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        Cosserat連續(xù)體的本構(gòu)參數(shù)對重力壩深層抗滑穩(wěn)定的影響

        2017-03-21 03:12:50涂承義
        中國農(nóng)村水利水電 2017年4期
        關(guān)鍵詞:重力壩壩基軟化

        涂承義,馬 剛

        (1. 中國電建集團(tuán) 華東勘測設(shè)計(jì)研究院有限公司,杭州 311122;2. 武漢大學(xué) 水資源與水電工程科學(xué)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,武漢 430072)

        0 引 言

        現(xiàn)階段,重力壩深層抗滑穩(wěn)定的分析方法主要是以剛體極限平衡法為主,輔以有限元法進(jìn)行應(yīng)力和穩(wěn)定復(fù)核。由于有限元計(jì)算方法在單元網(wǎng)格的剖分、材料本構(gòu)關(guān)系模型、單元位移模式、物理力學(xué)參數(shù)以及合理評價(jià)標(biāo)準(zhǔn)等方面存在不足,導(dǎo)致其在重力壩抗滑穩(wěn)定計(jì)算領(lǐng)域的應(yīng)用受到制約。另外,重力壩壩基是非連續(xù)性以及非均勻的介質(zhì),在材料變形接近或者超過峰值時(shí),均勻的變形模式被狹窄的帶狀區(qū)域內(nèi)的不連續(xù)位移所代替,該變形集中的帶狀區(qū)域即為應(yīng)變局部化帶。當(dāng)壩基材料的應(yīng)變梯度較高時(shí),在如此小的體積范圍內(nèi)其應(yīng)力與應(yīng)變將呈現(xiàn)高階次的非線性變化,經(jīng)典連續(xù)介質(zhì)理論所代表的統(tǒng)計(jì)平均值將不能如實(shí)反映壩基材料的強(qiáng)度和變形行為。因此,在高重力壩的抗滑穩(wěn)定計(jì)算中,由于水推力以及水的軟化作用,導(dǎo)致壩基中的相對軟弱的結(jié)構(gòu)面、斷層等發(fā)生較大的塑性變形,形成應(yīng)變局部化帶;那么采用經(jīng)典連續(xù)介質(zhì)理論計(jì)算分析所得到結(jié)果的合理性將無法保證。

        對于應(yīng)變局部化問題,常規(guī)的方法是采用正則化機(jī)制[1],包括非局部化理論、Cosserat連續(xù)體理論、梯度模型、黏性效應(yīng)等。Cosserat連續(xù)體理論最早是由Cosserat兄弟于1909年提出,但直到1980年代末期才被De Borst和Muhlhaus等人應(yīng)用到應(yīng)變局部化的計(jì)算分析中[2-6]。Cosserat連續(xù)體理論是最基本的考慮應(yīng)變梯度效應(yīng)的模型[7]。

        由于目前還處于發(fā)展階段,與其他的一些局部化理論一樣,Cosserat連續(xù)體理論應(yīng)用于應(yīng)變局部化研究還缺乏相關(guān)的材料參數(shù)取值的資料。Cosserat連續(xù)體理論的材料參數(shù)與局部剪切帶的寬度有一定的關(guān)系;因此在某些情況下,可通過測量得到剪切帶的寬度,以剪切帶寬度與材料參數(shù)之間的關(guān)系來間接地確定Cosserat連續(xù)體理論的材料參數(shù),這是十分重要的[8]。目前對于Cosserat連續(xù)體理論,還沒有關(guān)于剪切帶寬度的理論解。

        運(yùn)用Cosserat連續(xù)體本構(gòu)模型時(shí),為了能較好地模擬重力壩壩基深層抗滑穩(wěn)定的應(yīng)變局部化問題,Cosserat連續(xù)體本構(gòu)材料參數(shù)選取很重要,它往往是數(shù)值模擬成敗的關(guān)鍵,弄清這些問題也是進(jìn)一步進(jìn)行理論與應(yīng)用研究的基礎(chǔ)。文獻(xiàn)[8]做了關(guān)于不同的Cosserat連續(xù)體本構(gòu)材料參數(shù)對剪切帶寬度及數(shù)值結(jié)果的影響的工作,指出:①在一定范圍內(nèi),Cosserat剪模 的取值大小對剪切帶的寬度以及計(jì)算結(jié)果幾乎沒有影響,在具體的數(shù)值模擬計(jì)算中,取Gc=0.5G為宜;②軟化模量的取值對剪切帶寬度與計(jì)算結(jié)果有很大的影響,軟化模量的絕對值越大,剪切帶的寬度越窄,荷載-位移曲線在達(dá)到峰值后的軟化段越陡;③在一定的取值范圍內(nèi),內(nèi)部長度參數(shù) 越大,剪切帶越寬,模擬應(yīng)變軟化問題中較大變形的能力越強(qiáng),而對峰值極限荷載的影響不大。

        本文計(jì)算分析Cosserat剪切模量Gc、軟化模量hp及內(nèi)部長度參數(shù)l對重力壩壩基應(yīng)變局部化漸進(jìn)破壞的影響。

        1 基于Cosserat連續(xù)體理論的D-P彈塑性模型

        Cosserat連續(xù)體理論在考慮經(jīng)典連續(xù)力學(xué)中的Cauchy應(yīng)力以及應(yīng)變的基礎(chǔ)上,引入了轉(zhuǎn)動(dòng)自由度以及與之相對應(yīng)的微曲率,與微曲率能量共軛的偶應(yīng)力,見圖1。在平面應(yīng)變問題中,每個(gè)點(diǎn)不僅具有平動(dòng)的兩個(gè)自由度,還具有轉(zhuǎn)動(dòng)自由度,見式(1)。

        (1)

        與式(1)相對應(yīng)的應(yīng)變及應(yīng)力張量定義為:

        (3)

        式中:l為Cosserat連續(xù)介質(zhì)材料內(nèi)部特征長度;kzx、kzy為微曲率;mzx、mzy為相應(yīng)的偶應(yīng)力。

        圖1 平面應(yīng)變問題中Cosserat連續(xù)體理論的應(yīng)力及偶應(yīng)力Fig.1 Stress and couple stress of cosserat continuum theory in plane strain case

        幾何方程可表示為:

        ε=Lu

        (5)

        線彈性的本構(gòu)關(guān)系表示為:

        σe=Deεe

        (6)

        (7)

        式中:λ=Ev/2 (1+v)為Lame常數(shù);E為彈模模量;G為剪切模量;v為泊松比;Cc=αG,為Cosserat剪切模量;α為Cosserat剪切模量系數(shù)。

        當(dāng)α→0,1/L→0 時(shí),Cosserat連續(xù)體便退化為經(jīng)典連續(xù)體,由此可知,經(jīng)典連續(xù)體可視為Cosserat連續(xù)體的一個(gè)特例。

        在Cosserat連續(xù)體理論中,應(yīng)力張量不變量可表示為:

        I1=σ11+σ22+σ33

        (8)

        (9)

        (10)

        J2=a1sijsij+a2sijsji+a3mijmij/l2

        (11)

        J3=s11s22s33-s33(s12+s21)2/4

        (12)

        根據(jù)De Bost[5,6]建議,計(jì)算應(yīng)力張量不變量中的系數(shù)可取為:a1=a2=1/4,a3=1/2。

        此外基于Cosserat連續(xù)體理論的Drucker-Prager屈服準(zhǔn)則可表示為:

        式中:c為材料黏聚力;φ為材料內(nèi)摩擦角。

        假定材料的黏聚力c服從線性軟化(硬化)規(guī)則,有:

        (15)

        (16)

        (17)

        (18)

        Drucker-Parager塑性勢函數(shù)G用來控制材料的塑性流動(dòng)方向,其應(yīng)力空間中可表示為:

        (20)

        式中:ψ為材料的膨脹角。

        2 Cosserat連續(xù)體模型中本構(gòu)參數(shù)的研究

        本文計(jì)算分析考慮一個(gè)壩高150 m的混凝土重力壩,重力壩壩基下存在一條2 m厚、上游出露、傾向于下游的軟弱夾層。為了研究比較單元的網(wǎng)格密度對重力壩壩基漸進(jìn)破壞過程模擬的影響,對比采用基于Cosserat連續(xù)體理論的Drucker-Prager彈塑性模型與經(jīng)典的彈塑性模型的計(jì)算結(jié)果及收斂性對單元網(wǎng)格密度的依賴,2 m厚的軟弱夾層分別采用1層、2層及3層單元?jiǎng)澐?,具體模型見圖2。

        圖2 重力壩壩基抗滑穩(wěn)定模型Fig.2 The anti-sliding stability model of gravity dam

        本文計(jì)算分析采用基于有限元的強(qiáng)度儲備系數(shù)法對重力壩壩基的漸進(jìn)破壞過程進(jìn)行模擬。本文主要采用壩基等效塑性應(yīng)變的分布范圍進(jìn)行對比分析;采用塑性屈服區(qū)貫通法、有限元迭代不收斂判據(jù)作為壩基整體失穩(wěn)的2個(gè)判據(jù),因此得到相對應(yīng)的2個(gè)強(qiáng)度儲備系數(shù):假定對應(yīng)塑性屈服區(qū)貫通的強(qiáng)度儲備系數(shù)為Kf,對應(yīng)有限元迭代不收斂的強(qiáng)度儲備系數(shù)為Ku[10-12]。

        計(jì)算中采用的材料物理力學(xué)參數(shù)見表1?;鶐r和軟弱夾層采用基于Cosserat連續(xù)體理論的Drucker-Prager彈塑性模型,壩體混凝土采用線彈性模型。為了能準(zhǔn)確地比較軟弱夾層不同單元網(wǎng)格密度對壩基漸進(jìn)破壞過程模擬的影響,本文分析計(jì)算中不考慮基巖的軟化,只考慮軟弱夾層的軟化;因此基巖的軟化模量hp取為0,Cosserat剪模系數(shù)取α為0.001,即Gc=0.001G,內(nèi)部特征長度l取為0.000 1 m。軟弱夾層的Cosserat剪模系數(shù)α、軟化模量hp、內(nèi)部特征長度l則根據(jù)不同的計(jì)算條件選取不同的值。

        表1 各材料的物理力學(xué)參數(shù)Tab.1 Physico-mechanical parameters of materials

        文獻(xiàn)[9]列出了基于Cosserat連續(xù)體理論Drucker- Prager彈塑性模型在ABAQUS中實(shí)現(xiàn)的UEL自定義單元接口二次開發(fā);采用強(qiáng)度儲備系數(shù)法,模擬重力壩壩基應(yīng)變局部化漸進(jìn)破壞過程,并對比Cosserat連續(xù)體理論與經(jīng)典連續(xù)體理論的結(jié)果。本文主要分析Cosserat剪切模量Gc、軟化模量hp及內(nèi)部長度參數(shù)l對重力壩壩基漸進(jìn)破壞的影響。

        2.1 Cosserat剪切模量Gc對計(jì)算結(jié)果的影響

        選取軟弱夾層為一層單元的模型計(jì)算分析,比較軟弱夾層的不同剪切模量Gc對結(jié)果的影響。軟弱夾層的軟化模量hp=-10 MPa,內(nèi)部長度參數(shù)l=0.01 m,彈性模量E=1 GPa,剪切模量G=0.37 GPa;Cosserat剪切模量Gc分別取為0.05G、0.10G、0.25G、0.50G、1.0G、2.5G、10.0G、50.0G。

        對于不同的Cosserat剪切模量Gc,計(jì)算得到的塑性屈服區(qū)貫通的強(qiáng)度儲備系數(shù)Kf及有限元迭代不收斂的強(qiáng)度儲備系數(shù)Ku如表2所示,相應(yīng)的Kf與Ku所對應(yīng)的塑性屈服區(qū)分布見圖3~圖5。

        表2 不同的Cosserat剪切模量對應(yīng)的Kf與KuTab.2 Kf and Ku of different Cosserat shear modulus

        圖3 Cosserat剪切模量為0.05 G時(shí)塑性屈服區(qū)分布Fig.3 Plastic yield zone when Cosserat shear modulus is 0.05 G

        圖4 Cosserat剪切模量為0.5 G時(shí)塑性屈服區(qū)分布Fig.4 Plastic yield zone when Cosserat shear modulus is 0.5 G

        圖5 Cosserat剪切模量為50 G時(shí)塑性屈服區(qū)分布Fig.5 Plastic yield zone when Cosserat shear modulus is 50 G

        由表2及圖3~圖5可知,當(dāng)Cosserat剪切模量Gc為0.05G時(shí),Cosserat連續(xù)體接近退化為經(jīng)典連續(xù)體,此時(shí)Kf為2.7;較 取其他值時(shí)的Kf=2.6時(shí)大0.1。Cosserat剪切模量Gc小于0.5G時(shí),Ku=3.1;Cosserat剪切模量Gc大于0.5G時(shí),Ku=3.2。對于同一強(qiáng)度儲備系數(shù),不同的Cosserat剪切模量 所對應(yīng)的塑性屈服區(qū)的分布基本相同。因此,在一定的取值范圍內(nèi),Cosserat剪切模量Gc對Kf與Ku及漸進(jìn)破壞過程影響不大。De Borst,Steinmann,李錫夔等在將Cosserat連續(xù)體理論應(yīng)用于應(yīng)變局部化的研究中,基本按Gc=0.5G,本文亦推薦Gc取0.5G。

        2.2 軟化模量hp對計(jì)算結(jié)果的影響

        選取軟弱夾層為一層單元的模型計(jì)算分析,比較軟弱夾層不同的軟化模量hp對計(jì)算結(jié)果的影響。軟弱夾層的剪切模量Gc=0.50G,內(nèi)部長度參數(shù)l=0.01 m;令h0=-10 MPa,軟化模量hp分別取為0.01h0、0.1h0、0.2h0、0.5h0、1.0h0、2.0h0、5.0h0、10.0h0、100.0h0,即-0.1、-1.0、-2.0、-5.0、-10.0、-20.0、-50.0、-100.0、-1 000.0 MPa。

        對于不同的軟化模量hp,計(jì)算得到的塑性屈服區(qū)貫通的強(qiáng)度儲備系數(shù)Kf及有限元迭代不收斂的強(qiáng)度儲備系數(shù)Ku如表3所示,相應(yīng)的Kf與Ku所對應(yīng)的塑性屈服區(qū)分布見圖6~圖8。

        由表3及圖6~圖8可知,當(dāng)軟化模量取值 在-0.1與-10.0 MPa之間時(shí),各軟化模量對應(yīng)的塑性屈服區(qū)貫通對應(yīng)的Kf及有限元迭代不收斂對應(yīng)的Ku均相同:Kf=2.6,Ku=3.2。當(dāng)hp達(dá)到-50.0 MPa時(shí),強(qiáng)度儲備系數(shù)為2.0時(shí),計(jì)算由于迭代不收斂而退出,壩基塑性屈服區(qū)未貫通,即Ku=2.0,Kf不存在;當(dāng)hp=-100.0 MPa時(shí),Ku=1.3。當(dāng)hp=-1 000.0 MPa時(shí),當(dāng)強(qiáng)度儲備系數(shù)降低時(shí),壩基中完好基巖出現(xiàn)較大的塑性屈服區(qū),而軟弱夾層卻沒有屈服,與實(shí)際認(rèn)知不相符,計(jì)算結(jié)果失去意義。

        因此,軟化模量的取值對壩基應(yīng)變局部化的漸進(jìn)破壞模擬有較大的影響。軟化模量的取值在一定的范圍內(nèi),Kf及Ku相同,漸進(jìn)破壞過程基本相同;當(dāng)軟化模量的絕對值超過一定值時(shí),計(jì)算在壩基未貫通時(shí)即迭代不收斂;當(dāng)軟化模量的絕對值進(jìn)一步增大時(shí),降低壩基抗剪斷強(qiáng)度過程中軟弱夾層未屈服,與實(shí)際不符。

        表3 不同的軟化模量對應(yīng)的Kf與KuTab.3 Kf and Ku of different softening moduluses

        圖6 軟化模量為-10.0 MPa時(shí)塑性屈服區(qū)分布Fig.6 Plastic yield zone when softening modulu is -10.0 MPa

        圖7 軟化模量為-50.0 MPa時(shí)塑性屈服區(qū)分布Fig.7 Plastic yield zone when softening modulu is -50.0 MPa

        圖8 軟化模量為-1 000.0 MPa時(shí)塑性屈服區(qū)分布Fig.8 Plastic yield zone when softening modulu is -1 000.0 MPa

        2.3 內(nèi)部長度參數(shù)l對計(jì)算結(jié)果的影響

        選取軟弱夾層為一層單元的模型計(jì)算分析,比較軟弱夾層不同的內(nèi)部長度參數(shù)l對計(jì)算結(jié)果的影響。軟弱夾層的剪切模量Gc=0.50 G,軟化模量hp=-10MPa;軟弱夾層的厚度B=2m,內(nèi)部長度參數(shù) 分別取為0.001 B、0.005 B、0.01 B、0.02 B、0.03 B、0.04 B、0.05 B、0.10 B、0.20 B、0.50 B,即0.002、0.01、0.02、0.04、0.06、0.08、0.10、0.20、0.40、1.00m。

        對于不同的內(nèi)部長度參數(shù)l,計(jì)算得到的塑性屈服區(qū)貫通的強(qiáng)度儲備系數(shù)Kf及有限元迭代不收斂的強(qiáng)度儲備系數(shù)Ku如表4所示,相應(yīng)的Kf與Ku所對應(yīng)的塑性屈服區(qū)分布見圖9~圖11。

        文獻(xiàn)[4-8]在將Cosserat連續(xù)體理論應(yīng)用于應(yīng)變局部化的研究中,內(nèi)部長度參數(shù)基本取在0.01 B~0.1 B范圍內(nèi),均能產(chǎn)生一定的正則化效果,并對剪切帶寬度影響大。而本文計(jì)算所得到的軟弱夾層內(nèi)部長度參數(shù)的取值對Kf、Ku及漸進(jìn)破壞過程塑性屈服區(qū)的發(fā)展基本沒影響,原因在于軟弱夾層雖然由于最先屈服,在計(jì)算迭代收斂中起決定作用,但在整個(gè)系統(tǒng)中所占的比例較小,對于基巖的屈服破壞范圍的影響較小,因此內(nèi)部長度參數(shù)的取值不同,對漸進(jìn)破壞過程塑性屈服區(qū)的發(fā)展影響不大。

        表4 不同的內(nèi)部長度參數(shù)對應(yīng)的Kf與KuTab.4 Kf and Ku of different internal lengthes

        圖9 內(nèi)部長度參數(shù)為0.001 B時(shí)塑性屈服區(qū)分布Fig.9 Plastic yield zone when internal length is 0.001 B

        3 結(jié) 語

        (1)在一定的取值范圍內(nèi),Cosserat剪切模量Gc對Kf、Ku及漸進(jìn)破壞過程影響不大。

        (2)軟化模量hp的取值對壩基應(yīng)變局部化的漸進(jìn)破壞模擬有較大的影響。hp的取值在一定范圍內(nèi),Kf、Ku及漸進(jìn)破壞過程基本相同;當(dāng)hp的絕對值超過某一定值時(shí),降低壩基抗剪斷強(qiáng)度過程中軟弱夾層未屈服,與實(shí)際不符。

        圖10 內(nèi)部長度參數(shù)為0.05 B時(shí)塑性屈服區(qū)分布Fig.10 Plastic yield zone when internal length is 0.05 B

        圖11 內(nèi)部長度參數(shù)為0.50 B時(shí)塑性屈服區(qū)分布Fig.11 Plastic yield zone when internal length is 0.50 B

        (3)軟弱夾層的內(nèi)部長度參數(shù)l的取值對Kf、Ku及漸進(jìn)破壞過程塑性屈服區(qū)的發(fā)展影響不大。

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