落石沖擊下隧道大跨度棚洞的動(dòng)力響應(yīng)數(shù)值分析與抗沖擊研究*

王 爽，周曉軍，姜 波，周躍峰

(1.西南交通大學(xué)交通隧道工程教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，四川 成都 610031;2.中鐵二院工程集團(tuán)有限責(zé)任公司，四川 成都 610031)

落石沖擊下隧道大跨度棚洞的動(dòng)力響應(yīng)數(shù)值分析與抗沖擊研究*

王 爽1，周曉軍1，姜 波2，周躍峰2

(1.西南交通大學(xué)交通隧道工程教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，四川 成都 610031;2.中鐵二院工程集團(tuán)有限責(zé)任公司，四川 成都 610031)

為研究大跨度棚洞在落石沖擊下的力學(xué)性能以及輕質(zhì)土的抗沖擊性能，根據(jù)所確定的落石沖擊能量，利用動(dòng)力有限元數(shù)值方法對(duì)山嶺隧道大跨度棚洞受落石沖擊作用的動(dòng)力響應(yīng)進(jìn)行了分析，研究了棚洞鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)受落石沖擊作用的損傷特性，將不同工況下的沖擊深度時(shí)程曲線和沖擊力時(shí)程曲線進(jìn)行了對(duì)比，比較了棚洞頂部回填普通土和輕質(zhì)土?xí)r對(duì)落石沖擊作用的緩沖效果，并給出了棚洞頂部回填材料及其回填土厚度的建議。

固體力學(xué)；動(dòng)力響應(yīng)；落石；沖擊作用；大跨度棚洞；輕質(zhì)土；混凝土損傷

落石，也稱滾石，是指?jìng)€(gè)別塊石因某種原因從斜坡或陡崖表面失穩(wěn)而脫落母巖后沿坡面下落、回彈、跳躍、滾動(dòng)或滑動(dòng)的一種運(yùn)動(dòng)動(dòng)力學(xué)現(xiàn)象，或由上述的一種或幾種運(yùn)動(dòng)方式的組合，其動(dòng)力學(xué)過(guò)程終止于較平緩的地帶或障礙物附近。目前對(duì)落石的研究主要集中在落石運(yùn)動(dòng)特性[1-2]、風(fēng)險(xiǎn)評(píng)估[3-5]、沖擊力[7-9]和防護(hù)結(jié)構(gòu)[10-11]等4個(gè)方面。而就落石對(duì)山嶺隧道棚洞結(jié)構(gòu)的沖擊性能及其防護(hù)尚缺乏深入的研究。就棚洞結(jié)構(gòu)而言，目前已有的研究多集中于跨度小的棚洞，如何思明[12]研究了跨度為8 m的棚洞，主要對(duì)棚洞動(dòng)力響應(yīng)特征值與落石沖擊角度的關(guān)系進(jìn)行了研究；而王東坡[13]研究了跨度為11.75 m的棚洞，研究?jī)?nèi)容涉及公路棚洞結(jié)構(gòu)的動(dòng)力響應(yīng)和EPS墊層的抗沖擊研究。但目前研究中落石的沖擊能量還缺乏必要的依據(jù)，且在數(shù)值方法計(jì)算時(shí)沒(méi)有考慮混凝土在低速?zèng)_擊下的動(dòng)態(tài)本構(gòu)關(guān)系。

成都至蘭州高速鐵路(成蘭鐵路)是我國(guó)西部的重要交通干線，全線長(zhǎng)462 km，越嶺段隧道比例占90%以上。本文中，結(jié)合新建成蘭鐵路中新民隧道出口段大跨度棚洞結(jié)構(gòu)的實(shí)際，重點(diǎn)對(duì)該雙線鐵路隧道洞口大跨度棚洞在落石沖擊作用下的動(dòng)力響應(yīng)和抗沖擊性能及其措施開(kāi)展研究。

1 動(dòng)力響應(yīng)研究

1.1 沖擊能量

為了研究大跨度棚洞結(jié)構(gòu)在落石沖擊作用下的動(dòng)力響應(yīng)特征，首先要明確落石的沖擊能量。H.Muraishi等[14]針對(duì)日本某鐵路沿線發(fā)生的落石事件中落石的沖擊能量進(jìn)行了統(tǒng)計(jì)，得到落石能量大致呈正態(tài)分布，其中沖擊能量小于100 kJ的落石事件所占的百分比為68%，而沖擊能量小于1 000 kJ的落石事件所占的百分率達(dá)到了90%。M.Spadari等[15]針對(duì)澳大利亞新威爾士州東海岸的研究發(fā)現(xiàn)，褶皺帶砂巖區(qū)、玄武巖區(qū)、褶皺帶火山巖區(qū)落石的平均半徑較小，一般不超過(guò)0.3 m，其沖擊能量也不大于200 kJ；盆地砂巖區(qū)和花崗巖區(qū)的落石平均半徑都是0.45 m，95%的落石沖擊能量分別小于1 340 kJ。參考上述研究成果，本文中將落石的沖擊能量劃分為5級(jí)：W0，2W0，4W0，8W0，16W0，其中的W0代表半徑為0.5 m、質(zhì)量為1 300 kg的球體在沖擊速度為10 m/s時(shí)的機(jī)械能，其值為65 kJ。以上述5級(jí)不同的沖擊能量來(lái)分別研究大跨度棚洞結(jié)構(gòu)的動(dòng)力響應(yīng)。

1.2 有限元模型

本文中利用動(dòng)力有限軟件LS-DYNA對(duì)落石沖擊成蘭線新民隧道出口段大跨度棚洞的過(guò)程進(jìn)行模擬。新民隧道出口段所采用的大跨度棚洞結(jié)構(gòu)如圖1所示。棚洞主體結(jié)構(gòu)由框架、蓋板和填土組成，其中框架由立柱、橫梁、縱梁組成，蓋板單獨(dú)預(yù)制，均為鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)，混凝土強(qiáng)度等級(jí)均為C40。為便于分析，假設(shè)落石只有平動(dòng)速度，且僅與墊層發(fā)生一次碰撞。據(jù)此所建立的有限元模型如圖2所示，在計(jì)算時(shí)只考慮縱向受力鋼筋。約束立柱底部節(jié)點(diǎn)全部自由度，約束蓋板和墊層邊緣面的垂直位移。

圖1 棚洞結(jié)構(gòu)Fig.1 Shed tunnel

圖2 棚洞有限元模型Fig.2 FE model of shed tunnel

1.3 材料參數(shù)

本文中使用LS-DYNA材料庫(kù)中的連續(xù)蓋帽本構(gòu)模型來(lái)模擬混凝土的屈服和損傷，采用塑性硬化模型來(lái)模擬鋼筋的屈服，并用Druck-Prag本構(gòu)模型來(lái)模擬土墊層，落石采用剛體模擬。有限元模型中棚洞結(jié)構(gòu)的材料物理參數(shù)如表1所示，其中：ρ為密度，E為彈性模量，ν為泊松比。

表1 材料參數(shù)Table 1 Parameters of materials

除此之外C40混凝土的圓柱體抗壓強(qiáng)度[16]為32 MPa，骨料粒徑為19 mm，失效應(yīng)變?yōu)?.05；鋼筋的屈服應(yīng)力為400 MPa，硬化模量為20.6 GPa，失效塑性應(yīng)變?yōu)?.008；土墊層的摩擦角為35°，黏聚力為30 kPa。

1.4 計(jì)算結(jié)果及分析

1.4.1 沖擊深度與沖擊力分析

考慮落石垂直沖擊到蓋板中心處。沖擊點(diǎn)的沖擊深度(h)時(shí)程曲線如圖3所示。從圖3可以看出，不同能量級(jí)的落石撞擊到緩沖層時(shí)，其沖擊深度存在共同的規(guī)律：落石剛接觸緩沖層時(shí)，接觸位置迅速變形，沖擊點(diǎn)處產(chǎn)生較大的位移；落石反彈離開(kāi)緩沖層后，緩沖層的彈性變形恢復(fù)，并在緩沖層沖擊點(diǎn)形成永久的塑性變形，沖擊深度分布在6～40 cm之間。沖擊力(F)時(shí)程曲線如圖4所示。從圖4中可以看出，落石接觸緩沖層后，沖擊力迅速增大到峰值，然后逐漸減小為零。沖擊時(shí)間均在50 ms以內(nèi)。沖擊力分布在800～5 000 kN之間。從圖3～4中分析可以看出，沖擊深度和沖擊力均隨著沖擊能量的增大而增大。

圖3 沖擊深度時(shí)程曲線Fig.3 History curve of impact depth

圖4 沖擊力時(shí)程曲線Fig.4 History curve of impact forth

1.4.2 損傷分析

混凝土損傷是指彈性模量的減小，連續(xù)蓋帽模型的混凝土損傷通過(guò)的參數(shù)d來(lái)表現(xiàn)，具體的：

σd=(1-d)σvp

(1)

式中：σd為考慮損傷后的應(yīng)力張量，σvp為不考慮損傷的應(yīng)力張量。d隨塑性區(qū)出現(xiàn)而開(kāi)始積累，d越大表示混凝土損失的彈性模量越多。

定義混凝土損傷體積V為所有混凝土單元中d>0的單元總體積，即塑性區(qū)單元總體積，如表2所示，其中：Ei為沖擊能量，ηV為損傷混凝土體積占總體積的百分比。

表2 不同沖擊能量下混凝土損傷體積Table 2 Damage volume of concrete vs. different impact energies

從以上分析可以看出，框架損傷區(qū)域隨著沖擊能量增加而增加；而蓋板從260 kJ開(kāi)始才會(huì)產(chǎn)生損傷。所以總的來(lái)說(shuō)，該大跨棚洞結(jié)構(gòu)首先是橫梁承受沖擊荷載，產(chǎn)生損傷，當(dāng)橫梁損傷達(dá)到一定程度后蓋板才會(huì)產(chǎn)生損傷。

1.4.3 鋼筋應(yīng)力分析

對(duì)鋼筋的應(yīng)力評(píng)價(jià)主要通過(guò)2個(gè)指標(biāo)：瞬時(shí)應(yīng)力和平穩(wěn)應(yīng)力。瞬時(shí)應(yīng)力是沖擊瞬間，所有鋼筋單元中軸向應(yīng)力最大值；而平穩(wěn)應(yīng)力則是在落石沖擊穩(wěn)定后，鋼筋的軸向應(yīng)力值，通過(guò)大于基本應(yīng)力(重力作用下鋼筋最大應(yīng)力)的鋼筋長(zhǎng)度α來(lái)評(píng)價(jià)。α可以反映混凝土損傷之后鋼筋承擔(dān)自重的特點(diǎn)，α越大表明混凝土損傷體積越大，鋼筋作用越明顯?？蚣茕摻畹幕緫?yīng)力為20.8 MPa，蓋板鋼筋的基本應(yīng)力為4.5 MPa?？蚣茕摻钆c蓋板鋼筋的最大瞬時(shí)應(yīng)力(σm)與沖擊能量的關(guān)系如圖5所示。

從圖5中可以看出，無(wú)論是框架還是蓋板，沖擊能量小于300 kJ時(shí)，鋼筋瞬時(shí)應(yīng)力增大速度較快；超過(guò)300 kJ后，瞬時(shí)應(yīng)力增大幅度變緩；鋼筋瞬時(shí)應(yīng)力隨著沖擊能量增大而增大；瞬時(shí)最大應(yīng)力均小于屈服應(yīng)力。

框架與蓋板鋼筋的α和沖擊能量的關(guān)系如圖6所示。從圖6中可以看出，隨著沖擊能量的增大，α越來(lái)越大，說(shuō)明混凝土損傷以后，混凝土結(jié)構(gòu)內(nèi)更多的鋼筋起到承受荷載作用。

1.4.4 位移分析

沖擊過(guò)程中的最大位移和平穩(wěn)后的位移來(lái)評(píng)價(jià)橫梁與蓋板的位移s，如圖7所示。可以看出，橫梁和蓋板的最大位移和平穩(wěn)位移都隨著沖擊能量的增大而增大；二者的差值也逐漸增大；總體上說(shuō)蓋板的豎向位移大于橫梁的豎向位移。

圖5 鋼筋瞬時(shí)應(yīng)力Fig.5 Instantaneous stress of steel

圖6 鋼筋的α值與沖擊能量關(guān)系曲線Fig.6 α values of the steel vs. impact energies

圖7 位移曲線Fig.7 Displacement curve

通過(guò)對(duì)不同沖擊能量下棚洞結(jié)構(gòu)受落石沖擊過(guò)程的模擬計(jì)算，結(jié)果表明：(1) 沖擊深度、沖擊力都隨沖擊能量增大而增大，且近似成線性關(guān)系；鋼筋應(yīng)力也隨著沖擊能量增大、混凝土損傷增多迅速發(fā)揮作用，其瞬時(shí)應(yīng)力和α都隨著沖擊能量增大而增大；橫梁和蓋板的最大位移和平穩(wěn)位移都隨著沖擊能量的增大而增大；二者的差值也逐漸增大；總體上說(shuō)蓋板的豎向位移大于橫梁的豎向位移。(2) 雖然在5個(gè)能量級(jí)別落石沖擊下結(jié)構(gòu)都出現(xiàn)了混凝土損傷(混凝土出現(xiàn)塑性區(qū)則損傷積累)、強(qiáng)度降低的情況，但由于縱向鋼筋的存在，迅速?gòu)浹a(bǔ)了結(jié)構(gòu)在抗拉方面的不足，控制了混凝土的持續(xù)損傷，且鋼筋在最大能量級(jí)落石沖擊下并沒(méi)有屈服，說(shuō)明即使有部分混凝土損傷，該結(jié)構(gòu)也能承受較大落石的沖擊；在16W0(1 040 kJ)能量級(jí)別的落石沖擊下，框架結(jié)構(gòu)中未出現(xiàn)混凝土單元的損壞，說(shuō)明該結(jié)構(gòu)能夠保證絕大多數(shù)情況下的落石沖擊而不失穩(wěn)?；炷脸霈F(xiàn)一定損傷區(qū)域并不會(huì)對(duì)整個(gè)結(jié)構(gòu)的抗沖擊產(chǎn)生特別大的影響，棚洞各構(gòu)件中鋼筋對(duì)抵抗落石的沖擊作用效果明顯。

2 棚洞結(jié)構(gòu)抗沖擊性能

考慮到落石沖擊對(duì)棚洞結(jié)構(gòu)造成的破壞和損傷，本文中采用輕質(zhì)土取代回填到棚洞頂部的普通土，以考察土質(zhì)在落石沖擊下的力學(xué)性能和對(duì)落石的減緩作用。輕質(zhì)土具有良好的抗沖擊性能和自重較小的特點(diǎn)，已被大量用于工程實(shí)踐中[17]，但在山嶺隧道棚洞結(jié)構(gòu)中還較少采用。本文中的輕質(zhì)土為EPS顆?；旌陷p質(zhì)土，由原料土、EPS顆粒、固化劑和水組成，是一種新型的土工材料。

2.1 有限元模型與材料力學(xué)參數(shù)

有限元模型如圖2所示，僅將棚洞頂部土墊層置換為輕質(zhì)土。輕質(zhì)土的本構(gòu)模型采用雙線性等向強(qiáng)化模型進(jìn)行簡(jiǎn)化[18]。其密度為860 kg/m3，泊松比為0.2，彈性模量為10 MPa，硬化模量為1 MPa，屈服極限為100 kPa。將落石沖擊能量固定為4W0，將以1.4 m厚輕質(zhì)土與土墊層的棚洞動(dòng)力響應(yīng)結(jié)果對(duì)比研究。

2.2 沖擊力與沖擊深度對(duì)比

落石沖擊下土墊層和輕質(zhì)土的沖擊力時(shí)程曲線對(duì)比如圖8所示。從圖8中可以看出：土墊層的沖擊力為1483 kN，大于輕質(zhì)土的810 kN；與土墊層的沖擊力相比較而言，輕質(zhì)土的沖擊力曲線較平緩，光滑；輕質(zhì)土墊層下，沖擊歷時(shí)較長(zhǎng)，經(jīng)分析為60 ms，大于土墊層的50 ms。

落石沖擊下土墊層和輕質(zhì)土的沖擊深度時(shí)程曲線對(duì)比如圖9所示。從圖9中可以看出：2條時(shí)程曲線的變化規(guī)律相同，即落石沖擊后位移迅速增加，增加到最大值時(shí)彈性位移恢復(fù)形成永久位移變形；而不同之處在于，土墊層的彈性變形較??；輕質(zhì)土的永久變形為45.1 cm，大于土墊層15.5 cm。

圖8 沖擊力時(shí)程對(duì)比Fig.8 Time-history curve for impact force

圖9 沖擊深度時(shí)程對(duì)比Fig.9 Time-history curve for impact depth

2.3 混凝土損傷對(duì)比

將損傷混凝土的體積統(tǒng)計(jì)后列于表3。從表3可以看出：2種墊層下，框架棚洞的混凝土損傷體積相差不大。而蓋板損傷體積相差明顯，土墊層下，蓋板混凝土損傷達(dá)到0.576 m3，占蓋板體積的2.26%；輕質(zhì)土覆蓋下的棚洞蓋板則未出現(xiàn)損傷。

表3 不同墊層混凝土損傷體積對(duì)比Table 3 Comparison of concrete damage with different cushions

2.4 鋼筋受力對(duì)比

鋼筋軸向應(yīng)力對(duì)比見(jiàn)表4，其中：σi為瞬時(shí)應(yīng)力，ηα為α占總長(zhǎng)度的百分比。從表4中可以看出，沖擊瞬間2種情況下框架內(nèi)的鋼筋瞬時(shí)應(yīng)力相差不大，而α有較大差別：土墊層為172.8 m，輕質(zhì)土墊層為133.6 m；沖擊瞬間、穩(wěn)定后兩種墊層下蓋板鋼筋的應(yīng)力差別較明顯。由此可得，當(dāng)使用輕質(zhì)土作為緩沖層時(shí)，相對(duì)于土墊層，框架鋼筋的受力情況較好，蓋板中的鋼筋受力狀況得以明顯改善。

表4 鋼筋應(yīng)力對(duì)比Table 4 Comparison of steel stress

2.5 位移對(duì)比

棚洞結(jié)構(gòu)的位移對(duì)比見(jiàn)表5，其中：s0為重力作用下的位移，si為沖擊瞬間的最大位移，ss為穩(wěn)定位移。從表5中可以看出，由于輕質(zhì)土自重較輕，使框架結(jié)構(gòu)在重力作用下的位移相對(duì)土墊層較??；沖擊瞬間位移無(wú)差別；而穩(wěn)定后形成的永久位移則是土墊層大于輕質(zhì)土。

表5 位移對(duì)比Table 5 Comparison of displacement

通過(guò)上述主要指標(biāo)進(jìn)行的對(duì)比可以看出，輕質(zhì)土墊層的沖擊時(shí)間較長(zhǎng)，沖擊深度較大，而沖擊力，混凝土損傷，鋼筋應(yīng)力和棚洞位移都較小，因此可得輕質(zhì)土的抗沖擊性能要優(yōu)于土墊層。

3 墊層最合理厚度

通過(guò)改變輕質(zhì)土厚度(l)來(lái)研究所需要的墊層合理厚度。輕質(zhì)土厚度以0.4 m為級(jí)差，分別取0.6、1.0、1.4、1.8、2.2 m等5個(gè)級(jí)別。而落石的沖擊能量均為4W0。

3.1 混凝土損傷分析

通過(guò)對(duì)損傷區(qū)域混凝土單元統(tǒng)計(jì)得到損傷混凝土體積見(jiàn)表6。從表6可以看出：隨著輕質(zhì)土厚度增加，框架損傷混凝土體積變化很?。欢?.6 m厚輕質(zhì)土之外，其余級(jí)別厚度下蓋板混凝土都沒(méi)有損傷。

表6 不同墊層厚度下混凝土損傷體積Table 6 Damage volume of concerte at different thicknesses

3.2 鋼筋應(yīng)力分析

定義鋼筋靜應(yīng)力為重力作用下鋼筋的最大軸向應(yīng)力。鋼筋靜應(yīng)力如圖10所示。從圖10中可以看出：橫梁鋼筋靜應(yīng)力大于蓋板鋼筋；二者都是成線性增長(zhǎng)；蓋板鋼筋靜應(yīng)力分布在2～5 MPa之間，橫梁鋼筋靜應(yīng)力分布在12～20 MPa之間。

鋼筋瞬時(shí)應(yīng)力如圖11所示。從圖中可以看出，當(dāng)輕質(zhì)土厚度為0.6 m時(shí)，框架和蓋板鋼筋的應(yīng)力值都較大。當(dāng)厚度增加到1.0 m后，應(yīng)力值迅速減小，然后趨于平緩，隨厚度變化幅值減小。

仍然利用大于基本應(yīng)力鋼筋長(zhǎng)度α來(lái)評(píng)價(jià)穩(wěn)定后鋼筋受力情況，如圖12所示。從圖12中可以看出，框架內(nèi)鋼筋α值隨著輕質(zhì)土厚度增大而增大，而蓋板內(nèi)鋼筋α值隨著輕質(zhì)土厚度增大而減小，然后趨于平緩。這說(shuō)明緩沖層對(duì)蓋板鋼筋受力改善明顯。

圖10 鋼筋靜應(yīng)力Fig.10 Static stress of steel

圖11 鋼筋瞬時(shí)應(yīng)力Fig.11 Instantaneous stress of steel

圖12 α值Fig.12 Values of α

3.3 位移分析

采用3個(gè)位移指標(biāo)衡量蓋板和衡量的豎向位移：重力作用下的位移(靜位移)、沖擊瞬間最大位移(動(dòng)位移)、平穩(wěn)后的位移(平穩(wěn)位移)。這3個(gè)指標(biāo)與輕質(zhì)土厚度的關(guān)系分別如圖13～15所示。

從圖13中可以看出，橫梁、蓋板的靜位移都與輕質(zhì)土厚度成明顯的線性關(guān)系；蓋板靜位移較大。從圖13中可以看出，隨著輕質(zhì)土厚度增加，橫梁和蓋板的動(dòng)位移逐漸減小；蓋板動(dòng)位移較橫梁大。

圖13 靜位移Fig.13 Static displacement

圖15 穩(wěn)定位移Fig.15 Stable displacement

從圖15中可以看出：當(dāng)輕質(zhì)土厚度小于1.4 m時(shí)，橫梁穩(wěn)定位移不變；厚度大于1.4 m，橫梁穩(wěn)定位移成線性增大。當(dāng)輕質(zhì)土厚度小于1 m時(shí)，蓋板穩(wěn)定位移減小，1.4 m的蓋板穩(wěn)定位移與1 m的相同，當(dāng)輕質(zhì)土厚度大于1.4 m時(shí)，蓋板穩(wěn)定位移隨輕質(zhì)土厚度成線性增大。

由于落石沖擊深度最大達(dá)到52 cm，落石幾乎直接沖擊到蓋板，這就導(dǎo)致厚度為0.6 m的輕質(zhì)土工況內(nèi)所有的指標(biāo)“異?！保瑥幕炷翐p傷情況來(lái)看：除厚度為0.6 m的工況外，其余工況內(nèi)蓋板都不會(huì)產(chǎn)生損傷區(qū)域，而框架的損傷區(qū)域則變化很小。從鋼筋應(yīng)力情況來(lái)看：靜應(yīng)力隨著輕質(zhì)土厚度增加而增大；瞬時(shí)應(yīng)力總體上隨著輕質(zhì)土厚度增加而減??；框架鋼筋α值隨著墊層厚度增大而增大，蓋板鋼筋的α值則逐漸趨于定值。從位移情況看：靜位移隨輕質(zhì)土厚度增大而增大；動(dòng)位移隨著輕質(zhì)土厚度增大而趨于定值；蓋板穩(wěn)定位移曲線成“凹”型，橫梁穩(wěn)定位移曲線總體上隨輕質(zhì)土厚度增大而增大。

綜上所述，考慮造價(jià)、混凝土損傷、鋼筋應(yīng)力和位移4個(gè)方面，建議將輕質(zhì)土厚度設(shè)在1.0～2.0 m范圍內(nèi)。

4 結(jié) 論

本文中通過(guò)對(duì)大跨度鐵路隧道棚洞在落石沖擊作用下的動(dòng)力響應(yīng)和抗沖擊措施進(jìn)性了研究，獲得如下研究結(jié)論：

(1) 由于落石沖擊作用，大跨度棚洞結(jié)構(gòu)的橫梁首先產(chǎn)生損傷，當(dāng)沖擊能量達(dá)到4W0時(shí)，蓋板底部才會(huì)產(chǎn)生損傷。這說(shuō)明大跨度棚洞結(jié)構(gòu)首先是橫梁承擔(dān)主要的落石沖擊荷載；以土墊層作為棚洞頂部的緩沖墊層時(shí)，隨著落石沖擊能量的增加，沖擊深度、沖擊力、混凝土損傷體積、鋼筋應(yīng)力和位移這些棚洞動(dòng)力響應(yīng)指標(biāo)逐漸增大；

(2) 與土墊層相比，輕質(zhì)土可明顯減緩落石對(duì)棚洞沖擊作用，其在棚洞頂部覆蓋的合理厚度宜設(shè)置在1.0～2.0 m范圍內(nèi)；

(3) 傳統(tǒng)的土墊層棚洞已廣泛應(yīng)用到實(shí)際工程中，安全性得到了驗(yàn)證。而輕質(zhì)土墊層的棚洞結(jié)構(gòu)在落石沖擊下的各項(xiàng)主要指標(biāo)(沖擊力、混凝土損傷)都優(yōu)于土墊層棚洞，所以安全性更高。

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(責(zé)任編輯 王小飛)

Numerical analysis of dynamic response and impact resistance of a large-span rock shed in a tunnel under rockfall impact

Wang Shuang1, Zhou Xiaojun1, Jiang Bo2, Zhou Yuefeng2

(1.MOEKeyLaboratoryofTransportationTunnelEngineering,SouthwestJiaotongUniversity,Chengdu610031,Sichuan,China;2.ChinaRailuayEryuanEngineeringGroupCo.,Ltd,Chengdu610031,Sichuan,China)

In this work, based on the determination of the rockfall impact energy and using the dynamic finite element numerical method, we analyzed dynamic responses of large-span shed-tunnels of mountain tunnels under rockfall impact, and investigated the characteristics of damages suffered by the shed-tunnel structure's reinforced-concrete. The impact depth time-history curve and impact force time-history curve under different conditions were presented for comparison and different buffering effects were also summarized for comparison between the common soil and the light soil on which shed-tunnels were constructed. Meanwhile, suggestions concerning the choice of backfilled soil and the propriety of its thickness were proposed. The results from our study will be valuable for the design of mountain tunnels’ large-span shed-tunnels and the prevention of rockfall that may damage them.

solid mechanics; dynamic response; rockfall; impact load; large-span shed-tunnel; light soil; concrete damage

10.11883/1001-1455(2016)04-0548-09

2014-09-03；

2014-12-25

王 爽(1990- )，男，碩士，417429202@qq.com。

O342國(guó)標(biāo)學(xué)科代碼：13015

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