冷却塔爆破拆除失稳机制与变形破坏特征研究.pdf

第３４卷 第２期 ２０１７年６月 爆 破 ＢＬＡＳＴＩＮＧ Ｖｏｌ． ３４ Ｎｏ． ２  Ｊｕｎ． ２０１７ ｄｏｉ１０． ３９６３／ ｊ． ｉｓｓｎ． １００１ －４８７Ｘ． ２０１７． ０２． ００７ 冷却塔爆破拆除失稳机制与变形破坏特征研究 谢先启 １，２， 姚颖康１，２， 贾永胜１， 罗启军１， 韩传伟１， 刘昌邦１， 黄小武１ （１．武汉爆破有限公司， 武汉４３００２３；２．河海大学土木与交通学院， 南京２１００９８） 摘 要 冷却塔为高耸薄壁结构， 爆破拆除失稳机制复杂。依托Ｈ ７０ ｍ钢筋混凝土冷却塔爆破拆工程， 通 过多点无线高清摄像观测、 支撑区动应变监测等手段， 研究了冷却塔爆破拆除失稳过程中塔体的变形破坏特 征和支撑区人字柱的应力演变机制。研究结果表明 切口区人字柱爆破时， 首先产生向上的脉冲荷载， 脉冲 荷载沿塔壁传向支撑区人字柱， 使其首先承受动态拉伸荷载； 随后， 支撑区人字柱首先整体向下压缩， 然后发 生回弹震荡； 重力矩重新分配后， 靠近切口区的人字柱承受应变率为１０ －３ ／ ｓ ～１０ －２ ／ ｓ量级的动态附加压应 力， 人字柱与圈梁连接点产生压剪破坏； 随着人字柱破坏范围的扩大， 塔体转动轴逐渐后移， 支撑区后部人字 柱最终在圈梁节点处发生弯折破坏。 关键词 冷却塔；爆破拆除；失稳机制；应变测试；摄像观测 中图分类号 ＴＵ７４６． ５ 文献标识码 Ａ 文章编号 １００１ －４８７Ｘ（２０１７）０２ －００４０ －０７ Ｓｔｕｄｙ ｏｎ Ｉｎｓｔａｂｉｌｉｔｙ Ｍｅｃｈａｎｉｓｍ ａｎｄ Ｄｅｆｏｒｍａｔｉｏｎ Ｃｈａｒａｃｔｅｒｉｓｔｉｃｓ ｏｆ Ｈｙｐｅｒｂｏｌｉｃ Ｃｏｏｌｉｎｇ Ｔｏｗｅｒ Ｅｘｐｌｏｓｉｖｅ Ｄｅｍｏｌｉｔｉｏｎ ＸＩＥ Ｘｉａｎｑｉ１， ２， ＹＡＯ Ｙｉｎｇｋａｎｇ１， ２， ＪＩＡ Ｙｏｎｇｓｈｅｎｇ１，ＬＵＯ Ｑｉｊｕｎ１，ＨＡＮ Ｃｈｕａｎｗｅｉ１， ＬＩＵ Ｃｈａｎｇｂａｎｇ１，ＨＵＡＮＧ Ｘｉａｏｗｕ１ （１． Ｗｕｈａｎ Ｅｘｐｌｏｓｉｏｎ ＆ Ｂｌａｓｔｉｎｇ Ｃｏｒｐｏｒａｔｉｏｎ Ｌｉｍｉｔｅｄ，Ｗｕｈａｎ ４３００２３，Ｃｈｉｎａ； ２． Ｃｏｌｌｅｇｅ ｏｆ Ｃｉｖｉｌ ＆ Ｔｒａｎｓｐｏｒｔａｔｉｏｎ Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ，Ｈｏｈａｉ Ｕｎｉｖｅｒｓｉｔｙ，Ｎａｎｊｉｎｇ ２１００９８，Ｃｈｉｎａ） Ａｂｓｔｒａｃｔ Ｔｈｅ ｈｙｐｅｒｂｏｌｉｃ ｃｏｏｌｉｎｇ ｔｏｗｅｒ ｉｓ ａ ｈｉｇｈ ｒｉｓｅ ｔｈｉｎｗａｌｌｅｄ ｓｔｒｕｃｔｕｒｅ，ｔｈｅ ｉｎｓｔａｂｉｌｉｔｙ ｍｅｃｈａｎｉｓｍ ｉｎ ｂｌａｓｔｉｎｇ ｄｅｍｏｌｉｔｉｏｎ ｐｒｏｃｅｓｓ ｉｓ ｃｏｍｐｌｉｃａｔｅｄ． Ｃｏｍｂｉｎｅｄ ｗｉｔｈ ａ Ｈ ７０ ｍ ｈｙｐｅｒｂｏｌｉｃ ｃｏｏｌｉｎｇ ｔｏｗｅｒ ｂｌａｓｔｉｎｇ ｄｅｍｏｌｉｔｉｏｎ ｐｒｏｊｅｃｔ，ｔｈｅ ｉｎｓｔａｂｉｌｉｔｙ ｍｅｃｈａｎｉｓｍ ｏｆ ｃｏｌｕｍｎｓ ｉｎ ｓｕｐｐｏｒｔ ｚｏｎｅ ａｎｄ ｄｅｆｏｒｍａｔｉｏｎｆａｉｌｕｒｅ ｃｈａｒａｃｔｅｒｉｓｔｉｃｓ ｏｆ ｔｈｅ ｔｏｗｅｒ ｗｅｒｅ ｓｔｕｄｉｅｄ ｂｙ ｈｉｇｈｄｅｆｉｎｉｔｉｏｎ ｃａｍｅｒａ ｏｂｓｅｒｖａｔｉｏｎ ａｎｄ ｓｔｒａｉｎ ｍｏｎｉｔｏｒｉｎｇ． Ｉｎ ｃｕｔｔｉｎｇ ｚｏｎｅ ｂｌａｓｔｉｎｇ，ｔｈｅ ｕｐｐｅｒ ｐａｒｔ ｏｆ ｔｈｅ ｔｏｗｅｒ ｗａｓ ｌｏａｄｅｄ ｗｉｔｈ ａｎ ｕｐｗａｒｄ ｐｕｌｓｅ ｌｏａｄ，ａｎｄ ｔｈｅ ｐｕｌｓｅ ｌｏａｄ ｗｏｕｌｄ ｂｅ ｔｒａｎｓｍｉｔｔｅｄ ｔｏ ｃｏｌｕｍｎｓ ｉｎ ｓｕｐｐｏｒｔ ｚｏｎｅ ｔｈｒｏｕｇｈ ｔｈｅ ｔｏｗｅｒ ｗａｌｌ． Ａｓ ａ ｒｅｓｕｌｔ，ｔｈｅ ｃｏｌｕｍｎｓ ｗａｓ ｓｕｂｊｅｃｔｅｄ ｔｏ ａｄｄｉｔｉｏｎａｌ ｄｙｎａｍｉｃ ｔｅｎｓｉｌｅ ｓｔｒｅｓｓ． Ｓｕｂｓｅｑｕｅｎｔｌｙ，ｃｏｌｕｍｎｓ ｉｎ ｓｕｐ ｐｏｒｔ ｚｏｎｅ ｗｅｒｅ ｃｏｍｐｒｅｓｓｅｄ ｄｏｗｎｗａｒｄｓ ａｎｄ ｔｈｅｎ ｒｅｂｏｕｎｄｅｄ． Ａｆｔｅｒ ｔｈｅ ｇｒａｖｉｔｙ ｍｏｍｅｎｔ ｒｅｄｉｓｔｒｉｂｕｔｉｏｎ，ｃｏｌｕｍｎｓ ｎｅａｒ ｔｈｅ ｂｌａｓｔｉｎｇ ｃｕｔ ｗｅｒｅ ｓｕｂｊｅｃｔｅｄ ｔｏ ｃｏｍｐａｒａｂｌｅ ｈｉｇｈ ｓｔｒａｉｎ ｒａｔｅ（１０ －３ ／ ｓ ～１０ －２ ／ ｓ）ｐｒｅｓｓｕｒｅ，ａｎｄ ｔｈｅ ｃｏｎｎｅｃｔｉｏｎ ｐｏｉｎｔ ｂｅ ｔｗｅｅｎ ｔｈｅ ｃｏｌｕｍｎｓ ａｎｄ ｔｈｅ ｒｉｎｇ ｂｅａｍ ｈａｄ ａ ｃｏｍｐｒｅｓｓｉｖｅｓｈｅａｒ ｆａｉｌｕｒｅ． Ｗｉｔｈ ｔｈｅ ｆａｉｌｕｒｅ ｒｅｇｉｏｎ ｅｘｐａｎｓｉｏｎ ｏｆ ｔｈｅ ｃｏｌ ｕｍｎｓ，ｔｈｅ ｒｏｔａｒｙ ａｘｉｓ ｏｆ ｔｈｅ ｓｕｐｐｏｒｔ ｚｏｎｅ ｃｏｎｔｉｎｕｏｕｓｌｙ ｍｏｖｅｄ ｂａｃｋｗａｒｄｓ，ａｎｄ ｃｏｌｕｍｎｓ ｏｆ ｂａｃｋｓｉｄｅ ｗｅｒｅ ｎｏｔ ｄｅｓｔｒｏｙｅｄ ｂｙ ｉｍｐａｃｔ ｃｏｍｐｒｅｓｓｉｏｎ，ｂｕｔ ｔｈｅ ｂｅｎｄｉｎｇ ｆａｉｌｕｒｅ ｃａｍｅ ｉｎｔｏ ｂｅｉｎｇ ａｔ ｔｈｅ ｕｐｐｅｒ ａｎｄ ｌｏｗｅｒ ｎｏｄｅｓ． Ｋｅｙ ｗｏｒｄｓ ｈｙｐｅｒｂｏｌｉｃ ｃｏｏｌｉｎｇ ｔｏｗｅｒ；ｂｌａｓｔｉｎｇ ｄｅｍｏｌｉｔｉｏｎ；ｉｎｓｔａｂｉｌｉｔｙ ｍｅｃｈａｎｉｓｍ；ｓｔｒａｉｎ ｔｅｓｔｉｎｇ；ｖｉｄｅｏ ｏｂｓｅｒ ｖａｔｉｏｎ 收稿日期２０１７ －０２ －１６ 作者简介谢先启（１９６０ －） ， 男， 湖北洪湖人， 教授级高级工程师、 博 士生导师， 主要从事工程爆破方面的生产与科研工作， （Ｅｍａｉｌ）ｘｘｑｂｌａｓｔ＠１６３． ｃｏｍ。 基金项目武汉市创新人才开发资助项目 目前， 废弃火力发电厂中的双曲线钢筋混凝土 冷却塔多采用爆破方式进行拆除［ １５］。钢筋混凝土 冷却塔具有体积大、 塔壁薄、 高细比小、 重心低等特 万方数据 点， 爆破拆除时， 易发生后坐、 坐而不倒等现象， 事故 率较高［ ６］。部分学者和工程技术人员对冷却塔失 稳倒塌机理进行了分析［ ７，８］， 有助于在工程实践中 优化爆破设计方案， 保证爆破效果。针对冷却塔的 失稳机制与变形破坏特征问题， 工程技术人员多从 工程设计角度开展技术探讨， 深入地进行理论或实 验研究相对较少［ １６］。 综上所述， 目前针对冷却塔爆破过程中结构的 支撑区荷载的调整过程以及人字柱的失稳机制及变 形破坏特征研究相对较少。依托Ｈ ７０ ｍ冷却塔爆 破拆除工程项目开展了现场实验研究， 参考相关研 究成果［ ９，１０］， 结合摄像分析和应变测试技术， 对冷却 塔可靠失稳倒塌情况下的支撑区失稳破坏机制和变 形破坏特征进行了分析。 １ 爆破方案 待爆破拆除的冷却塔高７０ ｍ（如图１） ， 底部外 径为５４． ９ ｍ， 壁厚５００ ｍｍ， 顶部外径为３２． ６ ｍ， 壁 厚为１２０ ｍｍ。０ ～５． ０ ｍ标高为人字形立柱支撑结 构， 立柱截面尺寸为４００ ｍｍ ４００ ｍｍ，高度为 ５． ０ ｍ， 共４０对，８０根； 人字柱上部为环形圈梁， 高 ２． ０ ｍ， 厚度为５００ ｍｍ。冷却塔和人字柱混凝土标 号均为Ｃ３０。 图１ 冷却塔结构图（ 单位ｍ） Ｆｉｇ． １ Ｓｔｒｕｃｔｕｒｅ ｏｆ ｈｙｐｅｒｂｏｌｉｃ ｃｏｏｌｉｎｇ ｔｏｗｅｒ（ｕｎｉｔｍ） 本次爆破采用预开卸荷槽、 爆破人字柱的定向 爆破方案。爆破缺口展开呈正梯形，圆心角为 ２１６， 爆破至人字柱与圈梁连接部位。需要爆破人 字支撑柱２２对，４４根；保留的支撑区人字柱共 １８对，３６根。爆破缺口弧长９５． ８３ ｍ， 支撑区弧长 ６３． ８８ ｍ（ 如图２） 。 图２ 爆破切口展开图（ 单位ｍ） Ｆｉｇ． ２ Ｕｎｆｏｌｄｅｄ ｄｒａｗｉｎｇ ｏｆ ｂｌａｓｔｉｎｇ ｃｕｔ（ｕｎｉｔｍ） 圈梁不爆破， 爆前采用机械破除， 为防止炸而不 倒情况发生， 切口区上方塔壁采用机械开凿１１条竖 向卸荷槽， 卸荷槽宽２０ ｃｍ， 中部卸荷槽处理高度为 １６． ０ ｍ。切口区两侧末端预开凿２条与水平面夹角 呈４５的定向窗。 ２ 监测方案 ２． １ 无线摄像观测 为观测冷却塔失稳破坏过程中人字柱及上部塔 壁的宏观变形破坏过程， 在冷却塔内部和外部布设 了红外阵列筒型网络高清摄像机对其进行视频 摄像。 其中， 在冷却塔支撑区外侧１５ ｍ， 以中心线为 准， 左右对称共布置５台摄像机， 观测支撑区变形破 坏特征。在冷却塔内部布置３台摄像机， 观测切口 区中部和两侧的变形破坏特征。视频观测采集分辨 率为１０８０Ｐ， 采集频率为６０帧／ ｓ。 ２． ２ 应变监测 为研究冷却塔爆破拆除的失稳力学机制， 采用 应变片与动态应变测试系统监测爆破失稳过程中支 撑区人字柱的应变变化情况。 为分析支撑区人字柱的破坏过程以及应变变化 情况， 在冷却塔支撑区的１６对人字柱中选择布置 １６个应变片， 其中８、９号测点布置于同一人字柱。 应变片采用１００ ｍｍ长１２０ Ω的ＢＸ１２０１００ＡＡ混凝 土应变片。应变片位于人字柱距地面１． ５ ｍ高度 处， 除８、９号应变片布置在人字柱前后侧外。大部 分应变片平行于人字柱中轴线粘贴在立柱两侧， 应 变数据采用ＤＨ３８１７动静态应变测试仪进行采集， 采样频率为１ ｋＨｚ， 测点布置如图３所示。 １４第３４卷 第２期 谢先启， 姚颖康， 贾永胜， 等 冷却塔爆破拆除失稳机制与变形破坏特征研究 万方数据 图３ 应变测点布置示意图 Ｆｉｇ． ３ Ｌａｙｏｕｔ ｏｆ ｓｔｒａｉｎ ｇａｕｇｅｓ ３ 塔体变形破坏宏观现象分析 视频观测结果显示， 冷却塔自炸药起爆至完全 倒塌触地历时约７ ｓ， 倒塌效果良好， 解体充分。各 阶段的变形破坏特征分述如下。 ３． １ 切口区起爆 观测结果表明， 起爆后约０． １ ｓ， 人字柱和圈梁 部位的炸药即可将混凝土破碎抛掷， 伴生大量粉尘 和飞散物。破坏过程中炮孔孔口填塞端先发生抛掷 （ 图４） ， 立柱外侧包裹的防飞散物无纺布被瞬间扯 碎， 向四周飞散， 其在运动过程能保持片状， 一定程 度上降低了个别飞散物的运动速度（图５） 。因此， 防个别飞散物的覆盖防护材料应具有一定强度。 图４ 人字柱起爆瞬间（０． １２ ｓ） Ｆｉｇ． ４ Ｉｎｉｔｉａｔｉｏｎ ｍｏｍｅｎｔ ｏｆ ｃｏｌｕｍｎｓ（０． １２ ｓ） 图５ 立柱覆盖防护材料无纺布破坏瞬间（０． １６ ｓ） Ｆｉｇ． ５ Ｄｅｓｔｒｏｙ ｍｏｍｅｎｔ ｏｆ ｎｏｎｗｏｖｅｎ ｆａｂｒｉｃｓ ｗｒａｐｐｅｄ ｉｎ ｃｏｌｕｍｎｓ（０． １６ ｓ） 须高度重视的是， 受雷管延期精度影响， 立柱的 起爆时间并不同步（图４） 。因此， 工程实践中应充 分考虑雷管延期精度因素， 设计合理起爆网路， 保证 起爆网路的可靠性。 ３． ２ 支撑区失稳 人字柱起爆后约０． ５ ｓ， 切口区下边缘开始发生 明显的向下运动趋势， 逐渐发生整体失稳， 同时伴随 着支撑区失稳破坏。支撑区的失稳主要是受人字柱 的破坏所致， 但由于圈梁截面尺寸较大且承载力较 高， 破坏现象主要发生在人字柱与圈梁的连接部位 （ 如图６） 。人字柱破坏时首先产生与其轴线呈小于 ４５夹角的裂纹， 随后节点完全破碎， 圈梁继续向下 运动塌落， 但残留人字柱依然保持直立（图７） 。塔 体继续向下运动时， 圈梁与切口两侧区域保留的人 字柱发生错断， 并使其自底部向塔体中心发生弯曲 折断（ 图８ｂ） 。 图６ 支撑区人字柱破坏初始阶段 Ｆｉｇ． ６ Ｔｈｅ ｉｎｉｔｉａｌ ｓｔａｇｅ ｏｆ ｃｏｌｕｍｎ ｆａｉｌｕｒｅ 图７ 支撑区人字柱上部完全破坏 Ｆｉｇ． ７ Ｕｐｐｅｒ ｐａｒｔ ｏｆ ｃｏｌｕｍｎ ｆａｉｌｕｒｅ ｔｏｔａｌｌｙ 图８ 残留人字柱与圈梁错断 Ｆｉｇ． ８ Ｔｈｅ ｒｅｓｉｄｕａｌ ｃｏｌｕｍｎ ｉｓ ｓｔａｇｇｅｒｅｄ ｆｒｏｍ ｔｈｅ ｒｉｎｇ ｂｅａｍ 受覆盖的密目安全网影响， 支撑区后部的人字 柱观测效果较差。通过图像处理并前后对比发现， 支撑区后部人字柱破坏远滞后于前部， 最后端的人 字柱破坏程度不如前端强烈， 其破坏是因为塔体顶 部向切口区发生偏转， 人字柱与圈梁和基础节点处 发生弯折破坏。冷却塔失稳过程中， 未出现建（构） 筑物爆破拆除过程中常见的后坐现象。见图９。 ２４爆 破 ２０１７年６月 万方数据 图９ 支撑区后部人字柱 Ｆｉｇ． ９ Ｃｏｌｕｍｎｓ ｏｆ ｂａｃｋｓｉｄｅ ｏｆ ｔｈｅ ｔｏｗｅｒ ３． ３ 塔体空中解体 由于冷却塔爆破切口高度不大， 因此在塔体产 生一定倾斜时切口上边缘即接触到地面。触地后正 中间卸荷槽顶部右侧立即产生一横向裂缝（如图 １０ａ） ， 裂缝呈压剪破坏特征且破坏强烈， 大量混凝 土碎块自裂缝挤出。随后， 横向裂缝迅速沿水平方 向传播， 形成连接各卸荷槽顶点的横向贯通裂缝 （ 如图１０ｂ、１０ｂ） 。随着倾倒角度的增大， 横向主裂 缝逐渐扩展， 至切口闭合时裂缝扩展至切口边缘， 并 继续向塔体后部扩展， 最终贯穿至塔体支撑区中 心线。 图１０ 右侧塔壁横向裂缝扩展过程 Ｆｉｇ． １０ Ｔｒａｎｓｖｅｒｓｅ ｃｒａｃｋ ｐｒｏｐａｇａｔｉｏｎ ｏｆ ｔｈｅ ｒｉｇｈｔ ｗａｌｌ 受冷却塔近体防护措施影响以及安全警戒限 制， 未能观测到左侧切口内裂缝的形成和扩展过程， 外部摄像头观测到的左侧塔壁裂缝扩展现象不是十 分显著（ 如图１１） 。 图１１ 左侧塔壁 Ｆｉｇ． １１ Ｒｉｇｈｔ ｗａｌｌ ｏｆ ｔｈｅ ｔｏｗｅｒ 在横向裂缝延伸至切口区边缘的同时， 塔体中 上部形成一条竖向裂缝， 随后裂缝左右两侧塔壁向 中轴线方向变形， 该裂缝迅速向上、 下两个方向扩 展， 上部扩展至塔顶， 下部则与横向裂缝相交。最终 塔壁发生扭曲变形迅速塌落至地面（ 如图１２） 。 现场摄像观测结果表明， 塔壁预先开凿的多条 竖向卸荷槽， 显著降低了塔壁的整体刚度， 当圈梁触 地时塔体出现横竖向裂缝并发生扭曲变形， 保证了 塔体的可靠失稳。竖向卸荷槽起到了提高爆破切口 高度的作用， 解决了塔体重心低失稳难的问题。 其次， 由于结构及其材料的非均一性， 塔壁的变 形和破坏具有一定的随机性， 这往往是工程经验类 比、 理论分析以及数值模拟等研究手段所难以预测 的， 工程实践中应对结构失稳过程进行多方案、 多参 数和多手段的分析与预测。 图１２ 横向裂缝与纵向裂缝 Ｆｉｇ． １２ Ｔｒａｎｓｖｅｒｓｅ ｃｒａｃｋｓ ａｎｄ ｌｏｎｇｉｔｕｄｉｎａｌ ｃｒａｃｋｓ ４ 人字柱应变特征分析 ４． １ 起爆阶段 冷却塔人字柱中炸药爆炸时， 冲击波、 应力波和 爆生气体将混凝土破碎并向外抛掷， 部分爆炸应力 波将通过圈梁向塔壁和支撑区人字柱传播。 在该阶段，４４根人字柱爆破时的冲击波首先作 用于圈梁， 提供一“上抬”脉冲荷载， 脉冲荷载以弹 性波形式在塔体中迅速传播。该荷载在爆破切口上 部的塔壁中以“ 压缩” 脉冲形式出现， 而在支撑区人 字柱中则以“ 拉伸” 脉冲形式出现。 监测数据表明， 靠近切口区人字柱的测点最先 监测到拉伸信号， 如图１３中代表第１和第１５测点 ３４第３４卷 第２期 谢先启， 姚颖康， 贾永胜， 等 冷却塔爆破拆除失稳机制与变形破坏特征研究 万方数据 轴向应变的ｗａｖｅ１和ｗａｖｅ１５曲线所示（第１６测点 应变片受爆破冲击波作用后失真，未取得有效数 据） 。其中，ｗａｖｅ１５达到峰值时刻要比ｗａｖｅ１早 １５ ｍｓ， 这可能是切口两侧起爆雷管存在的延期误差 造成起爆时间不同所导致的。其次， 与距离爆破切 口较远的人字柱相比， 第１和１５测点的拉应变峰值 要早于其它测点１０ ～２５ ｍｓ。 图１３ 起爆阶段支撑区人字柱应变曲线 Ｆｉｇ． １３ Ｓｔｒａｉｎ ｃｕｒｖｅｓ ｏｆ ｃｏｌｕｍｎｓ ｉｎ ｉｎｉｔｉａｔｉｎｇ ｓｔａｇｅ 对ｗａｖｅ１（如图１４）进行分析可知， 首个波形的 应变上升时间约为１０ ｍｓ， 半周期的时间约为２０ ｍｓ， 据此可推断人字柱炮孔压力作用时间大约为２０ ｍｓ。 同时， 应变监测结果表明， 人字柱受爆炸冲击作 用产生的拉应变值较小，ｗａｖｅ１的峰值约为６ με， 按 Ｃ３０混凝土弹性模量为３０ ＧＰａ计算， 附加拉应力为 ０． １８ ＭＰａ， 该附加拉应力远远低于人字柱所承受的 静态压应力。因此， 人字柱仍以承受压应力为主， 切 口区爆破产生的“上抬”作用不会对支撑区人字柱 造成实质性损伤， 但可引起塔体的振动。 分析后续测点应变曲线发现， 人字柱未断裂前， 应变曲线中存在高频的应变波动， 表明爆炸荷载形 成的应力波仍继续在塔体和人字柱中振荡， 并与塔 体和人字柱后续的应变相叠加。 图１４ 起爆阶段１＃测点应变曲线 Ｆｉｇ． １４ Ｓｔｒａｉｎ ｃｕｒｖｅ ｏｆ Ｎｏ． １ ｃｏｌｕｍｎｓ ｉｎ ｉｎｉｔｉａｔｉｎｇ ｓｔａｇｅ ４． ２ 塔体应力动态调整阶段 在切口区爆炸冲击作用消失以后， 支撑区人字 柱破坏以前， 塔体的自重荷载将发生动态调整， 支撑 区人字柱应变也随之变化。监测结果表明， 人字柱 的应变动态调整过程可划分为前期（ Ⅱａ ）和后期 （ Ⅱｂ ） 两个阶段。 （１） 人字柱动态加载及恢复期（ Ⅱａ ） 图１５中 Ⅱａ 区间所表示的部分属于人字柱动 态加载及恢复期。 图１５ 应力动态调整阶段应变曲线 Ｆｉｇ． １５ Ｓｔｒａｉｎ ｃｕｒｖｅｓ ｏｆ ｃｏｌｕｍｎｓ ｉｎ ｓｔｒｅｓｓ ａｄｊｕｓｔｉｎｇ ｓｔａｇｅ 受爆炸冲击压缩的部分塔壁在切口区人字柱爆 破完成瞬间立即发生卸荷回弹， 切口区人字柱承受 的动荷载更为显著。与此同时， 上部塔体部分重力 荷载由切口区４４根人字柱转移至支撑区的３６根人 字柱。 两种荷载调整过程均属弹性变形调整， 二者耦 合在一起同时发生， 且弹性变形过程时间短暂。其 压应变变化过程如图１５中１７０ ～ １９０ ｍｓ区间所示， 应变增加过程持续时间仅为２０ ｍｓ，应变增量为 ２５ με左右。其中， 靠近爆炸切口区的 １和１５号测 点的压应变增加幅度较大， 应变增量接近２００ με， 压应力约６ ＭＰａ， 该部位的应力集中效应相对显著， 而靠近切口区人字柱的应变增量会更高。因此， 若 爆破技术参数设计不合理， 支撑区最前端立柱便可 能在该阶段出现应力集中而发生破坏， 进而导致相 邻人字柱的破坏， 最终可能造成塔体的整体下坐。 动态加载完成后， 结构仍处于弹性状态， 其变形 会立即恢复， 使得其增加的压缩应变逐渐恢复至零。 在该阶段各人字柱变形趋势基本一致， 应变量 也较为接近。监测数据表明， 在人字柱应变动态调 整前期， 重力倾覆力矩尚未开始作用， 塔体还未形成 整体倾覆运动趋势， 仅是支撑区人字柱的应力应变 动态调整。 （２） 人字柱回弹阶段（ Ⅱｂ ） 支撑区人字柱压应变恢复后， 其应变变化过程 并不会停止， 而是在惯性力的作用下又发生回弹变 ４４爆 破 ２０１７年６月 万方数据 形， 如图１５中 Ⅱｂ 阶段。在该阶段， 大部分人字柱 出现附加拉应变， 主要发生在２６０ ｍｓ左右。但最靠 近切口的两个测点因前期压应变绝对值较大， 其回 弹变形发生时间相对滞后， 发生在３２０ ｍｓ时刻。 分析支撑区人字柱应变监测曲线形态特征可 知， 支撑区前部人字柱具有拉伸趋势， 如图１６中１、 ３、４、１２、１３、１５测点， 而后部人字柱则先在０值附近 振荡随后呈现压缩趋势， 如图１５Ⅱｂ阶段应变增量 为负值的测点曲线， 以及图１６中７、９、１０、１１测点曲 线。这表明塔体支撑区人字柱具有整体绕中性轴向 倾倒反方向回弹转动的趋势。但由于塔体重量和倾 覆惯性很大， 回弹变形仅局限在支撑区附近， 上部塔 体的塌落、 倾覆变形的趋势不会发生改变。 图１６ ３２０ ～４４０ ｍｓ应变曲线 Ｆｉｇ． １６ Ｓｔｒａｉｎ ｃｕｒｖｅｓ ｏｆ ｃｏｌｕｍｎｓ ｉｎ ３２０ ～４４０ ｍｓ ４． ３ 塔体重力矩重新分配与人字柱破坏阶段 塔体支撑区向倾倒反方向发生短暂回弹后， 塔 体将再次向前转动， 该阶段塔体重力所形成的倾覆 力矩也开始发生作用， 使塔体发生倾覆运动， 倾覆力 矩在支撑区人字柱间重新分配。该阶段主要发生在 图１７中约５４０ ｍｓ以后时间，即实际起爆后约 ４００ ｍｓ以后的时间。 （１） 支撑区前部人字柱 进入该阶段以后， 支撑区前部人字柱压应变依 次迅速增大， 且在２００ ～ ３００ ｍｓ后的时间内达到峰 值。如图１７所示， 测点１的应变在约８００ ｍｓ时刻 由１４０ με增大到１９００ με， 其应变速率达到５． ８ １０ －３ ／ ｓ， 按照弹性模量３０ ＧＰａ计算， 附加的动应力 峰值达到５７ ＭＰａ， 超过混凝土的静态极限承载能 力。但与视频监测结果对比发现， 应变片黏贴处的 人字柱中部实际并未破坏， 宏观破坏点主要发生在 圈梁与人字柱的连接部位，说明该处附加动应力 更高。 其次， 监测数据表明， 邻近的人字柱间应变相互 影响 最先破坏的人字柱压应变逐渐增大但尚未达 到峰值时（ 如图１７ｗａｖｅ１３） ， 相邻人字柱压应变开始 增大（ 如图１７ｗａｖｅ１２） ， 而其后的人字柱则出现拉伸 趋势（ 如图１７ｗａｖｅ１１） ， 即中间的人字柱充当了杠杆 支点的作用， 其前侧立柱的冲击下移将导致后侧立 柱的“ 相对”上抬。该阶段支撑区人字柱应变变化 特征表明塔体失稳倾倒过程中相邻人字柱在同一时 刻的变形特征并不一致。 图１７ 支撑区前部人字柱应变曲线 Ｆｉｇ． １７ Ｓｔｒａｉｎ ｃｕｒｖｅｓ ｏｆ ｆｒｏｎｔ ｃｏｌｕｍｎｓ 人字柱的压应变达到峰值后， 将以高频波动形 式逐渐向零值恢复（ 如图１８） ， 此后在圈梁塌落冲击 过程中出现多个应变峰值。 图１８ ４号测点应变曲线 Ｆｉｇ． １８ Ｓｔｒａｉｎ ｃｕｒｖｅｓ ｏｆ Ｎｏ． ４ ｐｏｉｎｔ （２） 支撑区后部人字柱 支撑区后部人字柱在塔体回弹的短暂阶段作为 塔体旋转的支撑区， 承受应力调整而导致的附加压 应力。进入塔体重力矩重新分配阶段后， 由于塔体 结构尺寸较大而刚度相对较小， 其不同部位的运动 和变形并不一致。当支撑区前排人字柱受压破坏时 支撑区后部人字柱仍承受附加压应力， 如图１９中 ５００ ～１０００ ｍｓ时间区间测点７、９和１０的应变曲线 所示。随着人字柱的不断破坏， 塔体转动轴不断向 后移动， 最后部人字柱７和１０号测点处人字柱会承 受一定程度的冲击压缩作用， 但应变量相对较小。 而最后侧的９号测点所在人字柱则始终承受附加的 拉应力。 支撑区后部人字柱受冲击时， 其应变峰值不大， ５４第３４卷 第２期 谢先启， 姚颖康， 贾永胜， 等 冷却塔爆破拆除失稳机制与变形破坏特征研究 万方数据 冷却塔破坏形式主要表现为塔体整体向前倾倒， 人 字柱最终在圈梁或节点处发生折断， 破坏时间大约 在起爆后１７００ ｍｓ左右。 图１９ 支撑区后部人字柱应变曲线 Ｆｉｇ． １９ Ｓｔｒａｉｎ ｃｕｒｖｅｓ ｏｆ ｂａｃｋ ｃｏｌｕｍｎｓ ５ 结论 通过对Ｈ ７０ ｍ钢筋混凝土冷却塔的视频摄像 资料和支撑区人字柱应变监测数据的分析研究， 对 冷却塔的变形破坏特征和失稳力学机制进行了分 析， 主要结论如下 （１） 冷却塔人字柱爆破瞬间， 切口区域圈梁会受 到短暂的向上脉冲荷载， 从而引起塔体的强烈振动。 （２） 爆破切口形成瞬间， 塔体应力发生动态调 整， 支撑区人字柱首先整体向下压缩， 随后发生回弹 震荡。该阶段紧邻切口区的人字柱将承受较大的冲 击荷载， 应变率达到１０ －３ ／ ｓ ～１０ －２ ／ ｓ量级。切口过 大时或支撑区强度不足时， 冷却塔在该阶段存在整 体下坐的可能性。 （３） 应力动态调整后期， 塔体自重对支撑区所 产生的重力矩在人字柱间动态分配， 紧邻切口区的 人字柱将承受高应变率的附加压应力， 人字柱与圈 梁连接点将产生典型的压剪破坏。支撑区后部人字 柱最终的破坏形式为弯折破坏。 （４） 塔体整体倾倒时的转动轴位于正在失稳破 坏人字柱后方相邻的人字柱上， 并随倾倒加剧而迅 速后移。 （５） 爆破切口区域上部的多条卸荷槽在塔体失 稳倾倒过程中， 可诱导产生贯通的横向裂缝， 具有显 著提高爆破切口的高度的作用， 可保证冷却塔额可 靠失稳倾倒。 参考文献（Ｒｅｆｅｒｅｎｃｅｓ） ［１］ 杨 朴， 白立刚．高大薄壁双曲钢筋混凝土冷却塔定 向爆破拆除技术［Ｊ］．铁道工程学报，２００６（３） ６６６９． ［１］ ＹＡＮＧ Ｐｕ，ＢＡＩ Ｌｉｇａｎｇ． Ｔｅｃｈｎｉｑｕｅ ｆｏｒ ｄｅｍｏｌｉｓｈｉｎｇ ｈｉｇｈ ｔｈｉｎｗａｌｌ ｈｙｐｅｒｂｏｌｉｃ ｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄ ｃｏｎｃｒｅｔｅ ｃｏｏｌ ｔｏｗｅｒ ｂｙ ｄｉ ｒｅｃｔｉｏｎａｌ ｂｌａｓｔｉｎｇ［Ｊ］． Ｊｏｕｒｎａｌ ｏｆ Ｒａｉｌｗａｙ Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ Ｓｏ ｃｉｅｔｙ，２００６（３） ６６６９．（ｉｎ Ｃｈｉｎｅｓｅ） ［２］ 范学臣， 吴长存， 纪 臻．孤北热电厂７５ｍ高冷却塔爆 破拆除［Ｊ］．爆破，２００８，２５（３） ６１６４． ［２］ ＦＡＮ Ｘｕｅｃｈｅｎ，ＷＵ Ｃｈａｎｇｃｕｎ，ＪＩ Ｚｈｅｎ． Ｅｘｐｌｏｓｉｖｅ ｄｅｍｏ ｌｉｔｉｏｎ ｈｉｇｈ ｃｏｏｌｉｎｇ ｔｏｗｅｒ Ｇｕｂｅｉ ｐｏｗｅｒ ｐｌａｎｔｓ［Ｊ］． Ｂｌａｓｔｉｎｇ， ２００８，２５（３） ６１６４．（ｉｎ Ｃｈｉｎｅｓｅ） ［３］ 夏卫国， 武双章， 唐 勇． ２座１１０ ｍ高双曲线冷却塔 爆破拆除［Ｊ］．爆破，２０１１，２７（２） ６８７１． ［３］ ＸＩＡ Ｗｅｉｇｕｏ，ＷＵ Ｓｈｕａｎｇｚｈａｎｇ，ＴＡＮＧ Ｙｏｎｇ． Ｅｘｐｌｏｓｉｖｅ ｄｅｍｏｌｉｔｉｏｎ ｏｆ ｔｗｏ １１０ ｍ ｈｙｐｅｒｂｏｌｉｃ ｃｏｏｌｉｎｇ ｔｏｗｅｒｓ［Ｊ］． Ｂｌａｓｔｉｎｇ，２０１１，２７（２） ６８７１．（ｉｎ Ｃｈｉｎｅｓｅ） ［４］ 王希之， 年鑫哲， 刘晓峰， 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