黃小武，謝先啟，陳德志，劉昌邦，伍 岳，周祥磊

(1.武漢科技大學 理學院，武漢 430065；2.江漢大學 精細爆破國家重點實驗室，武漢 430056；3.武漢爆破有限公司，武漢 430056；4.中鋼集團 武漢安全環(huán)保研究院有限公司，武漢 430081)

拆除爆破是爆破工程的重要分支，相比人工、機械拆除方式，爆破拆除技術在一次性拆除高大建筑物、高聳構筑物和超長橋梁等對象時，其安全、高效、經濟的優(yōu)點尤為顯著。近年來，國內外實施了多項不同結構類型橋梁的爆破拆除項目，有城市高架橋、跨江/河拱橋(梁橋)、鋼結構橋和斜拉橋等等。例如，湖北省武漢3.5 km沌陽高架橋(簡支梁橋)、四川省簡陽590.08 m沱江大橋(雙曲拱橋)、美國紐約舊塔潘齊大橋(鋼結構橋)。橋梁爆破拆除技術比較成熟，爆破工程師們在總結實踐成果的基礎上，得到了橋梁爆破拆除中關于爆破切口、起爆網路、延期時間等關鍵參數的設計準則，以及合理的安全防護措施和科學的現代管理方法[1-4]。一方面，在工程實踐中，橋梁爆破拆除的對象多為梁式橋和拱橋，斜拉橋則相對較少，有關斜拉橋爆破拆除技術及其科學問題研究更不多見。另一方面，斜拉橋由于其結構形式合理、跨越性能良好、造價經濟、外形優(yōu)美等優(yōu)點，在大跨度橋梁中占比逐年增大。因此，斜拉橋爆破拆除技術及其相關課題值得深入探究，為以后類似爆破拆除工程提供技術儲備。

斜拉橋是由主塔、主梁、斜拉索三種基本構件組成，屬于高次超靜定結構體系，橋面以加勁梁受壓或受彎為主，支撐體系主要是斜拉索受拉及橋塔受壓為主[5]。斜拉橋爆破拆除技術研究方面，周祥磊等采用橋面原地坍塌爆破技術與主塔定向控制爆破技術相結合的手段成功爆破拆除了獨塔單索面預應力斜拉橋[6]，爆破效果良好。斜拉橋動態(tài)沖擊響應問題研究方面，陳祺以安徽省內某千米級斜拉橋為背景進行了整船整橋碰撞模擬分析，依據模擬分析得到的最大碰撞力、動態(tài)響應等數據[7]，為橋梁設計提供參考依據。戴智涵根據某斜拉橋工程模型建立了A型斜拉橋橋塔有限元模型，運用LS-DYNA軟件，采用“三階段連續(xù)耦合”有限元方法對橋塔爆炸損傷破壞直至倒塌全過程進行了數值模擬[8]，研究了橋塔局部破壞和整體倒塌階段過程，分析了橋塔局部響應和整體響應階段的破壞機理和破壞模式。Cyrille Denis Tetougueni等通過非線性動力分析，對三種結構形式的斜拉橋的結構響應進行了評估[9]，并根據不同的荷載參數和荷載位置，得出了斜拉橋可能的直接和即將發(fā)生的損傷。Hashemi S K通過估算爆炸荷載、構建精細的仿真模型和合理的材料參數，分析了橋面上方和橋塔附近不同爆炸位置以及不同爆炸范圍情況下，斜拉橋結構構件在爆炸荷載作用下的局部破壞規(guī)律以及整體結構的連續(xù)倒塌趨勢[10,11]。Edmond K.C.分析了斜拉橋在距離橋塔和橋墩0.5 m、橋面上方1.0 m處遭受1000 kg TNT當量的爆炸荷載作用下，橋塔、橋墩和橋面的損傷機理和嚴重程度，并研究了橋梁在采用FRP加固橋梁后跨時的抗爆效果[12,13]。

有關斜拉橋動態(tài)沖擊破壞問題研究，多集中在橋塔、主梁和斜拉索等主要構件受碰撞、爆炸等偶然動荷載作用下的損傷破壞規(guī)律，而關于斜拉橋整體結構失穩(wěn)倒塌規(guī)律的相關研究相對較少。本文以文獻[6]為工程背景，通過LS-DYNA動力學有限元軟件構建等比例獨塔單索面預應力斜拉橋有限元模型，計算其爆破拆除時的失穩(wěn)倒塌運動全過程，重點分析主塔、主梁和斜拉索的動力響應特征，并研究各主要構件的沖擊破壞規(guī)律。

1 獨塔單索面預應力斜拉橋有限元模型

1.1 主塔、主梁及斜拉索模型

獨塔單索面預應力斜拉橋由主塔、墩柱、橋梁和斜拉索組成，橋梁結構如圖1所示。主塔為空心鋼筋砼結構，長5 m，寬2.7 m，高64 m，內圈為勁性骨架，采用C50號混凝土，主塔重量約為1856 t。主墩為實心鋼筋砼結構，長17 m，寬5 m，河床面以上高9.5 m。橋梁由19個梁塊、合攏段和協(xié)作體系組成，主梁為單箱三室預應力砼薄腹箱梁，梁塊呈倒梯形，上邊長24.7 m，下邊長13.5 m，高2.2 m，板壁厚為0.25 m。見圖2。9對斜拉索分別施加軸向預應力，呈平行對稱布置，水平夾角為30°，梁上索距為9 m。獨塔單索面預應力斜拉橋爆破拆除方案，詳見文獻[6]。

圖 1 斜拉橋模型Fig. 1 Cable-stayed bridge model

圖 2 主梁橫截面(單位：m)Fig. 2 Cross section of main beam(unit:m)

斜拉橋的主塔、主墩均采用8節(jié)點實體單元，主梁采用4節(jié)點殼單元，斜拉索采用梁單元。網格單元邊長為4cm，局部有限元網格精細劃分，整個有限元模型包含131456個實體單元、70550個殼單元、2948個梁單元，節(jié)點總數為258840。見圖3、圖4。

圖 3 斜拉橋有限元模型Fig. 3 FEM model of cable-stayed bridge

圖 4 主梁網格單元Fig.4 Mesh elements of main beam

1.2 材料模型及關鍵參數

鋼筋混凝土材料采用“整體式”模型[14]，其失穩(wěn)倒塌破壞過程的彈塑性力學行為采用PLASTIC_KINEMATIC(MAT_003)材料模型來描述，該材料模型需要定義的參數較少，使用方便，計算效率較高；通過定義失效應變參數εf=0.0065，控制實體單元的破壞失效。斜拉索只承受拉力而不能承受壓力，采用離散單元材料模型CABLE_DISCRETE_BEAM(MAT_071)進行模擬?？紤]斜拉索的預應力，自外向內每3根拉索的預應力分別為7.0 MPa、6.5 MPa和6.0 MPa。主塔爆破切口形成瞬間，斜拉索預應力開始松弛，設置預應力持續(xù)時間為1.6 s。索單元兩端采用共節(jié)點方式分別與主梁和主塔連接，臨近的單元采用剛體材料RIGID(MAT_020)實現錨固效果。河床簡化為平面，也采用剛性材料。見表1。

1.3 初始應力與動態(tài)接觸算法

在爆破切口形成前，考慮橋梁結構的自身重力和斜拉索預應力，分析斜拉橋的初始應力狀態(tài)。在前處理過程中，將結構的節(jié)點定義為節(jié)點組，通過定義重力加速度時程曲線，利用關鍵字*LOAD_BODY_GENERIZED將重力荷載施加到結構上。為避免顯式突加荷載對結構產生的震蕩效應，采用半波余弦函數形式的加載曲線作為重力荷載，其表達式為

表 1 材料物理力學參數Table 1 Physical and mechanical parameters of material

(1)

式中：g為重力加速度；t0為正弦加載時間。

為得到穩(wěn)定的重力場，通過試運算，可知整個橋梁結構在1.6 s后振動趨于穩(wěn)定；即爆破切口范圍的實體單元在1.6 s后通過MAT_ADD_EROSION定義失效時間實現失穩(wěn)倒塌效果。

有限元網格界面之間的動態(tài)接觸采用罰函數法定義，該方法通過定義主動節(jié)點與接觸面之間的虛擬法向界面彈簧，從而避免網格界面之間相互穿透[15]。采用自動侵蝕單面接觸模式(CONTACT_AUTOMATIC_ERODING_SINGLE_SURFACE)避免不同材料性質的實體單元網格界面的穿透(如橋塔-主梁、橋塔-地面和主梁-地面之間的接觸)；采用自動點面接觸模式(CONTACT_AUTOMATIC_NODES_TO_SURFACE)避免梁單元節(jié)點在不同尺寸網格之間的穿透(如斜拉索-主梁和斜拉索-地面之間的接觸)。

2 仿真結果及分析

通過LS-PrePost后處理軟件讀取斜拉橋爆破拆除失穩(wěn)倒塌過程，如圖5所示，斜拉橋失穩(wěn)、倒塌、觸地整個過程總歷時約9.9 s，倒塌過程與文獻[6]的觀測結果基本吻合。

圖 5 斜拉橋爆破拆除失穩(wěn)倒塌過程Fig. 5 Collapse process of cable-stayed bridge induced by blasting demolition

2.1 主塔倒塌過程分析

選取主塔頂部7390號單元，讀取其豎向位移、豎向速度時程曲線，如圖6所示?？梢钥闯觯磉\動過程總體呈現“首次下坐→緩慢偏轉→二次下坐→加速偏轉”四個階段：(1)主塔爆破切口形成時，出現“首次下坐”(從1.6 s至3.2 s)，塔身失重、超重狀態(tài)轉換頻率快，導致爆破切口附近的單元壓潰失效，主塔爆破切口逐漸閉合；(2)塔身開始朝著設計的倒塌方向緩慢偏轉(從3.2 s至6.2 s)；(3)主墩爆破切口形成(6.2 s)，塔身出現“二次下坐”(從6.2 s至7.8 s)，塔身失重、超重狀態(tài)轉換頻率較慢；(4)塔身繞著底部支點加速偏轉，觸地瞬間豎向速度峰峰值達41.3 m/s，與河床地面高速沖擊，直接導致主塔端部破碎解體。

2.2 斜拉索動態(tài)響應分析

依次選取1#～18#斜拉索的中間單元，讀取其軸向應力時程曲線，其動態(tài)特征基本相似；以14#拉索中間26370號單元的軸向應力時程曲線為例，如圖7(a)所示。從圖中可以看出，自主塔爆破切口形成時(1.6 s)，斜拉索預應力松弛歸零。在主塔爆破切口形成時(2.3 s)，斜拉索軸向應力陡增，并到達峰峰值。在隨著主塔定向倒塌的過程中，軸向應力起伏振蕩頻繁。依次讀取1#～18#斜拉索在2.3 s時的峰峰值，如圖7(b)所示。由圖可見，各處斜拉索的峰峰值呈現無規(guī)律性的起伏變化，左側斜拉索軸向應力峰峰值區(qū)間為[7.16 MPa，11.5 MPa]，右側斜拉索軸向應力峰峰值區(qū)間為[4.81 MPa，14.9 MPa]。

圖 6 主塔頂部單元(No.7390)運動過程Fig. 6 Movement process of top element (No.7390) on main tower

圖 7 斜拉索動力響應特征Fig. 7 Dynamic response characteristic of stay cables

2.3 主梁坍塌過程分析

依次讀取斜拉橋主梁左側端點(No.72495)、1/4處(No.80475)和中間位置(No.66435)3處節(jié)點的豎向位移時程曲線，如圖8(a)所示。計算結果表明，端點處節(jié)點和1/4處節(jié)點的豎向位移時域特征幾乎一致，總體經歷了兩次坍塌過程：(1)主塔爆破切口形成后(1.6 s)，斜拉索預應力松弛歸零，主梁垂直坍塌；(2)主墩爆破切口形成后(6.2 s)，主梁繼續(xù)坍塌。而斜拉橋中間位置節(jié)點由于主墩的支撐作用，只在主墩爆破切口形成后，經歷了一次坍塌觸地過程。但是，文獻[6]的影像資料表明，除主梁的中間部分受主墩支撐作用外，兩側的梁體在主塔爆破切口形成后直接一次性坍塌觸地，并沒有經歷兩次坍塌過程。究其原因，是由于主梁在有限元建模時簡化為連續(xù)結構，導致計算剛度大于實際剛度，造成主梁自斜拉索預應力解除至主墩爆破切口形成(1.6～6.2 s)，仍然能夠支撐起自身結構。

選取主塔爆破切口閉合時刻(3.2 s)，依次讀取主梁上斜拉索錨點(Sx=0的位置對應主塔)的豎向位移，如圖8(b)所示。結果表明，在主墩的支撐作用下，主梁整體呈現“中間高、兩頭低”的姿態(tài)，最大位移差為2.62 m，剪切破壞作用明顯。

圖 8 主梁動力響應特征Fig. 8 Dynamic response characteristic of main beam

3 結論

依托金婺大橋爆破拆除工程案例，通過動力學有限元仿真技術模擬了斜拉橋整體模型失穩(wěn)、倒塌全過程，重點分析了主塔、斜拉索和主梁三大基本構件的倒塌運動過程及其動力學特征，得到如下結論：

(1)離散單元材料模型CABLE_DISCRETE_BEAM(MAT_071)可以很好地模擬斜拉索的預應力作用，以及失穩(wěn)倒塌過程中斜拉索的動力學特征；采用半波余弦函數形式的加載曲線作為重力荷載，有效避免了顯式突加荷載對結構產生的震蕩效應。

(2)主塔定向倒塌是斜拉橋失穩(wěn)倒塌的核心，塔身運動姿態(tài)符合爆破設計方案，總體呈現“首次下坐→緩慢偏轉→二次下坐→加速偏轉”四個階段；主塔端部觸地瞬間豎向速度峰峰值達41.3 m/s，與河床地面高速沖擊，直接導致端部破碎解體。

(3)斜拉索自主塔爆破切口形成時(1.6 s)預應力松弛歸零，在主塔爆破切口形成時(2.3 s)軸向應力陡增，并到達峰峰值；在隨著主塔定向倒塌的過程中，斜拉索軸向動力響應復雜，應力起伏振蕩頻繁，應力峰峰值區(qū)間為4.81～14.9 MPa。

(4)在主墩的支撐作用下，主梁在失穩(wěn)坍塌過程中整體呈現“中間高、兩頭低”的姿態(tài)，最大位移差為2.62 m，局部剪切破壞作用明顯。