早強充填體與礦柱相互作用的聲發射特征試驗研究*

王明旭，程愛平，劉曉云

(1.武漢科技大學 資源與環境工程學院，湖北 武漢 430081； 2.武漢科技大學 冶金礦產資源高效利用與造塊湖北省重點實驗室，湖北 武漢 430081)

數字出版日期： 2017-04-21

0　引言

井下礦柱與充填體的相互作用主要存在三向或雙向荷載下。對于單一礦巖的單雙軸加載試驗，相關學者已經進行過一些室內試驗研究，通過雙軸加載花崗巖巷道[1]、單軸加載花崗巖試樣[2]、流紋巖[3]、矽卡巖[4]、含預制裂隙石膏試樣[5]、含三維裂隙試件[6]、含圓孔巖石[7]、含有洞室的砂巖巖板[8]、錦屏一級水電工程深部大理巖[9]。同時也通過數值模擬方式，如使用Flac3D模擬雙裂隙巖石試件[10]、用顆粒流模擬煤巖[11]，還進行了單軸白云巖[12]、煤樣[13]、煤體[14]、雙軸巖石聲發射實驗[15]。對于礦巖與充填體的相互作用，暫時還沒有學者建立礦巖與充填體的配比復合體試樣進行相關的加載試驗。筆者前期進行礦巖和充填體復合試樣軸向加載情況下的聲發射試驗，弄清了單軸加載情況下的充填體與礦巖的相互作用機理。為了進一步模擬現場實際，進行了礦巖與充填體雙軸加載條件下的聲發射試驗研究。

圖1　井下礦柱與充填體Fig.1　Underground pillar and filling body

在充填體充填至井下采場空區時，充填體與礦柱的相互作用主要存在兩側和頂板的雙向載荷，而正立面使用砌筑阻擋，即整體類似處于臨空面狀態(見圖1)?；诖?，設計雙軸加載裝置，考慮雙軸加載的充填體與礦柱相互作用的試驗研究。

1　相似模擬試驗

1.1　試樣制備及加載

為了更好研究充填體與礦柱在雙向載荷作用下的力學特性，定制長方體凹槽鋼板盒，長(L)為20 cm，寬(S)為10 cm，高(H)為10 cm。試樣(10 cm×10 cm×10 cm)的尺寸為三分結構，兩邊礦巖(占寬各為3.5 cm)，中間尾砂石蠟模擬充填體(占寬為3 cm)。將全精煉的石蠟顆粒熔化后與礦山尾砂進行拌合，石蠟作為膠結劑，制作試樣(見圖2(a))。

圖2　試樣加載過程中的聲發射監測Fig.2　Acoustic emission monitoring during sample loading

將復合體試樣養護28 d后，在WAW-300微機控制電液伺服試驗機上進行軸向加載。先進行位移加載，位移控制速度為0.01 mm/s，待荷載達到0.5 kN后，轉為試驗力控制，控制速度為0.001 kN/s。

不考慮復合體試樣的中間主應力，復合體試樣對邊使用微型千斤頂(安裝油壓泵控制加載大小)加載，另一對邊位移約束。最小主應力實現分級加載。千斤頂直徑(D)為3.6 cm，其相似的荷載要換算成施加在整個表壁(L×B=10 cm×10 cm)上的荷載。

表1　σ3分級加載

1.2　結果分析

1.2.1應力應變曲線

通過微機控制電液伺服萬能試驗機加載，得到石蠟的應力應變曲線(見圖3)及石蠟復合體加載破壞應力應變曲線(見圖4)。

圖3　純石蠟的應力應變曲線Fig.3　Stress-strain curve of pure paraffin

從圖3、圖4可以看出，對于純石蠟，應力應變曲線呈現45°的增長規律，隨著尾砂的加入，單位應變內應力增大。尾砂加石蠟復合體試樣在軸向加載作用下，隨著荷載加大，應變值變化緩慢。在試樣發生破壞前，存在加載過程中的協調變形階段，主要是石蠟與尾砂中的孔隙被壓密并在壓密過程中形成2種物質的協調變形。

圖4　尾砂石蠟復合體加載破壞應力應變曲線Fig.4　Stress-strain curves of tailing-paraffin-wax composite

對于配比礦巖，在加載過程中，存在多次協調變形階段(見圖5)。從圖5可以看出，配比礦巖在加載前期，隨著應變值的不斷增大，應力值上升較慢，待應變達到0.02時開始快速上升。上升到一定階段后，接連出現2次較近的應力緩慢提升期，這是試樣內部受載壓密導致。

圖5　配比礦巖應力應變曲線Fig.5　Stress and strain of proportion of ore rock

1.2.2裂紋擴展

待試樣加載破壞時，通過已經剪切好的5個PET塑料薄片覆蓋試樣表壁，進行裂紋線描畫，之后拍照成像，以畫圖軟件描摹成圖，見圖6。從圖6可以看出，裂紋主要發生在左立面和背立面，相應的分形維數值達到0.759和0.871，其他各面的分維值見表2。通過掃描儀，將表壁破壞嚴重的正立面和背立面掃描成二值圖(見圖6)。

充填體與礦柱復合體試樣加載破壞后，模擬礦柱配比試樣已經破壞成塊狀(見圖7)，而尾砂石蠟充填體保持較好的完整性。充填體與礦柱接觸帶附近的礦巖破壞相對于接觸面來說凸凹不平。

圖6　各面裂紋線Fig.6　Each surface crack line

巖性配比礦巖區域正立面左立面背立面右立面底面分形維數D0．5850．7590．8710．6520．585

圖7　試樣雙軸加載破壞Fig.7　Biaxial loading samples failure

通過超聲波儀測量，配比礦巖的超聲值為2.103 km/s，配比的尾砂石蠟充填體的超聲波值為1.631 km/s。加載破壞后，通過超聲波儀測量，超聲波值已經無法測得，說明內部已經發生了較大的裂紋擴展和損傷破壞。

1.2.3聲發射測試

通過聲發射監測，在加載過程中，AE點主要發生在尾砂石蠟充填體內部和充填體與礦巖接觸帶區域，礦柱中發生AE點相對較少。隨著荷載的增加，AE點逐漸增多(見表3)。當軸向荷載為10 kN時，AE點還相對較少，這些點主要發生在膠結充填體內部區域(見圖8)。當荷載繼續增大，達到15 kN時，AE點數目開始加快，當達到20 kN時，橢圓形區域AE點密度快速增長，接著試樣發生破壞。

圖8　加載過程中的內部破壞Fig.8　Internal disruption during loading

荷載/MPaσ1/σ30．00/0．000．70/0．060．80/0．121．00/0．25聲發射荷載/MPaσ1/σ31．25/0．381．45/0．511．65/0．762．00/0．76聲發射

圖9　加載過程中的振鈴計數變化Fig.9　The ringing count change in the process of loading

圖9是從加載開始直到最后破壞及泄壓的整個過程中，試樣的AE振鈴計數變化情況。從加載過程中發生的AE振鈴計數來看，加載前期，各傳感器采集到的最大振鈴數不超過500，從時間步67 110出現775開始，繼續在時間步67 127處出現764，特別是在時間步67 185處出現4 014，相應的能量由0.54～1 373.29之間變為23 281.33(mV*mS)。隨著雙軸加載的推進，試樣的AE振鈴計數維持在500以內，直到軸向荷載(σ1)達到1.25 MPa，σ3開始由0.25 MPa調整為0.38 MPa時，試樣的AE振鈴計數開始發生突變，呈現凹拋物性增長趨勢。直到最后發生破壞，其AE振鈴計數最大值達到131 777，發生在時間步131 386處，在此時間步區域附近，AE振鈴計數超過10 000以上的達到6次。試樣破壞后，由于σ3的存在，試樣破壞并非AE振鈴數逐漸減少，而是出現了5次大的AE振鈴計數變化。

2　討論

1)首先將全精煉的工業石蠟熔化后和尾砂進行拌合，模擬充填體。在充填空區時，模擬的充填體呈粘稠狀，待液態石蠟固化后，尾砂石蠟充填體變成了具有一定強度的固體。常規的使用水泥作為膠結劑，需要干燥28 d才能開始試驗(研究充填體時效特性的試驗除外)，而通過使用石蠟作為膠結劑能夠快速充填之后進行試驗，等待石蠟固化的時間不會超過半個小時，大大提高了試驗效率，而且石蠟在液態時能夠與尾砂進行很好的拌合，能夠在充填時充分與礦巖接觸面進行充分接觸，符合充填體充填井下采場空區的實際情況。

2)為了模擬現場早強膠結充填體與礦柱的相互作用，設計了雙軸加載鋼板盒，通過微型液壓油泵進行加載，模擬試樣雙軸加載作用，監測其內部破壞情況。

3)如果能夠制作環氧樹脂和固化劑組成的能夠模擬巖石的透明試樣，結合聲發射試驗，在加載過程中的內部破壞點與聲發射的定位點進行結合，尋找兩者之間的聯系，對于研究巖石以及類似復合體的加載破壞是有較大意義的。

3　結論

1) 在單軸荷載作用下，礦柱和早強膠結充填體的復合體主要沿其接觸面發生破壞，相應的礦柱發生不同程度的破壞，充填體保持較好的完整性，說明其具有較大的彈性應變能力。

2)隨著側向荷載約束，即最小主應力的存在，提高了試樣的承載能力，但礦柱破壞更為嚴重，成為塊狀，早強充填體依然保持較好的完整性。

3)通過聲發射試驗，在雙軸加載作用下，充填體與礦柱復合體試樣內部破壞點主要發生在充填體內部和充填體與礦柱接觸帶區域。在試樣加載即將破壞時，AE點和相應振鈴計數出現急速增長，能量出現極大突變值。

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