戴選鋒，關(guān)盛杰，李小龍，王 攀，孔德森

(1.中國(guó)冶金地質(zhì)總局青島地質(zhì)勘查院，山東 青島 266061；2.山東科技大學(xué) 土木工程與建筑學(xué)院，山東 青島 266590；3.山東科技大學(xué) 山東省土木工程防災(zāi)減災(zāi)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，山東 青島 266590)

灌注樁是一種重要的基礎(chǔ)形式，其施工工藝成熟、成本相對(duì)較低，現(xiàn)已被廣泛應(yīng)用于各種土木工程領(lǐng)域。目前常用的樁頭破除方法為人工鑿除，使用風(fēng)鎬剝離樁頭鋼筋保護(hù)層，并在設(shè)計(jì)標(biāo)高位置鉆設(shè)水平孔，之后整體吊除內(nèi)部樁體，該方法會(huì)產(chǎn)生強(qiáng)烈震動(dòng)和粉塵污染，安全性較低。靜態(tài)破碎技術(shù)是將破碎劑攪拌成漿體灌入結(jié)構(gòu)物的鉆孔中，破碎劑水化反應(yīng)過(guò)程中伴隨著膨脹與硬化，生成新的物質(zhì)由于晶格結(jié)構(gòu)的改變體積增大3倍，當(dāng)膨脹受到孔壁的約束時(shí)，短時(shí)間內(nèi)產(chǎn)生高膨脹壓，混凝土等脆性材料抗壓強(qiáng)度高而抗拉強(qiáng)度低，當(dāng)單元內(nèi)部所受拉應(yīng)力大于抗拉強(qiáng)度時(shí)開(kāi)始產(chǎn)生裂紋并逐漸發(fā)展，直至結(jié)構(gòu)物破碎。與傳統(tǒng)爆破方法破除混凝土構(gòu)筑物相比，靜態(tài)破碎技術(shù)具有低速加載、過(guò)程可控的特點(diǎn)，不僅可以實(shí)現(xiàn)破除效果，還以其無(wú)噪音、無(wú)飛石、無(wú)振動(dòng)等優(yōu)勢(shì)，在人口密集城區(qū)、重要交通干線和特殊設(shè)備周?chē)Y(jié)構(gòu)物的拆除中得到了廣泛應(yīng)用[1]。因此，將靜態(tài)破碎技術(shù)應(yīng)用到樁頭處理工程中是可行的。

為了優(yōu)化和推廣靜態(tài)破碎技術(shù)方案，國(guó)內(nèi)外學(xué)者進(jìn)行了相應(yīng)的研究。Cambatese等[2]研究表明：當(dāng)孔深為孔徑的6～12倍、孔距為孔徑的4～10倍時(shí)，混凝土開(kāi)裂。唐烈先等[3-4]研究了單孔與雙孔混凝土試塊在靜態(tài)破碎劑作用下的破壞過(guò)程，發(fā)現(xiàn)單孔方形混凝土試塊的裂紋擴(kuò)展呈三條主裂紋形式發(fā)展。姜楠等[5]基于實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)和有限元數(shù)值計(jì)算結(jié)果對(duì)靜態(tài)破碎時(shí)巖石中的應(yīng)力分布彈性模型進(jìn)行修正，得到應(yīng)力分布方程。Laefer等[6]研究了孔徑對(duì)水化熱和膨脹壓的影響，結(jié)果發(fā)現(xiàn)孔洞中部膨脹壓最大，頂部由于破碎劑體積束縛減弱而膨脹壓最小。謝益盛等[7]得出不同水灰比、拌合溫度和孔徑下的膨脹壓力時(shí)程曲線。丁王飛等[8]提出邊坡巖體清除的靜態(tài)爆破物理模型和斷裂力學(xué)模型，給出邊坡斜孔裂紋尖端應(yīng)力強(qiáng)度因子的計(jì)算公式。

經(jīng)過(guò)諸多學(xué)者的探索，靜態(tài)破碎技術(shù)已經(jīng)在邊坡巖體清除、混凝土構(gòu)筑物拆除等多個(gè)領(lǐng)域進(jìn)行了應(yīng)用[9-11]，然而在樁頭破除方面仍是理論滯后于實(shí)際，工程中對(duì)于膨脹孔孔距、排距、最小抵抗線長(zhǎng)度的設(shè)計(jì)多根據(jù)經(jīng)驗(yàn)選定，破碎劑的操作規(guī)范也只給出一定范圍的參考值，對(duì)于較大的破除工程，過(guò)密的膨脹孔會(huì)影響經(jīng)濟(jì)效益和工程效率。本研究立足于工程實(shí)際，針對(duì)直徑為600 mm樁基礎(chǔ)在不同膨脹孔布設(shè)方式下分析破碎效果，旨在兼顧破碎效果和工程經(jīng)濟(jì)的前提下，總結(jié)出膨脹孔的最優(yōu)布設(shè)方式，為靜態(tài)破碎技術(shù)推廣到樁頭處理實(shí)踐提供有益指導(dǎo)。

1 數(shù)值計(jì)算模型的建立

巖石真實(shí)破裂過(guò)程分析(realistic failure process analysis,RFPA)系統(tǒng)RFPA2D是模擬巖石、混凝土等脆性材料漸進(jìn)破壞過(guò)程的分析軟件，由加載系統(tǒng)、數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)及處理系統(tǒng)組成，分析過(guò)程包括以彈性力學(xué)為基礎(chǔ)的應(yīng)力分析階段和以彈性損傷理論及修正的摩爾-庫(kù)倫損傷準(zhǔn)則為基礎(chǔ)的破壞分析兩個(gè)階段，應(yīng)力分析階段基于有限單元法，破壞分析階段根據(jù)最大拉應(yīng)變準(zhǔn)則和摩爾庫(kù)倫剪切破壞準(zhǔn)則判斷單元是否損壞，并且最大拉應(yīng)變準(zhǔn)則具有優(yōu)先權(quán)[12-14]。在每一個(gè)加載步中，首先進(jìn)行應(yīng)力分析，遍歷每一單元的應(yīng)力狀態(tài)來(lái)判斷單元是否出現(xiàn)損傷，如果沒(méi)有損傷單元，則進(jìn)行下一分析步的計(jì)算，如果有單元進(jìn)入損傷狀態(tài)，則進(jìn)行剛度退化處理[15]，并重新進(jìn)行本分析步的運(yùn)算。對(duì)于出現(xiàn)損傷的單元，用彈性損傷力學(xué)的本構(gòu)關(guān)系描述混凝土單元的力學(xué)行為，按照等價(jià)應(yīng)變?cè)?，?yīng)力作用在受損材料上引起的應(yīng)變與有效應(yīng)力作用在無(wú)損材料上引起的應(yīng)變等價(jià)。因此受損單元的損傷本構(gòu)可以通過(guò)無(wú)損單元的名義應(yīng)力表述：

σ=E0(1-D)ε。

(1)

式中：σ為作用在單元上的應(yīng)力，ε為應(yīng)變，E0為初始彈性模量，D為損傷變量。

對(duì)損傷單元進(jìn)行剛度退化處理時(shí)，其拉伸損傷本構(gòu)模型如圖1所示，剪切損傷本構(gòu)模型如圖2所示。當(dāng)單元達(dá)到彈性極限后，其峰值后的應(yīng)力應(yīng)變曲線分為兩段：第1段為冪函數(shù)表達(dá)的強(qiáng)度軟化曲線，第2段為表示殘余強(qiáng)度的水平直線。

圖1中，ftr是單元的殘余強(qiáng)度，εt0是彈性極限所對(duì)應(yīng)的拉伸應(yīng)變，εtr是到達(dá)殘余強(qiáng)度時(shí)對(duì)應(yīng)的應(yīng)變，εtu是單元的極限拉伸應(yīng)變。其拉伸損傷變量表達(dá)式為：

(2)

圖2中，fcr是單元的殘余強(qiáng)度，εc0是彈性極限所對(duì)應(yīng)的剪切應(yīng)變，εcr是到達(dá)殘余強(qiáng)度時(shí)對(duì)應(yīng)的應(yīng)變。其剪切損傷變量表達(dá)式為：

(3)

式中：Dc為剪切損傷變量，λ為殘余強(qiáng)度系數(shù)，n為軟化指數(shù)(n=5)。

圖1 拉伸損傷本構(gòu)模型Fig. 1 Tensile damage constitutive model

圖2 剪切損傷本構(gòu)模型Fig. 2 Shear damage constitutive model

對(duì)于拉伸損傷或剪切損傷，當(dāng)損傷變量D=1時(shí)，代表單元完全破壞，為了避免有限元分析數(shù)值上的困難，給破壞的單元賦予很小的彈性模量。

參考已有的工程破除實(shí)例，對(duì)于直徑600 mm的鉆孔灌注樁樁頭，確定了3種靜態(tài)破碎膨脹孔的布孔方式，如圖3所示，依次為環(huán)形均布6孔、核心孔+環(huán)形均布4孔、核心孔+環(huán)形均布6孔，并分別編號(hào)為Ⅰ、Ⅱ、Ⅲ型，環(huán)形均布孔均布設(shè)在半徑為150 mm的圓上。采用二維平面應(yīng)變模型建立樁頭，網(wǎng)格劃分為300×300共90 000個(gè)單元，膨脹孔以軟件內(nèi)置空洞材料填充形式建立。RFPA2D需要對(duì)樁頭模型設(shè)置邊界條件，本次模擬中分別在樁頭底部、左部固定了位移。由于模型和膨脹孔是對(duì)稱(chēng)的，這種邊界條件并不影響其右半部分模擬結(jié)果。工程實(shí)踐中，在樁頭部位只留有縱筋，不綁扎箍筋，并且在綁扎鋼筋籠時(shí)，會(huì)在縱筋上套裹泡沫筒以隔離混凝土與縱筋之間的黏結(jié)力，以減小樁頭配筋對(duì)靜態(tài)破碎效果的影響。

混凝土是細(xì)集料與粗骨料組合而成的混合材料，因此其微觀材料力學(xué)性質(zhì)具有不均勻性，RFPA2D為了將介質(zhì)單元的微觀與宏觀力學(xué)性質(zhì)聯(lián)系起來(lái)，假定混凝土材料離散后的材料力學(xué)性質(zhì)服從Weibull函數(shù)統(tǒng)計(jì)規(guī)律分布：

(1)

式中：α為混凝土材料力學(xué)性質(zhì)參數(shù)(彈性模量、密度、泊松比等)；α0為混凝土單元力學(xué)性質(zhì)的平均值；m為分布函數(shù)的性質(zhì)參數(shù)，定義為材料介質(zhì)的均勻性系數(shù)，反映材料的均勻程度。

本次模擬的混凝土強(qiáng)度為C30，材料單元力學(xué)參數(shù)列于表1。生成的數(shù)值計(jì)算模型彈性模量分布規(guī)律如圖3所示。文獻(xiàn)[7]研究了鉆孔直徑為40 mm時(shí)不同水灰比下的膨脹壓力時(shí)程曲線，為了能為樁頭的破除工程提供實(shí)際參考，并統(tǒng)一施工方式，本次模擬鉆孔直徑統(tǒng)一取為40 mm。加載方式為分級(jí)加載，每個(gè)計(jì)算步施加1 MPa的膨脹壓。

表1 樁頭材料力學(xué)參數(shù)Tab. 1 Mechanical parameters of pile head materials

圖3 數(shù)值計(jì)算模型Fig. 3 Numerical calculation model

2 計(jì)算結(jié)果分析

2.1 不同布孔方式下樁頭破裂模式分析

為了研究“均布6孔”布孔方式下樁頭破碎效果，分別分析了不同膨脹壓時(shí)樁頭的最大主應(yīng)力場(chǎng)和裂紋發(fā)展規(guī)律，如圖4所示。對(duì)于均布6孔的方式，在加載初期，膨脹孔壁處單元所受的應(yīng)力并沒(méi)有達(dá)到破壞強(qiáng)度值，膨脹孔周?chē)鷳?yīng)力以同心圓形式分布；相鄰孔洞連線間由于應(yīng)力疊加效應(yīng)其最大主應(yīng)力高于周?chē)鷨卧ｋS著水化反應(yīng)的進(jìn)行，當(dāng)膨脹壓達(dá)到10 MPa時(shí)，一些孔壁周?chē)R近單元最先達(dá)到損傷值，出現(xiàn)不同程度的性能劣化及損傷，研究發(fā)現(xiàn)，損傷單元集中分布在指向樁頭圓心方向和指向相反的自由界面方向，其原因?yàn)槠茐目偸莾?yōu)先沿著最小抵抗線方向發(fā)展。當(dāng)膨脹壓加載到15 MPa，孔壁周?chē)M(jìn)入損傷的單元連續(xù)破壞并相互連通，裂紋開(kāi)始形成并延伸，在此階段膨脹孔周?chē)笾滦纬蓛蓷l裂紋，一條指向自由界面即抵抗線最小的方向，另一條指向樁頭圓心或相鄰膨脹孔，這一現(xiàn)象符合混凝土單孔及多孔裂紋發(fā)展一般規(guī)律。隨著膨脹壓繼續(xù)增大，在尖端應(yīng)力場(chǎng)的作用下裂紋繼續(xù)延伸并持續(xù)影響樁頭應(yīng)力場(chǎng)的分布，進(jìn)而裂紋的伸展也受到影響，并且一些單元萌發(fā)出第三條裂紋，這三條裂紋大致以“人”字形式發(fā)展。該種布孔方式下，對(duì)外層樁體達(dá)到了較理想的破碎效果，但是對(duì)于內(nèi)層部分，由于應(yīng)力發(fā)展受限而達(dá)不到較好的破碎效果。

Ⅱ型布孔方式下樁頭靜態(tài)破碎過(guò)程應(yīng)力場(chǎng)及裂紋發(fā)展規(guī)律如圖5所示，在樁頭圓心處增設(shè)一個(gè)膨脹孔，環(huán)形均布4孔。對(duì)比圖4與圖5可以發(fā)現(xiàn)，在加載前期，膨脹孔周?chē)畲笾鲬?yīng)力基本在同一個(gè)數(shù)量級(jí)，相差不大；由于布孔數(shù)量的減少，從而導(dǎo)致4個(gè)環(huán)形均布孔之間孔距較Ⅰ型增大，所以相互之間應(yīng)力疊加效應(yīng)不明顯。從圖5可以看出，應(yīng)力疊加分布帶位于環(huán)形均布孔與核心孔的連線處，呈“十”字型。隨著膨脹壓的提高，膨脹孔周?chē)恍﹩卧M(jìn)入損傷狀態(tài)，且損傷單元的集中分布規(guī)律同Ⅰ型：指向核心孔方向和自由界面方向。當(dāng)膨脹壓加載到15 MPa時(shí)，膨脹孔周?chē)纬晌⒘鸭y，膨脹孔裂紋大致以“T”字型三條裂紋或相對(duì)稱(chēng)的兩條裂紋形式發(fā)展。對(duì)于“T”字型三條裂紋，其中一條裂紋指向最近的自由界面，另一條與之對(duì)稱(chēng)指向核心孔，由于環(huán)形均布孔之間孔距較大，應(yīng)力疊加效應(yīng)不明顯，所以第三條裂紋發(fā)展方向具有隨機(jī)性。

圖5 Ⅱ型布孔方式破碎過(guò)程示意圖Fig. 5 Diagram of crushing process with type II hole arrangement

Ⅲ型布孔方式下樁頭靜態(tài)破碎過(guò)程應(yīng)力場(chǎng)變化及裂紋發(fā)展規(guī)律如圖6所示，在樁頭圓心處增設(shè)一個(gè)膨脹孔，環(huán)形均布6孔。裂紋發(fā)展形式同Ⅰ、Ⅱ型布孔方式：大致以“人”字型三條裂紋或相對(duì)稱(chēng)的兩條裂紋形式發(fā)展。由于膨脹孔數(shù)量的增加，樁頭截面內(nèi)發(fā)展出多條裂紋，環(huán)形均布孔與核心孔之間存在較多數(shù)量的損傷單元，整體強(qiáng)度性能劣化嚴(yán)重，因此裂紋中指向核心孔方向的發(fā)展速度要快于指向自由界面方向。

圖6 Ⅲ型布孔方式破碎過(guò)程示意圖Fig. 6 Diagram of crushing process with type III hole arrangement

2.2 布孔方式對(duì)樁頭破碎效果的影響

三種布孔方式導(dǎo)致不同的破碎效果，對(duì)比分析可得：Ⅰ型布孔方式對(duì)于樁頭外層混凝土破碎效果較好，然而由于裂紋發(fā)展總是優(yōu)先指向最小抵抗線方向，所以對(duì)于內(nèi)層混凝土破碎效果較差，不能形成宏觀裂紋；Ⅱ型布孔方式在樁頭圓心處增設(shè)了一個(gè)膨脹孔，相應(yīng)的減少了環(huán)形均布孔的數(shù)量，該種布孔方式對(duì)于內(nèi)層混凝土破碎效果較好，但是外層混凝土裂紋發(fā)展數(shù)量較少，最終會(huì)導(dǎo)致樁頭破碎成較大塊狀，不利于清理；Ⅲ型布孔方式在前兩種布孔方式的基礎(chǔ)上改進(jìn)，增加了環(huán)形均布孔的數(shù)量，即可以保證內(nèi)層混凝土形成宏觀裂紋，外層混凝土也可發(fā)展出多條裂紋從而最終破碎成較小的塊狀。在數(shù)值模擬計(jì)算中，單元的損傷量與巖石的聲發(fā)射之間存在著正比關(guān)系。因此混凝土的聲發(fā)射特性可以用細(xì)觀模型模擬，用損傷單元數(shù)目來(lái)表征聲發(fā)射次數(shù)。為了從微觀能量角度衡量布孔方式對(duì)破碎效果的影響，研究了膨脹壓與樁頭聲發(fā)射數(shù)量關(guān)系，如圖7所示，聲發(fā)射數(shù)量表示樁頭破碎能量的累積。對(duì)比分析可以看出，在0～10 MPa加載范圍內(nèi)三種布孔方式下樁頭破壞能量發(fā)展規(guī)律基本相似，膨脹壓為8 MPa時(shí)破壞能量較大，在此階段膨脹孔周?chē)鷨卧嗬^損傷破壞。膨脹壓大于20 MPa時(shí)，Ⅰ型布孔方式破碎能量呈逐漸增大趨勢(shì)，說(shuō)明在此階段，樁頭破碎速度加快。Ⅱ型布孔方式破碎能量主要集中在膨脹壓為23～30 MPa階段。對(duì)于Ⅲ型布孔方式，破碎能量均大于前兩種布孔方式，其原因?yàn)榱鸭y發(fā)展數(shù)量增多并且出現(xiàn)大量損傷單元。

圖7 3種布孔方式破碎過(guò)程聲發(fā)射數(shù)量圖Fig. 7 Acoustic emission quantity in crushing process of three hole layout methods

3 結(jié)論

為了將靜態(tài)破碎技術(shù)應(yīng)用到鉆孔灌注樁樁頭破除工程中，利用RFPA2D模擬直徑為600 mm的樁頭靜態(tài)破碎過(guò)程，分析不同布孔方式下的破碎模式及破碎效果，結(jié)論如下：

1) 樁頭靜態(tài)破碎是一個(gè)持續(xù)漸進(jìn)的過(guò)程，當(dāng)膨脹壓達(dá)到混凝土抗拉強(qiáng)度時(shí)，膨脹孔孔壁處單元產(chǎn)生破壞，當(dāng)相鄰損傷單元先后破壞，裂紋開(kāi)始形成。隨著膨脹壓的增大，在尖端應(yīng)力的作用下裂紋繼續(xù)擴(kuò)展延伸。

2) 膨脹孔周?chē)笾滦纬扇龡l或兩條主裂紋，由于膨脹孔之間的應(yīng)力疊加效應(yīng)，裂紋發(fā)展方向呈現(xiàn)特定規(guī)律：其中一條指向最小抵抗線方向，其余裂紋指向最近膨脹孔處。

3) 為了避免外層膨脹孔裂紋發(fā)展受限，工程實(shí)踐中須在樁頭圓心處增設(shè)膨脹孔，用于破碎內(nèi)層混凝土。

4) 對(duì)于直徑為600 mm的樁頭破除工程，采取“核心孔+環(huán)形均布6孔”的布孔方式，可以達(dá)到較好的破碎效果。