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RCC围堰爆破倾倒加钻爆炸碎拆除

futao 爆破拆除 2019-06-10 702 0
川渝拆除17713551981

RCC围堰爆破倾倒加钻爆炸碎拆除

爆破振动数值分析

实测结果显示,拦污栅柱顶梁部有一个测点的一条测线振动速度测值较大,振速为17.24cm/s超过设计安全标准。为了分析该测值的真伪和建筑物的安全状况,采用爆破地震反应谱法对围堰拆除爆破时产生的爆破振动进行数值计算,反演爆破时坝体的爆破振动峰值,并与实测资料进行对比分析;计算爆破时峰值动应力场,并与静力场进行叠加,进行强度校核,为围堰拆除爆破安全评价提供科学依据。

1自振特性计算结果

1.1自振频率

采用子空间迭代法进行模态分解,共计算了40阶频率与振型,结果见表7.17。

表7.17固有频率计算结果表

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2振型变位特征

由坝体结构振型参与系数较大的前5阶振型可以看出,第1阶振型以z方向振动变位为主,第2阶振型、第7阶振型以X、Y方向振动变位为主,第8阶振型以Y方向振动变位为主。第3阶振型、第4阶振型、第5阶振型、第6阶振型参与系数较小,是以X、Y向上游拦污栅排架局部变位形成的振型。

2坝体动力反应计算结果

采用CQC(Complete Quardratic Combination)——完全二次平方根法组合。

1动力变形及其分布

在爆破振动反应谱作用下,坝体综合动位移最大5.1mm(坝顶拦污栅横梁)。其分布由坝基起向上逐步增加。由坝体动位移计算模型可以知,拦污栅排架的相对位移比坝体大,这对拦污栅结构的抗震安全不利。

顺河向动位移等值线基本呈水平状分布,最大变形发生在靠近下游面坝顶(3.6mm),同一高程面上拦污栅排架与坝体位移差别不大。竖直向动位移自上游面向下游面降低,最大动变形发生在坝顶拦污栅横梁上(1.46mm)。

2坝体速度及其分布

在爆破振动反应谱作用下,坝体顺河向速度从坝基向上逐渐增大,最大振速达4.7cm/s(坝顶拦污栅横梁);竖直向振速自坝体上游面至下游面增大,最大值3.09cm/s,发生在坝体上游侧;横河向振速最大3.45cm/s,拦污栅排架顶。坝体特征部位振动速度见表7.18,坝体特征部位实测振动速度统计表见表7.19,坝顶的放大倍数见表7.20。

表7.18坝体特征部位计算振动速度单位:cm/s

表7.18坝体特征部位计算振动速度单位:cm/s

表7.19坝体特征部位实测振动速度统计表

表7.19坝体特征部位实测振动速度统计表

表7.20RCC围堰爆破坝顶振动放大系数表

表7.20RCC围堰爆破坝顶振动放大系数表

对比实测振速结果:2006年6月6日围堰爆破,右厂坝段基础廊道实测振速为1.02cm/s,高程72~152m坝内排水廊道实测最大振速为1.85cm/s,右厂坝段坝顶185m高程实测最大振速为5.9cm/s,右厂17号坝段进水口闸门底部混凝土振动速度为1.5cm/s;

6月9日,15号堰块拆除爆破,坝顶振动速度为3.42cm/s,坝前拦污栅柱顶部振动速度为5.84cm/s。计算结果较实测值大,可见,以振动安全控制标准值进行强度安全验算结构是偏于安全的。

右岸大坝高程从下至上质点振动速度总的趋势是增大的,即随着高程的逐渐升高振动速度有放大的趋势,从这点来说,实测和计算结果一致。

就振速分布情况来看,计算结果和实测结果较为一致,仅右厂15号坝段单元Ⅵ-1测点(拦污栅柱顶),实测水平向质点振动速度达17.24cm/s,经综合分析比较认为该点可能是仪器埋设不当引起测试成果异常。

2.3坝体动应力及其分布

在三向地震作用下,以第一主应力o1而论,坝体动应力较小,绝大部分在0.6MPa以下,仅在坝踵和坝趾出现较大拉应力集中,最大值1.37MPa,出现在坝踵。上游拦污栅排架的拉应力则较为突出,尤以横梁3为最大达2.87MPa(高程113.75m);支撑梁拉应力在2.1MPa以下,且大拉应力发生在支撑梁与闸墩柱连接及转角部位;而闸墩柱稍小,约在0.6~1.5MPa。

从计算结果来看,围堰爆破振动对大坝主体的影响较小,控制结构应力强度的主要是上游拦污栅排架的拉应力,从动应力第一主应力的大小及其分布来看,最主要的是横梁的拉应力值超过混凝土强度设计值较多,危及整体结构的安全。强度安全评价还要结合静应力的情况,从动、静叠加结果来分析。另外,横梁的配筋也将提高其承受能力,从而提高结构的强度安全系数。

3坝体静应力及其分布

坝体在自重和水压力作用下,在坝踵及进水口闸门底部出现拉应力集中,最大值2.26MPa(进水口闸门底部);坝顶与拦污栅排架连接处也出现较大拉应力,最大达

1.6MPa;坝体其他部分应力较小,大多处于受压状态。拦污栅排架梁、柱的应力也多处于压应力状态,大的拉应力出现在梁柱连接处;支撑梁由于上部闸墩柱发生较大的沉降而出现了较大拉应力1.0~3.0MPa,但其大应力亦出现在梁与柱的连接处,可能受单元畸变划分影响较大,而支撑梁大部分结构拉应力1.0~2.0MPa。

从静力变位,特别是竖直向静位移来看,引起上述较大局部拉应力的原因,可能与闸墩柱发生较大沉降有关,闸墩柱的最大沉降量达1.8cm。

4坝体动静叠加应力及其分布

根据前述计算得出的动应力与静应力,按最不利原则(将爆破振动效应折减50%)叠加。由于控制混凝土结构强度的是拉应力,故用第一主应力o1的分布来分析。

从计算结果可以看出,大坝主体拉应力均在1.0MPa以下,进水口闸门底部处出现拉应力集中,最大达2.35MPa;拦污栅墩柱,除与梁连接处外,大部分拉应力较小,在1.0MPa以下;横梁的拉应力稍大,约达0.9~1.9MPa;最大拉应力2.61MPa,出现在第三层支撑梁(高程143.75m)。

5强度验算

按《水工建筑物抗震设计规范》(SL203-97)规定,采用式(3.5)验算承载能力极限状态下的构件强度,即

Yoys(·)≤一R(·)(7.3)式中S(·)——构件拉应力;ya——结构系数;y。——结构重要性系数;y——设计状况系数;R(.)——构件抗拉强度设计值。

C25混凝土,其28d龄期抗拉强度设计值1.3MPa,钢筋混凝土抗拉强度设计值为

1.5MPa。考虑到三期围堰爆破时的时限,采用90d龄期强度值。则按《水工混凝土结构设计规范》(DL/T5057-1996)规定附录A,取提高系数1.3,又计人动力强度提高30%,则:

/2.197MPa(C25混凝土)(7.4)R(·)=(2.535MPa(钢筋混凝土)结构系数y,按照规范混凝土受拉破坏取1.3。设计状况系数p取为0.95(短暂状态)。结构重要性系数o由安全级别确定,I级取为1.1。由此代人式(7.3)中可得出:

/1.958MPa(C25混凝土)(7.5)S(·)={2.259MPa(钢筋混凝土)即:在爆破荷载和永久荷载共同作用下,对于大坝主体,拉应力小于1.958MPa,拦污栅结构拉应力小于2.259MPa为安全的。

由计算结果可知,仅在进水口闸门底部处和支撑梁与闸墩柱连接处出现了小范围的应力超限部位。经分析,是静应力导致该部位超过强度很多,施工中这些部位已配有钢筋,因此,爆破振动不会危及大坝的强度安全。

综上所述,数值分析结果表明:

(1)在爆破振动反应谱作用下,坝体顺水流向速度从坝基向上逐渐增大,最大振速达4.6cm/s,竖直向振速最大值4.24cm/s,垂直水流向振速最大5.3cm/s。对比实测振速结果,计算结果较为偏大,可见,强度安全验算是偏于保守的。右岸大坝高程从下至上质点振动速度总的趋势是增大的,即随着高程的逐渐升高振动速度有放大的趋势,从这点来说,实测和计算结果一致。

(2)就振速分布情况来看,计算结果和实测结果较为一致,仅右厂15号坝段单元

Ⅵ-1号测点(拦污栅柱顶),实测水平向质点振动速度达17.24cm/s,经综合分析比较认为该点可能是仪器埋设不当引起测试成果异常。

(3)围堰爆破振动对大坝主体的影响较小,坝体动应力,绝大部分在0.6MPa以下,仅在坝踵和坝趾出现较大拉应力集中,控制结构应力强度的主要是上游拦污栅排架的拉应力,尤以横梁的拉应力值较大,但强度安全评价还要结合静力的情况,从动、静荷载叠加结果来分析。

(4)动静应力叠加结果表明,进水口闸门底部、拦污栅梁柱连接处及支撑梁出现了较大拉应力。按承载能力极限状态验算构件强度,仅在闸门底部出现了小范围的应力超限部位,不过该部位动拉应力并未超限;而在动应力分析中出现较大拉应力的横梁部位动静应力叠加则没有超限,实际这些部位已配有钢筋,因此,爆破振动不会危及大坝的强度安全。

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