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
2. Western Center of Disaster Prevention & Mitigation in Civil Engineering of Ministry of Education, Lanzhou University of Technology, Lanzhou 730050, China
近年来,全球范围内的泥石流灾害时有发生。并呈现出频发性、广泛性、破坏性的空前态势,给当地群众的生命财产及区域生态环境造成了严重危害。作为导致防治工程破坏的最直接原因,泥石流冲击作用主要表现在泥石流浆体的持续冲击导致结构疲劳破坏以及所含巨砾的冲击使结构发生瞬时断裂两个方面,其中后者往往是导致结构破坏的致命因素[1]。目前,与泥石流灾害拦挡工程相关的试验研究工作还较少,现有的研究主要集中在结构对泥石流浆体的拦截性能方面[2-4],而对于泥石流块石冲击作用的试验研究几乎处于空白状态。此外,业内在拦挡工程结构型式的创新研发方面取得了一些成果[5-8],提出了多种新型坝体型式。
本文对泥石流灾害拦挡工程中广泛应用的重力式拦挡坝(以下简称重力坝)作出了改进,提出了两种防治理念截然不同的钢-混凝土组合式新型拦挡坝型式:一种坝体的前部为混凝土实体而后部设置钢管支撑体系(以下简称带支撑坝),通过支撑体系的加强作用来显著增大坝体结构的整体刚度;另一种坝体的后部为混凝土实体而前部设置由井字形钢架和弹簧支撑体系两部分组成的耗能元件(以下简称耗能坝),通过前部耗能元件耗散大部分冲击能量,从而显著减轻后部实体坝身承受的冲击荷载,并且避免冲击物直接冲击实体坝身而造成结构整体破坏。在此基础上,设计并实施了固体冲击作用下重力坝与新型拦挡坝模型试验。
1 试验方案设计及实施 1.1 模型设计本试验中共有3个坝体模型,分别是重力坝模型、带支撑坝模型和耗能坝模型。重力坝模型是由甘肃省舟曲县三眼峪沟泥石流灾害治理工程中的主1号坝经几何缩尺(1:10)及必要的简化而成;带支撑坝模型的前部实体坝身与重力坝模型完全一致,区别之处在于实体坝身后部设置了钢管支撑体系(见图 1);耗能坝模型由前部耗能元件和后部实体坝身两部分组成,耗能元件包含井字形钢架和弹簧支撑体系,钢架的钢构件均采用截面规格为100 mm×50 mm×5 mm×7 mm的H型钢如图 2所示。坝体模型的实体坝身均由C20混凝土浇筑而成,钢管材质为Q235钢,H型钢材质为Q345钢,弹簧刚度为200 kN/m。此外,设计建造了试验台座,用以固定坝体模型底部。
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混凝土动力试验设备的发展已成为混凝土材料动态力学性能以及结构动力响应研究的决定性因素之一[9-12]。因此,根据试验需要,自主设计了总高度为5.8 m的冲击模拟试验台(见图 3),同时定制了若干个直径分别为100、200、300 mm的实心钢球作为固体冲击物,利用钢球沿试验台斜面滚下产生的动能来实现冲击加载,以模拟泥石流块石的冲击作用。
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表 1列出了试验加载工况,工况编号中的第一个数字“1”、“2”、“3”分别表示该工况下加载用钢球的直径为100、200、300 mm;工况编号中的第二个数字“1”~“15”是工况总序号;斜槽出口高度是指斜槽出口与坝体底面之间的垂直距离,该高度可升降变化,从而改变钢球的冲击高度。实际操作中保证钢球在各工况下均从试验台平台处沿斜槽槽底中心无初速度释放。
本试验使用江苏东华测试技术股份有限公司生产的DH5 922 N通用型动态信号测试分析系统进行试验数据的采集与分析处理,该系统共有32个通道(4台8通道采集箱串联),采样频率为10 kHz。重力坝、带支撑坝和耗能坝各布置10个应变测点(测点1~10),其中,每个坝体实体坝身迎流面左下、中下部相同位置布置5个三轴应变花和1个竖向应变片,重力坝实体坝身迎流面中心沿逆时针135°、225°方向分别布置2个应变片,带支撑坝中间榀支撑上、下部杆件沿轴向各布置1个应变片且左、右边榀支撑上部杆件沿轴向各布置1个应变片,耗能坝钢架中下部钢构件内侧翼缘板中央沿轴向布置4个应变片。此外,各坝体实体坝身背流面右半部相同位置均布置6个沃尔士环控系统工程(深圳)有限公司生产的CLMD2系列位移传感器(测点d1~d6)。
2 试验结果及分析 2.1 试验现象经察看发现,重力坝与新型坝体的试验现象之间存在明显差异。图 4为重力坝与带支撑坝各自第15工况下的主要试验现象,相应的现象描述见表 2。结合图 4和表 2可知,与重力坝相比,带支撑坝后部支撑体系大大抑制了实体坝身裂缝的出现,并且显著减小了裂缝宽度,其减幅可达25%~40%,表明坝体结构的整体刚度明显增大。
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重力坝与耗能坝各自第14工况下的主要试验现象如图 5所示,表 3给出了相应的现象描述。从图 5和表 3中可知,耗能坝实体坝身的破坏程度明显轻于重力坝,其原因是耗能坝前部耗能元件吸收了大部分冲击能量,后部实体坝身承受的冲击能量因此而大为减少,并且实体坝身未受到固体冲击物的直接作用。
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图 6显示了重力坝与带支撑坝具有代表性的应变时程(第9工况下测点5)实测结果,同样具有代表性的位移时程(第12工况下测点d4)实测结果如图 7所示。对比分析图 6、7可知,带支撑坝实体坝身从出现峰值响应到响应开始趋于平稳之间的衰减速率明显快于重力坝,后者的动力响应衰减历时至少5倍于前者,表明支撑体系显著增强了坝体刚度,结构恢复自身平衡状态的速率大幅提高。
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重力坝与耗能坝具有代表性的应变时程(第8工况下测点1)和位移时程(第9工况下测点d3)实测结果如图 8、9所示,从图中可知,重力坝的动应变响应达到峰值需耗时约33 ms,而耗能坝的这一耗时为83 ms左右,后者是前者的2倍有余;耗能坝动位移响应达到峰值时的耗时明显多于相同加载条件下的重力坝。经分析,导致上述结果的原因是井字形钢架和弹簧支撑体系良好的缓冲作用使得冲击作用持时大为增长,从而显著延迟了后部实体坝身动力响应峰值的出现。
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各工况下,重力坝与新型坝体测点2处的动应变峰值实测结果的对比情况如图 10所示(其中极个别工况下的实测数据因失效而被剔除)。从图 10中可以看出,除极少数工况外,新型坝体实体坝身的动应变峰值均不同程度的低于重力坝,该结果表明:经支撑体系加强后,带支撑坝的整体刚度得到了增强;耗能坝前部耗能元件起到了显著的耗能作用,其后部实体坝身承受的冲击荷载因此而大幅减小,坝身动应变响应随之明显减弱。
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部分工况下,重力坝与新型拦挡坝测点d3处的动位移峰值实测结果列于表 4,从这些表中可以看出,就带支撑坝而言,其实体坝身的动位移峰值相较于重力坝降低16.7%~72.7%,表明支撑体系有力地抑制了实体坝身的变形,结构的整体刚度得到了大幅度增强;对于耗能坝来说,当钢球直径为100 mm时,其后部实体坝身的动位移峰值高于或等于相同加载条件下的重力坝,这是由于冲击能量小,基本未引起弹簧支撑的压缩变形而使其近似相当于普通的刚性支撑,未发挥其耗能作用,但当钢球直径增大到200和300 mm时,耗能坝后部实体坝身的动位移峰值低于相同加载条件下的重力坝,并且这一差异随着钢球直径(冲击能量)的增大而愈加显著,其降幅最高可达47.0%,表明耗能坝前部耗能元件的耗能作用随着冲击能量的增大而越发明显。
除试验研究外,本文应用显式动力学分析程序ANSYS/LS-DYNA对试验研究中的部分工况(直径300 mm钢球冲击下)进行了数值。
3.1 数值建模按照试验模型准确建立有限元模型,其中,实体坝身和钢球分别采用实体单元SOLID164和SOLID168模拟,钢管和H型钢均采用壳单元SHELL163模拟,弹簧支撑简化为弹簧阻尼单元COMBI165。
3.2 材料模型钢材和耗能坝实体坝身混凝土材料均采用理想弹塑性模型。因钢球在试验过程中的变形和损伤可忽略不计,故将其定义为刚性体。
试验中,重力坝和带支撑坝混凝土坝身受到钢球的直接冲击,为考虑混凝土材料的动态力学性能,本文采用Holmquist-Johnson-Cook(HJC)动态本构模型,该模型的等效强度极限面表达式为[13]
$ {\sigma ^*} = \left[{A\left( {1-D} \right) + B{P^{*N}}} \right]\left[{1 + C\ln {{\dot \varepsilon }^*}} \right] $ |
式中:σ*为归一化等效应力,σ*=σ/f′c且σ*≤SFmax;σ为实际等效应力;f′c为材料的单轴抗压强度;SFmax为所能达到的归一化最大等效应力;A、B、N、C为材料常数,A为归一化粘聚力,B为归一化压力硬化系数,N为压力硬化指数,C为应变率系数,D为损伤因子,0≤D≤1.0;P*=P/f′c为归一化静水压力,P为实际静水压力;
参考文献[14-15]并进行大量的试算调试,最终得到C20混凝土HJC动态本构模型的各项参数取值(见表 5),其中,应变率效应对冲击动力学数值模拟的影响不容忽视,本文中撞击物运动速度约为10 m/s,属常见的低速冲击,而非高率变形,故取参考应变率
图 11为重力坝与带支撑坝实体坝身各自第15工况下的Von-Mises应力云图,将该图与图 4对比可发现,数值模拟结果与试验现象十分相似,突出表现为单元失效删除形成的冲击坑以及坝顶出现的“倒八字”形应力分布。此外,对比图 11可知,除了高应力区以外,重力坝中等应力(约8 MPa)的分布范围很大,而带支撑坝实体坝身绝大部分区域的应力不足3 MPa,这是由于实体坝身受到支撑体系的加强后,坝体结构的整体刚度得到了增强,冲击作用的持时因此而大幅缩短,从而使受冲击部位吸收了大部分的冲击能量,而距离受冲击部位较远处所吸收的能量显著减少,相应的动应变/应力响应随之减小,同时支撑体系也在一定程度上分担了实体坝身承受的冲击荷载。
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第13工况下,重力坝与耗能坝Von-Mises应力云图如图 12所示,从图中可以看出,重力坝实体坝身迎流面应力达到C20混凝土立方体抗压强度标准值20 MPa,耗能坝实体坝身迎流面应力达到其峰值8.985 MPa,后者未及前者的一半,由此可见,井字形钢架和弹簧支撑体系组成的耗能元件起到了十分显著的耗能作用,耗能坝实体坝身的应力水平相较于重力坝大幅度降低。
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表 6给出了重力坝与带支撑坝测点2处的动应变峰值计算结果,从表中可以看出,带支撑坝实体坝身的动应变峰值低于重力坝,其降幅至少为15.7%,最高可达36.9%。
重力坝与新型拦挡坝测点d3处的动位移峰值计算结果列于表 7,从表中可知,相较于重力坝,带支撑坝实体坝身的动位移峰值出现了不同程度的降低,其降幅最高可达41.7%;耗能坝实体坝身的动位移峰值低于重力坝,其降幅为11.1%~44.2%。
各工况下计算得到的冲击力时程走势十分相似且与典型的尖峰形冲击力脉冲非常吻合。提取重力坝与耗能坝所受冲击力峰值列于表 8,从表中可以看出,耗能坝所受冲击力峰值相比于重力坝降低80%左右,该结果充分体现了耗能坝的优越性能。
1) 相比于重力坝,支撑体系的加强作用和耗能元件的耗能作用有效减轻了冲击作用下新型坝体实体坝身的破坏,提高了主体结构的安全性。
2) 重力坝动力响应衰减历时至少5倍于带支撑坝实体坝身;带支撑坝实体坝身动应变峰值不同程度的低于重力坝,并且前者动位移峰值相较于后者降低16.7%~100.0%。以上结果表明,本文提出的新型带支撑坝后部支撑体系的加强作用颇为显著,坝体结构的整体刚度明显增强。
3) 耗能坝实体坝身动力响应达到峰值所需耗时是重力坝的2倍有余;耗能坝实体坝身动应变峰值明显低于重力坝,并且前者的动位移峰值较后者降幅最高可达63.1%。上述结果表明,本文提出的新型耗能坝前部耗能元件起到了显著的缓冲和耗能作用,坝体结构的整体抗冲击性能大幅度提高。
4) 利用显式动力学分析程序ANSYS/LS-DYNA并采用合理的动态本构模型,可以很好地模拟得到结构在固体冲击荷载作用下的动力响应,数值模拟结果与试验结果定性一致,探索出了一种可行的数值模拟方法。
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