基于Ansys/LS-DYNA框剪結構爆破倒塌仿真分析

[ 摘 要 ]   不同切口方式與延期時差對建筑物拆除爆破倒塌效果有極大影響，尤其是對大高寬比的框架剪力墻結構。因此，利用數值模擬對建筑物倒塌效果進行仿真分析，對于爆破方案的優化具有重要的指導意義。以某17層框架剪力墻結構拆除爆破工程實例，利用Ansys/LS-DYNA有限元分析軟件，采用整體式模型，對不同切口方式和延期時差的框架剪力墻結構倒塌過程進行數值模擬。對框剪結構分別采用三角形和梯形切口，以及切口處中間排立柱同時起爆和延期起爆，共選取4種組合方案進行結構倒塌的對比分析。結果表明：采用三角形切口時，中間排立柱同時起爆，最后排立柱容易被壓屈，形成的偏心彎矩比第二爆破區段只爆破底層立柱偏??；采用梯形切口時，在切口全部形成后，結構倒塌過程中，梯形切口以上部分形成附加的偏心彎矩較三角形切口小，切口觸地時前傾速度比三角形切口小。

[ 關鍵詞 ]  Ansys/LS-DYNA數值模擬；拆除爆破；框剪結構；切口方式；延時時差

拆除爆破得益于其安全、快速和高效等特點，近年來在建筑物拆除，特別是在高層建筑物拆除中得到了有效的應用?？蚣芗袅Y構由于其抗震和抗風性能好，被普遍應用于城市超高層建筑中，故相應的對框剪結構的拆除項目數量是不勝枚舉。在對建筑物進行拆除爆破時，常用的爆破切口形式主要有兩種，即梯形切口和三角形切口，切口形式的選取對爆破效果會產生重要影響；與此同時切口處各爆破構件的延期起爆時間對結構拆除爆破起著關鍵作用。而對于切口處立柱的起爆情況的研究分析，更多的還停留在經驗總結階段，其原因是拆除爆破具有不可逆性，對其進行實體實驗代價太大。因此，隨著計算機技術的發展，數值模擬則成為分析拆除爆破倒塌過程的極佳手段。

研究表明，選取恰當的模型與參數，數值模擬可以真實地反映建筑物爆破拆除倒塌過程，模擬得到的該建筑爆破倒塌堆積形態與工程實際吻合良好，對實際工程有重要的參考價值?；谀?7層大高寬比框架剪力墻結構，利用Ansys/LS-DYNA有限元分析軟件，采用鋼筋混凝土整體式模型對其進行數值模擬，對比分析不同方案下框架倒塌效果，優化爆破設計方案，為類似工程提供借鑒。

待拆除的樓房位于某市區中央大道附近的較為繁華的商業圈，樓房北側毗鄰中央大道，東側為拆遷后空地，四周工程環境相當復雜：待拆除建筑距離北側的10KV地下電力管道最近距離4.0m，距離φ1000地下排水管5.4m，距離人防邊墻6.9m，距離路邊架空線路7.5m，距離中央大道10.0m，其西側與南側還有待拆除建筑，馬路對面是萬達購物廣場，如圖1所示。

圖1 周邊環境

待拆除建筑建筑面積約12000m2，為框架剪力墻結構，其混凝土標號為C30。結構主體高度為66.3m，其中：第一層高5m，第二～四層層高4.8m，第五層高4.5m，第六～十層層高3.3m，第十一層高3.6m，第十二～十五層層高3.3m，第十六層高3.8m，第十七層高5.3m。樓體東西走向長達40.4m，并有7排立柱；而南北走向，第一～四層寬21.7m，有4排立柱；第五～十七層寬15.7m，有3排立柱，立柱尺寸為800mm×800mm，砼梁為400mm×800mm。結構平面布置如圖2所示。

圖2 結構平面圖（單位：mm）

由于待拆除樓房的北側即為中央大道，不能沿此方向倒塌，而其南側是需要爆破拆除的其他低層樓房，可以在低層樓房爆破拆除后沿此方向倒塌。故最終確定整棟樓房采用控制爆破技術向南倒塌。為減小爆破振動對四周環境的影響，對切口處的立柱采用多段延時起爆的方案，進行爆破拆除。

框剪結構整體強度較大，為使結構能夠順利倒塌解體，減少二次人工或者機械破碎工作量，在爆破拆除前需要進行相應的預拆除，對一層～四層填充墻墻體進行全部預拆除；同時，用人工和機械相結合的方法將一層～四層的裙樓進行預拆除（如圖3）。

   圖3 裙樓預拆除

由于框剪結構的高度為66.3m，寬度為14.9m，屬于大高寬比框剪結構，結構倒塌過程中，切口上沿觸地時，重心比較容易移到切口觸地點外側，此時結構主體部分還有一定的前傾速度，可以實現順利倒塌。切口處承重立柱炸高根據破壞高度經驗公式選取，切口處中間排立柱是否同時起爆以及采取何種（三角形或者梯形）切口形式由以下4種拆除爆破方案中最優方案決定：

方案一，A軸第一～四層待拆除立柱同時起爆，使用MS7（200ms）段非電導爆管雷 管（以下均采用非電導爆管雷 管）；B軸一層待拆除柱子使用MS11（500ms）段；B軸第二、三層和C軸第一層柱子使用MS16（1000ms）段；形成如圖4（a）所示的三個延期起爆區段的三角形切口。

方案二，A軸第一～四層待拆除立柱同時起爆，使用MS7（200ms）段；B軸第一～三層待拆除立柱同時起爆，使用MS11（500ms）段；C軸爆破立柱使用MS16（1000ms）段；形成如圖4（b）所示的三個延期起爆區段的三角形切口。

方案三，A軸第一～四層待拆除立柱同時起爆，使用MS7（200ms）段；B軸第一～四層待拆除立柱同時起爆，使用MS11（500ms）段；C軸爆破立柱使用MS16（1000ms）段；形成如圖4（c）所示的三個延期起爆區段的梯形切口。

方案四，A軸第一～四層待拆除立柱同時起爆，使用MS7（200ms）段；B軸第一層待拆除立柱同時起爆，使用MS11（500ms）段；B軸第二～四層和C軸第一層柱子使用MS16（1000ms）段；形成如圖4（d）所示的三個延期起爆區段的梯形切口。

各立柱起爆時間及柱子炸高、區段分別見表1和圖4。

表1 各柱起爆時間(單位:s)

圖4  四種方案中各柱炸高（單位：m）

Ansys/LS-DYNA軟件很適用于模擬分析大變形、研究爆炸沖擊等動力學問題，其程序中內嵌常用的單元，包括link160桿單元、beam161梁單元、shell163殼單元和solid164實體單元等。其中，solid164主要適用于實體單元，本文即選用solid164實體單元對框剪樓房和地面進行建模。

鋼筋混凝土計算模型一般有整體式、組合式和分離式這三種形式。現代城市建筑設計的高度不斷增加促使其結構更加復雜化，若采用共節點分離式模型，不但難以建模，而且其劃分后的單元數可達到百萬數量級，由此產生的計算量讓普通計算機不堪重負。而整體式模型則不需要單獨對鋼筋進行單元劃分，鋼筋的力學性能直接被融合在混凝土中。而在拆除爆破中，我們研究的是結構體的宏觀變化，故采用整體式模式是可行的。

模型中，梁、柱和剪力墻材料采用*MAT_BRITTLE_DAMAGE（MAT96），填充墻和地面則采用*MAT_PLASTIC_KINEMATIC（MAT3）材料，本例中的梁柱（剪力墻以及樓板的材料參數與梁柱不同之處在于配筋率，都為2%）和填充墻以及地面參數見表2、3和4所示。

表2 梁、柱材料參數

表3 填充墻材料參數

表4 地面材料參數

Ansys/LS-DYNA中提供了幾十種接觸，比較常用的的接觸有，AUTOMATIC_SINGLE_SURFACE（自動單面接觸），AUTOMATIC_SURFACE_TO_SURFACE（自動面面接觸），ERODING_SINGLE_SURFACE（單面侵蝕接觸）等，由于框剪結構劃分完過后有30萬多的單元，再加上模型中part（構件）數目較多，為了節省計算時間，采用單面侵蝕接觸，取動、靜摩擦系數分別為0.4和0.5。單面侵蝕接觸不需要定義主從面，可以自動判別框剪結構與地面的接觸，并且可以處理侵蝕現象。

建筑物爆破切口形成后，切口上部結構在重力荷載作用下產生傾覆彎矩，發生傾斜倒塌。數值模擬中，可以直接在K文件中添加重力荷載關鍵字*LOAD_BODY_Y，在結構高度方向（Y）施加重力荷載。

實際情況中，切口處的柱子是在炸藥作用下爆破失效，失去承重能力的。由于炸藥的爆炸沖擊荷載對結構整體的受力影響基本可忽略不計，數值模擬中則是通過在K文件中增加材料失效關鍵字*MAT_ADD_EROSION，讓待爆破拆除柱子按實際中的延期時間依次失效?？蚣艚Y構主體部分的失效選擇適合脆性材料的第一強度失效準則（最大主應力失效準則），即單元到達最大主應力臨界值時，單元從計算模型中消失，其失效形式同上。

方案一（如圖5a）中的框剪結構A排立柱爆破拆除后，在B、C排立柱支撐下，主體結構保持穩定；t=0.5s時B軸第一層立柱爆破拆除后，結構主體開始在C排立柱支撐下發生傾斜，由于B軸二、三層的立柱此時未爆破刪除，相當于在C排立柱的側向施加了約束，因此C排立柱未被壓屈，而是在其四層的頂端形成塑性鉸；t=1.0s第三爆破區段形成后，結構整體開始明顯后坐，并且在t=2.8s完成后坐，隨著后坐完成，結構開始后滑，大約在t=3.6s時后滑完成，結構繞著觸地點整體向下倒塌，在t=5.0s左右結構整體完全觸地，在t=5.6s時前沖完成，形成爆堆。

方案二（如圖5b）中，當t=0.5s時，第一、二爆破區段形成后，上部結構在偏心荷載下發生偏轉，由于方案二中B軸的第一～三層的立柱都爆破刪除，因此對C排立柱的側向約束減小，C排立柱類似于“細長”桿系結構，在偏心荷載下壓屈，壓屈點出現在C排立柱第二層頂端，整排立柱壓屈成類似于字母“S”型；在t=1.0s時，爆破切口全部形成后，結構開始明顯后坐，在t=2.8s時完成后坐；之后的后滑及前沖完成時間與方案一類似。

方案三（如圖5c）中，B軸爆破切口有四層，比方案三多一層，三個爆破區段延期時間都相同，當t=0.5s時，第一、二爆破區段形成后，結構在偏心荷載下向倒塌方向傾斜，由于C排立柱側向約束進一步減少，C排立柱的長細桿系效果更加明顯，壓屈點由方案三中的二層立柱頂端轉到三層立柱頂端，并且在t=1.0s左右時，C排立柱四層頂端出現塑性鉸并很快就破壞，主體結構也是在t=2.8s時完成后坐，t=5.6s左右完成倒塌。

方案四（如圖5d）中，各個爆破區段延期時間與方案一相同，不同之處在于方案四中B軸的爆破立柱有四層，比方案一多一層，故在t=1.0s爆破區段完全形成之前，兩者的變化形態是一樣的；當三個爆破區段完全形成后，結構開始明顯后坐，由于方案四中B軸第四層立柱也爆破拆除了，當C排立柱在t=1.6s下座觸地時，結構主體形成的附加偏轉彎矩比方案一小，前傾速度也比方案一小，在t=2.8s時完成后坐后繼而發生后滑，最終倒塌形成爆堆。

(a) 方案一

(b) 方案二

(c) 方案三

(d) 方案四

圖5 框剪結構倒塌過程模擬結果

對建筑結構來說，分析建構前傾速度非常重要，很多建筑物爆而不倒，主要就是切口設計不合理導致建筑物重心未偏移出切口觸地點，并且前傾速度不夠，不能順利傾倒。在本實例中，結構倒塌方向為南向（X軸正向），結構的高度方向為Y軸正方向。

3.2.1 前傾速度對比分析

選取4種方案中A排立柱最外側第十一層、十三層、十五層、十七層的4個節點（如圖6a），對比分析其沿倒塌方向（X軸正向）的速度曲線（如圖7）。

方案一中，當t=0.5s時前兩個爆破區段形成后，上部結構繞C排立柱第四層頂端的塑性鉸偏轉，X方向速度不斷增大，直到t=1.0s塑性鉸破壞；從曲線圖7（a）中可以看出，從t=1.0s至t=2.8s（切口觸地時間）這段時間，上部結構的X方向速度還有少許的增加，其主要原因是方案一中采用的是三角形切口，C排立柱在t=1.4s左右觸地時（如圖6b），B軸未爆破立柱部分形成的偏心彎矩較其他方案大些，使得上部結構偏轉速度還能有一定的增加。

方案二中，在結構倒塌動畫圖分析中就已經提到，由于B排立柱一～三層同時爆破拆除，使得在C排第四層立柱頂端的偏心彎矩比方案一小，因而X方向的前傾速度在t=1.0s也比方案一小，隨后的運動形態與方案一大致一直。

方案三與方案二相比，只是第二爆破區段多了B軸第四層立柱也爆破刪除，所以偏心彎矩相對于方案三小些，最終切口外沿觸地時的速度也小于方案二，并且在t=2.4s至t=2.8s這段時間，X方向速度曲線幾乎是直線，速度沒有增加，這也是由于梯形切口缺少像三角形切口那樣的B排立柱，形成的偏心彎矩較三角形小。

方案四與方案一相比，也是第二爆破區段多了B軸第四層立柱爆破刪除，因此當三個爆破區段全部形成后，從t=1.0s至t=2.8s這段時間，X方向速度也是幾乎沒有任何增加，曲線保持直線，這也是由于梯形切口缺少三角形切口那樣B排立柱（如圖6b）的緣故。

取各方案中第十五層及十七層點（點66066和75393）處X方向速度進行列表（表5）對比分析就可以看出，方案一中的前傾速度明顯大于其他方案。這主要是由于三角形切口中柱對后排立柱側向限制，使得在C排立柱四層頂端形成明顯塑性鉸，在偏心荷載下形成較大的前傾速度，在后面運動過程中，當C排立柱觸地后，由于三角形切口中B排立柱形成更大偏心彎矩的緣故，使結構倒塌前傾速度進一步加大。

表5 切口閉合時X方向速度（單位：m/s）

圖6 局部放大

圖7 節點X方向速度曲線

3.2.2 重心偏移分析

上面已經對各種方案的前傾速度做了分析對比，這里就只對結構前傾速度最大的方案一中重心（重心近似取切口以上部分的幾何中心）以及切口外沿點運動軌跡做分析，從切口觸地圖（圖8）以及兩點的運動軌跡曲線（圖9）中可以看出，當t=2.8s切口觸地閉合時，重心運動軌跡線剛好與切口上沿點軌跡線相交，處于臨界值。從圖7中各方案中的運動曲線可以發現，點49122的速度幾乎一直保持與在X=0軸水平，即點49122附近就是運動曲線的中性軸，結構處于點49122以上有先X軸正方向速度，處于49122點以下有向X軸負方向的后滑速度，如此剛好形成一個打轉的趨勢（如圖8），結構完全可以順利倒塌。

對爆堆范圍的有效控制，是拆除爆破取得理想效果的關鍵。對爆堆范圍的分析，主要從前沖距離、后座距離及爆堆高度三方面綜合考量。

3.3.1 后座距離

圖10  后座距離單元

取切口外沿四個單元（如圖10）觸地點時（t=2.8s）的距離為后坐距離，提取運動時程曲線信息可得，方案一～方案四對應的后坐距離分別是6.57m、6.25m、6.41m、6.65m。方案一和四后坐距離稍大于方案二和三，這和它們的前傾速度有關。方案一和四的B軸一層以上樓層起爆延期時差(1.0s)相對于方案二和三（0.8s）較大，前傾速度較大，對應著圖6(a)中點49122下部結構X軸負方向較大，因此后坐距離會相應稍大。

事實上，建筑物底部有三個爆破區段，當第一排立柱（爆破區段）爆破失效時，建筑物內力重分布，在后兩排的立柱支撐下，還能保持穩定性；但是，當第二爆破區段的立柱失效時，建筑物發生前傾，建筑物上部有前傾速度，建筑物下部（切口上沿）有后滑速度；在最后排立柱支撐下，當支撐時間過長，前傾和后滑速度相應增大，伴隨著后座也會增大，而且，根據數值模擬和實際的工程經驗也可以看出，最后排立柱支撐的時間有限，在極短的時間就會形成塑性鉸并破壞；當支撐時間過短時，前傾速度不夠，重心不能偏移出最前排立柱，極有可能導致爆而不倒的情況。由此可見，合理選取各部分起爆延期時差，對減小后座及保證良好爆破效果會產生重要作用。

3.3.2 前沖距離與爆堆高度

取各方案中建筑物爆堆最高點作為爆堆高度，提取運動時程曲線，可以得出方案一～四方案四的爆高分別是12.9m、13.2m、14.2m、13.5m。同理，取各方案中爆堆范圍最遠處的點作為前沖距離。值得注意的是，結合之前的結構前傾速度以及后坐情況的對比分析可以得知，前傾（X軸正方向）速度大的方案一般伴隨著后滑（X軸負方向）速度也相對較大些，使得結構更快觸地倒塌，前沖距離反而相對較小。提取運動時程曲線可以得出方案一～方案四的前沖距離分別是44.8m、46.9m、45.8m、47.6m。

通過對比分析四種方案中的前傾速度、爆堆范圍和倒塌形態，可以得出表6的各項數據。

表6 各方案數據

從表中可以看出方案一中前傾速度比其他方案都大，有利于結構倒塌，而且爆堆高度以及前沖距離也是最小的，后坐距離也僅比最小后座距離大0.3m左右。顯然，選擇方案一作為最佳方案，應用到實際工程中去。

實際工程倒塌過程如圖11所示，從圖中的倒塌形態可以看出，起爆1s左右（如圖11a），結構發生一定程度的傾斜，后面的填充墻開始破壞；在3s左右框剪結構切口上沿觸地閉合完成后坐（如圖11b），隨后繞著觸地點偏轉倒塌（如圖11c），最后形成爆堆，這與方案一（如圖5a）中的整體式模型的倒塌結果很相似。

爆堆范圍的數值模擬結果與現場結果的參數對比見表7。結果表明，兩種結果的爆堆范圍偏差在10%左右，直接證明了數值模擬的重要參考價值。

表7 爆堆范圍對比

圖11框剪結構倒塌過程

通過對17層框剪樓房的拆除爆破倒塌過程的數值模擬優化分析，得出以下幾點結論：

（1）整體式模型中，若采用三角形切口，當三個爆破區段的延期時差相同，但第二爆破區段把整排（B排）立柱同時爆破刪除時，由于最后排支撐立柱的側向約束較小，在偏心荷載的壓力下，最后排立柱容易被壓屈，并且形成的偏心彎矩較第二爆破區段只刪除底層立柱小，從而前傾速度也相應偏小。

（2）整體式模型中，若采用梯形切口，當延期時差相同，第二爆破區段（B軸立柱）爆破高度增加，即由三角形切口變為梯形切口時，在切口全部形成后，結構倒塌過程中，梯形切口以上部分形成附加的偏心彎矩較三角形切口小，切口觸地時前傾速度比三角形切口小。

（3）大高寬比框剪結構爆破拆除宜采用三角形切口，倒塌過程中三角形切口中的中間立柱形成的附加彎矩較梯形切口大，可以增加前傾速度利于結構倒塌；同時合理設置各爆破段起爆延期時差，對取得良好爆破效果起到重要作用。

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