含大塊石泥石流沖擊作用下混凝土攔擋壩的動(dòng)力學(xué)行為研究

柳 春， 余志祥,2， 駱麗茹， 古 松， 趙世春,2

(1.西南交通大學(xué) 土木工程學(xué)院，成都 610031； 2.陸地交通地質(zhì)災(zāi)害防治技術(shù)國(guó)家工程實(shí)驗(yàn)室，成都 610031；3.西南科技大學(xué) 土木工程與建筑學(xué)院，四川 綿陽(yáng) 621010)

泥石流是一種山區(qū)溝谷中常見(jiàn)的自然災(zāi)害，是由地震、暴雨等激發(fā)的、含有大量泥砂和石塊的特殊洪流，具有爆發(fā)突然、沖擊劇烈、歷時(shí)短暫、成災(zāi)快速等特點(diǎn)[1]。據(jù)統(tǒng)計(jì)，2008～2015年期間，共發(fā)生泥石流災(zāi)害9 000余起[2]，特別是2010年8月8日在甘肅省舟曲縣發(fā)生的“8·8特大泥石流災(zāi)害”，共造成1 756人死亡失蹤，直接經(jīng)濟(jì)損失達(dá)4億元，成為我國(guó)近年來(lái)最為慘重的一次地質(zhì)災(zāi)害。汶川地震后的大量泥石流實(shí)例表明：震后泥石流主要為含大塊石的黏性泥石流，其破壞力相當(dāng)驚人，尤其是快速運(yùn)動(dòng)的大塊石，摧毀了大量的建筑構(gòu)造物[3-4]。為降低泥石流速度，減輕后續(xù)破壞，需在泥石流通道中設(shè)置防護(hù)結(jié)構(gòu)?，F(xiàn)今，混凝土攔擋壩在我國(guó)泥石流防治工程中使用較為廣泛，其適用于各種類型及規(guī)模的泥石流防治；可就地取材，施工技術(shù)簡(jiǎn)單，工程投資少。

設(shè)計(jì)的混凝土攔擋壩必須能夠抵抗含大塊石泥石流產(chǎn)生的動(dòng)態(tài)沖擊，否則會(huì)遭到嚴(yán)重破壞(見(jiàn)圖1)，威脅人類生命和財(cái)產(chǎn)安全[5-6]。泥石流動(dòng)態(tài)沖擊過(guò)程中存在泥石流漿體-大塊石-攔擋壩之間的相互耦合作用力，在設(shè)計(jì)攔擋壩時(shí)需考慮這種動(dòng)態(tài)沖擊作用。

圖1 被破壞的攔擋壩Fig.1 A damaged debris flows dam

從既有文獻(xiàn)來(lái)看，研究泥石流的動(dòng)力學(xué)行為主要集中在沖擊力的研究上[7]。其研究方法主要有試驗(yàn)方法、理論方法、數(shù)值方法。王兆印[8]采用不同粒徑卵石和泥沙設(shè)計(jì)了兩相流試驗(yàn)，并根據(jù)能量理論提出了泥石流平均速度的公式。室內(nèi)試驗(yàn)有助于認(rèn)識(shí)泥石流的力學(xué)特性，但其試驗(yàn)中的相似性原則很難滿足，而且忽略了泥石流中大塊石的沖擊作用，沖擊力數(shù)據(jù)相較于實(shí)際值要偏小。Hu等[9]在云南蔣家溝進(jìn)行了實(shí)地試驗(yàn)，但實(shí)時(shí)記錄泥石流災(zāi)害期間的沖擊力是十分困難和危險(xiǎn)的。國(guó)內(nèi)外不少學(xué)者也開(kāi)展了泥石流沖擊力的理論計(jì)算研究，現(xiàn)有的一維流體沖擊力計(jì)算模型主要基于流體力學(xué)理論。Chen等[10]提出了二維流體模型，將泥石流簡(jiǎn)化為兩相流體，利用牛頓第二定律建立了兩相流的沖擊力強(qiáng)度公式，但現(xiàn)有研究的準(zhǔn)確性和實(shí)用性有待工程實(shí)踐的檢驗(yàn)。對(duì)于大塊石沖擊力的計(jì)算，目前主要有簡(jiǎn)化的懸臂梁計(jì)算公式、基于彈性碰撞理論的沖擊力公式、赫茲接觸理論為基礎(chǔ)的沖擊力公式、能量法為基礎(chǔ)的計(jì)算公式。這些公式均忽略了流體的作用，且部分計(jì)算參數(shù)確定困難。此外，基于各種數(shù)值方法的數(shù)值模擬正在廣泛被運(yùn)用。Han等[11]利用有限差分法求解深度平均運(yùn)動(dòng)方程。在上述研究中，簡(jiǎn)化了深度平均運(yùn)動(dòng)方程，這些模型中的壓力計(jì)算有偏差。Shan等[12]提出了計(jì)算流體力學(xué)-離散元(Computational Fluid Dynamics-Discrete Element Method，CFD-DEM)耦合模型。李培振等[13]研究了黏性泥石流沖擊作用下底層框架柱的動(dòng)態(tài)響應(yīng)及損傷擴(kuò)展過(guò)程，把泥石流漿體簡(jiǎn)化為靜力荷載，大塊石荷載通過(guò)沖擊作用施加在結(jié)構(gòu)上。Cheng等[14]對(duì)泥石流作用下砌體結(jié)構(gòu)的破壞機(jī)理進(jìn)行了數(shù)值研究，并提出了相應(yīng)的優(yōu)化措施。上述基于網(wǎng)格的方法在模擬大變形時(shí)可能會(huì)遇到數(shù)值上的困難，如嚴(yán)重的網(wǎng)格畸變。

光滑粒子流體動(dòng)力學(xué)方法是一種無(wú)網(wǎng)格的連續(xù)介質(zhì)力學(xué)計(jì)算方法，具有很好的自適應(yīng)特點(diǎn)，可以很好地處理大變形和后失穩(wěn)問(wèn)題，避免了FEM(Finite Element Method)中網(wǎng)格大變形導(dǎo)致計(jì)算失敗，也避免了DEM中計(jì)算量大和參數(shù)標(biāo)定困難等問(wèn)題[15-16]。Wang等[17]采用SPH(Smoothed Particle Hydrodynamics)方法模擬泥石流的流動(dòng)力學(xué)行為。Dai等[18]采用SPH方法模擬泥石流砂的沖擊行為，但沒(méi)有分析攔擋壩的動(dòng)力學(xué)行為。潘建平等[19]利用SPH-FEM耦合模型研究了潰決尾砂的流滑運(yùn)移特征及其對(duì)下游構(gòu)筑物的沖擊效應(yīng)，并與室內(nèi)模型試驗(yàn)對(duì)比，驗(yàn)證了耦合模型的正確性。它也體現(xiàn)了SPH-FEM耦合方法在模擬泥石流適用性與精確性。

綜上文獻(xiàn)所述，目前，這種含大塊石泥石流與結(jié)構(gòu)之間的相互耦合動(dòng)力學(xué)行為鮮有文獻(xiàn)研究，現(xiàn)有的泥石流沖擊模型常為單一的流體模型，只考慮漿體沖擊攔擋壩的作用，或者只考慮大塊石沖擊攔擋壩的這種極端情況，或者考慮泥石流漿體作為靜力荷載，大塊石考慮為動(dòng)力荷載，均沒(méi)有考慮漿體-大塊石-攔擋壩之間的耦合動(dòng)態(tài)沖擊效應(yīng)。本文旨在利用已有的SPH-FEM耦合數(shù)值方法研究含大塊石泥石流沖擊混凝土攔擋壩的動(dòng)力學(xué)行為，并提出相應(yīng)的防撞對(duì)策。從而為防災(zāi)工程的設(shè)計(jì)提供一定的參考。

1 計(jì)算模型的建立

泥石流沖擊荷載包括泥石流漿體沖擊力和粗大塊石的撞擊力，為了使構(gòu)建的模型和模擬的效果更貼合實(shí)際，本文選取甘肅武都清水溝泥石流為背景，構(gòu)建了一個(gè)混凝土攔擋壩模型。清水溝流域?qū)儆谖髑貛X構(gòu)造帶中受侵蝕、剝蝕等強(qiáng)烈作用的中、高山地，溝谷大致呈S-N走向。清水溝流域面積為7.35 km2，相對(duì)高差約400 m，長(zhǎng)8.08 km，縱坡比降85‰。溝道流域內(nèi)的固體物質(zhì)為等效直徑為1.0～3.0 m的粗大塊石。泥石流容重為15.8 kN/m3，平均流量為47 m3/s，平均流速在6.0 m/s左右。

考慮到本文主要研究攔擋壩動(dòng)力學(xué)機(jī)理和防撞機(jī)制，故做如下假設(shè)：為加快運(yùn)算效率，認(rèn)為泥石流漿體和塊石一起以某一初始速度沿河道運(yùn)動(dòng)，為保證泥石流漿體“龍頭、龍身、龍尾”的出現(xiàn)，認(rèn)為泥石流與攔擋壩有一定運(yùn)動(dòng)發(fā)育距離。

LS-DYNA軟件在模擬結(jié)構(gòu)的材料非線性、邊界非線性、幾何非線性上有著獨(dú)特的優(yōu)勢(shì)。本文采用其分析混凝土攔擋壩受含大塊石泥石流沖擊的動(dòng)力響應(yīng)。

1.1 幾何模型

幾何模型如圖2所示，其由攔擋壩、泥石流漿體、大塊石、河道組成。本文旨在定性地研究泥石流沖擊攔擋壩的力學(xué)行為，為簡(jiǎn)化模型，暫不考慮河道的彎曲性，認(rèn)為河道底部、河道側(cè)面為平面；由于是瞬時(shí)沖擊，攔擋壩暫不考慮透水孔。

1.2 材料模型

對(duì)于河道底部，采用LS-DYNA材料庫(kù)中的剛性材料模型來(lái)模擬。這樣可以大大地減少分析的時(shí)間，而且可以防止分析過(guò)程中結(jié)構(gòu)穿透現(xiàn)象的產(chǎn)生。密度為3 000 kg/m3；彈性模量為30 GPa；泊松比為0.24。

對(duì)于花崗巖塊石，由于其變形小，強(qiáng)度高，在沖擊碰撞過(guò)程中不考慮其自身的變形情況，故選擇剛性材料模擬。密度為3 000 kg/m3；彈性模量為30 GPa；泊松比為0.24。

攔擋壩選用C40素混凝土澆筑。混凝土材料采用連續(xù)蓋帽模型(CSCM-CONCRETE)，混凝土失效破壞采用最大主應(yīng)變失效準(zhǔn)則判定。當(dāng)最大主應(yīng)變超過(guò)0.05時(shí)，混凝土單元失效。其材料參數(shù)見(jiàn)表1[20]。

表1 混凝土材料參數(shù)

泥石流漿體屬于非牛頓流體，其本構(gòu)關(guān)系和動(dòng)力學(xué)特性非常復(fù)雜，本文選用LS-DYNA中的Hydrodynamic彈塑性流體動(dòng)力學(xué)材料模型來(lái)近似模擬泥石流漿體[21]。對(duì)于本文低速運(yùn)動(dòng)的稀性泥石流，暫不考慮黏性力的影響，材料參數(shù)見(jiàn)表2[22]。

1.3 計(jì)算單元

河道底部采用殼單元模擬，為加快計(jì)算速度，采用Belytschko-Tsay殼單元，共有12 250個(gè)殼單元。大塊石和混凝土采用中心單點(diǎn)積分的8節(jié)點(diǎn)實(shí)體單元模擬，需要對(duì)其進(jìn)行沙漏控制，共有21 148個(gè)單元。泥石流漿體采用SPH粒子模擬，共有18 660個(gè)粒子。網(wǎng)格模型如圖3所示。

表2 泥石流漿體材料參數(shù)

圖3 網(wǎng)格模型Fig.3 Mesh model

1.4 邊界條件

攔擋壩基礎(chǔ)埋深2.0 m，長(zhǎng)14.0 m，基礎(chǔ)底部、左右兩側(cè)、前后兩側(cè)均采取全固定約束；攔擋壩壩肩嵌入兩側(cè)山體，故對(duì)攔擋壩兩側(cè)壩肩施加全固定約束；河道底部采用全約束邊界，河道兩側(cè)山面采用SPH對(duì)稱約束邊界。

泥石流漿體與河道、攔擋壩摩擦因數(shù)取為0.12；考慮到石頭表面的粗糙度，其與河道、攔擋壩的摩擦因數(shù)取為0.4；泥石流漿體與大塊石摩擦因數(shù)取為0.4。

給泥石流漿體和大塊石施加一個(gè)沿河道向下方向的初始沖擊速度7 m/s。重力加速度取為9.8m/s2。

計(jì)算時(shí)間取為10 s，它能模擬本文泥石流的一個(gè)完整沖擊過(guò)程。

2 結(jié)果分析

2.1 沖擊過(guò)程

泥石流沖擊攔擋壩的過(guò)程如圖4所示。t=2.3 s時(shí)，泥石流漿體到達(dá)攔擋壩，此時(shí)，“龍頭、龍身、龍尾”均已形成，泥石流龍頭速度達(dá)到最大15.4 m/s，大塊石與漿體一起運(yùn)動(dòng)；t=3.4 s時(shí)，大塊石瞬時(shí)沖擊攔擋壩，產(chǎn)生巨大的局部沖擊力。同時(shí)，泥石流“龍頭”沖擊攔擋壩，引起了漿體的攀高爬升，并有少部分泥漿越過(guò)攔擋壩；t=4.7 s時(shí)，“龍身”到達(dá)攔擋壩，泥漿體繼續(xù)攀高爬升，大部分泥漿體被攔截，而大塊石由于有旋轉(zhuǎn)速度，會(huì)繼續(xù)沿壩身向上運(yùn)動(dòng)；t=10.0 s時(shí)，泥石流漿體產(chǎn)生沖擊回淤現(xiàn)象，并最終聚集在攔擋壩底部，形成靜壓力荷載。而大塊石由于漿體的阻力作用，回彈時(shí)能量被消耗，停留在壩底位置。當(dāng)再次發(fā)生泥石流時(shí)，由于攔擋壩已堆積了一部分?jǐn)r截物，存在未滿庫(kù)過(guò)流現(xiàn)象，會(huì)降低泥石流攔截容量。

圖4 泥石流的沖擊過(guò)程Fig.4 The impact process of debris flows

2.2 壩體關(guān)鍵點(diǎn)位移

圖5為攔擋壩關(guān)鍵點(diǎn)位移與時(shí)間關(guān)系。位移變化選取兩個(gè)點(diǎn)作為考察：壩頂中央節(jié)點(diǎn)、塊石沖擊點(diǎn)。壩頂中央節(jié)點(diǎn)和塊石沖擊點(diǎn)的最大位移分別為3.49 mm和51.75 mm。塊石沖擊點(diǎn)位移遠(yuǎn)大于壩頂中央節(jié)點(diǎn)位移，這是由于塊石沖擊攔擋壩造成攔擋壩局部破壞，形成凹坑所致。同時(shí)，從壩頂中央節(jié)點(diǎn)可看出，卸載后仍有不可恢復(fù)變形，整個(gè)壩體產(chǎn)生了塑性變形。

圖5 攔擋壩關(guān)鍵點(diǎn)位移與時(shí)間關(guān)系曲線Fig. 5 Relationship between time and displacement of key points for dam

2.3 沖擊力

圖6為沖擊力與時(shí)間的關(guān)系曲線。大塊石的第一次沖擊荷載峰值為2 207 kN，由于塊石的轉(zhuǎn)動(dòng)速度和漿體對(duì)塊石的作用，仍有第二次沖擊荷載峰值319 kN，歷時(shí)約0.245 s，第二次局部荷載峰值比第一次小，它們都可視為一個(gè)脈沖集中荷載，對(duì)壩體局部影響較大。泥石流漿體沖擊力峰值5 600 kN，沖擊荷載歷時(shí)約為5.11 s。雖然，泥石流漿體沖擊力很大，但它可視為一種整體分布荷載作用于攔擋壩上，整個(gè)攔擋壩壩體都會(huì)受到不同程度地沖擊。從泥漿與大塊石的相互耦合作用力看出，泥漿加強(qiáng)了大塊石的第一次局部沖擊作用，這會(huì)使得耦合的塊石沖擊力大于單獨(dú)塊石沖擊攔擋壩產(chǎn)生的沖擊力。

圖6 沖擊力時(shí)程Fig. 6 Time-history curves of impact force

為驗(yàn)證結(jié)果合理性，本文利用現(xiàn)有半經(jīng)驗(yàn)半理論計(jì)算公式與模擬結(jié)果進(jìn)行對(duì)比?；谒畡?dòng)力學(xué)模型，Kwan[23]提出了一種常用的泥石流沖擊力峰值估計(jì)公式

Fmax=κρv2hwsinβ

(1)

式中：κ為動(dòng)壓力系數(shù)；ρ泥石流密度；v泥石流前端速度；h泥石流流深；w泥石流流寬；β為攔擋結(jié)構(gòu)與坡面的夾角。動(dòng)壓力系數(shù)是弗洛德數(shù)(Fr)的函數(shù)，其計(jì)算式為

(2)

式中：a和b是兩個(gè)經(jīng)驗(yàn)系數(shù)，由弗洛德數(shù)決定[24]；g=9.8 m/s2。

對(duì)于大塊石的計(jì)算，本文將大塊石和構(gòu)筑物看成是完全彈性材料，選取吳積善的計(jì)算公式[25]

FT=MvT/T

(3)

其中：FT為大塊石的沖擊力；M為塊石的質(zhì)量；vT為塊石速度；T為塊石與壩體的單方向撞擊歷時(shí)。

本文的各參數(shù)取值在仿真模型中如表3所示。泥石流最大沖擊力的經(jīng)驗(yàn)公式解比數(shù)值解大30.2%，這是由于數(shù)值模擬中泥石流與塊石的耦合作用，泥石流一部分沖擊力分流作用在大塊石上所致，另外一方面也說(shuō)明了經(jīng)驗(yàn)公式并不適用于含大塊泥石流沖擊力的計(jì)算；塊石最大沖擊力的經(jīng)驗(yàn)公式解與數(shù)值解誤差為14.2%，這是由于經(jīng)驗(yàn)公式不考慮結(jié)構(gòu)的塑性變形，導(dǎo)致計(jì)算結(jié)果偏大。對(duì)比目前的模擬結(jié)果和經(jīng)驗(yàn)公式結(jié)果，二者沖擊力在量級(jí)較為一致，說(shuō)明碎屑流沖擊攔擋壩的模擬結(jié)果是可行有效的。

表3 最大沖擊力的經(jīng)驗(yàn)公式解

2.4 壩體破壞分析

由圖7可以看出，塊石集中荷載作用下，壩體的第一主應(yīng)變的最大值位于集中力作用處，由于其達(dá)到了主應(yīng)變失效應(yīng)變值，壩體會(huì)發(fā)生局部破壞，在沖擊處明顯有一小凹坑，這是由于剛性攔擋壩剛度大、變形小，難以有效吸收沖擊能量和降低沖擊荷載。沖擊作用后結(jié)構(gòu)內(nèi)部應(yīng)力激增，導(dǎo)致容易達(dá)到破壞應(yīng)變值而破壞。但塊石沖擊力的影響范圍較小，不會(huì)影響攔擋壩的整體安全；在泥石流漿體的作用下，雖然整體沖擊力很大，但沖擊壓力較小。泥石流漿體的危害主要體現(xiàn)在兩個(gè)方面：第一，當(dāng)大塊石第一次沖擊完壩體后，由于漿體的作用力會(huì)帶動(dòng)塊石的二次沖擊破壞(見(jiàn)圖7)；第二，當(dāng)局部凹坑形成后，凹坑表面的砂漿易被泥石流沖刷掏蝕，在漿體的反復(fù)作用下，壩體整體的結(jié)構(gòu)強(qiáng)度下降，攔擋壩發(fā)生潰壩。通過(guò)統(tǒng)計(jì)刪除的混凝土單元體積，可得到混凝土破壞量?；炷翂紊砥茐牧繛?.076 m3。

圖7 攔擋壩第一主應(yīng)變Fig.7 First principal strain of dam

2.5 塊石形狀影響分析

由于實(shí)際工程中塊石形狀并非單一球體狀，根據(jù)余政的統(tǒng)計(jì)，大多為近似的橢球型。為研究落石形狀對(duì)含大塊石泥石流沖擊攔擋壩的影響，特建立一些旋轉(zhuǎn)橢球形塊石作為對(duì)比，并用橢球體扁率e來(lái)反映橢球體的扁平程度

e=(a-b)/a

(4)

式中：a為橢球體長(zhǎng)軸長(zhǎng)；b為橢球體短軸長(zhǎng)。

橢球塊石體積和密度不變，均與上文中球體一致，分析工況如表4所示。按利于塊石運(yùn)動(dòng)的角度考慮，長(zhǎng)軸平行于y方向。

分析這幾種工況的沖擊力，如圖8所示。從圖中可看出，塊石扁率越大，塊石沖擊力越大，但漿體沖擊力越小。塊石形狀對(duì)沖擊力是有一定影響的，在設(shè)計(jì)攔擋壩時(shí)對(duì)塊石形狀應(yīng)做相應(yīng)考慮。

表4 塊石形狀參數(shù)

圖8 塊石形狀對(duì)沖擊力的影響Fig.8 Effect of rock shape on the maximum impact force

3 優(yōu)化分析

從攔擋壩的破壞形態(tài)可以看出壩體的主要破壞位置位于塊石局部沖擊區(qū)，因此如果能夠在最大程度上降低泥石流對(duì)壩體的沖擊作用，就能夠有效地預(yù)防攔擋壩的破壞。目前對(duì)壩體有很多防撞措施，比如：楔擋分流攔擋壩、新型鋼混攔擋壩、彈簧格構(gòu)攔擋壩、減小壩體迎水面坡比、加設(shè)防撞墩、增加緩沖層等。限于篇幅，本文在原有模型的基礎(chǔ)上，僅分析了如下三種防撞方案：減小壩體迎水面坡比、在壩體迎水面設(shè)置防撞墩和在壩體迎水面增加緩沖層。以最大沖擊力、混凝土破壞為標(biāo)準(zhǔn)來(lái)探討防撞措施。采用球形塊石，下面分別對(duì)這三種方案進(jìn)行分析。

3.1 減小迎水面坡比

在原有壩體模型的基礎(chǔ)上，減小壩體的迎水面坡比，由原來(lái)的1∶0.3減小到1∶0.5，壩體改變后如圖9所示。

圖9 迎水面坡比為1∶0.5的攔擋壩(m)Fig.9 Dam with a slope ratio of 1∶0.5(m)

對(duì)比改進(jìn)前后兩者的沖擊力時(shí)程，如圖10所示。改變迎坡比后，泥漿的沖擊力峰值由5 600 kN減小到5 336 kN，漿體沖擊力降低了近4.7%；塊石沖擊力最大值由2 207 kN減小到1 966 kN，塊石沖擊力僅降低1.1%。減小迎坡比后，泥漿的整體沖擊力和塊石的沖擊力減小幅度很小，主要原因是：減小迎水面坡比，雖然減小了迎水面法向沖擊動(dòng)量，但同時(shí)也增加了攔擋壩的整體剛度，綜合兩種因素使得大塊石的沖擊力減小幅度很小。減小迎水面坡比后，壩體整個(gè)抗彎慣性矩增加，有利于抵抗壩身邊緣處彎矩。從圖11可看出，壩身仍有局部破壞，其破壞量為0.065 m3。優(yōu)化后，混凝土破壞量稍有減小。

圖10 沖擊力時(shí)程比較Fig.10 Comparison of time-history curves of impact force

圖11 攔擋壩第一主應(yīng)變Fig.11 First principal strain of dam

3.2 增設(shè)防撞墩

在原有壩體模型的基礎(chǔ)上增設(shè)防撞墩，如圖12所示。

圖12 設(shè)置防撞墩的攔擋壩(m)Fig.12 Dam with anti-collision piers(m)

圖13 沖擊力時(shí)程比較Fig.13 Comparison of time-history curves of impact force

圖14 攔擋壩第一主應(yīng)變(t=10 s)Fig.14 First principal strain of dam (t=10 s)

由圖13可以看出，增設(shè)防撞墩后，泥漿的沖擊力由5 600 kN減少到4 469 kN，沖擊力降低了近20.2%；大塊石的沖擊力由2 207 kN減少到909 kN，沖擊力降低了近58.8%。增設(shè)防撞墩后的新型壩的沖擊力大大減小。主要原因是防撞墩對(duì)于局部沖擊力起到了一個(gè)破壞耗能的作用，對(duì)于泥漿沖擊力起到了分散沖擊的作用。從圖14可看出，在增設(shè)防撞墩后，泥石流沖擊攔擋壩的主要損壞區(qū)域在塊石沖擊處的防撞墩，混凝土防撞墩破壞量為1.37 m3，而攔擋壩主體幾乎沒(méi)有破壞。

3.3 增設(shè)緩沖層

以“緩沖層耗能，壩體承載”的理念為基礎(chǔ)提出緩沖層攔擋壩。在受到大塊石沖擊時(shí)緩沖層可以起到一定的緩沖耗能作用，避免了大塊石對(duì)混凝土壩體的直接沖擊破壞。在原有壩體模型的基礎(chǔ)上增設(shè)緩沖層，如圖15所示。

圖15 設(shè)置緩沖層的攔擋壩(m)Fig.15 Dam with buffer layer(m)

泡沫鋁材料不僅具有質(zhì)量小、比強(qiáng)度大、強(qiáng)耗能力的特點(diǎn)，而且還具有耐重復(fù)沖擊性能力強(qiáng)的特點(diǎn)[26]。本文緩沖層采用泡沫鋁材料，其用可壓碎泡沫材料模型(CRUSHABLE FOAM MODEL)模擬。泡沫鋁材料參數(shù)為：密度ρ=300 kg/m3，彈性模量E=1.5 GPa，泊松比μ=0.05，截?cái)鄳?yīng)力Pcut=-10.0 MPa。泡沫鋁材料應(yīng)力-應(yīng)變曲線如圖16所示。

圖16 泡沫鋁的應(yīng)力應(yīng)變曲線Fig.16 Stress-strain curve of aluminum foam

由圖17可以看出，增設(shè)緩沖層后，泥漿的沖擊力由5 600 kN減少到4 889 kN，沖擊力降低了近12.7%；塊石沖擊力最大值由2 207 kN減少到1 513 kN，沖擊力降低了近31.4%。增設(shè)緩沖層后的新型壩的泥漿沖擊力減小幅度不大，塊石沖擊力大大減小。主要原因是緩沖層屈服應(yīng)力與漿體壓應(yīng)力相差不大，沒(méi)有在其作用下產(chǎn)生大變形，而塊石產(chǎn)生的局部壓應(yīng)力很大，緩沖層產(chǎn)生了大變形，故能起到緩沖作用，耗散沖擊能量。從圖18可看出，在增設(shè)緩沖層后，攔擋壩沒(méi)有被破壞，局部沖擊力通過(guò)緩沖層以沖擊壓應(yīng)力的形式傳到壩體，增大了沖擊應(yīng)力波作用面積。由于泡沫鋁的耐重復(fù)沖擊特性和混凝土壩的完好性，帶泡沫鋁緩沖層攔擋壩可以承受多次荷載沖擊，實(shí)現(xiàn)緩沖層耗能、壩體承載的功能。

圖17 沖擊力時(shí)程比較Fig.17 Comparison of time-history curves of impact force

圖18 攔擋壩第一主應(yīng)變Fig.18 First principal strain of dam

3.4 綜合對(duì)比分析

從沖擊力、壩體破壞量綜合對(duì)比了三種防撞措施，如表5所示。減小迎水面坡比只小幅度減小了塊石沖擊力和漿體沖擊力，壩體塊石沖擊處仍存在局部破壞，壩身破壞量為0.065 m3。增設(shè)防撞墩能夠大幅度減小塊石和漿體沖擊力，但是防撞墩破壞程度大，破壞量為1.37 m3，難以應(yīng)對(duì)多次撞擊。增加緩沖層，對(duì)塊石和漿體沖擊力都有減小，壩體無(wú)破壞，且可承受多次沖擊。從沖擊力減小幅度和攔擋壩破壞程度綜合分析，帶緩沖層的攔擋壩防撞性能最優(yōu)。也可把這幾種防撞措施結(jié)合起來(lái)，如在防撞墩上增設(shè)緩沖層，性能可能更優(yōu)。

表5 防撞措施對(duì)比分析

4 結(jié) 論

為研究含大塊石泥石流沖擊作用下混凝土攔擋壩的動(dòng)力學(xué)行為，基于已有的SPH-FEM耦合數(shù)值方法，建立了三維耦合數(shù)值模型。得到了以下結(jié)論：

SPH-FEM耦合數(shù)值方法形象地模擬了泥石流的沖擊、爬高、回淤現(xiàn)象；泥石流漿體的整體沖擊力比局部沖擊力大，漿體與大塊石之間存在耦合作用力，易帶動(dòng)塊石再次沖擊壩體；泥石流漿體相當(dāng)于整體分布動(dòng)力荷載作用在壩體上，雖然整體沖擊力大，但造成壩體破壞的主要為大塊石的集中荷載作用；塊石扁率越大，塊石沖擊力越大，但漿體沖擊力越小。在設(shè)計(jì)攔擋壩時(shí)對(duì)塊石形狀應(yīng)做相應(yīng)考慮。

減小迎坡比小幅度減小了塊石沖擊力和漿體沖擊力，壩體塊石沖擊處仍存在局部破壞；增設(shè)防撞墩能夠大幅度減小塊石和漿體沖擊力，但是防撞墩破壞程度大，不利于多次泥石流攔截；增加緩沖層，對(duì)塊石和漿體沖擊力都有減小，且壩體無(wú)破壞，可承受多次沖擊。從沖擊力減小幅度和攔擋壩破壞程度綜合分析，帶緩沖層的攔擋壩防撞性能較優(yōu)。

本文依據(jù)已有的SPH-FEM耦合算法，利用已有的材料模型參數(shù)，可為含大塊石泥石流沖擊攔擋壩的動(dòng)力學(xué)行為研究及防撞設(shè)計(jì)提供一定的參考。