李瑞森，王 英，鄭文忠，姜智盛，郭常順

(1.結(jié)構工程災變與控制教育部重點實驗室(哈爾濱工業(yè)大學)，哈爾濱 150090;2.土木工程智能防災減災工業(yè)和信息化部重點實驗室(哈爾濱工業(yè)大學)，哈爾濱 150090)

靜態(tài)破碎技術是一種非爆破破碎技術[1]。靜態(tài)破碎劑又稱無聲破碎劑、膨脹破碎劑和非爆炸性破碎劑[1-3]，是一種粉末狀化學制劑，主要包含膨脹性物質(zhì)、水硬性物質(zhì)、外加劑和礦物摻合料[4]。靜態(tài)破碎劑在適宜的溫度下與水混合后，發(fā)生游離氧化鈣的水化及鈣礬石的生成等反應，反應過程中溫度可達150 ℃，反應后體積增加2～3倍[5]。通過對待破碎試件合理確定孔深、孔徑、孔距等參數(shù)，可以獲得較理想的破碎效果。靜態(tài)破碎技術與機械拆除和爆破拆除相比，噪音小、粉塵少、無飛石和振動，對周圍環(huán)境和居民日常生活的影響較小，在城鎮(zhèn)建筑密集區(qū)的建筑拆除方面具有廣闊的應用前景。

唐世斌等[6]通過計算機模擬發(fā)現(xiàn)，當巖石的彈性模量在20、50和100 GPa之間變化時，隨著巖石彈性模量的增加，注入巖石中的靜態(tài)破碎劑漿體在膨脹結(jié)硬時產(chǎn)生膨脹壓應力的速度明顯增加，靜態(tài)破碎劑在巖石中所產(chǎn)生的最大膨脹壓應力也逐漸增大。崔年生等[7]制作了C20、C25和C30素混凝土試塊各3個，尺寸為150 mm × 150 mm × 150 mm，中心設一個預制孔，孔深110 mm、孔徑30 mm，試驗結(jié)果表明混凝土強度與試件開裂時間呈負相關?，F(xiàn)有的施工經(jīng)驗[8-11]表明，破碎軟質(zhì)巖石選用的孔距一般為400～600 mm、孔徑一般為35～50 mm；而在破碎硬質(zhì)巖石時，通常需要選用更小的孔距(300～400 mm)和更大的孔徑(55～65 mm)，這表明待破碎體的抗壓強度和彈性模量影響破碎效果。

目前，待破碎體強度對靜態(tài)破碎效果影響的相關研究主要集中于巖石破碎領域，較少涉及到混凝土?；炷林峭聊竟こ讨兄匾呢Q向構件，開展混凝土柱的靜態(tài)破碎試驗研究對推動靜態(tài)破碎技術的發(fā)展與應用有重要意義。

1 試驗概況

本試驗8個混凝土柱均為邊長為450 mm的正方形截面柱，在柱頂面沿柱高鉆孔，試件設計見表1。

表1 混凝土柱設計參數(shù)

鋼筋配置見圖1?；炷翉姸鹊燃墳镃20、C30、C40和C50的混凝土柱，標準立方體抗壓強度實測值分別為24.41、35.22、44.33和55.50 MPa。表中C-n-N的數(shù)字n表示柱的混凝土設計強度等級，例如n為20時混凝土設計強度等級為C20，N表示不割斷柱的箍筋，鉆孔后直接注入靜態(tài)破碎劑；C-n-S的數(shù)字n與C-n-N的含義相同，S表示鉆孔后平行于孔在孔側(cè)面割斷箍筋。根據(jù)Huynh等[12]提供的孔深確定原則及工程經(jīng)驗[8-11]，將孔深統(tǒng)一取為柱高度的80%，孔間距取為200 mm，孔邊距取為1/2孔間距與混凝土保護層厚度之和，孔徑取手持鑿巖機最大鉆頭直徑42 mm[13]，鉆孔布置見圖2。試驗用靜態(tài)破碎劑為施必達(大連)公司的S-611無聲爆破劑，根據(jù)破碎劑體積膨脹率試驗[14]確定最優(yōu)水劑比為0.3，此時破碎劑體積膨脹率為310%。利用“外管法”[15-16]測量得到破碎劑48 h的徑向膨脹壓應力為23.82 MPa，試驗用無縫鋼管為45號鋼，管外徑50.7 mm、壁厚5.4 mm、管高500 mm，為模擬混凝土破碎試驗，鋼管管口不采用封堵措施，管底采用6 mm厚鋼板焊接封堵。

圖1 混凝土柱配筋(mm)

圖2 孔位布置(mm)

薛志翔[17]制作了素混凝土和鋼筋混凝土試塊各3個，尺寸均為200 mm × 200 mm × 200 mm，混凝土標準立方體抗壓強度為23.3 MPa，在試件中央預制直徑33 mm、孔深175 mm的孔。鋼筋混凝土試塊使用直徑3.5 mm的刻痕鋼絲充當鋼筋，縱筋配置為8φ3.5，箍筋配置為φ3.5@180，試驗結(jié)果表明：素混凝土試件的最大裂縫寬度可達鋼筋混凝土試件的4倍。這說明鋼筋約束會極大限制膨脹裂縫開展，降低靜態(tài)破碎效果。因此，本文在進行靜態(tài)破碎前，用墻鋸在柱C-20-S、C-30-S、C-40-S和C-50-S的孔側(cè)面割斷箍筋，割縫深度為35 mm，寬度為4 mm[13]，具體處理方案見圖3。試件C-20-N、C-30-N、C-40-N和C-50-N不割斷箍筋，便于形成對照。

圖3 待破碎試件割縫示意(mm)

將靜態(tài)破碎劑漿體注入孔內(nèi)后不進行堵孔。全部試件于2020年9月24日8:00至8:30注入靜態(tài)破碎劑，記錄51 h內(nèi)混凝土柱膨脹裂縫的寬度變化，試驗期間最高溫度22 ℃，最低溫度11℃。

2 試驗結(jié)果與分析

2.1 不割斷箍筋混凝土柱的靜態(tài)破碎試驗現(xiàn)象與分析

混凝土柱在靜態(tài)破碎過程中頂面和側(cè)面具有代表性的照片分別見圖4、5。為便于描述現(xiàn)象，將混凝土柱的4個側(cè)面按照試驗過程中的朝向分為N面、S面、W面和E面，見圖3。描述和分析試驗現(xiàn)象時所用裂縫寬度均為表面寬度。

圖4 不割斷箍筋混凝土柱頂面破碎過程

圖5 不割斷箍筋混凝土柱側(cè)面破碎過程

對比在靜態(tài)破碎過程中4個不割斷箍筋混凝土柱的試驗現(xiàn)象，發(fā)現(xiàn)：

1)0～4.0 h，試件C-20-N的頂面和側(cè)面均出現(xiàn)裂縫，頂面孔4與孔3及孔4與孔2之間的裂縫均已連通。注入靜態(tài)破碎劑漿體后0～4.0 h，除試件C-20-N之外，其余試件的頂面和側(cè)面均未出現(xiàn)裂縫。

2)4.0～6.7 h，所有試件頂面和側(cè)面均出現(xiàn)裂縫。除試件C-20-N之外，其他試件頂面每相鄰兩孔之間的裂縫全都連通，并延伸至試件邊緣。試件C-20-N孔1和孔4之間的裂縫連通，但孔1與相鄰角孔之間的裂縫并未連通，其余試件則無對角兩孔之間的裂縫連通，產(chǎn)生這種現(xiàn)象的原因可能是C-20-N的孔4向頂面中心有一定偏移。

3)6.7～8.9 h，試件C-20-N孔2新增一條延伸至試件邊緣處的裂縫，其余試件無新裂縫產(chǎn)生。

4)8.9～25.2 h，所有試件的裂縫寬度明顯增大，側(cè)面均有新裂縫產(chǎn)生。試件C-20-N孔3和孔4延伸至試件邊緣的裂縫進一步發(fā)展，同時產(chǎn)生體積較小的混凝土碎塊；試件C-40-N孔1和孔2之間出現(xiàn)一條新的裂縫并連通；試件C-50-N孔3處出現(xiàn)一條延伸至試件右側(cè)邊緣的裂縫。

5)25.2～50.8 h，所有試件的頂面和側(cè)面均無新裂縫產(chǎn)生，但裂縫寬度進一步發(fā)展。

以注入靜態(tài)破碎劑漿體后的時間為橫軸，試件每個側(cè)面裂縫的平均寬度之和為縱軸，建立各試件側(cè)面裂縫寬度的時程曲線見圖6。

圖6 不割斷箍筋混凝土柱各側(cè)面裂縫的寬度時程曲線

以注入靜態(tài)破碎劑漿體后的時間為橫軸，試件頂面每個孔孔周裂縫寬度之和為縱軸，建立各試件孔周裂縫寬度的時程曲線見圖7。

圖7 不割斷箍筋混凝土柱頂面孔周裂縫的寬度時程曲線

由圖6、7結(jié)合考察可以發(fā)現(xiàn)：0～4.0 h時，側(cè)面裂縫和孔周裂縫均未開始發(fā)展，這是由于靜態(tài)破碎劑的膨脹力發(fā)展過程中存在一段時間的休止期[6]，休止期內(nèi)不產(chǎn)生膨脹力，且靜態(tài)破碎劑在試件內(nèi)產(chǎn)生的拉應力需要高于材料的抗拉強度，才能產(chǎn)生膨脹裂縫；4.0～8.6 h時，裂縫寬度增長迅速，增長速率達到最大值，在圖中表現(xiàn)為曲線斜率最大；8.6～32.0 h時，裂縫寬度的增長速率有所降低，32.0 h時裂縫寬度均比8.6 h的裂縫寬度大1倍左右；32.0～50.8 h時，除未產(chǎn)生裂縫的階段，裂縫的增長速率最低，寬度發(fā)展趨于穩(wěn)定。

為考察混凝土強度對混凝土柱頂面和側(cè)面破碎效果的影響，以注入破碎劑漿體50.8 h時，每個混凝土柱所有孔的孔周裂縫寬度之和代表混凝土柱頂面的破碎情況；以注入破碎劑漿體50.8 h時，每個混凝土柱4個側(cè)面的裂縫平均寬度之和代表混凝土柱側(cè)面的破碎情況；建立以混凝土標準立方體抗壓強度為橫軸，裂縫寬度之和為縱軸的關系曲線見圖8。

由圖8可知，隨著混凝土強度的增加，頂面和側(cè)面的裂縫寬度之和均呈下降趨勢?；炷翉姸扔?4.4 MPa升高到55.5 MPa時，側(cè)面裂縫寬度減小39.9%，頂面裂縫寬度減小63.8%。對于不割斷箍筋的混凝土柱，頂面裂縫寬度之和(wu)及側(cè)面裂縫寬度之和(ws)與混凝土標準立方體抗壓強度(f)之間的關系分別為：

圖8 注入靜態(tài)破碎劑漿體50.8 h時混凝土柱的裂縫寬度之和與混凝土強度關系曲線

wu=270.38-6.53f+0.05f2

(1)

曲線的擬合優(yōu)度R2=0.95

ws=98.30-2.73f+0.03f2

(2)

曲線的擬合優(yōu)度R2=0.97

由式(1)和式(2)可知，隨著混凝土強度的增加，頂面裂縫寬度和與側(cè)面裂縫寬度和的降低幅度逐漸減小。

利用電鎬去除試件保護層后，試件內(nèi)部破碎情況見圖9。

圖9 不割斷箍筋混凝土柱的內(nèi)部破碎情況

由圖9可以發(fā)現(xiàn)，雖然鋼筋骨架會降低試件表面破碎效果，但靜態(tài)破碎后試件內(nèi)部是酥碎的。去除保護層并剔除鋼筋后，可以通過簡單觸碰將由裂縫分割形成的混凝土塊體分離。

2.2 箍筋割斷后混凝土柱靜態(tài)破碎的試驗現(xiàn)象與分析

選取割斷箍筋后4個混凝土柱在靜態(tài)破碎過程中頂面和側(cè)面的照片，分別見圖10、11。分析時采用的裂縫寬度和割縫寬度均為表面寬度，由于試驗過程中存在塊體脫落的情況，因塊體脫落而消失的裂縫或割縫寬度取為塊體脫落前最后一次測量的結(jié)果。

由圖10、11結(jié)合考察發(fā)現(xiàn)：

圖10 割斷箍筋混凝土柱的頂面破碎過程

1)0～4.1 h，所有試件側(cè)面割縫寬度均有一定發(fā)展。試件C-40-S和C-50-S頂面出現(xiàn)裂縫，其余試件頂面無裂縫，原因可能為試件C-40-S的孔3和C-50-S的孔2孔位向試件邊緣有一定的偏移，削弱了混凝土對孔內(nèi)破碎劑的約束。

2)4.1～7.5 h，所有試件頂面孔周都出現(xiàn)裂縫，不做處理時試件頂面的孔周裂縫主要向試件角部斜向延伸或在兩孔之間連通，而割斷箍筋時試件頂面的孔周裂縫趨向于向割縫方向延伸，主要是因為割縫在解除了箍筋約束的同時削弱了混凝土截面，形成了較為薄弱的地帶。側(cè)面割縫發(fā)展較大，但每個側(cè)面僅一個割縫的寬度發(fā)展較明顯，另一個割縫寬度變化不大。

圖11 割斷箍筋混凝土柱的側(cè)面破碎過程

3)7.5～9.3 h，所有試件頂面和側(cè)面無新裂縫產(chǎn)生，僅是裂縫寬度有所增加。

4)9.3～25.6 h，所有試件角部均有塊體沿著割縫脫落。除試件C-40-S頂面孔1和孔3之間的裂縫未連通之外，其余試件相鄰兩孔之間的裂縫全部連通。試件側(cè)面無新裂縫產(chǎn)生。

5)25.6～51.1 h，試件C-20-S、C-30-S和C-40-S依舊有塊體脫落，C-50-S無新裂縫產(chǎn)生。

以注入靜態(tài)破碎劑漿體后的時間為橫軸，試件每個側(cè)面裂縫的平均寬度之和為縱軸，建立各試件側(cè)面裂縫寬度的時程曲線見圖12，裂縫寬度均已扣除割縫初始寬度4 mm。

圖12 割斷箍筋時混凝土柱各側(cè)面裂縫的寬度時程曲線

以注入靜態(tài)破碎劑漿體后的時間為橫軸，試件頂面每個孔孔周裂縫寬度之和為縱軸，建立各試件孔周裂縫寬度的時程曲線見圖13。

圖13 割斷箍筋時混凝土柱頂面孔周裂縫的寬度時程曲線

結(jié)合圖10～13考察可發(fā)現(xiàn)：在不考慮塊體脫落的情況下，割縫及頂面孔周裂縫的發(fā)展情況與不做處理混凝土柱的裂縫發(fā)展情況相似，即0～4.1 h時裂縫及割縫的寬度發(fā)展緩慢；4.1～9.3 h裂縫和割縫的平均寬度增長迅速，曲線斜率最大；9.3～32.6 h時裂縫和割縫的平均寬度繼續(xù)增長，但增長速率減緩；32.6～51.1 h時裂縫和割縫的寬度發(fā)展速率進一步降低，寬度發(fā)展趨于穩(wěn)定。

為考察混凝土強度對混凝土柱頂面和側(cè)面破碎效果的影響，以注入破碎劑漿體51.1 h時，每個混凝土柱所有孔的孔周裂縫寬度之和代表混凝土柱頂面的破碎情況；以注入破碎劑漿體51.1 h時，每個混凝土柱4個側(cè)面的裂縫平均寬度之和代表混凝土柱側(cè)面的破碎情況；建立以混凝土標準立方體抗壓強度為橫軸，裂縫寬度之和為縱軸的關系曲線見圖14，側(cè)面裂縫寬度均已扣除割縫初始寬度4 mm。

圖14 注入靜態(tài)破碎劑漿體51.1 h時混凝土柱的裂縫寬度之和與混凝土強度關系曲線

由圖8、14結(jié)合可知，無論是否割斷箍筋，頂面和側(cè)面的縫寬與混凝土強度之間均呈負相關，且混凝土強度對頂面裂縫寬度的影響大于側(cè)面。割斷箍筋試件的混凝土強度由24.4 MPa升高到55.5 MPa時，試件側(cè)面的裂縫寬度降低39.9%，頂面的裂縫寬度降低58.0%。

割斷箍筋的混凝土柱，頂面裂縫寬度之和(wu)及側(cè)面裂縫寬度之和(ws)與混凝土標準立方體抗壓強度(f)之間的關系分別為：

wu=215.14+3.76f-0.10f2

(3)

曲線的擬合優(yōu)度R2=0.95

ws=149.20+0.26f-0.02f2

(4)

曲線的擬合優(yōu)度R2=0.95

由式(3)和式(4)可知，隨著混凝土強度的增加，頂面裂縫寬度和與側(cè)面裂縫寬度和的降低幅度逐漸增加，與不割斷箍筋混凝土柱裂縫寬度之和的變化趨勢相反。

2.3 兩種靜態(tài)破碎方案的破碎效果比較

為比較兩種破碎方案的效果，以混凝土標準立方體抗壓強度為橫軸，注入靜態(tài)破碎劑漿體51.1 h后的裂縫寬度之和為縱軸，建立關系曲線見圖15。

由圖15可知，割斷箍筋能使混凝土柱的破碎效果提升60%以上。

圖15 縫寬與混凝土強度關系曲線

以混凝土標準立方體抗壓強度為橫軸，以注入靜態(tài)破碎劑漿體51.1 h后，割斷箍筋試件與不割斷箍筋試件裂縫寬度和之間的差值為縱軸，建立關系曲線見圖16。

圖16 割斷箍筋后裂縫寬度和的增量與混凝土強度關系曲線

經(jīng)擬合得到割斷箍筋后試件頂面裂縫寬度和增量(Δwu)、側(cè)面裂縫寬度和增量(Δws)及整體的裂縫寬度和增量(Δwt)與混凝土標準立方體強度(f)的關系分別為：

Δwu=-55.24+10.29f-0.15f2

(5)

曲線的擬合優(yōu)度R2=0.96

Δws=50.89+2.99f-0.52f2

(6)

曲線的擬合優(yōu)度R2=0.95

Δwt=-4.35+13.28f-0.20f2

(7)

曲線的擬合優(yōu)度R2=0.96

結(jié)合公式及圖16可知，隨著混凝土強度的提高，割斷箍筋對破碎效果的提升程度隨混凝土強度的提高而降低，且降低幅度逐漸增加。

3 結(jié) 論

1)靜態(tài)破碎效果會隨著混凝土強度的提高而降低，柱頂面的破碎效果優(yōu)于側(cè)面。不割斷箍筋的試件，隨著混凝土強度的增加，破碎效果的降低幅度逐漸增加；割斷箍筋的試件，隨著混凝土強度的增加，破碎效果的下降幅度逐漸減小。

2)割斷箍筋可以將靜態(tài)破碎效果提升60%以上。但隨混凝土強度的增加，割斷箍筋對破碎效果的提升程度降低，且降低幅度逐漸增加。

3)不割斷箍筋的試件在靜態(tài)破碎過程中無塊體脫落，表面裂縫分布密集，試件內(nèi)部酥碎，去除保護層并割斷或剔除鋼筋后，可以通過簡單觸碰將由裂縫分割形成的混凝土塊體分離；割斷箍筋的試件，在靜態(tài)破碎過程中柱角部會有塊體脫落，試件側(cè)面除割縫外很少出現(xiàn)其余裂縫。