钢筋混凝土烟囱爆破拆除失稳下坐和空中断裂现象研究.pdf

第35卷 第4期 2018年12月 爆 破 BLASTING Vol. 35 No. 4  Dec. 2018 doi10. 3963／ j. issn. 1001 －487X. 2018. 04. 021 钢筋混凝土烟囱爆破拆除失稳下坐和 空中断裂现象研究* 王 宇 1， 姚颖康2，3， 贾永胜3， 韩传伟3， 刘昌邦3， 孙金山1， 倪明亮1 （1.中国地质大学（ 武汉）工程学院， 武汉430074；2.河海大学土木与交通学院，南京210098； 3.武汉爆破有限公司，武汉430023） 摘 要 针对一座180 m高钢筋混凝土烟囱爆破拆除过程中的下坐和空中断裂现象， 结合视频监控技术、 应变监测技术和数值模拟技术， 对烟囱失稳下坐和空中断裂机制进行了综合性分析。研究结果表明 爆破切 口起爆瞬间， 烟囱爆破切口边缘受到爆炸产生的冲击荷载， 并诱发应力波的反射和支撑区初始应力状态的动 态调整， 使支撑区中产生较高的附加动应力。当支撑区混凝土强度较低、 截面面积较小时， 起爆后支撑区迅 速发生大范围的压缩破坏， 进而发生下坐现象， 在此过程中烟囱支撑区的理想转动轴不会出现。烟囱下坐过 程中加速和减速向下运动交替出现， 在下坐结束阶段， 显著的减速过程将使烟囱处于“超重状态”， 并在筒体 中诱发较高的动应力， 可能导致烟囱中上部缺陷部位压溃断裂。 关键词 钢筋混凝土烟囱；下坐；断裂；数值模拟；视频观测；应变观测 中图分类号 TU746. 5 文献标识码 A 文章编号 1001 －487X（2018）04 －0116 －08 Phenomenon of Downward Crush and Break in Air of Reinforced Concrete Chimneys in Blasting Demolition WANG Yu1，YAO Ying-kang2， 3， JIA Yong-sheng3，HAN Chuan-wei3， LIU Chang-bang3，SUN Jin-shan1，NI Ming-liang1 （1. Engineering Faculty of China University of Geosciences（Wuhan） ，Wuhan 430074，China； 2. College of Civil ＆ Transportation Engineering，Hohai University，Nanjing 210098，China； 3. Wuhan Explosions and Blasting Corporation Limited，Wuhan 430023，China） Abstract In order to analyze the downward impact failure and aerial fracture failure of a 180 m reinforced con- crete chimneys in blasting demolition process，the failure process，stress state of the support zone and fracture mecha- nism were studied comprehensively with photography，strain monitoring and numerical simulation. The results show that the edge of the blasting cutting of chimney was subjected to an impact caused by the explosion，which induced stress wave reflection and dynamic adjustment of the initial stress state in the support zone. When concrete strength of the support zone was low or the cross-section area was small，intensive compression failure occurred in the support zone after blasting cut ed，and the ideal rotation axis of the chimney would not appear，then the downward crush- ing occurred. Acceleration and deceleration alternately occur during the chimney downward crushing. At the end of the crushing process，a significant deceleration process caused the chimney to be in an ＂ overweight state＂ and in- duced a high dynamic stress in the cylinder，which could lead to the fracture in air. Key words reinforced concrete chimney；downward impact failure；fracture；numerical simulation；video mo- nitor；strain monitor 万方数据 收稿日期2018 －07 －24 作者简介王 宇（1993 －） ， 男， 硕士研究生， 从事土木工程防灾减 灾方向研究， （E-mail）wyu＿cug＠163. com。 通讯作者姚颖康（1981 －） ， 男， 工学博士、 高级工程师， 主要从事工 程爆破方面的研究， （E-mail）94394995＠ qq. com。 基金项目国家自然科学基金（51379194） 控制爆破广泛应用于钢筋混凝土烟囱拆除工 程［ 1-4］。实际工程中， 烟囱常出现下坐、 断裂、 偏转 等问题， 影响工程安全。为此， 国内外学者开展了烟 囱支撑部失稳下坐和空中断裂问题的研究工作。魏 晓林等建立了拆除结构的力学模型， 推导了结构下 坐倾倒的动力方程［ 5］； 褚怀保等结合摄影监测和数 值模拟， 认为爆破切口形成以后支撑区筒壁有0. 5 ～ 3. 0 s稳定阶段， 以保证应力重分布后中性轴的形 成［ 6］。杨建华等研究指出， 150m以上的烟囱通常倾 倒至63左右时， 在距离地面约2／3高度处容易发 生断裂［ 7］； 言志信结合理论计算和数值模拟提出， 烟囱的断裂一般发生在距离地面1／3、1／2和 2／3处［ 8］。 以往关于烟囱下坐问题的研究主要从静力学角 度进行分析， 往往忽视其动力学过程。关于烟囱的 空中断裂问题， 烟囱转动小角度时发生断裂的现象 相对较为少见， 相关研究也少， 但近年来随着爆破烟 囱的高度不断增加， 爆破初期烟囱断裂的现象也偶 有发生（ 如图1所示） 。为此， 依托一座180 m钢筋 混凝土烟囱定向爆破拆除工程， 采用摄影和应变测 量技术对烟囱失稳倒塌过程进行监测， 并对该烟囱 下坐和断裂过程进行了数值模拟分析， 以此探究烟 囱下坐和断裂过程中的力学特征和破坏过程， 为类 似烟囱的爆破拆除工程提供一定的参考。 图1 210 m烟囱爆破空中断裂（ 图片源于 华西都市报 ） Fig. 1 The breaking phenomenon in blasting demolition of a 210 m chimney 1 案例及其分析方法 1. 1 烟囱特征 烟囱结构如图2所示。钢筋混凝土烟囱总高度 为180 m， 底部内半径为7. 57 m， 外半径为8. 12 m， 壁厚55 cm；顶部内半径为3. 72 m，外半径为 3. 92 m， 壁厚42 cm。 图2 烟囱立面图（ 单位m） Fig. 2 Side elevation of the chimney（unitm） 烟囱为变截面结构， 其中0 ～30 m段， 烟囱每上 升10 m， 外径缩小1. 0 m；30 ～ 60 m段烟囱每上升 10 m，外径缩小0. 6 m；60 ～ 90 m段烟囱每上升 10 m， 外径缩小0. 88 m；90 ～150 m段， 烟囱每上升 10 m， 外径缩小0. 3 m；150 ～180 m段， 烟囱截面保 持不变。由于施工原因， 在90 m高度处由于施工间 断存在一施工缝。 0 ～25 m段混凝土标号为C40，25 ～180 m段混 凝土标号为C30。烟囱截面竖向配筋为双层配筋， 环向布置水平箍筋， 钢筋采用HRB300。 烟囱0 ～7. 25 m段无隔热和内衬结构；7. 25 ～ 180 m隔热层厚度为0. 1 m；7. 25 ～ 40 m内衬厚度 为0. 23 m；40 ～180 m内衬厚度为0. 12 m。 7. 25 m处设有两个烟道口并建有积灰平台， 南 北方向开有两个烟道， 大烟道开孔尺寸为5. 9 m 10. 4 m， 小烟道开孔尺寸为5. 9 m 5. 4 m； 东西方 向有两个检修门， 尺寸为2. 4 m 2. 4 m。 1. 2 爆破方案 烟囱倒塌方向如图2所示。烟囱爆破采用正梯 形爆破切口（ 如图3所示） ， 切口底边距地面0. 5 m， 爆破切口高度为4. 4 m。切口圆心角220， 切口底 711第35卷 第4期 王 宇， 姚颖康， 贾永胜， 等 钢筋混凝土烟囱爆破拆除失稳下坐和空中断裂现象研究 万方数据 边展开长度30. 95 m。切口两侧设三角形定向窗， 定向窗底长3. 0 m， 角度为30； 切口中部开凿高 3. 2 m， 宽4 m的导向窗。爆破前采用钢筋混凝土对 西侧检修门进行封堵。 图3 爆破切口示意图（ 单位m） Fig. 3 Blasting cut schematic（unitm） 切口区共布置634个炮孔， 乳化炸药总装药量 为136 kg， 炸药采用延期时间为3400 ms的导爆管 雷管起爆。 1. 3 监测方案 为监控烟囱失稳破坏过程中筒体结构的宏观破 坏过程， 在烟囱外部布置了红外阵列筒型高清摄像 机对其进行视频监测。分辨率为1024 768像素， 采集频率为25帧／ s。 在支撑区外壁与爆破切口底边等高的部位等间 距粘贴10 cm长120 Ω混凝土应变片（ 如图4） 。应 变片布置12片， 中轴线两侧各6片， 间距约1. 5 m， 高度与切口底边一致。采用DH3817动静态应变测 试仪采集数据， 采样频率为1 kHz。 图4 应变测点布置（ 单位m） Fig. 4 Layout of strain monitor points（unitm） 1. 4 数值模拟方案 为对烟囱的倒塌过程和受力过程进行分析， 采 用ANSYS／ LS-DYNA软件建立了钢筋混凝土烟囱的 有限元模型。为简化模型， 只对烟囱钢筋混凝土部 分进行建模， 将隔热层和内衬的质量等效到混凝土 中［ 8］。模型采用分离式建模， 分别进行钢筋和混凝 土模型的建立，并利用关键字CONTRL-BEAM-IN- SOLID将钢筋约束到混凝土内， 钢筋混凝土间采用 侵蚀自动接触算法ERODING＿SINGLE＿SURFACE 进行控制。根据文献［9］ ， 混凝土材料选用BRIT- TLE-DAMAGE材料， 钢筋选用PLASTIC-KINEMAT- IC材料。为了保证计算结果的精确性， 控制单元最 小尺寸约为0. 3 m。 考虑混凝土破坏属于动态破坏， 应变率较高， 其 强度取强度略高的土立方体标准值。考虑到烟囱下 部0 ～7. 25 m段筒体混凝土热损伤较严重， 检修门 封堵混凝土施工质量难以保证， 以及90 m处存在的 施工薄弱环节， 对这些薄弱部位的材料参数进行不 同程度折减， 如表1所示， 钢筋材料参数如表2所 示。结构阻尼系数取为0. 5。为简化计算， 不考虑 切口炸药爆炸作用。 表1 混凝土材料参数表 Table 1 The parameters of concrete 位置 密度／ （kgm －3） 弹性 模量／ GPa 泊松比 抗压 强度／ MPa 抗拉 强度 ／ MPa 0 ～7. 25 m260031. 50. 17354. 5 7. 25 ～25 m330032. 50. 17405. 0 薄弱位置330028. 00. 17253. 5 其它330030. 00. 17304. 0 表2 钢筋材料参数表 Table 2 The parameters of reinforcement 密度／ （kgm －3） 弹性模量／ GPa 泊松比 抗压强度／ MPa 抗拉强度／ MPa 78502. 1e110. 3300300 2 支撑区失稳过程分析 2. 1 炮孔起爆阶段支撑区应变变化 烟囱切口炸药起爆后， 爆炸产生的应力波通过 筒壁快速向保留部分传播。爆破冲击力引起支撑区 测点应变曲线如图5所示。起爆后， 应变先表现为 拉伸（ 拉伸为正值， 压缩为负值） ， 且其时间曲线接 近于正弦波形状， 迅速上升后又迅速下降。其中， 越 靠近切口部位， 拉伸应变值越高。 图5 测点应变时间曲线（ 拉伸为正， 压缩为负） Fig. 5 Strain history curve of points （positive is tension，negative is compress） 811爆 破 2018年12月 万方数据 因此， 起爆阶段爆炸应力波对烟囱支撑区筒体 整体产生了一“ 上抬” 的附加动荷载作用。其中，1＃ 测点处应力波引起的竖向峰值拉应变约为100 με， 按混凝土弹性模量31. 5 GPa计算， 附加拉应力可达 3. 15 MPa， 该附加拉应力接近混凝土的静抗拉强 度， 但烟囱混凝土本身还承受压缩应力， 因此该拉伸 作用远低于支撑区混凝土所承受的静态压应力， 因 此支撑区混凝土整体仍处于受压状态。而其余测点 峰值拉应变则更低， 因此， 爆炸引起的应力波对烟囱 支撑区影响相对较小。 另外，支撑区拉应变上升与下降时间均约 25 ms， 即受爆炸荷载的作用时间约为50 ms。爆炸 荷载的作用时间显著比炸药爆轰时间长， 这主要是 由于采用3400 ms延期雷管绝对延期误差较大， 且 炮孔总数达634个， 大量炮孔随机起爆后总的作用 时间远大于单个炮孔的爆轰时间。 起爆后， 测点的应变由拉伸转为压缩， 如图5中 1＃测点的应变时间曲线所示。从压应变的发展过程 看， 爆炸荷载作用后各测点的应变速率更接近于发 生爆炸荷载卸载阶段， 其压应变应为爆炸荷载作用 后的结构的回弹响应所导致的， 且切口附近回弹响 应较为强烈， 应变率较高， 而远离切口部位的回弹响 应则不强烈。 2. 2 失稳破坏特征 视频监控显示， 爆破切口区的混凝土抛出后， 烟 囱整体保持不动的时间约0. 3 s， 该稳定状态持续时 间比褚怀保［ 6］、 徐鹏飞提出时间都稍短［10］。随后， 烟囱切口两侧定向窗角部的混凝土首先发生破坏， 且明显被挤压凸起。在起爆后约0. 5 s时， 产生了 与水平方向呈45夹角的主裂缝， 如图6（a） 。伴随 着主裂缝的发展， 部分的表层混凝土不断从筒壁挤 出、 脱落。起爆后约1. 2 s， 裂缝沿水平方向扩展， 裂 缝宽度不断增加， 如图6（b） 。起爆后约1. 8 s， 支撑 区两侧主裂缝贯通， 如图6（c） 。 图6 支撑区裂纹扩展过程 Fig. 6 Crack growth process of support zone 视频监控显示， 主裂缝在支撑区后部的扩展速 度较快， 混凝土破坏也越强烈。在裂缝产生、 扩展至 贯通整个过程中， 支撑区后部未观测到明显的拉裂 缝产生， 表明烟囱支撑区均发生的是压缩破坏。 如图7所示， 有效应变数据显示，1＃测点在起爆 后约200 ms时首先被破坏； 第2＃测点在起爆后约 700 ms时发生破坏；而第6 ＃测点破坏时间则在 1500 ms。 这说明支撑区的破坏是从爆破切口边缘向 支撑区后部逐渐演化的。随着支撑区混凝土不断被 压坏， 有效支撑面积较少， 进一步加快了支撑区的破 坏。此过程中， 各测点均无明显拉应变产生， 表明支 撑区在自重和倾覆弯矩的作用下并未形成有效中性 轴。另外， 支撑区裂缝贯穿时间较言志信等人的观 测结果短［ 8］。 2. 3 失稳破坏力学机制 支撑区失稳破坏过程如图8所示， 爆破切口于 0 s形成后， 烟囱筒体发生应力动态调整， 切口处混 凝土的突然消失使原来处于压缩状态的混凝土发生 松弛， 并产生拉应力， 拉应力波向上部传播。同时， 切口定向窗角部产生较大的集中压应力， 支撑区中 轴附近单元则受到拉应力作用， 烟囱处于短暂的稳 定状态， 如图8（a） 所示。 图7 测点应变时间曲线图 Fig. 7 Strain curve of measurement points 切口形成1. 6 s后， 定向窗角部混凝土单元首 先达到极限压应变而破坏， 单元被删除， 如图8（b） 。 911第35卷 第4期 王 宇， 姚颖康， 贾永胜， 等 钢筋混凝土烟囱爆破拆除失稳下坐和空中断裂现象研究 万方数据 随后， 裂纹迅速扩展， 并在切口形成2. 2 s后裂缝扩 展至检修门处， 见图8（c） ， 该裂缝的贯穿时间要比 视频监控的1. 8 s长。在约3 s后， 烟囱支撑区完全 断裂开始整体下坐， 如图8（d） 。 图8 烟囱支撑区裂纹扩展过程与竖向应力云图 Fig. 8 The Z stress contour and crack growth of the chimney support part 从数值模拟结果看， 切口形成后也存在近似静 力平衡的状态， 支撑区也有受拉和受压区， 但混凝土 均发生受压破坏， 受拉区迅速转化为了受压区。 为研究支撑区竖向应力变化过程， 自切口角端 至支撑区中轴等间隔分别提取A、B、C三个混凝土 单元的应力时程曲线， 见图9（A、B、C位置如图8 （a） 所示） 。 切口形成后，A单元受到压应力作用， 而B、C 单元则由初始的压应力转化为拉应力， 此时A、B单 元之间有中性轴形成；1. 6 s时，A单元被压坏， 中性 轴向后移动；1. 8 s时，B单元由受拉转为受压并在 2. 2 s时被压坏， 此时中性轴在B单元和C单元间 移动；2. 1 s时，C单元由受拉转化为受压， 并在3. 5 s 时被压坏， 支撑区完全失效。 图9 烟囱支撑区单元竖向应力-时间曲线 Fig. 9 The vertical stress-time curve of chimney-support units 3 筒体整体下坐过程分析 3. 1 下坐过程宏观特征 视频监控结果显示， 烟囱贯穿裂缝形成后， 支撑 区无法承受上部结构荷载， 产生整体下坐。下坐过 程中， 烟囱筒体不断与底部残余结构及地面接触发 生剧烈碰撞， 筒体底部混凝土被大片压碎、 挤出， 并 堆积在烟囱周围， 一定程度上缓解了筒体的下坐 趋势。 整个下坐过程， 烟囱下坐速度先增加， 然后迅速 减速至0， 共历时2. 5 s左右， 下坐总高度约为10 m。 同时， 烟囱筒体在下坐过程中还产生了轻微转动， 但 总体转动角度不大， 最终烟囱筒体转动角度大约 为3。 3. 2 筒体运动特征 如图10、11所示， 为烟囱竖向速度和加速度时 间曲线。在贯穿裂缝形成以前， 上部筒体竖向速度 和加速度均为0。随后单元竖向速度逐渐增加。在 5. 6 s时达到峰值速度5. 0 m／ s； 而此过程中， 烟囱的 加速度先增大后减小， 最大加速度约为－5. 0 m／ s2， 低于重力加速度， 表明其下坐过程中边破坏边加速， 且破坏主要由烟囱的竖向冲量控制［ 11］。 5. 6 s后， 烟囱竖向速度迅速减小， 并在约6. 0 s 时， 降低为0。此时， 烟囱的加速度方向发生改变， 迅速增大后又迅速减小， 最大加速度约12. 0 m／ s2， 此时烟囱瞬间整体受到超过2倍的重力加速度作 用， 因烟囱质量较大， 具有很大的竖向冲量， 结构中 的应力可能会超过其承载能力。 图10 筒壁竖向速度-时间曲线 Fig. 10 The vertical velocity-time curve of chimney 3. 3 上部筒体受力特征分析 上部筒体混凝土单元D的竖向应力-时间曲线 如图12所示（D单元位置如图16所示） 。在支撑部 裂缝扩展阶段和加速下坐阶段， 筒体底部结构破坏 充分， 上部筒体单元竖向应力发生小幅度波动； 而在 下坐减速阶段，D单元竖向应力波动强烈， 但材料均 处于弹性状态。 021爆 破 2018年12月 万方数据 图11 筒壁竖向加速度-时间曲线 Fig. 11 The vertical acceleration-time curve of chimney 图12 D单元竖向应力时间曲线 Fig. 12 The vertical stress-time curve of D element 4 中部断裂阶段 4. 1 断裂过程宏观特征 如图13， 烟囱整体下坐减速阶段， 烟囱中部发 生了混凝土压缩破坏， 断裂位置发生在90 m高度处 （1／2高度处） ， 断裂位置处混凝土破碎、 挤出。随 后， 由于其前部破坏的高度更大， 上半部筒体绕断裂 面继续转动， 在起爆后约5. 0 s时两部分筒体分离。 图13 烟囱空中断裂过程 Fig. 13 Breaking process of the chimney 4. 2 断裂机制分析 数值模拟结果表明， 烟囱的断裂始于约90 m处 混凝土单元的破坏， 为研究混凝土的破坏机理， 绘制 该处倒塌方向筒体前部E单元和后部F单元的竖 向应力时间曲线，如图14、15，E、F单元位置见 图16。 烟囱失稳下坐过程总体可分为4个阶段， 即应 力动态调整、 支撑区破坏、 筒体加速下坐和下坐减速 至停止。分别对四个阶段中烟囱中部90 m处的应 力时间曲线进行分析， 如图14中的Ⅰ、Ⅱ、Ⅲ、Ⅳ区 所示。 图14 90 m处混凝土单元竖向应力时间曲线 Fig. 14 The vertical stress history curve of concrete at 90 m elevation （1） 应力动态调整阶段 如图14（Ⅰ） ， 爆破切口形成时， 烟囱中的初始 应力迅速发生重新分布。此时， 切口上部筒体的初 始压缩应变得以释放， 并“回弹”产生拉应力， 拉应 力向上部传播， 使烟囱90 m断面的前侧受到动态拉 应力作用。而支撑区压力突增同时产生动态压应力 向上传播， 使烟囱中部后侧受到动态压应力作用。 在此过程中， 动应力的远大于初始应力， 可能造成局 部的损伤。 （2） 底部支撑区破坏阶段 如图14（Ⅱ） ， 由于支撑区混凝土不断被压坏， 应力集中效应显著， 并传递到上部筒体中， 使烟囱 90 m断面的后侧单元再次受到较大压应力的作用。 与此同时， 烟囱中部的前侧则受到拉应力作用。动 应力在2. 5 s时达到第二个峰值。 （3） 筒体加速下坐阶段 如图14（Ⅲ） ， 裂缝贯穿后开始下坐。第Ⅱ阶段 的应力在下坐过程中要恢复平衡， 同时下部筒体不 断与地面发生激烈碰撞、 破坏并删除， 因此， 该阶段 烟囱90 m断面处的应力将动态调整至平衡， 但波动 较强烈， 最终前后侧的拉压状态基本一致。 （4） 下坐减速至停止阶段 如图14（Ⅳ）和15（Ⅳ）所示， 该阶段下部筒体 运动突然停止， 将承受较大的加速度， 处于短暂的 “ 超重” 状态， 因而压应力迅速增大， 同时，90 m处弱 化区的单元产生了明显的塑性变形（如图16所 示） ， 应变超过其失效应变， 发生失效而被删除。 综上所述， 在烟囱切口形成后的Ⅰ、Ⅱ、Ⅲ阶段 121第35卷 第4期 王 宇， 姚颖康， 贾永胜， 等 钢筋混凝土烟囱爆破拆除失稳下坐和空中断裂现象研究 万方数据 中， 烟囱筒体的应力调整过程使其90 m处横截面上 受到了“ 附加弯矩” 的作用， 前后侧的应力方向大致 拉、 压相反， 且其拉压状态随时间交替变化。 图15 90 m处混凝土单元第Ⅳ阶段竖向应时间曲线 Fig. 15 The vertical stress history curve of concrete at 90 m elevation in the fourth stage 图16 烟囱断裂前塑性应变云图 Fig. 16 The plastic strain contour of the chimney 但前三个阶段90 m截面处应力的变化均在混凝 土的极限压、 拉强度范围以内， 不会对结构造成破坏。 而在下坐减速阶段， 筒体处于“ 超重” 状态， 底部混凝 土先受到的冲击压缩作用， 并迅速传递到上部筒体， 容易引起筒体压应力的突增， 造成结构的破坏。 因此， 中部薄弱筒壁（ 有施工缝与瓶颈状截面衔 接） 的存在以及下坐冲击， 是造成烟囱空中断裂的主 要原因。采用原有模型， 筒体混凝土均采用相同参 数， 而无施工弱面时， 对其倾倒和下坐过程进行了再 次数值模拟， 筒体并未发生中部混凝土破坏的现象。 5 结论 针对存在薄弱筒壁的180 m钢筋混凝土烟囱爆 破拆除存在的下坐和空中断裂现象， 开展了理论研 究， 得出以下结论 （1） 起爆时， 烟囱切口筒壁首先受到爆炸荷载 引起的短暂的压缩作用， 而支撑区则整体受到“附 加” 动拉应力作用。随后会产生“ 卸荷回弹”和应力 重分布， 产生一个向下的冲击作用。 （2） 烟囱爆破切口形成后， 支撑区破坏时在上 部筒壁前侧和后侧产生附加竖向动应力， 且前、 后侧 应力方向相反， 对横截面的整体作用类似“附加动 弯矩” ， 且其作用方向交替变化。 （3） 定向窗角部混凝土首先受压破坏， 而当烟 囱支撑区截面面积不足时， 压缩破坏迅速向后侧传 播， 不能形成理想的“转动轴” ， 导致支撑区发生整 体压缩破坏， 形成“ 下坐” 现象。 （4） 烟囱下坐过程中， 冲击破坏与加速下落可 能不断交替出现。在此过中， 减速运动使烟囱受到 强烈的惯性力作用， 使其处于短暂的“超重”状态， 并诱较高的竖向动荷载， 可能会导致筒体断面急剧 收缩或缺陷部位发生破坏， 导致空中断裂现象。 参考文献（References） ［1］ 苏筱嘉， 边作青， 王友杰， 等.两座150 m高钢筋混凝土 烟囱定向爆破拆除［J］.工程爆破，2017，23（6） 39- 42. ［1］ SU Xiao-jia，BAIN Zuo-qing，WANG You-jie，et al. 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