易　欣，康付如，鄧　軍，向　崎，馬　礪

(1. 西安科技大學 安全科學與工程學院，陜西 西安 710054；2. 陜西省煤火防治重點實驗室，陜西 西安 710054)

0　引言

采空區(qū)和巷道等地方漏風是我國煤礦自燃火災產(chǎn)生的主要原因，要杜絕煤層火災所引發(fā)的安全生產(chǎn)事故，有必要對煤礦井下漏風嚴重的區(qū)域采取堵漏風措施。彭本信[1]采用黏土、膨潤土、飛灰和塑化劑等制成可塑性膠泥，該材料具有一定的堵漏效果，但此種材料配制過程較為復雜；吳士坤[2]將羅克林和水玻璃混合，混合物在所需地點立刻發(fā)泡到原體積的30倍左右，可有效的控制漏風，消除自燃隱患，但該材料價格高，且必須要做一定的保護措施；王維等[3]以水泥、減縮劑、聚丙烯纖維、水玻璃、增稠劑等研制出一種新型的注漿堵漏材料，該材料結構緊致，裂隙較小，滿足堵漏風的要求，但也存在密度較大的缺點。在目前的井下堵漏風措施中，施工密閉墻是堵住通往采空區(qū)漏風的重要手段[4-6]。但密閉過程需要大量人力資源、勞動強度高，且建起的密閉墻在礦壓作用下會產(chǎn)生大量裂隙，難以達到堵漏的效果，在很大程度上影響了煤礦的正常生產(chǎn)。

因此，針對上述問題，研制了一種無機固化泡沫充填材料。該材料采用水泥為基料，與復合發(fā)泡劑[7]產(chǎn)生的泡沫均勻混合制備而成。作為膠凝材料與泡沫的復合體，其具有質(zhì)輕、密閉效果好、經(jīng)濟節(jié)約、易制備、施工速度快等特點[8]，可用于堵漏風和建立密閉墻，能有效防治煤層自燃，具有廣闊的市場和良好的前景。

1　實驗材料和方法

1.1　實驗材料及儀器

實驗材料：普通硅酸鹽水泥P.O42.5、低堿度硫鋁酸鹽水泥L.SAC42.5、復合發(fā)泡劑、標準立方體(100 mm×100 mm×100 mm)成型模具、玻璃板(400 mm×400 mm×5 mm)。

實驗儀器：壓縮空氣發(fā)泡機、微機控制電子式萬能實驗機(WDW-100E)、維卡儀、NJ-160水泥攪拌機、凈漿流動度試模、數(shù)碼顯微鏡、電子天平、秒表、直尺、刮刀。

1.2　實驗方法

1.2.1充填材料制備

將純發(fā)泡劑與水進行混合稀釋成濃度為1∶30的發(fā)泡液，在50℃條件下，利用壓縮空氣發(fā)泡機通入0.5 m3/h的壓縮空氣預先發(fā)泡，然后將預先配置好的膠凝材料漿液添加到復合發(fā)泡劑產(chǎn)生的高性能泡沫中，按照一定比例均勻混合，得到固化充填材料，其中水灰比為1∶2，1∶1.8，1∶1.6和1∶1.4，膠凝材料為普通硅酸鹽水泥和硫鋁酸鹽水泥，泡沫摻量為1倍、2倍和3倍。實驗室制取固化泡沫充填材料的過程如圖1所示。

圖1　固化泡沫充填材料制備流程Fig.1　Preparation of the solidified foam filling material

1.2.2凝固時間及流動度測試

1)先將初凝針或終凝針調(diào)整到與模子齊平的高度，然后自由釋放，觀察針進入水泥漿體的長度，初凝針在水泥中距離底板高度為4 mm左右(誤差1 mm)時認為水泥達到初凝狀態(tài)；將水泥模子翻轉(zhuǎn)180°測試，當終凝針進入硬化漿體表面0.5 mm時可認為水泥達到終凝狀態(tài)。

2)流動度測試時，首先將流動度測試儀放置在透明玻璃板中央，并保證其干凈且位于水平位置；隨后將漿體倒入流動度測試儀中并用刮刀刮平；最后，迅速沿豎直方向提起凈漿流動度測試儀，待漿體在玻璃板上流動30 s之后，量取最大直徑和與其相互垂直方向的直徑，2直徑數(shù)據(jù)平均得到漿體流動度。

1.2.3抗壓強度測試

2　實驗結果與分析

2.1　充填材料成型過程中凝固時間、流動度實驗

充填材料成型過程中的凝固時間和流動度如圖2所示。分析圖2可知：

圖2　充填材料的初凝時間、流動度Fig.2　Initial setting time and fluidity of filling material

1)2種膠凝材料制備的充填材料初凝時間都隨著水灰比的增大而增大；從縱向看，泡沫摻量增大，材料的初凝時間也隨之增加。普通硅酸鹽水泥充填材料膠凝時間在3種泡沫摻量下最小、最大初凝時間分別為7 h和18 h，而硫鋁酸鹽水泥充填材料最小、最大初凝時間分別為3h和6.2h，初凝時間為前者的31%～44%。

2)充填材料成型過程中流動度隨著泡沫摻量的增加而降低，隨水灰比的增加而增大，且普通硅酸鹽水泥的流動度大于硫鋁酸鹽水泥。在泡沫摻量為1倍和2倍時，普通硅酸鹽水泥充填材料流動度隨著水灰比增大而增大的趨勢比泡沫摻量為3倍時明顯。硫鋁酸鹽水泥充填材料的流動度在加入1倍泡沫摻量時，流動度明顯大于加入泡沫摻量為2倍和3倍時的流動度，且泡沫摻量2倍和3倍時的流動度比較接近，即隨著泡沫摻量的增加流動度減小趨勢變小。

2.2　充填材料抗壓強度實驗研究

不同條件下固化泡沫充填材料抗壓強度如圖3所示。由圖3可知：

圖3　不同條件下固化泡沫充填材料抗壓強度Fig.3　Compressive strength of solidified foam filling material under different conditions

1)放置時間和水灰比相同時，2種充填材料的抗壓強度均隨泡沫摻量增加而降低，2種充填材料僅在1倍泡沫摻量時的最大抗壓強度大于2 MPa。

2)水灰比在1∶2～1∶1.4之間，泡沫摻量和放置時間相同時，硫鋁酸鹽水泥泡沫充填材料抗壓強度隨著水灰比的增加而降低，即水灰比為1∶2時的抗壓強度最大。普通水泥泡沫充填材料抗壓強度在泡沫摻量為1倍和泡沫摻量為2倍且放置時間為1 d時，水灰比為1∶1.8時的抗壓強度最大，其他情況下水灰比為1∶2時的抗壓強度最大。

3)在泡沫摻量和水灰比相同時，放置時間由1 d增加到7，28 d時，抗壓強度隨之增加。

4)泡沫摻量、水灰比和放置時間相同時，硫鋁酸鹽水泥泡沫充填材料比普通水泥泡沫充填材料的抗壓強度大。因為普通水泥初凝時間較泡沫的穩(wěn)定時間長，不利于泡沫在膠凝材料中的固泡，易引起發(fā)泡后的漿體塌陷，從而影響后期充填材料的特性。

2.3　充填材料密度

固化泡沫充填材料密度如圖4所示。由圖4可知，隨著水灰比的增大，密度緩慢降低。泡沫摻量越大充填材料密度越小，且在相同泡沫摻量情況下普通水泥泡沫充填材料的密度略小于硫鋁酸鹽水泥充填材料。泡沫的添加，可以大大降低充填材料的密度，其中泡沫摻量為1，2和3倍時，充填材料密度依次為620～782 kg/m3，355～565 kg/m3和276～396 kg/m3，分別是未添加泡沫時材料密度的40%～46%，23%～33%和18%～24%。

圖4　固化泡沫充填材料密度Fig.4　Density of solidified foam filling material

2.4　充填材料內(nèi)部孔結構研究

充填材料失去流動性或者開始凝固時單個泡沫會在膠凝材料中形成密閉孔隙結構。形成充填材料的膠凝材料、水灰比和泡沫摻量不同，其流動性和凝固時間也不相同，因此充填材料內(nèi)部孔結構會存在差異。此外，多孔材料的強度不僅決定于其基體材料的強度，也取決于其孔結構，包括孔隙率、孔尺寸和孔形狀[13-17]。因此，泡沫充填材料作為一種高氣孔含量的材料，對其氣泡率、孔結構和孔隙大小進行實驗研究具有重要意義。

2.4.1充填材料氣泡率

充填材料氣泡率一般用以下公式計算[18]：

(1)

式中：P為材料氣泡率，100%；ρm為充填材料密度，kg/m3；ρ0為純水泥成型后材料密度，kg/m3。

2種充填材料氣泡率比較如圖5所示。

圖5　固化泡沫充填材料氣泡率對比Fig.5　Comparison of bubble ratio of solidified foam filling material

由圖5可知，隨著水灰比的增大，氣泡率大致呈線性關系增加，但增加量不大。氣泡率隨泡沫摻量的增加而增加。泡沫摻量為1倍時，2種水泥形成的充填材料氣泡率均在54%～60%之間，氣泡率相近；在泡沫摻量為2倍和3倍時，普通水泥泡沫充填材料的氣泡率明顯大于硫鋁酸鹽水泥泡沫充填材料。泡沫摻量為2倍時，普通水泥、硫鋁酸鹽水泥泡沫充填材料氣孔率分別為72%～77%，67%～70%；泡沫摻量為3倍時，氣泡率分別為78%～82%和75%～77%。

2.4.2充填材料孔隙結構

分布在充填材料內(nèi)部的泡沫在材料失去流動性之后，固定在所處位置，待泡沫消泡后充填材料內(nèi)部形成封閉泡孔，泡孔按孔徑尺寸分為微孔(孔徑<1 mm)、中孔(孔徑1～3 mm)、大孔(孔徑>3 mm)[19]。將成型材料內(nèi)部刨開選取較平整的部分，用數(shù)碼顯微鏡分析材料內(nèi)部結構，并測量孔徑，孔徑標定時盡可能多的選取較完整的孔結構，標定圓形孔直徑和非圓形孔的最大孔徑。2種水泥充填材料顯微結構如圖6所示，硫鋁酸鹽水泥泡沫充填材料內(nèi)部顯微結構如圖7所示。

圖6　普通水泥泡沫充填材料內(nèi)部顯微結構Fig.6　Internal microstructure of ordinary cement foam filling material

圖7　硫鋁酸鹽水泥泡沫充填材料內(nèi)部顯微結構Fig.7　Internal microstructure of sulphoaluminate cement foam filling material

由圖6和7，對固化泡沫充填材料孔隙形態(tài)分析可知，泡沫摻量越大，材料內(nèi)部孔越不規(guī)則、不均勻。2種固化泡沫充填材料在泡沫摻量為1倍時，材料內(nèi)部能形成規(guī)則、均勻的球形孔，且孔與孔之間相互分離，形成單獨的密閉孔；泡沫摻量為2倍時，材料內(nèi)部也能形成單獨球形孔，但個別孔的孔壁之間相互連通，單孔也不能保持規(guī)則球形；泡沫摻量為3倍時，難以形成單獨、規(guī)則的密閉孔，硫鋁酸鹽水泥泡沫充填材料的微孔結構明顯好于普通水泥泡沫充填材料。此外，隨著水灰比的增大，完整孔數(shù)量減少，串孔數(shù)量增加，材料成型變差。

由圖8，泡孔直徑隨著泡沫摻量增加而增加，泡沫摻量3倍時材料泡孔均為中孔，遠大于泡沫摻量為1倍和2倍時的孔徑；水灰比也是影響材料孔徑的主要因素，水灰比越大孔徑越大；相同泡沫摻量、水灰比時，普通水泥泡沫充填材料的孔徑均大于硫鋁酸鹽水泥泡沫充填材料。

圖8　固化泡沫充填材料孔徑Fig.8　Aperture of solidified foam filling material

原因可能是：泡沫摻量越大，泡沫充填材料凝結能力越差，過多的泡沫使得單個氣泡在膠凝材料中分布密集，氣泡發(fā)生串孔，導致最終形成的發(fā)泡材料孔結構增大；水灰比越大，膠凝時間越長，氣泡增長時間越長，泡孔越大；普通水泥膠凝時間遠大于硫鋁酸鹽水泥，單個泡沫在膠凝材料內(nèi)部隨時間增加其直徑變大，所以其直徑大于硫鋁酸鹽水泥泡沫充填材料。

1.紅磚墻；2.充填料漿；3.充填管；4.巷道頂板；5.巷道底板。圖9　充填空間結構示意Fig.9　Sketch map of filling space structure

3　工程應用

2014年神木哈拉溝煤礦采空區(qū)發(fā)生煤自燃，31403工作面的CO濃度達到1 273×10-6。分析發(fā)現(xiàn)，56號聯(lián)絡巷入口側密閉墻封閉不嚴且周邊煤體破裂，采空區(qū)漏風，從而引發(fā)自燃。本文選擇哈拉溝煤礦31405工作面進行工業(yè)試驗(圖9)，在31405工作面進口側密閉10個聯(lián)絡巷。

聯(lián)絡巷斷面近似長方形，寬5.6 m，高4 m，斷面面積為22.4 m2，充填厚度為2 m，底部覆蓋2 m高的黃土，上部灌注無機固化泡沫充填材料，注漿體積為22.4 m3。測量無機固化泡沫材料充填后距工作面距離25,50,75,100,125 m處采空區(qū)中氧氣濃度。

根據(jù)實驗結果，無機固化泡沫充填材料的最優(yōu)原料及配比選取如下：硫鋁酸鹽水泥為膠凝材料，泡沫摻量為1倍，水灰比1∶2。

圖10為充填無機固化泡沫材料前后采空區(qū)布點位置氧氣濃度變化曲線，填充固化泡沫材料后，采空區(qū)氧氣濃度明顯降低。說明該充填材料可以有效控制聯(lián)絡巷對采空區(qū)的漏風，縮小自燃和蓄熱區(qū)的寬度。所以，無機固化泡沫材料對抑制采空區(qū)煤自燃具有重要作用。

圖10　充填前后采空區(qū)布點位置氧氣濃度 Fig.10　The oxygen concentration of the layout point location before and after filling

圖11為充填后30 d內(nèi)5號聯(lián)絡巷密閉墻周邊圍巖位移量變化曲線，由圖可知，充填后圍巖位移量很小，頂?shù)装逦灰屏亢蛢蓭鸵平糠謩e為19 mm和17 mm，在22 d前后位移量基本穩(wěn)定。表明無機固化泡沫充填材料有足夠的力學強度承受礦山壓力。

圖11　充填后5號聯(lián)絡巷密閉墻周邊圍巖 位移量變化曲線Fig.11　Displacement curve of surrounding rock around sealed wall after filling

4　結論

1)隨著泡沫摻量的增加充填材料初凝時間增加，流動度減小；隨著水灰比的增大初凝時間增加，流動度增大。硫鋁酸鹽充填材料的初凝時間是普通水泥充填材料的31%～44%，且流動度小于前者，可以大大縮短施工周期。

2)硫鋁酸鹽水泥固化泡沫充填材料抗壓強度大于普通水泥固化材料，2種充填材料的抗壓強度均隨泡沫摻量增加而明顯降低。泡沫摻量越大材料密度越小，隨著水灰比的增大，密度減小。泡沫的添加大大降低了充填材料的密度，泡沫摻量為1，2，3倍時，是未添加泡沫時材料密度的40%～46%，23%～33%，18%～24%，可以顯著降低勞動強度。

3)隨著泡沫摻量的增加和水灰比的增大材料氣泡率越大，材料內(nèi)部孔徑變大，孔結構變差、發(fā)生串孔。硫鋁酸鹽固化充填材料在內(nèi)部孔結構方面優(yōu)于普通水泥固化材料。

4)現(xiàn)場應用表明，無機固化泡沫充填材料用于密閉墻可有效控制采空區(qū)煤自燃，且具有較好的力學強度，具有廣闊的應用空間。

[1]彭本信. 煤礦井下可塑性膠泥堵漏風防火[J]. 煤炭科學技術,1986(6): 50-53.

PENG Benxin. Plasticity cement mud air leakage prevention in Coal Mine[J].Coal Science and Technology, 1986(6): 50-53.

[2]吳士坤，呂學強，張光超，等. 密閉墻漏風治理研究[J]. 山東煤炭科技, 2008(4): 117-118.

WU Shikun, LYU Xueqiang, ZHANG Guangchao, et al. Study on air leakage control of airtight wall[J].Shandong Coal Science and Technology, 2008(4): 117-118.

[3]王維，戴廣龍，聶士斌．抑制煤炭自然發(fā)火注漿堵漏材料的性能研究[J]. 中國安全生產(chǎn)科學技術，2014，10 (11): 107-112.

WANG Wei，DAI Guanglong，NIE Shibin．Research on performance of grouting plugging material for inhibition of coal spontaneous combustion[J].Journal of Safety Science and Technology，2014，10(11):107-112．

[4]Qin B T, Lu Y. Experimental research on inorganic solidified foam for sealing air leakage in coal mines[J]. International Journal of Mining Science and Technology, 2013, 23(1): 151-155.

[5]金永飛，李海濤，李波. 大摻量粉煤灰漿液固化密閉充填封堵漏風技術研究[J]. 煤炭技術, 2014(11): 292-294.

JIN Yongfei, LI Haitao, LI Bo. Study of large amount of fly ash slurry curing sealed filling plugging leakage technology[J]. Coal Technology, 2014(11): 292-294.

[6]W. Bichler, L. Simon, Phenolic resin foam for the sealing of loose hanging walls of mines[J]. Fuel and Energy Abstracts, 1996, 37(4): 251.

[7]Uematsu Y, Miyamoto Y, Gavansky E. Effect of Porosity on the Wind Loads on a Hyperbolic Paraboloid Canopy Roof[J]. Civil engineering and construction, 2015, 9(6): 715-726.

[8]蓋廣清，張海波，馬小秋. 摻粉煤灰的陶粒泡沫混凝土承重保溫砌塊研究[J]. 建筑砌塊與砌塊建筑, 2007(1): 17-18.

GAI Guangqing, ZHANG Haibo, MA Xiaoqiu. Study on ceramsite foamed concrete bearing thermal insulation block mixed with fly ash [J].Building Block & Block Construction, 2007(1): 17-18.

[9]Tosun-Feleko Lu K. The effect of C3A content on sulfate durability of Portland limestone cement mortars[J]. Construction and Building Materials, 2012(36): 437-447.

[10]王勝，陳禮儀，汪彥樞，等. 密閉條件下硅酸鹽水泥凝固特性[J]. 成都理工大學學報(自然科學版), 2014(2): 237-242.

WANG Sheng, CHEN Liyi, WANG Yanshu, et al. Solidification characteristics of portland cement under confined conditions[J]. Journal of Chengdu University of Technology(Science & Technology Edition), 2014(2):237-242.

[11]穆元冬. 減水劑對不同鋁酸鹽水泥水化凝結行為的影響[D]. 鄭州：鄭州大學, 2015.

MU Yuandong. Effect of dispersants on hydration and setting behavior of different calcium aluminate cements[D]. Zhengzhou University, 2015.

[12]李茂輝，楊志強，王有團，等. 粉煤灰復合膠凝材料充填體強度與水化機理研究[J]. 中國礦業(yè)大學學報, 2015(4): 650-655.

LI Maohui, YANG Zhiqiang,WANG Youtuan, et al. Experiment study of compressive strength and mechanical property of filling body for fly ash composite cementitious materials[J]. Journal of China University of Mining & Technology, 2015(4): 650-655.

[13]王小萍. 木質(zhì)素磺酸鹽對硅酸鹽水泥凝結時間的影響及其作用機理研究[D]. 廣州：華南理工大學, 2012.

[14]Zhang Z, Qian J. Effect of protogenetic anhydrite on the hydration of cement under different curing temperature[J]. Construction and Building Materials, 2017(142): 417-422.

[15]李高明. 調(diào)凝劑對水泥水化歷程的調(diào)控及作用機理研究[D]. 武漢：武漢理工大學, 2011.

[16]李林香，謝永江，馮仲偉，等. 水泥水化機理及其研究方法[J]. 混凝土, 2011(6): 76-80.

LI Linxiang, XIE Yongjiang, FENG Zhongwei, et al. Cement hydration mechanism and research methods[J]. Concrete, 2011(6): 76-80.

[17]黃天勇. 微量化學外加劑對硅酸鹽水泥強度的影響及作用機理[D]. 北京：中國礦業(yè)大學(北京), 2014.

[18]賀國慶, 洪寶寧, 劉鑫,等. 基于氣泡率的氣泡混凝土密度和強度特性分析[J]. 水利與建筑工程學報, 2014(2):67-70.

HE Guoqing, HONG Baoning, LIU Xin, et al. Analysis on bubble concrete's density and strength characteristics based on bubble rate[J]. Journal of Water Resources and Architectural Engineering, 2014(2):67-70.

[19]楊瑞海，陸文雄. 復合膠凝材料水泥體系水化機理的研究[J]. 新世紀水泥導報, 2007(4): 10-13.

YANG Ruihai, LU Wenxiong. Study on hydration mechanism of composite cementitious material cement system [J]. Cement Guide for New EPoch, 2007(4): 10-13.