湘祁二線船閘復雜環境定向拆除爆破技術實踐

周 燦,段元振,方桂富

(1.湖南省水運建設投資集團有限公司，長沙 410011；2.鄭州防空兵學院基礎部，鄭州 450007)

隨著湖南水運的不斷發展，湘江原有通航能力日益不能滿足社會需求，改擴建既有船閘成為提升通航能力的主要解決方案之一。緣于此，往往需要拆除一些原有水工建筑物或地表建筑物。

擴建的湘祁二線船閘是湘江永州至衡陽三級航道的重要組成部分和關鍵控制性工程之一，也是湘江高等級航道通往湖南腹地的一個瓶頸。湘祁二線船閘按1 000 t級船閘Ⅲ(3)級設計，設計單向通過能力為1.065×107t，平行布置于一線船閘左側，一、二線船閘軸線距離80 m。湘祁二線船閘在建設過程中，其下閘首位置有2棟生產生活用樓無法避讓需要拆除，考慮到項目工期對國民經濟建設的影響，項目周邊環境復雜以及一線船閘不得斷航等因素，采用了定向拆除爆破施工工藝。

1 項目概況

1.1 待拆樓房尺寸

擬拆除的2棟樓房為一線船閘運營單位辦公兼生活用途的多層建筑，鋼筋混凝土框架結構，并排布置。樓房高度22.8 m共8層，單體建筑面積1 960 m2，南北長25.5 m，東西寬11 m。1～2層為辦公室，3～7層為公寓，8層為頂層景觀，設有2個單元樓梯。框架柱截面尺寸為45 cm×45 cm，間距4.2 m×5.5 m；構造柱截面尺寸24 cm×24 cm，間距不等。

1.2 周邊環境

擬拆樓房地處湘江西岸，地勢西高東低，緊鄰湘江千噸級航道。該樓周邊環境比較復雜，東側距一線船閘下閘首配電房僅12 m，距下閘首控制房(含液壓啟閉設施及電氣控制系統)33.4 m，距一線船閘下閘首人字門42.3 m；北側距110 kV跨江高壓線20 m，距屋頂高差約10 m；西側距唯一過江的交通主干道約62 m，道路沿線為居民區且埋設有集中供水管線；南側距離泄水閘155 m，距離湘祁水電站發電廠房約500 m。爆破周邊環境如圖1所示。

圖1 周邊環境Fig.1 Surrounding environment

1.3 工程難點

船閘運營單位提出，下閘首啟閉機房內安裝有液壓啟閉及控制系統等精密設施，毗鄰建筑物具有重要的社會功能和防洪功能，失事危害極大。要求爆破振動允許值按嚴于規范值60%的標準即0.25～0.4 cm/s控制。鑒于上述情況，在運行船閘復雜環境實施定向拆除爆破的難點主要包括選擇合理的倒塌方向防止傾砸船閘設施，控制爆破振動及觸地振動防止精密儀器損毀；另外應注意雜散電流對爆破網路的影響[1]，并根據建筑物高度、一次爆破總藥量、爆破環境復雜程度和爆破物特征，開展安全評估。

2 定向爆破方案設計

2.1 關鍵技術選擇

1)倒塌方式。根據結構失穩原理，用炸藥破壞建筑物局部或全部承重結構，使其倒塌或解體。建筑物爆破后塌倒可分為定向傾倒、原地塌落、折疊坍塌等形式[2]。該樓作業場地受限，東側緊鄰湘江和一線船閘下閘首啟閉機控制房及相關控制系統和通航設施，是重點保護對象；南、北向為建筑的長軸方向，不宜作為傾倒方向；西北側場地開闊，具備定向傾倒的條件。因此，采用爆破方式在樓體西北側承重部分形成三角形切口，根據重心偏移失穩原理結合框架柱強度、剛度、承載能力極限等結構特征[3]，按經驗公式計算切口高度，基于細長桿失穩理論，分析非切口部位支撐柱失穩的臨界狀態，使單體建筑整體向西側(即岸側)定向倒塌。

2)解體方式。解體大致可分為空中解體和觸地二次解體等形式。空中解體是利用爆破延時雷管的“時間差”破壞受力構件支撐、利用爆破切口“高度差”和上部建筑自重形成沖擊力破壞下部結構，使建筑破碎程度大，優點是便于清渣清運，但各樓層均需要設置爆破孔。觸地二次解體則僅需放倒建筑即可。綜合建筑高度、受保護對象安全等因素，不考慮空中解體，而采用整體傾倒、二次機械破碎的解體方案，達到降低拆除爆破的復雜程度，增大安全可靠度的目的。

3)預拆除。該建筑除了框架承重柱外，還有許多構造柱和2個單元樓梯。為減少爆破工程量和總裝藥量，降低爆破風險和復雜程度，順利實現樓體坍塌，預先拆除爆破切口范圍內的構造柱，同時采取“化墻為柱”的方式拆除部分山墻、隔墻和樓梯，減少約束和牽制力。在倒塌相反方向的墻體和框架柱不做處理，避免支撐不足而后坐。

4)振動控制。周家漢[4]研究表明，建筑物塌落振動往往比爆破振動大。振動來源于爆炸和建筑觸地動能兩方面[5]，爆破振動通過小藥量、分段延時等技術來控制；塌落振動通過隔斷波速傳遞途徑、觸地緩沖等措施來控制。

2.2 爆破切口高度

定向爆破的基本原理是通過爆破形成切口，利用“時間差”促使建筑物朝預定方向失穩倒塌。在這個過程中，既要防止鉸連剛度過大造成后坐，偏離了預定的傾倒方向，也要確保傾倒力矩大于支撐力矩。因此，爆破切口是定向爆破的關鍵，切口高度與單體建筑的寬度、傾倒支點到樓房頂部高度有關。張超等[6]采用數值模擬分析方法得出大高寬比框剪結構爆破宜采用三角形切口的結論，本工程采用三角形切口以滿足更快的前傾速度和更好的倒塌效果。首先采用經驗公式初步確定切口高度，然后根據實踐經驗進一步復核。切口經驗公式計算為

(1)

式中：b為樓房寬度；a為傾倒支點到樓房頂部高度。

周鳳儀等[7]研究，設計抗震烈度6度以上框架結構樓房的倒塌角不宜小于29°。經計算，8層樓房爆破兩層基本滿足定向傾倒的要求，考慮到傾倒方向高邊坡的支撐作用，切口高度不足將導致樓體不能完全倒塌觸地，取爆破切口兩層半，即爆破第1、2、3層的半層，高度7.5 m，倒塌角34°。爆破切口如圖2所示。

圖2 爆破切口Fig.2 Blasting cutting

2.3 失穩計算

第4排框架柱作為傾倒支撐鉸沒有作鉆孔爆破處理，需要分析切口形成后第4排共計8根框架柱的承重受力情況。根據擬拆建筑的設計圖示尺寸計算出總體荷載為3.7×104kN。其中，磚墻按20 kN/m3、鋼筋砼梁板柱按25 kN/m3計算自重。支撐柱臨界壓力采用歐拉公式計算：

(2)

式中：E為砼彈性模量，按C30取值，忽略鋼筋彈性模量；按兩端固定取長度因數0.5。經計算，8根承重柱的臨界壓力為3 158 kN，遠小于樓體荷載。切口形成后滿足傾覆要求。

2.4 塌落振速預測

爆破設計的樓棟解體方式為整體傾倒，弊端就是塌落觸地時振動較大。因此，有必要預測塌落振速。采用無量綱相似參數分析方法[4]進行計算，參數取值較為關鍵，要考慮建筑結構形式、解體方式、地形地貌、巖土性質等因素。

(3)

式中：Kt為衰減系數，取煙囪爆破Kt值的1/3；β為衰減系數，取值-1.8；σ為地面介質破壞強度，取值10 MPa;M為樓體質量，按單體總重量計入；g為重力加速度；H為樓房重心高度；R為監測點到塌落中心的距離。

顯然，計算結果不滿足船閘運營單位提出的塌落振動允許值0.25～0.4 cm/s的要求，需要采取地面減振措施。根據文獻[4,8]，采取減振措施后，衰減系數Kt能降至30%，即υt降至0.36 cm/s左右。為此，在倒塌方向的觸地范圍挖除地面砼路面刨松地面土壤并虛鋪2 m松散土壤形成松軟墊層，倒塌的反方向開挖2道深度3 m的減振溝。

圖3 塌落振速預測與監測值Fig.3 Prediction and monitoring value of collapse vibration velocity

表1 塌落振速預測與監測結果

2.5 爆破參數

爆破參數設計主要包括最小抵抗線、炮孔間排距、炮孔直徑和深度、一次起爆藥量和總藥量等內容。最小抵抗線是指藥包中心或重心到最近自由面的最短距離，合理的最小抵抗線能有效控制爆破部位的破碎均勻程度和塊度尺寸；炮孔間排距與最小抵抗線密切相關，直接影響爆破破碎的效果，進而影響承重柱失穩性能；炮孔深度與爆破效能有關，填塞不夠或是深度不夠以及與抵抗線重合等問題，均有可能產生“沖天炮”，無法破壞柱體。爆破參數設計如表2所示。

表2 爆破參數設計

表3 爆破振動質點振速允許值及最大單響藥量允許值

2.6 爆破網路設計

起爆網路的延時選擇既是分隔總藥量降低單響的措施，合理的網路設計也能確保傳爆不受破壞。按“西側傾倒”的要求，利用毫秒延時依次自西向東爆破承重柱體，分為4個爆區，框架柱排間MS1段瞬時傳爆，樓棟間MS10段延時380 ms，孔內非電導爆管雷管。即第1棟第1排為1#爆區MS1段瞬時起爆、第2排為2#爆區MS3段延時50 ms起爆；第2棟第1排為3#爆區MS1段延時380+0 ms(含棟間10段)起爆、第2排為4#爆區MS3段延時380+50 ms(含棟間10段)起爆。所有爆區簇連成復式網路[10]，用擊發針擊發起爆。爆破網路如圖4所示。

圖4 起爆網路Fig.4 Initiating circuit

2.7 爆破有害效應控制

1)爆破飛石控制。除了爆炸產生的“爆飛”外，還有支撐柱在彎矩力作用下鉸接處產生的“崩飛”，為安全起見，除了理論計算安全裝藥量外，還需要采取近體的覆蓋防護和保護對象的攔擋防護等多重立體預防體系。在爆破柱體上包裹鋼絲網(見圖5)，保留東側墻體作為防護屏障并在鉸接部位覆蓋防護網，保護對象保護面采用竹架板隔離保護。

2)噪聲控制。按聲環境功能區劃定的有關規定，內河航道兩側區域為4A類聲環境功能區，晝間不超過70 dB[11]，可實施多段毫秒延時爆破和總藥量限制，降低噪聲危害。

3)沖擊波控制。空氣沖擊波的危害可忽略不計，因為在拆除爆破工程中，多為淺孔小藥量分散裝藥延時起爆，且設在單個藥包柱(墻)體內部，無法形成強勁的氣流沖擊。

4)粉塵控制。爆破粉塵主要來源于3個方面，一是預拆除過程中產生的灰塵和樓內的積灰在爆破過程中隨沖擊波揚起；二是混凝土和墻體爆炸產生的煙塵；三是爆破后樓體塌落激起的地面沙塵和爆塵，采用掛水袋主動預防、爆后灑水除塵等多項措施降低空中懸浮顆粒。

3 爆破試驗及爆破效果分析

3.1 爆破試驗

為驗證爆破設計的可靠性和安全性，選擇一根框架柱嚴格按爆破參數進行試驗。爆破完成后，試驗范圍內砼全部破碎脫落，箍筋散開(見圖6)，主筋略微彎曲外鼓，喪失了承載能力，達到了承重構件破壞失穩的目的。

圖6 爆破試驗效果Fig.6 Blasting test effect

3.2 爆破效果分析

經爆后檢查，樓體按預定方向整體倒塌，達到了預期目的。受保護對象沒有損傷和破壞，液壓啟閉設施和人字門均能正常運轉；沒有飛石造成的砸損痕跡，沖擊波沒有造成門窗及玻璃破碎；距離最近的配電房正常供電。

由啟閉機房質點振動波速變化(見圖7)可知，在-0.03～0.5 s可辨2個峰值，尤其是x向通道和z向通道監測波形明顯，時差約500 ms，與起爆網路設計吻合，為2棟樓體爆破產生的振動；之后振幅減小，1.35～1.75 s期間振幅再度增大，可見2個明顯峰值，為兩棟樓體觸地時產生的振動。一線船閘等重要鄰近水工建筑物和下閘首啟閉設施的最大峰值振動速度為0.14 cm/s，小于最小允許值0.6 cm/s，實測塌落振速小于預測值。距離爆破點180 m的上閘首監測點沒有觸發。居民區噪聲68 dB，小于內河航運4A類允許值70 dB，飛石最大距離30 m，小于計算值72 m。

注：A為第1棟爆破振動；B為第2棟爆破振動；C為第1棟觸地振動；D為第2棟觸地振動。圖7 啟閉機房質點振動波速Fig.7 Particle vibration wave velocity of hoist room

4 結論

1)通過選擇合理的倒塌方向防止傾砸船閘設施，控制爆破振動及觸地振動防止精密儀器損毀。同時，充分調研邊界條件，做好理論分析和參數計算，輔以同條件爆破試驗和振動監測，通過爆破試驗確定最優的孔網參數和裝藥量，確保定向拆除爆破參數的技術可行性。

2)對于大高寬比結構爆破宜采用三角形切口。在設計爆破切口時，應考慮單體建筑的寬度、傾倒支點到樓房頂部高度等結構特征。本工程采用經驗公式計算切口高度后，再取不小于29°的倒塌角進行切口高度復核修正，結果表明，三角形切口有良好的倒塌效果。

3)為了有效控制塌落振動，有必要采取減振措施。以下閘首啟閉機房為例，地面采取減振溝、虛鋪松散土墊后，實際振速為預測值的12%，減振效果明顯。表明衰減系數取煙囪爆破Kt值的1/3，衰減指數β取-1.8是合理的。

4)爆破網路及參數設計等方面，“化墻為柱”和“保留傾倒反方向墻柱”的預處理很有必要，既簡化爆破網路，消除墻體支撐，又能防止后坐；采用分區分片延時有利于降低振動，孔內延時能有效保護導爆管不被砸斷。