龐崇安,王 震

(1.浙江同濟(jì)科技職業(yè)學(xué)院,浙江杭州311231；2.浙江省建筑設(shè)計(jì)研究院,浙江杭州310006)

大型弧形閘門的水下爆破沖擊荷載及動(dòng)力響應(yīng)分析

龐崇安1,王 震2

(1.浙江同濟(jì)科技職業(yè)學(xué)院,浙江杭州311231；2.浙江省建筑設(shè)計(jì)研究院,浙江杭州310006)

利用ANSYS/LS-DYNA軟件對(duì)水下爆破荷載作用下的弧形閘門進(jìn)行數(shù)值模擬,考慮其流固耦合效應(yīng),研究了不同閘門結(jié)構(gòu)形式、爆源位置和蓄水深度等水下爆破工況條件下,弧形閘門的爆炸沖擊荷載分布及其動(dòng)力響應(yīng)和破壞效應(yīng)。研究表明,各個(gè)典型位置均在第1次反射時(shí)達(dá)到最大峰值壓力,可將第1個(gè)反射壓力作為弧面板的爆炸沖擊荷載；最大von Mises應(yīng)力主要隨蓄水位、爆源位置變化而變化,最大Mises應(yīng)力區(qū)域趨于爆源附近構(gòu)件上,并伴隨不可恢復(fù)的塑性應(yīng)變；最接近爆源的弧面板對(duì)應(yīng)位置處節(jié)點(diǎn)位移最大。

弧形閘門；水下爆破；爆炸荷載；動(dòng)力響應(yīng)；蓄水參數(shù)

大型水工弧形閘門憑借其構(gòu)造和運(yùn)行優(yōu)勢(shì)被廣泛應(yīng)用于水利水電工程中泄水建筑物的工作門[1,2]。閘門結(jié)構(gòu)較為單薄,更易遭到水下爆破等恐怖破壞。閘門結(jié)構(gòu)在動(dòng)力荷載作用下常產(chǎn)生強(qiáng)烈振動(dòng),水下爆破作為特殊動(dòng)力荷載作用可造成弧形閘門結(jié)構(gòu)的嚴(yán)重破壞,并引起一系列后續(xù)連鎖反應(yīng)。因而研究水閘正常運(yùn)行時(shí)在水下爆破荷載作用下的動(dòng)力響應(yīng)和破壞效應(yīng)具有重要的意義。

文獻(xiàn)[3]提出了一套完整的閘門流激振動(dòng)分析、評(píng)估及動(dòng)力安全設(shè)計(jì)技術(shù)。文獻(xiàn)[4]在對(duì)閘門結(jié)構(gòu)進(jìn)行靜、動(dòng)力可靠性分析的基礎(chǔ)上實(shí)施閘門結(jié)構(gòu)的抗振設(shè)計(jì),提出了動(dòng)力可靠度的量化曲線,為閘門安全運(yùn)行提供了科學(xué)依據(jù)。文獻(xiàn)[5]定量估計(jì)了3種典型工況下弧形鋼閘門支臂動(dòng)力失穩(wěn)的可能性。文獻(xiàn)[6]研究了弧形閘門參數(shù)振動(dòng)問題,用有限元方法分析動(dòng)力穩(wěn)定以此確定弧形閘門的動(dòng)力不穩(wěn)定區(qū)。文獻(xiàn)[7]利用ABAQUS軟件,選取一個(gè)實(shí)際工程研究了弧形閘門正常運(yùn)行時(shí)在水下爆破荷載作用下的動(dòng)力響應(yīng),但該文并未涉及較低蓄水位時(shí)爆破荷載的動(dòng)力響應(yīng),也未從閘門結(jié)構(gòu)動(dòng)力穩(wěn)定性角度評(píng)價(jià)其反恐安全性。我國相關(guān)規(guī)范[1]對(duì)此問題有所涉及,但不夠詳細(xì)。在動(dòng)力荷載及響應(yīng)破壞方面,已有的研究重點(diǎn)關(guān)注的是水工閘門在常規(guī)振動(dòng)等荷載作用下的動(dòng)力問題,而在特殊荷載作用下(如水下爆破)水工閘門的動(dòng)力響應(yīng)及破壞研究被關(guān)注較少。

本文利用動(dòng)力顯式有限元軟件ANSYS/LS-DYNA對(duì)水下爆破荷載作用下的弧形閘門進(jìn)行數(shù)值模擬,考慮其流固耦合效應(yīng),研究閘門不同弧板高徑比、爆源位置和蓄水深度時(shí)的爆炸沖擊荷載、動(dòng)力響應(yīng)和破壞效應(yīng),探討其破壞模式及失效機(jī)理,以期為實(shí)際水閘結(jié)構(gòu)工程動(dòng)力分析及抗爆設(shè)計(jì)提供參考。

1 材料模型與參數(shù)

采用LS-DYNA進(jìn)行數(shù)值模擬時(shí)涉及TNT炸藥、水介質(zhì)、空氣介質(zhì)和鋼閘門這四種材料,各材料模型與參數(shù)如下。

1.1 TNT炸藥

TNT炸藥采用高能炸藥引爆燃燒材料模型[8],即* MAT_HIGH _EXPLOSIVE _BURN,用JWL狀態(tài)方程描述爆轟過程壓力和內(nèi)能及相對(duì)體積的關(guān)系,方程為

(1)

式中,P為壓力；V、E為相對(duì)體積和單位內(nèi)能；A、B、R1、R2為試驗(yàn)參數(shù)[9],見表1。

表1 TNT炸藥模型參數(shù)

表2 水介質(zhì)參數(shù)

表3 空氣介質(zhì)參數(shù)

1.2 水介質(zhì)

水介質(zhì)采用*MAT_NULL材料模型和*EOS_GRUNEISEN狀態(tài)方程,其格林狀態(tài)方程為：

(2)

式中,P為爆轟壓力；V、E為相對(duì)體積和單位內(nèi)能；μ=ρ/ρ0-1；C為聲音在水中傳播速度；S1～S3為多項(xiàng)式系數(shù)；γ0為狀態(tài)方程系數(shù)；a為γ0的一階矯正系數(shù),具體參數(shù)見表2。

1.3 空氣介質(zhì)

空氣采用* MAT_NULL材料模型和LINEAR. POLYNOMIAL狀態(tài)方程,其線性多項(xiàng)式狀態(tài)方程為

P=C0+C1μ+C2μ2+C3μ3+(C4+C5μ+C6μ2)E

(3)

式中,P為爆轟壓力；V、E為相對(duì)體積和單位內(nèi)能；μ=ρ/ρ0-1,C0～C6為狀態(tài)方程系數(shù)[10],具體見表3。

1.4 鋼閘門

弧形鋼閘門采用雙線性硬化彈塑性模型*MAT_PLASTIC_KINEMATIC,以考慮應(yīng)變硬化和應(yīng)變率硬化效應(yīng)。質(zhì)量密度ρ=7 850 kg/m3,彈性模量E=201 GPa,泊松比υ=0.3,屈服應(yīng)力σf=235 MPa,切線模量E′=70 GPa。

2 建立有限元模型

以某水庫泄洪洞弧形鋼閘門為例進(jìn)行分析。該閘門屬薄壁結(jié)構(gòu),由型鋼和鋼板組成,各板材厚度均較小(16 mm之內(nèi))。采用薄殼單元進(jìn)行有限元模擬,研究TNT炸藥水下爆炸作用下弧板的爆炸荷載大小及分布,并獲得閘門動(dòng)力響應(yīng)及破壞效應(yīng)。根據(jù)蓄水情況分為正常蓄水位和較低蓄水位,見圖1。由于爆炸沖擊荷載作用于弧面板外側(cè),弧面板內(nèi)側(cè)僅取較小的水或空氣介質(zhì)層厚度,以保證弧面板耦合變形不超出該介質(zhì)層的同時(shí)提高計(jì)算效率。

圖1 整體計(jì)算模型

典型弧形鋼閘門的弧面板高度H=16 m,半徑R=20 m,對(duì)應(yīng)弧面角θ=45.84°；弧面板由2根主橫梁(腹板高0.8 m、翼緣寬0.4 m)和6根縱梁(腹板0.8 m)支撐形成主框架結(jié)構(gòu),主橫梁之間等間距布置次橫梁(腹板高0.2 m),縱梁和次橫梁均簡(jiǎn)化為單塊板件；主框架結(jié)構(gòu)通過2根工字型鋼支臂進(jìn)行支撐,支臂焊接剛接于主橫梁和縱梁交叉位置,支臂之間有支臂腹桿連接以保證支臂的穩(wěn)定性,支臂端部通過柱鉸支座以實(shí)現(xiàn)閘門啟閉功能。閘門結(jié)構(gòu)模型如圖2所示。邊界條件：支臂柱鉸僅有繞z軸轉(zhuǎn)動(dòng)位移,閘門側(cè)面約束z向位移,閘門底端約束y向位移,半結(jié)構(gòu)模型分析時(shí)還需增加對(duì)稱面節(jié)點(diǎn)的對(duì)稱約束。

圖2 閘門結(jié)構(gòu)模型

本例中TNT裝藥質(zhì)量取為20 kg,形狀假定為正方形以與水或空氣介質(zhì)網(wǎng)格對(duì)應(yīng),邊長(zhǎng)LTNT=(mTNT/ρTNT)1/3。建立長(zhǎng)方體ALE水或空氣介質(zhì)區(qū)域和鋼閘門結(jié)構(gòu),半結(jié)構(gòu)模型分析時(shí)對(duì)稱面和閘門對(duì)稱邊線上施加對(duì)稱約束。炸藥、水和空氣采用歐拉網(wǎng)格建模,單元為多物質(zhì)ALE算法,閘門采用拉格朗日網(wǎng)格建模,閘門與炸藥、水和空氣之間采用流固耦合算法。耦合方式采用罰函數(shù)形式的約束方程,在k文件中即通過添加關(guān)鍵字*CONTRAINED_LAGRANGE_IN_SOLID來實(shí)現(xiàn)。

3 弧形閘門水下爆炸沖擊荷載

3.1 正常較低蓄水位時(shí)的爆炸荷載

取半結(jié)構(gòu)模型進(jìn)行分析,選取對(duì)稱面上弧面板附近4個(gè)典型位置點(diǎn),見圖3?？疾煸摰湫臀恢玫腁LE單元壓力,即可視為作用在弧面板壁面對(duì)應(yīng)位置上的爆炸荷載。

圖4所示為閘門弧面板外側(cè)不同時(shí)刻的壓力云圖變化情況,反應(yīng)了水下爆炸流場(chǎng)從自由擴(kuò)散、閘門弧面板反射或繼續(xù)擴(kuò)展、繼而往遠(yuǎn)處推進(jìn)直至最終耗散的演變過程。不同弧板高徑比、TNT當(dāng)量、爆源位置時(shí),弧形閘門的水下爆炸流場(chǎng)隨時(shí)間變化和爆炸沖擊波反射規(guī)律類似。

圖5為4個(gè)典型位置單元壓力隨時(shí)間的變化曲線?？芍?各典型位置均在第1次反射時(shí)達(dá)到最大峰值壓力。不同弧板高徑比、TNT當(dāng)量、爆源位置時(shí),閘門弧面板附近單元的壓力時(shí)程曲線變化趨勢(shì)類似?？蓪⒌?個(gè)反射壓力作為弧面板的爆炸沖擊荷載；最接近爆源的弧面板附近第二次反射壓力幅值約為第一次峰值的1/4,后續(xù)發(fā)生動(dòng)力振蕩并逐漸耗散。

圖5 特殊位置單元壓力時(shí)程曲線(t=0～30 ms)

3.2 較低蓄水位時(shí)的爆炸荷載

蓄水位分別考慮與閘門頂部同高(XA)、與上橫梁同高(XB)、與支臂中線同高(XC)和與下支臂同高(XD)四種情況,其中XA為正常水位情況、XD為空水位情況。爆源位置選取閘門中心面上3個(gè)位置P1～P3(坐標(biāo)z=0)和兩支臂面上3個(gè)位置P4～P6(坐標(biāo)z=±3.3 m),且距離弧面板2.0 m。對(duì)稱面上TNT爆炸情況可取半結(jié)構(gòu)模型進(jìn)行計(jì)算,并取對(duì)稱面上弧面板附近4個(gè)典型位置點(diǎn)A～D,見圖6。

圖6 典型位置點(diǎn)及爆源位置點(diǎn)分布圖

圖7 不同時(shí)刻的壓力云圖(t=4～11 ms；間隔1 ms)

圖8 不同蓄水位時(shí)典型位置單元壓力時(shí)程曲線(t=0～30 ms)

以XC蓄水位和P2爆源為例,圖7給出了閘門弧面板外側(cè)不同時(shí)刻的壓力云圖變化情況。可知,較低蓄水位時(shí)由于水介質(zhì)和空氣介質(zhì)的分界,爆炸流場(chǎng)和爆炸沖擊波反射規(guī)律隨時(shí)間變化情況均與正常蓄水位時(shí)有所不同,其中水介質(zhì)中要比空氣介質(zhì)中的爆炸壓強(qiáng)大得多。相同蓄水位而不同TNT爆源位置時(shí),中心面(或支臂面)上爆炸流場(chǎng)隨時(shí)間變化情況類似。

以P2爆源為例,圖8給出了不同蓄水位時(shí)4個(gè)典型位置單元壓力隨時(shí)間的變化。可知,不同蓄水位時(shí)由于水介質(zhì)和空氣介質(zhì)的分界,沖擊波反射(含二次)規(guī)律有所不同,各位置反射沖擊波峰值隨蓄水位變化而變化。不同TNT爆源位置時(shí),中心面(或支臂面)上沖擊波反射(含二次)規(guī)律類似,各位置反射沖擊波峰值隨爆源位置變化而變化。

4 弧形閘門水下爆炸動(dòng)力響應(yīng)分析

以正常蓄水位為例,圖9、10分別給出了弧形閘門的von Mises應(yīng)力云圖和塑形應(yīng)變?cè)茍D。圖11給出了典型位置對(duì)應(yīng)閘門弧面板節(jié)點(diǎn)的全位移隨時(shí)間的變化情況,其中全位移為該節(jié)點(diǎn)x、y和z方向位移的向量組合值。

不同蓄水位、不同爆源位置時(shí),閘門結(jié)構(gòu)的von Mises應(yīng)力分布規(guī)律類似,最大von Mises應(yīng)力隨蓄水位、爆源位置變化而變化。閘門結(jié)構(gòu)首先在爆源附近出現(xiàn)較大von Mises應(yīng)力；接著逐漸擴(kuò)散到較大范圍,同時(shí)該區(qū)域由于應(yīng)力超出屈服強(qiáng)度而開始出現(xiàn)塑性應(yīng)變；然后較大von Mises應(yīng)力擴(kuò)展到整個(gè)弧面板,最終經(jīng)多次動(dòng)力振蕩后,最大Mises應(yīng)力區(qū)域趨于爆源附近的閘門弧面板、縱梁、橫梁和次橫梁上(對(duì)應(yīng)P1～P3中心面爆源)以及支臂端部(對(duì)應(yīng)P4～P6支臂面爆源),并伴隨有不可恢復(fù)的塑性應(yīng)變。

對(duì)于P1～P3中心面爆源,塑性應(yīng)變主要出現(xiàn)在爆源附近的弧面板、縱梁、橫梁和次橫梁上；對(duì)于P4～P6支臂面爆源,塑性應(yīng)變還出現(xiàn)于支臂端部。最接近爆源的弧面板對(duì)應(yīng)位置處節(jié)點(diǎn)位移最大。不同蓄水位、不同爆源位置時(shí)閘門結(jié)構(gòu)的最大塑性應(yīng)變范圍均未達(dá)到失效破壞應(yīng)變狀態(tài),即未發(fā)生斷裂。此外,由于爆炸沖擊荷載的第1個(gè)沖擊波峰值遠(yuǎn)大于后續(xù)振蕩波形和結(jié)構(gòu)塑形變形的單向增大性(不可逆轉(zhuǎn)),圖11顯示各節(jié)點(diǎn)全位移僅在最初階段出現(xiàn)小幅波動(dòng)外,均為緩慢增大。

圖9 不同時(shí)刻的von Mises應(yīng)力云圖(t=4～11 ms, 間隔1 ms)

圖10 不同時(shí)刻的塑性應(yīng)變?cè)茍D(t=11 ms, 20 ms)

圖11 典型位置閘門節(jié)點(diǎn)全位移時(shí)程曲線(t=0～30 ms)

5 結(jié) 論

本文對(duì)正常蓄水位和較低蓄水位時(shí)弧形閘門水下爆炸沖擊荷載及其動(dòng)力響應(yīng)進(jìn)行數(shù)值模擬,得到以下主要結(jié)論：

(1)弧形閘門水下爆炸流場(chǎng)的演變過程為自由擴(kuò)散、弧面板反射或繼續(xù)擴(kuò)展、繼而往遠(yuǎn)處推進(jìn)直至最終耗散。

(2)正常蓄水位時(shí),不同工況下弧面板附近各典型單元的壓力時(shí)程曲線變化情況類似,均在第1次反射時(shí)達(dá)到最大峰值壓力,第二次反射壓力幅值約為第一次峰值的1/4或更小,后續(xù)發(fā)生動(dòng)力振蕩并逐漸耗散,因而一般可將第1個(gè)反射壓力作為弧面板的爆炸沖擊荷載。

(3)較低蓄水位時(shí),水介質(zhì)中的爆炸壓強(qiáng)要比空氣介質(zhì)中大得多,水介質(zhì)和空氣介質(zhì)內(nèi)部的反射沖擊荷載變化趨勢(shì)與正常蓄水位時(shí)相近,最大反射壓力隨蓄水位的提高而增大。

(4)不同蓄水位、不同爆源位置時(shí),閘門結(jié)構(gòu)最大von Mises應(yīng)力區(qū)域?yàn)楸锤浇拈l門弧面板、縱梁、橫梁和次橫梁上(對(duì)應(yīng)P1～P3中心面爆源)以及支臂端部(對(duì)應(yīng)P4～P6支臂面爆源),并伴隨有單向遞增而不可恢復(fù)的塑性應(yīng)變,20 kg TNT當(dāng)量下最大位移約為20～110 mm。

[1]SL 74—2013水利水電工程鋼閘門設(shè)計(jì)規(guī)范[S]．

[2]徐洲元. 水工弧形閘門的結(jié)構(gòu)布置及三維有限元分析[D]. 西安: 西安理工大學(xué), 2006．[3]嚴(yán)根華, 閻詩武. 水工弧形閘門振動(dòng)分析及動(dòng)力安全設(shè)計(jì)技術(shù)研究[J]. 金屬結(jié)構(gòu), 1998(1): 21- 33．

[4]嚴(yán)根華, 閻詩武. 弧形閘門結(jié)構(gòu)的動(dòng)力可靠性及抗振設(shè)計(jì)[J]. 水利水運(yùn)科學(xué)研究, 2000(1): 8- 13．

[5]劉永林, 倪漢根, 劉斌, 等. 水工弧形鋼閘門動(dòng)力不穩(wěn)定性研究[J]. 大連理工大學(xué)學(xué)報(bào), 2006, 46(1): 93- 97．

[6]牛志國, 李同春, 趙蘭浩, 等. 弧形閘門參數(shù)振動(dòng)的有限元分析[J]. 水力發(fā)電學(xué)報(bào), 2008, 27(6): 101- 105．

[7]張啟靈, 李端有, 周武. 水下爆破荷載作用下弧形閘門的塑性變形和位移[J]. 水力發(fā)電學(xué)報(bào), 2012, 31(4): 194- 200．

[8]BJ?RN Z, BENGT W, HANS-?KE H. Numerical simulations of blast loads and structural deformation from near-field explosions in air[J]. International Journal of Impact Engineering, 2011, 38(7): 597- 612．

[9]VAN DEN BERG A C, LANNOY A. Methods for vapor cloud explosion blast modeling[J]. Journal of Hazardous Materials, 1993, 34(2): 151- 171．

(責(zé)任編輯高 瑜)

AnalysisonUnderwaterBlastingShockLoadingandDynamicResponseofLargeScaleRadicalGate

PANG Chongan1, WANG Zhen2
(1. Zhejiang Tongji Vocational College of Science and Technology, Hangzhou 311231, Zhejiang, China;2. Zhejiang Province Institute of Architectural Design and Research, Hangzhou 310006, Zhejiang, China)

The action of underwater blasting shock loading on radical gate is numerically simulated by using ANSYS/LS-DYNA software. By considering fluid-solid coupling effect, the blasting shock load distribution and its dynamic response of radical gate and the breakage effect are studied under different underwater blasting conditions, such as gate structure, blasting source location and water depth. The study shows that: (a) the first reflection pressure can be chosen as explosive blast load of gate plate because each typical position will achieve maximum peak at first reflection; (b) the maximum von Mises stress is mainly changed with the changes of water level and blasting source position, while the maximum Mises stress area tends to be the components near blasting source and associates with unrecoverable plastic strain; and (c) the largest nodal displacement is at gate plate surface closest to blasting source．

radical gate; underwater blasting; blast load; dynamic response; water storage parameter

2016- 11- 20

浙江省水利廳2014年度水利科技項(xiàng)目RC1402

龐崇安(1982—),女,浙江臺(tái)州人,副教授,碩士,研究方向?yàn)榻Y(jié)構(gòu)抗爆、空間結(jié)構(gòu)．

TV663

：A

：0559- 9342(2017)06- 0080- 05