早强型水泥浆炮孔封堵材料动态压缩试验研究

魏梦杰,汪海波,王梦想,宗 琦,杨 阳

(安徽理工大学 土木建筑学院,安徽 淮南 232001)

爆破作为一种高效、经济的破岩方法,广泛应用于各类岩体开挖,如矿山井巷工程、隧道工程等[1-2]。

在爆破过程中,炮孔堵塞效果与爆生气体的作用时间密切相关,研究人员开展了大量的研究工作并取得了一些研究成果。

例如,陈士海等[3]理论推导了炮孔堵塞材料的合理长度,系统论证了堵塞长度对爆破效果的影响。

徐颖等[4]论述了炮眼堵塞对爆破效果的影响程度,根据堵塞材料影响破岩机理的相关因素,提出了解决办法。

陈鹏[5]通过研究堵塞合理材料、合理长度,提出最优爆破参数,节省爆破成本。

罗伟等[6]结合具体爆破工程,采用数值模拟探究了不同封堵长度下的柱状装药爆破破坏效果,提出适用于该工程的最佳封堵长度。

李启月等[7]分析了深孔一次爆破成井间隔装药时不同位置封孔材料的作用机理,并构建了封孔材料在爆破过程中所产生体积变形的计算方法。

侯捷等[8]分析了高温下聚氨酯封堵材料产生的烟气种类、成分和危险性。

张勤彬等[9]基于量纲分析原理,理论推导了不同炮孔直径下装药长度计算模型,并通过实际工程中的测试数据,反演得到理论装药长度随炮孔直径变化的关系式。

付军等[10]提出了有空气的间隔夹层式封孔装置解决大孔径爆破过程中容易冲孔而导致爆破效果差的问题。

薛创等[11]利用落锤冲击试验机研究了含不同聚丙烯纤维的水泥基封孔材料的抗冲击性能。

刘健等[12]采用UEA 膨胀剂提高煤矿封孔水泥膨胀性能。

可见,随着爆破技术的发展,传统的黏土、砂和岩粉等天然材料已不能满足现场工程需求,逐渐研发了聚氨酯、水泥浆等新型有机或无机炮孔堵塞材料[13-14]。

以煤矿井下爆破早强型水泥浆炮孔封堵材料为研究对象,基于分离式Hopkinson 压杆装置,开展了不同冲击气压和长径比条件下的单轴冲击压缩试验,探究冲击气压和长径比对该材料动态特性的影响。

1.1 试验方案

早强型水泥浆采用注浆泵泵送至炮孔,将炮孔完全填充,其具有凝固时间短、强度高、摩擦力大的优点。

材料质量比为水泥∶水=1 ∶0.3,外加2%的外加剂,外加剂具有早强、微膨胀的特性。

试件采用内直径为50 mm 的模具浇筑,试件表面不平行度控制在0.02 mm 以内。

鉴于爆破作业中装药、封堵、起爆的总时间多在一个圆班内完成,试件养护12 h 以后进行冲击压缩试验。

考虑堵塞体长度对应力峰值的影响以及SHPB 试验装置对试件长径比的要求,试验采用0.5、0.7、1.0 三种长径比试件,冲击气压为0.15、0.2、0.25、0.3 MPa,测试结果采用三波法处理[13]。

制作70 mm×70 mm×70 mm 的试件,在养护12 h 以后,用于测量其静态物理力学特性。

测得的早强型炮孔封堵材料的密度为2 070 kg/m3,抗压强度为3.198 MPa,其对应的峰值应变为0.031。

1.2 试验设备

试验采用安徽理工大学直径为50 mm 的变截面Hopkinson 压杆试验装置,该装置由长度为0.6 m 的撞击杆、长度为2.4 m 的入射杆以及长度为1.2 m 的透射杆组成。

各杆件均为合金钢材质,密度为7 800 kg/m3,纵波波速为5 190 m/s,弹性模量为210 GPa。

2.1 试验结果

不同试验条件下早强型水泥浆试件的动态压缩试验结果见表1。

表1 试验条件与计算结果

2.2 应力-应变曲线

不同试验条件下试件的应力-应变曲线如图1所示。

由图1 可知,试件试验分初始弹性、塑性变形和全面破坏3 个阶段。

对于长径比为0.5 和0.7的试件,初始弹性阶段较为明显,当应变增大至峰值应变的20%时,应力-应变曲线的斜率减小,应力继续增大,试件发生塑性变形,内部微裂隙扩展;当试件所受压力达到峰值应力后,随着应变的增大,应力迅速减小,试件发生破坏。

对于长径比为1.0 的试件,由于试件长度的增加,相同冲击气压条件下,应变率减小,与文献[15]结论吻合;39.98 s-1、49.58 s-1时的弹性阶段应变与长径比为0.5、0.7 时基本相当,而较69.66 s-1、89.43 s-1时应变小得多。试件的峰值应力总体随着应变率的增大而增大,且随应变率的增大,增幅逐渐减小,进一步得到不同长径比试件的冲击气压与峰值应变的关系,如图2所示。

图1 不同试验条件下试件的应力-应变曲线

图2 冲击气压与峰值应变的关系

由图2 可知,在试验条件下,峰值应变随冲击气压呈幂函数关系增长,且增长趋势随长径比的增大逐渐减小,表明试件长度的增加限制了其变形能力[14]。

2.3 峰值应力增长规律

为了进一步研究冲击气压、长径比与峰值应力的关系,由表1 得到峰值应力随长径比和冲击气压变化的关系曲线,如图3 所示。

图3 峰值应力变化规律

由图3 可知,当长径比为0.5 和0.7 时,随着冲击气压的增大,试件的峰值应力小幅增大;当长径比为1.0 时,冲击气压增大,试件的峰值应力小幅增大;当冲击气压为0.25 MPa 和0.3 MPa 时,试件的峰值应力大幅增大。

长径比为0.5 时,冲击气压为0.3 MPa 试件的动态压缩峰值应力较0.15、0.2、0.25 MPa 时分别提高了77.93%、39.67%和2.92%;长径比为0.7 时,相应提高了85.93%、35.19%和14.61%;而长径比为1.0 时,相应提高了535.43%、478.16%和4.68%。

由此表明:在相同加载气压时,试件长径比是影响动态压缩峰值应力的主要因素;对于同一长径比,动态压缩峰值应力会随加载气压(应变率)的增大而增加,但增加量逐渐减小。

这是因为冲击气压较低时,试件的破坏主要是内部原有微裂纹的贯通,当冲击气压较大,应变率也增大,试件内部会产生新的裂纹,原有裂纹来不及破坏,需要吸收更多的能量,所以试件的峰值应力提高。

而随着长径比增加至1.0,试件的应变率下降、破碎块度增大,但与长径比为0.5 和0.7 时的粉碎性破坏相比,试件的整体性较高,仍可传递一定的透射波,因此,在69.66 s-1、89.43 s-1时峰值应力显著增大。

由于长径比为1.0 时试件的动态压缩强度过于增大,为了进一步分析早强型水泥浆的动态压缩特性,以长径比为0.5 和0.7 时为研究对象,引入动态强度增长因子(DIF)表示在冲击荷载作用下试件的压缩强度增长情况[15],即

式中∶σd为动态压缩强度,MPa;σs为静态抗压强度,MPa。

由式(1)计算得到两种长径比下早强型水泥浆试件的DIF 与冲击气压的变化曲线,如图4 所示。

由图4 可知,相同冲击气压下,长径比为0.7时,试件的动态强度增长因子大于长径比为0.5 的试件,且增加量随冲击气压的增大呈增大趋势,说明试件的尺寸会影响其动态压缩强度,这是由于在SHPB 单轴冲击压缩试验中,试件破坏需要的应变能与试件体积密切相关,试件体积越大,需要储存的应变能越多。

图4 动态强度增长因子与冲击气压的关系

2.4 破碎形态

图5 至图7 为不同工况试件的破坏形态,总体上随冲击气压的增大试件破碎程度增大,长径比为0.5 和0.7 的试件在0.15 MPa、0.2 MPa 时呈轴向压缩破坏,在0.25 MPa、0.3 MPa 时为粉碎性破坏;长径比为1.0 的试件破坏程度较低,为轴向压缩破坏。

图7 长径比为1.0 时试件的典型破坏形态

比较相同冲击气压下不同长径比试件的破碎形态可以得出,随着试件长径比的增大,试件破碎程度减小,破碎块度逐渐增大。

这是因为冲击荷载的作用时间十分短暂,对于长径比为0.5 和0.7 的试件能够完成体积破坏、核心破碎和完全破碎阶段;对于长径比为1.0 的试件而言,作用时间不够、来回传播的次数减小,降低了试件端面反射拉伸波的作用,未能达到完全破碎,整体为轴向压缩破坏。

对于相同长径比、不同冲击气压的试件,随着冲击气压的增大,破坏模式不同,长径比为0.5 和0.7 的试件由轴向破裂逐渐变为粉碎,而长径比为1.0 的试件仍是轴向破裂,随着冲击气压增大,碎裂块度减小。

在低气压冲击作用下,试件破坏主要是以试件内本身原有的细微裂缝产生的轴向破坏为主,而随着冲击气压的增大,试件内不仅产生轴向裂纹,还因吸收了较多能量在内部形成环向裂纹,两种裂纹共同切割试件,加剧了试件的破碎程度,降低了试件最终的破碎块度。

对于长径比为1.0 的试件因其长度的增加,试件内部应力波的作用时间缩短,产生的环向裂纹少,形成轴向大块为主的破碎形态。

1)通过早强型水泥浆封堵材料试件的单轴冲击压缩试验可知,试件的动态压缩峰值应力随冲击气压、长径比的增大而增加,应变率随长径比的增大而减小,堵塞长度的增加有利于保持堵塞的完整程度,提高堵塞时间。

2)动态压缩峰值应力随应变率的增大而增加,但增幅逐渐减小,工程中适当保持堵塞体的长度即可,过长的堵塞体对提高堵塞效果作用不显著。

3)随着试件长径比的增大,试件的破碎程度减小,破碎块度逐渐增大;同一长径比时,随着冲击气压的增大,试件的破碎程度增大,破碎块度逐渐减小。

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