靜態破碎劑對鋼管徑向膨脹壓應力試驗

李瑞森，鄭文忠，徐笠博，王 英

(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)

靜態破碎劑是一種黑色或灰色的粉狀化學制劑，通常以游離氧化鈣(f-CaO)為主要成分，與水反應體積膨脹可達2～3倍，對于巖石或混凝土等脆性材料可產生良好的破碎效果.靜態破碎技術作為一種新型的拆除方法，具有無聲、安全、操作簡單、綠色環保等特點，已經引起廣泛關注.

許蘭保等[1]用直徑分別為32、38、48、58和72 mm的鋼管測量了靜態破碎劑在1 h內的短期膨脹壓應力，發現孔徑越大短期膨脹壓應力越大.姜楠等[2]則用直徑為40和100 mm的鋼管探究了靜態破碎劑對兩種孔徑鋼管內壁的膨脹壓應力，發現直徑100 mm鋼管中部的膨脹壓應力為直徑40 mm鋼管中部膨脹壓應力的3倍左右，可達97 MPa.謝益盛等[3]采用直徑為30、40、50和60 mm的鋼管進行試驗，發現隨著孔徑的增大，軸向應變與徑向應變的比值逐漸增大.武世亮等[4]探究了孔徑對靜態破碎劑噴孔的影響，發現孔徑越大，破碎劑溫度上升速率越大，越易噴孔.Gambatese[5]在強度為20.7 MPa的素混凝土中預留了直徑為3.18、4.76和6.35 mm的孔，并灌入靜態破碎劑漿體，發現當孔深達到孔徑的6至12倍，孔距為孔徑的4至10倍時，混凝土開裂.Huynh等[6]通過試驗探究發現，布孔合理且試件高度或厚度不大于1 m時，鉆孔深度為高度或厚度的70%，可將待破碎體破碎.馮彧雷[7]建議破碎巖石時根據實際情況及破碎需要調整鉆孔深度，鉆孔位于節理面等易裂處或基巖等堅固部位時，孔深應分別減小或增大5%.

以往研究主要集中于孔徑對靜態破碎劑的破碎效果的影響，缺乏對孔深、孔的約束程度的影響的研究及膨脹壓應力沿鉆孔深度方向的分布的研究.因此，開展孔徑、孔深、約束程度對膨脹壓應力影響的試驗，考察膨脹壓應力沿孔深的分布，對促進靜態破碎技術的發展具有重要意義.

1 試驗概況

采用中華人民共和國建材行業標準JC 506—2008《無聲破碎劑》提供的“電阻應變片法”[8]測量靜態破碎劑徑向膨脹壓應力，并對該方法進行改進：在將鋼管裝入防水PE塑料袋的基礎上，用704硅橡膠將應變片覆蓋以提供更佳的防水能力，在鋼管表面粘貼熱電偶以監測鋼管表面的溫度變化、修正溫度應變的影響.本試驗所用的應變片為邢臺金志傳感元件廠生產的BX120-5AA，具體試驗裝置及測點布置見圖1，測點分別布置在距離管口、管底50 mm處及鋼管中部.本試驗所用的無縫鋼管從哈爾濱古鐵市場購置，材質為45號鋼.圖1中200、150、100 mm分別對應鋼管G-1至G-5、鋼管G-6及鋼管G-7.鋼管編號和具體參數見表1.

本試驗采用三種靜態破碎劑，分別為：施必達(大連)公司生產的S-611無聲爆破劑，三強建材集團有限公司生產的三順高效靜態膨脹劑，飛鷹膨脹劑廠生產的飛鷹無聲高效巖石膨脹劑.

本試驗靜態破碎劑的水灰比為1∶3(質量比).由于工程中為防止破碎劑漿體自孔底流出，常不將孔鉆通，為模擬工程實踐，本試驗過程中管口不做封堵措施，鋼管底部焊接6 mm厚鋼板封堵.試驗于房間內進行，水槽內水溫為17 ℃.

圖1 試驗裝置及測點布置(mm)

表1 鋼管參數

鋼管上中下3處各設3個測點，每處取相應3個測點的應變平均值，結合彈性力學中的理論公式，求解靜態破碎劑產生的徑向膨脹壓應力[9]：

(1)

式中：P為靜態破碎劑產生的徑向膨脹壓應力，MPa；εθ為鋼管外壁環向拉應變；E為鋼管彈性模量，210 GPa；a為鋼管內徑，mm；b為鋼管外徑，mm；K為鋼管外徑b與內徑a的比值.

2 試驗結果與分析

2.1 膨脹壓應力沿孔深方向的分布

由于在混凝土柱墩的靜態破碎過程中時常會發生少量粉末狀靜態破碎劑自孔口溢出的現象[10]，認為靜態破碎劑產生的膨脹壓應力在鉆孔內分布不均勻，鉆孔中部和下部的膨脹壓應力大于鉆孔上部.利用鋼管高度模擬鉆孔深度，測量距管口、管底各50 mm處及管中部的應變，基于實測數據按式(1)得到膨脹壓應力時程曲線，見圖2.圖中G-n-A表示鋼管編號為G-n，管內裝有飛鷹靜態破碎劑；G-n-B表示鋼管編號為G-n，管內裝有三順靜態破碎劑；G-n-C表示鋼管編號為G-n，管內裝有施必達靜態破碎劑.由于設備斷電，管G-7-B僅有前20 h的試驗數據.

圖2 靜態破碎劑膨脹壓應力時程曲線

分析上述21根鋼管的膨脹壓應力時程曲線可發現：鋼管中下部的膨脹壓應力始終大于鋼管上部的膨脹壓應力；除G-6-C外，鋼管下部膨脹壓應力均大于中部膨脹壓應力.此外，除G-4-B、G-2-A、G-4-A、G-4-C、G-5-C五根管之外，鋼管中部膨脹壓應力均與下部膨脹壓應力相接近.這是因為：1)隨著靜態破碎劑與水反應發生體積膨脹，使無縫鋼管對破碎劑柱體會產生摩阻力，水硬性物質所提供的黏結力與無縫鋼管所提供的摩阻力兩者合力隨距管口距離的減小而不斷減小，當兩者的合力小于靜態破碎劑靜態破碎劑向上膨脹的膨脹壓應力時，靜態破碎劑會產生向上的膨脹，致使徑向膨脹壓應力釋放；2)靜置后管中靜態破碎劑逐漸下沉，管口發生泌水現象，使管底破碎劑藥量變相增加，水灰比減小，產生的徑向膨脹壓應力變大；3)根據圣維南原理，距鋼管底端端板距離越遠的位置，受端板約束影響越小.

分別取三種靜態破碎劑20、40、60 h的鋼管上部、中部、下部三個位置對應的徑向膨脹壓應力，并計算鋼管下部與鋼管上部、中部兩個位置膨脹壓應力的差值.膨脹壓應力數值及計算結果見表2～4.

觀察鋼管下部與上部、中部徑向膨脹壓應力的差值可以發現：鋼管下部和上部徑向膨脹壓應力的差值及下部和中部的差值隨著時間增長逐漸增大，且孔徑越大，鋼管下部和上部的徑向膨脹壓應力差值越大，最大可達39.84 MPa.這是因為隨著孔徑增大，靜態破碎劑產生的軸向膨脹壓應力逐漸增大[11]，水硬性物質所產生的黏結作用相對減弱，管中破碎劑有向上膨脹的趨勢，使得管口破碎劑溢出.孔徑越大，溢出的破碎劑越多，破碎劑溢出致使鋼管上部所受摩阻力減少，膨脹壓應力向軸向釋放，因此獲得的徑向膨脹壓應力遠小于底部徑向膨脹壓應力.管口破碎劑溢出情況見圖3.

表2 三種靜態破碎劑20 h徑向膨脹壓應力

表3 三種靜態破碎劑40 h徑向膨脹壓應力

表4 三種靜態破碎劑60 h徑向膨脹壓應力

圖3 管口破碎劑溢出情況

為避免破碎劑溢出對測量結果產生影響，對鋼管上部的測點數據不做具體分析.由于鋼管下部測點距離管底50 mm，根據圣維南原理，除鋼管G-2及G-3外，其他鋼管底部焊接的鋼板對下部測點影響較小.因此，研究孔徑、孔深及約束程度對徑向膨脹壓力的影響時以鋼管中部數據為主，底部數據為輔.

2.2 孔徑對徑向膨脹壓應力的影響

利用鋼管內徑模擬孔徑，三種靜態破碎劑的試驗結果見圖4.

圖4 三種破碎劑不同孔徑的膨脹壓應力時程曲線

由圖4可看出A破碎劑G-3-A管下部50 h左右膨脹壓應力已經發展平緩，發展平緩階段所達到的膨脹壓應力為44.71 MPa，而G-1-A、G-2-A管下部依然處于膨脹壓應力緩慢發展階段.B破碎劑G-1-B管、G-2-B管、G-3-B管下部達到發展膨脹壓應力發展平緩階段的時間分別為105、100、90 h，發展平緩階段所達到的膨脹壓應力分別為57.55、60.51、68.34 MPa.C破碎劑的膨脹壓應力在50 h內并未達到發展平緩階段，三個管膨脹壓應力都在緩慢發展，45 h時鋼管G-1-C、G-2-C、G-3-C下部所能達到的膨脹壓應力分別為27.40、23.68、23.04 MPa.由此可見，大孔徑鋼管內的破碎劑會先于小孔徑鋼管內的破碎劑達到最大徑向膨脹壓應力，這種情況發生的原因是孔徑大，靜態破碎劑質量大，水化反應產生的熱量大于熱量的傳遞與消耗，熱量的積聚和上升進一步催化水化反應，致使大孔徑試件先達到最大徑向膨脹壓應力.

三種破碎劑的徑向膨脹壓應力-孔徑的關系見圖5.

圖5 三種破碎劑膨脹壓應力與孔徑關系曲線

由圖5可看出，除三種破碎劑上部，C破碎劑下部20 h，B破碎劑中部20 h、40 h及A破碎劑中部60 h的膨脹壓應力外，徑向膨脹壓應力隨著鋼管內徑的增大而增大.且孔徑由40 mm到50 mm對徑向膨脹壓應力的提升比孔徑由30 mm到40 mm的提升大.因此，孔徑越大，靜態破碎劑水化反應速度越快，達到最大徑向膨脹壓應力的時間越短，產生的徑向膨脹壓應力值也越大.此外，鋼管內徑在30 mm至50 mm之間變化時，鋼管內徑每增加10 mm，徑向膨脹壓應力可增加1～18 MPa.因此在實際工程中擴大孔徑是提高破碎效率的有效手段，但孔徑也不宜過大，孔徑過大將發生噴孔現象.

2.3 孔深對徑向膨脹壓應力的影響

利用鋼管高度模擬孔深，三種靜態破碎劑的試驗結果見圖6.

圖6 三種破碎劑不同孔深的膨脹壓應力時程曲線

由圖6可看出，孔深對靜態破碎劑徑向膨脹壓應力的上升速度影響不大.取圖6中20、40、60 h對應的膨脹壓應力，繪制三種破碎劑的徑向膨脹壓應力與孔深的關系見圖7.

由圖7可知，除三種破碎劑上部，A破碎劑中部20 h、40 h，A破碎劑下部20 h、40 h及C破碎劑中部20 h、40 h的膨脹壓應力外，徑向膨脹壓應力隨著鋼管高度的增加而增大.這是因為鋼管底部破碎劑的軸向膨脹受到破碎劑自重、水硬性物質所提供的黏結力和無縫鋼管所提供摩阻力三者合力的限制.隨著鋼管高度的增加，三者合力也逐漸增大，對底部破碎劑軸向變形的約束增強，故其徑向膨脹壓應力有所增加.此外，鋼管高度在300 mm至500 mm之間變化時，鋼管高度每增加100 mm，徑向膨脹壓應力增加1～5 MPa.因此，從成本效益及破碎劑破碎能力利用率方面考慮，實際工程應用中孔深不宜過大， 結合Huynh等[6]和馮彧雷等[7]的建議，孔深取至待破碎深度的70%～90%即可.

2.4 約束程度對徑向膨脹壓應力的影響

利用鋼管混凝土中的套箍指標來表示鋼管對于孔內靜態破碎劑約束程度的大小，套箍系數為

(2)

式中：ζ為靜態破碎劑彈性柱體的套箍系數；As為鋼管的截面面積，mm2；fy為鋼管的抗拉強度實測值，MPa；Aj為鋼管內靜態破碎劑的橫截面面積，mm2；fj為鋼管內靜態破碎劑的抗壓強度實測值，MPa.

圖7 三種破碎劑膨脹壓應力與孔深關系曲線

因為本文fy/fj為定值，故可用As/Aj代表鋼管對管內靜態破碎劑的約束程度.試驗外界條件保持不變，鋼管G-1、G-4、G-5參數見表1，試驗結果見圖8.由圖8可看出，約束程度對靜態破碎劑徑向膨脹壓應力的上升速度影響不大.取圖8中20、40、60 h對應的膨脹壓應力，以時間(T)為x軸、約束程度(λ)為y軸、膨脹壓應力(P)為z軸，繪制三種破碎劑關系曲線見圖9.

圖8 三種破碎劑不同約束程度的膨脹壓應力時程曲線

圖9 膨脹壓應力與約束程度和時間關系曲線

經擬合得到圖9中膨脹壓應力與約束程度及時間的數學關系表達式見式(3)～(11).

P=-5.84+1.26T-14.72λ-0.005 8T2+

15.15λ2-0.208Tλ，

(3)

曲線的擬合優度R2=0.968.

P=-3.77+1.24T-19.57λ-0.004 8T2+

16.84λ2-0.178Tλ，

(4)

曲線的擬合優度R2=0.976.

P=-4.30+1.02T-13.01λ-0.002 8T2+

12.40λ2-0.050Tλ，

(5)

曲線的擬合優度R2=0.983.

P=-101.76+1.01T+205.76λ-0.005 0T2-

93.85λ2-0.176Tλ，

(6)

曲線的擬合優度R2=0.842.

P=-52.34+1.12T+123.50λ-0.005 0T2-

61.38λ2-0.087Tλ，

(7)

曲線的擬合優度R2=0.948.

P=-0.61+0.85T+4.07λ-0.004 9T2+

2.095λ2+0.311Tλ，

(8)

曲線的擬合優度R2=0.968.

P=13.18+0.17T-43.03λ-0.006 9T2+

22.30λ2+0.633Tλ，

(9)

曲線的擬合優度R2=0.969.

P=-11.05+0.63T+12.28λ-0.007 8T2-

7.83λ2+0.462Tλ，

(10)

曲線的擬合優度R2=0.984.

P=-27.14+0.59T+63.49λ-0.011 2T2-

35.92λ2+0.800Tλ，

(11)

曲線的擬合優度R2=0.991.

從圖9能夠看出B、C破碎劑已經較為明顯地到達了徑向膨脹壓應力發展平緩階段，A破碎劑的G-4-A卻還有一定的膨脹力上升趨勢，且隨著約束程度的增大，徑向膨脹壓應力也隨之增大.這是因為約束越強，對鋼管內靜態破碎劑的變形限制越強，靜態破碎劑產生的徑向膨脹壓應力越大.約束程度在0.6～1.4區間，約束程度每增加0.4，產生的膨脹壓應力增加4～10 MPa.

3 結 論

1)靜態破碎劑產生的徑向膨脹壓應力沿孔深方向并非均勻分布，一般鉆孔中下部的膨脹壓應力大于鉆孔上部，而鉆孔中部的膨脹壓應力與下部接近.

2)根據“鋼管混凝土套箍理論”，定義鋼管截面面積與靜態破碎劑截面面積的比值為約束程度.當孔深、約束程度和破碎劑種類一定時，孔徑越大，產生的徑向膨脹壓應力越大，鉆孔底部與上部的徑向膨脹壓應力差值越大；當孔徑、約束程度和破碎劑種類一定時，孔深越大，靜態破碎劑產生的徑向膨脹壓應力越大；當孔徑、孔深和破碎劑種類一定時，約束程度越大，靜態破碎劑產生的徑向膨脹壓應力越大.

3)當孔深、約束程度和破碎劑種類一定時，孔徑越大，靜態破碎劑水化反應速度越快，達到最大徑向膨脹壓應力的時間越短.孔深和約束程度對徑向膨脹壓應力的發展速度影響不大.