復雜環(huán)境下地下車庫拆除爆破優(yōu)化

江云星，黃 剛，劉福高，裴 勇，齊 鵬，裴 杰

(1.荊州石磊爆破工程有限公司，湖北 荊州 434200；2.武漢理工大學資源與環(huán)境工程學院，武漢 430070；3.浙江京安爆破工程有限公司，杭州 310000)

21世紀以來，我國城市發(fā)展的腳步不斷地加快，在城市的改建和擴建中，拆除爆破以其快捷、方便等優(yōu)點，在現(xiàn)代工業(yè)中發(fā)揮著重要的作用[1]。目前，許多學者在對地表以上高大建(構)筑物從失穩(wěn)倒塌過程、爆堆范圍控制和周圍設施安全防護等方面都做了大量的研究，并且取得了很大的研究成果[2]。但是在對地下建(構)筑物的研究上還較為落后。Koji Uenishi等[3]開發(fā)了一個全三維有限差分程序，用于模擬固體中的波和裂縫傳播，并研究了鋼筋混凝土結構拆除爆破的物理過程，通過與現(xiàn)場鋼筋混凝土梁試件爆破試驗結果的對比，驗證了該程序的有效性，并以某公路橋梁橋墩拆除爆破為例，驗證了該程序的實用性。Michaloudis G等[4]對利用LS-DYNA對哈根市某高層建筑的拆除過程進行了復雜模擬，并通過實際拆除驗證了模擬結果。計算表明，使用簡單的拉伸斷裂準則可以精確地再現(xiàn)觀察到的斷裂模式。余紅兵等[5]為控制地下室拆除爆破過程中爆破沖擊波和爆破振動對鄰近保護建筑的危害，以某兩層地下車庫部分區(qū)域拆除爆破為工程實例，探討了其爆破方案設計問題，研究發(fā)現(xiàn)合理的爆破方案與機械預處理可有效控制危害，保護臨近建筑。季杉等[6]針對某城市大型高架橋梁的爆破工程，利用LS-DYNA程序，計算分析了高架橋的爆破坍塌全過程，并與最終的實測數(shù)據(jù)進行了對比分析。驗證了該模擬方法的有效性，為今后類似工程的計算分析提供重要參考依據(jù)。國內外研究學者們針對地表高大建(構)筑物的拆除爆破模型試驗、數(shù)值模擬技術、現(xiàn)場觀測以及理論分析做了大量的研究，并取得了較多的適用性成果。但是針對地下建(構)筑物的拆除爆破研究還較為滯后，遠遠沒有達到生產需求，特別是在社會發(fā)展迅速的今天，更加凸顯了這種矛盾。筆者在前人拆除爆破研究成果的基礎上，利用有限元軟件ANSYS/LS-DYNA對框架式地下車庫拆除爆破進行模擬研究，模擬采用各種不同爆破方案時建筑物坍塌的過程，結合實際工程實例將數(shù)值模擬結果與實際工程爆破結果進行對比分析，驗證數(shù)值模擬的可行性，為類似工程提供指導。

1 工程概況

1.1 周邊環(huán)境

工程位于貴州省遵義市新蒲新區(qū)，地下車庫及配套建筑物處于遵義市新政府大樓東側，爆區(qū)西側距離新政府大樓240 m；東側距離播州大道250 m，且爆區(qū)與人民公園湖泊相距較近，緊鄰湖泊上的廊橋；東南側距離遵義市城市規(guī)劃展覽館180 m；南側緊鄰保護車二通道；北側距離奧體路300 m。待拆除爆破區(qū)域長130 m，寬105 m，地表平面面積約為12 904 m2，總拆除面積24 286 m2。待拆地下建筑物為地下雙層車庫，地下車庫分拆除爆破區(qū)(A區(qū))和保留區(qū)(B區(qū))。A區(qū)為兩層地下框架結構，南北長110 m，東西寬105 m，第1層板頂距離地面4.9 m，第2層板頂距離地面8.8 m(地面表土層1 m)，A區(qū)與B區(qū)之間有構造縫。爆區(qū)周圍環(huán)境如圖1所示，爆區(qū)平面如圖2所示。

圖1 爆區(qū)四周環(huán)境

圖2 爆區(qū)平面

1.2 工程特點及難點

1)地下車庫分為A、B兩個相鄰區(qū)域，需要在盡量不影響B(tài)區(qū)域的前提下成功拆除A區(qū)域。對爆破技術要求較高。

2)地下建筑是一面開口，其他面全部封閉的建筑結構，不同于地上建筑物四面環(huán)空的環(huán)境，在爆破時從地下室垂直面沖出的爆炸氣體和沖擊波較為集中，因此危害較大。有效控制氣壓傾瀉的大小和方向是控制拆除爆破危害的難點。

3)該建筑層數(shù)少，自重輕，靠自然荷載順利坍塌難度大，并且靠坍塌時構件相互碰撞解體不充分。

4)爆堆最高不能超過1.8 m，同時降低大塊對地面的觸地沖量，降低觸地振動效應?？刂票迅叨群捅频膲K度也是重點。

5)需要有效控制爆破氣壓危害，不會因A區(qū)地下車庫爆破下塌時氣壓向B區(qū)傾瀉問題而影響保護B區(qū)車庫的穩(wěn)定性，危及西側保護區(qū)域B區(qū)車庫和地面建筑的安全。

6)該拆除爆破工程量大，要鉆孔數(shù)目多，保護地下區(qū)域距離待拆除區(qū)域近，防護工作量大。

7)拆除體要充分解體，以利于爆破區(qū)域的整體下塌和爆碴清運。

8)最近廊橋緊鄰爆破區(qū)域邊墻，拆除時不能對其造成危害，爆破產生的振動、飛石、沖擊波不得危及周圍建(構)筑物安全。

2 拆除爆破方案

2.1 預處理

B區(qū)邊界連接處與A區(qū)、南側行車通道1連接處，距離A區(qū)邊柱50 cm處全部采用機械破碎進行切割斷開(包括鋼筋)，南側行車斜坡道入口1要保留，行車斜坡道入口采用機械破碎(見圖3)。

圖3 機械切縫處理

北側廊橋與A區(qū)邊界連接處，切開所有聯(lián)接廊橋與車庫頂面的水管線纜，車庫距離A區(qū)邊柱外50 cm采用機械挖溝并破碎頂板斷開連接，使A區(qū)拆除時不會對廊橋造成破壞；A區(qū)負一層、二層磚砌非承重墻結構全部采用機械破碎處理，包括所有立柱之間的磚砌隔墻，樓梯間和風井位置處隔墻；采用機械開挖的區(qū)域主要是A區(qū)南北兩側邊墻外的泥質土層，土層深4 m，底部寬3 m，并且采用機械破碎邊墻不是立柱的部分；隔墻和地下室周圍的土壤對于爆炸的傾瀉都有阻擋作用，在做預處理時都要將其清除掉。同時除去地下室南北兩側的泥土以形成減振溝，可極大地減弱爆破振動。

在車庫A區(qū)的4個立柱范圍內，位于地表和負一層樓板上每400 m2開鑿1個面積為3 m×3 m的泄壓窗，上下兩層樓板一一對應(見圖4)。

圖4 地表和負一層A區(qū)地下車庫泄壓窗位置和大小

2.2 爆破方案對比

由于工程自身的特殊性決定采用拆除爆破和機械拆除相結合的方式施工。先對爆區(qū)做預處理工作，然后采用爆破方法破碎地下車庫的部分承重立柱與聯(lián)系梁，使上部預應力結構塌落在地面上，最后用破碎機械對塌落的結構進行二次破碎。由于地下車庫周圍的約束較多可供選擇的爆破方案較少，擬采用的爆破方案有單向傾倒、原地坍塌齊發(fā)以及原地向內坍塌。

1)單向傾倒爆破方案。由于實際工程情況較為特殊，待拆的地下車庫A區(qū)有且只有東側為自由臨空面，其西側與地下車庫B區(qū)相鄰，而B區(qū)車庫為保護區(qū)域，其南北兩側皆有土體約束。因此若采用單向傾倒坍塌方案則起爆方向只能從車庫A區(qū)的東側向西側起爆，而采用此方案時，由于地下車庫結構的特殊性，當爆破產生的高壓氣體來不及從泄壓孔排出時，爆破高壓氣體就會隨建筑物的傾倒逐級疊加，最終會在車庫A區(qū)與B區(qū)的交界處形成巨大的沖擊氣壓與爆破振動，會對需要被保護的B區(qū)車庫造成巨大的不良影響。

按照以往經驗同一建筑采用單向傾倒爆破方案時的爆堆一般不如原地向內坍塌方案以及齊發(fā)爆破原地坍塌爆破方案集中，不利于二次破碎和裝運。

2)原地坍塌齊發(fā)爆破方案。由于車庫周圍的約束較多，采用原地坍塌齊發(fā)爆破方案，能使車庫較為順利地原地坍塌，但原地坍塌齊發(fā)爆破方案會有較大的爆破振動、產生較為集中的爆破高壓氣體會給爆區(qū)周圍的建筑和人員帶來較大的安全隱患。

3)原地向內坍塌爆破方案。采用原地向內坍塌爆破方案與單向傾倒爆破方案的布孔數(shù)量大致相同，只是起爆方向與順序不同，研究發(fā)現(xiàn)它能較好地滿足爆破要求，既能克服工程難點又能滿足相關安全要求。

3種方案的具體參數(shù)對比如表1所示。

表1 3種爆破方案比較

綜上所述，決定采用原地向內坍塌爆破方案。

2.3 爆破方案設計

大樓屬框架結構，立柱承重，風井、樓梯井、立柱隔墻構成筒體結構；剪力墻轉角的暗柱鋼筋，墻體與樓板結合處的聯(lián)系圈梁，建筑整體性較好，結構非常堅固。立柱的結構特點主要是有兩種不規(guī)格的立柱：0.9 m×0.9 m和0.5 m×0.5 m(見圖5)。

圖5 A區(qū)車庫內不同規(guī)格型號立柱

2.3.1 爆破參數(shù)

待拆建筑的結構規(guī)格較多，根據(jù)配筋圖布置炮孔，δ為立柱厚度，最小抵抗線W=δ/2，孔深L=0.66δ，孔距a=(1.3～1.8)W，排距b=(0.7～0.8)W，炸藥單耗q=2 000 g/m3，單孔藥量計算式如下。

Q=qV

(1)

式中：Q為單孔裝藥量，g；q為炸藥單耗，g/m3；V為單孔爆破體積，m3。

匯總計算整個工程的用藥量，作為網(wǎng)路設計和安全校核的依據(jù)，各個結構參數(shù)如表2所示。

表2 爆破裝藥量

2.3.2 爆破網(wǎng)路

采用非電延時導爆管雷管連接網(wǎng)路，為了控制爆破齊發(fā)的危害，將整個爆破區(qū)分解，從兩側向中間起爆，從下到上分成兩大區(qū)域，A區(qū)-2層為一個大區(qū)，A區(qū)-1層為一個大區(qū)，層間管采用MS9段延時，每跨之間排間管采用MS5段延時。所有孔內采用MS15段導爆管雷管簇聯(lián)，匯總的過渡連接管采用MS1段管(10 m腳線)雙管復式交叉連接，主網(wǎng)路采用雙管復式交叉連接。

3 數(shù)值模擬

3.1 數(shù)值模擬方案

根據(jù)上文所討論的3種拆除爆破方案進行數(shù)值模擬，建立模型如圖6所示。

圖6 地下室框架數(shù)值模型

給模型賦予不同的參數(shù)進行計算。設置求解時間設置為2.5 s，時間步長為0.9，并且輸出k文件，并在k文件中修改材料模型參數(shù)以及設置接觸和重力荷載?；炷羻卧c地面的接觸設置為：*CONTACT_ERODING_SING—E_SURFACE；為防止鋼筋穿透地面，需要設置鋼筋單元與地面的接觸方式為：*CONTACT_NODES_TO_SURFACE。并施加重力荷載，設置重力荷載為9.8 m/s2，方向為y軸負向，設置完成之后進行計算求解，混凝土及鋼筋材料模型參數(shù)如表3所示。

表3 混凝土及鋼筋材料模型參數(shù)

3.2 結果分析

3.2.1 采用原地向內坍爆破方案的倒塌過程

將建立好k文件用ANSYS/LS-DYNA程序進行求解，采用LS-PREPOST讀取結果，顯示出采用單向傾倒爆破方案時整個地下車庫的坍塌過程，坍塌過程如圖7所示。

圖7 原地坍塌齊發(fā)爆破方案地下室框架坍塌過程

3.2.2 不同爆破方案對觸地振動的影響

建筑物在拆除爆破過程中所產生的爆破振動主要為兩種：塌落振動和爆破振動，實際工程測量表明塌落振動遠大于爆破振動，因此通常情況下只考慮塌落振動對建筑物的影響。以下對不同爆破方案的塌落振動進行對比分析，選取地面距東西兩側支持柱15 m的單元點為研究對象，這些單元點y方向上的速度時間曲線即為塌落振動的研究對象(見圖8)，3種方案的塌落振動峰值速度如表4所示。

圖8 不同爆破方案的觸地振動

表4 3種方案的塌落振動峰值振速

由圖8和表4可以看出，若只考慮塌落振動時，采用原地坍塌齊發(fā)爆破方案的塌落振動明顯比其他兩種方案要高，塌落振動峰值速度超出允許值，會帶來較大的安全隱患。因此可以得出在地下車庫的拆除爆破中不宜采用原地坍塌齊發(fā)爆破方案。

3.2.3 不同爆破方案對爆堆形態(tài)的影響

為研究不同的爆破方案對地下車庫坍塌后形成的爆堆大小影響，在后處理軟件LS-Prepost里導出地下車庫坍塌后所形成的爆堆圖(見圖9)。

圖9 不同爆破方案爆堆

不同爆破方案的爆堆大小如表5所示。

表5 3種方案的爆堆大小

由圖9和表5可以看出，若只考慮爆堆因素時，采用定向傾倒爆破方案的效果明顯比其他兩種方案要差，較其他兩種方案其爆堆的堆疊長度明顯超出地下室模型本身的長度，且爆堆長度為3種方案中最長。因此可以得出在地下車庫的拆除爆破中采用定向傾倒爆破方案會導致爆堆堆疊過長不利于二次破碎與裝運。

綜合考慮各方面因素，原地向內坍塌爆破方案為最優(yōu)，模擬結果與方案優(yōu)選分析結果一致。

4 安全分析與振動檢測

4.1 爆破地震效應驗算

本次爆破炮孔孔徑為φ40 mm，藥卷直徑φ32 mm，其裝藥結構為不耦合裝藥，也就延長了爆炸壓力的作用時間，從而相應地降低爆轟波的峰值壓力進而降低了地震效應。

根據(jù)公式：

(2)

式中：v為介質質點的振動速度，cm/s；R為爆點至測點距離，在本工程中，一次起爆破中心距離最近需要保護的B區(qū)只有15 m；距離最近需保護的建構筑物為180 m；K、α為與爆破地質條件等有關的系數(shù)，取K=180，α=2；Q為炸藥量，kg，雖然一次起爆的總藥量為1 190.825 kg，但通過網(wǎng)路延時單元劃分最大單響藥量時，可計算出最大單響起爆藥量為45 kg；K1為修正系數(shù)，跟爆破方式有關的系數(shù)，臨空面n=1時取1，n=2時取0.5，n=4時取0.2，本工程取0.2。

根據(jù)《爆破安全規(guī)程》(GB 6722-2014)規(guī)定“工業(yè)和商業(yè)建筑物”爆破振動安全允許標準10 Hz

4.2 坍塌振動驗算

拆除爆破觸地產生的地震危害甚至會超過爆破產生的振動。在方案設計中，我們把地下室坍塌拆分為36個單元依次爆破垮塌，盡量使樓房垮塌觸地振動減少到最小范圍內。倒塌觸地沖量引起的地震波，按經驗公式

(3)

式中：v為觸地質點振動速度；I為觸地沖量，I=m(2gH)1/2；m為單元塊質量,按鋼筋混凝土容重2.8×103kg/ m3計算得細分單元垮塌體的質量，現(xiàn)以每次起爆區(qū)間的整體質量為3.5×105kg進行計算；g為重力加速度，10 m/s2；H為重心落差高度，取A區(qū)幾何中心為4 m；R為觸地點到最近保護建筑的距離，R=15 m，計算得v=3.58 cm/s，故觸地倒塌引起的地震波傳播到保護體的質點振速度在地下室B區(qū)允許的振速為v安全=4.0 cm/s范圍內。

5 現(xiàn)場振動監(jiān)測數(shù)據(jù)

在B區(qū)距離A區(qū)爆區(qū)30 m左右設置了振動監(jiān)測點，測量所得的振動波形圖如圖10所示，各方向振動參數(shù)值如表6所示。

圖10 3方向合成波形

表6 各方向振動參數(shù)

實測中采用原地向內坍塌爆破方案的爆破振動峰值振速為0.745 cm/s，通過計算30 m處的塌落振動速度為1.13 cm/s，結果有一定差距。

6 爆破效果分析

工程在起爆后，地下室未發(fā)現(xiàn)有飛石飛出，且體感沖擊波較小，灰塵控制得當，地下建筑物原地坍塌，坍塌后整體的爆堆高度低于1.8 m，平均高度為1.5 m左右，倒塌時間2.2 s左右，塌散效果良好。從爆破現(xiàn)場和周邊環(huán)境勘察的情況反饋，基本無爆破飛石產生，僅有少量碎渣伴隨強氣流噴出。爆破所產生粉塵在5 min內即散盡，未對周圍環(huán)境造成明顯影響。振動監(jiān)測的振速完全小于規(guī)范值。經過對周邊建筑物的檢查之后，沒有發(fā)現(xiàn)周邊建筑物有任何飛石撞擊的現(xiàn)象出現(xiàn)并且無結構損傷，控制措施有效。爆破效果如圖11所示，實際爆破結果與數(shù)值模擬結果對比如表7所示。

圖11 現(xiàn)場爆破情況

表7 爆破與模擬結果對比

在工程實例中，拆除爆炸后得到的爆堆平均高度在1.5 m左右，與數(shù)值模擬的1.19 m相差僅0.31 m；實際倒塌時間2.2 s左右，與數(shù)值模擬的1.95 s相差僅0.25 s左右，表明數(shù)值模擬的結果具有工程應用價值。

7 結論

1)地下空間的沖擊波效應較地上空間更為明顯，爆炸沖擊波在地下反射，會造成較大危害，在實際施工中，應采取開鑿泄壓窗的方式來降低該危害的產生。

2)在建筑物只考慮塌落振動對建筑物的影響的情況下，對3種不同爆破方案的塌落振動進行對比分析，定向傾倒爆破方案的效果明顯比原地坍塌齊發(fā)爆破方案、原地向內坍塌爆破方案要差，其爆堆的堆疊長度明顯超出建筑物模型本身的長度，且爆堆長度為3種方案中最長，不利于二次破碎與裝運。原地坍塌齊發(fā)爆破方案的塌落振動明顯比其他兩種方案要高，塌落振動的最大峰值超出允許值，會帶來較大的安全隱患。此結果對實際工程具有一定借鑒價值。

3)在數(shù)值模擬中，由于失效單元直接被刪除，下墜的框架結構重力勢能會因為失效單元的刪除而逐漸積累，造成框架結構的一部分重力勢能轉換成沖擊動能，實際情況下并非如此，失效的混凝土會緩沖一部分框架結構的動能，因此數(shù)值模擬的爆堆高度會小于工程實例的爆堆高度。