費鴻祿，王 帥，錢起飛

(遼寧工程技術(shù)大學(xué) 爆破技術(shù)研究院，阜新 123000)

近年來，由于城市改建、擴建工程進入大規(guī)模的發(fā)展階段，因此拆除建(構(gòu))筑物的需求也越來越大[1]。與傳統(tǒng)拆除方法相比，拆除爆破是清除廢舊建(構(gòu))筑物的一種實用、經(jīng)濟、高效、安全的方法。但這項高危作業(yè)，尤其是在城市地區(qū)，可能會引起鄰近居民不必要的恐慌，且若待拆除的建(構(gòu))筑物自身結(jié)構(gòu)、周邊環(huán)境極其復(fù)雜，則任何微小的錯誤都可能導(dǎo)致悲劇的發(fā)生[2,3]。因此，在當(dāng)前情況下對建(構(gòu))筑物爆破拆除整個過程及危害效應(yīng)的研究益加重要。

控制爆破是鋼筋混凝土煙囪拆除的主要方式之一，為確保爆破拆除過程更加精細、安全，廣大學(xué)者對鋼筋混凝土煙囪爆破拆除的相關(guān)領(lǐng)域進行了大量的研究。由現(xiàn)場觀測或數(shù)值模擬結(jié)果可知[4-7]：鋼筋混凝土煙囪定向爆破拆除倒塌過程主要分為爆破切口形成、中性軸形成及后移、定向傾倒和塌落觸地4個階段。在爆破切口形成后，余留支撐部位通常都會經(jīng)歷中性軸未形成期和中性軸穩(wěn)定期兩個階段，中性軸的后移由煙囪自重和拉區(qū)彎矩形成的載荷與壓區(qū)抗力的縱向平衡決定[7-9]。煙囪在定向倒塌過程中可能會伴隨有前沖、下坐、后坐或空中折斷的發(fā)生。爆破切口形成瞬間由上部筒體產(chǎn)生的突加荷載[7]、中性軸的后移[8,9]、煙囪自身結(jié)構(gòu)特征及爆破切口參數(shù)是造成煙囪下坐的主要原因；煙囪的后坐、前沖、空中折斷則與煙囪的爆破切口形狀、傾向倒塌運動狀態(tài)及筒體材料的力學(xué)性能密切相關(guān)[10-12]。大量工程實測數(shù)據(jù)表明，在塌落觸地階段建(構(gòu))筑物連續(xù)塌落誘發(fā)的塌落振動對周圍建(構(gòu))筑物的危害最嚴重[13]，因此周家漢、Lin F等分別建立筒形類高大建(構(gòu))筑物爆破拆除塌落振動速度計算模型[14,15]，對建(構(gòu))筑物爆破拆除塌落誘發(fā)的振動進行預(yù)報。

工程實踐表明：煙囪定向爆破拆除過程中的前沖決定著煙囪倒塌范圍和塌落振動的大小，且與煙囪的觸地姿態(tài)密切相關(guān)。煙囪爆破拆除盡管已經(jīng)達到了可控性，但煙囪爆破拆除過程中前沖仍是一個威脅著拆除安全、成功的問題。本文基于煙囪定向爆破傾倒過程力學(xué)分析，結(jié)合實際爆破拆除工程，對煙囪的前沖機理進行深入探究；然后從煙囪的觸地姿態(tài)入手，對前沖過程進行深入分析；最后在此研究的基礎(chǔ)上對煙囪的塌落觸地振動進行研究。

1 煙囪定向傾倒過程力學(xué)分析

鋼筋混凝土煙囪從爆破切口形成瞬間到切口上部筒體觸地解體之前，煙囪在自身傾覆力矩作用下定向倒塌。通過觀測以往煙囪爆破拆除效果[4]，可以發(fā)現(xiàn)從爆破切口形成后至切口閉合前，煙囪繞余留支撐部中性軸發(fā)生緩慢定軸轉(zhuǎn)動；切口閉合之后，煙囪以切口下沿對應(yīng)的預(yù)留體為轉(zhuǎn)軸定軸轉(zhuǎn)動。為簡化分析，假設(shè)在定向傾倒過程中煙囪完好未發(fā)生解體破壞，切口截面平整，忽略空氣阻力、爆炸荷載對煙囪傾倒過程的影響。

如圖1所示，根據(jù)達朗貝爾原理列出下列平衡方程

圖 1 煙囪定向傾倒受力分析簡圖Fig. 1 Force analysis diagram of chimney directional dumping

(1)

式中：m為切口部位薄弱截面以上部分煙囪質(zhì)量；g為重力加速度；N、R分別為支座反力的徑向力、切向力；ε為切口閉合之后階段煙囪定向傾倒的角加速度，設(shè)煙囪傾倒方向為正，根據(jù)拉格朗日方程可求得

(2)

ω為切口閉合之后階段煙囪定向傾倒的角速度，根據(jù)機械能守恒定律可求得

(3)

式中：l為切口閉合之后階段切口部位薄弱截面以上部分煙囪質(zhì)心到轉(zhuǎn)軸的距離；Jb為切口閉合之后階段煙囪的轉(zhuǎn)動慣量；θ0為切口閉合之后階段煙囪的初始傾角，θ0=α0-θ1；α0為切口閉合角；θ1為切口閉合之后階段煙囪質(zhì)心與轉(zhuǎn)軸連線與煙囪中線的夾角；θ為切口閉合之后階段煙囪的瞬時傾角；εb為切口閉合瞬間煙囪定向傾倒的角加速度

ωb為切口閉合瞬間煙囪定向傾倒的角速度

式中:lb為切口閉合瞬間切口部位薄弱截面以上部分煙囪質(zhì)心到中性軸的距離；φ0為切口部位薄弱截面以上部分煙囪質(zhì)心與中性軸的連線與豎直方向的夾角；JA為切口閉合瞬間煙囪的轉(zhuǎn)動慣量；Mα0為切口閉合瞬間支撐部位的殘余塑性鉸彎矩；Mφ為轉(zhuǎn)角為φ時對應(yīng)的塑性鉸彎矩，可根據(jù)下式進行計算[16]

Mφ=Mbcos(φ/2)

式中：Mb為支撐部位的塑性鉸極限抵抗彎矩[17]

式中：fct、fcc分別為混凝土的抗拉和抗壓強度；fst、fsc分別為鋼筋的抗拉和抗壓強度；ρ為煙囪切口部位的縱筋配筋率；Mct、Mcc分別為受拉區(qū)、受壓區(qū)混凝土的極限抵抗彎矩，可由下式進行計算

將上述結(jié)果帶入(1)式整理可得

(4)

因此，煙囪定向傾倒過程中的水平和豎向支座反力Fx、Fy分別為

(5)

2 煙囪定向傾倒前沖分析

煙囪在定向傾倒過程中，當(dāng)傾倒至某一角度時往往會伴隨著前沖的發(fā)生[11]。對該問題的研究，可在煙囪定向傾倒受力分析的基礎(chǔ)上對煙囪的前沖機理進行分析，根據(jù)分析結(jié)果對前沖過程進行研究。為簡化分析，假設(shè)煙囪在前沖瞬間與支撐部位相連的鋼筋已經(jīng)被拉斷。

2.1 前沖機理分析

煙囪在定向傾倒過程中，由于煙囪在自重作用下傾覆造成煙囪發(fā)生前沖現(xiàn)象，尤其是在高位切口煙囪爆破拆除過程中。對于前沖問題可從兩個角度進行分析：一是煙囪定向傾倒過程中支座反力的徑向力(又稱前沖力)大于零，即認為當(dāng)前沖力大于零時，煙囪將脫離支撐部位發(fā)生前沖；二是煙囪傾倒過程中的水平支座反力大于該瞬間支撐部位提供的摩擦力，即認為煙囪在定向傾倒過程中，隨著傾角的增加，支撐部位提供的摩擦力小于該瞬間煙囪的水平支座反力時，煙囪將發(fā)生前沖。本節(jié)分別從這兩個角度進行分析，并與實際工程進行對比，找出煙囪前沖的原因。

判據(jù)一：當(dāng)N=0時，則

判據(jù)二：為方便分析，令F為等效力，則當(dāng)F=Fx-|μ1Fy|=0時，煙囪即將發(fā)生前沖。將該式帶入MATLAB軟件中進行求解可得[θ]值。

式中：[θ]為煙囪即將發(fā)生前沖時的轉(zhuǎn)角(下文簡稱前沖傾角)；μ1為支撐部位的摩擦系數(shù)[18]，本文在理論計算時取μ1=0.7。

由上述分析可知，當(dāng)煙囪定向傾倒至轉(zhuǎn)角[θ]時，N、F的方向?qū)l(fā)生改變，在不發(fā)生較大范圍后坐的情況下，煙囪將脫離支撐部位做近似平面運動，即前沖。

2.2 前沖過程分析

爆破切口形成后，煙囪在自身重力作用下定軸轉(zhuǎn)動，當(dāng)轉(zhuǎn)動至前沖傾角[θ]值時，由于受力狀態(tài)發(fā)生了改變，煙囪原有的動態(tài)平衡被打破，煙囪將開始發(fā)生前沖。根據(jù)文獻[19]可知：煙囪的前沖可分為兩部分，一是煙囪從開始前沖至觸地瞬間的運動，二是煙囪觸地后克服摩擦力在地面上的運動。為便于表述，設(shè)煙囪從開始前沖至觸地瞬間的運動為一次前沖，煙囪觸地后克服摩擦力在地面的運動為二次前沖。

由2.1節(jié)分析可知：煙囪在發(fā)生前沖瞬間，有

(6)

2.2.1 一次前沖

由相關(guān)力學(xué)分析可知，煙囪的一次前沖可近似分解為繞質(zhì)心的轉(zhuǎn)動和隨質(zhì)心的平拋運動[]。在煙囪定向傾倒過程中，由于其觸地姿態(tài)的不同會導(dǎo)致其前沖范圍不同，為對前沖范圍進行分析，因此需根據(jù)煙囪不同的觸地姿態(tài)分別進行討論。

(1)煙囪水平觸地

設(shè)煙囪以水平落地姿態(tài)觸地時煙囪下坐完成瞬間所在截面(后文簡稱煙囪下坐完成截面)距地面的高度為H0，該種情況的受力分析見圖2，根據(jù)煙囪落地過程中的運動規(guī)律有

圖 2 煙囪水平觸地情況Fig. 2 Horizontal grounding of chimney

(7)

式中：t1為煙囪發(fā)生一次前沖所經(jīng)歷的時間，由(7)式可得

根據(jù)煙囪落地的運動規(guī)律及幾何關(guān)系有

(8)

(2)煙囪底部先觸地，即H

此時，受力分析見圖3，根據(jù)煙囪前沖過程的運動規(guī)律及幾何關(guān)系有

圖 3 煙囪底部先觸地情況Fig. 3 The bottom of the chimney touches the ground first

(9)

將式(9)帶入MATLAB軟件中求解得t1。

(3)煙囪頂部先觸地，即H>H0

此時，受力分析見圖4，根據(jù)煙囪前沖過程的運動規(guī)律及幾何關(guān)系有

圖 4 煙囪頂部先觸地情況Fig. 4 The top of the chimney touches the ground first

H+Zcos[θ]-(H1-Z)cos(π-[θ]-ωqt1)=

(10)

式中：H1為切口部位薄弱截面以上部分煙囪的高度。同理將式(10)帶入MATLAB軟件中求解可得t1。

2.2.2 二次前沖

煙囪觸地后，筒體發(fā)生破碎或斷裂，但由于煙囪在觸地瞬間仍存在著水平加速度分量，且鋼筋混凝土煙囪的強度較高，因此煙囪在觸地后部分筒體會發(fā)生二次前沖。為保守分析，設(shè)煙囪在觸地瞬間未完全發(fā)生解體破壞，如圖2～圖4所示，根據(jù)二次前沖的運動規(guī)律有

vx=μ2gt2

(11)

2.3 前沖距離計算

煙囪一次前沖的前沖距離理論上為煙囪從開始前沖到觸地瞬間的水平位移量減去煙囪傾倒過程中的后坐和下坐量[20]，即

L1=l1-l2-l3-R2

(12)

式中：L1為煙囪發(fā)生一次前沖的前沖距離；l1為煙囪從開始前沖到觸地瞬間的水平位移量，l1=vxt1；l2、l3分別為煙囪傾倒過程中的后坐量、下坐量；R2為煙囪底部截面的外半徑。

煙囪發(fā)生二次前沖的前沖距離為

(13)

式中：L2為煙囪發(fā)生二次前沖的前沖距離。

由此得到煙囪倒塌前沖距離S的計算公式

煙囪水平觸地或底部先觸地

(14)

煙囪頂部先觸地

(15)

3 工程實例

3.1 工程概況

某電廠待拆除煙囪為鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)，高180 m，C40混凝土，HRB335級鋼筋。標(biāo)高0.00 m處，煙囪外半徑8.335 m，壁厚0.5 m，無隔熱層和內(nèi)襯；標(biāo)高12.90 m處，煙囪外半徑7.561 m，壁厚0.5 m，隔熱層厚0.06 m，內(nèi)襯厚0.24 m；標(biāo)高92.75 m處，煙囪外半徑3.080 m，壁厚0.4 m，隔熱層厚0.06 m，內(nèi)襯厚0.12 m。豎筋為雙層布筋，環(huán)筋為水平箍筋。標(biāo)高12.90 m處外側(cè)布設(shè)235根φ22豎筋，內(nèi)側(cè)布設(shè)58根φ16、60根φ14豎筋，環(huán)筋布置規(guī)格為φ18@200；標(biāo)高92.75 m處外側(cè)布設(shè)100根φ28豎向筋，內(nèi)側(cè)布設(shè)48根φ14豎筋，環(huán)筋布置規(guī)格為φ14@200。標(biāo)高12.90 m至90.50 m范圍內(nèi)筒體自重4072.16 t，重心高度40.49 m。標(biāo)高92.75 m以上筒體自重1410.45 t，重心高度132.21 m。

根據(jù)現(xiàn)場周邊情況及相關(guān)資料，綜合考慮爆破危害效應(yīng)對周邊環(huán)境影響，確定該煙囪采用分段定向控制爆破拆除。首先在煙囪上部開設(shè)高位爆破切口對上半段筒體實施定向爆破拆除，然后在底部開設(shè)爆破切口對下半段筒體實施定向爆破拆除。煙囪爆破切口參數(shù)見表1。

表 1 煙囪爆破切口參數(shù)

3.2 煙囪倒塌過程分析

觀察實際煙囪爆破過程(圖5、圖6)可知，煙囪倒塌過程主要分為兩個部分。首先，爆破切口形成瞬間，煙囪在自身傾覆力矩作用下定向倒塌，爆破切口逐漸閉合，此過程伴隨有筒體的下坐；當(dāng)煙囪定向倒塌至一定角度時，筒體將脫離支撐部位發(fā)生前沖，直至觸地解體破壞。這與理論分析結(jié)果相吻合。通過觀察爆破倒塌視頻可知：煙囪高位切口爆破拆除和下部切口爆破拆除前沖過程中均為煙囪頂部先觸地，測量得到兩次爆破筒體的下坐量均近似等于切口高度，且沒發(fā)生明顯后坐。

圖 5 煙囪高位切口爆破倒塌過程Fig. 5 Chimney blasting collapse process with high incision

圖 6 煙囪下部切口爆破倒塌過程Fig. 6 Chimney blasting collapse process with lower incision

3.3 前沖分析

3.3.1 前沖機理分析

根據(jù)煙囪自身結(jié)構(gòu)和尺寸帶入相關(guān)參數(shù)計算可得表2和圖7結(jié)果，其中表2為兩種不同判據(jù)條件下煙囪前沖傾角理論值與實測值統(tǒng)計表，圖7為判據(jù)二條件下μ1與[θ]的關(guān)系曲線。由表2可得，在判據(jù)一和判據(jù)二(μ1=0.7時)條件下煙囪的前沖傾角近似相等，二者與實測值的誤差在可接受的范圍內(nèi)，因此可認為這兩種判據(jù)是合理的。但由圖7可知，對于判據(jù)二前沖傾角[θ]會隨著μ1的增加而增大，當(dāng)μ1取較小值時，其與實測值的誤差會增大。因此，當(dāng)μ1值確定時，兩種判據(jù)均可作為煙囪發(fā)生前沖時的力學(xué)依據(jù)，只是其分析原理不同，反之則采用判據(jù)一對煙囪的前沖進行判斷。實際工程中，在設(shè)計時往往難于精確測定支撐部位的摩擦系數(shù)，因此將判據(jù)一作為煙囪發(fā)生前沖時的力學(xué)依據(jù)更為合理。

圖 7 判據(jù)二條件下μ1與[θ]的關(guān)系曲線[18]Fig. 7 The relationship curve between the μ1 and [θ] under criterion 2[18]

3.3.2 前沖過程分析

在判據(jù)一條件下根據(jù)煙囪自身結(jié)構(gòu)和尺寸帶入相關(guān)參數(shù)計算可得表3結(jié)果，表3為煙囪前沖過程分析結(jié)果，其中下部切口的一次前沖距離為負值是因為筒體雖然發(fā)生前沖，但仍然處于煙囪自身的建筑限界之內(nèi)；除此之外，由于在爆破拆除過程中采取了一系列的防沖措施，難于準(zhǔn)確量測出筒體的二次前沖距離，因此煙囪的二次前沖距離僅有理論計算值。

由表3可得，煙囪前沖過程的理論分析結(jié)果與實測結(jié)果吻合較好，由此說明本文提出的前沖分析理論計算模型是合理的。兩次爆破拆除煙囪倒塌范圍S的理論值均大于實測值，是因為在實際爆破拆除過程中采取了鋪設(shè)減振堤壩、防沖墻等一系列的防沖措施造成煙囪的二次前沖距離較小，這也說明該理論計算模型的計算結(jié)果偏于保守，可為類似工程提供參考。

4 煙囪爆破拆除塌落觸地振動分析

研究表明，煙囪爆破拆除過程中塌落振動對周圍建(構(gòu))筑物的危害最嚴重[13]，且塌落觸地振動速度不僅與塌落段煙囪的動能有關(guān)，還與煙囪倒塌過程中的觸地姿態(tài)有關(guān)[5]，而通過本文分析可知煙囪倒塌過程中的觸地姿態(tài)影響著煙囪的前沖距離，進而影響著煙囪的塌落觸地點，最終對塌落觸地振動速度產(chǎn)生影響。因此，為進一步研究煙囪的觸地姿態(tài)對塌落觸地振動速度的影響，在前沖分析的基礎(chǔ)上通過理論計算得出兩次爆破拆除煙囪塌落觸地振動速度的預(yù)報值，并與實測值進行對比，對理論模型的準(zhǔn)確性和合理性進行驗證。

根據(jù)建(構(gòu))筑物爆破拆除過程中的塌落振動速度計算公式[14]

(16)

式中：vt為建(構(gòu))筑物塌落引起的地面振動速度；m為塌落段建(構(gòu))筑物的質(zhì)量；Hc為塌落段建(構(gòu))筑物的重心下落高度；σ為材料的破壞強度；Rt為監(jiān)測點到建(構(gòu))筑物觸地沖擊地面中心的距離；Kt、β分別為建(構(gòu))筑物塌落振動速度衰減系數(shù)和指數(shù)，分別取Kt=3.37～4.09，β= -1.66～-1.80。

大量煙囪爆破拆除塌落振動監(jiān)測數(shù)據(jù)分析表明[14]，當(dāng)?shù)孛娌扇p振措施時，能保證煙囪的塌落振動速度減少70%。分別采用本文的方法對兩次煙囪爆破拆除塌落觸地振動速度進行理論計算，并與文獻[21]的理論計算值進行對比，計算結(jié)果見表4。

表 2 不同判據(jù)煙囪前沖傾角理論值與實測值

表 3 煙囪前沖過程分析結(jié)果

表 4 煙囪爆破拆除塌落觸地振動速度理論值

為確定煙囪爆破拆除對周圍重點保護建(構(gòu))筑物的影響，起爆前分別在監(jiān)測點1、2、3位置布置振動監(jiān)測儀器對相應(yīng)位置的振動進行監(jiān)測。爆破結(jié)束后，將兩次爆破拆除煙囪塌落觸地振動速度監(jiān)測值整理見表5。

表 5 煙囪爆破拆除塌落觸地振動速度實測值

由表4和表5中的數(shù)據(jù)對比可知，在前沖分析的基礎(chǔ)上，兩次爆破拆除煙囪塌落觸地點到監(jiān)測點的距離Rt與實測值偏差較小，塌落觸地振動速度與實際監(jiān)測值吻合較好，而文獻[21]中兩次爆破拆除煙囪的Rt值與實測值存在差異，導(dǎo)致塌落觸地振動速度與實際監(jiān)測值差異較大。因此在實際工程中，應(yīng)考慮煙囪的觸地姿態(tài)對塌落觸地振動速度的影響，在前沖分析的基礎(chǔ)上研究煙囪的塌落觸地振動更可靠。

5 結(jié)論

結(jié)合力學(xué)理論分析了煙囪定向爆破傾倒過程和產(chǎn)生前沖的原因，在此基礎(chǔ)上研究了煙囪的塌落觸地振速。通過上述分析和討論，得出以下結(jié)論：

(1)當(dāng)支撐部位的摩擦系數(shù)μ1值可精確測定時，N=0和F=0兩種判據(jù)均可作為煙囪發(fā)生前沖時的力學(xué)依據(jù)，但二者分析原理不同，反之則采用判據(jù)一對煙囪的前沖進行判斷。鑒于在實際爆破工程中難以獲取精確的支撐部位的摩擦系數(shù)，將判據(jù)一作為煙囪發(fā)生前沖時的力學(xué)依據(jù)更合理。

(2)新建前沖距離計算公式的理論結(jié)果與現(xiàn)場實測結(jié)果吻合較好，采用此模型分析煙囪的前沖合理可行。在實際爆破拆除過程中采取了鋪設(shè)減振堤壩、防沖墻等一系列的防沖措施，導(dǎo)致煙囪的二次前沖距離較小，出現(xiàn)倒塌范圍的理論值略大于實測值的情況，表征該理論模型的計算結(jié)果偏保守，可為類似工程提供參考。

(3)煙囪爆破拆除過程中其塌落觸地振動與煙囪的觸地姿態(tài)有關(guān)。在前沖分析的基礎(chǔ)上，兩次爆破拆除煙囪的塌落觸地振動速度與實際監(jiān)測值基本吻合。因此在實際工程中，結(jié)合前沖分析對煙囪的塌落觸地振動進行研究更可靠。