钢筋混凝土构件的大孔径静态破碎技术研究*

娄 荣，陈威文，周方均，邢黎明，商圣波，倪晓静,3

(1.华汇工程设计集团股份有限公司， 绍兴 312000；2.华汇建设集团有限公司， 嵊州 312400；3.浙江大学， 杭州 310027)

大面积开挖的深基坑施工过程中，一般需设置若干道钢筋混凝土梁作为支撑。施工完毕后，支撑梁的拆除成为影响施工进度的重要因素。目前常用的拆除方法有爆破拆除、机械拆除和人工拆除等，这些方法均会产生大量飞石、粉尘和噪音。除此之外，爆破拆除伴随着巨大的冲击力，并对周围的建筑物以及管线设施产生不利影响；机械拆除一般采用镐头机，施工过程中不仅振动和噪声大，工期也较长；而人工拆除法劳动强度大，效率低。特别是在城市CBD区域，如何安全、快速、经济、环保地拆除钢筋混凝土支撑梁，是一个具有现实意义的课题。

静态破碎技术又称“无声破碎技术”，其原理为利用静态破碎剂水化反应产生的体积膨胀，使被破碎体开裂、破碎[1,2]。目前该技术在矿山开采、水利工程等领域已经得到了广泛应用[3]，在钢筋混凝土结构拆除中应用尚不多见。事实上对于钢筋混凝土构件的拆除，只需在预埋孔中灌注静态破碎剂，1 h左右便可产生较大膨胀压力，12 h内完成破碎作业[1,2]，整个过程可视为准静态过程。与目前常用的拆除方法相比，静态破碎技术可有效减少拆除过程中的振动、粉尘以及噪声，具有良好的社会效益。

1 钢筋混凝土构件的静态破碎

如图1所示，目前钢筋混凝土结构在静态破碎时，一般是在构件高度方向布置直径不超过50 mm的预埋孔[4,5]，孔间距在150～300 mm之间，为达到破碎效果，需要先将箍筋切断。基坑支撑梁的受力以轴向偏心受压为主，密密麻麻的预埋孔引起的应力集中对其承载力有较大的影响，也不便于灌注静态破碎剂。

文献[5]的研究表明，40 mm孔径静态破碎的最大膨胀压力约为30 MPa，而100 mm孔径的静态破碎最大膨胀力可达200 MPa以上。此外，大孔径静态破碎发挥药效所需时间也更短[4,5]。由于冲孔问题[4]，目前大孔径静态破碎在实际工程中的应用尚不多见。国内有学者提出了堵孔器来解决冲孔问题[4]，然而构造较为复杂，不便于在实际工程中推广应用。针对钢筋混凝土构件的拆除，提出一种沿着构件轴线布置大直径预埋孔进行静态破碎的方案，其主要优点在于：1)采用了对支撑梁承载力影响较小的预埋孔布置方式；2)大直径预埋孔两端均采用软管与注浆口和排气口相连，通过软管的弯折防止静态破碎剂冲孔；3)在构件破碎拆除时，采用灌浆机集中灌注静态破碎剂浆液，施工快速便捷。在此基础上，通过扩展有限元方法研究了该静态破碎方案的裂缝扩展过程，进而采用足尺模型试验进行验证。

2 基于扩展有限元法的裂缝扩展研究

2.1 扩展有限元法

扩展有限元方法由美国西北大学的Belytschko和Black于1999年提出。其基本原理为：单元内部的不连续面采用法向水平集φ(X)和切向水平集ψ(X)描述，独立于计算网格，从而避免了网格的频繁重剖分[6]。在常规有限元法基础之上，其位移模式增加了反映内部裂缝面的加强函数[6,7]，如式(1)～(4)所示

(1)

(2)

[Fα(x),α=1,…,4]=

(3)

(4)

2.2 算例研究

某钢筋混凝土支撑梁长度为6 m，截面如图2所示。配置的钢筋为：直径8 mm间距为100 mm的四肢箍；上下各4C20纵向受力钢筋；左右各配置2C18腰筋。所有钢筋均采用HRB400，混凝土强度等级为C30。预埋孔沿着支撑梁的轴向布置，直径为90 mm。

分析时采用了Abaqus软件的扩展有限元模块[7]。支撑梁的长度超过截面尺寸的十倍，中部截面近似处于平面应变受力状态，因而将模型简化为轴向长度为300 mm，内含两道箍筋的三维模型。混凝土的极限拉应变εtu≈1.0×10-4，而静态破碎剂的体积膨胀可达固相体积的3倍以上[1]。因此裂缝稳定扩展阶段的体积变形对静态破碎剂膨胀压力的影响较小，分析时静态破碎剂的膨胀力通过在预埋孔壁施加压力来模拟。

模型中混凝土部分采用C3D8R单元，采用指数法则计算等效应变能释放率[8-11]，且指数均取1.0；抗压和抗拉强度分别取20.1 MPa和2.01 MPa；弹性模量为Ec=29.5 GPa，泊松比取0.2，混凝土的临界应变能释放率取120 N/m。钢筋部分采用理想弹塑性本构模型，屈服强度取360 MPa，泊松比取为0.3，弹性模量Es=200 GPa。钢筋与混凝土之间粘结采用嵌入约束关系模拟，模型两端均施加轴线方向的位移约束。数值模拟结果显示，静态破碎过程可分为三个阶段：

1)第一阶段为弹性变形阶段，在膨胀压力不大于2.04 MPa时，支撑梁处于弹性受力状态。截面各方向的刚度不同，其中对角线方向的刚度最大，各边中部方向刚度最小，因而对角线方向变形最小，各边中部变形最大，截面内的变形模式如图3所示。在此位移模式下，最大主拉应力垂直于4条对角线。当膨胀压力P=2.04 MPa时，预埋孔附近混凝土的最大主拉应力达到混凝土抗拉强度，初始裂缝产生。

2)第二阶段为裂缝稳定扩展阶段，裂缝扩展过程中的应变能释放率如图4所示。应变能释放率是判断裂缝扩展的宏观指标，根据受力和开裂模式的不同，应变能释放率可分为Ⅰ型(张开型)、Ⅱ型(滑移型)、和Ⅲ型(撕裂型)三种基本类型[6]。其中，Ⅰ型应变能释放率对应于拉应力作用下裂缝面的垂直分离模式。分析结果显示，裂缝扩展过程中，Ⅱ型和Ⅲ型应变能释放率计算结果可忽略不计，这表明拉应力为裂缝扩展的主导因素。

随着膨胀压力的增大，应变能释放率开始增大，裂缝逐步由截面内部向外扩展。当膨胀压力P=19.4 MPa时，应变能释放率开始急剧增大，裂缝快速扩展，这就是稳定扩展与失稳扩展之间的临界点；

3)第三阶段为裂缝失稳扩展，此阶段膨胀压力的微小增大即可引起裂缝快速扩展，最终裂缝在对角线方向贯通，如图5所示。分析结果表明，当膨胀压力达到19.4 MPa时，裂缝扩展到钢筋混凝土梁的表面，而现有的静态破碎剂产品在12 h内可达到30 MPa以上的膨胀压力[4,5]，这表明该静态破碎方案是可行的。在裂缝扩展过程中，纵向钢筋一直处于低应力水平，表明其影响可忽略；而箍筋的应力在裂缝扩展过程中不断增加。

3 模型试验研究

试验件的截面、配筋与材料等信息与前述数值分析模型相同。详细构造如图6所示，长度为1.8 m，沿着试验件的轴线布置预埋孔，两端分别设置注浆口和排气口。

预埋管件的组装如图7所示。中部管件采用PE管，直径为90 mm。两端均采用PVC材质的偏心异径接头，其中在注浆口一端的小头偏向预埋管的底部，而排气口一端的小头偏向直预埋管的顶部，以保证静态破碎剂浆液灌注饱满。两端偏心异径接头均采用直径为30 mm的金属压力软管与注浆口和排气口连接。

防冲孔构造如图8所示，通过金属压力软管的弯折减小注浆口和排气口的压力。破碎剂浆液采用灌浆机灌注，为便于与灌浆机的出料口连接，在金属压力软管口部与直径为50 mm的钢管相连接。试验表明，弯折一次即可有效防止冲孔，且不影响灌注静态破碎剂浆液。上述所有配件均选用国标规格，所有预埋管件均固定在箍筋上。

静态破碎剂浆液按照3∶10水灰比配置，如图9所示为灌浆完成1 h后的裂缝扩展结果。可见，裂缝已经扩展到试验件表面，主要裂缝均出现在试验件的角部，与前述数值模拟结果相符。

4 结论

1)针对钢筋混凝土临时构件的拆除，提出了一种沿着构件轴向布置大直径预埋孔进行静态破碎的方法，数值计算与足尺模型试验均表明该方案的可行性。

2)数值模拟与模型试验均表明，该静态破碎方案中裂缝沿着截面对角线方向扩展，拉应力为裂缝扩展的主导因素。

3)足尺试验研究表明，通过金属压力软管的弯折可有效防止大孔径静态破碎发生冲孔。