混凝土重力壩含孔口壩段在水下爆炸荷載作用下的毀傷特性

趙小華， 王高輝， 盧文波， 陳 明， 嚴(yán) 鵬

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

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混凝土重力壩含孔口壩段在水下爆炸荷載作用下的毀傷特性

趙小華， 王高輝， 盧文波， 陳 明， 嚴(yán) 鵬

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

為滿足發(fā)電、泄洪、沖沙、灌溉等需求，壩體往往設(shè)有引水發(fā)電孔、泄洪中孔、溢流表孔、沖沙底孔等，而這些孔口的存在將顯著影響壩體結(jié)構(gòu)的整體抗爆性能。通過建立含孔口壩體、炸藥、庫水、空氣和壩基全耦合模型，對比分析了擋水壩段、引水發(fā)電壩段、泄洪中孔壩段、沖沙底孔壩段在水下爆炸沖擊荷載作用下的毀傷破壞過程、空間分布規(guī)律及毀傷特性，研究壩身孔口對混凝土重力壩動態(tài)響應(yīng)、抗爆性能及毀傷發(fā)展過程的影響。結(jié)果表明：壩身孔口對大壩的抗爆安全性能具有重要的影響；當(dāng)炸藥起爆位置位于孔口附近時(shí)，將使大壩孔口部位產(chǎn)生嚴(yán)重的毀傷破壞。

混凝土重力壩；孔口；水下爆炸；毀傷特性；全耦合模型

隨著壩工技術(shù)的發(fā)展，一大批100～300 m級的高壩正在或已在我國西南地區(qū)建設(shè)。這些高壩為了滿足發(fā)電、泄洪、沖沙、灌溉等需求，往往在壩身設(shè)有引水發(fā)電孔、泄洪中孔、溢流表孔、沖沙底孔等。如向家壩壩體有10個(gè)6 m×9.6 m(寬×高)中孔，12個(gè)8 m×26 m(寬×高)表孔，2個(gè)直徑為6 m的沖沙底孔，4個(gè)直徑為12.2m的壩后式引水發(fā)電孔洞；龍灘水電站開有7個(gè)表孔，孔口寬度15 m，兩個(gè)放空底孔5 m×8 m(寬×高)；溪洛渡水電站含有7個(gè)表孔，孔口尺寸12.5 m×16 m(寬×高)，8個(gè)深孔，孔口尺寸5 m×8 m(寬×高)；拉西瓦水電站壩體布置3個(gè)溢流表孔，孔口尺寸13 m×9 m(寬×高)，2個(gè)泄洪深孔，孔口尺寸8 m×4.5 m(寬×高)。林健勇等[1]研究分析了壩身開孔對天花板水電站拱壩壩身的影響，發(fā)現(xiàn)拱壩壩體孔口的布置會對其剛度和強(qiáng)度產(chǎn)生一定程度的削弱，對壩體局部應(yīng)力產(chǎn)生不利的影響；陳進(jìn)等[2]通過模型試驗(yàn)研究了重力壩深(底)孔在壩體自重、內(nèi)水壓力和超內(nèi)水壓力作用下的結(jié)構(gòu)特性和破壞規(guī)律，發(fā)現(xiàn)壩體自重主要引起孔口頂部和底部較大拉應(yīng)力區(qū)，內(nèi)水壓力主要引起角點(diǎn)的拉應(yīng)力集中；李德玉等[3]研究了孔口閘墩對溪洛渡拱壩靜動應(yīng)力的影響，發(fā)現(xiàn)孔口的存在對這一區(qū)域的壩體有一定的削弱作用，并且這一區(qū)域?qū)⒊霈F(xiàn)較大的拉應(yīng)力集中；李永池等[4]對含空穴的混凝土材料中應(yīng)力波的衰減機(jī)制和演化規(guī)律進(jìn)行了二維數(shù)值分析，證明了空穴的繞射和隔離作用在空穴后方某個(gè)區(qū)域?qū)Ρ☉?yīng)力波有明顯的削弱作用，并且發(fā)現(xiàn)適當(dāng)調(diào)整空穴的位置和尺寸等因素可以在其后方明顯減弱沖擊波?？卓诘拇嬖趯@著影響結(jié)構(gòu)的整體性能，且壩身孔口部位易受到炸藥攻擊，在大壩的防護(hù)中應(yīng)特別注重含孔口壩段的安全防護(hù)。因此開展壩前水下爆炸荷載作用下含孔口壩段的毀傷特性研究，對含孔口壩段防護(hù)措施的研究和改進(jìn)、提升大壩的整體抗爆安全性能具有重要意義。

由于大壩爆炸模型實(shí)驗(yàn)在經(jīng)濟(jì)、環(huán)境、相似比等方面約束，同時(shí)隨著近年來計(jì)算機(jī)的不斷發(fā)展，使得采用數(shù)值仿真方法模擬水下爆炸荷載作用下的大壩動態(tài)響應(yīng)行為成為一種有效的方法。如張社榮等[5]通過構(gòu)建重力壩侵徹爆炸、水中爆炸和空中爆炸的全耦合模型，研究發(fā)現(xiàn)了相對于侵徹爆炸和空中爆炸，水下爆炸沖擊荷載對大壩擋水壩段的破壞效應(yīng)最大；李本平等[6]利用任意Lagrange-Euler計(jì)算方法對連續(xù)制導(dǎo)導(dǎo)彈打擊下大壩擋水壩段的破壞效應(yīng)進(jìn)行了研究；張啟靈等[7]考慮壩體—水流固耦合作用和混凝土的受拉、受壓損傷，研究分析了混凝土某重力擋水壩段的塑性損傷發(fā)展過程；王高輝等[8]通過分析近壩水下爆炸沖擊波傳播特性，揭示了水下爆炸沖擊下混凝土重力壩擋水壩段的毀傷破壞過程和毀傷機(jī)理；LINSBAUER等[9-10]通過建立壩體和庫水的耦合模型，分析了庫底爆炸荷載作用下混凝土重力壩擋水壩段的動力響應(yīng)和穩(wěn)定性；張社榮等[11-12]通過構(gòu)建水下爆炸混凝土重力壩全耦合模型，研究了庫前水位和大壩高度對大壩擋水壩段抗爆性能的影響，并分析了炸藥量、爆心距和水下起爆深度對大壩失效模式的影響。以上研究未考慮引水發(fā)電孔、泄洪中孔、溢流表孔、沖沙底孔等的影響。

本文通過建立含孔口壩體、水體、空氣、炸藥、地基全耦合模型，對含孔口壩體在水下爆炸沖擊荷載作用下的動力響應(yīng)進(jìn)行了全性能的模擬，對比分析了擋水壩段、泄洪中孔壩段、引水發(fā)電壩段、沖沙底孔壩段在水下爆炸荷載沖擊下的動態(tài)響應(yīng)、毀傷破壞發(fā)展過程、空間分布規(guī)律以及毀傷特性，為重力壩的防爆設(shè)計(jì)和研究提供參考。

1 混凝土和基巖的本構(gòu)模型

1.1 爆炸高加載率下的混凝土非線性動態(tài)損傷本構(gòu)模型

在爆破荷載的沖擊下混凝土材料通常出現(xiàn)應(yīng)變率效應(yīng)和壓縮效應(yīng)[13]，本文采用的RHT模型是RIEDEL等[14]在HJC模型[15-16]基礎(chǔ)上提出的。為了描述混凝土材料的初始屈服強(qiáng)度、失效強(qiáng)度和殘余強(qiáng)度，RHT模型引入了彈性極限面、失效面、殘余強(qiáng)度面，如圖1所示。該模型能綜合考慮混凝土材料的大應(yīng)變、高應(yīng)變率、應(yīng)變硬化、應(yīng)力偏量第三不變量以及軟化的影響。

圖1 RHT本構(gòu)模型三個(gè)失效面示意圖Fig.1 Three failure surfaces of RHT constitutive model

RHT模型失效面方程：

(1)

其中各參數(shù)計(jì)算表達(dá)式如下：

(2)

(3)

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

R3(θ)=

(4)

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)測得。

(5)

式中,α為壓縮應(yīng)變率指數(shù)，δ為拉伸應(yīng)變率指數(shù)，均可以通過實(shí)驗(yàn)測得。

RHT彈性極限面方程為：

(6)

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

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[17]。

當(dāng)前屈服面介于彈性極限面與最大失效面之間時(shí)：

(8)

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

RHT本構(gòu)模型的損傷定義為：

(9)

1.2 壩基巖體非線性動力本構(gòu)模型

AUTODYN材料庫中沒有提供巖石的材料模型，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)，可采用Linear狀態(tài)方程，Johnson-Cook強(qiáng)度模型和Principal-Stress失效模型。

Linear狀態(tài)方程形式簡單且適用性強(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為材料初始時(shí)刻密度。

Johnson-Cook強(qiáng)度模型可用于描述大變形、高應(yīng)變率問題，適于爆炸問題的描述，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，由于巖石的動抗拉強(qiáng)度遠(yuǎn)遠(yuǎn)小于其動抗壓強(qiáng)度，在爆破沖擊荷載作用下，當(dāng)拉應(yīng)力超過其動抗拉強(qiáng)度時(shí)巖石即會發(fā)生破壞，同時(shí)考慮到巖石屈服應(yīng)力較動抗拉強(qiáng)度大，因此數(shù)值計(jì)算時(shí)采用主拉應(yīng)力來控制巖石的破壞。相關(guān)參數(shù)取值：密度ρ為2 630 kg/m3，彈性模量為50 GPa，泊松比為0.16，屈服應(yīng)力為40 MPa，切線模量為12.50 MPa，抗拉強(qiáng)度為24 MPa，抗壓強(qiáng)度為70 MPa。

2 水下爆炸沖擊下含孔口壩段的毀傷特性分析

2.1 含孔口壩段的水下爆炸模型建立

取國內(nèi)某混凝土重力壩為研究對象，對比分析擋水壩段、引水發(fā)電壩段、泄洪中孔壩段、沖沙底孔壩段在水下爆炸沖擊荷載作用下的毀傷特性。為了反映孔口對大壩抗爆性能的影響，假設(shè)這些壩段的高度相同，同時(shí)根據(jù)實(shí)際工程設(shè)定各孔口尺寸。壩高均為120 m，壩段寬度為15 m，壩前水位為115 m。壩體、庫水、地基的幾何模型尺寸如圖2所示，圖中虛線表示分析壩段的孔口位置?？紤]到模型的對稱性以及數(shù)值計(jì)算的效率，取大壩中心的橫剖面為對稱面，建立三維耦合模型。有限元模型主要包括空氣、庫水、TNT炸藥、壩體、基巖的耦合，其中空氣、庫水、TNT炸藥采用Euler網(wǎng)格模擬，壩體和壩基巖體采用Lagrange網(wǎng)格模擬，壩體、庫水、壩基間采用流固耦合算法。水體、空氣和TNT狀態(tài)方程以及材料參數(shù)均采用參考文獻(xiàn)[8-9]。為了反映孔口的存在對大壩抗爆性能的影響，在各壩段計(jì)算模型中，保持炸藥爆心距和起爆距離相同，爆心距取為10 m，水下起爆深度取為10 m。

圖2 水下爆炸計(jì)算模型尺寸Fig.2 Model size of underwater explosion

各壩段的有限元模型如圖3所示，在壩體孔口處、壩頭以及起爆點(diǎn)附近水體加密網(wǎng)格使水體最小網(wǎng)格尺寸達(dá)到100 mm、壩體最小尺寸為250 mm，其中擋水壩段的壩體網(wǎng)格總數(shù)為342 000。為了精確模擬孔口部位的損傷發(fā)展過程，同時(shí)提高計(jì)算效率，對孔口區(qū)域的網(wǎng)格進(jìn)行了局部加密?？卓趨^(qū)域的網(wǎng)格采用了網(wǎng)格漸變的方法過渡到壩體，過渡區(qū)間的網(wǎng)格均為共節(jié)點(diǎn)。炸藥質(zhì)量選取常規(guī)制導(dǎo)導(dǎo)彈的TNT當(dāng)量300 kg，各壩段炸藥起爆位置均相同?；鶐r底部截?cái)嗵幨┘尤s束，模型對稱面施加對稱邊界，并在基巖、庫水、空氣截?cái)嗝嫣幨┘覶ransmission boundary無反射邊界條件，使得人工邊界上無應(yīng)力波反射，用這種方法來模擬半無限區(qū)域。

2.2 水下爆炸沖擊荷載作用下?lián)跛畨味蔚臍l(fā)展特征

為了更好的展現(xiàn)孔口的存在對壩體毀傷發(fā)展特征的影響，本文首先研究了水下爆炸沖擊荷載作用下?lián)跛畨味蔚臍匦裕┖竺鎸Ρ确治鍪褂?。圖4給出了水下爆炸沖擊荷載作用下混凝土重力壩擋水段的毀傷發(fā)展過程。炸藥在距壩前10 m處的水下10 m深起爆后，在水中形成高壓沖擊波，沖擊波首先作用在正對炸藥中心的大壩上游面，但是由于壓力值小于混凝土抗壓強(qiáng)度，未形成壓碎區(qū)(見圖4(a))；隨后沖擊波傳播到混凝土大壩內(nèi)部，此時(shí)沖擊波已轉(zhuǎn)變成壓縮波，當(dāng)壩體內(nèi)部的壓縮波傳播到壩體下游表面后，由于混凝土波阻抗大于周圍空氣，壓縮波反射形成拉伸波，而混凝土具有低抗拉強(qiáng)度特性，且折坡處易形成應(yīng)力集中，因此造成壩體下游面折坡處產(chǎn)生拉伸損傷破壞(見圖4(b))；壩頭中部在壓縮波的切向拉伸和徑向擴(kuò)張下出現(xiàn)小面積的損傷區(qū)(見圖4(c))；由于壩體整體受到指向下游的沖擊作用，故在壩體下部上游面出現(xiàn)一定的沖切破壞(見圖4(e))。水下爆炸荷載作用下，擋水壩段在下游折坡處和壩體上游面兩處出現(xiàn)損傷區(qū)，對大壩整體安全性影響不大，大壩能繼續(xù)起擋水作用。

圖3 水下爆炸仿真計(jì)算引水發(fā)電孔、泄流中孔、沖沙底孔段壩體網(wǎng)格模型Fig.3 Finite element model of power monolith, flood-discharging monolith and sediment-discharging bottom outlet monolith

圖4 擋水壩段壩體毀傷模式Fig.4 Damage modes of the water retaining monolith

2.3 水下爆炸沖擊荷載作用下含孔口壩段的毀傷發(fā)展特征

當(dāng)壩身存在孔口結(jié)構(gòu)時(shí)，在外荷載的作用下孔口部位易產(chǎn)生應(yīng)力集中。本節(jié)通過建立孔口位于壩段不同部位的水下爆炸耦合模型，給出了壩身含孔口條件下的水下爆炸毀傷發(fā)展過程。圖5～圖7分別給出了水下爆炸沖擊荷載作用下引水發(fā)電壩段、泄洪中孔壩段、沖沙底孔壩段的損傷發(fā)展過程。

圖5 引水發(fā)電壩段毀傷模式Fig.5 Damage modes of the power monolith

引水發(fā)電孔距離起爆位置較近，同時(shí)也處于壩體寬度較小的壩體上部，孔口的存在對壩體上部剛度削弱較大。由圖5可知，在水下爆炸沖擊荷載作用下，壩體上游面孔口上方部位首先出現(xiàn)局部損傷破壞(見圖5(a))；隨著壓縮應(yīng)力波在壩頭內(nèi)部的傳播，壓縮應(yīng)力波在孔口頂板反射形成拉伸波與壩頭內(nèi)部壓縮波的切向拉伸和徑向擴(kuò)張共同作用下，使得壩頭中部出現(xiàn)損傷破壞(見圖5(c)～圖5(e))；由于選取的壩段寬度為15 m，孔口的寬度為6 m，孔壁較薄(4.5 m)，在沖擊荷載作用下孔口部位易產(chǎn)生應(yīng)力集中，同時(shí)孔口上部壩體受到向下游的沖擊作用，使得大壩與孔口頂板和底板交接處產(chǎn)生拉伸破壞，隨著時(shí)間的發(fā)展裂縫從上游面不斷發(fā)展延伸直到貫穿至下游面(見如圖5(b)～圖5(f))，導(dǎo)致大壩從引水發(fā)電孔口處斷裂，孔口上部失去擋水作用；隨著水下爆炸沖擊波在庫水中的傳播，以及庫水與大壩的耦合作用，在大壩上游面表層出現(xiàn)一定的沖切損傷破壞(見如圖5(f))?？梢娫谒卤_擊荷載作用下，含有引水發(fā)電孔口的壩段將從孔口處斷裂，上部壩體傾覆，造成孔洞以上庫容庫水下泄，造成很大的損失。

當(dāng)壩體存在泄洪中孔時(shí)，水下爆炸荷載沖擊下壩體的破壞過程如圖6所示。水下爆炸沖擊波荷載首先使壩體下游面折坡處出現(xiàn)拉伸損傷區(qū)域；隨著沖擊波的傳播，孔口上部壩體整體受到指向下游的沖擊作用，導(dǎo)致大壩與孔口頂板和底板交接處產(chǎn)生拉伸應(yīng)力，同時(shí)當(dāng)壩體中的壓縮應(yīng)力波傳播到孔口處時(shí)，將在孔口頂板反射形成的拉伸波，導(dǎo)致大壩與孔口頂板交接處產(chǎn)生拉應(yīng)力集中，在二者共同作用下大壩與孔口頂板和底板交接處出現(xiàn)開裂破壞(見圖6(b))，且隨著時(shí)間的發(fā)展兩條裂縫不斷延伸，但由于泄洪中孔所在處壩體順河向厚度較大，因此兩條裂縫并沒貫穿上下游(見圖6(d))，若繼續(xù)加大炸藥量，可能造成嚴(yán)重的破壞。

圖6 泄洪中孔壩段毀傷模式Fig.6 Damage modes of the flood-discharging monolith

圖7 沖沙底孔壩段毀傷模式Fig.7 Damage modes of the sediment-discharging bottom outlet monolith

圖7給出了水下爆炸荷載作用下沖沙底孔壩段的毀傷過程和破壞特性。炸藥在水下起爆后，隨著時(shí)間推移沖擊波傳播到壩體內(nèi)部，并轉(zhuǎn)變?yōu)閴嚎s波，由于壓縮波的徑向擴(kuò)展和縱向拉伸作用，壩頭中部出現(xiàn)小面積輕微損傷區(qū)，在下游折坡處壓縮應(yīng)力波反射形成拉伸波，造成下游折坡處裂縫的出現(xiàn)(見圖7(b))；隨著水下爆炸沖擊波向庫水下部傳播，壩體受到整體指向下游的沖擊作用，由于沖沙底孔的削弱作用，使得孔口上部的上游面出現(xiàn)一定的沖切破壞。同時(shí)在壩體與孔口頂板交接處出現(xiàn)應(yīng)力集中，出現(xiàn)拉伸損傷破壞，并向下游發(fā)展，但由于爆源距沖沙底孔較遠(yuǎn)，且該處壩體較厚，故裂縫延伸較短(見圖7(c)～圖7(d))?？梢?，當(dāng)炸藥在庫前淺水爆炸時(shí)，由于沖沙底孔位于大壩底部，沖擊波傳播至孔口部位處的壓力較小，大壩毀傷程度較低，其抗爆性能優(yōu)于其它含孔口壩段。

2.4 擋水壩段與含孔洞壩段對比分析

圖8給出擋水壩段、引水發(fā)電壩段、泄洪中孔壩段、沖沙底孔壩段的對比圖。由圖8可知，當(dāng)壩身不存在孔口時(shí)(即擋水壩段)，在水下爆炸沖擊荷載作用下，毀傷主要位于下游折坡處和壩體下部的上游面。當(dāng)孔口位于壩體上部時(shí)(引水發(fā)電壩段)，大壩與孔口頂板和底板交接處各形成一條貫穿性裂縫，孔口處毀傷較嚴(yán)重，孔口上部壩體將徹底失去擋水作用；壩體中部含有孔口時(shí)(泄洪中孔)時(shí)，大壩的毀傷主要集中于孔口處，大壩與孔口頂板交接處形成延伸較長的裂縫，若繼續(xù)加大藥量裂縫有可能貫穿上下游，造成潰壩；當(dāng)孔口位于壩體下部時(shí)(沖沙底孔)，沖擊波僅僅在上游孔口處造成了一條斜向發(fā)展的短小裂縫，對大壩整體安全性能影響較小。

圖8 各壩段正反面毀傷模式Fig.8 Damage modes of different monoliths

圖9 各壩段壩頂測點(diǎn)順河方向振動速度時(shí)程曲線Fig.9 Dynamic time history response curves of different monoliths

圖9為水下爆炸荷載下，各壩段壩頂中部測點(diǎn)沿順河方向振動速度時(shí)程曲線。由圖9可以看出引水發(fā)電壩段的振動響應(yīng)早于其它壩段0.5 ms，這是由于引水發(fā)電孔口距離爆源位置較近，且位于大壩上部的壩頭部位，其存在嚴(yán)重削弱了壩頭部分的剛度，同時(shí)也使得引水發(fā)電壩段上部壩頭的慣性小于其它壩段；當(dāng)大壩最先受到?jīng)_擊波作用時(shí)，大壩初始階段將向下游運(yùn)動，而當(dāng)沖擊波傳播到自由水面時(shí)，由于水面切斷效應(yīng)作用，水面以上的壩體將不受水下爆炸沖擊波的作用，而下部壩體仍受沖擊波作用，因此壩頂?shù)馁|(zhì)點(diǎn)將相對向上游運(yùn)動，出現(xiàn)反向速度(t=10 ms)，但炸藥基本與引水發(fā)電孔口同高程，且引水發(fā)電壩段由于上部孔口的削弱作用，上部受沖擊面積減小，同時(shí)上部壩體剛度降低，故沒有出現(xiàn)反向振動速度；引水發(fā)電壩段壩頂順河向振動速度在17 ms時(shí)達(dá)到峰值0.85 m/s，明顯高于擋水壩段、泄洪中孔壩段和沖沙底孔壩段，這是由于引水發(fā)電孔口靠近壩頂，孔口的存在使得壩體上部的剛度顯著降低，同時(shí)爆炸沖擊作用下壩頭破壞嚴(yán)重；泄洪中孔壩段、沖沙底孔壩段與擋水壩段壩頂振動響應(yīng)基本一致，均在19 ms左右振動速度達(dá)到峰值(約為0.73 m/s)，這是由于泄洪中孔和沖沙底孔均在壩體中下部，壩體較寬，同時(shí)距離起爆距離較遠(yuǎn)，壩體破壞程度遠(yuǎn)不如引水發(fā)電壩段嚴(yán)重。

3 結(jié) 論

本文通過建立擋水壩段、引水發(fā)電壩段、泄洪中孔壩段、沖沙底孔壩段的水下爆炸全耦合模型，研究了孔口對混凝土重力壩動態(tài)響應(yīng)、抗爆性能及毀傷發(fā)展過程的影響。結(jié)果表明：①壩身孔口的存在將顯著地降低壩體的整體抗爆安全性能，在大壩抗爆安全防護(hù)時(shí)需重點(diǎn)關(guān)注含孔口壩段；②水下爆炸沖擊荷載作用下，擋水壩段的毀傷破壞主要出現(xiàn)在大壩上游表面及上部壩頭折坡處，含孔口壩段的毀傷則主要出現(xiàn)在孔口薄弱部位；③引水發(fā)電孔由于位于大壩上部，整體剛度較小，且受爆炸沖擊荷載較大，毀傷最嚴(yán)重，出現(xiàn)沿孔口部位的貫穿性裂縫；④在壩前淺水爆炸荷載作用下，沖沙底孔壩段由于孔口位于大壩底部，其毀傷程度較低，抗爆性能優(yōu)于引水發(fā)電壩段和泄洪中孔壩段。

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Damage characteristics of concrete gravity dams with orifices subjected to underwater explosion

ZHAO Xiaohua, WANG Gaohui, LU Wenbo, CHEN Ming, YAN Peng

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

In order to meet the demands of power generation, flood control, sediment-release, irrigation, etc., many orifices are usually set in dams. However, the presence of these orifices will significantly impact the antiknock performance of dams. A fully coupled model considering the effects of the orifice-charge-reservoir-air-foundation interaction was established.The failure process, spatial distribution and damage characteristics of power monolith, flood-discharging monolith and sediment-discharging bottom outlet monolith were compared with those of water retaining monolith. The effects of the orifices on dynamic response, antiknock performance and damage evolution of concrete gravity dams were discussed. The results show that the orifices in dams have significant influence on the antiknock safety performance of concrete gravity dams. When the location of charge detonation is near the orifice, the shock wave will cause serious damage to the orifice zone of dams.

concrete gravity dam; orifice; underwater explosion; damage characteristics; fullycoupled model

長江科學(xué)院開放研究基金資助項(xiàng)目(CKWV2016383/KY);國家自然科學(xué)基金項(xiàng)目(51125037;51509189)；中國博士后科學(xué)基金資助項(xiàng)目(2015M572197)；中央高校基本科研業(yè)務(wù)費(fèi)專項(xiàng)資金資助(2042015KF0001)

2015-09-07 修改稿收到日期：2015-10-28

趙小華 男，博士，1991年生

王高輝 男，講師，1986年生 E-mail:wanggaohui@whu.edu.cn

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10.13465/j.cnki.jvs.2016.22.016