高架橋混凝土多室箱梁水壓爆破破碎機(jī)理數(shù)值模擬*

孫金山,姚穎康,吳 亮,謝先啟,賈永勝,韓傳偉,劉昌邦

(1.中國(guó)地質(zhì)大學(xué)(武漢)工程學(xué)院,湖北武漢430074; 2.武漢爆破有限公司,湖北武漢430023; 3.武漢科技大學(xué)理學(xué)院,湖北武漢430081)

高架橋混凝土多室箱梁水壓爆破破碎機(jī)理數(shù)值模擬*

孫金山1,姚穎康2,吳 亮3,謝先啟2,賈永勝2,韓傳偉2,劉昌邦2

(1.中國(guó)地質(zhì)大學(xué)(武漢)工程學(xué)院,湖北武漢430074; 2.武漢爆破有限公司,湖北武漢430023; 3.武漢科技大學(xué)理學(xué)院,湖北武漢430081)

高架橋鋼筋混凝土箱梁屬于薄壁空腔結(jié)構(gòu),鋼筋含量高,難以進(jìn)行鉆孔爆破破碎。以武漢沌陽高架橋爆破拆除工程為背景,提出了采用水壓爆破破碎多室鋼筋混凝土箱梁的方案,并采用動(dòng)力有限元數(shù)值模擬方法模擬了全封閉多室箱梁結(jié)構(gòu)的水壓爆破破壞過程,研究了炸藥在水中爆炸后誘發(fā)的沖擊波和爆生氣體對(duì)下箱梁結(jié)構(gòu)的雙重作用過程;在對(duì)數(shù)值模擬與實(shí)際爆破效果分析基礎(chǔ)上,探討了箱梁水壓爆破方案的藥包布置方式、爆破參數(shù)和起爆順序等。

高架橋;鋼筋混凝土箱梁;水壓爆破;破碎機(jī)制;爆破方案

近年來,為完善我國(guó)交通基礎(chǔ)建設(shè),許多病害老舊高架橋需拆除。由于高架橋往往地處城市市區(qū),周邊環(huán)境復(fù)雜,工程量大,拆除的難度和風(fēng)險(xiǎn)較高。目前高架橋拆除主要有機(jī)械切割拆除和爆破拆除2種方式,其中,機(jī)械拆除方式施工效率低,安全風(fēng)險(xiǎn)大,對(duì)周邊環(huán)境影響大,而爆破拆除具有高效經(jīng)濟(jì)等優(yōu)點(diǎn),是拆除大型建筑物的首選技術(shù),因此城市高架橋宜采用爆破方式快速拆除。

城市高架橋上部結(jié)構(gòu)常采用多室混凝土箱梁結(jié)構(gòu),而箱梁結(jié)構(gòu)強(qiáng)度高、剛度大,在塌落至地面時(shí)往往仍能保持完整,以致誘發(fā)的觸地沖擊和觸地振動(dòng)較大,同時(shí),要將其清除還必須要進(jìn)行二次破碎。而由于箱梁結(jié)構(gòu)壁薄且配筋率高,難以采用鉆孔爆破的方式進(jìn)行破碎,因此,對(duì)其實(shí)施水壓爆破是較為合理的破碎方案。采用水壓爆破對(duì)其進(jìn)行預(yù)破碎時(shí),既能達(dá)到破碎效果,又可減少粉塵和塌落觸地振動(dòng)效應(yīng)。針對(duì)薄壁結(jié)構(gòu)的水壓爆破問題,許多學(xué)者通過實(shí)驗(yàn)和數(shù)值模擬的方法進(jìn)行了大量的研究[1-6]。其中,楊忠華等[6]對(duì)橋梁鋼筋混凝土拱座空心立柱的水壓爆破機(jī)制進(jìn)行了數(shù)值模擬,較為全面的闡述了水壓爆破的力學(xué)機(jī)制。但由于高架橋箱梁結(jié)構(gòu)的水壓爆破研究者較少,且其結(jié)構(gòu)具有一定的特殊性,因此,本文中擬針對(duì)多室混凝土箱梁結(jié)構(gòu)爆破破碎機(jī)制與參數(shù)設(shè)計(jì)問題,采用數(shù)值模擬的方法對(duì)箱梁水壓爆破破碎機(jī)制進(jìn)行分析,并對(duì)其爆破參數(shù)進(jìn)行討論。

1 多室箱梁水壓爆破動(dòng)力有限元模型

與一般的水塔、水箱等單室薄壁混凝土結(jié)構(gòu)不同,多室混凝土箱梁爆破時(shí)需在多個(gè)分割的空間內(nèi)起爆多個(gè)藥包,其水壓爆破破碎的機(jī)制更為復(fù)雜,為此,采用動(dòng)力有限元數(shù)值模擬方法對(duì)其水壓爆破破碎過程進(jìn)行分析。

1.1 武漢沌陽高架橋多室箱梁結(jié)構(gòu)與初步爆破方案

武漢市沌陽高架橋采用爆破方式拆除,全橋共181孔,采用一次性連續(xù)塌落方式進(jìn)行拆除,對(duì)部分箱梁實(shí)施水壓爆破以提高后期清運(yùn)效率。本橋上部結(jié)構(gòu)典型橫斷面為5室箱梁結(jié)構(gòu)(如圖1(a)所示),每個(gè)空腹腔斷面大致呈不規(guī)則矩形,其高寬尺寸約為0.8 m×0.6 m。箱梁頂部鋼筋混凝土壁厚為0.08 m,底部鋼筋混凝土壁和腹板厚度均為0.1 m。

本工程的原爆破方案中,為了防止兩側(cè)產(chǎn)生飛石,僅對(duì)中間3個(gè)腔室進(jìn)行爆破(如圖1(a)所示)。在單個(gè)箱梁腔室中布置一排質(zhì)量均為200 g的藥包(單個(gè)?32 mm乳化炸藥藥卷),藥包軸線方向的間距為2.5 m,入水深度為0.6 m,箱梁中的所有藥包同時(shí)起爆。爆破裝藥方案如圖1(b)所示。

圖1 沌陽高架橋箱梁水壓爆破方案Fig.1 Water pressure blasting plan of box girder of Zhuanyang viaduct

1.2 多室箱梁結(jié)構(gòu)水壓爆破有限元模型

(1)數(shù)值模擬方法

響亮水壓爆破破碎過程選擇LS-DYNA程序進(jìn)行數(shù)值模擬,考慮爆破過程涉及炸藥、水、氣體、混凝土和鋼筋等材料,采用流固耦合算法進(jìn)行分析,即把鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)網(wǎng)格和流體材料網(wǎng)格直接耦合,計(jì)算二者在每一時(shí)間步長(zhǎng)的物理力學(xué)狀態(tài)。鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)網(wǎng)格采用拉格朗日網(wǎng)格,流體材料網(wǎng)格采用歐拉網(wǎng)格。在計(jì)算過程中,炸藥與水等介質(zhì)所引起的壓力載荷自動(dòng)作用到鋼筋混凝土網(wǎng)格上,結(jié)構(gòu)發(fā)生的動(dòng)力響應(yīng)又反作用于流體介質(zhì),最終實(shí)現(xiàn)流體-結(jié)構(gòu)耦合作用過程的模擬[7-8]。

(2)數(shù)值模型

選擇沌陽高架橋第55、56號(hào)墩間的箱梁進(jìn)行分析。為簡(jiǎn)化分析,取箱梁跨中長(zhǎng)為2.5 m的梁段進(jìn)行建模,取整體模型的1/4進(jìn)行分析,如圖2所示。為了建模方便,將藥包看作正方體藥包,藥包布置于腔室的中軸線上,距底板0.2 m,軸線方向距離為2.3 m,3個(gè)空腔中的炸藥同時(shí)起爆。鋼筋混凝土采用等效模型,即將鋼筋與混凝土材料等效為一種材料。為滿足計(jì)算精度,設(shè)定有限元網(wǎng)格單元最大尺寸約為1 cm。模型中頂部和左側(cè)與外界空氣接觸的邊界采用自由邊界;前后和右側(cè)的模型對(duì)稱邊界上采用無反射邊界,并約束前后邊界的位移使箱梁處于懸空狀態(tài)。

圖2 箱梁水壓爆破有限元模型Fig.2 Finite element model of water pressure blasting plan of box girder

(3)混凝土本構(gòu)模型

混凝土受到爆炸沖擊荷載作用時(shí),需要考慮大應(yīng)變、高應(yīng)變率和高圍壓下材料損傷破壞的過程,因而采用LS-DYNA中的Johnson-Holmquist-Cook(JHC)模型模擬鋼筋混凝土材料。鋼筋混凝土的主要材料參數(shù):密度為2.5 kg/m3,彈性模量為35.7 GPa,剪切模量為14.86 GPa,泊松比為0.2,特征化粘性強(qiáng)度因數(shù)A為0.79,特征化壓力硬化因數(shù)B為1.6,應(yīng)變率影響參數(shù)C為0.007,壓力硬化指數(shù)N為0.61,抗壓強(qiáng)度為0.048 GPa,抗拉強(qiáng)度為0.004 GPa,損傷常數(shù)為0.01,最大量綱一強(qiáng)度為7.0,彈性壓力為0.016 GPa,彈性應(yīng)變閾值為0.001,壓實(shí)壓力為0.8 GPa,壓力應(yīng)變閾值為0.1,損傷參數(shù)D1、D2分別為0.04和1.0,壓力常數(shù)K1、K2、K3分別為85.0、-171.0和208.0 GPa。

(4)炸藥狀態(tài)方程

LS-DYNA程序中,采用JWL方程模擬高能炸藥的爆炸過程:

式中:peos為由JWL狀態(tài)方程決定的壓力,V為相對(duì)體積,E0為初始比內(nèi)能,A、B、R1、R2、ω為描述JWL方程的5個(gè)獨(dú)立物理常數(shù)。本文中計(jì)算炸藥參數(shù)取值見表1,表中:ρ為炸藥密度,D為炸藥爆速。

表1 JH-2炸藥計(jì)算參數(shù)Table 1 Computational parameters of JH-2

(5)水和空氣狀態(tài)方程

水采用MAT_NULL材料模型,通過Grüneisen狀態(tài)方程描述?？諝饷芏热?.29 kg/m3,壓力采用線性多項(xiàng)式狀態(tài)方程模擬。

2 水中沖擊波和爆生氣體對(duì)混凝土的破壞機(jī)理

2.1 水中爆炸沖擊波作用過程

計(jì)算結(jié)果表明,炸藥起爆后將生成沖擊波,并在箱梁空間內(nèi)傳播、反射與反復(fù)震蕩,如圖3所示,其作用過程包括以下階段。

圖3 水中沖擊波傳播過程Fig.3 Shock wave propagation progress in water

(1)由于藥包較為靠下,炸藥起爆后0.1 ms,沖擊波先到達(dá)箱梁的底板,壓力峰值約為125 MPa,首次到達(dá)的沖擊波在水中的平均傳播速度約為2 000 m/s,如圖3(a)和圖4所示。在0.2 ms左右,沖擊波到達(dá)箱梁的腹板和頂板。沖擊波到達(dá)箱梁壁后,箱梁壁承受強(qiáng)大的壓力,且由于其作用不均勻,鋼筋混凝土薄壁將承受強(qiáng)烈的彎曲和剪切作用,足以使其發(fā)生嚴(yán)重?fù)p傷開裂。但此時(shí),由于初次到達(dá)的沖擊作用時(shí)間極短,只有幾十微秒,因此受慣性影響,鋼筋混凝土還來不及發(fā)生較大的變形,不至于發(fā)生宏觀的破碎,水體不至于滲漏。

圖4 藥包下方箱梁底板壓力時(shí)程曲線Fig.4 Pressure time-history curve of the bottom of box girder under the explosive

(2)沖擊波到達(dá)箱梁壁后緊接著發(fā)生反射,反射的沖擊波具有兩段性,即前半段波仍屬于壓縮波,但迅速衰減至40 MPa左右,后半段波則為稀疏波,產(chǎn)生的拉力也達(dá)40 MPa左右(如圖4所示),而20℃的水在2 350 Pa的正壓條件下即可發(fā)生氣化,因此在幾十兆帕的負(fù)壓條件下箱梁壁附近將發(fā)生嚴(yán)重的空化現(xiàn)象(圖3(b)～3(d)中的藍(lán)色區(qū))。此時(shí),空化將進(jìn)一步產(chǎn)生吸力,使箱梁壁產(chǎn)生向內(nèi)側(cè)運(yùn)動(dòng)的趨勢(shì),沖擊波對(duì)箱梁壁實(shí)現(xiàn)了第二次加載。

(3)在爆生氣體膨脹至箱梁壁前(約4.0 ms),爆炸沖擊波還將在箱梁中發(fā)生多次反射,但其壓力將迅速衰減,如圖3(d)和圖4所示,在0.4 ms時(shí)其峰值壓力已迅速衰減至20 MPa左右,加之應(yīng)力波的反射和疊加空化作用將難以再次形成,因此箱梁壁承受的后期作用以壓力為主。鋼筋混凝土承受沖擊波的反復(fù)作用后,將發(fā)生嚴(yán)重的損傷,但由于作用時(shí)間仍為毫秒量級(jí),宏觀裂紋來不及擴(kuò)展,因此仍不會(huì)發(fā)生強(qiáng)烈破碎和飛散。

2.2 爆生氣體膨脹作用過程

箱梁中炸藥爆炸產(chǎn)生沖擊波后,隨之生成大量的爆生氣體,爆生氣體與水混合后將產(chǎn)生強(qiáng)烈的膨脹作用,其膨脹過程如圖5所示。計(jì)算結(jié)果顯示,在0.8 ms時(shí)爆生氣體到達(dá)箱梁的底部(如圖5(b)所示),滯后于沖擊波約0.7 ms,平均傳播速度為250 m/s,遠(yuǎn)低于沖擊波的傳播速度。爆生氣體膨脹到箱梁壁時(shí),對(duì)混凝土施加膨脹壓力,底板開始發(fā)生破壞。在4.3 ms時(shí),爆生氣體將基本充滿整個(gè)箱梁橫向空間,并沿軸線方向向兩側(cè)擴(kuò)散(如圖5(d)所示)。

圖5 爆生氣體膨脹過程Fig.5 Expansion process of blasting gas

2.3 箱梁結(jié)構(gòu)的破碎過程

爆炸沖擊波反復(fù)作用后,在爆生氣體膨脹作用下,箱梁逐漸發(fā)生破碎,如圖6所示。其破碎過程分為以下階段。

圖6 箱梁破碎過程Fig.6 Break process of box girder

(1)炸藥起爆后沖擊波先對(duì)箱梁的混凝土壁進(jìn)行約0.4 ms的沖擊作用,但由于作用時(shí)間極短混凝土未發(fā)生宏觀的破壞。隨后,爆生氣體膨脹至箱梁壁時(shí),將引起持續(xù)的張拉作用,并進(jìn)而導(dǎo)致混凝土壁向外的位移,在0.9 ms時(shí)刻箱梁底板首先發(fā)生破碎,并持續(xù)向四周擴(kuò)展形成大量張拉裂紋,如圖6(a)、(b)所示。

(2)隨著爆生氣體的進(jìn)一步膨脹,在4.5 ms左右氣體充滿橫斷面,混凝土壁都開始發(fā)生破碎,同時(shí)延箱梁軸線方向擴(kuò)展(如圖6(c)所示)。

(3)炸藥起爆7.0 ms后,箱梁已經(jīng)發(fā)生較嚴(yán)重的破壞,出現(xiàn)貫通性裂紋,箱梁中的水和爆生氣體將溢出,破壞終止(如圖6(e)所示)。此后,距離藥包較遠(yuǎn)的箱梁壁難以發(fā)生強(qiáng)烈的破壞,而且箱梁腹板宏觀上也無明顯的破壞現(xiàn)象,這是由于兩側(cè)藥包同時(shí)起爆時(shí),腹板上施加的爆破荷載對(duì)稱,僅受到兩側(cè)的擠壓而沒有產(chǎn)生位移,因此其破壞效應(yīng)不顯著(如圖6(f)所示)。

數(shù)值模擬結(jié)果表明,該箱梁的水壓爆破破碎效果基本可滿足要求,但腹板破碎效果較差,因此,將原爆破方案的藥包同時(shí)起爆可改為:箱梁的中間腔室先起爆,兩側(cè)腔室隨后同時(shí)起爆,起爆時(shí)差為25 ms。

3 水壓爆破方案優(yōu)化與探討

3.1 方案優(yōu)化與爆破效果

數(shù)值模擬結(jié)果表明,該箱梁的水壓爆破破碎效果基本可滿足要求,但腹板破碎效果較差,因此,將原爆破方案的藥包同時(shí)起爆改為:箱梁的中間腔室先起爆,兩側(cè)腔室隨后同時(shí)起爆,起爆時(shí)差為25 ms。

采用上述爆破方案后,實(shí)際爆破效果如圖7所示。從圖7可以看出,箱梁破碎效果較好,頂部、底部和腹板破碎都較為充分,對(duì)爆破后的箱梁采用破碎錘、挖機(jī)和切割工具可快速進(jìn)行清運(yùn),比未采用水壓爆破時(shí)施工效率大大提高。與數(shù)值模擬結(jié)果相比,箱梁的實(shí)際破碎相對(duì)較弱,這主要是由于數(shù)值模擬時(shí)為了簡(jiǎn)化模型、提高計(jì)算效率而采用了鋼筋混凝土等效模型,未考慮復(fù)雜密布的鋼筋網(wǎng),因此數(shù)值模擬結(jié)果顯示的破碎更加顯著。

圖7 箱梁破碎效果Fig.7 Breaking result of viaduct

該工程的爆破飛石也得到了很好的控制,粉塵也較少,而且由于箱梁整體剛度受到了嚴(yán)重的削弱,塌落至地面時(shí)觸地沖擊和觸地震動(dòng)也有效降低。

3.2 爆破參數(shù)的探討

盡管實(shí)際爆破方案的破碎效果基本達(dá)到了預(yù)期的要求,根據(jù)數(shù)值模擬結(jié)果和實(shí)際破碎效果,其爆破方案及爆破參數(shù)的選取仍值得探討。

(1)實(shí)際爆破方案中藥包距離底板僅0.2 m,而距離兩側(cè)腹板和頂板分別為0.3和0.6 m。原方案入水深度是通過工程類比確定的,因?yàn)橐酝畨罕频娜萜鞫酁槌谌萜?因此藥包一般距離底部較近,而橋梁的箱梁實(shí)際為全封閉容器,因此,原爆破方案的入水深度過于偏下,數(shù)值模擬結(jié)果和實(shí)際破碎效果也顯示,箱梁頂板的局部破碎效果相對(duì)較差。因此,對(duì)于全封閉的箱梁結(jié)構(gòu),其藥包應(yīng)布置于中部略偏下的位置,如本工程水深0.8 m,其最佳入水深度應(yīng)為0.4～0.5 m。

(2)原爆破方案中,為了提高施工效率、控制成本,藥包沿箱梁軸線方向的間距設(shè)計(jì)為2.5 m,數(shù)值模擬結(jié)果和實(shí)際破碎效果表明,兩藥包中間處的鋼筋混凝土壁破碎程度較低,需要進(jìn)一步破碎,可見其藥包間距偏大,根據(jù)沖擊波和爆生氣體的傳播規(guī)律,藥包間距在2倍水深即1.6 m左右時(shí)可能破碎效果更佳。

(3)箱梁相鄰腔室同時(shí)起爆時(shí),腹板破碎效果較差,因此可采用相鄰腔室依次微差起爆的方式。

(4)本工程中爆生氣體作用10 ms左右時(shí),箱梁壁將發(fā)生強(qiáng)烈的破碎,形成宏觀裂紋,水和氣體溢出,因此,相鄰腔室間的藥包起爆時(shí)差在10 ms以內(nèi)時(shí)破碎效果較好。但是常規(guī)的導(dǎo)爆管雷管的最小延遲時(shí)間為25 ms,時(shí)差過大,因此若要達(dá)到最優(yōu)破碎效果,可選擇電子雷管精確地控制起爆時(shí)差。

(5)原爆破方案中為了防止兩側(cè)飛石的產(chǎn)生,僅在箱梁5個(gè)室中的3個(gè)室實(shí)施了水壓爆破,實(shí)際爆破效果表明,在原爆破參數(shù)下,爆破時(shí)箱梁的飛石數(shù)量和飛散距離都得到了有效控制,因此周邊防護(hù)條件允許時(shí),箱梁整體都采用水壓爆破也是可行的。

4 結(jié) 論

以武漢沌陽高架橋爆破拆除工程為背景,提出了多室鋼筋混凝土箱梁的水壓爆破方案,并采用動(dòng)力有限元模擬了其水壓爆破破壞過程,并對(duì)爆破方案進(jìn)行了探討,得到以下結(jié)論。

(1)混凝土多室箱梁實(shí)施水壓爆破時(shí),水中沖擊波以較高的傳播速度先對(duì)混凝土壁進(jìn)行沖擊,其沖擊壓力可達(dá)100 MPa量級(jí),并通過沖擊波反射所導(dǎo)致數(shù)十兆帕的負(fù)壓作用加劇對(duì)鋼筋混凝土的損傷,但由于其作用時(shí)間較短難以造成鋼筋混凝土的充分破碎;隨后,爆生氣體產(chǎn)生強(qiáng)烈的膨脹作用,并對(duì)箱梁結(jié)構(gòu)施加巨大的張拉作用,最終使得鋼筋混凝土得到充分破碎。

(2)群藥包爆炸產(chǎn)生的水中沖擊波在箱梁中的作用時(shí)間極短,小于毫秒量級(jí),且壓力急劇衰減;而爆生氣體的作用時(shí)間可達(dá)到十毫秒至數(shù)十毫秒量級(jí),其衰減過程伴隨著結(jié)構(gòu)的破壞;箱梁破碎時(shí)大致以藥包投影為中心向四周放射狀擴(kuò)展且沿受力筋方向破壞更為嚴(yán)重。

(3)一般高架橋多室箱梁結(jié)構(gòu)采用水壓爆破進(jìn)行破碎時(shí),炸藥的用量取150 g/m3左右時(shí)可滿足箱梁破碎的基本要求;藥包宜布置在箱梁?jiǎn)问覚M斷面的中心位置,在箱梁軸線上宜采用較小的藥包間距;相鄰腔室間宜采用毫秒微差起爆,且宜采用數(shù)碼雷管將時(shí)差應(yīng)控制在10 ms左右。

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Numerical simulation of water-pressure blasting mechanism in breaking viaduct box girder

Sun Jinshan1,2,Yao Yingkang2,Wu Liang3,Xie Xianqi2, Jia Yongsheng2,Han Chuanwei2,Liu Changbang2
(1.Engineering Faculty,China University of Geosciences(Wuhan),Wuhan430074,Hubei,China; 2.Wuhan Explosions and Blasting Corporation Limited,Wuhan430023,Hubei,China; 3.College of Science,Wuhan University of Science and Technology,Wuhan430081,Hubei,China)

As a thin-walled structure with a very high content of reinforcement,a viaduct box girder is hard to break using the drilling-style blasting.In this paper,based on the demolition project of Zhuan Yang Viaduct in Wuhan,a blasting plan using the water-pressure blasting technique was proposed to demolish multi-chamber reinforced concrete box girders.The breaking process of the multi-chamber box girder was simulated using the dynamic finite element method,the role played by the shockwave and the explosive gas in the breaking process were analyzed and,on the basis of the analysis and the actual blasting results,the charge arrangement,the blasting parameters and the blasting sequence of the water pressure blasting plan were discussed.

viaduct;box girder;water pressure blasting;breakage mechanism;blasting plan

O383.2國(guó)標(biāo)學(xué)科代碼:13035

:A

10.11883/1001-1455(2017)02-0299-08

(責(zé)任編輯 王小飛)

2015-07-20;

:2015-12-10

國(guó)家自然科學(xué)基金項(xiàng)目(51379194)

孫金山(1980- ),男,副教授,博士,sun99001@126.com。