烟囱高位组合切口定向爆破倒塌过程数值研究

徐鹏飞， 刘殿书， 张英才

(1. 中国矿业大学(北京) 力学与建筑工程学院，北京 100083；2. 河南理工大学 土木工程学院，河南 焦作 454000)

烟囱高位组合切口定向爆破倒塌过程数值研究

徐鹏飞1， 刘殿书1， 张英才2

(1. 中国矿业大学(北京) 力学与建筑工程学院，北京 100083；2. 河南理工大学 土木工程学院，河南 焦作 454000)

针对复杂环境下爆破切口高度在百米位置的烟囱定向爆破拆除工程，为研究正三角矩形与倒三角矩形组合切口对烟囱爆破拆除倒塌及受力过程的影响，结合实际工程，利用LS-DYNA有限元软件分别建立两种切口形状下钢筋混凝土分离式共节点烟囱模型，对烟囱倒塌及受力过程进行了系统研究。结果表明，爆破切口形成后，约2～3 s的中性轴稳定时间(切口系数K=0.56～0.58)是烟囱不出现过早下坐和形成定向倾倒趋势的关键条件；支撑部位内侧混凝土承受的压应力要大于外侧混凝土，倒三角矩形较正三角矩形组合切口能够延迟切口角端压剪破坏的发生，延缓支撑部位中性轴后移速度以及使支撑部位承受较高压应力，有利于烟囱避免过早下坐和安全精确定向；由于倒三角矩形组合切口与倒梯形、倒三角梯形组合切口具有一定共性，烟囱高位切口定向爆破切口形状建议优先采用倒三角型切口。

钢筋混凝土烟囱；高位切口；切口形状；定向爆破；数值模拟

随着我国上大压小节能减排工作实施力度不断加大，烟囱拆除工程量不断增多，拆除高度和周边环境复杂程度不断增大，倒塌空间受到限制，大多数钢筋混凝土烟囱拆除采用高位切口定向控制爆破拆除技术。

烟囱高位切口支撑部破坏摄影观测结果表明，烟囱高位切口定向爆破倒塌过程一般经历四个阶段，即爆破切口形成、支撑部截面破坏、下坐及定向偏转阶段和触地阶段[1-2]。爆破切口形成后，定向窗角端应力集中，造成角端混凝土首先压剪破坏，随着烟囱倾倒，压剪破坏由切口角端向支撑部中间发展，最终在压碎区压剪应力和受拉区拉应力的共同作用下，支撑部截面破坏，而后上部筒体开始下坐，与下部筒体接触、碰撞、破坏，钢筋逐渐被拉断，最终触地碰撞解体。

烟囱高位切口定向爆破相比烟囱正常的底部切口定向爆破，尽管其原理相同，但倒塌运动状态不尽相同，且对于定向准确的控制，前者难度较大。而造成这种差异性的原因主要有：烟囱筒体强度的差异、烟囱风化腐蚀程度的差异、切口位置筒壁厚度的差异(切口越高，烟囱薄壁特性越明显)、切口圆心角大小的差异、切口形状的差异、内衬是否预处理的差异等。烟囱高位切口越高，爆破拆除难度越大，如何保证高位切口烟囱安全精确定向爆破拆除，已成为爆破工程师研究的重点与难点。因此，研究高位切口烟囱定向爆破拆除具有重要意义。

张英才等[3]采用高位正三角矩形组合切口成功对1座240 m烟囱实施定向爆破，切口高度距离地面14 m，切口系数为0.59。王希之等[4]采用高位复式正梯形爆破切口成功对3座180 m烟囱实施拆除，切口高度距离地面25 m，切口系数为0.61。程贵海等[5]采用高位正梯形切口对80 m烟囱实施了定向爆破，切口高度布置在距离地面20 m位置，切口系数为0.60。刘洪增等[6]采用高位梯形切口成功对210 m实施分次定向爆破，切口布置在离地95 m位置，切口系数为0.61。徐冬梅等[7]采用高位正梯形切口成功对80 m烟囱实施爆破，切口布置在+30 m处，切口系数为0.57。

针对目前切口高度在百米位置的烟囱定向爆破，烟囱高位切口形状[8]的选取往往还是依靠经验，为高位切口烟囱的安全精确定向爆破拆除埋下一定隐患。本文结合实际拆除爆破工程，利用LS-DYNA建立钢筋混凝土分离式共节点烟囱模型，对烟囱高位三角矩形与倒三角矩形组合切口爆破拆除倒塌与受力过程进行分析。

1 高位切口烟囱有限元模型建立

1.1 模型概况

以焦作华润电厂180 m高烟囱高位切口定向爆破拆除工程为计算原型。

烟囱底部外半径8.335 m，烟囱顶部外半径2.88 m，0～+85 m烟囱外表面坡度系数为0.06，+85～+105 m烟囱外表面坡度系数为0.01，+105～+180 m烟囱每间隔15 m外半径以0.05 m递减。0～+35 m烟囱壁厚0.5 m，+35～+45 m烟囱壁厚0.45 m，+45～+105 m烟囱壁厚0.4 m，+105～+165 m烟囱壁厚以0.05 m递减，烟囱顶部壁厚0.2 m。烟囱竖向筋截面配筋率在4.2‰～6.0‰，环向筋截面配筋率平均为0.30%。烟囱混凝土标号为C40。高位切口定于90 m处的信号平台，切口形状为倒三角矩形组合切口，切口高度2.5 m，切口圆心角205.4°(切口系数=0.57)，定向窗夹角31°。

1.2 材料模型及计算参数

钢筋材料采用随动硬化模型(MAT003)，钢筋密度7 850 kg/m3，竖向筋和环向筋屈服强度分别为335 MPa和235 MPa，弹性模量分别为200 GPa和210 GPa，泊松比为0.3。混凝土材料采用混凝土损伤塑性模型[9-11](MAT273)，混凝土损伤塑性模型具有拉伸和低围压压缩软化、高围压延性硬化以及随着应变率增加，拉压强度提高的特性，可以准确描述混凝土的力学性能。混凝土模型所用材料参数见表1，表中参数符号含义见文献[9]。

表1 混凝土损伤塑性模型参数

1.3 有限元模型

为研究高位正三角矩形与倒三角矩形组合切口对烟囱定向爆破倒塌及受力过程的影响，在其它参数均保持不变的情况下，单一改变切口形状分别建立钢筋混凝土分离式共节点有限元模型，两种高位切口形状示意图见图1。钢筋混凝土分离式共节点烟囱有限元模型见图2。

图1 高位切口形状示意图Fig.1 Sketch of the high cutting shape

烟囱有限元模型由烟囱筒体、爆破切口和钢筋3个部分组成，钢筋采用Beam161单元，混凝土采用Solid164单元，钢筋与混凝土共计200 976个单元，切口上下10 m高度范围内的模型单元尺寸0.2 m，烟囱重力通过关键字*LOAD_BODY_Y(Y方向)来实现。经计算，烟囱在重力预加载至0.2 s达到重力平衡，因此，计算过程中高位切口的形成采用关键字*MAT_ADD_EROSION中的时间选项在0.2 s时一次性控制删除，不考虑炸药爆炸以及毫秒延时对切口形成的影响。钢筋和混凝土材料的失效均由应变控制，钢筋失效应变定义0.05，混凝土失效应变定义0.005。

图2 钢筋混凝土烟囱有限元模型Fig.2 Finite element model of reinforced concrete chimney

2 烟囱定向爆破倒塌与受力过程数值模拟

2.1 倒塌过程模拟结果与分析

图3和图4分别给出了高位倒三角矩形和正三角矩形组合爆破切口下烟囱爆破拆数值模拟倒塌过程。图5为烟囱实际爆破拆除高速摄像观测过程。图6为两种切口形式下烟囱顶部在倒塌中心线处的节点竖向速度时间曲线、倒塌水平位移时间曲线和偏离倒塌中心线的水平位移时间曲线。

(1) 从图3～图6可以看出，正三角矩形和倒三角矩形组合爆破切口下烟囱爆破拆除倒塌过程经历了爆破切口形成、中性轴形成及后移过程、下坐及定向偏转过程和自由落体触地过程四个阶段。从图5中可以看出，在0～3 s阶段，烟囱未见有明显倾斜，4～6 s烟囱倾斜逐渐明显，并在6～7 s开始下坐。在图6(a)中的0～3 s阶段，烟囱顶部的水平位移基本为0，3 s之后烟囱顶部的水平距离逐渐增加，在图6(b)中的0～5 s左

右阶段，烟囱顶部的竖向速度基本为0，5 s左右之后烟囱开始出现下坐。结合多个成功案例[12-14]，说明烟囱高位切口形成后，支撑部中性轴瞬间形成，中性轴位置由烟囱自重和受拉区弯矩形成的载荷与受压区抗力的纵向平衡决定，此时，虽然切口角端应力已超过混凝土强度，但混凝土的变形和破碎以及钢筋的变形和失效需要一个时间过程，使得烟囱的明显倾倒发生在2～3 s后，此后切口角端破坏范围向支撑部中间扩大，中性轴后移。因此，爆破切口形成后，2～3 s的中性轴稳定时间是烟囱不出现过早下坐和形成定向倾倒趋势的关键条件，对应爆破切口系数约为0.56～0.58。

(2) 由图6(c)可以看出，烟囱在0～5 s阶段，正三角矩形和倒三角矩形组合切口烟囱筒体偏离倒塌中心线的水平距离基本一致。在5 s之后，烟囱出现下坐，正三角矩形组合切口烟囱在倒塌过程中顶部产生的偏离距离逐渐增加，最大偏离倒塌中心线的距离约为15 m，而倒三角矩形组合切口烟囱在倒塌过程中顶部产生的偏离距离明显较正三角矩形组合切口小，最终偏离倒塌中线的距离约为4 m。说明烟囱高位切口爆破拆除采用倒三角矩形组合切口较正三角矩形组合切口更有利于保障烟囱在倒塌过程中的精确定向。

(3) 由图3～图5和图6(b)可以看出，烟囱在下坐碰撞过程中会造成上下筒体一定质量的减少，从而在一定程度上减小了烟囱塌落触地动能。另外，高位切口烟囱定向倒塌与烟囱底部切口整体定向倒塌在倒塌运动状态方面有所不同[15]，在下坐及定向偏转的过程中，由于筒体质量、筒体结构、切口角度等存在一定差异，高位切口烟囱定向倒塌运动状态往往具有不确定性、不唯一性，从而造成触地形式的多样性，在一定程度上也起到了分散触地冲击能量的作用。因此，高位切口烟囱定向爆破倒塌触地振动速度不仅与塌落动能有关，还与上部筒体在倒塌过程中的运动状态有关，烟囱采用高位切口爆破对降低和控制爆破振动效应有利。

图3 高位倒三角矩形组合切口烟囱爆破拆除模拟倒塌过程Fig.3 Simulation of collapse process of chimney blasting demolition with high inverted triangle rectangle combination incision

图4 高位正三角矩形组合切口烟囱爆破拆除模拟倒塌过程Fig.4 Simulation of collapse process of chimney blasting demolition with high positive triangle rectangle conbination incision

图5 烟囱倒塌过程高速摄影Fig.5 High speed photography of chimney collapse process

图6 倒塌中心线顶端单元速度与位移时间曲线Fig.6 Velocity and displacement time curve of the top unit of the collapsed central line

2.2 保留支撑体受力模拟结果与分析

分别在两种烟囱模型支撑部位切口角端选取筒壁外侧单元A和内侧单元F提取应力时间曲线，见图7。分别在两种烟囱模型支撑部位筒壁上从切口角端向支撑部位中间每间隔3个单元(对应圆心角11.25°)依次选取A、B、C、D、E五个单元点提取应力时间曲线，见图8。

(1) 由图7可以看出，爆破切口形成后，切口定向窗角端筒壁内侧单元产生的应力要高于筒壁外侧单元，内侧单元较外层单元更先发生失效、破坏。从图7(a)可以看出，倒三角矩形组合切口定向窗角端筒壁内、外单元的最大应力分别为69 MPa和43.9 MPa，内、外单元失效时间分别为1.9 s和2.6 s。由图7(b)可以看出，正三角矩形组合切口定向窗角端筒壁内、外单元的最大应力分别为65 MPa和24 MPa，内、外单元的失效时间分别在1.6 s和2.4 s。说明烟囱爆破拆除采用高位倒三角矩形组合切口较正三角矩形组合切口能够延迟支撑体过早压剪破坏、下坐，有利于烟囱倒塌定向。

(a)倒三角矩形组合切口

(b)正三角矩形组合切口图7 切口角端观测单元应力时间曲线Fig.7 Stress time curve of the observation unit at the corner of notch

(a)倒三角矩形组合切口

(b)正三角矩形组合切口图8 切口支撑部位观测单元应力时间曲线Fig.8 Stress time curve of observation unit of incision support body

(2) 由图8可以看出，切口形成瞬间，支撑部位中性轴形成，考虑对称性，切口角端至B单元支撑区域受压，B单元至支撑部中间支撑区域由受压转为受拉。随着切口角端混凝土变形、破裂、破坏，中性轴开始向后移动，支撑部位在受压区压剪应力和受拉区拉应力

共同作用下破坏，引起上部筒体下坐。在中性轴后移过程中，由图8(a)可以看出，单元A、B、C产生的最大压应力分别为43.9 MPa，36 MPa，47 MPa，对应的时间分别为1.7 s，3.0 s，4.5 s；由图8(b)可以看出，单元A、B、C产生的最大压应力分别为26.1 MPa，35 MPa，28 MPa，对应的时间分别为1.7 s，2.7 s，3.7 s。说明倒三角矩形组合切口支撑部位能够承受较正三角矩形组合切口支撑部位更高的压应力，且倒三角矩形组合切口支撑部位中性轴后移速度要慢于正三角矩形组合切口支撑部位中性轴后移速度，进一步说明倒三角矩形组合切口能够延迟支撑体压剪破坏、下坐，有利于烟囱定向倒塌。

3 烟囱高位切口定向控制爆破技术应用

目前，烟囱高位切口定向控制爆破技术已在沈阳热力厂(图9(a))、焦作华润电厂(图9(b))、焦作电厂(图9(c))和鹤壁电厂(图9(d))等多个高耸烟囱爆破拆除工程中进行了成功应用，所有烟囱高位切口形状均采用倒三角矩形组合切口，切口系数为0.56～0.58，切口高度为2.0～2.5 m，定向窗角度约为30°，切口均布置在百米处信号平台。复杂环境下高耸烟囱采用高位倒三角矩形组合切口控制爆破技术均实现了烟囱安全精确定向倒塌，达到了高位切口烟囱准确定向、安全顺利倒塌的目的。

图9 烟囱高位切口爆破技术应用Fig.9 Application of high location cut blasting technology of chimney

4 结 论

(1) 高位切口烟囱爆破拆除倒塌过程可分为4个阶段，即爆破切口形成阶段、中性轴形成及后移阶段、下坐及定向偏转阶段和塌落触地阶段。结合数值计算结果和工程实际高速摄影观测结果表明，切口形成后，约2～3 s的中性轴稳定时间(切口系数K=0.56～0.58)是烟囱不出现过早下坐和形成定向倾倒趋势关键条件。

(2) 烟囱在中性轴后移过程中，支撑体内侧混凝土受压剪破坏要先于外侧混凝土，且倒三角矩形组合切口较正三角矩形组合切口能够延迟切口角端处压剪破坏的发生，延缓支撑体中性轴后移速度以及使支撑部位承受更高压应力，避免烟囱过早下坐，有利于烟囱倒塌定向。

(3) 由于倒三角矩形组合切口与倒梯形、倒三角梯形组合切口具有一定共性，为了确保复杂环境下高位切口烟囱爆破拆除安全精确定向，建议优先选用倒三角型切口。参 考 文 献

[ 1 ] 王希之, 吴建源, 闫军, 等. 高耸烟囱爆破拆除数值模拟及分析[J]. 爆破, 2013, 30(3):43-48. WANG Xizhi, WU Jianyuan, YAN Jun, et al. Analysis and numerical simulation of explosive demolition of towering chimney[J]. Blasting, 2013, 30(3):43-48.

[ 2 ] 齐世福, 王福刚, 薛峰松, 等. 180 m高钢筋混凝土烟囱爆破拆除[J]. 爆破器材, 2010, 39(1): 26-28. QI Shifu, WANG Fugang, XUE Fengsong, et al. Demolition of a 180 m reinforced concrete chimney by directional blasting[J]. Explosive Material, 2010, 39(1): 26-28.

[ 3 ] 张英才, 范晓晓, 盖四海, 等. 240 m高钢筋混凝土烟囱爆破拆除及振动控制技术[J]. 工程爆破, 2014, 20(5):18-22. ZHANG Yingcai, FAN Xiaoxiao, GAI Sihai, et al. Blasting demolition of a 240 m high reinforced concrete chimney and vibration control technology[J]. Engineering Blasting, 2014, 20(5):18-22.

[ 4 ] 王希之, 吴建源, 柴金全, 等. 3座180 m高钢筋混凝土烟囱爆破拆除[J].爆破, 2012, 29(4):76-79. WANG Xizhi, WU Jianyuan, CHAI Jinquan, et al. Blasting demolition of three 180 m high reinforced concrete chimneys[J].Blasting, 2012, 29(4):76-79.

[ 5 ] 程贵海, 刁约, 唐春海, 等. 80 m高烟囱高位切口定向爆破拆除[J].爆破, 2014, 31(2):108-110. CHENG Guihai, DIAO Yue, TANG Chunhai, et al. Directional explosive demolition of 80 m high chimney by high location cutting[J].Blasting, 2014, 31(2):108-110.

[ 6 ] 刘洪增, 段梅生, 张可玉. 210 m高烟囱分次爆破[J].爆破, 2008, 25(4):59-61. LIU Hongzeng, DUAN Meisheng, ZHANG Keyu. Successful graded blasting of 210 m high chimney[J].Blasting, 2008, 25(4):59-61.

[ 7 ] 徐冬梅, 蒋跃飞, 张正忠, 等. 复杂环境下高位切口爆破拆除钢筋混凝土烟囱[J].工程爆破, 2013, 19(4):34-37. XU Dongmei, JIANG Yuefei, ZHANG Zhengzhong, et al. High cutting blasting demolition of reinforced concrete chimney under complicated environment[J].Engineering Blasting, 2013, 19(4):34-37.

[ 8 ] 魏德, 李玉岐. 切口形状对烟囱拆除爆破倒塌过程的影响分析[J]. 爆破, 2008, 25(4):92-95. WEI De, LI Yuqi. Analysis of influence of cut shape on collapse of chimney demolition by controlled blasting[J]. Blasting, 2008, 25(4):92-95.

[ 9 ] GRASSL P, XENOS D, NYSTROM U, et al. CDPM2: a damage-plasticity approach to modelling the failure of concrete [J]. International Journal of Solids and Structures, 2013, 50: 3805-3816.

[10] GRASSL P, JIRASEK M. Damage-plastic model for concrete failure [J]. Science Direct, 2006, 43: 7166-7196.

[11] MENETREY P, WILLAM K J. A triaxial failure criterion for concrete and its generation [J]. Aci Structure Journal, 1995, 92: 311-318.

[12] 褚怀保, 徐鹏飞, 叶红宇, 等. 钢筋混凝土烟囱爆破拆除倒塌与受力过程研究[J]. 振动与冲击, 2015, 34(22):183-187. CHU Huaibao, XU Pengfei, YE Hongyu, et al. Collapse process and loading-bearing process of reinforced concrete chimney during blasting demolition[J]. Journal of Vibration and Shock, 2015, 34(22):183-187.

[13] 郑炳旭, 魏晓林, 陈庆寿. 钢筋混凝土高烟囱爆破切口支撑部破坏观测研究[J]. 岩石力学与工程学报, 2006, 25(增刊2):3514-3516. ZHENG Bingxu, WEI Xiaolin, CHEN Qingshou. Study on damage surveying of cutting-support of high reinforced concrete chimney demolished by blasting [J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2006, 25(Sup 2): 3514-3516.

[14] 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(1): 3348-3353. ZHENG Bingxu, WEI Xiaolin, CHEN Qingshou. Study on damage surveying of cutting-support of high reinforced concrete chimney demolished by blasting [J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2007, 26(1): 3348-3353.

[15] 言志信, 叶振辉, 刘培林. 烟囱定向爆破拆除倒塌过程[J]. 爆炸与冲击, 2010, 30(6): 607-613. YAN Zhixin, YE Zhenhui ,LIU Peilin. Collapsing process of high reinforced concrete chimney in blasting demolition[J]. Journal of Vibration and Shock, 2010, 30(6): 607-613.

Numerical study on the directional blasting collapse process of chimney with high combined incision

XU Pengfei1, LIU Dianshu1, ZHANG Yingcai2

(1. China University of Mining & Technology(Beijing), School of Mechanics and Architectural Engineering, Beijing 100083, China2. School of Civil Engineering, Henan Polytechnic University, Jiaozuo 454000, China)

Aiming at directional blasting demolition engineering of chimney with blasting cut height at about 100 meters in the complex environment, in order to study the influence of the combination incision of triangle rectangular and inverted triangle rectangle for the collapse and stress changing process of chimney,two kinds of reinforced concrete chimney separated common node models were established and studied systematically using LS-DYNA software. The results shows that the neutral axis stabilization time of about 2-3 s (incision coefficientK=0.56-0.58) is the key to prevent too early sitting down and forming a directional dumping trend of the chimney after the formation of blasting incision; The compressive stress of the concrete inside the support body is greater than that of the outer concrete, the inverted triangle rectangle combination incision can delay the pressure shear failure and make the speed of neutral axis backward slower than the triangle rectangular combination incision, and is effective for the chimney to reach a safe and exact position. As the inverted triangle rectangle combination incision has some common features with the inverted trapezoidal and the inverted triangle trapezoid ones, the incision shape is recommended to use the inverted triangle in the directional blasting of high location incision of chimney.

reinforced concrete chimney; high location incision; notch shape; directional blasting; numerical simulation

国家自然科学基金(51474218)

2016-12-06 修改稿收到日期： 2017-03-16

徐鹏飞 男，博士生，1988年生

张英才 男，教授级高工，1962年生

TU746.5

A

10.13465/j.cnki.jvs.2017.15.040