落石沖擊下隧道大跨度棚洞的動力響應數值分析與抗沖擊研究*

王 爽，周曉軍，姜 波，周躍峰

(1.西南交通大學交通隧道工程教育部重點實驗室，四川 成都 610031;2.中鐵二院工程集團有限責任公司，四川 成都 610031)

落石沖擊下隧道大跨度棚洞的動力響應數值分析與抗沖擊研究*

王 爽1，周曉軍1，姜 波2，周躍峰2

(1.西南交通大學交通隧道工程教育部重點實驗室，四川 成都 610031;2.中鐵二院工程集團有限責任公司，四川 成都 610031)

為研究大跨度棚洞在落石沖擊下的力學性能以及輕質土的抗沖擊性能，根據所確定的落石沖擊能量，利用動力有限元數值方法對山嶺隧道大跨度棚洞受落石沖擊作用的動力響應進行了分析，研究了棚洞鋼筋混凝土結構受落石沖擊作用的損傷特性，將不同工況下的沖擊深度時程曲線和沖擊力時程曲線進行了對比，比較了棚洞頂部回填普通土和輕質土時對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；動力響應；落石；沖擊作用；大跨度棚洞；輕質土；混凝土損傷

落石，也稱滾石，是指個別塊石因某種原因從斜坡或陡崖表面失穩而脫落母巖后沿坡面下落、回彈、跳躍、滾動或滑動的一種運動動力學現象，或由上述的一種或幾種運動方式的組合，其動力學過程終止于較平緩的地帶或障礙物附近。目前對落石的研究主要集中在落石運動特性[1-2]、風險評估[3-5]、沖擊力[7-9]和防護結構[10-11]等4個方面。而就落石對山嶺隧道棚洞結構的沖擊性能及其防護尚缺乏深入的研究。就棚洞結構而言，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，主要對棚洞動力響應特征值與落石沖擊角度的關系進行了研究；而王東坡[13]研究了跨度為11.75 m的棚洞，研究內容涉及公路棚洞結構的動力響應和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，且在數值方法計算時沒有考慮混凝土在低速沖擊下的動態本構關系。

成都至蘭州高速鐵路(成蘭鐵路)是我國西部的重要交通干線，全線長462 km，越嶺段隧道比例占90%以上。本文中，結合新建成蘭鐵路中新民隧道出口段大跨度棚洞結構的實際，重點對該雙線鐵路隧道洞口大跨度棚洞在落石沖擊作用下的動力響應和抗沖擊性能及其措施開展研究。

1 動力響應研究

1.1 沖擊能量

為了研究大跨度棚洞結構在落石沖擊作用下的動力響應特征，首先要明確落石的沖擊能量。H.Muraishi等[14]針對日本某鐵路沿線發生的落石事件中落石的沖擊能量進行了統計，得到落石能量大致呈正態分布，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到了90%。M.Spadari等[15]針對澳大利亞新威爾士州東海岸的研究發現，褶皺帶砂巖區、玄武巖區、褶皺帶火山巖區落石的平均半徑較小，一般不超過0.3 m，其沖擊能量也不大于200 kJ；盆地砂巖區和花崗巖區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：W0，2W0，4W0，8W0，16W0，其中的W0代表半徑為0.5 m、質量為1 300 kg的球體在沖擊速度為10 m/s時的機械能，其值為65 kJ。以上述5級不同的沖擊能量來分別研究大跨度棚洞結構的動力響應。

1.2 有限元模型

本文中利用動力有限軟件LS-DYNA對落石沖擊成蘭線新民隧道出口段大跨度棚洞的過程進行模擬。新民隧道出口段所采用的大跨度棚洞結構如圖1所示。棚洞主體結構由框架、蓋板和填土組成，其中框架由立柱、橫梁、縱梁組成，蓋板單獨預制，均為鋼筋混凝土結構，混凝土強度等級均為C40。為便于分析，假設落石只有平動速度，且僅與墊層發生一次碰撞。據此所建立的有限元模型如圖2所示，在計算時只考慮縱向受力鋼筋。約束立柱底部節點全部自由度，約束蓋板和墊層邊緣面的垂直位移。

圖1 棚洞結構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

本文中使用LS-DYNA材料庫中的連續蓋帽本構模型來模擬混凝土的屈服和損傷，采用塑性硬化模型來模擬鋼筋的屈服，并用Druck-Prag本構模型來模擬土墊層，落石采用剛體模擬。有限元模型中棚洞結構的材料物理參數如表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Table 1 Parameters of materials

除此之外C40混凝土的圓柱體抗壓強度[16]為32 MPa，骨料粒徑為19 mm，失效應變為0.05；鋼筋的屈服應力為400 MPa，硬化模量為20.6 GPa，失效塑性應變為0.008；土墊層的摩擦角為35°，黏聚力為30 kPa。

1.4 計算結果及分析

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。沖擊點的沖擊深度(h)時程曲線如圖3所示。從圖3可以看出，不同能量級的落石撞擊到緩沖層時，其沖擊深度存在共同的規律：落石剛接觸緩沖層時，接觸位置迅速變形，沖擊點處產生較大的位移；落石反彈離開緩沖層后，緩沖層的彈性變形恢復，并在緩沖層沖擊點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。沖擊時間均在50 ms以內。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 沖擊深度時程曲線Fig.3 History curve of impact depth

圖4 沖擊力時程曲線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，連續蓋帽模型的混凝土損傷通過的參數d來表現，具體的：

σd=(1-d)σvp

(1)

式中：σd為考慮損傷后的應力張量，σvp為不考慮損傷的應力張量。d隨塑性區出現而開始積累，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，框架損傷區域隨著沖擊能量增加而增加；而蓋板從260 kJ開始才會產生損傷。所以總的來說，該大跨棚洞結構首先是橫梁承受沖擊荷載，產生損傷，當橫梁損傷達到一定程度后蓋板才會產生損傷。

1.4.3 鋼筋應力分析

對鋼筋的應力評價主要通過2個指標：瞬時應力和平穩應力。瞬時應力是沖擊瞬間，所有鋼筋單元中軸向應力最大值；而平穩應力則是在落石沖擊穩定后，鋼筋的軸向應力值，通過大于基本應力(重力作用下鋼筋最大應力)的鋼筋長度α來評價。α可以反映混凝土損傷之后鋼筋承擔自重的特點，α越大表明混凝土損傷體積越大，鋼筋作用越明顯。框架鋼筋的基本應力為20.8 MPa，蓋板鋼筋的基本應力為4.5 MPa。框架鋼筋與蓋板鋼筋的最大瞬時應力(σm)與沖擊能量的關系如圖5所示。

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

框架與蓋板鋼筋的α和沖擊能量的關系如圖6所示。從圖6中可以看出，隨著沖擊能量的增大，α越來越大，說明混凝土損傷以后，混凝土結構內更多的鋼筋起到承受荷載作用。

1.4.4 位移分析

沖擊過程中的最大位移和平穩后的位移來評價橫梁與蓋板的位移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；總體上說蓋板的豎向位移大于橫梁的豎向位移。

圖5 鋼筋瞬時應力Fig.5 Instantaneous stress of steel

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

圖7 位移曲線Fig.7 Displacement curve

通過對不同沖擊能量下棚洞結構受落石沖擊過程的模擬計算，結果表明：(1) 沖擊深度、沖擊力都隨沖擊能量增大而增大，且近似成線性關系；鋼筋應力也隨著沖擊能量增大、混凝土損傷增多迅速發揮作用，其瞬時應力和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；總體上說蓋板的豎向位移大于橫梁的豎向位移。(2) 雖然在5個能量級別落石沖擊下結構都出現了混凝土損傷(混凝土出現塑性區則損傷積累)、強度降低的情況，但由于縱向鋼筋的存在，迅速彌補了結構在抗拉方面的不足，控制了混凝土的持續損傷，且鋼筋在最大能量級落石沖擊下并沒有屈服，說明即使有部分混凝土損傷，該結構也能承受較大落石的沖擊；在16W0(1 040 kJ)能量級別的落石沖擊下，框架結構中未出現混凝土單元的損壞，說明該結構能夠保證絕大多數情況下的落石沖擊而不失穩。混凝土出現一定損傷區域并不會對整個結構的抗沖擊產生特別大的影響，棚洞各構件中鋼筋對抵抗落石的沖擊作用效果明顯。

2 棚洞結構抗沖擊性能

考慮到落石沖擊對棚洞結構造成的破壞和損傷，本文中采用輕質土取代回填到棚洞頂部的普通土，以考察土質在落石沖擊下的力學性能和對落石的減緩作用。輕質土具有良好的抗沖擊性能和自重較小的特點，已被大量用于工程實踐中[17]，但在山嶺隧道棚洞結構中還較少采用。本文中的輕質土為EPS顆粒混合輕質土，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參數

有限元模型如圖2所示，僅將棚洞頂部土墊層置換為輕質土。輕質土的本構模型采用雙線性等向強化模型進行簡化[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厚輕質土與土墊層的棚洞動力響應結果對比研究。

2.2 沖擊力與沖擊深度對比

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

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

圖8 沖擊力時程對比Fig.8 Time-history curve for impact force

圖9 沖擊深度時程對比Fig.9 Time-history curve for impact depth

2.3 混凝土損傷對比

將損傷混凝土的體積統計后列于表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，蓋板混凝土損傷達到0.576 m3，占蓋板體積的2.26%；輕質土覆蓋下的棚洞蓋板則未出現損傷。

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

2.4 鋼筋受力對比

鋼筋軸向應力對比見表4，其中：σi為瞬時應力，ηα為α占總長度的百分比。從表4中可以看出，沖擊瞬間2種情況下框架內的鋼筋瞬時應力相差不大，而α有較大差別：土墊層為172.8 m，輕質土墊層為133.6 m；沖擊瞬間、穩定后兩種墊層下蓋板鋼筋的應力差別較明顯。由此可得，當使用輕質土作為緩沖層時，相對于土墊層，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 鋼筋應力對比Table 4 Comparison of steel stress

2.5 位移對比

棚洞結構的位移對比見表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為穩定位移。從表5中可以看出，由于輕質土自重較輕，使框架結構在重力作用下的位移相對土墊層較小；沖擊瞬間位移無差別；而穩定后形成的永久位移則是土墊層大于輕質土。

表5 位移對比Table 5 Comparison of displacement

通過上述主要指標進行的對比可以看出，輕質土墊層的沖擊時間較長，沖擊深度較大，而沖擊力，混凝土損傷，鋼筋應力和棚洞位移都較小，因此可得輕質土的抗沖擊性能要優于土墊層。

3 墊層最合理厚度

通過改變輕質土厚度(l)來研究所需要的墊層合理厚度。輕質土厚度以0.4 m為級差，分別取0.6、1.0、1.4、1.8、2.2 m等5個級別。而落石的沖擊能量均為4W0。

3.1 混凝土損傷分析

通過對損傷區域混凝土單元統計得到損傷混凝土體積見表6。從表6可以看出：隨著輕質土厚度增加，框架損傷混凝土體積變化很小；而除了0.6 m厚輕質土之外，其余級別厚度下蓋板混凝土都沒有損傷。

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 鋼筋應力分析

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

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

仍然利用大于基本應力鋼筋長度α來評價穩定后鋼筋受力情況，如圖12所示。從圖12中可以看出，框架內鋼筋α值隨著輕質土厚度增大而增大，而蓋板內鋼筋α值隨著輕質土厚度增大而減小，然后趨于平緩。這說明緩沖層對蓋板鋼筋受力改善明顯。

圖10 鋼筋靜應力Fig.10 Static stress of steel

圖11 鋼筋瞬時應力Fig.11 Instantaneous stress of steel

圖12 α值Fig.12 Values of α

3.3 位移分析

采用3個位移指標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(動位移)、平穩后的位移(平穩位移)。這3個指標與輕質土厚度的關系分別如圖13～15所示。

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

圖13 靜位移Fig.13 Static displacement

圖15 穩定位移Fig.15 Stable displacement

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

由于落石沖擊深度最大達到52 cm，落石幾乎直接沖擊到蓋板，這就導致厚度為0.6 m的輕質土工況內所有的指標“異常”，從混凝土損傷情況來看：除厚度為0.6 m的工況外，其余工況內蓋板都不會產生損傷區域，而框架的損傷區域則變化很小。從鋼筋應力情況來看：靜應力隨著輕質土厚度增加而增大；瞬時應力總體上隨著輕質土厚度增加而減小；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：靜位移隨輕質土厚度增大而增大；動位移隨著輕質土厚度增大而趨于定值；蓋板穩定位移曲線成“凹”型，橫梁穩定位移曲線總體上隨輕質土厚度增大而增大。

綜上所述，考慮造價、混凝土損傷、鋼筋應力和位移4個方面，建議將輕質土厚度設在1.0～2.0 m范圍內。

4 結 論

本文中通過對大跨度鐵路隧道棚洞在落石沖擊作用下的動力響應和抗沖擊措施進性了研究，獲得如下研究結論：

(1) 由于落石沖擊作用，大跨度棚洞結構的橫梁首先產生損傷，當沖擊能量達到4W0時，蓋板底部才會產生損傷。這說明大跨度棚洞結構首先是橫梁承擔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，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、鋼筋應力和位移這些棚洞動力響應指標逐漸增大；

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

(3) 傳統的土墊層棚洞已廣泛應用到實際工程中，安全性得到了驗證。而輕質土墊層的棚洞結構在落石沖擊下的各項主要指標(沖擊力、混凝土損傷)都優于土墊層棚洞，所以安全性更高。

[1] 葉四橋,陳洪凱,許江.落石運動模式與運動特征現場試驗研究[J].土木建筑與環境工程,2011,33(2):18-23. Ye Siqiao, Chen Hongkai, Xu Jiang. Rockfalls movement mode and movement features by field tests[J]. Journal of Civil, Architectural & Environmental Engineering, 2011,33(2):18-23.

[2] Azzoni A, La Barbera G, Zaninetti A. Analysis and prediction of rockfalls using a mathematical model[C]∥International Journal of Rock Mechanics and Mining Sciences & Geomechanics Abstracts. Oxford, UK: Pergamon Press, 1995,32(7):709-724.

[3] 張路青,楊志法,張英俊.公路沿線遭遇滾石的風險分析—方法研究[J].巖石力學與工程學報,2005(S2):5543-5548. Zhang Luqing, Yang Zhifa, Zhang Yingjun. Risk analysis of encountering rockfalls on highway and method study[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2005(S2):5543-5548.

[4] 王玉鎖,楊國柱.隧道洞口段危巖落石風險評估[J].現代隧道技術,2010,47(6):33-39. Wang Yusuo, Yang Guozhu. Rockfall risk assessment for a tunnel portal section[J]. Modern Tunnelling Technology, 2010,47(6):33-39.

[5] Gupta N K, Iqbal M A, Sekhon G S. Effect of projectile nose shape, impact velocity and target thickness on the deformation behavior of layered plates[J]. International Journal of Impact Engineering, 2008,35(1):37-60.

[6] Kawahara S, Muro T. Effects of dry density and thickness of sandy soil on impact response due to rockfall[J]. Journal of Terramechanics, 2006,43(3):329-3340.

[7] Labiouse V, Descoeudres F, Montani S. Experimental study of rock sheds impacted by rock blocks[J]. Structural Engineering International, 1996,6(3):171-176.

[8] Pichler B, Hellmich C, Mang H A. Impact of rocks onto gravel design and evaluation of experiments[J]. International Journal of Impact Engineering, 2005,31(5):559-578.

[9] 葉四橋,陳洪凱,唐紅梅.落石沖擊力計算方法[J].中國鐵道科學,2010,31(6):56-62. Ye Siqiao, Chen Hongkai, Tang Hongmei. The calculation method for the impact force of the rockfall[J].China Railway Science, 2010,31(6):56-62.

[10] 張中儉,張路青.滾石災害防治方法淺析[J].工程地質學報,2007,15(5):712-717. Zhang Zhongjian, Zhang Luqing. Prelimimary analyses of prevention and mitigation measures for rockfall hazards[J]. Journal of Engineering Geology, 2007,15(5):712-717.

[11] 陳江,夏雄.金溫鐵路危石治理中柔性防護技術應用研究[J].巖石力學與工程學報,2006,25(2):312-317. Chen Jiang, Xia Xiong. Research on application of flexible protection technique to Jinhua Wenzhou railway rock fall treatment[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2006,25(2):312-317.

[12] 何思明,沈均,吳永.滾石沖擊荷載下棚洞結構動力響應[J].巖土力學,2011,32(3):781-788. He Siming, Shen Jun, Wu Yong. Rock shed dynamic response to impact of rock-fall[J]. Rock and Soil Mechanics, 2011,32(3):781-788.

[13] 王東坡,何思明,李新坡,等.沖擊荷載下EPS墊層棚洞耗能減震作用研究[J].四川大學學報:工程科學版,2012(6):102-107. Wang Dongpo, He Siming, Li Xinpo, et al. Study on the dissipating effects of shed with eps cushion under impact load[J]. Journal of Sichuan University: Engineering Science Edition, 2012(6):102-107.

[14] Muraishi H, Samizo M, Sugiyama T. Development of a flexible low-energy rockfall protection fence[J]. Quarterly Report of RTRI, 2005,46(3):161 - 166.

[15] Spadari M, Kardani M, De Carteret R, et al. Statistical evaluation of rockfall energy ranges for different geological settings of New South Wales, Australia [J]. Engineering Geology, 2013,158:57-65.

[16] 江見鯨,李杰.高等混凝土結構理論[M].北京：中國建筑工業出版社,2013:22.

[17] 李明東,朱偉,馬殿光,等.EPS顆粒混合輕質土的施工技術及其應用實例[J].巖土工程學報,2006,28(4):533-536. Li Mingdong, Zhu Wei, Ma Dianguang, et al. Construction technology and application in-situ of expanded polystyrene treated lightweight soil[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2006,28(4):533-536.

[18] 董金梅.聚苯乙烯輕質混合土工程特性的試驗研究[D].南京:河海大學,2005.

(責任編輯 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國標學科代碼：13015

A