钢筋混凝土高烟囱定向爆破拆除倒塌过程研究

言志信，叶振辉，刘培林，曹小红

(1.西部灾害与环境力学教育部重点实验室，兰州 730000;2.兰州大学 土木工程与力学学院，兰州 730000)

随着城市改建、扩建的进行，建筑物爆破拆除得到了迅速发展，但在高大钢筋混凝土烟囱爆破拆除的理论研究方面，仍不能有效指导工程实践。国内对高耸构筑物切口设计原理大都基于支撑部破坏失稳的静固中性轴“塑性铰”模型假设，在理论分析方面则假设烟囱筒体为刚性杆件模型。工程实践表明，上述设计原理对某些烟囱是可行的，但对于一些钢筋混凝土高烟囱而言，当切口爆破后，其预留支撑部会出现压溃、下坐偏转甚至反向倾倒情况，存在不安全因素，并不适用。而对每一次工程爆破都进行实际试验是不可能的，而数值模拟为这一问题的解决提供了可能。

作者在前人研究的基础上［1－6]，分析了钢筋混凝土烟囱爆破切口的理论模型并结合有限元分析软件ANSYS/LS-DYNA对钢筋混凝土烟囱爆破拆除的失稳倾倒过程进行了研究。

1 切口支撑部应力模型

爆破切口形成以后，依据冲击动力学原理，切口上部筒体载荷将以突加载荷的形式作用于余留筒壁上，筒体上部荷载对余留筒壁的冲击动荷系数［7]的一般表达式为:

式中:Δd为动变形(在动荷载作用下的位移)，Δst为静变形(在静荷载作用下的位移)，T为冲击物体与弹簧开始接触的瞬时动能，W为物体的重量。

若冲击是因为重为W的物体从高为Δh处自由下落造成的，假设余留支撑筒壁与筒体上部结构有Δh的高度微差，则物体与弹簧接触时，v2=2gΔh，于是T=Wv2/(2g)=WΔ h，代入式(1)得:

而实际上，余留支撑部筒壁和其上部结构是连续的，故Δh=0，kd=2。即在爆破切口形成瞬间，筒体荷载是以双倍的载荷施加在支撑部余留筒壁上的。作者依据相关文献［3，8]提出用冲压系数ks来体现突加载荷的效果。假设切口角度为θ，那么ks=θ/360+1，随着切口角的增大，冲压系数也随之增大，一般烟囱切口角不宜超过230°，所以取1 ＜ks＜1.64。本文中的切口角为 220°，所以取ks=1.61，即在ANSYS/LS－DYNA的K文件中将重力加速度设为g×ks=15.78 m/s2，计算时间设为0.5 s，此次试算主要是模拟在切口形成的瞬间，上部筒体荷载对余留筒壁的剪压破坏情况，切口支撑部如果没有被剪压破坏，那么可以采用目前的爆破切口参数，否则需要对爆破进行重新设计。

2 钢筋混凝土烟囱倾倒的力学模型

图1 切口支撑部示意图Fig.1 Schematic of support region of chimney

如图1所示，假设烟囱余留截面的内外半径分别为r0和 R0;钢筋的极限抗拉强度为 fyt，极限抗压强度为fyc，混凝土的极限抗拉强度为 ft，极限抗压强度为fc;截面配筋率为 u0，钢筋受压弯曲系数为 λ(λ≤1)［3]，混凝土受压均匀系数为ξc(0.32≤ξc≤1)［8]，钢筋平均屈服系数 ξs(ξ≤1)［3]。在任意时刻的偏心距为en，支撑部余留截面积为 S，受拉区面积为S1，受压区面积为 S2=S －S1，筒体重力和重力矩分别为G和Mg，截面总的抵抗矩为Md，由受拉区产生的截面抵抗矩为Ml，由受压区产生的截面抵抗矩为Mz。钢筋混凝土结构烟囱实现定向倾倒需满足两个条件，即弯矩条件和应力条件。

图2 烟囱倒塌力学模型Fig.2 Mechanical model of the chimney collapse

弯矩条件:重力矩必须足以克服混凝土和钢筋产生的抵抗矩，即必须满足:

一般认为 Mg/Md≥1.5，同时应力满足相应的要求［11]，可以保证顺利倒塌，这和郑炳旭［3]等人的现场试验研究结果是一致的。

应力条件:在烟囱爆破切口形成且尚未倾倒时，在其余留支撑体的倾倒方向反侧的最外侧点产生最大拉应力σtmax必须大于筒体的最大抗拉强度ft，而在余留支撑体的最内侧点处产生最大压应力σcmax需要小于筒体最大抗压强度，即必须满足:

式中，σcmax取 Mg［en－r0cos(β1/2)] /I+mg/S 和ksmg/S的较大者，只有当σcmax≤fc时，烟囱支撑部才不会被压塌，式中I表示截面的惯性矩。

根据截面纵向应力平衡建立如下方程:

通过实际工程的观测［3，9，10]发现，烟囱爆破切口形成瞬间，烟囱筒体自重以突加荷载的形式施加在余留筒壁上，在重力偏心距的作用下，烟囱开始倒塌。按照式(6)的纵向平衡要求，中性轴会后退，即筒体自重和拉区弯矩与压区抗力的纵向平衡决定了中性轴的位置。烟囱倾倒的转动方程［11]如下:

式中，JA表示烟囱筒体的转动惯量。令ω20=rcmg/JA，并考虑初始条件，可以得到倾倒的角速度和质心速度:

式中，φ0为烟囱的初始转角，tanφ0= －r0cos(θ/2)/H;rc为质心处至中性轴处的距离。

3 模拟实例

3.1 模型概况

现对一个实际爆破拆除烟囱倒塌过程进行模拟分析。某电厂钢筋混凝土烟囱［11]，高120 m，烟囱底部外半径为6 m，顶部外半径为3.2 m，混凝土厚度为50 cm，其它的附属设施例如隔热层的砖块厚度不予考虑。底部17.5 m以下为双筋布设，外立筋φ=22 mm，内立筋φ14 mm，外、内筋布置间隔都为9°;箍筋采用 φ14 mm，箍筋间距200 mm。爆破切口布置在距地面1 m处。爆破切口形式采用梯形切口，切口对应圆心角为220°，烟囱底端外周长L=37.7 m，故切口长度L'=23 m，切口高度取3 m。钢筋混凝土总方量843 m3，自重2 600 t，重心高度 39.8 m，初始转角为 2.7°。

3.2 有限元模型

用共用节点的分离式模型，按实际尺寸建立有限元模型。在模型中，仅考虑结构的主要承重部件，对烟囱的附属设施进行了简化。钢筋和混凝土都采用塑性硬化材料，钢筋采用BEAM161单元，混凝土采用SOL-ID164单元，地面采用SHELL163单元。

众所周知，钢筋混凝土烟囱由钢筋和混凝土两种材料组成，在对其进行数值模拟时，可采用分离式建模、整体式建模或两者结合的组合式建模，分离式建模比整体式建模更为贴近实际，所以作者选择共节点的分离式建模。根据模拟的经验，材料本构选取经典塑性随动模型 MAT_PLASTIC_KINEMATIC［12]。

截取所模拟的筒体倒塌过程中部分时刻的状态，如图3所示。

图3 钢筋混凝土动态模拟结果Fig.3 The results of dynamic simulation of reinforced concrete chimney

图3 表明，当t=12.285 s时，烟囱开始触地，可以看出烟囱表面多处混凝土单元开始剥离烟囱表面;当t=12.375 s时，烟囱表面混凝土单元进一步剥离破碎;当t=12.64 s时，已经有很大一部分混凝土和钢筋单元因为失效而被删除，此时已经有很大数量的混凝土单元和钢筋单元破坏;当t=13.23 s时，混凝土单元继续剥离钢筋表面，混凝土和钢筋单元的破坏基本结束。爆破切口以上35 m筒体为扁平状，钢筋混凝土部分分离，其余筒体钢筋混凝土完全分离破碎，这与实际的倒塌过程［5]基本一致，说明模拟的方法是可行的，结果是可信的。

表1 倒塌角度和时间的关系Tab.1 The relationship of the collapsing between the angle and time

模拟的结果表明，烟囱倒塌过程与实际［11]相接近，并且不同时刻对应的角度和实际过程也是比较接近的。

单元37 495是烟囱质心处的一个混凝土单元，现将其合成速度输出如下图4所示。图5的纵轴表示水平位移，单位是m，横轴表示时间，单位是s。

烟囱质心处速度的理论值和模拟值如表2所示。

表2 质心处速度与时间的关系Tab.2 The relationship of the velocity and the time in the center of mass

分析对比烟囱质心处速度的理论值和模拟值，因理论计算中假设烟囱为刚性构件，一端固定一端自由转动，没有下坐和后坐，且塑性铰是静固的;而模拟时烟囱有约3 m的下坐量，且塑性铰是变化的。由表2可知，在钢筋混凝土烟囱没有发生下坐(t=3.82 s)前，质心处速度的理论值和模拟值误差较小;当烟囱筒体开始下坐以后，质心速度的理论值和模拟值误差都在10%以上，当t=12.28 s烟囱触地，筒体质心速度的理论值和模拟值误差是0.5%。通过上述分析，作者认为理论计算时不考虑下坐和中性轴变化对倒塌的影响是两者之间有偏差的重要原因。因此，对于下坐严重的高耸构筑物，采用刚性杆假设计算，其结果与实际偏差较大，并不完全适用。

3.3 模型位移和振动速度分析

图6纵轴表示速度，单位是m/s，横轴表示时间，单位是s。图7的纵轴表示支撑部混凝土的纵向应力，单位是MPa，负表示受压，正表示受拉。

如图5所示，是烟囱筒体在倒塌方向的位移。烟囱在倒塌方向的位移可以间接反映下坐量，上图显示的位移有123 m，但在12.285 s时烟囱开始触地，所以烟囱在倒塌方向上的实际位移是117 m，下坐量约为3 m，较为严重。此外，烟囱的倒塌宽度在25 m以内，整个烟囱倒塌在控制区内，这与实际结果［6]也是相符的。

从图6可以看出，筒体质心处单元在烟囱倒塌3.82 s内，纵向速度变化不明显;在3.82 s以后速度突然增大，这是因为烟囱下坐的势能转化成了整体烟囱的动能。在4.59 s烟囱的纵向速度达到了一个极值，随后由于下坐完成，质心处的单元速度只由烟囱倒塌自身控制，速度有所回落。但当倒塌时间达到7.33 s时，质心处单元的纵向速度急剧增大，这是由于在4.59 s～7.33 s之间，烟囱筒体底部的钢筋和混凝土材料失效和破坏消耗了很大一部分势能，而在7.33 s以后，底部的单元基本不再失效和破坏，亦很少消耗势能。当t=12.285 s时筒体触地瞬间，纵向速度达到最大值18.13 m/s，在之后的1s内快速降为零。

3.4 模型切口应力分析和钢筋混凝土材料的力学性能分析

在有限元模型中，烟囱切口支撑部共有16个混凝土单元，而且是对称的，现取一边8个单元中的4个单元，输出应力－时程曲线，如图7所示。从图7可以看出，烟囱在爆破切口形成瞬间，支撑部单元都是受压的，然后单元C和D都在倒塌后的0.3 s左右就变成受拉状态。A单元在3.78 s左右被剪压破坏，其余单元在4.72s亦即下坐开始后0.9 s内全部破坏。

从图7不难看出，在前0.3 s内，转动的中性轴还没有形成;在0.3 s以后，中性轴开始形成，在初始阶段的0.3 s～1.3 s之间，中性轴基本稳定。这对于烟囱倾倒的初始阶段的倒塌是很重要的，是爆破拆除成功的关键。

图8的纵轴表示纵筋的纵向应力，单位是GPa，负表示受压，正表示受拉;横轴表示时间，单位是s。图9的纵轴表示箍筋的环向应力，单位是MPa，正表示受压，负表示受拉;横轴表示时间，单位是s。

图7 支撑部混凝土单元应力－时程曲线Fig.7 The stress-time curve of concrete element in support region

图8 纵筋单元有效应力－时程曲线Fig.8 The stress-time curve of longitudinal reinforcement element

图9 箍筋有效应力－时程曲线Fig.9 The stress-time curve of stirrups

图8 中的单元A、B、C和D表示的是筒体结构某部的同一条纵立筋上自下而上的单元，从图8可以发现，单元的峰值自下而上依次延后，这符合钢筋的屈服特性。在随后的倒塌过程中，由于单元A、B、C和D位于烟囱的底部，所以都因为失效而被删除了。模拟的单元基本上都处于拉、压的受力状态，这和理论分析也是一致的，图中单元最大拉应力为0.117 GPa，最大压应力为0.096 GPa;由于钢筋的抗拉能力远大于混凝土，因此在实际倒塌过程中，多数的钢筋一般是不会屈服的。图9是箍筋的环向应力曲线，箍筋增加了纵立筋和混凝土的强度，最大压应力达到了0.029 GPa，最大拉应力达到了0.076 GPa。上述表明共节点分离式模型能够较好地反映钢筋和混凝土两种材料的物理力学性能差异。

4 结论

(1)运用动力学原理建立切口支撑部应力模型，提出上部筒体荷载是以突加载荷的方式施加在切口支撑部的，并首次提出用冲压系数ks来考虑突加载荷的影响。认为理论计算时不考虑下坐和中性轴变化对倒塌的影响是质心处速度理论值和模拟值有偏差的重要原因。作者认为对于下坐严重的高耸构筑物，采用刚性杆假设计算，其结果与实际偏差较大，并不太适用。

(2)分析了切口支撑部截面中性轴的变化规律和决定因素。用数值模拟对切口余留部分混凝土单元进行应力分析，结果表明:在烟囱开始倒塌的0.3 s内，转动的中性轴并没有形成;在0.3 s以后，中性轴开始形成，在初始阶段的0.3 s～1.3 s之间，中性轴基本稳定。对于不同的钢筋混凝土烟囱，中性轴形成和稳定的具体时间都是不同的，但烟囱在初始倒塌阶段一般都会经历中性轴未形成期和中性轴稳定期这两个阶段。

(3)利用共节点分离式模型，分析了烟囱筒体顶部水平位移和质心处纵向速度，发现烟囱最大水平位移是117 m，在爆破设计的范围内;质心处最大触地纵向速度达到了18.13 m/s，模拟发现，如果底部下坐和后坐严重，单元的破碎会消耗很大一部分势能，是不利于定向倒塌和触地解体的，所以烟囱筒体的下坐和后坐必须在可控范围内。

(4)通过输出的单元应力－时程曲线，分析了混凝土、纵立筋和箍筋的受力过程，发现支撑部切口附近的混凝土发生大偏心剪压破坏，而除底部和顶部的一部分钢筋发生屈服破坏，中间的钢筋一般不发生屈服破坏。这与理论分析的结论是一致的。

(5)从受力过程看，采用钢筋和混凝土分别建模的共节点分离式模型，能够较好地反映混凝土和钢筋力学性能上的差异，采用共节点分离式建模是可行的。

［1] 李元亮，奉孝中.钢筋混凝土烟囱定向爆破拆除的力学分析［J] .爆破器材，1998，27(4):29 －31.

［2] 言志信，吴德伦，许 明.巨型钢筋混凝土取水塔定向爆破拆除［J] .铁道建筑，2001，(10):29－30.

［3] 郑炳旭，魏晓林，陈庆寿.钢筋混凝土高烟囱切口支撑部失稳力学分析［J] .岩石力学与工程学报，2007，26(增1):3349－3355.

［4] 杨国梁，杨 军，姜琳琳.框－筒结构建筑物的折叠爆破拆除［J] .爆炸与冲击，2009，29(4):380 －384.

［5] 齐世福，王福刚，薛峰松，等.180m高钢筋混凝土烟囱爆破拆除［J] .爆破器材，2010，39(1):26－28.

［6] Uenishi K，et al.PC-based simulations of blasting demolition of RC structures［J] .Construction and Building Materials，2010:1－10.

［7] 刘庆潭.材料力学［M] .北京:机械工业出版社，2003.

［8] 过镇海，时旭东.钢筋混凝土原理和分析［M] .北京:清华大学出版社，2007.

［9] 刘世波.百米以上钢筋混凝土烟囱拆除爆破研究［D] .北京:铁道科学研究院，2004.

［10] 薛江波.高耸构筑物爆破拆除模拟［D] .武汉:武汉理工大学，2007.

［11] 汪旭光，于亚伦.拆除爆破理论与工程实例［M] .北京:人民交通出版社，2008.

［12] 尚晓江，苏建宇，等.ANSYS/LS－DYNA动力分析方法与工程实例［M] .北京:中国水利水电出版社，2006.

［13] Tosaka N，et al.Computer simulation for falling patterns of building［J] . Demolition and Reuse of Concrete and Masonry，Y K asai(Editor)，Tokyo，Japan，November，7 －9，1988，395 －403.

［14] Stangerberg，et al.Blasting demolition of reinforced concrete industrial chimneys［C] .Proceedings of the IASSASCE international symposium 1994 on spatial.

［15] Tosaka N，et al，Computer simulation for felling patterns of building［J] .Proceedings of the third international RILEM symposium.1988，395－403.