早強型水泥漿炮孔封堵材料動態壓縮試驗研究

魏夢杰,汪海波,王夢想,宗 琦,楊 陽

(安徽理工大學 土木建筑學院,安徽 淮南 232001)

爆破作為一種高效、經濟的破巖方法,廣泛應用于各類巖體開挖,如礦山井巷工程、隧道工程等[1-2]。 在爆破過程中,炮孔堵塞效果與爆生氣體的作用時間密切相關,研究人員開展了大量的研究工作并取得了一些研究成果。 例如,陳士海等[3]理論推導了炮孔堵塞材料的合理長度,系統論證了堵塞長度對爆破效果的影響。 徐穎等[4]論述了炮眼堵塞對爆破效果的影響程度,根據堵塞材料影響破巖機理的相關因素,提出了解決辦法。 陳鵬[5]通過研究堵塞合理材料、合理長度,提出最優爆破參數,節省爆破成本。 羅偉等[6]結合具體爆破工程,采用數值模擬探究了不同封堵長度下的柱狀裝藥爆破破壞效果,提出適用于該工程的最佳封堵長度。 李啟月等[7]分析了深孔一次爆破成井間隔裝藥時不同位置封孔材料的作用機理,并構建了封孔材料在爆破過程中所產生體積變形的計算方法。 侯捷等[8]分析了高溫下聚氨酯封堵材料產生的煙氣種類、成分和危險性。 張勤彬等[9]基于量綱分析原理,理論推導了不同炮孔直徑下裝藥長度計算模型,并通過實際工程中的測試數據,反演得到理論裝藥長度隨炮孔直徑變化的關系式。 付軍等[10]提出了有空氣的間隔夾層式封孔裝置解決大孔徑爆破過程中容易沖孔而導致爆破效果差的問題。 薛創等[11]利用落錘沖擊試驗機研究了含不同聚丙烯纖維的水泥基封孔材料的抗沖擊性能。 劉健等[12]采用UEA 膨脹劑提高煤礦封孔水泥膨脹性能。

可見,隨著爆破技術的發展,傳統的黏土、砂和巖粉等天然材料已不能滿足現場工程需求,逐漸研發了聚氨酯、水泥漿等新型有機或無機炮孔堵塞材料[13-14]。 以煤礦井下爆破早強型水泥漿炮孔封堵材料為研究對象,基于分離式Hopkinson 壓桿裝置,開展了不同沖擊氣壓和長徑比條件下的單軸沖擊壓縮試驗,探究沖擊氣壓和長徑比對該材料動態特性的影響。

1 試驗準備

1.1 試驗方案

早強型水泥漿采用注漿泵泵送至炮孔,將炮孔完全填充,其具有凝固時間短、強度高、摩擦力大的優點。 材料質量比為水泥∶水=1 ∶0.3,外加2%的外加劑,外加劑具有早強、微膨脹的特性。 試件采用內直徑為50 mm 的模具澆筑,試件表面不平行度控制在0.02 mm 以內。

鑒于爆破作業中裝藥、封堵、起爆的總時間多在一個圓班內完成,試件養護12 h 以后進行沖擊壓縮試驗。 考慮堵塞體長度對應力峰值的影響以及SHPB 試驗裝置對試件長徑比的要求,試驗采用0.5、0.7、1.0 三種長徑比試件,沖擊氣壓為0.15、0.2、0.25、0.3 MPa,測試結果采用三波法處理[13]。

制作70 mm×70 mm×70 mm 的試件,在養護12 h 以后,用于測量其靜態物理力學特性。 測得的早強型炮孔封堵材料的密度為2 070 kg/m3,抗壓強度為3.198 MPa,其對應的峰值應變為0.031。

1.2 試驗設備

試驗采用安徽理工大學直徑為50 mm 的變截面Hopkinson 壓桿試驗裝置,該裝置由長度為0.6 m 的撞擊桿、長度為2.4 m 的入射桿以及長度為1.2 m 的透射桿組成。 各桿件均為合金鋼材質,密度為7 800 kg/m3,縱波波速為5 190 m/s,彈性模量為210 GPa。

2 試驗結果與分析

2.1 試驗結果

不同試驗條件下早強型水泥漿試件的動態壓縮試驗結果見表1。

表1 試驗條件與計算結果

2.2 應力-應變曲線

不同試驗條件下試件的應力-應變曲線如圖1所示。

由圖1 可知,試件試驗分初始彈性、塑性變形和全面破壞3 個階段。 對于長徑比為0.5 和0.7的試件,初始彈性階段較為明顯,當應變增大至峰值應變的20%時,應力-應變曲線的斜率減小,應力繼續增大,試件發生塑性變形,內部微裂隙擴展;當試件所受壓力達到峰值應力后,隨著應變的增大,應力迅速減小,試件發生破壞。 對于長徑比為1.0 的試件,由于試件長度的增加,相同沖擊氣壓條件下,應變率減小,與文獻[15]結論吻合;39.98 s-1、49.58 s-1時的彈性階段應變與長徑比為0.5、0.7 時基本相當,而較69.66 s-1、89.43 s-1時應變小得多。試件的峰值應力總體隨著應變率的增大而增大,且隨應變率的增大,增幅逐漸減小,進一步得到不同長徑比試件的沖擊氣壓與峰值應變的關系,如圖2所示。

圖1 不同試驗條件下試件的應力-應變曲線

圖2 沖擊氣壓與峰值應變的關系

由圖2 可知,在試驗條件下,峰值應變隨沖擊氣壓呈冪函數關系增長,且增長趨勢隨長徑比的增大逐漸減小,表明試件長度的增加限制了其變形能力[14]。

2.3 峰值應力增長規律

為了進一步研究沖擊氣壓、長徑比與峰值應力的關系,由表1 得到峰值應力隨長徑比和沖擊氣壓變化的關系曲線,如圖3 所示。

圖3 峰值應力變化規律

由圖3 可知,當長徑比為0.5 和0.7 時,隨著沖擊氣壓的增大,試件的峰值應力小幅增大;當長徑比為1.0 時,沖擊氣壓增大,試件的峰值應力小幅增大;當沖擊氣壓為0.25 MPa 和0.3 MPa 時,試件的峰值應力大幅增大。 長徑比為0.5 時,沖擊氣壓為0.3 MPa 試件的動態壓縮峰值應力較0.15、0.2、0.25 MPa 時分別提高了77.93%、39.67%和2.92%;長徑比為0.7 時,相應提高了85.93%、35.19%和14.61%;而長徑比為1.0 時,相應提高了535.43%、478.16%和4.68%。 由此表明:在相同加載氣壓時,試件長徑比是影響動態壓縮峰值應力的主要因素;對于同一長徑比,動態壓縮峰值應力會隨加載氣壓(應變率)的增大而增加,但增加量逐漸減小。 這是因為沖擊氣壓較低時,試件的破壞主要是內部原有微裂紋的貫通,當沖擊氣壓較大,應變率也增大,試件內部會產生新的裂紋,原有裂紋來不及破壞,需要吸收更多的能量,所以試件的峰值應力提高。 而隨著長徑比增加至1.0,試件的應變率下降、破碎塊度增大,但與長徑比為0.5 和0.7 時的粉碎性破壞相比,試件的整體性較高,仍可傳遞一定的透射波,因此,在69.66 s-1、89.43 s-1時峰值應力顯著增大。

由于長徑比為1.0 時試件的動態壓縮強度過于增大,為了進一步分析早強型水泥漿的動態壓縮特性,以長徑比為0.5 和0.7 時為研究對象,引入動態強度增長因子(DIF)表示在沖擊荷載作用下試件的壓縮強度增長情況[15],即

式中∶σd為動態壓縮強度,MPa;σs為靜態抗壓強度,MPa。

由式(1)計算得到兩種長徑比下早強型水泥漿試件的DIF 與沖擊氣壓的變化曲線,如圖4 所示。

由圖4 可知,相同沖擊氣壓下,長徑比為0.7時,試件的動態強度增長因子大于長徑比為0.5 的試件,且增加量隨沖擊氣壓的增大呈增大趨勢,說明試件的尺寸會影響其動態壓縮強度,這是由于在SHPB 單軸沖擊壓縮試驗中,試件破壞需要的應變能與試件體積密切相關,試件體積越大,需要儲存的應變能越多。

圖4 動態強度增長因子與沖擊氣壓的關系

2.4 破碎形態

圖5 至圖7 為不同工況試件的破壞形態,總體上隨沖擊氣壓的增大試件破碎程度增大,長徑比為0.5 和0.7 的試件在0.15 MPa、0.2 MPa 時呈軸向壓縮破壞,在0.25 MPa、0.3 MPa 時為粉碎性破壞;長徑比為1.0 的試件破壞程度較低,為軸向壓縮破壞。

圖7 長徑比為1.0 時試件的典型破壞形態

比較相同沖擊氣壓下不同長徑比試件的破碎形態可以得出,隨著試件長徑比的增大,試件破碎程度減小,破碎塊度逐漸增大。 這是因為沖擊荷載的作用時間十分短暫,對于長徑比為0.5 和0.7 的試件能夠完成體積破壞、核心破碎和完全破碎階段;對于長徑比為1.0 的試件而言,作用時間不夠、來回傳播的次數減小,降低了試件端面反射拉伸波的作用,未能達到完全破碎,整體為軸向壓縮破壞。

對于相同長徑比、不同沖擊氣壓的試件,隨著沖擊氣壓的增大,破壞模式不同,長徑比為0.5 和0.7 的試件由軸向破裂逐漸變為粉碎,而長徑比為1.0 的試件仍是軸向破裂,隨著沖擊氣壓增大,碎裂塊度減小。 在低氣壓沖擊作用下,試件破壞主要是以試件內本身原有的細微裂縫產生的軸向破壞為主,而隨著沖擊氣壓的增大,試件內不僅產生軸向裂紋,還因吸收了較多能量在內部形成環向裂紋,兩種裂紋共同切割試件,加劇了試件的破碎程度,降低了試件最終的破碎塊度。 對于長徑比為1.0 的試件因其長度的增加,試件內部應力波的作用時間縮短,產生的環向裂紋少,形成軸向大塊為主的破碎形態。

3 結論

1)通過早強型水泥漿封堵材料試件的單軸沖擊壓縮試驗可知,試件的動態壓縮峰值應力隨沖擊氣壓、長徑比的增大而增加,應變率隨長徑比的增大而減小,堵塞長度的增加有利于保持堵塞的完整程度,提高堵塞時間。

2)動態壓縮峰值應力隨應變率的增大而增加,但增幅逐漸減小,工程中適當保持堵塞體的長度即可,過長的堵塞體對提高堵塞效果作用不顯著。

3)隨著試件長徑比的增大,試件的破碎程度減小,破碎塊度逐漸增大;同一長徑比時,隨著沖擊氣壓的增大,試件的破碎程度增大,破碎塊度逐漸減小。