气动荷载作用下高速铁路隧道内轨旁疏散灯安全性研究

张曙，杨伟超，施成华，曹宏凯，刘俊杰

(1. 中铁第四勘察设计院集团有限公司，湖北 武汉 430063；2. 中南大学 土木工程学院，湖南 长沙 410075)

在列车进入隧道的过程中，车头形成的压缩波和车尾形成的膨胀波在隧道内反复传播，并以静压的方式作用于隧道衬砌和轨旁附属设施，造成衬砌结构和附属设施力学性能的恶化。高速铁路隧道内压力波的峰值与行车速度呈指数关系，随着列车速度的提高，隧道内压力波将显著增大。作为高速铁路防灾救援的重要设施，疏散灯在各种隧道广泛分布，一般呈现全隧道两侧交错布置，且我国现有的高速铁路隧道内疏散灯多数仅通过2个锚栓与衬砌连接，压力波形成的气动冲击对其结构安全可能存在一定不利影响，甚至可能会造成疏散灯基座混凝土力学性能恶化，以及锚栓松动、脱落等可靠性下降问题。国内外关于混凝土锚固环境中的锚栓力学性能、破坏方式及其安全问题进行了大量研究，何鹏[1]利用Abaqus与理论分析的方法对不同形式下的群锚的后锚固性能做出一定的研究。DONG 等[2]研究表明细螺距螺纹可以承受2 倍于粗螺距螺纹的振动循环。POTTHOFF[3]探究了单锚与群锚锚栓在复合受力状态下的极限承载力与力学性能。LYNCH 等[4]进行了多组后锚固试件的抗拉承载性能实验并提出了锥体破坏的计算方法。ALQEDRA 等[5]基于神经网络分析了锚固深度与基材混凝土尺寸对锚固性能的影响。刘建华[6]基于动力学响应以及螺纹表面损伤形貌分析，结合有限元计算，发现锚栓连接结构的松动机理是结构的塑性变形和接触界面的微动磨损。王一焕[7]研究不同试验参数对锚固单向锚栓抗拉性能的影响，提出锚固单向锚栓拉断和拔出2种破坏模式下的轴向拉伸折线力学模型和设计及构造措施建议。综合以上研究可以看出，当前国内外针对锚栓性能的研究主要集中在静载承载力条件下锚栓结构型式及其松动机理的研究，缺乏高速铁路隧道气动荷载作用下衬砌结构-锚栓-具体附属设施体系力学响应特征和破坏方式的针对性研究。本文以高速铁路隧道内广泛分布的疏散灯为研究对象，以计算流体软件Fluent为分析平台，确定了高速铁路隧道内压力波的荷载作用特征；然后基于Abaqus 商业计算软件，建立疏散灯-锚栓-隧道结构的三维精细化有限元模型，研究气动荷载作用下衬砌-锚栓-灯具的力学响应及其空间分布特征，并在此基础上分析高速铁路隧道内轨旁疏散灯的破坏模式及提高其安全性的有效措施。研究结果对我国高速铁路隧道内附属设施设计和建造具有一定的参考价值。

1 计算模型

1.1 空气-列车-隧道气动仿真模型

高速铁路隧道内压力波峰值主要与列车速度、阻塞比和车头形状等相关[8-9]，其中列车速度与压力波峰值呈平方的正相关关系，因此，结合我国高速铁路的实际情况，以时速350 km 条件为分析对象，建立隧道-空气-高速列车三维CFD 数值计算模型，由于车头横截面积变化率与压缩波波动系数正相关[10]，确定采用CRH3 列车，如图1；列车运行方式按照气动荷载最不利的双向等速交会的方式确定，上下线运行列车均采用时速350 km的运行速度；隧道长度按照交会最不利长度计算[11]，确定为260 m，断面面积与型式基于文献[12-13]时速350 km 的标准断面确定，如图2。整体计算模型如图3所示。

1.2 模型验证

参考张雷[14]的动模型试验，通过以上方法建立1:1 的数值模型，可得距隧道洞口3.25 m 处数值计算结果与模型实验结果如图4所示。

1.3 疏散灯-锚栓-衬砌计算模型

1.3.1 物理模型

疏散灯实物图如图5所示。

疏散灯俯视图尺寸图如图6所示。其中A 面与B 面紧挨隧道衬砌，C 面与E 面为灯光提示面。疏散灯高度为150 mm。

各部件网格图如图7所示。

为消除边界效应对模型的影响，土体模型上下取80 m，两侧取100 m，前后取35 m。隧道断面采用单洞双线100 m2标准隧道断面。锚栓型号为M12×100 型号，锚固深度75 cm，强度等级为8.8级，衬砌采用C30混凝土。

1.3.2 模型边界及计算参数

约束土体除上表面以外5个面的法向位移，上表面设置为自由边界。计算时各部件均采用八节点六面体减缩积分实体单元(C3D8R)。疏散灯、锚栓以及衬砌均采用线弹性本构模型，土体采用Mohr-Coulomb模型[16]。

1.3.3 荷载加载方式

1) 地层荷载

考虑围岩和衬砌之间的相互作用，本模型采用地层-结构法。地层采用实体单元进行模拟。地层荷载通过施加重力荷载得到，地应力通过迭代导入得到。

2) 气动荷载

根据前述模型的计算结果，列车在隧道内运行时，会产生列车风与气压波，根据计算结果与各类文献[15]，压力波与列车风会在不同时刻作用在疏散灯上，且压力波产生的压强远大于列车风所产生的压强，故本文仅考虑压力波对疏散灯的影响。

压力波沿隧道纵向的2个侧面传播，故疏散灯上气动荷载存在时间差，如图8所示。根据最不利原则，当疏散灯仅一半受到气动荷载作用时，此时锚栓所施加的约束力最大，锚栓以及衬砌受力最大。

在Abaqus 有限元分析模型中，气动荷载的加载形式如图6所示。

根据前文的计算，对疏散灯的部分面添加如图9 所示的气动荷载，其最大正压值为3 490 Pa，最大负压值为6 380 Pa。

参考规范[17]，350 km/h高速铁路隧道内附属设施附加压强建议值为9 000 Pa，取安全系数为1.1，将图9 所示时程曲线图等比扩大至最大负压为10 000 Pa添加至疏散灯表面。

1.3.4 接触属性

土体、初支以及二次衬砌之间采用绑定约束；锚栓与衬砌之间采用罚函数进行摩擦模拟；锚栓与电力附属设施的约束采用嵌入区域约束。

2 疏散灯-锚栓-二次衬砌力学特征分析

由于衬砌的内应力状态(拉、压、剪等指标)与衬砌位置相关。为统一分析，以下将以各部件的附加应力作为分析对象。

由于气动荷载随着列车的运行而变化，各部件内应力也会根据时间的变化而变化，以下分析主要针对各部件内应力峰值。

2.1 疏散灯受力分析

根据数值模拟计算结果，疏散灯的主要受力区域在A面与B面的锚栓孔旁，其原因为该面锚栓会对疏散灯产生约束作用，锚栓孔附近产生应力集中现象。其中拉应力最大为12.20 MPa，压应力最大为10.76 MPa，疏散灯常用材料为合金，其强度远大于混凝土。故一般情况下，疏散灯在气动荷载的作用下不会发生破坏。

2.2 锚栓受力分析

各锚栓内应力云图如图10和图11所示。

A 面锚栓与B 面锚栓内应力分布相似，其主要受力区域集中在锚栓靠近衬砌外侧的区域。由于疏散灯自身柔性以及外部受力方向的原因，A面锚栓的内拉应力与压应力较B面锚栓大，其中拉应力最大为8.079 MPa，压应力最大为5.192 MPa，远小于钢材的强度，故在一般情况下，锚栓在气动荷载的影响下自身不会发生破坏。

2.3 衬砌受力分析

二次衬砌除锚栓孔旁的内应力基本为0，故可不考虑群锚效应的影响。

1) 衬砌表层应力分析

各锚栓孔旁衬砌的表层应力如图12 和图13 所示，其应力峰值如表1所示。

表1 各锚栓孔附近二次衬砌内应力值Table 1 Stress of secondary lining near each anchor

二次衬砌上各锚栓孔的应力分布情况差异较小。各面对应的衬砌的应力分布情况均为左侧主要受到拉应力，而右侧主要受到压应力。二次衬砌所受到的最大拉应力为0.920 MPa，最大压应力为0.810 MPa，衬砌拉应力接近混凝土强度设计值，可见气动荷载对疏散灯锚栓安装基座衬砌混凝土的影响不容忽视。

如图14 为A 面对应的锚栓孔左右表层衬砌的应力分布。

如图14 所示，锚栓孔周围衬砌的拉压应力呈不对称分布。锚栓左侧拉应力较大，而右侧压应力更大，且两侧的拉压应力都随着其距锚栓中心距离的增大而减小，又其应力变化都在距离锚栓边界20 mm 处趋于平缓。总的来说，拉压应力的变化近似呈中心对称。

2) 衬砌内部应力分析

衬砌剖面应力云图如图15 和图16 所示，可发现二次衬砌内部受拉区域左侧较右侧大，而受压区域右侧较左侧大。A面锚栓孔附近衬砌内部主应力由浅入深的变化趋势如图17所示。

由图17 可发现，衬砌应力较大区域主要存在于衬砌表面，随着观测点不断加深，衬砌内部应力迅速减小而后趋于平缓，随着观测点达到衬砌内部约2 cm 后，衬砌内部应力趋于平缓并趋近于0。

3 疏散灯-锚栓-二次衬砌安全性分析

3.1 锚栓直径分析

由前述分析可知，在气动荷载的作用下，最容易达到混凝土破坏阈值的是二次衬砌内拉应力。

隧道内列车的长期运行所产生的气动荷载属于一种循环荷载。根据文献[18]，在循环反复荷载的作用下，混凝土结构中的拉应力应小于0.6 倍混凝土抗拉强度设计值。C35混凝土的抗拉强度设计值为1.57 MPa。因此认为，当二次衬砌中产生的附加拉应力大于0.94 MPa 时，疏散灯锚固端锚栓周边混凝土可能会因气动荷载发生疲劳破坏。

根据前文计算方式，在250 km/h 与350 km/h高速铁路隧道中，分别计算得到M6到M12锚栓固定疏散灯时的应力大小。

由图18 可发现，当锚栓直径增大时，衬砌内部拉应力会显著减小，可通过提高锚栓半径的方法提高疏散灯的安全性。

3.2 衬砌破坏模式分析

图19～21 为350 km/h 高速铁路隧道中不同直径锚栓固定疏散灯时，衬砌的拉应力云图，其中灰色区域为疲劳破坏区域。

锚栓孔壁周边表层混凝土会在气动荷载的作用下首先达到混凝土疲劳破坏阈值。而对于深部混凝土，其内部拉应力较小，一般不会发生破坏。

高速列车在隧道内行驶时，其产生的气动荷载会随列车运行方向的不同而不同。以气动荷载综合作用结果所形成的包络线为母线，可得到如图22 中Ⅰ区部分所示的区域，此即为二次衬砌破坏区域，其破坏模式为表层锥体破坏，由其受力与破坏模式可发现，其表层发生的为剪翘破坏。

高速铁路隧道内电力设施在多年的服役过程中会受到气动荷载的长期反复作用，锚栓孔旁的表层混凝土因疲劳损伤会不断发生表层锥体破坏并层层剥落，内部混凝土的应力分布情况会发生改变，逐步增大并最终达到疲劳破坏阈值并产生破坏。即图22 Ⅰ区会发生破坏并逐渐扩展到Ⅱ区和Ⅲ区。此外，混凝土与锚栓的黏结部位应力较大，由于混凝土疲劳损伤可能导致黏结部位产生应力集中，进而发生黏结破坏。外荷载长期作用下二次衬砌可能发生渐进式剥离破坏与黏结破坏的混合破坏。

4 结论

1) 相对于疏散灯灯具本身，气动荷载作用下隧道内轨旁疏散灯更可能出现锚栓安装基座的衬砌混凝土破坏的现象。

2) 锚栓安装基座衬砌混凝土拉应力分布特征呈现表层锥体分布特征，气动荷载作用下疏散灯锚栓安装基座混凝土可能存在剪翘破坏。

3) 在气动荷载一定的情况下，衬砌混凝土的应力峰值与锚栓规格呈现显著的负相关关系，增大锚栓规格是提高轨旁疏散灯结构安全性的有效措施。

致谢：本文的数值计算是在合肥先进计算中心完成，特此致谢！