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 鵬

(武漢大學 水資源與水電工程科學國家重點實驗室，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 鵬

(武漢大學 水資源與水電工程科學國家重點實驗室，武漢 430072)

為滿足發電、泄洪、沖沙、灌溉等需求，壩體往往設有引水發電孔、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構的整體抗爆性能。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、空間分布規律及毀傷特性，研究壩身孔口對混凝土重力壩動態響應、抗爆性能及毀傷發展過程的影響。結果表明：壩身孔口對大壩的抗爆安全性能具有重要的影響；當炸藥起爆位置位于孔口附近時，將使大壩孔口部位產生嚴重的毀傷破壞。

混凝土重力壩；孔口；水下爆炸；毀傷特性；全耦合模型

隨著壩工技術的發展，一大批100～300 m級的高壩正在或已在我國西南地區建設。這些高壩為了滿足發電、泄洪、沖沙、灌溉等需求，往往在壩身設有引水發電孔、泄洪中孔、溢流表孔、沖沙底孔等。如向家壩壩體有10個6 m×9.6 m(寬×高)中孔，12個8 m×26 m(寬×高)表孔，2個直徑為6 m的沖沙底孔，4個直徑為12.2m的壩后式引水發電孔洞；龍灘水電站開有7個表孔，孔口寬度15 m，兩個放空底孔5 m×8 m(寬×高)；溪洛渡水電站含有7個表孔，孔口尺寸12.5 m×16 m(寬×高)，8個深孔，孔口尺寸5 m×8 m(寬×高)；拉西瓦水電站壩體布置3個溢流表孔，孔口尺寸13 m×9 m(寬×高)，2個泄洪深孔，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，發現拱壩壩體孔口的布置會對其剛度和強度產生一定程度的削弱，對壩體局部應力產生不利的影響；陳進等[2]通過模型試驗研究了重力壩深(底)孔在壩體自重、內水壓力和超內水壓力作用下的結構特性和破壞規律，發現壩體自重主要引起孔口頂部和底部較大拉應力區，內水壓力主要引起角點的拉應力集中；李德玉等[3]研究了孔口閘墩對溪洛渡拱壩靜動應力的影響，發現孔口的存在對這一區域的壩體有一定的削弱作用，并且這一區域將出現較大的拉應力集中；李永池等[4]對含空穴的混凝土材料中應力波的衰減機制和演化規律進行了二維數值分析，證明了空穴的繞射和隔離作用在空穴后方某個區域對爆炸應力波有明顯的削弱作用，并且發現適當調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。孔口的存在將顯著影響結構的整體性能，且壩身孔口部位易受到炸藥攻擊，在大壩的防護中應特別注重含孔口壩段的安全防護。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，對含孔口壩段防護措施的研究和改進、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驗在經濟、環境、相似比等方面約束，同時隨著近年來計算機的不斷發展，使得采用數值仿真方法模擬水下爆炸荷載作用下的大壩動態響應行為成為一種有效的方法。如張社榮等[5]通過構建重力壩侵徹爆炸、水中爆炸和空中爆炸的全耦合模型，研究發現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最大；李本平等[6]利用任意Lagrange-Euler計算方法對連續制導導彈打擊下大壩擋水壩段的破壞效應進行了研究；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和穩定性；張社榮等[11-12]通過構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進行了全性能的模擬，對比分析了擋水壩段、泄洪中孔壩段、引水發電壩段、沖沙底孔壩段在水下爆炸荷載沖擊下的動態響應、毀傷破壞發展過程、空間分布規律以及毀傷特性，為重力壩的防爆設計和研究提供參考。

1 混凝土和基巖的本構模型

1.1 爆炸高加載率下的混凝土非線性動態損傷本構模型

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

圖1 RHT本構模型三個失效面示意圖Fig.1 Three failure surfaces of RHT constitutive model

RHT模型失效面方程：

(1)

其中各參數計算表達式如下：

(2)

(3)

式中,fc為準靜態單軸抗壓強度，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為脆性韌性轉變參數，均可由實驗測得。

(5)

式中,α為壓縮應變率指數，δ為拉伸應變率指數，均可以通過實驗測得。

RHT彈性極限面方程為：

(6)

式中，函數FCAP(P)用于限制靜水壓力下的彈性偏應力的蓋帽函數。

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[17]。

當前屈服面介于彈性極限面與最大失效面之間時：

(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

AUTODYN材料庫中沒有提供巖石的材料模型，根據已有研究成果，在進行壩基巖體數值計算時，可采用Linear狀態方程，Johnson-Cook強度模型和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為材料初始時刻密度。

Johnson-Cook強度模型可用于描述大變形、高應變率問題，適于爆炸問題的描述，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，由于巖石的動抗拉強度遠遠小于其動抗壓強度，在爆破沖擊荷載作用下，當拉應力超過其動抗拉強度時巖石即會發生破壞，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巖石的破壞。相關參數取值：密度ρ為2 630 kg/m3，彈性模量為50 GPa，泊松比為0.16，屈服應力為40 MPa，切線模量為12.50 MPa，抗拉強度為24 MPa，抗壓強度為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

取國內某混凝土重力壩為研究對象，對比分析擋水壩段、引水發電壩段、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，假設這些壩段的高度相同，同時根據實際工程設定各孔口尺寸。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。考慮到模型的對稱性以及數值計算的效率，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網格模擬，壩體和壩基巖體采用Lagrange網格模擬，壩體、庫水、壩基間采用流固耦合算法。水體、空氣和TNT狀態方程以及材料參數均采用參考文獻[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、壩頭以及起爆點附近水體加密網格使水體最小網格尺寸達到100 mm、壩體最小尺寸為250 mm，其中擋水壩段的壩體網格總數為342 000。為了精確模擬孔口部位的損傷發展過程，同時提高計算效率，對孔口區域的網格進行了局部加密。孔口區域的網格采用了網格漸變的方法過渡到壩體，過渡區間的網格均為共節點。炸藥質量選取常規制導導彈的TNT當量300 kg，各壩段炸藥起爆位置均相同。基巖底部截斷處施加全約束，模型對稱面施加對稱邊界，并在基巖、庫水、空氣截斷面處施加Transmission boundary無反射邊界條件，使得人工邊界上無應力波反射，用這種方法來模擬半無限區域。

2.2 水下爆炸沖擊荷載作用下擋水壩段的毀傷發展特征

為了更好的展現孔口的存在對壩體毀傷發展特征的影響，本文首先研究了水下爆炸沖擊荷載作用下擋水壩段的毀傷特性，供后面對比分析使用。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度，未形成壓碎區(見圖4(a))；隨后沖擊波傳播到混凝土大壩內部，此時沖擊波已轉變成壓縮波，當壩體內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度特性，且折坡處易形成應力集中，因此造成壩體下游面折坡處產生拉伸損傷破壞(見圖4(b))；壩頭中部在壓縮波的切向拉伸和徑向擴張下出現小面積的損傷區(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損傷區，對大壩整體安全性影響不大，大壩能繼續起擋水作用。

圖3 水下爆炸仿真計算引水發電孔、泄流中孔、沖沙底孔段壩體網格模型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展特征

當壩身存在孔口結構時，在外荷載的作用下孔口部位易產生應力集中。本節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電壩段、泄洪中孔壩段、沖沙底孔壩段的損傷發展過程。

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

引水發電孔距離起爆位置較近，同時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局部損傷破壞(見圖5(a))；隨著壓縮應力波在壩頭內部的傳播，壓縮應力波在孔口頂板反射形成拉伸波與壩頭內部壓縮波的切向拉伸和徑向擴張共同作用下，使得壩頭中部出現損傷破壞(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生應力集中，同時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生拉伸破壞，隨著時間的發展裂縫從上游面不斷發展延伸直到貫穿至下游面(見如圖5(b)～圖5(f))，導致大壩從引水發電孔口處斷裂，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一定的沖切損傷破壞(見如圖5(f))。可見在水下爆炸沖擊荷載作用下，含有引水發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。

當壩體存在泄洪中孔時，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拉伸損傷區域；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，導致大壩與孔口頂板和底板交接處產生拉伸應力，同時當壩體中的壓縮應力波傳播到孔口處時，將在孔口頂板反射形成的拉伸波，導致大壩與孔口頂板交接處產生拉應力集中，在二者共同作用下大壩與孔口頂板和底板交接處出現開裂破壞(見圖6(b))，且隨著時間的發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))，若繼續加大炸藥量，可能造成嚴重的破壞。

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，隨著時間推移沖擊波傳播到壩體內部，并轉變為壓縮波，由于壓縮波的徑向擴展和縱向拉伸作用，壩頭中部出現小面積輕微損傷區，在下游折坡處壓縮應力波反射形成拉伸波，造成下游折坡處裂縫的出現(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一定的沖切破壞。同時在壩體與孔口頂板交接處出現應力集中，出現拉伸損傷破壞，并向下游發展，但由于爆源距沖沙底孔較遠，且該處壩體較厚，故裂縫延伸較短(見圖7(c)～圖7(d))。可見，當炸藥在庫前淺水爆炸時，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，當壩身不存在孔口時(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。當孔口位于壩體上部時(引水發電壩段)，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(泄洪中孔)時，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，若繼續加大藥量裂縫有可能貫穿上下游，造成潰壩；當孔口位于壩體下部時(沖沙底孔)，沖擊波僅僅在上游孔口處造成了一條斜向發展的短小裂縫，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 各壩段壩頂測點順河方向振動速度時程曲線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沿順河方向振動速度時程曲線。由圖9可以看出引水發電壩段的振動響應早于其它壩段0.5 ms，這是由于引水發電孔口距離爆源位置較近，且位于大壩上部的壩頭部位，其存在嚴重削弱了壩頭部分的剛度，同時也使得引水發電壩段上部壩頭的慣性小于其它壩段；當大壩最先受到沖擊波作用時，大壩初始階段將向下游運動，而當沖擊波傳播到自由水面時，由于水面切斷效應作用，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，因此壩頂的質點將相對向上游運動，出現反向速度(t=10 ms)，但炸藥基本與引水發電孔口同高程，且引水發電壩段由于上部孔口的削弱作用，上部受沖擊面積減小，同時上部壩體剛度降低，故沒有出現反向振動速度；引水發電壩段壩頂順河向振動速度在17 ms時達到峰值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，同時爆炸沖擊作用下壩頭破壞嚴重；泄洪中孔壩段、沖沙底孔壩段與擋水壩段壩頂振動響應基本一致，均在19 ms左右振動速度達到峰值(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，同時距離起爆距離較遠，壩體破壞程度遠不如引水發電壩段嚴重。

3 結 論

本文通過建立擋水壩段、引水發電壩段、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響應、抗爆性能及毀傷發展過程的影響。結果表明：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時需重點關注含孔口壩段；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在孔口薄弱部位；③引水發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，毀傷最嚴重，出現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，抗爆性能優于引水發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

長江科學院開放研究基金資助項目(CKWV2016383/KY);國家自然科學基金項目(51125037;51509189)；中國博士后科學基金資助項目(2015M572197)；中央高校基本科研業務費專項資金資助(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

TV312

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10.13465/j.cnki.jvs.2016.22.016