庫前水位對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 水資源與水電工程科學國家重點實驗室，武漢　430072)

?

庫前水位對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 水資源與水電工程科學國家重點實驗室，武漢430072)

摘要：現代戰爭有征兆可察，通過預警放水不僅可以有效提高大壩的抗爆安全性能，同時能夠減少大壩失事風險損失。基于顯示動力分析平臺，考慮爆炸高加載率下的混凝土應變率效應，建立水下爆炸條件下炸藥-氣體-庫水-壩基-壩體全耦合動力分析模型，對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；同時針對戰時預警放水條件，分析不同庫前水位下混凝土重力壩的動態響應特征、破壞發展過程及毀傷空間分布特征，全方位研究了庫前水位對大壩抗爆安全性能的影響。結果表明：對于混凝土重力壩，隨著庫前水位的降低，壩體損傷破壞范圍逐漸減小；當庫前水位降低到大壩下游折坡以下時，大壩抗爆安全性能得到顯著的提高。

關鍵詞：混凝土重力壩；庫前水位；抗爆安全性能；全耦合模型；水下爆炸；損傷演化

近年來，恐怖襲擊活動在世界范圍內頻發，具有明顯政治經濟效益的高壩成為恐怖分子的重點打擊目標。且隨著精確制導技術的發展，高壩受到的威脅大大增加。我國處在高壩快速發展時期，一大批100～300 m級的高壩已建成或正在建設中，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、庫容大，一旦失事將對下游造成巨大的人員傷亡和財產損失。由于爆炸沖擊波在水中傳播時所產生的破壞作用比在空氣中強烈得多[1]，水下爆炸對于混凝土重力壩破壞潛能最大。通過戰時預警放水，不僅可以提高大壩抗爆性能，同時也可以減小戰時大壩的失事風險損失，如三峽工程樞紐建筑物設計中，已考慮戰時與平時運用相結合，大壩有大泄量的底孔，降低水庫水位所需時間較短，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，研究庫前水位對大壩抗爆安全性能的影響具有重大戰略意義。

目前，關于大壩在水下爆炸沖擊荷載作用下的動態響應及失效模式的研究主要是在正常運行水位條件下進行。如張啟靈等[2]采用聲學介質描述庫水，考慮鍵槽作用的兩種極端情況及混凝土的受拉、受壓損傷，探討了高水位運行下近水面水下爆炸對高拱壩結構安全性能的影響；Yu[3]以非線性顯示動力分析程序LS-DYNA為平臺建立水下爆炸全耦合模型，采用ALE算法對水下接觸爆炸下的大壩動力響應進行了研究，得到大壩的損傷破壞分布；Linsbauer[4]通過建立庫水-壩體耦合模型，對庫底爆炸沖擊荷載作用下混凝土重力壩(上游面含裂縫)的動力響應、穩定性進行了研究；張社榮等[5-6]通過構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]針對高壩災難控制問題,選用軟質聚氨酯材料作為保護材料,對混凝土高壩在水下爆炸沖擊波作用下的防護進行了研究。然而,目前從降低庫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。

本文從庫前水位這一人為可控因素出發，基于顯示非線性動力分析平臺，考慮爆炸高加載率下的混凝土應變率效應，建立水下爆炸條件下炸藥-氣體-庫水-壩基-壩體全耦合動力分析模型，分析不同庫前水位下大壩在水下爆炸沖擊荷載作用的動態響應特征、破壞發展過程及毀傷空間分布特征，全方位研究了庫前水位對大壩抗爆安全性能的影響，為已建成壩體的戰時應對提供理論基礎。

1材料本構模型

1.1爆炸高加載率下的混凝土非線性動態損傷本構模型

爆炸高加載率荷載作用下，混凝土材料通常會表現出壓縮效應、應變率效應等特性[8]。Riedel等[9]在HJC模型[10-11]的基礎上，考慮應變硬化及偏應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、應變率效應、軟化及失效等現象。RHT模型中引入了彈性極限面、失效面、及殘余強度面分別用于描述混凝土的初始屈服強度、失效強度及殘余強度的變化情況，如圖1所示。

圖1　RHT本構模型的三個失效面Fig.1 Three failure surface of RHT constitutive model

RHT失效面方程為：

(1)

(2)

式中：fc為準靜態單軸抗壓強度，取3.5×107Pa。

(3)

(4)

式中：α為壓縮應變率指數，δ為拉伸應變率指數，可通過實驗測得。

R3(θ)=

(5)

式中：Q2=Q0+BQp*,0.51≤Q2≤1.0,Q0為拉壓子午比，BQ為脆性韌性轉變參數，均可由實驗測得。

RHT彈性極限面方程為：

(6)

式中：函數FCAP(P)為蓋帽函數，用于限制靜水壓力下的彈性偏應力。

RHT殘余強度面方程為：

(7)

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

當前屈服面介于彈性極限面與最大失效面之間時：

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

(8)

式中：εpl,eq和εplhard,eq分別為當前失效面和最大失效面對應的塑性應變。

RHT本構模型的損傷定義為：

(9)

1.2壩基巖體非線性動力本構模型

根據已有研究成果，在進行壩基巖體數值計算時，對其分別采用Linear狀態方程，Johnson-Cook強度模型[10]和Principal Stress失效模型。

Linear狀態方程形式簡單且適用性強，其表達式如下：

p=k(ρ/ρ0-1)

(10)

式中：p為壓力，k為體積模量，ρ為材料即時密度，ρ0為材料初始密度。

Johnson-Cook強度模型可用于描述大變形、大應變率問題，適用于爆炸問題的描述，其表達式如下：

(11)

(12)

式中：T為當前溫度，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力，由于在爆炸沖擊荷載作用下，巖石的動抗拉強度遠遠小于其動抗壓強度，當拉應力超過其動抗拉強度時巖石即破壞，同時考慮到巖石屈服應力較動抗拉強度大，因此數值計算時采用主拉應力來控制其破壞。

根據我國壩基巖石分類情況，花崗巖是比較典型的一類巖石且分布較為廣泛，故在對壩基巖體進行數值模擬時以花崗巖為研究對象，其各項參數為：密度ρ=2 630 kg/m3,彈性模量E=50 GPa，泊松比ν=0.16，屈服強度σs=40 MPa，切線模量Et=40 MPa，抗拉強度ft=24 MPa，抗壓強度fc=70 MPa。

2狀態方程

2.1爆轟產物狀態方程

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

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為爆轟產物的相對體積，E0=6.0 GPa為初始比內能，特征參數A1=373.77 GPa、B1=3.75 GPa、R1=4.15、R2=0.90、ω=0.35為材料常數。

2.2水狀態方程

數值計算時，對于水體采用Polynomial狀態方程[13]，其在不同壓縮狀態下具有不同的形式。當水壓縮時(μ>0)，狀態方程為：

P=A1μ+A2μ2+A3μ3+(B0+B1μ)ρ0e

(14)

當水膨脹時(μ<0)，狀態方程為：

P=T1μ+T2μ2+B0ρ0e

(15)

當水既不壓縮也不膨脹時，可簡化為：

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空氣狀態方程

數值計算時，對于空氣采用Ideal Gas狀態方程：

p=(γ-1)ρe

(17)

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

3水下爆炸全耦合模型的建立與驗證

3.1水下爆炸全耦合模型的建立

選取國內某混凝土重力壩作為研究對象，進行不同庫前水位時水下爆炸沖擊荷載作用下混凝土重力壩的損傷演化過程及抗爆安全性能研究。水庫正常蓄水位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，大壩計算模型示意圖如圖2所示。

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

考慮炸藥起爆、沖擊波傳播、起爆氣體與庫水以及庫水與大壩和壩基之間的動態耦合作用，建立水下爆炸條件下炸藥-氣體-庫水-壩基-壩體全耦合動力分析模型，如圖3所示。有限元計算模型主要包含庫水、大壩、空氣、基巖以及TNT炸藥五種物質的耦合。其中庫水、空氣及TNT炸藥采用Euler網格建模，大壩及基巖采用Lagrange網格建模，庫水與壩體和壩基之間采用流固耦合算法。由于幾何模型的對稱性，在進行模型建立時，只取對稱面一側為研究對象以減少計算量。考慮到水下爆炸荷載為瞬時沖擊荷載，作用時間較短，表現為壩體的局部破壞，因此壩基僅選取局部范圍進行計算，用于考慮壩體與壩基之間的相互作用，同時減少計算量。圖3給出的是正常蓄水位條件下的水下爆炸全耦合計算模型，其他水位條件下的水下爆炸全耦合計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，整個模型含2 107 440個單元，2 240 998個節點。為分析各計算模型大壩動態響應，在壩頂設置相應的監測點。

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

受計算時間和能力的限制，全耦合模型中的庫水、空氣和壩基僅截取了有限區域。為了使沖擊波在截斷邊界上無反射，在截斷面邊界上施加無反射透射邊界條件(Transmission Boundary)，以此來模擬庫水、空氣、壩基的半無限區域。同時在對稱面上施加對稱約束，壩基底部施加全約束。

3.2模型驗證

為了驗證3.1節全耦合動力分析模型的合理性和正確性，建立了自由場水下爆炸模型，對自由場水下爆炸沖擊波傳播過程進行模擬，并將數值模擬的計算值與Zamyshlyayev經驗公式[14]的經驗值進行對比。

本文利用x、y、z三軸的軸向對稱性只建立了1/8的計算模型，如圖4所示。模型計算區域為10 m×10 m×10 m，網格尺寸100 mm，立方體TNT裝藥量為306 kg，起爆點位于炸藥中心，截斷邊界采用無反射邊界，以此來模擬庫水半無限區域。

圖4　水自由場爆炸計算模型Fig.4 Computational model of water free-field explosion

圖5給出了自由場水下爆炸沖擊波傳播的峰值壓力對比。在近爆區域，由于試驗測量誤差較大，數值模擬得到的爆炸沖擊波峰值壓力和沖量與經驗公式得到的峰值壓力存在一定差異。當爆心距增大(d>3 m)后，峰值壓力的經驗值和數值模擬值差距逐漸較小，擬合程度也越來越高。綜上所述，3.1節所建全耦合動力分析模型可靠性較強，可用作后續計算及分析。

圖5　自由場水下爆炸沖擊波傳播峰值壓力對比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

為了研究庫前水位對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。通過數值模擬計算得到壩體損傷演化過程，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生損傷破壞狀態到完全破壞狀態，當損傷值大于0.75時，表示壩體混凝土產生了宏觀裂縫[15]。

當炸藥在水中起爆后，水下爆炸沖擊波將經庫水傳播到壩體，當t=8 ms時，水下爆炸產生的高壓沖擊波經庫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生一定的壓縮損傷破壞，同時在自由水面與壩體交界處由于水面切斷效應[16]產生一定的損傷破壞，如圖6(b)所示；隨后沖擊波向混凝土重力壩內部傳播，并衰減為一種壓縮應力波，由于混凝土材料抗壓強度較大，混凝土內部受壓損傷較小；當t=12 ms時，壓縮應力波傳播至壩體下游面時，由于空氣波阻抗遠小于混凝土波阻抗，在大壩下游自由面處將反射形成強烈的拉伸應力波，而混凝土材料的抗拉強度較抗壓強度小很多，同時考慮到應力集中效應，下游折坡將在此區域產生拉伸損傷破壞，如圖6(c)所示；隨著拉伸應力波向壩體內部傳播，下游折坡處的拉伸損傷不斷向上游擴展，當t=20 ms時，擴展深度達7.3 m，當t=40 ms時，擴展深度達13.5 m，同時隨著應力波在大壩內部反復折射作用，形成了不規則損傷破壞，如圖6(d)～(f)所示；當t=50 ms時，損傷破壞繼續向上游側發展，并最終貫穿壩體，同時，受沖擊波荷載的作用，壩體產生一定的整體動力響應，導致壩踵處也發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

為了研究當庫前水位降低到死水位時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算示意圖，炸藥起爆深度和爆心距均取10 m。通過數值模擬計算得到壩體損傷演化過程，如下圖7(b)～(d)所示。

圖7　死水位下壩體損傷演化過程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域主要集中于大壩下游折坡處、正對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t=20 ms時，大壩上游表面正對炸藥中心處及自由水面與壩體交界處產生一定損傷破壞，但下游折坡處并未發生明顯的損傷破壞，如圖7(b)所示；當t=40 ms時，大壩下游折坡處在拉伸應力波的作用下產生一定的拉伸損傷破壞，破壞深度約為1.8 m，同時，由于壩體的整體動力響應，在壩踵處發生較小范圍的拉伸損傷破壞，如圖7(c)所示；當t=60 ms時，隨著拉伸應力波向壩體內部傳播，下游折坡處的拉伸損傷破壞不斷向上游擴展，擴展深度達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程對比分析可知，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，當水下爆炸沖擊波傳至自由水面時，由于水面的切斷效應，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相應減小；同時，大壩下游折坡處損傷破壞開始出現的歷時較長，而壩踵處會較早出現拉伸破壞。

4.3對比工況條件下

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壩體損傷程度的影響，另研究一對比工況，該工況下，庫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的起爆位置相同，即起爆深度為55 m，大壩計算示意圖如圖8(a)所示，壩體損傷演化過程如圖8(b)～ (d)所示。

圖8　對比工況下壩體損傷演化過程Fig.8 Damage evolution process of the dam under contrast condition

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

進一步可由其壩頂上游面x方向速度-時間曲線加以說明，如下圖9所示，正常蓄水位下壩頂上游面速度峰值達到了1.01 m/s，對比工況下速度峰值約為0.79 m/s，兩種情況下壩體響應均較為劇烈，而死水位下速度峰值僅為0.41 m/s，壩體響應很小。

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，對于混凝土重力壩，隨著庫前水位的降低，壩體損傷破壞范圍逐漸減小；當庫前水位降低到死水位時，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

通過對大壩在正常蓄水位及死水位的破壞過程分析，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論，但由于戰時時間緊迫，庫區水位降低到死水位一般需數天到十幾天，是否必須降低到死水位才能保證大壩安全需進一步分析。

考慮到4.1～4.3節中，水下爆炸沖擊荷載作用下，混凝土重力壩損傷區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象，分別建立庫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，大壩的計算示意圖及損傷演化過程分別如圖10～12所示。

由圖10可知，當庫前水位位于折坡高程處時，在水下爆炸沖擊荷載作用下，壩體下游折坡處產生較為嚴重的損傷破壞，破壞深度達到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，據此可知，當庫前水位位于大壩折坡高程以上時，通過降低庫前水位并不能顯著提高大壩抗爆安全性能；由圖11可知，當庫前水位位于大壩折坡以下10 m處時，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，當繼續降低庫前水位到折坡以下20 m時，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，據此可知，當庫前水位位于大壩折坡高程以下時，降低庫前水位對于大壩抗爆安全性能影響很小。

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

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

圖12　庫前水位位于大壩折坡以下20 m處壩體損傷演化過程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-時間曲線。圖中折坡處壩頂上游面速度峰值達到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，隨著庫前水位的降低，大壩在爆炸沖擊荷載作用下的動力響應會相應減弱，大壩抗爆安全性能得到一定程度的提高，并且當庫前水位降低到折坡以下時，大壩的抗爆安全性能會有顯著提高。

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結論

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

(1) 水下爆炸沖擊荷載作用下，混凝土重力壩損傷破壞區域主要集中于大壩下游折坡處、正對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重，為壩體抗爆薄弱部位，應加強對大壩下游折坡處的抗爆支護。

(2) 當庫前水位降低到死水位時，大壩損傷破壞范圍與正常蓄水位相比顯著減小，通過研究對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比分析，發現當爆心距和起爆深度相同時，大壩損傷破壞范圍顯著減小主要是由庫前水位的降低造成的，而與起爆位置關系不大。

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

參 考 文 獻

[1] 王高輝,張社榮,盧文波,等.水下爆炸沖擊荷載下混凝土重力壩的破壞效應Ⅰ:沖擊波傳播特性及損傷機理[J].水利學報,2015,46(2):723-731.

WANG Gao-hui, ZHANG She-rong, LU Wen-bo, et al. Damage effects of concrete gravity dams subjected to underwater explosion I:shock wave propagation characteristic and damage mechanism[J].Journal of Hydraulic Engineering, 2015,46(2):723-731.

[2] 張啟靈,李波.高水位運行下近水面水下爆炸對拱壩結構的影響[J].應用力學學報,2013,30(2):153-160.

ZHANG Qi-ling, LI Bo.Impact on arch dam with a high reservoir level experiencing a near-surface underwater explosion shock loading[J].Chinese Journal of Applied Mechanics, 2013,30(2):153-160.

[3] Yu Tian-tang. Dynamical response simulation of concrete dam subjected to underwater contact explosion load[J]. Computer Science and Information Engineering, 2009,1(50): 769-774.

[4] Linsbauer H. Hazard potential of zones of weakness in gravity dams under impact loading conditions[J]. Frontiers of Architecture and Civil Engineering in China, 2011,5(1):90-97.

[5] 張社榮,王高輝,王超,等.水下爆炸沖擊荷載作用下混凝土重力壩的破壞模式[J].爆炸與沖擊,2012,32(5):502-507.

ZHANG She-rong, WANG Gao-hui, WANG Chao, et al. Failure mode analysis of concrete gravity dam subjected to underwater explosion[J].Explosion and Shock Waves, 2012,32(5):502-507.

[6] 張社榮,王高輝.水下爆炸沖擊荷載作用下混凝土重力壩的抗爆性能[J].爆炸與沖擊,2013,33(3):255-262.

ZHANG She-rong, WANG Gao-hui. Antiknock performance of concrete gravity dam subjected to underwater explosion[J]. Explosion and Shock Waves, 2013,33(3):255-262.

[7] Lu Lu, Li Xin, Zhou Jing. Protection scheme for concrete gravity dam acting by strong underwater shock wave[J]. Advanced Science Letters,2013,19(1):238-243.

[8] Malvar L J, Ross C A. Review of strain rate effects for concrete in tension[J].ACI Materials Journal,1999,96(5):614-616.

[9] Riedel W,Thoma K, Hiermaier S, et al. Penetration of reinforced concrete by BETA2B2500 numerical analysis using a new macroscopic concrete model for hyd-rocodes [C]//9th International Symposium, Interaction of the Effects of Munitions with Structures. Berlin,Germany: IBMAC, 1999:315-322.

[10] Holomquist T J, Johnson G R, Cook W H. A computational constitutive model for concrete subjective to large strains, high strain rates, and high pressures[C]//The 14th International Symposium on Ballistics. Quebec, Canada:American Defense Prepareness Association, 1993:591-600.

[11] Johnson G R. Computed radial stresses in a concrete target penetrated by a steel projectile[C]//Proceedings of the 5th International Conference On Structures under Shock and Impact.Portsmouth, UK,1998:793-806.

[12] Zhen Guo-tu, Yong Lu. Evaluation of typical concrete material models used in hydrocodes for high dynamic response simulations[J]. International Journal of Impact Engineering,2009,36:132-146.

[13] Livermore Software Technology Corporation. LS-DYNA keyword user’s manual[M]. Livermore,CA: Livermore Software Technology Corporation,2006.

[14] Zamyshlyaev Y. Dynamic loads in underwater explosion[M].Leningrad:Sudostroyeniye,1967.

[15] 范書立,陳明陽,陳健云,等. 基于能量耗散碾壓混凝土重力壩地震損傷分析[J].振動與沖擊,2011,30(4):271-275.

FAN Shu-li, CHEN Ming-yang, CHEN Jian-yun, et al. Seismic damage analysis of a concrete gravity dam based on energy dissipation[J]. Journal of Vibration and Shock,2011,30(4):271-275.

[16] 崔杰,楊文山,李世銘,等.近自由面水下爆炸沖擊波切斷效應研究[J].船舶力學,2012,16(5):465-471.

CUI Jie, YANG Wen-shan, LI Shi-ming, et al. Research on the cutoff effect of shock wave induced by underwater explosion near free surface[J]. Journal of Ship Mechanics,2012,16(5):465-471.

基金項目：國家自然科學基金資助項目(51125037);中央高校基本科研業務費專項資金項目(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:TV312

文獻標志碼：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