超高鋼混煙囪爆破切口角度計算及數(shù)值模擬

胡 彬，楊賽群，李洪偉,3，劉 偉,3，王洪森,3，王富寧

(1.天津致遠(yuǎn)爆破工程有限公司，天津 300000；2.安徽理工大學(xué)化學(xué)工程學(xué)院，安徽 淮南 232001；3.安徽省爆破器材與技術(shù)工程實驗室，安徽 淮南 232001)

隨著國家深化供給側(cè)改革和淘汰落后產(chǎn)能的進(jìn)程加快，許多火力和熱力發(fā)電廠被列入關(guān)停和拆除名單，作為電廠標(biāo)志性建筑的超高鋼筋混凝土煙囪也逐漸被拆除。拆除爆破以其經(jīng)濟(jì)、高效受到重視，在建(構(gòu))筑物拆除中占據(jù)很大比例[1-4]。但煙囪拆除相關(guān)的爆破切口參數(shù)大多根據(jù)前人總結(jié)的經(jīng)驗公式進(jìn)行設(shè)計，參數(shù)的準(zhǔn)確性不夠高，煙囪倒塌方向容易發(fā)生偏轉(zhuǎn)，使得煙囪的拆除具有一定的安全隱患[5-6]。筆者運用數(shù)值模擬對比分析兩種高聳煙囪爆破切口的理論計算方法，探究兩種計算方法對于超高鋼混煙囪的適用性。并將適用性較好的公式用于120 m鋼筋混凝土煙囪拆除爆破參數(shù)設(shè)計，取得理想的爆破效果。

1 超高鋼混煙囪爆破切口角度計算

1.1 通過應(yīng)力破壞準(zhǔn)則計算

高聳煙囪的拆除爆破方案中，最常見的倒塌方式是定向傾倒，拆除施工較為簡單，效果顯著。在對高聳煙囪的倒塌設(shè)計中，對于爆破切口的選擇一般是使用正梯形或者倒梯形切口，但是由于梯形切口底部界面會比較薄弱，切口形成之后率先破壞，故對切口底部截面有必要進(jìn)行詳細(xì)分析。爆破切口如下圖2所示[7]。

注：α為爆破切口對應(yīng)圓心角；β為剩余截面圓心角；e為偏心距；r為煙囪內(nèi)徑；R為煙囪外徑。

圖2 支撐截面應(yīng)力

1)形成爆破切口同時，剩余支撐體截面面積可通過下式計算：

(1)

2)剩余支撐截面的偏心距e計算：

(2)

拆除高聳構(gòu)筑物時由于鋼筋的存在，偏心距e計算為

(3)

3)剩余支撐部分截面對形心主軸的慣性矩：

(4)

式中：r1為鋼筋到煙囪中心的距離；R1為外壁到煙囪中心的距離。

4)在煙囪失穩(wěn)倒塌初期，偏心距e和重力mg的乘積等于傾倒力矩：

(5)

式中：M為傾倒力矩；m為煙囪爆破切口以上部分的質(zhì)量。

5) 當(dāng)某個點受到的拉應(yīng)力與其極限抗拉強(qiáng)度相等的階段，稱為極限平衡狀態(tài)。根據(jù)材料力學(xué)相關(guān)知識，可以計算F點應(yīng)力[8-9]：

(6)

F點處1個壁厚材料的面積為[10]

(7)

同時最大抗拉能力為

Fmax=Sfct+Sμ0fst

(8)

式中：fct為混凝土的極限抗拉強(qiáng)度；fst為鋼筋極限抗拉強(qiáng)度；μ0為該點處的配筋率。

(9)

在這種極限平衡狀態(tài)下，應(yīng)力條件為

(10)

受壓區(qū)的最大壓應(yīng)力滿足下式：

(11)

式中：fbc為混凝土的抗壓強(qiáng)度。

根據(jù)應(yīng)力條件對上述式(1)～式(11)進(jìn)行計算，可以得出爆破切口圓心角α的值。

1.2 通過彎矩破壞準(zhǔn)則計算

在生成爆破切口的初期，切口以上煙囪由于重力P的作用，欲以ZZ′為中性軸轉(zhuǎn)動，此時，MP為重力矩，e為偏心距，則重力矩為[11]

(12)

此時預(yù)先留下的支撐部分將有部分抵抗力矩，抵抗力矩為中性軸右側(cè)的抗壓力矩與左側(cè)的抗拉彎矩的總和。在材質(zhì)均勻的情況下，在中性軸左側(cè)，預(yù)留截面B點初始情況受到的拉力最大，逐步向中心軸減??；在中性軸右側(cè)，壓力則由中性軸處開始遞加(見圖2)，中性軸右側(cè)的壓力分布是相對復(fù)雜的，求解有一定的難度。在拆除過程中觀測的情況和現(xiàn)場測試的應(yīng)力應(yīng)變數(shù)據(jù)顯示，中性軸右側(cè)的受壓區(qū)域極小，不容易觀察到，只存在極短時間，綜合考慮到所需要的是截面最大的抗矩，把截面受力情況簡單化，把其等同于全斷面受最大極限拉力為等拉力來進(jìn)行分析。假如截面的最大抗彎強(qiáng)度為[σ]，取單元面積ds上作用最大抗力dF=[σ]ds，對于中性軸ZZ′取矩：dM0=R(1-cosβ)[σ]ds，預(yù)留支撐部分截面彎曲受拉生成的總抗矩M0為

(13)

對M0積分可得到：

M0=2R2δ[σ](θ-sinθ)

(14)

如果要使得煙囪出現(xiàn)傾倒，要滿足MP≥M0這個前提，因此：

PRcosθ≥2R2δ[σ](θ-sinθ)

(15)

式(15)變形可得：

(16)

當(dāng)預(yù)留支撐部分截面的極限抗彎強(qiáng)度達(dá)到最大時，截面發(fā)生破壞，因此在式(16)中取等式，則有：

(17)

式中：P為鋼筋混凝土煙囪的重力，kN；R為爆破切口底部截面的外半徑，m；δ為爆破切口底部截面的筒體壁厚，m；θ為預(yù)留支撐部分對應(yīng)圓心角的一半，rad；[σ]為爆破切口截面的極限抗彎強(qiáng)度，kN/m2。可從式(12)～式(17)求得圓心角θ的大小。

2 工程實例分析

2.1 工程概況

待拆建筑為一高120 m的煙囪(見圖3a)，位于遼寧盤錦遼河油田熱電廠，煙囪位于主場區(qū)，周邊環(huán)境復(fù)雜(見圖3b)，主場區(qū)東側(cè)、西北側(cè)為公路，東鄰原盤錦中潤化工公司，南鄰遼河油田石化，西鄰林豐路，北鄰新工街石化小區(qū)。煙囪建于1997年，底層外徑8.7 m，內(nèi)徑7.9 m，壁厚0.4 m；結(jié)構(gòu)為鋼筋混凝土，水泥標(biāo)號C30，用量590 m3，厚度20～40 cm；鋼筋型號為Ⅰ和Ⅱ，配筋率0.6%；內(nèi)襯澆注料厚度12 cm，澆注料221 m3，珍珠巖隔熱層厚度8 cm，用量150 m3，煙囪質(zhì)量約1500 t；煙道口朝向南方。

圖3 煙囪及周邊環(huán)境

2.2 煙囪爆破切口角度計算

1)通過應(yīng)力破壞準(zhǔn)則，即式(1)～式(11)，帶入煙囪的具體相關(guān)參數(shù)，計算得該120 m鋼混凝土煙囪的爆破切口圓心角為218°。

2)通過彎矩破壞準(zhǔn)則，即式(12)～式(17)，帶入煙囪的具體相關(guān)參數(shù)，計算得該120 m鋼混凝土煙囪的爆破切口圓心角為211°。

通過兩種不同的計算方法計算的爆破切口角度都大于180°，兩者相差7°。

2.3 煙囪倒塌數(shù)值模擬

為了探究兩種計算方法的準(zhǔn)確性，采用數(shù)值模擬的方法對兩種爆破切口角度的煙囪進(jìn)行模擬，觀測兩種爆破切口角度對煙囪倒塌的影響。由于煙囪周邊環(huán)境限制，設(shè)計時選定煙囪底部0.5 m以上鉆孔，形成切口。參考過往的文獻(xiàn)資料以及相關(guān)的工程實例，爆破切口高度設(shè)計為3 m。

使用ANSYS/LS-DYNA軟件按1∶1建立模型，即煙囪模型與工程中的煙囪大小一樣，煙囪筒體使用*MAT _PLASTIC _KINEMATIC材料，混凝土等級為C30，筒體混凝土密度為2.4×103kg/m3，泊松比0.22，抗拉強(qiáng)度3 MPa，抗壓強(qiáng)度30 MPa，彈性模量為3.2×1010N/m2，鋼筋密度為7.85×106kg/m3，屈服極限為235 MPa，彈性模量為2.0×1011N/m2。因為周邊環(huán)境較好，不用進(jìn)行測振，節(jié)省了大量計算時間，選用剛體作為地面材料。通過k文件設(shè)置切口材料的失效時間，切口內(nèi)的材料在1 s時失效，近似模擬煙囪的拆除爆破。爆破切口角度218°、211°時，煙囪倒塌過程分別如圖4、圖5所示。

圖4 爆破切口218°煙囪倒塌

圖5 爆破切口211°煙囪倒塌

由圖4可知，煙囪爆破切口在1.0 s時形成，在14.8 s時煙囪觸地破壞，煙囪倒塌歷時13.8 s；從圖5可知，煙囪爆破切口在1.0 s時形成，在15.4 s時煙囪觸地破壞，煙囪經(jīng)過14.4 s倒塌。爆破切口為218°的煙囪倒塌歷時要比爆破切口為211°的煙囪倒塌歷時短0.6 s。對兩個煙囪模型預(yù)留支撐部分中性軸右側(cè)單元y方向應(yīng)力分析[12]如圖6所示。

圖6 單元應(yīng)力-時間

由圖6中可知，兩種模型的單元都在壓應(yīng)力達(dá)到40 MPa后，單元應(yīng)力快速變化為0，單元失效，爆破切口218°時單元失效時刻為3.1 s，爆破切口211°時單元失效時刻為3.2 s，爆破切口角度為218°時，煙囪模型預(yù)留支撐部分中性軸右側(cè)單元y方向應(yīng)力要大于爆破切口角度為211°時單元應(yīng)力，說明爆破切口角度增大，預(yù)留支撐面積減小，預(yù)留支撐部分會先發(fā)生破壞。煙囪筒體的下坐快慢可以從煙囪頂部的關(guān)鍵節(jié)點的速度得出。選擇煙囪上部的主要節(jié)點，單元y方向速度-時間如圖7所示。

圖7 單元y方向速度-時間

由圖7可知，煙囪爆破切口角度218°時，筒體爆破切口前端觸地時刻為7.3 s，此時速度為1.42 m/s，從爆破切口形成到筒體爆破切口前端觸地用時6.3 s，筒體下坐加速度為0.225 m/s2；煙囪爆破切口角度211°時，筒體爆破切口前端在8.0 s時接地，此時速度為1.9 m/s，從爆破切口形成到筒體爆破切口前端觸地用時7.0 s，筒體的下坐加速度為0.271 m/s2；煙囪筒體在爆破切口形成后，其下坐速度越慢越有利于煙囪倒塌的定向，因此煙囪爆破切口218°時更有利于煙囪的定向倒塌。

煙囪筒體的偏轉(zhuǎn)可以從煙囪頂部的關(guān)鍵節(jié)點的z方向的位移[13]得出。取煙囪頂部的關(guān)鍵節(jié)點，其位移-時間如圖8所示。

圖8 單元z方向位移-時間

從圖8中可知，爆破切口為218°時，筒體z方向位移為0.425 m；爆破切口為211°時，筒體z方向位移為1.18 m。爆破切口角度211°時筒體的偏轉(zhuǎn)位移為爆破切口218°時的2.78倍，爆破切口為218°的方案更為準(zhǔn)確。

通過對比兩種模型煙囪模型預(yù)留支撐部分中性軸右側(cè)單元y方向應(yīng)力、筒體的下坐速度、筒體的偏轉(zhuǎn)位移，分析確定爆破切口218°時煙囪的倒塌效果要優(yōu)于爆破切口211°時煙囪的倒塌效果，因此運用應(yīng)力破壞準(zhǔn)則計算該煙囪爆破切口角度。

2.4 煙囪爆破參數(shù)設(shè)計及預(yù)處理

煙囪切口的中心線必須用全站儀測量，定點要準(zhǔn)。切口上下線必須用水準(zhǔn)儀校核，并用紅油漆畫出，最后畫出定位窗和倒向窗位置。采用人工和機(jī)械配合開設(shè)每個煙囪的定位窗(三角形)與定向窗(矩形)，定位窗必須對稱，其保留部分須保證煙囪結(jié)構(gòu)的穩(wěn)定性。

定位窗、定向窗的開設(shè)可以首先由鎬頭機(jī)開鑿出一個作業(yè)面，然后用風(fēng)鎬進(jìn)行修整，露出的鋼筋全部齊根部割斷，注意兩邊割斷鋼筋數(shù)量位置要對稱一致，窗體要開鑿準(zhǔn)確，邊角平直、整齊。根據(jù)數(shù)值模擬結(jié)果及其理論計算，得出此次煙囪爆破的爆破參數(shù)如表1所示。

表1 爆破參數(shù)

2.5 煙囪拆除爆破效果

經(jīng)過理論分析和數(shù)值模擬相互結(jié)合得到，對于超高鋼混煙囪爆破切口角度的計算應(yīng)力破壞準(zhǔn)則更加準(zhǔn)確。此次爆破總體方案為：120 m煙囪采用單切口爆破，運用應(yīng)力破壞準(zhǔn)則計算爆破切口角度，向正東倒塌，倒塌效果理想，數(shù)值模擬煙囪倒塌過程和拆除過程具有較好的一致性，倒塌方向和設(shè)計方向一致，達(dá)到預(yù)期效果。爆破效果如圖9所示。

圖9 120 m煙囪爆破效果

3 結(jié)論

1)通過對兩種不同理論計算的爆破切口角度進(jìn)行數(shù)值模擬，分析對比了兩種煙囪模型預(yù)留支撐部分中性軸右側(cè)單元y方向應(yīng)力、筒體的下坐速度及筒體的偏轉(zhuǎn)位移，分析結(jié)果表明應(yīng)力破壞準(zhǔn)則計算方法對超高鋼混煙囪爆破切口的計算較為適用。

2)根據(jù)應(yīng)力破壞準(zhǔn)則理論計算方法和數(shù)值模擬結(jié)果，對120 m鋼筋混凝土煙囪的爆破方案進(jìn)行了精細(xì)化設(shè)計，通過精確計算切口參數(shù)，順利實現(xiàn)了煙囪的精準(zhǔn)倒塌。