緊鄰地下結構拆除爆破工程的緩沖減振措施

孫金山，蒙云琪，倪明亮，吳劍鋒，操 鵬，李小貝，張兆龍

(1.江漢大學爆破工程湖北省重點實驗室，武漢 430023；2.中鐵四院集團巖土工程有限責任公司，武漢 430074)

在城市拆除爆破工程中，建筑倒塌所產生的沖擊壓力可造成地下管道、隧道等地下結構的變形和破壞[1]。因此，工程師在保證爆破成功的同時，還要控制結構倒塌產生的沖擊壓力和振動，保護鄰近地下結構的安全。

科學預測拆除爆破工程產生的倒塌觸地沖擊荷載是設計防護方案的重要手段。近年來，國內工程技術人員和學者對該問題開展了相關研究[1-8]，其中孫金山等[1]、譚雪剛等[6]和羅艾民等[7]研究了觸地沖擊荷載的理論估算方法，這些成果在一定程度上可滿足實際工程的需要，但對于較為復雜的爆破方案及地層條件仍難以準確預測。在塌落沖擊和振動的防護方面，目前典型的方案主要有2種技術途徑，一種是降低塌落體的集中質量，另一種是降低塌落體的速度，延長碰撞作用時間。在工程中應用最為普遍的是鋪設緩沖墊層方案，但目前對于緩沖墊層的材料、形狀、高度、面積等參數(shù)仍主要依賴工程經驗，相關研究較少。

因此，針對鐵四院前大樓拆除爆破工程中緊鄰地下室的保護問題，采用數(shù)值模擬方法對緩沖墊層的減振效果進行了分析，優(yōu)化了沙堤的斷面形狀，為工程安全提供了依據(jù)，并可為相關工程提供參考。

1 工程概況

鐵四院前大樓始建于20世紀50年代，原為4層磚混結構，20世紀80年代末增加兩側翼樓，1993年又加高為10層，形成了“樓包樓”的特殊結構。該樓長140 m，寬54 m，高39 m(不含頂層電梯房)。4個電梯在樓房中間，頂層電梯房高出屋頂6 m(含水箱)。

大樓兩側距鐵四院生產科研樓12 m，距總部設計大樓最近40 m，距新建地下室22 m，距離和平大道地下車庫入口僅10 m，平面布置如圖1所示。

圖1 鐵四院前大樓平面布置Fig.1 Layout of Tie-Si-Yuan front building

2 爆破方案

受建筑結構和倒塌場地的限制，鐵四院前大樓僅可向總部設計大樓方向倒塌。為減小塌落范圍，降低大樓倒塌時塌落沖擊對其前方地下停車場的沖擊，采用了單向折疊爆破方案。在高度方向上，分別在1～4層、5～7層各布置一個爆破切口，爆破切口方向均朝向設計大樓，上切口先起爆，下切延遲890 ms 起爆(見圖2)。

圖2 爆破切口Fig.2 Blasting cut

在長度方向上，將樓房劃分A、B、C、D、E五個大區(qū)(見圖3)，每區(qū)又沿寬度方向自前向后劃分為4排，A、B、C區(qū)先同時起爆，D、E區(qū)200 ms后同時起爆，各大區(qū)自前向后逐排起爆。上切口第1～4排孔內雷管分別為MS9段、MS11段、MS13和MS15段。下切口第1～4排的孔內雷管分別為MS17段、MS18段、MS19段、MS19段。D、E區(qū)與A、B、C區(qū)間采用MS7段雷管孔外接力傳爆。

圖3 爆破分區(qū)Fig.3 Blast zone

3 緩沖減振方案

通過理論公式[1]估算，樓房爆破時塌落沖擊荷載和振動對地下車庫的影響顯著。因此，應控制振動和沖擊，保證地下車庫的安全。根據(jù)樓房特征和現(xiàn)場條件，樓房第一層及切口范圍的填充墻及外墻全部拆除，其他填充墻體盡量拆除，并將建筑廢渣運至地面，減輕樓體自重。爆破前對樓板進行切縫，對5層以上預應力大梁、橫梁進行爆破，減小樓房的整體剛度。

同時，采取緩沖減振墊層，吸收和阻隔觸地沖擊能量。緩沖墊層采用濕沙，堆成條形沙堤，表面覆蓋塑料遮陽網。為達到最佳的減振效果，同時考慮經濟性，分別設計了如下4種緩沖隔振方案進行比選(見圖4)。

圖4 減振設計方案Fig.4 Vibration reduction plan

1)方案1：地面整體平鋪厚度為0.5 m的沙層，上部填筑高1.5 m，寬3.0 m，凈距1.2 m的沙堤(見圖4a)。

2)方案2：地面整體平鋪厚度為1 m的沙層，其他參數(shù)與方案1相同，沙堤高2.5 m(見圖4b)。

3)方案3：地面直接填筑沙堤，沙堤底寬4 m，頂寬1 m，高3 m，沙堤連續(xù)布置(見圖4c)。

4)方案4：在方案3的基礎上開挖深1.5 m，寬1 m的減振溝(見圖4d)。

4 緩沖減振效果數(shù)值模擬

在爆破前為對緩沖減振方案進行比選，采用數(shù)值模擬方法對不同減振方案下地下車庫的振動響應進行了分析。

4.1 數(shù)值模型

采用ANSYS/LS-DYNA軟件構建有限元模型，模型中爆破建筑和鄰近地下室的尺寸與實際一致，根據(jù)不同部位的起爆時間對爆破高度范圍內的梁柱單元直接進行刪除。模型中鋼筋混凝土采用鋼筋和混凝土分離式模型進行建模，混凝土采用實體單元脆性損傷材料模擬，鋼筋采用梁單元塑性強化材料模擬。地基土體采用實體單元DP材料模型。沙堤采用土與泡沫材料光滑粒子流體動力學方法(Smoothed Particle Hydrodynamics，簡稱SPH)進行模擬。地下結構與土體之間設置面-面接觸。主要材料參數(shù)如表1所示，數(shù)值模型如圖5所示。

表1 數(shù)值模型材料參數(shù)

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

4.2 數(shù)值模擬結果

塌落沖擊將在結構中引起附加壓應力和拉應力，其中附加拉應力對結構影響較顯著，因此提取地下車庫的墻體、地下二層梁及地下一層立柱中部的附加拉應力進行對比。結構倒塌過程模擬如圖6所示，不同方案下地下結構最近處監(jiān)測點附加拉應力峰值如表2所示。由表2可知，當沙堤高度為2.0、2.5、3.0 m時，墻體最大附加拉應力比無沙堤時分別降低了21%、35%和65%；梁的軸向附加拉應力分別降低了45%、54%和66%；立柱中部軸向附加拉應力分別降低了41%、55%和57%。而同時設置沙堤和減振溝的方案4與僅設置沙堤的方案3相比，附加拉應力并未顯著降低。

圖6 樓房爆破過程數(shù)值模擬Fig.6 Simulation of demolition blasting of the building

表2 不同方案地下室最近測點附加拉應力峰值

數(shù)值模擬結果表明，布置沙堤后地下車庫墻、梁、柱測點處所受到的動力擾動顯著降低；且隨著沙堤高度的增加，其緩沖減振效果更強。其中，3.0 m高沙堤方案附加動拉應力峰值在1.1 MPa左右，低于混凝土的抗拉強度，可滿足地下室結構的保護需要。

5 減振效果及分析

在該爆破工程實際實施時，綜合考慮各緩沖減振方案的施工難度、減振效果及經濟性，最終確定了3.0 m高沙堤的減振方案，實際填筑的沙堤如圖7所示。

圖7 實際沙堤形態(tài)Fig.7 Actual sand ridge

為監(jiān)測爆破時地下室的安全性，在地下一層靠近振源一側的墻壁、梁及柱表面各布置兩個方向的應變監(jiān)測點，共計10個測點(見圖8)。傳感器采用50 mm長120 Ω混凝土應變片，應變采集儀的采樣頻率為1 000 Hz。

圖8 應變片位布置Fig.8 Layout of strain gauge

監(jiān)測結果表明(見圖9～圖11)，各測點的應變時程曲線僅有一個峰值，動荷載作用時間為2 s左右。

圖9 柱中部豎直方向應變時程Fig.9 Vertical strain-time history of the middle part of a column

圖10 梁軸向應變時程Fig.10 The axial strain time history of a beam

圖11 墻豎直方向應變時程Fig.11 Strain time history in the vertical of a wall

由圖9可知，立柱豎向測點應變幅值為正值(拉應變?yōu)檎担瑝簯優(yōu)樨撝?，均值約為66ε；橫向測點應變幅值為負值，均值約為-13ε，與混凝土泊松比約為0.2的情況吻合，表明監(jiān)測數(shù)據(jù)較為準確。C30混凝土彈性模量為30 GPa，由66ε計算得到立柱上附加拉應力峰值為1.98 MPa。但立柱同時還受到初始壓應力作用，因此實際拉應力遠小于計算值。由圖10可知，梁端產生的附加軸向動應變峰值不到5ε，受爆破振動影響較小。由圖11可知，墻體豎向附加拉應變峰值為47ε?，F(xiàn)場觀測情況表明，立柱、梁和墻體均未產生裂縫，但柱上產生了不可恢復的應變，表明立柱測點處產生了輕微的不可恢復變形。

6 結語

針對鐵四院前大樓拆除爆破工程倒塌范圍緊鄰地下室的情況，為控制其倒塌時產生的沖擊荷載和振動，保護結構安全，采用數(shù)值模擬方法對多個沙堤設計方案進行了分析，確定了最終設計方案，實際爆破結果表明，地下室立柱中部實測拉應變均值約為66ε，低于混凝土的極限開裂應變，墻體和梁的附加拉應變也均較小，均未發(fā)現(xiàn)新的宏觀裂縫產生。因此，該工程采用了緊湊排列梯形斷面的沙堤對塌落沖擊和振動進行控制后，未對緊鄰的地下車庫造成損傷。