基于聲學單元動水壓力作用下的進水塔損傷特性分析

鄭曉東，沈一鳴，阮浩東，趙逸博，徐世界

（1. 河北工程大學水利水電學院，河北 邯鄲 056001； 2. 河北工程大學 河北省智慧水利重點實驗室，河北 邯鄲 056038）

0 引 言

進水塔一般是獨立于水庫中的高聳空腹矩形鋼筋混凝土結構，塔體內外長期有不超過塔體高度的流動水體。由于進水塔塔體高寬比較大，塔體的抗彎強度相對較柔，其主要受風、地震等橫向荷載的作用。在地震作用下，動水壓力對塔體的動力響應不可忽視，因此，庫水-塔體之間的耦聯振動問題一直是水利工程中動力分析的一個重要課題。

目前，諸多學者主要通過不可壓縮的附加質量模型研究此類耦聯振動問題。雖然該模型能夠比較好地模擬庫水-塔體的相互作用，反映出動水壓力的本質特征，但是附加質量法沒有考慮庫水的壓縮性和塔體的彈性變形，這是與實際不相符的，從而不能真實反映庫水-塔體之間的耦聯振動問題。水與地基［1-3］、地基與結構［4-6］存在復雜的相互作用，很多學者通過不同方法建立結構-流體-地基模型，將三者看成有機統一體進行分析。張博［7］、黨康寧［8］對進水塔分別采用流固耦合和附加質量方法進行了對比，提出附加質量模型不能充分考慮動水壓力對于進水塔復雜結構的影響；王銘明等［9］以重力壩為模型，建立壩體-庫水系統模型實驗，并將結果與流固耦合模型和附加質量模型比較，結論表明附加質量模型夸大水體對結構的動力響應；邱奕翔［10］等基于結構自振頻率分析，討論了附加質量模型與流固耦合模型（可、不可壓縮）性對壩體動力特性的影響；張漢云［11］等基于勢流體理論分析了不同邊界條件下動水壓力的分布規律及動力響應分析，但并未對進水塔進行損傷特性分析，不能充分體現動水壓力的影響；趙秋紅［12］、許賀［13］詳細分析了水與結構的耦合作用機理和分析方法，比較了不同規范中計算動水壓力的方法及存在的不足；高立寶等［14］對比研究了不同規范中地震動附加動水質量的差異性和計算精度，結論表明不同規范間的附加質量模型動水壓力值存在差異；李艷朋［15，16］等研究基于聲固耦合法的拱壩-庫水-地基相互作用分析，研究拱壩庫底吸收邊界對壩面動水壓力分布及壩體動力響應的影響；WANG［17］、王丕光［18］等針對結構動水壓力進行了深入分析，庫水壓縮性對結構動水壓力分布影響較大不可忽略。

本文采用ABAQUS 中的聲學單元模擬具有可壓縮性的庫水［19］，建立進水塔-庫水-地基三維有限元模型，分析聲學單元模型下進水塔的動力響應、動水壓力分布規律、損傷特性的影響。該方法對庫水-塔體-地基進行更為真實的仿真，可為進水塔耦聯振動問題的研究提供參考。

1 聲固耦合法運動方程的建立

考慮到進水塔—庫水—地基的耦聯震動作用，將庫水視為可壓縮聲學介質的理想流體，設聲學介質坐標為（x，y，z），質點運動位移為（u，v，w），根據牛頓定律可得［16］：

其中P為動水壓力，可以表示為：

其中K為體積彈性模量，可以表示為。

聯立式（1）、（2），得到以動水壓力P為目標函數的波動方程：

其中C為水中的聲波波速，可以表示為。

為求得波動方程的解，還需要給出聲固耦合模型的邊界條件分別為：庫水表面條件、進水塔—庫水耦合邊界條件、地基—庫水接觸邊界條件、邊界輻射條件，如圖1所示。

圖1 進水塔—庫水—地基相互作用及邊界條件示意圖Fig.1 Diagram of interaction and boundary conditions of intake tower-reservoir water-foundation

庫水自由表面應滿足：

進水塔—庫水耦合邊界條件應滿足：

在地基—庫水接觸時，需考慮庫底邊界的吸收效應，則邊界條件應滿足：

在庫水截斷處的輻射條件應滿足：

式中：n為庫水截斷邊界內法向；θ為與內法向之間的入射角［21］。

2 有限元模型及計算參數

2.1 進水塔有限元模型

選取我國西南羊曲水電站進水塔為主要研究結構，建立進水塔-庫水-地基有限元計算模型，該塔體高度為85.5 m，正常蓄水位深74 m，塔座材料采用C30 混凝土，塔體采用C25 混凝土，進水塔采用C3D8R模擬，單元總數為32 445 個，采用混凝土損傷模型（CDP），地基采用C3D8R 單元模擬，單元總數為7 776個。水體采用聲學單元AC3D8 模擬，單元總數：5 950 個。庫水的密度為1 000 kg/m3，庫水體積模量取為2 GPa（水體可壓縮）［10］。詳細材料參數見表1。

表1 進水塔各部位結構材料參數取值Tab.1 Structural material parameter values of each part of the water intake tower

庫水表面設置為自由表面，庫水截斷邊界處設置為吸收邊界，使動水壓力波不會在尾部產生回彈波，用以模擬輻射阻尼作用，從而真實反應動水壓力對進水塔的影響；在進水塔—庫水、地基—庫水的接觸面采用Tie 約束用來模擬聲學介質與結構之間的耦合作用。

整體三維有限元模型及進水塔有限元模型如圖2所示。根據《水工建筑物抗震設計標準》（GB51247-2018），塔身大體積混凝土的動態彈性模量較靜態彈性模量提高50%，動力計算時阻尼比取7%。

2.2 地震波的選取

羊曲水電站為一等大（1）型工程，泄洪洞進水塔建筑物級別為1 級。泄洪洞進水塔工程抗震設防類別為甲類，地震基本烈度為7級，設防烈度為8級。泄洪洞進水塔按1級擋水建筑物設計，取基準期100年超越概率P100=2%的地震動參數作為設計地震，相應基巖水平地震動峰值加速度為0.304g，特征周期Tg=0.2 s；設計反應譜最大值βmax=6.71。根據抗震設計反應譜的建議擬合出地震人工波：總時長20 s，時間步長為0.01 s，如圖3所示。

圖3 設計人工地震波Fig.3 Design of artificial seismic waves

3 結果與分析

3.1 模態分析

圖4 為不同動水模型下進水塔的自振頻率曲線。由圖4 可知，聲學單元模型的每一階自振頻率均高于附加質量模型，這是由于結構自振頻率大小與結構質量成反比，附加質量模型是將動水壓力通過公式轉換為結點質量，直接加到節點導致模型質量增加，從而導致進水塔自振頻率有所減小，而聲學單元模型是通過定義聲學單元模擬可壓縮的水體與結構相互作用面實現的，施加方法更加符合真實水體存在的方式。

3.2 動水壓力分析

圖5 為進水塔各迎水面的動水壓力對比圖，主要通過提取進水塔順水流方向和垂直水流方向進水塔的動水壓力進行分析。由圖5 可知，聲學單元模型模擬的在垂直進水塔水流方向上的動水壓力值最大，順水流方向的進水塔正面的動水壓力值其次，背部動水壓力值最小。聲學單元模型在進水塔外部各個迎水面的動水壓力分布規律大體一致，外包絡線呈現拋物線的分布規律，在水面處的動水壓力基本為0，隨著水深的增加動水壓力也相應增加；附加質量模型的動水壓力曲線并不是規律的曲線，這是因為在附加質量法在計算動水壓力時，考慮到塔體變形和加速度分布的影響，即沿進水塔高度方向加速度是變化的。

圖5 聲學介質與附加質量各迎水面動水壓力對比圖Fig.5 Comparison of hydrodynamic pressure of acoustic medium and added mass at each surface

綜上所述，聲學單元模型動水壓力普遍小于附加質量模型，兩者動水壓力最大值接近。聲學單元模型的動水壓力曲線不受塔體加速度分布和塔體變形影響且動水壓力曲線規律。

3.3 進水塔動力響應分析

3.3.1 位移與加速度分析

聲學單元模型與附加質量模型的進水塔頂部特征點相對位移圖和加速度時程曲線圖如圖6和圖7。

圖6 不同工況下塔頂特征點相對位移時程曲線Fig.6 Relative displacement time history curves of characteristic points at the top of the tower under different working conditions

圖7 不同工況下塔頂特征點加速度時程曲線Fig.7 Acceleration time history curves of characteristic points at the top of the tower under different working conditions

由圖6 可知，其中聲學單元模型的特征點位移普遍小于附加質量模型。聲學單元模型作用下進水塔頂部最大位移出現在14.25 s，最大值為0.05 m；附加質量模型下進水塔頂部最大位移出現在17.34 s，最大值為0.15 m。聲學單元模型相較于附加質量模型減小0.10 m，下降幅度為66.77%。

由圖7 所知在進水塔頂部特征點加速度分析中，聲學單元模型下的加速度略小于附加質量模型，聲學單元模型下的特征點加速度最大值為4.37 m/s2；附加質量模型下特征點加速度最大值為4.89 m/s2。其中聲學單元模型相較于附加質量模型加速度減小0.52，下降幅度為10.67%。

3.3.2 應力分析

從表2 和圖8 可知兩種模型的最大主應力值以及最不利的應力分布情況。前期兩種模型應力分布都主要之中在塔身和混凝土回填處并向進水塔兩側延伸，這是由于進水塔的外部結構出現變化，導致容易產生應力集中現象。隨著時間變化，聲學單元模型中最大拉應力值為2.09 MPa，附加質量模型中最大拉應力值為2.61 MPa，聲學單元模型較附加質量模型降低幅值約為19.92%；聲學單元模型最大壓應力為2.84 MPa，附加質量模型中的最大壓應力值為3.60 MPa，聲學單元模型較附加質量模型降低幅值約為21.11%。

表2 不同工況下應力極值Tab.2 Stress extremes under different working conditions

圖8 不同工況下最大主應力云圖Fig.8 Cloud diagram of maximum principal stress under different working conditions

3.3.3 損傷分析

圖9 和圖10 分別為不同模型下進水塔的地震損傷云圖。在地震作用2.56 s 時，聲學單元模型下進水塔塔體后部與回填混凝土相互作用面處出現初步的損傷，于此同時在附加值量模型下塔體也出現損傷，損傷面積較大；兩種模型都有向進水塔塔身兩側和塔身與底座連接處延伸的趨勢。

圖9 不同時刻聲學單元模型的進水塔損傷云圖Fig.9 Damage cloud diagram of inlet tower of acoustic unit model at different times

圖10 不同時刻附加質量模型的進水塔損傷云圖Fig.10 Damage cloud images of water intake tower with added mass model at different time points

在地震作用5 s時，兩種模型下的進水塔塔體在開始出現的部位上損傷逐漸加大，損傷部位都逐漸向塔身下部擴散。聲學模型作用下，損傷面積同時向上游面擴散，進水塔前部并未出現損傷；附加質量模型作用下，進水塔前部較聲學單元已出現初步損傷，進水塔背部較聲學單元損傷面積增大，且更加劇烈。

在地震作用10 s 時，聲學單元模型作用下的損傷在塔體后部與回填混凝土相互作用面向塔體四周有小幅度的擴散，損傷面積通過塔身兩側向上游面進一步擴散，損傷程度進一步加劇；附加質量模型損傷情況繼續向塔身與底座連接處方向擴散，進水塔前部損傷加劇。附加質量模型損傷面積最大，且更劇烈。

在地震作用18 s 時，兩種模型的進水塔各部位損傷不再出現擴散和加劇，聲學單元模型作用下，損傷面積沒有繼續向塔身和塔座連接處擴散，但是損傷程度進一步加劇。損傷面積繼續通過塔身兩側向上游面擴散，但是損傷程度不劇烈；附加質量模型作用下，損傷面積達到二者模型最大，進水塔側部和前部較聲學單元模型出現較大損傷面，且形成損傷貫通區，損傷程度較聲學單元模型劇烈。

通過以上分析可知，聲學單元模型的進水塔損傷出現的位置主要在塔體后部與回填混凝土相互作用面；而附加質量模型不僅在塔體后部與回填混凝土相互作用面出現劇烈損傷，還在塔身與塔座交界面出現損傷。之所以在這兩處位置出現損傷，是因為外部結構的改變使得進水塔在這些更加容易產生應力集中，從而出現損傷，和進水塔的材料強度不一致，從而剛度發生改變導致出現損傷。聲學單元模型較附加質量模型在前期并沒有在進水塔前部產生初步損傷，且在后期聲學單元模型在進水塔前部損傷并不明顯，在進水塔塔身左右兩側較附加質量模型并沒有產生較大范圍損傷。聲學單元模型出現的損傷范圍和損傷的劇烈程度都小于附加質量模型。

基于聲學單元理論的進水塔-庫水模型的損傷發展趨勢與蔣才［22］等人的進水塔動力模型破壞試驗結果（圖11）基本一致，其中破壞實驗采用三向六自由度模擬地震水下振動臺進行，破壞實驗進水塔原型同為中國西南地區泄洪洞進水塔，試驗峰值加速度為0.3g，這與本文三維有限元模型及地震荷載數據基本一致，二者具有一定工程相關性。由于模擬時考慮了回填混凝土對塔體的作用，聲學單元模型在震動后期會出現裂縫擴散，從而說明該方法在實際工程設計中具有一定的精確性和適用性。

圖11 進水塔動力模型破壞試驗結果Fig.11 Failure test results of dynamic model of water intake tower

4 結 論

本文以羊曲水電站為例，基于聲學介質理論模擬可壓縮動水壓力，通過ABAQUS 建立進水塔-庫水-地基三維模型，研究在聲學單元模擬下的進水塔自振特性，進水塔動力響應以及損傷特性的影響，可得出以下結論。

（1）進水塔模態分析時，聲學單元模型的各階頻率較附加質量模型普遍較高。根本原因是附加質量模型模擬動水作用改變節點質量所導致，而聲學單元模型的施加方法更加符合真實水體存在的方式。

（2）進水塔動水壓力計算時，聲學單元模型動水壓力值較附加質量法略小。外包絡線不同于附加質量模型，不受塔身變形和加速度分布不均勻影響，從而呈現拋物線的分布規律，各迎水面的動水壓力分布規律相似，隨水深增大而增大。

（3）進水塔的動力響應分析時，在聲學單元模型模擬動水壓力作用下，進水塔塔頂部位移、加速度、拉應力、壓應力都較附加質量模型有所減小，減小幅度分別為66.77%、10.67%、19.92%、21.11%。

（4）進水塔損傷分析時，在聲學單元模型作用下，損傷擴散速度、損傷面積、損傷程度都較附加質量模型小，且聲學單元模型與物理模型試驗結果相一致，從而說明聲學單元模型在實際工程設計中具有一定的精確性和適用性。