含大石塊泥石流沖擊作用下框架結構房屋動力響應研究

劉 歡, 樊曉一, 姜元俊, 劉浩南, 韓培鋒, 田述軍, 劉俊新

(1.西南石油大學 機電工程學院,成都 610500; 2.西南石油大學 土木工程與測繪學院,成都 610500;3.雅安市名山區住房和城鄉建設局,四川 雅安 625100; 4.西南石油大學 工程安全評估與防護研究院,成都 610500;5.中國科學院 水利部成都山地災害與環境研究所,成都 610299; 6.西南科技大學 土木工程與建筑學院,四川 綿陽 621010)

泥石流是一種常見的自然災害,由地震、暴雨、冰雪融水等誘發,是介于挾沙水流和崩塌、滑坡等塊體運動之間的固液兩相流體,具有爆發突然、運動高速、體積大、破壞強等特點[1]。山區泥石流頻繁發生,經常沖毀房屋建筑、道路橋梁等承災體,掩埋村鎮農田和阻塞河流,造成嚴重人員傷亡、巨大財產損失等災害后果。

泥石流對建筑物的破壞為泥石流災害中主要的損害方式,房屋建筑結構遭受泥石流沖刷作用是一種復雜沖擊荷載作用下的非線性動力學問題[2],目前許多國內外學者開展了這方面的研究,其研究方法主要有試驗方法、理論方法及數值方法。張宇等[3-4]在國內率先開展了鐵球撞擊磚混墻體的破壞性試驗,采用鋼板分散鐵球沖擊力模擬泥石流漿體沖擊作用,結果驗證了磚混結構墻體在泥石流沖擊作用下的平面外受彎破壞形態,墻體振幅及位移隨著沖量的增加呈指數趨勢變化。曾超等[5]通過對汶川七盤溝泥石流實地調查和測量,分析不同建筑結構受泥石流沖擊破壞模式,采用靜力學極限平衡理論,提出柱體及墻體的破壞臨界計算公式和建筑物五級破壞等級劃分。雷雨等[6]基于砌體結構房屋受泥石流沖擊的破壞模式,結合墻體彎曲應力破壞準則和沖擊力計算方法,建立以泥石流流速和流深表示的砌體墻結構破壞模型和破壞曲線。Soleimankhani等[7]按照水動力學經驗公式計算泥石流沖擊力,采取數值方法反演意大利Scaletta Zanclea泥石流沖擊磚混建筑破壞過程和動力特性,比較分析數值模擬結果與現場調查結果。Lu等[8]以鐵球撞擊框架柱模擬泥石流沖擊過程,通過記錄結構應變、位移和加速度來分析普通框架與泡沫鋁加固框架在不同沖擊能量下的破壞效應。

此外,基于各種數值模擬的方法正在被廣泛運用。程選生等[9]采用有限元分析方法建立三維結構模型,從結構的整體變形、系統能量、關鍵點位移和速度等方面,研究泥石流作用下砌體結構的破壞機理和流固耦合動力特征,同時對比分析了三種防倒塌措施。李培振等[10-11]研究了泥石流沖擊作用下砌體結構的破壞機理,討論了黏性泥石流和稀性泥石流沖擊作用下砌體結構的動態響應和破壞形式,同時進行了不同泥石流速度下結構響應的影響分析。Luo等[12]建立典型框架結構有限元模型,采用ALE(arbitrary Lagrangian-Eulerian)數值方法模擬泥石流動力作用,通過分析三種沖擊速度下結構動力響應和破壞機理,提出了泥石流沖擊作用下鋼筋混凝土結構五級破壞等級體系。但在泥石流長距離運動與大變形計算時,上述基于有限元法(finite element method, FEM)的網格方法可能導致嚴重網格畸變問題,同時存在計算模型中荷載與結構耦合接觸問題,比如沒有考慮荷載-結構相互耦合接觸或僅考慮泥石流漿體與結構的耦合力。

光滑粒子流體動力學(smoothed particle hydrodynamics, SPH)方法是一種無網格方法[13],具有較強的自適應特性,可以很好地處理大變形問題,避免網格畸變造成的計算失敗,可以很好地模擬流體的力學特性[14],但SPH具有施加邊界條件困難、計算效率低等固有缺陷。而耦合SPH和FEM,能夠同時發揮SPH計算大變形和FEM計算精度、計算效率高的優勢。柳春等[15]利用SPH-FEM耦合模型研究了泥石流沖擊混凝土攔擋壩的動力學問題,分析了泥石流的沖擊被攔擋過程、沖擊力時程、壩體關鍵點位移時程、壩體破壞等動力學行為、塊石形狀對沖擊力影響。同時根據壩體破壞機理和結合工程實踐,分析了減小迎坡比、增設防撞墩和增加緩沖層三種防撞優化對策。黃云[16]利用SPH-FEM耦合模型研究了橋墩在泥石流作用下的動力沖擊問題。分析含大石塊泥石流沖擊橋墩的全過程、沖擊力時程、關鍵點位移時程、橋墩破壞情況等動力學行為。這些都體現了SPH-FEM耦合方法在模擬泥石流沖擊承災體的適用性與精確性。

綜上文獻所述,目前這種含大石塊泥石流與房屋框架結構之間的相互耦合動力學行為鮮有文獻研究,現有研究成果無法滿足實際工程的需要,因此有必要在既有研究成果的基礎上,針對框架結構在泥石流沖擊作用下的動力響應和力學行為展開進一步的研究,從而為山地建筑規劃設計和防災減災提供一定的參考。

1 計算理論

1.1 SPH方法基礎

SPH方法是模擬流體流動的一種拉格朗日型無網格粒子方法,是將計算域離散為一系列相互作用的粒子。通過這些粒子求解具有各種邊界條件的積分方程或偏微分方程,得到穩定的數值解。SPH方程構造常按核函數插值和粒子近似兩個關鍵步驟進行[17]。核函數插值實現場變量或場變量梯度的插值,而粒子近似實現對核函數估計積分表達式的粒子離散。

在SPH方法中,核心為插值,對于一個連續光滑函數f(r)在空間某一點r上的核估計,可通過函數f(r)在定義域中的積分獲得

(1)

式中：<>為核近似算子;W(r-r′,h)為核函數,它的值取決于兩點間的距離|r-r′|與核函數核半徑κh;h為光滑長度,本文取光滑核函數的半徑為2h。

光滑核函數不僅決定了函數近似式的形式、定義粒子支持域的尺寸,還決定了核近似核粒子近似的一致性和精度。目前常見的核函數有高斯型核函數、三次樣條核函數、高次樣條核函數等,本文采用目前常用的三次樣條核函數來處理三維問題

(2)

式中,q為粒子間相對距離,q=|r-r′|。

為了能夠得到最終的離散控制方程,采用粒子近似方法對核函數插值離散,需通過對支持域內的一系列粒子的離散化求和來實現。若用粒子的體積Vj來近似積分中粒子j處的無窮小微元dr′,則粒子的質量mj可表示為

mj=ΔVjρj

(3)

式中：ρj為粒子j的密度(j=1,2,3,…,N),N為緊支域內的粒子總數。

對式(1)進行粒子離散化,有：

(4)

最終粒子i處的場函數值通過核函數對該粒子緊支域內所有粒子的函數值加權平均得到,即：

(5)

類似地,粒子i處場函數空間導數的粒子近似為

(6)

從式(5)和(6)可見,兩式中的粒子近似將函數及其導數的連續積分轉換成在任意排列粒子上的離散求和,這是SPH方法不需要網格進行計算的根本原因。同時引入了粒子的質量和密度,SPH粒子成為真實的具有材料特性的粒子,具有明確的拉格朗日特性。

在連續介質力學中,采用拉格朗日方式描述,常用質量守恒方程、動量守恒方程作為控制方程,將控制方程進行核近似和粒子近似可得SPH框架下的力學控制方程。考慮泥石流為弱可壓縮流體,離散化方程[18]如下

(7)

(8)

式中：vij為粒子i、j的相對速度矢量;σi,αβ和σj,αβ為各向同性壓力和偏應力組成的總應力張量,下標α、β表示坐標方向;Fi為各種外力,如重力、摩擦力、接觸力等。

1.2 SPH-FEM耦合方法基礎

為了耦合SPH和FEM,關鍵點是計算SPH顆粒和FEM單元在接觸界面處的相互作用力。SPH粒子與FEM單元之間的相互作用常采用點面接觸形式,SPH粒子為接觸從節點,FEM單元為接觸主面,接觸理論采用罰函數算法,通過罰函數算法將從節點的力施加到有限單元上。罰函數的基本原理相當于在SPH顆粒和FEM單元之間加上接觸彈簧與阻尼,以此限制質點穿透主面。接觸模型如圖1所示。

圖1 SPH與FEM接觸模型

在每個時間步長中,檢查SPH粒子是否穿透主面。當穿透發生時,SPH粒子和主面之間將會產生接觸力。法向接觸力fn、切向接觸力ft大小分別為[19]

(9)

(10)

式中：kn、kt分別為法向、切向彈簧剛度;δn、δt分別為法向、切向穿透位移;cn、ct分別為法向、切向阻尼系數;μ為摩擦因數。

kn和kt采用相同的計算方式,大小相等。

(11)

式中：k1為界面剛度的比例因子,通常默認為0.1;K為材料體積模量;A為接觸段單元面積;L為殼單元最大對角線長度;V為接觸段單元體積。

在求解耦合方程時,SPH采用條件穩定的跳蛙顯式積分方法,FEM也采用條件穩定的中心差分法,兩者耦合要求兩者積分必須同步,這就要求兩者在同一計算框架下每一步計算采用相同的計算步長,時間步長ΔtSPH-FEM取SPH時間步長ΔtSPH與FEM時間步長ΔtFEM的較小值。

2 建立計算模型

2.1 幾何模型

利用三維建模軟件建立幾何模型如圖2所示。模型由框架結構房屋、泥石流漿體、大石塊、剛性地面及擋板組成。泥石流體積為20 m×20 m×2 m。大石塊直徑為1 m,考慮為剛性球體,位于泥石流的前端,垂直方向處于泥石流流深的1/2處[20],水平方向正對框架房屋的角柱。剛性地面尺寸為50 000 mm×21 000 mm×20 mm,兩側剛性擋板尺寸為50 000 mm×3 000 mm×20 mm。泥石流前端與框架結構房屋初始間距為3 m。

圖2 幾何模型(m)

房屋模型采用單層鋼筋混凝土框架結構,結構總長10.2 m,寬4.5 m,高3.3 m。框架柱和框架梁的截面尺寸均為300 mm×300 mm,填充墻和樓板厚度均為150 mm。框架柱和梁的鋼筋由縱向鋼筋8Ф14和箍筋Ф8@200組成,樓板的橫向和縱向鋼筋為Ф14@200。窗戶尺寸為1.2 m×1.4 m,距墻底0.9 m。假設門窗對泥石流的沖擊沒有抵抗力,因此沒有對其進行建模。框架房屋的幾何尺寸具體如圖3所示。

(a) 俯視圖

(b) 正視圖

2.2 材料模型

混凝土材料：框架柱、梁、板構件由C25混凝土澆筑而成,混凝土材料采用連續蓋帽模型[21](MAT_CSCM_CONCRETE),其失效破壞采用最大主應變失效準則[22]。當構件混凝土材料最大主應變超過0.05時,混凝土單元失效。其材料參數如表1所示。

砌體填充墻材料：使用HJC損傷材料模型(MAT_JOHNSON_HOLMQUIST_CONCRETE)對砌體填充墻進行模擬,其失效破壞采用最大主應變失效準則。當最大主應變超過0.003 3時,砌體填充墻單元失效。其材料參數如表2所示。

表1 混凝土材料參數

表2 砌體填充墻材料參數

鋼筋材料：采用理想彈塑性材料模型(MAT_PLASTIC_KINEMATIC),材料密度為7 800 kg/m3,彈性模量為200 GPa,泊松比為0.3,屈服強度為335 MPa,失效主應變為0.1。

泥石流漿體材料：泥石流漿體是非牛頓流體,主要成分為碎石和砂土,其本構關系和動力特性非常復雜,采用彈塑性流體動力學材料模型(MAT_ELASTIC_PLASTIC_HYDRO)來近似模擬。狀態方程定義為弱壓縮性的線性多項式狀態方程,暫不考慮黏性力的影響。采用SPH光滑粒子模擬泥石流漿體,SPH顆粒間距為0.2 m。其材料參數如表3所示。

表3 泥石流漿體材料參數

剛性材料：大石塊、地面和擋板均采用剛性材料模型[23](MAT_RIGID),使用剛性材料模型不僅可降低分析耗時,提高計算效率,而且可防止分析過程中發生結構穿透。剛體材料密度為2 500 kg/m3,彈性模量為30 GPa,泊松比為0.3。

在數值模擬中,為了避免計算不收斂,經常使用侵蝕技術。如果任何單元達到規定的失效閾值,它將被假定對任何加載都沒有阻力,然后從計算中刪除。在本文中,混凝土(梁、板、柱)、砌體(填充墻)、鋼筋(縱向鋼筋、箍筋)的破壞準則是基于模型材料的最大主應變[24]。當達到材料最大主應變時,計算程序則自動刪除相應單元。本文利用侵蝕算法可以觀察到房屋的漸進倒塌過程。

2.3 計算單元及網格劃分

柱、梁、板、填充墻、大石塊采用SOLID實體單元模擬,共有41 428個實體單元。鋼筋采用BEAM梁單元模擬,共有10 189個梁單元。地面及擋板采用SHELL殼單元模擬,共有21 696個殼單元。泥石流采用SPH粒子模擬,共有102 010個粒子。

利用專業網格劃分軟件對模型進行網格劃分,為節省計算時間和保證計算精度,各構件的最小網格單元大小盡量保持相同或接近。截取其中框架房屋和大石塊網格劃分模型如圖4所示。

圖4 網格劃分

2.4 邊界條件及荷載施加

泥石流漿體與框架柱、梁、板、填充墻、大石塊、地面、擋板之間采用自動點-面接觸[25](Contact_Automatic_Nodes_to_Surface),靜摩擦因數為0.2。考慮到大石塊表面的粗糙度,大石塊與框架柱、梁、板、填充墻、地面之間采用自動面-面接觸(Contact_Automatic_Surface_to_Surface),靜摩擦因數為0.4。大石塊與鋼筋之間采用自動梁面接觸(Contact_Automatic_Beams_to_Surface),靜摩擦因數為0.4。

剛性地面和房屋底部采用全固定約束邊界。房屋框架柱、梁、板之間采用共節點連接形式。框架柱與填充墻之間的連接采取沿其高度方向間隔0.5 m共節點固結相鄰網格單元,以模擬實際中拉結鋼筋的連接作用。鋼筋單元嵌固在混凝土單元內,用CONSTRAINED_LAGRANGE_IN_SOLID(LS-DYNA程序的關鍵學)來定義鋼筋與混凝土之間的約束,能實現動量守恒和力的平衡,鋼筋與混凝土受力變形方式相同。

考慮結構的自身質量,重力加速度為9.8 m/s2。根據GB 50009—2012《建筑結構荷載規范》,在樓面施加2.0 kN/m2的均勻分布荷載,不考慮風荷載、地震荷載等其他荷載。假設泥石流與大石塊保持相同的初始速度,泥石流流動方向垂直于框架結構房屋縱向,正面沖擊房屋正立面。模擬計算總時間設定為2 s,可以模擬泥石流沖擊框架房屋的全過程。

2.5 變量參數

為分析是否含大石塊對泥石流沖擊特性的影響,本文設置含大石塊泥石流和純漿體泥石流兩種工況。同時為考慮不同沖擊速度的影響,根據泥石流對建筑房屋沖擊破壞程度情況,分別設置了低(流速為6 m/s)、中(流速為8 m/s)、高(流速為10 m/s)三等沖擊強度工況。

3 結果分析

3.1 沖擊過程及破壞形態

以中等沖擊強度的含大石塊泥石流為例,演示其沖擊框架房屋的過程如圖5所示。當t=0時,泥石流漿體與大石塊以8 m/s的初始速度流動。當t=0.35 s時,泥石流龍頭到達框架房屋。大石塊沖擊框架角柱,產生較大的局部沖擊力,角柱部分鋼筋混凝土因最大主應變超過失效應變限值而破壞,并從計算中刪除;泥石流漿體沖擊框架填充墻,填充墻體由于平面外抗彎能力較低而失效,泥石流涌入房屋框架內部形成過流通道。當t=1.00 s時,泥石流到達框架房屋后排填充墻,后排填充墻失效,大石塊沖壞后方角柱。過程中,由于房屋結構的攔擋作用,可以發現部分泥石流漿體順著墻體與柱攀爬升高,同時部分泥石流漿體繞過房屋向兩側擴散并向下順流。當t=2.00 s時,框架邊跨由于泥石流和石塊沖擊導致該跨整體失穩破壞。最終由于摩擦作用,泥石流停止流動堆積于房屋周圍。全程模擬了泥石流啟動運動、沖擊爬高、繞流擴散、淤積穩定等過程。

(a) t=0.35 s

(b) t=1.00 s

(c) t=2.00 s

圖6顯示了低等沖擊強度下房屋的破壞形態。在這種情況下,可以觀察到房屋前排墻體受到破壞,其破壞的主要原因是面外抗彎能力較低。泥石流流入房屋內部,到達房屋后排墻體。此時泥石流流速約為3 m/s,由于泥石流動能較低,沒有沖壞后排墻體,后排墻體和主要結構構件沒有損壞。此外,在大石塊的局部沖擊作用下,前排角柱及其后方側墻發生局部破壞。

四川都江堰龍池泥石流災毀現場可以觀察到與此類似的建筑破壞形態,如圖7(a)所示。該建筑應對泥石流沖擊前端有其他建筑遮擋,且位于泥石流的較遠端,泥石流到達時前緣動能較小,只造成房屋墻體破壞,房屋結構整體保持穩定。

(a) t=2.00 s

(b) 含大石塊

(c) 無大石塊

(a) 都江堰龍池泥石流(低等沖擊強度)

(b) 都江堰龍池泥石流(中等沖擊強度)

(c) 汶川七盤溝泥石流(高等沖擊強度)

圖8顯示了中等沖擊強度下房屋的破壞形態。在前排墻體失效后,泥石流流入房屋內部,并沖壞了后排墻體。在這種強度沖擊下,泥石流的動能不足以導致框架主要受力構件損壞,房屋沒有整體倒塌。此外,在大石塊的局部沖擊作用下,角柱及其后方側墻發生嚴重破壞,該跨框架整體失穩。

在圖7(b)四川都江堰龍池泥石流災毀現場可以觀察到與此類似的建筑破壞形態。泥石流沖壞房屋墻體,大石塊對柱體造成嚴重破壞。說明大石塊的集中沖擊作用是造成結構受力構件局部破壞的主要原因,在泥石流模型中不可忽略。

(a) t=2.00 s

(b) 含大石塊

(c) 無大石塊

圖9顯示了高等沖擊強度下房屋的失穩形態。與中等沖擊情況不同的是,由于泥石流高強度沖擊,框架柱和墻體遭受嚴重破壞,整個框架失穩倒塌,房屋主體被泥石流沖走,致其完全破壞。框架柱損壞主要是由于泥石流作用達到其極限彎矩或極限剪力,體現了塑性鉸鏈失效或剪切破壞機制。

(a) t=2.00 s

(b) 含大石塊

(c) 無大石塊

在圖7(c)四川汶川七盤溝泥石流中[26]觀察到這種高等沖擊強度下的建筑破壞形態。框架結構柱與梁被泥石流直接剪斷或產生塑性鉸,此后框架結構整體向泥石流運動方向傾倒。

3.2 沖擊力

泥石流沖擊力包括漿體沖擊力和大石塊沖擊力[27]。漿體沖擊力整體作用于結構上,其合力往往很大,且作用面積也很大,具有一定的破壞性。大石塊沖擊結構時作用面積小,瞬時的巨大局部沖擊力容易造成結構的局部破壞,由于連鎖效應引起結構失效。泥石流漿體和大石塊在泥石流中并不是獨立的,而是相互耦合作用的。

圖10為框架結構承受泥石流漿體沖擊力時程曲線。從整體上看,曲線有兩個峰值,對應于泥石流沖擊框架結構前后兩榀。泥石流垂直沖擊于房屋正立面,直接承受泥石流沖擊的房屋構件為框架柱和填充墻,對于泥石流漿體沖擊力而言,是否含有大石塊對時程曲線趨勢變化沒有影響。從圖10可以看出,以泥石流流速8 m/s曲線為例,泥石流漿體首先作用在框架前排柱和填充墻上,框架房屋整體所受的沖擊力隨著前排填充墻的破壞而瞬間下降減小,此時框架柱主要承受泥石流漿體沖擊力。之后由于結構的阻力和泥石流的摩擦耗能,使后排的框架柱、填充墻沖擊力峰值降低,平均降幅約34.2%。在低(流速6 m/s)、中(流速8 m/s)等沖擊強度作用下,框架柱沒有破壞,框架結構承受泥石流漿體的沖力隨著沖擊速度增大而增大;在高等沖擊強度作用下,框架柱鋼筋和混凝土材料達到失效應變而破壞,造成框架柱部分單元從計算中刪除,導致框架結構承受泥石流漿體的沖擊力數據失效。

在圖11大石塊沖擊力時程曲線中,低等沖擊強度下大石塊初始最大沖擊力為103 kN,大石塊初始速度較小,且泥石流漿體與大石塊存在耦合作用,促使大石塊加速沖擊框架角柱,最大沖擊力達到146 kN;中、高等沖擊強度下大石塊最大沖擊力為113 kN和116 kN,與房屋角柱接觸到分離歷時約0.1 s,表現為集中脈沖荷載形式。

(a) 含大石塊

(b) 無大石塊

圖11 大石塊沖擊力時程曲線

3.3 關鍵點位移

在后處理中提取框架柱Y方向位移云圖,如圖12所示。由圖12可知,框架柱在泥石流作用下的最大位移集中在距離地面1.5 m附近的位置。為了獲取前排未失效框架柱位移情況,通過繪制柱上關鍵單元點位移時程曲線來研究其位移變化過程。分別取框架柱高1.5 m處的四個關鍵單元點A248、B1448、C2396、D3269,如圖13所示。由于有石塊沖擊框架柱,框架A柱破壞,故位移時程曲線里不考慮A點位移。同樣當v=10 m/s時,框架柱受到破壞,也不考慮柱上關鍵點位移。編號B-8(1448)表示：在8 m/s沖擊速度下,關鍵點B1448的位移,下文關鍵點速度編號表示與此相同。

柱上關鍵點位移隨著沖擊速度的增大而增大,如圖14所示。在低等沖擊強度下,框架柱關鍵點位移變形曲線幾乎重疊,最終位移大小接近0.02 m。在中等沖擊強度下,位于兩側的框架柱關鍵點位移稍小,最終的位移大小在0.06 m左右;中間的兩根框架柱關鍵點位移較大,最終位移大小在0.07～0.08 m。由此可得,在泥石流沖擊作用下,結構所受到的沖擊力是對稱分布的,中間的框架柱承受較大的沖擊力。

圖12 框架柱Y向位移云圖

圖13 框架柱關鍵點位置

(a) 含大石塊

(b) 無大石塊

3.4 關鍵點速度

在動力分析過程中,節點速度是一個重要參數,節點速度的過程曲線可以用來衡量結構局部或者整體破壞狀態的發展。本文把這四個關鍵點速度隨時間變化的過程用曲線繪制出來,關鍵點的速度曲線如圖15、圖16所示。

(a) 含大石塊

(b) 無大石塊

(a) 含大石塊

(b) 無大石塊

由圖15和圖16可知,框架柱發生的變形在很短時間內完成,從產生變形開始到結束約0.15 s,關鍵點速度在泥石流龍頭沖擊作用下很快增長到最大值。而后,由于框架結構的阻力,速度急速減小,并保持在很小的范圍內波動。由此可得：泥石流的沖擊破壞能力主要來自于龍頭的沖擊力。因此對于結構而言,如果能夠承受泥石流龍頭的沖擊力,就能夠避免整體結構倒塌的危險。同時,柱上關鍵點速度峰值隨著沖擊速度的增大而增大。

3.5 系統能量

不同沖擊速度下泥石流能量的變化如圖17所示。該模型是否含大石塊對于系統能量的影響很小,可以忽略不計。當t=0時,初始速度為6 m/s、8 m/s、10 m/s的泥石流動能分別為22 823 kJ、40 570 kJ、63 396 kJ。系統能量主要是通過泥石流動能與結構內能、摩擦耗能相互轉換體現出來。開始作用之前系統總能量以動能的形式表現,之后逐漸轉換為結構內能和摩擦耗能,且主要為泥石流與地面、泥石流之間的摩擦耗能。其中房屋消耗能量較少(17.8%),主要靠摩擦力耗散能量(82.2%)。同樣表明,有效的防護措施可以最大程度消耗泥石流的能量,保證結構的安全性。

(b) v=8 m/s

(c) v=10 m/s

4 結 論

通過有限元模擬方法構建框架結構房屋與泥石流耦合數值模型,研究典型框架結構在泥石流沖擊作用下的動力響應,得到結論如下：

(1) SPH-FEM耦合的數值方法能夠較好地模擬泥石流沖擊框架結構時爬高、繞流擴散、淤積穩定等過程,模擬房屋結構的破壞形態與實際泥石流災毀現場房屋結構受損特征近似,驗證了該耦合數值方法和耦合模型的正確性。

(2) 在低等強度泥石流沖擊下,框架房屋僅前排填充墻受到破壞,大石塊的沖擊作用造成前排角柱及其后方側墻發生局部破壞;在中等強度泥石流沖擊下,框架房屋前后兩排填充墻受到破壞,大石塊和泥石流漿體耦合沖擊作用造成角柱及其后方側墻發生嚴重破壞,該跨框架整體失穩;在高等強度泥石流沖擊下,前后框架柱和墻體遭受嚴重破壞,整個框架失穩倒塌,致其完全破壞。

(3) 縱向填充墻由于其較低的面外抗彎能力,是最先受損的構件,其臨界破壞速度約為3 m/s。框架柱是房屋結構的重要受力構件,房屋倒塌是由框架柱的漸進破壞造成的。大石塊的集中作用是框架柱局部破壞的主要原因,在泥石流模型中不可忽略。

(4) 從關鍵點位移和速度曲線可以看出,框架柱由于泥石流的沖擊作用在0.15 s內產生最大變形,之后保持在很小范圍內波動。可見泥石流的沖擊破壞能力主要來自泥石流龍頭的沖擊力,龍身沖擊力相對于龍頭降幅約34.2%。因此房屋結構只要能夠抵抗住泥石流龍頭的沖擊作用,就能夠避免整體結構倒塌的危險。

(5) 系統能量主要通過泥石流動能轉化為結構內能和摩擦耗能,其中房屋消耗能量較少(17.8%),主要靠泥石流與地面之間的摩擦力和泥石流之間的相互作用耗散能量(82.8%)。