爆破切口高度对框架结构后坐影响的数值分析.pdf

第 35 卷 第 1 期 2018 年 3 月 爆 破 BLASTING Vol. 35 No. 1 ▂▂▂▂▂▂▂▂▂▂▂▂▂▂▂▂▂▂▂▂▂▂▂▂▂▂▂▂▂▂▂▂▂▂▂▂▂▂▂▂▂▂▂▂▂▂▂ Mar. 2018 doi 10. 3963/ j. issn. 1001 -487X. 2018. 01. 019 爆破切口高度对框架结构后坐影响的数值分析* 马建军 1， 2， 田水龙1， 2， 钟冬望1， 2， 王立锋1， 2， 李 伦1， 2 （1. 武汉科技大学 理学院， 武汉 430065; 2. 中铁港航-武科大爆破技术研究中心， 武汉 430065 摘 要 以框架结构爆破后坐理论分析为指导， 根据力学原理， 提出爆破切口高度太大不利于楼房倒塌， 并 导出了框架结构爆破拆除的合理爆高。结合工程实例， 利用 ANSYS/ LS-DYNA 建立框架结构爆破倒塌的数 值模型， 其模拟结果与实际情况基本吻合， 表明采用数值模拟方法预估楼房爆破后坐是可行的； 通过对 12 层 框架结构定向爆破的模拟分析， 提出框架结构楼房爆破， 要倾覆力矩大， 产生后坐小， 爆破切口高度应选择在 框架结构重心 H0的 1/2 处； 要使楼房爆破后坐小， 后排立柱也要炸， 爆高只需在后排立柱根部形成转动铰支 即可； 若后排立柱不炸， 应削弱柱根强度， 以确保楼体在柱根处形成转动铰支； 为阻止楼房爆破时后坐， 可在 楼房后排立柱根部堆一定高度和强度土渣。 关键词 定向爆破；爆破切口高度；后柱；爆破后坐；数字模拟 中图分类号 TD235. 4 文献标识码 A 文章编号 1001 -487X 2018 01 -0116 -07 Numerical Simulation of Blast Cut Height Effect on Backlash of Frame Buildings MA Jian-jun1， 2， TIAN Shui-long1， 2， ZHONG Dong-wang1， 2， WANG Li-feng1， 2， LI Lun1， 2 （1. College of science， Wuhan University of Science and Technology， Wuhan 430065， China; 2. CRPCE-Blasting Technology Research Center， Wuhan University of Science and Technology， Wuhan 430065， China Abstract Under the guidance of theoretical analysis of blasting recoil of frame structure and mechanics princi- ple， it is proposed that the height of the blasting cut is too high to building collapse， and the reasonable blasting height of blasting demolition of frame structure is also deduced. Combining with the project example and using AN- SYS/ LS-DYNA， the numerical model of blasting collapse of frame structure is established， and the simulation results are in agreement with the actual situation， which proves that it is feasible to estimate the blasting recoil of building by numerical simulation . Through the simulation and analysis of the directional blasting of a 12 story frame structure， it is proposed that the blasting of the frame structure building should have large overturning moment and small recoil， and the height of the blasting cut should be selected at half of the gravity center of the frame structure. In order to make the building blasting in a small way， the rear column should be also blasted， and the blasting height is only required to a rotating hinge at the root of the rear column. Otherwise， the strength of the column root should be weakened to ensure that the building body s a rotating hinge at the root of the column. In order to pre- vent recoil， a certain height and strength of soil slag can be heaped. Key words directional blasting;blasting notch height;rear column;blasting recoil;numerical simulation 收稿日期 2017 -12 -18 作者简介 马建军 （1957 - ， 男， 教授、 博士生导师， 从事控制爆破研 究，（E-mail wkdmjj163. com。 通讯作者 田水龙 （1989 - ， 男， 硕士研究生， 从事爆破工程研究， （E-mail 850804660 qq. com。 基金项目 国家自然科学基金项目 （51574184 对钢筋混凝土框架结构楼房实施定向爆破， 楼 体向事先确定的方向倾倒时， 有时会出现在倒塌过 程中整体向后滑移， 这种现象称之为后坐 [1]。如果 万方数据 附近场地相对宽裕， 后坐不会产生大的影响， 但在市 区内各种建筑相距较近， 或与交通要道紧紧相邻， 如 果楼房爆破倒塌产生后坐， 就会对周围建筑物和公 共交通造成一定的影响， 甚至会造成严重损失或重 大事故 [2]。对框架结构楼房实施定向爆破拆除的 主要技术措施， 是对其底部支撑立柱爆出一个三角 形或梯形爆破切口， 使楼房整体失稳， 并绕一定轴转 动、 倾倒冲击地面而解体破坏 [3]。一般而言， 爆破 切口高度越大， 对楼房失稳倾覆倒塌越有利; 但切口 高度越大， 产生的后坐越大; 然而切口高度过小， 又 可能出现楼体仅倾斜而不倒塌的情况， 如长沙高桥 园林 6 层办公楼和湖南华天大酒店 7 层楼定向爆破 拆除分别呈 17和 19斜立 [4]。因此在场地狭隘处， 实施框架结构楼房的定向爆破拆除， 选择合理的爆 破切口高度、 有效控制爆破后坐， 是保障爆破成功的 关键所在 [5]。 1 主体结构倒塌 “后坐” 理论模型 目前研究爆破 “后坐” 方面的学者认为主体结 构倒塌后坐分为两个部分“机构后坐” 和 “后滑” 。 1. 1 机构后坐理论模型 以钢筋混凝土框架结构为例， 机构后坐理论可 简述为 当框架结构爆破切口完全形成后， 重力荷载 向支撑柱传递而产生倾覆力矩 M， 在后支撑柱 b 点， 抗弯能力减弱， 使得倾覆力矩 M ＞ M2（b 处产生的抵 抗弯矩 ， b 点形成塑性铰， 所以， 框架结构上体随着 支撑柱柱端 “铰” b 向前倒塌， 如图 1 所示。 图 1 机构后坐示意图 Fig. 1 Structure recoil schematic diagram 由 M ＞ M2 M Pr2sin φ2＞ M2（1 同时， 框架对 “铰” b 产生的转动力矩为 Md2 - M2（2 框架产生的向后推动力为 F P sin φ2cos φ2 （3 当 Fl1＞ M1 Md2e iθ 时， 框架结构的支撑柱向相 反方向倒塌， 其中柱底 “铰” 抵抗弯矩为 M1， 两个自 由度的折叠机构运动就随之产生，“铰” b 同时发生 后坐， 因此结构产生整体 “机构后坐” [6]。 1. 2 后滑理论模型 随着结构朝着事先确定的方位倒塌， 支撑柱柱 底 O 点在径向压力及切向推力作用下， 沿着地面向 相反方向滑移， 即 F ＞ Nf（4 式中 F 为上部结构的向后水平推力; N 为上部 结构对地面产生的垂直压力;f 为地面与柱底之间 的静摩擦系数。 框架结构倒塌， 后坐距离由机构后坐与后滑距离 构成， 它与爆破切口高度和爆破网路延时设计有关。 由于实际爆破的瞬时性、 复杂性、 不可重复性， 使框架 结构爆破后坐的实际对比性研究几乎不可实现， 而数 值模拟方法提供了可能。为对比研究爆破后坐， 本文 以前述理论为指导， 以工程实例为对象， 利用 ANSYS- LS-DYNA 构建框架结构爆破后坐的数值模型。 2 爆破切口的合理高度 工程中钢筋混凝土框架结构楼房爆破， 能否按 预定方向定向倾倒， 爆破切口高度的选取至关重要。 计算爆高的常用方法有 [7] （1 采用压杆稳定原理， 通过欧拉公式计算最 小爆破切口高度 Hmin Hmin π 2 EJn √ P （5 式中 E 为弹性模量; J 为主筋截面惯性矩; n 为 主筋根数; P 为承重立柱荷载。 该公式忽视了支撑立柱先后爆炸偏心压力所产 生的偏心矩作用和结构在倾倒过程中切口上下相互 接触封闭阻碍倒塌的问题。 （2 利用重心偏移失稳， 设计爆破切口高度 h h ≥ H0 2 1 -1 - 2 L H 0 √ [] 2 （6 式中 L 为楼房倒塌方向的边长; H0为楼房重 心高度， H0≥√2L。 此式表明， 爆破切口高度越大， 越有利楼体的倾 覆倒塌。事实上， 切口高度过大， 会因切口闭合时间 增长， 使楼体倾倒所产生的后推作用时间延长、 后推 711第 35 卷 第 1 期 马建军， 田水龙， 钟冬望， 等 爆破切口高度对框架结构后坐影响的数值分析 万方数据 力增大， 产生的后坐增大; 同时， 切口高度过大， 还会 因切口断面增大， 使楼体重心不易偏出支撑面， 而阻 碍楼体的倾覆解体。 为限制过大爆高、 控制爆破后坐， 在式 （6 基础 上给出爆高的合理范围 设框架楼体的重心高度为 H0， 爆破切口高度为 h， 爆高对应的倾角为 α， AO 与 竖直方向的夹角为 β。当楼体绕定轴 A 转动时， AC 转动角度 α 后与地面闭合， 成为新的支撑面; 此时 若楼体重心偏移至楼体外， 即重心 O 点在新支撑面 AC 上的投影点在楼体之外， 则楼体倾覆倒塌， 此即 式 （6 的楼体倾覆的力学原理 （图 2 所示 。不同的 爆破切口， 切口面就是楼体倾倒触地的不同新支撑 面， 重心 O 在不同缺口支撑面 AC 上的投影 D 的变 化， 如图 2 所示。可见， 重心 O 初始落在楼体边缘 的投影为 E 点， 所对应的 h1为最小爆高; 随着爆高 的增大， D 点距楼体的距离增大， 楼体倾覆力矩增 大， 对楼体倾倒越有利; 爆高增大到H0 2 时， D 点偏离 楼体的距离最大， h2即为最有利爆高; 再增大爆高， D 点回靠楼体， 切口闭合时楼体倾覆力矩， 不增反 减， 甚至 D 点还会落入楼体内， h3即为最大爆高。 其数学表达式 图 2 爆破切口高度简化模型 Fig. 2 Blasting cut height simplified model 令 AO a、 AD b、 AB L， 按倾倒条件 α sin （α β＞ b， 则 2h2-2H0h L2≤0。 经数学推导， 得出楼房定向爆破倒塌切口高度 h 的合理范围为 H0-H2 0 - 2L √ 2 2 ≤ h ≤ H0H2 0 - 2L √ 2 2 （7 式中 L、 H0含义同前。 需考虑爆破后坐影响时， 最适宜爆高应除倾覆 力矩大外， 还应使楼体倒塌产生的后坐要小。对此， 需对影响楼房倒塌后坐的爆破切口高度及后排立柱 爆高进行定量分析。利用数值模拟精细化研究， 为 爆破方案的优化和爆破后坐危害预测预报提供更有 力的技术手段 [8]。 3 数值模拟分析 3. 1 以工程实例建模 3. 1. 1 工程概况 一待拆 8 层钢筋混凝土框架结构楼房， 需爆破 拆除。楼房有纵向立柱 12 排， 横向立柱 5 排， 长 64. 2 m、 宽20. 2 m、 高33. 2 m， 设有2 个楼梯间。主 要立柱截面尺寸为 400 mm 400 mm、 600 mm 600 mm、 600 mm 1000 mm、 700 mm 800 mm、 800 mm 800 mm， 主梁尺寸为500 mm 250 mm， 楼 梯部分设有厚度为 250 mm 的剪力墙， 层间楼板是 现浇板， 板厚 200 mm， 墙体为填充墙， 如图 3 所示。 图 3 爆破前框架楼后侧示意图 Fig. 3 Rear schematic framework building before blasting 总体爆破方案确定为向北定向倒塌， 采用孔内 高段位导爆管雷管、 孔外低段位导爆管雷管的接力 延时起爆网路。 3. 1. 2 建立有限元模型 数值模拟模型尺寸按实际待拆大楼尺寸 1∶ 1 建 模。为了方便计算， 对模型进行了简化， 结构由柱、 粱、 钢筋、 楼板、 地面五部分构成。待拆大楼的有限 元模型与爆破切口高度设计， 如图 4、 图 5 所示。沿 倾倒方向布置三角形爆破切口， 各排立柱爆高分别 为 16. 9 m、 12. 8 m、 8. 7 m、 4. 6 m、 0 m （最后一排不 炸 ， 依次顺序起爆， 时间间隔为 0. 5 s。 3. 1. 3 模型参数 数值模拟中涉及到的钢筋与混凝土分别选用 BEAM161 单元和 SOLID164 单元， 材料都为塑性随 动硬化材料*MAT PLASTIC KINEMATIC [9]， 为各向 同性和随动硬化的混合模型， 具体材料参数见表1。 钢筋混凝土框架结构楼房在倒塌过程中， 结构 之间的相互接触异常复杂， 模型定义三个接触， 框架 主体与地面的接触、 结构自身构件间的接触、 地面与 811爆 破 2018 年 3 月 万方数据 钢筋的接触 [10]。事先无法对接触面进行判断， 因此 数值模拟采用的是 LS-DYNA 提供的*ERODING SINGLE SURFACE 接触方式， 对结构与地面、 结构 自身构件间的接触进行设置; 为防止钢筋与地面接触 时发生穿透现象， 导致模拟结构出现虚假情况， 钢筋 与地面接触采用*NODES TO SURFACE 来定义。 图 4 待拆大楼模型 Fig. 4 Demolishing buildings finite element model 图 5 爆破切口示意图 Fig. 5 The schematic diagram of a blasting cut 表 1 材料的物理力学参数 Table 1 Physical and mechanical parameters of materials 项目 密度/ （kgm -3 弹性模 量/ Pa 泊松比 抗拉强 度/ Pa 抗压强 度/ Pa 钢筋78002. 1 10110. 273. 1 1083. 00 1010 混凝土25003 10100. 25 1071. 11 1010 在数值模拟中， 钢筋混凝土结构的断裂与破碎， 是通过删除单元来实现。开始时， 对材料设置一个 实效阀值， 当单元达到实效阀值时， 材料单元失效， 就从结构中直接删除。所以， 材料失效控制对数值 模拟的正确性， 产生着直接的影响。模拟中， 钢筋与 混凝土材料都选择塑性随动材料， 材料本身参数项 提供了对材料失效的强度和应变控制的阈值。但是 由于混凝土材料的抗拉性能远远小于抗压性能， 在 结构倒塌的过程中肯定存在许多拉应力失效的混凝 土单元， 所以对于混凝土材料的失效控制要从拉、 压 状态两种失效情况进行考虑。 3. 1. 4 实际效果与模拟结果对比 楼体爆破后， 其后排实际情况和模型模拟后排 情况， 如图 6、 图 7 所示。 图 6 结构爆破实际后排示意图 Fig. 6 Blasting actual rear schematic structure 图 7 模拟效果示意图 Fig. 7 Simulation effect diagram 将实际爆破和所建模型模拟的相关结果， 对比 列于表 2。 表 2 实际效果与模拟结果对比 Table 2 Effect compared with simulation result 项目倒塌长度爆堆高度后坐距离 实际效果/ m13. 79. 74. 1 模拟结果/ m16. 110. 53. 8 绝对误差/ m2. 40. 8-0. 3 相对误差/ 17. 528. 25-7. 32 可见， 模拟结果与工程实际的倒塌情况基本一 致 数值模拟倒塌长度误差为 17. 52， 相对较大， 其原因是模拟时为了减少计算量， 假设地面为刚性 地面， 有一定前冲， 而使后坐减小; 实际爆破地面作 了减震处理， 结构整体性强， 没有前冲现象。同时表 明， 采用本数值模拟方法可以对框架结构楼房爆破 可能产生的后坐予以预测， 以便根据现场情况确定 最适宜爆高。 3. 2 不同爆破切口高度对后坐的影响 实际模拟对象为 12 层框架结构楼房， 其楼房结 构 横向立柱 4 排、 纵向 5 排。具体结构尺寸如下 结构长度为48. 6 m， 宽度为15. 3 m， 高度为49. 6 m; 结构柱第 1 层为 0. 6 m 0. 6 m 4 m， 2 10 层为 0. 6 m 0. 6 m 3. 6 m; 结构梁为截面 0. 4 m 0. 5 m的方梁; 楼板为 48. 6 m 15. 3 m 0. 2 m。采 用 0. 2 m 的正方体体单元对结构模型进行网格划 分。由于结构在地面上固定， 因此在模型中结构与 911第 35 卷 第 1 期 马建军， 田水龙， 钟冬望， 等 爆破切口高度对框架结构后坐影响的数值分析 万方数据 地面之间的单元采用共节点。建立的结构模型与钢 筋模型如图 8、 图 9 所示。 图 8 12 层框架结构模型 Fig. 8 12 Layer frame structure model 选取框架楼房后排支撑立柱爆高为 0 m 的模 型。采用三角形爆破切口， 切口高度根据 （7 式计 算范围为 6. 4 18. 4 m， 数值模拟选择爆破切口范 围为 4. 4 22. 4 m; 为了定量分析， 选择相同的爆破 网路延时， 顺序起爆的时间间隔为 0. 5 s。模拟不同 爆高所对应的倒塌效果图， 见图 10。后坐距离见表 3。根据对应数据做出不同爆高所产生后坐的变化 曲线， 见图 11。 图 9 钢筋单元分布示意图 Fig. 9 Reinforced unit distribution diagram 图 10 模拟不同爆破切口高度对应的倒塌效果图 Fig. 10 Simulate the collapse of blasting cut height corresponding to different rendering 表 3 不同爆高对应的后坐距离 单位 m Table 3 Different blasting height corresponding recoil distance unit m 爆破切口高度4. 46. 48. 410. 412. 414. 416. 418. 420. 422. 4 后坐距离不倒1. 261. 241. 371. 431. 932. 353. 173. 904. 76 结果表明爆高在 6. 4 12. 4 m 时， 随爆高增大， 后坐距离缓慢上升， 即后坐增量较小; 爆高在12. 4 22. 4 m 时， 后坐距离上升幅度较大， 后坐距离增量 较大。爆高 12. 4 m， 对应 12 层框架楼基本处于其 重心高度 H0的1/2 处。由模拟结果分析可知， 为了 确保楼体结构定向倒塌， 并触地解体， 而产生的后坐 距离又较小， 对于框架结构楼房 （H0≥√2L 实施定 向倒塌的爆破切口高度， 选择在 H0/2 左右为宜。 3. 3 后排立柱不同爆高对后坐的影响 选取爆破切口高度为 12. 4 m 的模型、 三角形切 口， 后排立柱爆高从 0 m 开始， 依次递增 0. 4 m 的爆 高至1.6 m （后排立柱爆高可为立柱的长边长， 一般 不超过1.5 m ， 故设后排立柱爆高范围为 0 1.6 m; 其他同前。对应的数值模拟倒塌效果， 见图 12。后 坐距离见表4。不同爆高的后坐变化曲线， 见图13。 021爆 破 2018 年 3 月 万方数据 图 11 爆高与后坐之间的关系 Fig. 11 Relationship between blasting height and recoil 表 4 后排立柱不同爆高的后坐距离 单位 m Table 4 The back post to blow high produce different recoil distance unit m 后排立柱爆高00. 40. 81. 21. 6 后坐距离1. 431. 321. 291. 271. 31 图表说明 后排立柱爆高为0 m 的时， 后坐距离为 1.37 m; 爆高在0.4 1.6 m 范围内， 爆破后坐距离都比 爆高为0 m 时小， 且变化幅度都不大。究其原因 （1 爆高为 0 m， 即后排立柱不爆破， 后排立柱 的倾倒完全靠楼房倒覆弯矩牵引破坏所致， 此时立 柱抗弯最弱部位不在立柱根部， 而在立柱中段。立 柱中段某处被结构重载压折， 在上部框架转动、 向前 倾倒所形成的后推力作用下， 立柱底部未折断部分 将被强力向后推， 从根部折断， 而形成后排立柱上 前、 下后的双折运动， 从而使框架结构倒塌产生较大 的机构后坐。实例中后坐距离大， 就是后排立柱不 爆， 导致后排立柱从二楼根部折断， 楼体后推力致使 第一层立柱反转， 而产生较大后坐。 （2 后排立柱根部形成一定爆高， 使楼体优先 在后排立柱根部折断， 形成一个朝向设计方向的转 动铰支， 立柱爆破裸露长度不大的钢筋其抗压强度 大， 抵卸了楼体转动倾倒所产生的后推力， 延缓了楼 房的下坐、 抵抗了后坐的产生， 使后坐距离相对减小。 图 12 模拟后排立柱不同爆高对应的倒塌效果图 Fig. 12 Simulate the collapse of rear pillar blasting height corresponding to different rendering 图 13 后排立柱爆高与后坐距离之间的关系 Fig. 13 The relationship between back rear burst height and the recoil distance 可见， 楼房定向爆破倒塌要使后坐小， 后排立柱 要炸， 爆高以能保证在立柱根部形成转动铰支即可; 若后排立柱不炸， 也需将立柱外侧钢筋割断， 削弱柱 根强度， 确保后排立柱优先在此点形成转动铰支。 同时表明 若楼体倾倒， 所产生的后推力太大， 靠楼 体自身无法阻止后坐的产生， 环境又不允许有后坐 发生， 可采取对房屋后排立柱根部进行堆渣， 以阻止 楼房后坐。 4 结论 通过对 12 层框架楼房的拆除爆破倒塌过程的 121第 35 卷 第 1 期 马建军， 田水龙， 钟冬望， 等 爆破切口高度对框架结构后坐影响的数值分析 万方数据 数值模拟优化分析， 得出以下几点结论 （1 数值模拟分析得出， 框架结构的爆破切口 高度在H0 -H2 0 -2L √ 2 2 H0 2 之间的时候后坐距离相 对较小且变化平稳， 在 H0 2 H0H2 0 -2L √ 2 2 的后坐 距离上升幅度较大， 但是为了能够保证结构触地时 翻转并解体且后坐距离小， 否则会造成炸而不倒反 成危楼的情况， 因此对于框架结构 （H0≥√2L 的爆 破切口高度选择在H0 2 左右。 （2 要使楼房爆破后坐小， 后排立柱要炸， 爆高 只需在后排立柱根部形成转动铰支即可; 若后排立 柱不炸， 应将立柱外侧钢筋割断， 削弱柱根强度， 确 保楼体后排立柱在此点处优先形成转动铰支。 （3 模拟过程中发现在结构在倒塌完成以后， 爆破后坐可以通过设计尽可能降到最小却无法避 免， 对于要求非常严格的环境， 为阻止楼房爆破后 坐， 可采用在楼房后排立柱根部堆一定高度和强度 土渣的方法。 参考文献 References [1] 杜耀志， 吕 琦. 建筑物爆破拆除后坐距离的预测研 究 [J] . 采矿技术， 2013， 13 （5 125-127. [1] DU Yao-zhi， LV Qi. Prediction of recoil distance in demo- lition blasting of buildings [J] . Mining Technology， 2013， 13 （5 125-127. （in Chinese [2] 马梽清， 单少红. 爆破拆除后坐现象及预防措施的研 究 [J] . 四川建材， 2015， 4 （6 37-38. [2] MA Zhi-qing， SHAN Shao-hong. On the recoil phenome- non and preventive measures in demolition blasting [J] . Sichuan Building Materials， 2015， 4 （6 37-38.（in Chi- nese [3] 王 铁， 刘 伟， 李洪伟. 小高宽比框架结构建筑物拆 除爆破数值模拟分析 [J] . 现代矿业， 2015 （6 149- 150. [3] WANG Tie， LIU Wei， LI Hong-wei. Numerical simulation analysis of demolition blasting of frame structures with small height width ratio [J] . Modern Mining Industry， 2015 （6 149-150. （in Chinese [4] 周凤仪， 朱金华， 邱进芬. 楼房爆破切口高度设计探讨 [J] . 采矿技术， 2007， 7 （3 92-94. [4] ZHOU Feng-yi， ZHU Jin-hua， QIU Jin-fen. Discussion on design of blasting cut height of building [J] . Mining Tech- nology， 2007， 7 （3 92-94. （in Chinese [5] 彭建华， 陈寿如， 汪为巍. 框架楼房定向倒塌爆破切口 高度的探讨 [J] . 工程爆破， 2005， 11 （2 44-46. [5] PENG Jian-hua， CHEN Shou-ru， WANG Wei-wei. Discus- sion on blasting height of directional collapse of frame building [J] . Engineering Blasting， 2005， 11 （2 44-46. （in Chinese [6] 魏挺锋， 魏晓林， 傅建秋. 框架和排架爆破拆除的后坐 （1[J] . 爆破， 2008， 25 （2 12-14. [6] WEI Ting-feng， WEI Xiao-lin， FU Jian-qiu. Recoil of blas- ting demolition of frame and bent frame（1 [J] . Blas- ting， 2008， 25 （2 12-14. （in Chinese [7] 杨 军， 杨国梁， 张光雄. 建筑结构爆破拆除数值模拟 [M] . 北京 科学出版杜， 2012 42-45. [8] 谢先启. 精细爆破发展现状及展望 [J] . 中国工程科 学， 2014， 14 （6 14-19. [8] XIE Xian-qi. Current situation and prospects of fine blas- ting [J] . China Engineering Science， 2014， 14 （6 14-19. （in Chinese [9] 谢先启， 贾永胜， 黄小武. 17 层框一剪结构大楼定向爆 破拆除 [J] . 爆破， 2016， 33 （2 107-112. [9] XIE Xian-qi， JIA Yong-shen， HUANG Xiao-wu. The 17th floor frame shear structure building directional blasting dem- olition [J] . Blasting， 2016， 33 （2 107-112. （in Chinese [10] 张 明， 刘 军. 切口方式与延期时差对框架结构爆 破拆除效果的影响 [J] . 爆破， 2017， 34 （2 3-4. [10] ZHANG Ming， LIU Jun. Influence of notch mode and de- lay time difference on blasting demolition effect of frame structure [J] . Blasting， 2017， 34 （2 3-4. （in Chinese ▁▁▁▁▁▁▁▁▁▁▁▁▁▁▁▁▁▁▁▁▁▁▁▁▁▁▁▁▁▁▁▁▁▁▁▁▁▁▁▁▁▁▁▁ ▁▁▁▁▁▁▁▁▁▁▁ ▁▁▁▁▁▁▁▁▁▁▁▁▁▁▁▁▁▁▁▁▁▁▁▁▁▁▁▁▁▁▁▁▁▁▁▁▁▁▁▁▁▁▁▁ ▁▁▁▁▁▁▁▁▁▁▁ ▁ ▁ ▁ ▁ 本 刊 告 示 爆破 为 中国核心期刊 （遴选 数据库 、中国期刊网 、中国学术期刊 （光盘版 、中 文科技期刊数据库 、 超星学术期刊 “域出版” 平台和 “万方数据 数字化期刊群” 收录期刊。 作者著作权使用费与本刊印刷版稿酬一次性付给。如作者不同意将文章编入， 请在来稿时说明， 本刊将另做特殊处理。 爆破 编辑部谨致 221爆 破 2018 年 3 月 万方数据