泥石流沖擊力的研究現(xiàn)狀

李培振 高 宇 郭沫君

(同濟大學土木工程防災國家重點實驗室，上海 200092)

泥石流沖擊力的研究現(xiàn)狀

李培振*高 宇 郭沫君

(同濟大學土木工程防災國家重點實驗室，上海 200092)

泥石流沖擊力是泥石流動力特性的重要組成部分，也是泥石流支擋結(jié)構(gòu)的設計依據(jù)。以泥石流沖擊力為研究對象，對泥石流沖擊力的計算模型以及野外實地觀測研究進行闡述與分析。結(jié)果表明：現(xiàn)有的沖擊力計算公式大多采用擬靜力方式獲取泥石流最大沖擊荷載，未考慮泥石流沖擊荷載的動態(tài)變化效應和時間效應；由于各種條件的限制，導致泥石流沖擊力實測信號獲取困難，這會限制泥石流防災減災工作的發(fā)展。

泥石流沖擊力， 計算模型， 試驗研究， 實地觀測

1 引 言

泥石流是一種全球性的地質(zhì)災害，往往發(fā)生在植被覆蓋率較低的山區(qū)。泥石流爆發(fā)突然、難以預測,而且成因復雜，是各種自然和人為因素共同作用的結(jié)果。泥石流是復雜的多相流體，其內(nèi)部裹挾著大量的固態(tài)物質(zhì)，沖擊力巨大。在泥石流的沖擊作用下，房屋建筑被沖毀淤埋，公路、鐵路、橋梁等交通設施和通訊設備被破壞，往往會造成巨大的人員傷亡和財產(chǎn)損失[1]。我國是一個多山國家，山區(qū)面積約占國土面積的三分之二，聚集了全國46%的人口。尤其是我國的西部地區(qū)，是泥石流災害的高發(fā)區(qū)和重災區(qū)[2]。

為了認識泥石流，減輕泥石流造成的危害，從20世紀開始有關泥石流的研究就在世界范圍內(nèi)不斷展開。作為泥石流動力特性的重要組成部分，泥石流沖擊力的研究有助于人們更加清楚地認識泥石流，同時，泥石流沖擊力也是重要的工程參數(shù)，是泥石流支擋結(jié)構(gòu)的設計依據(jù)，是研究泥石流對建筑結(jié)構(gòu)影響的理論基礎[3]。

關于泥石流沖擊力的研究主要集中在以下兩個方面：①沖擊力計算模型研究；②沖擊力信號實地觀測研究。研究工作主要通過理論分析、試驗研究以及野外實地觀測來展開。

2 沖擊力計算模型研究

世界各國的專家學者們，從不同的角度出發(fā)，建立了多種泥石流沖擊力計算模型。

2.1 流體模型

2.1.1 一維流體模型

在泥石流沖擊力的早期研究中，人們將泥石流簡化為一維均勻牛頓流體，結(jié)合流體力學知識，提出了一維流體模型。一維流體模型又可以分為靜力流體模型和動力流體模型。

靜力流體模型是由Lichtenhalhn[4]在20世紀70年代創(chuàng)立的。該模型可表述為如下形式：

pmax=kρgh

(1)

式中，pmax表示泥石流最大沖擊壓力；k為經(jīng)驗系數(shù)；ρ為泥石流密度；g為重力加速度；h為泥石流深度。

Lichtenhalhn[4]和Armanini[5]將k視為附加質(zhì)量系數(shù)，分別認為k應取2.8～4.4以及5；Scotton，Deganutti[6]通過試驗研究，認為k的取值范圍為2.5～7.5。

動力流體模型，是利用流體力學中的壓力計算公式0.5ρv2加上不均勻系數(shù)a得出的，其典型形式表述如下：

Pmax=aρv2

(2)

式中，Pmax代表泥石流最大沖擊壓力；a為經(jīng)驗系數(shù)；v代表泥石流流速。

經(jīng)驗系數(shù)a取決于泥石流的類型。對于層流特性明顯且固體顆粒粒徑較小的泥石流而言，Watanabe，Ikeya[7]建議a的取值為2.0；而對于固體顆粒含量較多，且粒徑較大的泥石流，Egli[8]和Lo[9]認為該系數(shù)可達到4.0；Zhang[10]通過70多次的泥石流野外觀測工作，最后總結(jié)出，該系數(shù)大致在3.0～5.0之間。唐金波等[11]通過試驗研究，發(fā)現(xiàn)當僅考慮泥石流液相漿體的沖擊力時，該系數(shù)的取值接近于0.5。Hu等[12]通過泥石流野外觀測研究，認為該系數(shù)最大可達11.1。另外，Hungr[13]，Vandine[14]以及Ishikawa[15]等認為，a可看作泥石流流場橫截面的寬度。

此外，Kherkeulitze[16],Arattano和Franzi[17]先后提出了同時考慮流體靜力和動力特性的混合模型。

泥石流是由復雜的固液氣三相成分組成的，其黏性剪切強度與速度是相關的，這與牛頓流體的基本假定相悖；另外，將泥石流中的塑性應變、紊流、粒徑分選以及龍頭(指由于泥石流內(nèi)部復雜的顆粒相互作用而使泥石流前端出現(xiàn)的高而陡的部分)沖擊等效應包含在經(jīng)驗系數(shù)k或a中，顯然也是不合理的；最后，一維流體模型沒有將大石塊的沖擊力考慮進去，因而，使用一維流體模型得出的沖擊力往往比實際值小。

2.1.2 二維流體模型

2006年，Chen等[18]將泥石流體簡化為兩相流體，運用牛頓第二定律建立了液相漿體和固相顆粒的沖擊強度計算式：

Pf=ρf·af

(3a)

(3b)

式中，Pf，Ps分別代表液相漿體和固相顆粒的沖擊強度；ρf，ρs分別為液相漿體和固相顆粒的密度；af，as為對應的兩相加速度；α為固相比；de為固相粒徑等效尺寸。

二維流體模型尚處于發(fā)展階段，現(xiàn)有的研究不多，有關研究的準確性和實用性還有待工程實踐的檢驗。

2.2 沖量-動量模型

沖量-動量模型的理論基礎是動量定理。該模型引入了流體微元的概念，將泥石流體劃分為多個流體微元。由該模型可推導出泥石流沖擊力計算公式：

(4)

式中，f(t)代表泥石流沖擊力時程信號；T為泥石流作用時間。

由美國聯(lián)邦緊急事務管理署出版的防汛指導[19]中推薦使用該模型，計算泥石流平均沖擊力。2006年，張宇等[20]提出，可以通過Hilbert變換對實測的泥石流沖擊信號進行移相處理，求出信號包絡線，利用振幅變化關系獲得沖擊力作用時間。

沖量-動量模型的物理意義明確，使用方便簡單，但是該模型在使用時需要獲得泥石流沖擊力的時程信號。然而，由于泥石流沖擊力時頻信號的缺失與不足，使得該模型難以推廣使用。

2.3 石塊沖擊力計算公式研究

泥石流的沖擊力是由泥石流漿體動壓力以及石塊撞擊力兩部分組成的，而且工程結(jié)構(gòu)物的破壞主要是由大石塊的沖擊造成的。目前，有關泥石流大石塊沖擊力的計算方法，主要有以下五種。

1) 懸臂梁、簡支梁沖擊力計算公式

1993年，吳積善[21]將攔砂壩等構(gòu)筑物看成是懸臂梁或簡支梁，以材料力學為基礎，得出了以下的沖擊力計算公式.

懸臂梁公式:

(5)

簡支梁公式：

(6)

式中，E為構(gòu)件的彈性模量；I為構(gòu)件慣性力矩；V為石塊的速度；G為石塊重量；L為構(gòu)件長度。

該公式主要用于橋墩、柵格壩支墩、欄桿等的沖擊力計算。

工程應用結(jié)果表明，按照此法計算的泥石流大塊石沖擊力往往偏大，不符合實際情況。究其原因在于，該法將大塊石和構(gòu)筑物看成是由完全彈性材料構(gòu)成的，沒有考慮到?jīng)_擊過程中材料可能產(chǎn)生的塑性變形，這與實際的沖擊過程不符。

2)基于彈性碰撞理論的沖擊力計算公式

Mizuyama[22],Yamaguchi[23]以及Huang等[24]以彈性碰撞理論為基礎，分別通過實地調(diào)查數(shù)據(jù)，以及縮尺試驗對彈性碰撞理論公式進行了修正，得出以下沖擊力計算公式：

F=k·V1.2·R2·g

(7)

式中，k為經(jīng)驗系數(shù)；R代表石塊的尺寸。

Mizuyama[22]和Yamaguchi[23]通過對野外實地觀測數(shù)據(jù)的分析，分別認為k值應取為48 200，50 000；Huang等[24]通過縮尺試驗研究，認為k應取30 800。

與懸臂梁、簡支梁沖擊力計算公式類似，本方法以彈性碰撞理論為基礎，即假定碰撞過程中材料保持彈性，這與實際情況不符，會引起較大的誤差。

3) 基于Hertz接觸理論的沖擊力計算公式

研究初期，人們提出了彈性球與彈性體的碰撞計算公式[25]和剛性球與塑性平面的碰撞計算公式，但由于材料性質(zhì)與實際碰撞過程有較大出入，導致這兩種公式的計算結(jié)果有很大誤差。在此基礎上，陸續(xù)有學者開始將碰撞過程中材料的粘彈性、彈塑性行為考慮進去，發(fā)展了其他可用的公式，類似的研究可見Kuwabara和Kono[26]，Walton和Braun[27]，Thornton[28]。以何思明等的研究為例，說明雙彈塑性體的碰撞計算公式。

何思明等[29]，王強等[30]假設碰撞體為理想彈塑性體，將構(gòu)筑物假設成靜止不動的平面，將大塊石簡化為以某速度運動的質(zhì)點，對Hertz接觸理論進行彈塑性修正，推導出如下的考慮材料彈塑性的接觸壓力計算公式：

(8)

(8a)

(8b)

(8c)

式中，λ為石塊泊松比；σy為構(gòu)筑物材料屈服強度；a為接觸半徑。

2009年，何思明等[31]以上述研究為基礎，從能量守恒的角度，提出了常見的幾類泥石流防治結(jié)構(gòu)的沖擊力簡化計算方法。

4)接觸剛度法

接觸剛度法基于單自由度彈簧-質(zhì)量系統(tǒng)，該方法在使用時需要估計泥石流與結(jié)構(gòu)之間的有效接觸剛度，在美國國家公路交通運輸協(xié)會出版的橋梁設計規(guī)范[32]中，推薦使用該方法計算輪船與橋墩碰撞時產(chǎn)生的沖擊力。該方法可表述為如下形式：

(9)

(9a)

c的取值取決于碰撞物的幾何尺寸、支擋物被泥石流淹沒的程度以及撞擊角度等。Sarpkaya和Isaacson[33]認為，當撞擊物為較長的柔性結(jié)構(gòu)，且石塊加速度方向與該撞擊物主軸平行時，c接近于0；當撞擊物與被撞物體剛度相差不大，且加速度方向與結(jié)構(gòu)物主軸垂直時，c接近于1。

5) 能量法

也有學者從能量轉(zhuǎn)換的角度，建立了泥石流大石塊沖擊力的計算方法。Hungr等[13]將石塊與支擋物之間的碰撞簡化成石塊對懸臂梁的沖擊，分析了泥石流沖擊動能和梁的彎曲變形能之間的關系，并引入了結(jié)構(gòu)剛度系數(shù)，得出了如下的泥石流沖擊力計算公式：

(10)

式中，k為結(jié)構(gòu)剛度系數(shù)。

澳大利亞國道管理局出版的公路橋梁設計規(guī)范[34]中，給出了能量法計算泥石流沖擊力的另一種形式：

(11)

式中，S為最終的做功距離。

此外，還有一些特殊的計算模型，這些模型并不能清楚地歸類到前述的模型中去，例如王林峰等[35]提出的彈簧-阻尼器模型，Yu[36]提出的一種經(jīng)驗模型，而Aulitzky[37]也研究過一種考慮泥石流內(nèi)部沖擊波速的模型，然而這些模型所需要的輸入?yún)?shù)都很復雜，難以在工程設計中推廣。

2.4 試驗研究

1996年，魏鴻[38]進行了穩(wěn)定均勻顆粒水石兩相流龍頭沖擊壩體的水槽試驗研究，運用壓力波理論結(jié)合顆粒流的應力關系建立了龍頭沖擊力p的計算公式：

p=p0+vcρv0

(12)

(12a)

(12b)

式中，龍頭沖擊壩體前其運動速度為v0，密度為ρ0，壓力為p0；撞擊壩體后龍頭密度為ρ;hm為龍頭沖擊前泥石流體的流深。

2001年，王兆印[39]采用不同粒徑的卵石和泥沙設計并進行了多組兩相泥石流試驗，根據(jù)能量理論提出了泥石流平均速度的計算公式：

(13)

3 沖擊力信號實地觀測研究

雖然通過室內(nèi)模型試驗可以幫助人們認識泥石流的力學特性和沖擊力的構(gòu)成與特點，但是模型試驗也有其先天不足：一方面試驗中的相似性原則很難得到滿足； 另一方面由于試驗中大石塊很難模擬，其沖擊作用難以得到體現(xiàn)，因而得到的試驗數(shù)據(jù)通常都比實際值小。為了獲得真實可靠的沖擊力數(shù)據(jù)，各國的研究學者在泥石流野外觀測方面做出了不少努力。然而由于不良的地質(zhì)和氣象條件、泥石流爆發(fā)的不確定性、泥石流流通路徑的轉(zhuǎn)移以及其巨大破壞性等，使得泥石流沖擊力的野外測量工作變得十分困難。有關這方面的研究也不多見。

1975年7月13日，日本的科研工作者在燒岳山上的沖溝泥石流觀測站觀測到了一次泥石流的發(fā)生，安裝在壩上的壓痕計和應變儀記錄了泥石流的沖擊力，其最大測量值達到32.3 MPa[25]。

實際上，我國早在1964-1965年就在西藏密波古鄉(xiāng)溝開展了泥石流的綜合觀測，取得了大量第一手泥石流運動狀態(tài)的資料，并拍攝了泥石流科技影片[21]。

1973-1975年，章書成等[40]在云南東川蔣家溝采用電感式?jīng)_擊力儀實測了泥石流的沖擊力。1975年共測得69次，其中龍頭正面直接沖擊的有35次，量級均在195 kPa以上，其間又有11次量級在920 kPa以上。

1982-1985年，吳積善等[41]在云南東川蔣家溝設立了泥石流沖擊墩臺，通過傳感器和微型計算機，獲取了59條泥石流沖擊力過程線。通過數(shù)據(jù)處理將泥石流沖擊荷載概化為三種常見脈沖形式(圖1)，分別為鋸齒形脈沖、矩形脈沖和尖峰型脈沖。它們反映了泥石流沖擊力隨泥石流本身特性如流速、流量、容重、顆粒組成以及所含石塊大小、多少等不同而變化。以鋸齒形脈沖為例，它是黏性泥石流的標準脈沖形式，可以看作是流體均勻的動壓力、不均勻動壓力和石塊撞擊力的疊加。

2004年，Hu等[12]通過在云南蔣家溝建立的泥石流沖擊力野外測試裝置和數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)，首次測得不同流深位置、長歷時、波形完整的泥石流沖擊力信號。

圖1 常見泥石流沖擊力脈沖形式

4 結(jié) 語

現(xiàn)有的沖擊力計算公式大多通過擬靜力方式來獲取泥石流最大沖擊荷載，未考慮泥石流沖擊荷載的動態(tài)變化效應和時間效應，而泥石流沖擊作用具有歷時短、強度大的特點，使用擬靜力方法進行分析會使得結(jié)果偏不安全，同時，擬靜力方法也不能進行結(jié)構(gòu)物破壞的全過程分析。泥石流沖擊力的野外觀測是獲取真實可靠的沖擊力數(shù)據(jù)的最有效方法，但是由于各種條件的限制，導致泥石流沖擊力的野外測量工作難以展開。泥石流沖擊力數(shù)據(jù)處于缺失和不足的狀態(tài)中，這會限制泥石流防災減災工作的發(fā)展。

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Research Status and Development Trend of Debris-flow Impact Force

LI Peizhen*GAO Yu GUO Mojun

(State Key Laboratory of Disaster Reduction in Civil Engineering, Tongji University, Shanghai 200092, China)

Debris-flow impact force is an important part of the debris-flow dynamic chara cteristics and it is the design basis of debris-flow supporting and retaining structure. Calc ulation models and field measurement research of debris-flow are introduced. A quasi-static way was used to get the maximum debris-flow impact force in most of the existing impact calculation models, the dynamic effects and time effects of debris flow were not taken into account.The acquisition of debris-flow impact force signal under real-world conditions has been a challenge due to various limitations. This will limit the development of debris-flow disaster prevention and mitigation work.

debris-flow impact force, calculation model, experimental research, field measurement

2014-09-24

國家科技支撐計劃課題(2014BAL05B01)

*聯(lián)系作者，lipeizh@#edu.cn