靜態破碎劑配比優化及其膨脹性能測試研究

隋 奕,王簫鶴,王巖松

(1.吉林大學 交通學院,吉林 長春 130000; 2.中國礦業大學(北京) 能源與礦業學院,北京 100083; 3.阜新市道橋有限責任公司 阜新交通建設投資集團有限責任公司,遼寧 阜新 123000)

在地下工程作業的過程中,爆破是一項重要的技術,既要滿足爆破強度,達到巖石的破碎需求,又要避免由于爆破導致的在災害及危險發生,嚴重影響了地下工程作業施工的安全高效。靜態破碎技術[1-5]區別于傳統爆破技術,是在研制巖石靜態破碎劑的基礎上發展起來的一門新興的破碎施工技術。巖石靜態破碎技術是用一種利用化學破碎劑進行巖石破碎的技術,利用自身的固體體積膨脹力使巖石等脆性材料產生脹裂直至破碎。由于其在破裂過程中可以看作是相對靜態的,不產生飛石、無沖擊波、無毒氣、不產生火花、膨脹劑化學組分對環境無污染、施工簡便、整個反應進行過程較為平靜、不產生大面積的巖體震動,被視為是一種安全環保的破碎方法。

靜態破碎劑在1979年第一次以商品形式問世,大量學者[6-10]通過現場使用及理論分析等方式,優化優化和改進靜態破碎劑性能。1985年,Herrmann[11]研究出了具有緩凝添加劑的靜態破碎劑;Ramachandran等[12]在研究水化反應前后物質變化的基礎上,通過對固體體積變化的對比,得到反應前后固體體積的增加是產生體積膨脹的原因;Gambatese等[13]在拆除構筑物時使用靜態破碎劑,在一定程度上實現了靜態破碎程度的控制;Mounanga P[14-15]等從靜態破碎劑的結構角度入手,考慮了如何在避免噴孔的條件下進行高效的靜態破碎;馬志鋼等[16]在已有靜態破碎劑的基礎上對原有主要成分的改良,優化了靜態破碎劑的膨脹力學性能;張科專[17]采用靜態破碎劑的施工方法,設計了在花崗巖的破碎過程中的施工參數,取得了較好效果;唐烈先等[18]在混凝土中加入靜態破碎劑,在實驗中觀察和研究平面裂紋的擴展規律和破壞的過程,又通過軟件模擬研究裂紋發育和擴展的規律;張超等[19]結合五陽煤礦煤層分布條件,將靜態破碎劑加入先前布置的鉆孔中,靜態破碎的致裂效果明顯,改善了煤層的滲透率,提高了瓦斯抽采效率;李巖等[20]對不同水溫度條件下的水化反應速度和反應過程中的膨脹力進行了測量,得出水溫與靜態破碎反應時間呈負相關趨勢;岳中文等[21]通過對自由狀態下預留鉆孔的圓柱形和正方體試件進行靜態破碎劑致裂破碎實驗,得出圓柱形試件和正方體試件破壞過程中的裂紋發展規律有明顯區別;汪智勇等[22]通過實驗研究了輔助成分對于靜態破碎劑的作用時間和性能的效果,得到了輔助成分對于靜態破碎劑作用規律;李敏等[23]在巖石試件中加入靜態破碎劑,研究了不同導向作用下靜態破碎裂隙發育的規律;鄭志濤等[24]利用不同水灰比的靜態破碎劑研究了鉆孔孔徑對于水化反應后膨脹壓力的影響,得到了幾種不同孔徑下的靜態破碎劑膨脹壓力及膨脹壓力與孔徑的關系,而且研究了由于反應膨脹壓力過大而導致的噴孔現象;戴星航等[25]從不同的角度研究的靜態破碎劑在不同孔徑下的膨脹壓力,設計了測試鉆孔中靜態破碎劑軸向壓力的軸向輸出法,研究發現在鉆孔的深度與孔徑比值固定的條件下,隨著孔徑的增加膨脹壓力呈現增加趨勢;郝大寬等[26]用RFPA軟件模擬了平面條件下不同距離的雙鉆孔模型,在靜態破碎劑膨脹壓力作用下的裂隙發育和擴展規律,并基于此過程的聲發射特征進行了分析;盛弘釗等[27]通過改變水劑比來觀察破碎劑膨脹壓力和溫度的變化,得到了不同水劑配比條件下的反應最高溫度和達到溫度極限需要的時間,膨脹壓力的變化過程也隨水劑比有變化;李廣東[28]通過實驗研究了靜態破碎劑鉆孔不同切槽形狀下的裂隙擴展方向和擴展規律;宮志穎[29]在混凝土試件鉆孔中加入在一定方向留有縫隙的PVC管,作為靜態破碎過程中的裂隙擴展導向裝置,控制主裂隙以外的裂隙擴展,而造成的膨脹力釋放,實驗證明PVC管能使裂隙在主裂隙方向上擴展的更遠,而且也研究了不同孔間距下的2條相對主裂紋的擴展規律;李勝等[30]分析了破碎劑水化反應過程中膨脹壓的變化規律和各組分對破碎劑膨脹壓的影響。

本文針對靜態破碎劑的配比參數對靜態破碎劑的膨脹性能及破碎效果的影響進行研究,分析了靜態破碎劑的破碎作用原理,進行了靜態破碎劑靜態破碎劑的膨脹性能及破碎效果實驗,得出了靜態破碎劑最佳配比方案,為道橋建設過程中,隧道的爆破提供了新思路及新方向。

1 靜態破碎劑破碎作用原理分析

1.1 靜態破碎劑膨脹作用原理

靜態破碎劑作用的本質是具有膨脹性能的物質水化反應后體積膨脹產生的結果,在體積變化無限制的自由狀態下,水化反應結果表現為體積增大。氧化鈣與水的化學反應過程中會有大量的熱量產生,這也是在一些靜態致裂破碎過程中發生鉆孔噴孔的原因,化學反應過程方程式如下:

CaO+H2O→Ca(OH)2+16×4.18 kJ

其中,反應前后CaO、H2O和Ca(OH)2的分子量分別為56.08、18.02、74.08 g,摩爾體積分別為16.79、18.02、33.08 cm3,密度分別為3.2、3.4、2.1 g/cm3。

根據上述反應方程式及反應前后相關參數變化的計算,得ΔVCaO為97%,可以看出,僅從方程式前后理論數值上的摩爾體積對比角度分析,反應進行前的摩爾體積為氧化鈣分子和水分子摩爾體積的相加,為34.81 cm3,每摩爾反應物完全反應后生成產物在標準情況下的摩爾體積為33.088 cm3。顯然,從化學反應完全進行的角度來看,簡單對比標準情況下反應前后標況摩爾體積的變化并不能揭示靜態破碎劑膨脹力的產生過程。因為反應前后摩爾體積不但沒有增加,而且出現了減小,這與實際情況不僅不符,而且是矛盾的。這是因為,方程式中的摩爾體積變化值的計算情況是充分反應后的分子最緊密堆積的狀態,相當于反應是在充分的水溶液狀態下。

在實際情況中靜態破碎劑使用時是有一定水灰比的,而且不是處于水溶液狀態,反應后的生成物也不是最緊密堆積,生成物是固體狀態,比表面積很大,所以表現為體積膨脹變大。

1.2 靜態破碎劑破巖力學模型

基于彈性力學理論,運用厚壁圓筒理論分析,靜態破碎劑在圓孔周圍施加的力不同于炸藥等爆炸性物質在爆破瞬間施加沖擊載荷,雖然膨脹應力也是隨著靜態破碎劑水化反應的進行逐漸增加,有應力的增加過程,但是化學反應的過程相對于瞬間的爆破來說本質的區別就是這一過程是比較緩慢的,在應力增加過程中僅有力的傳遞,沒有沖擊波等產生。所以靜態破碎劑產生的膨壓力實質上可以用靜力學的方法來分析,孔壁周圍某一時刻的受力可以等效成作用于孔周圍的等效載荷,如圖1所示。

圖1 破碎劑膨脹力情況示意Fig.1 Schematic of the expansion force of the crushing agent

圓筒周圍都處于中心對稱,受力狀態也一樣,在孔壁周圍的均布等效膨脹應力作用下,而且基于周圍材料為等效均質、各向同性體,受力變形特征不會出現蠕變、彈性后效、應變松弛等流變現象,沒有粘性流動特征,取孔壁周圍一點視為微單元體,進行應力、應變分析,分析微單元體受力的平衡方程、幾何方程,得到其圓孔周圍一點受力的彈性本構方程。

微單元體如圖2所示。

圖2 微單元體受力示意Fig.2 Schematic diagram of force on micro unit body

圓孔周圍受力的本構方程推導如下:

(1)

式中,σr,dσr為徑向和切向應力;R為圓形孔半徑;r為距圓形孔中心的距離。

(2)

(3)

根據廣義胡克定律,可得:

(4)

(5)

式中,σz為圓形孔軸向應力。

式(4)和式(5)兩式聯立得:

(6)

(7)

將式(6)和式(7)代入式(3)得到幾何方程:

(8)

式(8)和式(2)兩式聯立,設圓孔內壁均布載荷為,推知距離圓形孔幾何中心距離為處的徑向應力和切向應力分別為:

(9)

式中,q(t)為隨水化反應時間變化的膨脹應力。

由式(9)可以得到圓孔周邊切向應力分布,如圖3所示。在鉆孔周邊均布載荷作用下,圓孔周邊各點徑向處于壓縮狀態,切向處于拉伸狀態,而且應力大小和分布與被膨脹材料的彈性常數、角度沒有關系。周邊最大應力部位在圓孔壁上,孔壁上的受力與圓形孔的大小沒有關系,徑向應力和切向應力的大小都等于膨脹劑的膨脹應力,即σr=-q(t),σθ=q(t)。由于脆性材料的抗壓強度遠遠大于其抗拉強度,最后的破壞還是由于切向的應力引起的。圓形孔孔壁以外的各點受力與孔徑沒有關系,大小都與距圓孔中心的距離呈正比。

圖3 圓孔周邊應力分布Fig.3 Stress distribution around a circular hole

由于孔壁應力最先達到材料受力極限,孔壁最先發生初始裂紋,雖然在孔壁周邊的每個位置產生裂紋的可能性相同,一般情況下主裂紋都是向一定方向擴展的,與裂隙擴展的能量釋放規律有關。

2 靜態破碎劑配比優化實驗基本原理與方案設計

2.1 靜態破碎劑組分

靜態破碎劑的主要成分是水化反應后表現出膨脹性能的物質(主劑),但是實際應用過程中,除了膨脹性能以外還要考慮反應速率、流動性、形成結構強度、施工效率、安全性等方面的性能要求,需要在其中加入各種輔助成分(外加劑)與膨脹性物質成分均勻混合,改善靜態破碎劑主劑的性能,從而使靜態破碎的膨脹作用得到最充分有效的發揮。

2.2 配比選擇基本原理

靜態破碎劑的破碎性能受到許多因素的影響,研究如何在已有的實驗基礎上,通過組分配比優化來提高破碎劑的膨脹性能具有根本性意義。本實驗在選好膨脹劑原料的基礎上,通過正交試驗的方法研究不同組分配比下破碎劑的膨脹性能,通過對膨脹力的測試和對比分析,確定在實驗過程中的主導影響因素,進而確定膨脹性能較優的各原料配比方案。膨脹力測量裝置如圖4所示。

靜態破碎劑進行水化反應過程中,由于固相體積和空隙結構體積的增大,在膨脹劑漿體攪拌加入無縫鋼管后,鋼管壁對于破碎劑水化反應后膨脹體會產生束縛作用,基于厚壁圓筒和彈性理論分析,在鋼管的周圍會產生沿鋼管的徑向應力和切向應力,相應的會在鋼管周圍產生應變,鋼管周圍受膨脹作用的力學分析如圖5所示。根據JC506—2008靜態破碎劑膨脹應力測試方法,靜態破碎劑水化反應的膨脹力增加通過Q235型無縫鋼管傳遞到電阻應變片上,通過應變片相連的DH5929型應力應變動態測試分析系統,測量出鋼管周圍的應變,通過理論公式計算出膨脹力的值。

圖4 膨脹力測量裝置示意Fig.4 Schematic diagram of expansion force measurement device

圖5 鋼管徑向和切向受力狀態Fig.5 Radial and tangential stress states of steel tubes

實驗使用鋼管高500 mm,內徑25 mm,外徑29 mm。計算公式如下:

P=Es(K2-1)[εθ/(2-ν)]

(10)

式中,P為膨脹應力;Es為為鋼管的彈性模量;K2為為鋼管系數;rθ為鋼管外徑;ri為鋼管內徑;εθ為鋼管圓周方向應變量;ν為泊松比,取0.3。

膨脹力實驗的操作流程如圖6所示,具體步驟和注意事項如下。

圖6 膨脹力測試流程Fig.6 Expansion force testing process

(1)將鋼管周圍將要貼電阻應變片的兩側對稱位置用干凈棉布擦拭,保證表面沒有水分或者泥土,使電阻應變片能夠在粘貼過程中與表面緊密接觸,兩者之間沒有空氣或其他雜物,有利于提高應變測試結果的精度,然后用實驗室常用膠水,將兩個應變片對稱貼在圓筒外壁中間位置,粘貼時注意應變片的正反。膠水變干后,在應變片接線端的金屬導線下部平整的貼一層寬膠帶。

(2)在應變儀與應變片的接線端,用電烙鐵焊接絕緣接線端子,防止在接線端由于導線和鐵桶外壁接觸而造成應變線路短路過載,然后將動態分析儀接線端與接線端子另一端焊接。當應變儀顯示紅燈時,表示應變片接線端存在局部過載或者短路,需要重新接線和歸零調試,應變儀顯示綠燈時表示線路正常,可以正常采集數據。

(3)由于破碎劑水化反應過程中會放出大量的熱,造成鋼管周圍溫度變化很大,為了減小溫度變化對于實驗結果的影響,將圓筒裝入隔水的塑料袋中,然后放入水桶,在各通道接通前提下,在應變儀界面對各通道進行平衡和歸零設置,測量類型選擇應力應變模式,量程選擇1×106με,電橋電壓2 V,采集頻率2 Hz。

(4)按照實驗所選用的靜態破碎劑的各組分配比進行量取,按照水灰比1∶3混合均勻攪拌成漿體,灌入鋼管中,在動態應變儀中就會采集和記錄應變數值,通過相應的公式計算得到膨脹過程中鋼管周圍膨脹應力大小。

2.3 實驗材料成分分析

(1)主劑。選用高溫煅燒的純度為97%以上的生石灰,干燥、具有較好的膨脹性,膨脹體積在200%以上。

(2)硅酸鹽水泥。P.O42.5水泥凝結時間60～240 min,不可溶物質不超過1.50%,氧化鎂含量不超過5.0%,二氧化硫含量不超過3.0%,細度80 μm方孔篩篩余不得超過10%,凝結時間初凝不早于45 min終凝不遲于10 h,養護3 d時的抗壓強度和抗折強度大于16.0 MPa和3.5 MPa,養護28d達到42.6 MPa和6.5 MPa,水泥各成分和含量見表1。

表1 水泥參數Tab.1 Parameters of cement

(3)石膏。石膏的主要成分為含水硫酸鈣(CaSO4·2H2O),實驗選用通用的建筑用石膏,各成分含量為:生石灰(CaO)32.5%、三氧化硫46.6%、水20.9%,初凝是時間不小于6 min,終凝時間不大于30 min。

(4)鈉基膨潤土。實驗選用的鈉基膨潤土為淡黃色粉末狀,粒度為200目,蒙脫石含量不小于88%,pH值為6～8。

(5)聚羧酸高效減水劑。實驗采用的是白色粉末狀聚羧酸高效減水劑,其含水率小于3%。其具有減水率高、性質穩定、安全無害等優點,減水劑對煤巖靜態破碎劑漿液性能的改變主要表現在分散性、潤滑性、空間位阻作用以及接枝共聚支鏈的緩釋作用,可顯著改善漿液流動性,提高工作效率。

(6)粉煤灰。粉煤灰的等級為Ⅱ級,細度不大于25.0%、需水量比不大于105%、燒失量不大于8.0%。各組分含量見表2。

表2 主要化學成分含量Tab.2 Main chemical component content

2.4 實驗方案及過程

靜態破碎劑組分合理配比的研究,是在傳統的靜態破碎劑中加入外加劑并改變不同組分含量,以改善其膨脹性能和反應速度。通過靜態破碎劑的膨脹力測試,確定組分的合理配比。綜合前人研究成果[26-28],破碎劑中的CaO含量選擇控制在70%～80%。若CaO含量太小,會由于膨脹劑硬化現象而降低膨脹作用效果,膨脹應力達不到要求;如果CaO含量太大,會使攪拌過程中反應速率過快而快速產生大量的熱,且容易造成噴孔,導致膨脹力的損失和浪費。適量的石膏和膨潤土對破碎劑攪拌過程中漿體溫度升高現象有明顯的延緩,實驗選擇的膨潤土含量為2%;當加入聚羧酸減水劑時,靜態破碎劑按水灰比在1∶3時就可以形成具有一定流動性的漿體,有效地解決了在不加入減水劑條件下水灰比過大而造成的膨脹力損失;聚羧酸高效減水劑減水效果非常明顯。

本次實驗選擇3因素、3水平L9(34)正交表,見表3。選擇的變化因素氧化鈣、石膏、水泥。氧化鈣的水平分別為70%、75%、80%;在初期實驗過程中石膏含量在5%以上時膨脹作用時間太長,所以在此次試驗中減少了延緩劑的量,石膏摻量分別為1%、3%、5%,膨潤土為2%;水泥的水平分別為9%、11%、13%。

表3 因素和水平Tab.3 Factors and levels

確定好因素和水平的后,根據正表L9(34)的相應搭配,計算出靜態破碎劑各個組分的含量,就可以確定正交試驗的具體數據,見表4。

表4 L9(34)正交實驗具體數據Tab.4 Specific data of orthogonal experiment L9(34)

3 膨脹力測試結果與配比確定

3.1 膨脹力測試結果

按照正交表進行相應的膨脹力測試實驗后,膨脹力測試結果和極差見表5。

3.2 配比分析與確定

雖然氧化鈣含量小于70%時,隨著氧化硅含量的增加膨脹力呈現增加的趨勢,但是在本次實驗中,當氧化鈣含量大于70%以后,壓力不僅沒有增加,反而出現了較大幅度的減小。由正交表可以計算得到極差最大的因素仍然是氧化鈣,極差為4.9。相比之下,石膏和水泥的極差值分別為0.60和1.41,所以,水泥因素的影響次之,石膏因素的影響較小。

按照實驗確定配比進行多次的膨脹力測試后,如圖8所示,應變平均值在940 μs左右,代入式(10)計算可得,膨脹力平均值為40 MPa,而且,在此配比下測試膨脹力的過程中發生噴孔的現象次數較少,也不劇烈。產生膨脹后的靜態破碎劑是空間分散性較好的固體結構,沒有出現局部的硬化現象,膨脹性能得到了很好的發揮,得出實驗確定的靜態破碎劑組分可以滿足實際應用需求。

4 結論

采用理論分析、實驗測試等手段,研究了靜態破巖的關鍵問題,包括靜態破碎作用原理、靜態破碎劑配比。從水化反應過程和彈性、斷裂力學角度,分析了膨脹力的作用原理,通過正交實驗和Q235鋼管膨脹力測試方法,測定了不同配比下靜態破碎劑的膨脹力,優化了靜態破碎劑配比,得出以下結論。

圖7 CaO、石膏、水泥含量與膨脹力的關系Fig.7 Relationship between CaO,gypsum,cement content and expansion force

圖8 補充實驗應變數據Fig.8 Supplementary experimental strain data

(1)通過分析靜態破碎劑的性能要求,確定其需要的組分。主要包括膨脹性物質和輔助成分兩部分,經過成本和水化反應過程的對比選擇主劑為氧化鈣,基于不同輔助成分對水化反應過程的調節作用和反應后晶體和固體結構強度等的考慮,選擇硅酸鹽水泥、石膏、鈉基膨潤土、聚羧酸減水劑、粉煤灰作為輔助成分。

(2)運用Q235鋼管膨脹力測試實驗方法,在明確實驗用原材料的成分和性能分析的基礎上,進行3因素、3水平的正交實驗,通過對各因素的膨脹力影響的極差分析和各膨脹力隨各因素的變化曲線,可以確定氧化鈣對靜態破碎劑膨脹力起決定性作用,水泥和石膏對膨脹力也有影響,最后選擇的靜態破碎劑的優化配比為CaO 70%、水泥11%、石膏3%、膨潤土2%、聚羧酸減水劑1%、粉煤灰13%,在此配比下測定的膨脹力平均值為40 MPa。