混凝土重力坝含孔口坝段在水下爆炸荷载作用下的毁伤特性

赵小华， 王高辉， 卢文波， 陈 明， 严 鹏

(武汉大学 水资源与水电工程科学国家重点实验室，武汉 430072)



混凝土重力坝含孔口坝段在水下爆炸荷载作用下的毁伤特性

赵小华， 王高辉， 卢文波， 陈 明， 严 鹏

(武汉大学 水资源与水电工程科学国家重点实验室，武汉 430072)

为满足发电、泄洪、冲沙、灌溉等需求，坝体往往设有引水发电孔、泄洪中孔、溢流表孔、冲沙底孔等，而这些孔口的存在将显著影响坝体结构的整体抗爆性能。通过建立含孔口坝体、炸药、库水、空气和坝基全耦合模型，对比分析了挡水坝段、引水发电坝段、泄洪中孔坝段、冲沙底孔坝段在水下爆炸冲击荷载作用下的毁伤破坏过程、空间分布规律及毁伤特性，研究坝身孔口对混凝土重力坝动态响应、抗爆性能及毁伤发展过程的影响。结果表明：坝身孔口对大坝的抗爆安全性能具有重要的影响；当炸药起爆位置位于孔口附近时，将使大坝孔口部位产生严重的毁伤破坏。

混凝土重力坝；孔口；水下爆炸；毁伤特性；全耦合模型

随着坝工技术的发展，一大批100～300 m级的高坝正在或已在我国西南地区建设。这些高坝为了满足发电、泄洪、冲沙、灌溉等需求，往往在坝身设有引水发电孔、泄洪中孔、溢流表孔、冲沙底孔等。如向家坝坝体有10个6 m×9.6 m(宽×高)中孔，12个8 m×26 m(宽×高)表孔，2个直径为6 m的冲沙底孔，4个直径为12.2m的坝后式引水发电孔洞；龙滩水电站开有7个表孔，孔口宽度15 m，两个放空底孔5 m×8 m(宽×高)；溪洛渡水电站含有7个表孔，孔口尺寸12.5 m×16 m(宽×高)，8个深孔，孔口尺寸5 m×8 m(宽×高)；拉西瓦水电站坝体布置3个溢流表孔，孔口尺寸13 m×9 m(宽×高)，2个泄洪深孔，孔口尺寸8 m×4.5 m(宽×高)。林健勇等[1]研究分析了坝身开孔对天花板水电站拱坝坝身的影响，发现拱坝坝体孔口的布置会对其刚度和强度产生一定程度的削弱，对坝体局部应力产生不利的影响；陈进等[2]通过模型试验研究了重力坝深(底)孔在坝体自重、内水压力和超内水压力作用下的结构特性和破坏规律，发现坝体自重主要引起孔口顶部和底部较大拉应力区，内水压力主要引起角点的拉应力集中；李德玉等[3]研究了孔口闸墩对溪洛渡拱坝静动应力的影响，发现孔口的存在对这一区域的坝体有一定的削弱作用，并且这一区域将出现较大的拉应力集中；李永池等[4]对含空穴的混凝土材料中应力波的衰减机制和演化规律进行了二维数值分析，证明了空穴的绕射和隔离作用在空穴后方某个区域对爆炸应力波有明显的削弱作用，并且发现适当调整空穴的位置和尺寸等因素可以在其后方明显减弱冲击波。孔口的存在将显著影响结构的整体性能，且坝身孔口部位易受到炸药攻击，在大坝的防护中应特别注重含孔口坝段的安全防护。因此开展坝前水下爆炸荷载作用下含孔口坝段的毁伤特性研究，对含孔口坝段防护措施的研究和改进、提升大坝的整体抗爆安全性能具有重要意义。

由于大坝爆炸模型实验在经济、环境、相似比等方面约束，同时随着近年来计算机的不断发展，使得采用数值仿真方法模拟水下爆炸荷载作用下的大坝动态响应行为成为一种有效的方法。如张社荣等[5]通过构建重力坝侵彻爆炸、水中爆炸和空中爆炸的全耦合模型，研究发现了相对于侵彻爆炸和空中爆炸，水下爆炸冲击荷载对大坝挡水坝段的破坏效应最大；李本平等[6]利用任意Lagrange-Euler计算方法对连续制导导弹打击下大坝挡水坝段的破坏效应进行了研究；张启灵等[7]考虑坝体—水流固耦合作用和混凝土的受拉、受压损伤，研究分析了混凝土某重力挡水坝段的塑性损伤发展过程；王高辉等[8]通过分析近坝水下爆炸冲击波传播特性，揭示了水下爆炸冲击下混凝土重力坝挡水坝段的毁伤破坏过程和毁伤机理；LINSBAUER等[9-10]通过建立坝体和库水的耦合模型，分析了库底爆炸荷载作用下混凝土重力坝挡水坝段的动力响应和稳定性；张社荣等[11-12]通过构建水下爆炸混凝土重力坝全耦合模型，研究了库前水位和大坝高度对大坝挡水坝段抗爆性能的影响，并分析了炸药量、爆心距和水下起爆深度对大坝失效模式的影响。以上研究未考虑引水发电孔、泄洪中孔、溢流表孔、冲沙底孔等的影响。

本文通过建立含孔口坝体、水体、空气、炸药、地基全耦合模型，对含孔口坝体在水下爆炸冲击荷载作用下的动力响应进行了全性能的模拟，对比分析了挡水坝段、泄洪中孔坝段、引水发电坝段、冲沙底孔坝段在水下爆炸荷载冲击下的动态响应、毁伤破坏发展过程、空间分布规律以及毁伤特性，为重力坝的防爆设计和研究提供参考。

1 混凝土和基岩的本构模型

1.1 爆炸高加载率下的混凝土非线性动态损伤本构模型

在爆破荷载的冲击下混凝土材料通常出现应变率效应和压缩效应[13]，本文采用的RHT模型是RIEDEL等[14]在HJC模型[15-16]基础上提出的。为了描述混凝土材料的初始屈服强度、失效强度和残余强度，RHT模型引入了弹性极限面、失效面、残余强度面，如图1所示。该模型能综合考虑混凝土材料的大应变、高应变率、应变硬化、应力偏量第三不变量以及软化的影响。

图1 RHT本构模型三个失效面示意图Fig.1 Three failure surfaces of RHT constitutive model

RHT模型失效面方程：

(1)

其中各参数计算表达式如下：

(2)

(3)

式中,fc为准静态单轴抗压强度，取3.5×107Pa。

R3(θ)=

(4)

式中，Q2=Q0+BQp*，0.51≤Q2≤1.0，Q0为拉压子午比，BQ为脆性韧性转变参数，均可由实验测得。

(5)

式中,α为压缩应变率指数，δ为拉伸应变率指数，均可以通过实验测得。

RHT弹性极限面方程为：

(6)

式中，函数FCAP(P)用于限制静水压力下的弹性偏应力的盖帽函数。

RHT残余强度面方程为：

(7)

式中，B为残余失效面常数，M为残余失效面指数，分别取0.7，0.8[17]。

当前屈服面介于弹性极限面与最大失效面之间时：

(8)

式中，εpl,eq和εplhard,eq分别为当前失效面和最大失效面对应的塑性应变。

RHT本构模型的损伤定义为：

(9)

1.2 坝基岩体非线性动力本构模型

AUTODYN材料库中没有提供岩石的材料模型，根据已有研究成果，在进行坝基岩体数值计算时，可采用Linear状态方程，Johnson-Cook强度模型和Principal-Stress失效模型。

Linear状态方程形式简单且适用性强，其表达式如下：

p=k(ρ/ρ0-1)

(10)

式中，p为压力，k为体积模量，ρ为材料即时密度，ρ0为材料初始时刻密度。

Johnson-Cook强度模型可用于描述大变形、高应变率问题，适于爆炸问题的描述，其表达式如下：

(11)

(12)

式中，T为当前温度，Tmelt为材料熔化温度，Troom为室温。

Principal-Stress失效模型主要用于控制岩石的主拉应力，由于岩石的动抗拉强度远远小于其动抗压强度，在爆破冲击荷载作用下，当拉应力超过其动抗拉强度时岩石即会发生破坏，同时考虑到岩石屈服应力较动抗拉强度大，因此数值计算时采用主拉应力来控制岩石的破坏。相关参数取值：密度ρ为2 630 kg/m3，弹性模量为50 GPa，泊松比为0.16，屈服应力为40 MPa，切线模量为12.50 MPa，抗拉强度为24 MPa，抗压强度为70 MPa。

2 水下爆炸冲击下含孔口坝段的毁伤特性分析

2.1 含孔口坝段的水下爆炸模型建立

取国内某混凝土重力坝为研究对象，对比分析挡水坝段、引水发电坝段、泄洪中孔坝段、冲沙底孔坝段在水下爆炸冲击荷载作用下的毁伤特性。为了反映孔口对大坝抗爆性能的影响，假设这些坝段的高度相同，同时根据实际工程设定各孔口尺寸。坝高均为120 m，坝段宽度为15 m，坝前水位为115 m。坝体、库水、地基的几何模型尺寸如图2所示，图中虚线表示分析坝段的孔口位置。考虑到模型的对称性以及数值计算的效率，取大坝中心的横剖面为对称面，建立三维耦合模型。有限元模型主要包括空气、库水、TNT炸药、坝体、基岩的耦合，其中空气、库水、TNT炸药采用Euler网格模拟，坝体和坝基岩体采用Lagrange网格模拟，坝体、库水、坝基间采用流固耦合算法。水体、空气和TNT状态方程以及材料参数均采用参考文献[8-9]。为了反映孔口的存在对大坝抗爆性能的影响，在各坝段计算模型中，保持炸药爆心距和起爆距离相同，爆心距取为10 m，水下起爆深度取为10 m。

图2 水下爆炸计算模型尺寸Fig.2 Model size of underwater explosion

各坝段的有限元模型如图3所示，在坝体孔口处、坝头以及起爆点附近水体加密网格使水体最小网格尺寸达到100 mm、坝体最小尺寸为250 mm，其中挡水坝段的坝体网格总数为342 000。为了精确模拟孔口部位的损伤发展过程，同时提高计算效率，对孔口区域的网格进行了局部加密。孔口区域的网格采用了网格渐变的方法过渡到坝体，过渡区间的网格均为共节点。炸药质量选取常规制导导弹的TNT当量300 kg，各坝段炸药起爆位置均相同。基岩底部截断处施加全约束，模型对称面施加对称边界，并在基岩、库水、空气截断面处施加Transmission boundary无反射边界条件，使得人工边界上无应力波反射，用这种方法来模拟半无限区域。

2.2 水下爆炸冲击荷载作用下挡水坝段的毁伤发展特征

为了更好的展现孔口的存在对坝体毁伤发展特征的影响，本文首先研究了水下爆炸冲击荷载作用下挡水坝段的毁伤特性，供后面对比分析使用。图4给出了水下爆炸冲击荷载作用下混凝土重力坝挡水段的毁伤发展过程。炸药在距坝前10 m处的水下10 m深起爆后，在水中形成高压冲击波，冲击波首先作用在正对炸药中心的大坝上游面，但是由于压力值小于混凝土抗压强度，未形成压碎区(见图4(a))；随后冲击波传播到混凝土大坝内部，此时冲击波已转变成压缩波，当坝体内部的压缩波传播到坝体下游表面后，由于混凝土波阻抗大于周围空气，压缩波反射形成拉伸波，而混凝土具有低抗拉强度特性，且折坡处易形成应力集中，因此造成坝体下游面折坡处产生拉伸损伤破坏(见图4(b))；坝头中部在压缩波的切向拉伸和径向扩张下出现小面积的损伤区(见图4(c))；由于坝体整体受到指向下游的冲击作用，故在坝体下部上游面出现一定的冲切破坏(见图4(e))。水下爆炸荷载作用下，挡水坝段在下游折坡处和坝体上游面两处出现损伤区，对大坝整体安全性影响不大，大坝能继续起挡水作用。

图3 水下爆炸仿真计算引水发电孔、泄流中孔、冲沙底孔段坝体网格模型Fig.3 Finite element model of power monolith, flood-discharging monolith and sediment-discharging bottom outlet monolith

图4 挡水坝段坝体毁伤模式Fig.4 Damage modes of the water retaining monolith

2.3 水下爆炸冲击荷载作用下含孔口坝段的毁伤发展特征

当坝身存在孔口结构时，在外荷载的作用下孔口部位易产生应力集中。本节通过建立孔口位于坝段不同部位的水下爆炸耦合模型，给出了坝身含孔口条件下的水下爆炸毁伤发展过程。图5～图7分别给出了水下爆炸冲击荷载作用下引水发电坝段、泄洪中孔坝段、冲沙底孔坝段的损伤发展过程。

图5 引水发电坝段毁伤模式Fig.5 Damage modes of the power monolith

引水发电孔距离起爆位置较近，同时也处于坝体宽度较小的坝体上部，孔口的存在对坝体上部刚度削弱较大。由图5可知，在水下爆炸冲击荷载作用下，坝体上游面孔口上方部位首先出现局部损伤破坏(见图5(a))；随着压缩应力波在坝头内部的传播，压缩应力波在孔口顶板反射形成拉伸波与坝头内部压缩波的切向拉伸和径向扩张共同作用下，使得坝头中部出现损伤破坏(见图5(c)～图5(e))；由于选取的坝段宽度为15 m，孔口的宽度为6 m，孔壁较薄(4.5 m)，在冲击荷载作用下孔口部位易产生应力集中，同时孔口上部坝体受到向下游的冲击作用，使得大坝与孔口顶板和底板交接处产生拉伸破坏，随着时间的发展裂缝从上游面不断发展延伸直到贯穿至下游面(见如图5(b)～图5(f))，导致大坝从引水发电孔口处断裂，孔口上部失去挡水作用；随着水下爆炸冲击波在库水中的传播，以及库水与大坝的耦合作用，在大坝上游面表层出现一定的冲切损伤破坏(见如图5(f))。可见在水下爆炸冲击荷载作用下，含有引水发电孔口的坝段将从孔口处断裂，上部坝体倾覆，造成孔洞以上库容库水下泄，造成很大的损失。

当坝体存在泄洪中孔时，水下爆炸荷载冲击下坝体的破坏过程如图6所示。水下爆炸冲击波荷载首先使坝体下游面折坡处出现拉伸损伤区域；随着冲击波的传播，孔口上部坝体整体受到指向下游的冲击作用，导致大坝与孔口顶板和底板交接处产生拉伸应力，同时当坝体中的压缩应力波传播到孔口处时，将在孔口顶板反射形成的拉伸波，导致大坝与孔口顶板交接处产生拉应力集中，在二者共同作用下大坝与孔口顶板和底板交接处出现开裂破坏(见图6(b))，且随着时间的发展两条裂缝不断延伸，但由于泄洪中孔所在处坝体顺河向厚度较大，因此两条裂缝并没贯穿上下游(见图6(d))，若继续加大炸药量，可能造成严重的破坏。

图6 泄洪中孔坝段毁伤模式Fig.6 Damage modes of the flood-discharging monolith

图7 冲沙底孔坝段毁伤模式Fig.7 Damage modes of the sediment-discharging bottom outlet monolith

图7给出了水下爆炸荷载作用下冲沙底孔坝段的毁伤过程和破坏特性。炸药在水下起爆后，随着时间推移冲击波传播到坝体内部，并转变为压缩波，由于压缩波的径向扩展和纵向拉伸作用，坝头中部出现小面积轻微损伤区，在下游折坡处压缩应力波反射形成拉伸波，造成下游折坡处裂缝的出现(见图7(b))；随着水下爆炸冲击波向库水下部传播，坝体受到整体指向下游的冲击作用，由于冲沙底孔的削弱作用，使得孔口上部的上游面出现一定的冲切破坏。同时在坝体与孔口顶板交接处出现应力集中，出现拉伸损伤破坏，并向下游发展，但由于爆源距冲沙底孔较远，且该处坝体较厚，故裂缝延伸较短(见图7(c)～图7(d))。可见，当炸药在库前浅水爆炸时，由于冲沙底孔位于大坝底部，冲击波传播至孔口部位处的压力较小，大坝毁伤程度较低，其抗爆性能优于其它含孔口坝段。

2.4 挡水坝段与含孔洞坝段对比分析

图8给出挡水坝段、引水发电坝段、泄洪中孔坝段、冲沙底孔坝段的对比图。由图8可知，当坝身不存在孔口时(即挡水坝段)，在水下爆炸冲击荷载作用下，毁伤主要位于下游折坡处和坝体下部的上游面。当孔口位于坝体上部时(引水发电坝段)，大坝与孔口顶板和底板交接处各形成一条贯穿性裂缝，孔口处毁伤较严重，孔口上部坝体将彻底失去挡水作用；坝体中部含有孔口时(泄洪中孔)时，大坝的毁伤主要集中于孔口处，大坝与孔口顶板交接处形成延伸较长的裂缝，若继续加大药量裂缝有可能贯穿上下游，造成溃坝；当孔口位于坝体下部时(冲沙底孔)，冲击波仅仅在上游孔口处造成了一条斜向发展的短小裂缝，对大坝整体安全性能影响较小。

图8 各坝段正反面毁伤模式Fig.8 Damage modes of different monoliths

图9 各坝段坝顶测点顺河方向振动速度时程曲线Fig.9 Dynamic time history response curves of different monoliths

图9为水下爆炸荷载下，各坝段坝顶中部测点沿顺河方向振动速度时程曲线。由图9可以看出引水发电坝段的振动响应早于其它坝段0.5 ms，这是由于引水发电孔口距离爆源位置较近，且位于大坝上部的坝头部位，其存在严重削弱了坝头部分的刚度，同时也使得引水发电坝段上部坝头的惯性小于其它坝段；当大坝最先受到冲击波作用时，大坝初始阶段将向下游运动，而当冲击波传播到自由水面时，由于水面切断效应作用，水面以上的坝体将不受水下爆炸冲击波的作用，而下部坝体仍受冲击波作用，因此坝顶的质点将相对向上游运动，出现反向速度(t=10 ms)，但炸药基本与引水发电孔口同高程，且引水发电坝段由于上部孔口的削弱作用，上部受冲击面积减小，同时上部坝体刚度降低，故没有出现反向振动速度；引水发电坝段坝顶顺河向振动速度在17 ms时达到峰值0.85 m/s，明显高于挡水坝段、泄洪中孔坝段和冲沙底孔坝段，这是由于引水发电孔口靠近坝顶，孔口的存在使得坝体上部的刚度显著降低，同时爆炸冲击作用下坝头破坏严重；泄洪中孔坝段、冲沙底孔坝段与挡水坝段坝顶振动响应基本一致，均在19 ms左右振动速度达到峰值(约为0.73 m/s)，这是由于泄洪中孔和冲沙底孔均在坝体中下部，坝体较宽，同时距离起爆距离较远，坝体破坏程度远不如引水发电坝段严重。

3 结 论

本文通过建立挡水坝段、引水发电坝段、泄洪中孔坝段、冲沙底孔坝段的水下爆炸全耦合模型，研究了孔口对混凝土重力坝动态响应、抗爆性能及毁伤发展过程的影响。结果表明：①坝身孔口的存在将显著地降低坝体的整体抗爆安全性能，在大坝抗爆安全防护时需重点关注含孔口坝段；②水下爆炸冲击荷载作用下，挡水坝段的毁伤破坏主要出现在大坝上游表面及上部坝头折坡处，含孔口坝段的毁伤则主要出现在孔口薄弱部位；③引水发电孔由于位于大坝上部，整体刚度较小，且受爆炸冲击荷载较大，毁伤最严重，出现沿孔口部位的贯穿性裂缝；④在坝前浅水爆炸荷载作用下，冲沙底孔坝段由于孔口位于大坝底部，其毁伤程度较低，抗爆性能优于引水发电坝段和泄洪中孔坝段。

[1] 林健勇, 王毅鸣, 付德宇,等. 天花板水电站拱坝坝身开孔影响分析研究[J]. 云南水力发电, 2011, 27(3):133-134. LIN Jianyong, WANG Yiming, FU Deyu, et al. Study on the effect of orifice on tianhuaban hydropower station dam[J]. Yunnan Water Power, 2011, 27(3):133-134.

[2] 陈进, 王光纶, 段云岭,等. 重力坝深(底)孔断面钢筋混凝土模型试验研究[J]. 水利学报, 1999, (8):1-5. CHEN Jin, WANG Guanglun, DUAN Yunling, et al. Model study on reinforced concrete orifice of high dam[J].Journal of Hydraulic Engineering, 1999, (8):1-5.

[3] 李德玉, 涂劲, 欧阳金惠. 孔口闸墩对溪洛渡拱坝静动应力的影响研究[J]. 水利学报, 2013, 44(11):1366-1371. LI Deyu, TU Jin, OUYANG Jinhui. Nonlinear seismic response analysis on Xiluodu arch dam with orifices and piers[J]. Journal of Hydraulic Engineering, 2013, 44(11):1366-1371.

[4] 李永池, 姚磊, 沈俊,等. 空穴的绕射隔离效应和对后方应力波的削弱作用[J]. 爆炸与冲击, 2005, 25(3):193-199. LI Yongchi, YAO Lei, SHEN Jun, et al. Insulation effect of the cavity on stress wave[J]. Explosion and Shock Waves, 2005, 25(3):193-199.

[5] 张社荣, 王高辉. 混凝土重力坝抗爆性能及抗爆措施研究[J]. 水利学报, 2012, 43(10):1202-1213. ZHANG Sherong, WANG Gaohui. Study on the antiknock performance and measures of concrete gravity dam[J]. Journal of Hydraulic Engineering, 2012, 43(10): 1202-1213.

[6] 李本平. 制导炸弹连续打击下混凝土重力坝的破坏效应[J]. 爆炸与冲击, 2010, 30(2):220-224. LI Benping. Damage effect of a concrete gravity dam under continuous attacks of guided bombs[J]. Explosion and Shock Waves, 2010, 30(2):220-224.

[7] 张启灵, 李端有, 李波. 水下爆炸冲击作用下重力坝的损伤发展及破坏模式[J]. 爆炸与冲击, 2012, 32(6):609-615. ZHANG Qiling, LI Duanyou, LI Bo. Damage propagation and failure mode of gravity dam subjected to underwater explosion[J]. Explosion and Shock Waves, 2012, 32(6):609-615.

[8] 王高辉,张社荣，卢文波，等. 水下爆炸冲击荷载下混凝土重力坝的破坏效应[J]. 水利学报, 2015,46(6):723-731.

WANG Gaohui, ZHANG Sherong, LU Wenbo, et al. Damage effects of concrete gravity dams subjected to underwater explosion[J]. Journal of Hydraulic Engineering, 2015,46(6):723-731.

[9] LINSBAUER H N. Damage potential of an upstream-side crack in a gravity dam subjected to an impact loading in the reservoir[C]// Proceedings of the 2nd International Conference on Long Term Behavior of Dams (LTBD09).Graz,2009:817-822.

[10] 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):90-96.

[11] 张社荣, 王高辉. 水下爆炸冲击荷载下混凝土重力坝的抗爆性能[J]. 爆炸与冲击, 2013,33(3):255-262. ZHANG Sherong, WANG Gaohui. Antiknok performance of concrete gravity dam subjected to underwater explosion[J]. Explosion and Shock Waves, 2013,33(3):255-262.

[12] 张社荣, 王高辉, 王超, 等. 水下爆炸冲击荷载作用下混凝土重力坝的破坏模式[J]. 爆炸与冲击, 2012, 32(5):501-507. ZHANG Sherong, WANG Gaohui, WANG Chao, et al. Failure mode analysis of concrete gravity dam subjected to underwater explosion[J]. Explosion and Shock Waves, 2012, 32(5):501-507.

[13] MALVAR L J, ROSS C A. Review of strain rate effects for concrete in tension[J]. ACI Materials Journal,1999,96(5):614-619.

[14] 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-Strausberg: IBMAC, 1999:315-322.

[15] 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.USA: American Defense Prepareness Association, 1993:591-600.

[16] 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.Greece,1998:793-806.

[17] TU Zhenguo, LU Yong. Evaluation of typical concrete material models used in hydrocodes for high dynamic response simulations[J].International Journal of Impact Engineering,2009,36(1):132-146.

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

长江科学院开放研究基金资助项目(CKWV2016383/KY);国家自然科学基金项目(51125037;51509189)；中国博士后科学基金资助项目(2015M572197)；中央高校基本科研业务费专项资金资助(2042015KF0001)

2015-09-07 修改稿收到日期：2015-10-28

赵小华 男，博士，1991年生

王高辉 男，讲师，1986年生 E-mail:wanggaohui@whu.edu.cn

TV312

A

10.13465/j.cnki.jvs.2016.22.016