高聳煙囪定向爆破動態平衡的原理與應用

張建平， 費鴻祿， 張北龍， 易 克

(1. 內蒙古宏大爆破工程有限責任公司，內蒙古 包頭 014010；2. 遼寧工程技術大學 爆破技術研究院，遼寧 阜新123000；3. 廣東中人企業(集團)有限公司，廣州 510515；4. 河南現代爆破技術公司，鄭州450008)

高聳煙囪定向爆破動態平衡的原理與應用

張建平1， 費鴻祿2， 張北龍3， 易 克4

(1. 內蒙古宏大爆破工程有限責任公司，內蒙古 包頭 014010；2. 遼寧工程技術大學 爆破技術研究院，遼寧 阜新123000；3. 廣東中人企業(集團)有限公司，廣州 510515；4. 河南現代爆破技術公司，鄭州450008)

為了控制復雜環境下，受風及外壁鋼結構爬梯載荷影響的高聳煙囪定向爆破方向，基于動態平衡設計原理，采取了偏口補償平衡糾偏方法和合理的切口參數設計來調整煙囪傾倒瞬間的傾覆力矩方向，使不對稱載荷的煙囪在傾倒過程中處于相對的動態平衡狀態，確保了不對稱載荷下的高聳煙囪定向傾倒的準確性，其設計方法和參數可供同類工程參考。

煙囪爆破；動態平衡；方向控制；風載荷；偏口平衡法

1 引言

衡量高聳建(構)筑物定向爆破成功的重要標志之一是按照設計方向準確傾倒〔1-5〕，也只有在這個前提下，才能確保周圍設施的安全，才能使爆破的風險設防得到保證。實踐證明，在樓房、冷卻塔和煙囪等高聳建(構)筑物定向爆破拆除中，煙囪的傾倒方向最容易發生偏斜，其原因是煙囪屬于細長桿件，高徑比大，在定向傾倒過程中的動態平衡很容易被其他影響因素破壞，導致煙囪傾倒方向的偏斜。本文以煙囪定向爆破實例，對不對稱載荷下的煙囪定向爆破的傾倒方向控制進行了初步的分析和探討。

2 工程概況

拆除的鋼筋混凝土煙囪位于包頭市第三熱電廠老廠院內，周圍環境復雜，東側15.0 m處是二層樓房，45.0 m處是廠區外居民區，至工業路135.0 m，東南方向95.0 m是廠內鐵路貨站和居民平房；正南方向有較開闊的狹長空地180.0 m，在遠處是鑄鐵車間；西側距主廠房40.0 m，距引風機房6.0 m；北側距離東西向輸煤棧橋30.0 m，東北角34.0 m是與棧橋相連的五層廠房。在煙囪的正南方向75.0 m處有東西方向埋深1.8 m的供熱管道。

煙囪高度150.0 m，底部最大外直徑14.78 m，壁厚500.0 mm；上部最大外直徑3.78 m，壁厚200.0 mm，總質量4 900 t。鋼筋混凝土筒壁為雙層配筋，50.0 m范圍內的外側豎筋Ф22@380，內側豎筋Ф18@170。煙囪西側有自下而上的鋼結構爬梯。在煙囪+50、+100、+139 m處設有環形工作平臺(見圖1)。

圖1 煙囪周圍環境示意圖Fig.1 Schematic diagram of surroundings of chimney

3 定向爆破方案設計

3.1 動態平衡設計原理

動態平衡原理是指定向爆破切口形成瞬間，煙囪傾倒過程中的載荷和受力對稱于設計傾倒方向，即設計傾倒中心線平分的煙囪兩側處于動靜載荷和受力對稱相等。動態平衡設計原理就是通過合理的爆破設計參數，實現煙囪定向傾倒過程的動態平衡。要達到這個目的，一是爆破前煙囪結構的靜力對稱平衡，主要有煙囪自重、附件重量、煙囪自身傾斜產生的偏心載荷；二是傾倒過程的動力平衡，主要包括定向切口支撐力的爆破解除、支撐區的承載力和鋼筋的抗拉應力、切口閉合的沖擊壓應力、煙囪后坐的剪切應力及風載等的對稱平衡。由于煙囪傾倒方向兩側的對稱平衡是方向控制的關鍵，工程中首先選擇煙囪結構的幾何對稱方向為設計傾倒方向，這就保證了煙囪靜力的基本對稱平衡。如果周圍環境條件不允許，可通過爆破前拆除煙囪的不對稱附件、分割爬梯、弱面補強、爆破切口變型等措施，來實現煙囪傾倒過程的動態平衡。但是，由于煙囪本身建筑材料和施工的差異性、自身的垂直度，軸向和環向的重量分布的均勻程度及附件載荷等結構因素、風載荷作用、煙囪傾倒瞬間的支撐點的支撐力不足、筒壁強度和后坐受力不均勻、切口內支撐爆破破碎不均勻、切口閉合和觸地受力不對稱性等影響因素，絕對的動態平衡是不存在的，那么，通過合理的設計滿足相對的動態平衡就足以能控制煙囪的傾倒方向在一定的允許偏斜范圍內，達到爆破拆除安全的目的。

3.2 技術難度和爆破方案

根據煙囪采取定向爆破拆除方案的周圍場地的情況，煙囪西、北及東側都有建筑物和居民區限制，只有南側狹長的場地可以利用。以西側與相距6.0 m的引風機房在煙囪的傾倒方向長度67.2 m限制距離計算，允許煙囪向西的安全偏斜扇形角范圍為0～5.1°；東側按照東南方向的居民平房距離限制，計算的煙囪的安全偏斜扇形角允許0～20.6°。由于東側和東南方向都有抗震強度很低的磚結構居民平房，而高聳煙囪傾倒觸地振動強度較大，煙囪的傾倒方向盡可能遠離居民區。綜合考慮以上因素和煙囪自身結構的對稱情況，設計煙囪向正南方向定向傾倒。煙囪自身的南北煙道口對稱于設計方向，但是根據以往高聳煙囪定向爆破的經驗，在設計傾倒方向右側的煙囪外壁有一列自下而上的鋼結構爬梯，以及北方地區較大的風載荷都會對其傾倒方向產生明顯的影響。因此，設計中根據煙囪的風載荷和側面爬梯附件載荷的綜合影響產生的偏斜角，采取了偏口平衡補償糾偏方法修正了實際定向切口的對應方向，目的是使煙囪傾倒過程更接近動態對稱平衡，以保證煙囪的設計傾倒方向。

3.2.1 風載荷影響

風載荷是指煙囪傾倒過程中所承受的有一定方向性的風的彎曲作用，其大小與煙囪受風作用面積的大小和風速有關，而影響煙囪傾倒方向的風載荷還與風向有關。當風向與煙囪設計傾倒方向一致或完全相反，只是增大或減小了煙囪的傾覆力矩，而對傾倒方向沒有影響，只有當風載作用方向與煙囪設計傾倒方向成一定角度時才會影響到煙囪的傾倒方向。把風載荷引起的煙囪偏斜近似簡化為等直徑圓筒截面的懸臂梁的撓度力學問題，由于煙囪截面從下向上逐漸減小，而風載荷從下向上逐漸增大，可把風載看作是一個沿煙囪高度方向均布載荷，但是，作用于煙囪半圓弧形面積上的風壓大小沿環向分布不均勻，半圓弧頂的風壓最大并沿環向對稱衰減為零，其大小與風向和弧形面切線方向夾角有關。為了簡化計算，可把半圓弧上環向弧形分布的風壓近似看作為兩個對稱三角形分布載荷(見圖2)，最大分布風壓為Wp。則煙囪傾倒瞬間，由風載荷引起的煙囪頂端最大偏移值δw和對應的最大偏角θw分別為

(1)

按爆破時6級風考慮，作用在煙囪高度方向的平均風速取12.0 m/s，根據式(1)計算的風載引起的煙囪頂部的最大偏移值δw=3.89 m，對應的偏斜角為1.49°。此計算值應該是風載影響的最小值，因為爆破定向切口形成瞬間，煙囪的切口部位即由固定端逐漸變為鉸支點了。

3.2.2 附件載荷影響

對稱于煙囪傾倒方向的三層環形工作臺附件載荷只會增加煙囪的傾覆力矩，不會影響煙囪的傾倒方向。實踐中觀察到煙囪常見的附件之一爬梯對煙囪傾倒方向有明顯的影響，原因是其自重和軸向拉力明顯的限制了，煙囪傾倒過程中在爬梯一側的軸向解體，傾倒后的爬梯軸向金屬構件個別被拉斷。該煙囪在傾倒方向右側與傾倒方向90°有一爬梯，在煙囪傾倒過程中的力學作用相當于爬梯軸向的錨固力和自重兩部分線載荷的共同作用，由于煙囪直徑自下而上減小，而爬梯軸向拉力和重力上下相同，給煙囪的附加力相當于自上而下的側向拉力的彎曲作用，可按照等效力學原理簡化為煙囪頂端最大的三角形分布載荷的懸臂梁力學模型(見圖2)。由爬梯引起的煙囪頂端偏移值δa和對應的偏角θa分別為

(2)

式中：qa為爬梯附件的線載荷，N/m。

爬梯位置與煙囪設計傾倒方向垂直，爬梯總質量2 250 kg。根據同類煙囪定向爆破的實際觀測，爆破后鋼結構爬梯的多根Ф14鋼筋被拉斷，I級鋼筋的動載極限抗拉強度[σT]=33.6 MPa，按2根鋼筋拉斷條件估算其產生的側向線載荷10 340 N/m，按倒三角形最大分布的線載荷qa為 20 974.0 N/m。按公式(2)計算的爬梯引起煙囪頂部最大偏移量為2.53 m，對應的偏斜角為0.97°。

圖2 風和爬梯對煙囪的等效力學模型Fig.2 Equivalent mechanical model of wind and ladder to the chimney

4 定向爆破技術參數

4.1 爆破切口參數

4.1.1 切口位置和形狀

考慮到煙囪底部及南、北對稱煙道的結構特點，原則上適當降低爆破缺口位置，以及考慮到煙囪根部在設計倒塌方向中間有一煙道口(1.6 m×3.2 m)作為煙囪切口中間導向窗，切口下邊緣距地面以上1.0 m處。為了保證切口閉合的壓縮破壞過程的動態對稱平衡，切口形狀采取了三角形和梯形組合形狀。按照切口的閉合角不易超過30°的原則，三角形切口頂角確定為30°，切口的底邊長度1.8 m，高度1.0 m，梯形與三角形交點水平角45°。較小的切口頂角可使切口緩慢閉合，承壓面積增大，使壓縮區迅速前移，支撐強度均勻。而支撐區的受壓區的壓應力相應減小，破碎區減小，支撐力均勻對稱，減小切口閉合沖擊力，保證了切口拉伸和壓縮破壞過程的對稱性。為了使施工后的切口強度均勻，嚴格按照設計尺寸人工風鎬施工，并割斷三角形切口內的所有鋼筋。定向切口如圖3所示。

圖3 偏口補償平衡法和切口尺寸示意圖Fig.3 Diagram of partial equilibrium method and notch size

4.1.2 切口高度及長度

(1)切口高度。煙囪爆破切口的最大高度按下式計算：

h=5δ

(3)

式中：δ為爆破切口位置的煙囪筒壁的厚度。

設計爆破切口下邊緣(1.0 m)處的筒壁厚度0.50 m，直徑14.49 m。

根據公式(3)計算的筒壁定向切口的最大高度為2.5 m。高切口可使煙囪在切口形成瞬間獲得較大的傾倒速度和傾覆力矩，但是，高切口閉合時間較長，傾覆力矩和支撐區拉壓應力很容易失去對稱平衡，不利于煙囪傾倒方向的控制。綜合以上因素，實際切口高度確定為2.4 m。

(2)切口長度。為了避免切口形成瞬間，支撐區的支撐力不足而產生煙囪后坐或支撐力不均勻，破壞煙囪傾倒瞬間的動態平衡狀態出現煙囪偏斜，按照盡可能增大支撐區的原則，確定定向爆破切口對應的開口角為212.0°，相應的切口長度為26.8 m。

4.1.3 偏口補償平衡糾偏方法

偏口補償平衡方法是根據煙囪不對稱載荷情況，通過偏切口設計改變煙囪傾倒瞬間的傾覆力矩方向，來補償煙囪設計傾倒方向載荷偏小一側的不對稱，以獲得煙囪傾倒過程中的相對動態平衡，保證煙囪準確定向傾倒的糾偏方法。

根據以上計算的風和爬梯附件不對稱載荷綜合影響的偏角為2.46°，采取了偏口補償平衡糾偏方法。實際確定的糾偏角為南偏東3°，外壁弧長逆時針旋轉0.38 m，實際切口方向對稱于設計的糾偏方向。具體做法是在風和爬梯載荷作用力的一側增大切口長度，另一側縮小切口長度的不對稱偏口，以補償煙囪傾倒瞬間風和爬梯載荷影響的不平衡。由于糾偏角的原因，煙囪傾倒方向煙道口與設計方向出現不對稱，按糾偏角計算的煙道口向傾倒方向左側試爆拓寬了0.5 m，以保持切口支撐部分對稱(見圖3)。

4.1.4 切口爆破參數

孔深L=380 mm，孔距a= 350 mm，排距b=300 mm。按照設計切口高度和孔網參數布置了8排孔。

單孔裝藥量按公式Q=qabδ計算，炸藥單耗根據爆破切口部位混凝土強度及經驗取q=2.8 kg/m3，計算的每孔裝藥量150 g。實際裝藥量調整為底部兩排孔250 g，最上兩排孔150 g，中間孔200 g。實際炮孔數416個，炸藥85.0 kg。

切口內的鉆孔要對稱于設計傾倒方向均勻布置，鉆孔位置和尺寸精確，每孔裝藥量精確，并對稱于傾倒方向。人工預先開設切口兩側導向窗。在有效的防護措施下，采取了爆破切口內的支撐筒壁加強裝藥，使切口內支撐瞬間完全破碎，保證爆破瞬間形成的切口對稱設計糾偏方向。

4.2 支撐區抗拉鋼筋的屈服破壞和支撐力對稱

4.2.1 抗拉區鋼筋拉應力

由于煙囪長徑比大，定向切口形成瞬間的煙囪傾覆力矩使抗拉鋼筋的實際拉應力比其動載極限抗拉強度大了幾百倍(見表1)，鋼筋會被迅速拉斷。如果煙囪傾倒過程中，煙囪背側鋼筋拉斷過程中持續時間過長會使煙囪傾覆力矩減小而出現拉應力不對稱。為了減小煙囪定向切口閉合后的支撐區抗拉鋼筋剩余強度，使鋼筋抗拉力和支撐力處于對稱平衡狀態，提高煙囪繞切口的轉動慣量保持其設計的傾倒方向〔6〕，爆破前把煙囪定向切口水平的背側對稱于設計糾偏方向，每側1.5 m弧長內的軸向鋼筋切斷。

4.2.2 足夠的支撐力

煙囪的支持區面積一般較小，足夠的支撐力是煙囪傾倒動態平衡的必要條件。假設拉壓區面積相等，煙囪傾倒彎曲中性軸位于支撐區面積平分線，切口以上煙囪重量全部作用在支撐區上，支撐力的計算結果如表1所示。計算結果表明實際承載力足夠，但是隨著煙囪傾斜角的增大，中性軸逐漸前移，受壓區縮小而拉伸區增大，當受拉區面積減至0.29 m2時，對應傾倒方向兩側各2.3°的弧長段的混凝土達到了極限抗壓強度被壓碎，煙囪開始下坐。實際上，煙囪在切口閉合時，隨著煙囪的承壓區向切口位置前移，中性軸前移，原來的支撐區逐漸成為全拉伸區，煙囪傾倒對支撐區產生的剪切破壞作用增強。

表1 支撐區抗拉鋼筋的拉應力和支撐力

注：假設支撐區彎曲中心軸位于弧長平分線。Ⅱ級鋼筋動載極限抗拉強度40.8 MPa；C30砼動載極限抗壓強度36.0 MPa。

4.3 定向切口爆破的對稱性

為了使爆破定向切口內的支撐力全部瞬間對稱解除，采取了齊發爆破，孔內MS2延時導爆管雷管，孔外雙套電雷管起爆網路。如果環境安全條件不允許，采取多段延時起爆時，要盡可能減少起爆段數，起爆順序和同段起爆孔數要嚴格對稱于設計傾倒方向。

5 爆破效果和體會

爆破后煙囪按照設計的正南方向準確倒塌，解體充分，爆破和煙囪觸地的地震波振動強度以及碎塊飛濺距離都控制在安全范圍內。實踐證明，采取偏口補償平衡糾偏方法來平衡不對稱載荷的偏心彎曲作用是有效的。也說明爬梯等附加載荷對煙囪傾倒方向的影響是明顯的，必要時可提前自上而下分割爬梯，以減弱其錨固力和軸向拉力。

6 結論

(1)影響煙囪倒塌的動態平衡因素很多，而且十分復雜，絕對的動態平衡是不存在的。

(2)在高聳煙囪爆破傾倒工程實踐中，風和附件等偏心載荷對高聳煙囪的傾倒方向有明顯的影響，應該引起人們在定向爆破設計中的足夠重視。

(3)根據風和爬梯引起的煙囪綜合偏斜角，采取了偏口補償平衡糾偏方法和合理的切口設計參數來調整煙囪傾倒瞬間的傾覆力矩的方向，使不對稱載荷的煙囪在傾倒過程處于相對的動態平衡狀態，保證了煙囪定向傾倒的準確性。

(4)初步分析了復雜環境下，風、爬梯附件載荷對高聳煙囪定向爆破傾倒方向的影響，還有待進一步深入探討其影響規律。

〔1〕 言志信，葉振輝，劉培林，等. 鋼筋混凝土高煙囪定向爆破拆除倒塌過程研究[J]. 振動與沖擊，2011, 30(9):197-201.

YAN Zhi-xin, YE Zhen-hui, LIU Pei-lin,et al. Collapsing process of high reinforced concrete chimney in blasting demolition[J]. Journal of Vibration and Shock,2011,30(9):197-201.

〔2〕 王繆斯，張義平，池恩安，等. 2座鋼筋混凝土煙囪定向爆破[J]. 爆破，2010,27(4):88-90.

WANG Miao-si,ZHANG Yi-ping,CHI En-an,et al. Directional explosive demolition of two reinforced concrete chimneys[J]. Blasting,2010,27(4):88-90.

〔3〕 李紅偉，陳震. 鋼筋混凝土煙囪精確定向爆破拆除[J].爆破，2006,23(3):62-64.

LI Hong-wei, CHEN Zhen. Demolition of a reinforced concrete chimney by accurately directional blasting[J]. Blasting, 2006,23(3):62-64.

〔4〕 楊正紀，張健，何賢琪. 鋼筋混凝土“煙囪群”的定向爆破拆除[J]. 工程爆破，2010,16(2):50-52.

YANG Zheng-ji,ZHANG Jian,HE Xian-qi. Demolition of reinforced concrete chimney group by directional blasting[J]. Engineering Blasting, 2010,16(2):50-52.

〔5〕 高振儒，張俊男，王松江. 煙囪定向爆破切口設計與實踐[J].爆破，2012,29(4):84-86,106.

GAO Zhen-ru,ZHANG Jun-nan,WANG Song-jiang. Blast cut design and practice of chimney directional blasting[J]. Blasting,2012,29(4):84-86,106.

〔6〕 張修玉，張義平，池恩安. 煙囪繞爆破切口直徑轉動慣量的解法[J]. 工程爆破，2010,27(4):82-85.

ZHANG Xiu-yu,ZHANG Yi-ping,CHI En-an. Calculation methods of rotational inertia of chimney around blasting cut diameter[J]. Engineering Blasting,2010,27(4):82-85.

Principle and application of dynamic equilibrium in directional blasting of high chimney

ZHANG Jian-ping1， FEI Hong-lu2， ZHANG Bei-long3， YI Ke4

(1. Inner Mongolia Hongda Blasting Engineering Co.,Ltd., Baotou 014010, Inner Mongolia, China；2. College of Engineering Blasting, Liaoning Technical University, Fuxin 123000, Liaoning，China；3. Guangdong Zhongren Enterprise (Group) Co., Ltd., Guangzhou 510515,China；4. Henan Province Modern Blasting Technology Co.,Ltd.,Zhengzhou 450008,China)

In order to control the direction of high chimney directional blasting effected by wind and wall steel ladder load in complex environment, based on the dynamic equilibrium principle, partial equilibrium method and reasonable design of notch parameters were adopted. The direction of overturning moment of the chimney toppling was adjusted. The chimney was with asymmetric in a state of relative dynamic equilibrium in the dumping process. The accuracy of the high chimney directional falling under asymmetric loads was ensured. The design method and parameters could be a reference for similar projects.

Chimney blasting; Dynamic equilibrium; Direction control; Wind load; Partial equilibrium method

1006-7051(2016)06-0023-05

2016-03-13

張建平(1960-)，男，博士，高級工程師，從事拆除和土巖爆破工程技術設計和研究。E-mail:zhangjianping60@hotmail.com

TD235.3

A

10.3969/j.issn.1006-7051.2016.06.005