非對稱結構高聳建筑物爆破倒塌方向的實例驗算與分析

杜耀志,郭天天

(國防科技大學指揮軍官基礎教育學院野戰工程系, 湖南長沙 410072)

非對稱結構高聳建筑物爆破倒塌方向的實例驗算與分析

杜耀志,郭天天

(國防科技大學指揮軍官基礎教育學院野戰工程系, 湖南長沙 410072)

以某磚混結構水塔為例,就非對稱高聳建筑物定向爆破倒塌方向進行了研究,建立了計算模型,分全塑性力學條件和彈塑性力學條件兩種情況進行了倒塌方向角度的計算。計算結果表明,所建立的模型基本正確,磚混結構高聳建筑物在倒塌過程中確實存在中性軸以及受拉、受壓區,并且彈塑性條件方法更適合于磚混結構高聳建筑物的倒塌過程計算。

定向爆破;高聳建筑物;倒塌方向;計算模型;實例驗算

通常,按照爆破切口的對稱性將高聳建筑物爆破工程分為兩類:一類爆破切口的結構對稱、材料均勻;另一類則存在煙囪排料口和水塔出入門等特殊結構,使得爆破切口結構不對稱。針對第一類工程,經過長期的實踐,行業內已經有了許多成熟且行之有效的處理方法。而在遇到第二類工程時則往往在倒塌方向上容易出現偏差甚至導致事故,為了找到更好的解決此類問題的方法,從理論對定向倒塌過程進行力學分析和計算則十分必要。

1 計算模型

對高聳圓筒形構筑物進行爆破拆除的主要原理是通過在構筑物底部某一高度處,采用爆破的方法開一個一定尺寸的切口,利用構筑物本身的自重造成偏心受壓失穩。

如果將爆破后切口上部部分作為一個獨立整體進行運算,則切口部分將存在一條分割受拉力和受壓力的中性軸。受拉部位的筒體端部材料將被拉斷破壞,而靠近切口處部分在構筑物的倒塌運動過程中受壓破壞,切口上部筒體將圍繞切口處中性軸運動,按設計方向發生偏轉。一般來說,切口的高度與構筑物的尺寸、結構和材料等有關,其截面示意如圖1所示。

圖1 爆破切口截面

在構筑物爆破后,切口形成的一瞬間,如果對基于爆破切口所在的某一平面內的受力情況進行分析,求出暫時起支撐作用的部分墻體各個部分對切口以上部分構筑物的力矩的作用,然后與估算出的構筑物切口上部自重所產生的傾倒力矩作用結合,運用理論力學的空間力矩運算規則,最后計算出所受的總的力矩的作用,則可以較為精確地判斷出構筑物倒塌的方向。

2 幾點假定

煙囪、水塔等高聳結構構筑物的爆破拆除是一個動力作用及破壞坍塌運動過程。從靜力學上看,這個過程存在壓縮、剪切、扭轉等作用效應;從動力學上看,還存在爆炸應力波作用等效應。總的來說,其作用效應的影響因素非常多,內在機理非常復雜,全面深入揭示其機理,需要從結構、材料、動力作用等多方面進行理論研究、數值模擬以及實驗驗證。為了使計算不至于太過復雜,而另一方面又能保證計算結果的合理有效性,作如下假定,簡化坍塌過程中的受力作用。

(1)結構中由同種材料組成的部分為均質體;

(2)整個結構處于簡單重力場作用中,不受其它作用載荷影響;

(3)爆破切口與保留部分相接的兩端點在同一水平面上,即支撐面為水平面;

(4)爆破后瞬間,爆破切口保留支撐面為全塑性變形或彈塑性變形。

3 工程實例

被爆破拆除的水塔位于某研究所院內,高 30 m,外直徑 5.5 m,壁厚 0.5 m,筒體為磚混結構,水箱為鋼筋混凝土結構。水塔底部東南方向開有一個出入口,門框高 1.8 m,寬 1.0 m,材料為鋼筋混凝土,塔體完好無損,如圖2所示。

圖2 水塔結構示意

根據現場勘查,預定該水塔爆破傾倒方向為正北,爆裂口則無可避免的與出入門交匯,考慮到出入門門框的支撐作用,切口中心比原定的向東轉動 5.7°。

爆破參數如表1所示。起爆后,水塔失穩 2 s后開始倒塌,水塔下部的磚混筒體以極快的速度解體,水箱重重的落在了地上。水箱破裂且未完全解體,需要進行二次破碎,周圍建筑物無任何影響,未發現有飛石拋出跡象。爆堆頂部向西偏移了 8 m,約15.5°。

表1 水塔拆除爆破參數

根據上述實例可得以下參數:M=m g·R=101.45 ×105N·m,R=2.75 m,t=0.5 m,α=196°,β=164°,γ=101.76°,α1=31.12°,δ=4.2°。

另查表可知:普通磚墻密度ρz=1.8×103kg/m3,混凝土密度ρh=2.5×103kg/m3,受拉區磚墻抗拉強度 ft=4.0×105N/m3,受壓區磚墻抗壓強度 fp1=25.0×105N/m3,C20混凝土抗壓強度 fp2=134.0 ×105N/m3。

根據圖1,bc段內除 b點、c點位置的兩塊近似三角形區域外的陰影部分區域即為受拉區。為方便敘述,將 bc,ab,cf,fd段分別設為ⅠⅡⅢⅣ段,各區段的受壓受拉情況見表2。

表2 區段及受壓受拉情況

4 全塑性力學條件下的實例計算

假定水塔在傾倒的初始時刻,支撐截面的受力狀態如圖3所示。

圖3 全塑性受力狀態

支撐部位受拉區域 (圖1中的 bc段)的磚塊與受壓區域 (ab、cf、fd)段的砌塊均達到屈服強度,Ⅰ段受拉區面積:

Ⅱ段磚混結構受壓區面積:

Ⅲ段磚混結構受壓區面積:

Ⅳ段磚混結構受壓區面積:

從而得到各區對上部結構作用的力矩大小:

進一步計算可得到:

算得偏角為:

5 彈塑性力學條件下的實例計算

根據彈塑性理論,以 g點的砌塊達到拉伸屈服強度,以及 a(d)點的砌塊達到壓縮屈服強度作為計算結構極限彎矩的判據。假設支撐面與應力按圖4分布,結合圖1,可以看出受壓區墻體內所受力的作用從 g點到 b、c點連線所在的中性軸逐漸線性減小,從 a、d點到 b、c連線,墻體內所受的壓力作用也逐漸線性減小。

圖4 彈塑性受力狀態

Ⅰ段磚混結構受拉區所受力矩:

Ⅱ段磚混結構受壓區所受力矩:

Ⅲ段磚混結構受壓區所受力矩:

Ⅳ段混凝土結構受壓區所受力矩:

進一步計算可得到:

最終算得偏角為:

6 結果分析

通過以上運算,得到了在全塑性條件下的倒塌方向偏離角度為ω1=11.913°,在彈塑性條件下的倒塌方向偏離角度為ω2=14.861°,而工程實例中,煙囪偏離預定倒塌方向的實際角度為ω′=15.5°。從計算結果來看,可以得到以下幾點結論:

(1)兩種計算方法所選取的力學模型基本正確,磚混結構高聳建筑物在倒塌過程中確實存在中性軸以及受拉、受壓區;

(2)在彈塑性條件下的倒塌方向計算方法求出的值誤差為 4.12%,小于全塑性條件下的倒塌方向計算方法求出的值的誤差 (23.14%),因而此方法較適合對磚混結構高聳建筑物倒塌過程進行計算;

(3)計算過程中進行了簡化,忽略了一些因素,因而需要對公式計算的結果進行修正,由以上參數可得修正系數

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2011-06-26)