大型冷卻塔倒塌致地面振動影響因素

劉　敏， 陳　兵， 林　峰， 閆輝峰， 顧祥林

(1. 中國核電工程有限公司，北京　100840；2. 同濟(jì)大學(xué) 土木工程學(xué)院，上?！?00092)

大型冷卻塔倒塌致地面振動影響因素

劉敏1， 陳兵1， 林峰2， 閆輝峰2， 顧祥林2

(1. 中國核電工程有限公司，北京100840；2. 同濟(jì)大學(xué) 土木工程學(xué)院，上海200092)

摘要：內(nèi)陸核電廠中大型冷卻塔倒塌可引起地面振動和碎片沖擊，危害核設(shè)施的安全運行。進(jìn)行冷卻塔倒塌致地面振動及影響因素分析。首先，建立經(jīng)驗證的“冷卻塔-土體”數(shù)值模型預(yù)測地面振動。其次，研究影響地面振動的關(guān)鍵因素，包括塔型、不同偶然荷載引起的倒塌形態(tài)、以及場地土性質(zhì)。結(jié)果表明，場地土的軟硬是影響振動的最關(guān)鍵因素，倒塌形態(tài)和塔型影響次之。最后，基于分析結(jié)果給出考慮倒塌致次生災(zāi)害的內(nèi)陸核電廠規(guī)劃建議，包括冷卻塔和核島的間距確定方法、冷卻塔倒塌模式控制、以及土層減振措施。

關(guān)鍵詞：冷卻塔；倒塌；數(shù)值模擬；地面振動

我國已規(guī)劃建設(shè)一批內(nèi)陸核電廠以滿足快速增長的能源需求。由于工藝和經(jīng)濟(jì)的原因，廠區(qū)內(nèi)需要建設(shè)多個冷卻塔。塔的高度常大于200 m，超過規(guī)范[1]限高165 m，在世界范圍內(nèi)也屬于超大型冷卻塔[2]。因廠區(qū)面積限制，冷卻塔距離核島區(qū)最近距離一般只有約300 m。人們擔(dān)心，一旦冷卻塔在偶然荷載(如強(qiáng)風(fēng)、飛機(jī)撞擊、強(qiáng)震)作用下倒塌，引起的次生災(zāi)害(如地面振動、碎片撞擊等)可能危害核設(shè)施的安全運行，有引發(fā)核事故的風(fēng)險。然而，目前核電廠規(guī)劃和設(shè)計的概念中沒有考慮上述風(fēng)險[3-4]。一個可能的原因是，以往國內(nèi)外的核電廠冷卻塔高度遠(yuǎn)低于200 m，且國外廠區(qū)相對寬闊，冷卻塔可遠(yuǎn)離核島區(qū)。

與交通、爆炸、沖擊等引發(fā)的地面振動[5-8]不同，結(jié)構(gòu)倒塌引起地面振動的研究在文獻(xiàn)中的信息非常有限[9-11]。在爆破拆除領(lǐng)域，存在結(jié)構(gòu)坍塌引起地面振動最大加速度或速度的預(yù)測表達(dá)式[12]?？紤]到結(jié)構(gòu)拆除坍塌與偶然荷載作用下結(jié)構(gòu)倒塌在破壞形態(tài)和引發(fā)的地面振動有區(qū)別，并且僅給出運動學(xué)物理量的峰值預(yù)測也不滿足核設(shè)施動力計算要求，因而有必要深入研究大型冷卻塔倒塌致地面振動及其影響因素。

本研究中，首先建立“冷卻塔-土體”數(shù)值模型。然后研究兩類因素對地面振動的影響，一類是振動源相關(guān)因素，如塔型、倒塌形態(tài)。另一類是振動傳播相關(guān)因素，如土體類型。最后給出考慮振動次生災(zāi)害的核電廠規(guī)劃建議。

1數(shù)值模型與驗證

1.1數(shù)值模型

采用有限元軟件ANSYS/LS-DYNA建立“冷卻塔-土體”數(shù)值模型。冷卻塔由上部的雙曲線型塔身和下部的支撐柱組成?？紤]空冷塔和濕冷塔兩個鋼筋混凝土塔，因工藝需要，空冷塔進(jìn)風(fēng)口的高度比較高，導(dǎo)致其下部柱較高。塔的幾何和材料信息在2.1節(jié)研究計劃中給出。以空冷塔為例，圖1給出塔有限元模型。塔體沿豎向劃分145或146層(分別對應(yīng)濕冷塔和空冷塔)，沿子午向劃分728個條帶。由此形成的分割體采用4結(jié)點殼單元(SHELL163)模擬。殼單元的厚度根據(jù)塔體實際厚度確定，塔身沿厚度方向劃分15層，每層根據(jù)實際位置指定混凝土或鋼筋材料。材料模型通過關(guān)鍵字*MAT_CONCRETE_EC2定義，材料參數(shù)取自歐洲Eurocode 2規(guī)范[13]。對于混凝土，受拉強(qiáng)化系數(shù)ECUTEN取缺省值0[14-15]。對于鋼筋，定義屈服應(yīng)變、開始失效應(yīng)變和完全失效時的應(yīng)變分別為0.02、0.15和0.2?；炷梁弯摻畹膽?yīng)變率效應(yīng)采用文獻(xiàn)[16]的建議方法。當(dāng)殼單元中混凝土達(dá)到其壓縮應(yīng)變或鋼筋達(dá)到其完全失效應(yīng)變時，單元破壞。下部柱采用分離式建模方法，混凝土和鋼筋分別采用8結(jié)點實體單元(SOLID164)和梁單元(BEAM161)，不考慮兩者間黏結(jié)滑移關(guān)系。實體單元尺寸約為0.5 m×1 m×1 m?；炷敛捎肏olmquist-Johnson-Cook材料模型[17](關(guān)鍵字MAT_JOHNSON_HOLMQUIST_CONCRETE)，可描述大應(yīng)變和高應(yīng)變等復(fù)雜受力行為。模型中剪切模量G和應(yīng)變率系數(shù)C分別取1.486×104N/mm2和0.007[14-15]?；炷羻卧蟹e分點均達(dá)到壓碎應(yīng)變時單元失效。柱中縱筋和箍筋采用塑性隨動模型(*MAT_PLASTIC_KINEMATIC)，應(yīng)變率效應(yīng)采用Cowper-Symonds模型考慮，模型中參數(shù)切線模量ETAN、有效塑性應(yīng)變FS、硬化參數(shù)BETA和應(yīng)變率參數(shù)SRC分別取2 000 MPa、0.2、40.4和5。鋼筋達(dá)到極限拉應(yīng)變時斷裂失效。

土體有限元模型見圖2，建模時考慮了單元類型、材料模型、模型尺寸、網(wǎng)格劃分和模型邊界。土體單元仍采用8結(jié)點實體單元(SOLID164)，其力學(xué)行為簡化為理想彈塑性并采用常見的Drucker-Prager材料模型描述。土體模型的幾何尺寸平面取1 000 m×1 000 m，深35 m。這個幾何尺寸可較好地滿足波傳播理論和計算精度[5]。最大單元尺寸le根據(jù)式(1)確定[18]:

(1)

其中，λT是地面振動主要頻率所對應(yīng)的波長；v是土體剪切波速；fT是地面振動主要頻率，對計算得到的振動波進(jìn)行頻率譜分析得到。試算后取土體單元尺寸5 m×5 m×5 m。最后，在模型四個側(cè)面和底面設(shè)置無反射邊界(*BOUNDARY_NON_REFLECTING)。這樣應(yīng)力波可近似“穿過”邊界而不發(fā)生反射或折射，如同在半空間無限土體中實際發(fā)生的一樣。

數(shù)值計算中還考慮了以下幾點。① 冷卻塔沒有與土體連接而是抬高懸空2 m。對于地震作用，波從柱底部結(jié)點輸入后，在冷卻塔碎片即將碰撞地面時才激活土體模型，從而大大提高了計算效率。這樣處理沒有考慮冷卻塔-土體相互作用。但試算顯示冷卻塔-土體是否連接對計算結(jié)果影響不大。② 倒塌和觸地過程中混凝土塊體之間以及塊體和地面間發(fā)生碰撞。這一復(fù)雜的受力過程采用常見的罰函數(shù)法描述。另外，數(shù)值計算采用了效率較高的單點積分算法。算法的一個缺點是產(chǎn)生實際情況下不存在的零能模式(或沙漏模態(tài))。模型中通過黏性阻尼和小剛度法予以解決。③ 采用中心差分法求解動力方程。

圖1　空冷塔有限元模型Fig.1 FEM model for cooling tower

圖2　土體有限元模型Fig.2 FEM model for soil

1.2偶然荷載

考慮三種超設(shè)計情況的偶然荷載，即強(qiáng)風(fēng)、飛機(jī)撞擊和強(qiáng)震。強(qiáng)風(fēng)考慮為基于良態(tài)氣候風(fēng)壓場，如臺風(fēng)。塔身風(fēng)壓分布取自我國相關(guān)規(guī)范[1]，考慮風(fēng)振系數(shù)和陣風(fēng)因子的影響。計算中假定在結(jié)構(gòu)倒塌過程中風(fēng)壓分布保持不變。在塔身上施加并逐步增大風(fēng)壓試算直至冷卻塔倒塌。

飛機(jī)撞擊選用廣泛使用的波音747-400飛機(jī)，承載最大起飛重量396 t，以巡航速度940 km/h正面撞擊冷卻塔喉口部位，如圖3所示。飛機(jī)模擬為剛體，不考慮撞擊后可能的火災(zāi)影響。

圖3　波音747-400飛機(jī)正面撞擊冷卻塔喉口部位Fig.3 Boeing 747-400 impacting on the tower throat

考慮土體性質(zhì)、規(guī)范要求的加速度反應(yīng)譜[19]、以及持時等因素，選擇Irpinia和Kocaeli地震波(分別對應(yīng)巖石類和硬土場地)用于數(shù)值計算。計算前標(biāo)準(zhǔn)化所有地震波加速度時程，使得兩個水平方向加速度峰值為0.1 g，豎向加速度峰值為0.067 g。然后在柱底部單元結(jié)點沿三向施加地震波加速度時程。如果冷卻塔沒有倒塌，則以水平加速度峰值0.1 g和豎向加速度峰值0.067 g的步長按比例放大地震波加速度幅值但時間步長不變，直至冷卻塔倒塌。

1.3模型驗證

采用兩個實測結(jié)果對數(shù)值模型方法進(jìn)行了驗證。一是爆破拆除實例驗證。徐州某冷卻塔爆破拆除時進(jìn)行了錄像，部分截取圖片見圖4。依據(jù)爆破拆除方案[20]采用1.1節(jié)的方法建立該塔數(shù)值模型， 并以單元瞬時失效的方法模擬塔倒塌。模擬的倒塌過程示于圖4，可見與錄像吻合較好。二是夯錘落地試驗驗證。杭州某工地進(jìn)行落錘強(qiáng)夯加固地基工程，現(xiàn)場記錄了地面振動情況。隨后采用類似方法建立“夯錘-土體”模型，模擬地面振動情況并與實測結(jié)果對比，吻合較好，詳見文獻(xiàn)[10]。

塔的信息尺寸: 總高90 m，底部半徑72 m，塔身厚度500-160 mm。柱: 80根方形柱450 mm×450 mm，高5.8 m。配筋率: 環(huán)向內(nèi)側(cè)0.09%～0.63%，環(huán)向外側(cè)0.16%～0.57%，子午向內(nèi)側(cè)0.12%～0.30%，子午向外側(cè)0.15%～0.46%。材料: 混凝土單向受壓強(qiáng)度18.6 MPa，鋼筋屈服強(qiáng)度235 MPa。模型: 豎向分割87層，子午向520條，全部66 680單元包括45 240個殼單元，17 280個梁單元和4 160個實體單元。圖4　某冷卻塔爆破拆除與數(shù)值模擬倒塌過程比較Fig.4 Comparison on the collapse process of a cooling tower obtained from blasting demolition and numerical simulation

2影響因素分析

2.1研究計劃

研究計劃見表1。影響因素考慮了2種塔型、3種偶然荷載和8種工程中常見的地基土體情況。選擇空冷塔、飛機(jī)撞擊和土體6為基準(zhǔn)工況。全部研究工況被分為三組，在每組中僅變化一個影響因素而其他不變。表2、表3和表4分別給出了塔幾何、配筋和土體性質(zhì)的信息。塔身和支柱混凝土的單向受壓強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值分別取29.6 MPa和32.4 MPa，軸心抗拉強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值分別為2.51 MPa和2.64 MPa。彈性模量為3.35×104MPa 和3.45×104MPa。HRB400鋼筋的屈服和極限強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值分別取400 MPa和540 MPa，彈性模量2.0×105MPa。

表1　研究計劃

表2　 塔的幾何信息

表3　塔的配筋信息

注：*括號內(nèi)和括號外的數(shù)字分別表示空冷塔柱中部節(jié)點以上和以下的配筋。

表4　土體性質(zhì)

2.2塔型

在飛機(jī)撞擊和土體6的情況下，作為例子，表5比較了空冷塔和濕冷塔倒塌引起的不同距離處地面振動。因?qū)ΨQ性切向加速度峰值很小而沒有列出。圖5給出200 m處徑向加速度時程?？梢?，不同距離處空冷塔倒塌引起的地面加速度峰值明顯大于濕冷塔，200 m處此值空冷塔比濕冷塔高35%左右。徑向振動頻率范圍因篇幅限制未給出，兩塔差別不大，均為0～25 Hz?？绽渌恼駝映謺r約20 s，稍長于濕冷塔。圖6給出兩塔的倒塌過程。飛機(jī)撞擊冷卻塔首先造成喉口部局部筒體破壞。在重力作用下撞擊部位以上的筒體下落并與下部塔筒不斷碰撞，造成下部塔筒的連續(xù)性倒塌。

分析認(rèn)為，空冷塔加速度峰值顯著高于濕冷塔的主要原因在于兩塔的重量差異顯著，次要原因是空冷塔的高度稍大于濕冷塔，見表5。本研究中，空冷塔的重量大約是濕冷塔的2倍。當(dāng)?shù)顾Ｊ交鞠嗤瑫r，從能量的角度看，空冷塔的初始勢能大約是濕冷塔的2倍，兩塔解體過程中勢能被塑性變形能消耗一部分，但空冷塔碎片沖擊地面的能量仍顯著大于濕冷塔，導(dǎo)致其引起的地面振動較大。

表5　飛機(jī)撞擊下不同冷卻塔倒塌后土體6不同距離處地面振動

注：誤差*=(濕冷塔數(shù)據(jù)-空冷塔數(shù)據(jù))/空冷塔數(shù)據(jù)

2.3倒塌模式

表6比較不同偶然荷載下土體6不同距離處地面振動，圖7給出了不同偶然荷載下空冷塔的倒塌模式。振動時程和頻率譜值分布圖因篇幅限制從略?？梢?，地震(Kocaeli波)引起塔倒塌致地面振動比飛機(jī)撞擊和強(qiáng)風(fēng)的情況劇烈。200 m處徑向加速度峰值增大約80%。但隨著距離增加，劇烈程度減弱。200 m處地震致地面振動持時顯著短于飛機(jī)撞擊和強(qiáng)風(fēng)的情況，其他距離處結(jié)果類似。200 m處不同荷載引起地面振動頻率范圍大致在0～25 Hz，沒有明顯差異。

這些結(jié)果與不同的倒塌模式有關(guān)。如圖6和圖7所示，本例中，飛機(jī)撞擊和強(qiáng)風(fēng)下塔倒塌可歸結(jié)于“碎片式倒塌”，即倒塌由局部(此處為喉口部位)破壞始發(fā)，產(chǎn)生的碎片逐步、分散和連續(xù)地撞擊地面。與此不同，地震作用下塔倒塌可歸結(jié)于“整體式倒塌”，即倒塌由局部(此處為支柱頂端及支柱上部殼體部位)破壞引起后，結(jié)構(gòu)近似整體撞擊地面并導(dǎo)致上部塔身快速解體，產(chǎn)生的碎片相對集中地撞擊地面。顯然，“整體式倒塌”引起的地面振動相對劇烈，但持續(xù)時間較短。

圖5　飛機(jī)撞擊下冷卻塔倒塌后土體6距離塔底部中心200 m處的徑向加速度時程Fig.5 Acceleration histories of vibration point in the radial direction at 200 m for soil type 6 and cooling towers under aircraft impact

圖6　飛機(jī)撞擊喉口后冷卻塔的倒塌過程Fig.6 Collapse process for cooling towers under aircraft impact

圖7　不同偶然荷載下空冷塔的倒塌模式(注：飛機(jī)撞擊下空冷塔的倒塌模式見圖6)Fig.7 Collapse modes for dry cooling tower under different accidental loads

飛機(jī)撞擊冷卻塔的不同部位將產(chǎn)生不同的倒塌模式。如果飛機(jī)撞擊空冷塔柱頂上部10 m處的殼體，則冷卻塔呈現(xiàn)“整體式倒塌”。此時飛機(jī)撞擊位置較低，下部殼體首先產(chǎn)生水平開展的缺口，隨后缺口上部殼體與下部殼體完全脫離，上部殼體保持整體與土體撞擊并逐漸解體。引起200 m處的徑向和豎向振動加速度峰值分別是1.54 m/s2和2.31m/s2，振動持時約8 s。

2.4土體性質(zhì)

表7比較了飛機(jī)撞擊和不同土體條件下不同距離處地面振動。振動時程和頻率幅值譜分布因篇幅限制從略?？梢?，首先對比均勻土體1～6，土體變硬導(dǎo)致振動劇烈。本例中，200 m處土體1在徑向加速度峰值是土體6的約3倍，豎向加速度峰值則是約4倍。其次，對比土體1和分層土7和8可見，在基巖上存在一層軟覆土，地面振動明顯降低。覆土深度為10 m時減小為原來均勻基巖地基加速度峰值的約26%～37%。最后，8種地基振動頻率范圍和持時差別不大，如200 m處顯著的徑向振動頻率范圍均在0～25 Hz，振動持時約20 s。

這些結(jié)果與土體動力學(xué)的一般認(rèn)識相吻合[5]，即物體與剪切波速較大的巖石類物體碰撞后激發(fā)的振動劇烈，而與較軟弱的覆土碰撞，則有助于振動減弱。覆土越厚，減振效果越顯著。

比較上述結(jié)果可以發(fā)現(xiàn)，場地土的軟硬是影響振動的最關(guān)鍵因素，倒塌形態(tài)和塔型影響次之。此外。表7中飛機(jī)撞擊下土體1在300 m處的振動加速度達(dá)到0.2 g左右，這一數(shù)值基本對應(yīng)于7度罕遇地震的水平(基本地震加速度0.15 g)，振動程度是劇烈和不能忽視的。根據(jù)表6的結(jié)果推測，地震情況下倒塌引起的振動還會更大。因而，考慮“倒塌致振動與碎片沖擊”這一新的災(zāi)害，對保障核安全，防止核事故，具有重要意義。

3核電廠規(guī)劃建議

3.1冷卻塔和核島的間距

冷卻塔和核島的間距需要考慮振動和碎片落地最遠(yuǎn)距離兩個因素。對于前者，考慮到地震工況和較硬土體(土體1)使得振動趨于強(qiáng)烈，故圖8給出了地震波(Irpinia波)作用下空冷塔倒塌在土體1地面產(chǎn)生的徑向和豎向加速度峰值等值線。這一結(jié)果對距冷卻塔不同距離的核設(shè)施抗振要求具有參考意義。對于后者，強(qiáng)風(fēng)工況常?？刂扑槠涞刈钸h(yuǎn)距離，這與強(qiáng)風(fēng)荷載單向且連續(xù)作用在冷卻塔塔身的特點有關(guān)。本研究中該值約為180 m，見圖9。在廠區(qū)規(guī)劃階段，這一結(jié)果可供確定冷卻塔和核島的間距時參考。

表6　不同偶然荷載下空冷塔倒塌后不同距離處地面振動

表7　飛機(jī)撞擊和不同土體條件下不同距離處地面振動

注：土體1～8顯著的徑向振動頻率范圍均在0～25 Hz，振動持時約20 s。

圖8 Irpinia地震波作用下空冷塔倒塌在土體1地面產(chǎn)生的加速度峰值等值線Fig.8Theisoplethmapofthemaximumgroundaccelerationamplitudesinsoiltype1forcollapseofdrycoolingtowerunderearthquakewaveIrpinia圖9 強(qiáng)風(fēng)下空冷塔倒塌后碎片落地距離Fig.9Thedebrisdistributionafterthecollapseofdrycoolingtowerunderstrongwind

3.2冷卻塔倒塌模式控制

如上述，不同的偶然荷載可能引起不同的倒塌模式，包括“整體式倒塌”和“碎片式倒塌”。即使對于同一偶然荷載如地震作用，不同的地震波也可能引發(fā)不同的倒塌模式，這可能與不同地震波的頻譜特性和塔薄弱部位有關(guān)[11]。然而在目前的核電廠設(shè)計概念中，控制冷卻塔倒塌模式以達(dá)到減輕地面振動目的的設(shè)計思想還沒有提出。事實上，依據(jù)合理的假設(shè)工況，設(shè)計人員可以有意識地設(shè)計冷卻塔的相對薄弱部位，比如，在強(qiáng)震下塔的破壞始于喉口附近而不是柱頂或柱底。這樣，結(jié)構(gòu)趨向于發(fā)生“碎片式倒塌”模式以達(dá)到減輕地面振動的目的。

3.3土層減振措施

在場地受限時可以采取土層減振措施達(dá)到減振目的。一種辦法是根據(jù)2.4節(jié)的研究結(jié)果，將冷卻塔規(guī)劃位于相對“軟”的土體區(qū)域而不是位于巖石類區(qū)域，另一種辦法是冷卻塔位于回填土層區(qū)域或進(jìn)行地表土層置換，見圖10。覆土范圍應(yīng)覆蓋可能的撞擊區(qū)域。此外，本研究情況顯示，覆土厚度5～10 m已經(jīng)具有顯著的減振效果(見表7)。

圖10　冷卻塔倒塌致地面振動的減振措施Fig.10 Measures for soil vibration attenuation

4結(jié)論

建立經(jīng)驗證的“冷卻塔-土體”數(shù)值模型以預(yù)測大型冷卻塔倒塌引起的地面振動。利用該模型對影響地面振動的關(guān)鍵因素，即塔型、倒塌模式和土體性質(zhì)，進(jìn)行了深入和定量的分析。研究表明，土體性質(zhì)是影響地面振動最顯著的因素，相對硬的土體(比如巖石)比相對軟的土體(如硬土)激發(fā)更強(qiáng)烈的地面振動，如200 m處的地面加速度峰值前者可達(dá)后者的3倍～4倍。地表覆土層可顯著減輕地面振動，如5～10 m覆土層可導(dǎo)致200 m處的加速度峰值振動最大可減少至原先的26%～37%。

從預(yù)防和減輕冷卻塔倒塌引起次生災(zāi)害的角度，提出核電廠規(guī)劃建議。建議包括從振動和碎片落地最遠(yuǎn)距離兩個因素確定冷卻塔和核島的間距、控制冷卻塔倒塌模式、以及采用軟土或回填土的土層減振措施。

所研究問題事關(guān)核電廠安全運營且影響因素較多，目前還沒有一個較簡單實用的振動預(yù)測分析方法。針對具體情況的數(shù)值方法仍然是目前建議的方法。

致謝：本文工作得到中國核電工程有限公司楊建華主任工程師、孔慶勛工程師的指導(dǎo),作者表示衷心感謝！

參 考 文 獻(xiàn)

[1] 中華人民共和國建設(shè)部. 工業(yè)循環(huán)水冷卻設(shè)計規(guī)范(GB/T50102-2003)[S]．北京: 中國電力出版社, 2003.

[2] Busch D, Harte R, Kr?tzig W B, et al. New natural draft cooling tower of 200 m of height[J]. Engineering Structures, 2002, 24(12): 1509-1521.

[3] 國家核安全局. 核電廠設(shè)計總的安全原則(HAD102/01)[S]. 北京：中國法制出版社，1989.

[4] International Atomic Energy Agency. Seismic design and qualification for nuclear power plants: safety guide (NS-G-1.6)[S]. 2003.

[5] Srbulov M. Ground vibration engineering: simplified analyses with case studies and examples[M]. Berlin:Springer, 2010.

[6] 陳建國, 夏禾, 姚錦寶. 高架軌道交通列車對周圍環(huán)境振動影響的試驗研究[J]. 振動與沖擊,2011,30(2):159-163.

CHEN Jian-guo, XIA He, YAO Jin-bao. Test for environment vibration induced by trains on viaduct[J]. Journal of Vibration and Shock, 2011, 30(2): 159-163.

[7] Khandelwal M, Singh T N. Evaluation of blast-induced ground vibration predictors[J]. Soil Dynamics and Earthquake Engineering, 2007, 27(2): 116-125.

[8] 范喜生, 陸來, 李麗. 落錘撞擊作用下地表面振動問題的初步分析[J]. 振動與沖擊, 1996, 15(3): 22-27.

FAN Xi-sheng, LU Lai, LI Li. Primary analysis on ground vibration induced by hammer impact[J]. Journal of Vibration and Shock, 1996, 15(3): 22-27.

[9] 孫平玉，劉軍. 結(jié)構(gòu)倒塌觸地振動效應(yīng)非線性預(yù)測方法研究[J]. 地下空間與工程學(xué)報, 2013, 9(10): 1155-1160.

SUN Ping-yu, LIU Jun. Research on nonlinear prediction method for touchdown vibration effect induced by structural collapse[J]. Chinese Journal of Underground Space and Engineering, 2013, 9(10): 1155-1160.

[10] Lin Feng, Li Yi, Gu Xiang-lin, et al. Prediction of ground vibration due to the collapse of a 235 m high cooling tower under accidental loads[J]. Nuclear Engineering and Design, 2013, 258: 89-101.

[11] Lin Feng, Ji Hong-kui, Li Yi, et al. Prediction of ground motion due to the collapse of a large-scale cooling tower under strong earthquakes[J]. Soil Dynamic and Earthquake Engineering, 2014, 65: 43-54.

[12] 蔣耀港，沈兆武，龔志剛. 構(gòu)筑物爆破拆除振動規(guī)律的研究[J]. 振動與沖擊, 2012,31(5):36-41.

JIANG Yao-gang，SHEN Zhao-wu，GONG Zhi-gang. Vibration law of structure blasting demolition[J]. Journal of Vibration and Shock, 2012, 31(5):36-41.

[13] European Committee for Standardization. Eurocode 2: Design of Concrete Structures, Part 1—General Rules and Rules for Buildings (EN 1992-1-1)[S]. Brussels, 2004.

[14] Hallquist J O. LS-DYNA Theory Manual[S]. Livermore Software Technology Corporation,2006.

[15] Hallquist J O. LS-DYNA keyword user’s manual[S]. Livermore Software Technology Corporation,2012.

[16] Commitee Euro-International du Beton, CEB-FIP Model Code 1990[S]. Thomas Telford,1993.

[17] Holmquist T J, Johnson G R, Cook W H. A computational constitutive model for concrete subjected to large strains, high strain rates, and high pressures[C]//14th International Symposium on Ballistics. Quebec, Canada, 1993:591-600.

[18] Kausel E, Manolis G. Wave motion in earthquake engineering[M]. Boston: WIT Press, 2000.

[19] 國家技術(shù)監(jiān)督局. 核電廠抗震設(shè)計規(guī)范(GB50267-97)[S]. 北京: 中國計劃出版社，1998.

[20] 工程兵工程學(xué)院南京工程爆破技術(shù)服務(wù)部. 徐州發(fā)電有限公司煙囪、冷水塔、主廠房等拆除工程控制爆破設(shè)計方案[R]. 南京，2008.

Factors affecting the ground vibration caused by the collapse of a super large cooling tower

LIU Min1, CHEN Bing1, LIN Feng2, YAN Hui-feng2, GU Xiang-lin2

(1. China Nuclear Power Engineering Co., Ltd., Beijing 100840, China;2. College of Civil Engineering, Tongji University, Shanghai 200092, China)

Abstract:The structural collapse of super large cooling towers located in inland nuclear power plants will induce ground vibration and fragments impact, which can detrimentally affect the safe operation of nuclear-related facilities. To prevent and mitigate these secondary hazards, the collapse induced ground vibration was predicted and the influencing factors were studied. A verified “cooling tower-soil” numerical model was built to predict the ground vibration. Then the critical factors which influence the ground vibration were numerically investigated, including tower types, collapse modes and soil properties. The results show that the soil property is the most critical factor. The obtained understanding was finally applied in nuclear power plant planning. Recommendations were proposed, including the method to determine the spacing between cooling tower and nuclear island, the control of collapse modes of cooling tower, and measures for soil vibration attenuation.

Key words:cooling tower; structural collapse; numerical simulation; ground vibration

基金項目：國家高技術(shù)研究發(fā)展計劃資助(2012AA050903)

收稿日期：2015-02-05修改稿收到日期：2015-09-05

通信作者林峰 男，博士，副教授，1971年生

中圖分類號:TU435

文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A

DOI:10.13465/j.cnki.jvs.2016.10.020

第一作者 劉敏 女，高級工程師，1978年生

E-mail：lin_feng@tongji.edu.cn