被动柔性防护网结构足尺冲击试验研究

齐　欣， 余志祥，2，3， 许　浒，赵雅娜，赵世春

(1.西南交通大学土木工程学院，成都　610031；2.高速铁路线路工程教育部重点实验室，成都　610031；3.长安大学桥梁结构安全技术国家工程实验室，西安　710064)



被动柔性防护网结构足尺冲击试验研究

齐欣1， 余志祥1，2，3， 许浒1，赵雅娜1，赵世春1

(1.西南交通大学土木工程学院，成都610031；2.高速铁路线路工程教育部重点实验室，成都610031；3.长安大学桥梁结构安全技术国家工程实验室，西安710064)

摘要：为研究被动柔性防护网结构的落石防护性能，设计2组防护能级为750 kJ的柔性被动防护网结构，进行足尺冲击试验研究。模型1为按照现有标准所选型得到的系统配置；模型2为改进后的柔性被动防护网结构。试验结果表明：模型1无法拦截750 kJ落石的冲击，系统崩溃；模型2成功地拦截了落石，且冲击后模型2的各主要组成构件等均未发生破坏，仅需要对耗能元件进行更换，即可继续投入使用。通过对高速视频的解构，对各部分组成构件的运动和受力特征进行详细分析，明确系统的三阶段工作历程，并分析系统失效的关键因素，同时，对实测的钢丝绳拉力时程进行对比分析。研究结果为今后柔性被动防护网结构的设计提供了理论基础。

关键词：柔性被动防护网结构；落石冲击；整体试验；运动特征

近30年来，中国成为全球地质灾害最严重的国家之一。据国土资源部统计资料[1]，2000年以来，我国年均约1 100人因地质灾害死亡和失踪、经济损失高达120～150亿元，目前全国约有地质灾害隐患点近24万个，威胁人口1 359万人。落石崩塌是地质灾害中的常见形态，占到了灾害总量75%以上，对其进行有效防护关系民生安全与重要基础设施的有效运营。实际上，落石防护为交叉学科问题，主要涉及两个学科领域，一个是落石崩塌的发育形成机理及崩落特性，属于地质工程领域，一个是防护系统的结构力学行为与性能，跨越岩土与结构工程问题。自20世纪中期以来，针对崩塌落石，科学技术人员研究了多种防护技术[2](图1)，其中，被动柔性防护网系统以其防护能力强、造价低廉、安装快捷、维养方便等优点在全球范围获得广泛应用(图2(a))。20世纪90年代，我国从欧洲引进柔性防护网技术，在铁路、公路、国土、水利等行业中进行了广泛推广，一定程度上实现了预期的防护效果。除了落石与崩塌防护，被动柔性防护网结构还可延伸应用于泥石流、雪崩、岸坡冲刷、爆破飞石、坠物等灾害防护[3](图2(b))。

图1　典型落石防护技术[2]

图2　柔性防护网的实际应用

被动柔性防护网结构一般由防护网片、钢柱、钢丝绳和耗能元件4部分构成。系统通过支撑钢柱以一定角度安装在山地坡面上，布置于落石、崩塌等地质灾害的预测滚落轨迹上。当石块滚落冲击柔性防护网时，防护网将产生大变形并启动耗能元件工作，使得冲击力得以缓释和耗散，经整体协同工作，最终实现落石拦截(图3)。

图3　被动柔性防护网系统工作原理

目前国内关于柔性被动防护网的规程仅有文献[4，5]，这两部规程仅对柔性防护网结构中的钢绳、卡扣、减压环等零件给出了静力检验规定，但都没有涉及到相应的设计方法和理论，导致实际使用时无法从结构整体协同工作性能去进行系统设计。

欧洲早在二战时期就将柔性防护网结构用于军事防护，二战后，欧洲将其用于地质灾害防护，并采用试验的方法进行设计定型。目前，欧洲试验定型的防护网结构的能级已高达8 000 kJ[6]。其中，Philippe等[7]设计了3组试验方案来验证柔性网系统的落石冲击防护能力。D.Peila[8]根据足尺试验，提出了柔性网设计的简化计算方法，给出了预估的冲击位移的计算公式。Guido等[9]在Fonzaso试验场针对足尺柔性防护网模型，进行了8组自由落体冲击试验，冲击动能分别达到500、3 000、5 000 kJ，其测试数据为防护网的设计提供了丰富的基础数据。国外的研究多基于试验后再进行改进和优化，但大多为检验性试验，对结构的抗冲击性能研究较少。在国内，由于2011年以前一直缺乏防护网足尺冲击试验研究设施，加上应用时间尚短、经验缺乏，防护网整体抗冲击性能的研究很少，仅个别学者进行了少量工程验证试验，如余军[10]对位于黔桂线上的RX-050型柔性网系统进行了非破坏性的现场试验，试验的落石能级设定为系统设计防护能力的50%，即250 kJ，该试验仅为工程验证，未进行数据的采集分析与研究。

被动柔性防护网结构在国内近20年的使用中，逐渐暴露出一些问题[11]，最突出问题是防护系统遭遇低于规定防护能级的冲击作用时容易发生系统失效，无法实现预期的防护目标，给国家和人民生命财产带来了巨大的损失。

为此，有必要开展柔性被动防护网结构的抗冲击性能研究，寻找现有系统中的薄弱环节，对结构进行改善和优化。结合在建的长昆线高铁沿线的实际工程，对拟采用的防护能级为750 kJ的被动柔性防护网结构系统开展足尺冲击试验，从系统的变形运动特征及传力机理着手，最终通过试验确定整体系统的宏观冲击力学行为，为设计和使用提供参考。

1冲击试验设计

试验设计依据欧洲EATG-27指导原则[12]，冲击试验在西南交通大学陆地交通地质灾害防治技术国家工程实验室试验场展开。试验参考了欧洲落石试验的一般做法，即忽略了落石的滚动效应，直接利用提升设备将钢筋混凝土模拟石块提升到预定高度，释放后进行自由落体冲击，冲击位置为柔性被动防护网结构的中跨中心位置，冲击能量按E=mgH计算。

本次试验模型的抗冲击能力为750 kJ。试验中，将质量为5 t的落石吊至距离网片15 m的高度自由下落，初始冲击动能750 kJ。共制作了两个1∶1的模型。模型1为按照文献[3]选型得到的系统配置(图4(a))；模型2为采用数值计算方法[13]验证后能成功拦截落石的改进后的新型系统(图4(b))。

模型1、2的区别主要有两点，一为钢柱的规格不同，二为水平支撑绳在钢柱端部左右两侧的预留滑移段长度不同(图4)。模型1的支撑钢柱采用热轧工字钢I20b(Ix=2 370 cm4，Iy=158 cm4，A=35.51 cm2)，模型2采用H型钢HW175×175×7.5×11(Ix=2 900 cm4，Iy=984 cm4，A=51.42 cm2)。模型2钢柱截面面积及弱轴方向的抗弯刚度均明显增大，其目的在于增强钢柱的稳定性；设置过渡绳和加长支撑绳自由滑移段是为了使支撑绳可沿着柱端自由滑移，规避因滑移行程不足产生阻滞而导致瞬时冲击效应，致使系统崩溃。安装后的试验模型如图4(b)所示。

图4　系统配置

2试验结果

为研究落石冲击整体系统的全过程，并进一步揭示整体系统的冲击传力过程，选取了冲击过程中的几个关键时刻照片，主要包括：落石接触网片；中钢柱弯曲，钢柱开始下摆；落石下落到最低点。

模型1试验后，钢柱屈曲，落石滚落，未能完成拦截任务。模型2试验后，成功拦截了落石。对高速摄像的视频进行解构后发现如下情况。

模型1(图5)0.08 s前，系统仍正常工作，网片在落石的冲击下，冲击处出现明显的漏斗形变形，网片同时向跨中运动。0.09 s左侧中钢柱首先出现明显压弯破坏，随后右侧中钢柱也发生压弯破坏，最终上拉锚绳的减压环完全没有启动，上拉锚绳的拉力达到减压环的启动力之前，钢柱已破坏，钢柱没能将力有效传递给上拉锚绳，传力途径不明确。网片及拉锚绳没有破坏，破坏主要集中在钢柱。

模型2(图6)系统成功地拦截了落石。与模型1试验相对比，0.1 s前工作状态基本一致，落石的冲击作用下，网片首先形成的是V形变形，随后形成的漏斗型变形基本一致；0.2 s后，模型2中钢柱保证完好，同时上拉锚绳的减压环有效地启动，传力途径明确，从而实现了系统的协同工作，成功地拦截了落石。

图5　模型1试验过程及结果

图6　模型2试验过程及结果

3冲击作用特性分析

3.1结构运动变形特征

据试验过程分析可知，柔性网的冲击受力过程可以分成3个阶段。

第一阶段(图5(a)、图6(a))：落石与网面接触，产生冲击变形，网片张紧。该阶段水平支撑绳基本不会沿着钢柱端部滑移 (0～0.1 s，0时刻从接触时刻计)。

第二阶段(图5(b)、图6(b))：网片冲击变形剧增，带动支撑绳沿水平向发生滑移。并在钢柱柱端部产生水平分力和竖向分力，水平分力由支撑绳承担，并拉动支撑绳继续滑移，竖向分力则传递至拉锚绳。同时钢柱轴向压力分量剧增。该阶段两个模型的变形传力特征基本保持一致 (0.1～0.2 s)。

第三阶段：2个模型出现显著差异。模型1由于水平支撑绳的滑移行程耗尽，导致牵引滑移的网片受到钢柱端鞍座阻滞，产生很大的瞬时冲击，钢柱为平面销铰，面外转动能力极其有限，因此瞬间出现压弯屈曲，外鼓成C形(图5(c))。模型2的水平支撑绳提供了足够滑移量，鞍座端部无法形成阻滞；加之系统漏斗状变形发育更充分，竖向分力较大，促使拉锚绳耗能器启动，大大缓释了冲击作用，最终成功拦截(0.3 s～最后) (图6(c)、(d))。

3.2支撑绳运动特征

被动柔性防护网结构遭受落石冲击作用时，其大位移和大变形必须依靠系统支撑绳良好的大滑移能力。模型1中，钢柱失稳之前，支撑绳的滑移行程已经接近临界值(图中红圈位置)，此时网片漏斗状变形尚未充分发展，水平支撑绳传递至钢柱端部的竖向分力不足以启动拉锚绳的减压环。网片冲击变形受到瞬时阻滞，在支撑绳中会产生瞬时冲击拉力，该拉力首先传递至钢柱，钢柱轴向分力急剧增大，同时伴随瞬时水平作用，加之钢柱底部为平面型销铰，面内转动能力极其有限，因此面外转动收到约束的钢柱在压弯作用下，瞬时出现压溃失稳，失稳形态为常见的“C”形半波鼓曲(图7(a))。

模型2中，支撑绳的预留滑移长度较大，在滑移阻滞尚未发生时，网片已经发生足够大的漏斗状冲击变形，根据结构力学概念不难判断，此时冲击力的竖向分量更大，更容易带动钢柱下挠，同时拉动上拉锚绳减压环启动。由于上拉锚绳减压环启动使得系统引入新的耗能机制，系对冲击作用的缓释效果大大加强，最终系统实现成功拦截(图7(b))。

综合来看，支撑绳的滑移运动能力决定了系统漏斗状变形的发育程度，进而又直接影响系统竖向分力的大小，最后影响到上拉锚绳耗能系统的启动与充分工作程度。因此，确保水平支撑绳滑移能力是被动柔性网工作能力的关键影响因素。

3.3钢柱的受力特征

钢柱是被动柔性网系统中唯一的受压构件，是保证系统传力的关键构件。钢柱的受力如图7所示，其中：边跨支撑绳近似水平沿X方向，其轴力TZ1沿X轴负方向，上拉锚绳在钢柱鞍座左右两侧的拉力分别为TL3、TL4。在冲击作用下，中跨支撑绳随网片向下变形，绳拉力TZ2沿绳切线方向，水平分量TZ2x沿X轴正向，轴向分量TZ2y沿Y轴正向，竖向分量TZ2z沿Z轴正向，并由钢柱端部传递至上拉锚绳，分别形成拉锚绳受拉力TL3和TL4。

将拉锚绳拉力进一步沿受力方向分解(图8)，建立钢柱端部X、Y、Z三个方向的内力平衡方程为

钢柱X方向受力=TZ1+TL3x-TZ2x-TL4x

钢柱Y方向轴力=TZ2y+TL3y+TL4y

钢柱Z方向受力=TZ2z-TL3z-TL4z

与前述三阶段变形特征相对应，钢柱的受力也具有三阶段特征，具体如下。

第一阶段：冲击主要先传递至水平支撑绳，由于摩擦存在，支撑绳会将水平力传递至钢柱端部，钢柱水平向主要受到TZ1与TZ2x的差值影响， 且因为TZ1>TZ2x，钢柱往往会产生水平外摆。此时，钢柱受到轴向压力为TZ2y，Z方向受力为TZ2z，由于该时段冲击作用还未充分发展，故而钢柱受到的水平、竖向和轴向力均较小。模型1和模型2中钢柱受力基本一致。

第二阶段：上拉锚绳的拉力逐步增加，钢柱受力特征与第一阶段基本保证一致，但水平受力加大，同时钢柱轴力也进一步增大。但由于拉锚绳减压环未启动，钢柱受到斜拉约束，尚无法产生下摆运动。模型1和模型2中钢柱受力也基本一致。

第三阶段：由于阻滞效应，模型1中钢柱轴力及水平向的受力瞬时加大，加之网片漏斗变形尚未发育充分，竖向分力不足以启动上拉锚绳的减压环，导致钢柱无法卸载，在瞬时剧增的轴力和水平力共同作用下，钢柱产生压弯失稳破坏。模型2中由于网片漏斗状变形获得充分发育，竖向分力促使钢柱的上拉锚绳减压环启动，柱端竖向约束放松，钢柱在竖向力的作用下出现下摆转动，内力获得缓冲释放，直至最后成功支撑住网片实现拦截。

因此，若第三阶段拉锚绳减压环启动伸长，钢柱出现下摆转动，则钢柱可规避过大的瞬时剧增内力，其受力特征仍然近似保持为轴压状态。若钢柱端部竖向约束无法获得释放，则剧增的轴力和水平力作用可能使得钢柱产生过大压弯效应，且压弯受力特征随着第三阶段冲击作用急剧放大，钢柱极易出现水平面内的压弯屈曲，屈曲形态为典型的C形压弯失稳。

3.4耗能器工作特征

被动柔性防护网系统主要依靠耗能器耗散冲击能量，因此，耗能器的工作状态至关重要。试验模型采用减压环作为耗能器，对比两个模型中减压环的变形情况，模型1中，当水平支撑绳的滑移行程已经耗尽时，减压环工作状态仍不明显(图9(a))，此时钢柱已经发生压弯屈曲，导致系统崩溃。与之对比，模型2在第二阶段末期，减压环已经开始出现工作(图9(b))，当达到第三阶段末，上拉锚绳的部分减压环已经处于拉直状态，这说明，第三阶段以上拉锚绳为代表的竖向减压系统获得了良好的工作性态。究其原因还是在于支撑绳充分滑移后，系统充分变形，冲击作用的竖向分力足以启动拉锚绳减压环充分工作。但值得指出的是，按目前行业的普遍配置方式，支撑绳上设置减压环工作并不充分，这主要是由于支撑绳上的网片与减压环相互纠缠，使得减压环不能充分拉伸，阻碍了减压环的正常工作。

图9　减压环工作状态

3.5钢丝绳拉力响应特征

根据两次试验钢丝绳拉力实测值对比(图10)易知：模型1的上、下支撑绳拉力明显大于模型2，其原因为支撑绳滑移阻滞产生的瞬间冲击作用所致。同时，下支撑绳的拉力略大于上支撑绳的拉力，其原因在于，下支撑绳的支撑条件近似为竖向固定支座，而上支撑绳的支撑条件近似为弹簧支座，下支撑绳的约束更强。同时，模型2的上拉锚绳拉力明显大于模型1， 表明模型2的上拉锚绳工作更充分。

图10　拉力时程对比

4结论

综上所述，主要结论如下。

(1)被动柔性防护网结构的拦截全过程是系统的协调工作过程，系统的竖向冲击变形—水平支撑绳滑移量—钢柱内力三者之间体现出明显的相关性。

(2)柔性被动防护网系统能否形成理想的三阶段工作性态决定了其防护能力能否充分发挥，其实质在于是否充分发挥耗能能力。理想的受力过程中，支撑绳的减压环和上拉锚绳的减压环应充分工作。

(3)支撑钢柱宜视作压弯构件，其承载能力应按顶端弹性约束，底端有限弯曲约束的压弯构件进行设计，因压弯作用在水平向，宜适当加大其面外刚度。

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收稿日期：2015-10-30； 修回日期：2015-12-22

基金项目：国家自然科学基金(51408498)；高校博士点科研基金(20130184110009、20130184120002)；桥梁结构安全技术国家工程实验室开放基金(310821151102)。

作者简介：齐欣(1981—)，女，讲师，博士，毕业于西南交通大学，研究方向为结构工程，E-mail：qixin_117@126.com。 通讯作者：余志祥(1976—)，男，副教授，博士，毕业于西南交通大学，研究方向为结构工程，E-mail：yzxzrq@swjtu.eud.cn。

文章编号：1004-2954(2016)07-0024-06

中图分类号：U213.1+5

文献标识码：A

DOI:10.13238/j.issn.1004-2954.2016.07.006

Full Scale Experimental Testing of Flexible Rockfall Protective Structures

QI Xin1, YU Zhi-xiang1，2，3, XU Hu1, ZhAO Ya-na1, ZHAO Shi-chun1

(1.School of Civil Eng. Southwest Jiaotong University， Chengdu 610031， China; 2.Key Laboratory of High-speed Railway Engineering (Southwest Jiaotong University)， Ministry of Education， Chengdu 610031， China;3.National Engineering Laboratory for Bridge Structure Safety Technology， Chang’an University， Xi’an 710064， China)

Abstract：In order to study the performance of flexible rockfall protective structure， two flexible protective structures of 750kJ protective level are designed for full scale impact test. Model 1 is obtained in accordance with the existing standard; model 2 is the improved system. The test results show that: model 1 failed to intercept 750kJ rockfall impact and the system clasped; model 2 successfully intercepted rockfall， and all the major components remained complete with only consumables to be replaced for continuous service. Through the replay of high-speed video， the movement and stress of each part of the members are analyzed， the performances of a three-stage process of the system are identified， and key factors of system failure are analyzed. Meanwhile， the measured tension force of the steel wire in time-history is compared and anlyzed. The research results provide a theoretical basis for the future design of flexible rockfall protective structure．

Key words：Flexible protective structure; Rockfall; Full scale test; Movement characteristics