賈木那大橋水壓定向爆破及其數值模擬*

張勤彬，程貴海，徐中慧，凌宇恒，蔣文俊，陳善江

（1. 廣西大學 資源環境與材料學院，廣西 南寧 530004；

2. 西南科技大學環境與資源學院，四川 綿陽 621000）

隨著我國爆破技術的不斷進步，部分工程爆破技術也開始逐步走向國外市場，并服務于其他周邊各國的基礎設施建設。孟加拉國賈木那大橋爆破拆除的成功，開創了孟加拉國橋梁爆破拆除的先河。

對于薄壁型、箱梁鋼筋混凝土結構的建（構）筑物，由于布孔難度較大，成本較高，故一般不采用傳統的爆破拆除方法，采用水壓爆破的拆除方案可以減少鉆孔數量，節約大量的成本，而且采用水壓爆破一定程度上也簡化了起爆網路，減小了爆破所產生飛石及粉塵的危害，因此采用水壓爆破拆除空心橋墩是較為合理的爆破方案。在我國，水壓爆破的研究工作正在不斷開展，大多數學者和工程技術人員主要通過類比實驗及數值模擬技術對其進行研究。張亞賓等[1]通過數值模擬得出了水壓爆破過程中爆炸沖擊波作用于構筑物壁面的傳播、反射、衰減過程；楊忠華等[2]建立了1/8 的鋼筋混凝土分離式模型進行數值模擬計算，闡述了混凝土的破壞機制及過程；孫金山等[3]通過建立一個多室箱梁的1/4 模型進行水壓爆破數值模擬，詳細的闡述了水壓爆破的力學機理及爆炸荷載作用下鋼筋混凝土的破壞機制。但目前對于非對稱結構的工程或非對稱裝藥的工程研究較少，且采用傳統的1/8 模型、1/4 模型進行數值模擬計算不能較好的反映實際工程情況，因此，為了研究孟加拉國賈木那大橋水壓爆破的破碎過程及其機理，采用橋墩1/2 模型對其破壞過程進行數值模擬計算，分析了薄壁橋墩的水壓爆破破碎機理，討論了不同的裝藥參數、起爆順序等對鋼筋混凝土破碎效果的影響。

1 橋墩水壓爆破裝藥參數

橋墩水壓定向爆破拆除與傳統的水壓爆破拆除技術不大相同，其藥包布置形式大多為非對稱結構，且其破碎機理較之對稱布置藥包的傳統水壓爆破來講，更加復雜，且國內無相關類似工程案例可供參考，為此，通過建立橋墩1/2 模型，對非對稱布置藥包的水壓爆破進行了數值模擬，根據結果分析了橋墩水壓定向爆破破碎的機理，探討了如何優化改進類似工程的爆破方案。

1.1 工程概況

孟加拉國賈木那（Jamuna）大橋位于孟加拉國首都達卡市郊，是孟加拉國南北交通的主要通道，由于該橋不能適應當前交通量的需求，需對其進行爆破拆除，待拆大橋與新橋僅隔3 m，共需要對4 個橋墩進行爆破拆除，橋面預先進行切割分離。大橋橋墩高15 m，為薄壁剪力墻空心封閉結構，壁厚僅12 cm，隔板厚度為20 cm（如圖1(a)所示），用傳統鉆孔爆破難度大，因此采用水壓定向爆破技術。

圖 1 橋墩結構及裝藥示意圖Fig. 1 The diagram of bridge pier structure and charge

1.2 裝藥參數的計算

待拆橋墩為非均勻、截面形狀不規則的結構體，且其高度與寬度之比遠大于1.5，根據汪旭光[4]主編的《爆破設計與施工》的相關內容，可采用分層藥包。單個藥包的藥量可依據下式計算：

式中：Q 為藥包質量，δ 為等效壁厚，R 為等效半徑，k 為結構物修正系數，與材質、強度、破碎程度等相關，混凝土大部分破裂，且鋼筋混凝土剝離徹底，為與結構物尺寸δ、R 相關的系數，為通過藥包中心的結構物內部水平截面面積，Sδ為通過藥包中心的結構物外壁的水平截面面積，相關參數如表1 所示。

表 1 水壓爆破相關參數Table 1 Water pressure blasting parameters

由于Ⅰ、Ⅲ為不規則結構體，且壁厚不一致，這種情況下，應布置偏炸藥包，使得藥包偏向于厚壁一側，偏炸距離c 可由下式所示：

式中：c 為偏炸距離，m；δ1、δ2側板厚度，m。

根據式（1）～（4），計算出Ⅰ、Ⅲ號箱體的等效半徑R 為1.029 m，等效壁厚δ 為0.536 m，單個箱體藥包總質量Q 取3 kg，偏炸距離c 為0.3 m，Ⅱ號箱體的等效半徑R 為0.820 m，等效壁厚δ 為0.480 m，單個箱體藥包總質量Q 取2 kg[4]。

1.3 裝藥參數

為了防止產生大量的飛石、水柱上沖及高壓氣體溢出的危害，橋墩內注水深度12 m。為了實現橋梁的定向倒塌，經過計算，在橋墩內Ⅰ區域分層布置3 個藥包，第一層藥包質量為0.25Q，Q1的計算值為0.75 kg，第二層藥包質量為0.35Q，Q2的計算值為1.05 kg，第三層藥包質量為0.4Q，Q3的計算值為1.2 kg；在橋墩內Ⅱ區域分層布置2 個藥包，第一層藥包質量為0.5Q，其計算值為1 kg，第二層藥包質量為0.5Q，其計算值為1 kg；Ⅲ區域布置3 kg 的單藥包，其示意圖如圖1（b）所示[5]。

2 橋墩水壓爆破有限元計算模型

2.1 算法的選擇

為了模擬橋墩的水壓爆破過程，采用ANSYS/LS-DYNA 程序，對橋墩進行了前處理建模、修改關鍵字、遞交計算、結果后處理、重啟動等分析過程，其中可采用Lagrange 算法、Euler 算法、任意Lagrange-Euler 算法（ALE）。由于Lagrange 算法多用于固體的應力應變分析，故鋼筋混凝土采用Lagrange 網格，Euler 算法多用于流體材料的分析中，在橋墩水壓爆破的數值模擬中，由于涉及有鋼筋混凝土、炸藥、水、空氣等相關材料，所選取的算法是ALE 算法，即流固耦合算法，利用此種算法可以兼得上述兩種算法的優點。求解過程中，炸藥爆炸產生的荷載通過水介質采用流固耦合算法自動作用到鋼筋混凝土網格上，在荷載的作用下鋼筋混凝土網格發生形變，相應的結構體又反作用于流體介質，改變其流動狀態及壓力變化狀態，進而實現對流體-固體之間耦合響應過程的模擬[2]。

2.2 有限元計算模型

水壓爆破模擬采用1 號橋墩下半段作為研究對象，為簡化分析及節約計算時間，取橋墩1/2 模型進行分析，藥包按正方體幾何尺寸建模，同時起爆，如圖2 所示。橋墩內注水高度為12 m，Ⅰ、Ⅲ區域藥包布置于中心偏厚壁0.3 m，第一層藥包距底板0.5 m，第二層藥包距底板2 m，第三層藥包距底板4 m。采用鋼筋混凝土等效模型，為滿足精度要求，網格大小設置為2 cm，模型頂部采用自由邊界，橋墩外壁周圍與空氣接觸的壁面采用無反射邊界，橋墩1/2 模型的對稱面及橋墩底部采用法向約束。

圖 2 橋墩水壓爆破有限元模型Fig. 2 Finite element model of water pressure blasting plan of bridge pier

2.3 材料本構模型及狀態方程

水壓爆破中涉及炸藥、鋼筋混凝土、水、空氣等材料，且會產生大變形，所以需要考慮鋼筋混凝土結構在大應變及高圍壓的條件下的損傷及破壞過程，在ANSYS/LS-DYNA 中有著豐富的材料模型，通過對關鍵字的修改，能較好地反映該工程水壓爆破時的實際情況。

2.3.1 炸藥參數及其狀態方程

炸藥采用*MAT_HIGH_EXPLOSIVE_BURN 模型，用*INITIAL_DETONATION 定義炸藥的起爆順序及位置，通過添加*EOS_JWL 狀態方程描述炸藥爆炸時的爆轟氣體狀態，式（5）用于表征爆炸時JWL 狀態方程決定的壓力：

式中：p 為由JWL 狀態方程確定的爆轟壓力，V 為爆轟產物的初始相對體積比，E0為炸藥的初始比內能，A、B、R1、R2、ω 為JWL 狀態方程相關的物理常量，本文使用的炸藥相關參數取值見表2。

表 2 乳化炸藥計算參數Table 2 Computational parameter of emulsion explosive

2.3.2 鋼筋混凝土本構模型

鋼筋混凝土模型采用*MAT_JOHNSON_HOLMQUIST_CONCRETE 材料進行數值模擬分析，該材料模型對于模擬結構物在大應變、高應變率、高圍壓及高強度荷載作用下材料的損傷及其破壞過程具有較好的效果。在JHC 模型中需要定義的材料參數為：密度ρ 為2 650 kg/m3，彈性模量為3.15×104MPa，剪切模量為1.278×104MPa，抗壓強度為35 MPa，抗拉強度為3.6 MPa，泊松比取0.2。其他參數采用HJC 模型中的相關參數進行表征，其中標準化黏結強度參數A 為0.79，標準化壓力硬化參數B 為1.6，應變率系數C 為0.007，壓力硬化指數N 為0.61，標準化最大強度為7.0 GPa，損傷參數D1、D2分別為0.04、1.0，屈服壓力pc為0.016 5 GPa，鎖定壓力pl為0.80 GPa，壓力常數值K1、K2、K3分別為85 GPa、-171 GPa、208 GPa，斷裂前塑性應變系數為0.01，屈服時體積應變參數μcrush為0.001，鎖定體積應變參數μlock為0.10。

2.3.3 水介質模型

水采用*MAT_NULL 描述，用*EOS_GRUNEISEN 表征其狀態方程，其密度為1 000 kg/m3。

3 數值模擬結果與分析

3.1 水壓爆破模擬結果分析

采用1/2 橋墩模型，炸藥在水中爆炸后，水介質中爆炸沖擊波在Ⅰ、Ⅱ、Ⅲ區域內經過傳播、干涉、反射及來回反復震蕩等過程作用于鋼筋混凝土橋墩的四壁，如圖3 所示。

圖 3 爆炸沖擊波傳播過程Fig. 3 Blasting shock wave propagation progress

3.1.1 水壓爆破中水的作用機理

水壓爆破中，水作為一種特殊的傳播介質，在爆破過程中起到的作用主要有：

（1）能量傳遞作用。為了比較相同條件下炸藥在不同傳播介質中能量的傳遞效率，在同一計算模型中僅將K 文件里的材料（2 號材料模型）關鍵字修改為空氣后再進行計算。通過數值模擬的對比可以得出：在水壓爆破中，水作為被爆結構物與炸藥之間的傳播介質，主要起著均勻傳遞爆轟波能量的作用，且由于水的弱壓縮性，水介質本身消耗的能量較少，爆轟波能量在水里的傳播效率較高，如圖4 所示，當炸藥周圍的傳播介質為水時，炸藥爆炸時的能量耗散較小，橋墩結構的總體能量峰值為4.031 MJ，當炸藥周圍為空氣介質時，能量大部分以熱能、聲能等形式耗散，橋墩結構的總體能量峰值為0.490 3 MJ。

圖 4 不同傳播介質時橋墩總體能量歷時曲線Fig. 4 The total energy diachronic curve of bridge pier in water and air mediums

（2）水楔劈裂作用。當炸藥在水介質中爆炸時，水中炸藥爆炸產生的沖擊波到達結構物壁面時，圍繞著橋墩壁面產生環向裂隙及徑向裂隙，隨后水介質及爆轟氣體快速進入到裂隙中，進而對裂隙作用，使其擴展、延伸，水起到了良好的水楔作用。由于水的密度大及壓縮性差，水介質攜帶著大量爆炸沖擊波能量作用于結構物，水楔對微觀裂紋的劈裂作用要遠大于氣楔的劈裂作用[6]。

（3）緩能作用。采用水壓爆破主要是靠水介質進行能量傳遞，炸藥爆炸后的沖擊波及氣體產物在水中的傳播速度要遠小于在空氣中的傳播速度，因此，爆炸沖擊波及爆轟氣體能較均勻作用于結構物的壁面上，橋墩壁面只產生破裂、脫筋，而不產生飛石及過粉碎，水介質的低滲流速度又阻礙了爆轟氣體的快速外泄，這不單提高了炸藥能量的利用率，還有效降低了噪聲，起到了良好的緩沖作用。

3.1.2 水壓爆破對結構物的破碎機理

炸藥在水介質中爆炸后，對橋墩周圍壁面的破壞作用形式主要有爆炸沖擊波的作用、爆轟氣體的膨脹做功、反射拉伸波及高速水流的破壞作用。橋墩的破壞過程如圖5 所示，為方便觀察橋墩破壞過程，在selpar 中設置不顯示part 2 水介質單元。

圖 5 橋墩破壞過程Fig. 5 Break progress of bridge pier

（1）爆炸沖擊波的作用。如圖3(a)所示，炸藥爆炸后，爆轟波傳遞到藥包表面，近水層受到爆炸荷載的沖擊，0.03 ms 時產生的沖擊波首先到達底板，距離藥包較近的單元受到的壓力為0.268 GPa，水中局部密度增大，水中質點傳播速度約為1 900 m/s；如圖3(b)所示，0.08 ms 時沖擊波發生強烈的干涉現象，兩層不同藥包間對稱面上的沖擊波由于干涉疊加，增大了沖擊波的峰值壓力及傳播速度，但是藥包層間部分區域由于干涉相消，沖擊波壓力及傳播速度被衰減了。約0.1 ms 時，沖擊波到達中間隔板及左右兩側板，由于傳播過程能量的耗散，沖擊波到達側板的峰值壓力約為0.026 3 GPa，如圖5(a)所示，由于入射波強度大于邊壁面的極限抗壓強度，在橋墩外層將出現龜裂現象，但由于時間極短，宏觀裂紋來不及擴展，水介質及爆轟氣體暫時不會外泄[7]。

（2）爆轟氣體的膨脹作用。隨著沖擊波的作用后，爆轟氣體作用下形成的水球迅速向外膨脹做功，首先達到底板，然后傳至中間及周圍側板，水球的快速膨脹使水介質空化區消失，并突躍式的將能量作用于結構物壁面，進一步使橋墩隔板、外壁的裂紋擴展、延伸[4]，如圖5(b)、(c)所示，爆轟氣體作用時間約為2.5 ms。

（3）反射拉伸波作用。水介質作用于橋墩周壁后，在橋墩內不斷產生脈動現象，如圖3(d)、圖5(c)所示，壓縮波傳至壁面后反射成拉伸波，由于鋼筋混凝土的抗拉強度要遠小于抗壓強度，所以橋墩壁面宏觀裂紋開始迅速擴展，橋墩開始發生較大變形及位移，進而內壁發生破壞，橋墩混凝土開始開裂并脫落；

（4）高速水流的作用。如圖5（d）所示，隨著橋墩壁面的破壞，具有較大殘壓的水流從宏觀裂紋及破壞口中高速沖出，對橋墩壁面進一步進行破壞。

3.2 數值模擬結果對比與分析

為了研究裝藥形式、偏炸距離等因素對薄壁橋墩水壓定向爆破效果的影響，對比分析了多次數值模擬的結果，如圖6 所示，圖6(a)為非對稱裝藥條件下偏炸距離0.3 m 的爆后效果，圖6(b)為非對稱裝藥條件下偏炸距離小于0.2 m 的爆后效果，圖6(c)為非對稱裝藥條件下偏炸距離等于0.2 m 的爆后效果，圖6(d)為對稱裝藥條件下偏炸距離0.2 m 的爆后效果。

圖 6 不同裝藥條件下橋墩爆破效果Fig. 6 Blasting result of bridge pier under different conditions

3.2.1 偏炸距離的影響

在水壓爆破實踐中，對于壁厚不同的結構物，為了取得良好的爆破效果，需要偏離待拆除結構物的中心布置炸藥。在本工程中，按照不規則斷面結構物偏炸距離計算經驗公式（式(4)）得出的偏炸距離為0.3 m，但通過多次數值模擬的結果，發現偏炸距離c≥0.3 m 時，橋墩外壁破碎不充分，爆破效果不佳，如圖6(a)所示；當將偏炸距離從0.3 m 逐漸減小時，橋墩周壁及中間隔板破碎效果逐漸變好，當偏炸距離為0.2 m 時，橋墩隔板及周壁破碎充分，爆破效果好，如圖6(c)所示；當偏炸距離從0.2 m 逐漸變小時，橋墩中間隔板爆破效果變差，不利于橋墩定向倒塌，如圖6(b)所示。

3.2.2 藥包布置形式的影響

為對比分析藥包布置形式對橋墩定向水壓爆破效果的影響，在橋墩水壓爆破模擬中采用對稱裝藥和非對稱裝藥兩種計算模型，通過數值模擬結果可以得出，采用非對稱裝藥能較好的實現橋墩爆破時能在預定位置產生定向切口，如圖6(c)所示，橋墩在自重應力及沖擊波的作用下產生較大彎矩，進而實現橋墩的定向爆破拆除；當采用對稱裝藥時，橋墩周壁及中間隔板破碎情況大體一致，不能形成定向缺口，如圖6(d)所示，這種情況下極易出現橋墩爆后整體下墜，塌而不倒，甚至反向倒塌，因此，采用對稱裝藥形式不僅不能實現橋墩定向倒塌，還存在極大的安全隱患，故在同類工程中不推薦采用對稱裝藥結構。

3.3 水壓爆破結果分析與討論

根據現場爆破效果及數值模擬的結果，雖然該橋梁的水壓定向爆破拆除達到了預期的效果，但為了優化及改進類似工程的水壓爆破方案，橋墩的爆破參數仍值得探討、改進：

（1）根據數值模擬及現場爆破效果，采用理論公式計算得到的藥包布置的偏炸距離0.3 m 偏大，左右兩側板的沖擊破壞不明顯，左右兩側板的破碎效果不佳，因此藥包的偏炸距離應小于0.3 m，如本工程中設置0.2 m 左右的偏炸距離，左右兩側板的破碎效果將有所改善；

（2）各藥包同時起爆，根據圖3(b)可以看出，由于同倉兩層炸藥爆炸后的沖擊波發生強烈的干涉現象，其能量被削弱，因此對于布置分層藥包的水壓爆破工程，藥包層間合理設置延期時間可以增大炸藥能量的利用率，但層間延期時間不宜過長，應控制在2.5 ms 以內，否則會使得爆轟氣體及水介質從先破壞的爆破切口中泄出，而達不到預定的爆破效果；

（3）由于采用導爆管雷管，其延期精度不高，進而使得右倉的爆破效果不佳，在以后同類工程中可引進數碼雷管，其延期精度可滿足各類工程需求[8]，通過多次水壓爆破實踐經驗發現，當各藥包總延期時間不大于爆轟氣體作用時間時，合理設置藥包延期時間可有效的改善爆破效果；

（4）由于橋墩結構的缺陷及其廢舊老化等因素，橋墩內各倉蓄水能力嚴重不足，此次爆破過程中采用3 臺流量為20 m3/h 的水泵不停地給各水壓倉供水，但根據后來類似爆破工程的實踐經驗，采用高強度聚乙烯水袋進行灌水填裝顯得更經濟可行。

4 結 論

以孟加拉國賈木那大橋的水壓定向拆除爆破工程為背景，采用顯示動力學分析軟件ANSYS LS-DYNA對橋墩的水壓爆破進行了數值模擬，分析了橋墩的水壓爆破破壞形式及過程，并對爆破方案進行了討論，得出以下結論：

（1）在該薄壁橋墩水壓爆破工程中，采用傳統的經驗公式計算出的偏炸距離0.3 m 布置藥包時，其兩側圓弧側板破碎效果不佳，通過數值模擬得出偏炸距離為0.2 m 時，橋墩周壁及中間隔板破碎效果最佳，在以后同類工程實踐中，可采用經驗公式結合數值模擬的結果設置藥包偏炸距離，以達到爆破效果最佳的目的；

（2）在橋墩水壓定向拆除爆破中，采用非對稱裝藥結構可較好的實現橋墩爆破時能在預定位置產生定向切口，橋墩在其自重應力及沖擊波作用下，能產生較大的彎矩，使得橋墩實現定向倒塌，通過數值模擬結果的對比，采用對稱裝藥結構進行爆破時，橋墩容易出現塌而不倒，造成巨大安全隱患，在同類工程中應避免采用對稱裝藥結構；

（3）采用同時起爆，藥包層間發生較為強烈的干涉現象，削弱了沖擊波能量，類似工程可合理設置藥包層間延期時間，以減弱沖擊波的干涉相消現象，進而增大炸藥能量的利用率，但層間延期時間應根據實際工況決定，且應保證爆轟氣體不提前外泄，本工程中層間延期時間應小于2.5 ms；

（4）由于導爆管雷管的延期誤差較大，采用普通導爆管雷管的精度不能達到工程需求，因此在同類工程中可采用數碼電子雷管進行爆破作業，以提高雷管延期精度及爆破破碎效果。