品字形桩林防护结构对泥石流冲击桥墩作用的影响

2023-12-14王常明刘辛磊

吉林大学学报（地球科学版） 2023年6期

王常明,刘辛磊,王飞

1.吉林大学建设工程学院,长春 130026

2.中国铁路设计集团有限公司,天津 300300

0 引言

泥石流是一种山区沟谷中常见的地质灾害,是由冰雪融水、暴雨等激发的,含有大量泥砂石块的特殊洪流,具有爆发突然、冲击剧烈、历时短暂、成灾快速等特点[1]。泥石流造成的影响与损失相当严重,仅在2022年,全国共发生包括泥石流在内的地质灾害5 659起,主要集中在中南、华南、西南等地[2],如汶川“8·20”泥石流造成12人遇难,26 人失踪,多地道路、电力、通讯中断,直接经济损失达36.26亿元[3];1981年7月9日四川利子依达沟的泥石流冲毁了利子依达铁路大桥,通过的列车落入山崖造成200多人死亡和失踪,是新中国历史上最为惨烈的铁路交通事故[4]。随着我国经济的快速发展,各地区对于交通建设的需求不断提升,各地规划了大量的高速铁路项目。途经泥石流多发地段的高速铁路通常设置桥梁,其桥墩不可避免地会受到泥石流冲击的威胁;若在桥墩周围设置合适的防护结构,将有效避免或缓解泥石流对桥墩的冲击,对于高速铁路运行的安全性至关重要。

近年来,众多学者从数值模拟的角度研究了泥石流对拦挡坝、桥墩等建筑物的冲击作用。柳春等[5]以甘肃武都清水沟泥石流为研究背景,基于光滑粒子流体动力学(SPH)和有限元(FEM)结合的方法,构建了简化的泥石流冲击拦挡坝几何模型来模拟泥石流冲击的全过程,从而探究拦挡坝受含大块石泥石流冲击时的动力学行为并提出防撞设计的相关建议;刘兴荣等[6]结合舟曲县三眼峪沟灾后重建防治工程相关数据,采用增量加载的数值计算方法来探讨泥石流冲击高度对于拦挡坝坝体损伤的影响。类似的数值模拟思路亦可运用在泥石流对于桥墩的冲击模拟中。如:梁恒等[7]将泥石流Bingham模型与SPH方法相结合,构建了4种密度与黏性系数不同的泥石流冲击桥墩的物理模型,探究了泥石流冲击桥墩的堆积过程;黄云[8]运用流固耦合的思路来研究大块石-泥石流浆体-桥墩之间的动态作用,通过改变数值模型的结构与相关参数,得到在桥墩上加固外包钢板和加固外包泡沫铝条件对于桥墩受泥石流冲击的防护效果。

品字形防护结构是指在桥墩前设置3根防护桩形成防护结构,将多个品字形结构连接,即可形成桩林防护结构。这样当泥石流浆体流经防护桩时会产生绕流,从而减小泥石流对桥墩的冲击力;同时桩林结构对于泥石流中的大块石有一定的拦截能力,具有拦挡效果好、刚度大、抗冲击能力强、耐久性好的优点[9]。学者们对桩林结构自身的性质及其对桥墩的防护效果展开过一系列研究,如:张万泽[10]通过数值模拟对品字形三桩桩林结构在大块石冲击特定位置下的动力响应进行了模拟和分析,并通过试验验证了模拟结果的可靠性;匡睿[11]模拟了泥石流纯浆体冲击带有非接触式品字形三桩防护装置的桥墩过程,得出了合理的防护设施布置方式。但上述研究存在如下问题:桩林结构尺寸的设计未给出明确的设计依据,或直接参考现有工程的尺寸设计,未能与实际泥石流特征值、块石直径或桥墩尺寸等相结合,无法为其他同类项目的防护结构设计提供参考;现有对于块石冲击桩林结构的数值模拟局限于设计块石冲击桩身指定位置,在实际灾害中块石与河道的摩擦以及泥石流浆体的裹挟等环境因素会对于块石的运动轨迹产生一定的影响,从而造成块石并非固定的冲击建筑物相同位置,因此上述设计会对模拟结果造成误差;另外目前尚缺少桩林结构对于含大块石泥石流冲击桥墩防护效果的研究。

考虑上述研究现状,本文结合山西省五台县某实际工程,进行泥石流冲击桩林结构与桥墩的数值模拟研究。首先根据实际调查获取的数据提出了桩林结构尺寸设计原则,再依据工程背景构建简化模型来模拟大块石对不同尺寸组合桩林结构的冲击过程,通过桩体力学分析得到桩林结构的最佳布置方式;然后将桩林结构应用到含大块石泥石流对桥墩的冲击模拟中,进行在无防护和有防护两种状态下冲击桥墩的模拟,通过桥墩力学分析对比来探究桩林结构对桥墩的保护作用,以证明在桥墩前设置桩林防护结构的必要性。

1 工程背景

项目为位于北太行山区跨越山西省忻州市五台县境内某一泥石流沟桥梁工程的拟建高速铁路。据设计方案,铁路大桥有3个桥墩位于该泥石流沟流通区中,可知桥墩位置靠近主沟右岸某支沟(图1)。沟中物源较丰富,且沟谷切割较深,形态为V字形。一旦受到暴雨的激发,沟内及沟口物源具有启动的可能性,将会对桥墩的稳定性产生影响,因此需对该工程中泥石流对桥墩的冲击破坏特征进行研究,并合理布置防护结构。

图1 山西省五台县某泥石流流域分区

据现场调查,泥石流沟域分为形成区、流通区和堆积区,沟域面积约3.05 km2。泥石流流通区主要为主沟沟道,在流通区内纵坡坡降为126.6‰,沟床宽度10～100 m。主沟内存在较多岩体崩塌堆积物和人工开挖后直接堆放的松散岩石块体,最大的块石直径超过2 m。该泥石流属于稀性水石流,密度为1.558 t/m3,根据《泥石流灾害防治工程勘查规范》(试行)(T/CAGHP 006—2018)[12],该泥石流平均流速采用M.Φ.斯里勃内依式计算为3.59 m/s;泥石流最大冲起高度ΔH根据规范推荐公式[12]计算为0.65 m。

2 计算方法与模型

2.1 SPH-FEM计算方法

众多学者的研究表明,SPH是一种基于拉格朗日框架的无网格粒子方法,其克服了传统网格方法的网格畸变,对复杂边界条件下的流体运动问题具有较好的适应性[13-17]。FEM方法则根据尺寸对部件进行网格划分,具有建模简便、计算较快的优点。

SPH方法需要先将核函数平滑近似,再把模型在区域中离散成大量粒子,通过核函数粒子近似来求解粒子在某处的场函数。核函数在定义域为Ω时的平滑函数表达式如式(1)[18]所示:

(1)

式中:f为质点位置向量r的函数;r′为定义域中任意相邻粒子的位置向量;W为核函数;hr为平滑长度,本文中hr取为1.2h0,其中h0为粒子初始间距。

将核函数平滑表达式离散为临近粒子的场函数总和,表达式如式(2)[18]所示:

(2)

式中:N为粒子总数;mj、ρj分别为相邻粒子的质量和密度;rj为具体一个相邻粒子的位置向量。

运用SPH-FEM方法模拟泥石流冲击桥墩过程中的泥石流浆体-大块石-桩林结构-桥墩之间相互耦合作用。为使SPH-FEM之间具有耦合效果,要在接触算法中将FEM与SPH分别定义为主段和从段,在SPH-FEM间赋予法向接触以及基于罚函数算法的切向接触。

2.2 几何模型

依据实际工程构建的泥石流冲击模拟几何模型如图2a所示,大块石假设为球体,直径R为3 m。根据《公路桥涵地基与基础设计规范》(JTG 3363—2019)[19],非岩石河床桥梁墩台基底埋深安全值不宜小于1.5 m,故在模型中桥墩设置2 m的基础埋置深度。对于高铁桥墩承受上部结构产生的荷载,参考文献[8]中所采用的铁路桥墩数据,在桥墩顶面施加4 500 kN均布荷载以模拟桥梁上部结构的质量。

a. 模型示意图;b. 桩林结构主视图;c. 桩林结构俯视图;d. 桥墩俯视图。单位为m。

桩林结构桩身高度的设计应能够拦挡最大直径的块石,并且对于泥石流浆体起到缓冲作用,保证大块石和泥石流浆体不会因桩身过低而翻越桩林结构从而使防护结构失效。桩林结构桩身高度H应满足式(3):

H=h+ΔH+Hc。

(3)

式中:h为泥石流最大淤积厚度,此处取1.5 m;ΔH为泥石流的最大冲起高度,计算得到为0.65 m;Hc为桩身设计安全高度,根据块石直径和实际地形情况可适当设置。模拟中考虑桩身设计安全高度后将桩身高度H设计为5.0 m。

为防止大块石穿越防护结构冲击桥墩,认为在该泥石流沟冲击模拟中桩林结构桩间距L不能大于块石直径,并且应避免因桩林结构桩间距过小导致冲击过程中泥石流浆体和块石直接从侧面绕开防护结构冲击桥墩;故桩间距与桥墩宽度应满足关系式:

D≤L+2d。

(4)

式中:D为桥墩宽度,取3.3 m;d为桩林结构桩宽。

对于桩林结构的桩基深度,现有规范并未有明确规定。桩林结构在泥石流冲击过程中承受水平荷载,本文参考基坑工程中的悬臂支护桩进行设计,根据《建筑基坑支护技术规程》(JGJ 120—2012)[20],悬臂支护桩的嵌固深度不宜小于0.8hj,其中hj为基坑深度。本次模拟中桩林结构设计桩基嵌固深度H0依据桩身高度来确定(图2b),满足式(5):

H0=0.8H。

(5)

式中,桩身高度H为5.0 m。

国内外文献中目前对桩林防护结构尺寸设计中单个桩宽度缺少理论规范或实验研究,因此本文桩宽借鉴文献[10]中类似工程——七盘沟泥石流桩林结构拦挡坝,取1.0 m(图2c)。设计模拟中桩林结构桩间距L分别为2.0、2.5、3.0 m,桩排距B分别为1.0、1.5、2.0 m,桩与桩之间由连接梁连接,其对于前后桩有支撑固定作用,后桩间的连接梁宽度为0.5 m,前后桩间的连接梁从俯视图看为平行四边形,其与前后桩连接处的边长为0.5 m。据设计方案该段线路桥墩为椭圆柱体,尺寸见图2d,计算时高度按10 m考虑。

2.3 材料的本构模型及参数

在数值模拟中,不考虑沟道和大块石的受力属性,因此采用刚性材料来模拟沟道底部、沟道两侧以及大块石;桥墩材料为C30混凝土;桩林结构材料为C40混凝土;桩与桩之间的连接梁为刚性构件,不考虑其变形;对于低速运动稀性水石流,采用Null本构模型并设置EOS(equation of state)状态方程,状态方程是将复杂物理工况表达成计算动水压力的数学模型,其中水的声速值为1 500 m/s,材料gruneisen参数用来描述材料对于压力变化的响应,参照文献[21]取值为7,模拟中不考虑黏性力的影响。模型各参数如表1所示。

表1 模型参数表

2.4 边界及初始条件

对模型中沟道底部和沟道两侧、桩林结构桩基侧面和桩基底部,以及桥墩的基础侧面和底部,均施加完全固定约束。

将泥石流浆体和大块石的重力加速度设置为9.8 m/s2,再给二者施加一个沿沟道方向向下4 m/s的初始速度。模型中各部件之间的摩擦系数如表2所示。

表2 摩擦系数表

2.5 数值模拟过程

首先进行大块石对于桩林结构冲击的数值模拟,通过前桩的力学分析来研究确定最为安全稳定的桩林结构,从而得到结构最佳布置方式。然后分别进行桥墩在无防护与有防护状态下的泥石流冲击数值模拟,通过桥墩力学分析研究桩林结构对于桥墩受泥石流冲击的防护作用,其中无防护状态中含大块石泥石流直接冲击桥墩,有防护状态是在桥墩前设置桩林结构。

3 结果分析

3.1 块石对桩林结构的冲击作用

3.1.1 桩林结构组合设置

根据桩间距L和桩排距B分别设置9组不同的桩林结构,如Z2.0-1.0指代桩间距为2.0 m,桩排距为1.0 m的桩林结构组合,其余以此类推。具体的尺寸设置见表3。

表3 桩林结构尺寸表

3.1.2 冲击过程

为模拟本文泥石流的一个完整冲击过程[5],使大块石对桩林结构撞击造成结构的形变与应力,计算时间取为8.0 s。以Z3.0-1.0为例,大块石对桩林结构的冲击过程如图3所示。t=0.7 s时,大块石正沿着泥石流沟道运动,还未与桩林结构产生接触,此时桩林结构桩身仅因自身重力受到应力(图3a);t=4.9 s时,大块石瞬时撞击桩林结构前桩,前桩因受撞击向后运动,由于桩基与地面完全固定,桩身底部与地面连接处以及后桩与前桩连接梁连接处均受到巨大应力(图3b);t=5.4 s时,大块石与前桩撞击后弹开,且未发生二次碰撞,桩林结构受地基固定作用产生向前回弹的趋势,此时前后桩桩底受到地面压应力作用,前桩通过连接梁带动后桩的运动使得后桩在连接处受到梁的拉应力(图3c);t=7.3 s时,因未受大块石二次撞击,桩底应力与连接处应力相比撞击时已大幅度减小,桩林结构的运动逐渐趋于平静(图3d)。

a. t=0.7 s;b. t=4.9 s;c. t=5.4 s;d. t=7.3 s。

3.1.3 应力

9组桩林结构迎撞面桩底中心点应力时程曲线如图4所示,桩林结构组合Z3.0-1.0的前桩桩底应力峰值为65.6 MPa(图4a),是9组中最小的。前桩受大块石撞击后桩底应力迅速达到峰值,依靠地基对于桩底的约束来抵抗冲击作用;此后桩身前后振动,桩底应力达到数个次峰值,大块石至模拟结束并未与桩身发生二次碰撞,桩身振动逐渐平静,桩底应力次峰值逐渐减小并趋于平缓。冲击过程中桩林结构最大应力位于桩底,因桩基与地面采用完全固定约束,当桩身底部受到瞬时巨大应力时,混凝土的压应力可能会超过其自身抗压应力容许值[22],底部固定端发生脆性破坏。此时被破坏的桩林结构不仅不能保护桥墩免受泥石流冲击的威胁,反而会成为泥石流冲击物源对桥墩造成破坏。因此,为避免桩林结构破坏及其对桥墩的威胁,应选取前桩桩底应力峰值较小的桩林结构组合方式进行布置。

a. B=1.0 m;b. B=1.5 m;c. B=2.0 m。

3.1.4 位移

9组排列组合桩林结构受大块石冲击过程中,前桩桩顶中心点水平位移时程曲线如图5所示。其中Z3.0-1.0的前桩桩顶中心点在受冲击后水平位移最大值为2.71 cm(图5a),是9组组合中最小的。因桩林结构桩基与地面采用完全固定约束,桩身随桩基固定于地基,整体可视为一端固定的悬臂梁,在前桩受大块石冲击后桩身顶部水平位移瞬间达到最大值,反映了受大块石冲击后桩身的变形。桩身顶部连接梁的作用是将前后桩进行连接固定,保证桩林结构整体在受冲击时不会因位移过大而影响整体结构自身的稳定性,桩身顶部位移最大值越小,代表桩林结构前后桩支撑连接越稳固。

a. B=1.0 m;b. B=1.5 m;c. B=2.0 m。

3.1.5 桩林型式的比较与最佳方案

9组桩林结构前桩桩底中心点应力峰值与前桩桩顶中心点水平位移最大值如表4所示。Z3.0-1.0的桩底应力和桩顶水平位移最大值均为9组中最小的,因此Z3.0-1.0是9组中最为合理稳固的布置,可以作为最佳方案将其应用于下一节桥墩在有防护状态下受泥石流的冲击模拟。

3.2 桥墩受泥石流的冲击作用

在桥墩前设置Z3.0-1.0组合桩林结构,此时防护结构桩间距L为3.0 m,桩排距B为1.0 m,是桩林结构受大块石冲击下的最佳布置方式。

3.2.1 冲击过程

在无防护情况下泥石流冲击桥墩的过程如图6所示。t=3.3 s时,泥石流浆体的“龙头”开始接触桥墩,此时“龙头”的速度达到15.22 m/s(图6a);t=4.4 s时大块石撞击桥墩,对于桥墩迎流面造成巨大的冲击力(图6b);t=5.7 s时泥石流“龙身”整体冲击桥墩,此时大块石因碰撞而弹开且未对桥墩产生二次冲击,泥石流在桥墩周围绕流而与桥墩整体接触(图6c);t=8.0 s时模拟结束,此时泥石流整体大部分已通过桥墩,大块石未与桥墩二次撞击(图6d),整个模拟过程大块石未通过桥墩。

a. t=3.3 s;b. t=4.4 s;c. t=5.7 s;d. t=8.0 s。

在有防护情况下泥石流冲击桥墩的过程如图7所示。在泥石流浆体接触桥墩前首先接触桩林结构,桩身与浆体之间存在摩擦,因此对于泥石流整体的运动有一定缓冲作用。t=3.3 s时,泥石流浆体的“龙头”开始接触桥墩,此时“龙头”的速度达到15.74 m/s(图7a);t=3.9 s时,大块石在泥石流浆体的裹挟下撞击桩林结构,此时桩林结构开始拦挡块石以保护桥墩(图7b);t=6.3 s时,泥石流“龙身”整体冲击桥墩,此时大块石因撞击桩林结构弹开而未与桥墩发生接触(图7c);t=8.0 s时模拟结束,此时泥石流“龙身”已通过桥墩,大块石与桩林结构碰撞后在泥石流浆体的作用下已偏离到河道边侧(图7d)。

a. t=3.3 s;b. t=3.9 s;c. t=6.3 s;d. t=8.0 s。

3.2.2 冲击力

模拟的计算时间为8.0 s,在模拟结束时桥墩模型依旧处于受冲击状态,因此在冲击过程中桥墩持续受到冲击力。桥墩所受冲击力时程曲线如图8a所示。在无防护的状态下:桥墩在与泥石流浆体产生接触的t=3.3 s时开始受到冲击力,之后随着泥石流“龙身”的到达桥墩所受冲击力逐渐变大;在t=4.4 s时大块石撞击桥墩,桥墩所受冲击力达到峰值,此时泥石流浆体与大块石对桥墩造成瞬时冲击力3 843 kN,此后大块石因碰撞而弹开暂未与桥墩发生二次冲击;在t=5.7 s时泥石流浆体对于桥墩的冲击力达到1 840 kN;之后泥石流浆体整体通过桥墩,桥墩所受冲击力逐渐趋于平稳直到模拟结束。在有防护状态下:桥墩在t=3.3 s时与泥石流浆体接触产生冲击力;此后大块石被桩林结构阻挡,桥墩只受泥石流浆体的冲击并在t=6.3 s时达到冲击力1 452 kN,随后随着泥石流整体通过桥墩冲击力趋于平缓直至模拟结束。分析可知,无防护结构时泥石流浆体与大块石冲击桥墩产生的峰值冲击力远大于泥石流浆体冲击桥墩产生冲击力,巨大的冲击力易对桥墩墩身造成破坏;因此在桥墩前设置合理的防护结构拦挡大块石相当有必要。

a. 桥墩所受冲击力时程曲线;b. 桥墩底部中心点应力时程曲线;c. 桥墩底部中心点在冲击方向位移时程曲线。

3.2.3 桥墩应力

桥墩底部迎流面中心点应力时程曲线如图8b所示。在无防护状态下:t=3.3 s开始桥墩受泥石流浆体冲击,底部应力较小,当大块石撞击桥墩时底部应力瞬间达到峰值9.77 MPa;此后大块石未与桥墩二次碰撞,桥墩底部在泥石流浆体和地面约束的作用下应力变化趋于平缓。有防护状态下,桥墩仅受泥石流浆体冲击,桥墩底部应力变化始终保持平缓,应力峰值2.05 MPa,可知大块石的撞击会使桥墩底部产生较大应力。

3.2.4 位移

桥墩底部中心点在冲击力方向位移时程曲线如图8c所示。无防护情况下:在大块石撞击桥墩的瞬间桥墩底部产生巨大的位移,位移最大值为1.16 mm,随后大块石未与桥墩发生二次碰撞,在泥石流浆体冲击桥墩过程中桥墩底部位移幅度逐渐平缓;在t=8.0 s模拟结束时桥墩底部产生了1.09 mm的位移。在有防护情况下,桥墩只受泥石流浆体的冲击,因泥石流浆体冲击力相对于大块石冲击力较小,桥墩底部位移变化幅度相比下也较小,在t=8.0 s模拟结束时桥墩产生了0.77 mm的位移。

由上述结果可知,在设置防护结构时桥墩所受泥石流浆体的冲击力峰值相比于无防护状态下减小了约21.1%,桥墩底部应力峰值相比无防护状态下减小了约79.0%,t=8.0 s时桥墩底部在冲击方向位移相比无防护状态下减小了约29.4%。设置桩林防护结构不仅可以拦挡大块石,同时也能缓解泥石流浆体对于桥墩的冲击;还可有效控制桥墩底部应力,减小桥墩破坏的可能性;使桥墩底部受冲击产生的位移减小,缓解了桥墩受冲击的变形。