呂乾乾， 孫振川， 周建軍， 楊振興， 陳瑞祥

(1. 盾構及掘進技術國家重點實驗室， 河南 鄭州 450001； 2. 中鐵隧道局集團有限公司， 廣東 廣州 511458)

0 引言

真空管道運輸系統作為一種新型交通系統，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行的高速交通工具，最高經濟速度不宜超過400 km/h，而真空管道運輸系統實現了低密度介質運輸環(huán)境，減小了列車的氣動阻力[1-2]，因此列車運行速度有了大幅度的提升，現階段的目標速度保守估計可達到600～1 000 km/h，后期目標速度將超過4 000 km/h。它將作為第5類交通運輸模式，與現有的公路運輸、鐵路運輸、水運及空運形成有力互補，具有廣闊的應用前景和市場價值。

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

雖然我國的研究起步較晚，但發(fā)展迅速。2013 年，西南交通大學牽引動力國家重點實驗室建設完成了國內首條載人高溫超導磁懸浮環(huán)形試驗線；2014 年6 月，搭建完成并調試成功了國際首個集牽引、通訊、降壓測試為一體的真空管道高溫超導磁懸浮車試驗平臺“Super-Maglev”，開展了一系列真空管道高溫超導磁懸浮車動力學和氣動性能研究[8-10]。

目前關于真空管道運輸系統的研究主要集中在列車空氣動力學方面，而管道作為列車運行的載體，其密封性能和結構強度問題直接關系到真空運輸系統的運行是否安全可靠。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，經濟效益明顯。但隧道管道結構在低真空復雜環(huán)境下的密封性能和力學行為有待試驗探索。鑒于此，本文在搭建低真空管道系統試驗平臺的基礎上，對低真空環(huán)境下隧道管道性能進行物理模擬試驗研究，以期為低真空管道運輸系統的管道選型提供依據。

1 試驗平臺設計和搭建

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

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

試驗幾何相似比為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，其他材料關鍵參數及荷載相似比均為1。根據相似比例換算以及數值模擬驗證，僅考慮管道內外氣壓差荷載情況下，相應的位移相似比為10，應力相似比為1。

試驗平臺由水池、密閉管道、真空設備、加熱系統4部分組成。水池可用來模擬隧道地層中的水環(huán)境，真空設備用來實現管道內部真空度的控制，加熱系統用來模擬管道內部由于列車運行引起的溫度升高。

1.1 密閉管道設計

密閉管道設計外徑為1.25 m，壁厚55 mm，總長3 m。管道中布設HPB300的φ6.5 mm縱筋及環(huán)向鋼筋，縱向鋼筋通過管道抗彎強度驗算，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，并預埋鋼構件，用于與密封鋼蓋板的法蘭連接。試驗管道設計如圖1所示。

圖1 試驗管道設計圖(單位: mm)

管道混凝土采用摻加粉煤灰、鋼纖維、外加劑等的高強灌漿料，澆筑管道時采用的水膠比為0.125。管道混凝土強度等級為C70，28 d抗壓強度達到73 MPa，通過MTS室內三軸試驗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。

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

(a) 管內應變片分布

(b) 管外左側應變片分布

(c) 管外右側應變片分布

1.2 設備組裝調試

試驗真空設備采用滿足參數指標要求的油式旋片真空泵，考慮管道內部升溫工況，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，并通過真空計實時控制管道內部真空度，通過PLC進行管道內部真空度設定和維持。其中真空計采用英?？?INFICON)電子真空計，測得的數值為相對真空度，單位為kPa。

通過在管道內部放置6支長度為1.3 m的透明短波孿管，對管道內壁加熱。加熱控制系統通過放置在管道內部的K型電偶實時感知溫度，并通過調整電源輸出功率來控制管道內部溫度。

端蓋與預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的數據采集儀。先后啟動真空泵系統和加熱系統，進行真空泵、加熱裝置、數據采集儀器的聯調聯試。試驗系統實物如圖3所示。

(a) 控制系統

(b) 管道

2 低真空管道力學性能試驗研究

利用真空設備對管道內抽真空，通過各監(jiān)測元器件實時采集管道結構的變形數據，得到相對真空度變化過程中管道內、外壁及鋼蓋板監(jiān)測點處應變變化規(guī)律，以及管道整體的受力變形分布規(guī)律，并進行低真空工況下管道力學行為的數值模擬計算。

2.1 各監(jiān)測點隨真空加載的變形規(guī)律

啟動真空泵，將管道內相對真空度由0 kPa一次性調整至-95 kPa后破空，得到各典型監(jiān)測點處的應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氣閥，使得短時間內管道內部氣壓由低真空狀態(tài)恢復至常壓狀態(tài)。

2.1.1 外壁環(huán)向監(jiān)測點變形規(guī)律

由于外壁各環(huán)向監(jiān)測點變形趨勢基本一致，為避免重復，取外壁典型監(jiān)測點L03為代表， L03監(jiān)測點處的應變隨相對真空度的變化曲線如圖4所示。圖中橫軸代表時間，以抽真空開始時間為零點，以s為計時單位；左側縱軸表示管道內部的相對真空度，單位為kPa，通過真空計每秒鐘實時采集1次管道相對真空度；右側縱軸表示管壁監(jiān)測點位置的應變量，通過應變采集儀每秒鐘采集1次監(jiān)測點的應變數據。由于結構變形較小，應變片精度有限，受到試驗環(huán)境中的微波干擾，采集得到的應變片數據有小幅度震蕩，通過擬合趨勢線得到監(jiān)測點應變的整體變化規(guī)律與趨勢曲線，見圖4中的黑色虛線。

圖4 L03處應變隨相對真空度變化曲線

由圖4可知，隨著抽真空的進行，管內相對真空度絕對值增加，引起管壁內外氣壓差的增大，監(jiān)測點處應變增加；停止抽真空后，管壁內外氣壓差穩(wěn)定，應變也趨于穩(wěn)定；管道破空后，相對真空度歸零，應變也隨之迅速降為零。整個抽真空和破空過程中監(jiān)測點處均為壓應力，最大應變值為25 με。L03監(jiān)測點處應變與相對真空度的關系曲線如圖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相對真空度，縱軸代表與相對真空度采集時間對應的每秒鐘管壁監(jiān)測點處的應變值，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)測點應變關系線。

圖5 L03處應變與相對真空度關系曲線

由圖5可知， L03監(jiān)測點應變與相對真空度呈線性關系，壓應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變與相對真空度的關系公式：y=-0.232 7x-3.428 3，R2=0.909 5。

2.1.2 外壁軸向監(jiān)測點變形規(guī)律

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

圖6 L5-X處應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)測點處壓應變隨相對真空度的變化規(guī)律與環(huán)向L03監(jiān)測點基本相同，最大軸向壓應變僅為6 με，可見管道的變形以環(huán)向為主，軸向應變很小。

2.1.3 內壁環(huán)向監(jiān)測點變形規(guī)律

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

圖7 S05處應變隨相對真空度變化曲線

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

由圖7可知，由于受管道內部抽真空氣流的直接影響，內壁應變較大；管道負壓趨于穩(wěn)定后，隨著抽真空速率降低，管內氣流趨于穩(wěn)定，管道壓應變有所降低。可見管道內壁的應變有一部分是由于抽真空過程中的動態(tài)氣流直接引起的，所以才會出現在氣流穩(wěn)定后應變減小的現象。因此，可以初步判斷管道內壁的壓應變由2部分組成： 一部分是管道內相對真空度變化引起的靜態(tài)壓應變；另一部分是抽真空氣流引起的動態(tài)壓應變，這一部分應變會隨著抽真空速率的降低而減小。

2.1.4 鋼蓋板監(jiān)測點變形規(guī)律

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

圖8 鋼蓋板應變隨相對真空度變化曲線

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

端蓋處的最大壓應力明顯大于管道外壁監(jiān)測點，達到120 με，這是由于管道的截面慣性矩大于圓形鋼蓋板，因此出現鋼蓋板外側的變形大于管道外壁的現象。

2.2 管道整體受力分布規(guī)律

提取抽真空過程中的監(jiān)測點數據，得到各監(jiān)測點應變最大值，并根據彈性模量計算得到相應各監(jiān)測點最大壓應力分布，如圖9—10所示。

圖9 管道內壁最大應力分布(單位： MPa)

由圖9—10可知，抽真空狀態(tài)下，管道內、外壁均受壓。管道外壁壓應力整體較小且均勻，在1 MPa以內；內壁壓應力相對較大，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外氣壓差相對于結構的設計承載力很小，相應的管道結構產生的受力變形也小。

圖10 管道外壁最大應力分布(單位： MPa)

管道外壁沒有抽真空氣流干擾，僅受管道內外氣壓差的影響，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)測點應變的實時變化規(guī)律可以發(fā)現，管道內壁的變形還受到抽真空氣流的影響，由于管道內部放置了加熱燈架等結構件，造成抽真空氣流的路徑具有不確定性，因此出現了管道內壁的變形較外壁大且分布不規(guī)律的現象。

為得到管道結構環(huán)向的軸力和彎矩，取管道環(huán)向1 m 長度為計算單元，管道縱向截面積為A(A=bh)。已知截面內、外側混凝土應力值為σ1和σ2，根據材料力學壓彎組合計算公式，可推出管道結構所受的彎矩M和軸力N的計算表達式為：

(1)

(2)

式中：b為管片寬度，m；h為管片厚度，m。

根據式(1)—(2)計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，內壁受力大于外壁，且分布不均勻，因此計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，結構整體受力很小，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 低真空管道結構模型計算

對管道的低真空受力狀態(tài)進行數值模擬，首先建立試驗管道三維網格模型，根據室內測試結果，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行約束。管道內部完全抽真空的情況下，管壁承受外界1個標準大氣壓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收斂的趨勢，最大位移為0.03 mm，對應應變量為34 με,整體形變規(guī)律與試驗得到的數據結果基本一致。

圖14 管道應力云圖(單位： Pa)

由圖14可知，管道主體以壓應力為主，管道等效應力最大值達到1.26 MPa，大部分等效應力分布在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，管道澆筑中預留試塊進行材料室內抗?jié)B等級測試，得到試塊28 d抗?jié)B等級為P20，滲透系數為0.615×10-9cm/s，電通量法測得試塊56 d抗氯離子滲透系數為706 C。試塊養(yǎng)護56 d后進行室內氣密性試驗，在兩側施加0.3 MPa的氣壓差，并保壓6 h后進行測試，發(fā)現3 h內儀器氣柱無下降量，可見材料本身水密性、氣密性良好。

在進行管道系統整體的密封性能試驗之前，采用結構膠、環(huán)氧樹脂膠對管道預埋鋼板和混凝土結合處進行雙重密封加固處理，并采用空壓機對管道內部加5 kPa正壓，進行肥皂水測試后發(fā)現無可見漏氣點，之后開始管道結構氣密性試驗。

在常溫狀態(tài)下啟動真空泵，將管道相對真空度調整至-80 kPa，后關閉真空穩(wěn)壓系統，連續(xù)監(jiān)測24 h管道系統的真空度變化，得到管內相對真空度隨時間的變化曲線如圖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)下模型管道試驗系統存在漏氣現象，管內相對真空度絕對值隨時間的增長逐漸降低。隨著管道內外壓差的減小，管道漏氣速度減緩，管道內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。

啟動加熱設備進行管道內部升溫模擬，將管道內壁溫度分別調整為40、50、60 ℃和室溫(30 ℃)并保持。啟動真空泵將管內相對真空度調整至-80 kPa，后關閉真空穩(wěn)壓系統，監(jiān)測管道系統1 h內的相對真空度變化，得到不同管內溫度工況下管道相對真空度隨時間的變化規(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，不同管內溫度狀態(tài)下，管道相對真空度絕對值均隨時間降低，溫度越高降速越快。常溫下1 h內管道相對真空度絕對值降低了20 kPa，60 ℃溫度下1 h內管道相對真空度絕對值降低了30 kPa?？梢娪捎跍囟仍礁撸肿訜o規(guī)則運動越劇烈，所以氣體分子擴散就越快，表現在試驗中管道內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構在含水地層中的工況，并直觀地確認管道系統的漏氣點，在放置試驗管道的水池中注水至完全淹沒管道，然后啟動真空泵對水下管道進行抽真空。同樣將管道相對真空度調整至-80 kPa，關閉真空泵觀察2 h，未發(fā)現水面有冒泡等顯著異?，F象。排空池中水后，打開管道一側密封鋼蓋板觀察，發(fā)現管內僅預埋鋼板與混凝土結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，真空設備系統經驗收測試氣密性良好，由水池排空后試驗現場管道內部的進水情況可以判斷，該預埋鋼板與混凝土結合處為系統的主要滲漏點，即管道結構密封的薄弱點。

圖17 管道內部滲漏水情況

滲漏點所在的結合處在試驗開始前已用膠材進行密封加強，且在5 kPa壓差下無可見漏氣點，但在管內低真空狀態(tài)下仍存在漏水漏氣的現象。而對于螺栓和彈性密封墊連接的現有拼裝式隧道管片結構，由于施工條件、地質環(huán)境等因素的限制，本身會存在錯臺、接縫張開等管片拼裝問題，接縫處的實際密封效果遠達不到試驗管道中預埋鋼板與混凝土結合處的密封水平。因此，可以預見對于不加整體內襯的單層拼裝式隧道管片結構，在結構內部抽真空、外部有水壓存在的情況下，會存在環(huán)、縱縫處漏氣滲水的隱患。因此考慮密封性能，對于低真空運輸系統結構建議采用拼裝式管片內部加整體襯砌的雙層隧道結構。 另外，本試驗管道兩端的鋼蓋板密封是模擬實際低真空運輸系統兩相鄰?？空军c的站臺密封，從試驗結果可以看出，管道材料本身密封性能良好，薄弱點在端頭的結合部位。因此，在低真空運輸系統方案中，兩端部的車站設計要考慮端頭的密封性能，端頭的漏氣率應控制在真空穩(wěn)壓設備可調控的技術指標范圍內。

4 結論與討論

本文在搭建低真空管道系統試驗平臺的基礎上，開展了管道結構在低真空狀態(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，受管內抽真空氣流影響，內壁應變大于外壁且分布不均勻。

2)隨著管內相對真空度的變化，管壁整體受力不大，外壁應力在1 MPa以內，內壁壓應力為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；低真空管道試驗系統的密封薄弱點在兩側預埋鋼板與管道混凝土結合處。

4)抽真空對管道結構形成的內外壓差載荷有限，結構的受力變形整體較?。豢紤]密封性能，真空管道運輸結構若采用現有的隧道拼裝式管片結構，建議內部加整體二次襯砌。

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