天文学、地球科学泥石流冲击不同组合拦挡系统动力过程分析

王永胜; 潘远文; 张晓研

doi:10.12404/j.issn.1671-1815.2506817

科学技术与工程 ›› 2026, Vol. 26 ›› Issue (18) :7583-7592 DOI: 10.12404/j.issn.1671-1815.2506817

天文学、地球科学

天文学、地球科学泥石流冲击不同组合拦挡系统动力过程分析

王永胜 ¹^,² ,
潘远文 ¹^,² ,
张晓研 ¹^,²

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Dynamic Process Analysis of Debris Flow Impact on Different Combined Barrier Systems

WANG Yong-sheng ¹^,² ,
PAN Yuan-wen ¹^,² ,
ZHANG Xiao-yan ¹^,²

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摘要

在泥石流灾害防治工程中,通常将拦挡坝沿沟道分级布设,组成拦挡系统,以实现全流域尺度的防灾减灾目标。拦挡系统的空间布局形式对泥石流灾害的综合防治效能存在显著差异。为揭示不同组合拦挡系统与泥石流的相互作用效应,将实体坝和梳齿坝进行多模式组合,构建多级拦挡系统,并采用光滑粒子流体动力学(smoothed particle hydrodynamics,SPH)方法模拟泥石流浆体,离散元法(discrete element method,DEM)模拟泥石流块石,分析了不同组合模式拦挡系统对泥石流动力过程与拦截效率的影响。结果表明:梳齿-实体坝组合模式的拦挡系统受力分布和拦蓄量分配上均更合理,防灾效益最优;缩小梳齿坝开口间距对冲击力的增幅并不明显,但能显著提升拦截效率;经一级坝体调控后,增加下游坝体间距可降低后续坝体所受冲击力。研究成果可为泥石流拦挡系统的空间布局与强度设计提供一定理论支撑。

Abstract

In debris flow disaster prevention and control engineering, check dams are usually arranged in stages along the gully to form a barrier system, so as to achieve the goal of disaster prevention and mitigation at the whole watershed scale. The spatial layout of the barrier system has a significant impact on the comprehensive prevention and control efficiency of debris flow disasters. To reveal the interaction effect between different combined barrier systems and debris flows, solid dams and comb dams were combined in multiple modes to construct a multi-stage barrier system. Meanwhile, SPH (smoothed particle hydrodynamics) method was adopted to simulate debris flow slurry, and DEM (discrete element method) was used to simulate debris flow blocks. The influences of barrier systems with different combination modes on the dynamic process and interception efficiency of debris flows were analyzed. The results show that the barrier system with the comb-solid dam combination mode has more reasonable stress distribution and storage capacity allocation, and its disaster prevention benefit is optimal. Reducing the opening spacing of comb dams has no obvious effect on increasing the impact force, but can significantly improve the interception efficiency. After the regulation of the first-stage dam, increasing the spacing of downstream dams can reduce the impact force on subsequent dams. The research results can provide certain theoretical support for the spatial layout and strength design of debris flow barrier systems.

Graphical abstract

关键词

泥石流 / 拦挡系统 / SPH-DEM耦合 / 动力过程

Key words

debris flow / barrier system / SPH-DEM coupling / dynamic process

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王永胜, 潘远文, 张晓研. 天文学、地球科学泥石流冲击不同组合拦挡系统动力过程分析[J]. 科学技术与工程, 2026, 26(18): 7583-7592 DOI:10.12404/j.issn.1671-1815.2506817

WANG Yong-sheng, PAN Yuan-wen, ZHANG Xiao-yan. Dynamic Process Analysis of Debris Flow Impact on Different Combined Barrier Systems[J]. Science Technology and Engineering, 2026, 26(18): 7583-7592 DOI:10.12404/j.issn.1671-1815.2506817

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泥石流是在沟谷或坡地上产生的一种富含泥沙、石块及巨砾的固-液两相流体^[1]。具有突发性强、运动速度快、冲击力大及侵蚀能力强等特征,对山区的基础设施、农业生产和居民生命财产安全构成严重威胁,极大地影响着山区经济的可持续发展^[2]。拦挡坝作为一种高效的泥石流防治设施,因可直接拦截泥沙块石等固体物质,消减泥石流流速和峰值流量,有效降低下游灾害风险,在工程实践中得到了广泛应用^[3-4]。但受沟道纵坡大、松散物质补给充足等因素影响,一级或两级拦挡坝往往难以实现全沟段的长效防控^[5]。为此,工程中常沿程布设多道拦挡坝构成梯级拦挡系统,通过分级拦挡、逐级消能的协同作用,实现泥石流灾害的系统性防治。因此,开展泥石流与梯级拦挡系统相互作用机制研究,揭示不同组合形式拦挡系统对泥石流动力过程的影响规律,不仅能为拦挡系统的合理布局提供科学依据,更对提升防灾减灾工作的科学性、保障山区人民生命财产安全以及促进山区经济社会的可持续发展具有极为重要的现实意义。

在拦挡结构与泥石流的相互作用方面,学者们大多通过理论分析、模型试验和数值模拟等手段开展研究。张芝艳等^[6]设置拦挡坝有无泄水涵洞的对比工况,采用模型试验再现泥石流运动过程中坝体的拦蓄性能和流体特征,建立了坝后淤积物体积的预测模型。Sun等^[7]通过水槽试验,对比分析了不同开口形式拦砂坝的泥石流拦挡效率和泥沙淤积规律。董耀刚等^[8]通过室内模拟试验,探讨了拦挡坝泄水涵洞布置方式对泥石流调控性能的影响。相较于模型试验,数值模拟方法具有成本低、灵活性强、数据获取维度丰富等显著优势,已成为该领域的主流研究手段之一^[9]。赵德博等^[10]采用SPH-DEM耦合方法,揭示了泥石流与刚性防护结构相互作用的动力演化过程。张友谊等^[11]基于Flow-3D软件,探讨了不同布置形式桩林坝的坝基冲刷侵蚀规律。Ng等^[12]采用SPH建模,模拟了泥石流冲击带导流板的双重刚性防护结构的冲击力学特性。Bi等^[13]通过CFD-DEM耦合方法,分析了固相体积分数与沟道倾角对泥石流与缝隙坝相互作用的影响。于虹等^[14]运用SPH-FEM耦合方法,模拟了泥石流对杆塔基础的冲击作用机制。刘建康等^[15]通过SPH-DEM-FEM耦合方法,探讨不同纵坡坡度和固体体积分数对泥石流冲击力的影响规律。上述研究深化了对单一拦挡结构与泥石流相互作用规律的认识,也验证了数值模拟方法在该领域的可靠性与有效性。

然而,现有研究多聚焦于泥石流与单一拦挡结构的作用机制,针对多级坝体构成的梯级拦挡系统与泥石流的相互作用效应,仍然缺乏深层次的研究。为此,现采用SPH-DEM耦合数值方法,模拟泥石流中的浆体和块石运动,以实体坝与梳齿坝为典型坝型,探究坝型组合模式、梳齿开口参数及坝体间距等关键因素对泥石流动力特性的影响规律。以期为泥石流拦挡系统的空间布局优化与结构强度设计提供科学参考与技术支撑。

1 SPH-DEM数值方法原理

1.1 SPH数值方法

SPH是一种无网格拉格朗日算法^[16-17],最初用以模拟天文学中的星体相互作用问题。Monaghan^[18]后来调整了该方法以模拟自由表面流体流动。SPH方法能将计算域离散为粒子,通过核函数描述粒子间相互作用,避免了大变形时网格扭曲导致的精度受损问题。在模拟大变形、高速度、自由液面流时表现出非常优秀的效果。

SPH方程的建立可分为两步:第一步是用积分函数来近似场函数,称为核近似;第二步是用粒子对核近似积分表达式进一步近似,称为粒子近似。

核近似实现了场变量或场变量梯度的插值,其核近似函数为

(1)

$<\mathrm{f}\left(\mathrm{x}\right)>={\int }_{\mathit{\Omega }}^{}\mathit{f}\left(\mathit{x}\mathit{\text{'}}\right)\mathit{W}(\mathit{x}-\mathit{x}\mathit{\text{'}},\mathit{h})\mathrm{d}\mathit{x}\mathit{\text{'}}$

式(1)中:<f(x)>为核近似函数;W(x-x',h)为光滑核函数;x-x'为粒子间距;h为定义影响区域W大小的光滑长度;Ω为点x处光滑核函数的支持域。

W(x-x',h)为光滑核函数,它决定了SPH近似的内值精度,且与数值稳定性有关。采用Cubic B-Spline 函数进行平滑,其表达式为

(2)W(q,h)=α_D

$\left\{\begin{array}{ll}0,& \mathit{q}\ge 2\\ 1-\frac{3{\mathit{q}}^{2}}{2}+\frac{3{\mathit{q}}^{3}}{4},& 0\le \mathit{q}<1\\ \frac{1}{4}{(2-\mathit{q})}^{3},& 1\le \mathit{q}<2\end{array}\right.$

式(2)中:α_D为归一化因子,在三维问题中α_D=1/(πh³);q为粒子间的归一化距离,

$\mathit{q}=\left|\mathit{x}-\mathit{x}\mathit{\text{'}}\right|/\mathit{h}\mathit{。}$

粒子近似实现了对核近似积分表达式的粒子离散,其粒子近似函数为

(3)

$<\mathrm{f}\left({\mathit{x}}_{\mathit{i}}\right)>=\stackrel{\mathit{N}}{\sum _{\mathit{j}=1}}\frac{{\mathit{m}}_{\mathit{j}}}{{\mathit{\rho }}_{\mathit{j}}}\mathit{f}\left({\mathit{x}}_{\mathit{j}}\right)\mathit{W}({\mathit{x}}_{\mathit{i}}-{\mathit{x}}_{\mathit{j}},\mathit{h})$

式(3)中:<f(x_i)>为粒子i处的近似函数值;N为支持域内相邻粒子的总个数;x_i为粒子j的位置;m_j为粒子j的质量;ρ_j为粒子j的密度;W(x_i-x_j,h)为粒子j对i的影响权重;m_j为相邻粒子质量;ρ_j为相邻粒子密度。

1.2 DEM数值方法

DEM法是一种针对非连续介质力学问题的高效数值模拟方法^[19]。其核心原理在于将连续介质离散化为具有独立物理属性的颗粒单元集合体,通过构建离散元系统的动态演化模型来表征复杂介质的力学行为。

DEM方法用于模拟泥石流中的固体颗粒。颗粒相的控制方程一般由平动方程和转动方程构成,颗粒系统中,颗粒i在任意t时刻平移和转动的控制方程为

(4)

${\mathit{m}}_{\mathit{i}}\frac{\mathrm{d}{\mathit{v}}_{\mathit{i}}}{\mathrm{d}\mathit{t}}=\stackrel{\mathit{N}}{\sum _{\mathit{j}=1}}{\mathit{F}}_{\mathrm{c},\mathit{i}\mathit{j}}+\stackrel{\mathit{h}}{\sum _{\mathit{k}=1}}{\mathit{F}}_{\mathrm{d},\mathit{i}\mathit{k}}+{\mathit{m}}_{\mathit{i}}\mathit{g}+{\mathit{F}}_{\mathit{p}}^{\mathit{f}\to \mathit{p}}$

(5)

${\mathit{I}}_{\mathit{i}}\frac{\mathrm{d}{\mathit{\omega }}_{\mathit{i}}}{\mathrm{d}\mathit{t}}=\stackrel{\mathit{N}}{\sum _{\mathit{j}=1}}({\mathit{M}}_{\mathrm{t},\mathit{i}\mathit{j}}+{\mathit{M}}_{\mathrm{r},\mathit{i}\mathit{j}})$

式中:m_i为颗粒i质量;v_i为颗粒i速度;F_c,ij为颗粒间接触力;F_d,ik为颗粒i受到的非接触力;N为与颗粒i发生物理接触的邻接颗粒总数;h为颗粒i受到的非接触力总项数;g为重力加速度;

${\mathit{F}}_{\mathit{p}}^{\mathit{f}\to \mathit{p}}$

为颗粒与流体之间的相互作用力;I_i为颗粒i转动惯量;ω_i为颗粒i形心角速度矢量;M_t,ij为滑动摩擦力矩;M_r,ij为滚动摩擦力矩。

粒子间的法向接触力和切向力为

(6)

${\mathit{F}}_{\mathrm{n}}={\mathit{k}}_{\mathrm{n}}{\mathit{\delta }}_{\mathrm{n}}+{\mathit{c}}_{\mathrm{n}}{\mathit{v}}_{\mathrm{n}}$

(7)

${\mathit{F}}_{\mathrm{t}}=\mathrm{m}\mathrm{i}\mathrm{n}({\mathit{k}}_{\mathrm{t}}{\mathit{v}}_{\mathrm{t}},\mathit{\mu }{\mathit{F}}_{\mathrm{n}})$

式中:k_n为法向刚度系数;

${\mathit{\delta }}_{\mathrm{n}}$

为法向叠合量;c_n为法向黏性阻尼系数;v_n为法向相对速度;k_t为切向刚度系数;v_t为切向相对速度。

1.3 SPH-DEM耦合数值方法

SPH-DEM模型的耦合可通过Potapov等^[20]提出的固体-流体无滑移条件实现。假设DEM颗粒远大于SPH粒子的平均间距,通过将SPH粒子置于DEM颗粒内部实现流-固相互作用(图1)。这些内部SPH粒子具有相关的人工质量、密度和速度,并用于满足颗粒表面的无滑移条件。

假设流体SPH粒子a,足够靠近内部SPH粒子b,以位于彼此的核内,为了确保无滑移条件,在与连接单元a和b的线相交的点O处的流体速度应当等于在该点处的固体速度。

SPH粒子的动量方程式为

(8)

${\mathit{m}}_{\mathit{a}}\frac{\mathrm{d}{\mathit{v}}_{\mathit{a}}}{\mathrm{d}\mathit{t}}={\mathit{T}}_{\mathit{a}}+{\mathit{m}}_{\mathit{a}}\mathit{g}+{\mathit{\Pi }}_{\mathit{a}}+{\mathit{\Lambda }}_{\mathit{a}}$

式(8)中:v_a为粒子a的速度;T_a为粒子a上作用的总内力;

${\mathit{\Pi }}_{\mathit{a}}$

为牛顿流体中的层流黏度;

${\mathit{\Lambda }}_{\mathit{a}}$

为作用于固体颗粒拖曳力的反作用力。

DEM颗粒的控制方程式为

(9)

${\mathit{I}}_{\mathit{k}}\frac{\mathrm{d}{\mathit{\omega }}_{\mathit{k}}}{\mathrm{d}\mathit{t}}={\mathit{T}}_{\mathit{k}\mathit{l}}^{\mathit{c}}$

(10)

${\mathit{m}}_{\mathit{k}}\frac{{\mathrm{d}}^{2}{\mathit{x}}_{\mathit{k}}}{{\mathrm{d}}^{2}\mathit{t}}=\stackrel{\mathit{M}}{\sum _{\mathit{l}=1}}({{\mathit{F}}^{\mathrm{C}}}_{\mathit{k}\mathit{l}}+{{\mathit{F}}^{\mathrm{L}}}_{\mathit{k}\mathit{l}})+{\mathit{m}}_{\mathit{k}}\mathit{g}+{{\mathit{F}}^{\mathrm{D}}}_{\mathit{k}}+{{\mathit{F}}^{\mathrm{B}}}_{\mathit{k}}$

式中:m_k为固体颗粒k的质量;F^C_kl为颗粒k与颗粒l间的接触力;F^L_kl为颗粒间摩擦效应的润滑力;M为与颗粒k发生物理接触的邻接颗粒总数;F^D_k和F^B_k分别为拖曳力和浮力。

2 SPH-DEM耦合方法验证

2.1 验证模型

王东坡等^[3]开展了泥石流冲击刚性实体坝的模型试验。沟槽长4.2 m、宽0.3 m、侧壁高0.4 m,坝体模型尺寸为0.3 m×0.2 m×0.03 m,模型固定在距水槽末端0.5 m处,物源区位于沟槽顶部,如图2所示。

采用Rocky软件中集成的SPH-DEM耦合数值方法,对文献[3]中报道的水槽试验进行全过程的模拟再现。将模拟结果与试验结果对比,以验证本文方法的有效性和准确性。

如图3所示,本文模型的几何参数严格参照文献[3]的试验设计。模型主体由沟槽、坝体和泥石流物源三部分组成。泥石流物源中流体采用SPH粒子建立,粒子间距为0.5 cm,固体块石采用DEM颗粒建立,颗粒直径为1.5 cm。

2.2 验证结果

图4为本文模拟与文献[3]物理试验的泥石流冲击力时程曲线对比图。可以看出,模拟所得的冲击力时程曲线与试验实测曲线在整体变化趋势、峰值时刻及各时间节点的数值上均吻合良好。

图5呈现了不同时刻泥石流运动过程的模拟结果与试验现象的对比情况。数值模拟过程较好地复现了泥石流冲击实体拦挡坝时的爬升、越顶翻坝及坝后回淤等关键动力响应过程。从形态特征来看,泥石流在各运动阶段的模拟形态与试验观测形态吻合度较高,二者运动演化规律基本一致。对比结果验证了本文方法计算的准确性和可靠性,可为后续的泥石流动力过程模拟分析提供技术支持。

3 泥石流冲击拦挡系统运动过程分析

工程实践中,通常布设多道拦挡坝,组成拦挡系统,以满足整条沟道的防灾减灾需求。将实体坝和梳齿坝进行不同形式的组合,构成实体-实体坝、梳齿-实体坝和梳齿-梳齿坝3种不同坝型组合的拦挡系统,探究其对泥石流运动过程的影响。

3.1 计算模型

为节约计算资源,将模型按照弗劳德数相似准则进行一定缩放,并将沟床简化为平直沟槽。

(11)

$\mathit{F}\mathit{r}=\frac{\mathit{v}}{\sqrt{\mathit{g}\mathit{L}}}$

式(11)中:Fr为弗劳德数;v为泥石流速度;g为重力加速度;L为特征长度。

常见缩尺比λ_L=1∶10~1∶100,但过小的模型(λ_L<1∶50)可能因尺寸效应(表面张力、颗粒间作用力)导致失真。因此,缩尺比选择λ_L=1∶20。参考某工程拦挡坝尺寸(长10 m,高6 m,厚1 m),模型尺寸缩放为:长0.5 m、高0.3 m、厚0.05 m,如图6所示。沟道内物源块石的等效直径为30~40 cm,模拟中颗粒直径缩尺为2 cm。泥石流实际运动中的流速在3~18 m/s,根据相似准则,模型速度则应在0.67~4.02 m/s,实际模拟过程中,泥石流的最大流速为3.14 m/s,符合要求。

泥石流由沟槽上部入口处以0 m/s初始速度释放,在重力作用下向拦挡结构冲击。泥石流中的浆体采用SPH粒子模拟,粒子间距为0.5 cm,输入流量为50 kg/s,共有200 890颗粒子;固体块石由DEM颗粒模拟,颗粒直径2 cm,输入量为14 kg/s,共有1 917个颗粒。泥石流输入时间1.5 s。SPH粒子、DEM颗粒等模拟参数设置如表1所示。所建立的泥石流模型属于稀性泥石流。模拟总时长设置为10 s,以再现整个泥石流冲击过程,并使最终状态达到相对稳定。

3.2 泥石流冲击实体-实体坝过程分析

图7为泥石流冲击实体-实体坝组合系统过程。泥石流从入口释放,在重力作用下沿沟槽运动,冲击拦挡结构。t=1.88 s时,泥石流“龙头”部分首先抵达拦挡坝底部,此时泥石流浆体速度达到最大,为3.14 m/s,随后冲击拦挡坝速度骤降;t=2.31 s时,泥石流沿坝身向上攀爬到最大高度,“龙头”部分泥石流出现翻坝下跌趋势;t=2.49 s时,后续来流继续冲击坝体,泥石流爬升高度仍然维持高位,过坝泥石流开始冲击坝后沟槽;t=3.41 s时,泥石流翻坝溢流现象消失,第一级实体坝前泥石流聚集在拦挡坝底部,形成静压力荷载;t=3.6 s时,翻越第一级坝体的泥石流开始冲击第二级坝体,由于流量和速度都明显小于冲击第一级坝阶段,冲击第二级过程较为平缓,未出现剧烈回淤翻滚现象;t=10.0 s时,冲击过程已达到相对稳定,泥石流速度基本减缓为零。拦挡系统中的第一级坝体拦截了绝大部分泥石流,第二级坝体则有效拦截了翻越第一级坝的泥石流,实现了全面拦截。冲击结束后,第二级坝体仍剩余大量有效库容,若后续爆发泥石流,拦挡系统仍然有着一定拦蓄调控能力。

3.3 泥石流冲击梳齿-实体坝过程分析

图8为泥石流冲击梳齿-实体坝组合系统过程。从图8可知,t=1.88 s时,泥石流“龙头”部分开始冲击第一级梳齿坝;t=1.98 s时,泥石流冲击梳齿坝支墩,一部分流体沿支墩向上爬升,但爬升高度明显低于实体坝,一部分流体从梳齿间隙穿越而出。由于梳齿坝的透水结构,泥石流出现分流现象,速度明显降低;t=2.84 s时,穿越第一级梳齿坝的泥石流抵达第二级实体坝,相较于第一级为实体坝抵达时间提前了约0.76 s,且冲击速度明显大于实体-实体坝工况;t=3.55 s时,泥石流冲击第二级实体坝,攀高爬升达到最高,极少部分的浆体翻越坝体向下游流去;t=3.61 s时,后续泥石流继续冲击第二级坝体,大量流体在坝前堆积对后续来流造成阻碍,减缓流速,并形成回流进一步减缓冲击力;t=10.0 s时,冲击过程达到相对稳定,第一级梳齿坝拦挡了大部分块石,浆体则被全部排出,第二级实体坝拦挡了穿过第一级梳齿坝的绝大部分泥石流,仅有极小部分浆体翻越坝体。稳定后第一级梳齿坝坝前仅淤积了部分块石,还存在大量的有效库容,第二级实体坝坝前则淤积了小部分块石和大量的浆体,库容已经接近淤满。拦挡系统仍有一定冗余,对后续来流依然有着一定的调控拦蓄能力。

3.4 泥石流冲击梳齿-梳齿坝过程分析

图9为泥石流冲击梳齿-梳齿坝组合系统过程。t=2.84 s之前泥石流运动过程同梳齿-实体坝工况;t=2.95 s时,泥石流冲击第二级梳齿坝,产生分流现象,速度再次消减;t=5.0 s时,第二级坝前堆积体高度达到最高,堆积高度明显低于第一级梳齿坝;t=10.0 s时,冲击过程已达到相对稳定,第一级坝前拦截了大量块石,第二级坝前仅拦截了极少量块石,泥石流浆体均被排出,未在各级坝前淤积。拦挡系统中第一级梳齿坝发挥了拦蓄调控和分流消减流速作用,但由于两级坝体梳齿间距相同,第二级坝体仅发挥了分流减速作用。因此,多级梳齿坝组成拦挡系统协同工作时,后一级梳齿开口间距应小于前一级,以此拦截穿越前一级的块石。

4 组合模式对泥石流冲击效应影响

4.1 坝型组合影响

图10为不同坝型组合模式下第一级坝冲击力时程曲线。从图10可知,t=1.88 s时泥石流冲击第一级拦挡坝,冲击力开始迅速增大。实体坝冲击力峰值达到332.74 N,达到冲击力峰值后缓慢下降。由于泥石流冲击坝体后在坝前出现回流翻滚现象,下降过程中出现多次峰值现象,最终逐渐趋于稳定。梳齿坝则因受力面小于实体坝,且部分块石和绝大部分浆体从梳齿开口间隙排出,冲击力峰值只有142.44 N,仅为实体坝的42.81%。同时,由于梳齿坝的透水结构,浆体被直接排出,坝前回流翻滚现象明显减弱,冲击力达到峰值后迅速回落,后续未再出现峰值。

由于第一级坝体的调节作用,二级坝体的冲击力时程曲线发生显著变化(图11)。实体坝对于泥石流缓阻效果明显优于梳齿坝,相比于第一级为梳齿坝,当第一级为实体坝时二级坝体受冲击开始时间延缓0.76 s。梳齿-梳齿坝工况下,二级坝冲击力时程曲线变化趋势与一级坝类似,均为先迅速增大至峰值,随后缓慢降低,但二级坝冲击力峰值为65.54 N,仅为一级坝的46.01%。同时,因两级坝体开口尺寸相同,二级坝几乎失去拦截能力,坝体最终受力仅为5.52 N。梳齿-实体坝工况下,由于第一级梳齿坝排出大量浆体与块石,泥石流在二级坝前出现回流翻滚现象,坝体受冲击后迅速增大并出现波动变化。但因一级梳齿坝对泥石流流速的消减作用,冲击力峰值并未出现在前期冲击阶段,而出现后期稳定阶段,且相比于一级坝有一定增长,达到224.63 N。实体-实体坝工况下,由于第一级实体坝拦截了绝大部分浆体与块石,冲击二级坝的泥石流流速与流量均较小,坝体受力后冲击力增加相较于其他两种工况更为平缓,增加至峰值46.53 N后保持稳定,峰值仅为一级坝体的13.98%。

图12为不同坝型组合工况对块石的拦截率。实体-实体坝工况下,系统对实现了块石100%拦截,表现出优良的防灾能力。但第一级坝体拦截了94.9%的块石,第二级坝体仅拦截5.1%,系统的利用率并不理想。梳齿-实体坝工况下,第一级坝体拦截了65.57%的块石,第二级坝则拦截了剩余的34.43%,同样实现了100%拦截,且各级拦截量分配相对合理。当两级均为梳齿坝时,第一级梳齿坝拦挡了65.41%的块石,但由于两级坝体开口间距相同,第二级坝体拦截率只有0.71%,未发挥拦截作用,穿过第一级坝体的块石也能穿过第二级坝体。因此,工程设计时应当缩小下游坝体梳齿间距以实现分级拦截。

4.2 开口间距影响

当流域沟道布设多道梳齿坝时,通常逐级缩减坝体开口间距,以分级减缓泥石流速度,拦截固体物质。各级坝体之间的坝体开口间距显著影响着拦挡系统的防灾效益。因此,以梳齿-梳齿坝组合的拦挡系统为对象,设置4种不同开口间距组合:5 cm-4 cm、5 cm-3 cm、4 cm-3 cm和3 cm-2 cm,探究不同开口间距组合对泥石流冲击力与拦截效率的影响。

图13为不同开口间距组合下第一级坝体冲击力时程曲线。5 cm开口间距工况冲击力峰值最小,为142.44 N。当开口间距缩小为4 cm和3 cm时,冲击力峰值分别增加了7.5%和20.63%,达到了153.12 N与171.82 N。且各工况均呈现先增大,达到峰值后迅速减小趋势。

图14为不同开口间距组合模式下第二级坝体冲击力时程曲线。5 cm-4 cm开口组合工况冲击力峰值最小,为57.15 N。5 cm-3 cm、4 cm-3 cm和3 cm-2 cm工况冲击力峰值分别为72.54、75.38和81.43 N,增加了26.93%、31.90%和42.48%。由此可见,缩小梳齿坝开口间距,坝体所受冲击力峰值有所增加,但增幅并不显著。

图15为不同开口间距组合对块石的拦截率。系统开口间距由组合5 cm-4 cm缩减到组合5 cm-3 cm时,系统拦截率由70.43%提升至90.43%,提升最为显著。当开口间距由组合5 cm-3 cm缩减到组合4 cm-3 cm和组合3 cm-2 cm时,第一级坝拦截率提升较为明显,由64.81%提升到70.81%和80.38%。但第一级坝拦截了大部分块石,第二级坝拦截率反而有所降低,从25.81%减少至23.51%与17.7%,导致系统总拦截率提升并不显著。由此可知,组合5 cm-3 cm,即第一级坝体开口间距为块石粒径的2.5倍,第一级坝体开口间距为块石粒径的1.5倍,是较优的选择。

此外,值得注意的是,拦截效率越高,坝前堆积体淤积越快,拦挡系统所能运营的时间就越短。因此,工程设计时应结合实际情况,应当适当控制拦挡系统中的坝体开口间距组合,“拦排结合”以延长系统运营周期,提高经济效益。

4.3 坝体间距影响

以梳齿坝-实体坝组合模式为研究对象,不改变第一级坝体位置,分别在距离第一级坝体1.0、1.5、2.0 m处设置第二级坝体,探究不同坝体间距的泥石流冲击力的影响。由于未改变第一级坝体位置,第一级梳齿坝的冲击力时程曲线与图10中的梳齿-实体坝工况相同。

图16为不同坝体间距下第二级坝体的冲击力曲线。随着坝体间距的增加,坝体受冲击时间有所延后,且冲击力峰值出现一定减小。不同间距的冲击力峰值分别为234.39、224.63、208.98 N。这是经过第一级梳齿坝的调控作用,泥石流的速度与流量都出现明显衰减,导致泥石流在沟槽运动过程中,重力势能对动能的补充,小于流体自身碰撞耗能与沟槽摩擦耗能对动能的消耗。因此,在布设多级拦挡系统时,可适当增加下游坝体间距,充分利用沟槽对泥石流的耗能作用,以减小下游坝体受到的压力。

但值得注意的是,对于高陡的沟道,重力势能对动能的补充大于运动的耗散,坝体间距的增大可能导致下游坝体的冲击力增大。

5 结论

首先利用泥石流冲击试验验证了SPH-DEM方法在模拟固-液两相流相互作用时的可靠性。随后,深入分析了不同组合拦挡系统作用下的泥石流动力过程与拦截效果,得出以下主要结论。

(1)实体-实体坝工况下,大部分泥石流被第一级坝体拦截,第二级坝体拦截了过坝的全部泥石流,表现出了优秀的减灾效果,但第一级坝体接近淤满,第二级仅有少量淤积,且第一级坝体受到的冲击力远超另外两种工况,第二级坝体所受冲击力却是3种工况中最小的,系统的受力分配较差。稳定后,整个拦挡系统仍然存在大量库容余量,系统的利用效率较低,但若暴发二次灾害,拦挡系统仍然可以发挥强大功效。

(2)梳齿-实体坝工况下,大部分块石被第一级的梳齿坝拦截,仅有极少量的浆体翻越第二级实体坝,其余均被第二级坝体有效拦截。所受冲击力介于梳齿-梳齿坝工况和梳齿-实体坝工况之间,系统受力分配合理,拦挡系统利用效率最高。稳定后,拦挡系统的仍有较大余量,若暴发二次灾害,拦挡系统依然可以发挥一定调控能力。

(3)梳齿-梳齿坝工况下,适当缩减梳齿坝开口间距可有效提升拦截率,且冲击力提升并不显著。但若两级坝体开口间距相同,穿过第一级坝体的块石仍然可以穿越第二级坝体,导致第二级坝不能完全发挥功效。因此,工程设计时应当缩小下游梳齿坝开口间距,以实现泥石流的逐级耗能,分级拦挡。

(4)经由第一级坝体的拦蓄调控作用,适当增加坝体间距不仅可延缓泥石流冲击坝体时间,也可减小泥石流对坝体的冲击力。因此,布设多级拦挡系统时,可适当增加下游坝体间距,充分利用沟槽对泥石流的动能消耗作用。

参考文献

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基金资助

国家自然科学基金(52468074)

国家自然科学基金(52269024)

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2025-09-23	2026-06-28	2025-12-18
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