高瓦斯煤層干脹致裂增透技術(shù)試驗(yàn)研究

張 龍，吳愛(ài)軍，王 輝,2，劉 文

(1.西南科技大學(xué)環(huán)境與資源學(xué)院，四川 綿陽(yáng) 621010；2.四川建筑職業(yè)技術(shù)學(xué)院土木工程系，四川 德陽(yáng) 618000)

0 引 言

隨著煤炭開(kāi)采逐漸進(jìn)入深部，煤礦動(dòng)力現(xiàn)象既有高地應(yīng)力條件的煤巖體沖擊破壞，也兼具煤與瓦斯突出、瓦斯異常涌出的部分特征，難以界定為單一災(zāi)害類(lèi)型，具有復(fù)合災(zāi)害的表現(xiàn)形式[1-2]。煤礦中的堅(jiān)硬頂板、沖擊礦壓、低滲透性煤層瓦斯抽采、煤與瓦斯突出、堅(jiān)硬厚及特厚煤層綜放開(kāi)采等是制約礦井安全高效生產(chǎn)的技術(shù)難題，解決這些技術(shù)難題涉及到一個(gè)共性的核心問(wèn)題，即煤巖體結(jié)構(gòu)改造[3]。目前常用的煤巖體結(jié)構(gòu)改造技術(shù)有深孔爆破、水力致裂、靜態(tài)膨脹生裂、超臨界CO2氣爆致裂、高壓空氣爆破、膨脹管干裂等技術(shù)[4-7]。劉建等[8]通過(guò)模擬實(shí)驗(yàn)研究了定向爆破過(guò)程中聚能方向和非聚能方向的裂紋特征以及應(yīng)力演化規(guī)律，分析了深孔定向聚能爆破的增透卸壓機(jī)制。黃炳香等[9]分析了煤巖體水力致裂的水壓裂縫擴(kuò)展及物理化學(xué)作用。付江偉等[10]根據(jù)頂板水力壓裂的特點(diǎn)，提出頂板順層、頂板穿層、頂板多分支等3種水力壓裂實(shí)施工藝方案。謝雄剛等[11]針對(duì)我國(guó)低透氣性突出煤層瓦斯抽放難題，提出了靜態(tài)膨脹生裂技術(shù)，驗(yàn)證了靜態(tài)膨脹劑增透突出煤層的作用原理和可行性。張嘉勇等[12]通過(guò)實(shí)驗(yàn)測(cè)定了靜態(tài)膨脹劑的反應(yīng)參數(shù)，結(jié)合數(shù)值模擬分析，確定了靜態(tài)膨脹劑在特定條件下的致裂范圍可達(dá)1.3 m。孫可明等[13]利用自主研發(fā)的三軸加載式超臨界CO2氣爆實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)，對(duì)不同應(yīng)力組合工況下混凝土試件進(jìn)行了超臨界CO2氣爆致裂實(shí)驗(yàn)，通過(guò)實(shí)驗(yàn)和理論分析揭示了初應(yīng)力對(duì)超臨界CO2氣爆致裂規(guī)律的影響機(jī)理。呂進(jìn)國(guó)等[14]研究了深部礦井高地應(yīng)力條件下的高壓空氣爆破致裂卸壓機(jī)理，提出了高地應(yīng)力條件卸壓增透最佳范圍的理論計(jì)算方法，并通過(guò)地面實(shí)驗(yàn)，得到了有位移、無(wú)位移約束兩種條件下混凝土試件氣爆破壞效果與破壞特征。

干脹致裂增透技術(shù)相對(duì)較新，與常規(guī)的煤層增透方法相比，干脹致裂增透技術(shù)具有能量集中、加載類(lèi)型多樣、致裂效率高且可控性好的優(yōu)點(diǎn)，是一種很有前景的增透技術(shù)。而目前關(guān)于干脹致裂裂紋擴(kuò)展規(guī)律的研究幾乎沒(méi)有，對(duì)干脹致裂規(guī)律相關(guān)研究也鮮有報(bào)道，且由于不能把靜態(tài)爆破和水力壓裂等致裂理論直接應(yīng)用于這種致裂方法，導(dǎo)致干脹致裂技術(shù)的機(jī)理研究落后于實(shí)踐。鑒于此，本文利用自主研發(fā)的干脹致裂試驗(yàn)裝置，借助動(dòng)態(tài)應(yīng)變儀和聲發(fā)射儀，開(kāi)展了有圍巖壓力、無(wú)圍巖壓力條件下干脹致裂增透技術(shù)的試驗(yàn)研究，主要通過(guò)理論與試驗(yàn)研究煤巖體干脹致裂規(guī)律及其致裂效果，以期為煤層增透工程實(shí)踐提供一定的理論支持與借鑒。

1 煤巖體干脹致裂增透技術(shù)

1.1 技術(shù)簡(jiǎn)介

所謂煤巖體干脹致裂增透技術(shù)，實(shí)質(zhì)上是一種通過(guò)改造煤巖體結(jié)構(gòu)以增加煤層透氣性的技術(shù)，即由外接液壓泵站提供能量，通過(guò)耐高壓軟管將高壓液體注入到煤巖體鉆孔內(nèi)的耐高壓膨脹管而使之膨脹。當(dāng)作用于鉆孔圍巖的膨脹力產(chǎn)生的切向拉應(yīng)力超過(guò)煤巖體抗拉強(qiáng)度一定值(遠(yuǎn)超煤巖體的抗拉強(qiáng)度)時(shí)，煤巖體開(kāi)始破裂，隨著加卸載次數(shù)和加卸載頻率的變化，煤巖體內(nèi)的裂紋開(kāi)始逐漸擴(kuò)展，裂隙增多，煤體的透氣性得到顯著增強(qiáng)。簡(jiǎn)要模型如圖1所示。

圖1 煤層干脹致裂示意圖Fig.1 The schematic diagram of coal by dry-expansion cracking

實(shí)驗(yàn)室中使用的致裂煤巖體的膨脹管就是煤礦現(xiàn)在用的注水封口器，但稍有區(qū)別的是，致裂膨脹管的底端是封閉的，前端使用K型快速連接頭通過(guò)高壓管與高壓泵站相連接，具體如圖2所示。 膨脹管在自由狀態(tài)下使其適當(dāng)膨脹的壓力僅為0.1～0.2 MPa，而使其無(wú)約束條件下的脹裂乃至爆炸的膨脹力可達(dá)80 MPa，可見(jiàn)其材料的耐壓性能優(yōu)異。

1.2 技術(shù)特點(diǎn)

煤巖體干脹致裂增透技術(shù)有別于煤層注水、水力壓裂、CO2爆破、深孔預(yù)裂爆破等技術(shù)，但類(lèi)似于靜態(tài)破碎劑致裂技術(shù)，其特點(diǎn)主要包括以下幾方面。

1) 能效高，無(wú)水頭濾失。膨脹管傳遞的膨脹力直接施加在鉆孔周?chē)拿簬r體上，高壓液體被密封于膨脹管內(nèi)而不滲入煤巖體中，能量較為集中，因此能效較高，不存在煤層注水、水力壓裂等的水壓濾失現(xiàn)象。

2) 加載速率快，可反復(fù)加卸載。通過(guò)靈活調(diào)節(jié)液壓泵站的加載頻率使壓力加載速率提高，調(diào)節(jié)卸壓閥可以實(shí)現(xiàn)反復(fù)加卸載，同時(shí)膨脹管可以反復(fù)利用。而靜態(tài)破碎劑屬于一次性加載，速度慢，且受各種因素干擾，成本較高。

3) 加載形式靈活多變，適應(yīng)性強(qiáng)。通過(guò)調(diào)節(jié)泵站加載參數(shù)等，如不同的加載頻率、幅值和分級(jí)加載等，來(lái)適應(yīng)不同的工況環(huán)境，以產(chǎn)生不同致裂效果，從而實(shí)現(xiàn)裂隙的充分發(fā)育和更好的致裂效果。

2 煤巖體的干脹致裂增透數(shù)學(xué)模型

圖3為鉆孔周?chē)后w在荷載作用下的損傷致裂力學(xué)模型。由圖3可知，孔內(nèi)受到膨脹力Pw作用，而周?chē)跓o(wú)限遠(yuǎn)處受到約束地應(yīng)力σ1和σ3作用。從鉆孔圍巖取一個(gè)微元體進(jìn)行力學(xué)分析，通過(guò)分析可知，當(dāng)作用在鉆孔圍巖膨脹力足夠大時(shí)，微元體在徑向上受到的是壓應(yīng)力σr,而切向受到的是拉應(yīng)力σθ。當(dāng)σθ大于煤巖體抗拉強(qiáng)度一定值時(shí)，煤巖體沿著徑向開(kāi)裂，并且致裂范圍隨著孔內(nèi)膨脹力Pw的增大而增大。

圖3 煤巖體干脹致裂力學(xué)模型圖Fig.3 Model of dry-expansion cracking of coal-rock mass

根據(jù)鉆孔圍巖受力模型，煤巖體起裂壓力計(jì)算見(jiàn)式(1)。

(1)

式中：σθ為切向應(yīng)力；σ1和σ3為最大主應(yīng)力和最小主應(yīng)力；T為煤巖體抗拉強(qiáng)度，MPa；Pw為孔內(nèi)膨脹壓力，MPa；R0和r分別為鉆孔半徑和距離圓心距離，m；θ為鉆孔圍巖上任意一點(diǎn)與軸心之間的連線相對(duì)于水平方向之間的夾角。

當(dāng)σθ=0時(shí)，得到起裂壓力，計(jì)算見(jiàn)式(2)。

(2)

對(duì)于孔壁位置r=R0的起裂壓力計(jì)算見(jiàn)式(3)。

Pw=(σ1+σ3)+2(σ1-σ3)cos2θ+T

(3)

在鉆孔周?chē)嬖谝粋€(gè)方向θ=90°,cos2θ=-1，即沿著平行于最大主應(yīng)力方向，使得加載過(guò)程中的起裂壓力最小，因此得到最小起裂壓力計(jì)算見(jiàn)式(4)。

Pw=T+3σ3-σ1

(4)

3 煤巖體相似材料的制備及其力學(xué)參數(shù)測(cè)試

本實(shí)驗(yàn)采用輕質(zhì)泡沫混凝土材料來(lái)仿制煤巖體。 根據(jù)相似性原理，保證在仿制材料的密度、彈性模量和抗壓強(qiáng)度等三個(gè)基本力學(xué)參數(shù)上與煤巖體相接近。 按表1的設(shè)計(jì)配合比，制成300 mm×300 mm×300 mm的立方體試件，澆筑過(guò)程中在試件的正中心預(yù)埋入膨脹管，同時(shí)以相同材料制作制成Φ50×100 mm的標(biāo)準(zhǔn)試件，用于測(cè)試混凝土的抗壓強(qiáng)度等物理力學(xué)參數(shù)。所有試件在硬化48 h后進(jìn)行脫模，并按照普通混凝土養(yǎng)護(hù)標(biāo)準(zhǔn)養(yǎng)護(hù)28 d。

表1 普通水泥泡沫混凝土配合比Table 1 Mix ratio of ordinary cement foam concrete

測(cè)得輕質(zhì)泡沫混凝土仿制材料的彈性模量E、單軸抗壓強(qiáng)度σc、密度ρ和泊松比μ的結(jié)果，見(jiàn)表2。

表2 相似材料-混凝土物理力學(xué)參數(shù)Table 2 Similar materials-physical and mechanical parameters of concrete

4 模擬煤巖體的干脹致裂實(shí)驗(yàn)

4.1 無(wú)圍壓條件下煤巖體干脹致裂實(shí)驗(yàn)

4.1.1 無(wú)圍壓條件下煤巖體干脹致裂實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)

干脹致裂實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)主要由壓力加載采集平臺(tái)和聲發(fā)射平臺(tái)等部分組成(圖4)。①壓力加載采集平臺(tái)：主要由手動(dòng)試壓泵(最高值≥38 MPa)，壓力變送器、壓力采集卡、壓力采集軟件和計(jì)算機(jī)組成。②聲發(fā)射平臺(tái)：采用北京軟島科技有限公司自主研發(fā)的DS2全信息聲發(fā)射信號(hào)分析儀，本次實(shí)驗(yàn)聲發(fā)射主要參數(shù)設(shè)置見(jiàn)表3。本次實(shí)驗(yàn)布置8個(gè)聲發(fā)射探頭，均通過(guò)502速干膠粘貼固定在試樣表面。

表3 聲發(fā)射主要參數(shù)設(shè)置Table 3 Main parameters of acoustic emission

圖4 干脹致裂現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)示意圖Fig.4 The field test and schematic diagram of dry-expansion cracking

4.1.2 實(shí)驗(yàn)步驟

1) 準(zhǔn)備工作：用砂紙將試樣各個(gè)表面打磨平整，按圖4所示在試樣的相應(yīng)位置作好定位標(biāo)記，以便傳感器夾具的粘貼，在傳感器表面和夾具之間使用凡士林耦合，并確保耦合充分，使用502速干膠在相應(yīng)位置粘貼好夾具。

2) 打開(kāi)泵壓采集系統(tǒng)和聲發(fā)射系統(tǒng)，檢查膨脹致裂管路是否通暢，快速接頭是否卡緊，水箱的油是否安全線以上，用斷鉛法檢查各聲發(fā)射傳感器是否正常工作，確保聲發(fā)射采集系統(tǒng)正常運(yùn)行。

3) 調(diào)試泵壓采集系統(tǒng)和聲發(fā)射系統(tǒng)開(kāi)始采集，隨后立即啟動(dòng)手動(dòng)試壓泵，開(kāi)始?jí)毫虞d直至試件開(kāi)裂。

4) 在試件開(kāi)裂后，停止泵壓采集和聲發(fā)射采集，保存數(shù)據(jù)。

4.1.3 實(shí)驗(yàn)結(jié)果分析

4.1.3.1 裂紋擴(kuò)展規(guī)律的圖像分析

按照上述實(shí)驗(yàn)步驟進(jìn)行了煤巖體干脹致裂實(shí)驗(yàn)，得到了幾組無(wú)圍壓下的干脹致裂后煤巖體試件的破壞形貌及各面裂紋素描圖，試件破壞后的裂紋形式主要表現(xiàn)為兩種，一種是以膨脹管為中心產(chǎn)生兩條對(duì)稱(chēng)的貫穿裂紋，如圖5(a)所示；另一種是以膨脹管為中心產(chǎn)生3條夾角約為120°的裂紋，如圖5(b)所示，鑒于篇幅，選取了其中兩組具有代表性的圖像。

由圖5(a)可知，隨著壓力的不斷增加，微觀裂紋逐漸貫通，裂紋以膨脹管為中心向兩個(gè)方向延伸，首先在試件左側(cè)出現(xiàn)宏觀裂紋A，而后相繼在右側(cè)出現(xiàn)裂紋B，以及與裂紋B呈約40°夾角的裂紋C。其中，裂紋A、裂紋B均擴(kuò)展到試件邊緣，裂紋C未擴(kuò)展到試件邊緣。此外，與裂紋A相連的側(cè)面裂紋寬度大于與裂紋C相連側(cè)門(mén)的裂紋寬度。由此可以推斷，裂紋從頂端向下部擴(kuò)展，到達(dá)底部后，裂紋寬度大致一致。從整體來(lái)看，形成一條以膨脹管為中心的貫穿性裂紋，將整個(gè)混凝土試件分割成兩半。由圖5(b)可知，隨著壓力的不斷增加，微觀裂紋逐漸貫通，裂紋以膨脹管為中心產(chǎn)生了3條夾角約為120°的裂紋，分別是裂紋A、裂紋B、裂紋C，3條裂紋均擴(kuò)展到了試件邊緣，將整個(gè)混凝土試件分割為3塊。

圖5 裂紋形貌分布及素描圖Fig.5 The distribution and sketch map of crack morpholog

4.1.3.2 基于AE信號(hào)數(shù)據(jù)的裂紋擴(kuò)展規(guī)律分析

通過(guò)處理干脹致裂過(guò)程中的泵壓采集數(shù)據(jù)和聲發(fā)射儀動(dòng)態(tài)數(shù)據(jù)，得到了干脹致裂過(guò)程中試件a和試件b的泵壓加載和試件發(fā)生斷裂的振鈴計(jì)數(shù)變化曲線，如圖6所示。由圖6(a)可知，整個(gè)干脹致裂過(guò)程分別進(jìn)行了兩次加載，第一次加載峰值壓力為3.34 MPa，持續(xù)時(shí)間約22 s，第二次加載峰值壓力為0.54 MPa，持續(xù)時(shí)間約26 s。在加載的前10 s內(nèi)，很少有AE事件數(shù)產(chǎn)生，是因?yàn)榇穗A段主要是向膨脹管內(nèi)注液貯存壓力，壓力變化很小，故AE事件數(shù)很少；當(dāng)壓裂液充滿膨脹管時(shí)(約10 s)，壓力開(kāi)始逐漸上升，同時(shí)試件中微裂紋逐漸張開(kāi)并伴隨著少量的AE事件數(shù)產(chǎn)生，隨著微裂紋的不斷張開(kāi)和貫通，壓力出現(xiàn)了一定的波動(dòng)；隨著壓力的波動(dòng)，大約在20 s的時(shí)候，出現(xiàn)“咔”的聲音并伴隨著大量的AE事件數(shù)產(chǎn)生，在膨脹管的左側(cè)產(chǎn)生了一條宏觀裂紋A，并迅速向右貫穿形成宏觀裂紋B以及次生裂紋C，此時(shí)起裂壓力為3.17 MPa。隨著宏觀裂紋的貫穿，混凝土試件被分割為兩部分，此時(shí)壓力迅速下跌。隨著壓力繼續(xù)加載，發(fā)現(xiàn)無(wú)論怎么加載，壓力最高只能維持到0.54 MPa，且伴有少量AE事件數(shù)產(chǎn)生，此時(shí)壓力加載只在一定程度上增加裂紋的寬度和原有微裂紋的延伸，無(wú)法促使新的裂紋產(chǎn)生。由圖6(b)可知，大約在28 s的時(shí)候，試件開(kāi)裂，其峰值壓力為2.84 MPa，起裂壓力為2.04 MPa。

圖6 壓力和振鈴計(jì)數(shù)時(shí)程曲線Fig.6 The history curve of pressure and ring count

為了描述致裂過(guò)程中損傷情況，對(duì)其進(jìn)行致裂過(guò)程損傷度分析，擬合了損傷演化方程，見(jiàn)式(5)。

(5)

圖7為試件a和試件b的壓力和損傷時(shí)程曲線。由圖7(a)可知，在前10 s內(nèi)，損傷變量D為0，此階段主要是膨脹管注液貯壓，基本沒(méi)有微裂紋的產(chǎn)生；在10～20 s之間，伴隨著壓力的逐漸增大，試件中的微裂紋逐漸產(chǎn)生，出現(xiàn)了一定程度的損傷；在20 s的時(shí)候，試件中微裂紋瞬間連通貫穿，故損傷變量D陡增，此時(shí)試件表面出現(xiàn)了3條明顯的宏觀裂紋；在22 s后，再次加載損傷變量D只是小幅度上升。第一次加載致裂后，試件的損傷變量D約為0.80，為試件破壞的主導(dǎo)階段；第二次加載致裂后，試件的損傷變量D約為0.98，較第一次加載增長(zhǎng)量為0.18，為試件破壞的輔助階段，此階段主要是由于試件已經(jīng)發(fā)生開(kāi)裂且沒(méi)有圍壓約束作用，此次加載只是在一定程度上增加了裂隙寬度和原有微裂隙的延伸，無(wú)法促使新的裂紋產(chǎn)生。由圖7(b)可知，在0～24 s內(nèi)，損傷變量D由0逐漸增長(zhǎng)至0.1，在24～28 s之間，隨著壓力的上升，試件逐漸開(kāi)裂，試件的損傷變量D約為0.99，為試件開(kāi)裂的主要時(shí)期。

圖7 壓力和損傷時(shí)程曲線Fig.7 Time history curve of pressure and damage

4.2 有圍巖條件下煤巖體的干脹致裂實(shí)驗(yàn)

4.2.1 圍壓加載裝置及數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)

圍壓加載裝置采用自主設(shè)計(jì)的四塊鋼板組合拼接，并通過(guò)橫向與豎向8個(gè)不銹鋼螺栓緊固而成(圖8)。為了調(diào)整模圍巖壓力的靜態(tài)破碎劑加載時(shí)的空間，還配置了若干塊厚度為5 mm的加載板，它的主要作用是將靜態(tài)破碎劑產(chǎn)生的膨脹力均勻的加載在混凝土試件的側(cè)面上。若直接將靜態(tài)破碎劑和混凝土試件相互接觸，由于前者水化產(chǎn)生的巨大的膨脹力施加在混凝土側(cè)面上，特別是在邊沿容易被壓裂，產(chǎn)生不均勻的破壞，同時(shí)使得圍巖加載的膨脹力也就產(chǎn)生分布不均勻。其中內(nèi)框長(zhǎng)×寬×高尺寸為330 mm×330 mm×300 mm。

4.2.1.1 圍巖加載裝置步驟

1) 測(cè)量應(yīng)力的應(yīng)變片粘貼。如圖8所示，在外側(cè)相鄰兩塊約束鋼板的幾何中心沿著水平方向分別粘貼一片應(yīng)變片，應(yīng)變片變形方向與鋼板沿水平方向彎曲變形相一致，并通過(guò)彈性力學(xué)理論計(jì)算得到施加在混凝土試件上的圍巖應(yīng)力。

圖8 圍壓加載裝置及數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)圖Fig.8 Confining pressure loading device and data acquisition system

2) 將混凝土試件吊裝放置于初始應(yīng)力加載裝置內(nèi)的一角，在其側(cè)面涂有速凝水泥沙漿，使其與外側(cè)鋼板之間無(wú)縫隙緊貼；在混凝土試件的另外兩個(gè)側(cè)面，同樣涂抹一層厚度1～2 mm厚度的水泥砂漿，再將1～2塊5 mm厚度的加載鋼板貼合到其側(cè)面。

3) 待水泥砂漿強(qiáng)度達(dá)到要求后，即可進(jìn)行靜態(tài)破碎劑漿體調(diào)制。按質(zhì)量比水∶破碎劑∶河砂=1.35∶1∶4混合攪拌均勻填裝靜態(tài)破碎劑于兩側(cè)。同時(shí)打開(kāi)應(yīng)變儀，實(shí)時(shí)采集鋼板兩側(cè)的應(yīng)變數(shù)據(jù)，歷時(shí)48～72 h，應(yīng)變趨于穩(wěn)定，以此時(shí)靜態(tài)破碎劑的膨脹壓模擬初始地應(yīng)力。鋼板受力應(yīng)變曲線如圖9所示。依據(jù)彈性力學(xué)理論，結(jié)合測(cè)試數(shù)據(jù)，計(jì)算得到：σ1=0.27 MPa，σ3=0.20 MPa。

圖9 初始地應(yīng)力加載裝置及應(yīng)變時(shí)程曲線Fig.9 Initial ground stress loading device and strain time-course curve

4.2.1.2 實(shí)驗(yàn)步驟

1) 按圖2所示在試樣的相應(yīng)位置作好定位標(biāo)記，以便傳感器夾具的粘貼，在傳感器表面和夾具之間使用凡士林耦合，并確保耦合充分，使用502速干膠在相應(yīng)位置粘貼好夾具。

2) 打開(kāi)泵壓采集系統(tǒng)和聲發(fā)射系統(tǒng)，檢查膨脹致裂管路是否通暢，快速接頭是否卡緊，水箱的油是否安全線以上，用斷鉛法檢查各聲發(fā)射傳感器是否正常工作，確保聲發(fā)射采集系統(tǒng)正常運(yùn)行。

3) 調(diào)試泵壓采集系統(tǒng)和聲發(fā)射系統(tǒng)并開(kāi)始采集，啟動(dòng)手動(dòng)試壓泵，開(kāi)始?jí)毫虞d直至試件開(kāi)裂。

4) 在試件開(kāi)裂后，停止泵壓采集和聲發(fā)射采集，保存數(shù)據(jù)。

4.2.2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果分析

4.2.2.1 裂紋擴(kuò)展示意圖

按照上述實(shí)驗(yàn)步驟進(jìn)行了煤巖體干脹致裂實(shí)驗(yàn)，得到了在初始地應(yīng)力條件下干脹致裂后混凝土試件的破壞形貌布展及裂紋素描和試件外觀及內(nèi)窺圖(圖10和圖11)。

圖10 裂紋形貌布展及素描圖Fig.10 Crack morphologyand layout and sketch

圖11 試件外觀與內(nèi)窺圖Fig.11 The graph of fracture appearance and internal

隨著壓力的加載，依次在膨脹管周?chē)a(chǎn)出了主裂紋3、主裂紋1、主裂紋2以及若干次生裂紋(8～14條)，混凝土試件被分割為3個(gè)塊體。相較于無(wú)初始地應(yīng)力約束的干脹致裂試驗(yàn)，裂紋發(fā)育更纖細(xì)，裂紋條數(shù)更多，破壞程度較高。在致裂后，打開(kāi)初始地應(yīng)力加載裝置四周的約束鋼板，取出壓裂混凝土試塊和施加荷載的摻砂破碎劑固化體，并打開(kāi)塊體內(nèi)部，發(fā)現(xiàn)塊體致裂鉆孔體積增大，呈現(xiàn)出“紡錘”形狀。這是由于在加載過(guò)程中，周?chē)嬖诔跏嫉貞?yīng)力作用，并且混凝土試件的強(qiáng)度較低，在膨脹管巨大的膨脹力作用下鉆孔在一定程度上被壓塌的現(xiàn)象。而膨脹管施加在鉆孔圍巖上的力，一方面起到了壓縮鉆孔圍巖的作用，使其裂隙增多，另一方面膨脹力通過(guò)壓縮鉆孔圍巖而產(chǎn)生拉應(yīng)力，將混凝土塊體拉裂為3條宏觀裂紋和若干的次生裂紋。

4.2.2.2 基于AE與加載膨脹壓力變化曲線裂紋時(shí)空演化規(guī)律分析

通過(guò)處理泵壓模塊和聲發(fā)射儀采集的干脹致裂過(guò)程的動(dòng)態(tài)數(shù)據(jù)，得到了干脹致裂過(guò)程中壓力變化曲線和振鈴計(jì)數(shù)變化規(guī)律(圖12)。由圖12可知，裂隙演化分別呈現(xiàn)3個(gè)階段。階段Ⅰ為裂隙擴(kuò)展的早期階段。此階段主要是在前100 s內(nèi)，隨著壓力的不斷升高，微觀裂紋逐漸張開(kāi)，并伴有少量AE事件數(shù)產(chǎn)生，當(dāng)大量微裂紋相互貫通時(shí)(約70 s時(shí))，AE事件數(shù)陡增，此時(shí)加載壓力為4～5 MPa，在膨脹管周?chē)猩倭亢暧^裂紋出現(xiàn)。階段Ⅱ?yàn)榱严稊U(kuò)展的中期階段。增大致裂壓力后，聲發(fā)射AE事件數(shù)量隨之陡增。此過(guò)程壓力跌宕起伏，有4個(gè)峰值，3個(gè)峰谷，壓力范圍為6～14 MPa。此階段試件出現(xiàn)的大面積損傷已累積到破裂閾值，新生裂隙急劇增多，增生方式由早期的以延伸擴(kuò)展為主轉(zhuǎn)變?yōu)殚_(kāi)叉擴(kuò)展為主。每次卸載和重新加載，都會(huì)密集出現(xiàn)AE事件數(shù)。并同時(shí)出現(xiàn)了鉆孔圍巖大面積的壓縮垮塌，聲發(fā)射事件數(shù)量較為密集，雖然沒(méi)有階段Ⅰ出現(xiàn)一次峰值跳躍性的事件，但密集程度隨著時(shí)間的延長(zhǎng)，在其后期，AE事件數(shù)密度變小。這說(shuō)明只增大致裂壓力，其致裂效果已達(dá)到損傷飽和階段。在階段Ⅱ和階段Ⅲ交界處，又集中產(chǎn)生一段AE事件數(shù)分布密集區(qū)，這是卸壓后的鉆孔圍巖回彈而產(chǎn)生新的破裂。階段Ⅲ為裂紋擴(kuò)展的后期階段。此階段裂紋增生數(shù)量極少，裂紋擴(kuò)展速率明顯減緩，主要表現(xiàn)為原有裂紋的部分延伸和少量次生裂隙的發(fā)育。

圖12 壓力、振鈴計(jì)數(shù)時(shí)程曲線Fig.12 Time history curve of pressure,ring count

綜合分析宏觀裂紋的演化趨勢(shì)，早～中期加載通過(guò)原有裂隙生長(zhǎng)擴(kuò)展、新生裂隙增生的方式，以增多裂隙數(shù)量為主；后期加載效應(yīng)以增大裂隙空間和縫長(zhǎng)為主。

根據(jù)損傷理論，結(jié)合式(5)～式(7)，通過(guò)計(jì)算并擬合得到如圖13所示的擬合曲線。由圖13可知，階段Ⅰ結(jié)束后，混凝土試件的損傷變量D達(dá)到了0.5，階段Ⅱ結(jié)束后，損傷變量D達(dá)到了0.80，這與前面分析中的“階段Ⅱ末期試件的損傷變量D已經(jīng)接近飽和狀態(tài)”的結(jié)論一致。后期的階段Ⅲ，損傷度增長(zhǎng)速率減小。可以看出，致裂損傷重點(diǎn)是在階段Ⅰ和階段Ⅱ，即起裂和增裂階段。

圖13 壓力、損傷時(shí)程曲線Fig.13 Time history curve of pressure,damage

5 結(jié) 論

1) 干脹致裂增透技術(shù)不同于水力壓裂和靜態(tài)破碎技術(shù)，其液壓被密封于膨脹管內(nèi)，具有致裂能量集中、加載類(lèi)型多樣、致裂效率高的特點(diǎn)。

2) 無(wú)圍壓約束條件下，混凝土試件的起裂壓力為2.04～3.17 MPa，致裂時(shí)間為10～40 s。混凝土試件呈現(xiàn)出徑向脆性拉伸破壞，大致呈現(xiàn)兩種裂紋形態(tài)，一種是以膨脹管為中心產(chǎn)生兩條對(duì)稱(chēng)的貫穿裂紋；另一種是以膨脹管為中心產(chǎn)生3條夾角約為120°的裂紋。試件經(jīng)起裂階段，損傷度D約為0.8，為試件破壞的主導(dǎo)階段；繼續(xù)加載致裂，試件的總體損傷度D約為0.98，較起裂階段增長(zhǎng)量為0.18，為試件破壞的輔助階段。起裂階段是試件破壞形成貫穿裂紋的主要時(shí)期，后續(xù)繼續(xù)加載只是在一定程度上增大裂紋寬度和裂紋長(zhǎng)度。

3) 有圍壓約束條件下，混凝土試件的起裂壓力為4.50～6.78 MPa，致裂時(shí)間為30～400 s，破壞程度很高，最終產(chǎn)生了3條主裂紋和8～14條次生裂紋，且主裂紋大致沿最大主應(yīng)力方向擴(kuò)展，垂直于裂紋開(kāi)裂方向的主應(yīng)力對(duì)裂隙的擴(kuò)展具有一定的抑制作用；試件開(kāi)裂而形成宏觀裂紋后，增大起裂壓力，主裂紋數(shù)量基本無(wú)明顯變化，但可以促進(jìn)次生裂紋增生和發(fā)育。

4) 有圍壓約束條件下的混凝土試件裂隙發(fā)育程度遠(yuǎn)高于無(wú)約束條件下的情況。因此可以提高致裂壓力，增大加卸載幅值范圍和頻次，來(lái)提高主裂紋和次生裂紋數(shù)量及長(zhǎng)度，以提高煤巖體裂隙發(fā)育程度和透氣性。

通過(guò)實(shí)驗(yàn)和理論分析揭示了干脹致裂技術(shù)在有、無(wú)圍壓作用下的致裂規(guī)律，但由于天然煤層中存在的大量節(jié)理裂隙、應(yīng)力環(huán)境更為復(fù)雜等自然因素皆影響干脹致裂效果，因此需要更加完善的研究才能應(yīng)用于煤層增透。