混凝土重力壩接觸爆炸的響應(yīng)及破壞特性分析*

徐　強(qiáng)，曹　陽(yáng), 陳健云，李　靜，劉　靜

(大連理工大學(xué) 建設(shè)工程學(xué)部, 遼寧 大連　116024)

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混凝土重力壩接觸爆炸的響應(yīng)及破壞特性分析*

徐強(qiáng)，曹陽(yáng), 陳健云?，李靜，劉靜

(大連理工大學(xué) 建設(shè)工程學(xué)部, 遼寧 大連116024)

運(yùn)用顯式非線性動(dòng)力分析程序LS-DYNA模擬正常蓄水位及空庫(kù)條件下混凝土重力壩接觸爆炸.考慮爆炸荷載作用下混凝土的高應(yīng)變率的影響，采用HJC(Holmquist-Johnson-Cook)本構(gòu)模型模擬壩體混凝土的損傷破壞及塑性變形的破壞特性.首先構(gòu)建炸藥-空氣-水-混凝土試塊模型并對(duì)其進(jìn)行了模型驗(yàn)證.然后構(gòu)建炸藥-空氣-庫(kù)水-壩體-地基之間的動(dòng)態(tài)全耦合模型，并對(duì)正常蓄水位與空庫(kù)條件下TNT炸藥接觸爆炸的大壩動(dòng)態(tài)響應(yīng)及破壞特征進(jìn)行了分析.研究結(jié)果表明：運(yùn)用該方法研究混凝土重力壩水下接觸爆炸引起的結(jié)構(gòu)動(dòng)力響應(yīng)問題，具有穩(wěn)定的可靠性，彌補(bǔ)了試驗(yàn)研究的不足.正常蓄水位下，在上游布置炸點(diǎn)對(duì)壩體的動(dòng)力響應(yīng)及損傷程度影響更大，因此在研究大壩抗爆性能時(shí)，應(yīng)重點(diǎn)關(guān)注正常蓄水位條件下大壩上游側(cè)炸點(diǎn)水下接觸爆炸時(shí)大壩的破壞特性.

混凝土重力壩；HJC本構(gòu)模型；水下接觸爆炸；響應(yīng)；破壞特性

改革開放以來，國(guó)內(nèi)建設(shè)了很多高壩，如已建的三峽大壩、溪洛渡拱壩等.大壩作為水工建筑物的一部分，其安全性是國(guó)家安全防護(hù)的重中之重.隨著現(xiàn)代戰(zhàn)爭(zhēng)技術(shù)與武器的發(fā)展，大壩已經(jīng)成為戰(zhàn)爭(zhēng)中重要的打擊與爭(zhēng)奪對(duì)象，特別是近年來恐怖襲擊頻繁，防止大壩結(jié)構(gòu)沖擊和研究大壩的抗爆性能至關(guān)重要[1-2]，因此對(duì)爆炸荷載作用下的水工大壩破壞特征開展研究具有重大的現(xiàn)實(shí)意義.

20世紀(jì)末期，隨著計(jì)算機(jī)的發(fā)展，對(duì)爆炸荷載作用下大壩的數(shù)值計(jì)算研究迅猛發(fā)展.目前，國(guó)內(nèi)對(duì)于大壩爆炸荷載作用的研究主要是將理論、實(shí)驗(yàn)和數(shù)值模擬相結(jié)合[3]，并且主要集中在重力壩、拱壩和土石壩方面.在重力壩的研究中，張社榮等采用SPH-FEM耦合算法分析了混凝土重力壩水下爆炸的損傷，用SPH法[4]模擬爆炸點(diǎn)附近的壩體變形破壞，用FEM法模擬爆炸點(diǎn)遠(yuǎn)處的變形破壞并對(duì)水下接觸爆炸與非接觸爆炸的損傷嚴(yán)重性進(jìn)行了對(duì)比[5]，建立了全耦合模型分析水下爆炸沖擊荷載下重力壩的破壞特點(diǎn)[6]；李本平[7]通過模擬炸彈連續(xù)打擊混凝土重力壩，研究大壩的破壞效應(yīng)；Yu[8],徐俊祥和劉西拉[9]對(duì)混凝土重力壩水下爆炸建立了全耦合模型，以壩體、壩基、炸藥、水、空氣為計(jì)算域模擬了混凝土重力壩的水下爆炸動(dòng)力響應(yīng). 對(duì)于拱壩，張社榮和王高輝運(yùn)用數(shù)值全耦合模型，考慮混凝土高應(yīng)變率效應(yīng)，采用三維有限元法分析了水下不同位置爆炸沖擊荷載下高拱壩的破壞模式[10]，并針對(duì)重力拱壩的結(jié)構(gòu)特點(diǎn)分析了大壩在水下爆炸荷載作用下的破壞機(jī)理[11].考慮土石壩的爆炸破壞，劉軍等[12]運(yùn)用顯式非線性動(dòng)力分析程序LS-DYNA對(duì)爆炸荷載作用下的大型土石壩進(jìn)行了數(shù)值模擬計(jì)算，土石壩在爆炸荷載作用下，在爆炸接觸部分發(fā)生局部破壞；宋娟等[13]運(yùn)用共節(jié)點(diǎn)算法、接觸算法和任意拉格朗日-歐拉(ALE)算法模擬了土壩中的爆炸，并且考慮了黏性邊界、三維一致黏彈性邊界和遠(yuǎn)置邊界，分別模擬計(jì)算了3種算法及3種邊界下的破壞特性，并對(duì)結(jié)果進(jìn)行了比較分析.童樺、羅松南等[14-15]對(duì)應(yīng)力波在混凝土中的傳播進(jìn)行了研究.

隨著碾壓混凝土技術(shù)的發(fā)展，國(guó)內(nèi)已建成許多混凝土重力壩，其安全也是水利工程的核心問題.大壩遭到爆炸襲擊，必然造成巨大的災(zāi)難，對(duì)于混凝土重力壩工程結(jié)構(gòu)的防護(hù)和對(duì)其抗爆性能的研究逐漸引起關(guān)注.重力壩爆炸荷載作用下的破壞按空間位置分為水下爆炸、庫(kù)區(qū)近空爆炸、壩體爆炸.研究表明，水下爆炸比其他爆炸形式具有更大的破壞性，水下爆炸根據(jù)炸心距的不同也會(huì)對(duì)大壩產(chǎn)生不同的損傷破壞.對(duì)于水下爆炸的研究已有很長(zhǎng)的歷史.1948年Cole R H出版的《水下爆炸》[16]分析了水下爆炸的機(jī)理，并推導(dǎo)了水下爆炸沖擊波超壓計(jì)算公式，得到廣泛的理論與實(shí)踐運(yùn)用.近代，隨著計(jì)算機(jī)計(jì)算能力的提高，水下爆炸研究在數(shù)值模擬方面得到了迅速發(fā)展，已經(jīng)成為重要研究方法之一.

本文運(yùn)用顯式非線性動(dòng)力分析程序LS-DYNA模擬混凝土重力壩水下爆炸.考慮爆炸作用荷載下混凝土的高應(yīng)變率[17]，通過在上下游不同位置設(shè)置炸點(diǎn)，分析上游水庫(kù)正常蓄水位和空庫(kù)爆炸時(shí)混凝土重力壩的損傷破壞、結(jié)構(gòu)動(dòng)力響應(yīng)及其抗爆性能，為混凝土重力壩的抗爆安全評(píng)估和抗爆防護(hù)設(shè)計(jì)提供理論參考.

1　壩體混凝土及壩基巖體本構(gòu)模型

1.1壩體混凝土本構(gòu)模型

HJC本構(gòu)模型是一種率相關(guān)混凝土本構(gòu)模型，綜合考慮了混凝土材料的大應(yīng)變、高應(yīng)變率及高壓效應(yīng).HJC本構(gòu)模型用等效強(qiáng)度取代靜態(tài)屈服強(qiáng)度，如圖1(a)所示，HJC屈服方程如式(1)所示.

(1)

(a)等效強(qiáng)度模型

(b)混凝土損傷模型

(c)靜水壓力與體積應(yīng)變曲線圖1　HJC混凝土本構(gòu)模型Fig.1　HJC constitutional law models of concrete

材料的損傷累積用損傷度D來表示.材料的損傷累積主要來自于等效塑性應(yīng)變、塑性體積應(yīng)變和靜水壓力的影響，如圖1(b)所示, HJC損傷演化方程如式(2)所示.

(2)

混凝土損傷常數(shù)EF,min是混凝土破壞時(shí)允許的最小塑性應(yīng)變，滿足式(3).

D1(p*+ T*)D2≥EF,min.

(3)

HJC本構(gòu)模型采用狀態(tài)方程描述靜水壓力與體積應(yīng)變之間的關(guān)系.混凝土的狀態(tài)方程可以分為3個(gè)階段.線彈性階段在第一個(gè)過程(OA′)中，靜水壓力和體積線應(yīng)變滿足線性關(guān)系K=p/μ；過渡階段在第二個(gè)過程(A′B′)中，混凝土材料內(nèi)的空洞逐漸被壓縮，以致產(chǎn)生塑性體積變形；完全密實(shí)階段在第三個(gè)過程(B′C′)中，當(dāng)壓力達(dá)到plock值時(shí)，混凝土內(nèi)部氣孔被完全壓碎，其關(guān)系常用三次多項(xiàng)式(4)表示.

(4)

1.2壩基巖體本構(gòu)模型

壩基巖體本構(gòu)模型采用塑性硬化模型.該模型屬于各向同性、隨動(dòng)硬化或各向同性和隨動(dòng)硬化的混合模型，與應(yīng)變率相關(guān)，考慮失效，如式(5)所示.

(5)

1.3材料模型參數(shù)及狀態(tài)方程

炸藥采用MAT_HIGH_EXPLOSIVE_BURN高能炸藥材料模型描述，其JWL狀態(tài)方程如式(6)所示.

(6)

式中：A1，B2，R1，R2，ω為材料參數(shù)；p為壓力；V為相對(duì)體積；E0e為初始比內(nèi)能.

水采用可壓縮無(wú)旋流體，水的狀態(tài)方程為EOS_GRUNEISEN，其狀態(tài)方程如式(7)所示.

(7)

式中：C22，α，S1，S2，S3，γ0均為水的材料參數(shù)；EW為水的初始單位質(zhì)量?jī)?nèi)能；μ=ρ/ρ0-1，ρ0為參考密度，ρ為水的密度.

空氣采用EOS_LINEAR_POLYNOMIAL狀態(tài)方程描述，空氣簡(jiǎn)化為無(wú)黏性理想氣體，其狀態(tài)方程如式(8)所示.

p=C0+C1μ+C2μ2+C3μ3+

(C4+C5+C6μ2)Ea.

(8)

式中：C0，C1，C2，C3，C4，C5，C6均為材料參數(shù)；Ea為初始單位質(zhì)量?jī)?nèi)能.

2　模型驗(yàn)證

為了驗(yàn)證運(yùn)用顯式非線性動(dòng)力分析程序LS-DYNA模擬混凝土重力壩水下爆炸的可行性，用LS-DYNA建立重力場(chǎng)下的水下爆炸模型.通過此模型和文獻(xiàn)[17]中提及的長(zhǎng)江科學(xué)院劉美山等進(jìn)行的混凝土深水爆炸實(shí)驗(yàn)進(jìn)行對(duì)比.炸藥采用巖石乳化炸藥，炸藥的JWL狀態(tài)方程及材料相關(guān)參數(shù)見表1，水的狀態(tài)方程及材料相關(guān)參數(shù)見表2，空氣的狀態(tài)方程及材料相關(guān)參數(shù)見表3.混凝土立方體試件材料的本構(gòu)模型采用HJC本構(gòu)模型描述，其材料參數(shù)見表4.此模型采用實(shí)驗(yàn)中的實(shí)際尺寸模擬在重力場(chǎng)下的混凝土水下爆炸損傷過程，有限元1/4模型及尺寸如圖2所示.混凝土試件邊長(zhǎng)為100 cm，裝藥半徑為1.6 cm，裝藥筒半徑為5 cm，炸藥周圍的裝藥筒空隙用水填充，炸藥的裝藥量為50 g，混凝土周圍加水壓，模擬水深為25 m.水外表面采用無(wú)反射邊界.

表1　巖石乳化炸藥狀態(tài)方程及材料相關(guān)參數(shù)

表2　水的狀態(tài)方程及材料相關(guān)參數(shù)

表3　空氣的狀態(tài)方程及材料相關(guān)參數(shù)

表4　混凝土HJC本構(gòu)模型材料參數(shù)

圖3給出了分析過程中的能量平衡圖.由圖3知，爆炸剛開始時(shí)動(dòng)能迅速增加，隨后下降趨于穩(wěn)定，同時(shí)內(nèi)能快速下降達(dá)到穩(wěn)定，總能量減少趨于穩(wěn)定(本例作為一個(gè)開放系統(tǒng))，滿足能量守恒定律.圖4給出了50 g裝藥25 m水深的水下爆炸實(shí)驗(yàn)結(jié)果和50 g裝藥25 m水深的數(shù)值實(shí)驗(yàn)結(jié)果.如圖4所示，實(shí)驗(yàn)結(jié)果中水下爆炸后混凝土試件外表面產(chǎn)生了十字形的裂紋，沒有裂開；數(shù)值實(shí)驗(yàn)?zāi)M結(jié)果表明混凝土試件外表面出現(xiàn)了十字形的損傷破壞.綜上所述，實(shí)驗(yàn)結(jié)果和數(shù)值模擬結(jié)果接近并且爆炸過程中能量平衡，從而說明了運(yùn)用顯式非線性動(dòng)力分析程序LS-DYNA模擬混凝土重力壩水下爆炸的穩(wěn)定可靠性.

圖2　用于驗(yàn)證的計(jì)算模型Fig.2　The model for verification

時(shí)間/ms圖3　 能量平衡圖Fig.3　Energy balance curves

圖4　 實(shí)驗(yàn)結(jié)果和數(shù)值模擬的破壞模式Fig.4　Failure mode of experimental results and numerical simulation

3　接觸爆炸下混凝土重力壩的抗爆性能分析

3.1計(jì)算模型

本文研究對(duì)象為混凝土重力壩非溢流壩段，取印度Koyna大壩作為計(jì)算模型，水庫(kù)正常蓄水位為93.5 m，壩高103 m，計(jì)算區(qū)域如圖5所示.正常蓄水位模型由空氣、TNT炸藥、庫(kù)水、大壩和地基組成；空庫(kù)模型由空氣、TNT炸藥、大壩和地基組成；采用Lagrange網(wǎng)格建模，網(wǎng)格單元高度為0.5 m；在大壩的上游和下游分別布置5個(gè)炸點(diǎn)(上游炸點(diǎn)編號(hào)為1～5，下游炸點(diǎn)編號(hào)為6～10，其中編號(hào)1～2與6～7之間的間隔為12.5 m，其余間隔為18 m).本文中TNT炸藥的用量為14.88 t，炸藥的炸點(diǎn)位置布置圖如圖5所示，TNT炸藥的JWL狀態(tài)方程及材料相關(guān)參數(shù)見表5；水的狀態(tài)方程及材料相關(guān)參數(shù)見表2；空氣的狀態(tài)方程及材料相關(guān)參數(shù)見表3.混凝土重力壩壩體材料的本構(gòu)模型采用HJC本構(gòu)模型描述，其材料參數(shù)見表4.地基采用塑性硬化模型，其材料參數(shù)見表6.邊界條件采用如下形式，庫(kù)水、上下游空氣采用無(wú)反射邊界，使得人工邊界上無(wú)應(yīng)力波反射，來模擬無(wú)限的庫(kù)水和空氣.地基、壩體橫河向方向施加法向約束，地基底部施加全約束.

表5　TNT炸藥的狀態(tài)方程及材料相關(guān)參數(shù)

表6　塑性硬化模型材料參數(shù)

3.2正常蓄水位與空庫(kù)條件下接觸爆炸時(shí)混凝土重力壩的抗爆性能分析

3.2.1正常蓄水位與空庫(kù)條件下同一炸點(diǎn)不同測(cè)點(diǎn)(A,B測(cè)點(diǎn))的時(shí)程分析

為了比較分析正常蓄水位與空庫(kù)條件下接觸爆炸時(shí)壩體的動(dòng)力響應(yīng)，分別在壩頂、下游折坡處取A，B測(cè)點(diǎn).由于計(jì)算工況較多，且在正常蓄水位與空庫(kù)條件下加速度、速度和位移時(shí)程曲線相似，僅以炸點(diǎn)1(炸藥安放在炸點(diǎn)1處)為例，炸點(diǎn)1及A和B測(cè)點(diǎn)位置如圖5所示.

圖5　重力壩接觸爆炸的計(jì)算模型Fig.5　The model for simulating the concrete gravity dam subjected to contact explosion

圖6(a)給出了順河向接觸爆炸A與B兩測(cè)點(diǎn)的加速度時(shí)程曲線.通過分析兩測(cè)點(diǎn)的加速度可知，A測(cè)點(diǎn)正常蓄水位時(shí)的最大峰值加速度小于空庫(kù)時(shí)的最大峰值加速度約16%，B測(cè)點(diǎn)正常蓄水位時(shí)的最大峰值加速度大于空庫(kù)時(shí)的最大峰值加速度約68%；由于動(dòng)水壓力的影響，正常蓄水位比空庫(kù)的峰值加速度略微滯后，且持續(xù)時(shí)間較空庫(kù)長(zhǎng)，波動(dòng)幅度也較大.綜上所述，大壩在正常蓄水位時(shí)接觸爆炸荷載作用下的總體加速度響應(yīng)較在空庫(kù)荷載作用下劇烈，尤其在下游折坡處更為明顯.

圖6(b)給出了順河向接觸爆炸A與B兩測(cè)點(diǎn)的速度時(shí)程曲線.通過分析兩測(cè)點(diǎn)的速度可知，A測(cè)點(diǎn)正常蓄水位時(shí)的最大速度約為空庫(kù)時(shí)最大速度的2.23倍，B測(cè)點(diǎn)正常蓄水位時(shí)的最大速度約為空庫(kù)時(shí)最大速度的2.75倍；由于動(dòng)水壓力的影響，正常蓄水位比空庫(kù)的速度時(shí)程略微滯后，且持續(xù)時(shí)間較空庫(kù)長(zhǎng)，波動(dòng)幅度也較大，從而對(duì)大壩的破壞也較大.綜上所述，大壩在正常蓄水位時(shí)接觸爆炸荷載作用下的速度響應(yīng)比在空庫(kù)荷載作用下劇烈得多.

圖6(c)給出了順河向接觸爆炸A與B兩測(cè)點(diǎn)的位移時(shí)程曲線.由A與B測(cè)點(diǎn)可知，接觸爆炸時(shí)，正常蓄水位的峰值位移均比空庫(kù)時(shí)的峰值位移大，并且由于動(dòng)水壓力的影響，正常蓄水位的位移波動(dòng)較空庫(kù)時(shí)的大，從而對(duì)大壩的破壞也較大.

(a) 測(cè)點(diǎn)A,B順河向加速度對(duì)比

(b) 測(cè)點(diǎn)A,B順河向速度對(duì)比

(c) 測(cè)點(diǎn)A,B順河向位移對(duì)比圖6　測(cè)點(diǎn)A,B順河向時(shí)程對(duì)比Fig.6　Contrastive analysis of time-histories along the river at points A,B

3.2.2正常蓄水位與空庫(kù)條件下不同炸點(diǎn)不同測(cè)點(diǎn)的動(dòng)力響應(yīng)分析

圖7給出了接觸爆炸荷載作用下正常蓄水位、空庫(kù)條件下不同炸點(diǎn)不同測(cè)點(diǎn)處的動(dòng)力響應(yīng)(炸點(diǎn)位置及測(cè)點(diǎn)位置如圖5所示，測(cè)點(diǎn)6的高程為2 m，每20 m增加1個(gè)測(cè)點(diǎn)，共設(shè)6個(gè)測(cè)點(diǎn)).由圖7可知，在爆炸荷載作用下，總體上正常蓄水位的順河向加速度、速度、位移響應(yīng)幅值比空庫(kù)更加劇烈.對(duì)于此大壩，由動(dòng)力響應(yīng)曲線得出，在炸點(diǎn)2處爆炸，產(chǎn)生的動(dòng)力響應(yīng)在高程62 m處(折坡高程附近)最為劇烈，并且在炸點(diǎn)附近的加速度、速度及位移響應(yīng)幅值基本呈三角形分布.

3.2.3正常蓄水位與空庫(kù)條件下不同炸點(diǎn)的毀傷特性分析

圖8給出了炸點(diǎn)1，3，5的正常蓄水位及空庫(kù)條件下等效塑性應(yīng)變過程.由圖8可看出剛開始爆炸時(shí)，大壩壩體產(chǎn)生等效塑性應(yīng)變，在0～0.004 s增加較快，在0.008 s左右趨于穩(wěn)定.正常蓄水位條件下接觸爆炸的等效塑性應(yīng)變的分布范圍比空庫(kù)的范圍更大，并且隨著炸點(diǎn)位置的下移，同樣炸藥量下對(duì)大壩造成的破壞更大(炸點(diǎn)5的等效塑性應(yīng)變范圍最大).

3.3正常蓄水位時(shí)上下游接觸爆炸時(shí)重力壩的抗爆性能分析

為了比較正常蓄水位條件下，上下游不同炸點(diǎn)接觸爆炸時(shí)對(duì)大壩產(chǎn)生的動(dòng)力響應(yīng)，在該重力壩的壩頂布置測(cè)點(diǎn)A，并分析炸點(diǎn)接觸爆炸時(shí)測(cè)點(diǎn)A處的加速度、速度、位移和壓力隨時(shí)間的變化特點(diǎn)及反應(yīng)譜分析.由于計(jì)算工況較多，且正常蓄水位條件下A測(cè)點(diǎn)的加速度、速度、位移、壓力的時(shí)程變化以及反應(yīng)譜具有相似性，本文取上游處的炸點(diǎn)1和下游處的炸點(diǎn)6作為比較分析對(duì)象，如圖5所示．

(a) 正常蓄水位條件

(b)空庫(kù)條件圖7　不同炸點(diǎn)下壩體響應(yīng)幅值隨高程變化曲線Fig.7　Response amplitude as a function of the height of dam subjected to contact explosion at different points

(a)正常蓄水位炸點(diǎn)1的等效塑性應(yīng)變演變過程

(b)空庫(kù)炸點(diǎn)1的等效塑性應(yīng)變演變過程

(c)正常蓄水位炸點(diǎn)3的等效塑性應(yīng)變過程

(d)空庫(kù)炸點(diǎn)3的等效塑性應(yīng)變演變過程

(e)正常蓄水位炸點(diǎn)5的等效塑性應(yīng)變過程

(f)空庫(kù)炸點(diǎn)5的等效塑性應(yīng)變過程圖8　等效塑性應(yīng)變過程Fig.8　Time sequences of equivalent plastic strain

3.3.1正常蓄水位時(shí)上下游等高程炸點(diǎn)接觸爆炸時(shí)，同一測(cè)點(diǎn)(A測(cè)點(diǎn))的時(shí)程分析

圖9(a)給出了接觸爆炸時(shí)A測(cè)點(diǎn)順河向的加速度時(shí)程曲線.通過對(duì)上下游不同炸點(diǎn)的加速度時(shí)程分析可知，上游側(cè)炸點(diǎn)1的最大峰值加速度大于下游側(cè)炸點(diǎn)6的最大峰值加速度約13.5%.正常蓄水位時(shí)由于上游側(cè)動(dòng)水壓力的影響，上游側(cè)炸點(diǎn)1接觸爆炸后產(chǎn)生的峰值加速度略微滯后，且持續(xù)時(shí)間也較下游側(cè)炸點(diǎn)6的長(zhǎng)，波動(dòng)幅度也較大.綜上所述，大壩在正常蓄水位時(shí)，上游側(cè)炸點(diǎn)接觸爆炸產(chǎn)生的加速度響應(yīng)比下游側(cè)炸點(diǎn)接觸爆炸產(chǎn)生的加速度響應(yīng)劇烈.

圖9(b)給出了接觸爆炸時(shí)A測(cè)點(diǎn)順河向的速度時(shí)程曲線.通過對(duì)上下游不同炸點(diǎn)的速度時(shí)程分析可知，上游側(cè)炸點(diǎn)1的最大峰值速度約為下游側(cè)炸點(diǎn)6的最大峰值速度的2.8倍.正常蓄水位時(shí)由于上游側(cè)動(dòng)水壓力的影響，上游側(cè)炸點(diǎn)1接觸爆炸后產(chǎn)生的峰值速度略微滯后，并且長(zhǎng)時(shí)間維持在峰值速度附近.綜上所述，大壩在正常蓄水位時(shí)，上游側(cè)炸點(diǎn)接觸爆炸產(chǎn)生的速度響應(yīng)比下游側(cè)炸點(diǎn)接觸爆炸產(chǎn)生的速度響應(yīng)劇烈得多.

時(shí)間/s (a)加速度時(shí)程對(duì)比

時(shí)間/s (b)速度時(shí)程對(duì)比

時(shí)間/s (c)位移對(duì)比圖9　測(cè)點(diǎn)A順河向時(shí)程對(duì)比Fig.9　Contrastive analysis of time-histories along the river at point A

圖9(c)給出了接觸爆炸時(shí)A測(cè)點(diǎn)的順河向位移時(shí)程曲線.由A測(cè)點(diǎn)可知，在正常蓄水位時(shí)由于上游側(cè)動(dòng)水壓力的影響，上游側(cè)炸點(diǎn)1接觸爆炸后產(chǎn)生的最大位移大大超過下游側(cè)炸點(diǎn)6的最大位移，位移曲線的波動(dòng)幅度也更大，從而對(duì)大壩的破壞也較大.

3.3.2正常蓄水位時(shí)上下游等高程炸點(diǎn)接觸爆炸時(shí)，同一測(cè)點(diǎn)(A測(cè)點(diǎn))的反應(yīng)譜分析

圖10(a)所示為接觸爆炸時(shí)A測(cè)點(diǎn)順河向的加速度反應(yīng)譜對(duì)比圖.

周期/s (a)加速度反應(yīng)譜對(duì)比

周期/s (b)速度反應(yīng)譜對(duì)比

周期/s (c)位移反應(yīng)譜對(duì)比圖10　測(cè)點(diǎn)A順河向反應(yīng)譜對(duì)比Fig.10　Contrastive analysis of response spectrum along the river at point A

由圖可清晰地看出，加速度反應(yīng)譜的峰值都很高，無(wú)論是上游側(cè)炸點(diǎn)1還是下游側(cè)炸點(diǎn)6均超過了5 000 m/s2.在周期約0.005 s之前，上下游側(cè)炸點(diǎn)接觸爆炸產(chǎn)生的加速度譜幾乎都是一樣的，且下游側(cè)炸點(diǎn)6的加速度譜在周期0.005 s左右達(dá)到最大值；在周期約0.005 s之后，下游側(cè)炸點(diǎn)6的加速度譜開始迅速下降至0.02 s后穩(wěn)定，而上游側(cè)炸點(diǎn)1的加速度譜在周期0.006 s左右達(dá)到峰值，隨后才開始下降.由于動(dòng)水壓力的影響，上游側(cè)炸點(diǎn)的加速度反應(yīng)譜峰值較大.綜上所述，上下游側(cè)炸點(diǎn)位置影響加速度譜的峰值和所包含周期的范圍.上游側(cè)炸點(diǎn)的加速度反應(yīng)譜整體較下游側(cè)炸點(diǎn)的加速度反應(yīng)譜大.對(duì)固有周期0～0.02 s的加速度敏感的結(jié)構(gòu)影響較大.

圖10(b)給出了接觸爆炸時(shí)A測(cè)點(diǎn)順河向的速度反應(yīng)譜對(duì)比圖.由圖可清晰地看出，上游側(cè)炸點(diǎn)1速度反應(yīng)譜的峰值大約是下游側(cè)炸點(diǎn)6速度反應(yīng)譜峰值的2倍.由于動(dòng)水壓力的影響，上游側(cè)炸點(diǎn)1的速度譜譜值快速增大并在最大速度譜譜值附近上下波動(dòng)，最終在約6.9 m/s附近穩(wěn)定；下游側(cè)炸點(diǎn)6的速度譜達(dá)到峰值后則快速衰減，最終穩(wěn)定在2.6 m/s附近.綜上所述，上下游側(cè)炸點(diǎn)位置對(duì)速度反應(yīng)譜的峰值產(chǎn)生了較大的影響，使上游側(cè)炸點(diǎn)的速度譜在峰值處有波動(dòng)，但并未影響兩者速度反應(yīng)譜的譜形，并在周期0.01 s后上游側(cè)炸點(diǎn)接觸爆炸產(chǎn)生的沖擊波對(duì)大壩的速度反應(yīng)譜起著控制作用，說明對(duì)固有周期大于0.01 s的速度敏感的結(jié)構(gòu)影響較大.

圖10(c)給出了接觸爆炸時(shí)A測(cè)點(diǎn)順河向的位移反應(yīng)譜對(duì)比圖.由圖可清晰地看出，在周期約0.2 s之前，上下游側(cè)炸點(diǎn)接觸爆炸產(chǎn)生的位移譜譜值均快速增大；在周期約0.2 s之后，兩者均達(dá)到最大值并穩(wěn)定.由于上游側(cè)炸點(diǎn)存在動(dòng)水壓力，上游側(cè)炸點(diǎn)1位移反應(yīng)譜的峰值大約是下游側(cè)炸點(diǎn)6位移反應(yīng)譜峰值的3.8倍.綜上所述，上下游側(cè)炸點(diǎn)只影響位移譜的峰值，對(duì)譜形沒有影響，并且0.2 s之后的長(zhǎng)周期上游側(cè)炸點(diǎn)接觸爆炸產(chǎn)生的沖擊波對(duì)大壩的位移譜起著控制作用，說明對(duì)固有周期大于0.2 s的位移敏感的結(jié)構(gòu)影響較大.

3.3.3正常蓄水位時(shí)上下游等高程炸點(diǎn)接觸爆炸時(shí)的壓力傳播過程對(duì)比

圖11(a)給出了上游炸點(diǎn)1水下接觸爆炸后沖擊波的壓力傳播過程，在t=0～0.01 s時(shí)間內(nèi)，壓力波迅速向壩體四周擴(kuò)散，逐步擴(kuò)散到大壩頂端和下游折坡處，可見壓力波傳到壩頂端和下游折坡處時(shí)仍有較大的能量，對(duì)大壩壩頂和下游折坡處破壞較大；在t=0.01～0.5 s時(shí)間內(nèi)，爆炸點(diǎn)壓力由于動(dòng)水壓力的影響緩慢耗散，而壩頭處的壓力波能量在空氣中快速耗散，下游折坡處的壓力波繼續(xù)沿著下游壩坡表面向大壩壩趾傳播，并在傳播過程中不斷反射，導(dǎo)致在壩趾有較大的壓力波能量，對(duì)大壩的底部產(chǎn)生很大的壓力波集中現(xiàn)象，這和文獻(xiàn)[18]的結(jié)果相吻合.

圖11(b)給出了下游炸點(diǎn)6接觸爆炸后沖擊波的壓力傳播過程，在t=0～0.05 s時(shí)間內(nèi)，壓力波迅速向壩體四周擴(kuò)散，壓力波能量迅速在壩體和空氣中耗散，在t=0.01 s時(shí)壓力波能量已耗散了大部分，雖然對(duì)大壩壩體造成一定的破壞，但沒有上游炸點(diǎn)爆炸時(shí)造成的破壞范圍大，破壞范圍主要集中在炸點(diǎn)處.

3.3.4正常蓄水位條件下上下游不同高程炸點(diǎn)接觸爆炸時(shí)大壩的毀傷特性分析

圖12給出了正常蓄水位條件下上游側(cè)炸點(diǎn)1，3，5和下游側(cè)炸點(diǎn)6，8，10等效塑性應(yīng)變演變過程.由圖12可看出剛開始爆炸時(shí)，大壩壩體產(chǎn)生等效塑性應(yīng)變，在0～0.004 s增加較快，在0.008 s左右趨于穩(wěn)定.正常蓄水位條件下上游側(cè)炸點(diǎn)接觸爆炸產(chǎn)生的等效塑性應(yīng)變的分布范圍比下游側(cè)炸點(diǎn)接觸爆炸產(chǎn)生的等效塑性應(yīng)變的分布范圍稍大，但并不明顯；隨著炸點(diǎn)位置的下移，同樣炸藥量下?lián)p傷范圍略有增加(炸點(diǎn)5和炸點(diǎn)10的等效塑性應(yīng)變范圍最大).

(a) 正常蓄水位上游側(cè)炸點(diǎn)1接觸爆炸壓力波傳播過程(Pa)

(b) 正常蓄水位下游側(cè)炸點(diǎn)6接觸爆炸壓力波傳播過程(Pa)圖11　接觸爆炸下沖擊波壓力傳播過程Fig.11　The propagation of pressure wave under contact explosive

(a)正常蓄水位上游側(cè)炸點(diǎn)1的等效塑性應(yīng)變演變過程

(b) 正常蓄水位下游側(cè)炸點(diǎn)6的等效塑性應(yīng)變演變過程

(c) 正常蓄水位上游側(cè)炸點(diǎn)3的等效塑性應(yīng)變演變過程

(d) 正常蓄水位下游側(cè)炸點(diǎn)8的等效塑性應(yīng)變演變過程

(e) 正常蓄水位上游側(cè)炸點(diǎn)5的等效塑性應(yīng)變演變過程

(f) 正常蓄水位下游側(cè)炸點(diǎn)10的等效塑性應(yīng)變演變過程圖12　等效塑性應(yīng)變演變過程Fig.12　The propagation of equivalent plastic strain

4　結(jié)　論

通過本文對(duì)于混凝土重力壩接觸爆炸的響應(yīng)及破壞特性分析，可以得到以下結(jié)論：

1) 數(shù)值模擬的水下爆炸與長(zhǎng)江科學(xué)院劉美山等進(jìn)行的混凝土深水爆炸實(shí)驗(yàn)進(jìn)行對(duì)比，模擬結(jié)果較為接近，驗(yàn)證了運(yùn)用顯式非線性動(dòng)力分析程序LS-DYNA模擬混凝土重力壩水下爆炸的穩(wěn)定可靠性.

2) 通過正常蓄水位與空庫(kù)條件對(duì)比顯示：正常蓄水位的動(dòng)力響應(yīng)比空庫(kù)更為劇烈，在速度與位移響應(yīng)曲線中更為明顯，并且由于動(dòng)水壓力的原因，正常蓄水位比空庫(kù)的時(shí)程曲線有滯后.分析不同炸點(diǎn)不同測(cè)點(diǎn)的動(dòng)力響應(yīng)后可得出，在上游折坡對(duì)應(yīng)的高程處進(jìn)行水下接觸爆炸，壩體產(chǎn)生的加速度、速度及位移響應(yīng)最大，且隨著炸點(diǎn)高程的下移,對(duì)大壩毀傷范圍也更大.

3) 對(duì)比正常蓄水位時(shí)上下游不同炸點(diǎn)位置接觸爆炸可得出：上游側(cè)炸點(diǎn)動(dòng)力響應(yīng)比下游側(cè)炸點(diǎn)更加劇烈，并且上游側(cè)炸點(diǎn)的爆炸沖擊波對(duì)壩頂、折坡及壩趾均產(chǎn)生了較大的沖擊破壞.炸點(diǎn)位置對(duì)反應(yīng)譜的峰值起決定作用.

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Study on the Response and Damage Characteristic of Concrete Gravity Dam Subjected to Contact Explosion

XU Qiang, CAO Yang, CHEN Jian-yun?, LI Jing, LIU Jing

(Faculty of Infrastructure Engineering, Dalian Univ of Technology, Dalian, Liaoning116024,China)

In this study, an explicit non-linear analysis program of LS-DYNA was employed to simulate a concrete gravity dam with either normal or empty reservoir under contact explosion. Considering the effect of high strain rate of concrete under the contact explosion, HJC (Holmquist-Johnson-Cook) constitutive model was adopted to simulate the damage characteristic and plastic deformation of the dam. Firstly, “Explosive-Air-Water-Concrete Test Cube” model was constructed and verified. “Explosive-Air-Water Storage-Dam-Foundation” dynamic full coupled model was then developed to evaluate the dynamic response and damage characteristic of the concrete gravity dam under the contact explosion denoted by TNT explosive on both normal water level dam and empty dam. The test shows that the analytical method is reliable to study the contact explosion of the concrete gravity dams, and it also covers the shortage of experimental study. In the case of the normal water level, the dynamic response and the damage of the dam are greatly affected by the explosion points in upstream. Therefore, the study of anti-explosion properties for the concrete gravity dam should focus on the damage measurement when the explosion points are disposed in upstream under the normal water level.

concrete gravity dams; HJC constitutional model; underwater contact explosion; response; damage characteristics

1674-2974(2016)07-0062-13

2015-08-20

國(guó)家自然科學(xué)基金重點(diǎn)資助項(xiàng)目(51138001,51178081),Key Program of National Natural Science Foundation of China(51138001,51178081); 國(guó)家重點(diǎn)基礎(chǔ)研究發(fā)展計(jì)劃(973計(jì)劃)資助項(xiàng)目(2013CB035905);中央高?；究蒲袠I(yè)務(wù)費(fèi)專項(xiàng)資金資助項(xiàng)目(DUT15LK34,DUT14QY10); 遼寧省重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室基礎(chǔ)研究項(xiàng)目(LZ2015022)

徐強(qiáng)(1982-)，男，遼寧大連人，大連理工大學(xué)副教授，博士

?通訊聯(lián)系人，E-mail:eerdool@dlut.edu.cn

TV331

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