泥石流塊石沖擊下鋼絞線網組合結構的動力響應模擬研究

任根立，王秀麗,2

(1.蘭州理工大學土木工程學院，甘肅 蘭州 730050；2.蘭州理工大學西部土木工程防災減災教育部工程研究中心，甘肅 蘭州 730050)

近年來，泥石流災害在中國、日本等國家常有發生，呈現出頻發性、不確定性、破壞性等特點，給當地人民的生命財產、生活以及區域自然環境造成了嚴重危害。泥石流的沖擊作用是導致防治工程破壞的直接原因之一，其由泥石流漿體的持續動壓力和固體塊石撞擊力兩部分組成，其中以固體塊石撞擊力造成的災害為主[1]。針對泥石流災害防治問題，現有的研究主要集中在防治工程結構對泥石流漿體的攔截性能方面，而對泥石流固體物質塊石的沖擊作用，尤其是抗沖擊新材料的應用、多點沖擊等方面的研究較少。因此，探究一種施工方便、構造簡易、抗沖擊性能良好的防治工程結構，用來抵抗泥石流固體塊石的沖擊作用具有重要意義。

國內外學者對泥石流災害的防治進行了大量的研究， 如Horiguchi等[2]采用三維離散元法對全尺寸跌落保護網進行了碰撞響應的數值模擬分析，并對保護網沖擊性能進行了評價；Brighenti等[3]利用軟件模擬了簡化柔性防護結構在泥石流沖擊荷載作用下的能量耗散、構件變形能力及鋼索應力等，并對模擬值與理論推導值進行了對比分析；Escallón等[4]研究了由柔性鋼絲網連接而成的崩塌障礙物攔擋結構，并基于遺傳算法確定模型參數，模擬了落石屏障連接，相比過去的連接方式更精細且費用更低，其模擬結果與試驗結果吻合較好，驗證了該方法的有效性；吳紅剛等[5]通過設置兩道柔性網和一道重力壩的新型柔性泥石流攔擋結構的試驗，探究柔性攔擋結構對不同的泥石流顆粒的防治效果；王秀麗等[6]提出受力合理的新型空間網格攔擋體系，考慮泥石流的隨機性，計算了多沖擊物作用于結構不同位置時結構的動力響應；陽友奎等[7]針對落石防護和泥石流塊石防護等構建了柔性防護系統，并結合試驗研究，將柔性防護系統的理論逐漸完善，并應用于實際工程，為防治泥石流災害提供了參考；李俊杰等[8]結合常規的重力式攔擋壩，提出了一種帶鋼支撐的鋼-混凝土組合式攔擋結構,并通過固體沖擊荷載作用下的模型試驗,驗證了該新結構抗沖擊能力的優越性；陳劍等[9]以 Hertz 接觸理論和結構力學為基礎，建立了泥石流大塊石對橋梁的沖擊模型，推導出泥石流大塊石沖擊力修正計算公式，并驗證了其合理性；王秀麗等[10]利用ABAQUS軟件對普通格柵壩和加無黏結預應力筋格柵壩對泥石流塊石的沖擊響應進行了模擬研究，結果表明加無黏結預應力筋格柵壩比普通格柵壩具有更好的抗沖擊性能。

針對泥石流塊石災害防治的問題，本文提出了一種簡易的新結構——鋼絞線網與鋼管混凝土組合結構(以下簡稱鋼絞線網組合結構)。該結構利用鋼絞線具有大變形、高強度的優點和鋼絞線組成網整體性好的優點，以及鋼管混凝土結構良好的抗震、抗沖擊性能，可對泥石流實現“水石分離”，攔截破壞力作用大的塊石沖擊，以減弱泥石流災害。同時，本文利用ANSYS/LS-DYNA軟件通過建立鋼絞線網組合結構的有限元模型，對不同沖擊點位置、沖擊物速度和沖擊物質量條件下鋼絞線網組合結構對泥石流塊石沖擊動力響應規律進行了數值模擬研究。

1 鋼絞線網組合結構有限元模型的建立

1.1 結構的設計

為了防治泥石流塊石災害，本文提出了鋼絞線網組合結構的泥石流災害防治新結構。該鋼絞線網組合結構中的鋼管混凝土柱為鋼絞線網的支撐，垂直交叉鋼絞線組成鋼絞線網懸于兩根鋼管混凝土柱之間構成主要攔截泥石流塊石的構件。針對甘肅省某小流域夾雜塊石的泥石流溝災害頻發，進行了鋼絞線網組合結構模型設計。考慮到實體模型的試驗場地、試驗經費有限，進行數值模擬研究是常用手段，但由于計算機的內存和計算能力有限，通常建議早期進行縮尺模型的模擬分析，找出結構的響應規律，后期再進行足尺模型的有限元模擬和試驗研究。故本文選取鋼管混凝土柱水平間距為1.75 m、柱高為1.3 m；鋼管材質為Q235，依據《結構用無縫鋼管》(GB/T 8162—2008)，鋼管截面選取為φ159 mm×8 mm,其內部填充混凝土，其強度等級為C25；鋼絞線依據《混凝土結構設計規范》(GB 50010—2010)(2015年版)，單根直徑為17.8 mm，類型為1×7股。建立的鋼絞線網組合結構模型示意圖，見圖1。

圖1 鋼絞線網組合結構模型示意圖(單位：mm)

1.2 結構的有限元模型建立

1.2.1 有限元模型單元及材料模型選取

建立鋼絞線網組合結構的有限元模型時，考慮到在泥石流塊石沖擊作用下鋼絞線網可能會產生彎曲應力，故鋼絞線網采用Beam161單元；鋼管、混凝土采用Solid164單元；固體塊石因剛性較大，采用鋼球模擬，故選取Solid164單元，之所以選用鋼球下面會作出說明。

在快速沖擊加載條件下，許多金屬材料的屈服極限有明顯提高，且出現屈服滯后等現象，也存在應變率效應，因此鋼管、鋼絞線材料模型選用了考慮應變率效應的塑性隨動強化材料模型(Plastic Kinematic Model)，其中材料的應變率效應通過Cowper-Symonds模型實現，按下式來計算其屈服應力[11]：

(1)

(2)

式中：vs為泥石流塊石的運動速度(m/s)；α為全面考慮的摩擦系數(考慮泥石流重度、石塊密度、石塊形狀系數、溝床比降等因素)，且3.5≤α≤4.5，取平均值4.0；Dm為泥石流堆積物中塊石的粒徑(m)。

考慮泥石流中夾雜的塊石從山體滾下，為方便進行有限元建模，將其簡化為圓形塊石，以直徑為2.5 m、密度為2 500 kg/m3的圓形塊石為例，則可推算出泥石流塊石的運動速度為6.32 m/s，據此計算出塊石的質量為25 751.93 kg，初始動能為408 854.17 J。若建立實體模型進行有限元分析，必然對計算機的計算能力要求較高，因此在此考慮縮尺模型進行有限元分析，找到鋼絞線網組合結構對泥石流塊石的沖擊響應規律。本文建立1.3 m的鋼絞線網組合結構，采用半徑分別為0.15 m、0.20 m和0.25 m的沖擊物，為了實現與實際泥石流塊石相同的沖擊效果，則使用鋼球代替泥石流塊石，這是因為鋼球密度大，若進行室內結構試驗則更易于操作。根據胡桂勝等[15]對泥石流中大顆粒塊石的運動速度分析，取塊石的沖擊速度為10 m/s。當鋼球半徑為0.25 m、沖擊速度為10 m/s時，通過計算得到其沖擊的初始動能為25 676.00 J，與實際塊石沖擊的動能相差很大，為了探究實際塊石初始動能對鋼絞線網結構的沖擊效果，采取改變沖擊物速度的方法，因為實際中泥石流塊石從不同高度的山體滾下，其沖擊速度必然不同，其結構的動力響應也不同。當鋼球直徑為0.25 m、沖擊速度為40 m/s時，其初始動能為410 816.00 J，與實際的動能相差不大。鋼絞線網組合結構有限元模型各構件材料參數的選取，見表1。

1.2.2 有限元模型建立及網格劃分

本文利用ANSYS /LS-DYNA軟件對鋼絞線網組合結構建立有限元模型，并對模型進行了網格劃分。利用Booleans運算，為了避免沙漏，網格劃分應均勻，其中對鋼管采用映射劃分，網格劃分尺寸為40 mm；鋼絞線網格劃分尺寸為20 mm；混凝土采用自由劃分，網絡劃分尺寸為40 mm；固體塊石，即鋼球采用自由劃分，網格劃分尺寸為20 mm。以沖擊高度h=0.75 m，直徑為300 mm的塊石即鋼球沖擊鋼絞線網組合結構為例，其有限元模型網格劃分及邊界條件，見圖2。鋼管與內部混凝土采用glue黏結在一起使其共同作用；沖擊鋼球與鋼絞線網之間的接觸采用點面自動接觸。鋼絞線網組合結構采取底部固結。

表1 鋼絞線網組合結構有限元模型各構件材料參數的選取

圖2 塊石沖擊鋼絞線網組合結構的有限元模型網格劃分及邊界條件

塊石在距沖擊點前正方向0.30 m處，塊石沖擊過程中沖擊點位置見圖3。塊石沖擊點編號規則如下：沖擊高度h=0.45 m,從左到右塊石沖擊點編號依次為1、2、3；沖擊高度h=0.75 m,從左到右塊石沖擊點編號依次為4、5、6；沖擊高度為h=1.05 m,從左到右塊石沖擊點編號依次為7、8、9。

圖3 塊石沖擊鋼絞線網組合結構的沖擊點位置

2 鋼絞線網組合結構對泥石流塊石沖擊的動力響應數值模擬分析

對鋼絞線網組合結構建立有限元模型，通過數值模擬，探究不同沖擊物沖擊點位置、沖擊物速度、沖擊物質量條件下鋼絞線網組合結構對泥石流塊石沖擊的動力響應。

本研究設置的計算工況如下：

(1) 沖擊點位置不同：工況S1-1～S1-9，沖擊物沖擊點位置分別為沖擊點1至沖擊點9，相同沖擊速度v為10 m/s，沖擊物半徑R1為0.15 m，沖擊物質量M1為110.92 kg，被沖擊鋼絞線直徑d為17.8 mm；

(2) 沖擊物速度不同：工況S2-1～S2-6，沖擊位置為沖擊點5，沖擊物半徑R2為0.20 m，沖擊物質量M2為262.92 kg，被沖擊鋼絞線直徑d為17.8 mm，沖擊速度v分別為10 m/s、16 m/s、22 m/s、28 m/s、30 m/s、34 m/s；

(3) 沖擊物質量不同：工況S3-1、S2-3和S3-2，塊石沖擊點位置為沖擊點5，相同沖擊物速度v為22 m/s，沖擊物半徑不同，即R1為0.15 m、R2為0.20 m和R3為0.25 m。

通過對上述工況分別建立有限元模型，分析不同因素影響下鋼絞線網組合結構在不同工況時的動力響應。

2.1 沖擊物沖擊點位置不同

泥石流作為常見的地質災害，其中塊石沖擊的沖擊力是造成災害的主要因素，而在實際的地質災害中塊石沖擊并不僅僅對某一點進行沖擊，其沖擊具有隨機性和多點性，故對鋼絞線網組合結構的多個沖擊點，即不同的沖擊點位置下塊石沖擊的動力響應研究具有重要意義。針對工況S1-1～S1-9，通過數值計算得到在不同沖擊點位置下鋼絞線網組合結構動力響應見圖4。其中，圖4(a)為統計不同工況下鋼絞線網組合結構的沖擊力峰值；圖4(b)為統計不同工況下塊石在沖擊點5處鋼絞線網組合結構的位移峰值；圖4(c)為統計不同工況下塊石在沖擊點5處結構的加速度峰值。

圖4 不同沖擊點位置下鋼絞線網組合結構對塊石沖擊的動力響應

由圖4可以看出：

(1) 相同沖擊物，以相同速度10 m/s沖擊鋼絞線網組合結構，結構的沖擊力峰值響應不同，同一沖擊高度時，如工況S1-1、工況S1-2和工況S1-3，結構中間點處沖擊力峰值相比兩側點要小，這是由于兩側離鋼管混凝土柱支撐較近，相對剛度較大，結構沖擊力峰值響應小；工況S1-2、工況S1-5和工況S1-8，隨著沖擊高度的增加，結構受下部約束能力減弱，結構沖擊力峰值響應減小[見圖4(a)]。

(2) 統計沖擊點5處不同工況下鋼絞線網組合結構的位移峰值、加速度峰值響應，其變化規律基本一致，即在同一沖擊高度時，結構中間點處位移峰值、加速度峰值相比兩側點的要大；在不同沖擊高度時，如工況S1-1、工況S1-4和工況S1-7，隨著沖擊高度的增加，結構的位移峰值、加速度峰值增大;反之，則減小[見圖4(b)和圖4(c)]。

2.2 沖擊物速度不同

由于泥石流災害中塊石從不同高度的山體滾下，導致其具有不同的沖擊速度，而塊石不同的沖擊速度在與鋼絞線網組合結構接觸時，會造成其結構不同的沖擊響應。

2.2.1 結構的能量響應分析

對不同工況S2-1～S2-4下鋼絞線網組合結構進行了能量分析。撞擊前，沖擊物半徑一定，即沖擊物的質量一定，此時分析的唯一變量是沖擊物速度，但由沖擊物動能的計算公式可知，沖擊發生之前沖擊物的初始動能不同。不同工況下沖擊物的初始動能見表2。

表2 不同工況下沖擊物的初始動能

塊石與鋼絞線網組合結構發生沖擊，即塊石與鋼絞線發生碰撞，碰撞問題是描述接觸時間很短但接觸力卻很大的瞬時接觸過程，而發生碰撞后，主要是沖擊物的動能發生了變化，其轉化為結構中其他構件的能量。不同工況下沖擊物的動能變化及工況S2-1下結構的能量變化，見圖5。

圖5 鋼絞線網組合結構的能量響應時程曲線

由圖5(a)可見，沖擊物的動能變化規律是：沖擊未接觸時，由最大值保持不變；當發生接觸時，沖擊物動能迅速降低，由于接觸間力的作用，沖擊物以一定的速度反向運動，仍有一些動能；接觸結束后，沖擊物速度恒定，以一定的動能保持不變。

將沖擊物的初始動能曲線與沖擊物穩定時的動能曲線進行比較可知，當沖擊物速度較低時，沖擊物最后穩定時的動能卻更大，即說明鋼絞線能夠較好地攔截低速度沖擊物；而對于高速度沖擊物，沖擊物的動能在沖擊發生之后剩余動能較少，說明沖擊物的動能向結構中的構件發生了能量轉化，因為能量不可能憑空消失，可能通過其他構件發生了耗散。

由圖5(b)可見，工況S2-1下的結構總能量在沖擊物沖擊前后保持不變；沖擊物的動能向結構中的構件發生能量轉化時，轉化的內能多于動能，其中鋼管獲得的內能最多，即鋼管在沖擊物沖擊時通過自身變形獲得能量，鋼絞線也獲得了較多的內能；沖擊物沖擊在10.5 ms發生接觸，在43.5 ms沖擊物動能達到最低點，即沖擊持續了33 ms；結構中的其他構件在33 ms內獲得能量，而鋼絞線先于其他構件獲得能量，這是因為它直接與沖擊物接觸，并通過應力波在介質中傳播，傳到結構中其他構件，而支撐構件柱獲得的能量更多；在43.5 ms之后，接觸變弱，結構各構件獲得的能量會降低，但由于鋼絞線質量輕，振蕩幅度大，獲得的能量會略有增加。

2.2.2 結構中沖擊點處鋼絞線的軸向力響應分析

本文對不同工況S2-1～S2-4下鋼絞線網組合結構在沖擊點處附近的橫向鋼絞線單元H21910和豎向鋼絞線單元S22090的軸向力響應時程曲線進行分析，鋼絞線上單元的提取點見圖6(a)，鋼絞線單元H21910和S22090的軸向力時程曲線見圖6(b)和圖6(c)。

由圖6(b)和圖6(c)可見：

圖6 不同工況下鋼絞線網組合結構在沖擊點處鋼絞線單元的軸向力響應時程曲線

(1) 單元H21910和S22090的軸向力時程曲線中鋼絞線的軸向力都是先由0增加到最大再減小，最后在0附近振蕩，這是因為鋼絞線未與沖擊物接觸時其軸向力為0，隨著接觸的發生，其軸向力增加，鋼絞線變形達到最大后起到了攔截泥石流塊石的作用；而沖擊物的反向運動，使鋼絞線的軸向力減小，后來接觸結束，鋼絞線獲得一定動能，其軸向力在0附近振蕩。

(2) 在工況S2-4下橫向鋼絞線軸向力最大值為455.05 kN>270 kN，其鋼絞線發生斷裂，在工況S2-2、工況S2-3下，橫向鋼絞線處于斷裂邊緣,而在工況S2-1下橫向鋼絞線的軸向力未達到單根鋼絞線的拉斷力；不同工況下縱向鋼絞線軸向力均小于160 kN,未達到單根鋼絞線的拉斷力；不同工況下，隨著沖擊物速度的增加，鋼絞線的軸向力增加，直到鋼絞線出現斷裂。

2.2.3 結構沖擊點處的位移響應分析

本文通過數值分析，計算工況S2-1～S2-4下，不同沖擊物速度時鋼絞線網組合結構在沖擊點處的位移響應時程曲線，見圖7。

圖7 不同沖擊物速度下鋼絞線網組合結構在沖擊點處的位移響應時程曲線

由圖7可見，隨著沖擊物速度的增加，即沖擊物沖擊前的能量越大，鋼絞線網組合結構發生沖擊時，結構中鋼絞線網會表現出更大的沖擊響應；各工況下，隨著沖擊物速度的增加，其結構沖擊點處的位移峰值分別為215 mm、287 mm、342 mm和386 mm，位移增幅分別為33.5%、18.9%和13.1%，故隨著沖擊物速度的增加，結構沖擊點處的位移峰值增加，但其位移增幅降低。

2.2.4 結構破壞模式分析

本文通過數值分析對不同工況S2-4～S2-6下，即半徑為R2(0.20 m)的沖擊物分別以28 m/s、30 m/s和34 m/s的沖擊速度沖擊鋼絞線網組合結構，分析其沖擊的破壞過程，可以將鋼絞線網組合結構的破壞模式分為三種：模式一，鋼絞線網組合結構中少量橫向鋼絞線發生斷裂，但仍起到攔截泥石流塊石的作用；模式二，鋼絞線網組合結構中多根橫向鋼絞線發生斷裂，泥石流塊石穿出，起不到攔截的作用；模式三，鋼絞線網組合結構中多根橫向鋼絞線發生斷裂，縱向鋼絞線也發生斷裂，泥石流塊石穿出，起不到攔截的作用。具體的破壞模式詳見圖8。

圖8 工況S2-4、S2-5和S2-6下不同沖擊物速度時鋼絞線網組合結構的破壞模式

由圖8可見，鋼絞線網組合結構在半徑為R2的沖擊物以34 m/s的速度沖擊下，結構中橫向和縱向鋼絞線發生斷裂，結構起不到攔截泥石流塊石的作用，說明單根鋼絞線組成的鋼絞線網對泥石流塊石的攔截具有局限性。本次數值計算中只考慮了單根直徑為17.8 mm的鋼絞線，但在實際工程往往是多根鋼絞線共同使用,后期會研究多根鋼絞線的鋼絞線網組合結構對泥石流塊石沖擊的動力響應。

2.3 沖擊物質量不同

泥石流災害多因連續突降暴雨、突發地震或地震后的余震，引起山體土質、石頭等松動而誘發形成，泥石流塊石的沖擊具有突發性、偶然性和不確定性，不同大小的塊石從山體滾下，針對不同的沖擊物質量，必然會造成同一鋼絞線網組合結構的不同沖擊響應。本文通過數值分析，計算工況S3-1、S2-3和S3-2下不同沖擊物質量沖擊時鋼絞線網組合結構的沖擊響應。

2.3.1 結構的沖擊力響應分析

結構的沖擊力體現結構在沖擊過程的受力情況，針對工況S3-1、S2-3和S3-2，通過數值計算得到不同沖擊物質量沖擊下鋼絞線網組合結構的沖擊力響應時程曲線，見圖9。

圖9 不同沖擊物質量沖擊下鋼絞線網組合結構的沖擊力響應時程曲線

由圖9可見，隨著沖擊物半徑的增加，即沖擊物質量的增加，鋼絞線網組合結構的沖擊力增加，反之，結構的沖擊力減小；半徑為0.20 m和0.25 m的沖擊物，其以22 m/s的速度沖擊鋼絞線網結構時，結構的沖擊力大于270 kN,鋼絞線網塑性應變達到0.05，會發生斷裂。

2.3.2 結構沖擊點處的位移響應分析

針對工況S3-1、S2-3和S3-2,本文通過數值計算得到不同半徑的沖擊物沖擊下鋼絞線網組合結構沖擊點處的位移響應時程曲線，見圖10。

圖10 不同半徑的沖擊物沖擊下鋼絞線網組合結構的位移響應時程曲線

由圖10可見，隨著沖擊物半徑的增加，鋼絞線網組合結構沖擊點處位移時程響應增加，反之減少；隨著沖擊物半徑的增加，沖擊點處的位移峰值依次為255 mm、342 mm和418 mm；由255 mm到342 mm結構的位移增幅為34%,再由342 mm到418 mm結構的位移增幅為22%，可見鋼絞線網組合結構的位移峰值增加，但增幅降低。

2.3.3 結構中鋼絞線的軸向力分析

針對工況S3-1、S2-3和S3-2，本文通過數值計算得到鋼絞線網組合結構中鋼絞線的軸向力云圖，見圖11。

圖11 不同半徑的沖擊物沖擊下鋼絞線網組合結構中鋼絞線的軸向力云圖

由圖11可以得出如下結論：①鋼絞線網組合結構中鋼絞線在沖擊物沖擊過程中發生大變形，體現了鋼絞線良好的變形能力；②結構沖擊點所在高度的橫向鋼絞線軸向力最大，先達到規范中單根鋼絞線的拉斷力；③隨著沖擊物半徑的增加，鋼絞線軸向力的最大值增加，即鋼絞線軸向力的最大值分別為254.4 kN、327.9 kN和350.3 kN；④由于橫向和縱向鋼絞線組成的鋼絞線網整體性好，鋼絞線的軸向力大于規范中單根鋼絞線的拉斷力。

3 結 論

本文設計了一種簡易的新結構——鋼絞線網與鋼管混凝土組合結構(簡稱鋼絞線網組合結構)用于防治泥石流塊石的沖擊，該鋼絞線網組合結構可攔截泥石流中夾雜的塊石，減弱泥石流災害中塊石的沖擊。利用ANSYS/LS-DYNA軟件進行數值模擬，探究在塊石不同沖擊點位置、沖擊物速度和沖擊物質量條件下鋼絞線網組合結構對泥石流塊石沖擊的動力響應規律,得到如下結論：

(1) 不同沖擊點位置的沖擊力峰值分析顯示：在同一沖擊點高度下，結構中間點處的沖擊力峰值小于結構兩側點的沖擊力峰值，即結構兩側沖擊點受約束強，結構沖擊力峰值大，而結構中間點受約束弱，沖擊力峰值小；隨著沖擊點位置高度的增加，結構沖擊力峰值減小，即沖擊點位置高，結構受約束弱，結構沖擊力峰值小。

(2) 同一沖擊物，同一沖擊點，在沖擊物低速度沖擊過程中，結構的沖擊能量守恒，沖擊物的初始動能轉化為鋼絞線、鋼管和混凝土的動能和內能，且內能大于動能，沖擊物還有剩余動能；在沖擊物高速度沖擊時，結構沖擊點附近，橫向鋼絞線的軸向力先達到最大，先發生斷裂，當橫向鋼絞線和縱向鋼絞線都斷裂時，結構起不到攔截泥石流塊石的作用，說明單根鋼絞線組成的鋼絞線網對泥石流塊石的攔截作用具有局限性，考慮實際工程中可能多根鋼絞線一起使用，后期會研究多根鋼絞線組成的鋼絞線網的沖擊響應。

(3) 將結構沖擊力的時程曲線與尖峰型脈沖荷載的時程曲線進行比較，驗證了固體塊石沖擊結構符合尖峰型脈沖的沖擊特性。不同沖擊物質量下結構的沖擊響應模擬顯示：隨著沖擊物質量的增加，結構的沖擊力增加，結構受到的沖擊力的持續時間增加，說明結構在受到沖擊時，將沖擊物的動能轉化為其它構件的能量，其中鋼絞線網發生大變形，以起到抵抗塊石沖擊的作用。不同沖擊物速度下結構沖擊點處的位移響應模擬顯示：隨著沖擊物速度、沖擊物質量的增加，結構的位移峰值增加，但結構位移每次增加的幅度則降低，但其幅度都在10%以上。

(4) 由沖擊物沖擊后結構位移響應模擬分析可知，沖擊物的質量是主要因素，即沖擊速度一定時，沖擊物質量越大，結構受到的初始動能越大，結構的位移響應也越大。