王秀麗++高芳芳++張嘉懿++韓志平

摘要：為了解決泥石流攔擋壩在泥石流發(fā)生時容易被大塊石損毀的問題，提出了一種具有自復位功能的泥石流攔擋壩，并采用鋼球代替泥石流中的大塊石，運用有限元軟件ABAQUS對其進行沖擊模擬，從壩體的變形、支反力、位移、加速度等方面與普通重力式泥石流攔擋壩進行了對比分析。結果表明：自復位攔擋壩較普通重力式泥石流攔擋壩有良好的抗沖擊性能，其應力小且分布比普通重力式泥石流攔擋壩更均勻，支反力和加速度較普通重力式泥石流攔擋壩有顯著降低，位移略大于普通重力式泥石流攔擋壩。

關鍵詞：自復位；泥石流攔擋壩；抗沖擊性能；ABAQUS；數(shù)值模擬

中圖分類號：TV642.3 文獻標志碼：A

0 引 言

泥石流是地質(zhì)不良山區(qū)常見的地質(zhì)災害[1]，其主要類型有：雨水泥石流（主要由降雨激發(fā)而形成的一大類泥石流）、潰決泥石流（各種天然的與人工水體的岸、堤、壩潰決形成的泥石流）、地下水泥石流（巖土體長期在地下水浸透作用下突然暴涌形成的泥石流）、冰（川）雪泥石流（主要由冰川或積雪消融激發(fā)而成的泥石流）、崩（塌）滑坡泥石流（滑坡型泥石流是一種特殊能量轉(zhuǎn)換體運動類型，它是在很短時間內(nèi)由滑坡體的位能快速轉(zhuǎn)化為強大動能的一次性滑動流動堆積）、火山泥石流（火山爆發(fā)引發(fā)的泥石流）、地震泥石流（由地震作用導致的泥石流）、人為泥石流（主要由于人類不合理的經(jīng)濟活動而造成的一大類型泥石流）[2]。中國地域遼闊，2/3以上為山區(qū)，因此大多數(shù)災害是由強降雨及地震引發(fā)的滑坡泥石流，造成嚴重的人員傷亡和經(jīng)濟損失[36]。泥石流漿體的動壓力及其所含塊石的撞擊力是危害泥石流防治工程體系的直接因素，后者是導致結構破壞的最主要荷載[710]。

自恢復體系是一種新型的減震控制結構體系，主要原理是放松結構與基礎交界面處或者結構構件交界面處的約束，使該界面僅有受壓能力而無受拉能力，結構在地震作用下發(fā)生搖擺而本身并無太大的彎曲變形，通過自重或預應力恢復到原有的位置時不會產(chǎn)生永久性的殘余變形[1112]。這樣的構造體系會大幅度提升結構的耗能能力，減少結構破壞。為了提高泥石流攔擋壩的抗沖擊性能，本文將這一理念運用到泥石流防治體系中，設計出一種可自復位的攔擋壩（下稱自復位壩），并用ABAQUS軟件對普通重力式泥石流攔擋壩（下稱普通壩）和自復位攔擋壩進行了抗沖擊性能的對比分析，其結果對于自復位體系在泥石流防治工程中的應用具有一定借鑒作用。

1 自復位壩體組成

自復位的思想來源于預制無粘結預應力混凝土框架的研究[1314]。研究人員發(fā)現(xiàn)通過預應力鋼索，可以有效地控制結構的破壞，同時使結構構件表現(xiàn)出良好的復位能力。自復位的思想首先運用在了鋼框架結構體系中。2001年Ricles等[15]設計了一種具備自復位能力的鋼梁柱節(jié)點，見圖1，通過沿鋼梁軸向給梁柱節(jié)點施加預應力，保證梁翼緣與柱翼緣緊密接觸，施加預應力的鋼絞線在柱的外翼緣錨固，梁的上下翼緣通過角鋼與柱連接。這種框架具有足夠的剛度、強度及延性，表現(xiàn)優(yōu)于具有傳統(tǒng)節(jié)點的框架體系。很多學者又針對節(jié)點進行了改進研究，將摩擦阻尼器增加到節(jié)點中[1618]，形成SCCBF系統(tǒng)，見圖2，增加了節(jié)點的耗能性能。本文主要將無粘結后張拉預應力技術運用到鋼筋混凝土泥石流攔擋壩體中，在普通壩壩體中布置了6根1860級預應力鋼絞線，形成自復位的攔擋壩體。自復位壩和普通壩尺寸相同。壩體迎流面垂直，背流面坡度取1∶0.067[19]。限于計算機的計算能力及數(shù)值模擬的可操作性，本文采用甘肅省舟曲縣三眼峪溝泥石流災害治理工程中攔擋壩的縮尺模型進行模擬對比。考慮到后續(xù)試驗的可行性，泥石流中大塊石采用鋼球進行等效[20]，鋼球直徑為0.7 m。壩體模型為縮尺模型[21]，具體尺寸為：壩長2 m，壩高1.5 m，壩底寬0.5 m，壩頂寬0.3 m。無粘結預應力鋼絞線均布在自復位壩體內(nèi)，見圖3。

這種自復位壩體由鋼筋混凝土墻與內(nèi)置的豎向無粘結預應力鋼絞線組成。壩體與基礎靠無粘結預應力鋼絞線連接，當沒有荷載作用時，壩體和預應力鋼絞線都無變形和位移；當有荷載時，壩體可以繞中軸轉(zhuǎn)動，如圖4所示，通過預應力鋼絞線提供約束和恢復力。

2 自復位壩體和普通壩體抗沖擊性能對比分析

2.1 自復位壩和普通壩有限元模型

采用有限元軟件ABAQUS對結構進行了模擬，其中普通壩和自復位壩均采用理想彈塑性模型，其密度ρ=2 500 kg·m-3，彈性模量E=25.5 GPa，泊松比ν=0.2。無粘結預應力鋼絞線為Truss單元，其密度ρ=7 800 kg·m-3，彈性模量E=210 GPa，泊松比ν=0.3，熱膨脹系數(shù)a=1.2×10-5，截面面積A=285 mm2。球體綁定為剛體，采用Q345鋼，密度ρ=7 850 kg·m-3，彈性模量E=206 GPa。除約束條件和內(nèi)置預應力鋼絞線外，普通壩體和預應力壩體模型大小一樣。在分析過程中，接觸的目標面和接觸面雖已知，但接觸位置并不確定，因此模型中的接觸定義為面面自動接觸[22]。自復位壩體底面定義為鉸接，預應力鋼絞線底部和基礎固接，頂部和壩體定義為MPCtie連接，通過降溫法對鋼絞線施加預應力。普通壩體底部定義為固接。模型劃分網(wǎng)格時避免切割球體采用四面體自由劃分，壩體采用結構劃分，如圖5所示。

2.2 應力對比分析

本文對鋼球質(zhì)量為0.5 t，速度為8 m·s-1，撞擊高度為0.75 m，溫度為-100 ℃的典型工況進行有限元模擬，對自復位壩和普通壩的應力、壩底支反力、位移及加速度進行對比分析。圖6為-100 ℃時預應力鋼絞線Von Mises應力云圖。圖7為自復位壩和普通壩變形，圖8和圖9分別為普通壩和自復位壩不同時刻的Von Mises應力云圖。

由圖6可知，在溫度為-100 ℃時，預應力鋼絞線上均勻受力為252 MPa，遠小于它的屈服應力。從圖7可以看出：普通壩和自復位壩的變形均很小，普通壩較自復位壩變形稍微明顯，這是因為普通壩的約束強于自復位壩，在受到?jīng)_擊時，自復位壩體由于繞橫軸的轉(zhuǎn)動搖擺，使得球體和壩體接觸面變大，接觸時間延長，沖量變小所致。

從圖8和圖9可以看出，在時間t=0.037 s時，鋼球和壩體剛好接觸，普通壩碰撞部位變形較為明顯，應力比較集中，形成一個直徑約為20 cm的撞擊坑，撞擊處應力立刻達到混凝土極限抗壓承載力，這說明撞擊部位混凝土已經(jīng)失效，隨著沖擊的繼續(xù)進行，應力由碰撞區(qū)域向四周和由壩底向上部及四周迅速擴展，壩肩處應力一直較小。鋼球撞擊壩體時間較短，整個沖擊時間為0.013 s。自復位壩體由于放松壩體底部和基礎的約束，在受到?jīng)_擊時，壩體繞橫軸發(fā)生轉(zhuǎn)動，使得鋼球和壩體的接觸面積發(fā)生變化，碰撞區(qū)域擴展開來，因此自復位壩撞擊區(qū)域處的應力并未像普通壩那樣集中。同時由于自復位壩體內(nèi)部鋼絞線提供了恢復力，壩體繞橫軸發(fā)生往復搖擺，大部分沖擊力被消耗掉，故而壩體的應力呈往復減小變化，擴展小于普通壩，并且應力始終小于普通壩的應力。整個過程持時0.033 s，為普通壩沖擊時間的2.54倍。

2.3 壩底支反力、位移及加速度對比分析

自復位壩和普通壩在鋼球的撞擊作用下，在壩底會產(chǎn)生X，Y，Z三個方向的反力F。由于與沖擊方向X方向相比，Z方向反力較小，Y方向自復位壩體由于預應力鋼絞線的存在又比較大，沒有可比性，因而就不在此討論了。普通壩和自復位壩的X方向壩底支反力、壩頂位移、加速度時程曲線如圖10～12所示。表1為普通壩和自復位壩的最大支反力、位移、加速度對比。

從圖10可以看出，普通壩和自復位壩的壩底支反力FX時程曲線均在直線FX=0的上下來回波動，這說明普通壩和自復位壩在受到?jīng)_擊后在X方向發(fā)生了振蕩，但是相比于普通壩，自復位壩的支反力要小很多，最大支反力只有普通壩的1/3.95。壩體的振蕩是由撞擊之后的慣性引起的，但是在自復位壩中，放松的基底約束減小了鋼球?qū)误w的沖量，豎向預應力鋼絞線減小了壩體在X方向由沖擊引起的慣性力，自復位體系消耗掉了部分沖擊力，所以整個壩體的基底支反力要小于普通壩體。

從圖11可以看出，普通壩X方向的最大正位移為5.07 mm，自復位壩最大正位移為8.32 mm，自復位壩的壩頂位移是普通壩的1.64倍，這主要是約束不同造成的。普通壩體底部約束為完全固接，在受到?jīng)_擊時整個壩體只有壩頂部位會產(chǎn)生較大位移，而自復位壩體由于壩底并未完全固接，在沖擊力作用下，壩體會在X，Y，Z方向發(fā)生轉(zhuǎn)動，沖擊發(fā)生在X方向，導致X方向的位移會比較大，但由于壩體內(nèi)部預應力鋼絞線提供了恢復力，所以相對于普通壩體，自復位壩體位移并未太大。

根據(jù)達朗貝爾原理，在沖擊荷載作用下，結構由于加速度產(chǎn)生的慣性力及外荷載會使結構處于動平衡狀態(tài)，因此，結構的加速度響應尤其是最大加速度是非常重要的一個參數(shù)。從表1及圖12可以看出，在撞擊過程中，自復位壩體的加速度響應遠小于普通壩體，其最大加速度為普通壩的1/3.7，并且在撞擊 結束后迅速減小至0。普通壩加速度幅值較大，

在計算結束時仍在波動，其慣性效應遠大于自復位壩。3 參數(shù)分析

本文參數(shù)分析主要討論了不同撞擊速度、不同撞擊高度以及不同預應力對泥石流攔擋壩的基底支反力、壩頂位移及加速度的影響。

表2為不同撞擊速度下普通壩的最大支反力和位移。表3為不同撞擊速度、溫度下自復位壩的最大支反力和位移。不同撞擊速度v和撞擊高度對自

從表2，3和圖13～17可以看出：普通壩和自復位壩的位移和X方向的支反力都隨鋼球沖擊速度的增大而增大；在相同的撞擊速度下，壩體的位移和支反力會隨撞擊點高度的增加而增加；自復位壩的支反力和加速度隨預應力的增加而增加，位移隨預應力的增加而減小，這是因為鋼絞線上施加的預應力增大，壩體的約束變強，在受到?jīng)_擊荷載時，位移就會減小，支反力及加速度增大；與普通壩相比，自復位壩的最大支反力和加速度大幅度降低，位移略有增加，整個結構的自復位組件耗能性能很明顯。

4 結 語

（1）與普通壩相比，自復位壩的約束較弱，因此在受到?jīng)_擊荷載時，壩體可以發(fā)生轉(zhuǎn)動，從而減小了鋼球和壩體接觸時的沖量和應力集中，降低壩體由于沖擊力過大發(fā)生局部破壞的可能。

（2）自復位壩和普通壩相比，其支反力是普通壩的1/3.95，位移是普通壩的1.64倍，加速度響應是普通壩的1/3.7，說明自復位組件在泥石流攔擋壩中發(fā)揮了良好的耗能性能，自復位泥石流攔擋壩具有良好的抗沖擊性能。

（3）普通壩和自復位壩的位移及支反力都會隨鋼球沖擊速度的增大而增大，自復位壩的支反力會隨鋼絞線上預應力的增大而增大，位移隨預應力的增大而減小，說明壩體約束的強弱在一定程度上會影響壩體的抗沖擊性能。

參考文獻：

References：

[1] 康志成，李焯芬，馬藹乃，等.中國泥石流研究[M].北京：科學出版社，2004.

KANG Zhicheng，LI Zhuofen，MA Ainai，et al.Debris Flow Research in China[M].Beijing：Science Press，2004.

[2]李樹德.泥石流災害與壞境[J].水文地質(zhì)工程地質(zhì)，1993（3）：4042.

LI Shude.Debris Flow Disaster and Environment[J].Hydrogeology & Engineering Geology，1993（3）：4042.

[3]崔 鵬，劉世建，譚萬沛.中國泥石流監(jiān)測預報研究現(xiàn)狀與展望[J].自然災害學報，2000，9（2）：1015.

CUI Peng，LIU Shijian，TAN Wanpei.Progress of Debris Flow Forecast in China[J].Journal of Natural Disasters，2000，9（2）：1015.

[4]余 斌，楊永紅，蘇永超，等.甘肅省舟曲8·7特大泥石流調(diào)查研究[J].工程地質(zhì)學報，2010，18（4）： 437444.

YU Bin， YANG Yonghong，SU Yongchao，et al.Research on the Giant Debris Flow Hazards in Zhouqu County，Gansu Province on August 7，2010[J].Journal of Engineering Geology，2010，18（4）： 437444.

[5]文聯(lián)勇，洪 鋼，謝 宇，等.文家溝“8·13”特大泥石流典型特征及成因分析[J].人民長江，2011，42（15）：3235.

WEN Lianyong，HONG Gang，XIE Yu，et al.Typical Characteristics of Wenjiagou“8·13”Catastrophic Debris Flow and Cause Analysis[J].Yangtze River，2011，42（15）：3235.

[6]唐 川，李為樂，丁 軍，等.汶川震區(qū)映秀鎮(zhèn)“8·14”特大泥石流災害調(diào)查[J].地球科學，2011，36（1）：172179.

TANG Chuan，LI Weile，DING Jun，et al.Field Investigation and Research on Giant Debris Flow on August 14，2010 in Yingxiu Town，Epicenter of Wenchuan Earthquake[J].Earth Science，2011，36（1）：172179.

[7]陳洪凱，唐紅梅，陳野鷹.公路泥石流力學[M].北京：科學出版社，2007.

CHEN Hongkai，TANG Hongmei，CHEN Yeying.Highway Debris Flow Mechanics[M].Beijing：Science Press，2007.

[8]何思明，吳 永，沈 均.泥石流大塊石沖擊力的簡化計算[J].自然災害學報，2009，18（5）：5156.

HE Siming，WU Yong，SHEN Jun.Simplified Calculation of Impact Force of Massive Stone in Debris Flow[J].Journal of Natural Disasters，2009，18（5）：5156.

[9]BAGNOLD A R.Experiments on a Gravityfree Dispersion of Large Solid Spheres in a Newtonian Fluid Under Shear[J].Proceedings of the Royal Society A，1954，225（1160）：4963.

[10] TAKAHASHI T.Debris Flow on Prismatic Open Channel[J].Journal of the Hydraulics Division，1980，106（3）：381396.

[11]周 穎，呂西林.搖擺結構及自復位結構研究綜述[J].建筑結構學報，2011，32（9）：110.

ZHOU Ying，LU Xilin.Stateoftheart on Rocking and Selfcentering Structures[J].Journal of Building Structures，2011，32（9）：110.

[12]呂西林，陳 云，毛苑君.結構抗震設計的新概念——可恢復功能結構[J].同濟大學學報：自然科學版，2011，39（7）：941948.

LU Xilin，CHEN Yun，MAO Yuanjun.New Concept of Structural Seismic Design：Earthquake Resilient Structures[J].Journal of Tongji University：Natural Science，2011，39（7）：941948.

[13]EATHERTON M R，HAJJAR J F，DEIERLEIN G G，et al.Controlled Rocking of Steelframed Buildings with Replaceable Energy Dissipating Fuses[C]//WCEE.Proceedings of the 14th World Conference on Engineering Earthquake.Beijing：WCEE，2008：1217.

[14]HAJJAR J F，EATHERTON M，MA X，et al.Seismic Resilience of Selfcentering Steel Braced Frames with Replaceable Energydissipating Fuses — Part 1：Large Scale Cyclic Testing[C]//Tokyo Institute of Technology.Proceedings of the 7th International Conference on Urban Earthquake Engineering & the 5th International Conference on Earthquake Engineering.Tokyo：Tokyo Institute of Technology，2010：10711077.

[15] RICLES J M，SAUSE R，GARLOCK M M，et al.Posttensioned Seismicresistant Connections for Steel Frames[J].Journal of Structural Engineering，2001，127（2）：113121.

[16] KIM H J，CHRISTOPOULOS C.Friction Damped Posttensioned Selfcentering Steel Momentresisting Frames[J].Journal of Structural Engineering，2008，134（11）：17681779.

[17]WOLSKI M，RICLES J M，SAUSE R.Experimental Study of a Selfcentering Beamcolumn Connection with Bottom Flange Friction Device[J].Journal of Structural Engineering，2009，135（5）：479488.

[18]LIN Y，RIDES J，SAUSE R，et al.Earthquake Simulations on a Selfcentering Steel Moment Resisting Frame with Web Friction Devices[C]//WCEE.Proceedings of the 14th World Conference on Earthquake Engineering.Beijing：WCEE，2008：110.

[19]DZ/T 0239—2004，泥石流災害防治工程設計規(guī)范[S].

DZ/T 0239—2004，Debris Flow Disaster Prevention and Control of Engineering Design Specifications[S].

[20]李俊杰，王秀麗，朱彥鵬，等.沖擊荷載下帶支撐泥石流攔擋壩動力響應實驗研究[J].振動與沖擊，2015，34（18）：7986，105.

LI Junjie，WANG Xiuli，ZHU Yanpeng，et al.Experimental Study on Dynamic Response of Debris Flow Dam with Braces Under Impact Loads[J].Journal of Vibration and Shock，2015，34（18）：7986，105.

[21]杜修力，張建偉，符 佳，等.鋼筋混凝土構件的尺寸效應研究進展及展望[J].建筑科學與工程學報，2009，26（3）：1419.

DU Xiuli，ZHANG Jianwei，F(xiàn)U Jia，et al.Research Progress and Prospect of Size Effect on Reinforced Concrete Members[J].Journal of Architecture and Civil Engineering，2009，26（3）：1419.

[22]石亦平，周玉蓉.ABAQUS有限元分析實例詳解[M].北京：機械工業(yè)出版社，2006.

SHI Yiping，ZHOU Yurong.Example Explanation of ABAQUS Finite Element Analysis[M].Beijing：China Machine Press，2006.