56.5 m高压线铁塔线型聚能切割抢险拆除爆破

赵明生，魏丽丽，李 杰，余红兵，周建敏，罗 亮，徐 源，王 毅

(1.保利新联爆破工程集团有限公司，贵阳 550002；2.贵州大学矿业学院，贵阳 550025；3.中国知识产权培训中心，北京 100000；4.国网四川电力送变电建设有限公司，成都 610051)

输电线高压线铁塔均采用钢结构建设，高压线铁塔常规拆除都是以人工和机械拆除为主，对于因山体滑坡外界因素导致高压线铁塔产生倾斜变成危塔，目前还没有人工和机械拆除先例。

待拆除对象为220 kV孟汶一二线11#输电铁塔，位于阿坝州理县下孟乡楼若村境内。因连续强降雨导致地质滑坡造成铁塔基础周围出现不同程度的沉降滑移裂缝，铁塔主材及部分辅材断裂，塔身扭曲变形，原废弃C腿基础立柱倾斜且已滑移至悬崖边缘悬空(见图1)。经第三方检测山体滑坡还在继续，截止拆除前边坡又沉降滑移了3.5 m。滑坡体面积估算约4.2万m2，滑坡体正下方沿薛孟路有2个村庄，存在重大安全隐患，如若不及时对该铁塔进行处理造成山体滑坡，将产生地质灾害事故，所带来的后果不可估量。为确保周边人民生命财产安全，亟需对铁塔进行拆除。电力部门委托评估单位对该铁塔稳定进行评估，该铁塔已成为高危塔，无法采用人工和机械拆除，经多次组织专家现场踏勘和讨论，只能采用定向控制爆破对其进行拆除。

图1 待拆除高压线铁塔

1 工程概况

11#铁塔高56.5 m，质量34.1 t，角钢钢材为厚18 mm，宽20 cm，材质Q235B，抗拉强度和弯曲强度分别为375、235 MPa，受10#、13#铁塔之间联结线缆及倾斜反方向的6根加固钢索三方拉力作用下处于平衡状态，线缆直径30 mm，外部为铝材包裹，内部为钢丝，钢丝直径5 mm。线缆与铁塔联结处通过U型环金具联结，其横切面直径30 mm，材质Q235，屈服强度235 MPa，抗拉强度约375～460 MPa。13#铁塔位于山底与11#铁塔之间垂直落差约500 m，两铁塔之间斜坡倾角大于80°。

2 总体拆除方案

拆除对象为典型的钢结构铁塔，根据待拆除铁塔周围环境和结构特点，对拆除对象采用定向控制爆破倒塌拆除。待拆除11#铁塔C腿支柱已悬空处于失稳状态，其受10#、13#铁塔之间联结线缆及倾斜反方向的6根加固钢索三方拉力作用下处于平衡状态。根据现场勘查铁塔位于坡顶边缘，该斜坡倾角大于80°，为便于爆破后钢结构残值处理，铁塔只能沿着10#铁塔方向倒塌，因此需对11#铁塔底部角钢爆破切割形成倾倒切口以及11#铁塔和13#铁塔之间联结线缆进行拆除。如果提前对11#铁塔和13#铁塔之间联结线缆进行预拆除，11#铁塔将会失去三方拉力平衡，产生失稳随时都有倒塌可能性，因此需对联结线缆两头的11#铁塔连接处或13#铁塔连接处U型环金具进行爆破切割。11#铁塔经评估已成危塔禁止人员攀爬，因此只能对13#铁塔联结线缆处U型环金具进行爆破切割。经过多次踏勘和技术讨论，最终确定采用聚能爆破法切割11#铁塔底部角钢形成设计切口以及切割11#塔线缆与13#塔联结的U型环金具，使其在自重作用下产生倾覆力矩并沿设计方向倒塌。

3 线性切割器设计

3.1 线性切割器结构参数选择

为便于加工，选用聚能切割器(见图2)由装药筒及楔形罩组成，装药筒为圆筒，水平放置的装药筒下部沿轴向设通长的开口，开口处嵌装楔形罩；楔形罩具有向装药筒中心突出的楔形结构。装药筒采用PVC材料制作，装药筒的半径50 mm，长200 mm，壁厚3 mm。

注：1-装药筒；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-楔形罩顶角；d-楔形罩底宽；H-最佳装药高度；D′-炸高图2 聚能切割器

要使线性切割器爆炸后形成的平面射流具有切割铁塔角钢和U型环金具的能力，确保铁塔顺利倒塌，就必须合理地选择聚能切割器的结构参数，包括炸药的选择、药型罩设计、炸高确定、切割器外壳设计等，其中药型罩结构参数设计最为重要[1-9]，本次线性切割器结构参数如表1所示。

表1 线性切割器结构参数

3.2 线性切割器侵彻深度计算

应用爆炸流体动力学理论，推导建立了适用于线性切割器聚能装药的半经验半理论公式，作为侵彻深度计算的依据。

3.2.1 压垮速度计算

楔形罩微元压垮速度voi计算公式[1-5]：

(1)

3.2.2 变形角计算

当爆轰产物作用在楔形罩微元上时，因爆轰波方向不同，并非垂直作用于罩表面，因此楔形罩微元获得压垮速度后并非垂直罩表面运动，而是与罩表面有个流动偏角或者变形角δi[1-5]。

(2)

(3)

式中：X0为起爆位置至罩顶的距离，mm；x为以罩顶为原点，罩微元在面对称方向的坐标，其他参数同前。

3.2.3 压垮角计算

楔形罩微元面运动至轴线时与轴线的夹角βi的计算公式为[1-5]

tgβi=

(4)

(5)

(6)

(7)

式中：βi为罩微元轴向压垮角，°；T′为爆轰波由起爆点传至罩微元处的时间，s。

3.2.4 射流速度计算

射流速度计算公式为[1-5]

(8)

式中：vji为罩微元的射流速度，m/s；voi为罩微元压垮速度，m/s；δi为罩微元变形角。

3.2.5 射流微元初始长度计算

射流微元初始长度计算公式为[1-5]：

(9)

式中：lo为罩微元的初始长度，mm；vja为罩微元头部射流速度，m/s；vob为罩微元尾部压跨速度，m/s。

3.2.6 射流罩微元侵彻前的有效长度计算

下一步，安垦农场要利用好低纬度、高海拔、寡日照兼具的原生态环境，利用好甲级旅游城市和最佳避暑旅游城市的生态优势，打造“香气浓郁、滋味醇厚、鲜爽”的茶叶好品质。

射流微元侵彻前的有效长度计算公式为[1-5]

(10)

式中：εi为射流初始长度头部至罩底距离，mm，以罩底为坐标原点，左为负值，右为正值；∑Li为所计算射流微元以前的微元侵彻深度总和，mm；vj1、vj2分别为射流微元头部和尾部速度，m/s。

3.2.7 射流微元侵彻深度计算

当射流速度较低时，靶板强度明显起作用了，就不能不考虑靶板的强度。为此提出了射流临界侵彻速度vk，以表示靶板强度对侵彻的影响。对于线性聚能装药，其vj通常小于2.6值vk，故侵彻深度计算公式为[1-5]

(11)

式中：Pi为射流微元侵彻深度，mm；Li为射流微元侵彻前有效长度，mm；ρi和ρj分别为靶板和罩的材料密度，g/cm3；vk为射流的临界速度，m/s；vji为射流微元平均速度，m/s；k为实验确定的系数，基于经验取k=0.905。

由以上公式计算出线性切割器的侵彻深度如表2所示，从理论计算中看出壁厚1.5 mm和2.0 mm药型罩切割器侵彻深度都已经达到切割要求。

表2 切割器侵彻深度

4 聚能切割试验

4.1 爆速测试

采用ZBS9601B多段爆速智能测试仪对乳化炸药爆速进行3次测试(见图3)，测得3次爆速分别为4 150、4 260、4 130 m/s，平均爆速4 180 m/s。

图3 爆速测试

4.2 试验方案

将试验角钢和U型环金具平铺在地面上，在聚能切割器上捆扎上炸药，每个切割器上捆绑2 kg乳化炸药，将聚能切割器固定在角钢和U型环金具上进行爆破(见图4)。每次爆破采用70 mm乳化炸药和工业电子雷管进行起爆。

图4 切割试验

4.3 试验结果

从试验结果看出药型罩壁厚1.5 mm和2.0 mm聚能切割器爆破产生的聚能射流均能将角钢和U型环金具炸透(见图5)，采用夹角90°厚度2.0 mm的聚能切割爆破效果最好。因本次是紧急抢险拆除爆破高压线铁塔，无相关案例进行参考，为保证铁塔顺利爆破拆除，选用夹角90°厚度2.0 mm的聚能切割器进行拆除爆破。

图5 聚能切割器切割爆破效果

5 爆破方案设计

5.1 切口设计

11#铁塔4条腿部高度不一，根据设计图可知：A腿高约6 m，B腿高约9 m，C腿高约13.5 m，D腿高约7.5 m。其中B腿、C腿临近悬崖，A腿、D腿远离悬崖。由于近期滑坡体已经发生进一步失稳，作业条件恶化C腿已全部悬空。现场可以采用的作业方式限制了可以施工的炸高，因此具体的炸药设计为：B腿炸高均为自腿底部水平0.5～1.5 m，A腿、D腿炸高为自腿底部水平0.5～3.0 m。采用聚能切割爆破，在各个腿部炸高的爆破切口部位采用聚能装药同时起爆切断，从而使11#铁塔底部形成缺口，在自重力作用下向塌落解体破坏[10-14]。

5.2 U型环金具切割设计

11#塔上线缆分别联结10#塔与13#塔。13#塔位于11#塔下方，与11#塔联结线缆不利于11#塔拆除爆破。联结线缆质量高达20 t左右，为减少13#塔方向线缆自重的不利影响，由于11#塔处于不稳定状态无法登塔作业，因此在13#铁塔处登塔顶采用聚能切割爆破处理所有与11#塔间联结线缆的U型环金具(见图6)。考虑到线缆落地后会与地面产生摩擦力或是钩挂缠绕地面结构，显然会对11#塔倾倒产生不利影响，因此设计线缆爆破时间略早于11#塔底部切口爆破0.5 s，以避免线缆落地后对11#塔爆破倾倒的不利影响。

图6 现场装药作业

本次抢险拆除爆破11#铁塔角钢安装32个聚能切割药包，13#铁塔U型环金具安装8个聚能切割药包，共计40个聚能切割药包，使用炸药80 kg，工业电子雷管80发。

5.3 安全监测

本次抢险拆除爆破11#铁塔位于山顶边缘，周边水平2 km内无需保护对象，本次抢险最主要有害效应是爆破振动，防止爆破振动和触地振动造成滑坡体滑坡引起地质灾害事故。因此，针对现场采用了一体化裂缝位移自动监测、一体化GNSS地表位移监测和视频监控等24小时综合监控手段(见图7)，在拆除爆破特定区域选定了9个边坡变形监测点布设位置，用于本拆除项目爆破边坡变形监测。本项目监测频率为每天监测1次，直到抢险拆除爆破结束监测共计12次。监测完成后，监测人员对各监测点累计变形及平均变形速率进行计算分析，结果如表3所示。

图7 综合监控手段

表3 监测点累计变形及平均变形速率

在整个监测周期中，边坡水平方向及垂直方向累计变形位移量均未超过《建筑边坡工程技术规程》(GB 50330-2013)[15]中规定的20 mm最大位移监测预警值，且平均变形量较小，故边坡总体趋于稳定。

5.4 爆破效果

2020年10月25日18∶30对高压线铁塔进行拆除爆破。起爆后，成功聚能切割11#塔角钢和13#塔U型环金具，整个高压线铁塔失稳倾斜，按预定方向倾覆并倒塌触地(见图8)，爆破产生的振动未造成滑坡体产生位移。

图8 爆破效果

6 结语

2020年10月25日18∶30准时起爆，随着高56.5 m、质量34.1 t的高压铁塔缓缓倒向预定区域，抢险爆破取得圆满成功。此次爆破为国内高压线铁塔抢险爆破的首个成功案例，且爆破过程中全部使用了工业电子雷管。同时，针对本项目采用的先进技术，为统筹推进知识产权强国建设，全面提升知识产权创造、运用、保护、管理和服务水平，充分发挥知识产权制度在社会主义现代化建设中的重要作用，按照《知识产权强国建设纲要(2021-2035年)》要求申请了相关专利，注重了知识产权专利技术保护。