56.5 m高壓線鐵塔線型聚能切割搶險拆除爆破

趙明生，魏麗麗，李 杰，余紅兵，周建敏，羅 亮，徐 源，王 毅

(1.保利新聯爆破工程集團有限公司，貴陽 550002；2.貴州大學礦業學院，貴陽 550025；3.中國知識產權培訓中心，北京 100000；4.國網四川電力送變電建設有限公司，成都 610051)

輸電線高壓線鐵塔均采用鋼結構建設，高壓線鐵塔常規拆除都是以人工和機械拆除為主，對于因山體滑坡外界因素導致高壓線鐵塔產生傾斜變成危塔，目前還沒有人工和機械拆除先例。

待拆除對象為220 kV孟汶一二線11#輸電鐵塔，位于阿壩州理縣下孟鄉樓若村境內。因連續強降雨導致地質滑坡造成鐵塔基礎周圍出現不同程度的沉降滑移裂縫，鐵塔主材及部分輔材斷裂，塔身扭曲變形，原廢棄C腿基礎立柱傾斜且已滑移至懸崖邊緣懸空(見圖1)。經第三方檢測山體滑坡還在繼續，截止拆除前邊坡又沉降滑移了3.5 m。滑坡體面積估算約4.2萬m2，滑坡體正下方沿薛孟路有2個村莊，存在重大安全隱患，如若不及時對該鐵塔進行處理造成山體滑坡，將產生地質災害事故，所帶來的后果不可估量。為確保周邊人民生命財產安全，亟需對鐵塔進行拆除。電力部門委托評估單位對該鐵塔穩定進行評估，該鐵塔已成為高危塔，無法采用人工和機械拆除，經多次組織專家現場踏勘和討論，只能采用定向控制爆破對其進行拆除。

圖1 待拆除高壓線鐵塔

1 工程概況

11#鐵塔高56.5 m，質量34.1 t，角鋼鋼材為厚18 mm，寬20 cm，材質Q235B，抗拉強度和彎曲強度分別為375、235 MPa，受10#、13#鐵塔之間聯結線纜及傾斜反方向的6根加固鋼索三方拉力作用下處于平衡狀態，線纜直徑30 mm，外部為鋁材包裹，內部為鋼絲，鋼絲直徑5 mm。線纜與鐵塔聯結處通過U型環金具聯結，其橫切面直徑30 mm，材質Q235，屈服強度235 MPa，抗拉強度約375～460 MPa。13#鐵塔位于山底與11#鐵塔之間垂直落差約500 m，兩鐵塔之間斜坡傾角大于80°。

2 總體拆除方案

拆除對象為典型的鋼結構鐵塔，根據待拆除鐵塔周圍環境和結構特點，對拆除對象采用定向控制爆破倒塌拆除。待拆除11#鐵塔C腿支柱已懸空處于失穩狀態，其受10#、13#鐵塔之間聯結線纜及傾斜反方向的6根加固鋼索三方拉力作用下處于平衡狀態。根據現場勘查鐵塔位于坡頂邊緣，該斜坡傾角大于80°，為便于爆破后鋼結構殘值處理，鐵塔只能沿著10#鐵塔方向倒塌，因此需對11#鐵塔底部角鋼爆破切割形成傾倒切口以及11#鐵塔和13#鐵塔之間聯結線纜進行拆除。如果提前對11#鐵塔和13#鐵塔之間聯結線纜進行預拆除，11#鐵塔將會失去三方拉力平衡，產生失穩隨時都有倒塌可能性，因此需對聯結線纜兩頭的11#鐵塔連接處或13#鐵塔連接處U型環金具進行爆破切割。11#鐵塔經評估已成危塔禁止人員攀爬，因此只能對13#鐵塔聯結線纜處U型環金具進行爆破切割。經過多次踏勘和技術討論，最終確定采用聚能爆破法切割11#鐵塔底部角鋼形成設計切口以及切割11#塔線纜與13#塔聯結的U型環金具，使其在自重作用下產生傾覆力矩并沿設計方向倒塌。

3 線性切割器設計

3.1 線性切割器結構參數選擇

為便于加工，選用聚能切割器(見圖2)由裝藥筒及楔形罩組成，裝藥筒為圓筒，水平放置的裝藥筒下部沿軸向設通長的開口，開口處嵌裝楔形罩；楔形罩具有向裝藥筒中心突出的楔形結構。裝藥筒采用PVC材料制作，裝藥筒的半徑50 mm，長200 mm，壁厚3 mm。

注：1-裝藥筒；2-楔形罩；3-半球形聚能腔；4-三角形聚能穴。b-楔形罩厚度；α-楔形罩頂角；d-楔形罩底寬；H-最佳裝藥高度；D′-炸高圖2 聚能切割器

要使線性切割器爆炸后形成的平面射流具有切割鐵塔角鋼和U型環金具的能力，確保鐵塔順利倒塌，就必須合理地選擇聚能切割器的結構參數，包括炸藥的選擇、藥型罩設計、炸高確定、切割器外殼設計等，其中藥型罩結構參數設計最為重要[1-9]，本次線性切割器結構參數如表1所示。

表1 線性切割器結構參數

3.2 線性切割器侵徹深度計算

應用爆炸流體動力學理論，推導建立了適用于線性切割器聚能裝藥的半經驗半理論公式，作為侵徹深度計算的依據。

3.2.1 壓垮速度計算

楔形罩微元壓垮速度voi計算公式[1-5]：

(1)

3.2.2 變形角計算

當爆轟產物作用在楔形罩微元上時，因爆轟波方向不同，并非垂直作用于罩表面，因此楔形罩微元獲得壓垮速度后并非垂直罩表面運動，而是與罩表面有個流動偏角或者變形角δi[1-5]。

(2)

(3)

式中：X0為起爆位置至罩頂的距離，mm；x為以罩頂為原點，罩微元在面對稱方向的坐標，其他參數同前。

3.2.3 壓垮角計算

楔形罩微元面運動至軸線時與軸線的夾角βi的計算公式為[1-5]

tgβi=

(4)

(5)

(6)

(7)

式中：βi為罩微元軸向壓垮角，°；T′為爆轟波由起爆點傳至罩微元處的時間，s。

3.2.4 射流速度計算

射流速度計算公式為[1-5]

(8)

式中：vji為罩微元的射流速度，m/s；voi為罩微元壓垮速度，m/s；δi為罩微元變形角。

3.2.5 射流微元初始長度計算

射流微元初始長度計算公式為[1-5]：

(9)

式中：lo為罩微元的初始長度，mm；vja為罩微元頭部射流速度，m/s；vob為罩微元尾部壓跨速度，m/s。

3.2.6 射流罩微元侵徹前的有效長度計算

下一步，安墾農場要利用好低緯度、高海拔、寡日照兼具的原生態環境，利用好甲級旅游城市和最佳避暑旅游城市的生態優勢，打造“香氣濃郁、滋味醇厚、鮮爽”的茶葉好品質。

射流微元侵徹前的有效長度計算公式為[1-5]

(10)

式中：εi為射流初始長度頭部至罩底距離，mm，以罩底為坐標原點，左為負值，右為正值；∑Li為所計算射流微元以前的微元侵徹深度總和，mm；vj1、vj2分別為射流微元頭部和尾部速度，m/s。

3.2.7 射流微元侵徹深度計算

當射流速度較低時，靶板強度明顯起作用了，就不能不考慮靶板的強度。為此提出了射流臨界侵徹速度vk，以表示靶板強度對侵徹的影響。對于線性聚能裝藥，其vj通常小于2.6值vk，故侵徹深度計算公式為[1-5]

(11)

式中：Pi為射流微元侵徹深度，mm；Li為射流微元侵徹前有效長度，mm；ρi和ρj分別為靶板和罩的材料密度，g/cm3；vk為射流的臨界速度，m/s；vji為射流微元平均速度，m/s；k為實驗確定的系數，基于經驗取k=0.905。

由以上公式計算出線性切割器的侵徹深度如表2所示，從理論計算中看出壁厚1.5 mm和2.0 mm藥型罩切割器侵徹深度都已經達到切割要求。

表2 切割器侵徹深度

4 聚能切割試驗

4.1 爆速測試

采用ZBS9601B多段爆速智能測試儀對乳化炸藥爆速進行3次測試(見圖3)，測得3次爆速分別為4 150、4 260、4 130 m/s，平均爆速4 180 m/s。

圖3 爆速測試

4.2 試驗方案

將試驗角鋼和U型環金具平鋪在地面上，在聚能切割器上捆扎上炸藥，每個切割器上捆綁2 kg乳化炸藥，將聚能切割器固定在角鋼和U型環金具上進行爆破(見圖4)。每次爆破采用70 mm乳化炸藥和工業電子雷管進行起爆。

圖4 切割試驗

4.3 試驗結果

從試驗結果看出藥型罩壁厚1.5 mm和2.0 mm聚能切割器爆破產生的聚能射流均能將角鋼和U型環金具炸透(見圖5)，采用夾角90°厚度2.0 mm的聚能切割爆破效果最好。因本次是緊急搶險拆除爆破高壓線鐵塔，無相關案例進行參考，為保證鐵塔順利爆破拆除，選用夾角90°厚度2.0 mm的聚能切割器進行拆除爆破。

圖5 聚能切割器切割爆破效果

5 爆破方案設計

5.1 切口設計

11#鐵塔4條腿部高度不一，根據設計圖可知：A腿高約6 m，B腿高約9 m，C腿高約13.5 m，D腿高約7.5 m。其中B腿、C腿臨近懸崖，A腿、D腿遠離懸崖。由于近期滑坡體已經發生進一步失穩，作業條件惡化C腿已全部懸空。現場可以采用的作業方式限制了可以施工的炸高，因此具體的炸藥設計為：B腿炸高均為自腿底部水平0.5～1.5 m，A腿、D腿炸高為自腿底部水平0.5～3.0 m。采用聚能切割爆破，在各個腿部炸高的爆破切口部位采用聚能裝藥同時起爆切斷，從而使11#鐵塔底部形成缺口，在自重力作用下向塌落解體破壞[10-14]。

5.2 U型環金具切割設計

11#塔上線纜分別聯結10#塔與13#塔。13#塔位于11#塔下方，與11#塔聯結線纜不利于11#塔拆除爆破。聯結線纜質量高達20 t左右，為減少13#塔方向線纜自重的不利影響，由于11#塔處于不穩定狀態無法登塔作業，因此在13#鐵塔處登塔頂采用聚能切割爆破處理所有與11#塔間聯結線纜的U型環金具(見圖6)。考慮到線纜落地后會與地面產生摩擦力或是鉤掛纏繞地面結構，顯然會對11#塔傾倒產生不利影響，因此設計線纜爆破時間略早于11#塔底部切口爆破0.5 s，以避免線纜落地后對11#塔爆破傾倒的不利影響。

圖6 現場裝藥作業

本次搶險拆除爆破11#鐵塔角鋼安裝32個聚能切割藥包，13#鐵塔U型環金具安裝8個聚能切割藥包，共計40個聚能切割藥包，使用炸藥80 kg，工業電子雷管80發。

5.3 安全監測

本次搶險拆除爆破11#鐵塔位于山頂邊緣，周邊水平2 km內無需保護對象，本次搶險最主要有害效應是爆破振動，防止爆破振動和觸地振動造成滑坡體滑坡引起地質災害事故。因此，針對現場采用了一體化裂縫位移自動監測、一體化GNSS地表位移監測和視頻監控等24小時綜合監控手段(見圖7)，在拆除爆破特定區域選定了9個邊坡變形監測點布設位置，用于本拆除項目爆破邊坡變形監測。本項目監測頻率為每天監測1次，直到搶險拆除爆破結束監測共計12次。監測完成后，監測人員對各監測點累計變形及平均變形速率進行計算分析，結果如表3所示。

圖7 綜合監控手段

表3 監測點累計變形及平均變形速率

在整個監測周期中，邊坡水平方向及垂直方向累計變形位移量均未超過《建筑邊坡工程技術規程》(GB 50330-2013)[15]中規定的20 mm最大位移監測預警值，且平均變形量較小，故邊坡總體趨于穩定。

5.4 爆破效果

2020年10月25日18∶30對高壓線鐵塔進行拆除爆破。起爆后，成功聚能切割11#塔角鋼和13#塔U型環金具，整個高壓線鐵塔失穩傾斜，按預定方向傾覆并倒塌觸地(見圖8)，爆破產生的振動未造成滑坡體產生位移。

圖8 爆破效果

6 結語

2020年10月25日18∶30準時起爆，隨著高56.5 m、質量34.1 t的高壓鐵塔緩緩倒向預定區域，搶險爆破取得圓滿成功。此次爆破為國內高壓線鐵塔搶險爆破的首個成功案例，且爆破過程中全部使用了工業電子雷管。同時，針對本項目采用的先進技術，為統籌推進知識產權強國建設，全面提升知識產權創造、運用、保護、管理和服務水平，充分發揮知識產權制度在社會主義現代化建設中的重要作用，按照《知識產權強國建設綱要(2021-2035年)》要求申請了相關專利，注重了知識產權專利技術保護。