薄壁式伞形水塔爆破拆除倾倒失稳验算与实践.pdf

第３７卷 第４期 ２０２０年１２月 爆 破 ＢＬＡＳＴＩＮＧ Ｖｏｌ． ３７ Ｎｏ． ４  Ｄｅｃ． ２０２０ ｄｏｉ１０． ３９６３／ ｊ． ｉｓｓｎ． １００１ －４８７Ｘ． ２０２０． ０４． ０１９ 薄壁式伞形水塔爆破拆除倾倒失稳验算与实践* 王云茂 １，２，３， 罗福友１，２，３， 刘成敏１，２，３， 陶 明 １，２， 张 鑫 １，３， 肖国喜１，３ （１．江西国泰五洲爆破工程有限公司， 南昌３３００９６；２．江西国泰集团股份有限公司， 南昌３３００９６； ３．江西省爆破工程技术研究中心， 南昌３３００１２） 摘 要 薄壁式伞形钢筋砼水塔配筋高， 爆破切口角度小， 易造成爆而不倒， 爆破切口过大， 则易产生后坐 影响倒塌方向。通过分析两类典型的倾倒验算模型， 认为压杆验算模型把水塔的总荷载全部加载至爆破切 口范围内的钢筋上是不合理的， 其次未考虑预留支撑部位的拉力对倒塌的影响， 而弯矩、 应力验算模型未考 虑爆破切口内钢筋产生的支撑抗矩。为此， 在弯矩、 应力验算模型的基础上建立了新验算模型， 倾倒条件为 重力矩必须大于支撑体混凝土产生的拉力抗矩、 支撑抗矩及爆破切口范围内钢筋的支撑抗矩的总和， 同时满 足爆破切口形成瞬间， 预留区域压应力小于预留区域筒体最大抗压强度。并通过工程实例用该新模型进行 了验算， 结果显示新验算模型能够满足设计要求。 关键词 伞形水塔；拆除爆破；验算模型；失稳验算；支撑强度验算 中图分类号 ＴＵ７４６． ５ 文献标识码 Ａ 文章编号 １００１ －４８７Ｘ（２０２０）０４ －０１１１ －０５ Ｃｈｅｃｋｉｎｇ Ｃａｌｃｕｌａｔｉｏｎ ａｎｄ Ｐｒａｃｔｉｃｅ ｏｆ Ｄｕｍｐｉｎｇ Ｉｎｓｔａｂｉｌｉｔｙ ｆｏｒ Ｂｌａｓｔｉｎｇ Ｄｅｍｏｌｉｔｉｏｎ ｏｆ Ｔｈｉｎ-ｗａｌｌｅｄ Ｕｍｂｒｅｌｌａ-ｓｈａｐｅｄ Ｗａｔｅｒ Ｔｏｗｅｒ ＷＡＮＧ Ｙｕｎ-ｍａｏ１， ２，３， ＬＵＯ Ｆｕ-ｙｏｕ１， ２，３， ＬＩＵ Ｃｈｅｎｇ-ｍｉｎ１， ２，３， ＴＡＯ Ｍｉｎｇ１， ２， ＺＨＡＮＧ Ｘｉｎ１， ３， ＸＩＡＯ Ｇｕｏ-ｘｉ１， ３ （１． Ｊｉａｎｇｘｉ Ｇｕｏｔａｉ Ｗｕｚｈｏｕ Ｂｌａｓｔｉｎｇ Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ Ｃｏ Ｌｔｄ，Ｎａｎｃｈａｎｇ ３３００９６，Ｃｈｉｎａ； ２． Ｊｉａｎｇｘｉ Ｇｕｏｔａｉ Ｇｒｏｕｐ Ｃｏ ＬＴＤ，Ｎａｎｃｈａｎｇ ３３００９６，Ｃｈｉｎａ； ３． Ｊｉａｎｇｘｉ Ｂｌａｓｔｉｎｇ Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ Ｔｅｃｈｎｏｌｏｇｙ Ｒｅｓｅａｒｃｈ Ｃｅｎｔｅｒ，Ｎａｎｃｈａｎｇ ３３００１２，Ｃｈｉｎａ） Ａｂｓｔｒａｃｔ Ｔｈｅ ｔｈｉｎ-ｗａｌｌｅｄ ｕｍｂｒｅｌｌａ-ｓｈａｐｅｄ ｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄ ｗａｔｅｒ ｔｏｗｅｒ ｈａｓ ａ ｈｉｇｈ ｒｅｉｎｆｏｒｃｅｍｅｎｔ． Ｉｆ ｔｈｅ ｂｌａｓｔｉｎｇ ｃｕｔ ａｎｇｌｅ ｉｓ ｓｍａｌｌ，ｉｔ ｉｓ ｅａｓｙ ｔｏ ｃａｕｓｅ ｔｈｅ ｗａｔｅｒ ｔｏｗｅｒ ｔｏ ｅｘｐｌｏｄｅ ａｎｄ ｎｏｔ ｆａｌｌ ｄｏｗｎ ａｆｔｅｒ ｂｌａｓｔｉｎｇ． Ｍｅａｎｗｈｉｌｅ，ｉｆ ａ ｂｉｇ ｂｌａｓ- ｔｉｎｇ ｃｕｔ ａｎｇｌｅ ｗａｓ ｓｅｌｅｃｔｅｄ，ｉｔ ｉｓ ｅａｓｙ ｔｏ ｐｒｏｄｕｃｅ ａ ｒｅｃｏｉｌ ｗｈｉｃｈ ｗｏｕｌｄ ａｆｆｅｃｔ ｔｈｅ ｃｏｌｌａｐｓｅ ｄｉｒｅｃｔｉｏｎ． Ｂｙ ａｎａｌｙｚｉｎｇ ｔｗｏ ｔｙｐｉｃａｌ ｔｙｐｅｓ ｏｆ ｄｕｍｐｉｎｇ ｃｈｅｃｋｉｎｇ ｍｏｄｅｌｓ，ｉｔ ｉｓ ｆｏｕｎｄ ｔｈａｔ ｔｈｅ ｐｒｅｓｓｕｒｅ ｂａｒ ｃｈｅｃｋｉｎｇ ｍｏｄｅｌ ｗｈｉｃｈ ｌｏａｄｓ ａ ｔｏｔａｌ ｗａｔｅｒ ｔｏｗｅｒ ｌｏａｄ ｏｎ ｔｈｅ ｓｔｅｅｌ ｂａｒｓ ｉｎ ｂｌａｓｔｉｎｇ ｉｎｃｉｓｉｏｎ ｉｓ ｕｎｒｅａｓｏｎａｂｌｅ． Ｂｅｓｉｄｅｓ，ｉｔ ｄｏｅｓｎ＇ｔ ｃｏｎｓｉｄｅｒ ｔｈｅ ｔｅｎｓｉｏｎ ｅｆｆｅｃｔ ｏｆ ｔｈｅ ｒｅｓｅｒｖｅｄ ｓｕｐｐｏｒｔ ｏｎ ｃｏｌｌａｐｓｅ． Ｈｏｗｅｖｅｒ，ｔｈｅ ｂｅｎｄｉｎｇ ｍｏｍｅｎｔ ａｎｄ ｓｔｒｅｓｓ ｃｈｅｃｋｉｎｇ ｍｏｄｅｌ ｄｏｅｓｎ＇ｔ ｃｏｎｓｉｄｅｒ ｔｈｅ ｓｕｐｐｏｒｔｉｎｇ ｍｏｍｅｎｔ ｇｅｎｅｒａｔｅｄ ｂｙ ｔｈｅ ｓｔｅｅｌ ｂａｒｓ ｉｎ ｂｌａｓｔｉｎｇ ｉｎｃｉｓｉｏｎ． Ｔｈｅｒｅｆｏｒｅ，ａ ｎｅｗ ｖｅｒｉｆｉｃａｔｉｏｎ ｍｏｄｅｌ ｉｓ ｅｓｔａｂｌｉｓｈｅｄ ｂａｓｅｄ ｏｎ ｔｈｅ ｂｅｎｄｉｎｇ ｍｏｍｅｎｔ ａｎｄ ｓｔｒｅｓｓ ｃｈｅｃｋｉｎｇ ｍｏｄｅｌ． Ｔｈｅ ｄｕｍｐｉｎｇ ｃｏｎｄｉｔｉｏｎ ｓｅｔ ｂｙ ｔｈｅ ｍｏｄｅｌ ｉｓ ｔｈａｔ ｔｈｅ ｇｒａｖｉｔａｔｉｏｎａｌ ｍｏ- ｍｅｎｔ ｍｕｓｔ ｂｅ ｂｉｇｇｅｒ ｔｈａｎ ｔｈｅ ｓｕｍ ｏｆ ｔｅｎｓｉｌｅ ｍｏｍｅｎｔ，ｓｕｐｐｏｒｔｉｎｇ ｍｏｍｅｎｔ ａｎｄ ｓｕｐｐｏｒｔｉｎｇ ｍｏｍｅｎｔ ｏｆ ｒｅｉｎｆｏｒｃｉｎｇ ｂａｒ ｉｎ ｂｌａｓｔｉｎｇ ｉｎｃｉｓｉｏｎ． Ｍｅａｎｗｈｉｌｅ，ｔｈｅ ｎｅｗ ｍｏｄｅｌ ｗａｓ ｓａｔｉｓｆｉｅｄ ｗｉｔｈ ｔｈｅ ｃｈａｒａｃｔｅｒｉｓｔｉｃｓ ｏｆ ａｎ ｉｎｓｔａｎｔａｎｅｏｕｓ ｆｏｒｍａｔｉｏｎ ｏｆ ｔｈｅ ｂｌａｓｔｉｎｇ ｃｕｔ，ａｎｄ ｔｈｅ ｃｏｍｐｒｅｓｓｉｖｅ ｓｔｒｅｓｓ ｉｎ ｔｈｅ ｒｅｓｅｒｖｅｄ ａｒｅａ ｉｓ ｓｍａｌｌｅｒ ｔｈａｎ ｔｈｅ ｍａｘｉｍｕｍ ｃｏｍｐｒｅｓｓｉｖｅ ｓｔｒｅｎｇｔｈ ｏｆ ｔｈｅ ｒｅｓｅｒｖｅｄ ａｒｅａ ｃｙｌｉｎｄｅｒ． Ｆｉｎａｌｌｙ，ｔｈｅ ｎｅｗ ｍｏｄｅｌ ｗａｓ ｕｓｅｄ ｔｏ ｃｈｅｃｋ ｔｈｅ ｃａｌｃｕｌａｔｉｏｎｓ ｂｙ ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ ｅｘａｍｐｌｅｓ． Ｔｈｅ ｒｅ- ｓｕｌｔｓ ｓｈｏｗ ｔｈａｔ ｔｈｅ ｎｅｗ ｖｅｒｉｆｉｃａｔｉｏｎ ｍｏｄｅｌ ｃａｎ ｍｅｅｔ ｔｈｅ ｄｅｓｉｇｎ ｒｅｑｕｉｒｅｍｅｎｔｓ． Ｋｅｙ ｗｏｒｄｓ ｕｍｂｒｅｌｌａ-ｓｈａｐｅｄ ｗａｔｅｒ ｔｏｗｅｒ；ｄｅｍｏｌｉｔｉｏｎ ｂｌａｓｔｉｎｇ；ｖｅｒｉｆｉｃａｔｉｏｎ ｍｏｄｅｌ；ｉｎｓｔａｂｉｌｉｔｙ ｃｈｅｃｋ ｃａｌｃｕｌａ- ｔｉｏｎ；ｓｕｐｐｏｒｔ ｓｔｒｅｎｇｔｈ ｃｈｅｃｋ ｃａｌｃｕｌａｔｉｏｎ 万方数据 收稿日期２０２０ －０７ －０９ 作者简介王云茂（１９６５ －） 男， 高级工程师、 学士， 从事爆破技术研 究及安全管理工作， （Ｅ-ｍａｉｌ）１４１６２５５０６８＠ ｑｑ． ｃｏｍ。 通讯作者罗福友（１９８７ －） ， 男， 工程师、 硕士、 从事爆破工程与采矿 工程方面的研究与工作， （Ｅ-ｍａｉｌ）ｌｕｏｆｕｙｏｕｈａｏ＠１２６． ｃｏｍ。 基金项目江西省科技厅科技平台和基地建设（２０１６４ＢＣＤ４００５４） ； 江 西省重点研发计划Ｃ类资助项目（２０１８ＩＢＢＧ７０００２） 针对钢筋混凝土烟囱、 水塔配筋高、 刚度大等特 性， 在爆破拆除时， 若爆破切口圆心角过小， 易爆而 不倒； 切口过大时， 则易产生后坐， 且倒塌方向不易 控制。因此， 国内有关学者对于爆破切口大小和高 度等要求， 做了以下研究 焦永斌等按倾覆力矩与余留支撑截面极限抗拉 能力来验算切口高度［ １］。毕卫国等通过比较计算 切口处暴露钢筋的临界应力与钢筋实际应力值， 确 定切口高度和切口范围是否合理， 是否满足倾倒条 件［ ２-５］。张继春等认为［６］， 保留截面近切口端受压 最大， 其受到烟囱自重应力超过其抗压强度时， 且保 留截面的切口最远端的偏心倾覆力矩大于其抗拉作 用时， 水塔、 烟囱能顺利倒塌。谭灵等认为支反弯矩 大于保留筒壁的极限抗弯强度， 且切口闭合时， 被爆 体重心偏出筒壁之外［ ７，８］。齐世福通过自重与保留 截面支撑能力比较； 自重、 风力等引起的弯矩与保留 截面极限抗弯能力的比较验算切口大小是否合 理［ ９］。贾虎等认为钢筋混凝土构筑物定向倾倒的 条件是上部重力产生的倾覆力矩大于余留截面和爆 破切口方位裸露钢筋的极限抵抗力矩， 极限抵抗力 矩由四个部分承担， 受拉区钢筋的极限抗拉力矩、 受 压区钢筋的极限抗压力矩、 受压区混凝土的极限抗 压力矩和切口部位裸露钢筋的极限抗压力矩［ １０］。 言志信等［ １１］， 运用动力学原理建立了钢筋混凝土烟 囱在爆破后余留支撑部的应力模型， 分析了切口中 性轴的变化规律和决定因素， 提出用冲压系数来考 虑突加载荷的影响。郑炳旭等［ １２］， 分析了切口爆破 后自重突加载荷在支撑部的受压范围， 认为在烟囱 倾倒时支撑部受大偏心受压脆性破坏而形成“塑性 铰” ， 其倾倒失稳的名义保证率ｋ≥１． ５可判断确保 烟囱、 水塔倾倒。 本文对于两类经典倾倒验算模型进行分析， 并 提出了新验算模型。 １ 倾倒验算模型 １． １ 压杆验算模型 原有简易失稳倾倒验算模型主要是针对爆破高 度的验算［ １-５］， 切口对应的圆心角为 １８０ ～ ２４０的 同时， 可将爆破切口内的钢筋视为细长杆件， 应满足 压杆的柔度屈服。 切口上部总荷载Ｐ， 爆破切口处钢筋直径ｄ， 共 ｎ根， 钢筋弹性模量Ｅ。 爆破后每根裸露钢筋（ 竖筋） 的实际应力为 σｉ＝ Ｐ／ ｎＳ（１） 式中Ｐ为切口上部总载荷；Ｎ为切口处筒身竖 筋根数，ｎ根；Ｓ为竖筋截面积。 根据力学公式， 压杆的柔度极限为 λｉ＝π２Ｅ／ σ ｉ （２） 临界压杆高度与临界柔软度之间存在以下关系 ｌｉ＝ λｉｄ／４（３） 代入相关参数计算可得到临界压杆高度ｌｉ， 爆 破切口的大于临界压杆高度ｌｉ时， 设计符合倒塌 要求。 大量实践证明［ １３，１４］， 在满足上述切口长度与高 度条件时， 出现了爆而不倒的现象。首先， 上述模型 在得满足切口圆心角为１８０ ～２４０时， 切口圆心角 越小， 对应的裸露钢筋受压荷载越大， 把烟囱和水塔 的总荷载全部加载至爆破切口范围内的钢筋上是不 合理的； 其次， 未考虑预留支撑部位的拉力对倒塌的 影响。 １． ２ 弯矩、 应力验算模型 言志信等建立了新的失稳倾倒验算模型［ １１］， 即 钢筋混凝土结构烟囱、 水塔实现定向倾倒需满足 以下两个条件。 弯矩条件 重力矩Ｍｇ必须足以克服支撑区域 混凝土和钢筋产生的拉力抗矩Ｍｌ和支撑抗矩Ｍｚ， 即必须满足 Ｍｇ≥ Ｍｌ＋ Ｍｚ（４） 应力条件 在倾倒方向反侧预留支撑体的最外 侧点产生最大拉应力σｔ ｍａｘ必须大于筒体的最大抗 拉强度ｆｔ， 而在预留支撑体的最内侧点产生最大压 应力须要小于筒体最大抗压强度ｆｃ， 即必须满足 σｔ ｍａｘ＞ ｆｔ，σｃ ｍａｘ＞ ｆｃ（５） 烟囱、 水塔等薄壁结构爆破拆除时， 若未采取削 弱其结构处理， 在爆破切口处的混凝土被掏出， 但常 出现钢筋未产生变形， 仍有较强的支撑作用， 该模型 弯矩条件未考虑爆破切口内钢筋产生的支撑抗矩。 １． ３ 新验算模型 为充分考虑预留支撑体及爆破切口内钢筋对烟 囱、 水塔的倾倒作用， 建立新型验算模型如下 弯矩条件 重力矩Ｍｇ必须大于支撑体混凝土 砼产生的拉力抗矩Ｍｌ和支撑抗矩Ｍｚ１及爆破切口 范围内钢筋的支撑抗矩Ｍｚ２， 即必须满足 ２１１爆 破 ２０２０年１２月 万方数据 Ｍｇ≥ Ｍｌ＋ Ｍｚ１＋ Ｍｚ２（６） Ｍｌ＝预留区受拉区钢筋拉力抗矩＋受拉区混凝土 拉力抗矩＝ ２∫ Ｒ０ ｒ０∫ α２ －α １ ２ ０ ｕ０ｆｙｔｒｄαｄｒ ＋ ２∫ Ｒ０ ｒ０∫ α２ －α １ ２ ０ （１ － ｕ０）ｆｔｒｄαｄｒ Ｍｚ１＝预留区受压区钢筋支撑抗矩＋受压区混凝土 支撑抗矩＝ ２∫ Ｒ０ ｒ０∫ α２ α ２ －α １ ２ ｕ０ｆｙｃｒｄαｄｒ ＋ ２∫ Ｒ０ ｒ０∫ α２ α２ －α １ ２ （１ － ｕ０）ｆｃｒｄαｄｒ Ｍｚ２＝爆破切口受压区钢筋支撑抗矩＝ ２∫ Ｒ０ ｒ０∫ π－ α２ ２ ０ ｆｙｃｒｄαｄｒ ｅｎ＝ Ｒ０ｃｏｓ α１ ２ ，ＭＧ＝ ｍｇｅｎ 式中ｒ０和Ｒ０为水塔预留截面的内外半径；ｆｙｔ 为钢筋的极限抗拉强度；ｆｙｃ为钢筋的极限抗压强度； ｆｔ为混凝土的极限抗拉强度；ｆｃ为混凝土的极限抗 压强度；ｕ０为截面配筋率；ｅｎ为任意时刻的偏心距； Ｇ为切口上部的重力。 一般认为Ｍｇ／（Ｍｌ＋ Ｍｚ１＋ Ｍｚ２）≥１． ５， 可以保证 顺利倒塌。见图１。 图１ 爆破切口平面图 Ｆｉｇ． １ Ｂｌａｓｔｉｎｇ ｃｕｔ ｐｌａｎ 应力条件 爆破切口形成瞬间， 应满足预留区域 压应力σｃ小于预留区域筒体最大抗压强度ｆ ′ ｃ， 否 则， 爆破瞬间出现下坐， 易影响倒塌方向。即必须 满足 σｃ＜ ｆ ′ｃ（７） 切口爆破瞬间， 还存在突加载荷， 切口上方的塔 体会以突加载荷的方式迭加在支撑部上， 有可能压 塌支撑部［ １２，１５］。预留截面的爆破瞬间应力和抗压 强度计算如式（８） 和式（９） 所示 σｃ＝ ２Ｐ Ｓ留 （８） ｆ ′ ｃ＝ ｕ０ｆｙｃ ＋（１ － ｕ０）ｆｃ（９） ２ 工程案例 ２． １ 水塔概况 某倒锥壳钢筋混凝土水塔， 支筒高３５ ｍ， 水箱 高５ ｍ， 总高４０ ｍ， 底部外径２． ４ ｍ， 壁厚０． １８ ｍ， 水 箱直径约１０ ｍ， 水箱倾角４５， 设计储水量１００ ｍ３， 水塔总重约１７４ ｔ， 检修门洞宽０． ６ ｍ， 高２． １ ｍ。 支筒混凝土强度等级Ｃ３５， 重１０８ ｔ， 水箱混凝 土强度等级Ｃ３０， 重６６ ｔ。 支筒配筋 地面标高０ ～６ ｍ，７２根φ ２５ ｍｍ螺 纹筋， 平均间距１０ ｃｍ； 箍筋为φ １２ ｍｍ， 间距３０ ｃｍ。 φ ２５ ｍｍ螺纹筋 屈服强度３３５ ＭＰａ， 抗拉强度 为４９０ ＭＰａ， 弹性模量Ｅ为２００ ＧＰａ。 ２． ２ 爆破参数 爆破设计参数 爆破切口圆心角２４０； 切口高 度２． ０ ｍ； 孔、 排距０． ２５ ｍ； 孔深０． １２ ｍ； 单孔药 量３０ ｇ。 ２． ３ 新模型验算 ２． ３． １ 倾倒验算 水塔总荷载Ｐ ＝１７４ １０００ ９． ８ ＝１． ７ １０６Ｎ， 每根φ ２５ ｍｍ螺纹钢筋截面积Ｓ ＝４． ９ １０ －４ ｍ２， 水 塔内、 外半径ｒ０＝ １． ０２ ｍ，Ｒ０＝ １． ２ ｍ； 钢筋的极限 抗拉强度ｆｙｔ＝ ４９０ ＭＰａ； 钢筋的极限抗压强度ｆｙｃ＝ ３３５ ＭＰａ； 混凝土的极限抗拉强度ｆｔ＝ ２． ２ ＭＰａ； 混 凝土的极限抗压强度ｆｃ＝ ２３． ４ ＭＰａ；截面配筋率 ｕ０＝ ７２ ４． ９ １０ －４ π（１． ２２－１． ０２２）＝ ０． ０２８１， α２＝ ３６０ － ２４０ － １２０， 代入式（４） 中计算得 ＭＧ＝ ｍｇｅｎ＝ ｍｇＲ０ｃｏｓ α１ ２ ＞ｍｇＲ０ｃｏｓ α２ ２ ＝ １７４ １０３ ９．８ １．２ ｃｏｓ ６０ Ｎｍ ＝ １．０２ １０６Ｎｍ 预留区受压区钢筋支撑抗矩＋受压区混凝土支 撑抗矩＜预留区受压区钢筋拉力抗矩＋受压区混 凝土拉力抗矩， 因此 Ｍｌ＋ Ｍｚ１＜预留区受拉区钢筋拉力抗矩＋受拉区 混凝土拉力抗矩＝ ２∫ α２ ２ ０ π（Ｒ２０－ ｒ２０） ３６０ ｕ０ｆｙｔＲ０ｃｏｓ θｄθ ＋ ２∫ α２ ２ ０ π（Ｒ２０－ ｒ２０） ３６０ （１ － ｕ０）ｆｔＲ０ｃｏｓ θｄθ ＝ １．１５ １０５Ｎｍ。 Ｍｚ２＝爆破切口受压区钢筋支撑抗矩＝ ２∫ （３６０－α２） ２ ０ π（Ｒ２０－ ｒ２０） ３６０ ｕ０ｆｙｃＲ０ｃｏｓ θｄθ ＝ ６．７２ １０４Ｎｍ。 Ｍｇ／（Ｍｌ＋Ｍｚ１＋Ｍｚ２）＝ １．０２ １０６ １．１５ １０５＋ ６．７２ １０４ ＝ ５． ６ ＞ １． ５。 根据上述计算结果， 可知满足式（６） 要求。 ３１１第３７卷 第４期 王云茂， 罗福友， 刘成敏， 等 薄壁式伞形水塔爆破拆除倾倒失稳验算与实践 万方数据 ２． ３． ２ 防下坐验算 根据应力条件要求， 预留截面的极限抗压强度 应大于其所受的实际应力， 才能满足防下坐要求。 将相关数据代入式（８） 和式（９） ， 计算得截面应力和 极限抗压强度如下 σｃ＝ ２Ｐ Ｓ留 ＝１５． ６６ ＭＰａ，ｆ ′ ｃ＝ ｕ０ｆｙｃ＋（ １ － ｕ０）ｆｃ＝ ３２． ２ ＭＰａ σｃ＜ ｆ ′ ｃ， 因此， 爆破瞬间不会造成下坐。 ２． ４ 爆破效果 爆破瞬间未造成下坐， 由于爆破切口距地面较 近， 未形成明显后坐， 爆破按照设计方向顺利倒塌。 图２ 爆破效果图 Ｆｉｇ． ２ Ｂｌａｓｔｉｎｇ ｅｆｆｅｃｔ ３ 结语 在爆破设计时， 应充分了解被爆体结构， 尤其是 配筋情况， 对爆破切口的宽度、 高度进行验算， 充分 考虑预留支撑体及爆破切口内钢筋对水塔的反倾倒 作用； 且应验算在预留截面处由于切口爆破瞬间产 生的突加载荷， 切口上方的塔体会以突加载荷的方 式迭加在支撑部上， 有可能压塌支撑部， 因此需要进 行防下坐验算。在保证预留截面有足够的支撑强度 的情况下， 爆破切口圆心角尽量选取大值， 更有利于 水塔的顺利倒塌。 参考文献（Ｒｅｆｅｒｅｎｃｅｓ） ［１］ 焦永斌， 刘连生， 张 丹， 等．倒锥壳水塔控制爆破拆 除实践［Ｊ］．爆破，２００４，２１（３） ５２-５５． ［１］ ＩＡＯ Ｙｏｎｇ-ｂｉｎ，ＬＩＵ Ｌｉａｎ-ｓｈｅｎｇ，ＺＨＡＮＧ Ｄａｎ，ｅｔ ａｌ． Ｐｒａｃ- ｔｉｃｅ ｏｆ ｃｏｎｔｒｏｌｌｅｄ ｂｌａｓｔｉｎｇ ｉｎ ｄｅｍｏｌｉｓｈｉｎｇ ｔｈｅ ｒｅｖｅｒｓｅ ｃｏｎｅ- ｓｈａｐｅ ｗａｔｅｒ-ｔｏｗｅｒ［Ｊ］． Ｂｌａｓｔｉｎｇ，２００４，２１（３） ５２-５５．（ｉｎ Ｃｈｉｎｅｓｅ） ［２］ 罗福友， 陶 明， 王云茂， 等．复杂环境下薄壁式倒锥 形水塔爆破拆除［Ｊ］．工程爆破，２０１９，２５（１） ３８-４４． ［２］ ＬＵＯ Ｆｕ-ｙｏｕ，ＴＡＯ Ｍｉｎｇ，ＷＡＮＧ Ｙｕｎ-ｍａｏ，ｅｔ ａｌ． Ｂｌａｓｔｉｎｇ ｄｅｍｏｌｉｔｉｏｎ ｏｆ ｔｈｉｎ-ｗａｌｌｅｄ ｉｎｖｅｒｔｅｄ ｃｏｎｅ ｗａｔｅｒ ｔｏｗｅｒ ｉｎ ｃｏｍｐｌｅｘ ｅｎｖｉｒｏｎｍｅｎｔ［Ｊ］． Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ Ｂｌａｓｔｉｎｇ，２０１９， ２５（１） ３８-４４．（ｉｎ Ｃｈｉｎｅｓｅ） ［３］ 王洪森， 颜事龙， 郭子如， 等．倒锥式薄壁钢筋混凝土 水塔的拆除爆破［Ｊ］．工程爆破，２００６，１２（４） ３８-４０， ４６． ［３］ ＷＡＮＧ Ｈｏｎｇ-ｓｅｎ，ＹＡＮ Ｓｈｉ-ｌｏｎｇ，ＧＵＯ Ｚｉ-ｒｕ，ｅｔ ａｌ． Ｂｌａｓ- ｔｉｎｇ ｄｅｍｏｌｉｔｉｏｎ ｏｆ ａ ｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄ ｃｏｎｃｒｅｔｅ ｃｉｓｔｅｒｎ ｗｉｔｈ ｔｈｉｎ ｗａｌｌ［Ｊ］． Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ Ｂｌａｓｔｉｎｇ，２００６，１２（４） ３８-４０，４６． （ｉｎ Ｃｈｉｎｅｓｅ） ［４］ 张 伟， 杨跃林， 毕卫国．复杂环境下倒锥壳式４５ｍ水 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ＸＩＡ Ｗｅｉ-ｇｕｏ，ＮＩ Ｒｏｎｇ-ｆｕ，ＺＨＵ Ｌｉ-ｘｉｎ，ｅｔ ａｌ． Ｄｅｍｏｌｉｔｉｏｎ ｏｆ ８０ ｍ-ｈｉｇｈ ｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄ ｃｏｎｃｒｅｔｅ ｃｈｉｍｎｅｙ ｂｙ ｂｌａｓｔｉｎｇ［Ｊ］． Ｂｌａｓｔｉｎｇ，２００４，２１（２） ５８-６０．（ｉｎ Ｃｈｉｎｅｓｅ） ［９］ 齐世福． １００ ｍ高烟囱定向爆破拆除技术研究［Ｊ］．工 程爆破，１９９６，２（３） ２３-２８． ［９］ ＱＩ Ｓ Ｆ． Ｒｅｓｅａｒｃｈ ｏｎ ａｎ １００ ｍ ｈｉｇｈ ｃｈｉｍｎｅｙ ｄｅｍｏｌｉｓｈｅｄ ｂｙ ｄｉｒｅｃｔｉｏｎａｌ ｂｌａｓｔｉｎｇ［Ｊ］． Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ Ｂｌａｓｔｉｎｇ，１９９６， ２（３） ２３-２８．（ｉｎ Ｃｈｉｎｅｓｅ） ［１０］ 贾 虎， 王新征．钢筋混凝土高耸构筑物爆破切口参 数计算的探讨［Ｊ］．工程爆破，２００６，１２（４） ３２-３４，４６． ［１０］ ＪＩＡ Ｈｕ，ＷＡＮＧ Ｘｉｎ-ｚｈｅｎｇ． Ｓｔｕｄｙ ｏｎ ｃｕｔｔｉｎｇ ｓｅｃｔｉｏｎ ｐａ- ｒａｍｅｔｅｒｓ ｃａｌｃｕｌａｔｉｏｎ ｏｆ ｈｉｇｈ ｔｕｂｕｌａｒ ｓｔｒｕｃｔｕｒｅ ｏｆ ｒｅｉｎ- ｆｏｒｃｅｄ ｃｏｎｃｒｅｔｅ［Ｊ］． Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ Ｂｌａｓｔｉｎｇ，２００６，１２（４） ３２-３４，４６．（ｉｎ Ｃｈｉｎｅｓｅ） ［１１］ 言志信， 叶振辉， 刘培林， 等．钢筋混凝土高烟囱定向 爆破拆除倒塌过程研究［Ｊ］．振动与冲击，２０１１， ３０（９） １９７-２０１． ［１１］ ＹＡＮ Ｚｈｉ-ｘｉｎ，ＹＥ Ｚｈｅｎ-ｈｕｉ，ＬＩＵ Ｐｅｉ-ｌｉｎ，ｅｔ ａｌ． Ｃｏｌｌａｐｓｉｎｇ ｐｒｏｃｅｓｓ ｏｆ ｈｉｇｈ ｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄ ｃｏｎｃｒｅｔｅ ｃｈｉｍｎｅｙ ｉｎ ｂｌａｓｔｉｎｇ ４１１爆 破 ２０２０年１２月 万方数据 ｄｅｍｏｌｉｔｉｏｎ［Ｊ］． Ｊｏｕｒｎａｌ ｏｆ Ｖｉｂｒａｔｉｏｎ ａｎｄ Ｓｈｏｃｋ，２０１１， ３０（９） １９７-２０１．（ｉｎ Ｃｈｉｎｅｓｅ） ［１２］ 郑炳旭， 魏晓林， 陈庆寿．钢筋混凝土高烟囱切口支 撑部失稳力学分析［Ｊ］．岩石力学与工程学报，２００７， ２６（Ｓ１） ３３４８-３３５４． ［１２］ ＺＨＥＮＧ Ｂｉｎｇ-ｘｕ，ＷＥＩ Ｘｉａｏ-ｌｉｎ，ＣＨＥＮ Ｑｉｎｇ-ｓｈｏｕ． Ｍｅ- ｃｈａｎｉｃａｌ ａｎａｌｙｓｉｓ ｏｆ ｃｕｔｔｉｎｇ ｓｕｐｐｏｒｔ ｄｅｓｔａｂｉｌｉｚａｔｉｏｎ ｏｆ ｈｉｇｈ ｒｅｉｎ ｆｏｒｃｅｄ ｃｏｎｃｒｅｔｅ ｃｈｉｍｎｅｙ［Ｊ］． Ｃｈｉｎｅｓｅ Ｊｏｕｒｎａｌ ｏｆ Ｒｏｃｋ Ｍｅｃｈａｎｉｃｓ ａｎｄ Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ，２００７，２６（Ｓ１） ３３４８-３３５４．（ｉｎ Ｃｈｉｎｅｓｅ） ［１３］ 明 悦， 代青松， 赵明生， 等． ２座４５ ｍ高冷却塔爆破 拆除失败原因分析及排险处理［Ｊ］．爆破，２０１６， ３３（１） １１８-１２３． ［１３］ ＭＩＮＧ Ｙｕｅ，ＤＡＩ Ｑｉｎｇ-ｓｏｎｇ，ＺＨＡＯ Ｍｉｎｇ-ｓｈｅｎｇ，ｅｔ ａｌ． Ｃａｕｓｅ ａｎａｌｙｓｉｓ ａｎｄ ｄｉｓｐｏｓａｌ ｏｆ ｅｘｐｌｏｓｉｖｅ ｄｅｍｏｌｉｔｉｏｎ ｆａｉｌ- ｕｒｅ ｏｆ ｔｗｏ ４５ ｍ ｈｉｇｈ ｃｏｏｌｉｎｇ ｔｏｗｅｒ［Ｊ］． Ｂｌａｓｔｉｎｇ，２０１６， ３３（１） １１８-１２３．（ｉｎ Ｃｈｉｎｅｓｅ） ［１４］ 胡浩川， 池恩安， 乐 松， 等．建筑物爆破拆除倒塌失 败原因分析［Ｊ］．爆破，２０１０，２７（２） ９９-１０２． ［１４］ ＨＵ Ｈａｏ-ｃｈｕａｎ，ＣＨＩ Ｅｎｇ-ａｎ，ＹＵＥ Ｓｏｎｇ，ｅｔ ａｌ． Ａｎａｌｙｓｉｓ ｏｆ ｃｏｌｌａｐｓｅ ｆａｉｌｕｒｅ ｏｆ ｂｕｉｌｄｉｎｇ ｅｘｐｌｏｓｉｖｅ ｄｅｍｏｌｉｔｉｏｎ［Ｊ］． Ｂｌａｓｔｉｎｇ，２０１０，２７（２） ９９-１０２．（ｉｎ Ｃｈｉｎｅｓｅ） ［１５］ 郑炳旭， 魏晓林， 陈庆寿．钢筋混凝土高烟囱爆破切 口支撑部破坏观测研究［Ｊ］．岩石力学与工程学报， ２００６，２５（Ｓ２） ３５１３-３５１７． ［１５］ ＺＨＥＮＧ Ｂｉｎｇ-ｘｕ，ＷＥＩ Ｘｉａｏ-ｌｉｎ，ＣＨＥＮ Ｑｉｎｇ-ｓｈｏｕ． Ｓｔｕｄｙ ｏｎ ｄａｍａｇｅ ｓｕｒｖｅｙｉｎｇ ｏｆ ｃｕｔｔｉｎｇ ｓｕｐｐｏｒｔ ｏｆ ｈｉｇｈ ｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄ ｃｏｎｃｒｅｔｅ ｃｈｉｍｎｅｙ ｄｅｍｏｌｉｓｈｅｄ ｂｙ ｂｌａｓｔｉｎｇ［Ｊ］． Ｃｈｉｎｅｓｅ Ｊｏｕｒｎａｌ ｏｆ Ｒｏｃｋ Ｍｅｃｈａｎｉｃｓ ａｎｄ Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ，２００６， ２５（Ｓ２） ３５１３-３５１７．（ｉｎ Ｃｈｉｎｅｓｅ） 英文编辑 陈东方 （上接第１０５页） ［３］ ＺＨＡＮＧ Ｙｉｎｇ-ｃｈａｉ，ＺＨＡＯ Ｙｕ-ｌｏｎｇ，ＧＡＯ Ｓｕａｉ-ｊｉｅ． Ｂｌａｓ- ｔｉｎｇ ｄｅｍｏｌｉｔｉｏｎ ｏｆ ２１０ ｍ ｄｏｕｂｌｅ-ｌａｙｅｒ ｓｌｅｅｖｅ ｃｈｉｍｎｅｙ ［Ｊ］． Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ Ｂｌａｓｔｉｎｇ，２０１８，２４（４） ３９-４４．（ｉｎ Ｃｈｉ- ｎｅｓｅ） ［４］ 迟力源， 杨 军． ２５０ ｍ超高钢筋混凝土烟囱套入式爆 破拆除的数值模拟［Ｊ］．爆破，２０１５，３２（１） １０１-１０５． ［４］ ＣＨＩ Ｌｉ-ｙｕａｎ，ＹＡＮＧ Ｊｕｎ． Ｎｕｍｅｒｉｃａｌ ｓｉｍｕｌａｔｉｏｎ ｏｆ ｅｘｐｌｏ- ｓｉｖｅ ｄｅｍｏｌｉｔｉｏｎ ｏｆ ２５０ ｍ ｈｉｇｈ ｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄ ｃｏｎｃｒｅｔｅ ｃｈｉｍ- ｎｅｙ［Ｊ］． Ｂｌａｓｔｉｎｇ，２０１５，３２（１） １０１-１０５．（ｉｎ Ｃｈｉｎｅｓｅ） ［５］ 林谋金， 薛 冰， 傅建秋． ２１０ ｍ烟囱超高位切口爆破 拆除数值模拟与实践［Ｊ］．爆破，２０１８，３５（３） １０３- １０７，１４６． ［５］ ＬＩＮ Ｍｏｕ-ｊｉｎ，ＸＵＥ Ｂｉｎ，ＦＵ Ｊｉａｎ-ｑｉｕ． Ａｐｐｌｉｃａｔｉｏｎ ａｎｄ ｎｕ- ｍｅｒｉｃａｌ ｓｉｍｕｌａｔｉｏｎ ｏｆ ｂｌａｓｔｉｎｇ ｄｅｍｏｌｉｔｉｏｎ ｆｏｒ ２１０ ｍ ｃｈｉｍ- ｎｅｙ ｗｉｔｈ ｓｕｐｅｒ-ｈｉｇｈ ｉｎｃｉｓｉｏｎ［Ｊ］． Ｂｌａｓｔｉｎｇ，２０１８，３５（３） １０３-１０７，１４６．（ｉｎ Ｃｈｉｎｅｓｅ） ［６］ 张广荣， 池恩安， 詹振锵．切口高度对烟囱拆除爆破塌 落振动的模拟研究［Ｊ］．爆破，２０１３，３０（３） １３５-１４１． ［６］ ＺＨＡＮＧ Ｇｕａｎｇ-ｒｏｎｇ，ＣＨＩ Ｅｎ-ａｎ，ＺＨＡＮ Ｚｈｅｎ-ｑｉａｎｇ． Ｒｅ- ｓｅａｒｃｈ ｏｎ ｎｕｍｅｒｉｃａｌ ｓｉｍｕｌａｔｉｏｎ ｆｏｒ ｃｏｌｌａｐｓｅ ｖｉｂｒａｔｉｏｎｉｎ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ｃｕｔ ｈｅｉｇｈｔ ｏｆ ｃｈｉｍｎｅｙ ｅｘｐｌｏｓｉｖｅ ｄｅｍｏｌｉｔｉｏｎ［Ｊ］． Ｂｌａｓｔｉｎｇ，２０１３，３０（３） １３５-１４１．（ｉｎ Ｃｈｉｎｅｓｅ） ［７］ 李 勇．高耸构筑物拆除爆破倒塌过程的数值模拟与 应用［Ｄ］．贵阳 贵州大学，２０１６． 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