不同橫縫狀態(tài)影響下混凝土重力壩抗爆性能研究

張社榮,于 茂,2,王 超,王高輝

(1.天津大學(xué)水利工程仿真與安全國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,天津 300072; 2.中水北方勘測(cè)設(shè)計(jì)研究有限責(zé)任公司,天津 300222; 3.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,湖北 武漢 430072)

不同橫縫狀態(tài)影響下混凝土重力壩抗爆性能研究

張社榮1,于 茂1,2,王 超1,王高輝3

(1.天津大學(xué)水利工程仿真與安全國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,天津 300072; 2.中水北方勘測(cè)設(shè)計(jì)研究有限責(zé)任公司,天津 300222; 3.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,湖北 武漢 430072)

考慮混凝土重力壩橫縫張開(kāi)狀態(tài)對(duì)大壩內(nèi)沖擊波傳播的影響,基于FSI流固耦合數(shù)值分析方法模擬水下淺水爆炸沖擊波的形成、傳播及其與自由面、大壩結(jié)構(gòu)之間的耦合相互作用過(guò)程,從混凝土重力壩的動(dòng)態(tài)響應(yīng)、漸進(jìn)毀傷破壞過(guò)程及大壩損傷耗散能累積特性等方面,對(duì)比分析橫縫狀態(tài)對(duì)大壩綜合抗爆性能的影響機(jī)制。結(jié)果表明,重力壩橫縫張開(kāi)范圍對(duì)大壩抗爆性能有重要影響,且表現(xiàn)為加劇大壩動(dòng)態(tài)響應(yīng)、促進(jìn)大壩混凝土毀傷破壞區(qū)域形成、增大壩體損傷耗能累積量的整體規(guī)律,明顯削弱了大壩的抗爆性能。

混凝土重力壩;橫縫;淺水爆炸;動(dòng)態(tài)響應(yīng);毀傷特性;損傷耗散能

對(duì)于大體積混凝土壩結(jié)構(gòu),為了滿(mǎn)足施工、沉降及溫控等方面的要求,往往進(jìn)行分塊澆筑,并在壩塊間設(shè)置澆筑縫或者誘導(dǎo)縫,造成大壩在運(yùn)行期內(nèi)往往是帶縫工作的[1]。在運(yùn)行期環(huán)境因素的激勵(lì)作用下,壩間橫縫大片區(qū)域會(huì)呈現(xiàn)張開(kāi)狀態(tài),即壩段與壩段之間存在一定的空氣間隙。在橫縫張開(kāi)狀態(tài)下,壩體內(nèi)部的沖擊波在橫縫處不能發(fā)生完全透射,導(dǎo)致壩體內(nèi)部沖擊波的傳播規(guī)律復(fù)雜化,也必將壩體的動(dòng)態(tài)抗爆力學(xué)性能產(chǎn)生一定的影響。

國(guó)內(nèi)外學(xué)者在大壩橫縫的動(dòng)態(tài)變化過(guò)程及其對(duì)大壩力學(xué)行為特征影響等方面已經(jīng)積累了較多的研究成果。在大壩抗震方面,Alembagheri等[2]考慮拱壩橫縫接觸非線(xiàn)性力學(xué)特性及不同橫縫分布類(lèi)型,對(duì)12條地震波激勵(lì)條件下的大壩動(dòng)態(tài)響應(yīng)過(guò)程及損傷破壞規(guī)律進(jìn)行了對(duì)比分析;張楚漢等[3]在高壩抗震安全關(guān)鍵問(wèn)題的進(jìn)展研究中也指出,大壩橫縫非線(xiàn)性特性對(duì)強(qiáng)震作用下的大壩混凝土損傷發(fā)展、橫縫張開(kāi)度及整體安全性等有重要影響;馮帆等[4]研究了上游止水區(qū)域橫縫未灌漿條件下的特高拱壩的力學(xué)性能;何婷等[5]結(jié)合監(jiān)測(cè)資料,綜合探討了橫縫對(duì)高拱壩力學(xué)特性的影響規(guī)律;樊啟祥等[6]依托溪洛渡高拱壩工程,研究了高拱壩施工過(guò)程中的橫縫開(kāi)度的變化規(guī)律及控制方法;張社榮等[7]研究了自重及水壓作用下橫縫狀態(tài)對(duì)孔口結(jié)構(gòu)變形、開(kāi)裂狀態(tài)、應(yīng)力分布及鋼筋受力狀態(tài)的力學(xué)行為的影響規(guī)律。從以上的研究成果可以看出,在實(shí)際結(jié)構(gòu)性能分析中橫縫是不可忽略的重要因素。由于邊界面兩邊介質(zhì)的物理屬性不同,沖擊波由一種介質(zhì)傳到另一介質(zhì)中時(shí)將在邊界面處反射形成稀疏波或壓縮波,導(dǎo)致近邊界爆炸下的荷載分布與沖擊過(guò)程較自由場(chǎng)下發(fā)生較大變化。明付仁等[8]采用三維SPH (smoothed particle hydrodynamics)方法對(duì)水下爆炸沖擊波傳播過(guò)程及其與自由面的相互作用過(guò)程進(jìn)行了分析。崔杰等[9]等研究表明,自由面截?cái)嘈?yīng)對(duì)沖擊波的傳播過(guò)程影響明顯。劉翠丹等[10]對(duì)界面處沖擊波傳播過(guò)程中壓力及沖量特征進(jìn)行了研究,論述了水底邊界對(duì)沖擊波傳播過(guò)程也具有明顯影響。楊莉等[11]分析了水底影響下沖擊波傳播規(guī)律及馬赫反射現(xiàn)象。而在大壩抗爆性能分析中,尚未有學(xué)者對(duì)壩間橫縫張開(kāi)造成的壩體不連續(xù)特性影響下的大壩整體抗爆性能展開(kāi)相關(guān)研究工作。

本文主要考慮壩間橫縫張開(kāi)狀態(tài)對(duì)壩體內(nèi)部沖擊波傳播規(guī)律的影響,基于FSI流固耦合數(shù)值分析方法模擬了水下淺水爆炸沖擊波的形成、傳播及其與自由面、大壩結(jié)構(gòu)之間的耦合相互作用過(guò)程,從混凝土重力壩的動(dòng)態(tài)響應(yīng)、漸進(jìn)毀傷過(guò)程及大壩損傷耗散能分布特性等方面,深入探討及分析橫縫狀態(tài)對(duì)大壩綜合抗爆性能的影響規(guī)律。

1 計(jì) 算 模 型

圖1 淺水爆炸沖擊高壩結(jié)構(gòu)的計(jì)算模型Fig.1 Calculation model of the high dam with openings subjected to deep underwater explosion

以國(guó)內(nèi)某200 m級(jí)高混凝土重力壩為研究對(duì)象,建立了其擋水壩段在淺水爆炸沖擊荷載作用下的全耦合仿真分析模型,如圖1所示。模型主要由重力壩壩體、基巖、庫(kù)水、空氣及TNT炸藥等材料組成。大壩壩高為200.1 m,壩段寬30 m,庫(kù)前水深193.6 m,取大壩中心截面為對(duì)稱(chēng)面。庫(kù)水、空氣及TNT炸藥采用歐拉網(wǎng)格模擬,壩體、擋水閘門(mén)、泡沫鋁夾芯板及基巖均采用拉格朗日網(wǎng)格模擬,兩種網(wǎng)格之間采取流固耦合算法進(jìn)行物理參數(shù)的傳遞及更新,從而實(shí)現(xiàn)爆炸沖擊全過(guò)程的數(shù)值仿真。水下炸藥裝藥量為1 000 kg,炸藥爆心距(炸藥中心到壩體上游直立面的距離)為10 m,炸藥起爆深度(炸藥中心到庫(kù)水自由表面的距離)為10 m。圖2為建立的壩體、基巖及庫(kù)水的網(wǎng)格離散模型,為保證水體、孔口等重要區(qū)域的網(wǎng)格較為精細(xì),網(wǎng)格最大尺寸不超過(guò)0.5 m[12],壩頂區(qū)域網(wǎng)格大小為0.3 m,計(jì)算模型單元總數(shù)為2 906 640個(gè)?；鶐r底部截?cái)嗵幨┘尤s束,模型對(duì)稱(chēng)面施加對(duì)稱(chēng)邊界,并在基巖、庫(kù)水、空氣截?cái)嗝嫣幨┘訜o(wú)反射邊界條件。如圖3所示,采用FSI流固耦合數(shù)值分析方法計(jì)算時(shí),往往先通過(guò)實(shí)際空間相對(duì)位置識(shí)別歐拉網(wǎng)格有效區(qū)域,再根據(jù)重疊情況對(duì)歐拉網(wǎng)格及拉格朗日網(wǎng)格的邊界分別進(jìn)行處理與加載,兩類(lèi)網(wǎng)格之間的邊界條件相互傳遞,從而形成一個(gè)耦合體系。

圖2 淺水爆炸沖擊高壩結(jié)構(gòu)的離散模型Fig.2 Discrete model of the high dam with openings

圖3 FSI耦合方法Fig.3 Fluid structure interaction method subjected to deep underwater explosion

2 材料及參數(shù)

2.1 大壩混凝土材料

選用RHT本構(gòu)模型[13]描述高應(yīng)變率加載下大壩混凝土的動(dòng)態(tài)力學(xué)特性,采用P-α狀態(tài)方程描述混凝土材料的體積壓縮過(guò)程,同時(shí)考慮了混凝土材料的3個(gè)強(qiáng)度極限面:彈性極限面、破壞極限面以及殘余強(qiáng)度面。具體材料參數(shù)見(jiàn)文獻(xiàn)[14]。

2.2 基巖材料

壩基基巖的動(dòng)態(tài)材料特性采用JH-2模型[15]來(lái)描述,并采用Principal-Stress受拉失效準(zhǔn)則,主要參數(shù)取值為:密度ρ=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(xiàn)模量為12.50 MPa,抗拉強(qiáng)度為24 MPa,抗壓強(qiáng)度為70 MPa。

2.3 高能炸藥材料

高能炸藥材料采用JWL狀態(tài)方程描述了爆轟壓力P和每單位體積內(nèi)能e及相對(duì)體積V的關(guān)系:

(1)

式中:P——爆轟產(chǎn)物的壓力,Pa;V——相對(duì)體積,即爆轟產(chǎn)物體積和炸藥初始體積之比,m3;e——單位體積內(nèi)能,e=5.999×109J/m3;a2,b2,R1,R2,ω——特征參數(shù),各參數(shù)取值如下:a2=3.738×1011Pa,b2=3.747×1011Pa,R1=4.15,R2=0.9,ω=0.35。

2.4 空氣及水等環(huán)境介質(zhì)材料

空氣采用理想氣體狀態(tài)方程:

(2)

式中:E2——比內(nèi)能,J/kg;γ——絕熱指數(shù),取γ=1.4;ρ0——初始密度,取ρ0=1.225 kg/m3;ρ——密度,kg/m3。

當(dāng)水為膨脹狀態(tài)(μgt;0)時(shí),其狀態(tài)方程為

P=A1μ+A2μ2+A3μ3+(B0+B1μ)ρ0e2

(3)

當(dāng)水為壓縮狀態(tài)(μlt;0)時(shí),其狀態(tài)方程為

P=T1μ+T2μ2+B0ρ0e2

(4)

式中:ρ0——初始密度,取ρ0=999 kg/m3;e2——材料內(nèi)能,J;h——水的深度,m;g——重力加速度,m/s2;p0——大氣壓強(qiáng),Pa;A1、A2、A3、B0、B1、、T1、T2為材料常數(shù),各參數(shù)取值如下:A1=2.2×109Pa,A2=9.54×109Pa,A3=1.457×1010Pa,B0=0.28,B1=0.28,T1=2.2×109Pa,T2=0。

3 考慮橫縫開(kāi)合狀態(tài)的壩體毀傷特性分析

如圖4所示,為了對(duì)大壩橫縫的開(kāi)合狀態(tài)影響下的高壩抗擊水下爆炸沖擊荷載作用的能力進(jìn)行評(píng)估,擬定4種工況進(jìn)行研究。

圖4 不同橫縫狀態(tài)影響下大壩橫縫處邊界設(shè)置Fig.4 Boundary conditions of the dam contraction joints with different opening states

3.1 動(dòng)態(tài)響應(yīng)規(guī)律

圖5 橫縫不同張開(kāi)范圍下大壩順河向速度響應(yīng)過(guò)程對(duì)比Fig.5 Comparison of velocity responses of the dam with different opening areas in the contraction joints

圖5展示了水下淺水爆炸沖擊荷載作用下、橫縫不同張開(kāi)范圍影響下大壩順河向的速度響應(yīng)過(guò)程對(duì)比情況。與橫縫全部閉合情況相比,20 ms之前的測(cè)點(diǎn)速度變化基本相同,20 ms之后測(cè)點(diǎn)的速度變化出現(xiàn)較為明顯的差別:壩頂順河向速度的差值最大為0.5 m/s,主要出現(xiàn)在28 ms及38 ms;下游壩坡高程測(cè)點(diǎn)的順河向速度差值最大為0.5 m/s,出現(xiàn)在23 ms。而壩踵區(qū)域的順河向速度響應(yīng)差異小于0.05 m/s,與橫縫不張開(kāi)計(jì)算條件相比:橫縫上部張開(kāi)1/3時(shí),速度差異達(dá)到0.09 m/s,出現(xiàn)在126 ms;橫縫上部張開(kāi)2/3時(shí),速度差異達(dá)到0.11 m/s,出現(xiàn)在126 ms;橫縫全部張開(kāi)時(shí),速度差異達(dá)到0.10 m/s,出現(xiàn)在136 ms。由此可知,對(duì)于淺水爆炸沖擊荷載作用下的高壩結(jié)構(gòu)而言,大壩的速度響應(yīng)較大區(qū)域主要集中在大壩上部的壩頭區(qū)域,而橫縫張開(kāi)范圍在壩頭區(qū)域變化時(shí),對(duì)壩體尤其是壩頭的動(dòng)態(tài)響應(yīng)影響較大。

3.2 毀傷破壞特征

一般認(rèn)為混凝土損傷達(dá)到0.75以上后出現(xiàn)宏觀破壞,圖6及圖7分別展示了不同橫縫狀態(tài)下的大壩上部嚴(yán)重毀傷區(qū)域(損傷大于0.75)的漸進(jìn)發(fā)展過(guò)程。受淺水爆炸沖擊下,由于橫縫上部張開(kāi)1/3、橫縫上部張開(kāi)2/3及橫縫全部張開(kāi)3種條件下壩頭區(qū)域的毀傷區(qū)域及毀傷程度均相同,因此僅給出其中一種計(jì)算情況下的壩頭毀傷狀態(tài)。

圖6 橫縫不張開(kāi)條件下的大壩毀傷破壞過(guò)程Fig.6 Damage failure process of the dam with contraction joints in closing state

圖7 橫縫上部1/3張開(kāi)條件下大壩毀傷破壞過(guò)程Fig.7 Damage failure process of the dam with 1/3 upper contraction joints in opening state

圖8 不同橫縫張開(kāi)狀態(tài)下大壩整體塑性耗散能累積過(guò)程Fig.8 Accumulation process of the overall damage dissipation energy in the dam in different contraction joint opening states

由圖6和圖7可以看出,在壩頭區(qū)附近的壩間橫縫張開(kāi)條件下,淺水爆炸沖擊作用對(duì)大壩壩頭區(qū)域造成了嚴(yán)重的毀傷破壞。相比于壩間橫縫不張開(kāi)的狀態(tài),爆炸沖擊波在壩體內(nèi)部傳播的初期(25 ms時(shí)),沖擊波在橫縫界面、壩頭下游面均出現(xiàn)自由面反射而形成反射拉伸波,自由水面高程上的稀疏波拉伸破壞區(qū)(A區(qū))也有明顯加深加厚;壩頭多個(gè)界面處形成的反射拉伸波在壩體內(nèi)部疊加后形成較大的拉伸應(yīng)力,導(dǎo)致壩頭內(nèi)部區(qū)域(B區(qū))大面積出現(xiàn)受拉破壞,毀傷區(qū)域貫穿了整個(gè)壩頭;25～200 ms時(shí)間段內(nèi),壩頭下游折坡高程以下的沖切破壞區(qū)域(C區(qū))逐步加深,并在200 ms時(shí)貫穿整個(gè)壩體,貫穿深度及損傷帶的厚度均有明顯的增大。

3.3 能量分布特征

考慮大壩橫縫不同張開(kāi)范圍影響下,圖8展示了擋水壩段受淺水爆炸沖擊下的整體損傷耗散能的積累過(guò)程。因橫縫張開(kāi)后,自由面的反射卸載波致使附近混凝土大面積出現(xiàn)塑性損傷,并伴隨損傷耗散能的積累,致使大壩整體的損傷耗散能有了明顯的升高。同時(shí)由圖5和圖6可以發(fā)現(xiàn),淺水爆炸主要對(duì)壩頭區(qū)域的造成了嚴(yán)重的毀傷破壞,而3種橫縫張開(kāi)范圍條件下,沖擊波對(duì)壩體中部及下部的沖擊作用較弱,而壩頭部位的橫縫均處于張開(kāi)狀態(tài),因此造成大壩整體塑性損傷耗散能的積累基本一樣。

4 結(jié) 論

a. 考慮不同橫縫張開(kāi)范圍的影響,探究了不同橫縫張開(kāi)狀態(tài)下水下爆炸沖擊大壩的動(dòng)態(tài)作用全過(guò)程,研究結(jié)果表明,受橫縫張開(kāi)影響,淺水爆炸沖擊荷載作用下,自由水面高程、壩頭內(nèi)部區(qū)域大面積出現(xiàn)貫穿性毀傷破壞,壩頭沖切破壞區(qū)域貫穿深度及毀傷區(qū)厚度明顯增大,大壩的整體抗爆安全性明顯降低。

b. 橫縫上部張開(kāi)1/3、橫縫上部張開(kāi)2/3及橫縫全部張開(kāi)3種條件下壩頭區(qū)域的橫縫卸載條件基本相似,導(dǎo)致壩頭區(qū)域的毀傷狀態(tài)相同。因此,在大壩的抗爆設(shè)計(jì)及安全評(píng)價(jià)中,如果壩體遭受淺水爆炸沖擊,則應(yīng)主要關(guān)注壩體上部區(qū)域的橫縫開(kāi)合狀態(tài)。

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Effectofcontractionjointstateontheanti-knockperformanceofconcretegravitydam

ZHANGSherong1,YUMao1,2,WANGChao1,WANGGaohui3

(1.StateKeyLaboratoryofHydraulicEngineeringSimulationandSafety,TianjinUniversity,Tianjin300072，China;2.ChinaWaterResourcesBeifangInvestigation,DesignandResearchCo.Ltd.,Tianjin300222，China;3.StateKeyLaboratoryofWaterResourcesandHydropowerEngineeringScience,WuhanUniversity,Wuhan430072，China)

To identify the effect of contraction joint state on the anti-knock performance of concrete gravity dam, numerical simulations based on fluid-solid interaction (FSI) method are conducted, which simulates the formation and propagation of shock wave due to shallow underwater explosion, and its interaction with free surface and dam structure. Considering that the shock wave propagation is influenced by the opening states of the contraction joints in the dam, the impact of the latter on the anti-knock performance of the dam is hence investigated in three aspects, including dynamic response, gradual damage failure process and the accumulation of damage dissipation energy. The numerical results show that the anti-knock performance of the dam is significantly influenced by the opening area of the contraction joint, a larger opening area appears to yield enhanced dynamic response, wider damage area and larger accumulation of damage dissipation energy in the dam, thereby weakening the anti-knock performance of the dam.

concrete gravity dam; contraction joints; shallow underwater explosion; dynamic responses; damage characteristics; damage dissipation energy

10.3876/j.issn.1000-1980.2017.06.006

2016-10-28

國(guó)家自然科學(xué)基金創(chuàng)新研究群體科學(xué)基金(51321065)；國(guó)家自然科學(xué)基金(51379141，51509182)

張社榮(1960—)，男，山東日照人，教授，博士，主要從事水工結(jié)構(gòu)靜動(dòng)力安全評(píng)價(jià)研究。E-mail:tjuzsr@126.com

于茂，工程師。E-mail:yumao@tju.edu.cn

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1000-1980(2017)06-0509-06