孫 飛 郭文華 顧 云 王旭鳴 單 浩 李 飛

①核工業(yè)南京建設集團有限公司(江蘇南京，211102)

②蘇州市公安局(江蘇蘇州，215131)

引言

近幾十年，爆破作為一種經濟有效的手段[1]，被廣泛應用于煙囪、樓房等高聳建(構)筑物的拆除。 查閱大量文獻可知[2-5]，被爆破拆除的建(構)筑物通常是單個或者多個相距較遠的，對類似筒倉集群式的高聳構筑物的爆破拆除工程較少[6-7]。 為確保施工安全，以張家港聯峰鋼鐵筒倉集群爆破拆除工程為研究背景，對筒倉集群的爆破切口參數設計及預處理技術展開研究。

1 工程概況

該爆破拆除工程位于江蘇省張家港市南豐鎮(zhèn)永聯村。 因焦化場地用途調整，需對場地內筒倉集群進行拆除。 場地內共建3 排筒倉，每排9 個，合計27 個，工程現場見圖1。 為便于設計施工，對筒倉集群統(tǒng)一編號(圖2)。 其中，49.97 m 高筒倉18 座，47.77 m 高筒倉5 座，9.80 m 高筒倉4 座。 為確保拆除施工安全，經綜合比較，對9.80 m 高筒倉采取機械拆除，47.77 m 高和49.97 m 高筒倉采取爆破拆除，具體參數見表1。 表1 中，因筒倉下部橫墻及漏斗于爆破前已預處理拆除，故筒體質量未計算此部分。

圖1 待爆筒倉集群Fig.1 Silo cluster to be blasted

圖2 待爆筒倉集群平面圖Fig.2 Plan of silo cluster to be blasted

2 筒倉集群結構特征及總體爆破方案

2.1 筒倉集群結構特征

需使用控制爆破法拆除的筒倉共23 座，具體結構特征如下。

1)待爆筒倉集群共有A、B、C3 排。 其中，A排待爆筒倉7 座，B排及C排待爆筒倉各為8 座；筒倉排間距3.0 m，各排筒倉除前兩座間距10.0 m 外，其余間距均為2.5 m。

2)在編號C4 與C6 筒倉背部各有一座與筒倉連為一體的框架樓梯，見圖1(b)。

3)相鄰筒倉頂部之間均由6 條截面200 mm ×200 mm 的H 型鋼連接，見圖3。

4)49. 97 m 高的筒倉頂部覆有鋼制倉頂板，47.77 m 高的筒倉頂部無倉頂板，其他結構特征均相同。 見圖3。

圖3 筒倉頂部H 型鋼連接圖Fig.3 Connection drawing of H-section steel at the top of silo

5)筒倉內徑20.62 m、外徑21.38 m；筒倉底部由鋼筋混凝土倉底梁及漏斗板連為一體，基礎頂到倉底板頂面( +9.800 m)混凝土標號C35，其他部位混凝土標號為C30。

6)筒壁、倉壁混凝土外側保護層厚度30 mm，內側保護層厚度35 mm；豎向鋼筋為?18 mm，環(huán)向鋼筋:-2.00 ～4.00 m 高度為?18＠150；4.00 ～8.00 m 高度為?20＠150；8.00 ～12.00 m 高度為?20＠100。

7)倉底梁及漏斗板連成整體。 倉底與漏斗板共設置3 道橫墻，沿筒體四周分布10 根70 cm ×70 cm 起支撐作用的暗柱；中間橫墻厚度為0.6 m，兩側橫墻厚度為0.5 m；橫墻之間設置6 個倒圓錐形狀漏斗，錐底至漏斗板高度6.0 m，錐底距離筒倉底部3.8 m。 見圖4。

2.2 總體爆破方案

根據筒倉自身結構特征及四周環(huán)境，確定總體爆破方案如下。

1)倒塌方向:選擇逐排定向爆破，倒塌方向北偏東37°，見圖2。

表1 筒倉結構基本參數Tab.1 Basic parameters of silo structure

圖4 橫墻及漏斗現場Fig.4 Actual view of transverse wall and funnel

2)爆破切口形式:正梯形[8]。

3)起爆順序:分3 次爆破，每次爆破一排，待場地清理完畢再爆破下一排。

3 筒倉爆破失穩(wěn)機制分析

筒倉具有重心底且高寬比小的特點。 利用控制爆破法拆除的倒塌機制[9]:在筒倉底部一定位置，采用炸藥爆炸能量形成爆破切口，而后爆破切口上部筒體在自身重力與支座反力共同形成的傾覆力矩作用下發(fā)生失穩(wěn)，從而沿預定方向發(fā)生傾倒觸地，達到拆除的目的。

在筒倉爆破切口形成后，切口處起支撐作用的部分(環(huán)型筒體)為余留支撐體(圖5 所示陰影部分)。 若余留支撐體處鋼筋混凝土的極限抗壓強度小于爆破切口上部筒體的重力，則余留支撐體便會瞬間被壓垮，從而導致筒體后坐。 這樣極易出現筒體炸而不倒或傾倒方向失去控制的危險情況。 如果余留支撐體處鋼筋混凝土的極限抗壓強度大于爆破切口上部筒體的重力，則上部筒體會在自身重力與支座反力共同形成的傾覆力矩作用下，以余留支撐體為軸發(fā)生偏轉，進而倒塌。 此過程中，余留支撐體處存在一條中性軸CD，以中性軸為界，一側受拉，為拉應力區(qū)；另一側受壓，為壓應力區(qū):均呈中性軸處為零、邊緣區(qū)域最大的三角形分布。 如圖6 所示。

圖5 切口橫截面示意圖Fig.5 Cut cross section

圖6 余留支撐體截面應力分布Fig.6 Stress distribution of remaining support section

當最大壓應力處達到鋼筋混凝土的最大極限抗壓強度時，即出現壓碎區(qū)；中性軸CD隨著壓碎區(qū)范圍的不斷擴大后移，同時拉應力區(qū)范圍逐漸變大，壓應力區(qū)范圍逐漸減小。 隨著拉應力區(qū)不斷增大，在余留支撐體正后方會出現裂縫，并向中性軸CD方向發(fā)展；支撐體壓應力區(qū)面積不斷減小，壓應力不斷增大；進而筒倉會以CD軸為支點定向朝爆破切口方向旋轉；當切口閉合時，重心偏移出原爆破筒體，筒倉在傾覆力矩的作用下發(fā)生倒塌[10]。

4 筒倉爆破切口參數選取

根據筒倉爆破失穩(wěn)機制分析可知[11]，為確保筒倉爆破后沿預定方向順利倒塌，爆破切口參數設計至關重要。 主要參數有爆破切口圓心角α和爆破切口高度Hp。

4.1 爆破切口圓心角α

筒倉爆破后沿預定方向順利傾倒的基本條件是[12]:

1)余留支撐截面處鋼筋混凝土的極限抗壓強度大于爆破切口上部筒體的重力作用，避免余留支撐截面瞬間被壓垮進而發(fā)生安全事故。

2)傾倒過程中，筒體產生的傾覆力矩大于余留支撐截面的抗彎力矩。

針對基本條件2)，筒倉材料為鋼筋混凝土，底部由筒壁與暗柱組成，結構復雜，其傾倒過程中余留支撐截面處的動力學行為異常復雜，盡管已有大量學者對其傾倒過程動力學運動方程做了深入的研究，但計算過程繁雜，很難應用于實際工程。

由于筒倉與煙囪均屬于筒式結構，且煙囪定向爆破在國內已經積累了豐富的經驗，因此筒倉爆破圓心角α 可參照煙囪爆破切口參數的經驗值進行確定。

假設煙囪與筒倉高度均為H，爆破切口處內、外直徑分別為r、R，切口圓心角均為α。 可知，煙囪的重心高度約為H/3，筒倉的重心高度約為H/2，且煙囪爆破切口上部筒體的質量小于筒倉的質量，故在倒塌過程中筒倉的傾覆力矩遠大于煙囪的傾覆力矩。 因此，在上述假設條件下，開設相同切口圓心角α時，筒倉更容易失穩(wěn)傾倒。

參照大量的煙囪定向爆破成功經驗，最佳切口圓心角α取值在210° ～230°之間。 考慮筒倉底部暗柱的影響，結合切口預處理設計，爆破切口圓心角α取252°，見圖7。

圖7 爆破切口截面圖Fig.7 Section of blasting cut

針對基本條件1)，爆破切口圓心角α ＝252°，余留支撐截面對應圓心角108°(圖7)，余留支撐截面面積S ＝8.56 m2；可粗略計算出余留支撐截面處由筒倉自重引起的平均壓應力:

式中:δ1、δ2分別為高49.97、47.77 m 的筒倉余留支撐截面處平均壓應力；m1、m2分別為高49.97、47.77m 的筒倉質量。

余留支撐截面主要抗壓材料為C35 混凝土，抗壓強度為35 MPa，遠遠大于δ1、δ2。 由此可見，爆破切口圓心角α ＝252°符合兩個基本條件的要求，能確保筒倉爆破后沿預定方向傾倒。

4.2 爆破切口高度Hp 選取及校核

4.2.1 爆破切口高度Hp 選取

大量煙囪類高聳構筑物爆破拆除工程實踐表明[4-8]，爆破切口高度Hp是決定被爆對象結構能否整體失穩(wěn)、順利傾倒的重要參數。 迄今為止，大多數高聳構筑物的爆破切口高度的選取方法，均先參照構筑物具體結構特征，擬定爆破切口高度Hp，再以重心偏出理論進行計算，即只需確保爆破切口閉合時上部結構的重心偏移距離大于筒倉外直徑即可。

由于筒倉底部由鋼筋混凝土倉底梁及漏斗板連為一體，高度為9.8 m，為便于預處理，爆破切口高度Hp取10.0 m。

4.2.2 切口閉合時筒倉重心偏移距離校核

根據幾何關系，爆破切口閉合角α0可用式(3)確定:式中，r為筒倉切口處內半徑，取10.31 m；R為筒倉的外半徑，取10.69 m；α為切口圓心角，取252°。

由式(3)可計算出爆破切口的閉合角α0＝30.84°。 閉合后，參照煙囪爆破傾倒重心偏移計算原理，筒倉重心偏移距離L由式(4)計算:

式中:z為筒倉重心高度，49.97 m 高筒倉取25.00 m，47.77 m 高筒倉取24.00 m。

分別代入式(4)得，49.97 m 高筒倉重心偏移距離L1＝11.96 m；47.77 m 高筒倉重心偏移距離L2＝11.45 m。 計算結果均大于筒倉外半徑R ＝10.69 m。 可知筒倉爆破切口高度設計符合要求。

5 預處理關鍵技術

由于筒倉高寬比約為2.3，且筒倉集群結構復雜，為使筒倉在爆破后沿預定方向順利倒塌，爆破前在確保筒體穩(wěn)定的基礎上，須預先對筒倉進行一定程度的預處理[13]。

5.1 筒倉內部預處理

使用機械對內部橫墻及漏斗進行破除，并清運出筒倉。 僅留漏斗板，見圖8。

圖8 筒倉內部預處理Fig.8 Internal pretreatment of silo

5.2 筒倉爆破切口預處理

為增加裝藥部分的臨空面，確保爆破切口處筒壁混凝土完全破碎，失去承壓作用，使用機械將爆破切口處進行預處理。 切口處共有暗柱6 根，其中1＃～4＃保留，5＃、6＃破除；除1＃、2＃旁保留弧長3 m 的筒壁外，其余爆破切口內筒壁全部破除；使用長臂機械在筒倉切口上部鑿出三角形缺口，可避免爆破時切口閉合后切口上沿的支撐作用。 見圖9。

圖9 筒倉切口預處理Fig.9 Pretreatment of silo cut

5.3 筒倉頂部預處理

考慮爆破順序要求，為確保爆破時后排筒倉不對前排筒倉傾倒產生不利影響，使用氧割槍將筒倉頂部排間6 條H 型鋼隔斷，見圖10。 每排筒倉間連接的H 型鋼不做處理，可使爆破時單排筒倉間增加相互牽引力，利于筒倉的順利傾倒。

圖10 筒倉頂部排間H 型鋼預處理Fig.10 Pretreatment of H-section steel in the top row of silo

5.4 樓梯預處理

為避免樓梯對C排筒倉傾倒的影響，使用機械將樓梯及內側立柱破除，僅保留后側兩根立柱。

6 爆破參數設計及爆破效果

6.1 爆破參數設計

根據筒倉預處理后的受力特征，具體爆破參數如下。

1)孔徑選取38 mm，梅花形布孔，選用?32 mm乳化炸藥。

2)切口保留筒壁處孔深28、38 cm，排距38 cm；暗柱處孔深0.55 cm，孔距36 cm，排距42 cm；考慮鉆孔誤差，單個筒倉總裝藥量44 ～48 kg，單耗2.2 ～3.0 kg/m3。

3)1＃、2＃暗柱及與之相連的筒壁部分采用HS3段延期雷管；3＃、4＃暗柱采用HS4 段延期雷管；為避免余留支撐中的暗柱部分對筒倉倒塌產生的牽制作用過大，在7?！?0＃暗柱底部裝填少量炸藥，采用HS5 段延期雷管。 待單個筒倉網路連接成閉環(huán)以后，為防止整排筒倉同時倒塌觸底產生較大振動，在相鄰筒倉之間采用MS9 段延期雷管，從單側進行起爆。

4)為控制爆破飛石飛散距離，在爆破部位外側固定兩層竹笆，加一層密目網進行近體防護[14]。

6.2 爆破效果

3 排筒倉依次爆破后，均沿預定方向準確倒塌，解體充分，觸地振動速度及飛石均控制在安全范圍內，達到了預期效果。

7 結論

1)在筒倉、煙囪等高聳構筑物爆破拆除時，爆破參數設計切勿完全照搬經驗參數，應在完全熟悉構筑物結構特征及周圍環(huán)境后，借鑒經驗參數進行精心設計與安全校核。 余留支撐部分在有暗柱的情況下，爆破切口圓心角α可適當增大10% ～15%。

2)拆除爆破中，對爆破切口的預處理至關重要，處理不當可能會導致爆前倒塌或爆后不倒等現象；因此，在工程實施前期，爆破切口附近非承重結構物須清除干凈，承重部分預處理前須進行安全校核，確保在施工安全的情況下，達到最佳爆破效果。