高架橋混凝土多室箱梁水壓爆破破碎機理數值模擬*

孫金山,姚穎康,吳 亮,謝先啟,賈永勝,韓傳偉,劉昌邦

(1.中國地質大學(武漢)工程學院,湖北武漢430074; 2.武漢爆破有限公司,湖北武漢430023; 3.武漢科技大學理學院,湖北武漢430081)

高架橋混凝土多室箱梁水壓爆破破碎機理數值模擬*

孫金山1,姚穎康2,吳 亮3,謝先啟2,賈永勝2,韓傳偉2,劉昌邦2

(1.中國地質大學(武漢)工程學院,湖北武漢430074; 2.武漢爆破有限公司,湖北武漢430023; 3.武漢科技大學理學院,湖北武漢430081)

高架橋鋼筋混凝土箱梁屬于薄壁空腔結構,鋼筋含量高,難以進行鉆孔爆破破碎。以武漢沌陽高架橋爆破拆除工程為背景,提出了采用水壓爆破破碎多室鋼筋混凝土箱梁的方案,并采用動力有限元數值模擬方法模擬了全封閉多室箱梁結構的水壓爆破破壞過程,研究了炸藥在水中爆炸后誘發的沖擊波和爆生氣體對下箱梁結構的雙重作用過程;在對數值模擬與實際爆破效果分析基礎上,探討了箱梁水壓爆破方案的藥包布置方式、爆破參數和起爆順序等。

高架橋;鋼筋混凝土箱梁;水壓爆破;破碎機制;爆破方案

近年來,為完善我國交通基礎建設,許多病害老舊高架橋需拆除。由于高架橋往往地處城市市區,周邊環境復雜,工程量大,拆除的難度和風險較高。目前高架橋拆除主要有機械切割拆除和爆破拆除2種方式,其中,機械拆除方式施工效率低,安全風險大,對周邊環境影響大,而爆破拆除具有高效經濟等優點,是拆除大型建筑物的首選技術,因此城市高架橋宜采用爆破方式快速拆除。

城市高架橋上部結構常采用多室混凝土箱梁結構,而箱梁結構強度高、剛度大,在塌落至地面時往往仍能保持完整,以致誘發的觸地沖擊和觸地振動較大,同時,要將其清除還必須要進行二次破碎。而由于箱梁結構壁薄且配筋率高,難以采用鉆孔爆破的方式進行破碎,因此,對其實施水壓爆破是較為合理的破碎方案。采用水壓爆破對其進行預破碎時,既能達到破碎效果,又可減少粉塵和塌落觸地振動效應。針對薄壁結構的水壓爆破問題,許多學者通過實驗和數值模擬的方法進行了大量的研究[1-6]。其中,楊忠華等[6]對橋梁鋼筋混凝土拱座空心立柱的水壓爆破機制進行了數值模擬,較為全面的闡述了水壓爆破的力學機制。但由于高架橋箱梁結構的水壓爆破研究者較少,且其結構具有一定的特殊性,因此,本文中擬針對多室混凝土箱梁結構爆破破碎機制與參數設計問題,采用數值模擬的方法對箱梁水壓爆破破碎機制進行分析,并對其爆破參數進行討論。

1 多室箱梁水壓爆破動力有限元模型

與一般的水塔、水箱等單室薄壁混凝土結構不同,多室混凝土箱梁爆破時需在多個分割的空間內起爆多個藥包,其水壓爆破破碎的機制更為復雜,為此,采用動力有限元數值模擬方法對其水壓爆破破碎過程進行分析。

1.1 武漢沌陽高架橋多室箱梁結構與初步爆破方案

武漢市沌陽高架橋采用爆破方式拆除,全橋共181孔,采用一次性連續塌落方式進行拆除,對部分箱梁實施水壓爆破以提高后期清運效率。本橋上部結構典型橫斷面為5室箱梁結構(如圖1(a)所示),每個空腹腔斷面大致呈不規則矩形,其高寬尺寸約為0.8 m×0.6 m。箱梁頂部鋼筋混凝土壁厚為0.08 m,底部鋼筋混凝土壁和腹板厚度均為0.1 m。

本工程的原爆破方案中,為了防止兩側產生飛石,僅對中間3個腔室進行爆破(如圖1(a)所示)。在單個箱梁腔室中布置一排質量均為200 g的藥包(單個?32 mm乳化炸藥藥卷),藥包軸線方向的間距為2.5 m,入水深度為0.6 m,箱梁中的所有藥包同時起爆。爆破裝藥方案如圖1(b)所示。

圖1 沌陽高架橋箱梁水壓爆破方案Fig.1 Water pressure blasting plan of box girder of Zhuanyang viaduct

1.2 多室箱梁結構水壓爆破有限元模型

(1)數值模擬方法

響亮水壓爆破破碎過程選擇LS-DYNA程序進行數值模擬,考慮爆破過程涉及炸藥、水、氣體、混凝土和鋼筋等材料,采用流固耦合算法進行分析,即把鋼筋混凝土結構網格和流體材料網格直接耦合,計算二者在每一時間步長的物理力學狀態。鋼筋混凝土結構網格采用拉格朗日網格,流體材料網格采用歐拉網格。在計算過程中,炸藥與水等介質所引起的壓力載荷自動作用到鋼筋混凝土網格上,結構發生的動力響應又反作用于流體介質,最終實現流體-結構耦合作用過程的模擬[7-8]。

(2)數值模型

選擇沌陽高架橋第55、56號墩間的箱梁進行分析。為簡化分析,取箱梁跨中長為2.5 m的梁段進行建模,取整體模型的1/4進行分析,如圖2所示。為了建模方便,將藥包看作正方體藥包,藥包布置于腔室的中軸線上,距底板0.2 m,軸線方向距離為2.3 m,3個空腔中的炸藥同時起爆。鋼筋混凝土采用等效模型,即將鋼筋與混凝土材料等效為一種材料。為滿足計算精度,設定有限元網格單元最大尺寸約為1 cm。模型中頂部和左側與外界空氣接觸的邊界采用自由邊界;前后和右側的模型對稱邊界上采用無反射邊界,并約束前后邊界的位移使箱梁處于懸空狀態。

圖2 箱梁水壓爆破有限元模型Fig.2 Finite element model of water pressure blasting plan of box girder

(3)混凝土本構模型

混凝土受到爆炸沖擊荷載作用時,需要考慮大應變、高應變率和高圍壓下材料損傷破壞的過程,因而采用LS-DYNA中的Johnson-Holmquist-Cook(JHC)模型模擬鋼筋混凝土材料。鋼筋混凝土的主要材料參數:密度為2.5 kg/m3,彈性模量為35.7 GPa,剪切模量為14.86 GPa,泊松比為0.2,特征化粘性強度因數A為0.79,特征化壓力硬化因數B為1.6,應變率影響參數C為0.007,壓力硬化指數N為0.61,抗壓強度為0.048 GPa,抗拉強度為0.004 GPa,損傷常數為0.01,最大量綱一強度為7.0,彈性壓力為0.016 GPa,彈性應變閾值為0.001,壓實壓力為0.8 GPa,壓力應變閾值為0.1,損傷參數D1、D2分別為0.04和1.0,壓力常數K1、K2、K3分別為85.0、-171.0和208.0 GPa。

(4)炸藥狀態方程

LS-DYNA程序中,采用JWL方程模擬高能炸藥的爆炸過程:

式中:peos為由JWL狀態方程決定的壓力,V為相對體積,E0為初始比內能,A、B、R1、R2、ω為描述JWL方程的5個獨立物理常數。本文中計算炸藥參數取值見表1,表中:ρ為炸藥密度,D為炸藥爆速。

表1 JH-2炸藥計算參數Table 1 Computational parameters of JH-2

(5)水和空氣狀態方程

水采用MAT_NULL材料模型,通過Grüneisen狀態方程描述。空氣密度取為1.29 kg/m3,壓力采用線性多項式狀態方程模擬。

2 水中沖擊波和爆生氣體對混凝土的破壞機理

2.1 水中爆炸沖擊波作用過程

計算結果表明,炸藥起爆后將生成沖擊波,并在箱梁空間內傳播、反射與反復震蕩,如圖3所示,其作用過程包括以下階段。

圖3 水中沖擊波傳播過程Fig.3 Shock wave propagation progress in water

(1)由于藥包較為靠下,炸藥起爆后0.1 ms,沖擊波先到達箱梁的底板,壓力峰值約為125 MPa,首次到達的沖擊波在水中的平均傳播速度約為2 000 m/s,如圖3(a)和圖4所示。在0.2 ms左右,沖擊波到達箱梁的腹板和頂板。沖擊波到達箱梁壁后,箱梁壁承受強大的壓力,且由于其作用不均勻,鋼筋混凝土薄壁將承受強烈的彎曲和剪切作用,足以使其發生嚴重損傷開裂。但此時,由于初次到達的沖擊作用時間極短,只有幾十微秒,因此受慣性影響,鋼筋混凝土還來不及發生較大的變形,不至于發生宏觀的破碎,水體不至于滲漏。

圖4 藥包下方箱梁底板壓力時程曲線Fig.4 Pressure time-history curve of the bottom of box girder under the explosive

(2)沖擊波到達箱梁壁后緊接著發生反射,反射的沖擊波具有兩段性,即前半段波仍屬于壓縮波,但迅速衰減至40 MPa左右,后半段波則為稀疏波,產生的拉力也達40 MPa左右(如圖4所示),而20℃的水在2 350 Pa的正壓條件下即可發生氣化,因此在幾十兆帕的負壓條件下箱梁壁附近將發生嚴重的空化現象(圖3(b)～3(d)中的藍色區)。此時,空化將進一步產生吸力,使箱梁壁產生向內側運動的趨勢,沖擊波對箱梁壁實現了第二次加載。

(3)在爆生氣體膨脹至箱梁壁前(約4.0 ms),爆炸沖擊波還將在箱梁中發生多次反射,但其壓力將迅速衰減,如圖3(d)和圖4所示,在0.4 ms時其峰值壓力已迅速衰減至20 MPa左右,加之應力波的反射和疊加空化作用將難以再次形成,因此箱梁壁承受的后期作用以壓力為主。鋼筋混凝土承受沖擊波的反復作用后,將發生嚴重的損傷,但由于作用時間仍為毫秒量級,宏觀裂紋來不及擴展,因此仍不會發生強烈破碎和飛散。

2.2 爆生氣體膨脹作用過程

箱梁中炸藥爆炸產生沖擊波后,隨之生成大量的爆生氣體,爆生氣體與水混合后將產生強烈的膨脹作用,其膨脹過程如圖5所示。計算結果顯示,在0.8 ms時爆生氣體到達箱梁的底部(如圖5(b)所示),滯后于沖擊波約0.7 ms,平均傳播速度為250 m/s,遠低于沖擊波的傳播速度。爆生氣體膨脹到箱梁壁時,對混凝土施加膨脹壓力,底板開始發生破壞。在4.3 ms時,爆生氣體將基本充滿整個箱梁橫向空間,并沿軸線方向向兩側擴散(如圖5(d)所示)。

圖5 爆生氣體膨脹過程Fig.5 Expansion process of blasting gas

2.3 箱梁結構的破碎過程

爆炸沖擊波反復作用后,在爆生氣體膨脹作用下,箱梁逐漸發生破碎,如圖6所示。其破碎過程分為以下階段。

圖6 箱梁破碎過程Fig.6 Break process of box girder

(1)炸藥起爆后沖擊波先對箱梁的混凝土壁進行約0.4 ms的沖擊作用,但由于作用時間極短混凝土未發生宏觀的破壞。隨后,爆生氣體膨脹至箱梁壁時,將引起持續的張拉作用,并進而導致混凝土壁向外的位移,在0.9 ms時刻箱梁底板首先發生破碎,并持續向四周擴展形成大量張拉裂紋,如圖6(a)、(b)所示。

(2)隨著爆生氣體的進一步膨脹,在4.5 ms左右氣體充滿橫斷面,混凝土壁都開始發生破碎,同時延箱梁軸線方向擴展(如圖6(c)所示)。

(3)炸藥起爆7.0 ms后,箱梁已經發生較嚴重的破壞,出現貫通性裂紋,箱梁中的水和爆生氣體將溢出,破壞終止(如圖6(e)所示)。此后,距離藥包較遠的箱梁壁難以發生強烈的破壞,而且箱梁腹板宏觀上也無明顯的破壞現象,這是由于兩側藥包同時起爆時,腹板上施加的爆破荷載對稱,僅受到兩側的擠壓而沒有產生位移,因此其破壞效應不顯著(如圖6(f)所示)。

數值模擬結果表明,該箱梁的水壓爆破破碎效果基本可滿足要求,但腹板破碎效果較差,因此,將原爆破方案的藥包同時起爆可改為:箱梁的中間腔室先起爆,兩側腔室隨后同時起爆,起爆時差為25 ms。

3 水壓爆破方案優化與探討

3.1 方案優化與爆破效果

數值模擬結果表明,該箱梁的水壓爆破破碎效果基本可滿足要求,但腹板破碎效果較差,因此,將原爆破方案的藥包同時起爆改為:箱梁的中間腔室先起爆,兩側腔室隨后同時起爆,起爆時差為25 ms。

采用上述爆破方案后,實際爆破效果如圖7所示。從圖7可以看出,箱梁破碎效果較好,頂部、底部和腹板破碎都較為充分,對爆破后的箱梁采用破碎錘、挖機和切割工具可快速進行清運,比未采用水壓爆破時施工效率大大提高。與數值模擬結果相比,箱梁的實際破碎相對較弱,這主要是由于數值模擬時為了簡化模型、提高計算效率而采用了鋼筋混凝土等效模型,未考慮復雜密布的鋼筋網,因此數值模擬結果顯示的破碎更加顯著。

圖7 箱梁破碎效果Fig.7 Breaking result of viaduct

該工程的爆破飛石也得到了很好的控制,粉塵也較少,而且由于箱梁整體剛度受到了嚴重的削弱,塌落至地面時觸地沖擊和觸地震動也有效降低。

3.2 爆破參數的探討

盡管實際爆破方案的破碎效果基本達到了預期的要求,根據數值模擬結果和實際破碎效果,其爆破方案及爆破參數的選取仍值得探討。

(1)實際爆破方案中藥包距離底板僅0.2 m,而距離兩側腹板和頂板分別為0.3和0.6 m。原方案入水深度是通過工程類比確定的,因為以往水壓爆破的容器多為敞口容器,因此藥包一般距離底部較近,而橋梁的箱梁實際為全封閉容器,因此,原爆破方案的入水深度過于偏下,數值模擬結果和實際破碎效果也顯示,箱梁頂板的局部破碎效果相對較差。因此,對于全封閉的箱梁結構,其藥包應布置于中部略偏下的位置,如本工程水深0.8 m,其最佳入水深度應為0.4～0.5 m。

(2)原爆破方案中,為了提高施工效率、控制成本,藥包沿箱梁軸線方向的間距設計為2.5 m,數值模擬結果和實際破碎效果表明,兩藥包中間處的鋼筋混凝土壁破碎程度較低,需要進一步破碎,可見其藥包間距偏大,根據沖擊波和爆生氣體的傳播規律,藥包間距在2倍水深即1.6 m左右時可能破碎效果更佳。

(3)箱梁相鄰腔室同時起爆時,腹板破碎效果較差,因此可采用相鄰腔室依次微差起爆的方式。

(4)本工程中爆生氣體作用10 ms左右時,箱梁壁將發生強烈的破碎,形成宏觀裂紋,水和氣體溢出,因此,相鄰腔室間的藥包起爆時差在10 ms以內時破碎效果較好。但是常規的導爆管雷管的最小延遲時間為25 ms,時差過大,因此若要達到最優破碎效果,可選擇電子雷管精確地控制起爆時差。

(5)原爆破方案中為了防止兩側飛石的產生,僅在箱梁5個室中的3個室實施了水壓爆破,實際爆破效果表明,在原爆破參數下,爆破時箱梁的飛石數量和飛散距離都得到了有效控制,因此周邊防護條件允許時,箱梁整體都采用水壓爆破也是可行的。

4 結 論

以武漢沌陽高架橋爆破拆除工程為背景,提出了多室鋼筋混凝土箱梁的水壓爆破方案,并采用動力有限元模擬了其水壓爆破破壞過程,并對爆破方案進行了探討,得到以下結論。

(1)混凝土多室箱梁實施水壓爆破時,水中沖擊波以較高的傳播速度先對混凝土壁進行沖擊,其沖擊壓力可達100 MPa量級,并通過沖擊波反射所導致數十兆帕的負壓作用加劇對鋼筋混凝土的損傷,但由于其作用時間較短難以造成鋼筋混凝土的充分破碎;隨后,爆生氣體產生強烈的膨脹作用,并對箱梁結構施加巨大的張拉作用,最終使得鋼筋混凝土得到充分破碎。

(2)群藥包爆炸產生的水中沖擊波在箱梁中的作用時間極短,小于毫秒量級,且壓力急劇衰減;而爆生氣體的作用時間可達到十毫秒至數十毫秒量級,其衰減過程伴隨著結構的破壞;箱梁破碎時大致以藥包投影為中心向四周放射狀擴展且沿受力筋方向破壞更為嚴重。

(3)一般高架橋多室箱梁結構采用水壓爆破進行破碎時,炸藥的用量取150 g/m3左右時可滿足箱梁破碎的基本要求;藥包宜布置在箱梁單室橫斷面的中心位置,在箱梁軸線上宜采用較小的藥包間距;相鄰腔室間宜采用毫秒微差起爆,且宜采用數碼雷管將時差應控制在10 ms左右。

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Numerical simulation of water-pressure blasting mechanism in breaking viaduct box girder

Sun Jinshan1,2,Yao Yingkang2,Wu Liang3,Xie Xianqi2, Jia Yongsheng2,Han Chuanwei2,Liu Changbang2
(1.Engineering Faculty,China University of Geosciences(Wuhan),Wuhan430074,Hubei,China; 2.Wuhan Explosions and Blasting Corporation Limited,Wuhan430023,Hubei,China; 3.College of Science,Wuhan University of Science and Technology,Wuhan430081,Hubei,China)

As a thin-walled structure with a very high content of reinforcement,a viaduct box girder is hard to break using the drilling-style blasting.In this paper,based on the demolition project of Zhuan Yang Viaduct in Wuhan,a blasting plan using the water-pressure blasting technique was proposed to demolish multi-chamber reinforced concrete box girders.The breaking process of the multi-chamber box girder was simulated using the dynamic finite element method,the role played by the shockwave and the explosive gas in the breaking process were analyzed and,on the basis of the analysis and the actual blasting results,the charge arrangement,the blasting parameters and the blasting sequence of the water pressure blasting plan were discussed.

viaduct;box girder;water pressure blasting;breakage mechanism;blasting plan

O383.2國標學科代碼:13035

:A

10.11883/1001-1455(2017)02-0299-08

(責任編輯 王小飛)

2015-07-20;

:2015-12-10

國家自然科學基金項目(51379194)

孫金山(1980- ),男,副教授,博士,sun99001@126.com。