泥石流块石冲击下钢绞线网组合结构的动力响应模拟研究

任根立，王秀丽,2

(1.兰州理工大学土木工程学院，甘肃 兰州 730050；2.兰州理工大学西部土木工程防灾减灾教育部工程研究中心，甘肃 兰州 730050)

近年来，泥石流灾害在中国、日本等国家常有发生，呈现出频发性、不确定性、破坏性等特点，给当地人民的生命财产、生活以及区域自然环境造成了严重危害。泥石流的冲击作用是导致防治工程破坏的直接原因之一，其由泥石流浆体的持续动压力和固体块石撞击力两部分组成，其中以固体块石撞击力造成的灾害为主[1]。针对泥石流灾害防治问题，现有的研究主要集中在防治工程结构对泥石流浆体的拦截性能方面，而对泥石流固体物质块石的冲击作用，尤其是抗冲击新材料的应用、多点冲击等方面的研究较少。因此，探究一种施工方便、构造简易、抗冲击性能良好的防治工程结构，用来抵抗泥石流固体块石的冲击作用具有重要意义。

国内外学者对泥石流灾害的防治进行了大量的研究， 如Horiguchi等[2]采用三维离散元法对全尺寸跌落保护网进行了碰撞响应的数值模拟分析，并对保护网冲击性能进行了评价；Brighenti等[3]利用软件模拟了简化柔性防护结构在泥石流冲击荷载作用下的能量耗散、构件变形能力及钢索应力等，并对模拟值与理论推导值进行了对比分析；Escallón等[4]研究了由柔性钢丝网连接而成的崩塌障碍物拦挡结构，并基于遗传算法确定模型参数，模拟了落石屏障连接，相比过去的连接方式更精细且费用更低，其模拟结果与试验结果吻合较好，验证了该方法的有效性；吴红刚等[5]通过设置两道柔性网和一道重力坝的新型柔性泥石流拦挡结构的试验，探究柔性拦挡结构对不同的泥石流颗粒的防治效果；王秀丽等[6]提出受力合理的新型空间网格拦挡体系，考虑泥石流的随机性，计算了多冲击物作用于结构不同位置时结构的动力响应；阳友奎等[7]针对落石防护和泥石流块石防护等构建了柔性防护系统，并结合试验研究，将柔性防护系统的理论逐渐完善，并应用于实际工程，为防治泥石流灾害提供了参考；李俊杰等[8]结合常规的重力式拦挡坝，提出了一种带钢支撑的钢-混凝土组合式拦挡结构,并通过固体冲击荷载作用下的模型试验,验证了该新结构抗冲击能力的优越性；陈剑等[9]以 Hertz 接触理论和结构力学为基础，建立了泥石流大块石对桥梁的冲击模型，推导出泥石流大块石冲击力修正计算公式，并验证了其合理性；王秀丽等[10]利用ABAQUS软件对普通格栅坝和加无黏结预应力筋格栅坝对泥石流块石的冲击响应进行了模拟研究，结果表明加无黏结预应力筋格栅坝比普通格栅坝具有更好的抗冲击性能。

针对泥石流块石灾害防治的问题，本文提出了一种简易的新结构——钢绞线网与钢管混凝土组合结构(以下简称钢绞线网组合结构)。该结构利用钢绞线具有大变形、高强度的优点和钢绞线组成网整体性好的优点，以及钢管混凝土结构良好的抗震、抗冲击性能，可对泥石流实现“水石分离”，拦截破坏力作用大的块石冲击，以减弱泥石流灾害。同时，本文利用ANSYS/LS-DYNA软件通过建立钢绞线网组合结构的有限元模型，对不同冲击点位置、冲击物速度和冲击物质量条件下钢绞线网组合结构对泥石流块石冲击动力响应规律进行了数值模拟研究。

1 钢绞线网组合结构有限元模型的建立

1.1 结构的设计

为了防治泥石流块石灾害，本文提出了钢绞线网组合结构的泥石流灾害防治新结构。该钢绞线网组合结构中的钢管混凝土柱为钢绞线网的支撑，垂直交叉钢绞线组成钢绞线网悬于两根钢管混凝土柱之间构成主要拦截泥石流块石的构件。针对甘肃省某小流域夹杂块石的泥石流沟灾害频发，进行了钢绞线网组合结构模型设计。考虑到实体模型的试验场地、试验经费有限，进行数值模拟研究是常用手段，但由于计算机的内存和计算能力有限，通常建议早期进行缩尺模型的模拟分析，找出结构的响应规律，后期再进行足尺模型的有限元模拟和试验研究。故本文选取钢管混凝土柱水平间距为1.75 m、柱高为1.3 m；钢管材质为Q235，依据《结构用无缝钢管》(GB/T 8162—2008)，钢管截面选取为φ159 mm×8 mm,其内部填充混凝土，其强度等级为C25；钢绞线依据《混凝土结构设计规范》(GB 50010—2010)(2015年版)，单根直径为17.8 mm，类型为1×7股。建立的钢绞线网组合结构模型示意图，见图1。

图1 钢绞线网组合结构模型示意图(单位：mm)

1.2 结构的有限元模型建立

1.2.1 有限元模型单元及材料模型选取

建立钢绞线网组合结构的有限元模型时，考虑到在泥石流块石冲击作用下钢绞线网可能会产生弯曲应力，故钢绞线网采用Beam161单元；钢管、混凝土采用Solid164单元；固体块石因刚性较大，采用钢球模拟，故选取Solid164单元，之所以选用钢球下面会作出说明。

在快速冲击加载条件下，许多金属材料的屈服极限有明显提高，且出现屈服滞后等现象，也存在应变率效应，因此钢管、钢绞线材料模型选用了考虑应变率效应的塑性随动强化材料模型(Plastic Kinematic Model)，其中材料的应变率效应通过Cowper-Symonds模型实现，按下式来计算其屈服应力[11]：

(1)

(2)

式中：vs为泥石流块石的运动速度(m/s)；α为全面考虑的摩擦系数(考虑泥石流重度、石块密度、石块形状系数、沟床比降等因素)，且3.5≤α≤4.5，取平均值4.0；Dm为泥石流堆积物中块石的粒径(m)。

考虑泥石流中夹杂的块石从山体滚下，为方便进行有限元建模，将其简化为圆形块石，以直径为2.5 m、密度为2 500 kg/m3的圆形块石为例，则可推算出泥石流块石的运动速度为6.32 m/s，据此计算出块石的质量为25 751.93 kg，初始动能为408 854.17 J。若建立实体模型进行有限元分析，必然对计算机的计算能力要求较高，因此在此考虑缩尺模型进行有限元分析，找到钢绞线网组合结构对泥石流块石的冲击响应规律。本文建立1.3 m的钢绞线网组合结构，采用半径分别为0.15 m、0.20 m和0.25 m的冲击物，为了实现与实际泥石流块石相同的冲击效果，则使用钢球代替泥石流块石，这是因为钢球密度大，若进行室内结构试验则更易于操作。根据胡桂胜等[15]对泥石流中大颗粒块石的运动速度分析，取块石的冲击速度为10 m/s。当钢球半径为0.25 m、冲击速度为10 m/s时，通过计算得到其冲击的初始动能为25 676.00 J，与实际块石冲击的动能相差很大，为了探究实际块石初始动能对钢绞线网结构的冲击效果，采取改变冲击物速度的方法，因为实际中泥石流块石从不同高度的山体滚下，其冲击速度必然不同，其结构的动力响应也不同。当钢球直径为0.25 m、冲击速度为40 m/s时，其初始动能为410 816.00 J，与实际的动能相差不大。钢绞线网组合结构有限元模型各构件材料参数的选取，见表1。

1.2.2 有限元模型建立及网格划分

本文利用ANSYS /LS-DYNA软件对钢绞线网组合结构建立有限元模型，并对模型进行了网格划分。利用Booleans运算，为了避免沙漏，网格划分应均匀，其中对钢管采用映射划分，网格划分尺寸为40 mm；钢绞线网格划分尺寸为20 mm；混凝土采用自由划分，网络划分尺寸为40 mm；固体块石，即钢球采用自由划分，网格划分尺寸为20 mm。以冲击高度h=0.75 m，直径为300 mm的块石即钢球冲击钢绞线网组合结构为例，其有限元模型网格划分及边界条件，见图2。钢管与内部混凝土采用glue黏结在一起使其共同作用；冲击钢球与钢绞线网之间的接触采用点面自动接触。钢绞线网组合结构采取底部固结。

表1 钢绞线网组合结构有限元模型各构件材料参数的选取

图2 块石冲击钢绞线网组合结构的有限元模型网格划分及边界条件

块石在距冲击点前正方向0.30 m处，块石冲击过程中冲击点位置见图3。块石冲击点编号规则如下：冲击高度h=0.45 m,从左到右块石冲击点编号依次为1、2、3；冲击高度h=0.75 m,从左到右块石冲击点编号依次为4、5、6；冲击高度为h=1.05 m,从左到右块石冲击点编号依次为7、8、9。

图3 块石冲击钢绞线网组合结构的冲击点位置

2 钢绞线网组合结构对泥石流块石冲击的动力响应数值模拟分析

对钢绞线网组合结构建立有限元模型，通过数值模拟，探究不同冲击物冲击点位置、冲击物速度、冲击物质量条件下钢绞线网组合结构对泥石流块石冲击的动力响应。

本研究设置的计算工况如下：

(1) 冲击点位置不同：工况S1-1～S1-9，冲击物冲击点位置分别为冲击点1至冲击点9，相同冲击速度v为10 m/s，冲击物半径R1为0.15 m，冲击物质量M1为110.92 kg，被冲击钢绞线直径d为17.8 mm；

(2) 冲击物速度不同：工况S2-1～S2-6，冲击位置为冲击点5，冲击物半径R2为0.20 m，冲击物质量M2为262.92 kg，被冲击钢绞线直径d为17.8 mm，冲击速度v分别为10 m/s、16 m/s、22 m/s、28 m/s、30 m/s、34 m/s；

(3) 冲击物质量不同：工况S3-1、S2-3和S3-2，块石冲击点位置为冲击点5，相同冲击物速度v为22 m/s，冲击物半径不同，即R1为0.15 m、R2为0.20 m和R3为0.25 m。

通过对上述工况分别建立有限元模型，分析不同因素影响下钢绞线网组合结构在不同工况时的动力响应。

2.1 冲击物冲击点位置不同

泥石流作为常见的地质灾害，其中块石冲击的冲击力是造成灾害的主要因素，而在实际的地质灾害中块石冲击并不仅仅对某一点进行冲击，其冲击具有随机性和多点性，故对钢绞线网组合结构的多个冲击点，即不同的冲击点位置下块石冲击的动力响应研究具有重要意义。针对工况S1-1～S1-9，通过数值计算得到在不同冲击点位置下钢绞线网组合结构动力响应见图4。其中，图4(a)为统计不同工况下钢绞线网组合结构的冲击力峰值；图4(b)为统计不同工况下块石在冲击点5处钢绞线网组合结构的位移峰值；图4(c)为统计不同工况下块石在冲击点5处结构的加速度峰值。

图4 不同冲击点位置下钢绞线网组合结构对块石冲击的动力响应

由图4可以看出：

(1) 相同冲击物，以相同速度10 m/s冲击钢绞线网组合结构，结构的冲击力峰值响应不同，同一冲击高度时，如工况S1-1、工况S1-2和工况S1-3，结构中间点处冲击力峰值相比两侧点要小，这是由于两侧离钢管混凝土柱支撑较近，相对刚度较大，结构冲击力峰值响应小；工况S1-2、工况S1-5和工况S1-8，随着冲击高度的增加，结构受下部约束能力减弱，结构冲击力峰值响应减小[见图4(a)]。

(2) 统计冲击点5处不同工况下钢绞线网组合结构的位移峰值、加速度峰值响应，其变化规律基本一致，即在同一冲击高度时，结构中间点处位移峰值、加速度峰值相比两侧点的要大；在不同冲击高度时，如工况S1-1、工况S1-4和工况S1-7，随着冲击高度的增加，结构的位移峰值、加速度峰值增大;反之，则减小[见图4(b)和图4(c)]。

2.2 冲击物速度不同

由于泥石流灾害中块石从不同高度的山体滚下，导致其具有不同的冲击速度，而块石不同的冲击速度在与钢绞线网组合结构接触时，会造成其结构不同的冲击响应。

2.2.1 结构的能量响应分析

对不同工况S2-1～S2-4下钢绞线网组合结构进行了能量分析。撞击前，冲击物半径一定，即冲击物的质量一定，此时分析的唯一变量是冲击物速度，但由冲击物动能的计算公式可知，冲击发生之前冲击物的初始动能不同。不同工况下冲击物的初始动能见表2。

表2 不同工况下冲击物的初始动能

块石与钢绞线网组合结构发生冲击，即块石与钢绞线发生碰撞，碰撞问题是描述接触时间很短但接触力却很大的瞬时接触过程，而发生碰撞后，主要是冲击物的动能发生了变化，其转化为结构中其他构件的能量。不同工况下冲击物的动能变化及工况S2-1下结构的能量变化，见图5。

图5 钢绞线网组合结构的能量响应时程曲线

由图5(a)可见，冲击物的动能变化规律是：冲击未接触时，由最大值保持不变；当发生接触时，冲击物动能迅速降低，由于接触间力的作用，冲击物以一定的速度反向运动，仍有一些动能；接触结束后，冲击物速度恒定，以一定的动能保持不变。

将冲击物的初始动能曲线与冲击物稳定时的动能曲线进行比较可知，当冲击物速度较低时，冲击物最后稳定时的动能却更大，即说明钢绞线能够较好地拦截低速度冲击物；而对于高速度冲击物，冲击物的动能在冲击发生之后剩余动能较少，说明冲击物的动能向结构中的构件发生了能量转化，因为能量不可能凭空消失，可能通过其他构件发生了耗散。

由图5(b)可见，工况S2-1下的结构总能量在冲击物冲击前后保持不变；冲击物的动能向结构中的构件发生能量转化时，转化的内能多于动能，其中钢管获得的内能最多，即钢管在冲击物冲击时通过自身变形获得能量，钢绞线也获得了较多的内能；冲击物冲击在10.5 ms发生接触，在43.5 ms冲击物动能达到最低点，即冲击持续了33 ms；结构中的其他构件在33 ms内获得能量，而钢绞线先于其他构件获得能量，这是因为它直接与冲击物接触，并通过应力波在介质中传播，传到结构中其他构件，而支撑构件柱获得的能量更多；在43.5 ms之后，接触变弱，结构各构件获得的能量会降低，但由于钢绞线质量轻，振荡幅度大，获得的能量会略有增加。

2.2.2 结构中冲击点处钢绞线的轴向力响应分析

本文对不同工况S2-1～S2-4下钢绞线网组合结构在冲击点处附近的横向钢绞线单元H21910和竖向钢绞线单元S22090的轴向力响应时程曲线进行分析，钢绞线上单元的提取点见图6(a)，钢绞线单元H21910和S22090的轴向力时程曲线见图6(b)和图6(c)。

由图6(b)和图6(c)可见：

图6 不同工况下钢绞线网组合结构在冲击点处钢绞线单元的轴向力响应时程曲线

(1) 单元H21910和S22090的轴向力时程曲线中钢绞线的轴向力都是先由0增加到最大再减小，最后在0附近振荡，这是因为钢绞线未与冲击物接触时其轴向力为0，随着接触的发生，其轴向力增加，钢绞线变形达到最大后起到了拦截泥石流块石的作用；而冲击物的反向运动，使钢绞线的轴向力减小，后来接触结束，钢绞线获得一定动能，其轴向力在0附近振荡。

(2) 在工况S2-4下横向钢绞线轴向力最大值为455.05 kN>270 kN，其钢绞线发生断裂，在工况S2-2、工况S2-3下，横向钢绞线处于断裂边缘,而在工况S2-1下横向钢绞线的轴向力未达到单根钢绞线的拉断力；不同工况下纵向钢绞线轴向力均小于160 kN,未达到单根钢绞线的拉断力；不同工况下，随着冲击物速度的增加，钢绞线的轴向力增加，直到钢绞线出现断裂。

2.2.3 结构冲击点处的位移响应分析

本文通过数值分析，计算工况S2-1～S2-4下，不同冲击物速度时钢绞线网组合结构在冲击点处的位移响应时程曲线，见图7。

图7 不同冲击物速度下钢绞线网组合结构在冲击点处的位移响应时程曲线

由图7可见，随着冲击物速度的增加，即冲击物冲击前的能量越大，钢绞线网组合结构发生冲击时，结构中钢绞线网会表现出更大的冲击响应；各工况下，随着冲击物速度的增加，其结构冲击点处的位移峰值分别为215 mm、287 mm、342 mm和386 mm，位移增幅分别为33.5%、18.9%和13.1%，故随着冲击物速度的增加，结构冲击点处的位移峰值增加，但其位移增幅降低。

2.2.4 结构破坏模式分析

本文通过数值分析对不同工况S2-4～S2-6下，即半径为R2(0.20 m)的冲击物分别以28 m/s、30 m/s和34 m/s的冲击速度冲击钢绞线网组合结构，分析其冲击的破坏过程，可以将钢绞线网组合结构的破坏模式分为三种：模式一，钢绞线网组合结构中少量横向钢绞线发生断裂，但仍起到拦截泥石流块石的作用；模式二，钢绞线网组合结构中多根横向钢绞线发生断裂，泥石流块石穿出，起不到拦截的作用；模式三，钢绞线网组合结构中多根横向钢绞线发生断裂，纵向钢绞线也发生断裂，泥石流块石穿出，起不到拦截的作用。具体的破坏模式详见图8。

图8 工况S2-4、S2-5和S2-6下不同冲击物速度时钢绞线网组合结构的破坏模式

由图8可见，钢绞线网组合结构在半径为R2的冲击物以34 m/s的速度冲击下，结构中横向和纵向钢绞线发生断裂，结构起不到拦截泥石流块石的作用，说明单根钢绞线组成的钢绞线网对泥石流块石的拦截具有局限性。本次数值计算中只考虑了单根直径为17.8 mm的钢绞线，但在实际工程往往是多根钢绞线共同使用,后期会研究多根钢绞线的钢绞线网组合结构对泥石流块石冲击的动力响应。

2.3 冲击物质量不同

泥石流灾害多因连续突降暴雨、突发地震或地震后的余震，引起山体土质、石头等松动而诱发形成，泥石流块石的冲击具有突发性、偶然性和不确定性，不同大小的块石从山体滚下，针对不同的冲击物质量，必然会造成同一钢绞线网组合结构的不同冲击响应。本文通过数值分析，计算工况S3-1、S2-3和S3-2下不同冲击物质量冲击时钢绞线网组合结构的冲击响应。

2.3.1 结构的冲击力响应分析

结构的冲击力体现结构在冲击过程的受力情况，针对工况S3-1、S2-3和S3-2，通过数值计算得到不同冲击物质量冲击下钢绞线网组合结构的冲击力响应时程曲线，见图9。

图9 不同冲击物质量冲击下钢绞线网组合结构的冲击力响应时程曲线

由图9可见，随着冲击物半径的增加，即冲击物质量的增加，钢绞线网组合结构的冲击力增加，反之，结构的冲击力减小；半径为0.20 m和0.25 m的冲击物，其以22 m/s的速度冲击钢绞线网结构时，结构的冲击力大于270 kN,钢绞线网塑性应变达到0.05，会发生断裂。

2.3.2 结构冲击点处的位移响应分析

针对工况S3-1、S2-3和S3-2,本文通过数值计算得到不同半径的冲击物冲击下钢绞线网组合结构冲击点处的位移响应时程曲线，见图10。

图10 不同半径的冲击物冲击下钢绞线网组合结构的位移响应时程曲线

由图10可见，随着冲击物半径的增加，钢绞线网组合结构冲击点处位移时程响应增加，反之减少；随着冲击物半径的增加，冲击点处的位移峰值依次为255 mm、342 mm和418 mm；由255 mm到342 mm结构的位移增幅为34%,再由342 mm到418 mm结构的位移增幅为22%，可见钢绞线网组合结构的位移峰值增加，但增幅降低。

2.3.3 结构中钢绞线的轴向力分析

针对工况S3-1、S2-3和S3-2，本文通过数值计算得到钢绞线网组合结构中钢绞线的轴向力云图，见图11。

图11 不同半径的冲击物冲击下钢绞线网组合结构中钢绞线的轴向力云图

由图11可以得出如下结论：①钢绞线网组合结构中钢绞线在冲击物冲击过程中发生大变形，体现了钢绞线良好的变形能力；②结构冲击点所在高度的横向钢绞线轴向力最大，先达到规范中单根钢绞线的拉断力；③随着冲击物半径的增加，钢绞线轴向力的最大值增加，即钢绞线轴向力的最大值分别为254.4 kN、327.9 kN和350.3 kN；④由于横向和纵向钢绞线组成的钢绞线网整体性好，钢绞线的轴向力大于规范中单根钢绞线的拉断力。

3 结 论

本文设计了一种简易的新结构——钢绞线网与钢管混凝土组合结构(简称钢绞线网组合结构)用于防治泥石流块石的冲击，该钢绞线网组合结构可拦截泥石流中夹杂的块石，减弱泥石流灾害中块石的冲击。利用ANSYS/LS-DYNA软件进行数值模拟，探究在块石不同冲击点位置、冲击物速度和冲击物质量条件下钢绞线网组合结构对泥石流块石冲击的动力响应规律,得到如下结论：

(1) 不同冲击点位置的冲击力峰值分析显示：在同一冲击点高度下，结构中间点处的冲击力峰值小于结构两侧点的冲击力峰值，即结构两侧冲击点受约束强，结构冲击力峰值大，而结构中间点受约束弱，冲击力峰值小；随着冲击点位置高度的增加，结构冲击力峰值减小，即冲击点位置高，结构受约束弱，结构冲击力峰值小。

(2) 同一冲击物，同一冲击点，在冲击物低速度冲击过程中，结构的冲击能量守恒，冲击物的初始动能转化为钢绞线、钢管和混凝土的动能和内能，且内能大于动能，冲击物还有剩余动能；在冲击物高速度冲击时，结构冲击点附近，横向钢绞线的轴向力先达到最大，先发生断裂，当横向钢绞线和纵向钢绞线都断裂时，结构起不到拦截泥石流块石的作用，说明单根钢绞线组成的钢绞线网对泥石流块石的拦截作用具有局限性，考虑实际工程中可能多根钢绞线一起使用，后期会研究多根钢绞线组成的钢绞线网的冲击响应。

(3) 将结构冲击力的时程曲线与尖峰型脉冲荷载的时程曲线进行比较，验证了固体块石冲击结构符合尖峰型脉冲的冲击特性。不同冲击物质量下结构的冲击响应模拟显示：随着冲击物质量的增加，结构的冲击力增加，结构受到的冲击力的持续时间增加，说明结构在受到冲击时，将冲击物的动能转化为其它构件的能量，其中钢绞线网发生大变形，以起到抵抗块石冲击的作用。不同冲击物速度下结构冲击点处的位移响应模拟显示：随着冲击物速度、冲击物质量的增加，结构的位移峰值增加，但结构位移每次增加的幅度则降低，但其幅度都在10%以上。

(4) 由冲击物冲击后结构位移响应模拟分析可知，冲击物的质量是主要因素，即冲击速度一定时，冲击物质量越大，结构受到的初始动能越大，结构的位移响应也越大。