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第３５卷 第２期 ２０１８年６月 爆 破 ＢＬＡＳＴＩＮＧ Ｖｏｌ． ３５ Ｎｏ． ２ Ｊｕｎ． ２０１８ ｄｏｉ１０． ３９６３／ ｊ． ｉｓｓｎ． １００１ －４８７Ｘ． ２０１８． ０２． ０１８ 箍筋切口位置对支撑梁爆破拆除影响数值分析* 陈 晨 ａ，ｂ， 钟冬望ａ，ｂ， 司剑峰ａ，ｂ， 黄 雄 ａ，ｂ， 卢 哲 ａ，ｂ （ 武汉科技大学ａ．理学院工程力学系；ｂ．中铁港航武汉科技大学爆破技术研究中心， 武汉４３００６５） 摘 要 深基坑钢筋混凝土支撑梁爆破拆除过程中， 采用预处理切断箍筋的方法可有效改善爆破破碎效 果， 降低炸药单耗， 节约经济成本。采用ＬＳ-ＤＹＮＡ有限元分析软件对箍筋切口位置在侧向和顶部两种情况 下钢筋混凝土支撑梁爆破拆除过程进行了数值计算。研究发现当箍筋切口位于支撑梁侧向靠下位置时会使 混凝土单元受拉更为明显， 且拉应力峰值变大， 有效地降低了箍筋对混凝土的约束作用， 能显著提高支撑梁 的爆破破碎效果。 关键词 支撑梁；爆破拆除；箍筋；ＬＳ-ＤＹＮＡ；约束作用 中图分类号 Ｏ３８３ 文献标识码 Ａ 文章编号 １００１ －４８７Ｘ（２０１８）０２ －０１０１ －０６ Ｎｕｍｅｒｉｃａｌ Ａｎａｌｙｓｉｓ ｏｆ Ｉｎｆｌｕｅｎｃｅ ｏｆ Ｓｔｉｒｒｕｐ-ｃｕｔｔｉｎｇ Ｐｏｓｉｔｉｏｎ ｏｎ Ｅｘｐｌｏｓｉｖｅ Ｄｅｍｏｌｉｔｉｏｎ ｏｆ Ｓｕｐｐｏｒｔ Ｂｅａｍ ＣＨＥＮ Ｃｈｅｎａ， ｂ， ＺＨＯＮＧ Ｄｏｎｇ-ｗａｎｇａ， ｂ， ＳＩ Ｊｉａｎ-ｆｅｎｇａ， ｂ， ＨＵＡＮＧ Ｘｉｏｎｇａ， ｂ， ＬＵ ｚｈｅａ， ｂ （ａ． Ｄｅｐａｒｔｍｅｎｔ ｏｆ ｍｅｃｈａｎｉｃｓ，Ｃｏｌｌｅｇｅ ｏｆ Ｓｃｉｅｎｃｅ，４３００６５，Ｃｈｉｎａ； ｂ． Ｃｈｉｎａ Ｒａｉｌｗａｙ Ｐｏｒｔ ａｎｄ Ｃｈａｎｎｅｌ Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ Ｇｒｏｕｐ Ｃｏ Ｌｔｄ ＆ Ｒｅｓｅａｒｃｈ Ｃｅｎｔｅｒ ｏｆ Ｂｌａｓｔｉｎｇ Ｔｅｃｈｎｏｌｏｇｙ，Ｗｕｈａｎ Ｕｎｉｖｅｒｓｉｔｙ ｏｆ Ｓｃｉｅｎｃｅ ａｎｄ Ｔｅｃｈｎｏｌｏｇｙ，Ｗｕｈａｎ ４３００６５，Ｃｈｉｎａ） Ａｂｓｔｒａｃｔ Ｉｎ ｔｈｅ ｐｒｏｃｅｓｓ ｏｆ ｅｘｐｌｏｓｉｖｅ ｄｅｍｏｌｉｔｉｏｎ ｏｆ ｄｅｅｐ-ｆｏｕｎｄａｔｉｏｎ ｐｉｔｓ ｏｆ ｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄ ｃｏｎｃｒｅｔｅ ｂｅａｍｓ，ｐｒｅ-ｔｒｅａｔ- ｍｅｎｔ ｍｅｔｈｏｄ ｏｆ ｃｕｔｔｉｎｇ ｓｔｉｒｒｕｐｓ ｃａｎ ｉｍｐｒｏｖｅ ｔｈｅ ｒｅｓｕｌｔ ｏｆ ｃｏｎｃｒｅｔｅ ｆｒａｇｍｅｎｔａｔｉｏｎ，ｒｅｄｕｃｅ ｔｈｅ ｓｐｅｃｉｆｉｃ ｃｈａｒｇｅ ａｎｄ ｓａｖｅ ｔｈｅ ｅｃｏｎｏｍｉｃ ｃｏｓｔｓ． Ｔｈｅ ａｎａｌｙｓｉｓ ｓｏｆｔｗａｒｅ ＬＳ-ＤＹＮＡ ｗａｓ ｕｓｅｄ ｔｏ ｃａｌｃｕｌａｔｅ ｔｈｅ ｅｘｐｌｏｓｉｖｅ ｄｅｍｏｌｉｔｉｏｎ ｐｒｏｃｅｓｓ ｏｆ ｒｅｉｎ- ｆｏｒｃｅｄ ｃｏｎｃｒｅｔｅ ｂｅａｍ ｕｎｄｅｒ ｔｈｅ ｃｏｎｄｉｔｉｏｎｓ ｏｆ ｌａｔｅｒａｌ ａｎｄ ｔｏｐ． Ｉｔ ｉｓ ｆｏｕｎｄ ｔｈａｔ ｗｈｅｎ ｔｈｅ ｓｔｉｒｒｕｐｓ ｎｏｔｃｈ ｉｓ ｌｏｃａｔｅｄ ａｔ ｔｈｅ ｌｏｗｅｒ ｓｉｄｅ ｏｆ ｔｈｅ ｓｕｐｐｏｒｔ ｂｅａｍ，ｔｈｅ ｃｏｎｃｒｅｔｅ ｅｌｅｍｅｎｔ ｗｉｌｌ ｂｅ ｐｕｌｌｅｄ ｍｏｒｅ ｏｂｖｉｏｕｓｌｙ，ａｎｄ ｔｈｅ ｐｅａｋ ｔｅｎｓｉｌｅ ｓｔｒｅｓｓ ｂｅ- ｃｏｍｅｓ ｌａｒｇｅｒ，ｅｆｆｅｃｔｉｖｅｌｙ ｒｅｄｕｃｉｎｇ ｔｈｅ ｒｅｓｔｒａｉｎｉｎｇ ｅｆｆｅｃｔ ｏｆ ｓｔｉｒｒｕｐ ｏｎ ｃｏｎｃｒｅｔｅ，ｗｈｉｃｈ ｃａｎ ｓｉｇｎｉｆｉｃａｎｔｌｙ ｉｍｐｒｏｖｅ ｔｈｅ ｒｅ- ｓｕｌｔ ｏｆ ｃｏｎｃｒｅｔｅ ｆｒａｇｍｅｎｔａｔｉｏｎ． Ｋｅｙ ｗｏｒｄｓ ｓｕｐｐｏｒｔ ｂｅａｍ；ｄｅｍｏｌｉｔｉｏｎ ｂｌａｓｔｉｎｇ；ｓｔｉｒｒｕｐ；ＬＳ-ＤＹＮＡ；ｃｏｎｓｔｒａｉｎｔｓ 收稿日期２０１８ －０１ －１４ 作者简介陈 晨（１９９２ －） ， 男， 硕士研究生， 从事爆炸理论及其应 用相关的科研工作， （Ｅ-ｍａｉｌ）１１０１４７６１９９＠ ｑｑ． ｃｏｍ。 通讯作者钟冬望（１９６３ －） ， 男， 博士、 教授， 从事矿山工程力学、 爆 炸理论及其应用等方面的教学与研究工作，（Ｅ-ｍａｉｌ） １０５７８３１５８９＠ ｑｑ． ｃｏｍ。 基金项目国家自然科学基金项目（５１５７４１８４、５１４０４１７５） ； 湖北省十 二五支撑项目（２０１４ＢＥＣ０５８） 资助 随着城市化建设的不断发展， 各种大型深基坑 也随之增多， 基坑钢筋混凝土支撑的梁拆除量也不 断增大［ １］。爆破法拆除深基坑支撑体系具有效率 高、 工期短、 成本适中等优势， 在实践中应用极为广 泛［ ２-４］。基坑内支撑拆除爆破工程多数位于市区城 区繁华地带， 导致施工环境复杂， 施工安全要求高且 对工期的要求也越来越短［ ５］。爆破安全是施工中 特别关注的问题， 特别是大型深基坑支撑爆破拆除， 主要体现在两方面 一是爆破对基坑稳定性的影响， 二是爆破对基坑内半成品、 周围建筑物和人员的影 响。目前在基坑内支撑梁的爆破拆除施工中， 为保 证爆破效果良好的同时确保爆破安全， 通常在支撑 万方数据 梁爆破拆除前会采用切割机切割、 氧焊切割或钢丝 钳剪断等技术手段切断钢筋混凝土梁的环向箍 筋［ ６，７］从而改善爆破效果， 降低炸药单耗。通过数 值计算， 分析支撑梁爆破拆除过程中不同位置的箍 筋切口对混凝土材料受力情况及破坏方式的影响， 选取切断箍筋的最佳位置， 并应用于实际工程中有 效地提高了支撑梁爆破破碎效果。 １ 有限元模型的建立 选取基坑爆破拆除施工中一段长为１． ４ ｍ的支 撑梁段进行建模， 其横截面尺寸Ｂ Ｈ ＝１０００ ｍｍ ８００ ｍｍ， 混凝土保护层厚度为２０ ｍｍ， 混凝土强度 等级为Ｃ４０。为简化计算模型， 钢筋混凝土梁内顶 部设有２根直径为２５ ｍｍ的架立钢筋， 底部设有３ 根直径为２５ ｍｍ的纵向钢筋， 箍筋直径为１２ ｍｍ， 间距２００ ｍｍ。支撑梁整体模型与钢筋布置示意图 如图１所示。 图１ 支撑梁共节点分离式数值计算模型 Ｆｉｇ． １ Ｃｏｍｍｏｎ ｎｏｄｅ ｓｅｐａｒａｔｅ ｍｏｄｅｌ ｏｆ ｓｕｐｐｏｒｔ ｂｅａｍ 图２ 炮孔示意图（ 单位ｍｍ） Ｆｉｇ． ２ Ｓｃｈｅｍａｔｉｃ ｄｉａｇｒａｍ ｏｆ ｔｈｅ ｂｌａｓｔｉｎｇ ｈｏｌｅ（ｕｎｉｔｍｍ） 支撑梁中炮孔间距４００ ｍｍ， 排距为２００ ｍｍ， 布 孔方式如图２所示。孔深为７５０ ｍｍ，孔径为 ４０ ｍｍ， 炸药单耗为０． ８ ｋｇ／ ｍ３。 支撑梁中不同的箍筋切口位置如图３， 每个位 置切口宽度都为２０ ｍｍ， 切口１位于支撑梁顶部轴 线位置，切口２、３位于支撑梁侧面，高度分别为 １／４Ｈ和１／２Ｈ。 图３ 箍筋切口位置（ 单位ｍｍ） Ｆｉｇ． ３ Ｓｔｉｒｒｕｐ-ｃｕｔｔｉｎｇ ｐｏｓｉｔｉｏｎ（ｕｎｉｔｍｍ） 数值计算中涉及中钢筋混凝土、 炸药和钢筋３ 种材料， 其中， 钢筋混凝土材料采用“分离式共节点 式” 算法。在ＬＳ-ＤＹＮＡ有限元程序中， 分别选取不 同的材料模型， 对其物理力学特性进行表征。混凝 土材料模型采用*ＭＡＴ＿ＪＯＨＮＳＯＮ＿ＨＯＬＭＱＵＩＳＴ＿ ＣＯＮＣＲＥＴＥ（ 简称ＪＨＣ模型） ， 该模型综合考虑大应 变、 高应变率及高压效应； 并且通过等效强度取代静 态屈服强度用以判别和计算结构屈服破坏， 用损伤 度来判别和计算累积损伤破坏［ ８］；炸药单元采用 *ＭＡＴ＿ＨＩＧＨ＿ＥＸＰＬＯＳＩＶＥ＿ＢＵＲＮ材料模型，２＃岩 石乳化炸药的密度为１０９０ ｋｇ／ ｍ３， 炸药爆速４０００ ｍ／ ｓ， 爆压４．３６ ＧＰａ， 其炸药状态方程参数如表１所示； 钢筋 材料具有弹性和塑性力学特征， 在ＬＳ-ＤＹＮＡ有限元分 析软件中可以选用*ＭＡＴ＿ＰＬＡＳＴＩＣ＿ＫＩＮＥＭＡＴＩＣ 动态弹塑性材料模型［ ９］。混凝土与钢筋材料模型 参数如表２和表３所示。为满足设计精度， 控制有 限元单元最大尺寸为２ ｃｍ。模型横向各侧面与外 界空气接触的边界采用自由边界条件； 轴向两端边 界上采用无反射边界， 并约束梁身轴向位移。 表１ 炸药状态方程参数 Ｔａｂｌｅ １ Ｄｅｔｏｎａｔｉｏｎ ｐｒｏｄｕｃｔ ｓｔａｔｅ ｅｑｕａｔｉｏｎ ｒｅｌａｔｅｄ ｐａｒａｍｅｔｅｒｓ Ａ／ ＧＰａＢ／ ＧＰａＲ１Ｒ２ωＥ／ ＧＰａＶ ２１４１８． ２４． ２０． ９０． １５４． １９１． ００ 表２ 混凝土材料模型参数 Ｔａｂｌｅ ２ Ｍａｔｅｒｉａｌ ｐａｒａｍｅｔｅｒｓ ｏｆ ｃｏｎｃｒｅｔｅ ρ／ （ｋｇｍ －３） Ｇ／ ＧＰａＡＢＣＮＦＣ／ ＭＰａＴ／ ＭＰａεＥＦＭＩＮ ２４００１４． ８０． ７９１． ６００． ００７０． ６１２５． ６２． ４１． ００． ０１ ＳＦＭＡＸＰＣ／ ＭＰａＵＣＰＬ／ ＭＰａＵＬＤ１Ｄ２Ｋ１／ ＧＰａＫ２／ ＧＰａＫ３／ ＧＰａ ７． ０１６． ００． ００１８０００． １０． ０４１８５． ０－１７１． ０２０８． ０ ２０１爆 破 ２０１８年６月 万方数据 表３ 钢筋材料模型参数 Ｔａｂｌｅ ３ Ｍａｔｅｒｉａｌ ｐａｒａｍｅｔｅｒｓ ｏｆ ｒｅｂａｒ ρ／ （ｋｇｍ －３） Ｅｓ／ ＧＰａνｓσｓｙ／ ＭＰａ ７． ５２０１０． ２８４３６０ ２ 计算结果及分析 ２． １ 应力云图分析 按照爆破方案， 设计孔内炸药起爆点设置在偏 孔底的位置。计算得到支撑梁爆破过程中的Ｖｏｎ- Ｍｉｓｅｓ有效应力传播云图， 如图４所示。 由图４可知， 支撑梁内部柱状药包自起爆时刻 起， 药包周围产生柱状爆炸波向四周均匀传播。爆 炸波在３３ μｓ时传播到支撑梁两端， 由于模型两端 设置透射边界， 因此爆炸波到达模型左右边界时未 发生反射现象。随着时间的进一步增加， 在７３ μｓ 时爆炸波传播至模型左侧箍筋处， 在箍筋约束作用 下波阵面发生形变， 爆炸波在传播过程中能量产生 明显衰减。 图４ 不同时刻Ｖｏｎ ｍｉｓｅｓ等效应力分布状况 Ｆｉｇ． ４ Ｖｏｎ ｍｉｓｅｓ ｅｑｕｉｖａｌｅｎｔ ｓｔｒｅｓｓ ｄｉｓｔｒｉｂｕｔｉｏｎ ａｔ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ｔｉｍｅｓ ２． ２ 混凝土单元应力分析 选取两个炮孔之间的１／２截面、 箍筋所在的两 个截面以及炮孔所在截面， 分析在爆炸波传播过程 中不同切口位置对混凝土单元受力情况的影响， 如 图５所示。 图５ 截面位置示意图 Ｆｉｇ． ５ Ｓｃｈｅｍａｔｉｃ ｄｉａｇｒａｍ ｏｆ Ｃｒｏｓｓ-ｓｅｃｔｉｏｎａｌ ｐｏｓｉｔｉｏｎ ｄｉａｇｒａｍ 拉应力结果分析表明， 在没有箍筋切口的情况 下，四个截面中分别有１７． ４％、１１． ９％、１１％、 １６．８％的混凝土单元拉应力峰值达到了混凝土Ｃ４０ 极限抗拉强度标准值（２． ４ ＭＰａ） ， 产生了受拉破坏； 混凝土单元受到的拉应力峰值主要集中在２ １０ －２ ＭＰａ与１． ６ ＭＰａ之间， 表明未切断箍筋的支撑 梁在爆破拆除过程中混凝土的破坏方式主要为受压 破坏。四个截面的混凝土单元受拉应力峰值分布表 ４所示。 表４ 无切口模型混凝土单元受拉应力峰值分布 Ｔａｂｌｅ ４ Ｎｏ ｃｕｔｔｉｎｇ ｍｏｄｅｌ ｏｆ Ｃｏｎｃｒｅｔｅ ｐｅａｋ ｔｅｎｓｉｌｅ ｓｔｒｅｓｓ ｄｉｓｔｒｉｂｕｔｉｏｎ 截面位置 单元数量（ 个）α ＜１．６ 混凝土单元拉应力峰值分布范围／ ＭＰａ １．６≤α ＜２．０２．０≤α ＜２．４α≥２．４ 炸药截面８８６１６０６６７３６０ 箍筋截面１９４０３３０５６１２４２ 箍筋截面２９３１３７４５４３２２５ １／２截面７７６４４７５０５３４２ 分析切口１、２、３模型中四个截面的混凝土单元 拉应力峰值可以看出， 当支撑梁使用一些预处理方 法切断箍筋后， 四个截面中的混凝土单元受到拉应 力普遍增大， 混凝土单元拉应力峰值集中分布范围 由２ １０ －２ ＭＰａ到１． ６ ＭＰａ向２． ０ ～２． ４ ＭＰａ过渡， 达到混凝土极限抗拉强度标准值（２． ４ ＭＰａ）的混凝 土单元数量相较于无箍筋切口情况下的混凝土单元 数量也得到了相应的提高了。此时通过切断箍筋解 除了箍筋对混凝土的约束作用， 提高了部分混凝土 单元受到的拉应力， 并且由于混凝土材料的极限抗 压强度远大于其极限抗拉强度， 使得混凝土更容易 受到拉破坏。四个模型中的四个截面混凝土拉应力 ３０１第３５卷 第２期 陈 晨， 钟冬望， 司剑峰， 等 箍筋切口位置对支撑梁爆破拆除影响数值分析 万方数据 峰值分布对比图如图６。 图６ 混凝土单元拉应力峰值分布图 Ｆｉｇ． ６ Ｔｈｅ ｐｅａｋ ｔｅｎｓｉｌｅ ｓｔｒｅｓｓ ｄｉｓｔｒｉｂｕｔｉｏｎ ｏｆ ｃｏｎｃｒｅｔｅ ｅｌｅｍｅｎｔｓ 根据表５中各个切口位置各个截面拉应力峰值 超过其抗拉极限强度的混凝土单元数量增长率可以 看出切口３的增长率在各个截面均低于其余两个切 口位置， 切口２的增长率在各个截面中均高于其余 两个切口位置。 表５ 拉应力峰值超过其抗拉极限强度的 混凝土单元数量增长率 Ｔａｂｌｅ ５ Ｔｈｅ ｔｅｎｓｉｌｅ ｓｔｒｅｓｓ ｐｅａｋ ｖａｌｕｅ ｅｘｃｅｅｄｓ ｔｈｅ ｔｅｎｓｉｌｅ ｓｔｒｅｎｇｔｈ ｏｆ ｔｈｅ ｃｏｎｃｒｅｔｅ ｕｎｉｔ ｇｒｏｗｔｈ ｒａｔｅ 截面位置 切口１ 增长率 切口２切口３ 炸药截面１４６４４ 箍筋截面１５０５５１２ 箍筋截面２５９６０８ １／２截面９５９７３２ 支撑梁中切断顶部箍筋对混凝土受到的约束强 度影响较小， 解除箍筋约束后不能大幅提高混凝土 在支撑梁爆破过程中所受到的拉应力， 无法通过切 断支撑梁顶部箍筋这种方法有效地改善支撑梁爆破 破碎效果； 而切断切口２位置钢筋时， 箍筋对混凝土 的约束作用明显减弱， 有效增大了支撑梁中混凝土 受到的拉应力， 混凝土主要以受拉破坏为主， 使混凝 土更容易被破坏， 有效地改善了支撑梁的爆破破碎 效果。 ３ 实际工程应用 ３． １ 工程概况 武汉某深基坑支撑梁爆破拆除项目地处市区， 在 地下设施施工完毕后需对部分支撑结构进行爆破拆 除。整个支撑结构三层， 由立柱、 围檩、 冠梁和主支 撑、 次支撑、 栈桥主梁和栈桥次梁组成， 立柱为钢柱结 构， 其它均为钢筋混凝土构件。其混凝土强度等级为 Ｃ４０， 保护层厚度３０ ｍｍ， 配筋率约１．２％ ～２．６％。 根据拆除要求不同可分为立柱结构、 支撑结构 和围檩结构。待拆构件参数与爆破参数如表６ 所示。 ４０１爆 破 ２０１８年６月 万方数据 表６ 待拆构件参数 Ｔａｂｌｅ ６ Ｐａｒａｍｅｔｅｒｓ ｏｆ ｃｏｍｐｏｎｅｎｔ 结构件 名称 截面尺寸（ 宽高）／ （ｍ ｍ） 孔距／ ｍ排距／ ｍ孔深／ ｍ 单耗／ （ｇｍ －２） 主支撑０． ８ １０． ８０． ３（２排）０． ６５９００ 次支撑０． ６ １０． ８０． ３（３排）０． ６５９００ 在支撑梁浇筑前， 该工程使用了自主研发的一 种基坑内钢筋混凝土支撑梁爆破拆除预处理方 法［ １０］， 在支撑梁侧面靠下距底面 ２５ ｃｍ处安装了预 置木条。在支撑梁爆破拆除前， 先用风镐破坏支撑 梁侧向的预制木条， 再割断箍筋， 割断箍筋的位置即 为数值计算中切口２的位置， 如图７所示。 图７ 箍筋割断位置 Ｆｉｇ． ７ Ｃｕｔｔｉｎｇ ｐｏｓｉｔｉｏｎ ｏｆ ｓｔｉｒｒｕｐ ３． ２ 爆破破碎效果 如图８所示， 在没有采取预处理手段割断箍筋 的情况下， 由于没有解除箍筋约束， 部分混凝土受压 破坏导致其破碎不均匀， 爆破破碎效果较差， 支撑梁 内部分箍筋保留完整， 还需进行二次机械拆除清理 大块度混凝土与箍筋； 而通过采取预处理手段割断 箍筋使部分混凝土受拉破坏， 其破碎更加均匀、 充 分， 支撑梁爆破后仅剩纵向钢筋， 大大减小了二次机 械拆除工作量， 加快了施工进度， 降低了施工成本， 确保了工程质量要求。 图８ 支撑梁爆破拆除效果 Ｆｉｇ． ８ Ｂｌａｓｔｉｎｇ ｄｅｍｏｌｉｔｉｏｎ ｅｆｆｅｃｔ ｏｆ ｓｕｐｐｏｒｔ ｂｅａｍｓ ４ 结论 基于数值计算， 对支撑梁在不同箍筋切口位置 情况下混凝土的受力情况及破坏形式进行分析， 并 得出以下结论 （１） 在基坑支撑梁爆破拆除时， 预先切断箍筋 来解除箍筋约束作用可使部分混凝土单元破坏方式 以受拉破坏为主， 从而可以在相同药量下使混凝土 破碎更充分。 （２） 通过数值计算确定当切口位置在梁的侧面 靠下１／４处时， 支撑梁模型中达到抗拉极限强的混 凝土单元数量增长率最大， 可以确定该位置为箍筋 切口的最佳位置。 （３） 将计算结果中得出的最佳切口位置应用于 实际工程中， 取得了良好的支撑梁爆破破碎效果， 从 而加快了施工进度， 降低了施工成本， 可以为类似工 程提供借鉴。 参考文献（Ｒｅｆｅｒｅｎｃｅｓ） ［１］ 李福清， 蒋耀港， 曾定波， 等．不同基坑支撑拆除方式 对比研究［Ｊ］．爆破，２０１１，２８（３） １８-２０． ［１］ ＬＩ Ｆｕ-ｑｉｎｇ，ＪＩＡＮＧ Ｙａｏ-ｇａｎｇ，ＺＥＮＧ Ｄｉｎｇ-ｂｏ，ｅｔ ａｌ． Ｃｏｎｔ- ｒａｓｔｉｖｅ ｓｔｕｄｙ ｏｆ ｆｏｕｎｄａｔｉｏｎ ｐｉｔ ｓｕｐｐｏｒｔｉｎｇ ｄｅｍｏｌｉｔｉｏｎ［Ｊ］． Ｂｌａｓｔｉｎｇ，２０１１，２８（３） １８-２０．（ｉｎ Ｃｈｉｎｅｓｅ） ［２］ 刘 伟， 董 超， 徐 岗， 等．临地铁超深基坑复杂混 凝土内支撑拆除施工技术［Ｊ］．施工技术，２０１７， ４６（６） ８-１１． ［２］ ＬＩＵ Ｗｅｉ，ＤＯＮＧ Ｃｈａｏ，ＸＵ Ｇａｎｇ，ｅｔ ａｌ． Ｄｅｍｏｌｉｔｉｏｎ ｃｏｎ- ｓｔｒｕｃｔｉｏｎ ｏｆ ｔｈｅ ｃｏｍｐｌｅｘ ｃｏｎｃｒｅｔｅ ｉｎｔｅｒｎａｌ ｂｒａｃｉｎｇ ｉｎ ｄｅｅｐ ｆｏｕｎｄａｔｉｏｎ ｅｘｃａｖａｔｉｏｎ ａｄｊａｃｅｎｔ ｔｏ ｔｈｅ ｓｕｂｗａｙ［Ｊ］． Ｃｏｎ- ｓｔｒｕｃｔｉｏｎ Ｔｅｃｈｎｏｌｏｇｙ，２０１７，４６（６） ８-１１．（ｉｎ Ｃｈｉｎｅｓｅ） ［３］ 叶建军， 程大春， 明 军．基坑钢筋混凝土临时支撑梁 绿色拆除爆破技术［Ｊ］．爆破，２０１７，３４（１） １０１-１０７． ［３］ ＹＥ Ｊｉａｎ-ｊｕｎ，ＣＨＥＮＧ Ｄａ-ｃｈｕｎ，ＭＩＮＧ Ｊｕｎ． Ｇｒｅｅｎ ｅｘｐｌｏ- ｓｉｖｅ ｄｅｍｏｌｉｔｉｏｎ ｏｆ ｔｅｍｐｏｒａｒｙ ｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄ ｃｏｎｃｒｅｔｅ ｐｉｔ-ｓｕｐ- ｐｏｒｔｉｎｇ ｂｅａｍｓ［Ｊ］． Ｂｌａｓｔｉｎｇ，２０１７，３４（１） １０１-１０７．（ｉｎ Ｃｈｉｎｅｓｅ） ［４］ 张兆龙．复杂环境下基坑支撑梁爆破拆除［Ｊ］．爆破， ２０１５，３２（４） ９４-９８． ［４］ ＺＨＡＮＧ Ｚｈａｏ-ｌｏｎｇ． Ｅｘｐｌｏｓｉｖｅ ｄｅｍｏｌｉｔｉｏｎ ｏｆ ｆｏｕｎｄａｔｉｏｎ ｐｉｔ ｓｕｐｐｏｒｔ ｂｅａｍｓ ｕｎｄｅｒ ｃｏｍｐｌｅｘ ｅｎｖｉｒｏｎｍｅｎｔ［Ｊ］． Ｂｌａｓｔｉｎｇ， ２０１５，３２（４） ９４-９８．（ｉｎ Ｃｈｉｎｅｓｅ） ［５］ 刘 君， 谭雪刚， 朱嘉旺．大型深基坑支撑爆破拆除中 的技术措施［Ｊ］．爆破，２０１５，２２（４） ８７-９０． ［５］ ＬＩＵ Ｊｕｎ，ＴＡＮ Ｘｕｅ-ｇａｎｇ，ＺＨＵ Ｊｉａ-ｅｒ． Ｅｘｐｌｏｓｉｖｅ ｔｅｃｈｎｉｑｕｅ ５０１第３５卷 第２期 陈 晨， 钟冬望， 司剑峰， 等 箍筋切口位置对支撑梁爆破拆除影响数值分析 万方数据 ｆｏｒ ｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄ ｃｏｎｃｒｅｔｅ ｂｅａｍ ｏｆ ｄｅｅｐ ｆｏｕｎｄａｔｉｏｎ ｐｉｔ［Ｊ］． Ｂｌａｓｔｉｎｇ，２０１５，２２（４） ８７-９０．（ｉｎ Ｃｈｉｎｅｓｅ） ［６］ 操 鹏， 吴剑锋， 钟冬望．基坑支撑梁轴向布孔爆破拆 除技术及应用［Ｊ］．爆破，２０１７，３４（３） ９６-９９． ［６］ ＣＡＯ Ｐｅｎｇ，ＷＵ Ｊｉａｎ-ｆｅｎｇ，ＺＨＯＮＧ Ｄｏｎｇ-ｗａｎｇ． Ａｐｐｌｉｃａ- ｔｉｏｎ ｏｆ ｅｘｐｌｏｓｉｖｅ ｄｅｍｏｌｉｔｉｏｎ ｔｅｃｈｎｏｌｏｇｙ ｏｆ ｆｏｕｎｄａｔｉｏｎ ｐｉｔ ｓｕｐｐｏｒｔ ｂｅａｍ ｂａｓｅｄ ｏｎ ａｘｉａｌ ｈｏｌｅ ｌａｙｏｕｔ［Ｊ］． Ｂｌａｓｔｉｎｇ， ２０１７，３４（３） ９６-９９．（ｉｎ Ｃｈｉｎｅｓｅ） ［７］ 陈保平， 范海飞．深基坑钢筋混凝土内支撑切割拆除 施工技术［Ｊ］．地基基础，２０１５，３７（１２） １３９６-１３９７． ［７］ ＣＨＥＮ Ｂａｏ-ｐｉｎｇ，ＦＡＮ Ｈａｉ-ｆｅｉ． Ｃｏｎｓｔｒｕｃｔｉｏｎ ｔｅｃｈｎｏｌｏｇｙ ｆｏｒ ｃｕｔｔｉｎｇ ｄｅｍｏｌｉｔｉｏｎ ｏｆ ｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄ ｃｏｎｃｒｅｔｅ ｉｎｎｅｒ ｓｕｐｐｏｒｔ ｉｎ ｄｅｅｐ ｆｏｕｎｄａｔｉｏｎ ｐｉｔ［Ｊ］． Ｂｕｉｌｄｉｎｇ Ｃｏｎｓｔｒｕｃｔｉｏｎ，２０１５， ３７（１２） １３９６-１３９７．（ｉｎ Ｃｈｉｎｅｓｅ） ［８］ 吴 亮， 卢文波， 钟冬望， 等．混凝土介质中空气间隔 装药的爆破机理［Ｊ］．爆炸与冲击，２０１０，３０（１） ５８-６５． ［８］ ＷＵ Ｌｉａｎｇ，ＬＵ Ｗｅｎ-ｂｏ，ＺＨＯＮＧ Ｄｏｎｇ-ｗａｎｇ，ｅｔ ａｌ． Ｂｌａｓ- ｔｉｎｇ ｍｅｃｈａｎｉｓｍ ｏｆ ａｉｒ-ｄｅｃｋｅｄ ｃｈａｒｇｅ ｉｎ ｃｏｎｃｒｅｔｅ ｍｅｄｉｕｍ ［Ｊ］． Ｅｘｐｌｏｓｉｏｎ ａｎｄ Ｓｈｏｃｋ Ｗａｖｅｓ，２０１０，３０（１） ５８-６５． （ｉｎ Ｃｈｉｎｅｓｅ） ［９］ 杨 军， 杨国梁， 张光雄， 等．建筑结构爆破拆除数值 模拟［Ｍ］．北京 科学出版社，２０１２． ［１０］ 钟冬望， 涂圣武， 李琳娜， 等．一种基于爆破拆除预处 理的 基 坑 内 钢 筋 混 凝 土 支 撑 梁中 国， ＺＬ２０１６２０５３７８６１． ８［Ｐ］． ２０１６-１１-１６． （上接第３１页） ［１７］ ＧＢ／ Ｔ ２３５６１． ７２００９煤与岩石物理力学性质测定方 法第７部分 单轴抗压强度测定及软化系数计算方 法［Ｓ］．北京 中国质检出版社，２００９． ［１７］ ＧＢ／ Ｔ ２３５６１． ７２００９，Ｍｅｔｈｏｄｓ ｆｏｒ ｄｅｔｅｒｍｉｎｉｎｇ ｔｈｅ ｐｈｙｓｉｃａｌ ａｎｄ ｍｅｃｈａｎｉｃａｌ ｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓ ｏｆ ｃｏａｌ ａｎｄ ｒｏｃｋ-Ｐａｒｔ ７Ｍｅｔｈｏｄｓ ｆｏｒ ｄｅｔｅｒｍｉｎｉｎｇ ｔｈｅ ｕｎｉａｘｉａｌ ｃｏｍｐｒｅｓｓｉｖｅ ｓｔｒｅｎｇｔｈ ａｎｄ ｃｏｕｎｔｉｎｇ ｓｏｆｔｅｎｉｎｇ ｃｏｅｆｆｉｃｉｅｎｔ［Ｓ］． Ｂｅｉｊｉｎｇ Ｃｈｉｎａ Ｚｈｉｊｉａｎ Ｐｕｂｌｉｓｈｉｎｇ Ｈｏｕｓｅ，２００９．（ｉｎ Ｃｈｉｎｅｓｅ） ［１８］ ＡＳＴＭ Ｄ４５４３０８ Ｓｔａｎｄａｒｄ ｐｒａｃｔｉｃｅｓ ｆｏｒ ｐｒｅｐａｒｉｎｇ ｒｏｃｋ ｃｏｒｅ ａｓ ｃｙｌｉｎｄｒｉｃａｌ ｔｅｓｔ ｓｐｅｃｉｍｅｎｓ ａｎｄ ｖｅｒｉｆｙｉｎｇ ｃｏｎｆｏｒｍ- ａｎｃｅ ｔｏ ｄｉｍｅｎｓｉｏｎａｌ ａｎｄ ｓｈａｐｅ ｔｏｌｅｒａｎｃｅ［Ｓ］． Ｕｎｉｔｅｄ ＳｔａｔｅｓＡｍｅｒｉｃａｎ Ｓｏｃｉｅｔｙ ｆｏｒ Ｔｅｓｔｉｎｇ ａｎｄ Ｍａｔｅｒｉａｌｓ， ２００８． ［２０］ 赵光明， 马文伟， 孟祥瑞．动载作用下岩石类材料破 坏模式及能量特性［Ｊ］．岩土力学，２０１５，３６（１２） ３５９８-３６０５． ［２０］ ＺＨＡＯ Ｇｕａｎｇ-ｍｉｎｇ，ＭＡ Ｗｅｎ-ｗｅｉ，ＭＥＮＧ Ｘｉａｎｇ-ｒｕｉ． Ｄａｍａｇｅ ｍｏｄｅｓ ａｎｄ ｅｎｅｒｇｙ ｃｈａｒａｃｔｅｒｉｓｔｉｃｓ ｏｆ ｒｏｃｋ-ｌｉｋｅ ｍａｔｅｒｉａｌｓ ｕｎｄｅｒ ｄｙｎａｍｉｃ ｌｏａｄ［Ｊ］． Ｒｏｃｋ ａｎｄ Ｓｏｉｌ Ｍｅ- ｃｈａｎｉｃｓ，２０１５，３６（１２） ３５９８-３６０５．（ｉｎ Ｃｈｉｎｅｓｅ） ［２１］ 余道兴， 宗周红， 李明鸿， 等．基于不同材料模型的混 凝土ＳＨＰＢ试验数值模拟［Ｊ］．东南大学学报（自然 科学版） ，２０１７，４７（１） １２４-１２９． ［２１］ ＹＵ Ｄａｏ-ｘｉｎｇ，ＺＯＮＧ Ｚｈｏｕ-ｈｏｎｇ，ＬＩ Ｍｉｎｇ-ｈｏｎｇ，ｅｔ ａｌ． Ｎｕｍｅｒｉｃａｌ ｓｉｍｕｌａｔｉｏｎ ｏｆ ｃｏｎｃｒｅｔｅ ＳＨＰＢ ｔｅｓｔ ｂａｓｅｄ ｏｎ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ｍａｔｅｒｉａｌ ｍｏｄｅｌｓ［Ｊ］． Ｊｏｕｒｎａｌ ｏｆ Ｓｏｕｔｈｅａｓｔ Ｕｎｉ- ｖｅｒｓｉｔｙ（Ｎａｔｕｒａｌ Ｓｃｉｅｎｃｅ Ｅｄｉｔｉｏｎ） ，２０１７，４７（１） １２４- １２９．（ｉｎ Ｃｈｉｎｅｓｅ） ［２２］ 张雨波， 茅献彪， 陶 静， 等．冲击载荷作用下应变率 对砂岩力学性能的影响［Ｊ］．爆破，２０１４，３１（３） ４２- ４６，９０． ［２２］ ＺＨＡＮＧ Ｙｕ-ｂｏ，ＭＡＯ Ｘｉａｎ-ｂｉａｏ，ＴＡＯ Ｊｉｎｇ，ｅｔ ａｌ． Ｉｍｐａｃｔ ｏｆ ｓｔｒａｉｎ ｒａｔｅ ｏｎ ｍｅｃｈａｎｉｃａｌ ｐｒｏｐｅｒｔｙ ｏｆ ｓａｎｄｓｔｏｎｅ ｕｎｄｅｒ ｉｍｐａｃｔ ｌｏａｄ［Ｊ］． Ｂｌａｓｔｉｎｇ，２０１４，３１（３） ４２-４６，９０．（ｉｎ Ｃｈｉｎｅｓｅ） ［２３］ ＬＩ Ｊ Ｃ，ＬＩ Ｎ Ｎ，ＬＩ Ｈ Ｂ，ｅｔ ａｌ． Ａｎ ＳＨＰＢ ｔｅｓｔ ｓｔｕｄｙ ｏｎ ｗａｖｅ ｐｒｏｐａｇａｔｉｏｎ ａｃｒｏｓｓ ｒｏｃｋ ｍａｓｓｅｓ ｗｉｔｈ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ｃｏｎ- ｔａｃｔ ａｒｅａ ｒａｔｉｏｓ ｏｆ ｊｏｉｎｔ［Ｊ］． Ｉｎｔｅｒｎａｔｉｏｎａｌ Ｊｏｕｒｎａｌ ｏｆ Ｉｍ- ｐａｃｔ Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ，２０１７，１０５１０９-１１６． ［２４］ 宋 力， 胡时胜． ＳＨＰＢ数据处理中的二波法与三波 法［Ｊ］．爆炸与冲击，２００５，２５（４） ３６８-３７３． ［２４］ ＳＯＮＧ Ｌｉ，ＨＵ Ｓｈｉ-ｓｈｅｎｇ． Ｔｗｏ-ｗａｖｅ ａｎｄ ｔｈｒｅｅ-ｗａｖｅ ｍｅｔｈｏｄ ｉｎ ＳＨＰＢ ｄａｔａ ｐｒｏｃｅｓｓｉｎｇ［Ｊ］． Ｅｘｐｌｏｓｉｏｎ ａｎｄ Ｓｈｏｃｋ Ｗａｖｅｓ，２００５，２５（４） ３６８-３７３．（ｉｎ Ｃｈｉｎｅｓｅ） ［２５］ ＺＨＯＵ Ｚ Ｌ，ＬＩ Ｘ Ｂ，ＬＩＵ Ａ Ｈ，ｅｔ ａｌ． Ｓｔｒｅｓｓ ｕｎｉｆｏｒｍｉｔｙ ｏｆ ｓｐｌｉｔ Ｈｏｐｋｉｎｓｏｎ ｐｒｅｓｓｕｒｅ ｂａｒ ｕｎｄｅｒ ｈａｌｆ-ｓｉｎｅ ｗａｖｅ ｌｏａｄｓ ［Ｊ］． Ｉｎｔｅｒｎａｔｉｏｎａｌ Ｊｏｕｒｎａｌ ｏｆ Ｒｏｃｋ Ｍｅｃｈａｎｉｃｓ ａｎｄ Ｍｉｎ- ｉｎｇ Ｓｃｉｅｎｃｅｓ，２０１１，４８（４） ６９７-７０１． ［２６］ 毛勇建， 李玉龙． ＳＨＰＢ试验中试件的轴向应力均匀 性［Ｊ］．爆炸与冲击，２００８，２８（５） ４４８-４５４． ［２６］ＭＡＯ Ｙｏｎｇ-ｊｉａｎ，ＬＩ Ｙｕ-ｌｏｎｇ． Ａｘｉａｌ ｓｔｒｅｓｓ ｕｎｉｆｏｒｍｉｔｙ ｉｎ ｓｐｅｃｉｍｅｎｓ ｏｆ ＳＨＰＢ ｔｅｓｔｓ［Ｊ］． Ｅｘｐｌｏｓｉｏｎ ａｎｄ Ｓｈｏｃｋ Ｗａｖｅｓ，２００８，２８（５） ４４８-４５４．（ｉｎ Ｃｈｉｎｅｓｅ） ［２７］ 丰 平， 张庆明， 陈 利， 等． ＳＨＰＢ测试中斜坡加载 对应力均匀性和恒应变率的影响分析［Ｊ］．北京理工 大学学报，２０１０，３０（５） ５１３-５１６． ［２７］ ＦＥＮＧ Ｐｉｎｇ，ＺＨＡＮＧ Ｑｉｎｇ-ｍｉｎｇ，ＣＨＥＮ Ｌｉ，ｅｔ ａｌ． Ｉｎｆｌｕ- ｅｎｃｅ ｏｆ ｉｎｃｉｄｅｎｔ ｐｕｌｓｅ ｏｆ ｓｌｏｐｅ ｏｎ ｓｔｒｅｓｓ ｕｎｉｆｏｒｍｉｔｙ ａｎｄ ｃｏｎｓｔａｎｔ ｓｔｒａｉｎ ｒａｔｅ ｉｎ ＳＨＰＢ ｔｅｓｔ［Ｊ］． Ｔｒａｎｓａｃｔｉｏｎ ｏｆ Ｂｅｉ- ｊｉｎｇ Ｉｎｓｔｉｔｕｔｅ ｏｆ Ｔｅｃｈｎｏｌｏｇｙ，２０１０，３０（５） ５１３-５１６．（ｉｎ Ｃｈｉｎｅｓｅ） ６０１爆 破 ２０１８年６月 万方数据