框剪结构高楼纵向倾倒拆除爆破研究 .pdf

doi10． 3969／ j． issn． 1001- 8352． 2014． 03． 010 框剪结构高楼纵向倾倒拆除爆破研究 磁 齐世福 刘好全 李宾利 李德林 中国人民解放军理工大学（江苏南京，２１０００７） ［摘 要］ 我国目前用爆破法拆除的高层楼房主要是框剪结构。 根据同一楼房中框架部分与剪力墙部分的相对 位置、倒塌方向选择、前后段起爆时差，对框剪结构楼房爆破效果的影响等进行了分析，给出了楼房爆破切口倾角 （闭合角）的经验数据、理论计算方法及确保楼房倒塌的判据，指出了楼房沿其纵向倒塌的难度远大于横向倒塌，并 以靖江金都大厦的爆破为例，详细介绍了楼房沿其纵向倾倒时的爆破方案确定、预处理方法、爆破切口要素、立柱 的爆破破坏高度、药孔参数、爆破参数、起爆网路等。 靖江金都大厦为框剪结构的 １１ 层高楼，因环境限制，需要沿 其不利于倒塌的纵向倾倒，而剪力墙结构却位于高楼的纵向两端，对该大楼的倒塌带来极大难度，通过精心设计其 爆破方案，优化爆破参数，并采取严格的安全技术措施，完全达到了预期的爆破效果。 ［关键词］ 控制爆破；框剪结构楼房；起爆时差；纵向倾倒；爆破倾角；倾倒判据；装药量计算 ［分类号］ ＴＵ７４６． ５ ；ＴＤ２３５． ３７ 1 框剪结构楼房爆破概述 在我国，一般说来，６ 层以下的楼房多为砖混结 构或框架结构，此类楼房目前多数采用液压破碎器 （镐头机）、液压剪或吊锤拆除， 即所谓 机械拆 除 ［１- ２］ 。 而 ６ 层以上的高楼，绝大多数为框剪结构， 即建筑的大部分为框架结构，其电梯间或天井等为 剪力墙结构（即四周墙体全部为钢筋混凝土结构， 能够抗剪），此类楼房目前多采用爆破法拆除 ［３- ５］ 。 剪力墙部分的结构刚性大、整体性好、抗剪能力 强，在爆破过程中一般不会在剪力作用下解体破碎， 而且因其与框架部分的梁柱呈刚性联接，爆破倾倒 时相互制约，在不利布局条件下，如果处理不当容易 造成炸而不倒的严重事故。 因此，分析剪力墙与框 架部分之间的布局关系，在爆破设计过程中避免不 利因素，确保整体结构顺利倒塌尤为重要。 1． 1 框剪结构布局对爆破效果影响分析 根据同一楼房中框架部分与剪力墙部分的相对 位置，框剪结构楼房的布局一般可分为图 １ 所示 ３ 种情况。 图 １（ａ），当剪力墙部分在楼房中间时，因剪力 墙部分较为孤立，无论是横向倾倒还是纵向倾倒，只 要倒塌方向的立柱爆破到合适高度，一般不会影响 整个楼房的倒塌效果，见图 １（ａ）；当剪力墙部分位 于楼房两端时，如果采用横向倾倒，则不会影响倒塌 效果，如果采用纵向倾倒，则因两部分剪力墙中间与 图 １ 剪力墙与框架部分相对位置示意图 Ｆｉｇ． １ Ｓｃｈｅｍａｔｉｃ ｏｆ ｔｈｅ ｒｅｌａｔｉｖｅ ｌｏｃａｔｉｏｎｓ ｏｆ ｔｈｅ ｓｈｅａｒ ｗａｌｌ ａｎｄ ｆｒａｍｅ ｐｏｒｔｉｏｎｓ 框架结构连为一体，先倒塌的剪力墙部分因框架结 构联系梁的拉扯作用，有可能落地后，阻挡后倒塌部 分的剪力墙，导致整个楼房不会倒塌的严重后果；当 剪力墙部分在楼房四周时，犹如烟囱爆破，只要选取 合适的爆破切口形式和足够的爆破倾角，则完全可 以保证整个楼房的倒塌效果。 １４２０１４ 年 ６ 月 框剪结构高楼纵向倾倒拆除爆破研究 齐世福，等 磁 收稿日期 ２０１３- ０６- ２１ 作者简介 齐世福（１９５６ ～ ），男，教授，主要研究方向为火炮、自动武器与弹药工程。 Ｅ- ｍａｉｌｑｉｓｈｉｆｕ＠１２６． ｃｏｍ 1． 2 框剪结构楼房的倒塌方向选择 楼房爆破时，一般选择某一个方向为倾倒方向。 当倒塌方向与楼房断面的短边平行时称为横向倒 塌，当倒塌方向与楼房断面的长边平行时称为纵向 倒塌。 从图 １ 不难看出，横向倒塌时，即使爆破高度 较小，其重心也容易移出楼房外面，利于倾倒；纵向 倒塌时，如果爆破高度不够，其重心难以移出楼房外 侧，有可能会出现炸而不倒的后果。 因此，只要场地 条件允许，楼房爆破的倒塌方向优先选择横向倒塌， 尤其是框剪结构楼房更应如此。 1． 3 框剪结构楼房的起爆时差分析 从以往对框架结构楼房爆破的大量实践观察， 底部立柱爆破后，在上部未爆结构自重作用下，沿倒 塌方向的钢筋混凝土梁结构将产生剪力荷载，梁结 构在剪力荷载作用下的破坏响应在 ２００ ｍｓ 以上，因 此，框架结构楼房的前后段起爆时差一般取 ５００ ｍｓ，即采用半秒差（ＨＳ）雷管起爆。 对于图 １（ａ）所 示剪力墙在楼房中间的情况，近似于一纯框架结构， 因而其起爆时差仍可选用半秒级；但对于图 １（ｂ）所 示剪力墙在楼房两端的情况，起爆时差如果选取过 大，或按照爆破框架结构的原则选取，则会出现倒塌 方向的剪力墙部分落地后，因各层连接梁的拉扯作 用而不能倾倒，堆积在后起爆的剪力墙之前面，影响 其倒塌，有可能出现整个楼房炸而不倒的严重后果， 故此类框剪结构楼房的起爆时差选择，应小于 ２００ ｍｓ，即采用毫秒差（ＭＳ）雷管起爆较好，采用这种短 时差起爆是将整个框剪结构楼房视为一整体，在倒 塌方向先起爆部分尚未落地之前，后续立柱及剪力 墙部分依次爆破倾倒，从而避免先爆部分因时差过 大，落地堆积影响整个楼房的倾倒效果；对于图 １ （ｃ）所示剪力墙在楼房四周的情况，整个楼房可视 为一刚性体，起爆时差大小对楼房倾倒影响不大，既 可采用半秒差起爆，亦可用毫秒差起爆 ［６- ８］ 。 1． 4 框剪结构楼房的爆破倾角控制 楼房定向控制爆破一般通过“高度差”（倒塌方 向的立柱爆破高度大于背向立柱的高度）或“时间 差”（楼房立柱爆破相同高度，先起爆倒塌方向的立 柱，后依次起爆其它立柱）的途径实现，绝大多数工 程是综合运用高度差和时间差来实现。 因此，除了 起爆时差问题，尚需研究爆破高度差问题。 爆破的 高度差通常用爆破倾角（或称闭合角）来体现，如把 楼房视为一整体刚性结构，尤其是框剪结构，因刚度 较大，本身就近似一刚性体，此类楼房爆破时，必须 保证倒塌方向的立柱或剪力墙爆破到足够高度，或 者说爆破倾角必须达到一定值，爆破切口内的立柱 破碎钢筋失稳闭合后，楼房重心移出倒塌方向的外 侧才能确保楼房倾倒，即框剪结构楼房爆破的倾倒 角最小值确定原则是楼房重心移出楼房外侧时的角 度 ［９- １１］ 。 实际爆破时，考虑到倒塌背向立柱或剪力 墙内钢筋的拉扯作用及先爆破部分的堆积作用，确 保楼房倒塌的爆破倾角应大于此值。 设大楼质量为 m，重心高度为 Zｃ，倒塌方向的 大楼宽度为 B，爆破切口高度为 Hｐ，爆破切口闭合 后大楼重心至倒塌背向最后一排立柱的距离为 X （图２），设爆破切口闭合角 β ，则 β ＝ ｔｇ － １Hｐ B 。（１） 图２ 楼房倾倒可靠性分析图 Ｆｉｇ． ２ Ｒｅｌｉａｂｉｌｉｔｙ ａｎａｌｙｓｉｓ ｏｆ ｔｈｅ ｂｕｉｌｄｉｎｇ ｃｏｌｌａｐｓｅ 根据工程实践经验，对于框剪结构楼房，其闭合 角 β 角度应不小于 ２５ ，即 β ≥２５ 。 检验楼房爆破闭合后其重心是否偏移出大楼外 侧的判据是 LX＝ X － B ＞ ０。（２） 根据几何关系，重心移出大楼外侧的距离 LX可 由下式求出 LX＝ X － B≥ ［Z ２ ｃ＋ （B／ ２） ２］１ ／ ２ ｃｏｓ（ｔｇ－ １Zｃ B／ ２ － ｔｇ － １Hｐ B ） － B。 （３） 式中LX为爆破切口闭合后，大楼重心移出大楼外 侧的距离，ｍ；X 为爆破切口闭合后大楼重心至倒塌 ２４ 爆 破 器 材 Ｅｘｐｌｏｓｉｖｅ Ｍａｔｅｒｉａｌｓ 第 ４３ 卷第３ 期 背向最后一排立柱的投影距离，ｍ；Zｃ为大楼的重心 高度，ｍ；B 为倒塌方向大楼的宽度，ｍ；Hｐ为大楼的 爆破切口高度，ｍ。 下面以靖江金都大厦的爆破为例，介绍该楼沿 其纵向倾倒时的爆破方案确定、预处理方法、爆破切 口要素、立柱的爆破破坏高度、药孔参数、爆破参数、 起爆网路等。 2 框剪结构楼房爆破案例的概况 2． 1 周边环境 靖江金都大厦为框架（中间）与剪力墙（纵向两 端）组成的１１ 层混合结构大楼，位于靖江市人民路 与江平路交叉路口之东南侧。 该主楼（四周 ２ ～ ５ 层附属楼爆破前已用机械 法予以拆除）东侧为靖江市金都置业发展有限公司 购置的空地、距景馨花园住宅楼 ９４ ｍ；南侧距面粉 厂宿舍楼 １００ ｍ、距日月大厦和变压器均为１６ ｍ；西 侧距人民路９ ｍ、距裕伦大厦和商住楼４７． ３ ｍ；北侧 距变压器（已用槽钢等进行加固和防护处理）１６． ３ ｍ、距江平路 ２６． ７ ｍ、距物资大厦和百信电脑大楼 ６０． １ ｍ。 爆破环境较差（图 ３）。 2． 2 建筑结构 待拆除的靖江市金都娱乐总汇主楼最高为 １１ 层（东西两端，中间为 １０ 层），楼层标高依次为 ３． ８５、７． ００、１０． ６０、１５． ４０、２０． ２０、２５． ００、２９． ８０、 ３３． ７０、３７． ６０、４１． ５０、４４． ００ ｍ，最高处为 ４６． ８ ｍ；占 地面积为 ７３６ ｍ ２（东西长 ４６ ｍ、南北宽 １６ ｍ），总建 筑面积约为 ８０００ ｍ ２。 主楼西北侧及东北侧两处局部为剪力墙结构 图３ 待爆建筑环境示意图（单位ｍ） Ｆｉｇ． ３ Ｓｕｒｒｏｕｎｄｉｎｇｓ ｏｆ ｔｈｅ ｃｏｎｓｔｒｕｃｔｉｏｎ ｂｌａｓｔｅｄ （ｕｎｉｔｍ） （北侧墙 δ＝４００，Φ １２＠１５０ 网格，其余为 δ ＝ ２５０， Φ １２＠１５０ 网格），其余均为钢筋混凝土框架结构； 楼板为现浇结构。 东侧为外设电梯间，西侧为人梯 间。 混凝土标号为 Ｃ３０。 主楼内有３ 排共 １９ 根承重立柱，其中 １７ 根立 柱截面为 ８００ｍｍ ８００ｍｍ（配筋为 ２ ５Φ ２５ ＋ ２ ３Φ ２５），２ 根立柱截面为 ６００ｍｍ ６００ｍｍ（配筋为 ２ ４Φ ２０ ＋ ２ ２Φ ２０）。 其立柱平面分布见图４。 2． 3 结构特点 该大楼主要特点是其结构为钢筋混凝土框剪混 合结构，楼层较高，立柱截面较大，强度较高，倒塌场 地仅有东侧可以选择，即只能采用纵向倒塌方式，而 纵向（东西侧）两端为剪力墙结构。 因此，该楼的框 剪结构布局给定向倒塌带来一定难度。 图４ 待爆建筑的平面图 Ｆｉｇ． ４ Ｓｔｒｕｃｔｕｒａｌ ｐｌａｎｅ ｏｆ ｔｈｅ ｃｏｎｓｔｒｕｃｔｉｏｎ ｂｌａｓｔｅｄ ３４２０１４ 年 ６ 月 框剪结构高楼纵向倾倒拆除爆破研究 齐世福，等 3 案例楼房爆破的总体方案 3． 1 倒塌方案确定 为保证该楼爆破时能沿其纵向倾倒，一是尽量 保证爆破切口角度接近 ２５ ，爆破至 ５ 层；二是对爆 破切口范围内的全部剪力墙进行预处理和爆破，使 其失去刚度和支撑力；三是对爆破范围内的立柱及 预处理后剩余的剪力墙运用不同的起爆时间差确保 形成足够的倾覆力矩；四是为防止西侧（倒塌背向） 的剪力墙部分在爆破过程中被前面的结构阻挡和支 撑，加大破坏高度（E、D 两排立柱爆破至 ４ 层）。 3． 2 爆前预处理 对于框剪结构楼房，爆前预处理十分重要，根据 该楼结构特点和倒塌要求，预处理部分和方法是爆 破切口范围内的所有墙体及外楼梯部分预先用机械 或人工拆除，一层剪力墙和电梯间只保留墙角（留 下布孔爆破）；对于内楼梯，预先将楼体两侧的墙体 拆除，每一踏步在上下两处用风镐将混凝土拆除宽 度不小于 ３０ ｃｍ（只保留踏步内的钢筋以方便人员 走动作业）；二层以上的剪力墙和电梯间机械无法 处理，采用爆破方法与立柱一起爆破。 3． 3 爆破切口要素确定 １）切口形式阶梯形爆破切口，自东（倒塌方 向）至西（倒塌相反方向）爆破切口高度依次递减， 爆破楼层为 １ ～ ５ 层（图５）。 图５ 爆破切口形式及倒塌方向 Ｆｉｇ． ５ Ｂｌａｓｔｉｎｇ ｃｕｔ ｔｙｐｅｓ ａｎｄ ｃｏｌｌａｐｓｅ ｗａｙｓ ２）切口高度爆破切口高度自东（倒塌方向）至 西（倒塌相反方向）依次递减，除最后一排布 ５ 个孔 外，其余立柱爆破高度不小于 ２． ５ ｍ（９ ～ １０ 个孔）。 ３）切口倾角爆破切口倾角 β ＝ ２３． ７ 。 由于外楼梯为剪力墙结构，机械处理只能到 ５ 楼，故切口角偏小。 3． 4 承重柱破坏高度的确定 因爆破对象强度较大，爆破切口上部的质量较 轻，因而需事先对承重立柱爆破后能否失稳作出科 学估计，进而确定其破坏的高度。 承重柱按最大 Φ ２５ ｍｍ 主筋计算，１９ 根承重柱 共有钢筋数 n ＝ １９ １６ ＝ ３０４ 根，该楼房总质量 P 约 为４０００ ｔ。 实际作用在每根钢筋上的纵向压力荷载为 p／ n ＝（４０００ １０ ３ ／ ３０４） ９． ８０６７ ＝１． ２９ １０ ５Ｎ。 钢筋截面积 F ＝ π D ２ ／ ４ ＝ ３． １４ ２． ５ ２ ／ ４ ＝ ４． ９１ ｃｍ ２。 式中D 为钢筋直径。 钢筋截面惯性矩 J ＝ π D ４ ／ ６４ ＝ ３． １４ ２． ５ ４ ／ ６４ ＝ １． ９２ ｃｍ ４。 每根钢筋允许的压力荷载 ［σp］ F ＝ ３． １ １０ ３ ４． ９１ ９． ８０６７ ＝ １． ４９ １０ ５ Ｎ。 p／ n ＜ ［σp］ F，此时，需用欧拉公式计算临界 荷载 Pｍ。 单根钢筋可视为一端自由，一端固定的细 长压杆。 欧拉公式的适用条件是柔度l≥１００，柔度 可用l ＝ ８ h／ d 计算，其若取柔度l ＝ １００，即取 h ＝ １２． ５ d 作为最小破坏高度 Hｍｉｎ。 Pｍ＝ π ２EJ／ （４h２） ＝ ３． １４２ ２． ０ １０ ６ １． ９２／ ［４（１２． ５ ２． ５） ２］ ９． ８０６７ ＝ ９． ５０ １０４ Ｎ。 式中E 为钢筋的弹性模量。 Pｍ＞ p／ n，此时，按下式计算的 h 作为承重柱的 最小破坏高度 Hｍｉｎ h ＝ π ／ ２（EJn／ P） １／ ２ ＝ ３． １４／ ２ ［２． ０ １０ ６ １． ９２ ３０４／ （４０００ １０ ３）］１／ ２ ＝ ９． １ ｃｍ。 为使楼房顺利倒塌，按下式计算倒塌方向的第 一排承重柱的实际破坏高度 H ＝ K（h ＋ B）。（４） 式中H 为破坏高度，ｍ；B 为承重柱边长，ｃｍ；K 为 系数，K ＝ １． ５ ～ ２． ０。 H ＝ １． ５ ～ ２． ０（９． １ ＋ ５０） ＝ ８８． ６５ ～ １１８． ２ ｃｍ， 本次爆破取 H ＝ ２５０ ｃｍ，全部满足失稳要求。 4 案例楼房的爆破参数确定 4． 1 装药量计算 单孔装药量按照体积公式计算 ４４ 爆 破 器 材 Ｅｘｐｌｏｓｉｖｅ Ｍａｔｅｒｉａｌｓ 第 ４３ 卷第３ 期 Q１＝ qV。（５） 式中Q１为单孔装药量，ｋｇ；q 为单位体积耗药量， ｋｇ／ ｍ ３，对于钢筋混凝土立柱，２ ～ ３ 楼取 １． ０ ｋｇ／ ｍ３， １ 楼取１． ２ ～ １． ５ ｋｇ／ ｍ ３，３ 楼以上或倒塌北向最后一 排立柱取 ０． ８ ｋｇ／ ｍ ３；V 为炮孔担负的爆破体体积， ｍ ３。 本次爆破实际装药量见表 １。 其中，楼房第一 层编号为①②③A ～ F 的８０ ｃｍ ８０ ｃｍ 立柱，上部５ 孔装２５０ ｇ，下部５ 孔装３００ ｇ；A- ②′ A′ - ③的６０ ｃｍ ６０ ｃｍ 立柱，上部５ 孔装１３０ ｇ，下部５ 孔装１５０ ｇ；２５ ３０ ｃｍ 的剪力墙角，上部５ 排孔装 ２０ ｇ，下部 ５ 排 孔装３０ ｇ；４０ ｃｍ ５０ ｃｍ 的剪力墙角，上部５ 排孔装 ６０ ｇ，下部５ 排孔装７０ ｇ。 4． 2 药孔参数 １）最小抵抗线 W对于截面较小的立柱或墙 壁，取 W ＝ δ／ ２（δ 为墙壁或立柱最小厚度），对于截 面较大的立柱，W 取３０ ｃｍ。 ２）药孔间距 aa ＝ １． ９ ～ １． ２Ｗ。 ３）排距 bb ＝ ０． ８５a。 立柱上布置多排炮孔时， 排距取１０ ～ ２０ ｃｍ。 ４）孔深 L对于立柱，垂直于短边穿孔 L ＝B － δ／ ２（δ 为立柱厚度；h 为药包长度；B 为立柱的最大 边长）。 钻孔时应使炮孔深度 L 大于最小抵抗线 W，要 确保炮孔装药后的净堵塞长度 L１大于或等于（１． １ ～ １． ２）W，即 L１≥（１． １ ～ １． ２）W。 ５）炮孔直径炮孔直径取 d ＝ ３８ ｍｍ。 具体参数见表１。 4． 3 炮孔布置 在距地面０． ４ ｍ 以上钻水平炮孔。 截面为 ８００ ｍｍ ８００ ｍｍ 的立柱钻两排炮孔，即在中间竖筋两 侧钻孔，交错配置；截面为６００ ｍｍ ６００ ｍｍ 的立柱 亦交错配置在中间竖筋两侧钻孔，但视为一排孔；剪 力墙垂直墙面钻孔，三角形配置。 5 案例楼房爆破的起爆网路 针对工程环境，为避免杂散电流、射频电流和感 应电流对爆破网路的影响，使用安全可靠的塑料导 爆管起爆网路系统起爆。 本次爆破采用毫秒与半秒 相结合的延期起爆技术，即除第一响外，楼房各部位 以半秒时间间隔先后延期起爆。 整个网路分为 ７ 响，由前（倒塌方向）向后、由 下至上依次起爆（图 ５）。 第一响采用 ＭＳ- ３ 段毫秒 雷管，２ ～ ７ 响依次采用 ＨＳ- ２、ＨＳ- ３、ＨＳ- ４、ＨＳ- ５、ＨＳ- ６、ＨＳ- ７ 段半秒雷管起爆。 立柱上部的炮孔每个炮孔设置１发雷管、下部 ３ ～ ５个炮孔设置２发雷管，全部采用孔内延期，炮 表１ 爆破参数 Ｔａｂ． １ Ｂｌａｓｔｉｎｇ ｐａｒａｍｅｔｅｒｓ 部位立柱编号 截面／ ｃｍ 孔深 L／ ｃｍ 孔距 a／ ｃｍ 排距 b／ ｃｍ 炮孔数／ 个 炸药单耗／ （ｋｇ ｍ － ３） 单孔药量／ ｇ １ 层 ①②③A ～ F８０ ８０屯５３q３０p１５p１７ １０创１ ． ２ ～ １． ５２５０ ～ ３００ A- ②′ A′ - ③６０ ６０屯３５q３０p１０p２ １０潩１ ． ２ ～ １． ５１３０ ～ １５０ 剪力墙２５ ３０屯２０q２５p２５p１０ １０创１ ． ２ ～ １． ５２５ ～ ３０ 剪力墙４０ ５０屯２５q２５p３０p１０ １０创１ ． ２ ～ １． ５６０ ～ ７５ ２ 层 ①②③A ～ E８０ ８０屯５０q３０p１５p１４ ８潩１ ． ０２１０怂 A- ②′ A′ - ③６０ ６０屯３５q３０p１０p２ ８噰１ ． ０１１０怂 剪力墙２５ ３０屯２０q２５p２５p１０ ８潩１ ． ０２５创 剪力墙４０ ５０屯２５q２５p３０p１０ ８潩１ ． ０６０创 ３ 层 ①②③A ～ D８０ ８０屯５０q３０p１５p１２ ８潩１ ． ０２１０怂 A- ②′ A′ - ③６０ ６０屯３５q３０p１０p２ ８噰１ ． ０１１０怂 剪力墙２５ ３０屯２０q２５p２５p１０ ８潩１ ． ０２５创 ４ 层 ①②③A ～ B８０ ８０屯５０q３０p１５p５ ８噰１ ． ０２１０怂 A- ②′ A′ - ③６０ ６０屯３５q３０p１０p２ ８噰１ ． ０１１０怂 剪力墙２５ ３０屯２０q２５p２５p１０ ８潩１ ． ０２５创 ５ 层 ①A②A６０ ６０屯３５q３０p１０p２ ８噰０ ． ８８８创 A- ②′ A′ - ③６０ ６０屯３５q３０p１０p２ ８噰０ ． ８８８创 剪力墙２５ ３０屯２０q２５p２５p１０ １０创０ ． ８２０创 合计１１４２厖１５８０００ ５４２０１４ 年 ６ 月 框剪结构高楼纵向倾倒拆除爆破研究 齐世福，等 孔内每发雷管可同时接受４ 个方向传来的冲击波作 用，以大大提高起爆网路的准爆性。 每根承重柱引出的塑料导爆管连接为 １ 个集束 把，每个集束把连接 ２ 发非电 ＭＳ- １ 雷管；尔后使用 塑料导爆管和四通将各集束把用 ＭＳ- １ 雷管连接起 来，形成非电复式闭合起爆网路。 6 案例楼房爆破的危害效应控制 6． 1 爆破振动 爆破振动据下式确定 V ＝ ７． ０６（Q １／ ３ ／ R） １． ３６。 （６） 式中V 为爆破引起的质点振动速度，ｃｍ／ ｓ；Q 为一 次（段）起爆的最大装药量，ｋｇ；R 为爆点到被保护目 标的距离，ｍ。 本次爆破的重点保护目标是南侧 １６ ｍ 处的日 月大厦和北侧１６． ３ ｍ 处的变压器，两个目标的安全 振动阈值均为 Vｃ＝ ３ ｃｍ／ ｓ。 实际最大一段装药量均 小于３０ ｋｇ，按照３０ ｋｇ 计算。 对于北侧 R ＝ １６． ３ ｍ 处的变压器，V ＝ ７． ０６（３０ １ ／ ３ ／ １６． ３） １． ３６ ＝ ０． ７４ ｃｍ／ ｓ ＜ ３ ｃｍ／ ｓ；对于南侧 R ＝ １６ ｍ 处的日月大厦，爆破产 生的振动速度为 V ＝ ０． ７６ ｃｍ／ ｓ ＜ ３ ｃｍ／ ｓ。 由此可 见，爆破不会引起周围目标的损坏。 6． 2 塌落振动 根据量纲分析法，集中质量冲击或塌落作用于 地面造成的塌落振动速度可由下式 ［１２］ 确定 Vｔ＝ Kｔ［（M g H／ σ ） １ ／ ３ ／ R］ β 。（７） 式中Vｔ为塌落振动速度，ｃｍ／ ｓ；Kｔ为衰减系数，Kｔ ＝ ３． ３７；σ为刚性地面介质的破坏强度，ＭＰａ，一般 取 σ＝ １０ ＭＰａ；β 为衰减指数，β ＝ １． ６６；R 为观测点 至撞击中心的距离，ｍ；M 为下落构件的质量，ｔ；H 为 构件重心高度，ｍ。 本次爆破的大楼总质量为 ４０００ ｔ，但分为 ６ 次 逐次落地，即每次落地的质量为 M ＝ ４０００ ／ ６ ＝ ６６７ ｔ， 按照７００ ｔ 计算，H ＝ ２１． ４ ｍ，R 按照撞击中心至日 月大厦最近距离计算，为 １６ ＋ １６／ ２ ＝ ２４ ｍ，得 Vｔ＝ ３． ４８ ｃｍ／ ｓ。 显然，此震动速度远大于规定的抗震标 准（V ＝ ３ ｃｍ／ ｓ）。 此计算按照刚性地面考虑，实际本次爆破塌落 地面为松散的沙质地面，构件落地时大部分能量将 被吸收，故实际产生的振动值会远小于此计算值。 为确保安全，爆破前预计构件塌落处再堆积高度不 小于１ ｍ 的沙袋，可确保万无一失。 6． 3 爆破飞石 爆破飞石距离按照下式确定 Rｍｉｎ＝ Kｆ q D。（８） 式中Rｍｉｎ为个别飞石最大距离，ｍ；Kｆ是与爆破方 式、填塞状况、地形地质有关的系数，Kｆ＝ １． ５；q 为 炸药单耗，ｋｇ／ ｍ ３；D 为炮孔直径，ｍｍ。 本次爆破 Rｍｉｎ＝ Kｆ q D ＝ １． ５ １． ５ ３８ ＝ ８５． ５ ｍ。 以上计算结果是在无任何防护措施下所达到的 飞石距离。 爆破时，使用了 ３ 层草袋外加 ３ 层竹笆 进行防护，其飞石距离未超过３０ ｍ。 6． 4 空气冲击波 空气冲击波安全距离按照下式确定 RＢ＝ KＢ Q １ ／ ２。 （９） 式中RＢ为空气冲击波安全距离，ｍ；KＢ为系数；Q 为一次齐爆、毫秒延时爆破时的总装药量，半秒延时 爆破时为最大单段装药量，ｋｇ。 本次爆破中RＢ＝ ２（３０） １／ ２ ＝ １０． ９５ ｍ。 爆破部位采取了多层防护，空 气冲击波影响范围远小于此计算值。 7 案例楼房的爆破效果 经过精心设计、精心施工和现场严密的科学组 织，爆破获得了成功（图 ６），但对倒塌过程观察发 现，由于起爆时差选择过大（半秒差且段数过多）及 闭合角较小，当起爆后不到 ２ ｓ，倒塌方向的剪力墙 部分（外楼梯间）就已落地，险些阻挡了后续起爆的 剪力墙部分导致炸而不倒的事故。 爆破后，定向准 确，解体充分，倒塌方向塌散距离约为 ２０ ｍ，两侧塌 散不超过 ７ ｍ，后座不超过 ４ ｍ，未伤及路灯及名贵 树木。 爆后解体充分，利于爆渣的清运。 飞石最远 距离未超过 ３０ ｍ，周围玻璃及其它建筑设施安然无 恙，完全达到了预期的爆破效果。 图６ 爆破效果 Ｆｉｇ． ６ Ｂｌａｓｔｉｎｇ ｅｆｆｅｃｔ 参 考 文 献 ［１］ 谭灵，王自力， 谭雪刚， 等． 控制爆破拆除十六铺客运 大楼及申客饭店［Ｊ］． 爆破，２００５，２２（３）７６- ７９． Ｔａｎ Ｌｉｎｇ，Ｗａｎｇ Ｚｉｌｉ，Ｔａｎ Ｘｕｅｇａｎｇ， ｅｔ ａｌ．Ｄｅｍｏｌｉｔｉｏｎ ｏｆ Ｓｈｉｌｉｕｐｕ ｐａｓｓａｇｅｒｓ ｂｕｉｌｄｉｎｇ ａｎｄ ｓｈｅｎｋｅ ｈｏｔｅｌ ｂｙ ｃｏｎｔｒｏｌｌｅｄ ｂｌａｓｔｉｎｇ［Ｊ］． Ｂｌａｓｔｉｎｇ，２００５，２２（３）７６- ７９． ［２］ 杨年华， 张志毅， 邓志勇， 等． 复杂环境下高层框架楼 ６４ 爆 破 器 材 Ｅｘｐｌｏｓｉｖｅ Ｍａｔｅｒｉａｌｓ 第 ４３ 卷第３ 期 定向爆破拆除实例与分析［Ｊ］． 爆破器材，２００６，３５ （６）３０- ３２． Ｙａｎｇ Ｎｉａｎｈｕａ， Ｚｈａｎｇ Ｚｈｉｙｉ， Ｄｅｎｇ Ｚｈｉｙｏｎｇ， ｅｔ ａｌ． Ａｎ ｅｘａｍｐｌｅ ａｎａｌｙｓｉｓ ｆｏｒ ｈｉｇｈ ｆｒａｍｅ ｂｕｉｌｄｉｎｇ ｄｉｒｅｃｔｉｏｎａｌ ｂｌａｓｔｉｎｇｄｅｍｏｌｉｔｉｏｎｉｎｃｏｍｐｌｅｘｃｉｒｃｕｍｓｔａｎｃｅ［Ｊ］． Ｅｘｐｌｏｓｉｖｅ Ｍａｔｅｒｉａｌｓ，２００６，３５（６）３０- ３２． ［３］ 张翠兵，张承珍，邓志勇，等． １１ 层钢筋混凝土框架楼 房爆破拆除［Ｊ］． 工程爆破，２００３，９（２）３０- ３１． Ｚｈａｎｇ Ｃｕｉｂｉｎｇ，Ｚｈａｎｇ Ｃｈｅｎｇｚｈｅｎ，Ｄｅｎｇ Ｚｈｉｙｏｎｇ， ｅｔ ａｌ． Ｄｅｍｏｌｉｔｉｏｎ ｏｆ ａｎ １１- ｓｔｏｒｅｙｅｄ ｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄ ｃｏｎｃｒｅｔｅ ｆｒａｍｅ ｂｕｉｌｄｉｎｇ ｂｙ ｂｌａｓｔｉｎｇ ｍｅｔｈｏｄ ［Ｊ］． Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ Ｂｌａｓｔｉｎｇ， ２００３，９（２）３０- ３１． ［４］ 谭海，蔡万明，曹鑫，等． 复杂条件下两栋七层楼房的 爆破拆除［Ｊ］． 爆破，２００６，２３（１）５６- ５８． Ｔａｎ Ｈａｉ，Ｃａｉ Ｗａｎｍｉｎｇ，Ｃａｏ Ｘｉｎ， ｅｔ ａｌ．Ｂｌａｓｔｉｎｇ ｄｅｍｏｌｉ- ｔｉｏｎ ｏｆ ｔｗｏ ７- ｓｔｏｒｅｙ ｂｕｉｌｄｉｎｇｓ ｉｎ ｃｏｍｐｌｅｘ ｄｅｍｏｌｉｔｉｏｎ ｃｏｎ- ｄｉｔｉｏｎｓ［Ｊ］． Ｂｌａｓｔｉｎｇ，２００６，２３（１）５６- ５８． ［５］ 谢先启，贾永胜，罗启军，等．复杂环境下九层框架楼 房的控爆拆除［Ｊ］． 爆破，２００７，２４（１）４６- ５０． Ｘｉｅ Ｘｉａｎｑｉ，Ｊｉａ Ｙｏｎｇｓｈｅｎｇ，Ｌｕｏ Ｑｉｊｕｎ，ｅｔ ａｌ． Ｃｏｎｔｒｏｌｌｅｄ ｂｌａｓｔｉｎｇ ｄｅｍｏｌｉｔｉｏｎ ｏｆ ａ ９- ｓｔｏｒｅｙ ｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄ ｃｏｎｃｒｅｔｅ ｂｕｉｌｄｉｎｇ ｉｎ ｃｏｍｐｌｉｃａｔｅｄ ｅｎｖｉｒｏｎｍｅｎｔ ［Ｊ］． Ｂｌａｓｔｉｎｇ，２００７， ２４（１）４６- ５０． ［６］ 崔正荣，赵明生，杜明照． 剪力墙结构原地坍塌爆破拆 除数值模拟［Ｊ］． 爆破，２００９，２６（１）６２- ６４． Ｃｕｉ Ｚｈｅｎｇｒｏｎｇ，Ｚｈａｏ Ｍｉｎｇｓｈｅｎｇ，Ｄｕ Ｍｉｎｇｚｈａｏ． Ｎｕｍｅｒｉｃａｌ ｓｉｍｕｌａｔｉｏｎ ｆｏｒ ｂｌａｓｔｉｎｇ ｄｅｍｏｌｉｔｉｏｎ ｏｆ ｓｈｅａｒ- ｗａｌｌ ｂｌａｓｔｉｎｇ ｓｔｒｕｃｔｕｒｅ ｃｏｌｌａｐｓｅ ｉｎ ｓｉｔｕａｔｉｏｎ［Ｊ］． Ｂｌａｓｔｉｎｇ，２００９，２６（１） ６２- ６４． ［７］ 杨国梁，杨军，姜琳琳． 框筒结构建筑物的折叠爆破拆 除［Ｊ］． 爆炸与冲击，２００９，２９（４）３８０- ３８４． Ｙａｎｇ Ｇｕｏｌｉａｎｇ，Ｙａｎｇ Ｊｕｎ，Ｊｉａｎｇ Ｌｉｎｌｉｎ．Ｎｕｍｅｒｉｃａｌ ｓｉｍｕ- ｌａｔｉｏｎｓ ｏｎ ｆｏｌｅ ｂｌａｓｔｉｎｇ ｄｅｍｏｌｉｔｉｏｎ ｏｆ ｆｒａｍｔｕｂｅ ｓｔｒｕｃｔｕｒｅｓ ［Ｊ］． Ｅｘｐｌｏｓｉｏｎ ａｎｄ Ｓｈｏｃｋ Ｗａｖｅｓ，２００９，２９（４）３８０- ３８４． ［８］ 郑德明，余德运，曹跃，等． 合肥 １７ 层高楼原地坍塌拆 除爆破［Ｊ］． 爆破，２００６，２３（１）４８- ５１． Ｚｈｅｎｇ Ｄｅｍｉｎｇ，Ｙｕ Ｄｅｙｕｎ，Ｃａｏ Ｙｕｅ，ｅｔ ａｌ． Ｄｅｍｏｌｉｔｉｏｎ ｏｆ ａ １７- ｓｔｏｒｅｙｅｄ ｂｕｉｌｄｉｎｇ ｂｙ ｉｎ- ｓｉｔｅ ｂｌａｓｔｉｎｇ ［ Ｊ］． Ｂｌａｓｔｉｎｇ， ２００６，２３（１）４８- ５１． ［９］ 梁开水，王斌，曹跃． 武汉饭店大楼拆除爆破［Ｊ］． 爆 破，２００２，１９（１）４３- ４５． Ｌｉａｎｇ Ｋａｉｓｈｕｉ， Ｗａｎｇ Ｂｉｎ， Ｃａｏ Ｙｕｅ． Ｄｅｍｏｌｉｔｉｏｎ ｂｌａｓｔｉｎｇ ｏｆ Ｗｕｈａｎ ｈｏｔｅｌ ｂｕｉｌｄｉｎｇｓ［Ｊ］． Ｂｌａｓｔｉｎｇ，２００２，１９（１）４３- ４５． ［１０］ 高文乐，毕卫国． 框架结构会议厅的定向爆破拆除 ［Ｊ］． 爆破，２００６，２３（３）５３- ５５． Ｇａｏ Ｗｅｎｌｅ， Ｂｉ Ｗｅｉｇｕｏ． Ｄｉｒｅｃｔｉｏｎａｌ ｂｌａｓｔｉｎｇ ｄｅｍｏｌｉｔｉｏｎ ｏｆ ａｓｓｅｍｂｌｙ ｈａｌｌ ｉｎ ｆｒａｍｅ ｓｔｒｕｃｔｕｒｅ ［Ｊ］． Ｂｌａｓｔｉｎｇ，２００６， ２３（３）５３- ５５． ［１１］ 毕卫国，李廷春， 高文乐， 等． 多种结构建筑群一次 性爆破拆除［Ｊ］． 爆破，２００３，２０（３）４５- ４７，５５． Ｂｉ Ｗｅｉｇｕｏ，Ｌｉ Ｔｉｎｇｃｈｕｎ，Ｇａｏ Ｗｅｎｌｅ，ｅｔ ａｌ． Ｄｅｍｏｌｉｔｉｏｎ ｏｆ ｃｏｍｐｌｅｘｓｔｒｕｃｔｕｒｅｄｂｕｉｌｄｉｎｇｓｂｙｓｉｎｇｌｅ- ｓｈｏｔ- ｆｉｒｉｎｇ ｂｌａｓｔｉｎｇ［Ｊ］． Ｂｌａｓｔｉｎｇ，２００３，２０（３）４５- ４７，５５． ［１２］ 周家汉．爆破拆除塌落振动速度计算公式的讨论 ［Ｊ］．工程爆破， ２００９， １５（１） １- ４，４０． Ｚｈｏｕ Ｊｉａｈａｎ．Ｄｉｓｃｕｓｓｉｏｎ ｏｎ ｃａｌｃｕｌａｔｉｏｎ ｆｏｒｍｕｌａ ｏｆ ｃｏｌ- ｌａｐｓｉｎｇ ｖｉｂｒａｔｉｏｎ ｖｅｌｏｃｉｔｙ ｃａｕｓｅｄ ｂｙ ｂｌａｓｔｉｎｇ ｄｅｍｏｌｉｔｉｏｎ ［Ｊ］．Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ Ｂｌａｓｔｉｎｇ， ２００９， １５（１） １- ４，４０． Blasting Study on the Lengthwise Collapse of a Tall Building with a Frame Shear Wall Structure ＱＩ Ｓｈｉｆｕ， ＬＩＵ Ｈａｏｑｕａｎ， ＬＩ Ｂｉｎｌｉ， ＬＩ Ｄｅｌｉｎ ＰＬＡ Ｕｎｉｖｅｒｓｉｔｙ ｏｆ Ｓｃｉｅｎｃｅ ａｎｄ Ｔｅｃｈｎｏｌｏｇｙ （Ｊｉａｎｇｓｕ Ｎａｎｊｉｎｇ，２１０００７） ［ＡＢＳＴＲＡＣＴ］ Ｔｈｅ ｈｉｇｈ- ｒｉｓｅ ｂｕｉｌｄｉｎｇｓ ｗｈｉｃｈ ｈａｖｅ ｓｏ ｆａｒ ｂｅｅｎ ｄｅｍｏｌｉｓｈｅｄ ｂｙ ｂｌａｓｔｉｎｇ ｉｎ Ｃｈｉｎａ ａｒｅ ｐｒｉｍａｒｉｌｙ ｆｒａｍｅ ｓｈｅａｒ ｗａｌｌ ｓｔｒｕｃｔｕｒｅ．Ａｃｃｏｒｄｉｎｇ ｔｏ ｔｈｅ ｒｅｌａｔｉｖｅ ｐｏｓｉｔｉｏｎ ｏｆ ｔｈｅ ｆｒａｍｅ ｐａｒｔｓ ｏｆ ｔｈｅ ｓａｍｅ ｂｕｉｌｄｉｎｇ ｗｉｔｈ ｓｈｅａｒ ｗａｌｌ ｐｏｒｔｉｏｎ ， ｃｏｌｌａｐｓｅ ｄｉｒｅｃｔｉｏｎ ｏｐｔｉｏｎｓ ａｎｄ ｄｅｌａｙ ｔｉｍｅ ｄｉｆｆｅｒｅｎｃｅ ｂｅｔｗｅｅｎ ｓｕｃｃｅｅｄｉｎｇ ｉｎｉｔｉａｔｉｏｎｓ ， ｅｍｐｉｒｉｃａｌ ｄａｔａ ｏｆ ｉｎｃｌｉｎａｔｉｏｎ ａｎｇｌｅ （ ｃｌｏｓｉｎｇ ａｎｇｌｅ） ｆｏｒ ｔｈｅ ｂｌａｓｔｉｎｇ ｃｕｔｓ， ｔｈｅｏｒｅｔｉｃａｌ ｃａｌｃｕｌａｔｉｏｎ ｍｅｔｈｏｄｓ， ａｎｄ ｃｒｉｔｅｒｉａ ｆｏｒ ｒｅｌｉａｂｌｅ ｃｏｌｌａｐｓｅ ｗｅｒｅ ｐｒｅｓｅｎｔｅｄ．Ｔｈｅ ｃｏｎｃｌｕ- ｓｉｏｎ， ｔｈａｔ ｔｈｅ ｂｕｉｌｄｉｎｇ ｗｏｕｌｄ ｃｏｌｌａｐｓｅ ａｌｏｎｇ ｉｔｓ ｌｏｎｇｉｔｕｄｉｎａｌ ｍｕｃｈ ｍｏｒｅ ｄｉｆｆｉｃｕｌｔ ｔｈａｎ ｔｈｅ ｌａｔｅｒａｌ ｃｏｌｌａｐｓｅ ， ｗａｓ ｐｏｉｎｔｅｄ ｏｕｔ． Ｂｌａｓｔｉｎｇ ｓｃｈｅｍｅ， ｐｒｅｔｒｅａｔｍｅｎｔ， ｅｓｓｅｎｔｉａｌ ｅｌｅｍｅｎｔｓ ｏｆ ｂｌａｓｔｉｎｇ ｃｕｔｓ， ｂｌａｓｔｅｄ ｈｅｉｇｈｔｓ ｏｆ ｃｏｌｕｍｎｓ， ｂｏｒｅｈｏｌｅ ｐａｒａｍｅｔｅｒｓ， ｂｌａｓｔｉｎｇ ｐａｒａｍｅｔｅｒｓ ａｎｄ ｉｎｉｔｉａｔｉｏｎ ｃｉｒｃｕｉｔ ｎｅｔｗｏｒｋ ｏｆ ｅｘｐｌｏｓｉｖｅ ｄｅｍｏｌｉｔｉｏｎ ｏｆ Ｊｉｎｄｕ Ｍａｎｓｉｏｎ ｉｎ Ｊｉｎｇｊｉａｎｇ Ｃｉｔｙ ｗｉｔｈ ｔｈｅ ｌｏｎｇｉｔｕｄｉｎａｌ ｃｏｌｌａｐｓｅ ｗｅｒｅ ｉｎｔｒｏｄｕｃｅｄ．Ｊｉｎｄｕ Ｍａｎｓｉｏｎ， ａ １１- ｓｔｏｒｅｙ ｂｕｉｌｄｉｎｇ ｗｉｔｈ ｆｒａｍｅ- ｓｈｅａｒ ｗａｌｌ ｓｔｒｕｃｔｕｒｅ， ｍｕｓｔ ｂｅ ｃｏｌｌａｐｓｅｄ ｌｏｎｇｉｔｕｄｉｎａｌ ｂｅｃａｕｓｅ ｏｆ ｉｔｓ ｓｕｒｒｏｕｎｄｉｎｇｓ ｃｏｎｓｔｒａｉｎｔｓ ， ａ ｄｉｒｅｃｔｉｏｎ ｗｈｉｃｈ ｉｓ ａｄｖｅｒｓｅ ｔｏ ｍａｋｉｎｇ ｔｈｅ ｂｕｉｌｄｉｎｇ ｃｏｌｌａｐｓｅ ． Ｍｏｒｅｏｖｅｒ， ａｔ ｅａｃｈ ｅｎｄ ｏｆ ｉｔｓ ｌｏｎｇｉｔｕｄｉｎａｌ ｄｉｒｅｃｔｉｏｎ ｔｈｅｒｅ ｗａｓ ａ ｆｒａｍｅ - ｓｈｅａｒ ｗａｌｌ ｓｔｒｕｃｔｕｒｅ， ｗｈｉｃｈ ｍａｄｅ ｔｈｅ ｌｏｎｇｉｔｕｄｉｎａｌ ｃｏｌｌａｐｓｅ ｅｖｅｎ ｍｏｒｅ ｄｉｆｆｉｃｕｌｔ．Ａｎｔｉｃｉｐａｔｅｄ ｄｅｍｏｌｉｔｉｏｎ ｒｅｓｕｌｔｓ ａｒｅ ａｃｈｉｅｖｅｄ ｂｙ ｍａｋｉｎｇ ａ ｇｏｏｄ ｄｅｓｉｇｎ ， ｏｐｔｉｍｉｚｉｎｇ ｂｌａｓｔｉｎｇ ｐａｒａｍｅｔｅｒｓ， ａｎｄ ｔａｋｉｎｇ ｓｔｒｉｃｔ ｔｅｃｈｎｉｃａｌ ｓａｆｅｔｙ ｍｅａｓｕｒｅｓ． ［ＫＥＹ ＷＯＲＤＳ］ ｃｏｎｔｒｏｌｌｅｄ ｂｌａｓｔｉｎｇ； ｂｕｉｌｄｉｎｇｓ ｗｉｔｈ ａ ｆｒａｍｅ ｓｈｅａｒ ｗａｌｌ ｓｔｒｕｃｔｕｒｅ ； ｉｎｉｔｉａｔｉｏｎ ｔｉｍｅ； ｌｅｎｇｔｈｗｉｓｅ ｃｏｌｌａｐｓｅ； ｉｎｃｌｉｎａｔｉｏｎ ａｎｇｌｅ ｆｏｒ ｂｌａｓｔｉｎｇ ｃｕｔｓ； ｃｒｉｔｅｒｉａ ｆｏｒ ｃｏｌｌａｐｓｅ； ｃｈａｒｇｅ ｃａｌｃｕｌａｔｉｏｎ ７４２０１４ 年 ６ 月 框剪结构高楼纵向倾倒拆除爆破研究 齐世福，等