自重影響，通過線性靜力分析得到真空狀態(tài)下管道的位移及應(yīng)力云圖如圖13—14所示。

圖13 管道位移云圖(單位： m)

由圖13可知，管道整體受壓，在0.1 MPa大氣壓力作用下管壁有向內(nèi)收斂的趨勢，最大位移為0.03 mm，對應(yīng)應(yīng)變量為34 με,整體形變規(guī)律與試驗(yàn)得到的數(shù)據(jù)結(jié)果基本一致。

圖14 管道應(yīng)力云圖(單位： Pa)

由圖14可知，管道主體以壓應(yīng)力為主，管道等效應(yīng)力最大值達(dá)到1.26 MPa，大部分等效應(yīng)力分布在1.1 MPa左右。

3 低真空管道氣密性研究

為得到管道混凝土材料本身的密封性能，管道澆筑中預(yù)留試塊進(jìn)行材料室內(nèi)抗?jié)B等級測試，得到試塊28 d抗?jié)B等級為P20，滲透系數(shù)為0.615×10-9cm/s，電通量法測得試塊56 d抗氯離子滲透系數(shù)為706 C。試塊養(yǎng)護(hù)56 d后進(jìn)行室內(nèi)氣密性試驗(yàn)，在兩側(cè)施加0.3 MPa的氣壓差，并保壓6 h后進(jìn)行測試，發(fā)現(xiàn)3 h內(nèi)儀器氣柱無下降量，可見材料本身水密性、氣密性良好。

在進(jìn)行管道系統(tǒng)整體的密封性能試驗(yàn)之前，采用結(jié)構(gòu)膠、環(huán)氧樹脂膠對管道預(yù)埋鋼板和混凝土結(jié)合處進(jìn)行雙重密封加固處理，并采用空壓機(jī)對管道內(nèi)部加5 kPa正壓，進(jìn)行肥皂水測試后發(fā)現(xiàn)無可見漏氣點(diǎn)，之后開始管道結(jié)構(gòu)氣密性試驗(yàn)。

在常溫狀態(tài)下啟動(dòng)真空泵，將管道相對真空度調(diào)整至-80 kPa，后關(guān)閉真空穩(wěn)壓系統(tǒng)，連續(xù)監(jiān)測24 h管道系統(tǒng)的真空度變化，得到管內(nèi)相對真空度隨時(shí)間的變化曲線如圖15所示。

圖15 常溫下管道相對真空度隨時(shí)間變化曲線

Fig. 15 Variation curve of relative vacuum in pipe with time under normal temperature

由圖15可知，常溫狀態(tài)下模型管道試驗(yàn)系統(tǒng)存在漏氣現(xiàn)象，管內(nèi)相對真空度絕對值隨時(shí)間的增長逐漸降低。隨著管道內(nèi)外壓差的減小，管道漏氣速度減緩，管道內(nèi)部相對真空度絕對值在前3 h線性降低至20 kPa；后降速減緩，5 h后由20 kPa降至0 kPa。

啟動(dòng)加熱設(shè)備進(jìn)行管道內(nèi)部升溫模擬，將管道內(nèi)壁溫度分別調(diào)整為40、50、60 ℃和室溫(30 ℃)并保持。啟動(dòng)真空泵將管內(nèi)相對真空度調(diào)整至-80 kPa，后關(guān)閉真空穩(wěn)壓系統(tǒng)，監(jiān)測管道系統(tǒng)1 h內(nèi)的相對真空度變化，得到不同管內(nèi)溫度工況下管道相對真空度隨時(shí)間的變化規(guī)律如圖16所示。

圖16 不同溫度工況下管道相對真空度隨時(shí)間變化曲線

Fig. 16 Variation curves of relative vacuum in pipe with time under different temperatures

由圖16可知，不同管內(nèi)溫度狀態(tài)下，管道相對真空度絕對值均隨時(shí)間降低，溫度越高降速越快。常溫下1 h內(nèi)管道相對真空度絕對值降低了20 kPa，60 ℃溫度下1 h內(nèi)管道相對真空度絕對值降低了30 kPa?？梢娪捎跍囟仍礁?，分子無規(guī)則運(yùn)動(dòng)越劇烈，所以氣體分子擴(kuò)散就越快，表現(xiàn)在試驗(yàn)中管道內(nèi)部相對真空度絕對值降低越快，漏氣越顯著。

為模擬真空隧道管道結(jié)構(gòu)在含水地層中的工況，并直觀地確認(rèn)管道系統(tǒng)的漏氣點(diǎn)，在放置試驗(yàn)管道的水池中注水至完全淹沒管道，然后啟動(dòng)真空泵對水下管道進(jìn)行抽真空。同樣將管道相對真空度調(diào)整至-80 kPa，關(guān)閉真空泵觀察2 h，未發(fā)現(xiàn)水面有冒泡等顯著異?，F(xiàn)象。排空池中水后，打開管道一側(cè)密封鋼蓋板觀察，發(fā)現(xiàn)管內(nèi)僅預(yù)埋鋼板與混凝土結(jié)合處可見水流滲透的痕跡，如圖17所示?？紤]管道材料本身氣密性良好，真空設(shè)備系統(tǒng)經(jīng)驗(yàn)收測試氣密性良好，由水池排空后試驗(yàn)現(xiàn)場管道內(nèi)部的進(jìn)水情況可以判斷，該預(yù)埋鋼板與混凝土結(jié)合處為系統(tǒng)的主要滲漏點(diǎn)，即管道結(jié)構(gòu)密封的薄弱點(diǎn)。

圖17 管道內(nèi)部滲漏水情況

滲漏點(diǎn)所在的結(jié)合處在試驗(yàn)開始前已用膠材進(jìn)行密封加強(qiáng)，且在5 kPa壓差下無可見漏氣點(diǎn)，但在管內(nèi)低真空狀態(tài)下仍存在漏水漏氣的現(xiàn)象。而對于螺栓和彈性密封墊連接的現(xiàn)有拼裝式隧道管片結(jié)構(gòu)，由于施工條件、地質(zhì)環(huán)境等因素的限制，本身會(huì)存在錯(cuò)臺、接縫張開等管片拼裝問題，接縫處的實(shí)際密封效果遠(yuǎn)達(dá)不到試驗(yàn)管道中預(yù)埋鋼板與混凝土結(jié)合處的密封水平。因此，可以預(yù)見對于不加整體內(nèi)襯的單層拼裝式隧道管片結(jié)構(gòu)，在結(jié)構(gòu)內(nèi)部抽真空、外部有水壓存在的情況下，會(huì)存在環(huán)、縱縫處漏氣滲水的隱患。因此考慮密封性能，對于低真空運(yùn)輸系統(tǒng)結(jié)構(gòu)建議采用拼裝式管片內(nèi)部加整體襯砌的雙層隧道結(jié)構(gòu)。 另外，本試驗(yàn)管道兩端的鋼蓋板密封是模擬實(shí)際低真空運(yùn)輸系統(tǒng)兩相鄰?fù)？空军c(diǎn)的站臺密封，從試驗(yàn)結(jié)果可以看出，管道材料本身密封性能良好，薄弱點(diǎn)在端頭的結(jié)合部位。因此，在低真空運(yùn)輸系統(tǒng)方案中，兩端部的車站設(shè)計(jì)要考慮端頭的密封性能，端頭的漏氣率應(yīng)控制在真空穩(wěn)壓設(shè)備可調(diào)控的技術(shù)指標(biāo)范圍內(nèi)。

4 結(jié)論與討論

本文在搭建低真空管道系統(tǒng)試驗(yàn)平臺的基礎(chǔ)上，開展了管道結(jié)構(gòu)在低真空狀態(tài)下的受力及密封性能研究，得到以下主要結(jié)論。

1)抽真空使管壁整體受壓，管壁以環(huán)向受力為主，受管內(nèi)抽真空氣流影響，內(nèi)壁應(yīng)變大于外壁且分布不均勻。

2)隨著管內(nèi)相對真空度的變化，管壁整體受力不大，外壁應(yīng)力在1 MPa以內(nèi)，內(nèi)壁壓應(yīng)力為1～6.5 MPa；管壁所受軸力為60～200 kN，彎矩最大值為1.4 kN·m，處于大偏心受壓狀態(tài)。

3)管道內(nèi)部溫度越高，相對真空度絕對值降低越快，管道漏氣速率越高；低真空管道試驗(yàn)系統(tǒng)的密封薄弱點(diǎn)在兩側(cè)預(yù)埋鋼板與管道混凝土結(jié)合處。

4)抽真空對管道結(jié)構(gòu)形成的內(nèi)外壓差載荷有限，結(jié)構(gòu)的受力變形整體較?。豢紤]密封性能，真空管道運(yùn)輸結(jié)構(gòu)若采用現(xiàn)有的隧道拼裝式管片結(jié)構(gòu)，建議內(nèi)部加整體二次襯砌。

本文著重對管道結(jié)構(gòu)在抽真空過程中的力學(xué)行為和密封性能開展規(guī)律性試驗(yàn)，后續(xù)可進(jìn)行隧道管道外部土壓環(huán)境模擬，并開展管道內(nèi)外溫差引起的溫度應(yīng)力研究，進(jìn)行更為復(fù)雜的工況耦合作用下結(jié)構(gòu)的力學(xué)行為及密封性能研究。