摘  要：切口方式與延期時差對拆除爆破倒塌效果有重要影響，尤其是對小高寬比的框架結構。因此，針對某9層框架結構拆除爆破案例，利用LS-DYNA有限元分析軟件，采用整體式模型，對不同切口形式和延期時差的框架結構倒塌過程進行數值模擬。對框架結構底層最后一排立柱拆除與否，以及最后兩個爆破區段延期時差分別為0.3s或0.5s，這4種情況下的結構倒塌進行對比分析，得出最優方案。

1  工程案例

1.1        工程概況

樓房建筑面積約7000m²，為框架結構，外形類似于“L”型，混凝土標號C30。結構主體高30.8m，共9層，第一層5m，第二層4.8m，第三層~第九層每層層高3m，樓體東西走向長40m有7排立柱，南北走向寬16.5m有6排立柱，結構平面圖如圖1所示。

1.2  爆破方案

由于框架結構的高度為30.8m，寬度為16.5m，屬于小高寬比框架結構，因為結構寬度過大，如果采用三角形切口，結構上沿切口觸地時，重心往往不能完全移到切口外，往往形成傾而不倒的現象，而采用梯形切口時，切口處立柱對上部支撐作用較小，使得切口上部的結構觸地時有較大的沖擊作用，可以實現邊壓碎邊偏轉。最終，工程實際中決定采用梯形爆破切口，切口處承重立柱炸高根據破壞高度經驗公式選取，切口處各爆區的起爆時間間隔以及底層最后一排關鍵立柱的拆除與否，擬采用以下4種拆除爆破方案中最優的方案：

方案一，A、B軸的待拆除柱子同時起爆，使用MS9（300ms）段非電導爆管；C、D軸一層待拆除柱子使用MS12（600ms）段非電導爆管；C軸二、三層和D軸二層以及E、F軸柱子使用MS15（900ms）段非電導爆管；形成如圖2（a）所示的三個延期起爆區段。

方案二，方案二的延期起爆區段與方案一相同，只是最后一區段（第三區段）使用MS16（1090ms）段非電導爆管。

方案三，A、B軸的待拆除柱子同時起爆，使用MS9（300ms）段非電導爆管；C、D軸一層待拆除柱子使用MS12（600ms）段非電導爆管；C軸二、三層和D軸二層以及E、F軸柱子使用MS15（900ms）段非電導爆管；最后一排（F軸）立柱不拆除，形成如圖2（b）所示的三個延期起爆區段。

方案四，方案四的延期起爆區段與方案三相同，只是只是最后一區段（第三區段）使用MS16（1090ms）段非電導爆管。

各立柱起爆時間及柱子炸高、區段分別見表1和圖2。

2  框架結構倒塌數值模擬方法

LS-DYNA有限元軟件可以很好的模擬分析大變形、爆炸沖擊等動力學問題，該程序自帶比較常用的link160、beam161、shell163和solid164等單元以供選擇。Link160桿單元主要適用于承受桿端軸力的桁架結構，beam161粱單元主要適用于類似鋼筋、懸索等細長構件，shell163殼單元主要適用于類似煙囪筒體、地面等長、寬或者高遠遠大于厚度的結構，solid164主要適用于實體單元。這里，選用solid164和shell163分別建立框架樓房單元和地面殼單元模型。

2.1  整體式模型

鋼筋混凝土計算模型一般分為分離式、組合式和整體式。隨著現在樓房越建越高，結構形式越來越復雜，采用共節點分離式模型，不但建模困難，劃分過后的單元可能到達上百萬，普通計算機難以承受如此大的計算量。并且，工程實際當中鋼筋和混凝土之間會出現滑移現象，共節點模型阻止了滑移，在某種程度上也不能完全反映鋼筋混凝土之間的工作特性。而組合式和整體式模型不需要對鋼筋進行劃分單元，鋼筋的力學性能直接“賦予”在混凝土中，對拆除爆破而言，其分析研究的對象是結構宏觀上的變化，采用整體式模型對混凝土結構進行分析是可以的。

2.1.1  本構模型參數

模型中材料采用*MAT_BRITTLE_DAMAGE（MAT96），*MAT_BRITTLE_DAMAGE（MAT96）是一種可以定義鋼筋混凝土復合材料的本構模型，可以根據需要靈活定義鋼筋配筋率，非常適合于模擬鋼筋混凝土實體單元模型。本例中的*MAT_BRITTLE_DAMAGE（MAT96）參數見表2所示。

2.2  接觸

LS-DYNA中提供了幾十種接觸，其中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_SURFACE_TO_SURFACE（面面侵蝕接觸）等，由于框架結構劃分完過后有25萬多的單元，為了節省計算時間，殼單元地面假設為無限剛度材料（MAT_RIGID），采用自動單面接觸，取動、靜摩擦系數分別為0.4和0.5。自動單面接觸不需要定義主從面，可以自動判別將要發生的框架自身接觸以及框架與地面的接觸，并且可以自動處理侵蝕現象。

2.3  施加荷載

數值模擬中框架結構的倒塌，是由切口處上部結構在自身重力荷載作用下產生傾覆彎矩而而導致的，可以直接在K文件中添加重力荷載關鍵字*LOAD_BODY_Y，在結構在高度方向（Y）施加重力荷載，也可以在前處理中添加。

2.4  材料失效

待拆除爆破柱子是在炸藥作用下失效，而在數值模擬中卻是是通過在K文件中增加材料失效關鍵字*MAT_ADD_EROSION命令，讓待拆除柱子按實際中的延期時間依次失效。框架結構主體部分的失效采取最大主應力失效準則，即單元到達最大主應力閾值時，單元從結構模型中中消失，其失效形式也是通過*MAT_ADD_EROSION命令實現。

3模擬結果及對比分析

3.1數值模擬結果

方案一（如圖3a）中的框架在0.9s爆破切口完全形成后，整體下坐，并且有少許前傾的趨勢。1.4s左右，后兩排立柱觸地，在大偏心受壓下，在E軸一層柱頂端形成塑性鉸，上部結構繞塑性鉸轉動和平動，2.7s左右E軸第一層柱子被完全壓倒，后坐完成，此時切口上沿也剛好觸地。在隨后切口上部結構沖擊觸地破碎的過程中，支撐部位逐漸擴大和前移，上部結構觸地速度逐漸減小，直到所有構件速度減為零，形成爆堆。

方案二（如圖3b）中，由于第三區段延期時間較方案一多0.2s，在第三區段1.1s起爆時，切口上部結構在大偏心情況下向倒塌方向已經有了很大傾斜度， 在1.7s左右后兩排承重柱下坐觸地時，上部結構前傾進一步加大，并且D軸立柱的二層切口處“剩余”的柱子與下部結構沖擊碰撞，導致先后在D軸柱子二層頂端、EF軸柱子三層頂端形成塑性鉸。由于塑性鉸位置相對較高，結構重心偏移最外層支撐柱子距離較小，上部結構在繞鉸轉動過程中，切口上沿沒有與地面直接接觸，而是與第三層已觸地的樓板面接觸。由于切口上沿觸“地”支撐點位置過高，導致上部結構頂層首先沖擊地面破壞，然后“從上到下”由頂層到切口上沿，邊觸地邊壓碎，這與方案一中的“從下到上”由切口上沿觸地沖擊破壞到結構頂層破壞形式恰好相反。

方案三（如圖3c）中，最后一排承重柱未拆除，在0.9s爆破切口完全形成時，結構已經有了一定的傾斜度并且還在繼續傾斜，在1.4s左右E排立柱觸地后，由于E、F排立柱強有力的支撐，上部結構在大偏心作用下在E、F排柱子三層頂端形成明顯的塑性鉸，并且很快就發生折斷，上部結構發生整體翻轉，直接撲到在地面上，這種倒塌形式對地面沖擊大，并且會造成爆堆堆積過高，解體不完全。

方案四（如圖3d）與方案三相比，不同的是，由于延期時間加長，E、F排立柱在上部結構大偏心作用下時間延長，消耗的上部結構的重力勢能加多，在E排立柱拆除觸地后，先后在F、E排底下三層立柱形成多個轉動鉸，結構沿著鉸轉動，最終的倒塌形式類似于方案三，整體撲倒在地，解體不完全，爆堆堆積過高。

                                                                               1

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                                                                               3

                                                                               4

3.2  爆堆范圍的對比分析

對建筑結構來說，分析爆堆范圍主要為了解結構在拆除爆破過程中的前沖、后座距離以及爆堆的高度。從以上4中方案的倒塌形式可以看出，在最后一排立柱不拆除的的情況下，后兩排立柱形成較強的支撐體系，使得切口上部結構繞著較高處的塑性鉸轉動，結構很容易就發生如圖3中（c）（d）所示的的整體翻轉，工程實際中尤其要避免出現這樣的倒塌形式，因此，首先排除方案三和方案四，后續也不再對其進行分析。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  后座距離

對比分析圖4中方案一和方案二結構的后座距離可以得出，方案一的后座距離為3m，方案二后座距離為4m，這是由于方案一形成塑性鉸位置較低，在一層柱子頂端，而方案二塑性鉸位置較高且較多，方案一后座距離明顯小于方案二。

3.2.2  前沖距離

結合3.1的數值模擬結果和圖4中后座距離可以得知，方案二中上沿切口觸地時距離較方案一的近1m左右，但是最后的前沖距離（如圖5）兩種方案幾乎是一樣的，都是16.1m。這主要是由于方案二中的塑性鉸位置較方案一的高，方案二切口上部結構在轉動過程有較大的重力勢能轉化為動能，使得結構頂層有較大的前沖速度，最后兩者的前從距離相等。

3.2.3爆堆高度

取爆堆范圍內高度最高的點作為爆堆高度，從爆堆高度圖（如圖6）可以看出，兩種方案的爆堆高度分別為9.15m和9.5m，且最高點出現的位置都在最后排承重柱的第三層（9.8m～12.8m），這主要是因為底下幾層的后排柱破壞主要是靠上部結構的重力壓縮屈服以及梁、板和柱在倒塌過程中相互之間擠壓破壞，這與實際工程情況也較符合。

3.3最優方案

通過對比分析方案一和方案二的倒塌形式以及爆堆范圍可以得出，方案一優于方案二。

3.4立柱破壞過程受力分析

由于結構在倒塌碰撞過程中，受力極其復雜，分析單根構件受力情況，有失準確。因此，這里分別選取最優方案E、F軸柱子4.5m高（底層塑性鉸附近）處截面的合軸力，進行對比分析。從圖8中可以看出，在0.3s時，第一區段構件爆破拆除后，E、F軸截面合軸力并沒有太大的變化，還是處于受壓狀態；但是，當0.6s第二區段構件爆破拆除后，E軸柱子截面所受合壓力突然增大，而F軸（最后一排）柱子所受合軸力由之前的受壓狀態變成受拉狀態；當0.9s第三區段構件爆破拆除后，E、F軸柱子截面軸力都減為零，結構整體開始下坐；在1.4s的時候，E、F軸柱子同時觸地完成下坐，柱子都處于受壓狀態；1.4s后，F軸柱子合壓力突減，并在2.0s時減為零過后就幾乎不變化了，也就意味著整個截面上下部分分離，這與之前圖3（a）中倒塌的形式也很吻合，而E軸在1.4s過后截面所受合壓力逐漸減小并在2.5s左右減為零，這是塑性鉸形成到完全破壞的的階段。

從以上E、F軸柱子合軸力的對比分析可以得出，E軸柱子在倒塌過程一直處于受壓狀態，而處于最后排的F軸柱子，由于結構一定的傾斜度，上部結構重力大部分壓在了E軸，F軸只受到相對較小的軸壓力，這也是塑性鉸形成在E軸底層柱子頂層的原因。

4.  結論

通過對9層框架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）拆除最后一排立柱，當延期時間為0.3s時，結構塑性鉸形成位置較低，且結構切口上沿觸地后，能夠很好地實現接觸位置逐漸擴大和前移的理想倒塌形式。當延期時間為0.5s時，結構塑性鉸形成位置較高，上部結構轉動過程中切口上沿與下一層樓板接觸，導致接觸點位置過高，樓層頂端先觸地，從樓層頂端到切口上沿逐漸破壞。

（2）最后一排立柱不拆除的情況下，延期時間為0.3s時，切口上部結構在大偏心作用下很容易在切口頂端后排立柱產生應力集中，形成塑性鉸，并且很快就發生折斷，導致上部結構發生整體翻轉。當延期時間加長到0.5s時，結構在后兩排立柱形成較多的塑性鉸，在繞塑性鉸轉動過程，結構最終也會整體同時撲倒在地面。

（3）在框架結構倒塌過程中，不同排的承重柱受力形式相差很大，采用整排柱子截面合軸力的分析方法，可以較為準確的分析結構倒塌過程立柱的受力情況。