孙金山，蒙云琪，倪明亮，吴剑锋，操 鹏，李小贝，张兆龙

(1.江汉大学爆破工程湖北省重点实验室，武汉 430023；2.中铁四院集团岩土工程有限责任公司，武汉 430074)

在城市拆除爆破工程中，建筑倒塌所产生的冲击压力可造成地下管道、隧道等地下结构的变形和破坏[1]。因此，工程师在保证爆破成功的同时，还要控制结构倒塌产生的冲击压力和振动，保护邻近地下结构的安全。

科学预测拆除爆破工程产生的倒塌触地冲击荷载是设计防护方案的重要手段。近年来，国内工程技术人员和学者对该问题开展了相关研究[1-8]，其中孙金山等[1]、谭雪刚等[6]和罗艾民等[7]研究了触地冲击荷载的理论估算方法，这些成果在一定程度上可满足实际工程的需要，但对于较为复杂的爆破方案及地层条件仍难以准确预测。在塌落冲击和振动的防护方面，目前典型的方案主要有2种技术途径，一种是降低塌落体的集中质量，另一种是降低塌落体的速度，延长碰撞作用时间。在工程中应用最为普遍的是铺设缓冲垫层方案，但目前对于缓冲垫层的材料、形状、高度、面积等参数仍主要依赖工程经验，相关研究较少。

因此，针对铁四院前大楼拆除爆破工程中紧邻地下室的保护问题，采用数值模拟方法对缓冲垫层的减振效果进行了分析，优化了沙堤的断面形状，为工程安全提供了依据，并可为相关工程提供参考。

1 工程概况

铁四院前大楼始建于20世纪50年代，原为4层砖混结构，20世纪80年代末增加两侧翼楼，1993年又加高为10层，形成了“楼包楼”的特殊结构。该楼长140 m，宽54 m，高39 m(不含顶层电梯房)。4个电梯在楼房中间，顶层电梯房高出屋顶6 m(含水箱)。

大楼两侧距铁四院生产科研楼12 m，距总部设计大楼最近40 m，距新建地下室22 m，距离和平大道地下车库入口仅10 m，平面布置如图1所示。

图1 铁四院前大楼平面布置Fig.1 Layout of Tie-Si-Yuan front building

2 爆破方案

受建筑结构和倒塌场地的限制，铁四院前大楼仅可向总部设计大楼方向倒塌。为减小塌落范围，降低大楼倒塌时塌落冲击对其前方地下停车场的冲击，采用了单向折叠爆破方案。在高度方向上，分别在1～4层、5～7层各布置一个爆破切口，爆破切口方向均朝向设计大楼，上切口先起爆，下切延迟890 ms 起爆(见图2)。

图2 爆破切口Fig.2 Blasting cut

在长度方向上，将楼房划分A、B、C、D、E五个大区(见图3)，每区又沿宽度方向自前向后划分为4排，A、B、C区先同时起爆，D、E区200 ms后同时起爆，各大区自前向后逐排起爆。上切口第1～4排孔内雷管分别为MS9段、MS11段、MS13和MS15段。下切口第1～4排的孔内雷管分别为MS17段、MS18段、MS19段、MS19段。D、E区与A、B、C区间采用MS7段雷管孔外接力传爆。

图3 爆破分区Fig.3 Blast zone

3 缓冲减振方案

通过理论公式[1]估算，楼房爆破时塌落冲击荷载和振动对地下车库的影响显著。因此，应控制振动和冲击，保证地下车库的安全。根据楼房特征和现场条件，楼房第一层及切口范围的填充墙及外墙全部拆除，其他填充墙体尽量拆除，并将建筑废渣运至地面，减轻楼体自重。爆破前对楼板进行切缝，对5层以上预应力大梁、横梁进行爆破，减小楼房的整体刚度。

同时，采取缓冲减振垫层，吸收和阻隔触地冲击能量。缓冲垫层采用湿沙，堆成条形沙堤，表面覆盖塑料遮阳网。为达到最佳的减振效果，同时考虑经济性，分别设计了如下4种缓冲隔振方案进行比选(见图4)。

图4 减振设计方案Fig.4 Vibration reduction plan

1)方案1：地面整体平铺厚度为0.5 m的沙层，上部填筑高1.5 m，宽3.0 m，净距1.2 m的沙堤(见图4a)。

2)方案2：地面整体平铺厚度为1 m的沙层，其他参数与方案1相同，沙堤高2.5 m(见图4b)。

3)方案3：地面直接填筑沙堤，沙堤底宽4 m，顶宽1 m，高3 m，沙堤连续布置(见图4c)。

4)方案4：在方案3的基础上开挖深1.5 m，宽1 m的减振沟(见图4d)。

4 缓冲减振效果数值模拟

在爆破前为对缓冲减振方案进行比选，采用数值模拟方法对不同减振方案下地下车库的振动响应进行了分析。

4.1 数值模型

采用ANSYS/LS-DYNA软件构建有限元模型，模型中爆破建筑和邻近地下室的尺寸与实际一致，根据不同部位的起爆时间对爆破高度范围内的梁柱单元直接进行删除。模型中钢筋混凝土采用钢筋和混凝土分离式模型进行建模，混凝土采用实体单元脆性损伤材料模拟，钢筋采用梁单元塑性强化材料模拟。地基土体采用实体单元DP材料模型。沙堤采用土与泡沫材料光滑粒子流体动力学方法(Smoothed Particle Hydrodynamics，简称SPH)进行模拟。地下结构与土体之间设置面-面接触。主要材料参数如表1所示，数值模型如图5所示。

表1 数值模型材料参数

图5 沙堤SPH模型Fig.5 SPH model of sand ridge

4.2 数值模拟结果

塌落冲击将在结构中引起附加压应力和拉应力，其中附加拉应力对结构影响较显著，因此提取地下车库的墙体、地下二层梁及地下一层立柱中部的附加拉应力进行对比。结构倒塌过程模拟如图6所示，不同方案下地下结构最近处监测点附加拉应力峰值如表2所示。由表2可知，当沙堤高度为2.0、2.5、3.0 m时，墙体最大附加拉应力比无沙堤时分别降低了21%、35%和65%；梁的轴向附加拉应力分别降低了45%、54%和66%；立柱中部轴向附加拉应力分别降低了41%、55%和57%。而同时设置沙堤和减振沟的方案4与仅设置沙堤的方案3相比，附加拉应力并未显著降低。

图6 楼房爆破过程数值模拟Fig.6 Simulation of demolition blasting of the building

表2 不同方案地下室最近测点附加拉应力峰值

数值模拟结果表明，布置沙堤后地下车库墙、梁、柱测点处所受到的动力扰动显著降低；且随着沙堤高度的增加，其缓冲减振效果更强。其中，3.0 m高沙堤方案附加动拉应力峰值在1.1 MPa左右，低于混凝土的抗拉强度，可满足地下室结构的保护需要。

5 减振效果及分析

在该爆破工程实际实施时，综合考虑各缓冲减振方案的施工难度、减振效果及经济性，最终确定了3.0 m高沙堤的减振方案，实际填筑的沙堤如图7所示。

图7 实际沙堤形态Fig.7 Actual sand ridge

为监测爆破时地下室的安全性，在地下一层靠近振源一侧的墙壁、梁及柱表面各布置两个方向的应变监测点，共计10个测点(见图8)。传感器采用50 mm长120 Ω混凝土应变片，应变采集仪的采样频率为1 000 Hz。

图8 应变片位布置Fig.8 Layout of strain gauge

监测结果表明(见图9～图11)，各测点的应变时程曲线仅有一个峰值，动荷载作用时间为2 s左右。

图9 柱中部竖直方向应变时程Fig.9 Vertical strain-time history of the middle part of a column

图10 梁轴向应变时程Fig.10 The axial strain time history of a beam

图11 墙竖直方向应变时程Fig.11 Strain time history in the vertical of a wall

由图9可知，立柱竖向测点应变幅值为正值(拉应变为正值，压应变为负值)，均值约为66ε；横向测点应变幅值为负值，均值约为-13ε，与混凝土泊松比约为0.2的情况吻合，表明监测数据较为准确。C30混凝土弹性模量为30 GPa，由66ε计算得到立柱上附加拉应力峰值为1.98 MPa。但立柱同时还受到初始压应力作用，因此实际拉应力远小于计算值。由图10可知，梁端产生的附加轴向动应变峰值不到5ε，受爆破振动影响较小。由图11可知，墙体竖向附加拉应变峰值为47ε。现场观测情况表明，立柱、梁和墙体均未产生裂缝，但柱上产生了不可恢复的应变，表明立柱测点处产生了轻微的不可恢复变形。

6 结语

针对铁四院前大楼拆除爆破工程倒塌范围紧邻地下室的情况，为控制其倒塌时产生的冲击荷载和振动，保护结构安全，采用数值模拟方法对多个沙堤设计方案进行了分析，确定了最终设计方案，实际爆破结果表明，地下室立柱中部实测拉应变均值约为66ε，低于混凝土的极限开裂应变，墙体和梁的附加拉应变也均较小，均未发现新的宏观裂缝产生。因此，该工程采用了紧凑排列梯形断面的沙堤对塌落冲击和振动进行控制后，未对紧邻的地下车库造成损伤。