复材隧道逃生管道结构设计与冲击试验研究

张伟，辛亮，陈继滔，周恒，张轩瑜

(1.台州市交通工程质量安全监督站，浙江 台州 318000；2.重庆交通大学，重庆 400074；3.浙江一路建设有限公司，浙江 永嘉 325102；4. 浙江恒则熙交通科技有限公司，浙江，杭州 310052)

0 引言

中国土木工程学会隧道及地下工程分会公布的统计表明，中国已成为世界隧道及地下工程建设规模和建设速度第一大国.据截至2013年底的统计，中国已有公路隧道11359座，总长9 606 km.

公路隧道年均增长率高达20%，且有逐年增速加快的趋势[1].但由于我国地质条件复杂，实际隧道施工中先后发生多起特大人员伤亡事故，其中隧道坍塌事故占有约一半的比例，给国家和人民的生命财产造成了重大的损失[2].因此，如何减少隧道塌方后的损失，特别是避免人员伤亡十分重要.为此，进行隧道逃生管道系统的研究，显得尤其必要.

目前逃生管道的管材主要采用钢管、钢筋混凝土管和钢带PE波纹管等.胡浩军等[3]就管壁厚度、落石材料刚度等因素对隧道逃生用钢质圆管撞击力大小和弹塑性变形等的影响开展参数分析，结果表明管壁越薄、落石材料刚度越大，冲击破坏作用越明显.杨飙等[4]分别以钢带PE波纹管和钢管作为隧道逃生管道进行抗冲击试验，结果表明，选取合理的设计参数，钢带PE波纹管与钢管均能满足抗冲击要求；但钢带PE波纹管抗腐蚀性更好、连接方便、造价较低.张瑜等[5]对比了钢筋混凝土管和钢管作为隧道逃生管道的优缺点，选择钢管进行横向冲击试验，研究了冲击能量与变形模态、凹陷变形之间的关系，并采用ANSYS LS-DYNA进行了仿真模拟，给出了凹陷变形的时程曲线，获得了与现场实验较一致的结果.现有材料隧道逃生管道虽然可以满足环刚度和抗冲击性能的要求，但还存在重量大、搬运挪移不便(按内径800 mm，管壁厚10 mm计算，钢管的米重约为200 kg/m)、现场安装费力耗时、造价高等问题，提高了施工成本[3].

为此，本文设计了一种复合材料隧道逃生管道结构(米重仅为钢管的1/3左右)，基于环刚度准则对管道结构进行了设计，并进行了逃生管道的足尺试样冲击试验研究，验证了产品的安全性和实用性，为新型逃生管道的设计奠定了基础.

1 新型逃生管道结构设计及优化

1.1 新型逃生管道结构

新型逃生管道管壁结构图如图1所示，管道内、外层为玻璃钢，芯层为树脂陶粒混凝土，三者组成夹芯结构.玻璃钢是一种质轻高强、韧性好的材料，具有良好的抗冲击性能.它的相对密度在1.5～2.0之间，只有碳钢的1/4～1/5，但拉伸强度却接近甚至超过碳素钢.但是玻璃钢刚度较小，受冲击作用下变形较大，且造价较高，单独用于逃生管道会提高造价.为此，本文提出采用较薄的玻璃钢层作为内、外表皮，采用较厚的、造价低廉且密度很小(为水的0.7倍左右)的树脂陶粒混凝土作为夹芯层，通过增加管壁总厚度来有效提高管壁抗弯刚度，达到在尽量降低玻璃钢用量的条件下获得较大管道环刚度和较小自重的目的[7-8].此外，树脂陶粒混凝土作为轻质多孔结构，不仅能大大减轻结构重量，而且有利于冲击能量的吸收，可以进一步提高结构的抗冲击能力.

图1 新型逃生管道结构图

1.2 环刚度设计准则

管材抵抗外荷载下径向变形的能力通常用环刚度来表示[9].文献[10]规定了环刚度的测定方法：将规定的管材试样在两个平行板间按规定的条件垂直压缩，使管材直径方向变形达到3%.根据试验测定造成3%变形的力F(单位为kN)，取3个试样的平均值计算环刚度，计算公式如下：

(1)

(2)

式中：S、Si为环刚度，单位为kN/m2；y为3%的变形量，单位为mm；d为管环内径，单位为mm；L为管环长度，单位为mm.

研究者[11]发现，对于新型树脂陶粒玻璃钢复材夹芯管道，采用文献[10]规定的方法测定环刚度并不合适.依照现有标准进行试验取管径发生3%变形量时，管道已经发生了塑性变形，显然在塑性变形区段内计算刚度是不合理的.因此对该方法进行了改进，用弹性阶段的峰值力代替管径发生3%变形量对应的加载力，用该峰值力对应的弹性变形代替管径3%的变形.

研究者[3-5]多采用300 kg落石从7 m高处自由下落对中冲击管道来衡量管道的抗冲击性能.文献[4]指出，内径为800 mm钢带增强PE螺旋波纹管逃生管道，当其环刚度等级为SN16以上时，具有良好的抗冲击能力.但是鲜有文献进行玻璃钢夹芯管道冲击性能的研究.考虑到玻璃钢夹芯管与钢带增强PE螺旋波纹管具有一定的相似性，两者均为复合材料，都采用改变截面尺寸的方法来提高结构的刚度.为确保树脂陶粒玻璃钢夹芯管的抗冲击性能，取其环刚度为钢带增强PE螺旋波纹管逃生管道的3倍，即S≥50 kN/m2作为设计目标.

1.3 逃生管道结构初步设计

初选逃生管道的内径800 mm，内蒙皮厚4mm，外蒙皮厚5 mm，芯层厚20 mm，记为4-20-5.先校核计算方法的可靠性.

1.3.1 管道环刚度试验

首先从试制管道节段上切割下来3段长度为0.3 m的环形试件.如图2所示，在试验机上固定木板，将试件固定在木板之间，采用10 mm/min的加载速度缓慢加载，进行环刚度试验.试验结束后的变形图如图3所示，并将试验数据记录于表1.

图2 环刚度试验布置图 图3 环刚度试验变形图

表1 环刚度试验数据

1.3.2 管道环刚度模拟

采用ABAQUS进行环刚度数值试验，等效线荷载取变形量为3%时的反作用力，利用式(1)计算管道的环刚度.仅考虑管道的环向性能，故可忽略玻璃钢的各向异性，其弹性模量取为24GPa，泊松比为0.25；夹芯层弹性模量为1.35 GPa，泊松比为0.24.计算模型和网格如图4所示.计算并读取管顶节点反力为24.5 kN，计算所得环刚度为65.84 kN /m2.

图4 计算模型和网格划分图

通过比较可以看出，用有限元软件ABAQUS模拟的环刚度结果与实测结果十分接近，计算与试验的误差仅为-0.6%.因此，采用ABAQUS模拟环刚度是准确可靠的.

1.4 逃生管道结构优化设计

通过分析可知，初选逃生管道的环刚度为66.28 kN /m2，远超过设计所需的50 kN /m2，管壁厚度分布还有进一步的优化空间.为了提高管道的经济效益，本小节以减重为目标，优化内蒙皮、外蒙皮、芯层的厚度，同时满足环刚度S≥50N/m2.且为了方便工厂加工，各层厚度均为整数，且内、外表皮层厚度均不小于2 mm.

经过7轮迭代优化收敛，优化前后的参数对比如表2所示.优化后重量明显下降，结构重量米重从初始的83.3变为71.2 kg/m，降低了14.5%.经过优化设计，各层材料厚度分布变得更为合理.此时，环刚度为51.28 kN /m2，满足设计要求，管道造价更为合理.

表2 优化前后对比

2 管道冲击试验

评价隧道逃生管道的最重要指标是冲击性能：能否承受住300 kg落石从7 m高处自由下落的冲击并保留足够的净空高度(h≥450 mm)以供逃生人员匍匐逃生，显得尤为重要. 为了进一步说明本文提出的管道结构设计准则的可行性，采用现场冲击试验进行验证.

冲击试验在室外冲击试验场地进行，如图5所示.试件为新型逃生管道，管道内径为800 mm，内蒙皮厚2 mm，外蒙皮厚3 mm，芯层厚30 mm，管道单节长度为3 m.落锤采用C50混凝土制成，重量为300 kg，通过卷扬机将落锤提升到7 m高度.

图5 冲击试验场地布置

采用1根3 000 mm长成品新型逃生管道为1个试样，试样以500 mm长沙袋为支座支承在水泥混凝土实验场地面上，试样定位保持水平、纵轴线顺直，试样布置见图6所示.冲击点位于管道两端和中部，分别记为①、②、③号冲击点.

图6 管道试样布置示意

图7、图8为②号冲击点位经受落锤冲击后的管道试样照片，由图7可见，冲击后落锤停留在管道上表面，证明冲击点位对中精准，且冲击能量被管道完全吸收；图8为落锤移开后冲击点位区域管道试样表面及内部变形照片，可见管道壁材料有局部层间剥离损伤及明显塑性变形，但未出现穿透性破环.

图9为①号冲击点位经受落锤冲击后的管道试样照片，管道出口端经受冲击后，管道壁材料有局部层间剥离损伤及明显塑性变形，但未出现穿透性破环.③号冲击点的冲击情况与①号类似，不再赘述.

图7 ②号冲击点位冲击后管道局部变形(落锤停留)

图8 ②号冲击点位冲击后管道局部变形(落锤移开)

图9 ①号冲击点位冲击后管道局部变形

整个冲击实验过程中，钢筋混凝土落锤及实验场水泥混凝土地面均无开裂、剥落等明显损伤.每个冲击点位经冲击实验后，采用人工直尺测量的方法，测量对应落锤冲击区域的、管道试样竖向对称面上的试样内部最小净空高度，精确到mm，结果如表3所示.300 kg落锤7 m高度下落冲击实验后，管道内部最小净空高度均大于550 mm，可以满足施工人员低姿匍匐逃生(所需最小净空高度为450 mm)的安全空间要求.

表3 冲击试验后的净空高度 mm

3 结论

本文提出了新型树脂陶粒玻璃钢复材隧道逃生管道结构，基于环刚度准则对管道结构进行了设计和优化，并完成了逃生管道的冲击试验，得到结论如下：

(1)新型复材逃生管道结构经合理设计，可以满足环刚度和抗冲击性能要求，且具有自重轻、造价合理、便于施工安装等特点;

(2)采用ABAQUS有限元软件进行新型复材逃生管道环刚度仿真计算，结果和试验数据吻合良好，可以用于管道的力学计算和参数优化;

(3)本文所提出的基于环刚度准则的新型复材逃生管道设计方法，结合冲击试验校验，可用于管道设计工程实践.