デブリの通常の衝撃剛性

Jan 26, 2024

Scientific Reports volume 13、記事番号: 3969 (2023) この記事を引用

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メトリクスの詳細

この論文では、構造荷重挙動を推定するために小さな予引張応力下での 3 支持ケーブルフレキシブルバリアの垂直方向の衝撃剛性を提案し、物理的な影響による剛性の進化を調査するために 2 つのカテゴリーの小規模土石流 (粗いものと細かいもの) を採用しています。モデルは高速撮影と荷重センシングを実験します。結果は、粒子と構造の接触が垂直荷重効果に不可欠であることを示唆しています。粗い土石流は、より頻繁に粒子と構造の接触を行い、明らかな運動量流束を及ぼしますが、物理的衝突がほとんどない細かい土石流は、はるかに小さい運動量流束を与えます。垂直の等価ケーブルネットジョイントシステムから引張力のみを受ける中間に位置するケーブルは、間接的な荷重挙動を示します。底部にあるケーブルは、土石流の直接接触と張力の合計により、高い荷重フィードバックを示します。衝撃荷重とケーブルの最大たわみとの関係は、準静理論に基づくべき乗関数で説明できます。衝撃剛性は、粒子と構造の接触だけでなく、流れの慣性や粒子の衝突効果にも影響されます。サベージ数 Nsav とバグノルド数 Nbag は、法線剛性 Di に対する動的効果をなんとか表現しています。実験によれば、Nsav は Di の無次元化と正の線形相関を持ち、Nbag は Di の無次元化と正の累乗相関を持ちます。このアイデアは、流れと構造の相互作用に関する研究の代替範囲であり、土石流と構造の相互作用の数値シミュレーションにおけるパラメータの同定と設計の標準化の最適化に貢献する可能性があります。

中国南西部の山岳地帯では、急な道、豊富な降雨、固体破片の発生源のため、地滑りや土石流の発生頻度が高くなります1。近年、世界中で急増する異常豪雨の影響で、地滑りの頻度が低かった地域の一部が高頻度の地滑り地域に変わり、危険の規模が増大し、正確に推定することが困難であり、近隣の住民やインフラに多大な脅威を与えています。同様に、予防および制御措置の設計における困難も伴います。

柔軟なバリアは、小規模な土石流の滞留に対する有効な手段です。全体が軽くて開放的な構造のため、自然環境の影響が少なく、施工が早く経済的です。したがって、この方法は、中国南西部の山岳地帯における土石流ガリーの多点処理の要件を満たしており、有望な見通しを持っています2、3、4、5。しかし、柔軟なバリアの複雑な幾何学的非線形性により、土石流の衝撃下での構造応答は依然として進行中です6、7、8。現在のところ、土石流に対する柔軟なバリアの剛性は明らかではなく、中国における従来の構造設計は主に保守的なエネルギー散逸モデルに基づいています。実際には、支持ケーブルやアンカーが破損する前に構造物の金網コンポーネントが破損する可能性があり9、10、11、これは構造設計理論と実際の工学的機能との間にギャップがあることを示しています。理論的には、ケーブルネット構造の内部せん断応力と曲げモーメントは、顕著な張力特性により無視できることが認識されています。土石流の衝撃はケーブルネット構造の張力によって分散され伝達されるため、フレキシブルバリアの構造剛性に関する研究は張力と変形に焦点を当てています。 Ashwood12 は、流れと構造の相互作用を定量化するために、荷重とたわみの間の線形関係に基づく重要なパラメーターとしてケーブルの軸方向の剛性を使用しています。土石流の頭部には大きな岩石や粗大粒子が堆積しやすく、高速推力時の構造物の荷重分布は過渡的です。したがって、サージの方向の剛性は、機械的安定性のもう 1 つの要素として機能するはずです。構造物の荷重分布に関する関連知識は、土石流の影響を動的荷重と静的土圧荷重に分解する準静的手法によってほとんど解決されますが、構造物の断面はスラストの影響を無視した片持ち梁として定義されます。 -方向変形13．柔軟なバリアの伸縮面に垂直な通常の剛性は、瞬間的な衝撃時のケーブルネットシステムのせん断抵抗を示す傾向があります。 Ng ら 14,15 は、すでに支持ケーブルの荷重と変位の挙動を法線剛性解析に取り入れています。 Song ら 16 は、土石流 Fr のフルード数を加算することにより、分散荷重および集中荷重下での支持ケーブルの最大垂直剛性を研究し、分散荷重下でより大きな最大垂直剛性を発見しました。追跡調査では、フレキシブルバリアに遭遇する乾燥粒状流の流れ状況と圧縮率が深さまで議論され、フレキシブルバリアのたわみと粒状材料の状態の両方が衝撃荷重の変動に寄与することが示されました17。さらに、航空母艦のアレスティングケーブルは、引張剛性と曲げ剛性を備えた構造として認識されており、アレスティングプロセス中のケーブルに垂直な接線応力の発生モードは、高負荷環境下でのケーブル構造の接線応力解析の必要性を強調しています。 -スピードインパクト18．

反構造物に対する土石流の影響は多くの文献で検討できます 19、20、21、22、22 が、構造変形はさまざまなテクスチャーに関して互いに異なります。構造的な剛性は荷重と変形の間に関係があるため、柔軟なバリアの形状を見つけることが剛性を特定するための主要なプロセスです。力密度や動的緩和などの手法は、形状探索を支援するために実行されますが、節点の時間変化による法線変位やプリテンションの予約の影響は複雑であり、開発の妨げとなります。 Albrecht と Volkwein25 は、集中的な衝撃荷重を受ける菱形ネットを備えた柔軟なバリアの動的応答を研究し、ネットコンポーネントの剛性を使用して初期および衝撃プロセスにおける構造の変形状態を定義し、その後、その下での構造の破壊特性を定義しました。集中荷重について説明します。結果は、直接接触衝撃に耐える部分領域が構造破壊の始まりであることを示しています。 Jiang et al.26 は、構造物への粒子の直接衝撃が不規則な放物線変形を引き起こす一方で、非接触部分は放物線状の変位を受けると考えています。 Song ら 27 は、法線衝撃力を、Song ら 28 が提案した荷重モデルに基づく土石流サージ評価および引張力検出と相関させ、流れと障壁の相互作用を提示するための優れたアプローチを提供しました。また、フルスケール試験では、破壊状態に至る前の荷重経路を表示するための要素として垂直衝撃力と変位の発生が考慮されています29。

引張構造メカニズム30によれば、引張力モデルは荷重変形問題を解決するために国家せん断応力と曲げモーメントを備えたモデルとして想定でき、これは垂直衝撃モデルの合理性を示しています。この研究では、土石流の分布荷重とケーブルに沿った最大たわみによって定量化されるケーブルの剛性に関する予備理論を提案します。そして、この剛性モデルを検証するために、適合性基準に基づいた構造上の分散荷重の時間変化する非線形挙動が適用されます。この理論は、土石流と柔軟な障壁の間の準静的衝撃モードに由来しており、Brighenti et al.31 によって提案されたアイデアに従っています。剛性の評価は、支持ケーブルの最大法線たわみとその垂直分布荷重によって示されます。一方、分布荷重は、垂直の等価ケーブルネットジョイントシステムによって伝達される荷重、つまり他のケーブルから加えられる引っ張り力をカバーする必要があります。そしてネット。さらに、モデルを使いやすくするためにいくつかの単純化が行われています。(i) 土石流の衝撃ベクトルは最初のケーブルの方向に垂直であり、(ii) 構造全体は弾性があり、(iii) ケーブルのたわみは放物線状です。幅。したがって、剛性モデルの詳細は図 1 に表示されます。

衝撃モデルの系統図: (a) フレキシブルバリアの正面図、(b) 土石流衝撃を受けたフレキシブルバリアの断面変形、(c) 衝撃荷重 uimax による支持ケーブルの最大たわみ。

図1cに示すように、準静的な概念と単一ケーブルと変形の調整を考慮すると、ケーブルiにかかる分布荷重は次のように表されます。

ここで、qi は支持ケーブル i に垂直な分布荷重を示します。 Ni と Hi は、それぞれ定着部の支持反力の接線方向成分と水平方向成分です。 Ti は、定着部に作用する張力です。 δi はケーブル i の先端たわみ角です。

ケーブル i が完全に張られた状態にあるとすると、qi は次の相関関係を満たします。

ＥｉとＡｉはそれぞれ、ケーブルｉの弾性率と断面積である。 uimax はケーブル i の最大たわみです。土石流の影響を解釈することを目的として、qi を土石流衝撃荷重 qdi とケーブルネット接合システムから伝達される引張荷重の衝撃方向成分の合計 tjh に分解する必要があります。

最終的に、ケーブルの土石流衝撃剛性は、土石流によって与えられる分布荷重とケーブルの最大たわみとして表現できます。

Di (N/m2) には引張弾性率 EliAi が含まれており、理論的には土石流の正面衝突に対する構造物の抵抗力を反映します。ただし、垂直ケーブルネット断面の非線形挙動のため、tjh では解析解を得ることがほとんどできません。そこで、この論文では、tjh の影響を排除するための具体的な実験を提供します。土石流によって及ぼされる荷重 qdi は、垂直ケーブルネットシステムのプロファイル変形の適合性によって推定されます。これはすでに 26 で示されています。

とりわけ、伸長面法線荷重とたわみは両方とも土石流の影響を説明する上で直接的な役割を果たします。提示された研究は、前述の理論に基づいて、エネルギー散逸装置なしで支持ケーブルの正規化された衝撃剛性を調査することを目的としています。物理構造モデル試験は、小規模な土石流と大きな開口部を有する柔軟なバリアとの間の相互作用を解析し、引張荷重の伝達を除外するために実施されます。

特定の設計による小規模実験を通じて、粗いおよび細かい土石流モデルの 2 つのカテゴリによって及ぼされる衝撃力から導出される構造挙動により、剛性の重要な機能を検証することができました。フレキシブルバリアモデル (FB モデルと略記) は重力に対して平行であるため、FB が水路の底部線に対して垂直である場合よりも荷重の影響がより顕著になります40。 FB は高さ 0.4 m、幅 0.5 m で、円形断面 (断面の直径は 4 mm) の 3 つの均等に隣接する支持ケーブルモデル、つまり上部ケーブル、中間ケーブル、下部ケーブルがあり、ケーブルはネットと絡み合っています。 FB のネットの質感はナイロンで、菱形メッシュのロープワイヤーシステムに巻き付けられています。メッシュサイズは、土砂が中間ケーブルの高さに達した場合でも十分に開いています（土石流物質の最大粒径に等しい）（図2a）。 1 本のケーブルの先端はロードセル (質量 100 g、サンプリングレート 1 秒あたり 100 回、分解能 0.1 N) でボルトで固定され、水路の右側に固定された垂直の鋼製支柱に固定されています (図) .2b)。エネルギー放散のためのより多くのスペースを提供するために、中間ケーブルと下部ケーブルは両方とも水路の外に延長されます (長さ 1.1 m 対幅 0.5 m)。さらに、中間ケーブルと下部ケーブルの予張力は同じ値 (約 0.01 N、予張応力は 796 Pa) に設定されているため、各ケーブルの初期剛性状態は等しく、衝撃プロセス中の比較を容易にします。

実験モデル：（a）FBによる水路施設の正面撮影、（b）側面撮影、および（c）堆積物の粒度分布。

衝撃プロセス全体は 5 秒以内で、FB の後ろの最終的な堆積物は中間ケーブルの高さよりもわずかに低くなります。これは、下部ケーブルが土石流の直接接触に耐える一方、上部ケーブルと中間ケーブルは垂直ケーブルネット接合システムの張力のみを受けることを示しています。上部ケーブルにはロードセルが設置されていないため、上部ケーブルの荷重挙動は関係ありません。テストグループ FL も張力の検出に失敗したため、同様です。実験手順の詳細については、「実験手順」セクションを参照してください。

衝突プロセス中にモデル土石流の複数のパラメータが文書化され、平均接近速度 U、流れの厚さ h がカバーされます。粗い土石流と細かい土石流の運動学的パラメータには大きな差はなく、細かい土石流カテゴリの U と h の値さえも粗いカテゴリの値を上回っています (表 1)。一方、バリアの後ろの堆積物は助走モードを引き起こし、各テストで中間ケーブルの高さを超えることはできません（図3）。重量の最終流出率は、テスト CL、CS、FL、および FS でそれぞれ 0.21、0.13、0.61、および 0.56 であり、これは、FB モデルの浸透性が最大粒子サイズだけでなく、粒子の大部分にも関係していることを証明しています。粒度分布。接近する流れのフルード数 Fr は、特定の瞬間における U と h に応じて逆計算され、設定や衝突時間の違いによって変化します (表 1)。一般に、Fr の値は、流れが重力と慣性力によって支配されており、値の範囲が複数の自然土石流に従うことを示します 41,35。図 3 には、典型的な衝撃プロセス中のたわみプロファイルも示しており、初期段階、相互作用段階、静的段階に分けられます。ケーブルは基本的に法線衝撃方向に沿ってたわみ、最大たわみは上から下に向かって増加し、その後の収縮は明らかではないことがわかります。粗いカテゴリは、細かいカテゴリと比較して大きなたわみを引き起こします。微細なカテゴリーは、前方に少数の粗大粒子 (そのうち 10% は 35 ～ 50 mm の範囲にあります) があるにもかかわらず、ほぼスラリー状の衝撃を生成します。ケーブルに沿ったたわみパターンは幅のある放物線状であり (図 4a、b)、上記の仮説に対応します。

時間依存の衝撃を受けた FB のたわみ: (a) CL、(b) CS、(c) FL、および (d) FS。

(a) CL (b) および CS のケーブルたわみパターン、(c) 分布衝撃荷重 qdi 対時間、(d) 正規化された分布衝撃荷重、つまり最大荷重による衝撃荷重 \(\frac{{q_{di} } {{q_{dimax} }}\) 対時間、および (e) 分散土石流影響荷重 qdi 対最大たわみ uimax。

ファインカテゴリーの衝撃荷重と剛性は急激に低下します。図4cに示すように、qdiは初期衝撃プロセス中にピーク値に達し、その後一定値まで低下し、静的状態を維持します。 FS グループの分散衝撃荷重は、粗いカテゴリの分散衝撃荷重よりもはるかに小さく、正規化荷重も FS グループでより激しく低下します（図 4d）。これは、ケーブルネットネットワークとの接触頻度が少なく、透水性が大きいため、 FS グループでは構造応答が鈍感。ケーブル構造に対する粗大粒子の影響は、より大きな荷重フィードバックを示しており、粒子と構造の間の接触の重要性が強調されています。この傾向は、一部の文献 21、27、35 における障壁の説明でも同様に変化します。一方、粗大領域では粒子と構造の接触が確保されているため、移動距離が長い土石流ほど強い衝撃力が発生する傾向にあります。さらに、下部ケーブルの qdi は中間ケーブルの qdi と比較して常に大きいため、衝撃の度合いが異なるとケーブルの剛性が異なることを意味します。

中間ケーブルは土石流と直接接触しておらず、引張力のみを受けるため、垂直衝撃荷重は式(1)による最大たわみのべき乗関数となるはずです。 (2)、つまり:

ここで、係数 a と b は展開を特徴づけます。ケーブルが完全に締め付けられている場合、係数 a および b は、式 (3) に弾性率の標準値 (E = 2.06 × 1011 Pa) を代入することで校正できます。 (2)。中間ケーブル上の実験データによる回帰も、式 (1) のようなべき乗関数です。 (5)、係数 b を 3 に設定した後の相関係数は 0.97 です (図 4e)。しかし、係数 a の逆分析は、はるかに低いスケール (a = 8.7 × 105 Pa・m−2) を反映しています。

理論式の複雑さとして、ロードセルデータに基づいてボトムケーブルの荷重とたわみの挙動を説明するために回帰を適用します。そして、最も適切なのは別の形式のべき乗関数です。

ここで、係数 c = 6.64、d = 1.66 × 108、および e = 4.41、相関係数は 0.98 です（図 4e）。係数 c は、垂直ケーブルネットジョイントシステムからの荷重の垂直成分を示します。上述の結果は、衝撃荷重挙動における固体接触の重要な役割と、方程式と式によって共表現されるフレームワークの妥当性を示しています。 (2)と(3)。また、係数 d と e は、粗いおよび細かい流れの動きの影響により、理論値と等しくなりません。

土石流の粗いカテゴリと細かいカテゴリがケーブル構造に異なる影響を与えることを考慮して、土石流の動きを特徴とするいくつかの指標を使用して通常の衝撃剛性が調査されます。寸法解析の詳細は「スケール原理と寸法解析」で紹介しています。

まず、土石流の猛烈な数 Nsav を紹介します (表 1)。これは、土石流内の運動における固体粒子の慣性力と摩擦衝突力の程度を定量化するものです33,34。 Nsav の計算式は次のとおりです。

ここで、ρs と ρf はそれぞれ土石流中の固体と流体の密度、δ は粒子の主要な運動を支配する特定の粒径を示し、平均粒径 D50 で置き換えることができます。 γk は流れの厚さに沿ったせん断速度であり、\(\frac{U}{h}\) によって推定されます33,34。 φはモデル土石流物質の内部摩擦角です。 φ は、土石流モデル材料を満たした 2 つの箱 (キャップなし) のペアを通して事前にテストされ、2 つの箱は互いに積み重ねられ、調整可能な傾きを持つ小さなシュートに配置されます (図 5a)。傾斜が急になると、上の箱が滑り始め、下の箱から分離します。 φは、タイミングｔ、シュートの滑り傾きθ、ボックスの長手方向の長さＳから式（３）から求めることができる。 (8) 以下:

(a) 内部摩擦角試験用の土石流材料が入った 2 つの箱、(b) 垂直剛性 Di とプリテンション応力 σp の比対サベージ数 Nsav、(c) 対バグノルド数 Nbag。

ここで単純計算すると、粗いカテゴリと細かいカテゴリでは、φ≒39°、φ≒36°となります。 φ は衝撃中は静的なままです。さらに、予引張応力も初期剛性に影響を与える因子であるため、予引張応力 σp に対する Di の比として Di を無次元化します。つまり \(\frac{{D_{i} }}{{\sigma _{p } }}\)、おそらく一般的な用途向けです。 σp は特性応力として想定されます。近似曲線は \(\frac{{D_{i} }}{{\sigma _{p} }}\) が Nsav に応じて線形に増加することを示しています (近似曲線の式は \(\frac{{D_{1} }}{{ \sigma_{p} }}\) = 0.13Nsav、R2 = 0.92 および \(\frac{{D_{2} }}{{\sigma_{p} }}\) = 0.04Nsav、R2 = 0.83)そして、流入する流れの動きの慣性が等しい場合、間接荷重を受ける中間ケーブルの垂直衝撃剛性は、底部ケーブルの衝撃剛性よりも低くなります（図5b）。

バグノルド数 Nbag は、土石流の内部粒子衝突を描写する有効な要素として認識されています。ここでは、粒子と構造の接触の別の実現可能性を追求するために Nbag を利用して、剛性の発達を説明します (表 1)。 Nbag の計算は文献 33 で詳しく説明されており、Di の無次元化も使用されています。 \(\frac{{D_{1} }}{{\sigma_{p} }}\) と \(\frac{{D_{2} }}{{\sigma_{p} }}\ であることがわかります）両方とも、特定の範囲のNbagで出力の増加が増加します（図5c）。 Nsav の効果と比較して、\(\frac{{D_{i} }}{{\sigma_{p} }}\) の増加率は Nbag の方が上昇します。べき乗式は \(\frac{{D_{1} }}{{\sigma_{p} }}\) = 5.15 × 10–4 (Nsav)2.06 (R2 = 0.92 および \(\frac{{D_ {2} }}{{\sigma_{p} }}\) = 7.84 × 10–5 (Nsav)2.24、R2 = 0.85。同様に、土石流内部粒子衝突効果が同じ場合、間接荷重を受ける中間ケーブルの法線衝撃剛性は下部ケーブルの法線衝撃剛性よりも低くなります。

この論文では、物理モデル実験を通じて、柔軟なバリアの通常の土石流衝撃剛性を評価するための新しいフレームワークを紹介します。法線衝撃剛性は、土石流の分布衝撃荷重の代替推定値であり、文献 35 で言及されているせん断剛性として認識できますが、次元が異なります。このケーブルの剛性は主に、土石流による衝撃荷重と、垂直の等価ケーブルネットジョイントシステムによって伝達される引っ張り力のプロファイルを作成するために使用されますが、実際には推定するのは非常に困難です。荷重分布に対する剛性の影響は、数値シミュレーションによってさらに調査し、エネルギー散逸コンポーネントを追加する必要があります。

粒度分布が異なる土石流は、FB モデルに異なる負荷を与える可能性があります。粗大粒子は、粗いカテゴリの土石流の頭部に蓄積する傾向があり、粒子と構造がより多く接触するため、細かい土石流よりも大きな力が加わります。通常の衝撃荷重は、準静的理論とロードセルによって検出される張力データに基づいて推定されます。また、荷重伝達は、異なる高さのケーブルが非常に異なる力に耐えることを示しています。底部ケーブルには、土石流による直接衝撃と、同等の垂直ケーブルからの引きずり張力、つまり間接力の合計により、大きな荷重が作用します。間接的な力しか受けない中間のものは、確かに荷重フィードバックは低いです。文献 28 では、この研究では下部ケーブルではなく下部中間ケーブルで最大の衝撃力を受ける 4 ケーブルのフレキシブルバリアモデルが報告されています。しかし、ここの下部ケーブルはベースプレートまで 35 mm 離れており、これは FB モデルの下部がより大きな衝撃力にさらされるという考えを示しています。衝撃荷重と最大たわみの間の実験的な関係は、式 (1) からの理論的演繹によって説明されるべき乗関数パターンを満たします。 (2)、準静的理論の適用可能性を確認します。このパターンは、Ng ら 14,15 および Escallon ら 29 によって説明された金網ネットバリアの力 - 変位モードとほぼ一致しています。ただし、FB 内のすべてのケーブルが完璧に締め付けられているわけではなく、式 1 によって弾性率の計算値が求められます。 (5) 弾性率の規格値（E = 2.06 × 1011 Pa）を大きく下回ること。この傾向により、緩い状態での構造弾性率が、実際のプリテンション力を制御するための特定の指標となることが可能になります。

同じ移動距離条件下では、細かい土石流と粗い土石流の速度や厚さの差は少なく、流入する流れの状態はほぼ同じであることがわかります。それにもかかわらず、微細な土石流衝撃下での通常の荷重と剛性は非常に低いため、粒子と構造物との接触が剛性性能にとって重要である可能性があると推測されます。したがって、Nsav と Nbag でそれぞれ表される運動慣性と粒子衝突効果を導入して、法線剛性 Di の展開を検討します。また、2 つの要素内の粗大土石流と微細土石流の平均粒径 D50 も、衝撃荷重の評価に有効であることが証明されています。これら 2 つの要因と Di の間の正の関係は、最終的に、流れの運動慣性と構造との粒子接触の両方が特定の範囲内で Di の増加に寄与するという仮説を検証します。 Di が障害の重大な状態に関連する特定の値を超えると、これらの正の接続は無効になるという推測があります 29。 \(\frac{{D_{i} }}{{\sigma_{p} }}\)、Nsav と Nbag はすべて無次元であるため、実際のエンジニアリングと比較するとスケール効果が無視される可能性があることに注意してください。ただし、実験誤差とパラメータの静的推定は、2 つの関係関数の精度に影響を与える可能性があります。フィッティング曲線内で完全なパラメータ反転を取得するには、集中的な研究を実行する必要があります。要約すると、流れの動きと粒子と構造の接触についてのこの統合された洞察は、土石流フレキシブルバリアの荷重メカニズムに不可欠であり、バリアに対する固形分の影響についても同様の意見を共有しています35。フレキシブルバリアの中間ケーブルは、間接的な引張荷重が加わったときにクッションとして機能し、垂直ネットワイヤの荷重分散効果を示しています36、43、38。一方、粒子とスラリーの衝突による直接荷重と垂直ワイヤーからの引張荷重により、底部のケーブルがより硬くなります。したがって、実際にはボトムケーブルまたは下部の補強を推奨します。この実験解析は、脆性破壊ではなく延性破壊に近い臨界状態を最終的に確保するために、柔軟なバリアに対する土石流の衝撃の展開を解明するための積極的な試みである。実験では、ケーブルブレーキシステム、構造破壊モード、さまざまな予張応力の影響についてのさらなる議論が不足しているため、今後の研究でこれらの側面をカバーする予定です。

上述の推定と結果は、荷重計算の理論的参照と、数値シミュレーション計画における関連する剛性パラメータの合理的な検証を提供する可能性があります。

実験手順は、Jiang et al.26 によって導入されたのと同じ水路モデル施設で実行されます。水路の傾斜は30°で、FBモデルは水路の出口に設置されています。 2種類の粒度分布を持つ含水土砂100kgを、2つの昇降ゲートで確保された2つの異なる移動距離（3.2m：S、5.0m：L）から放出し、FBモデルに衝突させます。 2 つの土石流モデルの平均直径はそれぞれ 13 mm と 3.5 mm で、粗いカテゴリと細かいカテゴリを表しています（図 2c）。基底ギャップ (下部ケーブルとベースプレートの間) は 35 mm に設定されます。これは、粗いグループの粒子の 90% の最大直径に等しくなります 39。この手順では、合計 4 つの実験負荷グループを提供します (表 2)。さらに、高速カメラ (毎秒 200 フレーム) が側面に使用され、デジタルカメラが上部に設置され、衝撃と構造の変形プロセス全体を監視します。流れと構造のプロファイルが文書化され、流速、厚さ、Fr、Nbag、Nsav などの運動学的パラメーターがカメラの撮影間隔と画像サイズのキャリブレーションから逆計算されます。 FBモデル付近の0.5m×0.5mの領域内で接近速度と厚さの値をカウントします。

各試験の前に、デブリ物質は水路の上流側と高くなったゲートで構成される貯留セクション内で水と繰り返しかき混ぜられ、その後、ダム破壊方式で放出されます。土石流が FB モデルに影響を与えると、ロードセルと高速カメラが同時に作動して、引張荷重と構造のたわみが確実に同期されます。最終的に、初期長さ (スパン内) qdi に作用する正規分布荷重を表す衝撃は、式 (1)、(2) によって得られます。 (1)と(3)。

フルード数 Fr は、小規模テストとフィールドエンジニアリングの間の動的類似性を支配します。さらに、ここでは遠心分離機が使用されていないため、密度と重力も制御されます（表3）。土石流と FB モデルの構造は非線形性が高く、時間変化します。流れと構造の相互作用の物理的シナリオは非常に複雑であり、流れの運動学パラメータを直接導入することはできません。バリア衝撃荷重に対する Fr の影響は多くの文献で十分に確立されています 27、40、35、43 が、流れの運動量輸送を記述する他の 2 次元無次元パラメーター、つまり Nsav と Nbag も調べる必要があります。さらに、準静的理論に基づくいくつかの構造パラメーターが次元解析に入力されます。

ここで、パラメータは式と同じです。 (1)と(2)。そして、次元分析により次のことが得られます。

式の左辺。 (10) は \(\frac{{D_{i} }}{{\sigma_{p} }}\) です。 \(\frac{{\sigma_{p} }}{{E_{i} }}\) は予張ひずみであり、実験テストでは一定のままであるため、データ分析では Nsav と Nbag に焦点が当てられることは注目に値します。これは 2 つの無次元パラメーター間の相関関係と衝撃剛性の無次元化に関する予備的な演繹であるため、データ回帰では切片のない線形およびべき乗則が選択されます。

著者らは競合する利害関係を宣言していません。

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この研究は、四川省自然科学財団 (2022NSFSC1123) および四川省科学技術プログラム (2021YJ0544) の資金提供を受けています。

四川農業大学水利・水力工学部、雅安市、625014、中国

ミャオ・フオ、ジャンタオ・ジャオ、ジドン・リー、シン・リウ

610065 中国、成都、四川大学、水力学および山川工学の国家重点研究所

周佳文＆周宏偉

PubMed Google Scholar でこの著者を検索することもできます

HMとZJ-W。この研究を考案し、設計しました。 HMとLJ-D。モデルテストを実行し、データを分析しました。うーん、ZJ-T。そしてLXが主な原稿テキストを書きました。 ZJ-W. そしてZH-W。原稿の品質を向上させるために意見を提供しました。著者全員が原稿をレビューしました。

ミャオ・フオへの対応。

著者らは競合する利害関係を宣言していません。

シュプリンガーネイチャーは、発行された地図および所属機関における管轄権の主張に関して中立を保ちます。

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転載と許可

Huo, M.、Zhou, Jw.、Zhao, J. 他土石流柔軟バリアの通常の衝撃剛性。 Sci Rep 13、3969 (2023)。 https://doi.org/10.1038/s41598-023-30664-2

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受信日: 2022 年 9 月 2 日

受理日: 2023 年 2 月 27 日

公開日: 2023 年 3 月 9 日

DOI: https://doi.org/10.1038/s41598-023-30664-2

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