庫(kù)前水位對(duì)混凝土重力壩抗爆安全性能的影響

李　麒, 王高輝， 盧文波， 陳　明

(武漢大學(xué) 水資源與水電工程科學(xué)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，武漢　430072)

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庫(kù)前水位對(duì)混凝土重力壩抗爆安全性能的影響

李麒, 王高輝， 盧文波， 陳明

(武漢大學(xué) 水資源與水電工程科學(xué)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，武漢430072)

摘要：現(xiàn)代戰(zhàn)爭(zhēng)有征兆可察，通過(guò)預(yù)警放水不僅可以有效提高大壩的抗爆安全性能，同時(shí)能夠減少大壩失事風(fēng)險(xiǎn)損失?；陲@示動(dòng)力分析平臺(tái)，考慮爆炸高加載率下的混凝土應(yīng)變率效應(yīng)，建立水下爆炸條件下炸藥-氣體-庫(kù)水-壩基-壩體全耦合動(dòng)力分析模型，對(duì)比分析了正常蓄水位及死水位條件下混凝土重力壩水下爆炸毀傷破壞特征及抗爆安全性能；同時(shí)針對(duì)戰(zhàn)時(shí)預(yù)警放水條件，分析不同庫(kù)前水位下混凝土重力壩的動(dòng)態(tài)響應(yīng)特征、破壞發(fā)展過(guò)程及毀傷空間分布特征，全方位研究了庫(kù)前水位對(duì)大壩抗爆安全性能的影響。結(jié)果表明：對(duì)于混凝土重力壩，隨著庫(kù)前水位的降低，壩體損傷破壞范圍逐漸減?。划?dāng)庫(kù)前水位降低到大壩下游折坡以下時(shí)，大壩抗爆安全性能得到顯著的提高。

關(guān)鍵詞：混凝土重力壩；庫(kù)前水位；抗爆安全性能；全耦合模型；水下爆炸；損傷演化

近年來(lái)，恐怖襲擊活動(dòng)在世界范圍內(nèi)頻發(fā)，具有明顯政治經(jīng)濟(jì)效益的高壩成為恐怖分子的重點(diǎn)打擊目標(biāo)。且隨著精確制導(dǎo)技術(shù)的發(fā)展，高壩受到的威脅大大增加。我國(guó)處在高壩快速發(fā)展時(shí)期，一大批100～300 m級(jí)的高壩已建成或正在建設(shè)中，如龍羊峽水電站(178 m)、二灘水電站(240 m)、瀾滄江的黃登水電站(202 m )、白鶴灘水電站(284 m)等，這些大壩水位高、庫(kù)容大，一旦失事將對(duì)下游造成巨大的人員傷亡和財(cái)產(chǎn)損失。由于爆炸沖擊波在水中傳播時(shí)所產(chǎn)生的破壞作用比在空氣中強(qiáng)烈得多[1]，水下爆炸對(duì)于混凝土重力壩破壞潛能最大。通過(guò)戰(zhàn)時(shí)預(yù)警放水，不僅可以提高大壩抗爆性能，同時(shí)也可以減小戰(zhàn)時(shí)大壩的失事風(fēng)險(xiǎn)損失，如三峽工程樞紐建筑物設(shè)計(jì)中，已考慮戰(zhàn)時(shí)與平時(shí)運(yùn)用相結(jié)合，大壩有大泄量的底孔，降低水庫(kù)水位所需時(shí)間較短，由正常蓄水位175 m降至135 m最多只需7天，可以有效減少潰壩損失。因此，研究庫(kù)前水位對(duì)大壩抗爆安全性能的影響具有重大戰(zhàn)略意義。

目前，關(guān)于大壩在水下爆炸沖擊荷載作用下的動(dòng)態(tài)響應(yīng)及失效模式的研究主要是在正常運(yùn)行水位條件下進(jìn)行。如張啟靈等[2]采用聲學(xué)介質(zhì)描述庫(kù)水，考慮鍵槽作用的兩種極端情況及混凝土的受拉、受壓損傷，探討了高水位運(yùn)行下近水面水下爆炸對(duì)高拱壩結(jié)構(gòu)安全性能的影響；Yu[3]以非線性顯示動(dòng)力分析程序LS-DYNA為平臺(tái)建立水下爆炸全耦合模型，采用ALE算法對(duì)水下接觸爆炸下的大壩動(dòng)力響應(yīng)進(jìn)行了研究，得到大壩的損傷破壞分布；Linsbauer[4]通過(guò)建立庫(kù)水-壩體耦合模型，對(duì)庫(kù)底爆炸沖擊荷載作用下混凝土重力壩(上游面含裂縫)的動(dòng)力響應(yīng)、穩(wěn)定性進(jìn)行了研究；張社榮等[5-6]通過(guò)構(gòu)建水下爆炸混凝土重力壩全耦合模型，分別從大壩高度、起爆深度、爆心距、炸藥量等方面，探討了正常蓄水位條件下混凝土重力壩的水下爆炸失效模式；Lu等[7]針對(duì)高壩災(zāi)難控制問(wèn)題,選用軟質(zhì)聚氨酯材料作為保護(hù)材料,對(duì)混凝土高壩在水下爆炸沖擊波作用下的防護(hù)進(jìn)行了研究。然而,目前從降低庫(kù)前水位研究混凝土重力壩水下抗爆安全性能的成果甚少，這也是本文所做的主要工作。

本文從庫(kù)前水位這一人為可控因素出發(fā)，基于顯示非線性動(dòng)力分析平臺(tái)，考慮爆炸高加載率下的混凝土應(yīng)變率效應(yīng)，建立水下爆炸條件下炸藥-氣體-庫(kù)水-壩基-壩體全耦合動(dòng)力分析模型，分析不同庫(kù)前水位下大壩在水下爆炸沖擊荷載作用的動(dòng)態(tài)響應(yīng)特征、破壞發(fā)展過(guò)程及毀傷空間分布特征，全方位研究了庫(kù)前水位對(duì)大壩抗爆安全性能的影響，為已建成壩體的戰(zhàn)時(shí)應(yīng)對(duì)提供理論基礎(chǔ)。

1材料本構(gòu)模型

1.1爆炸高加載率下的混凝土非線性動(dòng)態(tài)損傷本構(gòu)模型

爆炸高加載率荷載作用下，混凝土材料通常會(huì)表現(xiàn)出壓縮效應(yīng)、應(yīng)變率效應(yīng)等特性[8]。Riedel等[9]在HJC模型[10-11]的基礎(chǔ)上，考慮應(yīng)變硬化及偏應(yīng)力張量第三不變量提出RHT模型，能綜合反映混凝土材料的拉壓損傷、應(yīng)變率效應(yīng)、軟化及失效等現(xiàn)象。RHT模型中引入了彈性極限面、失效面、及殘余強(qiáng)度面分別用于描述混凝土的初始屈服強(qiáng)度、失效強(qiáng)度及殘余強(qiáng)度的變化情況，如圖1所示。

圖1　RHT本構(gòu)模型的三個(gè)失效面Fig.1 Three failure surface of RHT constitutive model

RHT失效面方程為：

(1)

(2)

式中：fc為準(zhǔn)靜態(tài)單軸抗壓強(qiáng)度，取3.5×107Pa。

(3)

(4)

式中：α為壓縮應(yīng)變率指數(shù)，δ為拉伸應(yīng)變率指數(shù)，可通過(guò)實(shí)驗(yàn)測(cè)得。

R3(θ)=

(5)

式中：Q2=Q0+BQp*,0.51≤Q2≤1.0,Q0為拉壓子午比，BQ為脆性韌性轉(zhuǎn)變參數(shù)，均可由實(shí)驗(yàn)測(cè)得。

RHT彈性極限面方程為：

(6)

式中：函數(shù)FCAP(P)為蓋帽函數(shù)，用于限制靜水壓力下的彈性偏應(yīng)力。

RHT殘余強(qiáng)度面方程為：

(7)

式中:B為殘余失效面常數(shù)，M為殘余失效面指數(shù)，分別取0.7，0.8[12]。

當(dāng)前屈服面介于彈性極限面與最大失效面之間時(shí)：

Ypre=Yela+εpl,eq(Yfail-Yela)/εplhard,eq

(8)

式中：εpl,eq和εplhard,eq分別為當(dāng)前失效面和最大失效面對(duì)應(yīng)的塑性應(yīng)變。

RHT本構(gòu)模型的損傷定義為：

(9)

1.2壩基巖體非線性動(dòng)力本構(gòu)模型

根據(jù)已有研究成果，在進(jìn)行壩基巖體數(shù)值計(jì)算時(shí)，對(duì)其分別采用Linear狀態(tài)方程，Johnson-Cook強(qiáng)度模型[10]和Principal Stress失效模型。

Linear狀態(tài)方程形式簡(jiǎn)單且適用性強(qiáng)，其表達(dá)式如下：

p=k(ρ/ρ0-1)

(10)

式中：p為壓力，k為體積模量，ρ為材料即時(shí)密度，ρ0為材料初始密度。

Johnson-Cook強(qiáng)度模型可用于描述大變形、大應(yīng)變率問(wèn)題，適用于爆炸問(wèn)題的描述，其表達(dá)式如下：

(11)

(12)

式中：T為當(dāng)前溫度，Tmelt為材料熔化溫度，Troom為室溫。

Principal Stress失效模型主要用于控制巖石的主拉應(yīng)力，由于在爆炸沖擊荷載作用下，巖石的動(dòng)抗拉強(qiáng)度遠(yuǎn)遠(yuǎn)小于其動(dòng)抗壓強(qiáng)度，當(dāng)拉應(yīng)力超過(guò)其動(dòng)抗拉強(qiáng)度時(shí)巖石即破壞，同時(shí)考慮到巖石屈服應(yīng)力較動(dòng)抗拉強(qiáng)度大，因此數(shù)值計(jì)算時(shí)采用主拉應(yīng)力來(lái)控制其破壞。

根據(jù)我國(guó)壩基巖石分類情況，花崗巖是比較典型的一類巖石且分布較為廣泛，故在對(duì)壩基巖體進(jìn)行數(shù)值模擬時(shí)以花崗巖為研究對(duì)象，其各項(xiàng)參數(shù)為：密度ρ=2 630 kg/m3,彈性模量E=50 GPa，泊松比ν=0.16，屈服強(qiáng)度σs=40 MPa，切線模量Et=40 MPa，抗拉強(qiáng)度f(wàn)t=24 MPa，抗壓強(qiáng)度f(wàn)c=70 MPa。

2狀態(tài)方程

2.1爆轟產(chǎn)物狀態(tài)方程

炸藥采用AUTODYN材料庫(kù)中提供的TNT炸藥材料模型，并用JWL[13]狀態(tài)方程描述：

p=A1(1-ω/R1V)e-R1V+

B1(1-ω/R2V)e-R2V+ωE0/V

(13)

式中：p為爆轟壓力，V=1.00為爆轟產(chǎn)物的相對(duì)體積，E0=6.0 GPa為初始比內(nèi)能，特征參數(shù)A1=373.77 GPa、B1=3.75 GPa、R1=4.15、R2=0.90、ω=0.35為材料常數(shù)。

2.2水狀態(tài)方程

數(shù)值計(jì)算時(shí)，對(duì)于水體采用Polynomial狀態(tài)方程[13]，其在不同壓縮狀態(tài)下具有不同的形式。當(dāng)水壓縮時(shí)(μ>0)，狀態(tài)方程為：

P=A1μ+A2μ2+A3μ3+(B0+B1μ)ρ0e

(14)

當(dāng)水膨脹時(shí)(μ<0)，狀態(tài)方程為：

P=T1μ+T2μ2+B0ρ0e

(15)

當(dāng)水既不壓縮也不膨脹時(shí)，可簡(jiǎn)化為：

P=B0ρ0e

(16)

式中：P為水中壓力；μ為壓縮比，μ=ρ/ρ0-1；e為水的內(nèi)能；ρ0為水密度，取為1 g/cm3；A1=T1=2.2×106kPa，A2=9.54×106kPa，A3=1.46×106kPa，B0=B1=0.28，T2=0。

2.3空氣狀態(tài)方程

數(shù)值計(jì)算時(shí)，對(duì)于空氣采用Ideal Gas狀態(tài)方程：

p=(γ-1)ρe

(17)

式中：ρ為空氣密度，取1.225 kg/m3；e為空氣初始內(nèi)能，取2.068×105kJ/kg；γ為材料常數(shù)，取1.4。

3水下爆炸全耦合模型的建立與驗(yàn)證

3.1水下爆炸全耦合模型的建立

選取國(guó)內(nèi)某混凝土重力壩作為研究對(duì)象，進(jìn)行不同庫(kù)前水位時(shí)水下爆炸沖擊荷載作用下混凝土重力壩的損傷演化過(guò)程及抗爆安全性能研究。水庫(kù)正常蓄水位1 791.0 m，死水位1 746.0 m，擋水壩段最大壩高120 m，單壩段寬度取15 m，大壩計(jì)算模型示意圖如圖2所示。

圖2　大壩計(jì)算模型示意圖(m)Fig.2 Calculation region of non-flow dam(m)

考慮炸藥起爆、沖擊波傳播、起爆氣體與庫(kù)水以及庫(kù)水與大壩和壩基之間的動(dòng)態(tài)耦合作用，建立水下爆炸條件下炸藥-氣體-庫(kù)水-壩基-壩體全耦合動(dòng)力分析模型，如圖3所示。有限元計(jì)算模型主要包含庫(kù)水、大壩、空氣、基巖以及TNT炸藥五種物質(zhì)的耦合。其中庫(kù)水、空氣及TNT炸藥采用Euler網(wǎng)格建模，大壩及基巖采用Lagrange網(wǎng)格建模，庫(kù)水與壩體和壩基之間采用流固耦合算法。由于幾何模型的對(duì)稱性，在進(jìn)行模型建立時(shí)，只取對(duì)稱面一側(cè)為研究對(duì)象以減少計(jì)算量?？紤]到水下爆炸荷載為瞬時(shí)沖擊荷載，作用時(shí)間較短，表現(xiàn)為壩體的局部破壞，因此壩基僅選取局部范圍進(jìn)行計(jì)算，用于考慮壩體與壩基之間的相互作用，同時(shí)減少計(jì)算量。圖3給出的是正常蓄水位條件下的水下爆炸全耦合計(jì)算模型，其他水位條件下的水下爆炸全耦合計(jì)算模型采用類似方法建立，在此不予給出。TNT裝藥量取Q=306 kg(GBU-28制導(dǎo)炸彈裝藥量)，炸藥中心單元尺寸為100 mm，并隨爆心距的增大而逐步增大，壩頭部分單元尺寸為100 mm，并朝著壩底方向尺寸逐步增大，整個(gè)模型含2 107 440個(gè)單元，2 240 998個(gè)節(jié)點(diǎn)。為分析各計(jì)算模型大壩動(dòng)態(tài)響應(yīng)，在壩頂設(shè)置相應(yīng)的監(jiān)測(cè)點(diǎn)。

圖3　水下爆炸全耦合計(jì)算模型Fig.3 Fully-coupled calculation model subjected to underwater explosion

受計(jì)算時(shí)間和能力的限制，全耦合模型中的庫(kù)水、空氣和壩基僅截取了有限區(qū)域。為了使沖擊波在截?cái)噙吔缟蠠o(wú)反射，在截?cái)嗝孢吔缟鲜┘訜o(wú)反射透射邊界條件(Transmission Boundary)，以此來(lái)模擬庫(kù)水、空氣、壩基的半無(wú)限區(qū)域。同時(shí)在對(duì)稱面上施加對(duì)稱約束，壩基底部施加全約束。

3.2模型驗(yàn)證

為了驗(yàn)證3.1節(jié)全耦合動(dòng)力分析模型的合理性和正確性，建立了自由場(chǎng)水下爆炸模型，對(duì)自由場(chǎng)水下爆炸沖擊波傳播過(guò)程進(jìn)行模擬，并將數(shù)值模擬的計(jì)算值與Zamyshlyayev經(jīng)驗(yàn)公式[14]的經(jīng)驗(yàn)值進(jìn)行對(duì)比。

本文利用x、y、z三軸的軸向?qū)ΨQ性只建立了1/8的計(jì)算模型，如圖4所示。模型計(jì)算區(qū)域?yàn)?0 m×10 m×10 m，網(wǎng)格尺寸100 mm，立方體TNT裝藥量為306 kg，起爆點(diǎn)位于炸藥中心，截?cái)噙吔绮捎脽o(wú)反射邊界，以此來(lái)模擬庫(kù)水半無(wú)限區(qū)域。

圖4　水自由場(chǎng)爆炸計(jì)算模型Fig.4 Computational model of water free-field explosion

圖5給出了自由場(chǎng)水下爆炸沖擊波傳播的峰值壓力對(duì)比。在近爆區(qū)域，由于試驗(yàn)測(cè)量誤差較大，數(shù)值模擬得到的爆炸沖擊波峰值壓力和沖量與經(jīng)驗(yàn)公式得到的峰值壓力存在一定差異。當(dāng)爆心距增大(d>3 m)后，峰值壓力的經(jīng)驗(yàn)值和數(shù)值模擬值差距逐漸較小，擬合程度也越來(lái)越高。綜上所述，3.1節(jié)所建全耦合動(dòng)力分析模型可靠性較強(qiáng)，可用作后續(xù)計(jì)算及分析。

圖5　自由場(chǎng)水下爆炸沖擊波傳播峰值壓力對(duì)比Fig.5 Comparison of peak pressure of shock wave in free-field underwater explosion

4正常蓄水位及死水位條件下的大壩抗爆安全性能研究

4.1正常蓄水位條件下

為了研究庫(kù)前水位對(duì)大壩抗爆性能的影響，首先建立正常蓄水位條件下水下爆炸全耦合模型。圖6(a)給出了該研究工況下的大壩計(jì)算示意圖，炸藥起爆深度和爆心距均取10 m，TNT炸藥量為306 kg。通過(guò)數(shù)值模擬計(jì)算得到壩體損傷演化過(guò)程，如下圖6(b)～(h)所示。圖例中的損傷值0～1表示混凝土單元從未發(fā)生損傷破壞狀態(tài)到完全破壞狀態(tài)，當(dāng)損傷值大于0.75時(shí)，表示壩體混凝土產(chǎn)生了宏觀裂縫[15]。

當(dāng)炸藥在水中起爆后，水下爆炸沖擊波將經(jīng)庫(kù)水傳播到壩體，當(dāng)t=8 ms時(shí)，水下爆炸產(chǎn)生的高壓沖擊波經(jīng)庫(kù)水傳至大壩上游表面處，壩體表面在沖擊波荷載的直接作用下發(fā)生一定的壓縮損傷破壞，同時(shí)在自由水面與壩體交界處由于水面切斷效應(yīng)[16]產(chǎn)生一定的損傷破壞，如圖6(b)所示；隨后沖擊波向混凝土重力壩內(nèi)部傳播，并衰減為一種壓縮應(yīng)力波，由于混凝土材料抗壓強(qiáng)度較大，混凝土內(nèi)部受壓損傷較小；當(dāng)t=12 ms時(shí)，壓縮應(yīng)力波傳播至壩體下游面時(shí)，由于空氣波阻抗遠(yuǎn)小于混凝土波阻抗，在大壩下游自由面處將反射形成強(qiáng)烈的拉伸應(yīng)力波，而混凝土材料的抗拉強(qiáng)度較抗壓強(qiáng)度小很多，同時(shí)考慮到應(yīng)力集中效應(yīng)，下游折坡將在此區(qū)域產(chǎn)生拉伸損傷破壞，如圖6(c)所示；隨著拉伸應(yīng)力波向壩體內(nèi)部傳播，下游折坡處的拉伸損傷不斷向上游擴(kuò)展，當(dāng)t=20 ms時(shí)，擴(kuò)展深度達(dá)7.3 m，當(dāng)t=40 ms時(shí)，擴(kuò)展深度達(dá)13.5 m，同時(shí)隨著應(yīng)力波在大壩內(nèi)部反復(fù)折射作用，形成了不規(guī)則損傷破壞，如圖6(d)～(f)所示；當(dāng)t=50 ms時(shí)，損傷破壞繼續(xù)向上游側(cè)發(fā)展，并最終貫穿壩體，同時(shí)，受沖擊波荷載的作用，壩體產(chǎn)生一定的整體動(dòng)力響應(yīng)，導(dǎo)致壩踵處也發(fā)生較小范圍的拉伸損傷破壞，如圖6(g)～ (h)所示。

圖6　正常蓄水位下壩體損傷演化過(guò)程Fig.6 Damage evolution process of the dam under normal water level condition

4.2死水位條件下

為了研究當(dāng)庫(kù)前水位降低到死水位時(shí)大壩的抗爆安全性能，建立死水位條件下水下爆炸全耦合模型，圖7(a)給出了該研究工況下的大壩計(jì)算示意圖，炸藥起爆深度和爆心距均取10 m。通過(guò)數(shù)值模擬計(jì)算得到壩體損傷演化過(guò)程，如下圖7(b)～(d)所示。

圖7　死水位下壩體損傷演化過(guò)程Fig.7 Damage evolution process of the dam under dead water level condition

由圖7可知，水下爆炸沖擊荷載作用下，混凝土重力壩損傷破壞區(qū)域主要集中于大壩下游折坡處、正對(duì)炸藥中心的大壩上游表面、自由水面與壩體交界處以及大壩壩踵處。當(dāng)t=20 ms時(shí)，大壩上游表面正對(duì)炸藥中心處及自由水面與壩體交界處產(chǎn)生一定損傷破壞，但下游折坡處并未發(fā)生明顯的損傷破壞，如圖7(b)所示；當(dāng)t=40 ms時(shí)，大壩下游折坡處在拉伸應(yīng)力波的作用下產(chǎn)生一定的拉伸損傷破壞，破壞深度約為1.8 m，同時(shí)，由于壩體的整體動(dòng)力響應(yīng)，在壩踵處發(fā)生較小范圍的拉伸損傷破壞，如圖7(c)所示；當(dāng)t=60 ms時(shí)，隨著拉伸應(yīng)力波向壩體內(nèi)部傳播，下游折坡處的拉伸損傷破壞不斷向上游擴(kuò)展，擴(kuò)展深度達(dá)3.6 m，如圖7(d)所示。由圖7與圖6中正常蓄水位下壩體損傷演化過(guò)程對(duì)比分析可知，死水位下大壩下游折坡處的局部損傷破壞明顯較小，主要原因在于，當(dāng)水下爆炸沖擊波傳至自由水面時(shí)，由于水面的切斷效應(yīng)，能量的傳播受到阻礙，自由水面以上的壩體部位受到損傷也會(huì)相應(yīng)減??；同時(shí)，大壩下游折坡處損傷破壞開(kāi)始出現(xiàn)的歷時(shí)較長(zhǎng)，而壩踵處會(huì)較早出現(xiàn)拉伸破壞。

4.3對(duì)比工況條件下

考慮到上述兩水位下炸藥的起爆位置不同，為排除炸藥起爆位置對(duì)壩體損傷程度的影響，另研究一對(duì)比工況，該工況下，庫(kù)前水位位于正常蓄水位，爆心距取10 m，起爆位置與死水位時(shí)的起爆位置相同，即起爆深度為55 m，大壩計(jì)算示意圖如圖8(a)所示，壩體損傷演化過(guò)程如圖8(b)～ (d)所示。

圖8　對(duì)比工況下壩體損傷演化過(guò)程Fig.8 Damage evolution process of the dam under contrast condition

由圖8可知，對(duì)比工況條件下，混凝土重力壩在水下爆炸沖擊荷載作用下發(fā)生嚴(yán)重的損傷破壞，當(dāng)t=60 ms時(shí)，壩體下游折坡處產(chǎn)生貫穿性損傷破壞，壩踵也產(chǎn)生一定的拉伸損傷破壞，如圖8(d)所示。對(duì)比圖6和圖8可知，當(dāng)庫(kù)前水位位于正常蓄水位下，起爆深度分別為10 m、55 m時(shí)壩體的局部損傷破壞均較嚴(yán)重，都在大壩下游折坡處形成了貫穿性損傷破壞；對(duì)比圖7和圖8可知，當(dāng)炸藥起爆位置相同，庫(kù)前水位位于正常蓄水位時(shí)壩體損傷破壞程度較死水位時(shí)壩體損傷破壞程度嚴(yán)重得多，由此說(shuō)明當(dāng)爆心距和起爆深度相同時(shí)，4.2節(jié)的相關(guān)結(jié)論與炸藥的起爆位置關(guān)系不大。

進(jìn)一步可由其壩頂上游面x方向速度-時(shí)間曲線加以說(shuō)明，如下圖9所示，正常蓄水位下壩頂上游面速度峰值達(dá)到了1.01 m/s，對(duì)比工況下速度峰值約為0.79 m/s，兩種情況下壩體響應(yīng)均較為劇烈，而死水位下速度峰值僅為0.41 m/s，壩體響應(yīng)很小。

圖9　壩頂上游面x方向速度曲線Fig.9 x-velocity of the upstream face of the dam crest

由此可知，對(duì)于混凝土重力壩，隨著庫(kù)前水位的降低，壩體損傷破壞范圍逐漸減??；當(dāng)庫(kù)前水位降低到死水位時(shí)，大壩損傷破壞范圍與正常蓄水位相比顯著減小，這主要是由庫(kù)前水位的降低所造成的。

5其他水位處大壩抗爆安全性能研究

通過(guò)對(duì)大壩在正常蓄水位及死水位的破壞過(guò)程分析，得到死水位下大壩局部損傷范圍很小、大壩抗爆安全性能較高這一結(jié)論，但由于戰(zhàn)時(shí)時(shí)間緊迫，庫(kù)區(qū)水位降低到死水位一般需數(shù)天到十幾天，是否必須降低到死水位才能保證大壩安全需進(jìn)一步分析。

考慮到4.1～4.3節(jié)中，水下爆炸沖擊荷載作用下，混凝土重力壩損傷區(qū)域主要集中在大壩下游折坡處，由此選取大壩下游折坡作為研究對(duì)象，分別建立庫(kù)前水位位于大壩折坡處、折坡以下10 m處及折坡以下20 m處水下爆炸全耦合模型，爆心距和起爆深度均為10 m，大壩的計(jì)算示意圖及損傷演化過(guò)程分別如圖10～12所示。

由圖10可知，當(dāng)庫(kù)前水位位于折坡高程處時(shí)，在水下爆炸沖擊荷載作用下，壩體下游折坡處產(chǎn)生較為嚴(yán)重的損傷破壞，破壞深度達(dá)到10 m，與圖6正常蓄水位條件下壩體損傷破壞程度相差不大，據(jù)此可知，當(dāng)庫(kù)前水位位于大壩折坡高程以上時(shí)，通過(guò)降低庫(kù)前水位并不能顯著提高大壩抗爆安全性能；由圖11可知，當(dāng)庫(kù)前水位位于大壩折坡以下10 m處時(shí)，壩體下游折坡處損傷破壞程度與正常蓄水位條件下相比減小幅度較大，大壩抗爆安全性能得到顯著提高，當(dāng)繼續(xù)降低庫(kù)前水位到折坡以下20 m時(shí)，如圖12所示，下游折坡處損傷破壞程度與圖11相比變化不大，據(jù)此可知，當(dāng)庫(kù)前水位位于大壩折坡高程以下時(shí)，降低庫(kù)前水位對(duì)于大壩抗爆安全性能影響很小。

圖10　庫(kù)前水位位于大壩折坡處壩體損傷演化過(guò)程Fig.10 Damage evolution process of the dam when the water level is near the change in downstream slope

圖11　庫(kù)前水位位于大壩折坡以下10 m處壩體損傷演化過(guò)程Fig.11 Damage evolution process of the dam when the water level is below the change in downstream slope 10 m

圖12　庫(kù)前水位位于大壩折坡以下20 m處壩體損傷演化過(guò)程Fig.12 Damage evolution process of the dam when the water level is below the change in downstream slope 20 m

圖13給出了三種水位下壩頂上游面x方向速度-時(shí)間曲線。圖中折坡處壩頂上游面速度峰值達(dá)到0.81 m/s，折坡以下10 m速度峰值約為0.62 m/s，折坡以下20 m速度峰值約為0.58 m/s。由此可知，隨著庫(kù)前水位的降低，大壩在爆炸沖擊荷載作用下的動(dòng)力響應(yīng)會(huì)相應(yīng)減弱，大壩抗爆安全性能得到一定程度的提高，并且當(dāng)庫(kù)前水位降低到折坡以下時(shí)，大壩的抗爆安全性能會(huì)有顯著提高。

圖13　壩頂上游面x方向速度曲線Fig.13 x-velocity of the upstream face of the dam crest

6結(jié)論

通過(guò)建立混凝土重力壩水下爆炸全耦合模型，分析不同庫(kù)前水位下大壩在水下爆炸沖擊荷載作用的損傷演化過(guò)程及抗爆安全性能，主要得出以下幾點(diǎn)結(jié)論：

(1) 水下爆炸沖擊荷載作用下，混凝土重力壩損傷破壞區(qū)域主要集中于大壩下游折坡處、正對(duì)炸藥中心的大壩上游表面、自由水面與壩體交界處以及大壩壩踵處。其中大壩下游折坡處損傷破壞程度最為嚴(yán)重，為壩體抗爆薄弱部位，應(yīng)加強(qiáng)對(duì)大壩下游折坡處的抗爆支護(hù)。

(2) 當(dāng)庫(kù)前水位降低到死水位時(shí)，大壩損傷破壞范圍與正常蓄水位相比顯著減小，通過(guò)研究對(duì)比工況下大壩損傷破壞情況，并分別與正常蓄水位、死水位下大壩損傷破壞情況對(duì)比分析，發(fā)現(xiàn)當(dāng)爆心距和起爆深度相同時(shí)，大壩損傷破壞范圍顯著減小主要是由庫(kù)前水位的降低造成的，而與起爆位置關(guān)系不大。

(3) 隨著庫(kù)前水位的降低，大壩損傷破壞范圍逐漸減小，大壩抗爆安全性能得到提高，當(dāng)水位降低到下游折坡處高程以下時(shí)，大壩抗爆安全性能得到顯著提高。

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基金項(xiàng)目：國(guó)家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51125037);中央高?；究蒲袠I(yè)務(wù)費(fèi)專項(xiàng)資金項(xiàng)目(2042015KF0001)

收稿日期：2015-03-31修改稿收到日期：2015-08-05

通信作者王高輝 男，博士，講師，1986年2月生

中圖分類號(hào):TV312

文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A

DOI:10.13465/j.cnki.jvs.2016.14.004

Influence of water level on the antiknock safety performance of concrete gravity dam

LI Qi, WANG Gao-hui, LU Wen-bo, CHEN Ming

(State Key Laboratory of Water Resources and Hydropower Engineering Science, Wuhan University, Wuhan 430072, China)

Abstract:Through the early warning water discharge, not only the antiknock safety performance of dams can be effectively improved, but also the loss induced by dams failure can be reduced. The strain rate effect under blast loading was taken into consideration in the establishment of a fully coupled analysis model for gravity dams by using a dynamic analysis platform. The damage characteristics and antiknock safety performance of concrete gravity dams subjected to underwater explosion shock loading at normal water level and dead water level were analyzed contrastively. The dynamic response characteristics, the damage development process and the characteristics of spatial distribution of concrete gravity dams damage under different water level were analyzed in the early warning discharge condition. The results indicate that, for concrete gravity dam, with the reduction of water level in front of the dam, the damage range of dam decreases gradually, and that the antiknock safety performance of dam is improved remarkably when the water level in front of the dam decreases to the level of downstream slope.

Key words:concrete gravity dam; water level in front of dam; antiknock safety performance; fully-coupled model; underwater explosion; damage evolution

第一作者 李麒 男，碩士，1991年9月生