大型弧形闸门的水下爆破冲击荷载及动力响应分析

庞崇安,王 震

(1.浙江同济科技职业学院,浙江杭州311231；2.浙江省建筑设计研究院,浙江杭州310006)

大型弧形闸门的水下爆破冲击荷载及动力响应分析

庞崇安1,王 震2

(1.浙江同济科技职业学院,浙江杭州311231；2.浙江省建筑设计研究院,浙江杭州310006)

利用ANSYS/LS-DYNA软件对水下爆破荷载作用下的弧形闸门进行数值模拟,考虑其流固耦合效应,研究了不同闸门结构形式、爆源位置和蓄水深度等水下爆破工况条件下,弧形闸门的爆炸冲击荷载分布及其动力响应和破坏效应。研究表明,各个典型位置均在第1次反射时达到最大峰值压力,可将第1个反射压力作为弧面板的爆炸冲击荷载；最大von Mises应力主要随蓄水位、爆源位置变化而变化,最大Mises应力区域趋于爆源附近构件上,并伴随不可恢复的塑性应变；最接近爆源的弧面板对应位置处节点位移最大。

弧形闸门；水下爆破；爆炸荷载；动力响应；蓄水参数

大型水工弧形闸门凭借其构造和运行优势被广泛应用于水利水电工程中泄水建筑物的工作门[1,2]。闸门结构较为单薄,更易遭到水下爆破等恐怖破坏。闸门结构在动力荷载作用下常产生强烈振动,水下爆破作为特殊动力荷载作用可造成弧形闸门结构的严重破坏,并引起一系列后续连锁反应。因而研究水闸正常运行时在水下爆破荷载作用下的动力响应和破坏效应具有重要的意义。

文献[3]提出了一套完整的闸门流激振动分析、评估及动力安全设计技术。文献[4]在对闸门结构进行静、动力可靠性分析的基础上实施闸门结构的抗振设计,提出了动力可靠度的量化曲线,为闸门安全运行提供了科学依据。文献[5]定量估计了3种典型工况下弧形钢闸门支臂动力失稳的可能性。文献[6]研究了弧形闸门参数振动问题,用有限元方法分析动力稳定以此确定弧形闸门的动力不稳定区。文献[7]利用ABAQUS软件,选取一个实际工程研究了弧形闸门正常运行时在水下爆破荷载作用下的动力响应,但该文并未涉及较低蓄水位时爆破荷载的动力响应,也未从闸门结构动力稳定性角度评价其反恐安全性。我国相关规范[1]对此问题有所涉及,但不够详细。在动力荷载及响应破坏方面,已有的研究重点关注的是水工闸门在常规振动等荷载作用下的动力问题,而在特殊荷载作用下(如水下爆破)水工闸门的动力响应及破坏研究被关注较少。

本文利用动力显式有限元软件ANSYS/LS-DYNA对水下爆破荷载作用下的弧形闸门进行数值模拟,考虑其流固耦合效应,研究闸门不同弧板高径比、爆源位置和蓄水深度时的爆炸冲击荷载、动力响应和破坏效应,探讨其破坏模式及失效机理,以期为实际水闸结构工程动力分析及抗爆设计提供参考。

1 材料模型与参数

采用LS-DYNA进行数值模拟时涉及TNT炸药、水介质、空气介质和钢闸门这四种材料,各材料模型与参数如下。

1.1 TNT炸药

TNT炸药采用高能炸药引爆燃烧材料模型[8],即* MAT_HIGH _EXPLOSIVE _BURN,用JWL状态方程描述爆轰过程压力和内能及相对体积的关系,方程为

(1)

式中,P为压力；V、E为相对体积和单位内能；A、B、R1、R2为试验参数[9],见表1。

表1 TNT炸药模型参数

表2 水介质参数

表3 空气介质参数

1.2 水介质

水介质采用*MAT_NULL材料模型和*EOS_GRUNEISEN状态方程,其格林状态方程为：

(2)

式中,P为爆轰压力；V、E为相对体积和单位内能；μ=ρ/ρ0-1；C为声音在水中传播速度；S1～S3为多项式系数；γ0为状态方程系数；a为γ0的一阶矫正系数,具体参数见表2。

1.3 空气介质

空气采用* MAT_NULL材料模型和LINEAR. POLYNOMIAL状态方程,其线性多项式状态方程为

P=C0+C1μ+C2μ2+C3μ3+(C4+C5μ+C6μ2)E

(3)

式中,P为爆轰压力；V、E为相对体积和单位内能；μ=ρ/ρ0-1,C0～C6为状态方程系数[10],具体见表3。

1.4 钢闸门

弧形钢闸门采用双线性硬化弹塑性模型*MAT_PLASTIC_KINEMATIC,以考虑应变硬化和应变率硬化效应。质量密度ρ=7 850 kg/m3,弹性模量E=201 GPa,泊松比υ=0.3,屈服应力σf=235 MPa,切线模量E′=70 GPa。

2 建立有限元模型

以某水库泄洪洞弧形钢闸门为例进行分析。该闸门属薄壁结构,由型钢和钢板组成,各板材厚度均较小(16 mm之内)。采用薄壳单元进行有限元模拟,研究TNT炸药水下爆炸作用下弧板的爆炸荷载大小及分布,并获得闸门动力响应及破坏效应。根据蓄水情况分为正常蓄水位和较低蓄水位,见图1。由于爆炸冲击荷载作用于弧面板外侧,弧面板内侧仅取较小的水或空气介质层厚度,以保证弧面板耦合变形不超出该介质层的同时提高计算效率。

图1 整体计算模型

典型弧形钢闸门的弧面板高度H=16 m,半径R=20 m,对应弧面角θ=45.84°；弧面板由2根主横梁(腹板高0.8 m、翼缘宽0.4 m)和6根纵梁(腹板0.8 m)支撑形成主框架结构,主横梁之间等间距布置次横梁(腹板高0.2 m),纵梁和次横梁均简化为单块板件；主框架结构通过2根工字型钢支臂进行支撑,支臂焊接刚接于主横梁和纵梁交叉位置,支臂之间有支臂腹杆连接以保证支臂的稳定性,支臂端部通过柱铰支座以实现闸门启闭功能。闸门结构模型如图2所示。边界条件：支臂柱铰仅有绕z轴转动位移,闸门侧面约束z向位移,闸门底端约束y向位移,半结构模型分析时还需增加对称面节点的对称约束。

图2 闸门结构模型

本例中TNT装药质量取为20 kg,形状假定为正方形以与水或空气介质网格对应,边长LTNT=(mTNT/ρTNT)1/3。建立长方体ALE水或空气介质区域和钢闸门结构,半结构模型分析时对称面和闸门对称边线上施加对称约束。炸药、水和空气采用欧拉网格建模,单元为多物质ALE算法,闸门采用拉格朗日网格建模,闸门与炸药、水和空气之间采用流固耦合算法。耦合方式采用罚函数形式的约束方程,在k文件中即通过添加关键字*CONTRAINED_LAGRANGE_IN_SOLID来实现。

3 弧形闸门水下爆炸冲击荷载

3.1 正常较低蓄水位时的爆炸荷载

取半结构模型进行分析,选取对称面上弧面板附近4个典型位置点,见图3。考察该典型位置的ALE单元压力,即可视为作用在弧面板壁面对应位置上的爆炸荷载。

图4所示为闸门弧面板外侧不同时刻的压力云图变化情况,反应了水下爆炸流场从自由扩散、闸门弧面板反射或继续扩展、继而往远处推进直至最终耗散的演变过程。不同弧板高径比、TNT当量、爆源位置时,弧形闸门的水下爆炸流场随时间变化和爆炸冲击波反射规律类似。

图5为4个典型位置单元压力随时间的变化曲线。可知,各典型位置均在第1次反射时达到最大峰值压力。不同弧板高径比、TNT当量、爆源位置时,闸门弧面板附近单元的压力时程曲线变化趋势类似。可将第1个反射压力作为弧面板的爆炸冲击荷载；最接近爆源的弧面板附近第二次反射压力幅值约为第一次峰值的1/4,后续发生动力振荡并逐渐耗散。

图5 特殊位置单元压力时程曲线(t=0～30 ms)

3.2 较低蓄水位时的爆炸荷载

蓄水位分别考虑与闸门顶部同高(XA)、与上横梁同高(XB)、与支臂中线同高(XC)和与下支臂同高(XD)四种情况,其中XA为正常水位情况、XD为空水位情况。爆源位置选取闸门中心面上3个位置P1～P3(坐标z=0)和两支臂面上3个位置P4～P6(坐标z=±3.3 m),且距离弧面板2.0 m。对称面上TNT爆炸情况可取半结构模型进行计算,并取对称面上弧面板附近4个典型位置点A～D,见图6。

图6 典型位置点及爆源位置点分布图

图7 不同时刻的压力云图(t=4～11 ms；间隔1 ms)

图8 不同蓄水位时典型位置单元压力时程曲线(t=0～30 ms)

以XC蓄水位和P2爆源为例,图7给出了闸门弧面板外侧不同时刻的压力云图变化情况。可知,较低蓄水位时由于水介质和空气介质的分界,爆炸流场和爆炸冲击波反射规律随时间变化情况均与正常蓄水位时有所不同,其中水介质中要比空气介质中的爆炸压强大得多。相同蓄水位而不同TNT爆源位置时,中心面(或支臂面)上爆炸流场随时间变化情况类似。

以P2爆源为例,图8给出了不同蓄水位时4个典型位置单元压力随时间的变化。可知,不同蓄水位时由于水介质和空气介质的分界,冲击波反射(含二次)规律有所不同,各位置反射冲击波峰值随蓄水位变化而变化。不同TNT爆源位置时,中心面(或支臂面)上冲击波反射(含二次)规律类似,各位置反射冲击波峰值随爆源位置变化而变化。

4 弧形闸门水下爆炸动力响应分析

以正常蓄水位为例,图9、10分别给出了弧形闸门的von Mises应力云图和塑形应变云图。图11给出了典型位置对应闸门弧面板节点的全位移随时间的变化情况,其中全位移为该节点x、y和z方向位移的向量组合值。

不同蓄水位、不同爆源位置时,闸门结构的von Mises应力分布规律类似,最大von Mises应力随蓄水位、爆源位置变化而变化。闸门结构首先在爆源附近出现较大von Mises应力；接着逐渐扩散到较大范围,同时该区域由于应力超出屈服强度而开始出现塑性应变；然后较大von Mises应力扩展到整个弧面板,最终经多次动力振荡后,最大Mises应力区域趋于爆源附近的闸门弧面板、纵梁、横梁和次横梁上(对应P1～P3中心面爆源)以及支臂端部(对应P4～P6支臂面爆源),并伴随有不可恢复的塑性应变。

对于P1～P3中心面爆源,塑性应变主要出现在爆源附近的弧面板、纵梁、横梁和次横梁上；对于P4～P6支臂面爆源,塑性应变还出现于支臂端部。最接近爆源的弧面板对应位置处节点位移最大。不同蓄水位、不同爆源位置时闸门结构的最大塑性应变范围均未达到失效破坏应变状态,即未发生断裂。此外,由于爆炸冲击荷载的第1个冲击波峰值远大于后续振荡波形和结构塑形变形的单向增大性(不可逆转),图11显示各节点全位移仅在最初阶段出现小幅波动外,均为缓慢增大。

图9 不同时刻的von Mises应力云图(t=4～11 ms, 间隔1 ms)

图10 不同时刻的塑性应变云图(t=11 ms, 20 ms)

图11 典型位置闸门节点全位移时程曲线(t=0～30 ms)

5 结 论

本文对正常蓄水位和较低蓄水位时弧形闸门水下爆炸冲击荷载及其动力响应进行数值模拟,得到以下主要结论：

(1)弧形闸门水下爆炸流场的演变过程为自由扩散、弧面板反射或继续扩展、继而往远处推进直至最终耗散。

(2)正常蓄水位时,不同工况下弧面板附近各典型单元的压力时程曲线变化情况类似,均在第1次反射时达到最大峰值压力,第二次反射压力幅值约为第一次峰值的1/4或更小,后续发生动力振荡并逐渐耗散,因而一般可将第1个反射压力作为弧面板的爆炸冲击荷载。

(3)较低蓄水位时,水介质中的爆炸压强要比空气介质中大得多,水介质和空气介质内部的反射冲击荷载变化趋势与正常蓄水位时相近,最大反射压力随蓄水位的提高而增大。

(4)不同蓄水位、不同爆源位置时,闸门结构最大von Mises应力区域为爆源附近的闸门弧面板、纵梁、横梁和次横梁上(对应P1～P3中心面爆源)以及支臂端部(对应P4～P6支臂面爆源),并伴随有单向递增而不可恢复的塑性应变,20 kg TNT当量下最大位移约为20～110 mm。

[1]SL 74—2013水利水电工程钢闸门设计规范[S]．

[2]徐洲元. 水工弧形闸门的结构布置及三维有限元分析[D]. 西安: 西安理工大学, 2006．[3]严根华, 阎诗武. 水工弧形闸门振动分析及动力安全设计技术研究[J]. 金属结构, 1998(1): 21- 33．

[4]严根华, 阎诗武. 弧形闸门结构的动力可靠性及抗振设计[J]. 水利水运科学研究, 2000(1): 8- 13．

[5]刘永林, 倪汉根, 刘斌, 等. 水工弧形钢闸门动力不稳定性研究[J]. 大连理工大学学报, 2006, 46(1): 93- 97．

[6]牛志国, 李同春, 赵兰浩, 等. 弧形闸门参数振动的有限元分析[J]. 水力发电学报, 2008, 27(6): 101- 105．

[7]张启灵, 李端有, 周武. 水下爆破荷载作用下弧形闸门的塑性变形和位移[J]. 水力发电学报, 2012, 31(4): 194- 200．

[8]BJÖRN Z, BENGT W, HANS-ÅKE 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．

(责任编辑高 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

浙江省水利厅2014年度水利科技项目RC1402

庞崇安(1982—),女,浙江台州人,副教授,硕士,研究方向为结构抗爆、空间结构．

TV663

：A

：0559- 9342(2017)06- 0080- 05