鋼筋混凝土高煙囪定向爆破拆除倒塌過程研究

言志信，葉振輝，劉培林，曹小紅

(1.西部災(zāi)害與環(huán)境力學(xué)教育部重點實驗室，蘭州 730000;2.蘭州大學(xué) 土木工程與力學(xué)學(xué)院，蘭州 730000)

隨著城市改建、擴建的進行，建筑物爆破拆除得到了迅速發(fā)展，但在高大鋼筋混凝土煙囪爆破拆除的理論研究方面，仍不能有效指導(dǎo)工程實踐。國內(nèi)對高聳構(gòu)筑物切口設(shè)計原理大都基于支撐部破壞失穩(wěn)的靜固中性軸“塑性鉸”模型假設(shè)，在理論分析方面則假設(shè)煙囪筒體為剛性桿件模型。工程實踐表明，上述設(shè)計原理對某些煙囪是可行的，但對于一些鋼筋混凝土高煙囪而言，當切口爆破后，其預(yù)留支撐部會出現(xiàn)壓潰、下坐偏轉(zhuǎn)甚至反向傾倒情況，存在不安全因素，并不適用。而對每一次工程爆破都進行實際試驗是不可能的，而數(shù)值模擬為這一問題的解決提供了可能。

作者在前人研究的基礎(chǔ)上［1－6]，分析了鋼筋混凝土煙囪爆破切口的理論模型并結(jié)合有限元分析軟件ANSYS/LS-DYNA對鋼筋混凝土煙囪爆破拆除的失穩(wěn)傾倒過程進行了研究。

1 切口支撐部應(yīng)力模型

爆破切口形成以后，依據(jù)沖擊動力學(xué)原理，切口上部筒體載荷將以突加載荷的形式作用于余留筒壁上，筒體上部荷載對余留筒壁的沖擊動荷系數(shù)［7]的一般表達式為:

式中:Δd為動變形(在動荷載作用下的位移)，Δst為靜變形(在靜荷載作用下的位移)，T為沖擊物體與彈簧開始接觸的瞬時動能，W為物體的重量。

若沖擊是因為重為W的物體從高為Δh處自由下落造成的，假設(shè)余留支撐筒壁與筒體上部結(jié)構(gòu)有Δh的高度微差，則物體與彈簧接觸時，v2=2gΔh，于是T=Wv2/(2g)=WΔ h，代入式(1)得:

而實際上，余留支撐部筒壁和其上部結(jié)構(gòu)是連續(xù)的，故Δh=0，kd=2。即在爆破切口形成瞬間，筒體荷載是以雙倍的載荷施加在支撐部余留筒壁上的。作者依據(jù)相關(guān)文獻［3，8]提出用沖壓系數(shù)ks來體現(xiàn)突加載荷的效果。假設(shè)切口角度為θ，那么ks=θ/360+1，隨著切口角的增大，沖壓系數(shù)也隨之增大，一般煙囪切口角不宜超過230°，所以取1 ＜ks＜1.64。本文中的切口角為 220°，所以取ks=1.61，即在ANSYS/LS－DYNA的K文件中將重力加速度設(shè)為g×ks=15.78 m/s2，計算時間設(shè)為0.5 s，此次試算主要是模擬在切口形成的瞬間，上部筒體荷載對余留筒壁的剪壓破壞情況，切口支撐部如果沒有被剪壓破壞，那么可以采用目前的爆破切口參數(shù)，否則需要對爆破進行重新設(shè)計。

2 鋼筋混凝土煙囪傾倒的力學(xué)模型

圖1 切口支撐部示意圖Fig.1 Schematic of support region of chimney

如圖1所示，假設(shè)煙囪余留截面的內(nèi)外半徑分別為r0和 R0;鋼筋的極限抗拉強度為 fyt，極限抗壓強度為fyc，混凝土的極限抗拉強度為 ft，極限抗壓強度為fc;截面配筋率為 u0，鋼筋受壓彎曲系數(shù)為 λ(λ≤1)［3]，混凝土受壓均勻系數(shù)為ξc(0.32≤ξc≤1)［8]，鋼筋平均屈服系數(shù) ξs(ξ≤1)［3]。在任意時刻的偏心距為en，支撐部余留截面積為 S，受拉區(qū)面積為S1，受壓區(qū)面積為 S2=S －S1，筒體重力和重力矩分別為G和Mg，截面總的抵抗矩為Md，由受拉區(qū)產(chǎn)生的截面抵抗矩為Ml，由受壓區(qū)產(chǎn)生的截面抵抗矩為Mz。鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)煙囪實現(xiàn)定向傾倒需滿足兩個條件，即彎矩條件和應(yīng)力條件。

圖2 煙囪倒塌力學(xué)模型Fig.2 Mechanical model of the chimney collapse

彎矩條件:重力矩必須足以克服混凝土和鋼筋產(chǎn)生的抵抗矩，即必須滿足:

一般認為 Mg/Md≥1.5，同時應(yīng)力滿足相應(yīng)的要求［11]，可以保證順利倒塌，這和鄭炳旭［3]等人的現(xiàn)場試驗研究結(jié)果是一致的。

應(yīng)力條件:在煙囪爆破切口形成且尚未傾倒時，在其余留支撐體的傾倒方向反側(cè)的最外側(cè)點產(chǎn)生最大拉應(yīng)力σtmax必須大于筒體的最大抗拉強度ft，而在余留支撐體的最內(nèi)側(cè)點處產(chǎn)生最大壓應(yīng)力σcmax需要小于筒體最大抗壓強度，即必須滿足:

式中，σcmax取 Mg［en－r0cos(β1/2)] /I+mg/S 和ksmg/S的較大者，只有當σcmax≤fc時，煙囪支撐部才不會被壓塌，式中I表示截面的慣性矩。

根據(jù)截面縱向應(yīng)力平衡建立如下方程:

通過實際工程的觀測［3，9，10]發(fā)現(xiàn)，煙囪爆破切口形成瞬間，煙囪筒體自重以突加荷載的形式施加在余留筒壁上，在重力偏心距的作用下，煙囪開始倒塌。按照式(6)的縱向平衡要求，中性軸會后退，即筒體自重和拉區(qū)彎矩與壓區(qū)抗力的縱向平衡決定了中性軸的位置。煙囪傾倒的轉(zhuǎn)動方程［11]如下:

式中，JA表示煙囪筒體的轉(zhuǎn)動慣量。令ω20=rcmg/JA，并考慮初始條件，可以得到傾倒的角速度和質(zhì)心速度:

式中，φ0為煙囪的初始轉(zhuǎn)角，tanφ0= －r0cos(θ/2)/H;rc為質(zhì)心處至中性軸處的距離。

3 模擬實例

3.1 模型概況

現(xiàn)對一個實際爆破拆除煙囪倒塌過程進行模擬分析。某電廠鋼筋混凝土煙囪［11]，高120 m，煙囪底部外半徑為6 m，頂部外半徑為3.2 m，混凝土厚度為50 cm，其它的附屬設(shè)施例如隔熱層的磚塊厚度不予考慮。底部17.5 m以下為雙筋布設(shè)，外立筋φ=22 mm，內(nèi)立筋φ14 mm，外、內(nèi)筋布置間隔都為9°;箍筋采用 φ14 mm，箍筋間距200 mm。爆破切口布置在距地面1 m處。爆破切口形式采用梯形切口，切口對應(yīng)圓心角為220°，煙囪底端外周長L=37.7 m，故切口長度L'=23 m，切口高度取3 m。鋼筋混凝土總方量843 m3，自重2 600 t，重心高度 39.8 m，初始轉(zhuǎn)角為 2.7°。

3.2 有限元模型

用共用節(jié)點的分離式模型，按實際尺寸建立有限元模型。在模型中，僅考慮結(jié)構(gòu)的主要承重部件，對煙囪的附屬設(shè)施進行了簡化。鋼筋和混凝土都采用塑性硬化材料，鋼筋采用BEAM161單元，混凝土采用SOL-ID164單元，地面采用SHELL163單元。

眾所周知，鋼筋混凝土煙囪由鋼筋和混凝土兩種材料組成，在對其進行數(shù)值模擬時，可采用分離式建模、整體式建模或兩者結(jié)合的組合式建模，分離式建模比整體式建模更為貼近實際，所以作者選擇共節(jié)點的分離式建模。根據(jù)模擬的經(jīng)驗，材料本構(gòu)選取經(jīng)典塑性隨動模型 MAT_PLASTIC_KINEMATIC［12]。

截取所模擬的筒體倒塌過程中部分時刻的狀態(tài)，如圖3所示。

圖3 鋼筋混凝土動態(tài)模擬結(jié)果Fig.3 The results of dynamic simulation of reinforced concrete chimney

圖3 表明，當t=12.285 s時，煙囪開始觸地，可以看出煙囪表面多處混凝土單元開始剝離煙囪表面;當t=12.375 s時，煙囪表面混凝土單元進一步剝離破碎;當t=12.64 s時，已經(jīng)有很大一部分混凝土和鋼筋單元因為失效而被刪除，此時已經(jīng)有很大數(shù)量的混凝土單元和鋼筋單元破壞;當t=13.23 s時，混凝土單元繼續(xù)剝離鋼筋表面，混凝土和鋼筋單元的破壞基本結(jié)束。爆破切口以上35 m筒體為扁平狀，鋼筋混凝土部分分離，其余筒體鋼筋混凝土完全分離破碎，這與實際的倒塌過程［5]基本一致，說明模擬的方法是可行的，結(jié)果是可信的。

表1 倒塌角度和時間的關(guān)系Tab.1 The relationship of the collapsing between the angle and time

模擬的結(jié)果表明，煙囪倒塌過程與實際［11]相接近，并且不同時刻對應(yīng)的角度和實際過程也是比較接近的。

單元37 495是煙囪質(zhì)心處的一個混凝土單元，現(xiàn)將其合成速度輸出如下圖4所示。圖5的縱軸表示水平位移，單位是m，橫軸表示時間，單位是s。

煙囪質(zhì)心處速度的理論值和模擬值如表2所示。

表2 質(zhì)心處速度與時間的關(guān)系Tab.2 The relationship of the velocity and the time in the center of mass

分析對比煙囪質(zhì)心處速度的理論值和模擬值，因理論計算中假設(shè)煙囪為剛性構(gòu)件，一端固定一端自由轉(zhuǎn)動，沒有下坐和后坐，且塑性鉸是靜固的;而模擬時煙囪有約3 m的下坐量，且塑性鉸是變化的。由表2可知，在鋼筋混凝土煙囪沒有發(fā)生下坐(t=3.82 s)前，質(zhì)心處速度的理論值和模擬值誤差較小;當煙囪筒體開始下坐以后，質(zhì)心速度的理論值和模擬值誤差都在10%以上，當t=12.28 s煙囪觸地，筒體質(zhì)心速度的理論值和模擬值誤差是0.5%。通過上述分析，作者認為理論計算時不考慮下坐和中性軸變化對倒塌的影響是兩者之間有偏差的重要原因。因此，對于下坐嚴重的高聳構(gòu)筑物，采用剛性桿假設(shè)計算，其結(jié)果與實際偏差較大，并不完全適用。

3.3 模型位移和振動速度分析

圖6縱軸表示速度，單位是m/s，橫軸表示時間，單位是s。圖7的縱軸表示支撐部混凝土的縱向應(yīng)力，單位是MPa，負表示受壓，正表示受拉。

如圖5所示，是煙囪筒體在倒塌方向的位移。煙囪在倒塌方向的位移可以間接反映下坐量，上圖顯示的位移有123 m，但在12.285 s時煙囪開始觸地，所以煙囪在倒塌方向上的實際位移是117 m，下坐量約為3 m，較為嚴重。此外，煙囪的倒塌寬度在25 m以內(nèi)，整個煙囪倒塌在控制區(qū)內(nèi)，這與實際結(jié)果［6]也是相符的。

從圖6可以看出，筒體質(zhì)心處單元在煙囪倒塌3.82 s內(nèi)，縱向速度變化不明顯;在3.82 s以后速度突然增大，這是因為煙囪下坐的勢能轉(zhuǎn)化成了整體煙囪的動能。在4.59 s煙囪的縱向速度達到了一個極值，隨后由于下坐完成，質(zhì)心處的單元速度只由煙囪倒塌自身控制，速度有所回落。但當?shù)顾鷷r間達到7.33 s時，質(zhì)心處單元的縱向速度急劇增大，這是由于在4.59 s～7.33 s之間，煙囪筒體底部的鋼筋和混凝土材料失效和破壞消耗了很大一部分勢能，而在7.33 s以后，底部的單元基本不再失效和破壞，亦很少消耗勢能。當t=12.285 s時筒體觸地瞬間，縱向速度達到最大值18.13 m/s，在之后的1s內(nèi)快速降為零。

3.4 模型切口應(yīng)力分析和鋼筋混凝土材料的力學(xué)性能分析

在有限元模型中，煙囪切口支撐部共有16個混凝土單元，而且是對稱的，現(xiàn)取一邊8個單元中的4個單元，輸出應(yīng)力－時程曲線，如圖7所示。從圖7可以看出，煙囪在爆破切口形成瞬間，支撐部單元都是受壓的，然后單元C和D都在倒塌后的0.3 s左右就變成受拉狀態(tài)。A單元在3.78 s左右被剪壓破壞，其余單元在4.72s亦即下坐開始后0.9 s內(nèi)全部破壞。

從圖7不難看出，在前0.3 s內(nèi)，轉(zhuǎn)動的中性軸還沒有形成;在0.3 s以后，中性軸開始形成，在初始階段的0.3 s～1.3 s之間，中性軸基本穩(wěn)定。這對于煙囪傾倒的初始階段的倒塌是很重要的，是爆破拆除成功的關(guān)鍵。

圖8的縱軸表示縱筋的縱向應(yīng)力，單位是GPa，負表示受壓，正表示受拉;橫軸表示時間，單位是s。圖9的縱軸表示箍筋的環(huán)向應(yīng)力，單位是MPa，正表示受壓，負表示受拉;橫軸表示時間，單位是s。

圖7 支撐部混凝土單元應(yīng)力－時程曲線Fig.7 The stress-time curve of concrete element in support region

圖8 縱筋單元有效應(yīng)力－時程曲線Fig.8 The stress-time curve of longitudinal reinforcement element

圖9 箍筋有效應(yīng)力－時程曲線Fig.9 The stress-time curve of stirrups

圖8 中的單元A、B、C和D表示的是筒體結(jié)構(gòu)某部的同一條縱立筋上自下而上的單元，從圖8可以發(fā)現(xiàn)，單元的峰值自下而上依次延后，這符合鋼筋的屈服特性。在隨后的倒塌過程中，由于單元A、B、C和D位于煙囪的底部，所以都因為失效而被刪除了。模擬的單元基本上都處于拉、壓的受力狀態(tài)，這和理論分析也是一致的，圖中單元最大拉應(yīng)力為0.117 GPa，最大壓應(yīng)力為0.096 GPa;由于鋼筋的抗拉能力遠大于混凝土，因此在實際倒塌過程中，多數(shù)的鋼筋一般是不會屈服的。圖9是箍筋的環(huán)向應(yīng)力曲線，箍筋增加了縱立筋和混凝土的強度，最大壓應(yīng)力達到了0.029 GPa，最大拉應(yīng)力達到了0.076 GPa。上述表明共節(jié)點分離式模型能夠較好地反映鋼筋和混凝土兩種材料的物理力學(xué)性能差異。

4 結(jié)論

(1)運用動力學(xué)原理建立切口支撐部應(yīng)力模型，提出上部筒體荷載是以突加載荷的方式施加在切口支撐部的，并首次提出用沖壓系數(shù)ks來考慮突加載荷的影響。認為理論計算時不考慮下坐和中性軸變化對倒塌的影響是質(zhì)心處速度理論值和模擬值有偏差的重要原因。作者認為對于下坐嚴重的高聳構(gòu)筑物，采用剛性桿假設(shè)計算，其結(jié)果與實際偏差較大，并不太適用。

(2)分析了切口支撐部截面中性軸的變化規(guī)律和決定因素。用數(shù)值模擬對切口余留部分混凝土單元進行應(yīng)力分析，結(jié)果表明:在煙囪開始倒塌的0.3 s內(nèi)，轉(zhuǎn)動的中性軸并沒有形成;在0.3 s以后，中性軸開始形成，在初始階段的0.3 s～1.3 s之間，中性軸基本穩(wěn)定。對于不同的鋼筋混凝土煙囪，中性軸形成和穩(wěn)定的具體時間都是不同的，但煙囪在初始倒塌階段一般都會經(jīng)歷中性軸未形成期和中性軸穩(wěn)定期這兩個階段。

(3)利用共節(jié)點分離式模型，分析了煙囪筒體頂部水平位移和質(zhì)心處縱向速度，發(fā)現(xiàn)煙囪最大水平位移是117 m，在爆破設(shè)計的范圍內(nèi);質(zhì)心處最大觸地縱向速度達到了18.13 m/s，模擬發(fā)現(xiàn)，如果底部下坐和后坐嚴重，單元的破碎會消耗很大一部分勢能，是不利于定向倒塌和觸地解體的，所以煙囪筒體的下坐和后坐必須在可控范圍內(nèi)。

(4)通過輸出的單元應(yīng)力－時程曲線，分析了混凝土、縱立筋和箍筋的受力過程，發(fā)現(xiàn)支撐部切口附近的混凝土發(fā)生大偏心剪壓破壞，而除底部和頂部的一部分鋼筋發(fā)生屈服破壞，中間的鋼筋一般不發(fā)生屈服破壞。這與理論分析的結(jié)論是一致的。

(5)從受力過程看，采用鋼筋和混凝土分別建模的共節(jié)點分離式模型，能夠較好地反映混凝土和鋼筋力學(xué)性能上的差異，采用共節(jié)點分離式建模是可行的。

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