魏夢(mèng)杰,汪海波,王夢(mèng)想,宗 琦,楊 陽(yáng)
(安徽理工大學(xué) 土木建筑學(xué)院,安徽 淮南 232001)
爆破作為一種高效、經(jīng)濟(jì)的破巖方法,廣泛應(yīng)用于各類巖體開(kāi)挖,如礦山井巷工程、隧道工程等[1-2]。 在爆破過(guò)程中,炮孔堵塞效果與爆生氣體的作用時(shí)間密切相關(guān),研究人員開(kāi)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(dǎo)了炮孔堵塞材料的合理長(zhǎng)度,系統(tǒng)論證了堵塞長(zhǎng)度對(duì)爆破效果的影響。 徐穎等[4]論述了炮眼堵塞對(duì)爆破效果的影響程度,根據(jù)堵塞材料影響破巖機(jī)理的相關(guān)因素,提出了解決辦法。 陳鵬[5]通過(guò)研究堵塞合理材料、合理長(zhǎng)度,提出最優(yōu)爆破參數(shù),節(jié)省爆破成本。 羅偉等[6]結(jié)合具體爆破工程,采用數(shù)值模擬探究了不同封堵長(zhǎng)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(zhǎng)度。 李啟月等[7]分析了深孔一次爆破成井間隔裝藥時(shí)不同位置封孔材料的作用機(jī)理,并構(gòu)建了封孔材料在爆破過(guò)程中所產(chǎn)生體積變形的計(jì)算方法。 侯捷等[8]分析了高溫下聚氨酯封堵材料產(chǎn)生的煙氣種類、成分和危險(xiǎn)性。 張勤彬等[9]基于量綱分析原理,理論推導(dǎo)了不同炮孔直徑下裝藥長(zhǎng)度計(jì)算模型,并通過(guò)實(shí)際工程中的測(cè)試數(shù)據(jù),反演得到理論裝藥長(zhǎng)度隨炮孔直徑變化的關(guān)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(guò)程中容易沖孔而導(dǎo)致爆破效果差的問(wèn)題。 薛創(chuàng)等[11]利用落錘沖擊試驗(yàn)機(jī)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(jiàn),隨著爆破技術(shù)的發(fā)展,傳統(tǒng)的黏土、砂和巖粉等天然材料已不能滿足現(xiàn)場(chǎng)工程需求,逐漸研發(fā)了聚氨酯、水泥漿等新型有機(jī)或無(wú)機(jī)炮孔堵塞材料[13-14]。 以煤礦井下爆破早強(qiáng)型水泥漿炮孔封堵材料為研究對(duì)象,基于分離式Hopkinson 壓桿裝置,開(kāi)展了不同沖擊氣壓和長(zhǎng)徑比條件下的單軸沖擊壓縮試驗(yàn),探究沖擊氣壓和長(zhǎng)徑比對(duì)該材料動(dòng)態(tài)特性的影響。
早強(qiáng)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(shí)間短、強(qiáng)度高、摩擦力大的優(yōu)點(diǎn)。 材料質(zhì)量比為水泥∶水=1 ∶0.3,外加2%的外加劑,外加劑具有早強(qiáng)、微膨脹的特性。 試件采用內(nèi)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(nèi)。
鑒于爆破作業(yè)中裝藥、封堵、起爆的總時(shí)間多在一個(gè)圓班內(nèi)完成,試件養(yǎng)護(hù)12 h 以后進(jìn)行沖擊壓縮試驗(yàn)。 考慮堵塞體長(zhǎng)度對(duì)應(yīng)力峰值的影響以及SHPB 試驗(yàn)裝置對(duì)試件長(zhǎng)徑比的要求,試驗(yàn)采用0.5、0.7、1.0 三種長(zhǎng)徑比試件,沖擊氣壓為0.15、0.2、0.25、0.3 MPa,測(cè)試結(jié)果采用三波法處理[13]。
制作70 mm×70 mm×70 mm 的試件,在養(yǎng)護(hù)12 h 以后,用于測(cè)量其靜態(tài)物理力學(xué)特性。 測(cè)得的早強(qiáng)型炮孔封堵材料的密度為2 070 kg/m3,抗壓強(qiáng)度為3.198 MPa,其對(duì)應(yīng)的峰值應(yīng)變?yōu)?.031。
試驗(yàn)采用安徽理工大學(xué)直徑為50 mm 的變截面Hopkinson 壓桿試驗(yàn)裝置,該裝置由長(zhǎng)度為0.6 m 的撞擊桿、長(zhǎng)度為2.4 m 的入射桿以及長(zhǎng)度為1.2 m 的透射桿組成。 各桿件均為合金鋼材質(zhì),密度為7 800 kg/m3,縱波波速為5 190 m/s,彈性模量為210 GPa。
不同試驗(yàn)條件下早強(qiáng)型水泥漿試件的動(dòng)態(tài)壓縮試驗(yàn)結(jié)果見(jiàn)表1。
表1 試驗(yàn)條件與計(jì)算結(jié)果
不同試驗(yàn)條件下試件的應(yīng)力-應(yīng)變曲線如圖1所示。
由圖1 可知,試件試驗(yàn)分初始彈性、塑性變形和全面破壞3 個(gè)階段。 對(duì)于長(zhǎng)徑比為0.5 和0.7的試件,初始彈性階段較為明顯,當(dāng)應(yīng)變?cè)龃笾练逯祽?yīng)變的20%時(shí),應(yīng)力-應(yīng)變曲線的斜率減小,應(yīng)力繼續(xù)增大,試件發(fā)生塑性變形,內(nèi)部微裂隙擴(kuò)展;當(dāng)試件所受壓力達(dá)到峰值應(yīng)力后,隨著應(yīng)變的增大,應(yīng)力迅速減小,試件發(fā)生破壞。 對(duì)于長(zhǎng)徑比為1.0 的試件,由于試件長(zhǎng)度的增加,相同沖擊氣壓條件下,應(yīng)變率減小,與文獻(xiàn)[15]結(jié)論吻合;39.98 s-1、49.58 s-1時(shí)的彈性階段應(yīng)變與長(zhǎng)徑比為0.5、0.7 時(shí)基本相當(dāng),而較69.66 s-1、89.43 s-1時(shí)應(yīng)變小得多。試件的峰值應(yīng)力總體隨著應(yīng)變率的增大而增大,且隨應(yīng)變率的增大,增幅逐漸減小,進(jìn)一步得到不同長(zhǎng)徑比試件的沖擊氣壓與峰值應(yīng)變的關(guān)系,如圖2所示。
圖1 不同試驗(yàn)條件下試件的應(yīng)力-應(yīng)變曲線
圖2 沖擊氣壓與峰值應(yīng)變的關(guān)系
由圖2 可知,在試驗(yàn)條件下,峰值應(yīng)變隨沖擊氣壓呈冪函數(shù)關(guān)系增長(zhǎng),且增長(zhǎng)趨勢(shì)隨長(zhǎng)徑比的增大逐漸減小,表明試件長(zhǎng)度的增加限制了其變形能力[14]。
為了進(jìn)一步研究沖擊氣壓、長(zhǎng)徑比與峰值應(yīng)力的關(guān)系,由表1 得到峰值應(yīng)力隨長(zhǎng)徑比和沖擊氣壓變化的關(guān)系曲線,如圖3 所示。
圖3 峰值應(yīng)力變化規(guī)律
由圖3 可知,當(dāng)長(zhǎng)徑比為0.5 和0.7 時(shí),隨著沖擊氣壓的增大,試件的峰值應(yīng)力小幅增大;當(dāng)長(zhǎng)徑比為1.0 時(shí),沖擊氣壓增大,試件的峰值應(yīng)力小幅增大;當(dāng)沖擊氣壓為0.25 MPa 和0.3 MPa 時(shí),試件的峰值應(yīng)力大幅增大。 長(zhǎng)徑比為0.5 時(shí),沖擊氣壓為0.3 MPa 試件的動(dòng)態(tài)壓縮峰值應(yīng)力較0.15、0.2、0.25 MPa 時(shí)分別提高了77.93%、39.67%和2.92%;長(zhǎng)徑比為0.7 時(shí),相應(yīng)提高了85.93%、35.19%和14.61%;而長(zhǎng)徑比為1.0 時(shí),相應(yīng)提高了535.43%、478.16%和4.68%。 由此表明:在相同加載氣壓時(shí),試件長(zhǎng)徑比是影響動(dòng)態(tài)壓縮峰值應(yīng)力的主要因素;對(duì)于同一長(zhǎng)徑比,動(dòng)態(tài)壓縮峰值應(yīng)力會(huì)隨加載氣壓(應(yīng)變率)的增大而增加,但增加量逐漸減小。 這是因?yàn)闆_擊氣壓較低時(shí),試件的破壞主要是內(nèi)部原有微裂紋的貫通,當(dāng)沖擊氣壓較大,應(yīng)變率也增大,試件內(nèi)部會(huì)產(chǎn)生新的裂紋,原有裂紋來(lái)不及破壞,需要吸收更多的能量,所以試件的峰值應(yīng)力提高。 而隨著長(zhǎng)徑比增加至1.0,試件的應(yīng)變率下降、破碎塊度增大,但與長(zhǎng)徑比為0.5 和0.7 時(shí)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(shí)峰值應(yīng)力顯著增大。
由于長(zhǎng)徑比為1.0 時(shí)試件的動(dòng)態(tài)壓縮強(qiáng)度過(guò)于增大,為了進(jìn)一步分析早強(qiáng)型水泥漿的動(dòng)態(tài)壓縮特性,以長(zhǎng)徑比為0.5 和0.7 時(shí)為研究對(duì)象,引入動(dòng)態(tài)強(qiáng)度增長(zhǎng)因子(DIF)表示在沖擊荷載作用下試件的壓縮強(qiáng)度增長(zhǎng)情況[15],即
式中∶σd為動(dòng)態(tài)壓縮強(qiáng)度,MPa;σs為靜態(tài)抗壓強(qiáng)度,MPa。
由式(1)計(jì)算得到兩種長(zhǎng)徑比下早強(qiáng)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(zhǎng)徑比為0.7時(shí),試件的動(dòng)態(tài)強(qiáng)度增長(zhǎng)因子大于長(zhǎng)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(shì),說(shuō)明試件的尺寸會(huì)影響其動(dòng)態(tài)壓縮強(qiáng)度,這是由于在SHPB 單軸沖擊壓縮試驗(yàn)中,試件破壞需要的應(yīng)變能與試件體積密切相關(guān),試件體積越大,需要儲(chǔ)存的應(yīng)變能越多。
圖4 動(dòng)態(tài)強(qiáng)度增長(zhǎng)因子與沖擊氣壓的關(guān)系
圖5 至圖7 為不同工況試件的破壞形態(tài),總體上隨沖擊氣壓的增大試件破碎程度增大,長(zhǎng)徑比為0.5 和0.7 的試件在0.15 MPa、0.2 MPa 時(shí)呈軸向壓縮破壞,在0.25 MPa、0.3 MPa 時(shí)為粉碎性破壞;長(zhǎng)徑比為1.0 的試件破壞程度較低,為軸向壓縮破壞。
圖7 長(zhǎng)徑比為1.0 時(shí)試件的典型破壞形態(tài)
比較相同沖擊氣壓下不同長(zhǎng)徑比試件的破碎形態(tài)可以得出,隨著試件長(zhǎng)徑比的增大,試件破碎程度減小,破碎塊度逐漸增大。 這是因?yàn)闆_擊荷載的作用時(shí)間十分短暫,對(duì)于長(zhǎng)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(duì)于長(zhǎng)徑比為1.0 的試件而言,作用時(shí)間不夠、來(lái)回傳播的次數(shù)減小,降低了試件端面反射拉伸波的作用,未能達(dá)到完全破碎,整體為軸向壓縮破壞。
對(duì)于相同長(zhǎng)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(zhǎng)徑比為0.5 和0.7 的試件由軸向破裂逐漸變?yōu)榉鬯?而長(zhǎng)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(nèi)本身原有的細(xì)微裂縫產(chǎn)生的軸向破壞為主,而隨著沖擊氣壓的增大,試件內(nèi)不僅產(chǎn)生軸向裂紋,還因吸收了較多能量在內(nèi)部形成環(huán)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(duì)于長(zhǎng)徑比為1.0 的試件因其長(zhǎng)度的增加,試件內(nèi)部應(yīng)力波的作用時(shí)間縮短,產(chǎn)生的環(huán)向裂紋少,形成軸向大塊為主的破碎形態(tài)。
1)通過(guò)早強(qiáng)型水泥漿封堵材料試件的單軸沖擊壓縮試驗(yàn)可知,試件的動(dòng)態(tài)壓縮峰值應(yīng)力隨沖擊氣壓、長(zhǎng)徑比的增大而增加,應(yīng)變率隨長(zhǎng)徑比的增大而減小,堵塞長(zhǎng)度的增加有利于保持堵塞的完整程度,提高堵塞時(shí)間。
2)動(dòng)態(tài)壓縮峰值應(yīng)力隨應(yīng)變率的增大而增加,但增幅逐漸減小,工程中適當(dāng)保持堵塞體的長(zhǎng)度即可,過(guò)長(zhǎng)的堵塞體對(duì)提高堵塞效果作用不顯著。
3)隨著試件長(zhǎng)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(zhǎng)徑比時(shí),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。