抗水化性能（精选6篇）
抗水化性能 篇1
0 引言
AlN材料具有热导率高（理论值：320W·m-1·K-1）、耐腐蚀、耐高温、介电常数小以及热膨胀系数与硅相近(20～500℃，4.6×10-6 K-1)等优异性能，可作为大规模集成电路及大功率器件十分理想的封装及散热材料，同时因其具有优良的高温使用性能在耐火材料领域也得到广泛应用[1,2,3]。然而AlN粉末极易与水反应生成Al(OH)3，材料化学属性发生变化，AlN优良性能减弱甚至消失，同时也给AlN粉末的储存和运输带来不便。另外，AlN粉末易水化性能制约了AlN材料采用水基成型工艺制造AlN陶瓷制品[4]。因此，提高AlN粉末的抗水化性能，对AlN陶瓷的制造及应用具有非常重要的意义。
表面改性是提高AlN粉末抗水化性的有效方法，常见的方法有酸洗、热处理、包裹多元醇及其他有机物包裹[5,6,7]，但未见采用硅油包裹来提高AlN粉末抗水化性的相关报道。本文利用二甲基硅油包裹30μm的AlN粉末，并通过水化pH值和润湿角测定及XRD和SEM分析，探讨了硅油包裹量对AlN粉末抗水化的影响。
1 实验
分别取质量分数为1%、2%、3%和4%二甲基硅油乙酸乙酯溶液100 mL置于干燥的烧杯中，再向烧杯中加入100 g AlN粉末，室温下浸泡24 h，搅拌6 h。将上述混合物分别置于旋转蒸发仪中旋转蒸发至干燥松散状态，即可获得包裹有二甲基硅油的AlN粉末，试样代号分别为1#、2#、3#和4#，原始AlN粉末为0#。
取等量包裹有不同含量二甲基硅油的AlN粉末，一组置于干燥烧杯中并加入适量的蒸馏水，在55℃下用酸度计定时测量p H值。另外，再取少量处理后AlN粉末，用压力机压成圆片并测量其与蒸馏水的接触角。最后通过XRD和SEM分析，研究硅油包裹AlN粉末的抗水化。
2 结果与讨论
2.1 包裹处理后的AlN粉末在水中的稳定性
通常，AlN与水会发生水化反应时会有NH3生成，从而溶液的pH值增加，因此，通过测量溶液的pH值来了解AlN粉末水化情况[8]。
图1为包裹处理后的AlN粉末在55℃水化时的p H值变化，由图可知，二甲基硅油的包裹量不同，溶液pH值变化情况不同。相同水化时间内，随着二甲基硅油包裹量的增加，溶液体系的p H值减小。0#粉末在浸泡2h后，溶液的pH值超过10，而1#、2#、3#粉末在浸泡5 h后溶液的pH值才超过10，并且4#粉末浸泡24 h内的p H值为6.28～7.81。pH值测试结果表明，包裹少量的二甲基硅油可以有效地延缓甚至阻止AlN粉末水化，二甲基硅油的最佳包裹量为4%。
2.2 接触角的变化
将包裹处理后的AlN粉末在50 MPa压力下成型，用润湿角测定仪测量与蒸馏水的润湿角。
图2为在25℃时蒸馏水在AlN粉末压片的润湿角，由图可知，水滴在0#试样上完全铺展，并且在测试过程中发现水滴与压片接触瞬间就渗入其内部，所以可以认为其润湿角为0。然而，包裹有二甲基硅油的试样的润湿角均大于140°，水滴不能润湿压片表面，并且润湿角随着二甲基硅油包裹量的增加而略有增大，这说明二甲基硅油的疏水膜趋于完整。润湿角测试结果表明，二甲基硅油能在AlN颗粒表面形成有效的疏水膜，从而可以明显地抑制其水化。
2.3 XRD及SEM分析
AlN与水会发生水化反应时会有Al(OH)3生成，因此可通过测定AlN粉末水化后的物相来判断其水化程度。
图3为所有试样在55℃水中浸泡24 h后的XRD图谱，由图可知，在0#、1#、2#、3#和4#试样中，Al(OH)3与AlN最高衍射峰强度之比分别为5∶4、1∶1、4∶5、1∶2和0，可以看出随着二甲基硅油包裹量的增加，Al(OH)3的生成量不断减少，当包裹量达到4%时，几乎没有Al(OH)3生成。XRD测试结果说明，随着二甲基硅油包裹量的增加，AlN粉末抗水化性能不断提高，包裹4%二甲基硅油可完全阻止其水化，这与pH值和润湿角的测试结果一致。
图4为原始AlN粉末和包裹4%二甲基硅油的AlN粉末在55℃水中浸泡24 h前后的SEM图片，从图上可以看出，0#试样在浸泡前棱角分明，而且表面非常光滑，然而在浸泡24 h后，棱角消失且表面粗糙，这是由于AlN粉末水化生成Al(OH)3和NH3结果。相比之下，包裹4%二甲基硅油的AlN粉末在浸泡前后并无明显变化，这足以说明二甲基硅油在AlN颗粒上形成了完整的疏水膜，有效地阻止了AlN粉末水化。
4 结论
AlN粉末用二甲基硅油包裹做表面处理大大提高了其抗水化性能，在实验范围内，随着二甲基硅油包裹量的增加，AlN粉末的抗水化性能不断提高，当包裹量达到4%时，可完全阻止AlN粉末水化。
参考文献
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抗水化性能 篇2
1 实验部分
药品采用分析纯的CaCO3和TiO2,陶瓷材料各组分百分含量如表1所示。
将CaCO3与TiO2混合,在球磨机上湿法球磨2h,烘干后,在马弗炉中1000℃下煅烧两得到轻质CaO与TiO2的混合物。将得到的混合物进行造粒,加入一定量的油溶性粘结剂进行造粒后,密封陈腐12h,成型为5mm×40mm的圆片,将所得到的试样在1550℃和1600℃下烧结2h。从室温到250℃采取5℃/min,保温30min后,直接升温到1100℃,升温速率为10℃/min,到1100℃后,采用5℃/min升温到1550℃和1600℃,然后在1550℃和1600℃下烧结2h,得到烧结样品。
采用排煤油法测试试样的密度,用恒温恒湿法进行抗水化性能的测试,采用XRD进行物相分析,用扫描电镜进行材料微观结构的分析。
2 结果与讨论
2.1 CaO的水化机理
CaO在结构上属于NaCl型,钙离子位于氧离子的八面体空隙中,CaO的晶格常数较大,为0.4797nm,而密度仅为3.32g/cm3,相对较小,晶格结构较为疏松,不稳定,易与水发生反应。CaO与水蒸汽发生化学反应的化学方程式如下:
由(2)式可知,当温度为781K时,ΔG=0,此时为临界状态。只要温度<781K,反应向右进行的趋势就不会停止,生成Ca(OH)2,而生成Ca(OH)2的同时伴随着体积的膨胀,从而使CaO耐火材料逐渐崩溃[5]。
CaO的水化过程并不是以恒定的速率进行的,而是在不同的阶段,随着时间的变化有不同的速率。水化反应动力学研究认为,水化反应机理表现为化学反应速度与扩散速度交替进行。因为,在水化反应前期(<1h),由于水化反应层很薄,水蒸汽中的水分子与反应界面接触,因此整个反应速度由化学反应速度控制。随着水化反应进行(1~2h)不断生成产物Ca(OH)2,产物层加厚,水分子必须通过产物层扩散到反应界面才能继续水化,由于扩散路径加长,扩散阻力加大,此时整个水化反应速度由扩散速度控制。水化反应到2h,产物层Ca(OH)2因膨胀粉化而脱落,露出新的CaO表面层,此时水分子又直接与反应界面接触,整个反应又由化学反应速度控制。水化反应到3h,又生成产物层,重复上面的过程[6]。
2.2 理论与XRD物相分析
图1是CaO-TiO2的二元相图,由图1知,在整个系统中,当TiO2含量很低时,TiO2与CaO反应出现液相的温度在1725℃以上,本实验的试验温度为1700℃以下,因此在烧结过程中不会产生大量液相。在1550℃时,TiO2与CaO反应,生成3CaO·2TiO2,生成物的熔点也在1740℃[7],因此,对材料的高温性能没有严重的影响。图2是TiO2与CaO在1550℃下反应后试样的XRD图,可以看出,试样的物相是CaO和Ca3(TiO7),且Ca3(TiO7)峰强并不强烈,整个试样成分以CaO为主,这与根据图1理论分析的结果相符合。
2.3 TiO2对陶瓷烧结密度的影响
实验采用排煤油法测量试样的体积密度。如图3所示。在1550℃时,未添加TiO2的陶瓷体积密度为1.63g/cm3,当加入1%的TiO2后,陶瓷体积密度达到2.74g/cm3,随着TiO2含量的进一步增加,陶瓷密度增加明显。当TiO2含量到达3%以后,随着添加剂含量继续增加,陶瓷密度增加趋势减小,基本趋于稳定。可见,当CaO陶瓷中加入一定量的TiO2时,材料的体积密度会增加;当TiO2含量达到某一个值时,材料的密度将趋于稳定。另外,在1600℃烧结温度下,添加剂的含量对陶瓷密度的影响趋势和在1550℃类似,但陶瓷的密度从1.74g/cm3增长到2.92g/cm3以上。主要原因则是随着温度的提高,晶粒长大,材料结合更为紧密,显气孔率降低。
2.4 TiO2对陶瓷抗水化性能的影响
对于CaO材料,抗水化性能是影响其使用寿命与使用性能最重要的性质。实验中,采用恒湿恒温法测试样品的质量增重,以质量增重率来评价材料的抗水化性能。CaO的水化,实质就是CaO与水发生反应的过程。因此,测试样品的增重率,可以基本反映材料与水反应的程度,由此可以进一步评价材料的抗水化性能。本实验环境温度为50℃,湿度为90%。将试样置于设定的环境中5h,取出后在90℃条件下烘干3h至完全烘干,测试样品的质量,计算得到样品的质量增重率。
由图4可知,没有添加TiO2时,试样的的增重率在30%以上,抗水化性能极差,观察发现试样有明显的膨胀,基本上已经粉化,失去原有的形状。加入TiO2添加剂后,试样的增重率大幅度下降,当添加剂含量增加到3%以后,试样的的增重率都降低到2.5%以下。CaO陶瓷密度与材料的抗水化性能有密切的联系,材料的密度越大,其显气孔率越低,颗粒间接触更为紧密,CaO颗粒与外界接触的面积越小,因此,当遇到水蒸汽时,将使水化反应程度大大降低。同时烧结更为致密的材料,即使发生水化,材料体积也不会严重的膨胀,仍能保持原有的形状。结合图3来看,当添加剂含量为1%时,材料的密度为2.74g/cm3,此时材料水化后,质量的增重率为8.04%;而当添加剂含量增加到3%时,材料的密度为2.88g/cm3,水化后,材料的质量增重率为1.70%,抗水化性能显著提高。可见,密度与材料的抗水化性能联系紧密,但密度不是决定陶瓷抗水化性能的唯一指标。材料中CaO晶粒的大小、气孔的分布方式等,都会影响材料的抗水化性能。
2.5 显微结构分析
图5为纯CaO材料在1550℃烧结后材料的显微结构图,从图可以看出,晶粒大小不一,形状不规整,烧结体密度较低(1.63g/cm3),晶粒之间有较大的空隙,相应增加了水与晶粒的接触面积,使其抗水化能力大大降低。图6是含3%添加剂的试样在1550℃下烧结后的显微结构图,晶粒生长较为均一,颗粒之间连接更为紧密,烧结体更为致密(2.88g/cm3)。
通过XRD与相图分析表明,在1550℃时,TiO2与CaO生成了熔点比CaO稍低的3CaO·2TiO2,使系统在较低温度下出现少量液相,生成的3CaO·2TiO2相存在于主晶相的晶界中,为原子扩散提供了快速迁移途径,从而使得游离的CaO以连续的方式存在,促进了烧结。而且,加入的TiO2能促进CaO晶粒均匀长大,同样降低了陶瓷的显气孔率,从而使得材料的抗水化性能提高。此外,晶粒的进一步长大,使得晶界面积和表面自由能减小,晶粒更加稳定,水化活性更低。因此,TiO2的加入能提高CaO陶瓷的烧结密度,同时也能显著提高陶瓷的抗水化性能。
3 结论
(1)TiO2能促进CaO陶瓷烧结,在烧结过程中,TiO2与CaO生成的Ca3(TiO7)使CaO晶粒以连续的方式存在,能降低陶瓷气孔率,使陶瓷体积密度提高。
(2)TiO2的加入,提高了CaO陶瓷的抗水化性能,随着TiO2添加剂含量的增加,材料抗水化性能不断提高,但是在含量超过3%以后,材料抗水化性能的提高趋势有所下降。
(3)在一定温度范围内,随着烧结温度的提高,CaO晶粒长大,陶瓷烧结密度增加,CaO陶瓷的抗水化性能也显著提高。
参考文献
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抗水化性能 篇3
关键词：水泥,沥青混合料,机理,抗水损害
0前言
针对海南地区一些高速路在建成通车后不久, 短短的几个月时间, 或者2～3年就出现水损害。如何改进沥青混合的抗水损害能力, 以成为海南道路界关注的问题。目前改进沥青混合料抗水损害能力的办法主要有三种:添加消石灰代替一定的矿粉;添加水泥代替一定矿粉;添加抗剥落剂。对于采用消石灰的办法, 一方面由于缺乏消石灰在高速公路上大量使用的技术标准, 消石灰的质量不便于控制;另一方面, 海南地区没有供应消石灰的市场。对于采用抗剥落剂的办法, 一方面由于其造价贵, 另一方面, 抗剥落剂的长期粘附性较差, 加上近来许多专家提出抗剥落剂使用后的短期粘附性也不甚理想。通过水泥改进沥青混合料水损害[1]。
1水泥增强粘结力的作用机理
沥青混合料的水损害是指沥青路面在水存在的条件下, 经受行车荷载和温度胀缩的反复作用, 水分逐步浸入到沥青与集料的界面上, 同时由于水动力的作用, 沥青膜渐渐地从集料表面剥离, 并导致集料之间的粘结力丧失而发生路面破坏的过程[2]。通过水泥改进沥青与集料的粘附性机理如下:由于水泥的pH>12呈强碱性, 而沥青中含有少量羧酸 (carboxylic) 与亚砜 (sulfoxide) , 使沥青呈弱酸性, 所以当水泥均匀分布到沥青混合料中时, 水泥与沥青就会发生反应而生成具有较强吸附性的产物, 这些产物能牢固地粘附在集料表面而不剥落, 由此也就提高了沥青混合料的水稳定性;另一方面能使集料表面活化, 降低集料表面的负电荷, 降低表面能, 而表面能小的集料不与氢键结合, 从而使集料表面更不易被水所浸润, 提高了集料与沥青间抵抗水剥离的能力。
2原材料的性能及级配要求
2.1 原材料检测
2.1.1 沥 青
混合料结合料采用壳牌70#基质沥青, 根据文献[3]中的试验方法对原材料进行检测, 其性能指标检测结果见表1。
2.1.2 集料、矿粉以及水泥
集料为0～3、3～7、7～12、12～16的四档花岗岩。对其各项性能指标的测试结果列于表2～3。矿粉采用石灰岩磨细的矿粉, 水泥采用海南地区秦岭牌P.O42.5, 其各项性能指标满足规范的相关要求。
2.2 混合料级配要求
根据文献5的要求对原材料进行级配设计, 经计算矿料比例为:12～16 mm∶7～12 mm∶3～7 mm∶0～3 mm的矿粉为26%∶27%∶18.2%∶24%∶4.8%, 调整出的级配见表4。
3试验方案和方法
在AC-13C混合料目标配合比确定的基础上, 将水泥以33.3、66.6、4.8%的3种比例等量取代矿粉, 矿料中矿粉含量为4.8%, 则水泥分别占矿料总量的1.6、3.2、4.8%。通过水泥取代矿粉后的最佳油石比, 是在对比组最佳油石比的基础上, 增大油石比变化范围, 再由马歇尔试验结果综合确定[4], 试验结果见表5。在对比组和水泥取代后的AC-13C混合料目标配合比确定后, 按JTJ052-200《公路工程沥青及沥青混合料试验规程》[3]规定的方法分别成型试件进行马歇尔试验、浸水马歇尔试验及冻融劈裂试验。
4试验结果分析
4.1 浸水马歇尔试验检测和分析
水泥部分或全部取代矿料后, 尽管矿料级配未发生改变, 但改变了沥青用量, 也就在一定程度上改变了混合料的内部结构组成。按JTJ052-200《公路工程沥青及沥青混合料试验规程》[3]规定进行AC-13C混合料的马歇尔试验。结果见表5。
从表5看出, AC-13C混合料中的矿粉被水泥取代后, 混合料的体积参数及力学特性均有不同程度的变化。添加一定的水泥, 有使AC混合料的密实度提高、空隙率减小的趋势。水泥取代矿粉后AC-13C混合料的马歇尔稳定度有显著提高。在取代量为3.2%时马歇尔稳定度达到最大值15.53kN, 比未取代的马歇尔稳定度提高了17.3%。随水泥取代矿粉量的增加, 流值逐渐增大, 这表明, 水泥取代矿粉后可能会提高AC混合料的低温抗裂能力, 进而提高混合料的耐水性能。从表5看出, 沥青混合料的浸水残留稳定度随着水泥掺量的增加而逐步提高。当水泥掺量为4.8%时, 出现了残留稳定度大于100%的现象, 这是由于水泥的水化反应随着浸水时间的增加, 而变得充分, 从而增加了整个混合料的强度。
4.2 冻融劈裂试验
对表5中的混合料类型, 分别进行浸水马歇尔实验。实验结果如下表6。
试验结果表明, 添加水泥能明显提高沥青混合料的水稳定性, 并且其冻融劈裂强度比 (TSR) 随着水泥掺量的增加而显著提高, 冻融循环前的劈裂强度则变化不大。然而, 当水泥掺量为4.8%时, 虽然沥青混合料的TSR值最高, 但是它在冻融循环前后的劈裂强度却都下降了, 故这不能说明其水稳定性好。也就是说, 对于提高沥青混合料的抗水损害性能而言, 水泥的掺量存在着最佳值。
另外, 当水泥掺量为0、1.6、3.2、4.8%时, 所测出的沥青混合料的空隙率分别为6.4、7.2、7.4、8.5%。说明, 随着水泥掺量的增加, 沥青混合料的空隙率也较大。这是因为水泥的比表面积较大, 其吸附能力要强于矿粉, 当它的掺量较大时就会吸附大量沥青, 使沥青混合料变干, 变硬, 难以压实, 空隙率变大, 从而导致沥青混合料的粘结力降低, 劈裂强度减小[5]。
5结 语
通过对不同掺量水泥的沥青混合料进行抗水损害性能实验, 说明水泥可以改善沥青与集料的粘附性, 提高沥青混合料的水稳定性。对于海南地区采用AC-13C混合料而言, 建议, 水泥的最佳掺量为其占沥青混合料总质量的2～4%。不同级配混合料的水泥掺量需要通过试验来确定, 一般不能超过5%。 [ID:6673]
参考文献
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抗水化性能 篇4
1 实验内容
①观察硫酸铜去除水藻生物的效果及对水中生物的影响,找出抑制藻类生长的有效剂量。
②通过改变水藻生物的生存环境观察抑制藻类繁殖的情况。
③观察去除水藻生物的硫酸铜有效剂量对水中生物的影响。
2 试验条件
①试验用水取自同一时间的水藻生物原水。
②取十二个100mL烧杯,分为两组,第一组仅加入100mL的天然水;第二组加入100mL天然水,并投入0.025g磷酸二氢钾,并使其完全溶解。
③试验用试剂:硫酸铜为分析纯,磷酸二氢钾为分析纯。
④试验用水藻生物为水塘捞出的新鲜浮萍和藻类。
⑤试验在室外阳光照射下进行。
3 试验方法
①用滴管吸到藻,再滴加到各个烧杯中,尽量保持滴加的藻的量大致相同。静置两天,使藻类适应新的环境。再投放硫酸铜,使各个烧杯中的硫酸铜浓度如表1所示。观察藻类的生长情况。
②先选取如表2的硫酸铜浓度梯度,用天然水配制相应浓度的硫酸铜溶液,分别取100mL到100mL烧杯中,再分别加入8片浮萍。观察浮萍的变化,得出灭藻的最低浓度区间,再在此区间内逐步缩小梯度,以得出更精确的区间。若浮萍的生长情况说明硫酸铜对水生生物的生长有抑制作用,则进行藻类的实验。
4 结果与讨论
①不同浓度的硫酸铜对浮萍的影响
浮萍在含有不同浓度的硫酸铜的烧杯中生长一段时间后,各烧杯中的浮萍生长情况不同,主要表现在数量和水下根系的生长情况的不同,见图1和图2。
从图中可以看出,浮萍数量和水下根系的长度都基本符合1>2>3>4>5,1、2、3中的水呈浅绿色,4中基本透明,而5中因铜离子浓度较高呈淡蓝色,说明了浮萍的生长情况随硫酸铜的浓度的增大而受到抑制,而4、5中的浮萍的基本没有水下根,说明硫酸铜的浓度为15mg/L时,浮萍的生长已明显受到了抑制。因此推断,最低浓度抑制浮萍生长的硫酸铜的浓度应在3、4浓度之间,即在1.5～15mg/L的区间内。
②不同浓度的硫酸铜对藻类生长的影响
藻类在含有不同浓度的硫酸铜的烧杯中的生长的情况也有不同,我们选择水藻进行实验,实验结果见图3—图5。
第一组中水藻生长所有的水取自水塘,第二组则在取自水塘的水中加入了0.025g磷酸二氢钾(含量为0.25mg/L),两组中各烧杯中的硫酸铜含量分别为:1号,0 mg/L;2号,0.5 mg/L;3号,1.0 mg/L;4号,1.5mg/L;5号,2.0 mg/L;6号,2.5 mg/L;7号,0 mg/L;8号,0.5 mg/L;9号,1.0 mg/L;10号,1.5 mg/L;11号,1.5mg/L;12号,2.5 mg/L。由图中观察对比,可以看出。第一组基本都呈浅黄色,而第二组中都呈浅绿色,说明第二组生长比第一组好,原因可能是第二组中加入了磷酸二氢钾,而磷酸二氢钾中含有磷、钾等元素,对藻类的生长起促进作用。
第一组中除了1、2号呈黄绿色,3-6号均为黄色,从1号到6号颜色逐渐变浅变淡,应该是藻类的生长受到了硫酸铜的抑制,而且随硫酸铜的浓度增大而生长受到抑制越明显。
第二组中从7号到12号,藻类的数量依次有所降低,可能是由于铜离子浓度增加所致。
总体来说,硫酸铜对藻类等水生生物的生长有一定的抑制作用,且随铜离子浓度的增加,抑制作用增强。
5 结论
①硫酸铜对浮萍的生长有一定的抑制作用,并随硫酸铜浓度的升高抑制作用越强,最低的抑制浓度范围在1.5mg/L～15mg/L之间。
②硫酸铜对水藻的生长有一定的抑制作用,并随硫酸铜浓度的升高抑制作用越明显,磷酸二氢钾对藻类的生长有一定的促进作用。
6 建议
藻类问题仍然是困扰供水水质的一大难题,通过试验和生产实际应用,采用硫酸铜及改变水的pH值可以达到去除水中藻类,降低甚至消除水腥味的效果。在今后的生产应用中应着手以下工作:
①投加硫酸铜和调节pH值同步进行。藻类的生活环境和水中的pH值有密切的关系,pH值越低,藻类的繁殖越慢。
②严格控制残余铜对水质的影响,在试验中测定水中铜离子的含量并不高,但随着长期的蓄集,就有可能形成铜污染。
③掌握好硫酸铜的投加时机和投加量。应作好水质的监测,控制投加的时间和投加量,做到适时和适量地投加,保证去除效果。
④硫酸铜并不是对所有的藻类都有显著的抑制效果,需要进一步研究硫酸铜对不同藻类的抑制作用。
参考文献
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抗水化性能 篇5
关键词：静水压,爆破,深水,浸泡,施压
装药到起爆的时间在大型水下爆破施工中, 通常需要经历漫长的时间, 该过程短则几个小时, 长则几十个小时, 炸药爆炸的性能一般都会受到静水压力和渗流作用的影响, 因此, 水下爆破的效果会受到较大的影响。随着社会的进步, 乳化炸药也得到了迅速的发展, 其性能与工艺都有了较大的改善, 并且, 已经成为了水下爆破施工在现阶段最为适用的产品。因此研究乳化炸药的抗水性能与抗压性能有利于水下爆破工作的展开。
1 实验背景
乳化炸药是泛指一类用乳化技术制备的使氧化剂盐类水溶液的微滴, 均匀分散在含有分散气泡或空心玻璃微珠等多孔物质的油相连续介质中, 形成一种油包水型 (W/O) 的乳胶状含水工业炸药。乳化炸药是含水炸药的一种。
乳化炸药通常都是由硝酸铵等无机氧化剂盐水溶液和油相燃料组分构成的, 一般不含单质炸药。按照炸药起爆时的灼热核 (热点) 理论, 在该类炸药中均匀分布着的无数微小气泡就成为炸药起爆时的灼热点。亦即在外界起爆冲量的机械能作用下被绝热压缩, 机械能转化为热能, 微小气泡不断加热升温, 在10-3~10-5s的极短时间形成一系列温度高达400~600℃的灼热点, 从而激发炸药爆轰。
为了使炸药中产生灼热点, 获得必要的爆、轰敏感度和足够的爆炸能量, 在敏化工序加入载有气泡的材料如珍珠岩、空心玻璃微珠等, 或者加入亚硝酸钠溶液等与乳化炸药中游离硝酸铵反应以生成细小气泡, 从而调节炸药密度, 起到敏化作用。
乳化炸药以往通常用于矿山开采、隧道掘进等, 乳化炸药在设计方面较少考虑到其水下爆破的实际性能, 炸药在一定深度的水下爆破时, 会有水分渗入其中, 影响其爆破效果, 并且, 在水下, 有静水压的存在, 静水压力强度随着水的深度的增加而增加, 炸药在受到静水压的作用之后, 同样会影响其起爆感度和作功能力。因此, 通常需要明确炸药产品的性能, 明确其在一定水压下的起爆感度等性能指标, 为了使乳化炸药在实际应用中具备较详细的使用效果说明, 需对其在水下爆破的情况进行实验研究, 以便于将其投入到生产中。
目前, 炸药抗水性的测定方法可分为模拟实验测定法和现场实测法。现场实测法:在含水炮孔中或是需要爆破的深水中进行实际装药, 浸泡一定时间 (以现场可能发生的最长浸泡时间为准, 如8h等) 后再引爆, 以拒爆与否和爆破效果好坏来相对评价乳化炸药的抗水性。这种测定方法与实际爆破作业的条件保持一致, 测试结果比较符合客观实际情况;但操作比较麻烦, 万一发生拒爆后, 其盲炮处理不易。现有的模拟实验测定法只能测试乳化炸药浸水前后爆炸性能衰减, 无法测定炸药在水压作用的真实条件下起爆感度和爆炸性能, 而在水下爆破工程中发现现有模拟实验测定法判定能正常起爆的乳化炸药在使用过程中常会发生拒爆现象, 因此, 能够真实测定乳化炸药在一定水压作用下起爆感度和爆炸性能的实验装置亟待被开发出来并加以应用。
2 实验方法
在本次研究中, 在实验室中将乳化炸药进行一定水压下进行模拟深水浸泡, 达到设定时间后起爆受压状态下的乳化炸药, 同时也测定经过模拟深水浸泡后解除水压后的乳化炸药、未经模拟深水浸泡的乳化炸药的性能。对比浸泡前后其性能的改变, 以及研究其对爆炸效果的影响程度, 从而判断出乳化炸药的抗水抗压性能。
2.1 实验原理
水下装药一共受到两种压力: (1) 静水表面的大气压; (2) 静水压力。静水表面的压力会对水下装药的压力产生直接影响, 其中, 水的深度越深, 静水压力就会越大, 要想在水深条件不足的情况下做出深水乳化炸药的抗水抗压实验, 可以通过增加静水表面大气压力的方式来实现, 也可以将压力管直接与炸药管相连接, 以达到直接增压来模拟深水测试的目的, 本文就是利用了最后一种原理来进行实验研究。
2.2 实验装置与炸药的选择
本文中应用到的实验装置操作更加快捷简便, 安装过程也比以往的同类装置更加方便。可以将该装置进行多次反复利用, 本文中对爆炸管进行加压的方式有两种选择: (1) 利用空气压缩机对炸药管进行加压; (2) 利用打气筒对炸药管进行加压。在该实验装置中, 实验具体操作如下:
(1) 将待测试的炸药药卷装进爆炸管中。
(2) 将装有炸药的爆炸管与施加压力的管道进行连接, 在连接过程中, 为确保试验的准确性, 要求爆炸管与管道密闭装接, 形成密闭腔体, 同时引出炸药引线等待后续引爆。
(3) 腔体内注水, 注水量淹没药卷后, 封闭注水口。
(4) 利用加压管对闭腔体进行加压, 腔体内乳化炸药所受到的压力应满足实验要求。
(5) 起爆雷管, 引爆待测试炸药, 并观察在模拟深水压力下, 乳化炸药的性能是否正常。图1展示了该结构装置。
本装置的核心在于雷管之导爆管 (或电雷管脚线) 和爆速探针出口处的密封。
在该实验中, 选用A、B两组炸药。A、B两组炸药有相同的水相配方, 但两组炸药的油相材料不同, 采用化学敏化时敏化剂配方也不同。A组炸药第一种是采用a配方化学敏化的乳化炸药 (记为Aa化学敏化) , 第二种是珍珠岩敏华的乳化炸药 (记为A珍珠岩) , 第三种是玻璃微球敏华的乳化炸药 (记为A玻璃微球) ;B组炸药第一种是采用b配方化学敏化的乳化炸药 (记为Bb化学敏化) , 第二种是珍珠岩敏华的乳化炸药 (记为B珍珠岩) ) , 第三种是玻璃微球敏华的乳化炸药 (记为B玻璃微球) 。这两组炸药的生产工艺是相同的, 具有可比性, 我们选用的式样没有经过任何的防水处理, 且均为32mm的小药卷。
2.3 实验方案
(1) 分别测试未经浸水的两组共六种炸药的爆速, 每个样品测2次取平均值;
(2) 将炸药在压力表表压为0.1MPa、0.2MPa、0.3MPa水压下浸水8h, 取出炸药, 观察炸药变化情况, 分别测定爆速, 每个样品测2次取平均值;
(3) 将炸药在压力表表压为0.1MPa、0.2MPa、0.3MPa水压下浸水8h后, 分别测定两组共六种炸药在上述水压作用下的爆速, 每个样品测2次取平均值。
2.4 实验结果
经过8h浸泡后的乳化炸药, 其包裹炸药的蘸有石蜡牛皮纸有变软现象, 药卷外观基本保持原来形状, 但在药卷两端口的乳化炸药出现较为严重的破乳现象, 破乳炸药厚度约为 (2~4) mm左右。
在浸水时间相同的条件下, 两组炸药在静水压力作用下的爆炸性能具有相同特点。对其施加的压力越大, 其爆破性能下降越快, 对其施加的压力越小, 其爆破性能下降越慢。依据实验中的推理, 本文中主要运用对炸药腔体进行施压的方式来模拟乳化炸药在深水环境中的爆破效果, 因此, 在此实验研究中, 对腔体施加的压力越大, 可代表在实际现场爆破过程中, 水的深度越深, 这就可以说明, 在实际现场爆破的过程中, 乳化炸药的性能会随着水的深度的增加而降低。两组六种炸药的测定结果见表1。
3 结论与分析
(1) 由于化学敏化的乳化炸药中微气泡受压逃逸、珍珠岩/玻璃微球受压破裂导致乳化炸药密度增大, 乳化炸药在深水压力作用下, 由于受到压力的作用, 其爆速、起爆感度明显下降;
(2) 玻璃微球敏化的乳化炸药有较好的抗水压性能;
(3) 因乳化炸药所采用的油相材料不同、化学敏化配方不同, 化学敏化的乳化炸药有不同的抗水压性能;
(4) 浸水受到较大压力后取出能正常起爆的化学敏化的乳化炸药在浸水带压时有可能拒爆;浸水受压后取出乳化炸药进行测试存在误判的可能;原因是解除压力后炸药中原有气泡变大、炸药密度变小, 提高了炸药的起爆感度;
(5) 珍珠岩的抗压性能差于玻璃微球, 珍珠岩敏化的乳化炸药抗水压性能劣于玻璃微球敏化的乳化炸药。
参考文献
[1]赵根, 季荣, 郑晓宁, 等.乳化炸药水中爆炸冲击波传播规律试验研究[J].爆破, 2011, 28 (2) :1~4.
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抗水化性能 篇6
本研究制备了整体防水混凝土试件,其中,有机硅防水剂的掺量分别为0%、2%和4%(相对于水泥的质量分数),通过模拟水冻环境下和除冰盐及近海环境下的冻融试验,从混凝土试件的相对动弹模量和质量损失率的变化情况,研究内掺有机硅防水剂的整体防水混凝土的抗冻性能,为实际工程中防水混凝土的应用提供合理的理论支持。
1 实验部分
1.1 原材料与配合比
防水剂:德国某公司提供的有机硅防水剂Protectosil MH50,主要技术指标和特点见表1;混凝土:水灰比为0.5,有机硅防水剂的掺量分别为0%、2%和4%(需加的水量中要扣除掺加的有机硅防水剂中的含水量,以保证同组对比试验试件的水灰比相同)。同时,为了与内掺有机硅防水剂的混凝土对比,每组均配制了未掺任何防水剂的普通混凝土。试验用配合比如表2所示。
kg/m3
1.2 试件制备
根据GB/T 50082—2009《普通混凝土长期性能和耐久性试验方法》中的抗冻性试验,制备尺寸为100 mm×100 mm×400 mm的试件。为了防止脱模剂对试件抗冻性产生影响,在浇筑试件时不使用脱模剂。同时由于有机硅防水剂的存在,减缓了水泥的水化速率,导致试件强度增加缓慢,故在试件成型48 h后再脱模,然后放入标准养护室中养护[温度(20±3)℃,相对湿度大于90%],达到养护龄期后,将试件从养护室中取出,待试件饱水或饱盐后分别进行抗水冻试验和抗盐冻试验[4,5]。
1.3 试验方法
本实验采用TDR-3型全自动混凝土快速冻融设备,仪器的参数设置满足GB/T 50082—2009的相关规定。将达到养护龄期的混凝土试件从养护室中取出,分别放在清水和3%的NaCl溶液中饱水饱盐,然后分别按照规范中抗冻试验的相关规定,进行水冻和盐冻试验。在冻融循环次数为0、25、50、75、100次时取出试件,测量其横向基频,测量前应先将试件表面的浮渣清洗干净并擦干表面水分,检查其外部损伤并称量试件的质量,待测试完毕后再放入冻融箱内继续冻融试验[4,5]。
2 结果与分析
2.1 水冻试验结果与分析
2.1.1 内掺有机硅防水剂混凝土试件的质量损失率变化
在冻融环境中,由于膨胀应力的作用,混凝土试件表面易发生剥落。图1为冻融循环100次时,不同有机硅防水剂掺量混凝土试件表面的剥落情况,可以看出,随着有机硅防水剂掺量的增加,混凝土试件表面剥落变得严重。
图2为不同冻融循环后混凝土试件的质量损失率变化曲线。当冻融循环次数为100次时,B、B2和B4的质量损失率分别为0.43%、0.52%和0.64%,其中内掺有机硅防水剂的混凝土试件较未经防水处理的混凝土试件的质量损失率大,并且随着有机硅防水剂掺量的增加,其质量损失率增大。这是由于有机硅防水剂的存在减缓了水泥水化反应的速率[6],水化产物减少,导致内掺有机硅防水剂的混凝土试件整体力学性能下降,在冻融膨胀应力作用下表面剥落严重。
2.1.2 内掺有机硅防水剂混凝土试件的相对动弹模量变化
图3为不同有机硅防水剂掺量的混凝土试件,在不同水冻融循环后相对动弹模量的变化曲线。假定0次冻融循环混凝土试件的相对动弹模量为100,经过100次冻融循环后,B、B2、B4的相对动弹模量分别降为60.43、48.33和12.13。可以看出,随着冻融循环次数的增加,混凝土试件的相对动弹模量均呈下降趋势。同时,对比不同有机硅防水剂掺量混凝土试件的相对动弹模量曲线可知,内掺有机硅防水剂混凝土试件的抗冻性较空白试件的抗冻性差,并且随着有机硅防水剂掺量的增加,混凝土试件劣化变快,抗冻性变差。
2.2 盐冻试验结果与分析
2.2.1 内掺有机硅防水剂混凝土试件的质量损失率变化
将不同有机硅防水剂掺量的混凝土试件进行抗盐冻融循环试验,在不同冻融循环次数下混凝土试件的质量损失曲线和表面剥落情况,见图4和图5。对比水冻试验数据可知,盐冻试验由于盐的存在,混凝土试件内部渗透压更大、饱和度更高、结冰压更大,加剧了受冻破坏程度,导致其结构损伤更加严重[7]。
当冻融循环次数为100次时,B、B2和B4的质量损失率分别为0.46%、0.73%和0.92%。可以看出,在盐冻环境中,随着有机硅防水剂掺量的增加,混凝土试件的表面剥落同样会变严重。
2.2.2 内掺有机硅防水剂混凝土试件的相对动弹模量变化
图6为不同有机硅防水剂掺量的混凝土试件,在不同盐冻融循环后的相对动弹模量变化曲线。假定0次冻融循环时,各混凝土试件的相对动弹模量为100,经过100次冻融循环后,B、B2和B4的相对动弹模量分别降为64.63、53.25和38.72。由此可知,在盐冻环境下,经有机硅防水剂处理的混凝土试件的抗冻性能较空白混凝土试件的差,并且随着有机硅防水剂掺量的增加,混凝土试件的相对动弹模量下降幅度增大。
2.3 小结
造成内掺有机硅防水剂混凝土试件抗水冻、抗盐冻性差的主要原因是,有机硅防水剂的存在导致水泥水化速率减缓,混凝土试件的整体力学性能降低,在水冻和盐冻环境中受冻融膨胀应力的作用,试件提前发生冻融损伤破坏。
3 结论
根据本研究的试验结果可得出如下结论:1)在水冻、盐冻环境下,内掺有机硅防水剂制备的整体防水混凝土的抗冻性较未经防水处理的混凝土试件差,并且随着有机硅防水剂掺量的增加,其相对动弹模量下降幅度变大;2)在水冻、盐冻环境下,随着冻融循环次数的增加,混凝土试件的质量损失率增大;并且内掺有机硅防水剂混凝土试件的质量损失率,较未经防水处理的混凝土试件的大。这是由于整体防水混凝土中,有机硅防水剂的存在减缓了水泥的水化反应,水泥水化产物减少,导致混凝土试件的整体力学性能下降,在冻融膨胀应力的作用下提前发生冻融损伤破坏。
综上所述,由于掺加有机硅防水剂制备的整体防水混凝土的抗冻性较差,在实际工程应用中,若处于冻融环境,对于新建建筑,应在保证混凝土结构具有较好防水性的同时,适当减小其水灰比、降低有机硅防水剂的掺入量,使其具有满足工程要求的抗冻性能;对于已有的内掺有机硅防水剂制备的整体防水混凝土结构,应对其进行维护,防止发生冻融损伤破坏。
参考文献
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