冷却塔爆破拆除塔壁触地解体规律研究.pdf

第36卷第4期 2019年12月爆破 BLASTING Vol. 36 No. 4  Dec. 2019 doi10. 3963／ j. issn. 1001 －487X. 2019. 04. 013 冷却塔爆破拆除塔壁触地解体规律研究费鸿禄 1，高建军1，张超逸2，张龙飞3 （1.辽宁工程技术大学爆破技术研究院，阜新123000；2.北方爆破科技有限公司，北京100000； 3.内蒙古宏大爆破工程有限责任公司，包头014010）摘要针对爆破拆除冷却塔倒塌过程中的偏转形态与钢混材料破坏之间的关系，采用最大线应变理论方法建立关于母线L的函数表达式，利用LS-DYNA软件模拟倒塌过程中对材料设置多因素破坏条件，据此分析塔体在触地碰撞瞬间结构体的破碎位置及塑性铰转角极值［θ］。研究表明除切口处塔壁发生破碎外，上部塔壁也发生破碎，且截面破碎位置在倒塌方向两侧；破碎截面随塑性铰转角极值增大而减小，上部塔壁截面破碎高度降低，当塑性铰转角极值达到3时，塔壁仅在切口处发生破碎；增设剪应力失效阈值控制人字柱材料破坏条件，模拟倒塌效果与实际过程一致，证明采用最大线应变理论分析结构倒塌特征的准确性。关键词冷却塔；拆除爆破；塑性铰；数值模拟中图分类号 TU746. 5 文献标识码 A 文章编号 1001 －487X（2019）04 －0086 －10 Study on Disintegration Law of Cooling Tower Wall Touching Ground by Blasting Demolition FEI Hong-lu1，GAO Jian-jun1，ZHANG Chao-yi2，ZHANG Long-fei3 （1. Institute of Blasting Technology，Liaoning Technical University，Fuxin 123000，China； 2. Northern Blasting Technology Co Ltd，Beijing 100000，China； 3. Inner Mongolia Hong da Blasting Engineering Co Ltd，Baotou 014010，China） Abstract Regarding the relationship of the deflection pattern and the concrete-steel mixed material failure dur- ing the blasting demolition of the cooling tower，based on the maximum linear strain theory，a function expression a- bout generator L is established to analyze the structural fracture location and the extreme value［θ］of the plastic hinge angle when the tower is contacting with ground. Besides，multi-factor damage conditions are set up when using LS-DYNA software to simulate the collapse process. According to the study，the incision of tower is broken as well as the upper tower wall，and the sectional fractures locations are distributed in both sides to the collapse direction. The fracture section decreases as the extreme value of the plastic hinge angle increases，with the reduction of the height of the fracture section in upper tower wall，and when the plastic hinge angle reaches 3，only the incision of tower wall is broken. When adding shear stress failure threshold to control the damage condition of herringbone material，the simu- lated collapse effect is consistent with the actual process，which proves the accuracy of the maximum linear strain the- ory to analyze structural collapse characteristics. Key words cooling tower；blasting demolition；plastic hinge；numerical simulation 收稿日期 2019 －07 －25 作者简介费鸿禄（1963 －），男，教授、博士，从事工程爆破和地下工程方面的教学与科研工作，（E-mail）feihonglu＠163. com。通讯作者高建军（1992 －），男，硕士研究生，从事爆破工程方向研究，（E-mail）1369277966＠ qq. com。控制冷却塔爆破触地瞬间塔壁破碎位置对降低爆破拆除带来的振动危害具有重要意义。文献［1］任取上部塔壁一垂直于母线的截面为研究对象且设该截面在母线轴上的坐标为L。因在低峰值、高持万方数据时的准静态荷载作用下，钢筋混凝土整体性破坏倾向于发生弯曲破坏，确定截面在倒塌方向的中心点为最易破坏点。塔体触地时，受到冲击力分解为竖直方向和水平方向，因为两个弯矩共同作用，通过最大线应变理论分析得到中心点位置并非最易破坏点，而中心点位置只考虑最大压应力及剪应力作用，不能完全说明塔体破碎具体情况，该结论具有不确定性。所以应分析全截面受力情况，确定最大压应力点。吕小师等在爆破拆除冷却塔的过程中结合控制爆破技术原理，根据待爆冷却塔的自身特点和周围环境不同，采取针对性的安全措施来控制和减缓爆破和倒塌过程中对周围环境产生的危害和影响［2］。胡浩川等对冷却塔爆破拆除的定向窗进行研究，得出塔身坍塌面积与定向窗的高度有关，冷却塔塌落宽度随定向窗高度的增加而减少［3］。张明等人针对某9层框架结构拆除爆破实例，利用AN- SYS／ LS-DYNA有限元分析软件，采用整体式模型，对不同切口形式和延期时差的框架结构倒塌过程进行数值模拟［4］。徐鹏飞等人介绍了苛刻条件下 180 m高钢筋混凝土烟囱不能采用整体定向爆破和双向折叠爆破，仅能采用两段单向控制爆破拆除的成功案例［5］。随着大量双曲线型钢筋混凝土冷却塔成功爆破拆除，工程师不断总结经验，经过不断发展，爆破方式由早期在塔壁做梯形爆破切口，逐渐转化为塔壁开设卸荷槽，爆破位置集中在人字柱上的复合型爆破切口。复合型爆破切口条件下冷却塔拆除过程中，塔体触地瞬间受冲击而发生的塔壁破碎解体规律是问题的关键。通过建立塔体的数学模型，利用最大线应变理论对冷却塔触地瞬间塔壁的破碎解体规律进行分析，结合焦作市华润电厂冷却塔爆破拆除项目对触地瞬间塔壁破碎位置进行研究。 1 工程概况焦作市华润电厂钢混结构冷却塔，塔身高H ＝ 125 m，人字柱高h1＝ 8. 33 m。塔体下横截面直径 0. 65 m的人字柱结构环形分布，共40对。如图1 所示，冷却塔的塔壁呈双曲线，其塔底截面半径为 42.74 m，塔顶截面半径为27. 56m，塔体最小截面半径为25. 36 m，高程为91. 85 m。冷却塔分两部分，以高度为26. 8 m切口为界限，切口到顶部通风筒壁厚为0. 18 m，切口距底部通风筒壁厚从0. 18 m升至0. 7 m。本次拆除冷却塔爆破方案设计如下 ①爆破对象选定为人字柱。②在塔体开设高卸荷槽的复合型切口。③将爆破区一分为三，其切口高度最大为26. 8m，爆破范围圆心角为216，爆破拆除的人字柱合计24对。相关的冷却塔模型、爆破切口尺寸划分与爆破的分区见图1。图1 冷却塔爆破切口与爆破区示意图（单位 m） Fig. 1 Schematic diagram of blasting and blasting area of cooling tower（unitm） 2 塔体触地瞬间受力解体分析 2. 1 塔体触地瞬间受力分析鉴于塔体与地面碰撞瞬间处于非剧烈冲击状态［6］，故塔体触地瞬间受力情况可看做准静态进行分析［7，8］。塔体触地瞬间受力模型如图 2所示。由于开设卸荷槽，在塔体触地瞬间为倒塌方向前端壁柱触地［9］，为简化分析，认为塔体与地面间的冲击力均匀地作用在倒塌方向中间卸荷槽两侧的塔体壁柱底部。图2中 c为塔体质心；vc为冷却塔触地瞬间塔体质心线速度；θ为塔体触地瞬间的偏转角度；P为塔体触地瞬间的碰撞力，其方向与塔体质心速度方向平行；Px与Py分别为碰撞力，在水平与竖直方向 78第36卷第4期费鸿禄，高建军，张超逸，等冷却塔爆破拆除塔壁触地解体规律研究万方数据分量，根据几何关系列出方程 Py＝ 1 ＋1 ＋［aω sin（θ0＋［θ］）＋ gt］ 2 gΔ √ {} st mg Px＝ Pyaω cos（ θ0＋［θ］） aω sin（θ0＋［θ］）        ＋ gt （1）式中 Δst表示静荷载下塔体的形变；θ0为质心与保留区截面中性轴连线与竖直方向夹角；［θ］为保留区截面塑性铰转角极值；a为质心到保留区截面中性轴最小距离；ω为塔体转动角速度；m为塔身质量；g为重力加速度；t为塔体触地时间。图2 触地瞬间塔体计算简图 Fig. 2 Calculation sketch of instantaneous tower body at touchdown 高卸荷槽两边的刚度不足以支撑塔壁柱，造成了变形集中在倒塌中心线左右两边的塔壁柱，故Δst＝ mgL1 （E ＋ Esη）A， L1为塔壁柱高度；A为冷却塔倒地触地瞬间两个处于倒塌方向的塔壁柱面积之和，A ＝ 2 R2－ r2 2 （β2 － β 1）； β1与β2为塔壁柱两侧对倒塌中心线构成的夹角的弧度；R、r为位于塔底的外径与内径。 2. 2 塔体触地瞬间解体力学分析开设高卸荷槽造成了下部塔壁的整体强度减弱，且导致卸荷槽顶部出现一定程度的应力集中，因而在塔体触地瞬间，塔壁必将在卸荷槽顶部因受冲击而发生破碎［10］。而上部塔壁的整体刚度未受到影响，难以断定该位置是否会由于遭受了一定程度的冲击而破碎解体。以冷却塔底部截面圆心为原点，建立如图3（a）所示的xy坐标系，L为上部塔体任意II截面在y轴上的坐标。过此截面圆心 O，选择上部塔体II任意截面为其研究对象。图3 研究对象示意图 Fig. 3 Diagram of the object of study 设该任意II截面在y轴上的坐标为L，N点至截面圆心的连线与倒塌方向的夹角为γ。为方便计算，将碰撞力在xy坐标系内分解，得到x轴上的分量为Fτ，y轴上的分量为Fn，表达式如下 Fn＝ Pycosθ － Pxsinθ Fτ＝ Pysinθ － Pxcos { θ （2）式中 Fn为塔体质心法向惯性力；Fτ为塔体质心切向惯性力；Px为触地碰撞力水平方向分量；Py 为触地碰撞力竖直方向分量；θ为塔体触地瞬间的偏转角度。则该点的应力状态为 σ压＝－ Fn A － 2∫ β2 β1 Fn R2－ r2 2 dβ R ＋ r 2 cosβR1 cosγ I x ＋ 2∫ β2 β1 Fτ R2－ r2 2 dβ LR1cosγ I x σ拉＝－ Fn A ＋ 2∫ β2 β1 Fn R2－ r2 2 dβ R ＋ r 2 cosβR1 cos π 2 － γ I x － 2∫ β2 β1 Fτ R2－ r2 2 dβ LR1 π 2 － γ I x τ ＝ Fτ            A （3）式中 σ压为N点压应力；σ拉为N点拉应力； F、Fτ分别为Fn、Fτ与A倒塌方向的塔壁柱面积之比；A为II截面面积；I x为 II截面对称轴的惯性矩，I x＝ π 64（ R4 1－ R 4 2）； R1为II截面外半径；R、r为塔体底部截面外、内半径；β1、β2为塔壁柱两侧对倒 88爆破 2019年12月万方数据塌中心线构成的夹角弧度；τ为N点受到的剪应力； γ为N点至截面圆心O连线与倒塌方向夹角。因为研究对象为任意点N选取，则该点可能处于塔壁截面的受拉区或受压区，式中 σ压与σ拉分别为N点可能受到的压应力与拉应力，τ为N点受到的剪应力；A ＝ π（R2 1 － R2 2）； Ix为II截面对称轴的惯性矩，Ix＝ π 64（ R4 1 － R4 2）； R1、R2为该II截面外、内半径，根据塔体设计尺寸将截面外内半径拟合为关于y坐标L的函数，R1＝ aL2＋ bL ＋ c1，R2＝ aL2＋ bL ＋ c2；F ＝ Fn A， Fτ＝ Fτ A；因在准静态情况下塔壁混凝土材料受冲击而发生脆性断裂破坏，故选用最大线应变理论作为判断塔壁破坏的力学依据［11］，为方便表述，列出方程 σ ＝ σ1 － μ （σ2 ＋ σ 3）（4）式中 σ为等效应力；μ为材料泊松比；σ1、σ2 与σ3分别为II截面任意点N的3个主应力，若 N点位于受压区，则3个主应力的表达式为 σ1＝ σ压 2 ＋ σ压 2 2 ＋ τ √ 2 σ2＝ 0 σ3＝ σ压 2 － σ压 2 2 ＋ τ √        2 （5）用［σ］表示塔壁材料的许用拉应力，整理得到 σ ＝（ 1 － μ） σ压 2 ＋（1 ＋ μ） σ压 2 2 ＋ τ √ 2 ＜［σ］（6）若N点位于受拉区，则利用最大线应变理论求得等效应力的表达式为 σ ＝（ 1 － μ） σ拉 2 ＋（1 ＋ μ） σ拉 2 2 ＋ τ √ 2 ＜［σ］（7）式中［σ］表示塔壁材料的许用拉应力；τ为N 点受到的剪应力。由式（6）与式（7）可知根据最大线应变强度理论求得上部塔壁截面任意N点的等效应力值σ是与保留区人字柱截面塑性铰转角极值［θ］、塔壁截面在y轴上的坐标L以及N点至圆心O点连线与倒塌中心线的夹角γ有关的三元函数，即σ ＝ σ（［θ］，L，γ）。而截面受压区与受拉区的范围随L坐标高度变化而变化。为求解研究对象的等效应力数值，首先确定计算公式。将塔体具体设计参数与上述理论分析得到的结果带入MATLAB 软件进行求解，并与塔壁的抗拉强度相比较，判断塔壁是否发生破碎并对塔壁破碎位置进行分析。根据塔体设计尺寸，将上部塔体II截面外内半径R1与R2拟合成关于y轴上坐标L的函数，如式（8）所示 R1＝ 0. 0026L2－ 0. 44L ＋ 43. 96 R2＝ 0. 0026L2－ 0. 44L ＋ 43. { 78 （18. 49 ≤ L ≤ 113. 30）（8）计算得到爆破前冷却塔质心到人字柱支撑面的垂直距离h0＝ 40. 64 m，转动惯量J ＝ 5. 29 1010 kgm2。爆破切口形成瞬间，保留区截面形心轴惯性矩Ix＝1033. 81 m4，偏心距e ＝32. 56 m。塔身重心到人字柱截面中性轴的水平距离为e2＝35. 32 m，人字柱截面质心到塔身质心的距离a ＝e2 2＋ h√ 2 0 ＝ 53. 84 m；塔身质心与中性轴的连线同竖直方向的夹角θ0＝ arctan e2 h 0 ＝40. 99；保留区塑性铰转角极值［θ］＝1. 50；对应塑性铰转动能力丧失瞬间塔体角速度为ω［ θ］＝0. 072 rad／ s，塔壁柱触地瞬间冷却塔的转动角度θ ＝4. 34。选择MATLAB软件进行分析，在建模和计算之前，首先选择相关问题的研究对象位置以及与之相匹配的等效应力表达式。因利用最大线应变理论求得的截面等效强度为三元函数，以现有软件进行计算和分析较为困难，所以在此基础上我们做出一定的理想假设，将塑性铰转角的极值假设为定值之后展开分析，当塑性铰转角极值［θ］＝1. 50时求解结果如图4所示。图4 MATLAB计算结果 Fig. 4 Result of calculation by MATLAB 由图4可知计算结果为一曲面，说明塔壁截面任意处质点等效应力值与截面在母线轴上的坐标值及该点至截面圆心连线与倒塌方向的夹角有关。由计算结果可知，最大等效应力出现的截面在y轴上的L坐标为40. 5 m，该点至截面圆心连线与倒塌方向的夹角为94，其数值远大于塔壁截面的抗拉强度，说明在塔体触地瞬间，塔壁在等效应力值最大处发生破碎，破碎位置处于倒塌中心的两侧，而后应力 98第36卷第4期费鸿禄，高建军，张超逸，等冷却塔爆破拆除塔壁触地解体规律研究万方数据释放，塔体其余位置保持完整。为分析塔体触地瞬间上部塔壁最大等效应力所在位置即塔壁破碎位置与塑性铰转动极值之间关系，将不同的塑性铰转角极值带入MATLAB进行计算并进行分析，计算结果如图5所示。若存在极限情况，即当塔体前端塔壁柱触地瞬间，保留区人字柱柱端仍完好未受剪切破坏，则在这种情况下保留区截面塑性铰的最大极限为4. 6。图5 MATLAB计算结果 Fig. 5 Result of calculation by MATLAB 根据表1可知，最大等效应力所在截面坐标L 随塑性铰转动极值增大而减小，当塑性铰转角极值［θ］达到3时，最大等效应力所在截面坐标稳定在切口处附近。截面质点与倒塌方向的夹角相差不大。由此说明，在塔体触地瞬间，上部塔壁破碎位置随塑性铰转动极值增大而减小，最终当塑性铰转角极值达到3时，上部塔壁不发生破碎，仅在切口处塔壁发生破碎。根据冷却塔倾覆过程中的运动状态可知，塔体触地瞬间的偏转角度θ随塑性铰转角极值［θ］增大 09爆破 2019年12月万方数据而增大，即 dθ d［θ］＞ 0；又经上述分析可知，塔体触地瞬间，塔壁截面破碎位置坐标L随塑性铰转角极值［θ］增大而减小，即 dL d［θ］＜0，故 dL dθ ＝ dL d［θ］ d［θ］ dθ ＜ 0，证明塔壁上部解体位置坐标L随θ增大而减小。表1 不同转角极值条件下曲面极大值点 Table 1 The root of curved surface under different corner extreme conditions 塑性铰极值［θ］／ 1. 551. 752. 002. 503. 003. 504. 004. 50 截面坐标L／ m39. 535. 230. 321. 618. 518. 518. 518. 5 质点夹角 γ／ 9493939393939392 在冷却塔倒塌图像中测量得到上部II截面破碎位置在y轴上的L坐标为46. 59 m。理论计算结果与实际情况逼近但存在偏差，分析原因为理论计算条件是塔体处于理想状态下，而塔体在倾覆过程中由于其表面积较大，受空气阻力或风荷载影响，导致塔体触地瞬间偏转角度小于理论计算值，从而造成塔壁II截面破碎位置的理论计算结果小于实际值。 3 冷却塔倒塌数值模拟 3. 1 模型建立为分析塑性铰转角极值对冷却塔触地破碎解体位置的影响，利用ANSYS／ LS-DYNA分别对不同延期时间下冷却塔倒塌过程进行仿真模拟。有限元模型采用SOLID164实体单元建立，塔壁、圈梁、人字柱均使用MAT_BRITTLE_DAMAGE脆性材料模型，地面选用MAT_RIGID刚体材料［12］。脆性材料具有配筋率参数，适用于模拟不同配筋率的塔壁、圈梁与人字柱，并把单元视作连续均匀各项同性材料［13］。通过关键字MAT_ADD_EROSION对炸药将要炸毁的构件单元施加不同的时间失效阈值，来模拟在不同延期时间下炸药起爆，由于在塔体倒塌过程中各处碰撞表面不可预知，因此模拟过程中采用可以自动判定接触面的单面接触算法［14］。将混凝土材料的性能分布于全部单元之中，并把单元视作均匀连续的各项同性材料，综合了混凝土与钢筋的刚度矩阵［15，16］。钢筋与混凝土的材料参数如表 2所示。表2 钢筋与混凝土材料参数表 Table 2 The parameter table of steel and concrete material 材料密度／（kgm －3）弹性模量／ GPa 抗压强度／ MPa 抗拉强度／ MPa 混凝土250030301. 3 钢筋7850200335335 冷却塔钢筋混凝土结构，由于结构构件多且钢筋布置复杂，且考虑到应力集中问题，采用整体式模型进行分析［17］。为保证数值仿真过程的连续性，避免四面体网格畸变引起的终止计算，采用映射方式划分网格。考虑到冷却塔结构及其爆破切口的对称性，对结构的一半建模，在后处理ls-prepost软件中再进行对称分析，同时还可以降低计算时长。冷却塔数值模拟的模型如图6所示。图6 数值模拟模型图 Fig. 6 The numerical simulation model diagram 通过对以往参考文献总结可知［18-20］，以往建筑物拆除类的数值模拟仅对保留区构件设置压应力失效阈值。但通过塑性铰理论分析冷却塔倾覆过程中运动状态可知，在塔体倾覆过程中导致塔体下坐的主要原因是保留区人字柱截面受到的剪力而并非竖向荷载。因而，为真实反映塔体在倾覆过程中的运动状态，需对保留区人字柱材料设剪应变失效阈值。因在低峰值、高持时的准静态荷载作用下，钢筋混凝土整体性破坏倾向于发生弯曲破坏［21］，故对塔壁材料设置拉应力与压应力失效阈值。 3. 2 数值模拟准确性验证为验证本次冷却塔爆破拆除数值模拟能够真实反映实际工程情况，判断塔壁与人字柱材料模型及材料失效阈值施加的准确性，同时也为后续不同延期时间下冷却塔爆破拆除效果进行对比分析提供前提条件。首先对实际工况进行模拟，各爆破分区选 19第36卷第4期费鸿禄，高建军，张超逸，等冷却塔爆破拆除塔壁触地解体规律研究万方数据用的雷管段别分别为Ms3／ Ms5／ Ms9，选取数值模拟与实际拆除过程中塔壁与人字柱的破坏形式进行对比验证。观察图7、图8与图9可知，冷却塔瞬间为前端壁柱触地，通过观察爆破结束之后切口处附近人字柱的破坏形式可知，切口处附近人字柱柱端受剪力作用，模拟表现为切口处人字柱端受破坏。本次数值模拟可真实反应实际冷却塔的拆除情况，在此基础上改变各爆破分区的雷管段别，分析不同延期时间对冷却塔爆破拆除的影响。同时为保证今后建筑物拆除类数值模拟的准确性，提出对保留区构件材料施加剪应变失效阈值的建议。图7 塔体触地瞬间对比 Fig. 7 The instant contract of cooling tower contacted to earth 图8 保留区切口处人字柱破坏情况 Fig. 8 Damage of herringbone column at incision in reserved area 图9 数值模拟人字柱破坏情况 Fi

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