加卸荷條件下巖石力學特性與聲發射特征*

劉崇巖，趙光明，許文松

(1.安徽理工大學 煤礦安全高效開采省部共建教育部重點實驗室，安徽 淮南 232001； 2.安徽理工大學 能源與安全學院，安徽 淮南 232001)

0 引言

聲發射是巖石在受到外界應力作用下內部裂隙萌生和擴展產生的彈性波，巖石的聲發射信號變化可反映出巖石的受載狀態及破壞過程，研究不同第二主應力加卸荷條件下巖石強度和聲發射信號之間的關系，對探究復雜應力變化條件下巖石破壞機理具有重要意義。

何滿潮等[1]通過真三軸試驗機對花崗巖分級加載σ1，單面卸荷σ3進行瞬時巖爆模擬試驗，分析得到試驗過程中聲發射信號與巖爆過程的對應關系；苗金麗等[2]研究了真三軸應力狀態下突然卸載應變巖爆試驗監測到的聲發射數據，分析巖石破壞過程的微觀機制；艾婷等[3]在不同圍壓下進行煤巖的三軸聲發射試驗，揭示了煤巖聲發射的圍壓效應；劉倩穎等[4]對不同初始圍壓下煤樣的卸荷破壞進行聲發射試驗，得到煤在卸荷過程中AE特征的圍壓效應及基于聲發射的多參數綜合破壞前兆信息；沙鵬等[5]采用真三軸卸載試驗、聲發射監測、SEM 電鏡掃描等手段，對高儲能巖體在不同應力路徑與荷載速率下的卸載強度和破裂演化特征進行了研究；高真平等[6]以巖石循環加卸載聲發射試驗為基礎，研究了巖石損耗比和加卸載響應比特性，分析巖石受載過程中的內部損傷演化和破壞前兆特性；何俊等[7]分析了常規三軸、三軸循環加卸載作用下巖石聲發射特征，相同加載條件下，聲發射能量和累計振鈴計數的變化隨時間的變化趨勢基本一致，聲發射突變點可作為判定煤樣破壞的前兆；李文帥等[8]研究了真三軸應力狀態下的巖石強度，變形及巖石的破壞強度，探討了第二主應力對巖石強度的影響，并結合CT掃描技術分析了巖石內部的破裂形態；蘇國韶等[9]利用真三軸巖爆試驗系統進行花崗巖巖爆彈射破壞過程模擬物理的試驗，分析不同高溫作用后巖樣巖爆彈射過程、破壞形態特征、峰值強度、聲發射特性、碎塊特征以及彈射動能的變化規律。

現階段關于真三軸試驗研究成果逐漸增多，但試驗大多數是模擬巖爆和隧道開挖，對真三軸復雜應力條件下巖石強度及破壞模式的分析有待進一步開展。本文通過真三軸擾動卸荷巖石測試系統和聲發射測試系統對巖石進行加卸荷試驗，探討巖石的力學特性與聲發射特征，對地下巖體工程的建設具有重要的參考價值。

1 真三軸加卸荷試驗

1.1 試驗設備及試樣制作

試驗加卸荷系統所采用的是安徽理工大學真三軸擾動卸荷巖石測試系統，該系統通過3個獨立的加載系統對立方體巖石試件三向六面進行加載，試驗系統對Z方向可以施加最大5 000 kN的載荷，對X和Y方向可以施加最大3 000 kN的載荷，加卸荷采用全數字伺服測控器控制。

試驗聲發射監測系統采用北京軟島DS5聲發射系統，配合6個聲發射探頭采集信號，采樣頻率為前置放大器(增益)為40 dB，為盡量減少噪音影響，門檻值設定為50 dB，聲發射采樣頻率范圍設定為1 kHz～1 MHz，聲發射信號分析軟件實時記錄AE事件、能量、振幅等參數，并根據采集參數進行三維定位。圖1為相關試驗設備與試件的安裝。

圖1 試驗設備與試件安裝Fig.1 Test equipment and specimens installation

試驗原巖樣取自于安徽某礦的開拓巷道，埋深800 m，將原巖樣加工成尺100 mm×100 mm×100 mm的試樣，保證試樣端面不平行度在0.02 mm以內，尺寸誤差在0.1 mm以內，完整性和均勻性較好，試樣精度滿足試驗要求。

1.2 試驗內容和方法

試驗開始前將試件固定于真三軸夾具中，將聲發射探頭上涂抹耦合劑后再分散安裝于夾具表面，試驗時同時開始真三軸試驗機加卸荷操作和聲發射監測系統，保證數據在時間上的一致性。其中，表1為初始應力值。

表1 初始應力值Table 1 Initial stress

試驗中加卸荷采用載荷控制方式，加載速率均為0.5 MPa/s，卸荷速率均為5 MPa/s。首先將σ1，σ2，σ3加至表1中初始應力值，完成如圖2中的初始階段，再進行階段1操作，將X方向的卸荷面進行瞬時卸載，穩壓900 s，如試件未發生破壞，再次加載卸荷面，將σ1增加10 MPa，階段2操作與階段1操作相同，以此步驟進行Z方向增加軸壓，Y方向卸荷面重復卸荷操作，直至試件失穩破壞。1#、2#、3#試件加載路徑與圖2中4#試件加卸荷路徑示意圖σ2大小不同，σ1加卸荷操作相同。

圖2 4#試件加卸荷路徑示意Fig.2 4# specimens loading and unloading path schematic

2 試驗結果及分析

2.1 加卸荷強度特征

應力-應變曲線是研究巖石破壞特征的重要方法，可以反映出巖石從開始加載的裂隙壓密到起裂、擴展發育形成裂紋，再到巖石最終形成宏觀破裂面的破壞過程，如圖3所示。

圖3 不同第二主應力加卸荷應力-應變曲線Fig.3 Stress-strain curves ofload-unload under different second principal stresses

由圖3可知，不同第二主應力加卸荷應力-應變曲線的變化趨勢大體相同，加壓到初始應力階段之前，應力應變曲線斜率不斷增加，試件經歷了裂隙壓密階段，隨后軸向載荷與軸向位移呈現近似直線的關系，試件進入彈性變形階段。

圖4為不同第二主應力加卸荷時間-應變曲線，其中，砂巖破壞特征參數見表2。1#、2#、3#、4#試件的破壞時軸向載荷分別為100，110，130和110 MPa，試件峰值強度對應的軸向應變ε1分別為23.12×10-3，28.12×10-3，28.81×10-3和20.38×10-3，峰值強度和軸向應變都隨著第二主應力的增加呈現先增大后減小的趨勢，在σ2=20 MPa時試件峰值強度和軸向應變都是最大。

圖4 不同第二主應力加卸荷時間-應變曲線Fig.4 Time-strain curves ofload-unload under different second principal stresses

編號破壞載荷/MPaε1/10-3ε2/10-31#10023.12 4.012#11028.12 9.093#13028.8110.294#11020.3814.20

Y方向應變ε2分別為4.01×10-3，9.09×10-3，10.19×10-3和14.20×10-3，σ2在一定范圍內延緩或限制了平行于σ3方向的裂紋產生，增強其承載能力，但隨著σ2的增加也加速了ε2的變化，促進平行于σ2方向裂隙的發育貫通，弱化了試件的承載能力。第二主應力的增加對試件的承載能力起到先增強后弱化的效果。

單面卸荷后，試件積聚的彈性能瞬間釋放，造成試件擴容，因此軸向出現回彈變形。但在試驗中出現軸向繼續壓縮的現象，如圖4，σ1=30 MPa時單面卸荷，第二主應力為10 MPa的1#試件軸向繼續壓縮，由于圍壓較小，試件積聚的彈性能小，卸荷后巖石主要向卸荷面擴容，在軸向載荷的作用下繼續壓縮。第二主應力為15，20和25 MPa時，巖石積聚的彈性能相對1#試件大，卸荷引起的軸向彈力大于軸向載荷，軸向出現回彈變形；σ1≥40 MPa后單面卸荷，1#試件繼續壓縮變形，2#、3#軸向依然出現回彈變形，但4#試件軸向變為壓縮變形，σ2=25 MPa時加速了平行于σ2方向的擴展，隨著軸向應力的增加，單面卸荷后，彈性能主要被裂紋的擴展所耗散，也就是試件主要向卸荷面擴容，同時裂隙的擴展貫通降低了試件的承載能力，因此試件會在最大主應力作用下繼續壓縮變形。

砂巖試件在破壞時可以聽見巖石爆裂時清脆的響聲，應力曲線突然下降，脆性破壞特征明顯。瞬時單面卸荷后，砂巖試件沒有宏觀性破壞，一小段時間后，軸向應力突然跌落，破壞出現明顯的滯后現象，卸荷后巖石內部應力重新調整，應力無法平衡才導致試件失穩破壞。

2.2 加卸荷的聲發射特征分析

巖石的聲發射現象可以反映出巖石內部的裂隙發育情況， 文中的試驗試件破壞階段遠大于加卸荷過程中產生的聲發射能量和振鈴計數，為了更直觀討論加卸荷過程中的聲發射特征，對聲發射能量和累計振鈴計數變化進行放大處理，如圖5為放大處理后的砂巖應力—時間—能量及累計振鈴計數關系，并對耗散能量比進行統計分析如圖6所示，耗散能量比=(階段單面卸荷至穩壓結束產生的聲發射能量)/(實驗過程中聲發射總能量)，耗散能量比越大，說明單面卸荷后巖石的損傷越大。

圖5 不同第二主應力加卸荷應力—時間—能量及振鈴計數關系Fig.5 Stress-time-energy and ringing count relationship ofload-unload under different second principal stress

圖6 不同第二主應力耗散能量比與單面卸荷次數關系Fig.6 Relationship between different second principal stress dissipation energy ratio and single-sided unloading times

不同第二主應力加卸荷條件下試件的聲發射能量與累計振鈴計數變化規律基本相同，在試驗初始階段中，試件處于裂隙壓密階段和彈性階段，聲發射能量持續變化，累計振鈴計數曲線斜率逐漸減小。4塊試件均是在軸向荷載達到峰值強度40%～60%時，單面卸荷后才出現明顯的聲發射能量變化，耗散能量比開始小幅增加。破壞階段之前,隨著軸向應力的增加，階段單面卸荷產生的聲發射能量峰值先增大后減小，產生能量最大值階段對應的耗散能量比突增，說明在此階段單面卸荷后應力達到巖石損傷強度，裂紋開始不斷擴展形成破裂面，4塊試件耗散能量比突增點對應的軸向載荷分別是70，80，90和70 MPa，隨著第二主應力的增加，達到巖石損傷強度所需的軸向載荷先增大后減小，從另一個方面驗證了前文中第二主應力的增加對試件的承載能力起到先增強后弱化的效果。

瞬時單面卸荷為試件提供了一個變形空間，試件積聚的彈性能向自由面進行瞬間釋放，微元體的張拉與摩擦造成聲發射量和累計振鈴計數增加。破壞階段之前，單面卸荷后聲發射能量呈現下降趨勢，累計振鈴計數曲線平緩，但在破壞階段單面卸荷后，聲發射能量和累計振鈴計數持續上升，隨后突然大幅增加，緊接著聽到巖石爆裂清脆響聲，試件破壞，聲發射能量峰值提前于試件應力跌落，聲發射能量和累計振鈴計數大幅突增可作為巖石破壞的前兆，預測巖爆等動力災害。

2.3 破壞形態與聲發射定位探討

對試件斷裂面進行素描處理，如圖7所示。砂巖試件破裂面不平整，端口出現剪切張拉的痕跡，存在多斜面張剪破裂面和2條近似對稱的弧形張剪破裂面以及微張裂紋，破裂面可以觀察到有明顯的剪切摩擦形成的細小粉末顆粒。每次單面卸荷后，巖石中應力都會重新調整平衡，并出現新生裂紋，試件破壞時裂紋貫通就形成了多斜面剪切破裂面。在軸向應力作用下，巖石產生縱向劈裂，平行σ2方向的劈裂紋向X方向產生張性擴展，但是由于試驗機的承壓板與試件端面之間的摩擦力限制區內試件的側向擴張，所以2條弧形破壞面是邊界約束效應的效果。隨著第二主應力的增加，砂巖試件有逐漸由剪切破壞向劈裂破壞轉移的趨勢。

圖7 砂巖破壞形態Fig.7 Sandstone failure pattern

通過安裝的6個聲發射探頭可以對聲發射事件進行定位，以4#試件損傷破壞的聲發射定位過程進行分析，圖8(a)是在加載到σ1=40 MPa單面卸荷后定位點情況，定位點95%處于試件表面，主要是由于夾具與試件表面錯位摩擦造成的，少數定位點隨機在試件內部，由于原生裂隙壓密引發；圖8(b)是σ1=70 MPa單面卸荷后的定位點情況，增加的定位點一部分出現在試件表面，另一部分分散在試件內部；圖8(c)是σ1=80 MPa單面卸荷的定位點，增加的定位點出現小范圍集中，逐漸形成小面積破裂面；圖8(d)是試件破壞后的定位點，增加的定位點主要集中在破裂面附近，在軸壓達到巖石損傷強度后巖石中的損傷破壞主要是大裂紋的貫通。燕思周在真三軸加載條件下對花崗巖巖爆過程進行聲發射定位分析[13]，定位點比較集中，砂巖比花崗巖的原生裂隙更多，反復加卸荷對砂巖內部的損傷更加徹底，破壞后有更多的裂隙發育及小面積破裂面形成，聲發射定位點分散，破壞后聲發射定位點集中區域與4#試件主要破裂面形狀基本吻合。

圖8 4#試件不同第一主應力的聲發射定位Fig.8 Acoustic emission localization of different first principal stresses of 4# test pieces

3 結論

1)不同第二主應力加卸荷應力-應變曲線的變化趨勢大體相同，第二主應力的增加對試件的承載能力起到先增強后弱化的效果。單面卸荷后試件的壓縮和擴容受第二主應力的影響。巖石內部應力重新調整是造成試件失穩破壞出現滯后現象的主要原因。

2)聲發射能量與累計振鈴計數的變化趨勢與加卸荷過程相對應，破壞階段之前隨著軸向應力的增加，單面卸荷后聲發射能量峰值先增大后減小，在最大值點裂紋發育擴展最劇烈，有破裂面形成。聲發射能量峰值提前于試件軸向應力跌落，單面卸荷后，聲發射能量和振鈴計數大幅突增可作為巖石破壞的前兆，預測巖爆等動力災害。

3)砂巖試件破壞存在多斜面張剪破裂面和2條近似對稱的弧形張剪破裂面以及微張裂紋。通過聲發射定位過程分析可知，在低軸壓載荷下巖石中活動主要是裂隙壓密與發育，在達到巖石損傷強度后巖石中的損傷破壞主要是裂紋貫通形成破裂面。砂巖試件聲發射定位點集中區域與試件主要破裂面基本吻合。