混凝土厚板和轉換梁靜態破碎試驗

姜智盛，鄭文忠，侯曉萌，李瑞森，郭常順

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

靜態破碎技術是將按一定水劑比攪拌好的靜態破碎劑(static crushing agent，簡稱SCA)漿體灌入巖石或混凝土的鉆孔中，其水化反應引起的體積膨脹會使孔壁受到環向膨脹壓力，從而導致巖石與混凝土這類抗拉強度相對較低的脆性材料產生明顯的裂縫擴展以實現破碎的技術。與傳統的拆除方法(人工拆除、機械拆除、爆破拆除等)相比，靜態破碎技術具有安全、施工簡單、無振動、無噪音、無有害氣體等優點[1-2]，近年來已引起學者們的廣泛關注。

岳中文等[3]進行了單孔圓柱體砂漿試件的靜態破碎試驗，研究發現圓柱體單孔下的破壞形態與方形塊體單孔下的破壞形態不同，圓柱體試件的破壞形態為在某條直徑方向形成兩條主裂縫。鄭志濤等[4]、Laefer等[5]、謝益盛等[6]基于電阻應變法探究了孔徑對膨脹壓應力的影響，研究發現孔徑越大所產生的膨脹壓應力越大。Shang等[7]基于彈性理論和厚壁鋼管理論探究了孔徑和孔間距對孔間拉應力的影響，研究發現孔間距增大、孔徑減小均會使孔間拉應力減小。唐烈先等[8]基于RFPA2D軟件進行了雙孔下素混凝土的靜態破碎數值試驗，研究發現孔間距增大會導致裂縫發展緩慢，當孔間距達到60 cm時兩孔間已無法形成連通裂縫。Cho等[9]基于有限元軟件模擬了素混凝土靜態破碎時裂縫的發展過程，研究發現混凝土強度越高、孔間距越大裂縫連通所需的膨脹壓應力越大。薛志翔等[10]進行了配筋混凝土試塊和素混凝土試塊的靜態破碎試驗，研究發現鋼筋的約束會延長開裂時間并減小裂縫的寬度。李瑞森[11]進行了鋼筋混凝土柱墩的靜態破碎試驗，研究發現構件中鋼筋的約束不會阻止混凝土開裂，而是使混凝土無法酥碎，從而導致破碎效果不理想。

混凝土厚板和轉換梁是建筑結構中重要的水平構件，因較大的截面尺寸、較多的配筋導致拆除困難。以往的研究中尚缺少對鋼筋約束導致破碎效果較差這一問題的解決方法，因此，本文基于靜態破碎技術，針對拆除過程中較多配筋會限制裂縫發展、延長開裂時間等問題，提出在破碎前采用機械手段切斷或剔除配筋的方法，并系統性地分析了不同方法的優缺點，以期為靜態破碎技術的工程應用提供參考。

1 試驗概況

3個混凝土厚板的試件設計見表1，混凝土厚板的配筋形式為：在混凝土厚板頂部和底部各配置一排鋼筋牌號為HRB400、間距為200 mm、直徑為12 mm的水平鋼筋網，配筋見圖1。使用鑿巖機垂直于厚板頂面鉆孔，選用“4×4”的布孔形式，依據工程經驗將孔徑取為40 mm(孔徑較小時無法獲得足夠的膨脹力，孔徑較大時易發生沖孔)，依據課題組前期的研究結果[12]將孔間距取為250、300 mm，孔深取為板厚的80%，為便于試驗現象的描述以及后續的分析，將厚板上的鉆孔分為角部孔、邊部孔和中部孔三類，布孔示意見圖2。試件S-2采用風鎬剔除厚板上部混凝土保護層和縱筋再鉆孔的方法，上表面保護層剔除的厚度為80 mm。試件S-3采用先鉆孔再使用墻鋸沿孔連線及其延長線雙向切斷厚板上部縱筋的方法，切割深度為80 mm，切縫寬度為4 mm，試件S-2和S-3處理后的實物見圖3。試件S-1未作處理。

表1 混凝土厚板試件設計Tab.1 Design of thick concrete slab

圖1 混凝土厚板配筋Fig.1 Reinforcement drawing of thick concrete slab

7個混凝土轉換梁的試件設計見表2，混凝土轉換梁的配筋形式為：配置鋼筋牌號為HRB400、間距為200 mm、直徑為8 mm的箍筋，鋼筋牌號為HRB400、間距為200 mm、直徑為12 mm的縱筋，鋼筋牌號為HRB400、間距為200 mm、直徑為8 mm的拉結筋，配筋見圖4。同樣使用鑿巖機鉆孔，孔徑、孔間距和孔排距等參數的選取依據與破碎混凝土厚板時的選取依據相同。傾斜向下斜交于轉換梁側面鉆孔進行混凝土轉換梁破碎時，采用“5×3”的布孔形式，鉆孔與梁高度方向的夾角為60°，孔底部與梁側面的水平距離為100 mm。垂直于轉換梁頂面鉆孔進行混凝土轉換梁破碎時，采用“一”字形單排孔的布孔形式，為分析孔深對破碎效果的影響，孔深分別取為梁高的25%、45%、80%和90%，轉換梁試件的布孔示意見圖5。試件B-2在梁側面使用墻鋸沿孔口的連線及延長線切斷孔口所在側面的箍筋和縱筋，同時切斷鉆孔延長線與另一側面交點的連線及延長線所交縱筋和箍筋。試件B-3僅在梁側面使用墻鋸沿孔口的連線及延長線切斷孔口所在側面箍筋，同時切斷鉆孔延長線與另一側面交點的連線及延長線所交箍筋。試件B-4、B-5、B-6和B-7在梁頂面使用墻鋸沿孔連線及延長線切斷頂部箍筋。各試件處理后的實物見圖6，上述試件的切割深度均為50 mm，切縫寬度為4 mm。試件B-1未作處理。

圖2 混凝土厚板布孔示意Fig.2 Hole layout of thick concrete slab

圖3 混凝土厚板處理后實物Fig.3 Picture of thick concrete slab after treatment

表2 混凝土轉換梁試件設計Tab.2 Design of concrete transfer beam

圖4 混凝土轉換梁配筋Fig.4 Reinforcement drawing of concrete transfer beam

圖5 混凝土轉換梁布孔示意Fig.5 Hole layout of concrete transfer beam

圖6 混凝土轉換梁處理后實物Fig.6 Picture of concrete transfer beam after treatment

試驗用靜態破碎劑為施必達(大連)公司生產的S-611石灰型無聲爆破劑，根據其使用說明以及攪拌后漿體的流動性，將水劑比取為0.3，鉆孔灌入破碎劑漿體后未采取封孔措施。此外，基于電阻應變法(將按一定水劑比攪拌好的破碎劑漿體倒入直徑40 mm、壁厚5.35 mm、高500 mm且封底的鋼管中，測定鋼管外表面的拉伸應變，基于彈性理論計算得破碎劑產生的膨脹應力)獲得了破碎劑徑向膨脹壓應力的時程曲線，見圖7。此外，水劑比為0.3時，S-611型無聲爆破劑的自由體積膨脹率為310%。

圖7 膨脹壓應力時程曲線Fig.7 Time history curves of expansion pressure

2 試驗現象及分析

2.1 混凝土厚板試驗現象及分析

試件S-1：鉆孔灌入破碎劑漿體后1 h左右外圍3個孔噴孔(分析噴孔的原因為：試件S-1外圍3個孔為本次試驗最后灌入破碎劑漿體的鉆孔，此時環境溫度較高，從而導致噴孔)，7 h時試件頂面角部孔周圍出現裂縫。隨著時間推移，角部孔周圍的裂縫繼續發展并與邊部孔連通，中部孔周圍相繼形成微裂縫，同時試件側表面的中間位置出現水平裂縫。隨著破碎劑水化反應繼續進行，已形成的裂縫繼續擴展，除噴孔的鉆孔外，試件頂面各孔之間均形成連通裂縫。試件的整體裂縫主要沿側面的水平裂縫發展，側面水平裂縫的寬度遠大于頂面裂縫的寬度。試件S-1頂面和某一側面的裂縫發展過程見圖8。

試件S-2：鉆孔灌入破碎劑漿體2.5 h時發現試件頂面角部孔周圍首先出現裂縫。隨著時間推移，角部孔與邊部孔之間和各邊部孔之間形成連通裂縫，試件角部處的混凝土脫落。隨著破碎劑水化反應繼續進行，已連通的裂縫繼續擴展，中部孔與邊部孔之間和各中部孔之間的裂縫也相繼連通，并隨著時間的推移裂縫寬度逐漸增大，同時豎向裂縫逐漸延伸至試件底部。裂縫發展穩定后，試件S-2破碎后形成15塊塊體，外圍區域9塊，其中形成塊體的短邊尺寸均為150 mm，最大長邊尺寸為900 mm，內部區域6塊，其中形成塊體的短邊尺寸均為300 mm，最大長邊尺寸為750 mm。試件S-2頂面的裂縫發展過程見圖9。

試件S-3：鉆孔灌入破碎劑漿體5 h時試件頂面切縫的寬度開始增大。隨著時間推移，切縫寬度繼續增大，角部處和邊部處切縫的寬度大于中部區域切縫的寬度。隨著破碎劑水化反應繼續進行，切縫寬度繼續增大，角部處和邊部處的混凝土脫落，同時豎向裂縫逐漸延伸至試件底部。試件的整體裂縫主要沿切縫發展，但會存在少數兩孔之間切縫寬度增長不明顯的情況。裂縫發展穩定后，試件S-3破碎后形成15塊塊體，外圍區域8塊，其中形成塊體的短邊尺寸均為150 mm，最大長邊尺寸為750 mm，內部區域7塊，其中形成塊體的短邊尺寸均為300 mm，最大長邊尺寸為600 mm。試件S-3頂面的裂縫發展過程見圖10。

圖8 S-1裂縫發展過程Fig.8 Crack development process of S-1

圖9 S-2裂縫發展過程Fig.9 Crack development process of S-2

圖10 S-3裂縫發展過程Fig.10 Crack development process of S-3

綜合分析3個厚板試件的試驗現象發現：板內縱筋的約束會限制裂縫發展，未去除鋼筋約束時，各孔之間可以形成連通裂縫但寬度相對較??；切斷或剔除縱筋后，試件頂面各孔之間裂縫發展明顯；兩種方法破碎后形成塊體的數量相同，破碎后形成塊體的尺寸相近，其短邊尺寸均為孔間距或孔邊距，便于繼續沿長邊方向打碎使其分成更小的塊體。

2.2 混凝土轉換梁試驗現象及分析

為便于試驗現象的描述，將轉換梁試件的鉆孔面定義為正面，鉆孔面的對應面定義為背面，此外，將轉換梁試件的兩個端面按方位定義為左側面和右側面。

試件B-1：鉆孔灌入破碎劑漿體7 h時試件外圍孔周開始形成裂縫。隨著時間推移，外圍孔間的裂縫逐漸連通，內部孔周圍也開始形成微裂縫，外圍孔周圍裂縫的寬度大于內部孔周圍裂縫的寬度。隨著破碎劑水化反應繼續進行，已連通的裂縫繼續擴展，內部孔之間裂縫也相繼連通，并隨著時間的推移裂縫寬度逐漸增大。試件B-1正面和背面的裂縫發展過程見圖11。

圖11 B-1裂縫發展過程Fig.11 Crack development process of B-1

試件B-2：鉆孔灌入破碎劑漿體1.5 h時試件中部豎向切縫的寬度開始增大。隨著時間推移，試件中部豎向切縫的寬度繼續增大，兩側豎向切縫的寬度也逐漸增大。隨著破碎劑水化反應繼續進行，3條豎向切縫的寬度繼續增大，試件的整體裂縫主要沿3條豎向切縫發展。其破壞形式為沿3列孔被破碎為4塊，其中邊部兩塊的短邊尺寸為150 mm，中部兩塊的短邊尺寸為300 mm，長邊尺寸均為梁高。試件B-2正面和背面的裂縫發展過程見圖12。

試件B-3：鉆孔灌入破碎劑漿體5 h時試件最上排切縫的寬度開始增大，并在側面觀察到斜裂縫。隨著時間推移，從上向下每排切縫寬度依次增大，側面的斜裂縫也依次形成并逐漸擴展。隨著破碎劑水化反應繼續進行，每排水平切縫與側面斜裂縫的寬度繼續增大，試件的整體裂縫主要沿每排水平切縫與側面斜裂縫發展。其破壞形式為沿5排孔被破碎為6塊，其中破碎后形成塊體的短邊尺寸均為300 mm，長邊尺寸均為梁長。試件B-3正面、背面以及兩側面的裂縫發展過程見圖13。

圖12 B-2裂縫發展過程Fig.12 Crack development process of B-2

圖13 B-3裂縫發展過程Fig.13 Crack development process of B-3

試件B-4、B-5、B-6和B-7：試件B-4、B-5、B-6和B-7裂縫的發展過程相同。鉆孔灌入破碎劑漿體5 h時試件頂面切縫的寬度開始增大，側面出現從切縫處向下延伸的豎向裂縫。隨著時間推移，頂面切縫的寬度不斷增大，切縫處的豎向裂縫不斷發展，并在側面觀察到新的豎向裂縫。隨著破碎劑水化反應繼續進行，頂面切縫與側面豎向裂縫繼續發展。試件的整體裂縫主要沿頂面切縫與側面豎向裂縫發展，其破壞形式為沿孔被破碎為兩塊，短邊尺寸為梁寬的一半，長邊尺寸為梁長。試件B-4、B-5、B-6和B-7頂面和兩側面的裂縫發展過程見圖14～17。

圖14 B-4裂縫發展過程Fig.14 Crack development process of B-4

綜合分析7個轉換梁試件的試驗現象發現：傾斜向下斜交于轉換梁側面鉆孔進行混凝土轉換梁破碎時，梁內的箍筋和縱筋會限制裂縫的發展，未去除鋼筋約束時，各孔之間會形成連通裂縫，但裂縫寬度相對較??；切斷箍筋和縱筋后，裂縫會在豎向切縫處發展，破碎后形成塊體的短邊尺寸為孔間距，可繼續沿梁高度方向打碎使其分成更小的塊體；僅切斷箍筋后，裂縫會在水平切縫處發展，并在側面形成斜裂縫，破碎后形成塊體的短邊尺寸為孔排距，可繼續沿梁長度方向打碎使其分成更小的塊體；垂直于轉換梁頂面鉆孔進行混凝土轉換梁破碎時，切斷頂部箍筋后，裂縫會在梁頂面切縫處發展，并在側面形成兩到三條豎向裂縫，其破壞形式為沿頂面切縫被破碎為兩塊，短邊尺寸為梁寬的一半，可繼續沿梁長度方向打碎使其分成更小的塊體。

圖15 B-5裂縫發展過程Fig.15 Crack development process of B-5

圖16 B-6裂縫發展過程Fig.16 Crack development process of B-6

3 靜態破碎效果分析

3.1 混凝土厚板靜態破碎效果分析

課題組前期研究中使用破碎劑體積膨脹率表示破碎效果，即假設混凝土塊體破碎后孔的形狀仍近似為圓形，便可計算得破碎劑的體積膨脹率[12]。破碎混凝土厚板時，孔周裂縫的發展與單孔下混凝土塊體孔周裂縫的發展相近，在平面內可假設破碎后孔的形狀為圓形，在空間中可假設破碎后孔的形狀為圓臺。因此，本部分仍使用破碎劑體積膨脹率來表示破碎效果，破碎劑體積膨脹率可根據式(1)計算。同時使用裂縫面積比表示混凝土厚板的破碎效果，其為厚板頂面裂縫面積之和與厚板頂面面積之比，裂縫面積比可根據式(2)計算。

圖17 B-7裂縫發展過程Fig.17 Crack development process of B-7

(1)

(2)

基于試件S-2和S-3的試驗結果，建立以破碎劑體積膨脹率為縱坐標、鉆孔灌入破碎劑漿體后的時間為橫坐標的時程曲線，見圖18、19。分析曲線發現：開裂后，破碎劑體積膨脹率隨著時間推移而不斷增大，前期發展快，后期發展緩慢并逐漸趨于穩定，此外，角部孔的體積膨脹率最大，邊部孔次之，中部孔最小。

圖18 破碎劑體積膨脹率時程曲線(S-2)Fig.18 Time history curves of volume expansion rate of crushing agent(S-2)

圖19 破碎劑體積膨脹率時程曲線(S-3)Fig.19 Time history curves of volume expansion rate of crushing agent(S-3)

為更直觀對比切斷和剔除縱筋兩種方法，分別建立以試件內所有鉆孔體積膨脹率的平均值與裂縫面積比為縱坐標，鉆孔灌入破碎劑漿體后的時間為橫坐標的時程曲線，見圖20、21。分析曲線可以發現：剔除縱筋后，角部孔和邊部孔在灌入破碎劑漿體2.5 h時孔周出現裂縫，切斷縱筋后，在鉆孔灌入破碎劑漿體5 h時切縫寬度增長，前種方法的開裂時間早于后種方法；鉆孔灌入破碎劑漿體48 h時裂縫已近乎發展穩定，剔除縱筋后，破碎劑體積膨脹率和裂縫面積比分別為110.1%、18.6%，切斷縱筋后，破碎劑體積膨脹率和裂縫面積比分別為164.8%、23.3%，后種方法的破碎效果優于前種方法。

3.2 混凝土轉換梁靜態破碎效果分析

基于試件B-2的試驗結果，建立以正面和背面切縫寬度的平均值為縱坐標、鉆孔灌入破碎劑漿體后的時間為橫坐標的時程曲線，見圖22。分析曲線可發現：開裂后，切縫寬度隨著時間推移而不斷增大，前期發展快，后期發展緩慢并逐漸趨于穩定；切斷梁內箍筋和縱筋后，裂縫主要沿豎向切縫發展。鉆孔灌入破碎劑漿體48 h時切縫寬度已近乎不再增長，此時各列切縫的平均寬度為26.5、24.5、28.7 mm。

圖20 破碎劑體積膨脹率時程曲線Fig.20 Time history curves of volume expansion rate of crushing agent

圖21 裂縫面積比時程曲線Fig.21 Time history curves of crack area ratio

圖22 切縫寬度時程曲線(B-2)Fig.22 Time history curves of cut seam width (B-2)

基于試件B-3的試驗結果，建立以試件各排正面切縫寬度、背面切縫寬度和兩側面斜裂縫寬度的平均值為縱坐標、鉆孔灌入破碎劑漿體后的時間為橫坐標的時程曲線，見圖23。分析曲線可以發現：開裂后，裂縫寬度隨著時間推移而不斷增大，試驗前期各排切縫由上到下依次開展，前期發展快，后期發展緩慢并逐漸趨于穩定。鉆孔灌入破碎劑漿體48 h時裂縫寬度已近乎不再增長，此時各層裂縫的平均寬度為23.6、30.2、17.1、24.2、23.6 mm。

圖23 裂縫寬度時程曲線(B-3)Fig.23 Time history curves of crack width (B-3)

基于試件B-4、B-5、B-6和B-7的試驗結果，建立以梁頂面切縫寬度為縱坐標、鉆孔灌入破碎劑漿體后的時間為橫坐標的時程曲線，見圖24。分析曲線可以發現：開裂后，切縫寬度隨著時間推移而不斷增大，前期發展快，后期發展緩慢并逐漸趨于穩定；鉆孔灌入破碎劑漿體48 h時切縫寬度已近乎不再增長，此時試件B-4、B-5和B-6頂面的切縫寬度分別為13.79、13.98、14.14 mm，孔深由25%增大至50%再增大至80%，切縫寬度依次增長1.4%、1.1%；孔間距由300 mm縮短到150 mm時，切縫寬度增長77.5%。

圖24 切縫寬度時程曲線(B-4、B-5、B-6、B-7)Fig.24 Time history curves of cut seam width (B-4,B-5,B-6,B-7)

4 結 論

1)垂直于厚板頂面鉆孔進行混凝土厚板破碎時，厚板內縱筋會影響靜態破碎過程中的開裂程度，沿孔連線及其延長線切斷厚板上部縱筋或剔除厚板上部縱筋均可有效去除鋼筋約束，獲得較好的破碎效果。破碎后形成塊體的短邊尺寸為孔間距或孔邊距，便于繼續沿長邊方向打碎使其分成更小的塊體。二者方法相比，切斷縱筋后的破碎效果優于剔除縱筋，剔除縱筋后的開裂時間早于切斷縱筋。

2)傾斜向下斜交于轉換梁側面鉆孔進行混凝土轉換梁破碎時，轉換梁內箍筋和縱筋會影響靜態破碎過程中的開裂程度，沿孔口的連線及延長線切斷孔口所在側面的箍筋或縱筋，同時切斷鉆孔延長線與另一側面交點的連線及延長線所交縱筋或箍筋可有效去除鋼筋的約束，獲得較好的破碎效果。破碎后形成塊體的短邊尺寸為孔間距、孔排距或孔邊距，便于繼續沿長邊方向打碎使其分成更小的塊體。

3)垂直于轉換梁頂面鉆孔進行混凝土轉換梁破碎時，切斷梁頂箍筋后，梁內拉結筋會影響靜態破碎過程中的開裂程度?？咨钤龃?、孔間距減小，均會導致頂面切縫的寬度增大。