泡沫膨脹充填材料膨脹性能研究

于清軍徐　帥李元輝李坤蒙

（1.東北大學資源與土木學院，遼寧沈陽110819；2.深部金屬礦山安全開采教育部重點實驗室，遼寧沈陽110819；3.赤峰山東黃金紅嶺有色礦業有限責任公司，內蒙古赤峰025450）

隨著淺部資源被大量開采，現已日益枯竭，所以世界各國已采用深井開采技術逐步開發利用深部礦產資源[1-2]。隨著開采深度的增加，礦山的巖石力學性質和地應力特征與淺井礦山相比發生了根本性變化，地壓活動加劇，可能產生巖爆和巖石冒落事故，嚴重影響了礦山生產的安全[3-4]。

充填采礦法可有效地保護地表、提高礦石的回收率和降低礦石的貧化、提高通風效率，降低巖溫、預防火災的發生，減少地壓活動、預防和控制巖爆的發生，提高深井礦山的綜合效益[5-6]。因此充填采礦法成為深部開采的必然選擇。而對于充填采礦法來講，充填新材料的研究是一個重要的研究方向。

鑒于傳統膠結充填存在的問題，改進惰性充填材料的組成和級配[7-8]，研究和使用充填體添加劑，可以有效地解決傳統膠結充填所面臨的問題，同時進一步提高料漿濃度。本研究經過科學論證、大膽創新，提出了將發泡劑添加到充填料漿中的構思，利用發泡劑獨特的膨脹及充填氣孔，來改善傳統膠結充填材料性能，從而使得新型充填材料更好地滿足礦山充填的要求。

1　尾砂性質及膨脹劑膨脹機理研究

1.1　尾砂性質

試驗采用紅透山銅礦全尾砂，針對紅透山銅礦的選礦工藝，在現場進行尾砂取樣，將取得的尾砂進行離析、沉淀烘干后得到全尾砂。采用Malvera2000型激光粒度測試[9]儀對紅透山全尾砂進行粒度分析，結果見表1。

從表1中可以看出d10（樣品的累計粒度分布數達到10%時所對應的粒徑）對應的粒徑為32.28μm，表明粒徑小于32.28μm的顆粒占10%；中值粒徑d50對應的粒徑為147.11μm，表明粒徑小于147.11μm的顆粒占50%；d60對應的粒徑為163.98μm，表明粒徑小于163.98μm的顆粒占60%。

礦山水力輸送計算時最常使用的是粒狀物料均勻系數和加權平均粒徑2個指標。均勻系數是反映粒狀物料粒級組成均勻程度的指標，礦山上通常以d60/d10來表示。當d60/d10=4～5時，表示粒狀物料的密實性最好，充填材料級配最均勻合理。

加權平均粒徑：

代入數據后得：dcp=186.58μm。

不均勻系數：

代入數據后得：α=5.08.

尾砂粒徑分析表明，紅透山銅礦尾砂密實性較好，有利于充填體強度的形成。

1.2　發泡劑膨脹機理研究

H2O2作為化學發泡的氣源具有良好的效果，其反應放出氣體的速率與放出氣體的總量在較大范圍內可控，同時H2O2容易在水泥漿體中均勻分散，可以通過溫度、雙氧水的濃度、攪拌速度等來控制H2O2產生氧氣的速度。本次試驗選用濃度為27.5%的雙氧水作為發泡劑。試驗采用化學發泡技術，H2O2在充填漿體中發泡的機理如式2所示：

在正常情況下，H2O2極難發生自身氧化還原分解反應，化學性質比較穩定，只會產生極微小氣體，不會產生大量氣體。但將其添加到充填料漿中，料漿中的礦渣硅酸鹽水泥作為高效催化劑能極大提高雙氧水的化學反應速率，在較短時間內產生大量氣體，均勻分布于充填料漿中，當充填料漿硬化固結形成充填體的過程中，同時形成了大量氣孔，而礦渣硅酸鹽水泥本身的質量和物理化學性質在化學反應前后都沒有發生改變。發泡劑發泡膨脹效果如圖1所示。

化學發泡泡沫通過化學反應在新拌充填料漿中產生氣體，這與物理機械加氣發泡產生泡沫非常類似，但化學發泡充填體中的氣孔獨立封閉存在，與物理加氣發泡顯著不同[10-11]。化學發泡充填試樣可以成型且具有良好的強度關鍵在于使發泡劑發泡的速率與料漿凝結硬化速率相一致，達到一種動態的平衡。首先，發泡劑均勻分散在充填料漿中，在料漿中催化劑的作用下不斷產生氣體，形成無數獨立的氣源；隨后，當氣源處氣體壓力大于料漿的極限剪切應力（黏滯阻力和靜水壓力之和）時，氣源開始加速膨脹，形成一個個獨立的氣泡；在氣源膨脹的過程中，由于膠凝材料水化，料漿稠度不斷增加，造成膨脹所要克服的阻力不斷增大，同時，因為反應物質過氧化氫不斷消耗，膨脹的潛在動力也在變小，由此，膨脹經歷了一個從加速到平緩、減慢，并逐漸趨近于停滯的過程。最終，膨脹結束后，泡沫充填體發泡完成。從上述氣泡形成機理可以看出，如果發泡過快或發泡量過大，而料漿硬化速率偏低，則形成的充填體中往往會形成串孔，甚至生成的氣體會沖破料漿表面，在硬化后試樣上部造成開口大孔；或是由于料漿長時間不硬化，起初形成的試樣最終出現塌模的現象。如果發泡過慢，而料漿迅速硬化，往往會導致發泡量太小，得到的泡沫充填體試樣達不到所期望的要求。圖2為普通充填體和膨脹充填體的效果對比。

2　泡沫充填體膨脹性能研究

2.1　試驗方案設計及實施

設計濃度分別為67%、70%、73%3種試驗方案，在每種方案灰砂比分別為1∶4、1∶6、1∶8條件下分別配比發泡劑添加量為3.75%、6.25%、8.75%的試驗方案。每種濃度方案共9個配比方案，3種濃度方案共27個配比方案。本次試驗膨脹率的測定具體步驟分別如下：

（1）將摻入膨脹劑的料漿攪拌均勻后澆筑到70.7 mm×70.7 mm×70.7 mm的試模中，澆筑時預留出30 mm（如圖3）。

（2）將澆筑好的試模放在相應的溫度下養護24 h。

（3）24 h養護結束后，測量試塊上面邊緣距離試模上邊緣的距離a（mm），記錄數據。

（4）計算膨脹率

2.2　試驗結果分析

根據測量數據，通過式（3）計算得到表2充填試樣膨脹率試驗數據，其中膨脹率為負數（-）實質表示沉降率。

（1）發泡劑添加比例與膨脹率關系研究。從圖4可知，不同濃度充填試樣的膨脹率均隨發泡劑添加量增加而增大，基本呈線性變化。通過數據處理，分別得到了濃度67%、濃度70%、濃度73%的發泡劑添加量與膨脹率的預測擬合曲線：

擬合結果如圖4所示。

經過實驗室大量試驗驗證，若發泡劑添加量太少，則膨脹不明顯，不符合試驗的目的；如發泡劑添加量過大，則發泡氣泡過多，出現塌模，導致膨脹失敗。因此，發泡劑添加量與膨脹率的預測擬合曲線中的橫坐標發泡劑添加量x的取值應在3%～11%之間，過大或過小都將失去預測意義，合理的取值，才會更好地指導實際生產活動。

從圖5中可以看出，濃度為67%，當發泡劑添加量為3.75%時，試樣并未出現膨脹，但與0.0%即普通充填體沉降率13.72%相比，其沉降率已較大幅度的減小，僅為2.97%，減小幅度達78.35%。當發泡劑添加量為6.25%時，此時充填試樣已不再出現下沉，出現明顯膨脹，膨脹率為5.4%。當繼續加大發泡劑添加比例達到8.75%時，其膨脹率為8.5%，為6.25%的1.57倍；當料漿濃度為70%，發泡劑添加量為3.75%、6.25%、8.75%時，其膨脹率分別為3.1%、7.2%、12.2%。高比例發泡劑添加量8.75%的膨脹率分別為6.25%、3.75%的1.69、3.94倍；當料漿濃度為73%，發泡劑添加量為3.75%、6.25%、8.75%時，其膨脹率分別為7.1%，11.02%，16.23%。高比例發泡劑添加量8.75%的膨脹率分別為6.25%、3.75%的1.47、2.29倍。

分析以上數據可知，發泡劑添加比例對充填試樣的影響十分明顯，可以看出，膨脹率與發泡劑添加量基本呈二次線性關系，發泡劑添加量越多，產生的膨脹就越大。3.75%～8.75%的發泡劑添加量可以使不同濃度的充填試樣產生-2.97%～16.54%的膨脹率，膨脹取得了預期的效果。

（2）灰砂比與膨脹率關系研究。從圖6中可以看出充填試樣膨脹率均隨發泡劑添加量增加而增長，但是相同發泡劑添加量情況下，不同灰砂比對充填試樣的膨脹率變化影響不大，無明顯規律可尋。

由于發泡劑發泡產生氣體的過程實質是發泡劑（H2O2）自身的氧化還原反應，其最終產生氣體的多少只與發泡劑添加量有關，與外界物質無關，尾砂與水泥只起到催化劑作用，不同灰砂比發泡劑添加量相對水泥與尾砂的比值范圍也只在0.54%～1.75%之間變化，水泥與尾砂作為發泡劑分解反應的催化劑，不同灰砂比充填試樣，水泥與尾砂的量相對發泡劑的量早已過量，故不同灰砂比試樣，對發泡劑分解反應速率影響微小，可以忽略不計。

（3）料漿濃度與膨脹率關系研究。從圖7中可以看出，發泡劑添加量相同情況下，濃度對試樣膨脹率有明顯影響。隨著充填料漿濃度增大，試樣膨脹率也隨之增大。發泡劑添加比例較高，膨脹率明顯增大。

從圖8中可以看出當發泡劑添加量為3.75%時，濃度為67%充填體繼續出現沉降，但沉降率已由未加入發泡劑前的13.72%下降到加入后的2.97%，沉降率大大減小；相應比例的濃度為70%、73%的充填試樣則停止出現沉降，膨脹顯現。同時，相同發泡劑添加量與灰砂比情況下，發泡劑添加量為3.75%時，濃度為73%試樣膨脹率為濃度70%試樣的2.29倍；發泡劑添加量為6.25%時，濃度為73%試樣膨脹率分別為濃度70%、67%試樣的1.53、2.04倍；發泡劑添加量為8.75%時，濃度為73%試樣膨脹率分別為濃度70%、67%試樣的1.33、1.91倍。

由此可見，料漿濃度對充填試樣的膨脹率有較大影響，相同比例灰砂比與發泡劑添加量下，濃度越高，試樣膨脹率越大。究其原因有二：一是低濃度充填料漿本身含水較多，因此，自身的沉降較大，從而膨脹率較低；二是低濃度充填料漿中含水較多，料漿容重較小，漿體分子間阻力相對較小，部分氣體分子克服阻力，沖向液面導致部分氣體流失，故膨脹率相對較小。

（4）強度與膨脹率關系研究。不同比例發泡劑的添加導致充填體具有不同的膨脹率，尋求適宜的接頂膨脹率與相應的滿足要求的強度值，對研究礦山充填接頂工作有十分重要的意義。

分析處理數據，得到灰砂比分別為1∶4、1∶6、1∶8的膨脹率與強度擬合曲線：

擬合曲線圖如圖9所示，可以看出，隨著充填試樣沉降率逐漸減小、膨脹率逐漸增大，充填體的強度值隨之降低。參考采用充填法開采的類似礦山經驗及根據充填體強度設計理論分析可知，采用分層充填法的礦山其終期（28 d）充填體強度值達到0.80～1.70 MPa即可滿足充填要求。

通過分析曲線可知，充填體停止沉降，即沉降率為零時，灰砂比分別為1∶4、1∶6、1∶8充填體對應的強度值為1.81、1.17、0.91 MPa，與不加膨脹劑終期強度值2.67、2.11、1.36 MPa相比，強度值分別下降了32.21%、44.55%、33.09%，但仍滿足礦山充填的最小安全強度。結合濃度67%曲線及預測公式可知沉降率為零時，發泡劑添加量為4.5%左右（灰砂比對膨脹率影響較小，忽略其影響）。

為滿足空區充填最小安全強度，不同灰砂比充填體終期（28 d）強度均需大于0.8 MPa，即臨界值0.8 MPa所對應的膨脹率為極限安全膨脹率。分析可知，強度臨界值0.8 MPa對應灰砂比1∶4、1∶6、1∶8的極限安全膨脹率分別為24.70%、11.19%、6.98%；為保證充填工作的安全性，在此基礎上再除以膨脹率折減因子1.2，得到灰砂比1∶4、1∶6、1∶8的最大安全膨脹率分別為23.08%、9.33%、5.82%，然后根據圖4中濃度67%曲線及預測公式，可知相應發泡劑添加量約為13.44%、7.44%、5.20%。

3　泡沫膨脹充填材料配比優化

3.1　分層充填材料配比優化

分層充填體主要作為分層開采的工作平臺，其質量好壞直接影響著采礦技術經濟指標。因此，充填體強度必須滿足無軌設備正常作業的最小安全強度。考慮到實際生產中，鑿巖通常于膠結面層充填后約7 d進場作業，因此，膠結面層充填體強度必須滿足最小安全強度0.8 MPa；采場出礦通常需3～4周，所以膠結面28 d強度必須達到1.5 MPa。

根據充填材料強度與膨脹率分析，表3為符合充填強度要求的濃度和配比方案：

3.2　嗣后充填材料配比優化

一般的，采用嗣后充填法開采的礦山，其對充填體強度的需求并不像分層充填那樣高，但必須滿足維持其自穩的最小安全強度0.4 MPa。

因此，根據嗣后充填的特點，同時結合強度及膨脹率的分析，對泡沫充填材料嗣后充填的開采優化方案見表4。

4　結論

（1）基于理論分析，濃度27.5%的雙氧水溶液具有較好的膨脹性能，適合礦山充填所處的特殊環境，滿足礦山膨脹充填的需求。

（2）試驗表明，發泡劑添加比例對充填體膨脹率影響明顯，3.75%～8.75%的發泡劑添加量可以使不同濃度的充填試樣產生-2.97%～16.54%的膨脹率，膨脹取得了較好的效果；同時，料漿濃度與膨脹率也呈正相關關系，灰砂比與膨脹率關系不明顯。

（3）通過分析強度與膨脹率關系曲線可知，濃度67%充填體沉降率為零時，發泡劑添加量為4.5%左右；分析可知，強度臨界值0.8 MPa對應灰砂比1∶4、1∶6、1∶8的最大安全膨脹率分別為23.08%、9.33%、5.82%，相應發泡劑添加量約為13.44%、7.44%、5.20%。

（4）根據強度與膨脹率關系，結合礦山實際充填特點，從27個試驗方案中，優選出了適合分層充填及嗣后充填的試驗方案。