混凝土試塊不同導(dǎo)向裝置靜態(tài)破裂試驗研究

李 敏，馬芹永，2

靜態(tài)破碎劑又稱無聲破碎劑，是具有高膨脹性能的顆粒狀材料。靜態(tài)破碎技術(shù)具有無振動、無有害氣體、無噪音、無飛石、無粉塵等優(yōu)點(diǎn)[1-2]。對混凝土靜態(tài)破碎的研究，文獻(xiàn)[3-4]研究了靜態(tài)破碎劑膨脹性能以及其影響因素；文獻(xiàn)[5]通過靜態(tài)破碎劑在開采石材斷裂面的導(dǎo)向并提出了對導(dǎo)向技術(shù)的深入研究；文獻(xiàn)[6-7]開展了混凝土靜態(tài)破碎裂紋導(dǎo)向技術(shù)的試驗研究；文獻(xiàn)[8-11]研究了靜態(tài)破碎劑膨脹作用下試件裂紋的擴(kuò)展以及相關(guān)擴(kuò)展規(guī)律試驗；文獻(xiàn)[12]探索了孔距對混凝土塊體靜態(tài)破碎效果的影響；文獻(xiàn)[13]研究了鋼筋混凝土試件的靜態(tài)破裂試驗；文獻(xiàn)[14]研究了不同強(qiáng)度等級混凝土試件的靜態(tài)破裂；文獻(xiàn)[15-17]探索了在靜態(tài)破碎技術(shù)在工程實(shí)際應(yīng)用上的運(yùn)用。

前人的研究成果多集中在靜態(tài)破碎劑膨脹性能和靜態(tài)破碎裂紋的擴(kuò)展研究、靜態(tài)破碎技術(shù)應(yīng)用等方面。對于靜態(tài)破碎導(dǎo)向方面的研究，相對較少。本文通過采用兩種不同的導(dǎo)向裝置(鋼管導(dǎo)向裝置和內(nèi)置鋼片)，研究導(dǎo)向裝置對單孔和雙孔混凝土試塊裂紋擴(kuò)展規(guī)律、應(yīng)變變化、以及破裂形態(tài)的影響。

1 試塊的制作

水泥選用淮南市八公山水泥廠生產(chǎn)的P·O42.5級普通硅酸鹽水泥，砂子選用淮河細(xì)砂，粗骨料選用粒徑5～20mm級配碎石，試驗用水選用自來水。

試驗中選用兩種混凝土試塊尺寸：200mm×200mm×200mm、380mm×200mm×200mm的試塊。兩種均為C40強(qiáng)度等級的混凝土試塊。第一種混凝土試塊中心位置設(shè)置直徑33.00mm、深度180.00mm的灌藥孔，最小抵抗線W(灌藥孔中心到最近自由面的最短距離)為100.00mm。第二種混凝土試塊是在距兩側(cè)相同抵抗線的位置設(shè)置直徑33.00 mm的兩個孔，兩孔之間的孔距為180.00mm，最小抵抗線W為100.00mm。

2 試驗材料與導(dǎo)向裝置

將制作的尺寸為150mm×150mm×150mm素混凝土立方體試塊在標(biāo)準(zhǔn)養(yǎng)護(hù)條件下養(yǎng)護(hù)28d后，按GB/T50081-2002《素混凝土力學(xué)性能試驗方法標(biāo)準(zhǔn)》測得立方體的抗壓強(qiáng)度為48.27MPa。

立方體試塊單位體積試驗材料用量：水488.09kg、石子1 122.96kg、砂子583.95kg、水206.00kg，得出水膠比0.42，砂率為34.21。

圖1為兩種不同的導(dǎo)向裝置。圖1(a)是一種兩個半鋼管式的導(dǎo)向裝置，外徑直徑為33.00mm，它的特點(diǎn)是中間預(yù)留的開口剛好把完整鋼管對半分開并且此處預(yù)留的縫隙約為1.00mm；圖1(b)是一種薄片式的鋼片，它的寬度為33.00mm，厚度為1.00mm。

(a) 導(dǎo)向鋼管 (b) 內(nèi)置鋼片圖1 兩種不同的導(dǎo)向裝置

3 靜態(tài)破碎劑體積膨脹率的測定

靜態(tài)破碎劑選用中懷化工廠生產(chǎn)的細(xì)粉末狀的冬季型破碎劑，顏色呈淺灰色。使用尺寸為200mm×200mm×150mm靜態(tài)破碎劑測溫盒測量分別在10℃、15℃、20℃環(huán)境溫度下SCA的體積膨脹率，確定SCA最佳水劑比，結(jié)果如表1所示。

表1 靜態(tài)破碎劑體積膨脹率試驗

由試驗結(jié)果可得，水劑比和環(huán)境溫度對靜態(tài)破碎劑的體積膨脹率影響較大，試驗中水劑比為0.28，環(huán)境溫度為15℃條件下，靜態(tài)破碎劑的體積膨脹率達(dá)到最大，為4.02。

4 單孔混凝土不同導(dǎo)向與無導(dǎo)向?qū)Ρ?/h2>

在環(huán)境溫度15℃的情況下，稱取一定量的靜態(tài)破碎劑，加8℃的自來水拌合均勻，達(dá)到水劑比0.28并快速灌入設(shè)有兩種導(dǎo)向裝置和無導(dǎo)向裝置的單孔混凝土試塊的灌孔中。并對試塊破裂面的破裂情況進(jìn)行拍照和記錄(見圖2)。

(a) 鋼管導(dǎo)向破裂狀態(tài) (b) 內(nèi)置鋼片破裂狀態(tài) (c) 無導(dǎo)向破裂狀態(tài)圖2 單孔混凝土不同導(dǎo)向的破裂狀態(tài)

從圖2可以看出，單孔條件下，內(nèi)置鋼片時混凝土的破裂狀態(tài)與無導(dǎo)向基本相同，但使用鋼管導(dǎo)向的方法能夠明顯控制混凝土的破裂狀態(tài)。在灌孔中放置開口的導(dǎo)向鋼管裝置，使靜態(tài)破碎劑水化反應(yīng)產(chǎn)生的膨脹壓力在開口處形成應(yīng)力集中，在一定程度上使得裂縫按預(yù)定的要求形成。圖2所示為三種情況下，不同單孔混凝土試塊破裂形態(tài)對比。

5 雙孔混凝土對比與分析

5.1 雙孔混凝土試塊應(yīng)變片的布置與試驗測試

由單孔混凝土試塊的破裂效果，相同的試驗條件下，分析在雙孔混凝土試塊中導(dǎo)向鋼管與內(nèi)置鋼片的導(dǎo)向作用。

試驗選用BX120-20AA的電阻應(yīng)變片，Y2539靜態(tài)電阻應(yīng)變儀(量程：0～15 000με)，K型熱電偶溫度計(-50～1 300℃，精度0.1℃)。按應(yīng)變片布置方法在破裂面分別布置電阻應(yīng)變片，如圖3所示，鋼管導(dǎo)向裝置的混凝土試塊應(yīng)變片布置為G1、G3、G5、G7、G9、G11、G13和G2、G4、G6、G8、 G10、G12、G14；鋼片導(dǎo)向裝置的混凝土試塊應(yīng)變片布置為P1、P3、P5、P7、P9、P11、P13和P2、P4、P6、P8、P10、P12、P14。 相同的條件下，在環(huán)境溫度為15 ℃的情況下，稱取一定量的靜態(tài)破碎劑，加8℃的水拌合均勻，快速灌入設(shè)有兩種導(dǎo)向裝置的雙孔混凝土試塊的孔中。對試塊破裂面的破裂情況進(jìn)行拍照和記錄，采用靜態(tài)電阻應(yīng)變儀對試驗試塊的應(yīng)變變化進(jìn)行實(shí)時監(jiān)測。

(a) 鋼管導(dǎo)向裝置混凝土試塊應(yīng)變片布置圖 (b) 內(nèi)置鋼片混凝土試塊應(yīng)變片布置圖圖3 雙孔混凝土試塊應(yīng)變片布置圖

5.2 鋼管導(dǎo)向雙孔混凝土試塊的破裂過程分析

鋼管導(dǎo)向裝置混凝土試塊G.K-180(孔距180mm)的雙孔破裂過程如圖4所示。在與單孔灌藥相同的條件下，灌藥后780min時試塊在經(jīng)過長時間的膨脹應(yīng)力作用下，瞬間出現(xiàn)一條貫穿兩孔之間的裂紋且在左孔的下方也出現(xiàn)一條細(xì)小的裂紋。1 000min時，初始裂縫最大寬度增大到11.00mm，左孔下方的裂縫同樣在增大。并且在這個過程中左孔上方出現(xiàn)了第三條細(xì)小的裂紋，但這條裂縫基本沒有發(fā)展，如圖4(b)所示。1 400min時，試塊基本沿著主裂縫被切成兩部分，兩孔之間裂縫的最大寬度達(dá)到19.52mm。

(a) 灌藥后780min (b) 灌藥后1 000min (c) 灌藥后1 400min圖4 G.K-180破碎狀態(tài)

5.3 內(nèi)置鋼片導(dǎo)向雙孔混凝土試塊的破碎過程分析

內(nèi)置鋼片導(dǎo)向的混凝土試塊P.K-180雙孔破裂過程如圖5所示。灌藥條件均相同，如圖5(a)所示，灌藥690min時先后出現(xiàn)兩條細(xì)小的裂紋，分別為右孔上方的第一條裂紋和貫穿兩孔之間的第二條裂紋。隨著反應(yīng)的持續(xù)發(fā)生膨脹應(yīng)力的增大，之前的裂紋持續(xù)增長，1 000min時又出現(xiàn)了另外兩條次裂縫，分別在左孔的上方和右孔的下方，并且裂紋都發(fā)展到了各自的自由面，如圖5(b) 所示。

1 400min時，水化反應(yīng)基本結(jié)束，兩孔之間的主裂縫寬度最大達(dá)到30.24mm，其他兩條裂紋的擴(kuò)展較小。且整體上呈現(xiàn)的次裂縫相對較多。

(a) 灌藥后690min (b) 灌藥后1 000min (c) 灌藥后1 400min圖5 P.K-180破碎狀態(tài)

5.4 兩種導(dǎo)向方式在破碎過程中的應(yīng)變分析

分別在孔距為180mm的導(dǎo)向鋼管與內(nèi)置鋼片雙孔混凝土試塊破裂面的相同位置選取三個測點(diǎn)的應(yīng)變-時間變化曲線，如圖6所示。

(a) G-K-180試塊應(yīng)變-時間曲線 (b) P-K-180試塊應(yīng)變-時間曲線圖6 180mm孔距混凝土試塊應(yīng)變-時間曲線

由圖6(a)可知，隨著靜態(tài)破碎劑的水化反應(yīng)，產(chǎn)生的膨脹壓力使得G-14與G-12應(yīng)變測點(diǎn)處于受拉狀態(tài)。在0～1 200min的反應(yīng)過程中，G-14測點(diǎn)的拉應(yīng)變增長大于G-12測點(diǎn)，在整個過程中G-14測點(diǎn)位置受到的拉應(yīng)力比G-12測點(diǎn)位置大， 且G-14應(yīng)變測點(diǎn)的應(yīng)變峰值達(dá)到1 150με。而G-9測點(diǎn)位置受到應(yīng)力作用較小，在整個過程中受到的壓應(yīng)變變化不大。

在灌藥后的690min時，此時伴隨著第一條的裂紋的產(chǎn)生，應(yīng)力的瞬間釋放。由圖6可知，P-14應(yīng)變測點(diǎn)受到的拉應(yīng)力開始急劇增長并在200min內(nèi)超過P-12應(yīng)變測點(diǎn)的拉應(yīng)力。隨著裂縫的持續(xù)擴(kuò)展，P-14應(yīng)變測點(diǎn)的應(yīng)變片受拉破壞。而P-9應(yīng)變測點(diǎn)位置受到的壓應(yīng)力影響較小。

綜合圖6的應(yīng)變-時間曲線可知，隨著裂紋的擴(kuò)展以及應(yīng)力的釋放，因?qū)蜾摴苎b置的導(dǎo)向作用，灌孔周邊的應(yīng)力較為集中。在相同的應(yīng)變測點(diǎn)位置，G-K-180試塊受到的拉應(yīng)力要小于P-K-180試塊受到的拉應(yīng)力。

6 破裂效果對比分析

(1)導(dǎo)向鋼管裝置單孔混凝土試塊靜態(tài)破裂試驗后呈現(xiàn)的主裂縫條數(shù)為1條，裂縫的最大寬度為30.48mm，起裂的反應(yīng)時間為660min；而內(nèi)置鋼片單孔混凝土試塊靜態(tài)破裂試驗后呈現(xiàn)的主裂縫條數(shù)為2條，裂縫的最大寬度為39.40mm，起裂的反應(yīng)時間為510min。

(2)導(dǎo)向鋼管裝置雙孔混凝土試塊靜態(tài)破裂試驗后呈現(xiàn)的主裂縫條數(shù)為1條，裂縫的最大寬度為19.52mm，起裂的反應(yīng)時間為780min；而內(nèi)置鋼片雙孔混凝土試塊靜態(tài)破裂試驗后呈現(xiàn)的主裂縫條數(shù)為2條，裂縫的最大寬度為30.24mm，起裂的反應(yīng)時間為690min。

由單孔和雙孔混凝土試塊的破裂效果看出，設(shè)有鋼管裝置的混凝土試塊都能起到非常明顯的導(dǎo)向結(jié)果。主裂紋都是沿著鋼管的開口方向，逐漸發(fā)展并將試塊破裂為兩塊比較完整的部分；從內(nèi)置鋼片的導(dǎo)向結(jié)果來看，雖然主裂紋依然是沿著鋼片放置的方向?qū)⒃噳K破碎為兩塊較大的部分，但由于內(nèi)置鋼片沒有導(dǎo)向鋼管的約束作用力，使混凝土試塊受力不均勻，產(chǎn)生一系列的次裂縫。所以鋼管導(dǎo)向適合于定向切塊，內(nèi)置鋼片導(dǎo)向適合于破碎。

7 結(jié)論

(1)在保證相同的試驗條件下，兩種不同導(dǎo)向裝置的混凝土試塊呈現(xiàn)的破裂效果存在差異。鋼管導(dǎo)向裝置能使膨脹應(yīng)力集中在一個斷裂面上，出現(xiàn)裂紋并沿此方向發(fā)展，形成斷裂面；而內(nèi)置鋼片并不存在此約束作用力，隨著水化反應(yīng)的進(jìn)行，膨脹應(yīng)力的增大，產(chǎn)生較多的裂縫。

(2)試驗結(jié)果表明，內(nèi)置鋼片混凝土試塊出現(xiàn)裂紋的時間要早于鋼管導(dǎo)向裝置混凝土試塊。

(3)鋼管導(dǎo)向裝置具有良好的導(dǎo)向作用，適合于定向切塊破裂。

(4)從破裂面的破裂效果來看，內(nèi)置鋼片的混凝土試塊出現(xiàn)裂縫的數(shù)量多于鋼管導(dǎo)向裝置混凝土試塊出現(xiàn)裂縫的數(shù)量，適合于試塊的破碎。

參考文獻(xiàn)：

[1] 馬芹永，劉尹，馬玉平，等. AQ1108——2014，煤礦井下靜態(tài)破碎技術(shù)規(guī)范[S]. 北京：煤炭工業(yè)出版社，2014.

[2] 游寶坤. 靜態(tài)爆破技術(shù)-無聲破碎劑及其應(yīng)用[M].北京：中國建材工業(yè)出版社，2008：2-200.

[3] 李巖，馬芹永. 靜態(tài)破碎劑反應(yīng)溫度變化規(guī)律的試驗與分析[J].地下空間與工程學(xué)報，2013，9(6)：1 289-1 292.

[4] 馬冬冬，馬芹永，袁璞. 氣溫和水溫對靜態(tài)破碎劑膨脹性能影響的試驗分析[J].爆破，2014，31(4)：124-128.

[5] 彭克武. 靜態(tài)破碎劑開采石材的斷裂面導(dǎo)向[J].巖土力學(xué)，1990，11(2)：79-84.

[6] 唐烈先，唐春安，胡軍. 混凝土靜態(tài)破碎主裂紋導(dǎo)向技術(shù)試驗的研究[J].混凝土，2013，11(3)：11-13.

[7] 李康. 靜態(tài)破裂劑作用下素混凝土定向破裂研究[D].淮南：安徽理工大學(xué)，2016.

[8] 岳中文，楊仁樹，郭儀先，等. 靜態(tài)破碎作用下裂紋擴(kuò)展行為的動態(tài)分析[J].中國礦業(yè)，2010，19(7)：71.

[9] 楊仁樹，孫中輝，佟強(qiáng)，等. 靜態(tài)破碎劑膨脹作用下試件裂紋擴(kuò)展試驗研究[J].工程爆破，2010，16(3)：7-11.

[10] 郝兵元，黃輝，馮子軍，等. 單軸應(yīng)力狀態(tài)下石灰?guī)r體靜態(tài)破碎裂紋演化規(guī)律及應(yīng)用[J]. 煤炭學(xué)報，2014，39(12)：2 397-2 404.

[11] SHEN W， ZHAO Y P. Quasi-static crack growth under symmetrical loads in hydraulic fracturing[J]. Journal of Applied Mechanics， 2017， 84(8)：1-10.

[12] 周字華. 孔距對混凝土塊體靜態(tài)破碎效果的影響研究[D].淮南：安徽理工大學(xué)，2016.

[13] 薛志翔，馬芹永. 鋼筋混凝土試塊靜態(tài)破裂試驗與分析[J]. 安徽理工大學(xué)學(xué)報(自然科學(xué)版)，2017，37(1)：60-64.

[14] 李巖. 不同強(qiáng)度混凝土靜態(tài)破碎試驗研究[J].安徽理工大學(xué)學(xué)報(自然科學(xué)版)，2014，34(3)：21-24.

[15] M R CHUCHMAN. Static Crack Resistance of 20 and 30KhMA Steels in a Nace Solution[J]. Materials Science，2017，52(4)：530-532.

[16] 戴銀所，趙旭東，袁繼峰，等. 靜態(tài)爆破劑及其施工方案設(shè)計[J]. 硅酸鹽通報，2015，34(S1)：90-94.

[17] 馮翔，邱占宏. 靜態(tài)爆破技術(shù)在煤礦建設(shè)期間的應(yīng)用[J].中州煤炭，2015，25(3)：93-94.