考慮混凝土損傷的格柵式泥石流攔擋壩動(dòng)力響應(yīng)分析＊

簡(jiǎn) 鵬，黨發(fā)寧，馬宗源，李瑞冬，馬曉東

（1．西安理工大學(xué) 土木建筑工程學(xué)院，西安710048；2．甘肅省地質(zhì)環(huán)境監(jiān)測(cè)院，蘭州730050；3．甘肅省地質(zhì)礦產(chǎn)勘查開(kāi)發(fā)局第二地質(zhì)礦產(chǎn)勘查院，蘭州730020）

泥石流是山區(qū)較為多發(fā)的一種自然災(zāi)害，常以淤埋、淘蝕及沖擊等方式造成危害．其中，沖擊作用是泥石流最為劇烈的破壞方式［1］．往往給泥石流成災(zāi)范圍內(nèi)的攔擋工程、房屋及橋梁等造成毀滅性的破壞．例如2010年8月8日凌晨，舟曲縣城北側(cè)三眼峪溝和羅家峪溝同時(shí)暴發(fā)特大山洪泥石流，流經(jīng)區(qū)域被夷為平地，大片村民房屋和縣城建筑被淤埋、摧毀，流域內(nèi)9座攔砂壩均被摧毀．?dāng)r擋結(jié)構(gòu)作為抵御泥石流的一道防線(xiàn)，對(duì)保證人們的生命和財(cái)產(chǎn)安全將起到至關(guān)重要的作用，因而準(zhǔn)確了解在泥石流沖擊力作用下攔擋結(jié)構(gòu)的破壞形態(tài)，探求加強(qiáng)結(jié)構(gòu)抵抗泥石流沖擊作用的有效措施具有重要意義．當(dāng)前，國(guó)內(nèi)外對(duì)泥石流攔擋壩的研究多側(cè)重于重力實(shí)體壩，然而實(shí)體壩對(duì)泥石流沖積物的攔截并無(wú)選擇性，格柵壩具有“攔排皆備”的優(yōu)點(diǎn)［2］，可以有效攔截泥石流中的巨石，減輕泥石流對(duì)結(jié)構(gòu)物的沖擊破壞作用．泥石流的沖擊作用由泥石流漿體動(dòng)壓力及石塊撞擊力兩部分組成，而泥石流攔擋結(jié)構(gòu)物的破壞主要是由大石塊的沖擊造成的［3］．文獻(xiàn)［4］提出用鋼筋混凝土重力式擋墻替代原有的漿砌塊石重力式擋墻，滿(mǎn)足了壩體對(duì)沖擊力與強(qiáng)度的要求關(guān)系．文獻(xiàn)［5］通過(guò)泥石流漿體沖擊特性模型實(shí)驗(yàn)，應(yīng)用小波方法揭示了泥石流漿體沖擊特性．文獻(xiàn)［6］推導(dǎo)了泥石流沖擊力作用下結(jié)構(gòu)的最大位移，得出結(jié)構(gòu)最大位移與泥石流密度、速度，攔擋結(jié)構(gòu)剛度、及沖擊作用周期的關(guān)系，為結(jié)構(gòu)物抵抗泥石流沖擊作用下結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)提供了參考．當(dāng)前關(guān)于格柵壩的研究多集中于其攔砂性能、攔石效果以及對(duì)生態(tài)環(huán)境的影響，而對(duì)其受泥石流巨石沖擊作用下的動(dòng)力響應(yīng)研究相對(duì)較少．同時(shí)，現(xiàn)有的泥石流沖擊力計(jì)算公式大多通過(guò)擬靜力方式來(lái)獲取泥石流最大沖擊荷載，未考慮泥石流沖擊荷載的動(dòng)態(tài)變化效應(yīng)和時(shí)間效應(yīng)，而泥石流沖擊作用具有歷時(shí)短、強(qiáng)度大的特點(diǎn)，使用擬靜力法進(jìn)行分析會(huì)使得結(jié)果偏不安全，同時(shí)，擬靜力法也不能進(jìn)行結(jié)構(gòu)物破壞的全過(guò)程分析．

文中基于顯示動(dòng)力學(xué)，應(yīng)用通用有限元軟件ABAQUS，基于其內(nèi)置的混凝土損傷塑性模型，對(duì)某泥石流治理工程中7號(hào)混凝土格柵攔擋壩的不同設(shè)計(jì)方案進(jìn)行數(shù)值計(jì)算及對(duì)比分析，以期研究格柵式泥石流攔擋體系考慮混凝土損傷效應(yīng)的動(dòng)力響應(yīng)及抗沖擊性能．

1 混凝土塑性損傷模型及參數(shù)確定

1．1 混凝土塑性損傷模型理論

混凝土的最大特點(diǎn)就是其組成是由硬化水泥漿和粗、細(xì)骨料等構(gòu)成的多相復(fù)合結(jié)構(gòu)．這一特點(diǎn)使得混凝土具有非均質(zhì)性及物理性態(tài)的復(fù)雜性．由于混凝土干縮、泌水等原因使得混凝土在承受外荷載之前已存在大量的微孔隙和界面裂縫，當(dāng)混凝土受到外荷載作用后，這些彌散在混凝土內(nèi)部的微裂縫將逐漸擴(kuò)展，并隨荷載的變化在部分區(qū)域出現(xiàn)貫通，直至形成宏觀的大裂縫．損傷力學(xué)理論不僅能夠考慮混凝土材料在未受力時(shí)初始裂縫的存在，亦能反應(yīng)受力過(guò)程中由于損傷積累而產(chǎn)生的裂縫擴(kuò)展［7］．ABAQUS提供的混凝土塑性損傷模型（Concrete Damaged Plasticity，CDP）是在綜合 Lubliner等提出的塑性損傷模型以及Lee和Fenves提出的適合往復(fù)循環(huán)荷載作用下的混凝土塑性損傷模型的基礎(chǔ)上確定的，為分析混凝土在循環(huán)荷載和動(dòng)態(tài)加載條件下混凝土結(jié)構(gòu)的力學(xué)響應(yīng)提供了普適的材料模型［8］．與常見(jiàn)的混凝土損傷模型相比，該模型為連續(xù)、基于塑性的混凝土損傷模型，采用各向同性彈性損傷結(jié)合各向同性拉伸和壓縮塑性理論來(lái)表征混凝土的非彈性行為，可以較好的模擬混凝土受到單調(diào)、循環(huán)或動(dòng)載作用下的力學(xué)行為．CDP模型假定混凝土材料主要因拉裂和壓碎而導(dǎo)致破壞，屈服或破壞面的演化由拉伸等效塑性應(yīng)變?chǔ)拧玴lt和壓縮等效塑性應(yīng)變?chǔ)拧玴lc兩個(gè)變量控制．在彈性階段，采用線(xiàn)彈性模型對(duì)材料的力學(xué)性能進(jìn)行描述，將損傷后彈性模量E表示為

式中：E0為初始無(wú)損彈性模量；d為損傷因子．損傷因子d為應(yīng)力狀態(tài)和單軸拉壓損傷變量dt和dc的函數(shù)，在單軸循環(huán)荷載作用下，CDP模型假定

其中st和sc為應(yīng)力狀態(tài)的函數(shù)，用來(lái)描述應(yīng)力狀態(tài)改變（拉壓相互轉(zhuǎn)換時(shí)）對(duì)剛度退化的影響，具體定義為

1．2 模型參數(shù)的確定方法

CDP模型的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系選用混凝土規(guī)范給出的混凝土本構(gòu)關(guān)系，在彈性階段，通過(guò)定義材料的彈性模量E和極限彈性應(yīng)力來(lái)實(shí)現(xiàn)，在非彈性階段的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系采用規(guī)范提供的混凝土應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系確定．

受拉情況為

式中：αt為受拉情況對(duì)應(yīng)的比例因子；x為應(yīng)力；y為應(yīng)變．

受壓情況為

其中αa，αd分別為受壓情況對(duì)應(yīng)的比例因子．

對(duì)于模型彈性階段的彈性模量E0的取值，取混凝土受拉開(kāi)裂時(shí)的割線(xiàn)模量作為其初始彈性模量．計(jì)算中泊松比的取值依據(jù)規(guī)范，均取為0．2．

損傷因子主要用來(lái)描述卸載時(shí)材料剛度的退化現(xiàn)象，根據(jù)混凝土非彈性階段的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系可得單軸拉壓損傷變量的數(shù)值為

式中：t，c分別代表拉伸和壓縮；β為塑性應(yīng)變與非彈性應(yīng)變的比例系數(shù)，受壓時(shí)取0．35～0．7，受拉時(shí)取0．5～0．95；εin為混凝土拉壓情況下的非彈性階段應(yīng)變；αk為應(yīng)力狀態(tài)因子．按式（6）進(jìn)而求得損傷因子的數(shù)值．

2 泥石流沖擊力

沖擊力是引起防治工程構(gòu)筑物破壞的主要作用力之一，其大小與泥石流流量、流速及容重等有關(guān)，其取值要經(jīng)過(guò)多次試算才能確定．泥石流沖擊力的大小是泥石流防治工程設(shè)計(jì)的關(guān)鍵參數(shù)之一，分為流體整體沖壓力和個(gè)別石塊的沖擊力兩種．

2．1 泥石流整體沖擊壓力

1）通用公式為

式中：f為沖擊力；K 為系數(shù)，取2．5；γc為容重；g為重力加速度；vc為斷面處泥石流流速．

2）鐵二院公式（成昆、東川兩線(xiàn)）為

式中：δ為泥石流流體的整體沖擊壓力；α為構(gòu)筑物受力面與泥石流沖擊壓力方向的夾角；λ為構(gòu)筑物形狀系數(shù)，本次攔擋結(jié)構(gòu)的形狀均為矩形，取λ＝1．33．在本次泥石流沖擊力設(shè)計(jì)參數(shù)選取時(shí)，考慮到鐵二院公式為成昆、東川兩線(xiàn)經(jīng)驗(yàn)公式，在此沖擊力計(jì)算時(shí)采用其做了參考計(jì)算，其結(jié)果小于通用公式計(jì)算值，加權(quán)平均值也較?。虼?，本著安全可靠、取大不取小的原則，本次泥石流治理工程設(shè)計(jì)參數(shù)選取時(shí)，泥石流整體沖擊壓力的計(jì)算采用通用公式的計(jì)算結(jié)果．泥石流整體沖擊壓力計(jì)算參數(shù)及結(jié)果見(jiàn)表1．

表1 泥石流整體沖擊壓力計(jì)算參數(shù)及結(jié)果Tab．1 The calculation parameters and results of the overall impact pressure of debris flow

2．2 巨石沖擊的脈沖形式

泥石流沖擊力是處于運(yùn)動(dòng)狀態(tài)的泥石流體的動(dòng)力荷載，文獻(xiàn)［9-10］根據(jù)實(shí)測(cè)的泥石流沖擊力過(guò)程曲線(xiàn)對(duì)泥石流沖擊荷載進(jìn)行了研究，將泥石流的沖擊荷載概化為鋸齒形脈沖、矩形脈沖和尖峰型脈沖三類(lèi)．格柵壩只對(duì)泥石流中的巨石進(jìn)行攔擋，主要受巨石的沖擊作用，屬于尖峰型脈沖［2］，該型波能較好的反應(yīng)泥石流沖擊時(shí)間短的特性，如圖1所示．圖1中P為載荷，t為時(shí)間，Pmax為脈沖峰值，δ脈沖寬度．

2．3 巨石沖擊力的計(jì)算方法

由于格柵壩受力面積相對(duì)較小，作用于壩體的整體沖擊力相對(duì)較小，主要以巨石的沖擊為主，泥石流中大塊石的沖擊力按對(duì)梁（簡(jiǎn)化為簡(jiǎn)支梁）的沖擊力來(lái)計(jì)算，具體為

式中：Fb為泥石流巨石沖擊力；E為構(gòu)件彈性模量；J為構(gòu)件截面中心軸的慣性矩；V 為石塊的運(yùn)動(dòng)速度；W 為石塊的重量；L為構(gòu)件長(zhǎng)度；α為石塊運(yùn)動(dòng)方向與構(gòu)件受力面的夾角．

圖1 巨石沖擊荷載Fig．1 Stone impact load

泥石流中石塊運(yùn)動(dòng)速度為

式中：Vs為泥石流中大石塊的運(yùn)動(dòng)速度；dmax為泥石流堆積物中最大石塊的粒徑；η為全面考慮泥石流容重、石塊比重、石塊形狀系數(shù)以及溝床比降等因素的摩擦系數(shù)．巨石沖擊壓力計(jì)算參數(shù)及結(jié)果見(jiàn)表2．

表2 巨石沖擊力計(jì)算參數(shù)及結(jié)果Tab．2 Calculating parameters and results of the impact force of rock

3 數(shù)值分析模型的建立

3．1 攔擋結(jié)構(gòu)的布置

鑒于本次泥石流實(shí)際沖出量及強(qiáng)大的沖擊力，該攔擋壩采用抗剪切、抗沖擊力強(qiáng)的鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)，其構(gòu)筑物形式上采用鋼筋混凝土樁群．

1）格柵壩布設(shè)原則

格柵壩主要布設(shè)原則：① 流域內(nèi)溝道縱比降大、沖蝕強(qiáng)烈的激流地段；② 流域內(nèi)大石塊集中，沖擊力大的溝段；③溝道兩側(cè)工程地質(zhì)條件較好，地形較為狹窄，溝道條件對(duì)布設(shè)樁群有利的溝段．

2）樁群結(jié)構(gòu)形式

樁群在結(jié)構(gòu)形式上呈“品”字型，前后縱向設(shè)置兩排，樁排間采用“人”字梁或“一”字梁連接．單樁截面型式分為兩種：Ⅰ型樁截面為矩形，寬×長(zhǎng)為2m×3m，單樁凈間距為3m，中對(duì)中間距為5m；Ⅱ型樁截面在迎水側(cè)采用弧形，截面高度為3．5m（至弧頂距離），Ⅱ型樁與Ⅰ型樁樁長(zhǎng)、間距等設(shè)計(jì)參數(shù)相同．前排單樁之間在迎水面以鋼筋混凝土框架梁連接，連接梁截面為矩形，其規(guī)格為0．8m×0．5m．

3）樁群高度

樁群高度按以下原則綜合確定：① 回淤后能夠穩(wěn)定上游側(cè)崩塌、滑坡及溝岸不穩(wěn)定體；② 根據(jù)泥石流泥位確定，并考慮彎道爬高及直沖高度；③考慮樁群所在地段工程地質(zhì)條件、地形條件；④ 增大庫(kù)容，大幅度攔蓄泥沙．

通過(guò)以上原則，經(jīng)反復(fù)比選，確定樁群設(shè)置高度（高出地面）為12m，埋置深度與地面以上高度相等，單樁總長(zhǎng)為18m以?xún)?nèi)．其中7號(hào)格柵攔擋壩兩種設(shè)計(jì)方案的平面布置如圖2～3所示．

圖2 方案1平面布置圖（cm）Fig．2 Layout 1（cm）

圖3 方案2平面布置圖（cm）Fig．3 Layout 2（cm）

3．2 數(shù)值計(jì)算模型

1）整體有限元模型建立

計(jì)算模型豎向基巖厚度取為格柵壩抗滑樁樁體埋置深度的3倍，沿泥石流流動(dòng)方向向上游及下游分別延伸抗滑樁基礎(chǔ)寬度的2倍．計(jì)算中采用笛卡爾直角坐標(biāo)系，以順溝谷方向?yàn)閤向，指向泥石流流動(dòng)方向?yàn)檎源怪庇跍瞎确较驗(yàn)閥軸，以垂直向?yàn)閦軸，垂直向上為正．模型的位移邊界條件：四周約束法向位移，底部采用三個(gè)方向的全約束．在樁體結(jié)構(gòu)與基巖之間建立接觸面單元，以反映樁體結(jié)構(gòu)與地基土體間的相互接觸作用［11］．整體有限元模型及網(wǎng)格劃分如圖4所示．

圖4 整體有限元模型及網(wǎng)格劃分Fig．4 Overall finite element models and grid division

2）荷載工況

將泥石流流體的沖擊作用簡(jiǎn)化為矩形荷載，把大石塊的沖擊作用簡(jiǎn)化為三角形荷載，對(duì)二者進(jìn)行疊加，即可得到理想的泥石流沖擊力與沖擊作用時(shí)間關(guān)系曲線(xiàn)．泥石流整體沖擊壓力作用于第一排各樁，僅對(duì)3號(hào)樁中部施加巨石沖擊作用，簡(jiǎn)化力學(xué)計(jì)算模型如圖5所示，將泥石流的沖擊作用簡(jiǎn)化為四種荷載工況施加于泥石流攔擋結(jié)構(gòu)，如圖6所示．工況1：假定攔擋結(jié)構(gòu)只經(jīng)受泥石流流體的沖擊壓力，而不考慮巨石的沖擊作用，如圖6（a）所示．

工況2：假定攔擋結(jié)構(gòu)遭受到泥石流流體沖擊作用的同時(shí)，在1～2s對(duì)其施加一次巨石的沖擊作用，如圖6（b）所示．

圖6 泥石流沖擊荷載Fig．6 Impact load of debris flow

工況3：假定攔擋結(jié)構(gòu)經(jīng)受泥石流流體沖擊作用的同時(shí)，分別在1～2s、3～4s對(duì)結(jié)構(gòu)施加巨石的沖擊作用，如圖6（c）所示．工況4：攔擋結(jié)構(gòu)受到泥石流流體沖擊作用的同時(shí)，每間隔1s對(duì)攔擋結(jié)構(gòu)施加一次巨石的沖擊作用，如圖6（d）所示．

3）計(jì)算參數(shù)

計(jì)算中，基巖采用彈塑性本構(gòu)模型，選用莫爾-庫(kù)倫屈服準(zhǔn)則，按均質(zhì)各向同性體考慮．泥石流格柵攔擋壩采用考慮混凝損傷破壞作用的混凝土塑性損傷本構(gòu)模型（CDP模型），混凝土強(qiáng)度等級(jí)為C30．基巖及壩體混凝土有限元計(jì)算參數(shù)具體見(jiàn)表3～4．

表3 基巖有限元計(jì)算參數(shù)Tab．3 Finite element calculation parameters of bedrock

表4 壩體有限元計(jì)算參數(shù)Tab．4 Finite element calculation parameters of dam body

4 結(jié)果及分析

由于邊樁受到周?chē)襟w的約束作用，受荷載作用時(shí)變化較中樁而言相對(duì)較小，因此，本文選取整個(gè)攔擋結(jié)構(gòu)的中樁（3號(hào)樁）進(jìn)行對(duì)比分析，分別提取四種荷載工況作用下兩種不同方案3號(hào)樁樁頂最大水平位移、巨石作用處位移及樁體底部水平位移進(jìn)行對(duì)比分析．

圖7為工況1壩體時(shí)間位移關(guān)系曲線(xiàn)，從中可以看出，當(dāng)攔擋結(jié)構(gòu)只受泥石流整體沖擊壓力而不考慮巨石沖擊作用時(shí)，對(duì)兩種方案而言，攔擋結(jié)構(gòu)壩體最大水平位移及巨石作用處的位移響應(yīng)在一定時(shí)間內(nèi)均呈逐漸增加的趨勢(shì)，過(guò)后位移響應(yīng)將逐漸趨于穩(wěn)定直至不再發(fā)生變化．壩頂及巨石作用處的位移響應(yīng)在相同的時(shí)間內(nèi)依次增加．壩底位移響應(yīng)相對(duì)較?。?/p>

工況2壩體時(shí)間位移關(guān)系曲線(xiàn)如圖8所示，當(dāng)攔擋結(jié)構(gòu)遭受到第一次巨石的沖擊作用后，石塊作用處壩體的水平位移呈現(xiàn)先增大后減小的變化規(guī)律，在相同的時(shí)間內(nèi)，壩頂?shù)乃轿灰拼笥趬蔚祝揭欢〞r(shí)間后，壩頂水平位移呈平緩下降趨勢(shì)，最終幾乎不再發(fā)生變化，整個(gè)過(guò)程中，壩體的最大水平位移出現(xiàn)在壩頂處，壩底部的位移較工況1變化不大，巨石的沖擊作用對(duì)壩頂?shù)挠绊戄^大，而對(duì)壩底部的影響相對(duì)較小．

圖7 工況1壩體時(shí)間位移關(guān)系Fig．7 Relation of dam displacement and time in conditions 1

圖8 工況2壩體位移時(shí)間關(guān)系Fig．8 Relation of dam displacement and time in conditions 2

工況3壩體時(shí)間位移關(guān)系曲線(xiàn)如圖9所示，當(dāng)攔擋結(jié)構(gòu)先后兩次遭受巨石的沖擊作用時(shí)，第一次巨石沖擊作用使攔擋結(jié)構(gòu)產(chǎn)生的位移響應(yīng)與工況2作用時(shí)基本接近，但當(dāng)攔擋結(jié)構(gòu)遭受到第二次巨石的沖擊作用后，壩頂和巨石沖擊作用處的位移均增大，且位移的增加程度較第一次而言，增加幅度尤為明顯，與此同時(shí)，石塊作用處的位移大于壩頂位移，此時(shí)整個(gè)攔擋結(jié)構(gòu)的最大水平位移出現(xiàn)在石塊作用處，壩底位移與工況1變化規(guī)律基本接近，僅最大位移出現(xiàn)時(shí)刻有所增加．

工況4壩體時(shí)間位移關(guān)系曲線(xiàn)如圖10所示，當(dāng)整個(gè)攔擋結(jié)構(gòu)每隔1s遭受一次巨石的沖擊作用時(shí)，每遭受一次巨石的沖擊作用，在壩頂和巨石作用處位移均會(huì)出現(xiàn)突變現(xiàn)象．第一次巨石沖擊作用下，壩頂較巨石作用處產(chǎn)生的位移響應(yīng)大，而當(dāng)攔擋結(jié)構(gòu)遭受第二、三次巨石沖擊作用時(shí)，巨石沖擊作用處的水平位移大于壩頂，并且第二次沖擊作用產(chǎn)生的位移響應(yīng)相較第一、三次要大．

圖9 工況3壩體位移時(shí)間關(guān)系Fig．9 Relation of dam displacement and time in conditions 3

圖10 工況4壩體位移時(shí)間關(guān)系Fig．10 Relation of dam displacement and time in conditions 4

工況4不同樁體位移如圖11所示，由圖11可見(jiàn)，由于巨石沖擊荷載作用于3號(hào)樁，因而其位移變化較大，2號(hào)樁和1號(hào)樁分別為其臨樁和邊樁，位移變化相對(duì)較小，同時(shí)，與臨樁相比，邊樁的位移響應(yīng)略低．在遭受巨石沖擊作用時(shí)整體位移響應(yīng)規(guī)律基本相同，即在相同時(shí)刻不同樁體的位移均會(huì)增加．

考慮到工況4荷載的相對(duì)復(fù)雜性，在此本文提取方案1，2在工況4作用下的損傷區(qū)域進(jìn)行對(duì)比分析，如圖12～13（工況4方案1，2損傷區(qū)域）所示．對(duì)兩種方案而言，在受到泥石流整體沖擊壓力和交替的巨石沖擊作用下，攔擋壩嵌入周?chē)鶐r山體的連接梁損傷破壞較為嚴(yán)重，構(gòu)成整個(gè)壩體的邊樁損傷破壞區(qū)域較中樁大，同時(shí)壩底的損傷區(qū)域逐漸向上發(fā)展．

圖11 工況4不同樁體位移Fig．11 Dam displacement of different piles in conditions 4

圖12 工況4方案1損傷區(qū)域Fig．12 The damage area of layout 1in condition 4

圖13 工況4方案2損傷區(qū)域Fig．13 The damage area of layout 2in condition 4

對(duì)前后兩排樁體之間的連接梁而言，下部連接梁的損傷破壞重于上部，與整個(gè)壩體的損傷發(fā)展規(guī)律相同，即損傷破壞由底向上發(fā)展．與此同時(shí)，方案2的整體損傷區(qū)域較方案1大，在承受相同荷載作用時(shí)更容易發(fā)生損傷破壞．

通過(guò)以上對(duì)比可見(jiàn)，在四種荷載作用下，方案2的位移反應(yīng)均較方案1大，同時(shí)在第四種荷載工況作用下其損傷破壞也較方案1大，由此可見(jiàn)，當(dāng)迎泥石流沖擊作用面外形被設(shè)計(jì)為弧形時(shí)有利于減小泥石流整體沖擊作用，前后兩排樁體采用人字梁連接時(shí)可較好的利用三角形的承載能力將前排樁的受力作用傳遞給后排樁，從而提高整個(gè)結(jié)構(gòu)的抗沖擊性能．

5 結(jié) 論

通過(guò)對(duì)某格柵式泥石流攔擋結(jié)構(gòu)的兩種不同方案在不同沖擊荷載作用下的響應(yīng)規(guī)律及損傷破壞進(jìn)行對(duì)比分析，得到的結(jié)論為

1）整個(gè)結(jié)構(gòu)的位移響應(yīng)主要是由泥石流的整體沖擊作用引起的，當(dāng)攔擋結(jié)構(gòu)進(jìn)一步遭受到巨石的沖擊作用時(shí)，其位移響應(yīng)進(jìn)一步增大，樁體將受到?jīng)_切作用，在巨石作用處可能會(huì)發(fā)生沖切破壞．巨石的沖擊作用使直接承受其沖擊作用的樁體受到影響，同時(shí)由于連梁的存在，與其相鄰的樁及邊樁亦受到影響，且對(duì)臨樁的影響較邊樁大．

2）構(gòu)成整個(gè)攔擋結(jié)構(gòu)的樁體的損傷區(qū)域主要出現(xiàn)在樁的底部，泥石流的沖擊破壞發(fā)生在樁底，之后向上發(fā)展．連接前后兩排樁的連接梁的損傷破壞底部亦比上部連接梁嚴(yán)重．

3）前排迎泥石流沖擊作用的樁的截面形式設(shè)計(jì)為弧形時(shí)，可相對(duì)改善泥石流對(duì)攔擋結(jié)構(gòu)的沖擊作用．前后排樁之間的連接梁采用人字梁連接為整體提高了整個(gè)攔擋結(jié)構(gòu)的抗沖擊能力，較好的利用了三角形的承載特性，改善連接梁的抗沖擊性能．

4）巨石對(duì)攔擋結(jié)構(gòu)造的沖擊作用是造成攔擋結(jié)構(gòu)破壞的主要因素，在設(shè)計(jì)中可通過(guò)在構(gòu)件前堆土或設(shè)置一些柔性材料來(lái)減小構(gòu)件的剛度，從而減輕巨石對(duì)攔擋結(jié)構(gòu)的沖擊作用．

［1］ 胡凱衡，韋方強(qiáng)，洪勇，等．泥石流沖擊力的野外測(cè)量［J］．巖石力學(xué)與工程學(xué)報(bào)，2006（S1）：2813．HU Kai-heng，WEI Fang-qiang，HONG Yong，et al．Fieled Measurementof Impact Force of Debris Flow［J］．Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering，2006（S1）：2813．（in Chinese）

［2］ 王秀麗，胡志明，崔曉燕．泥石流巨石沖擊下的鋼構(gòu)格柵壩動(dòng)力響應(yīng)分析［J］．中國(guó)地質(zhì)災(zāi)害與防治學(xué)報(bào)，2014，25（4）：30．WANG Xiu-li，HU Zhi-ming，CUI Xiao-yan．Dynamic Response Analysis of Steel Grille Dam under the Impact of Big Stones in Debris Flow［J］．The Chinese Journal of Geological Hazard and Control，2014，25（4）：30．（in Chinese）

［3］ 周勇，劉貞良，王秀麗，等．泥石流沖擊荷載下攔擋壩的動(dòng)力響應(yīng)分析［J］．振動(dòng)與沖擊，2015，34（8）：117．ZHOU Yong，LIU Zhen-liang，WANG Xiu-li，et al．Dynamic Response Analysis for a Dam Against Impact Load of Debris Flow ［J］．Journal of Vibration and Shock，2015，34（8）：117．（in Chinese）

［4］ 王根龍，張茂省，張新社，等．舟曲“8．8”特大泥石流治理中的關(guān)鍵技術(shù)研究［J］．西北地質(zhì)，2011，44（3）：100．WANG Gen-long，ZHANG Mao-sheng，ZHANG Xinshe，et al．Key Technology Research on the“8．8”Extra Large-Scale Debris Flow Stabilization in Zhouqu［J］．Northwestern Geology，2011，44（3）：100．（in Chinese）

［5］ 何曉英，唐紅梅，朱秀竹，等．泥石流漿體沖擊特性實(shí)驗(yàn)研究［J］．振動(dòng)與沖擊，2013，32（24）：127．HE Xiao-ying，TANG Hong-mei，ZHU Xiu-zhu，et al．Tests for Impacting Characteristics of Debris Flow Slurry［J］．Journal of Vibration and Shock，2013，32（24）：127．（in Chinese）

［6］ 狄生奎，李健，張得強(qiáng)．泥石流沖擊作用下框架結(jié)構(gòu)的破壞機(jī)理［J］．山地學(xué)報(bào)，2012，30（2）：201．DI Sheng-kui，LI Jian，ZHANG De-qiang．Damage Mechanism of Frame Structures Impacted by Debris Flow［J］．Journal of Mountain Science，2012，30（2）：201．（in Chinese）

［7］ 方秦，還毅，張亞棟，等．ABAQUS混凝土損傷塑性模型的靜力性能分析［J］．解放軍理工大學(xué)學(xué)報(bào)，2007，8（3）：254．FANG Qin，HUAN Yi，ZHANG Ya-dong，et al．Investigation into Static Properties of Damaged Plasticity Model for Concrete in ABAQUS［J］．Journal of PLA University of Science and Technology，2007，8（3）：254．（in Chinese）

［8］ 張勁，王慶揚(yáng)，胡守營(yíng)，等．ABAQUS混凝土損傷塑性模型參數(shù)驗(yàn)證［J］．建筑結(jié)構(gòu)，2008，38（8）：127．ZHANG Jin，WANG Qing-yang，HU Shou-ying，et al．Parameters Verification of Concrete Damaged Plastic Model of ABAQUS［J］．Building Structure，2008，38（8）：127．（in Chinese）

［9］ 劉雷激，魏華．泥石流沖擊力研究［J］．四川聯(lián)合大學(xué)學(xué)報(bào)：工程科學(xué)版，1997，1（2）：99．LIU Lei-ji，WEI Hua．Debris Flow Impact Study［J］．Journal of Sichuan Union University：Engineering Sci-ence Edition，1997，1（2）：99．（in Chinese）

［10］ 陳洪凱，唐紅梅，陳野鷹，等．公路泥石流力學(xué)［M］．北京：科學(xué)出版社，2007．CHEN Hong-kai，TANG Hong-mei，CHEN Ye-ying，et al．Highway Debris Flow Mechanics［M］．Beijing：Science Press，2007．（in Chinese）

［11］ 李瑞冬，馬宗源，胡向德．舟曲泥石流樁林?jǐn)r擋結(jié)構(gòu)抗沖壓極限分析［J］．甘肅地質(zhì)，2011，20（2）：60．LI Rui-dong，MA Zong-yuan，HU Xiang-de．Limit Analysis of Blocking Structure of Pile Group for Zhouqu Debris Flow［J］．Gansu Geology，2011，20（2）：60．（in Chinese）

【相關(guān)參考文獻(xiàn)鏈接】

AysarNAJD，鄭傳超．利用玻璃纖維增加瀝青混凝土的斷裂潛能研究［J］．2005，25（2）：169．

李志軍，史慶軒．鋼筋混凝土雙向剪扭構(gòu)件有限元分析［J］．2005，25（5）：468．

馬骉．超薄水泥混凝土路面設(shè)計(jì)理論與方法［J］．2006，26（3）：271．

劉慧萍，王社良．對(duì)預(yù)應(yīng)力混凝土超靜定結(jié)構(gòu)彎矩調(diào)幅的分析［J］．2006，26（4）：365．

李志軍，史慶軒，劉金濤．低周反復(fù)扭矩下鋼筋混凝土復(fù)合受扭構(gòu)件的受扭性能研究［J］．2006，26（6）：582．

王萬(wàn)鵬，胡永樂(lè)，林俊德，等．混凝土準(zhǔn)一維應(yīng)變壓縮特性實(shí)驗(yàn)研究［J］．2008，28（2）：176．

劉慧萍，李寶平．預(yù)應(yīng)力混凝土結(jié)構(gòu)正截面承載力的計(jì)算［J］．2008，28（2）：181．

劉慧萍，高小亮，陳翠榮．預(yù)應(yīng)力混凝土框架梁施工過(guò)程的內(nèi)力分析［J］．2008，28（3）：281．

王斌，張偉軍．型鋼高強(qiáng)高性能混凝土梁的抗剪性能分析［J］．2010，30（6）：534．

梁瑊輝，李蓉，邵志豪．模擬機(jī)場(chǎng)道面的瀝青混凝土靶板材料［J］．2013，33（2）：124．

曾凡奎，張雅維，李建國(guó)．在役空腹式混凝土板拱荷載試驗(yàn)［J］．2013，33（10）：818．

馬愛(ài)民，張志猛，喬瑞平，等．鋼-混凝土組合框架結(jié)構(gòu)的連續(xù)倒塌分析［J］．2014，34（10）：805．