拱形棚洞受落石沖擊的模型試驗(yàn)研究

王 爽, 周曉軍, 羅福君, 姜 波, 朱 勇

(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, 成都 610031; 2.中鐵二院, 成都 610031)

拱形棚洞受落石沖擊的模型試驗(yàn)研究

王 爽1, 周曉軍1, 羅福君1, 姜 波2, 朱 勇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, 成都 610031; 2.中鐵二院, 成都 610031)

通過(guò)室內(nèi)模型試驗(yàn)對(duì)拱形棚洞抵抗落石沖擊的力學(xué)性能進(jìn)行了研究。重點(diǎn)分析了棚洞的拱圈、立柱和其內(nèi)部鋼筋在不同落石沖擊能量、不同緩沖墊層厚度、不同沖擊位置下的動(dòng)力響應(yīng)；分析了不同沖擊工況下落石沖擊力、拱形棚洞位移的變化規(guī)律；研究了拱形棚洞受落石沖擊的破壞形態(tài)及其薄弱區(qū)域；并給出了相關(guān)加強(qiáng)措施和輕質(zhì)土緩沖墊層的適宜厚度建議值。

拱形棚洞；模型試驗(yàn)；落石沖擊；輕質(zhì)土；動(dòng)力響應(yīng)

落石[1]是山區(qū)常見的地質(zhì)災(zāi)害，其對(duì)公路、鐵路等造成的危害是潛在的，后果是巨大的。由于落石災(zāi)害發(fā)生的隨機(jī)性較大，目前對(duì)落石的研究方向主要集中在落石防護(hù)[2-4]。棚洞作為防護(hù)危巖落石災(zāi)害的重要結(jié)構(gòu)被廣泛應(yīng)用到山嶺隧道、高陡邊坡工程中[5-7]。傳統(tǒng)的框架形棚洞其結(jié)構(gòu)形式簡(jiǎn)單，施工方便，其安全性已經(jīng)得到工程實(shí)際的驗(yàn)證。但是框架形棚洞的自重大、跨度小等缺點(diǎn)仍然不能忽視。

拱形棚洞[8](見圖1)，由于其結(jié)構(gòu)形式的改善和輕質(zhì)土墊層自重小的優(yōu)點(diǎn)，其自重要小于框架形棚洞；此外，拱形棚洞可以不設(shè)置橫梁，也不存在大跨度梁的問(wèn)題，其適用性較廣。因此，拱形棚洞能夠克服框架形棚洞的顯著缺點(diǎn)。但是，拱形棚洞在落石沖擊作用下的安全性和力學(xué)性能目前尚不明確。

圖1 框架和拱形棚洞的對(duì)比Fig.1 The comparison of frame and arch shed sheped tunnel

因此，本文通過(guò)模型試驗(yàn)以考察拱形棚洞的抵抗落石沖擊的性能，進(jìn)而為拱形棚洞的設(shè)計(jì)和工程應(yīng)用提供依據(jù)。

1 模型試驗(yàn)簡(jiǎn)介

模型試驗(yàn)尺寸比例為1/10，模型尺寸，如圖2所示。澆筑好的模型，如圖3所示。本文通過(guò)改變落石的沖擊能量考察拱形棚洞的動(dòng)力響應(yīng)規(guī)律。Muraishi等[9]的研究結(jié)果表明，1987—1997年，日本某鐵路沿線落石沖擊能量<1 000 kJ的事件達(dá)到了90%?；诖?，本文根據(jù)相似定理，將落石沖擊能量w限定在<1 000 J。并根據(jù)拱形棚洞的結(jié)構(gòu)特點(diǎn)，考慮正向沖擊和斜向沖擊兩種方式，如圖2所示。

圖2 拱形棚洞模型尺寸和正向斜向沖擊示意圖Fig.2 The dimension of arch shaped shed tunnel and schematic diagram of positive and oblique impacting

圖3 拱形棚洞模型Fig.3 The model of arch sharped shed tunnel

為充分考察拱形棚洞在落石作用下的力學(xué)性能，模型試驗(yàn)中所開展的落石沖擊實(shí)驗(yàn)工況包括：①落石正向沖擊下，固定沖擊能量為21.0 J，將輕質(zhì)土墊層的厚度分別設(shè)置為10 cm、12 cm、14 cm、16 cm、18 cm；②落石斜向45°沖擊下，固定沖擊能量為21.0 J，將輕質(zhì)土墊層的厚度分別設(shè)置為10 cm、12 cm、14 cm、16 cm、18 cm；③落石正向沖擊下，固定輕質(zhì)土墊層厚度為14 cm，將沖擊能量定為21.0 J、37.8 J、54.8 J、71.0 J、92.4 J，5個(gè)等級(jí)；④將落石的沖擊能量設(shè)定為169.1 J、213.4 J、454 J，進(jìn)行破壞形態(tài)的試驗(yàn)。

棚洞上混凝土應(yīng)變片的粘貼及其編號(hào)，如圖4所示。

圖4 應(yīng)變片粘貼示意圖Fig.4 The schematic diagram of gauge pasted

以下具體分析試驗(yàn)結(jié)果。

2 拱圈應(yīng)變分析

2.1 拱圈環(huán)向應(yīng)變分析

2.1.1 固定沖擊能量

將落石的沖擊能量固定在21.0 J，實(shí)際能量為210 kJ。將拱頂上部作為緩沖墊層的輕質(zhì)土的厚度分別設(shè)為10 cm、12 cm、14 cm、16 cm、18 cm，監(jiān)測(cè)到的拱圈典型應(yīng)變時(shí)程曲線，如圖5所示。

從圖5可知，沖擊瞬間應(yīng)變時(shí)程曲線迅速波動(dòng)，達(dá)到正負(fù)兩個(gè)峰值，然后慢慢趨于穩(wěn)定值，最后該應(yīng)變時(shí)程曲線的穩(wěn)定值和未沖擊時(shí)的應(yīng)變值相同，說(shuō)明混凝土還處于彈性階段，由此認(rèn)為本試驗(yàn)中多次使用同一模型進(jìn)行沖擊試驗(yàn)是可信的。

圖5 典型的應(yīng)變時(shí)程曲線Fig.5 The typical time-history curve of strain

將每個(gè)應(yīng)變片在一次沖擊過(guò)程中記錄到的兩個(gè)峰值中的絕對(duì)值較大者繪制，如圖6所示。從圖6可知，拱圈不同位置的應(yīng)變情況。圖6中正值表示受拉，負(fù)值表示受壓。

從圖6可知，5種厚度墊層下的拱圈應(yīng)變變化圖均相似，大致關(guān)于拱圈中線對(duì)稱。拱圈頂部?jī)蓚?cè)應(yīng)變?yōu)檎凳芾?，中間為負(fù)值受壓。拱圈底部?jī)蓚?cè)應(yīng)變?yōu)樨?fù)值受壓，中間兩個(gè)應(yīng)變片均為正值受拉。

從5個(gè)部位的應(yīng)變片應(yīng)變變化圖可知，無(wú)論是拱圈頂部還是底部，左側(cè)應(yīng)變片監(jiān)測(cè)到的應(yīng)變值都較右側(cè)大，這與試驗(yàn)過(guò)程中沖擊位置并不在絕對(duì)中心有關(guān)。

從圖6可知，拱圈5個(gè)部位的應(yīng)變片應(yīng)變值變化圖還可以看出，隨著緩沖墊層厚度的增加，各應(yīng)變片的數(shù)值在減小；1號(hào)、2號(hào)應(yīng)變片是受拉最突出的部位，圖7列出了1號(hào)、2號(hào)應(yīng)變片最大應(yīng)變數(shù)值隨墊層厚度的變化趨勢(shì)圖，可見其值是隨著墊層厚度增加而減小的。

(a)10 cm厚墊層(b)12 cm厚墊層(c) 14 cm厚墊層

(d) 16 cm厚墊層 (e) 18 cm厚墊層圖6 拱圈不同位置應(yīng)變(με)Fig.6 The strain of arch(με)

圖7 應(yīng)變值隨墊層厚度的變化Fig.7 The strain values under different cushion thickness

但總的來(lái)看，在該沖擊能量作用、墊層厚度在10～18 cm之間變化的情況下，拱圈各部位的應(yīng)變值都很小，最大值僅55 με，遠(yuǎn)遠(yuǎn)小于混凝土的極限拉應(yīng)變2 000 με。

2.1.2 固定輕質(zhì)土厚度

固定輕質(zhì)土厚度為14 cm，將落石的沖擊能量定為21.0 J、37.8 J、54.8 J、71.0 J、92.4 J的5個(gè)等級(jí)，考察在上述落石沖擊能量作用下拱形棚洞的力學(xué)性能。

同樣繪制拱圈的應(yīng)變變化趨勢(shì)，如圖8所示。從圖8可知，應(yīng)變變化趨勢(shì)與圖6類似：兩側(cè)對(duì)稱；左側(cè)數(shù)值略大。

(a)21.0 J(b)37.8 J(c)54.8 J

(d)71.0 J (e)92.4 J圖8 拱圈不同位置應(yīng)變示意圖(με)Fig.8 The strain of arch(με)

對(duì)比圖8可知，隨著落石沖擊能量的增大，拱頂?shù)膽?yīng)變變化曲線向下凹程度較為突出，拱圈底部的曲線也變得更加凸起。提取部分具有代表性的應(yīng)變片，將其監(jiān)測(cè)得到的應(yīng)變值列于表1。

從表1可知，隨著落石沖擊能量的增加，總體上拱圈各部分應(yīng)變的絕對(duì)值是逐漸增大的。但其最大值為85 με，仍遠(yuǎn)遠(yuǎn)小于混凝土的抗拉強(qiáng)度極限值2 000 με。

2.1.3 斜向沖擊

同樣將拱頂部位外層緩沖墊層的厚度值設(shè)為10 cm、12 cm、14 cm、16 cm、18 cm，落石的沖擊能量固定為21.0 J，沖擊位置則變?yōu)楣叭τ覀?cè)45°處，在此工況下拱圈典型部位的應(yīng)變變化趨勢(shì)，如圖9所示。

表1 部分應(yīng)變片應(yīng)變值隨沖擊能量的變化Tab.1 The strain values of part gauge change with impact energy με

從圖9可知，在斜向沖擊下，拱圈的應(yīng)變變化趨勢(shì)圖的主要特點(diǎn)有：變化趨勢(shì)曲線不對(duì)稱；拱頂左側(cè)和拱底右側(cè)應(yīng)變數(shù)值較大；隨著墊層厚度的增加，各處的應(yīng)變絕對(duì)值是整體上減小的。(試驗(yàn)數(shù)據(jù)由于采集原因發(fā)生錯(cuò)誤。)

與正向沖擊相比較，斜向沖擊應(yīng)變最大值發(fā)生在11號(hào)應(yīng)變片處，在102～123 με之間變化，較正向沖擊大；沖擊點(diǎn)對(duì)側(cè)的拱頂、拱底混凝土都受壓，數(shù)值較正向沖擊大。

總體而言，拱形棚洞遭受斜向沖擊時(shí)較正向沖擊不利，但其數(shù)值仍是同一數(shù)量級(jí)，二者最大的拉應(yīng)變分別是123 με和55 με，都小于混凝土的極限拉應(yīng)變2 000 με。

(a)10 cm厚墊層(b)12 cm厚墊層(c)14 cm厚墊層

(d)16 cm厚墊層 (e)18 cm厚墊層 (注：10 cm厚墊層下3號(hào)應(yīng)變片數(shù)據(jù)由于采集原因發(fā)生較大誤差，可信度較低。但為與其他工況下的試驗(yàn)數(shù)據(jù)相對(duì)應(yīng)，圖中仍保有監(jiān)測(cè)到的數(shù)據(jù))圖9 拱圈不同位置應(yīng)變示意圖(με)Fig.9 The strain of arch(με)

2.2 拱圈縱向應(yīng)變分析

在拱圈縱向正向沖擊和斜向沖擊點(diǎn)縱向分別布置了4個(gè)應(yīng)變片，如圖4所示。

在落石的正向沖擊下，固定沖擊能量，改變緩沖墊層的厚度，17號(hào)～20號(hào)應(yīng)變片最大應(yīng)變值見表2。從表2可知，17號(hào)和18號(hào)應(yīng)變片應(yīng)變值隨墊層厚度變化不大，但19號(hào)應(yīng)變片則變化幅值較大，在8～565 με，且規(guī)律不明顯。經(jīng)分析認(rèn)為是每次沖擊時(shí)，落石沖擊點(diǎn)距離19號(hào)應(yīng)變片最近，且每次沖擊沒有絕對(duì)完全沖擊到同一點(diǎn)。但從19號(hào)應(yīng)變片的應(yīng)變值可以看出，最大值出現(xiàn)在墊層為10 cm的情況下，為565 με，其值仍小于混凝土的極限拉應(yīng)變2 000 με。

對(duì)比拱圈環(huán)向應(yīng)變值，顯然縱向應(yīng)變值較大，分析認(rèn)為是拱圈縱向沒有布置鋼筋導(dǎo)致這一現(xiàn)象。

在正向沖擊下，固定墊層厚度，變化沖擊能量17號(hào)～20號(hào)應(yīng)變片最大應(yīng)變值，如表3所示。從表3中可知，18號(hào)、19號(hào)應(yīng)變片的應(yīng)變值都在安全范圍內(nèi)，且變化幅值不大。但17號(hào)應(yīng)變片在54.8 J沖擊下的數(shù)值為1 857。分析認(rèn)為，造成17號(hào)、20號(hào)應(yīng)變片的應(yīng)變值較大，且出現(xiàn)塑性區(qū)的原因還是拱圈沒有布置縱向鋼筋。

表2 17號(hào)～20號(hào)應(yīng)變片應(yīng)變值Tab.2 The strain values of No.17～20 με

在斜向沖擊下，固定沖擊能量為21 J，改變墊層厚度，21號(hào)～24號(hào)應(yīng)變片的應(yīng)變值，見表4。從表4可知，21號(hào)、22號(hào)、24號(hào)應(yīng)變片應(yīng)變值變化不大，僅23號(hào)應(yīng)變片變化幅度較大，且數(shù)值都較其他應(yīng)變片大，經(jīng)分析認(rèn)為是落石沖擊位置跟23號(hào)應(yīng)變片最近。從23號(hào)應(yīng)變片的應(yīng)變值可知，最大值出現(xiàn)在墊層為10 cm的情況下，為651 με，小于混凝土的極限拉應(yīng)變2 000 με。

表3 17號(hào)～20號(hào)應(yīng)變片應(yīng)變值Tab.3 The strain values of No.17～20 με

表4 21號(hào)～24號(hào)應(yīng)變片應(yīng)變值Tab.4 The strain values of No.21～24 με

總的來(lái)看，拱圈縱向應(yīng)變明顯較環(huán)向應(yīng)變大；且最大值發(fā)生在縱向最邊緣處。經(jīng)分析認(rèn)為，這兩個(gè)特點(diǎn)都與拱圈沒有配置縱向鋼筋有關(guān)。

3 立柱和鋼筋應(yīng)變分析

3.1 立柱應(yīng)變分析

兩側(cè)立柱外側(cè)頂部分別粘貼有1個(gè)應(yīng)變片，監(jiān)測(cè)立柱應(yīng)變情況，兩個(gè)應(yīng)變片編號(hào)是25號(hào)、26號(hào)。

在正向沖擊下，固定沖擊能量為21.0 J，改變墊層厚度，25號(hào)、26號(hào)應(yīng)變片最大應(yīng)變值見表5。從表5可知，隨著墊層厚度的變化，應(yīng)變片最大值全是正值受拉；數(shù)值隨墊層厚度變化不大；確定的墊層厚度下，25號(hào)、26號(hào)應(yīng)變片的應(yīng)變值幾乎相同，分析認(rèn)為這是由于結(jié)構(gòu)、受力對(duì)稱；應(yīng)變最大值僅為30 με。

表5 25號(hào)、26號(hào)應(yīng)變片應(yīng)變值Tab.5 The strain values of No.25～26 με

正向沖擊下，固定墊層厚度，改變沖擊能量，25號(hào)、26號(hào)應(yīng)變片最大應(yīng)變值，見表6。從表6可知，隨著沖擊能量的增大，兩處混凝土總體上的應(yīng)變值是增大的；同一沖擊能量下，兩處應(yīng)變片的應(yīng)變值相差很??；最大應(yīng)變值為53 με。

表6 25號(hào)、26號(hào)應(yīng)變片應(yīng)變值Tab.6 The strain values of No.25～26 με

斜向沖擊下，固定沖擊能量為21 J，改變墊層厚度，25號(hào)、26號(hào)應(yīng)變片的應(yīng)變值，見表7。從表7可知，隨著墊層厚度的變化，兩處混凝土的應(yīng)變值變化很??；25號(hào)應(yīng)變片應(yīng)變值全為負(fù)值，26號(hào)應(yīng)變片全為正值，經(jīng)分析是因?yàn)?5號(hào)應(yīng)變片粘貼在沖擊側(cè)的立柱上受壓，26號(hào)應(yīng)變片則是對(duì)側(cè)受拉；最大應(yīng)變值為9 με。

表7 25號(hào)、26號(hào)應(yīng)變片應(yīng)變值Tab.7 The strain values of No.25～26 με

總體上看，固定沖擊能量情況下，厚度對(duì)立柱影響較??；不同沖擊能量情況下，立柱應(yīng)變不斷增加；斜向沖擊下，一側(cè)立柱受壓，一側(cè)受拉。

總的來(lái)說(shuō)，與拱圈相比較，落石沖擊對(duì)立柱影響較??；斜向沖擊對(duì)立柱影響小于正向沖擊。

3.2 鋼筋應(yīng)變分析

立柱和拱圈內(nèi)鋼筋也分別粘貼有應(yīng)變片，監(jiān)測(cè)鋼筋的軸向應(yīng)變。其中立柱頂部?jī)?nèi)側(cè)是27號(hào)應(yīng)變片，拱圈中部是28號(hào)應(yīng)變片，拱圈斜向沖擊點(diǎn)處是29號(hào)應(yīng)變片。但由于28號(hào)應(yīng)變片在模型澆筑過(guò)程中損壞，以下僅有27號(hào)、29號(hào)的數(shù)據(jù)。

正向沖擊下，固定沖擊能量為21 J，變化墊層厚度，27號(hào)、29號(hào)應(yīng)變片最大應(yīng)變值，見表8。從表8可知，隨著墊層厚度的變化，兩處鋼筋的應(yīng)變值變化較小；27號(hào)應(yīng)變片受拉，29號(hào)應(yīng)變片受壓；最大值為20 με。

表8 27號(hào)、29號(hào)應(yīng)變片應(yīng)變值Tab.8 The strain values of No.27～29 με

在正向沖擊下，固定墊層厚度，變化沖擊能量，27號(hào)、29號(hào)應(yīng)變片最大應(yīng)變值，見表9。從表9可知，隨著沖擊能量的增大，兩處混凝土總體上的應(yīng)變值是增大的；27號(hào)應(yīng)變片受拉，29號(hào)應(yīng)變片受壓；最大應(yīng)變值為38 με。

表9 27號(hào)、29號(hào)應(yīng)變片應(yīng)變值Tab.9 The strain values of No.27～29 με

在斜向沖擊下，固定沖擊能量為21.0 J，改變墊層厚度，27號(hào)、29號(hào)應(yīng)變片的應(yīng)變值，見表10。從表10可知，隨著墊層厚度的變化，27號(hào)應(yīng)變片應(yīng)變值變化不大，29號(hào)應(yīng)變值有減小的趨勢(shì)；27號(hào)應(yīng)變片受壓，29號(hào)應(yīng)變片受拉，這點(diǎn)與前兩組工況相反，經(jīng)與“2.1”中的拱圈應(yīng)變變化趨勢(shì)圖對(duì)比分析，認(rèn)為原因是沖擊點(diǎn)的變化導(dǎo)致11號(hào)應(yīng)變片附近的混凝土受拉，導(dǎo)致靠近鋼筋的29號(hào)應(yīng)變片也受拉。同理，斜向沖擊時(shí)，拱圈頂部混凝土受壓，內(nèi)部鋼筋即27號(hào)應(yīng)變片也受壓；最大應(yīng)變值為48 με。

表10 27號(hào)、29號(hào)應(yīng)變片應(yīng)變值Tab.10 The strain values of No.27～29 με

總體上看，在固定沖擊能量的情況下，厚度對(duì)鋼筋應(yīng)變影響較小；不同沖擊能量情況下，鋼筋應(yīng)變不斷增加；斜向沖擊下，沖擊點(diǎn)位置對(duì)應(yīng)的鋼筋受拉，立柱頂部鋼筋受壓；但各項(xiàng)工況鋼筋應(yīng)變數(shù)值都很小。

總的來(lái)說(shuō)，與拱圈相比較，落石沖擊對(duì)鋼筋影響較??；斜向沖擊對(duì)鋼筋影響大于正向沖擊。

4 位移分析

在正向沖擊下，固定沖擊能量為21 J，變化墊層厚度，拱圈底部的豎向位移，見表11。從表11可知，隨著墊層厚度的增大，拱頂位移總體上呈現(xiàn)減小的趨勢(shì)；位移最大值為0.31 mm。

表11 拱頂豎向位移值Tab.11 The vertical displacement of vault

在斜向沖擊下，固定沖擊能量為21 J，變化墊層厚度，立柱頂部的水平向位移，見表12。從表12可知，隨著墊層厚度的增大，拱頂位移總體上呈現(xiàn)減小的趨勢(shì)；位移最大值為1.53 mm。

表12 立柱水平位移值Tab.12 The horizontal displacement of upright column

在正向沖擊下，拱頂位移隨著墊層厚度的增大而減??；斜向沖擊下，立柱頂部水平位移隨著墊層厚度的增加而減小；斜向沖擊下，立柱的水平位移大于拱圈在正向沖擊下的豎向位移。

拱圈和立柱的兩處位移值的變化充分反映了不同厚度墊層的緩沖效果；拱形棚洞結(jié)構(gòu)承受水平荷載的能力較弱，導(dǎo)致斜向沖擊下，立柱的水平位移較大。

5 沖擊力分析

通過(guò)記錄到的加速度時(shí)程曲線，如圖10所示。獲取不同沖擊工況下的最大加速度值，按照F=ma得到最大沖擊力。具體分析如下：

圖10 典型的加速度曲線Fig.10 Typical time-history curve of acceleration

在正向沖擊下，固定沖擊能量為21.0 J，變化墊層厚度，沖擊力，見表13。從表13可知，沖擊力隨著墊層厚度的變化很小；沖擊力在1 248～1 766 N之間分布。

表13 不同厚度墊層下的沖擊力Tab.13 The impact force under different thickness cushion

在正向沖擊下，固定墊層厚度，變化沖擊能量，沖擊力，見表14。從表14可知，沖擊力隨著沖擊能量的增大而增大；最大沖擊力為2 316 N。

表14 不同沖擊能量沖擊下的沖擊力Tab.14 The impact force under different impact energy

在斜向沖擊下，固定沖擊能量為21 J，改變墊層厚度，沖擊力，見表15。從表15可知，沖擊力隨著墊層厚度的變化很?。粵_擊力分布在682～950 N。

表15 不同厚度墊層下的沖擊力Tab.15 The impact force under different thickness cushion

相同沖擊能量沖擊下，沖擊力變化很?。粵_擊力隨著沖擊能量的增大而增大；相同沖擊能量沖擊下，斜向沖擊監(jiān)測(cè)到的沖擊力較正向沖擊力小，經(jīng)分析認(rèn)為是由于落石并沒有完全與墊層平面垂直相撞，如圖11所示。導(dǎo)致加速度計(jì)監(jiān)測(cè)到的最大加速度值較小。

圖11 斜向沖擊位置不垂直示意圖Fig.11 The schematic diagram of non-vertical of oblique impacting

6 破壞形態(tài)分析

在完成以上所有工況的沖擊試驗(yàn)之后，將落石分別從2.56 m和3.26 m的高度放下，分別對(duì)應(yīng)169.1 J和213.4 J的沖擊能量，并撤除所有墊層，讓落石直接砸向棚洞，考察拱形棚洞的破壞形態(tài)。

在該兩級(jí)沖擊能量的沖擊下，拱形棚洞的拱圈出現(xiàn)了一些裂縫，之前承受斜向沖擊一側(cè)的擋墻已脫落，如圖12所示。

圖12 拱圈裂縫與損壞Fig.12 The crack and damage of arch ring

在前兩次沖擊能量沖擊后，棚洞仍然保持整體性，具有抵抗落石沖擊的能力，所以利用現(xiàn)場(chǎng)的混凝土試塊繼續(xù)沖擊棚洞，沖擊能量約為454 J。

沖擊后棚洞的破壞形態(tài)，如圖13所示。在該沖擊能量下，拱圈發(fā)生了局部破壞；之前承受斜向沖擊側(cè)，拱圈外側(cè)產(chǎn)生了縱向貫穿裂縫，對(duì)稱側(cè)則沒有；另一側(cè)未掉落的擋墻與立柱和拱圈連接處產(chǎn)生了裂縫。

圖13 拱形棚洞破壞形態(tài)Fig.13 The damage mode of arch shaped shed tunnel

總結(jié)與分析：隨著沖擊能量的增大，棚洞產(chǎn)生的破壞越來(lái)越嚴(yán)重；由于沒有鋼筋，兩側(cè)擋墻承載能力較弱，容易脫落；拱圈約45°裂紋集中，受力較大；除拱圈和擋墻外，拱形棚洞其余部分未見明顯裂縫和損傷區(qū)域。綜合分析得到拱圈較為薄弱的區(qū)域，如圖14所示。

圖14 拱圈薄弱區(qū)域Fig.14 The weak area of arch ring

7 結(jié) 論

通過(guò)對(duì)拱形棚洞在落石沖擊作用下的力學(xué)性能的模型試驗(yàn)研究，主要得到以下結(jié)論：

(1)拱形棚洞承受落石沖擊荷載的主要部分是拱圈；根據(jù)其在落石沖擊作用下的破壞形態(tài)試驗(yàn)結(jié)果，拱圈較為薄弱的區(qū)域是45°內(nèi)包含的區(qū)域，如圖14所示；

(2)在不同能量的落石沖擊下，拱頂外側(cè)緩沖墊層厚度對(duì)拱圈和鋼筋的受力有明顯影響，但對(duì)立柱影響較?。?/p>

(3)在21.0～92.4 J沖擊能量范圍內(nèi)，無(wú)論是正向沖擊還是斜向沖擊，棚洞各部分的混凝土應(yīng)變值都遠(yuǎn)小于其極限應(yīng)變值；

(4)在21.0～92.4 J沖擊能量范圍內(nèi)，拱圈頂部混凝土縱向應(yīng)變出現(xiàn)了相對(duì)于環(huán)向應(yīng)變的較大值(<1 000 με)，分析認(rèn)為是拱圈內(nèi)沒有縱向鋼筋所致。

(5)對(duì)于實(shí)際工程中的拱形棚洞，其頂部外側(cè)設(shè)置輕質(zhì)土緩沖層時(shí)能夠承受210～924 kJ能量落石的沖擊荷載，且不產(chǎn)生損壞；

(6)本文拱形棚洞在承受92.4 J(即實(shí)際情況中924 kJ)的沖擊能量時(shí)而不產(chǎn)生損傷，根據(jù)Muraishi的研究成果，可以得出此種棚洞結(jié)構(gòu)能夠承受絕大多數(shù)落石的沖擊，可以使用于實(shí)際工程中。

通過(guò)對(duì)室內(nèi)試驗(yàn)測(cè)試結(jié)果的分析，若將拱形棚洞應(yīng)用于實(shí)際工程中，提出如下建議：①拱形棚洞的拱圈兩側(cè)的擋墻內(nèi)應(yīng)配置一定數(shù)量的受力鋼筋；②拱圈應(yīng)配有縱向受拉鋼筋，兩側(cè)擋墻也應(yīng)配制一定數(shù)量的受力鋼筋。

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An experimental study on the performance of an arch shaped shed tunnel due to the impact of rockfall

WANG Shuang1, ZHOU Xiaojun1, LUO Fujun1, JIANG Bo2, ZHU Yong2

(1. Key Laboratory of Transportation Tunnel Engineering, Ministry of Education, Southwest Jiaotong University, Chengdu 610031, China;2. China Railway Eryuan Engineering Group Co.,Ltd., Chengdu 610031, China)

Model test was used to study the impact resistance of an arch shaped shed tunnel, which mainly analyzed the dynamic response rules of the arch, the upright column and the interior steel under diverse impact energy, cushion with diverse thickness, diverse impact locations. The rules of rockfall impact force and displacement of the arch shaped shed tunnel under diverse impacting condition were analyzed; Failure modes and weak area of the arch shaped shed tunnel were analyzed. The relative strengthening measures and appropriate thickness range of light soil cushion were given.

arch shed shaped tunnel; model test; rockfall impact; light soil; dynamic response

鐵道部科技研究開發(fā)計(jì)劃項(xiàng)目(2010G018-C-1-3)

2015-06-29 修改稿收到日期： 2016-04-29

王爽 男，碩士，1990年生

周曉軍 男，教授， 1969年生

Email：zhouxjyu69@163.com

U25

A

10.13465/j.cnki.jvs.2017.12.035