趙全滿，王鑫均，井 碩，劉繼法，趙品暉，胡文軍

（1.山東建筑大學(xué)a.交通工程學(xué)院，b.山東省道路工程綠色建造與性能提升工程實(shí)驗(yàn)室，濟(jì)南 250101；2.山東省泰安市公路規(guī)劃設(shè)計(jì)院，山東 泰安 271000）

城市管網(wǎng)被喻為“城市大動(dòng)脈”，是城市基礎(chǔ)設(shè)施必不可少的組成部分，而檢查井是城市管網(wǎng)的重要組成部分.原則上，檢查井應(yīng)布置于綠化帶、非機(jī)動(dòng)車道等位置，但受限于其他管網(wǎng)的布設(shè)及道路寬度的限制，濟(jì)南市大量檢查井布設(shè)于機(jī)動(dòng)車道處［1］.檢查井的存在使得井周路基、路面施工困難，壓實(shí)度不足，使其成為道路的薄弱部位，在車輛荷載反復(fù)碾壓下，檢查井周圍路面（簡(jiǎn)稱“井周路面”）極易產(chǎn)生開裂、剝落等病害，導(dǎo)致道路平整度變差，行車舒適性降低，甚至有車輛為躲避井蓋造成嚴(yán)重的交通事故，檢查井“坑人”的報(bào)道屢見不鮮.

目前，國內(nèi)外對(duì)于檢查井的研究主要集中于檢查井病害檢測(cè)、檢查井沉降機(jī)理、井周路面破壞機(jī)理及修補(bǔ)料研發(fā)等方面.許夢(mèng)兵等［2］建立SSW 車載激光建模系統(tǒng)，開發(fā)了高精度激光點(diǎn)云數(shù)據(jù)道路井蓋病害檢測(cè)方法；劉深華［3］在樁體縱向振動(dòng)理論基礎(chǔ)上，建立檢查井與土體界面的Voigt 模型，對(duì)檢查井沉降特性進(jìn)行研究，得出影響檢查井振動(dòng)位移的關(guān)鍵因素；Hu 等［4］構(gòu)建交通荷載作用下檢查井縱向振動(dòng)方程，解得檢查井沉降曲線，得出檢查井對(duì)井周路面的“側(cè)向約束”使其內(nèi)部剪應(yīng)力大大增加；魏連雨等［5］建立檢查井井周路面結(jié)構(gòu)有限元力學(xué)分析模型，分析了井周結(jié)構(gòu)拉、壓、剪應(yīng)力的受力特點(diǎn)和變化規(guī)律.有學(xué)者開發(fā)了聚合物基復(fù)合材料井蓋［6］、復(fù)合式玻璃纖維混凝土井蓋［7］、可升降式檢查井［8］、環(huán)氧樹脂改性混凝土檢查井［9］等新型井蓋和檢查井，并驗(yàn)證了其具有良好的力學(xué)性能.還有學(xué)者研發(fā)了冷補(bǔ)型瀝青混合料［10］、高性能水泥修補(bǔ)材料［11］、樹脂水泥［12］等，在一些井周路面養(yǎng)護(hù)工程中應(yīng)用效果良好.

目前，檢查井作為市政道路必不可少的組成部分，其存在破壞了路面結(jié)構(gòu)的整體性，影響行車舒適性，尤其是在其病害嚴(yán)重時(shí)，不僅嚴(yán)重影響市容市貌，而且威脅著行車安全，給居民出行帶來極大干擾，因此有必要對(duì)檢查井及井周路面行車舒適性及安全性進(jìn)行評(píng)價(jià).目前，對(duì)于行車舒適性評(píng)價(jià)方面的研究成果頗多，馬岢言等［13］通過建立1/4 車輛振動(dòng)模型，對(duì)瀝青路面坑槽進(jìn)行了行車舒適性分析；蘇曼曼等［14］通過建立整車仿真模型，提出了基于MTVV 振動(dòng)指標(biāo)的路橋過渡段平整度評(píng)價(jià)方法；李倩等［15］通過建立1/4 車輛振動(dòng)模型，從Shell 永久變形理論出發(fā)對(duì)瀝青路面平整度的劣化機(jī)理進(jìn)行了研究；王貴春等［16］通過建立1/2 車輛模型，對(duì)車橋耦合振動(dòng)及行車舒適性進(jìn)行了研究.

由于檢查井與路面結(jié)構(gòu)剛度差異明顯，當(dāng)車輛經(jīng)過路面時(shí)，路面變形和振動(dòng)較小，對(duì)車輛振動(dòng)影響較小，可忽略不計(jì)，當(dāng)車輛經(jīng)過井蓋時(shí)，井蓋的振動(dòng)和變形較大，導(dǎo)致車輛經(jīng)過時(shí)振動(dòng)加劇，井蓋的變形和振動(dòng)不容忽略.因此，本文在井周路面平整度調(diào)查及分析基礎(chǔ)上，考慮井蓋對(duì)車輛振動(dòng)的耦合作用，建立人-車-井蓋耦合1/2 車輛振動(dòng)模型，以加權(quán)加速度均方根值為評(píng)價(jià)指標(biāo)，以國際標(biāo)準(zhǔn)ISO 2631-1-1-1997 為評(píng)價(jià)標(biāo)準(zhǔn)［17］，進(jìn)行行車舒適性評(píng)價(jià)，并通過現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)試驗(yàn)驗(yàn)證.然后，采用相關(guān)性和方差分析法分析行車速度、井周路面病害導(dǎo)致的高差、井蓋沉陷、坡度變化率、井蓋剛度系數(shù)、輪胎剛度系數(shù)、輪胎阻尼系數(shù)、懸架剛度系數(shù)、懸架阻尼系數(shù)9 個(gè)因素對(duì)行車舒適性的影響，確定影響行車舒適性的主要因素，并通過加速度現(xiàn)場(chǎng)測(cè)試試驗(yàn)驗(yàn)證，為檢查井及井周路面養(yǎng)護(hù)時(shí)機(jī)的確定和養(yǎng)護(hù)策略的制定奠定理論基礎(chǔ).

1 井周路面平整度狀況調(diào)查及分析

1.1 經(jīng)十東路井周路面病害范圍調(diào)查

對(duì)濟(jì)南市經(jīng)十東路100 處檢查井進(jìn)行井周路面病害范圍及病害類型進(jìn)行調(diào)查時(shí)，采用等效法將病害范圍（包括井蓋）統(tǒng)一為半徑為r的圓形區(qū)域［18］，并將病害范圍以區(qū)間半徑0.1 m 間隔劃分，調(diào)查結(jié)果見表1.

表1 病害范圍調(diào)查結(jié)果Tab.1 Results of investigation on damage range

由表1 可知：經(jīng)十東路井周路面病害范圍主要集中在0.5 m～0.7 m，在100 處檢查井中占比83%，最大病害半徑為0.8 m.

1.2 經(jīng)十東路井周路面平整度狀況分析

采用3 m 直尺對(duì)經(jīng)十東路100 處檢查井的井周路面平整度進(jìn)行測(cè)量，根據(jù)經(jīng)十東路井周路面病害范圍調(diào)查結(jié)果，井周路面平整度測(cè)量范圍取r=0.8 m；同時(shí)，對(duì)距離檢查井2 m 外的一般路面進(jìn)行平整度測(cè)量.平整度評(píng)價(jià)時(shí)，將100 處一般路面和井周路面測(cè)量結(jié)果分別作為連續(xù)路面考慮，以國際平整度指數(shù)IRI、最大間隙值Δh、平整度標(biāo)準(zhǔn)差σ為指標(biāo)，以《公路工程質(zhì)量檢驗(yàn)評(píng)定標(biāo)準(zhǔn)》（JTG F80/1-2017）為標(biāo)準(zhǔn)進(jìn)行分析［19］，結(jié)果見表2.

由表2 可知，井周路面IRI 是一般路面的11 倍，Δh是一般路面的12 倍，σ是一般路面的8 倍，數(shù)值均遠(yuǎn)不滿足規(guī)范要求.可見，一般路面平整度在規(guī)范要求之內(nèi)，而井周路面平整度遠(yuǎn)差于一般路面，且不滿足規(guī)范要求.

表2 平整度分析結(jié)果Tab.2 Results of roughness analysis

1.3 經(jīng)十東路井周路面行駛質(zhì)量評(píng)價(jià)

以行駛質(zhì)量指數(shù)RQI 為行駛質(zhì)量評(píng)價(jià)指標(biāo)，以《公路技術(shù)狀況評(píng)定標(biāo)準(zhǔn)》（JTG H20-2018）為行駛質(zhì)量評(píng)價(jià)標(biāo)準(zhǔn)（見表3），評(píng)價(jià)車輛經(jīng)過檢查井及井周路面的行駛質(zhì)量［20］.RQI 的計(jì)算式為

式中：a0為高速、一級(jí)公路取0.026，其余取0.0185；a1為高速、一級(jí)公路取0.65，其他取0.58.

根據(jù)表2、表3 及式（1），計(jì)算行駛質(zhì)量指數(shù)，評(píng)價(jià)路面行駛質(zhì)量.常規(guī)路面RQI1=95，評(píng)定結(jié)果為優(yōu)；井周路面RQI2=4，評(píng)定結(jié)果為差.可見，井周路面行駛質(zhì)量遠(yuǎn)差于一般路面，在車輛經(jīng)過檢查井及井周路面時(shí)，有必要對(duì)其行車舒適性進(jìn)行評(píng)價(jià).

表3 路面行駛質(zhì)量等級(jí)劃分標(biāo)準(zhǔn)Tab.3 Classification standard of road driving quality

2 檢查井及井周路面行車舒適性評(píng)價(jià)

2.1 建立模型

車輛模型是一個(gè)具有18 個(gè)自由度的多質(zhì)點(diǎn)振動(dòng)體系，若完全按照18 個(gè)自由度進(jìn)行建模過于復(fù)雜，因此需結(jié)合研究目的對(duì)其進(jìn)行必要的簡(jiǎn)化［21］.常見的車輛振動(dòng)模型包括1/4 車輛振動(dòng)模型［22］、1/2 車輛模型［23］和整車模型［24］，大量研究表明1/2車輛模型在行車舒適性評(píng)價(jià)方面是可行的.當(dāng)車輛在路面上行駛時(shí)，路面與車輛的耦合為弱耦合［25］，可不考慮路面的振動(dòng)和變形，建立人-車1/2 車輛振動(dòng)模型，如圖1 所示.而車輛在井蓋區(qū)域行駛時(shí)，考慮井蓋的振動(dòng)和變形，建立人-車-井蓋耦合的1/2 車輛振動(dòng)模型如圖2 所示，相關(guān)參數(shù)含義［26］見表4.

表4 參數(shù)含義一覽表Tab.4 List of code meanings

圖1 人-車耦合1/2 車輛振動(dòng)模型Fig.1 1/2 human-vehicle coupled vibration model

圖2 人-車-井蓋耦合1/2 車輛振動(dòng)模型Fig.2 1/2 coupled vibration model of human-vehicle-manhole

假設(shè)井周路面除局部病害造成高差外，路面狀況良好，建立人-車1/2 車輛振動(dòng)模型動(dòng)力學(xué)方程［27］，如式（2）～式（6）所示.

采用傳遞矩陣法和直接微分法［28］求解式（2）～式（6）可得

式中：

對(duì)式（7）求導(dǎo)可得

當(dāng)車輛行駛在井蓋區(qū)域時(shí)，考慮井蓋的振動(dòng)和變形，建立人-車-井蓋1/2 車輛振動(dòng)模型動(dòng)力學(xué)方程，如式（9）～式（14）所示.

同理求解式（9）～（14）可得

式中：

對(duì)式（15）求導(dǎo)可得

2.2 行車舒適性評(píng)價(jià)指標(biāo)和標(biāo)準(zhǔn)

以ISO 2631-1-1997 標(biāo)準(zhǔn)為評(píng)價(jià)標(biāo)準(zhǔn)［17］（如表5所示），以加權(quán)加速度均方根值作為評(píng)價(jià)指標(biāo)，計(jì)算式為

表5 行車舒適性評(píng)價(jià)標(biāo)準(zhǔn)Tab.5 Evaluation standard of driving comfort

式中：aω（t）為t時(shí)刻的加權(quán)加速度值，m/s2；T為車輛振動(dòng)分析時(shí)間，s.參考文獻(xiàn)［4］從車輛剛好進(jìn)入井周路面病害區(qū)域開始計(jì)時(shí)，取T=1 s.

由表5 可知，加權(quán)加速度均方根值在中間部分的分界存在部分重疊，當(dāng)采用不同的界限評(píng)價(jià)行車舒適性時(shí)將影響結(jié)果的可靠性，需統(tǒng)一標(biāo)準(zhǔn).一般高等級(jí)道路對(duì)行車舒適性要求高，取下限進(jìn)行評(píng)定，如：求得加權(quán)加速度均方根值為0.55 時(shí)，評(píng)定為“有些不舒適”，同理若取上限進(jìn)行評(píng)定則為“稍不舒適”，考慮城市道路對(duì)行車舒適性要求較高，本研究中取下限進(jìn)行評(píng)定.

2.3 駕駛員垂向加速度變化規(guī)律分析

根據(jù)《公路工程技術(shù)標(biāo)準(zhǔn)》（JTG B01-2014）選用衡陽牌單后軸小客車［29］，模型中的車輛參數(shù)及井蓋參數(shù)參考文獻(xiàn)［21，26］，如表6 所示.根據(jù)經(jīng)十東路井周路面平整度狀況調(diào)查結(jié)果及參考文獻(xiàn)［18］，坡度變化率（考慮檢查井不均勻沉降導(dǎo)致路面坡度發(fā)生變化，在病害范圍調(diào)查時(shí)，利用3 m 直尺測(cè)量檢查井周圍沉降量，記檢查井最大沉降差與檢查井直徑之比值為坡度變化率φ）取4%，車輛行進(jìn)方向?yàn)槁访嫦缕路较?，車速v取36 km/h，井周路面病害和井蓋沉陷導(dǎo)致的路面高差分別為H1=1 cm 和H2=1 cm，路面出現(xiàn)病害的位置距離檢查井邊緣0.6 m，檢查井直徑取0.7 m.

表6 車輛及井蓋模型參數(shù)Tab.6 Parameters of vehicle and manhole

模型求解時(shí)，車輛進(jìn)入井周路面時(shí)的初始條件為：y= 0.005，θ= 0，y1= 0.01，y2= 0，y3= 0.01，y′=0.4，θ′=0，y′1=0.4，y′2=0.4，y′3=0.4，車輛在井周路面行駛0.06s 后進(jìn)入檢查井區(qū)域，初始條件為：y=y(t1)+0.005，y2=y2(t1)，θ=θ(t1)，y′=y′(t1)，y3=y3(t1)+0.01，y1=y1(t1)+0.01，θ′=θ′(t1)，y′1=y′1( )t1，y′2=y′2(t1)，y′3=y′3(t1)，y′4=0，y4=0.求解式（7）～式（8）和式（15）～式（16），結(jié)合初值條件及Matlab 編程，獲得駕駛員垂向加速度隨時(shí)間的變化如圖3 所示.

圖3 駕駛員加速度時(shí)程曲線Fig.3 Acceleration time history curve of drivers

由圖3 可知，由于路面平整度的變化，駕駛員加速度有3 個(gè)突變點(diǎn)，0.06 s 時(shí)車輛從井周路面病害區(qū)域進(jìn)入井蓋區(qū)域，駕駛員加速度由2.32 m/s2增加到4.59 m/s2；0.13 s 時(shí)車輛離開井蓋進(jìn)入另外一側(cè)的井周路面病害區(qū)域，駕駛員加速度由4.12m/s2變?yōu)?.82 m/s2；0.19 s 時(shí)車輛由井周路面病害區(qū)域進(jìn)入正常路段，駕駛員加速度由3.45 m/s2變?yōu)?.79 m/s2，0.084 s 時(shí)駕駛員加速度達(dá)到最大值4.72 m/s2，此時(shí)車輛在井蓋上方行駛.可見，檢查井及井周路面病害區(qū)域平整度的變化導(dǎo)致駕駛員加速度明顯變化，對(duì)行車舒適性影響較大.

3 行車舒適性影響因素分析

3.1 各影響因素行車舒適性分析

車輛在道路上行駛時(shí)，影響車輛振動(dòng)的因素較多，參考相關(guān)文獻(xiàn)［1，15，17］，選取行車速度、井周路面病害造成的高差、井蓋沉陷量、坡度變化率、井蓋剛度系數(shù)、輪胎剛度系數(shù)、輪胎阻尼系數(shù)、懸架剛度系數(shù)、懸架阻尼系數(shù)9 大因素進(jìn)行行車舒適性分析，計(jì)算所得駕駛員加權(quán)加速度均方根值及行車舒適性評(píng)價(jià)結(jié)果如表7 所示.

由表7 可知：

表7 行車舒適性評(píng)價(jià)及影響因素Tab.7 Evaluation of driving comfort and its influencing factors

1）當(dāng) 車 速由20 km/h 變 為30 km/h 和60 km/h時(shí)，人體舒適程度由“有些不舒適”分別變?yōu)椤胺浅２皇孢m”和“特別不舒適”，隨著行車速度增加，加權(quán)加速度均方根值增大，駕駛員行車舒適性降低，可見行車速度大小對(duì)行車舒適性影響極大.

2）當(dāng)井周路面由于病害造成的高差為4 cm 時(shí)，人體舒適程度為“非常不舒適”，大于5 cm 時(shí)，變?yōu)椤疤貏e不舒適”，隨著高差增加，加權(quán)加速度均方根值增大，駕駛員行車舒適性降低，可見井周路面病害造成的高差對(duì)行車舒適性影響極大.

3）當(dāng)井蓋沉陷量由0.5 cm 到1 cm 和8 cm 時(shí)，人體舒適程度由“不舒適”分別變?yōu)椤胺浅２皇孢m”和“特別不舒適”，隨著井蓋沉陷量增加，加權(quán)加速度均方根值增大，駕駛員行車舒適性降低，可見井蓋沉陷量對(duì)行車舒適性影響極大.

4）當(dāng)坡度變化率由3%增加到4%和7%時(shí)，人體舒適程度由“不舒適”變?yōu)椤胺浅２皇孢m”和“特別不舒適”，隨著坡度變化率增加，加權(quán)加速度均方根值增大，駕駛員行車舒適性降低，可見坡度變化率對(duì)行車舒適性影響極大.

5）當(dāng)井蓋剛度系數(shù)由102N/m 增加到109N/m時(shí)，駕駛員舒適程度一直為“非常不舒適”，但隨著井蓋剛度系數(shù)增加加權(quán)加速度均方根值減小，對(duì)行車舒適性有利；當(dāng)井蓋剛度系數(shù)增加到108N/m 和109N/m 時(shí)，加權(quán)加速度均方根值均為1.282 m/s2，可見井蓋剛度的增加對(duì)行車舒適性的影響有限.

6）隨著輪胎剛度系數(shù)增加，加權(quán)加速度均方根值先減小后增大，當(dāng)輪胎剛度系數(shù)達(dá)到4×104N/m時(shí)，達(dá)到最小值，但變化幅度較小，輪胎剛度系數(shù)對(duì)行車舒適性有一定的影響.隨著輪胎阻尼系數(shù)增加，加權(quán)加速度均方根值減小，當(dāng)輪胎阻尼系數(shù)由5×103N/m 增加到8×103N/m 時(shí)，人體舒適程度由“非常不舒適”變?yōu)椤坝行┎皇孢m”，可見輪胎阻尼系數(shù)增大對(duì)行車舒適性有利.

7）當(dāng)懸架剛度系數(shù)由0.6×105N/m 增加到1.2×105N/m 和8×105N/m 時(shí)，人體舒適程度由“稍不舒適”變?yōu)椤坝行┎皇孢m”和“非常不舒適”，隨著懸架剛度系數(shù)增加，加權(quán)加速度均方根值增大，可見懸架剛度系數(shù)對(duì)行車舒適性有一定的影響.當(dāng)懸架阻尼系數(shù)由7×103N/m 增加到14×103N/m 時(shí)，人體舒適程度由“非常不舒適”變?yōu)椤安皇孢m”，隨著懸架阻尼系數(shù)增加，加權(quán)加速度均方根值減小，可見懸架阻尼系數(shù)增大對(duì)行車舒適性有利.

3.2 影響因素作用程度分析

為分析行車速度、井周路面病害造成的高差、井蓋沉陷、井蓋剛度系數(shù)、輪胎剛度系數(shù)、輪胎阻尼系數(shù)、坡度變化率、懸架剛度系數(shù)、懸架阻尼系數(shù)9 個(gè)因素對(duì)加權(quán)加速度均方根值影響程度，進(jìn)行單因素相關(guān)性分析和方差分析，結(jié)果見表8 和表9.

由表8 可知：

表8 單因素相關(guān)性分析結(jié)果Tab.8 Results of single factor correlation analysis

1）行車速度、井周路面病害造成的高差、井蓋沉陷、道路縱坡、輪胎剛度系數(shù)和懸架阻尼系數(shù)對(duì)加權(quán)加速度均方根值影響程度呈正相關(guān)，相關(guān)性程度大小排序?yàn)椋壕苈访娌『υ斐傻母卟?坡度變化率＞井蓋沉陷＞行車速度＞輪胎剛度系數(shù)＞懸架剛度系數(shù).

2）井蓋剛度系數(shù)、輪胎阻尼系數(shù)、懸架阻尼系數(shù)對(duì)加權(quán)加速度均方根值的影響程度呈負(fù)相關(guān)，相關(guān)性程度大小排序?yàn)椋狠喬プ枘嵯禂?shù)＞懸架阻尼系數(shù)＞井蓋剛度系數(shù).

由表9 可知：

1）行車速度、井周路面病害造成的高差、井蓋沉陷、輪胎剛度系數(shù)、輪胎阻尼系數(shù)、坡度變化率、懸架剛度系數(shù)、懸架阻尼系數(shù)的sig＜0.001，在1%顯著水平下對(duì)行車舒適性具有顯著影響.

2）由F值可知，坡度變化率、井周路面造成的高差和井蓋沉陷對(duì)行車舒適性的影響遠(yuǎn)大于其他6個(gè)因素.

結(jié)合表7～表9 計(jì)算結(jié)果，對(duì)行車舒適性影響程度由大到小排序?yàn)椋浩露茸兓剩揪苈访娌『υ斐傻母卟睿揪w沉陷＞行車速度＞輪胎阻尼系數(shù)＞輪胎剛度系數(shù)＞懸架剛度系數(shù)＞懸架阻尼系數(shù)＞井蓋剛度系數(shù).可見，路面平整度問題（坡度變化率、井周路面病害造成的高差和井蓋沉陷量）對(duì)駕駛員的行車舒適性的影響較大.

表9 方差分析結(jié)果Tab.9 Results of variance analysis

4 加速度現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)

4.1 實(shí)測(cè)加速度時(shí)程曲線分析

在經(jīng)十東路井周路面平整度狀況調(diào)查的基礎(chǔ)上，采用衡陽牌單后軸小客車，車輛及井蓋參數(shù)同表6.進(jìn)行駕駛員垂向加速度現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)，取5 處病害狀況不同的檢查井（依次命名為1#、2#、3#、4#、5#檢查井）進(jìn)行加速度測(cè)試，測(cè)試時(shí)車速分別為20 km/h、40 km/h、60 km/h，記井周路面病害導(dǎo)致的高差為H1，檢查井沉陷導(dǎo)致的高差為H2，坡度變化率為φ，行車速度為v，井周路面病害范圍r=1.3 m，檢查井直徑0.7 m，各檢查井及井周路面工況見表10，車輛行進(jìn)方向?yàn)槁访嫦缕路较颍刻帣z查井均取3 組車速（20 km/h、40 km/h、60 km/h）進(jìn)行對(duì)照，利用TST3828E 動(dòng)靜態(tài)信號(hào)測(cè)試分析儀（見圖4）實(shí)測(cè)駕駛員垂向加速度時(shí)程曲線.同時(shí)，利用Matlab 計(jì)算半車模型中駕駛員垂向加速度時(shí)程曲線進(jìn)行對(duì)比分析，如圖5 所示.

表10 檢查井工況條件Tab.10 Working conditions of manholes

圖4 TST3828E 動(dòng)靜態(tài)信號(hào)測(cè)試分析儀Fig.4 TST3828E dynamic and static signal test analyzer

由圖5 可知：

圖5 現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)與理論計(jì)算加速度時(shí)程曲線Fig.5 Time history curves for theoretical calculation and field test results of acceleration

1）車輛經(jīng)過各處檢查井時(shí)，實(shí)測(cè)加速度時(shí)程曲線均產(chǎn)生激烈震蕩，隨后振幅衰減；理論分析車輛經(jīng)過檢查井時(shí)，其加速度時(shí)程曲線亦產(chǎn)生激烈震蕩，而后振幅衰減.理論分析與實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)相比較，均在車輛經(jīng)過檢查井時(shí)加速度達(dá)到最大，隨后振幅衰減，其規(guī)律性符合實(shí)際車輛經(jīng)過檢查井時(shí)的振動(dòng)規(guī)律.

2）理論計(jì)算結(jié)果接近簡(jiǎn)諧振動(dòng)，而現(xiàn)場(chǎng)測(cè)試結(jié)果為脈沖振動(dòng)，其主要原因是：現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)時(shí)，受設(shè)備及環(huán)境條件限制，實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)時(shí)間步長為0.01 s，而理論計(jì)算時(shí)為提高精度時(shí)間步長為0.001 s.為更加合理評(píng)價(jià)行車舒適性，選取加速度最大值及加權(quán)加速度均方根值作為指標(biāo)，對(duì)比分析現(xiàn)場(chǎng)測(cè)試與理論計(jì)算結(jié)果，以驗(yàn)證理論計(jì)算的可靠性.

4.2 理論計(jì)算與現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)結(jié)果對(duì)比分析

對(duì)車輛經(jīng)過5 處檢查井及井周路面時(shí)的理論計(jì)算結(jié)果與現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比分析，以驗(yàn)證理論分析結(jié)果的可靠性，分析內(nèi)容包括車輛振動(dòng)加速度最大值amax及加權(quán)加速度均方根值aω（車輛經(jīng)過檢查井前1s 內(nèi)），結(jié)果如表11 所示.

表11 車輛振動(dòng)理論計(jì)算與現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)結(jié)果對(duì)比分析Tab.11 Comparative analysis of theoretical calculation and field test results of vehicle vibration

在試驗(yàn)過程中，車輛行駛狀態(tài)干擾因素較多［1，15-16］，如：駕駛員操作水平、車流量、車輛行駛路徑等.在實(shí)際試驗(yàn)中，車輛經(jīng)過檢查井及井周路面時(shí)，由于車流限制、駕駛員油門把控及車輛振動(dòng)，導(dǎo)致車輛并非處于恒定速度，車速變化導(dǎo)致實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)與理論數(shù)據(jù)相差較大；同時(shí)，車輛每次經(jīng)過檢查井時(shí)，行駛路徑并非完全一致，受道路及車流限制，導(dǎo)致車輛并非完全從檢查井及井周路面中心呈直線駛過，導(dǎo)致實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)與理論數(shù)據(jù)相差較大.因此，以誤差小于20%為標(biāo)準(zhǔn)，誤差小于20%，則認(rèn)為理論分析結(jié)果具有足夠可靠性［26］.

由表11 可知，在15 組試驗(yàn)數(shù)據(jù)中，加速度最大值誤差均小于12%，最小誤差為0.38%；加權(quán)加速度均方根值誤差均小于20%，最小誤差為0.00%.對(duì)比實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)，理論分析結(jié)果可靠性滿足要求.

5 結(jié)論

1）通過對(duì)經(jīng)十東路檢查井及井周路面病害調(diào)查發(fā)現(xiàn)，井周路面病害范圍主要集中在0.5 m～0.7 m，最大病害半徑為0.8 m，且井周路面平整度遠(yuǎn)差于一般路面；行駛質(zhì)量評(píng)價(jià)發(fā)現(xiàn)，常規(guī)路面RQI1=95，評(píng)定結(jié)果為優(yōu)；井周路面RQI2=4，評(píng)定結(jié)果為差，井周路面行駛質(zhì)量遠(yuǎn)差于一般路面.

2）車輛在井蓋上方行駛時(shí)，駕駛員加速度最大，為4.72 m/s2，加權(quán)加速度均方根值為1.281 m/s2，行車舒適度評(píng)價(jià)為“非常不舒適”，井周路面平整度的劣化大大降低了駕駛員的行車舒適性.

3）通過相關(guān)性分析發(fā)現(xiàn)，行車速度、井周路面病害造成的高差、井蓋沉陷量、坡度變化率、輪胎剛度系數(shù)、懸架剛度系數(shù)的增大對(duì)行車舒適性不利；井蓋剛度系數(shù)、輪胎阻尼系數(shù)、懸架阻尼系數(shù)的增大對(duì)行車舒適性有利.在車輛經(jīng)過檢查井及井周路面時(shí)，具有柔性特性的井蓋存在，降低了車輛振動(dòng)，而檢查井沉降導(dǎo)致井蓋沉陷及路面坡度變化，促使車輛振動(dòng)，降低行車舒適性.

4）通過方差分析發(fā)現(xiàn)，對(duì)行車舒適性影響程度由大到小排序?yàn)椋浩露茸兓剩揪苈访娌『υ斐傻母卟睿揪w沉陷＞行車速度＞輪胎阻尼系數(shù)＞輪胎剛度系數(shù)＞懸架剛度系數(shù)＞懸架阻尼系數(shù)＞井蓋剛度系數(shù)，坡度變化率、井周路面病害造成的高差和井蓋沉陷量對(duì)駕駛員的行車舒適性的影響最大.可見，路面平整度問題（坡度變化率、井周路面病害造成的高差和井蓋沉陷量）對(duì)行車舒適性的影響較大.

5）車輛振動(dòng)加速度理論計(jì)算結(jié)果與現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)結(jié)果對(duì)比分析發(fā)現(xiàn)：誤差在合理范圍內(nèi)，理論計(jì)算結(jié)果精確度可靠.因而，采用理論分析方法建立1/2 車輛振動(dòng)模型，對(duì)車輛經(jīng)過檢查井及井周路面時(shí)的行車舒適性進(jìn)行評(píng)價(jià)是可行的.

6）在井周路基路面局部施工時(shí)，保證井周路基路面具有足夠的壓實(shí)度，并避免局部壓實(shí)不均勻，可減小由沉降引起的井蓋沉陷量和坡度變化率；在井周路面出現(xiàn)病害后及時(shí)進(jìn)行養(yǎng)護(hù)，減小井周路面病害導(dǎo)致的高差及坡度變化率，從而改善車輛經(jīng)過檢查井及井周路面的行車舒適性.