XXIV Konferencja Naukowo-Techniczna
XXIV
Szczecin-Międzyzdroje, 26-29 maja 2009
awarie budowlane
Prof. dr hab. in\. BOHDAN HNIDEC
Prof. dr hab. in\. WIKTOR KWASZA
St. nauk. pracownik LUBOW SALIJCZUK
Wydział Budownictwa i In\ynierii Środowiska, Politechnika Lwowska
ANALIZA PRZYCZYN STANU AWARYJNEGO I ZNISZCZENIA
śELBETOWEGO ZBIORNIKA WIEśOWEGO
ANALYSIS OF REASONS OF THE EMERGENCY STATE AND DESTRUCTION OF
REINFORCED-CONCRETE WATER-TOWER
Streszczenie Podano wyniki analizy wystÄ…pienia stanu awaryjnego oraz przyczyn zniszczenia zbiornika
wie\owego.
Abstract The analysis of reach of the emergency state and reason of destruction of water-tower is presented.
Wstęp
śelbetowe zbiorniki wie\owe nale\ą do jednej z odmian cienkościennych konstrukcji
przestrzennych, które z reguły, wykonuje się w monolitycznym \elbecie. Przy ich budowie
stawia się odrębne, podwy\szone wymagania dotyczące technologii wykonawstwa prac
i zabezpieczenia przewidywanych projektem warunków eksploatacji. Niedotrzymanie tych
wymagań mo\e spowodować zawalenie się budowli. Przykład takiego zawalenia budowli
zaprezentowano poni\ej jako wynik wykonanej techniczno-budowlanej ekspertyzy z ustale-
niem przyczyn zniszczenia \elbetowego zbiornika wie\owego, zbudowanego na terenie
kopalni górniczo-chemicznego kombinatu produkcji siarki. Celem pracy była analiza okolicz-
ności powstania awaryjnego stanu i ustalenia przyczyn zniszczenia zbiornika wie\owego.
1. Konstrukcja zbiornika wie\owego, budowa i warunki eksploatacji
Zbiornik wie\owy o wysokości 35 m (rys. 1) ma cylindryczny, monolityczny szyb \elbeto-
wy o zewnętrznej średnicy 7,1 m ze stałą po wysokości szybu grubością ściany 20cm.
Projektowa klasa betonu B15 (marka 200). Szyb zbrojony jest podwójną siatką z prętów
o Å›rednicy 10 mm o oczkach 200×200 mm.
Szyb wie\y posadowiony jest na okrągłej płycie \elbetowej zało\onej 2,5 m poni\ej
powierzchni terenu. W poziomie posadowienia zalega grunt gliniasty ze wskaznikiem
konsystencji od miękkoplastycznego do twardego 0 d" IL d" 1,0 przy współczynniku porowa-
tości e = 0,7 , z umownym oporem obliczeniowym R0 =0,18...0,2 MPa.
Konstrukcje \elbetowe
Rys. Ogólny wygląd wie\y (przekrój)
W górnej części na poziomie 35,00 m szyb wie\y kończy się nośną okrągłą płytą \elbeto-
wą o średnicy 10,5 m, na której zainstalowano cylindryczny metalowy zbiornik z płaskim
dnem o objętości 300 m3.
Szyb wie\y był betonowany sekcjami w deskowaniu przestawnym w okresie od pazdzier-
nika do grudnia przy dodatnich temperaturach, które wahaÅ‚y siÄ™ w granicach 3...8ºC.
Mieszanka betonowa pochodziła ze scentralizowanego węzła i na podstawie badań wytrzyma-
łościowych na kostkach sześciennych odpowiadała wymaganiom projektu. Faktyczna wytrzy-
małość betonu według wyników trzech badań dla ka\dej sekcji o wieku 8...28 dni wahała się
w granicach 18,1...22,5MPa. Według danych dokumentacji wykonawczej zewnętrzna i wew-
nętrzna powierzchnia szybu były dokładnie zacierane zaprawą cementowa, a przerwy robocze
na styku sekcji nie miały napływów i mał\owin. Jakość wykonania prac była zadowalająca.
Geodezyjnie potwierdzona była równie\ pionowość szybu wie\y zbiornika.
W systemie sieci wodociągowej kopalni zbiornik wie\owy był eksploatowany przy pełnym
projektowym obcią\eniu przez okres dłu\szy ni\ dziewięć lat, a po tym czasie był wyelimino-
wany z systemu wodociągu kopalni i a\ do zniszczenia nie był eksploatowany.
Czynnikiem komplikującym eksploatację wie\y przez cały okres jej istnienia było
w stosunku do podstawowych obcią\eń pionowych i poziomych wiatrem oddziaływanie dyna-
micznych obcią\eń od przemysłowych eksplozji w kopalni. Według zaprezentowanych doku-
mentalnych świadectw w kopalni przeprowadzało się blisko 150 eksplozji na rok przy
przeciętnej wielkości ładunku masowej eksplozji 8...10 t i interwale spowolnienia 25 m/sek.
Masa ładunku materiału eksplodującego na jeden stopień spowolnienia wynosiła do 2,0 t.
764
Hnidec B. i inni: Analiza przyczyn stanu awaryjnego i zniszczenia \elbetowego zbiornika wie\owego
Odległość od miejsca eksplozji do wie\y zbiornika określona z planu wydobycia ze zło\a
z oznaczeniem miejsc przeprowadzenia eksplozji w okresie zawalenia wie\y wynosiła 1670 m.
2. Charakter i warunki zniszczenia zbiornika wie\owego
Zawalenie się wie\y zbiornika nastąpiło rano przed początkiem dniówki (przy nieobecności
pracujących) błyskawicznie. Przypuszczalnie zniszczenie szybu rozpoczęło się na wysokości
1,2...1,8 m od powierzchni terenu (czyli orientacyjnie w granicach drugiej sekcji betonowania
od poziomu 1,2 do poziomu 1,8 m). OsobliwoÅ›ciÄ… zniszczenia jest runiÄ™cie wie\y «na bok czyli
przewrócenie siÄ™ szybu (rys. 20). Wskutek uderzenia przy spadaniu szyb wie\y «roztrzaskaÅ‚ siÄ™.
Odłamki betonu były przewa\nie du\ych rozmiarów. Małe odłamki były tylko w dolnej części,
gdzie odbyło się początkowe złamanie szybu i w górnej części, gdzie najbardziej zaznaczyły się
konsekwencje uderzenia o ziemię skupionej masy górnej płyty (rys. 2 b, c.).
Rys. 2. Ogólny wygląd zniszczenia wie\y upadku
Wyszarpywanie zbrojenia obserwowało się tylko w dolnych i górnych częściach szybu i to-
warzyszyła mu destrukcja warstwy ochronnej. Charakter zniszczenia w dolnej części szybu
mo\na odnieść do zniszczenia od łącznego oddziaływania zginania i skręcania. O obecności
skręcania się szybu świadczą pochyłe zarysowania w jego dolnej części. Zniszczenie szybu
w górnej części i rozdrobnienie betonu nastąpiło wskutek wstrząsu od uderzenia górnej płyty
o ziemiÄ™.
765
Konstrukcje \elbetowe
W momencie zniszczenia szyb wie\y był obcią\ony tylko cię\arem własnym elementów
wie\y i zbiornika. Tymczasowe obciÄ…\enie (woda w zbiorniku i korzystne obciÄ…\enie na
górnej pÅ‚ycie) byÅ‚y nieobecne. Temperatura powietrza wynosiÅ‚a -1,0°C, a szybkość wiatru
1 m/sek., w porywach do 5 m/sek. W momencie zniszczenia eksplozyjne czynności w kopalni
nie odbywały się.
3. Wyniki kontrolnych obliczeń i przyczyny zniszczenia zbiornika wie\owego
Przeprowadzone obliczenia kontrolne miały na celu sprawdzenie, czy mo\liwe jest znisz-
czenie wie\y w dolnej części przez niedostateczną wytrzymałość betonu (obliczenie na łączne
działanie pionowych i poziomych obcią\eń wiatrowych), czy te\ wskutek działania dodatko-
wych wielokrotnych impulsowych obcią\eń od przemysłowych eksplozji w kopalni i działanie
eksplozyjnej powietrznej fali.
Obliczenia na pionowe i poziome obcią\enia wiatrowe (rys. 3) były wykonane w dwóch
wariantach: przy zało\eniu, \e wytrzymałość betonu odpowiada projektowej, a na wie\ę
działają maksymalne obcią\enia obliczeniowe, i przy zało\eniu, \e jest ona o 50% mniejsza
od projektowej, a na wie\ę działają realne w momencie zniszczenia obcią\enia: cię\ar własny
konstrukcji, cię\ar zbiornika bez wody, obcią\enie wiatrem, które odpowiada szybkości
wiatru 1 m/s, (w porywach do 5 m/s). Obliczenia według pierwszego wariantu wykazały, \e
nośność szybu wie\y jest zapewniona, czyli potwierdziły prawidłowość powziętych rozwiązań
projektowych. Obliczenia według drugiego wariantu równie\ potwierdziły dostateczną
nośność szybu, mimo zani\enia wytrzymałości betonu na 50%. Stąd wyeliminowano przypu-
szczenie o mo\liwości zniszczenia szybu od niedostatecznej wytrzymałości betonu.
Rys. 3. Schematy obliczeniowych obcią\eń szybu wie\y: a wykres obcią\enia wiatrem; b pionowe obcią\enia;
c oÅ› zginania szybu, razem z pionowym obciÄ…\eniem.
Ten wynik potwierdza się równie\ charakterem zniszczenia i poło\enia zawalonego szybu,
które świadczy, \e zniszczenie nastąpiło nie od ściskania, jak to miałoby miejsce przy niedo-
statecznej wytrzymałości betonu, a od zginania. Charakterystyczne zniszczenie od ściskania
przy niskiej wytrzymałości betonu to niemal pionowe osiadanie górnej części wie\y z rozdro-
766
Hnidec B. i inni: Analiza przyczyn stanu awaryjnego i zniszczenia \elbetowego zbiornika wie\owego
bnieniem betonu dolnej części po konturze całego szybu, taki wypadek zniszczenia jest
opisany w [1]. W danym wypadku nastąpiło miejscowe złamanie odcinka szybu, po czym
wie\a pochyliÅ‚a siÄ™, a potem upadÅ‚a «na bok ze zginaniem i jednoczesnym przewróceniem
szybu i jego zniszczeniem od uderzenia o ziemiÄ™.
Wyniki badań wpływu sejsmicznego efektu od przemysłowych eksplozji na stan budowli
kopalni, wykonanych przez naukowo-badawczy instytut (NBI) geofizyki AN Ukrainy, wyka-
zały, \e najbardziej niebezpiecznym oddziaływaniem na budowle przy masowych eksplozjach
jest uderzeniowa powietrzna fala, od której obcią\enia podczas oddzielnych eksplozji
przewy\szają dopuszczalne dla rozlokowanych na terenie kopalni budynków i budowli.
To orzeczenie potwierdzają wyniki oględzin stanu konstrukcji budowli, wysokości do 15,0 m,
rozlokowanych opodal zburzonej wie\y (budynku administracyjnego kopalni, szkieleto-
wo-płytowego budynku pracowni napraw samochodów i in.). W konstrukcjach nośnych tych
budynków (stropach, płytach ściennych, schodach i in.) uwidocznione są zarysowania o cha-
rakterze, których przyczyna powstania nie ulega wątpliwości. To wynik okresowo powta-
rzanych w ciągu długotrwałego czasu dynamicznych działań od eksplozji w kopalni. Trzeba
równie\ zaznaczyć, \e NBI geofizyki zalecał w celu zmniejszenia działania powietrznej fali
na budowle ograniczyć cię\ar ładunków jednego stopnia do 1,2...1,4 t i zwiększyć interwał
krótkospowolnionego eksplodowania do 35 m/s, nie zmniejszając ogólnej mocy eksplozji.
Te zalecenia, do czasu zniszczenia wie\y, nie były wykonane.
Nale\y uwa\ać, \e dla rozlokowanego obok ze zbadanymi budowlami zbiornika wie\owe-
go o większej wysokości i znacznie mniejszych rozmiarach w planie, powietrzna fala
uderzeniowa będzie jeszcze bardziej niebezpiecznym czynnikiem, który stwarza obcią\enia,
większe od krytycznych. Tote\ wykonano kontrolne obliczenia nośności szybu wie\y równie\
na działanie powietrznej fali uderzeniowej.
Poniewa\ działanie fali uderzeniowej w okresie istnienia wie\y powtarzało się
wielokrotnie, mo\na uwa\ać, \e beton szybu pracował w warunkach obcią\eń wielokrotnie
zmiennych (na zmęczenie), przy znakozmiennym cyklu naprę\eń. Tote\ nośność pracującego
w takich warunkach szybu nale\y oceniać nie według wytrzymałości statycznej, a według
wytrzymałości zmęczeniowej betonu.
Na podstawie wyników obliczeń ustalono co następuje:
1. CzÄ™stotliwość drgaÅ„ wÅ‚asnych wie\y z niewypeÅ‚nionym wodÄ… zbiornikiem É = 9,97 sek-1
niemal zbiega się z częstotliwością drgań wymuszonych przez eksplozję,
É1 = 10,47 sek-1 . Zatem, przy pobudzaniu drgaÅ„ wie\y przez eksplozje ma miejsce zja-
wisko, bliskie rezonansu, gdy siły bezwładności mogą wzrastać wielokrotnie.
2. Przy wypełnieniu zbiornika wodą ró\nica między częstotliwością drgań własnych
É = 6,02 sek-1 i wymuszonych, pobudzonych eksplozjami É1 = 10,47 ek-1, staje znacznie
większa, co prowadzi do zmniejszenia sił bezwładności i polepsza warunki pracy szybu wie\y.
3. Z przedstawionej analizy częstotliwości drgań widać, \e najbardziej niekorzystnym stanem
wie\y z punktu widzenia jej odporności na działanie powietrznej fali uderzeniowej jest
stan przy zbiorniku niewypełnionym wodą. Otó\ zaprzestanie eksploatacji wie\y
(nieobecność wody w zbiorniku) znacznie pogorszyło jej odporność na eksplozje i prakty-
cznie doprowadziło do powstania zjawisk rezonansowych.
4. Wskutek wzbudzonych eksplozjami drgań w betonie dolnej krawędzi szybu wie\y powsta-
wały znakozmienne naprę\enia: maksymalne na ściskanie 3,42 MPa; minimalne na rozcią-
ganie -1,006 MPa, co stwarzało asymetryczny cykl naprę\eń ze współczynnikiem asymetrii
Á = Ãmin à = -0,29 , przy którym granica wytrzymaÅ‚oÅ›ci zmÄ™czeniowej betonu
max
znacznie maleje.
767
Konstrukcje \elbetowe
Poniewa\ w normach projektowania dla ujemnych wartoÅ›ci Á współczynnik warunków
pracy betonu na zmęczenie nie jest przedstawiany, w przeprowadzonych obliczeniach obliczo-
no go według znanego kryterium Gudmana-Johnsona, i stanowił:
0,5 0,5
Å‚ = = = 0,44 (1)
b1
1 - 0,5Á 1- 0,5(- 0,29)
Zatem z uwzględnieniem innych normowanych współczynników warunków pracy granica
wytrwaÅ‚oÅ›ci zmÄ™czeniowej betonu klasy B 15 (M200) na Å›ciskanie przy Á = -0,29 wynosi
Rby = 2,36 MPa, co jest wartością mniejszą od faktycznych maksymalnych naprę\eń w beto-
nie 3,42 MPa. Wynika stąd, \e przy masowych przemysłowych eksplozjach wytrzymałość
betonu szybu wie\y była za mała i stało się mo\liwym jego zniszczenie przy niesprzyjającym
zbiegu ró\nych przypadkowych czynników.
4. Analiza dynamiki zawalenia siÄ™ wie\y
Z uwzględnieniem przedstawionej powy\ej analizy charakteru zniszczenia i wyników
kontrolnych obliczeń proces zawalenia się wie\y mo\e być zaprezentowany następująco.
Wskutek dynamicznych wpływów od systematycznych przemysłowych eksplozji została
osiągnięta granica wytrzymałości zmęczeniowej betonu na oddzielnych (mo\liwie osłabionych)
odcinkach dolnej części szybu wie\y. Poza tym, wskutek drgań i naruszenia struktury betonu na
tej samej części szybu doszło do częściowej utraty przyczepności zbrojenia z betonem.
Z kolei te zjawiska doprowadziły do tego, \e w wyniku nawet nieznacznego wiatrowego
obcią\enia mogło dojść do miejscowego złamania odcinka powłoki w dolnej części szybu
wie\y, po czym nastąpiło jej nachylenie, któremu towarzyszyło mimośrodowe obcią\enie
cię\arem własnym konstrukcji wie\y i zginanie szybu, co z kolei doprowadziło do dalszego
zwiększenia mimośrodów działania pionowych sił.
W dalszym etapie proces zwiększenia mimośrodów i odchylenia od pionu wierzchu wie\y
skończył się pełnym zniszczeniem dolnego odcinka szybu i jego obrotem. Wskutek uderzenia
o ziemię szyb rozpadł się na du\e ułamki.
Wnioski
1. Zniszczenie wie\y nie mogło nastąpić od kombinacji maksymalnych pionowych i pozio-
mych obcią\eń przy projektowych charakterystykach nośności betonu i zbrojenia.
2. Najbardziej prawdopodobnÄ… przyczynÄ… zniszczenia \elbetowego szybu wie\y jest systematyczne
działanie przemysłowych eksplozji w kopalni kombinatu górniczo-chemicznego i spowodowa-
ne nimi wielokrotne drgania szybu wie\y przy znakozmiennych naprÄ™\eniach w betonie.
3. Zaprzestanie eksploatacji wie\y i zmniejszenia skupionej masy w górnej jej części przez
nieobecność wody w zbiorniku pogorszyło odporność dolnej części szybu na dynamiczne
wpływy od masowych, systematycznych eksplozji przemysłowych i doprowadziło do
zmniejszenia wytrzymałości zmęczeniowej betonu na ściskanie.
Literatura
1. (:8=52 . . 20@88 =0 AB@>8B5;L=KE >1J5:B0E, 8E ?@8G8=K 8 A?>A>1K ?@54C-
?@5645=8O 8 ;8:2840F88. // - .: >AAB@>98740B, 1962., 219 A.
768
Wyszukiwarka
Podobne podstrony:
11 Starosolski W Analiza obliczeniowa w ocenie stanu awaryjnego konstrukcji zelbetowych06 Lutomirski S i inni Analiza przyczyn awarii pokryw osadnikow wstepnychidc2503 BRYT NITARSKA I Błędy projektowe i wykonawcze jako przyczyny stanu awaryjnego budynku mieszkalneg01 Ajdukiewicz C i inni Analiza przyczyn zagrozenia?zpieczenstwa?chu nad wielkopowierzchniowym obiek01 Ajdukiewicz A i inni Fizykochemiczne przyczyny uszkodzen budynku murowegoid 6605 Analiza plaskiego stanu naprezenia12 Tatara T Analiza przyczyn powstania uszkodzen murowego budynku i koncepcja jego wzmocnieniaAnaliza płaskiego stanu naprężenia w zbiornikach cienkościennychAnaliza przyczyn zwichniec endoprotez stawu biodrowego14 Paczkowska T i inni Okolicznosci i przyczyny katastrofy rusztowania BostapAnaliza stateczności wewnętrznej powłoki walcowego pionowego zbiornika dwupłaszczowego w warunkacPrzyczepność a proces zarysowania konstrukcji żelbetowychPrzyczynek do analizy polozeniawięcej podobnych podstron