Molecular dynamics simulation of the effect of SDS / SDBS on the wettability of anthracite
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摘要:
为了探究阴离子表面活性剂在煤矿除尘中的微观作用机理，采用分子动力学模拟方法，选取2种常用阴离子表面活性剂十二烷基硫酸钠(SDS)与十二烷基苯磺酸钠(SDBS)，研究其对无烟煤润湿性的影响。计算了表面活性剂–无烟煤吸附体系的表面粗糙度和相互作用能，分析了水–表面活性剂–无烟煤体系的相对浓度分布、径向分布函数(RDF)等系列性质，深入探讨无烟煤润湿性改变的微观原因。结果表明：阴离子表面活性剂在无烟煤上的吸附有2种方式，头基团朝向无烟煤表面的吸附与朝向液相的吸附；这种吸附是物理吸附，且范德华相互作用在吸附过程中起主导作用；SDBS中苯环的存在导致其更紧密的吸附在无烟煤表面，吸附构型更稳定。RDF与配位数结果进一步表明，在无烟煤表面酮基附近SDS与SDBS疏水能力相近；在羟基附近SDBS疏水能力强于SDS，这是SDBS吸附后无烟煤疏水性更强、润湿性改变程度更大的主要原因；苯环在无烟煤润湿性改变中起重要作用。这为煤矿除尘中表面活性剂的选取，提供了一定的依据，丰富和发展了无烟煤润湿性基础理论。对这2种阴离子表面活性剂的吸附行为和润湿性变化的分子动力学模拟评价与已有试验数据吻合较好。
Abstract:In order to explore the microscopic mechanism of anionic surfactants in coal mine dust removal. Using molecular dynamics simulation methods, two commonly used anionic surfactants, sodium dodecyl sulfate (SDS) and sodium dodecylbenzene sulfonate (SDBS), were selected to study their effects on the wettability of anthracite. The surface roughness and interaction energy of the surfactant anthracite adsorption system were calculated. The relative concentration distribution and radial distribution function (RDF) of the water surfactant anthracite system were analyzed. The microscopic reasons for the wettability change of anthracite were discussed.The results show that there are two ways of adsorption of anionic surfactants on anthracite, the adsorption of the head group toward the surface of the anthracite and the adsorption toward the liquid phase; this adsorption is physical adsorption, and van der Waals interaction plays a leading role in the adsorption process; The presence of benzene ring in SDBS leads to tighter adsorption on the surface of anthracite, and the adsorption configuration is more stable. The results of RDF and coordination number further show that the hydrophobicity of SDS near the ketone group of anthracite is similar to that of SDBS; the hydrophobicity of SDBS near the hydroxyl group is stronger than that of SDS, which is the main reason for the stronger hydrophobicity and greater wettability change of anthracite after adsorption by SDBS; Benzene ring plays an important role in the change of wettability of anthracite. This provides a certain basis for the selection of surfactants in coal mine dust removal. The basic theory of wettability of anthracite has been enriched and developed. The molecular dynamics simulation evaluation of the adsorption behavior and wettability changes of these two anionic surfactants is in good agreement with the existing experimental data.
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0. 引 言
钻爆法是我国岩石井巷施工的主要方法之一[1]，在岩巷钻爆法施工中，掏槽爆破效果是重要的影响因素[2-3]。巷道掘进爆破时，由于只有一个自由面，四周岩石夹制力很大，爆破条件困难[4-5]。掏槽的作用是形成槽腔，既为后续炮孔爆破创造自由面又为岩石破碎提供补偿空间，但是影响掏槽爆破的因素较多，各因素之间相互影响、相互制约[6-7]。现有掏槽方式主要可分为直眼掏槽和斜眼掏槽[8-9]，国内外学者在这2种掏槽方式的基础上又提出了准直眼掏槽[9]、分层分段直眼掏槽[10]、复式掏槽[11]、螺旋掏槽[12]、“准楔形复式+超深”掏槽[12]、“二阶二段”掏槽[11]和孔内分段掏槽等多种掏槽方式[13-15]，并分析研究了各自所提出的掏槽方式的优劣。总体来说，每种掏槽方式都有其适应范围；从主观因素分析，具体要根据现场的施工条件、掏槽方式的实施难易程度以及工人的接受度进行综合评判选用何种掏槽方式；从客观因素分析，要根据岩石性质、炸药性能等因素选择掏槽方式。
我国过去竖井中深孔爆破常用的直眼掏槽方式是二阶或三阶筒形掏槽，掏槽孔由内向外逐级加深，部分研究机构对二阶槽孔同深与二阶槽孔不同深的情况进行了对比试验研究，研究结果显示二阶槽孔同深的槽腔体积增大，炮眼利用率明显提高[16-19]。李启月等[20]对比了天井方形布孔与圆形布孔爆破效果，方形布孔爆破时角孔对岩石的夹制作用大，圆形布孔时角孔的夹制作用明显降低了。张宪堂等[21]分析了不同中空孔直径下掏槽爆破模型碎块块度分布、平均粒径，通过分形维数表征碎块分形特征，量化分析了碎块破碎程度，适宜的空孔直径能够有效利用空孔效应。皇新宇等[22]对不同地应力条件下四孔掏槽爆破破岩机理进行数值模拟研究，研究表明设置空孔能够对爆炸应力波产生导向作用，促进炮孔间损伤裂纹的贯穿和发育，改善掏槽爆破破岩效果。
在竖井爆破的施工中，由于钻凿设备与施工条件的限制，使用炸药掏槽爆破所产生的破碎岩石常常抛掷过高，容易崩坏吊盘等凿井设备；同时炸药种类繁多，炸药性能的差异对掏槽爆破效果的影响也较大。而且近年来国家将安全形势的把控提升到了新的高度，对炸药的管控越来越严格，影响部分井巷工程的施工进度。笔者长期从事二氧化碳爆破技术的研究，考虑炸药在竖井掏槽爆破中的不利影响因素，结合二氧化碳爆破的特点，提出了煤矿竖井二氧化碳“二阶二段”筒形掏槽爆破技术，并进行现场工程应用研究。
1. 二氧化碳爆破原理
1.1 二氧化碳爆破器的工作原理
在二氧化碳爆破器的储液管内充装液态二氧化碳，启动加热装置产生热量，使储液管内液态二氧化碳瞬间气化，体积膨胀约600倍，压力急剧升高，当管内压力达到定压剪切片的极限强度时，高压气体冲破定压剪切片，从泄能端预设的孔口喷出，利用瞬间产生的强大推力，沿自然裂隙或爆生裂隙冲破物料，从而达到致裂（爆破）的目的[23]。
1.2 二氧化碳爆破器的结构
二氧化碳爆破器由充装头、加热装置、储液管、密封垫、定压剪切片和泄能头组成，爆破器整体呈管状。结构如图1所示。
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图 1 二氧化碳爆破器结构示意1—充装头；2—发热装置；3—储液管；4—密封垫；5—爆破片；6—泄能头Figure 1. Schematic of the structure of the carbon dioxide图1中的泄能头是二氧化碳爆破器的泄能位置，在爆破瞬间，高能高压的二氧化碳气体从泄能头的泄能口喷出。煤炭科学技术研究院有限公司（以下简称“煤科院”）研制的MZL200-57/1500型号二氧化碳爆破器，管径57 mm，储液管长度1300 mm，爆破器总长度1500 mm，液态二氧化碳额定充装量1500 g，额定爆破压力为200 MPa。
2. “二阶二段”筒形掏槽方式
“二阶二段”是从“时空”2个维度对掏槽形式的一种描述，将掏槽区岩石分成不同深浅的2个台阶，掏槽孔的爆破顺序分成2个段别。“二阶二段”筒形掏槽充分结合了“二阶二段”和筒形掏槽的各自优点，将掏槽孔布置成内外两圈直径不同的双圆筒形状；在掏槽圈的中心布置1个空孔，为直孔（下文简称“中心孔”）；一阶掏槽孔（下文简称“一阶孔”）在内圈，布置3个；二阶掏槽孔（下文简称“二阶孔”）在外圈，布置6个；一阶孔和二阶孔统一向中心孔倾斜一定的角度，所形成圆筒的顶面积大，底面积小；一阶孔先爆破，二阶孔后爆破。布置方式如图2所示。
图2a中，1为中心空孔，2～4孔为一阶孔，5～10孔为二阶孔。掏槽孔与自由面之间存在一定的夹角，一阶孔倾斜角度为α=70°～80°，孔底距a；二阶孔倾斜角度为β=75°～85°，孔底距b；一阶孔与二阶孔在自由面上的夹角均为30°；中心孔与工作面垂直。一阶孔的深度为二阶孔深度的2/3。
“二阶二段”筒形掏槽方式的核心思想是利用中心孔为一阶掏槽爆破提供弱自由面和空间补偿效应，由于一阶孔的深度较浅，容易形成槽腔；一阶孔爆破后为二阶孔爆破提供了2个新自由面，即一阶孔爆破后所形成的槽腔底面和侧面，2个新自由面和原有自由面一起为二阶孔爆破提供了3个自由面，更有利于提高掏槽爆破的效率；一阶孔爆破后会在掏槽区域形成粉碎区和裂隙区，增加了掏槽区的岩石损伤程度，其裂隙区所形成的部分裂纹扩展到二阶孔的周边，甚至贯通二阶孔，为二阶孔的爆破提供了有利条件，以提高爆破进尺；一阶和二阶孔成筒形布置，应力波和爆生气体在筒形中心区域叠加,有利于提高中心区域的岩石损伤程度，在相同布孔数量的前提下可以增加掏槽腔的体积。
3. “二阶二段”筒形掏槽槽腔形成分析
图3为“二阶二段”筒形掏槽槽腔模型，A为一阶孔的自由面，D为二阶孔的自由面，A与D重叠，B为一阶孔的槽底面，E为二阶孔的槽底面，C为一阶孔所形成的筒形的侧面，F为二阶孔所形成的筒形的侧面。
二氧化碳爆破过程主要利用瞬间产生的气体的强大推力，沿自然裂隙或爆生裂隙冲破物料，从而达到致裂（爆破）的目的，类似于炸药爆破的静作用，故主要考虑二氧化碳气体的静作用分析“二阶二段”筒形掏槽槽腔的形成过程。
假设在爆破作用下，爆生气体的静作用主要作用于槽腔周围岩石之间产生破裂[9-11]，因此，C和F受剪切破坏，B和E受拉伸破坏，符合 Mohr- Coulomb 准则。
C面所受的剪切阻力为
$$ {Q}_{{\rm{C}}}=(c+{\sigma }_{1}\tan \; \varphi ){(r}_{1}+{r}_{2})\pi l\sin \; \alpha $$ (1) F面所受的剪切阻力为
$$ {Q}_{{\rm{F}}}=(c+{\mathrm{\sigma }}_{1}\mathrm{t}\mathrm{a}\mathrm{n}\;{\varphi }){({R}}_{1}+{{R}}_{2})\text{π} {L}\mathrm{s}\mathrm{i}\mathrm{n}\; \beta $$ (2) 式中：c，φ分别为岩石的黏聚力和内摩擦角；σ1为该面上的正应力，且
${\sigma }_{1}=\dfrac{1+\mu }{\mu }{\sigma }_{2}$ ，$ \mu $ 为岩石泊松比，σ2为该面的法向应力。R1为D面的半径，R2为E面的半径，r1为A面的半径，r2为B面的半径；L为二阶孔的深度，l为一阶孔的深度。B面所受的抗拉阻力为
$$ {T}_{{{{\rm{B}}}}}={\pi }{\mathrm{r}}_{1}{\mathrm{\sigma }}_{\mathrm{t}} $$ (3) E面所受的抗拉阻力为
$$ {T}_{{{{\rm{E}}}}}=\pi {R}_{1}{\sigma }_{{\rm{t}}} $$ (4) 式中：
${\sigma }_{{\rm{t}}}$ 为岩石的抗拉强度。在最小抵抗线方向上的剪切总阻力Q为
$$ Q={Q}_{{\rm{C}}} \sin \; \alpha +{Q}_{{\rm{F}}}\sin \; \beta +{T}_{{\rm{B}}}{+T}_{{\rm{E}}} $$ (5) 掏槽的动力来自于二氧化碳爆破产生的高压二氧化碳气体，假设按照等熵计算掏槽孔内的二氧化碳气体压力，其大小与二氧化碳爆破器的泄放压力P0,掏槽孔直径dh，二氧化碳爆破器的管径dc有关。单个掏槽孔孔壁上的静压力P[4]：
$$ P={P}_{0}{\left(\frac{{d}_{{\rm{h}}}}{{d}_{{\rm{c}}}}\right)}^{2n} $$ (6) 式中：n为等熵指数，且n=3。
每个掏槽孔在二氧化碳爆破器泄能头范围内所受的静压力
${P}_{{\rm{L}}}$ ：$$ {P}_{{\rm{L}}}=P{{L}_{{\rm{c}}}d}_{{\rm{c}}} $$ (7) 式中：
${L}_{{\rm{c}}}$ 为二氧化碳爆破器泄能段的长度。二阶掏槽区的9个掏槽孔内的静压力在中心方向上产生的合力F为
$$ F=9{P}_{{\rm{L}}}\cos \; \beta =9P{{L}_{{\rm{c}}}d}_{{\rm{c}}}\cos \; \beta $$ (8) 槽腔岩石在二氧化碳爆生气体的静作用下抛离槽腔需达到极限平衡，必须满足：
$$ F \geqslant Q $$ (9) 由式(3)和（4）可知，岩石的抗拉阻力与其抗拉强度有关，在“二阶二段”筒形掏槽中，为中心孔提供弱自由面，一阶孔先于二阶孔爆破，为后续二阶孔爆破增加了2个新自由面；与此同时对槽腔底部岩石造成破坏较大，极大降低了掏槽底部岩石的抗拉强度，所以“二阶二段”筒形掏槽抗拉阻力更小。因此，在掏槽动力相同的情况下，“二阶二段”筒形掏槽阻力更低，有利于爆破成腔。
4. 应用案例分析
基于二氧化碳爆破技术的“二阶二段”筒形掏槽是一种新的掏槽爆破形式，为验证该掏槽爆破方式的效果。选择位于内蒙古鄂尔多斯的某矿，在其竖风井掘进过程中，应用二氧化碳爆破技术开展“二阶二段”筒形掏槽爆破。
4.1 工程概况
内蒙古鄂尔多斯某矿竖风井设计为圆形断面，直径为7 m，井深235 m；岩性以中−细砂岩为主。矿井原先采用炸药爆破掘进，但是经常崩坏装岩用的微型挖掘机以及矿岩提升设备，同时受多种因素影响，导致井筒掘进严重受影响。现场岩石力学参数见表1。
表 1 砂岩力学参数Table 1. Physical-mechanics parameters of sand rock岩石类型 密度/(kg·m−3) 泊松比 抗拉强度/
MPa抗压强度/
MPa抗剪强度/
MPa中−细砂岩 2800 0.3 15 90 30 针对该矿竖风井掘进炸药受限和设备受损的情况，矿井决定采用二氧化碳爆破器先进行掏槽爆破，然后再使用风镐等工程机械施工，可大幅加快掘进进度。为验证二氧化碳掏槽爆破的适用性，将二氧化碳掏槽爆破和炸药掏槽爆破进行对比。
4.2 炸药直眼筒形掏槽爆破
该矿原先使用炸药实施直眼筒形掏槽爆破，施工掏槽孔10个，如图4所示。中心布置1个空孔作为补偿空间，孔深1200 mm，孔径50 mm；周边布置9个爆破孔呈筒形，爆破孔之间的夹角为30°，形成的掏槽圈半径为900 mm，孔深1200 mm，孔径50 mm，装药长度700 mm，堵塞长度500 mm；采用煤矿许用二级乳化炸药，药卷直径40 mm，药卷质量300 g/支，药卷长度180 mm/支，装药量10 kg。掏槽爆破统计数据见表2。
表 2 直眼筒形掏槽爆破统计Table 2. Statistics of straight - eye barrel cut blasting日期 掏槽孔数量 掏槽孔深度/m 循环进尺/m 炮孔利用率/% 掏槽腔体积/m3 炸药单耗量/（kg·m−3） 装药量/kg 掏槽方式 2021−09−21 10 1.2 0.92 76.7 1.74 5.75 10 直眼筒形掏槽 2021−09−22 10 1.2 1.0 83.3 1.90 5.26 10 直眼筒形掏槽 2021−09−23 10 1.2 0.95 79.2 1.81 5.52 10 直眼筒形掏槽 2021−09−24 10 1.2 0.98 81.7 1.86 5.38 10 直眼筒形掏槽 2021−09−25 10 1.2 0.89 74.2 1.69 5.92 10 直眼筒形掏槽 4.3 二氧化碳“二阶二段”筒形掏槽爆破工程应用
采用煤科院研制的MZL200-57/1500型号的二氧化碳爆破器开展掏槽爆破，爆破压力200 MPa。“二阶二段”筒形掏槽爆破孔布置如图2所示。其中，一阶孔布置3个，3个爆破孔在自由面上形成的掏槽圈半径r=700 mm，爆破孔深h=700 mm，爆破孔与自由面的夹角α=75°，爆破孔径65 mm。二阶孔布置6个，6个爆破孔在自由面上形成的掏槽圈半径R=900 mm，爆破孔深H=1200 mm，爆破孔与自由面的夹角α=80°，爆破孔径65 mm。中心孔深与二阶孔深均为1000 mm，孔径均为65 mm。
在地面车间完成二氧化碳爆破器的充装作业，将爆破器吊装到竖井的掘进工作面，依次将爆破器装入钻孔，然后采用串联方式将一阶和二阶爆破器分开连接，两个“段别”的爆破器连接线分别接入延时发爆器，二氧化碳爆破器在井筒的安装如图5所示。
起爆后，在设计的掏槽圈内形成深600～800 mm，直径约800～1200 mm的深坑，坑底及周围明显有较大裂缝，岩石被爆开，达到了掏槽目的，爆破后现场效果如图6所示。
单次爆破具有一定的偶然性，为验证二氧化碳“二阶二段”筒形掏槽爆破的效果，在2022−03−15—2022−03−19连续5个班不间断进行掏槽爆破；具体参数及效果见表3。
表 3 二氧化碳“二阶二段”筒形掏槽爆破统计Table 3. Statistical of carbon dioxide “two-step” barrel cut blasting日期 掏槽孔数量 一阶掏槽孔深度/m 二阶掏槽孔深度/m 循环进尺/m 炮孔利用率/% 掏槽腔体积/m3 掏槽方式 2022−03−15 10 0.7 1.2 0.86 71.7 1.73 “二阶二段”筒形掏槽 2022−03−16 10 0.7 1.2 0.93 77.5 1.86 “二阶二段”筒形掏槽 2022−03−17 10 0.7 1.2 0.88 73.3 1.76 “二阶二段”筒形掏槽 2022−03−18 10 0.7 1.2 0.95 79.2 1.91 “二阶二段”筒形掏槽 2022−03−19 10 0.7 1.2 0.92 76.7 1.83 “二阶二段”筒形掏槽 4.4 结果分析
通过对比上述数据，炸药直眼筒形掏槽爆破和二氧化碳“二阶二段”筒形掏槽爆破所布置的掏槽孔数量相同，最大孔深也相同，但是二氧化碳掏槽爆破的“一阶”掏槽孔深度仅为0.7 m，因此二氧化爆破“二阶二段”筒形掏槽爆破所施工炮孔总深度小于炸药直眼筒形掏槽爆破。取2种掏槽方式爆破后的循环进尺、炮孔利用率和掏槽腔体积的平均值进行对比，见表4。
表 4 两种掏槽爆破方式爆破效果对比Table 4. Comparison of blasting effect of two cut blasting methods爆破方式 掏槽形式 循环
进尺/m炮孔
利用率/%掏槽腔
体积/m3炸药爆破 直眼筒形掏槽 0.948 79.02 1.8 二氧化碳爆破 “二阶二段”筒形掏槽 0.908 75.68 1.818 炸药直眼筒形掏槽爆破的循环进尺平均值为0.948 m；炮孔利用率的平均值为79.02%；掏槽腔体积平均值为1.8 m3；而二氧化碳“二阶二段”筒形掏槽爆破的循环进尺平均值为0.908 m，炮孔利用率的平均值为75.68%，掏槽腔体积平均值为1.818 m3。两种爆破方式的循环进尺平均值相差0.04 m，炮孔利用率的平均值相差3.34%，掏槽腔体积平均值相差0.018 m3；由此可见，两种掏槽方式3项爆后效果指标相差并不大，主要原因是炸药爆破在钻孔内的装药段是全深度作用；而二氧化碳爆破时高能高压的二氧化碳气体从泄能孔释放，仅在炮孔底部的一小段作用，对于岩石的破坏作用低于炸药，但是“二阶二段”筒形掏槽爆破的布孔方式具有优势，一阶浅孔爆破后为二阶深孔爆破提供了自由面，优化了二氧化碳掏槽爆破的作用形式。
5. 结 论
1）“二阶二段”筒形掏槽的布孔方式更加先进，中心孔为爆破孔提供弱自由面和补偿空间，一阶孔和二阶孔形成内外两圈的双筒形，深浅结合、分段爆破，内圈浅孔先爆破，外圈深孔后爆破，降低了二阶爆破时岩石的夹制力，有利于掏槽成腔，提升爆破效果。
2）理论分析了“二阶二段”筒形掏槽槽腔的形成机制，推导了掏槽爆破的剪切阻力公式和爆破成腔的动力公式，确定了槽腔岩石在二氧化碳爆生气体的静作用下抛离槽腔所需要满足的基本条件。
3）对比了炸药直眼掏槽爆破和二氧化碳“二阶二段”筒形掏槽爆破，2种掏槽方式的掏槽孔施工数量相等，但是前者的掏槽孔施工总深度要大于后者，两者在循环进尺、炮孔利用率和掏槽腔体积3项爆后效果考察指标的差值较小，但“二阶二段”筒形掏槽爆破的布孔方式更具优势。
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图 2 晋城无烟煤分子结构和3D结构模型
Figure 2. Molecular structure and 3D structure model of Jincheng Anthracite
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图 4 无烟煤体系的初始和最终吸附构型
Figure 4. Initial and final adsorption configurations of anthracite system
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图 5 最终吸附构型的侧视图与俯视图
Figure 5. Side view and top view of final adsorption configurations
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图 6 水–SDS–无烟煤体系的初始和平衡构型
Figure 6. Initial and equilibrium configurations of water-SD S-anthracite system
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图 7 不同体系沿Z轴相对浓度分布
Figure 7. Relative concentration distribution of different systems along z-axis
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图 8 OC(无烟煤表面氧原子)与OW(水分子中氧原子)之间径向分布函数
Figure 8. Radial distribution function between OC (oxygen atom on anthracite surface) and OW (oxygen atom in water molecule)
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图 9 OK(煤表面酮基)、OH(煤表面羟基)与Ow之间径向分布函数
Figure 9. Radial distribution functions of OK (coal surface ketone group), OH (coal surface hydroxyl group) and Ow
表 1 表面活性剂与无烟煤之间相互作用能
Table 1 Interaction energy between surfactant and anthracite
体系 EV/(kJ·mol−1) EL/(kJ·mol−1) E/(kJ·mol−1) Enon/(kJ·mol−1) SDS–无烟煤 −707.3 −9.24 −716.5 −716.5 SDBS–无烟煤 −822.8 −12.18 −835.0 −835.0 
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表 2 表面区域及粗糙度
Table 2 Surface area and roughness
体系 S/nm2 L/nm2 粗糙度 无烟煤 46.99 10.04 4.68 SDS–无烟煤 35.98 10.04 3.58 SDBS–无烟煤 38.38 10.04 3.82
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表 3 不同官能团配位数
Table 3 Coordination numbers of different functional groups
体系 配位数 煤表面氧原子 酮基 羟基 水–无烟煤 1.609 0.949 2.280 水–SDS–无烟煤 0.704 0.117 1.290 水–SDBS–无烟煤 0.384 0.160 0.624
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