膨脹型漿體的膨脹材料若干問題研究進展

葉義成 陳常釗 姚 囝 王其虎 崔旭陽 黃兆云

（1.武漢科技大學資源與環境工程學院，湖北武漢430081；2.湖北省工業安全工程技術研究中心，湖北武漢430081；3.湖北景深安全技術有限公司，湖北宜昌443000）

由于地質構造的作用，急傾斜層狀層理面在地下巖土工程中普遍存在，嚴重影響了巖體強度及工程結構的整體穩定性［1-2］。目前注漿加固技術在含急傾斜層理面巖體支護中運用較普遍，即通過向弱層理面內注漿，提高急傾斜層理面兩側巖體的摩擦力和黏結力，從而提高層間巖體的整體強度及穩定性［3-4］。然而普通漿體對層間巖體僅提供“黏結”作用，對于提高層間巖體的整體強度是有限的。膨脹型漿體注漿技術是對原有的普通水泥漿體進行了改進，借鑒了管縫式預應力錨桿［5-6］在圍巖中提供法向約束應力的支護思想，既利用膨脹漿體自身體積膨脹產生擠壓力，又提供普通漿體的黏結效果，通過“先擠后黏”的加固思路提高急傾斜層理面兩側巖體的整體強度。

為實現“先擠后黏”注漿加固支護效果，提出了膨脹型漿體概念。膨脹型漿體是一種在水化過程前期通過體積膨脹作用對被支護巖體產生擠壓，后期通過水泥黏結作用對其產生黏結的漿體。膨脹型材料在土木工程中的應用方式主要有補償混凝土干縮的膨脹型水泥和混凝土或巖石無爆破切割的靜態破碎劑。膨脹型水泥在補償混凝土干縮方面已具有較成熟的研究基礎和應用基礎［7-9］，學術界主要關注其體積的微膨脹作用，而膨脹應力關注較少。以膨脹劑為主的靜態破碎劑在混凝土和巖石靜態破碎方面也得到廣泛應用［10-13］，相關研究重點關注靜態破碎劑在實際工程應用中提供的較大膨脹應力。注漿支護技術在松軟破碎圍巖支護中有廣泛應用，主要采用普通漿體提供黏結作用對巖體進行支護［14-15］，而主動利用膨脹應力提高支護效果的研究較少。

為確保膨脹型漿體具有較好的“先擠后黏”支護效果，膨脹材料應具有膨脹發育時間較短、體積膨脹率較大、自身強度較高，且在膨脹時能產生較強的膨脹應力的特性，為急傾斜層理面兩側巖體在漿體產生黏結效果前提供適量的擠壓力，并能與被支護巖體形成整體共同承載。膨脹型漿體注漿支護為新提出的理念，相關研究相對較少，本文首先介紹了膨脹型漿體注漿加固支護思路。為了選擇合適的膨脹材料，結合國內外土木工程中常見膨脹材料及膨脹類添加劑的相關特征，分析了各類膨脹材料的膨脹機理，并重點研究了各類膨脹材料的膨脹發育時間、體積膨脹率、力學強度和膨脹應力等關鍵特性。最后，結合膨脹型漿體的特性要求，綜合比選了適用于膨脹型漿體的膨脹材料，開展了初步的膨脹型漿體配比試驗和膨脹特性試驗，分析膨脹型漿體的工程應用效果，并對未來研究方向進行了展望。

1 膨脹型漿體注漿加固支護思路

1.1 “先擠后黏”注漿加固作用機理

膨脹型漿體可應用于巖體工程加固。本研究以急傾斜層狀巖體巷道頂板支護為例，分析膨脹型漿體的“先擠后黏”注漿加固作用機理。

根據巷道圍巖松動圈支護理論［16］，由于軟弱層理面的存在，急傾斜巖層內巷道的破裂區并不呈規則形狀［17-18］。急傾斜巖層內巷道的典型失穩破壞過程為：在急傾斜層狀巖體中開挖沿層理走向的巷道后，多個巖層被破壞；巷道兩幫出現應力集中，兩幫巖層發生屈曲斷裂；巷道兩幫破壞后，頂板跨度增加且頂板圍巖失去有效支撐，頂板易直接沿層理面“順層滑移”，如圖1所示。

針對急傾斜巖層內巷道支護，目前多采用錨（索）桿支護、噴漿支護、錨網支護、工字鋼支護等單一支護或其中幾種形式的聯合支護方案，其中，起主動承載以及控制變形關鍵作用的主體是錨桿［19-20］。根據錨桿支護懸吊理論和組合梁理論，急傾斜巖層內巷道兩幫的各層巖石易于被垂直層理面的錨桿錨固，但頂板圍巖的層理面傾角與錨桿安裝角度接近，各層間巖體不能有效組合。因此，錨桿盡管能控制兩幫的“屈曲斷裂”，但不能有效控制頂板的“順層滑移”。弱層理面急傾斜巖層內巷道頂板的“順層滑移”破壞一旦開始發育則難以遏制，支護的關鍵在于對層理面的加固改良。通過對弱層理面進行注漿，提高層理面的摩擦力和黏結力，使各層黏結成整體，可提高頂板圍巖的完整性，從而可達到提高頂板圍巖強度的目的。

依據巖石力學理論，巖石在三向受力狀態下較單向受力狀態強度更大。由于普通漿體對層間巖體僅提供“黏結”作用，所以借鑒管縫式預應力錨桿在圍巖中提供側向約束應力的支護思想，采用在凝結過程中能通過體積膨脹產生約束應力的膨脹型漿體，對急傾斜層狀巖體進行注漿，形成對層理面兩側巖體產生擠壓作用的“先擠后黏”膨脹注漿加固思路，如圖2所示。

采用膨脹型漿體對弱層理面進行注漿加固的“先擠后黏”注漿加固機理可總結為：

（1）利用漿體的膨脹作用，在漿體凝結期（支護初期）在層理面中產生反向的膨脹力，使頂板注漿區域內的層間巖體相互擠壓密實，并處于更穩定的三向受力狀態。

（2）利用漿體的黏結作用，在漿體終凝后（支護體作用期）在頂板圍巖中形成具有預應力的完整巖體組合巖梁，不僅提高了急傾斜層狀巖體的強度，還提高了頂板巖體的抗滑性能。

1.2 膨脹型漿體的理想膨脹作用機理

膨脹型漿體產生膨脹作用的關鍵是在漿體內添加的膨脹劑在水化過程中產生體積膨脹，對被支護巖體產生擠壓。膨脹型漿體的理想膨脹作用機理如圖3所示，可分為3個階段［21］：

（1）自由膨脹階段。膨脹材料表面顆粒與水初步反應的產物在漿體中不斷積累，導致體積增加，這一階段體積的增加主要填充到漿體孔隙當中，膨脹材料水化產物可以在漿體中自由流動。

（2）膨脹擠壓發育階段。水泥漿體樣品凝結后，孔隙水仍然存在，可以確保膨脹材料水化持續進行。此階段水泥漿體的體積膨脹率和膨脹應力迅速增加，因為水泥水化產物（C—S—H凝膠）未完全固化，膨脹材料水化產物與水泥接觸并產生擠壓力。

（3）固化黏結發育階段。樣品中的水分持續減少，導致水化作用明顯減弱。隨著水泥逐漸固化，水泥水化產物C—S—H凝膠逐漸形成并具有良好的強度，抑制了膨脹材料水化產物的生長和膨脹，水泥的固化黏結進一步發育。

2 膨脹型巖土材料的膨脹機理

為選擇理想的膨脹材料，根據膨脹型漿體注漿加固支護思路和理想膨脹作用機理的實際性能需求，分析了土木工程中常見的膨脹型巖土材料的膨脹機理。在巖土工程、道路工程、水利工程等領域經常遇到膨脹型材料，主要包括天然膨脹材料和人造膨脹材料兩類。天然膨脹材料主要包括膨脹土和膨脹巖，人造膨脹材料主要包括水泥膨脹劑、混凝土發泡劑和靜態破碎劑等。

2.1 含蒙脫石的膨脹土

我國膨脹土主要集中在西南、西北、東北，長江中下游地區、黃河中下游地區和部分東南沿海地區。膨脹土是具有脹縮性、裂隙性和超固結性的高分散、高塑性黏土［22］。這類黏土對道路工程具有較大的危害性，其變形特征一直是工程建設中的研究重點。目前，國內外對膨脹土變形特征關注較多的是由于干濕變化引起的膨脹土體積變化，稱為脹縮變形［23］。膨脹土在控制土樣吸力經歷往復干濕循環時，其脹縮性在低吸力（0.4～113 MPa）范圍內表現出不可逆性，但在高吸力（113～262 MPa）范圍內基本可逆［24］。楊魁［25］將蒙脫石吸水膨脹過程分為兩個階段：第一階段為快速膨脹期，第二階段為緩慢膨脹期。

膨脹土含有強親水性礦物蒙脫石、蒙脫石-伊利石混層礦物等，這類礦物親水性較強，與水結合能夠產生一定的體積膨脹。現階段，學術界對于含蒙脫石膨脹土的膨脹機理研究主要有兩種觀點：

（1）晶格擴張膨脹理論［26］。在黏土與水體系相互作用時，極性水分子很容易滲入晶層成為水化陽離子，并使水膜增厚，引起晶格擴張導致巖土膨脹，這種晶格構造稱為膨脹晶格構造。蒙脫石晶體具有膨脹晶格構造，如圖4所示。

（2）擴散雙電層膨脹理論［26］。黏土礦物顆粒由于晶格置換產生負電荷，在顆粒周圍形成靜電場，在靜電引力作用下，水化陽離子被帶有負電荷的黏粒吸附，形成擴散形式的離子分子，組成雙電層。在雙電層中，離子吸附的水分子約束積聚在黏粒周圍形成水化膜，由于水化膜加厚將巖土顆粒隔開，使固體顆粒間距增大，導致巖土體積膨脹。蒙脫石晶層間擴散雙電層如圖5所示。

膨脹土同時具有顯著的吸水膨脹和失水收縮特性，其自由膨脹率一般不小于40%［23］。膨脹土的脹縮影響因素主要有黏土礦物含量、含水率、初始干密度和干濕循環等［27］。膨脹率、蒙脫石含量和陽離子交換量是決定膨脹土脹縮性的3項基本指標，據此3項指標可以將膨脹土分為非膨脹土、弱膨脹土、中膨脹土和強膨脹土4類［23］。

2.2 含硫酸鹽的膨脹巖

在我國，膨脹巖主要分布在中西部、東北、內蒙古地區以及長江流域中支流水系相關地區［28］。膨脹巖是指與水發生物理化學反應，導致巖石含水量隨時間增加，且體積隨時間增大的一類巖石。這類巖石會造成隧道的坍塌冒頂、底鼓、襯砌變形和圍巖開裂等危害。目前，國內外學者對膨脹巖理論的研究多集中于膨脹過程不涉及化學反應的第2類膨脹巖；而第1類膨脹巖膨脹機理復雜且涉及化學反應，理論研究相對不足，是膨脹巖后期研究的重要方向［29］。俞縉等［30］研究發現膨脹軟巖隨時間變化的變形在次蠕變階段不穩定，并且隨Hoek-Brown準則參數值和彈性模量的增加呈反比增加。周勇狄等［31］用低含水量的注漿材料和阻水方法，減少了水和隧道圍巖的接觸，有效防止了大華嶺隧道膨脹圍巖段出現塌方、底鼓等工程問題。

目前國內外關于第1類膨脹巖膨脹機理的主流觀點為水化作用膨脹機理。水化作用膨脹機理是指膨脹巖中的石膏、硬石膏、芒硝等硫酸鹽礦物與水泥在特殊條件下發生化學反應形成鈣礬石晶體，當水與硫酸鹽參與鈣礬石生成反應時，將會引起晶體結構增大，宏觀表現為巖石膨脹［32-33］。鈣礬石化學式為Ca6［Al（OH）6］2（SO4）326H2O，晶體模型如圖6所示。

膨脹巖脹縮變形具有速度快、延續時間長的特點，其在隧道圍巖中具有較強的破壞性［32］。膨脹巖膨脹的主要影響因素包括強親水礦物、微結構、應力狀態、環境濕度、巖體干容重和孔隙率等［36］。

2.3 水泥膨脹劑

水泥膨脹劑是在膨脹水泥的基礎上研制的一種水泥外加劑，主要用于制備補償收縮混凝土［37］。1936年法國研制出一種硫鋁酸鈣膨脹水泥［21］。前蘇聯在20世紀40—50年代成功研制了硅酸鹽膨脹-自應力水泥［38］。1958年，美國成功研制了K型膨脹水泥，之后又發明了M型和S型膨脹水泥。20世紀50年代，日本在K型膨脹水泥技術基礎上開發出CSA硫鋁酸鈣膨脹劑，之后又開發出氧化鈣類膨脹劑［37］。其后，各國研究者們還發明了其他類型的膨脹劑，如氧化鎂類膨脹劑、復合膨脹劑等。

與國外相比，我國膨脹劑的開發研究稍晚，但發展迅速。期間可以分為3個階段。第1階段為從膨脹水泥到膨脹劑的轉變期：1974年研制出硫鋁酸鹽膨脹劑，1979年成功研制了明礬石膨脹劑。第2階段是膨脹劑開發期：20世紀80年代成功研制了U型膨脹劑UEA。第3階段為膨脹劑的發展期：2000年后，以中國建筑材料科學研究院為代表，先后研制出摻量為6%～8%的ZY膨脹劑、CAS膨脹劑、HCSA膨脹劑等［37-38］。

從國內外研究現狀來看，導致混凝土膨脹的化學反應主要有3種：無水硫鋁酸鈣水化生成鈣礬石、CaO水化為Ca（OH）2以及MgO水化為Mg（OH）2［39］。

2.3.1 硫鋁酸鈣類膨脹劑

在水泥水化階段，無水硫鋁酸鈣在堿介質與硫酸鹽激發下可以形成鈣礬石，因此硫鋁酸鈣類膨脹劑又被稱為鈣礬石類膨脹劑，此類膨脹劑的研究較早，科研成果較多，目前已有廣泛的應用［37］。楊占宇等［40］用石灰石、礬土、石膏、偏高嶺石等材料制備了新型低堿膨脹劑，在混凝土中加入該類膨脹劑可實現良好的補償收縮功能，達到抗滲防裂的效果。李超等［41］采用鋁礬土與石灰石復摻石膏制備了新型硫鋁酸鈣類膨脹劑（Calcium Sulphoaluminate Agent，CSA），該膨脹劑早期膨脹速率快且膨脹能高，膨脹主要發生在前7 d，14 d膨脹略有增加，28 d膨脹達到穩定。

鈣礬石的膨脹機理反應方程式為［42］

鈣礬石的形成取決于水泥硬化漿體中Ca2+、、OH-和 AlO2-等離子含量，其中 Ca2+濃度是影響鈣礬石形成的主要因素；Ca2+濃度超過過飽和度（pH值為13.9）以后，鈣礬石會以固相反應形成，呈團聚形態且向外放射生長的針狀晶體。這樣形態的晶體會相互交叉擠壓，產生較大的膨脹應力［43］。無論水泥液相中CaO濃度是否飽和，只要有足夠的鈣礬石補償水泥自身的減縮，并適當增加鈣礬石的數量，便可獲得不同的膨脹性能。

2.3.2 氧化鈣類膨脹劑

氧化鈣類膨脹劑的膨脹效能大，化學反應需水量小，水化產物物理化學性質穩定，其作為水泥膨脹劑早在20世紀80年代已經在工程中進行應用［44］。氧化鈣類膨脹劑的膨脹速率很快，摻量較低時膨脹效能的發揮時間為1～3 d。根據目前的研究現狀表明，氧化鈣類膨脹劑不宜用于入模溫度較高、混凝土內部溫升較大的工程結構，且相對濕度對氧化鈣類膨脹劑膨脹性能的發揮有重要影響。因此，在實際工程中應根據混凝土使用的溫濕度條件選用適宜的膨脹劑才能有效發揮膨脹補償作用［45］。

氧化鈣的反應方程式為［42］

CaO水化生成Ca（OH）2的過程中，固相體積增加的同時也引起孔隙體積增加，從而產生體積膨脹。固相體積增加包括兩個方面，一方面是指CaO與H2O反應時，生成Ca（OH）2的固相體積比CaO的固相體積增大98%；另一方面是指CaO在水化過程中顆粒分散，此時在分散粒子的表面會吸附水分子，這部分吸附的水分子也看作是固相體積的增加，固相體積的增加就是這兩個方面的總和［42］。

2.3.3 氧化鎂類膨脹劑

氧化鎂是水泥中的一種有害成分，它的存在對水泥的安定性有不利影響［37］。近年來，氧化鎂膨脹劑在大壩混凝土中應用較多，該型膨脹劑作為一種重要的混凝土外加劑具有獨特的性能［37］。有相關研究表明：高活性MEA水泥漿體在前中期膨脹增長較大，后期膨脹增長較小，摻低活性MEA水泥漿體的前中期膨脹較小，后期膨脹增長較大；MEA的摻量越大，水泥漿體的膨脹率越大，膨脹發育時間越長［46］。張守治等［47］研究發現，輕燒氧化鎂膨脹劑和粉煤灰雙摻時減縮性能相互激發表現出優異的縮減協同效應。徐菊［48］研究發現混凝土中摻加輕燒氧化鎂膨脹劑后，其自由膨脹率的增長呈現早期低、中期高、后期緩的整體趨勢，表現出持續的微膨脹性能。

氧化鎂的反應方程式為［42］

氧化鎂膨脹劑的膨脹模型如圖7所示。MgO水化后形成的膨脹能與水泥漿體中的堿性環境有關，在高堿度環境下，Mg（OH）2生長相對集中，從而產生較大的膨脹［42］。MgO水化時，水泥漿體膨脹的推動力在前期表現為MgO水化產物的吸水腫脹力，后期表現為結晶生長壓力。

2.3.4 復合類膨脹劑

硫鋁酸鈣-氧化鈣類膨脹劑的水化產物為鈣礬石和氫氧化鈣，此類膨脹劑也稱為復合類膨脹劑。該類膨脹劑采用氫氧化鈣提供早期膨脹，鈣礬石提供中后期膨脹，并且通過技術措施調控膨脹組分的水化速率以控制膨脹反應速率，是一種可控膨脹速率的高性能膨脹劑［50-51］。

單一膨脹源的膨脹劑不能滿足各種工況要求，如常溫下氧化鈣類膨脹劑膨脹效能1～3 d內基本發揮完全，膨脹性能難以控制，從而轉向研究復合類膨脹劑。硫鋁酸鈣-氧化鈣復合膨脹劑具有膨脹速率快、水化產物穩定、膨脹效能發揮時間較長等優點，能較好地應用于補償收縮混凝土［42］。陸安群等［52］研究發現一種新型氧化鈣-硫鋁酸鈣膨脹劑，延長了膨脹效能的發揮時間。李華等［53］對氧化鈣-硫鋁酸鈣膨脹熟料進行了碳酸性改化試驗，結果顯示改性降低了前3 d的膨脹量，但3～7 d間膨脹量迅速增加，7～14 d仍有顯著膨脹，28 d限制膨脹率較改性前提升了1.6倍。氧化鈣-硫鋁酸鈣復合膨脹劑集合了單一膨脹源的膨脹劑的不同優勢，具有良好的發展前景。

2.4 混凝土發泡劑

發泡劑又稱起泡劑，主要用于制備泡沫混凝土，其使砂漿產生膨脹的根本原因是在砂漿中引入氣體，產生一定的體積膨脹。發泡劑以其特殊的結構、優異的性能，被廣泛應用于塑料橡膠、采礦和建材領域，并起著日益重要的作用［54-56］。

國外對泡沫混凝土的研究較早，人類第一次使用泡沫混凝土是在5 000多年前的古埃及。對泡沫混凝土的研究早期在歐洲，HOFMAN將鹽酸與碳酸鈉混合使其反應生成氣體加入混凝土中制作出了泡沫混凝土。美國的YAMADS等在油田固井方面引入泡沫混凝土，將泡沫混凝土的應用拓展到了其他領域［57］。

我國對于泡沫混凝土的研究是在20世紀50年代由前蘇聯傳入并發展起來的。尚紅霞等［58］研究了發泡劑配比、用量、攪拌時間、加水量等對泡沫混凝土性能的影響。呂正航［59］研究了不同的外加劑對泡沫混凝土強度和收縮性的影響。姜松等［60］研制出一種新型復合蛋白質發泡劑，發現泡沫混凝土28 d抗壓強度能達到0.58～0.72 MPa。任志強［61］研究發現雙氧水在酸性條件下不易分解，隨著體系pH值增大，分解率會逐漸增加；pH值達到9左右時，雙氧水分解產生氧氣的量達到最大。泡沫混凝土具有膨脹發育時間快、體積膨脹率大的優點，同時具有一定的力學強度，在工程領域中承載要求不高的工況下具有良好的空間填充應用前景。

依據發泡原理的不同，發泡劑可以分為物理發泡劑和化學發泡劑兩大類。物理發泡劑種類很多，主要分為松香類發泡劑、合成類發泡劑、蛋白類發泡劑和復合型發泡劑4種類型。化學發泡劑包括鋁粉、鋅粉、雙氧水和碳酸氫鈉等［57］。

物理發泡劑通過機械加氣方式產生氣體，化學發泡劑通過與水泥組分發生反應或者自分解產生氣體［62-65］。化學發泡與物理機械加氣發泡產生泡沫非常類似，但化學發泡劑可以分散在料漿中形成無數獨立的氣源，與物理加氣發泡顯著不同［66］。例如雙氧水在水泥漿體中容易均勻分散，同時在堿性環境中分解產生氧氣，并在其中逐步形成氣泡［67］。雙氧水在水泥漿體中發泡的反應方程式為

雙氧水加入到水泥漿體中時，硅酸鹽水泥作為高效催化劑能提高雙氧水的反應速率，在較短的時間內產生大量氧氣，均勻分布于水泥漿體中，形成含有大量孔隙的泡沫混凝土［42］，如圖8所示。

2.5 巖石靜態破碎劑

靜態破碎劑（Static Cracking Agent，SCA）是一種高膨脹性粉末狀膠凝材料，與水攪拌成漿體后，填充在巖石或混凝土的孔內最多能產生100 MPa的膨脹應力，因此被廣泛應用于混凝土、巖石安全破碎與膨脹、建筑結構拆除、礦床開采等領域［69］。在常用的膠凝材料中，氧化鈣能在水化時產生較大的體積膨脹（反應前后固體的體積增加97%），適合作為靜態破碎劑的膨脹源［69-70］。目前靜態破碎劑有Ⅰ型、Ⅱ型、Ⅲ型和Ⅳ型4種型號，各個型號的區別主要在于氧化鈣含量不同，其中，Ⅰ型氧化鈣的含量為50%左右，Ⅱ型、Ⅲ型和Ⅳ型氧化鈣含量為70%～90%。靜態破碎劑的膨脹模型如圖9所示。

目前學術界對于靜態破碎劑膨脹機理的研究主要有3種觀點：

（1）物質轉移理論［71］。在CaO與水的反應過程中，會同時發生兩種方向相對的物質轉移過程。一種是CaO分子與進入其內部的水分子發生反應，生成Ca（OH）2；二是原充水空間被反應產生的Ca（OH）2填充，Ca（OH）2在CaO周圍大量堆積，宏觀上表現為體積膨脹。

（2）固相體積膨脹理論［71-74］。靜態破碎劑反應時會產生體積膨脹并釋放熱量。僅考慮固相體積變化時，反應后的Ca（OH）2比CaO體積增加近一倍，宏觀上表現為固相體積增加。

（3）孔隙體積增長理論［71-75］。隨著CaO與水反應生成Ca（OH）2，分子體積增加。同時，由于Ca（OH）2難以與其他反應產物充分交織，在Ca（OH）2晶體與其他反應產物之間存在空隙。因此，Ca（OH）2晶體越多，空隙越多，宏觀上表現為孔隙體積增加。

靜態破碎劑的膨脹性能主要受自身游離氧化鈣含量、水灰比、填充孔徑等因素的影響。目前的研究已經明確了靜態破碎劑的作用機理及相關影響因素，對于未來其用途的拓展，需要更多的深入研究。

3 膨脹型材料特性分析及其優選

為了選擇合適的膨脹材料，需結合各類膨脹材料的膨脹機理，重點研究膨脹材料的膨脹發育時間、體積膨脹率、力學強度和膨脹應力等關鍵特性。本研究結合膨脹型漿體的特性要求，綜合比選出適用于膨脹型漿體的膨脹材料，并開展了初步的膨脹型漿體配比試驗和膨脹特性試驗。

3.1 膨脹型材料特性分析

3.1.1 膨脹發育時間

由于膨脹型材料膨脹效能的發揮多集中于前中期，因此將各類膨脹材料達到最終體積膨脹率或最大膨脹應力的95%時所需的時間定義為膨脹發育時間，忽略后期緩慢膨脹的過程。由于發泡劑膨脹發育主要發生在膠凝材料終凝之前，時間較短，因此無法準確獲取相關數據進行分析。

3.1.1.1 含蒙脫石的膨脹土

含蒙脫石的膨脹土膨脹發育時間主要與蒙脫石的含水率、干密度和約束壓力有關。劉偉等［76］進行了蒙脫石含量對膨潤土膨脹行為影響的試驗研究，分析了膨脹發育時間與蒙脫石含量的關系，如圖10所示。

由圖10可知：在相同初始含水率和干密度下，膨脹土的膨脹發育時間與蒙脫石含量之間近似成三次多項式曲線關系。當蒙脫石的含量低于40%時，膨脹發育時間為100 h；當蒙脫石含量超過40%時，膨脹發育期逐漸延長到130 h。由此可見：含蒙脫石的膨脹土是一種膨脹發育時間較短的膨脹材料，若用作膨脹型漿體的膨脹劑，則其膨脹發育主要發生在漿體終凝后的幾天內，能夠滿足膨脹型漿體發育時間較短的要求。

3.1.1.2 水泥膨脹劑和靜態破碎劑

摻入不同種類膨脹劑試樣的膨脹發育時間受膨脹劑含量的影響較大。當試樣的水灰比為0.5時，在標準室溫20℃、拌合水溫為20℃的條件下，分別摻入硫鋁酸鈣類膨脹劑［77-82］、氧化鈣類膨脹劑［83-88］、氧化鎂類膨脹劑［89-93］、硫鋁酸鈣-氧化鈣復合膨脹劑［94-97］、靜態破碎劑的試樣［73-75］在不同膨脹劑含量條件下的膨脹發育時間如圖11所示。

分析圖11可知：

（1）當硫鋁酸鈣類膨脹劑的摻量小于4%時，膨脹發育時間不超過7 d；當膨脹劑摻量為4%～6%時，試樣的膨脹發育時間不超過14 d；當膨脹劑摻量高于6%時，試樣的膨脹發育時間延長到28 d。

（2）當氧化鈣類膨脹劑的摻量小于9%時，試樣在7 d內膨脹發育結束；當膨脹劑摻量高于9%時，試樣的膨脹發育時間延長到14 d。

（3）當煅燒溫度相同，氧化鎂類膨脹劑的摻量小于3%時，試樣的膨脹發育時間不超過30 d；當膨脹劑摻量為3%～8%時，試樣膨脹發育時間不超過60 d；當膨脹劑摻量為8%～13%時，試樣的膨脹發育時間不超過90 d；當膨脹劑摻量高于13%時，試樣的膨脹發育時間超過120 d。

（4）當膨脹劑的摻量小于3%時，試樣的膨脹發育時間不超過7 d；當膨脹劑摻量高于3%時，試樣的膨脹發育時間延長到14 d。

（5）靜態破碎劑的膨脹機理與氧化鈣類膨脹劑類似，膨脹速率快且膨脹發育時間更短。當膨脹劑的摻量大于3%時，試樣在1 d內膨脹發育結束；當膨脹劑摻量大于3%時，試樣的膨脹發育時間不超過3 d。

上述分析表明：含靜態破碎劑、氧化鈣類膨脹劑和復合類膨脹劑為膨脹發育時間相對較短的膨脹材料，能夠滿足膨脹型漿體發育時間較短的要求，而硫鋁酸鈣類膨脹劑和氧化鎂類膨脹劑的膨脹發育時間較長，在漿體凝結后很長時間還會膨脹，可能會影響漿體的注漿黏結效果。

3.1.2 膨脹體積

3.1.2.1 含蒙脫石的膨脹土

膨脹土中蒙脫石含量對膨脹土的自由膨脹率會產生較大影響。陳永青等［98］研究了膨脹土中等效蒙脫石礦物含量、非黏土礦物石英含量等因素對膨脹土自由膨脹率的影響，結果表明：等效蒙脫石礦物含量對自由膨脹率的貢獻最大。邵梧敏等［99］研究了我國10個省份膨脹土的膨脹勢與其礦物組成的關系，發現強膨脹土（自由膨脹率Fs≥90）中蒙脫石為主要黏土礦物。張京斌等［100］配制了蒙脫石含量為20%、25%、30%、35%、40%、45%、50%、55%的8組土樣進行自由膨脹率試驗，結果表明：人造膨脹土的自由膨脹率Fs與等效蒙脫石含量呈線性關系。膨脹土自由膨脹率與蒙脫石含量的關系如圖12所示［99］。

如圖12所示，通過控制變量來配制不同蒙脫石含量的人造膨脹土，其自由膨脹率Fs與蒙脫石含量近似成線性關系，自由膨脹率隨蒙脫石含量增加而增大。當蒙脫石含量為8%時，膨脹土的自由膨脹率為20%；當蒙脫石含量為26%時，膨脹土的自由膨脹率為120%。

上述分析表明：膨脹土的自由膨脹率隨蒙脫石含量增大變化較大，其脹縮機理為吸水膨脹失水收縮。由于膨脹型漿體在地下支護環境中難以控制水體，因此若采用膨脹土作為膨脹源，在地下有水環境中難以控制膨脹型漿體的體積膨脹率，因而難以達到良好的膨脹擠壓效果。

3.1.2.2 水泥膨脹劑

摻入不同種類膨脹劑試樣的體積膨脹率受膨脹劑含量的影響較大。當試樣的水灰比為0.5時，在標準室溫20℃、拌合水溫為20℃的條件下，分別摻入硫鋁酸鈣類膨脹劑［101-105］、氧化鈣類膨脹劑［106-110］、氧化鎂類膨脹劑［111-115］、硫鋁酸鈣-氧化鈣復合膨脹劑［116-121］的試樣（膨脹發育結束）在不同膨脹劑含量條件下的體積膨脹率如圖13（a）所示。以氧化鈣類膨脹劑［106-110］為例，該類膨脹劑在不同水灰比下的體積膨脹率如圖13（b）所示。

分析圖13可知：

（1）硫鋁酸鈣類膨脹劑的體積膨脹率與膨脹劑含量近似成指數函數關系。當膨脹劑摻量較低時，試樣的體積膨脹率沒有明顯增長；當膨脹劑的摻量低于3%時，試樣的體積膨脹率隨著膨脹劑含量增大略微增長；當膨脹劑的摻量為3%～10%時，試樣的體積膨脹率由0.01%增長到0.06%；當膨脹劑的摻量為10%～13%時，試樣的體積膨脹率由0.06%增長到0.15%。

（2）氧化鈣類膨脹劑的體積膨脹率與膨脹劑含量近似成指數函數關系。氧化鈣類膨脹劑在使用時摻量一般為6%～10%。當膨脹劑摻量等于6%時，試樣的體積膨脹率為0.05%；當膨脹劑的摻量為6%～10%時，試樣的體積膨脹率由0.05%增長到0.21%。

（3）氧化鎂類膨脹劑的體積膨脹率與膨脹劑含量近似成指數函數關系。氧化鎂類膨脹劑膨脹發育時間很長，使用時膨脹劑摻量較高。當膨脹劑的摻量等于9%時，試樣的體積膨脹率為0.05%；當膨脹劑的摻量為9%～13%時，試樣的體積膨脹率由0.05%增長到0.17%。

（4）硫鋁酸鈣-氧化鈣復合膨脹劑的體積膨脹率與膨脹劑含量近似成指數函數關系。當膨脹劑的摻量低于9%時，試樣的體積膨脹率由0.01%增長到0.15%；當膨脹劑的摻量為9%～13%時，試樣的體積膨脹率隨膨脹劑含量增大略微增長到0.16%。

（5）在不同水灰比條件下，氧化鈣類膨脹劑的體積膨脹率與膨脹劑含量都近似成指數函數關系，當膨脹劑摻量一定時，該膨脹劑的體積膨脹率隨水灰比增大而先增加后減小。當膨脹劑摻量為10%，試樣的水灰比由0.4提高到0.5時，試樣的體積膨脹率由0.15%增長到0.21%；當試樣的水灰比由0.5提高到0.7時，試樣的體積膨脹率由0.21%減少到0.10%。

上述研究表明：各類膨脹劑的體積膨脹率相對較小，難以在注漿巖體中產生足夠的膨脹效果，不能滿足膨脹型漿體體積膨脹較大的要求。

3.1.2.3 混凝土發泡劑

無論摻入哪幾種外加組分，泡沫混凝土在凝結硬化過程中都會有不同程度的收縮［122］。齊瑋［123］研究了雙氧水發泡劑摻量和水膠比對泡沫混凝土（粉煤灰取量30%、膠粉摻量0.8%）干密度的影響。由于無法直接計算泡沫混凝土的體積膨脹率，因此通過泡沫混凝土的干密度和未摻發泡劑時混凝土的密度來計算相同質量下泡沫混凝土的體積膨脹率，如圖14所示［123］。

由圖14可知：泡沫混凝土的體積膨脹率隨著雙氧水摻量的增加明顯增長，當雙氧水摻量為5%時，4種水膠比的泡沫混凝土體積膨脹率分別為186.74%、195.25%、205.24%、222.65%；當雙氧水摻量由5%增加到9%時，4種水膠比的泡沫混凝土體積膨脹率平均增長79.73%。泡沫混凝土的體積膨脹率隨著水膠比的提高逐漸增長，當水膠比為0.60時，雙氧水摻量為5%、6%、7%、8%、9%的泡沫混凝土體積膨脹率分別為186.74%、193.23%、218.93%、245.59%、267.81%。當水膠比由0.60提高到0.75時，5種雙氧水摻量的泡沫混凝土體積膨脹率平均增長52.51%。

上述研究表明：雙氧水發泡劑是一種體積膨脹率較大的膨脹材料，在體積膨脹率方面能夠滿足膨脹型漿體體積膨脹較大的要求。

3.1.2.4 靜態破碎劑

靜態破碎劑與水拌和會發生化學反應，產生體積膨脹。盛弘釗等［124］、李陽陽［125］、馬冬冬等［126］研究分析了不同水灰比對靜態破碎劑膨脹性能的影響，繪制了靜態破碎劑在不同水溫下的體積膨脹率—水灰比關系曲線，如圖15所示。

由圖15可知：水灰比對靜態破碎劑的體積膨脹率影響較大，而拌和水溫對體積膨脹率影響較小。當水灰比為0.28、拌和水溫為20℃時，體積膨脹率為最大值472%；當水灰比為0.45、拌和水溫為36℃時，體積膨脹率為最小值326%。

上述研究表明：在未摻加水泥的情況下無論何種水灰比下靜態破碎劑均能產生較大的體積膨脹率，但這種現象不能完全反映靜態破碎劑-水泥膨脹型漿體的體積膨脹率與靜態破碎劑摻量的關系，因此對于靜態破碎劑-水泥膨脹型漿體的體積膨脹率需要進一步研究。

3.1.3 單軸壓縮強度

相關研究表明，含水率、密度和裂隙是影響膨脹土強度的3個因素，含水率和裂隙對強度的影響較大，而密度對強度的影響較小，可忽略不計［127］。以初始含水率為12%、干密度為1.7 g/cm3制取直剪試樣，浸水一段時間后，得到不同含水率和干密度的試樣，通過直剪試驗發現試樣的含水率由12%增加到46%時，直剪強度c下降了281.8 kPa，降低了77%；當初始含水率為12%，干密度由1.55 g/cm3增大到1.7 g/cm3時，直剪強度c升高了20 kPa，升高了29%［127］。

3.1.3.1 水泥膨脹劑

摻入不同種類膨脹劑試樣的單軸壓縮強度主要受膨脹劑含量的影響。當試樣的水灰比為0.5時，在標準室溫20℃、拌合水溫為20℃的條件下，分別摻入硫鋁酸鈣類膨脹劑［128-129］、氧化鈣類膨脹劑［130-135］、氧化鎂類膨脹劑［136-140］、硫鋁酸鈣-氧化鈣復合膨脹劑［141-144］的試樣（膨脹發育結束）在不同膨脹劑含量條件下的抗壓強度如圖16所示。

分析圖16可知：各類試樣強度隨膨脹劑含量的增加而降低，復合類膨脹劑試樣的強度降低速度較低，氧化鈣類膨脹劑強度降低速度最快，尤其在膨脹劑含量超過5%以后。進一步分析可知：

（1）試樣中未摻硫鋁酸鈣類膨脹劑時，試樣的單軸壓縮強度為56.7 MPa。當膨脹劑摻量為3%、6%、9%時，膨脹后膠結體的力學強度分別為52.8、43.7、38.2 MPa，分別為原試樣抗壓強度的93.12%、77.09%、67.37%。

（2）試樣中未摻氧化鈣類膨脹劑時，試樣的單軸壓縮強度為62.1 MPa。當膨脹劑摻量為3%、6%、9%時，膨脹后膠結體的力學強度分別為58.9、38.1、23.9 MPa，分別為原試樣抗壓強度的94.84%、61.35%、38.49%。

（3）試樣中未摻氧化鎂類膨脹劑時，試樣的單軸壓縮強度為58.1 MPa。當膨脹劑摻量為3%、6%、9%時，膨脹后膠結體的力學強度分別為53.1、43.6、36.8 MPa，分別為原試樣抗壓強度的91.39%、75.04%、63.34%。

（4）試樣中未摻摻硫鋁酸鈣-氧化鈣復合膨脹劑時，試樣的單軸壓縮強度為58.2 MPa。當膨脹劑摻量為3%、6%、9%時，膨脹后膠結體的力學強度分別為56.4、55.0、49.7 MPa，分別為原試樣抗壓強度的96.91%、94.50%、85.40%。

上述研究表明：試樣在摻加膨脹劑后還具有較高的自身強度，能夠滿足膨脹型漿體強度較高的要求。

3.1.3.2 泡沫混凝土

泡沫混凝土的抗壓強度受發泡劑摻量和水灰比的影響較大。齊瑋［123］研究了雙氧水發泡劑摻量和水膠比對泡沫混凝土（粉煤灰取量30%、膠粉摻量0.8%）單軸壓縮強度的影響，結果如圖17所示。

分析圖17可知：泡沫混凝土的抗壓強度隨著雙氧水摻量的增加逐漸降低，雙氧水摻量由5%增加到6%時，水膠比為0.7的泡沫混凝土抗壓強度略有升高，其余水膠比的泡沫混凝土抗壓強度平均降低了0.38 MPa，降低了9.9%；雙氧水摻量由6%增大到9%時，4種水膠比的泡沫混凝土抗壓強度平均降低了2.00 MPa，降低了58.0%。泡沫混凝土的抗壓強度隨著水膠比的提高明顯降低，當水膠比由0.60提高到0.75時，5種雙氧水摻量的泡沫混凝土的抗壓強度平均降低了1.63 MPa，下降了43.4%。

上述研究表明：泡沫混凝土的抗壓強度較低，摻入雙氧水發泡劑會導致混凝土的強度降低，不能滿足膨脹型漿體自身強度較高的要求。

3.1.3.3 靜態破碎劑

目前關于靜態破碎劑的研究多集中于其本身的膨脹性能，對于靜態破碎劑影響膠結體力學強度的研究較少。張雄天［42］研究了靜態破碎劑摻量、灰砂比、尾砂濃度等因素與充填體強度之間的關系，抗壓強度變化特征如圖18所示。

分析圖18可知：當灰砂比為1∶4，充填體尾砂濃度為67%時，0%、7%、9%、11%充填試樣抗壓強度隨靜態破碎劑摻量增加變化較小，其抗壓強度分別為2.67、2.33、2.43、2.44 MPa，相差很小。當灰砂比不變時，靜態破碎劑摻入到充填料漿中形成的充填體抗壓強度與不摻靜態破碎劑的充填體相比，強度值略小，且靜態破碎劑摻量增加對充填體的強度影響也很小。

上述研究表明：由于尾砂充填體強度較低，且尾砂充填體的抗壓強度隨靜態破碎劑摻量增加變化不明顯，不能完全反映靜態破碎劑-水泥膨脹型漿體的抗壓強度與靜態破碎劑摻量的關系，因此對于靜態破碎劑-水泥膨脹型漿體的抗壓強度需要進一步研究。

3.1.4 膨脹應力

無論在泡沫混凝土中摻加哪幾種外加組分，其發泡（膨脹）主要發生在漿體終凝前，在液態漿體中難以呈現出膨脹應力。硫鋁酸鈣-氧化鈣復合膨脹劑的膨脹源為鈣礬石和氫氧化鈣，由于硫鋁酸鈣類膨脹劑的膨脹效能的影響機理較為復雜，且目前關于復合類膨脹型水泥漿體的膨脹應力研究較少，缺乏相關準確數據，因此本研究膨脹應力的分析主要針對膨脹土、水泥膨脹劑和靜態破碎劑。

3.1.4.1 含蒙脫石的膨脹土

膨脹土產生的膨脹應力受蒙脫石含量、干容重、含水率等因素的影響。膨脹土軸向、徑向膨脹力和蒙脫石含量的關系如圖19所示［76］。初始含水率和等效蒙脫石含量對土體膨脹應力的影響如圖20所示［145］。

分析圖19可知：當蒙脫石含量相同時，試樣的軸向膨脹應力稍大于徑向膨脹應力，且試樣吸水膨脹后軸向和徑向的膨脹應力均隨蒙脫石含量的增加線性增大。當蒙脫石含量由30%增長到70%時，軸向膨脹應力由0.260 MPa增長到2.247 MPa，徑向膨脹應力由0.217 MPa增長到2.031 MPa。

由圖20可知：當等效蒙脫石的含量相同時，膨脹應力隨初始含水率增大而減小；當初始含水率較低（2%～10%）時，等效蒙脫石含量對膨脹應力的影響較強；當初始含水率較高（10%～18%）時，等效蒙脫石含量對膨脹應力的影響較弱。

上述研究表明：蒙脫石含量對膨脹土產生膨脹應力的大小影響較大。當含水率較高時，蒙脫石含量較大的膨脹土可以產生較強的膨脹應力，能夠滿足膨脹型漿體產生較強膨脹應力的要求。

3.1.4.2 硫鋁酸鈣類膨脹劑

硫鋁酸鈣類膨脹劑的膨脹源為鈣礬石，鈣礬石在水壓力作用下，容易發生溶解、遷移和重結晶，其不穩定性可能會引起膨脹應力的松弛［42］。鈣礬石CaSO4·2H2O-C3A樣品壓實體約束條件下在飽和Ca（OH）2溶液和1 mol/L NaOH溶液中養護相較于40℃水溶液中養護產生的膨脹應力更強且增長快，如表1所示［146］。

分析表1可知：硫鋁酸鈣類膨脹劑的水化產物為鈣礬石，將鈣礬石樣品壓實體在不同溶液中養護時，其膨脹應力表現出不穩定性。樣品的膨脹應力在Ca（OH）2溶液中養護時增長速度較快，在17 d達到最大膨脹應力27.3 MPa；在1 mol/L Na（OH）溶液中養護時增長速度適中，在19 d達到最大膨脹應力26.4 MPa；在40℃水溶液中養護時增長速度最慢，在24 d達到最大膨脹應力23.9 MPa。

上述研究表明：鈣礬石在Ca（OH）2溶液中養護時產生的膨脹應力較大，在1 mol/L Na（OH）溶液中養護時產生的膨脹應力次之，在40℃水溶液養護時產生的膨脹應力較小，但不能完全反映鈣礬石摻入水泥漿體中可以產生多大的膨脹應力，因此對于鈣礬石-水泥膨脹型漿體產生的膨脹應力大小需要進一步研究。

3.1.4.3 氧化鈣類膨脹劑

普通水泥中的游離氧化鈣含量很低，水化時不會產生體積膨脹。在水泥水化過程中摻入氧化鈣類膨脹劑或高鈣粉煤灰，水化過程中會殘留大量的f-CaO，而f-CaO在常溫下容易與水反應，引起水泥體積膨脹。張雄等［147］，施慧生等［148］等分析了摻入高鈣粉煤灰的水泥漿體中f-CaO含量與膨脹應力的關系，結果見表2。

由表2可知：氧化鈣類膨脹劑的摻入會使水泥漿體中f-CaO的含量增加。當水泥漿體中f-CaO含量為0.98%時，水化產生的膨脹應力為1.71 MPa；當水泥漿體中的f-CaO含量增加到1.23%時，水化產生的膨脹應力為2.22 MPa，水泥漿體水化產生的膨脹應力隨游離氧化鈣含量增加逐漸增大。

上述研究表明：摻入氧化鈣類膨脹劑的水泥漿體能產生較大的膨脹應力，可滿足膨脹型漿體膨脹應力較大的要求。

3.1.4.4 氧化鎂類膨脹劑

氧化鎂類膨脹劑（MEA）的膨脹發育周期較長，水化產物較穩定。水泥漿體的膨脹應力受MEA的活性、摻量和養護時間等因素的影響。MEA-23和MEA-46（活性指數分別為23 s和46 s）在不同摻量條件下28 d和63 d的膨脹應力如圖21所示［149］。

由圖21可知：當MEA活性相同時，膨脹應力隨MEA摻量增加迅速增大；當MEA摻量一定時，膨脹應力隨MEA活性提高逐漸增大。不摻氧化鎂類膨脹劑（MEA）的水泥漿體在28 d時的收縮應力為1.2 MPa，之后緩慢增長，到63 d時的收縮應力為1.3 MPa，摻入MEA后，收縮應力獲得補償，出現膨脹應力。摻5%、8%、12%MEA-23的水泥漿體在28 d時的膨脹應力分別為0.2、0.5、1.4 MPa，在63 d時的膨脹應力分別為0.3、0.6、1.8 MPa；摻5%、8%、12%MEA-46的水泥漿體在28 d時的膨脹應力分別為0.5、1.1、2.2 MPa，在63 d時的膨脹應力分別為0.7、1.6、3.0 MPa。

上述研究表明：氧化鎂摻量較低時，水泥漿體產生的膨脹應力較小；氧化鎂摻量較高時，水泥漿體產生的膨脹應力較大，因此氧化鎂摻量較高時可以滿足膨脹型漿體膨脹應力較大的要求。

3.1.4.5 靜態破碎劑

靜態破碎劑的膨脹應力受游離氧化鈣、溫度、水灰比以及充填孔徑等因素的影響［150］。謝益盛等［151］研究了室溫17℃、水溫25℃時，靜態破碎劑產生的膨脹應力與水灰比的關系，發現其膨脹應力隨水灰比增大而劇烈減小，當水灰比由0.25增大到0.43時，靜態破碎劑的膨脹壓力由90.9 MPa減小到50.3 MPa。劉文［152］在靜態破碎劑中以 10%、20%、30%、40%、50%的比例摻入砂、粉煤灰、鉛鋅尾礦砂3種惰性材料，分析了摻料靜態破碎劑的膨脹應力和摻料比例的關系，結果如圖22所示。

分析圖22可知：摻料比例為0%時，靜態破碎劑的膨脹應力為42.17 MPa。靜態破碎劑的膨脹應力隨天然砂摻量增加的變化規律并不明顯，當天然砂摻量分別為10%、20%、30%、40%、50%時，膨脹應力分別為35.62、36.87、39.80、36.31、34.06 MPa，總體上看膨脹應力隨天然砂摻量增加而減小；當粉煤灰的摻量分別為10%、20%、30%、40%、50%時，膨脹應力分別為38.86、30.38、27.57、13.72、7.92 MPa，膨脹應力隨粉煤灰摻量增大而劇烈降低；當鉛鋅尾礦砂的摻量分別為10%、20%、30%、40%、50%時，膨脹應力分別為33.68、25.64、20.34、15.35、7.61 MPa，膨脹應力隨鉛鋅尾礦砂摻量增加降幅較大且均勻。

上述研究表明：靜態破碎劑產生的膨脹應力均隨摻料比例增大而減小，且靜態破碎劑在未加摻料時可以產生較強的膨脹應力，但這一現象不能完全反映靜態破碎劑-水泥膨脹型漿體的膨脹應力與靜態破碎劑摻量的關系，因此對于靜態破碎劑-水泥膨脹型漿體產生的膨脹應力大小需要進一步研究。

3.2 膨脹型材料優選

3.2.1 膨脹材料選擇

本研究總結出不同膨脹材料的膨脹發育時間、體積膨脹率、單軸壓縮強度和膨脹應力特征，如表3所示。

注：P為膨脹劑摻量，%；P1為蒙脫石含量，%；P2為發泡劑摻量，%；P3為水灰比；Tb為拌和水溫，℃；P4為靜態破碎劑摻量，%；P5為含水率，%；ρ為干密度，g/cm3；c為直剪強度，MPa。

分析表3可知：各類膨脹材料中，膨脹土的脹縮機理可以概括為吸水膨脹失水收縮，且在吸水膨脹后強度極低，膨脹型漿體在地下支護環境中難以控制水體，且漿體自身強度難以保證，因此不宜作為膨脹源。混凝土發泡劑的膨脹發育發生在終凝前，時間極短，無法產生膨脹應力，且泡沫混凝土強度較低，因此也不宜作為膨脹源。各類水泥膨脹劑（尤其是氧化鎂類膨脹劑）的膨脹發育時間較長，難以達到漿體膨脹發育時間較短的要求，且膨脹率和膨脹應力相對較小，難以在注漿巖體中產生足夠的膨脹擠壓效果。

靜態破碎劑的膨脹發育時間較短、體積膨脹率較大、自身強度較高、膨脹應力較強，可作為膨脹型漿體注漿技術的首選膨脹源，為層理面巖體提供擠壓力。目前靜態破碎劑有Ⅰ型、Ⅱ型、Ⅲ型和Ⅳ型4種型號，各個型號的區別主要在于氧化鈣含量及對溫度的敏感性不同。由于Ⅱ型、Ⅲ型的氧化鈣含量高于Ⅰ型，且Ⅱ型的適應環境溫度為10～30℃，適用于一般工程現場應用，因此可選用HSCA-Ⅱ型靜態破碎劑作為膨脹型漿體試驗的膨脹源。

3.2.2 膨脹型漿體膨脹特性及力學強度特征

本研究試驗所用原料包括華新牌42.5#硅酸鹽水泥、HSCA-Ⅱ型靜態破碎劑、速凝劑，通過X射線熒光光譜分析儀（XRF）分析了不同原材料的化學組成成分，結果見表4。

經過多次探索性試驗得知，當水灰比為0.7時，漿體能具有膨脹率高與流動性好兩種效果。膨脹劑摻量直接影響到漿體的膨脹效果，將膨脹劑摻量設為0%、3%、6%、9%4個水平，研究不同膨脹劑摻量下漿體的膨脹特性。試驗在標準室溫20℃條件下進行。拌合水采用清潔的20℃自來水，加入水泥總量2.5%的速凝劑和0.3%消泡劑分別提高水泥的膠結速度及減少因攪拌產生的氣泡。

試樣成型脫模后每隔一定時間段監測試樣的體積變化，不同膨脹劑摻量下試樣在3 d內的體積膨脹率試驗結果如圖23所示。

由圖23（a）可知：不同配比下的膨脹型漿體試樣體積的膨脹趨勢大致相同，具體分為4個階段：終凝前緩慢膨脹階段（AB）、終凝后加速膨脹階段（BC）、減速膨脹階段（CD）和穩定階段（D點）。靜態破碎劑摻量為3%、6%、9%的膨脹型漿體的膨脹發育時間分別為18、24、32 h，表明試樣的膨脹發育時間隨靜態破碎劑摻量增加逐漸延長；最終體積膨脹率分別為2.76%、8.92%、13.57%，表明試樣的體積膨脹率隨靜態破碎劑摻量增加逐漸增大。分析圖23（b）可知，隨著靜態破碎劑摻量增加，摻9%靜態破碎劑的試樣因為自身失去了延展性，持續反應導致表面出現膨脹裂紋。

采用WDW-100kN型單軸壓縮機測試了膨脹型漿體7 d時的力學強度，結果如圖24所示。

圖24所示為不同配比方案下的單軸壓縮全應力—應變曲線，具體可分為5個階段，即壓密階段（AB）、彈性階段（BC）、屈服階段（CD）、峰值破壞（D點）和峰后階段（DE）。靜態破碎劑摻量為0%、3%、6%、9%試樣破壞時的最大應力值分別為17.74、15.26、9.44、4.37 MPa，摻量為3%、6%、9%試樣體積膨脹后的力學強度分別是純水泥試樣強度的86.02%、53.21%、24.63%，表明試樣的力學強度隨著靜態破碎劑摻量增加逐漸削弱；隨著靜態破碎劑摻量的增加，屈服階段逐漸變長，試樣由脆性向延性轉變。

由此可見：選用靜態破碎劑作為膨脹型漿體的膨脹源時，膨脹型漿體的發育時間較短，強度相對較高，體積膨脹率較大，能滿足膨脹型漿體在地下巖土工程注漿支護過程中對層理面巖體產生擠壓的要求。

4 總結與展望

回顧了各類膨脹材料的研究歷程和國內外研究現狀，對各類膨脹材料的膨脹機理進行了論述和總結。分析了各類膨脹材料的膨脹發育時間、體積膨脹率、單軸壓縮強度和膨脹應力等特性。綜合比選后，使用HSCA-Ⅱ型靜態破碎劑作為膨脹源進行了膨脹型漿體試驗，結果表明：靜態破碎劑-膨脹型漿體的膨脹發育時間較短、體積膨脹率較大、力學強度較高，且膨脹時能產生較強的膨脹應力為弱層理面層間巖體提供足夠的擠壓力，作為膨脹型漿體的膨脹源是合理可靠的。

膨脹型漿體用于巖體支護是本課題組新提出的支護理念，對地下巖體工程加固、保障地下工程安全穩定提供了新的思路，具有一定的研究意義。相關研究處于實驗室起步研究階段，為實現良好的工程應用效果，后期還需要在以下方向開展大量的理論及試驗研究。

（1）膨脹材料優選及研發。目前初步選擇靜態破碎劑作為膨脹型漿體膨脹源，當膨脹劑含量較高時，漿體的力學強度相對較弱。從材料學角度可進一步研發更適用于膨脹型漿體的膨脹材料，使其具備更合理的膨脹發育時間、更大的體積膨脹率、更高的漿體自身強度和更大的膨脹應力，從而達到更優的技術效果。

（2）膨脹型漿體膨脹機理研究。開展膨脹型漿體的微觀膨脹機理研究，掌握膨脹型漿體膨脹產生原理，并重點研究其他影響因素對膨脹行為的影響，如外部壓力、溫度、水體環境及pH值、地下水常見離子及濃度等，通過分析不同影響因素對漿體膨脹行為的激發或抑制機制，對于膨脹型漿體在地下復雜應用環境中的性能控制具有直接的指導意義。

（3）膨脹型漿體-巖體力學行為研究。膨脹型漿體是否能實現“先擠后黏”的支護效果，關鍵在于膨脹型漿體與被支護巖體是否具有良好的相互作用效果。后期應重點研究膨脹漿體在注漿膨脹過程中的擠壓力學行為，以及注漿后形成的膨脹型漿體-層間巖體復合體的黏結強度以及復合體的整體力學強度，保證產生的膨脹應力對被支護巖體產生適量的擠壓力學作用，并在結合面產生良好的黏結作用，從而使膨脹型漿體-巖體具有良好的整體力學強度。

（4）膨脹型漿體膨脹—固化—流動耦合作用機制研究。膨脹型漿體被支護對象為有結構面的巖體，漿體的流動通道及固化場所均為巖體的結構面。在長期緩慢注漿支護工況條件下，漿體在結構面內的膨脹、固化和流動均會同時發生并相互影響，被支護巖體中存在復雜變化應力場和流場的復合作用。開展膨脹型漿體膨脹—固化—流動耦合作用機制研究，分析注漿過程中的力學及流場問題，對于膨脹型漿體的注漿工藝開發具有重要意義。

（5）“膨脹型漿體+”協同支護理論與技術研究。巖體的結構面包括層理、節理及裂隙等多種形式，本文研究對象為急傾斜層狀巖體，主要考慮急傾斜層理面法向與巷道頂板的空間位置關系，可通過膨脹型漿體在層理面法向形成有效擠壓作用從而加固巷道頂板。在具體工程實踐中，各種結構面法向可能朝向巷道內側，單獨采用膨脹型漿體支護可能造成有害的巷道收斂，因此，可考慮采用“膨脹型漿體+鋼支架”等協同支護思路，膨脹型漿體用于擠壓結構面巖體，鋼支架用于抵抗巷道因朝向巷道內側結構面法向膨脹應力產生的有害收斂。此外，進一步開展“膨脹型漿體+”協同支護理論與技術研究，可以為擴大膨脹型漿體的應用前景提供理論和技術支撐。