高文樂，王燕萍，劉志成，李元振，李傳水，吳 超

(1.山東科技大學(xué) 土木工程與建筑學(xué)院，青島 266590;2.山東房源實(shí)業(yè)集團(tuán)有限公司，臨沂 276004;3.棗莊市金星爆破有限公司，棗莊 277021)

不同的爆破切口高度直接影響結(jié)構(gòu)倒塌效果的好壞、爆破塌落振動的強(qiáng)弱以及飛石范圍的大小。許多學(xué)者通過數(shù)值模擬對此進(jìn)行了一系列的研究，王濤等采用分離式共節(jié)點(diǎn)鋼筋混凝土模型對爆破拆除過程進(jìn)行了數(shù)值模擬[1]，發(fā)現(xiàn)采用分離式共節(jié)點(diǎn)模型更能體現(xiàn)出鋼筋和混凝土的力學(xué)性能差異，結(jié)構(gòu)觸地情況更接近于實(shí)際；張耀良等對復(fù)雜環(huán)境下框剪結(jié)構(gòu)進(jìn)行研究[2]，提出了減小建筑物后坐距離的方法；婁建武、張偉新等對小爆破切口與合理的延時時間進(jìn)行研究發(fā)現(xiàn)[3]，框架結(jié)構(gòu)建筑物利用小爆破切口加之合理的延時時間可以對樓房的倒塌后坐有很好的的控制作用；汪小艷采用預(yù)先切割改變樓房高寬比[4]，進(jìn)而提高傾覆力的方法爆破拆除小高寬比樓房；楊帆、張新宇等發(fā)現(xiàn)在拆除爆破中[5]，結(jié)構(gòu)倒塌時勢能轉(zhuǎn)換過快易引起后坐；王威、賈永勝等發(fā)現(xiàn)采用抬高爆破切口至2層[6]，切口后排立柱不鉆孔爆破的方案，可以有效防止或減少框架結(jié)構(gòu)樓體后坐現(xiàn)象；馬建軍等對框架結(jié)構(gòu)定向爆破進(jìn)行分析發(fā)現(xiàn)[7]，爆破切口高度選擇在框架結(jié)構(gòu)重心的1/2處，產(chǎn)生的后坐較小在拆除爆破中；近幾年框架結(jié)構(gòu)的拆除技術(shù)得到了更好的發(fā)展[8-10]。選擇合適的爆破切口高度能很大程度地提高爆破質(zhì)量，獲得更好的爆破效果。

爆破切口高度作為拆除爆破的一個重要參數(shù)，選取過小會出現(xiàn)爆而不倒的情況，選取過大則會引起嚴(yán)重的后坐。為尋找合適的爆破切口高度參數(shù)，本文利用ANSYS/LS-DYNA軟件，改變爆破切口的高度，對不同切口高度的同一建筑物進(jìn)行數(shù)值分析，然后通過對比不同爆破切口高度建筑物的倒塌過程，確定適用于小高寬比框架結(jié)構(gòu)爆破拆除的切口高度，為以后類似工程提供指導(dǎo)建議。

1 結(jié)構(gòu)倒塌過程理論分析

1.1 倒塌角理論

對于框架、框剪等整體性比較強(qiáng)的建筑物，一般倒塌解體較難滿足。對于磚混結(jié)構(gòu)在倒塌運(yùn)動過程中就可能傾覆解體，為了能夠使整體性較強(qiáng)的建筑物在與地面接觸時能夠解體，需要保證建筑物上體在切口閉合前有一定的動能[11]。落地沖擊變形速度計算公式為

H≥v2/2g

(1)

式中：v為切口閉合時的結(jié)構(gòu)沖擊地面的速度。

由于按照上式(1)各種結(jié)構(gòu)的速度下限值計算出來的建筑物爆破切口高度一般只能使結(jié)構(gòu)失穩(wěn)倒塌，結(jié)構(gòu)觸地后解體不充分，特別是建筑物高寬比較小的結(jié)構(gòu)，還有可能會出現(xiàn)爆而不倒的現(xiàn)象[12]。如圖1所示，利用上仰夾角β對高寬比較小的結(jié)構(gòu)選取爆破切口高度，在實(shí)際工程中效果良好。根據(jù)大量統(tǒng)計，框架結(jié)構(gòu)樓房爆破拆除時上仰角設(shè)置為25°～35°爆破效果較好，其計算公式為

圖 1 框架結(jié)構(gòu)倒塌角理論示意圖

H=Btanβ

(2)

式中：B為底部結(jié)構(gòu)寬度；H為滿足爆破切口的最大高度；β為上仰夾角。

1.2 結(jié)構(gòu)倒塌數(shù)學(xué)運(yùn)動模型

在建筑物的爆破拆除中，其機(jī)構(gòu)運(yùn)動復(fù)雜，可以通過多體系統(tǒng)動力學(xué)方程來體現(xiàn)[13,14]。

(3)

建筑物在爆破切口形成后可以看成上體和下體兩個部分，切口上面的部分稱為上體，切口以下的支撐部分稱為下體，如圖2所示。

圖 2 多體系統(tǒng)結(jié)構(gòu)倒塌示意圖

由于在實(shí)際工程中，下體部位的墻體全部拆除，只保留梁、板、柱，對于整個建筑結(jié)構(gòu)來說下體質(zhì)量所占比重非常少，因此，上體的結(jié)構(gòu)重力彎矩m2gr2sinφ2比下體支撐立柱兩端的塑性鉸彎矩M1和M2大，故可以忽略m1、M1和M2。對式(3)進(jìn)行簡化如下

(4)

2 工程實(shí)例及方案選取

待拆除酒店位于煙臺市開發(fā)區(qū)，該建筑物主樓8層(局部10層)，主樓高36.4 m，長95.3 m，寬17.3 m。該建筑立柱截面尺寸大，且立柱有多個截面尺寸，建筑物高寬比1.77，為高寬比較小的框架結(jié)構(gòu)，所以整體穩(wěn)定性更強(qiáng)。為了探究不同爆破切口高度對結(jié)構(gòu)倒塌效果的影響，只對爆破切口高度進(jìn)行適當(dāng)?shù)母淖?，在?shí)際爆破切口高度的基礎(chǔ)上，增加一系列方案對比。

根據(jù)倒塌角理論，分別取上仰夾角β為20°、25°、30°、35°、40°以及實(shí)際爆破拆除時所采用的切口高度，根據(jù)實(shí)際爆破拆除方案建立的模型為方案4。將建筑物1～3層分別設(shè)置成三角形切口，最后一排立柱第1層底部0.4 m范圍內(nèi)和第一排立柱第4層下部1.5 m范圍內(nèi)進(jìn)行松動爆破，第一排立柱1～3層、連接梁、4層松動爆破區(qū)域，延期時間50 ms；中間立柱1～2層，延期時間460 ms；第三排立柱，底部進(jìn)行松動爆破，延期時間880 ms。各個方案的爆破切口高度如表1所示。

式中,ω(n)為窗函數(shù),矩形窗和漢明窗較為常用;yi(n)為一幀的數(shù)值,n=1,2,…,L,i=1,2,…,fn,L為幀長,inc為幀移長度;fn為分幀后的總幀數(shù)。

表 1 不同方案爆破切口高度

建筑物后排立柱均在距地面0.4 m范圍內(nèi)進(jìn)行松動爆破，在松動爆破范圍內(nèi)只對混凝土單元刪除而保留鋼筋單元，其6個爆破切口方案示意圖如圖3所示。通過研究不同切口高度對框架結(jié)構(gòu)倒塌過程、后坐距離和爆堆高度的影響，尋找合理的爆破切口參數(shù)。

圖 3 不同爆破切口高度方案示意圖

3 計算模型

利用ANSYS/LS-DYNA有限元軟件對待拆除酒店進(jìn)行等比例建模，為了更好地模擬實(shí)際的倒塌效果，本文采用分離式共節(jié)點(diǎn)進(jìn)行建模。柱、梁等構(gòu)件采用SOLID164，板構(gòu)件采用SHELL163，鋼筋選擇BEAM161，地面選擇剛性材料，采用SOLID164單元采用規(guī)則六面體映射網(wǎng)格進(jìn)行網(wǎng)格劃分[15]，網(wǎng)格尺寸為0.2 m。在建模過程中，考慮到墻體的存在，將墻體的密度增加到板之上，因此模型中板的密度會略大于實(shí)際板的密度。

鋼筋和混凝土采用塑性隨動材料模型，各材料的力學(xué)性能參數(shù)如表1所示。地面采用LS-DYNA提供的剛性材料模型*MAT-RIGID定義，并約束其所有自由度。對于爆破切口部分通過關(guān)鍵字*MAT_ADD_EROSION進(jìn)行控制，由于結(jié)構(gòu)在倒塌過程中的接觸非常復(fù)雜，選用*CONTACT_ERODING_SINGLE_SURFACE定義混凝土與地面的接觸，為了防止鋼筋穿透地面，采用*CONTACT_NODES_TO_SURFACE控制鋼筋與地面的接觸[16,17]。模擬時設(shè)定材料的動摩擦系數(shù)和靜摩擦系數(shù)為0.6。

表 2 材料的物理力學(xué)參數(shù)

4 數(shù)值模擬及分析

對爆破過程進(jìn)行了模擬，模擬結(jié)果與實(shí)際爆破結(jié)果高度一致，具體模擬結(jié)果如圖4所示，由此可見該模擬具有較強(qiáng)的可靠性與合理性，在此基礎(chǔ)上對其進(jìn)一步研究。

4.1 不同爆破切口高度倒塌過程對比

對表1中的方案分別計算，然后將數(shù)值計算結(jié)果導(dǎo)入到后處理軟件LS-PrePost中進(jìn)行處理，以1 s為間隔分別對6種方案數(shù)值計算結(jié)果進(jìn)行處理，最后以結(jié)構(gòu)豎向塌落速度小于200 mm/s為倒塌完成時刻，不同切口高度爆破倒塌過程如圖5所示。

圖 4 實(shí)際工程爆破及數(shù)值模擬倒塌過程

從圖5可知，6種不同爆破切口高度的設(shè)計方案都能按照預(yù)先設(shè)定的方向完成定向倒塌,并且都經(jīng)歷切口形成、失穩(wěn)傾覆、切口閉合和觸地解體四個階段[18]。切口高度較小的模型首先會達(dá)到切口閉合狀態(tài)，進(jìn)入觸地解體階段，由于切口閉合階段積累能量較少，且中間排立柱截面尺寸較大，切口閉合后無法使構(gòu)件的碰撞發(fā)生大規(guī)模的破壞，使得建筑物會以中間排立柱爆破后剩余部分以及第一排立柱與地面接觸部分為軸，作定向倒塌運(yùn)動，方案1、2屬于此類。而對于切口高度較大的模型達(dá)到切口閉合狀態(tài)要更久一點(diǎn)，所以自身就可以積累更多的能量，在達(dá)到切口閉合狀態(tài)后由于自身積累的能量足夠多，上部結(jié)構(gòu)與地面沖擊接觸后會出現(xiàn)解體，而建筑物將在后排立柱連接處形成的“塑性鉸”和切口閉合后與大地接觸部位為軸[19]，中間截面立柱將與未觸地部分作為一個整體作傾覆倒塌運(yùn)動，方案3、4、5、6屬于此類型。

從上面6個有限元模型的數(shù)值分析可以看出，無論有限元模型切口高度的大小，其在支撐立柱切口部分單元刪除后，橫向支撐構(gòu)件(樓板和梁)近似處于懸挑狀態(tài)[20]。在梁、板與柱結(jié)合的地方，梁、板受到很大的拉力，而且在抵抗破壞方面的能力，柱要遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于梁、板，所以梁、板等橫向支撐構(gòu)件會先發(fā)生破壞[21]。當(dāng)采用的爆破切口高度較大時，例如方案6，結(jié)構(gòu)橫向支撐的破壞程度要遠(yuǎn)比方案1破壞嚴(yán)重，橫向支撐過早破壞會影響結(jié)構(gòu)的整體性，導(dǎo)致結(jié)構(gòu)觸地解體后出現(xiàn)較大的后滑，隨著結(jié)構(gòu)倒塌運(yùn)動，爆破切口較高的方案其后排支撐立柱的斷裂部位也較高，對后坐距離會產(chǎn)生較大的影響。

4.2 倒塌過程速度對比

為了更加直觀地對上述6種方案爆破倒塌過程進(jìn)行比較，選取各個模型中建筑物頂部同一部位的點(diǎn)，作出豎向速度曲線圖，如圖6所示，并根據(jù)圖6作出6個方案的豎向速度最大值，如表3所示。

表 3 不同爆破切口高度豎向速度最大值

圖 5 不同爆破切口高度數(shù)值模擬倒塌示意圖

圖 6 不同爆破切口高度的豎向速度曲線

切口閉合后進(jìn)入觸地解體階段，由于切口高度不同，導(dǎo)致結(jié)構(gòu)在空中積累能量不同，克服上部結(jié)構(gòu)阻力也不同。積累能量多的反而受到上部阻力小，隨著爆破切口的增大各個方案上部結(jié)構(gòu)觸地解體的時間在減小，達(dá)到最大速度的時間也在減小，但達(dá)到的最大速度在增大。不同切口高度使得建筑物在切口閉合階段和觸地解體階段的時間不同，隨著切口高度的增大，積累能量也就越多，在觸地解體時會產(chǎn)生大量的爆破碎石飛濺，對后坐距離的影響也非常大，所以要避免爆破切口過大。

4.3 不同爆破切口高度對后坐距離的影響

為了更加直觀研究不同爆破切口對后坐的影響，對6種有限元模型的爆堆狀態(tài)進(jìn)行處理，然后對6種方案的后坐距離計算分析，計算結(jié)果見表4。為了體現(xiàn)后坐距離隨不同爆破切口高度的變化，將表4做成折線圖，如圖7所示。

表 4 不同爆破切口高度對應(yīng)的后坐距離

從圖7可以看出切口高度在6.3～12.2 m時，后坐距離隨爆破切口高度的增大上升緩慢，后坐距離增幅不大；切口高度在12.2～14.5 m時，后坐距離隨爆破切口高度的增大上升較快，后坐距離增幅變大。上仰角β從25°(切口高度8.1 m)增加到30°(切口高度10.1 m)，其后坐距離增大了10.6%，而β從35°(切口高度12.2 m)增加到40°(切口高度14.5 m)，其后坐距離卻增加了49.4%，說明隨爆破切口高度增大后坐距離增大速度明顯加快。當(dāng)爆破切口高度較大時，建筑物在空中運(yùn)動時間就會增加，導(dǎo)致切口閉合時其傾斜角度增大，從而增大了上部結(jié)構(gòu)的向后水平推力F。根據(jù)公式(5)可以看出，后水平推力F增大導(dǎo)致結(jié)構(gòu)的后滑嚴(yán)重，使后坐距離變大。隨著切口高度增加,塑性鉸產(chǎn)生的部位將不斷升高，在塑性鉸位置下側(cè)的支撐立柱向設(shè)計傾倒的反方向運(yùn)動，而發(fā)生機(jī)構(gòu)后坐現(xiàn)象。隨著爆破切口高度增大，機(jī)構(gòu)后坐和后滑現(xiàn)象都會加重，從而使得建筑物產(chǎn)生較大的后坐距離。

圖 7 爆破切口高度與后坐的關(guān)系

通過對上述6種方案對比可以看出爆破切口高度較高時容易出現(xiàn)較大的后坐距離，為了減小后坐距離且要保證結(jié)構(gòu)能夠定向倒塌，對于高寬比小的框架結(jié)構(gòu)樓房要使得爆破切口角度在20°～35°范圍內(nèi)。

4.4 不同爆破切口高度對爆堆高度的影響

同樣為了研究不同爆破切口對爆堆高度的影響，對6種分案的爆堆高度進(jìn)行分析計算，不同方案的爆堆高度見表5。為了體現(xiàn)爆堆高度隨不同爆破切口高度的變化，將表5作成折線圖，如圖8所示。

表 5 不同爆破切口高度對應(yīng)的爆堆高度

由圖8可知，切口高度在6.3～10.1 m時，爆堆高度隨切口高度的增加明顯減?。欢锌诟叨仍?0.1～14.5 m時，爆堆高度隨切口高度的增加趨于平緩。上仰角β從25°增加到30°，其爆堆高度減小14.2%，而β從35°增加到40°，其爆堆高度只減小了4.9%。對6種方案倒塌過程的分析可知，當(dāng)切口高度較小時，結(jié)構(gòu)在切口閉合階段積累能量較少，切口閉合后無法使構(gòu)件的碰撞發(fā)生大規(guī)模的破壞，使得上部結(jié)構(gòu)會以中間排立柱爆破后剩余部分以及第一排立柱與地面接觸部分為軸，作定向傾倒運(yùn)動，這樣僅僅使前排立柱的動能較高，結(jié)構(gòu)觸地后會迅速前傾倒塌，使得結(jié)構(gòu)受力不均故而其爆堆較高。隨著爆破切口的增大，在爆破切口閉合階段積累能量較多，中間排立柱被爆后剩余立柱上部與其他構(gòu)件接觸后上部結(jié)構(gòu)被折斷。因此其切口較大的方案將以最后排立柱連接處形成的塑性鉸和切口閉合后與大地接觸部位為軸，做傾覆倒塌運(yùn)動。此時，整個結(jié)構(gòu)的動能分布均勻，上部結(jié)構(gòu)觸地后會使構(gòu)件發(fā)生大規(guī)模碰撞而破壞，故而其爆堆高度較小。當(dāng)爆破切口高度繼續(xù)增加后，雖然爆破切口閉合階段能量繼續(xù)積累，但是此時，整個結(jié)構(gòu)的動能分布均勻加上解體后結(jié)構(gòu)的堆積，使得隨爆破高度增加爆堆高度趨于平緩。通過對上述6種方案對比可以看出爆破切口高度較低時容易出現(xiàn)較高的爆堆高度，為了使結(jié)構(gòu)解體充分且要保證結(jié)構(gòu)能夠定向倒塌，對于高寬比小的框架結(jié)構(gòu)樓房要使得上仰夾角β在30°～40°范圍內(nèi)。

圖 8 爆破切口高度與爆堆高度的關(guān)系

5 結(jié)論

通過對6種方案的倒塌過程、后坐距離以及爆堆高度的比較，分析出比較合適的爆破切口高度。主要得出的結(jié)論有：

(1)不同切口高度不會影響建筑物倒塌的具體過程，只是不同切口高度使得建筑物在切口閉合階段和觸地解體階段的時間不同。隨著切口高度的增大，積累能量也就越多，結(jié)構(gòu)達(dá)到的最大速度也在增加，但達(dá)到最大速度的時間在減小，爆破拆除觸地振動來源于結(jié)構(gòu)動能，對地面振動影響最大的就是結(jié)構(gòu)的豎向速度，在觸地解體時會產(chǎn)生大量的爆破碎石飛濺，對后坐距離也有較大的影響，所以要避免爆破切口過大。

(2)爆破切口高度在6.3～12.2 m時，后坐距離隨爆破切口高度的增大上升緩慢，后坐距離增幅不大；切口高度在12.2～14.5 m時，后坐距離隨爆破切口高度的增大上升較快，后坐距離增幅變大。為了確保樓體結(jié)構(gòu)定向倒塌，且產(chǎn)生的后坐距離又較小，對于高寬比小的框架結(jié)構(gòu)樓房要使得上仰夾角β在20°～35°范圍內(nèi)。

(3)爆破切口高度在6.3～10.1 m時，爆堆高度隨爆破切口的增加明顯減??；而爆破高度在10.1～14.5 m時，爆堆高度隨爆破切口的增大趨于平緩。為了確保結(jié)構(gòu)能夠定向倒塌、解體充分，對于高寬比小的框架結(jié)構(gòu)樓房要使得上仰夾角β在30°～40°范圍內(nèi)。

(4)通過對6種方案的倒塌過程對比、后坐距離以及爆堆高度等比較和分析可以得出，對于高寬比小的框架結(jié)構(gòu)，其合適的爆破切口高度為上仰夾角β在30°～35°。