復材隧道逃生管道結構設計與沖擊試驗研究

張偉，辛亮，陳繼滔，周恒，張軒瑜

(1.臺州市交通工程質量安全監督站，浙江 臺州 318000；2.重慶交通大學，重慶 400074；3.浙江一路建設有限公司，浙江 永嘉 325102；4. 浙江恒則熙交通科技有限公司，浙江，杭州 310052)

0 引言

中國土木工程學會隧道及地下工程分會公布的統計表明，中國已成為世界隧道及地下工程建設規模和建設速度第一大國.據截至2013年底的統計，中國已有公路隧道11359座，總長9 606 km.

公路隧道年均增長率高達20%，且有逐年增速加快的趨勢[1].但由于我國地質條件復雜，實際隧道施工中先后發生多起特大人員傷亡事故，其中隧道坍塌事故占有約一半的比例，給國家和人民的生命財產造成了重大的損失[2].因此，如何減少隧道塌方后的損失，特別是避免人員傷亡十分重要.為此，進行隧道逃生管道系統的研究，顯得尤其必要.

目前逃生管道的管材主要采用鋼管、鋼筋混凝土管和鋼帶PE波紋管等.胡浩軍等[3]就管壁厚度、落石材料剛度等因素對隧道逃生用鋼質圓管撞擊力大小和彈塑性變形等的影響開展參數分析，結果表明管壁越薄、落石材料剛度越大，沖擊破壞作用越明顯.楊飆等[4]分別以鋼帶PE波紋管和鋼管作為隧道逃生管道進行抗沖擊試驗，結果表明，選取合理的設計參數，鋼帶PE波紋管與鋼管均能滿足抗沖擊要求；但鋼帶PE波紋管抗腐蝕性更好、連接方便、造價較低.張瑜等[5]對比了鋼筋混凝土管和鋼管作為隧道逃生管道的優缺點，選擇鋼管進行橫向沖擊試驗，研究了沖擊能量與變形模態、凹陷變形之間的關系，并采用ANSYS LS-DYNA進行了仿真模擬，給出了凹陷變形的時程曲線，獲得了與現場實驗較一致的結果.現有材料隧道逃生管道雖然可以滿足環剛度和抗沖擊性能的要求，但還存在重量大、搬運挪移不便(按內徑800 mm，管壁厚10 mm計算，鋼管的米重約為200 kg/m)、現場安裝費力耗時、造價高等問題，提高了施工成本[3].

為此，本文設計了一種復合材料隧道逃生管道結構(米重僅為鋼管的1/3左右)，基于環剛度準則對管道結構進行了設計，并進行了逃生管道的足尺試樣沖擊試驗研究，驗證了產品的安全性和實用性，為新型逃生管道的設計奠定了基礎.

1 新型逃生管道結構設計及優化

1.1 新型逃生管道結構

新型逃生管道管壁結構圖如圖1所示，管道內、外層為玻璃鋼，芯層為樹脂陶粒混凝土，三者組成夾芯結構.玻璃鋼是一種質輕高強、韌性好的材料，具有良好的抗沖擊性能.它的相對密度在1.5～2.0之間，只有碳鋼的1/4～1/5，但拉伸強度卻接近甚至超過碳素鋼.但是玻璃鋼剛度較小，受沖擊作用下變形較大，且造價較高，單獨用于逃生管道會提高造價.為此，本文提出采用較薄的玻璃鋼層作為內、外表皮，采用較厚的、造價低廉且密度很小(為水的0.7倍左右)的樹脂陶粒混凝土作為夾芯層，通過增加管壁總厚度來有效提高管壁抗彎剛度，達到在盡量降低玻璃鋼用量的條件下獲得較大管道環剛度和較小自重的目的[7-8].此外，樹脂陶粒混凝土作為輕質多孔結構，不僅能大大減輕結構重量，而且有利于沖擊能量的吸收，可以進一步提高結構的抗沖擊能力.

圖1 新型逃生管道結構圖

1.2 環剛度設計準則

管材抵抗外荷載下徑向變形的能力通常用環剛度來表示[9].文獻[10]規定了環剛度的測定方法：將規定的管材試樣在兩個平行板間按規定的條件垂直壓縮，使管材直徑方向變形達到3%.根據試驗測定造成3%變形的力F(單位為kN)，取3個試樣的平均值計算環剛度，計算公式如下：

(1)

(2)

式中：S、Si為環剛度，單位為kN/m2；y為3%的變形量，單位為mm；d為管環內徑，單位為mm；L為管環長度，單位為mm.

研究者[11]發現，對于新型樹脂陶粒玻璃鋼復材夾芯管道，采用文獻[10]規定的方法測定環剛度并不合適.依照現有標準進行試驗取管徑發生3%變形量時，管道已經發生了塑性變形，顯然在塑性變形區段內計算剛度是不合理的.因此對該方法進行了改進，用彈性階段的峰值力代替管徑發生3%變形量對應的加載力，用該峰值力對應的彈性變形代替管徑3%的變形.

研究者[3-5]多采用300 kg落石從7 m高處自由下落對中沖擊管道來衡量管道的抗沖擊性能.文獻[4]指出，內徑為800 mm鋼帶增強PE螺旋波紋管逃生管道，當其環剛度等級為SN16以上時，具有良好的抗沖擊能力.但是鮮有文獻進行玻璃鋼夾芯管道沖擊性能的研究.考慮到玻璃鋼夾芯管與鋼帶增強PE螺旋波紋管具有一定的相似性，兩者均為復合材料，都采用改變截面尺寸的方法來提高結構的剛度.為確保樹脂陶粒玻璃鋼夾芯管的抗沖擊性能，取其環剛度為鋼帶增強PE螺旋波紋管逃生管道的3倍，即S≥50 kN/m2作為設計目標.

1.3 逃生管道結構初步設計

初選逃生管道的內徑800 mm，內蒙皮厚4mm，外蒙皮厚5 mm，芯層厚20 mm，記為4-20-5.先校核計算方法的可靠性.

1.3.1 管道環剛度試驗

首先從試制管道節段上切割下來3段長度為0.3 m的環形試件.如圖2所示，在試驗機上固定木板，將試件固定在木板之間，采用10 mm/min的加載速度緩慢加載，進行環剛度試驗.試驗結束后的變形圖如圖3所示，并將試驗數據記錄于表1.

圖2 環剛度試驗布置圖 圖3 環剛度試驗變形圖

表1 環剛度試驗數據

1.3.2 管道環剛度模擬

采用ABAQUS進行環剛度數值試驗，等效線荷載取變形量為3%時的反作用力，利用式(1)計算管道的環剛度.僅考慮管道的環向性能，故可忽略玻璃鋼的各向異性，其彈性模量取為24GPa，泊松比為0.25；夾芯層彈性模量為1.35 GPa，泊松比為0.24.計算模型和網格如圖4所示.計算并讀取管頂節點反力為24.5 kN，計算所得環剛度為65.84 kN /m2.

圖4 計算模型和網格劃分圖

通過比較可以看出，用有限元軟件ABAQUS模擬的環剛度結果與實測結果十分接近，計算與試驗的誤差僅為-0.6%.因此，采用ABAQUS模擬環剛度是準確可靠的.

1.4 逃生管道結構優化設計

通過分析可知，初選逃生管道的環剛度為66.28 kN /m2，遠超過設計所需的50 kN /m2，管壁厚度分布還有進一步的優化空間.為了提高管道的經濟效益，本小節以減重為目標，優化內蒙皮、外蒙皮、芯層的厚度，同時滿足環剛度S≥50N/m2.且為了方便工廠加工，各層厚度均為整數，且內、外表皮層厚度均不小于2 mm.

經過7輪迭代優化收斂，優化前后的參數對比如表2所示.優化后重量明顯下降，結構重量米重從初始的83.3變為71.2 kg/m，降低了14.5%.經過優化設計，各層材料厚度分布變得更為合理.此時，環剛度為51.28 kN /m2，滿足設計要求，管道造價更為合理.

表2 優化前后對比

2 管道沖擊試驗

評價隧道逃生管道的最重要指標是沖擊性能：能否承受住300 kg落石從7 m高處自由下落的沖擊并保留足夠的凈空高度(h≥450 mm)以供逃生人員匍匐逃生，顯得尤為重要. 為了進一步說明本文提出的管道結構設計準則的可行性，采用現場沖擊試驗進行驗證.

沖擊試驗在室外沖擊試驗場地進行，如圖5所示.試件為新型逃生管道，管道內徑為800 mm，內蒙皮厚2 mm，外蒙皮厚3 mm，芯層厚30 mm，管道單節長度為3 m.落錘采用C50混凝土制成，重量為300 kg，通過卷揚機將落錘提升到7 m高度.

圖5 沖擊試驗場地布置

采用1根3 000 mm長成品新型逃生管道為1個試樣，試樣以500 mm長沙袋為支座支承在水泥混凝土實驗場地面上，試樣定位保持水平、縱軸線順直，試樣布置見圖6所示.沖擊點位于管道兩端和中部，分別記為①、②、③號沖擊點.

圖6 管道試樣布置示意

圖7、圖8為②號沖擊點位經受落錘沖擊后的管道試樣照片，由圖7可見，沖擊后落錘停留在管道上表面，證明沖擊點位對中精準，且沖擊能量被管道完全吸收；圖8為落錘移開后沖擊點位區域管道試樣表面及內部變形照片，可見管道壁材料有局部層間剝離損傷及明顯塑性變形，但未出現穿透性破環.

圖9為①號沖擊點位經受落錘沖擊后的管道試樣照片，管道出口端經受沖擊后，管道壁材料有局部層間剝離損傷及明顯塑性變形，但未出現穿透性破環.③號沖擊點的沖擊情況與①號類似，不再贅述.

圖7 ②號沖擊點位沖擊后管道局部變形(落錘停留)

圖8 ②號沖擊點位沖擊后管道局部變形(落錘移開)

圖9 ①號沖擊點位沖擊后管道局部變形

整個沖擊實驗過程中，鋼筋混凝土落錘及實驗場水泥混凝土地面均無開裂、剝落等明顯損傷.每個沖擊點位經沖擊實驗后，采用人工直尺測量的方法，測量對應落錘沖擊區域的、管道試樣豎向對稱面上的試樣內部最小凈空高度，精確到mm，結果如表3所示.300 kg落錘7 m高度下落沖擊實驗后，管道內部最小凈空高度均大于550 mm，可以滿足施工人員低姿匍匐逃生(所需最小凈空高度為450 mm)的安全空間要求.

表3 沖擊試驗后的凈空高度 mm

3 結論

本文提出了新型樹脂陶粒玻璃鋼復材隧道逃生管道結構，基于環剛度準則對管道結構進行了設計和優化，并完成了逃生管道的沖擊試驗，得到結論如下：

(1)新型復材逃生管道結構經合理設計，可以滿足環剛度和抗沖擊性能要求，且具有自重輕、造價合理、便于施工安裝等特點;

(2)采用ABAQUS有限元軟件進行新型復材逃生管道環剛度仿真計算，結果和試驗數據吻合良好，可以用于管道的力學計算和參數優化;

(3)本文所提出的基于環剛度準則的新型復材逃生管道設計方法，結合沖擊試驗校驗，可用于管道設計工程實踐.