隧道洞口落石防护分流式引导系统原位试验与数值分析

齐 欣,邓芊芊,赵 雷,袁 松,李贞良,王希宝,余志祥

(1．西南交通大学 土木工程学院,成都 610031; 2．四川省交通勘察设计研究院有限公司,成都 610017)

隧道洞口多处于地势险峻、岩体风化的高陡地段,地质条件相对恶劣,在雨水及地震等自然灾害的作用下,极易形成危岩、落石、崩塌等,一旦有落石进入到洞口区域,对隧道洞口段线路造成严重威胁,危及行车安全。如2020年5月由于降雨导致的武罐高速东沟隧道洞口落石砸向高速公路防撞墙及路面,致防撞墙和路面受损,严重影响车辆的安全通行[1]。2021年7月由于连降大雨,林石线太行隧洞西洞口出现落石,对该路段施行了临时封闭[2]。

针对隧道洞口区段的落石灾害防治,各国学者主要从两方面开展研究。一方面是对隧道洞口处的岩体进行加固,如庄心善等[3]结合塑性极限平衡理论,定义了能量安全系数,并给出其合理的取值范围,提出了锚杆加固岩体的安全系数设计法;申玉生等[4]提出隧道洞口的全环间隔注浆预加固方案。杨晓华等[5]针对黄土隧道洞口塌方,提出采用小导管注浆加固围岩、洞内与地表共同治理的综合处治措施。Li等[6]提出优化隧道洞口边坡预应力锚索的加固方法;Zhan等[7]研究了预应力锚杆和锚索加固的隧道洞口的力学响应。隧道洞口岩体加固类方法能有效提高岩体的稳定性,但该类方法通常对环境影响较大,且施工量大,易对岩体形成二次破坏。另一方面,各国学者开展了隧道洞口抗落石冲击棚洞、被动防护网和引导防护网等防护结构的研究,Effeindzourou等[8]分析了块体质量、冲击速度和缓冲层厚度对棚洞受力影响和冲击后回弹轨迹;孟杰等[9]对落石冲击下的轻型刚性棚洞的冲击行为进行研究,探讨落石冲击下轻型棚洞结构的影响;何思明等[10]等利用耗能器降低了棚洞在落石冲击下产生的动力响应,与此同时研究了配置耗能器的棚洞结构能量分配特征;Wu等[11]提出了一种带有一定倾斜角度的柔性棚洞,并结合有限元方法和工程实例给出了该角度的最佳数值。在引导网的研究方面,Luo等[12]从时间和空间两个维度分析了引导网对落石灾害的防控机理,并开展了引导网系统的关键部分原位试验,验证了该系统对防护大规模崩塌落石的有效性。崔廉明等[13-14]通过模型试验和数值分析对引导网的防护性能进行研究,并讨论了不同位置配重对防护性能的提升。金云涛等[15]结合引导网原位足尺冲击试验,揭示了系统的耗能机制。上述方法有效拦截了落石,在隧道洞口的落石防治中取得了较好效果,但仍存在着落石清理困难,后期维护成本过高等问题。

基于此,综合考虑环境特征、防护能力、落石清理等因素,本文提出了一种新型的适用于隧道洞口的防落石冲击分流式引导系统,如图1所示。该系统基于柔性防护理念,通过不同高度的钢柱支撑起网片与钢丝绳,使网面形成倾斜效果,布置于隧道洞口上方空间。倾斜网片形成自然坡面的延伸,可引导落石滚动。同时,系统中可设置耗能元件,提高缓冲性能;落石离开网面后,耗能元件的内能释放,可进一步实现结构性能恢复。该系统既能有效地对落石进行能量耗散,同时又对落石进行了轨迹引导。在轨迹的引导方面,帘式网一方面通过网片的压制耗散落石能量,另一方面可对轨迹单向引导,本文通过足尺试验和数值仿真对该类系统的受力机理开展研究,为隧道洞口的落石防护设计提供参考。

1 系统构成及工作原理

分流式引导系统由拦截单元、支撑单元和连接耗能元件组成(见图1)。拦截单元主要为柔性钢丝绳拦截网,支撑单元主要为支撑柱。柔性钢丝绳拦截网四周与钢丝绳相连,起到拦截、耗能和分流的作用;横向和纵向的钢丝绳连接起整个系统,同时在钢丝绳上布置若干耗能元件,不仅提高了系统的耗能能力,还加强了系统的抗落石冲击能力、分流能力和系统几何形态与性能的可恢复性。该系统兼顾了落石拦截、分流,同时规避了大方量基础开挖。而且系统采用储能释放的方式代替传统柔性防护网系统的耗能缓冲,保证了系统冲击后形态的可恢复,具有较好的韧性。

分流式引导系统通常布置于隧道洞口正上方,当洞口上方的落石下落,首先接触到柔性钢丝绳拦截网,由于网片的柔性缓冲,落石冲击速度及冲击能量迅速降低。由于网面倾斜,落石在网面上滚动下滑,逐步偏离原轨迹,并依靠落石与网片的摩擦,继续耗散落石能量,最终落石被低速引导至安全区域收集,实现分流和引导。

拦截网片采用高强钢丝网环,网环单元之间可相对滑移摩擦形成阻尼,同时,因为单元间变形协调性更有利于变形和缓冲。对于不同的防护能级要求,系统支撑绳可以连接减压环,冲击发生时,支撑绳可在支承边界上滑移,并将拉力传递至减压环,当拉力超过减压环启动力阈值时,减压环启动并发生塑性变形,开始耗散能量。

传统被动防护网其主要工作原理为“拦截”,落石进入柔性网内部,依靠整体系统的大变形耗散能量;引导网体现为“拦截—压制—引导”,在拦截的基础上,通过网片的重力和落石与山体间的反复碰撞耗散落石能量,同时在落石的运动路径上实现单向引导。而柔性分流式引导结构体现为“拦截—引导—分流”,落石在张紧的网面表面运动,通过倾斜网面,落石运动方向的大幅改变,实现双向引导,如图2所示。针对改变落石的运动轨迹,Wang等[16]提出了将膨胀聚苯乙烯垫层覆盖在柔性网表面,并倾斜冲击面,从而实现落石自动清理,该方法已形成了分流式引导网的雏形,但研究仅限于单片网片,未形成体系。文献[17]表明,当落石冲击方向与网面法线方向的夹角越大,柔性防护结构越不容易发生破坏,但落石在网面反向会产生一定的速度分量,且相比传统被动柔性防护结构,在柔性分流式引导结构中,方向的改变更复杂,需要精准计算和合理布局,才能实现顺利分流和引导。

(a) 被动防护网

2 足尺冲击试验与数值分析

2.1 试验方案

试验地址在四川省广汉市松林镇,由于系统左右对称,采用半结构开展试验。试验模型直接安装在山坡上,采用2跨模型,钢柱间距为10.0 m,钢柱高为8.0 m,分导网网片宽10.0 m,网面与水平面夹角40°。钢柱材料为Q235,钢丝绳材料采用6×19S+IWR,构件规格如表1所示。试验模型及尺寸如图3所示。

表1 构件参数Tab.1 Test component parameters

图3 试验模型Fig.3 Test model

共设计了2组试验模型,2组模型系统构成和构件尺寸均一致,区别在于试验1的跨间横向支撑绳2处于张紧状态,试验2的跨间横向支撑绳2处于松弛状态。试验时,利用起吊装置将质量为1.2 t的钢筋混凝土26面体,试块吊至距离顶端网片13.0 m处,试块自由下落,冲击能量150 kJ。冲击位置距纵向支撑绳2为 1.0 m,距横向支撑绳1为1.5 m。采用2台Photron高速摄像机拍摄落石下落的全过程,采样频率为500 fps,并采用ProAnalyst运动分析软件获取落石的运动轨迹及系统冲击变形等特征。

2.2 数值分析

采用LS-DYNA软件建立试块冲击分流式引导系统数值模型,数值模型构件规格尺寸与试验一致。钢丝绳和钢丝绳网片均采用索单元,仅考虑受拉特性,同时考虑结构在自重作用下的变形及内力分布。钢丝绳网与钢丝绳采用卸扣连接,卸扣与二者均设可滑移接触,同时钢丝绳沿钢柱设置滑移接触,试块与钢丝绳网设置动力接触边界[18],相关参数定义如表2、图4所示。

表2 构件材料参数Tab.2 Component material parameters

(a) 减压环材料模型

为更加真实地模拟试验,有限元模型先预加重力直至其在系统阻尼的作用下趋于平稳,使网面呈自然下垂状态,为了减少计算时间,通过动能定理换算得出,落石接触网面的速度为16.125 m/s,有限元模型中设定落石初始与网片临界接触,并设定初始速度。

3 结果分析

3.1 试验现象

对试验1与试验2分流引导过程进行分析,如图5、图6所示。

(a) 落石接触网面(t=0)

(a) 落石接触网面(t=0)

试验1中,试验试块下落后,以接触钢丝绳拦截网面时刻作为0点,0～0.52 s柔性网片的拦截作用下落石在网片下落继而小幅回弹,0.52～1.04 s落石在上半部网片分流运动,1.86 s由于横向支撑绳2处于张紧状态,导致试块卡在钢丝绳中部位置,未能成功滚落。试验2中,0～0.50 s,落石运动与试验1类似,试块经历了下落、回弹、沿网面滚动的过程。由于横向支撑绳2处于松弛状态,1.20 s后,试块跨过支撑绳2,继续在网面运动,有效地改变了落石的运动轨迹,在2.64 s分流至侧向45°区,进入试块收集区域。对比来看,当横向支撑绳2自然下垂时,更有利于落石分流。

根据住房城乡建设部、国家发展改革委、财政部《关于做好2013年农村危房改造工作的通知》(建村〔2013〕90号)，为提高农村危房改造的质量水平，规范工程建设与验收，我部制定了《农村危房改造最低建设要求(试行)》(以下简称最低建设要求)。现印发你们，请认真贯彻执行。

可将分导网的工作流程分为两个阶段,拦截阶段(0～0.50 s)和分流阶段(0.50～2.64 s)。在拦截阶段,落石与网片接触,并冲击至最低点,网片呈V型漏斗状,同时在网片和重力的共同作用下,驱动落石回弹并开始改变运动方向。在分流阶段,落石沿网片倾斜方向运动,逐渐偏离初始运动轨迹,直至最终离开网面。

试验1结束后,冲击落石被中部横向支撑绳2拦截,使得钢柱2顶部向网面内偏转1.5 m,从而使横向支撑绳2呈现下垂状态,网面最大垂度约1.0 m,试验2结束后,冲击落石被顺利分导至安全区域,横向支撑绳2呈现下垂状态,网面垂度约1.1 m。因此建议使中部支撑绳具有一定的垂度,根据试验2的结果,建议将该垂度取为1.0 m,即为支撑绳原长度的1/10,网面垂度的试验值与模拟值对比如表3所示。

表3 网面垂度对比Tab.3 Comparison of net vertical deflection

分别提取模拟1、模拟2相应的落石运动轨迹与不布置柔性分流式引导系统时落石的轨迹进行对比,如图7所示。

图7 运动轨迹对比Fig.7 Comparison of motion tracks

由图7可知,试验1和试验2均使落石轨迹发生了偏移,但由于试验1的中部横向支撑绳张紧,落石被该支撑绳拦截,试块停留在系统内部,试验1中试块的Y偏移距离为2.33 m。试验2中横向支撑绳处于松弛状态时,落石能顺利跨过跨间支撑绳,并滚落至收集区。与无分导网的落石轨迹相比,试验2的Y偏移距离达到了5.75 m,分流效果明显。通过Euclidean范数(见式(1))分别度量有限元结果、理论计算结果与试验结果的误差。

(1)

式中:x1i[k],x2i[k]为第一组数据和第二组数据中的第k个数据点的i坐标;m为数据点的维数;n为数据点的个数。

由式(1)计算得到的有限元结果与试验结果的误差DE为0.32 m,表明有限元结果能较好反映落石的真实轨迹。

3.2 结果分析

3.2.1 冲击力对比

模拟1和模拟2中的落石冲击力时程曲线,如图8所示,体现出了明显的两阶段特征。在拦截阶段冲击力出现第一个峰值,结合图7,在该阶段,落石运动方向的改变较小,落石在拦截阶段末侵入钢丝绳网的深度达到最大值。这一阶段主要是依靠柔性钢丝绳网和耗能器耗散落石能量,在该阶段,两组试验中体现出的冲击力峰值基本一致,约为90 kN。分流阶段,模拟1和模拟2明显不同。模拟1中落石被钢丝绳网拦住后,在网内做有阻尼简谐运动,冲击力呈现简谐振动,并逐步衰减;模拟2中随着试块在网面移动,冲击力的振幅缓慢降低,在试块二次冲击网面时,冲击力达到第二次峰值58 kN,约为首次峰值的64%。随后,冲击力逐步降低。

图8 冲击力时程曲线Fig.8 Time history curve of impact force

3.2.2 试块动能分析

动能时程曲线如图9所示。由图9可知,拦截阶段,模拟1和模拟2基本保持一致,试块接触到钢丝绳网后,依靠网片的缓冲、耗能元件的共同工作,试块动能迅速降低,快速从150 kJ降低到75 kJ左右。分流阶段,模拟1中由于落石被拦截在网内,动能较早地归为零。模拟2中,随着试块在网片移动,柔性网面的缓冲、摩擦以及耗能元件耗能促使试块动能逐步下降,模拟2落石离开系统时刻的残余动能为22 kJ,约为初始冲击动能的15%,表明系统在分流的同时,有效地降低了落石的冲击能量。

图9 动能时程曲线Fig.9 Kinetic energy time history curve

3.2.3 耗能分析

模拟1和模拟2中,各耗能组成部分比例不尽相同,如图10所示。模拟1和模拟2中,减压环的耗能均占比最大,表明对于分流式引导系统,减压环是最主要的耗能元件,尤其在模拟2中,耗能器的耗能占比已超过50%。模拟1中由于试块滞留于网片中,导致网片耗能明显增大,模拟2中试块的顺利分流,使得落石离开后,网片的弹性耗能释放,恢复形态,从而网片的耗能仅占到18%。试块跟网片的摩擦以及系统阻尼的耗能均保持在20%左右。两组试验中,钢柱的耗能比例均小于5%,因此可认为钢柱在系统中不参与耗能,仅起到支撑作用。通过对各部件耗能累计后发现,耗能总和模拟1达到229 kJ,模拟2达到273 kJ,远大于初始的冲击动能150 kJ,其原因在于由于网片的斜向布置,在分流过程中,模拟1中试块下落高度达到了5.9 m,重力势能叠加约为70 kJ,模拟2中试块下落高度达到了10.1 m,试块的重力势能叠加了119 kJ。

(a) 模拟1 (b) 模拟2图10 耗能对比Fig.10 Energy consumption comparison

进一步对比了模拟1和模拟2中减压环的伸长量,如图11所示。由图11可以看出,无论是模拟1还是模拟2,布置于中部纵向支撑绳2上的2号和4号减压环的伸长量明显大于布置于纵向边界支撑绳1上的1号和3号减压环,2号、4号减压环伸长量约为1号、3号减压环伸长量的2倍,表明中部纵向钢丝绳2所受到的拉力明显大于纵向边界钢丝绳的拉力。

图11 减压环伸长量Fig.11 Elongation of brake ring

4 分导性能影响参数分析

为分析分流式引导系统的分导性能,考虑到实际落石的群发性特征,采用多体落石开展进一步研究,系统中各构件材料、尺寸与试验一致。落石群采用半径为0.15～0.30 m的37个随机球体所形成的堆积体,堆积体总质量为5.9 t,冲击总能量为650 kJ,为评价系统的分流能力,定义偏移比ζ见式(2)

(2)

式中:Δxi为t时刻第i个落石在网面宽度方向的位移;l为网面宽度。以下分析以第一块落石离开网面时刻,结合钢丝绳网面横向倾角θy和纵向倾角θx如图12所示,研究系统的分导效果。

图12 横向倾角θy和纵向倾角θx的定义Fig.12 Definition of transverse angle θy and longitudinal angle θx

4.1 横向倾角θy影响分析

保持纵向倾角θx为25°不变,分别选取横向倾角θy为0°、5°、10°、15°、20°、25°、30°、35°、40°和45°。由图13可知,随着横向倾角增加,落石偏移比非线性增长。但值得注意的是,计算表明当横向倾角小于10°时,会有少量落石残留在网面内,同时横向倾角大于40°以后,落石到达边界的时刻基本一致,但由于水平投影长度明显减小,偏移比降低。因此,横向倾角在40°～45°区间,能获得较好的分流效果。

图13 不同横向倾角下的偏移比Fig.13 Migration ratio under different transverse inclination angles

4.2 纵向倾角θx影响分析

保持横向倾角θy为45°不变,分别选取纵向倾角θx为15°、20°、25°、30°、35°、40°、45°。落石偏移比变化如图14所示。可以看出,纵向倾角从15°增加到20°,偏移比有小幅的增长,大于20°以后,随着纵向倾角θx增加,落石偏移比线性减小。尤其是倾角大于40°以后,偏移比减小速率增大。因此,纵向倾角在20°左右,能取得较好的分流效果。

图14 不同纵向倾角下的偏移比Fig.14 Migration ratio under different longitudinal inclination angles

5 结 论

通过对分流式引导系统开展足尺试验和数值仿真计算,得到以下结论:

(1) 分流式引导系统具有良好的落石分导效果,能有效地改变落石的运动路径,达到预期分流效果。

(2) 分流式引导系统的受力及变形,具有明显的二阶段特征,第一阶段主要为拦截耗能阶段,拦截落石并耗散落石能量,第二阶段为分流阶段,改变落石的运动路径。耗能器是系统中的主要耗能元件,耗能占比已超过50%,且中部纵向钢丝绳连接的减压环耗能占比更多。

(3) 随着横向倾角增加,落石偏移比非线性增大。随着纵向倾角增加,落石偏移比线性减小。

(4) 建立了横向倾角和纵向倾角与偏移比的相关方程,采用该方程可快速预估系统的分流效果,为分流式引导系统布置提供了参考。

需要特别说明的是本文结论仅针对特定网型和落石组合,其他网形及组合结论可能不一致,需开展进一步研究。