高聳鋼混結構造粒塔的定向爆破拆除設計及分離式共節點模擬研究?

孔慶亮 夏治園 王 剛 錢明淵 劉明鋒 楊 帆 高朋飛

①浙江省第一水電建設集團股份有限公司(浙江杭州，310051)

②安徽江南爆破工程有限公司(安徽宣城，242300)

0 引言

隨著城市結構布局的不斷優化，老舊工業區逐步進入改造升級階段。 因此，不可避免會遇到廢棄高聳建(構)筑物的拆除作業，如化工造粒塔、鋼混煙囪的拆除等[1-3]。 鑒于高聳建(構)筑物的結構特征，常會采用爆破法進行拆除。 相較于傳統機械拆除法，爆破拆除可有效減短施工工期，提高本質安全，具有高效、安全、經濟性好等諸多優點，得到了廣泛應用[4-6]。

在高聳建(構)筑物爆破拆除工程中，往往是采用經驗公式進行爆破拆除設計，并進行一定的參數優化。 蓋四海[7]通過提高爆破切口高度，對造粒塔部分塔體采取適當的預處理，并根據試爆效果確定合理的爆破參數，確保了造粒塔按照方案設計方向倒塌。 李本偉等[8]參考煙囪及冷卻塔爆破方法，同時根據自身的結構特點，采用大切口的預處理措施、高切口定向爆破技術，成功爆破拆除了1 棟64 m 高的尿素造粒塔。 遲力源等[9]采用套入式爆破拆除方法拆除了一棟復雜環境下的250 m 高鋼混煙囪。張英才等[10]基于210 m 高的雙層套筒煙囪拆除工況，采用高切口、單向倒塌控制技術，順利爆破拆除了該鋼混煙囪。

但是，現場工程控制參數變化多樣，無法有效預料建(構)筑物倒塌后具體的形態。 因此，國內學者將有限元仿真技術應用于預測建(構)筑物爆破拆除實際倒塌過程，推測建(構)筑物倒塌方位、倒塌距離、爆堆標高、觸地振動、解體形態及爆破危害情況，彌補工程經驗指導的不足。 董星等[11]選取適當參數，并基于LS-DYNA 有限元分析軟件對100 m 高煙囪的爆破拆除過程進行了等比例數值仿真計算，模擬結果與實際倒塌過程基本一致，順利拆除了該高聳鋼混煙囪。 高文樂等[12]研究了多截面、承重立柱型鋼混建(構)筑物爆破傾倒過程，并結合數值模擬方法分析了框架部分的受力狀態。 薛克軍等[13]采用整體式建模法建立了造粒塔有限元模型，對108 m 高造粒塔定向倒塌過程進行了仿真分析。

就現有研究成果來看，高聳造粒塔爆破拆除相關課題研究相對較少，研究方向主要放在爆破參數的優化和爆破有害效應防治方面，造粒塔爆破傾倒數值模擬研究也基本停留在整體式建模法上，無法有效還原鋼混結構在爆破傾倒過程中不同力學特性，仿真精度一般。 基于某地化工廠85.8 m 高鋼混結構造粒塔爆破拆除工程，通過LSDYNA 有限元仿真軟件建立1∶1 三維結構模型，采用分離式共節點方法建模，模擬鋼筋、混凝土等材料不同的力學特性，提高了數值仿真精度和仿真結果的準確性，有效預測了造粒塔傾倒過程整體運動的變化情況。 為類似工況數值仿真及爆破拆除設計提供了參考。

1 工程概況

1.1 地理環境

應國家政策需要，某化工廠區須整體拆除，相關設備部分已完成人工拆除，現余鋼混結構造粒塔一座，因待拆除體結構高大且堅固，需進行爆破拆除。

造粒塔東側約25 m 處、東南側約42 m 處為待拆除廠房；南側為待拆除生產設備廠房，與造粒塔樓梯間相連；西側約45 m 處為待拆除加工包裝車間，由產品輸料帶相連；北側約3 m 處為待拆除液汽管道，約42 m 處為待拆除舊尿素造粒塔及附屬建(構)筑物。 待周邊建(構)筑物全部拆除后，再進行造粒塔的爆破拆除施工。 爆區環境如圖1 所示。

圖1 造粒塔拆除爆破環境圖(單位:m)Fig.1 Environment around the granulation tower to be demolished for blasting (Unit: m)

1.2 工程結構

造粒塔為圓柱形的框架結構(圖2)。 左側為長方體樓梯和電梯間，典型的異型建(構)筑物。 筒身采用C35 混凝土澆筑，總高85.8 m，外徑?1＝18 m，內徑?2＝17 m，塔身底部周長約56.5 m。 左側樓梯間外壁厚0.2 m，為尺寸8.9 m× 5.2 m 的剪力墻結構。 電梯間為2.0 m×2.0 m 的正方體剪力墻構造，壁厚依次為0.3 m 和0.2 m。

圖2 造粒塔結構(單位:m)Fig.2 Structure of the granulation tower

1.3 工程難點

1)造粒塔高且重，高徑比為4.75，下落勢能大，傾倒觸地的沖量大，須制定減振措施，防止出現前沖等現象。

2)造粒塔筒壁較厚，鋼混結構強度較高，易出現爆后不倒現象。

3)造粒塔整體質量較高，爆破時易產生嚴重下坐，導致倒塌方向偏離設計方向等問題出現。

4)造粒塔整體結構為圓筒加電梯間的異型建(構)筑物，重心偏向電梯間方向，爆破過程中易因質量分布特性導致倒塌方向偏移。

2 控制爆破拆除總體方案設計

2.1 倒塌方向

造粒塔自身結構為圓筒形框架和電(樓)梯間相結合的現澆鋼混厚壁結構。

考慮到造粒塔東側廠房和管道等設備設施均待拆除，有足夠的倒塌空間，便于鋪設緩沖材料，故傾倒方向選擇正東方向。 待東側廠房和管道機械拆除后實施。

按照開窗口、斷鋼筋、余留支撐板塊以及多打孔、少裝藥、適度破壞的設計方針進行爆破拆除。

2.2 技術要點

1) 考慮到圓筒型造粒塔結構特點，擬定采用中間起爆、逐段向雙側起爆的方式，實現向東定向＋內合的倒塌效果。 對設計切口范圍內圓筒、電(樓)梯間進行機械預拆除。 僅對外壁進行鉆孔爆破，爆破時采用開挖減振溝、設置防振土堤等方式控制爆破振動和筒體前沖。

2) 針對造粒塔筒壁厚、強度高的特點，設計時適當提高爆破缺口高度，增大切口圓心角，適當減小支撐部位強度，保障筒體整體傾倒。

3) 針對造粒塔重心向電梯間偏離，易產生下坐等問題，爆破設計時須嚴格核準筒體重心所在位置，在重心兩側均勻布置切口，開設高度對稱定向窗，采用高精度雷管進行爆破，保障倒塌過程中筒體倒塌方向不發生偏移。

2.3 爆破切口設計

2.3.1 切口形式

根據造粒塔的構造特點，切割形式選取正梯形，切割位置選在地基以上1.0 m 處。

2.3.2 切口尺寸

根據以下經驗公式確定切口尺寸。

切口長度

式中:D為造粒塔切口處外徑，取D ＝18 m。 運算后，得出L ＝33.9 m。

切口高度

按照式(2)計算，造粒塔的切口高度Hp＝3.0～4.5 m。 為保證塔體倒塌的精準度，本次爆破切口高度取Hp＝4.0 m。 切口平面如圖3 所示。

圖3 切口平面圖(單位: m)Fig.3 Plan view of the incision (Unit: m)

附屬電(樓)梯間切口高度與塔體切口高度一致。 鉆孔區域參數設置如表1 所示。 該切口高度范圍內，剪力墻全部鉆孔爆破或人工拆除，確保機械預拆除部分不超過保留部分。

表1 造粒塔爆破切口參數Tab.1 Parameters of blasting incision for the granulation tower

2.3.3 筒體定向窗的布置及尺寸

按照確定的切口形式，將定向窗口設計成三角形。 三角形的基底寬為6.0 m，高度約為4.0 m，底角為34°。 在倒塌中心線位置開設定位窗，定位窗為矩形。 定向窗、定位窗與切口高度一致。 如圖4所示。

圖4 切口展開及爆破區分布(單位:m)Fig.4 Unfolding of the incision and layout of blasting areas(Unit: m)

2.4 爆破參數及裝藥量設計

2.4.1 爆破參數設計

根據高聳建(構)筑物爆破拆除炮孔參數設計原則，確定爆破參數。

炮孔深度

式中:B為壁厚，取0.5m。L取0.32 m。

最小抵抗線

炮孔孔距

a取0.40 m。

炮孔排距

b取0.35 m。

2.4.2 裝藥量設計

人工鉆孔孔徑為40 mm。 造粒塔爆破孔網參數如表2 所示。 為保證爆破效果，造粒塔中間孔適當增加藥量。

表2 造粒塔孔網參數Tab.2 Parameters of hole network for the granulation tower

總裝藥量計算。 筒體:爆區布置于切口范圍鉆孔爆破區中，方向均朝向造粒塔中央，且相鄰排間的爆區均呈梅花狀排列。 鉆爆范圍內共布置了12 排炮孔，每排45 個炮孔，共540 個炮孔。 裝藥量為540 ×0.20 ＝108 kg，計劃用120 kg。 樓(電)梯間:對內部部分步梯、鋼結構以及非承重墻體先進行機械預拆除，墻體鉆孔個數為(8.9 ＋5.2) ×4/(0.3 ×0.25) ＝752，可得裝藥量為752 ×0.075 ＝56.4 kg?？紤]到柱化處理，炮孔數和裝藥量均減半。

2.4.3 起爆網路設計

為減少一次齊發藥量以及因爆破時產生振動而對周圍環境造成的干擾，采取孔內同段別、孔外延期的起爆方法。 造粒塔沿傾倒的中心線出發，整個切口區域分成4 個爆破破碎區。 I～III 區分布如圖4所示；IV 區位電(樓)梯間。 因爆破器材供應問題，現場未使用數碼電子雷管，采用高精度導爆管雷管進行缺口爆破，控制延期誤差。 其中:I 區孔外使用MS1 簇并聯；II 區孔外使用MS3 簇并聯；III 區孔外使用MS5 簇并聯；IV 區孔外使用MS7 簇并聯。

3 有限元仿真分析

3.1 分離式共節點模型

不同于普通整體式建模，分離式建模方法是將框架結構中鋼筋、混凝土材料分開建模，采用不同單元類型和材料進行仿真計算，分開計算出鋼筋單位剛度矩陣KC、混凝土單位剛度矩陣KS，而后再系統地整合，匯總成總體剛度矩陣K[5]。

如圖5 所示，分離式共結點模型中，鋼筋采用梁單元或者桿單元；混凝土采用實體單元。 鋼筋單元與混凝土單元共同節點，與建(構)筑物實際建造狀態更為吻合。 計算過程中，根據倒塌時的應力變化，鋼筋和混凝土結構呈現不同的力學形態，從而更為精確地模擬出爆破拆除過程中各組分材料力學的變化情況。 當混凝土單元達到失效條件被系統自動刪除后，鋼筋單元仍然承擔抗壓、抗拉作用，直至達到失效條件[14]，提高了爆破拆除過程的仿真精度。

圖5 分離式共節點建模示意圖Fig.5 Schematic diagram of separated common node modeling

3.2 模型建立

基于分離式共節點建模法，使用LS-DYNA 建立1∶1 三維有限元仿真模型。 模型單位制選取為kgm-s。 其中:鋼筋材料采用梁單元Beam161 進行建模；混凝土材料和地面采用實體單元Solid164 建模。

造粒塔鋼筋骨架與混凝土筒體有限元模型如圖6 所示。

圖6 鋼混結構造粒塔有限元模型Fig.6 Finite element model of the granulation tower with reinforced concrete structure

3.3 材料選取

鋼筋材料與混凝土材料均采用經典塑性隨動模型*Mat_Plastic_Kinematic 加以描述；地面材料采用*Mat_Rigid 剛體材料描述；采用Mat_Add_Erosion關鍵字定義爆破切口并模擬混凝土的壓碎破壞過程。 材料參數如表3 所示[15]。

表3 有限元模型的材料參數Tab.3 Material parameters of the finite element model

3.4 載荷施加

在造粒塔模型上施加自身重力載荷和重力加速度g ＝9.8 m/s，造粒塔底部施加固結約束。

3.5 接觸設置

選用單面自動接觸關鍵字模擬各組分間的接觸；采用節點-單元穿透控制接觸關鍵字模擬鋼筋與地面的接觸，防止鋼筋穿透地面，節省計算時長。

3.6 倒塌過程

采用LS-PrePost 對數值模擬結果進行后處理。鋼混造粒塔倒塌過程如圖7 所示。

圖7 造粒塔模擬倒塌過程Fig.7 Simulation of collapse process of the granulation tower

由圖7 中可以看出，在t ＝0.1 s 時，筒體產生缺口；在上部筒體重力載荷影響下，余留截面應力部分改變，短暫處于完全受壓的極限狀態，形成倒塌中性軸；而余留的支撐體外部混凝土因為拉應力而變形，進而斷裂、破壞。 受拉部位從中間向兩邊發展，逐漸出現橫向裂縫(圖8)，鋼筋骨架也隨之受拉失效。

圖8 橫向裂縫Fig.8 Transverse crack

伴隨著中性軸的持續后退，余留截面逐漸轉變為受拉與受壓2 種受力狀態并存的情況，受拉和受壓區域以中心軸為界線，對稱分布在傾倒中心線兩側。 缺口處保留的筒體被部分壓碎。t ＝5.0 s 時，在傾倒力矩的作用下造粒塔開始加速傾斜，筒體開始下坐、定向偏轉，如圖9 所示。 筒體內鋼筋也處于應力極限狀態，進而發生拉伸、斷裂等物理行為。

圖9 筒體下坐Fig.9 Lower sitting of the cylinder

結構經歷約5.0 s 左右的應力重分布后，由于慣性作用，支撐部位逐漸擴大和前移。 觸地支撐部位開始前移，與地面接觸面積增大。 地面的約束加強，上部結構質心越過支撐部位的中性軸，加上地面的摩擦阻力的約束作用，產生新的支點。 上部結構發生轉動、坍落，筒體將繞新的轉動支點下傾。 隨著轉動力矩的不斷增大，筒體轉動加速度不斷加大，筒體加速傾倒，直至倒塌完成，整體倒塌過程歷時約10.0 s。

觀測造粒塔筒體上部關鍵節點(圖10)的運動規律，結合該節點位置的位移、速度變化特征，計算、校核、確定在該造粒塔筒體結構的倒塌傾覆過程中有無出現明顯偏離。

圖10 造粒塔頂部節點Fig.10 Measuring point at the top of the granulation tower

X、Y、Z3 個方向的位移和速度變化如圖11 所示。

圖11 造粒塔頂部節點的位移和速度變化趨勢Fig.11 Variation trend of displacement and speed of the measuring point at the top of the granulation tower

由圖11 可以看到:0 ～4.0 s 內，造粒塔3 個方向的速度變化緩慢，可以判斷此階段為余留支撐體的破壞過程；在2.5 s 左右，余留支撐體的混凝土出現了損傷，結構出現下坐現象，Z方向速度突躍增長至-7.2 m/s，余留支撐體大致經過爆破切口形成、中性軸形成、中性軸后退、斷裂微傾4 個過程，筒體傾斜幅度非常小，位移隨著緩慢變化；在4.0 ～9.2 s時間段內，Z方向速度突躍增長，因為在該時間段內，造粒塔下坐完成，產生新支點，筒體圍繞新的支點定軸旋轉，旋轉角度及速度進而迅速增大。 當倒塌結束后，筒體頂部選取節點在X向移動約80.0 m，對比造粒塔標高(85.8 m)較小，充分證明在筒體傾倒過程中有一定下坐，筒體壓碎長度約5.8 m，由于造粒塔呈弧線運動方式，故出現速度先增大、后降低的拱狀變化。Z向最大位移84.9 m，與造粒塔高度較為接近。Y向整體運動速度無明顯變化，最終位移7.3 m，表明造粒塔倒塌方向與正東方向存在一定夾角，約為4.9°，主要是由于造粒塔南側有一電(樓)梯間，筒體重心往南偏，下落時方向朝該側偏移少許，但整體結構偏移的角度不大，符合預期效果。

4 爆破效果

根據擬定爆破方案進行現場爆破作業，造粒塔爆破倒塌過程如圖12 所示。

對比現場實地倒塌結果與數值仿真結果可以發現，造粒塔倒塌軌跡基本相同，均有一定的下坐現象，倒塌時長較為吻合，基本沿設計方向倒塌，觸地后部分解體，整體結構基本破壞，未發生前沖現象，爆破效果較為理想。

5 結論

1) 基于高聳造粒塔實際爆破拆除工況，依據開窗口、斷鋼筋、余留支撐板塊以及多打孔、少裝藥、適度破壞的原則，結合相關理論及工程實際開設定向窗、定位窗，并進行了爆破切口設計、爆破參數計算，同時采用數值模擬進行了預分析，高效精確地完成了造粒塔定向爆破拆除。

2) 開設高度對稱定向窗，采用高精度雷管對稱起爆方式確保了造粒塔沿設計方向倒塌。 采用高精度導爆管雷管，若結合電子雷管可將爆破延期時間誤差控制在1 ms 內，保證沿缺口中心線對稱爆區起爆時間的高度一致，從而提高缺口成型效果，有效保障了造粒塔沿筒體中心線傾倒，提高了現場爆破的可靠性。

3) 根據頂部節點位移變化數值仿真計算結果發現，造粒塔受右端樓梯、電梯間影響，重心偏右，倒塌時相較于原設計正東方向上往右偏移約4.9°，計算過程中X向位移略小于筒體長度，約5.8 m，說明產生了一定的下坐，與實際爆破倒塌過程較為相符。

4) 采用分離式共節點建模方法對造粒塔爆破倒塌過程進行仿真計算，仿真計算有效模擬了余留體裂縫伸展、筒體下坐等多種倒塌過程形態。 通過觀察筒體關鍵節點的運動曲線，有效預測了筒體支撐體破壞，中性軸形成、后退、失效，新支點形成，筒體沿新支點定軸轉動，加速傾倒等多個運動過程，現場爆破實際倒塌結果與仿真運動趨勢較為一致。