尺寸與形狀效應(yīng)下煤巖組合體力學(xué)特性與聲發(fā)射特征分析

張雪媛，馬昊賓，許健飛，都平平

（1.中國(guó)礦業(yè)大學(xué)，江蘇 徐州 221116；2.洛陽(yáng)坤宇礦業(yè)有限公司，河南 洛陽(yáng) 471026）

由于早期礦井房柱式采煤法的普遍使用，大量尺寸不規(guī)則、形狀不同的遺留煤柱擱置在地下，形成呆滯煤量[1-4]。不僅造成了優(yōu)質(zhì)煤炭資源的流失與浪費(fèi)[5-8]，還容易誘發(fā)采空區(qū)頂板突然大面積垮落、礦區(qū)地震及采空區(qū)颶風(fēng)等災(zāi)害，嚴(yán)重影響采空區(qū)的安全性[9-10]。而且頂板與煤柱是作為1 個(gè)承載體系共同承擔(dān)上覆載荷，煤柱的破壞不僅受自身性質(zhì)的影響，更多的是“煤體-頂板”組合結(jié)構(gòu)共同作用的結(jié)果，因此研究不同尺寸、不同形狀煤巖組合體的力學(xué)性質(zhì)具有重要意義。

在煤巖組合體破裂過(guò)程研究方面，楊磊等[11]為研究煤巖組合結(jié)構(gòu)受壓過(guò)程中的能量演化規(guī)律與破壞機(jī)制，對(duì)煤、巖石及3 組煤巖組合體進(jìn)行了單軸一次加載與循環(huán)加卸載試驗(yàn)，結(jié)果表明：煤巖組合體的單軸抗壓強(qiáng)度與彈性模量介于純煤和巖石試件中間,更接近于純煤試件；左建平等[12-14]利用電液伺服壓力機(jī)對(duì)煤巖組合體分別進(jìn)行單軸壓縮試驗(yàn)、三軸壓縮試驗(yàn)及循環(huán)加載試驗(yàn)，研究得到了不同加載條件下煤巖組合體破壞過(guò)程及承載特性；楊二豪[15]利用高清攝像和AE 聲發(fā)射監(jiān)測(cè)，通過(guò)單軸壓縮試驗(yàn)研究了3 種組合形式煤巖組合材料試件的力學(xué)及聲發(fā)射特性；王曉南等[16]為了研究由頂板-煤體-底板所構(gòu)成的煤巖組合體變形破裂聲發(fā)射和微震的規(guī)律，對(duì)單軸受壓的不同煤巖組合試樣進(jìn)行聲發(fā)射和微震試驗(yàn)，結(jié)果表明：組合試樣發(fā)生沖擊破壞時(shí)的聲發(fā)射和微震信號(hào)的強(qiáng)度隨試樣的單軸抗壓強(qiáng)度的增加而增強(qiáng)。由于煤巖結(jié)構(gòu)復(fù)雜多樣，不同的影響因素對(duì)煤巖組合體的影響程度不同，以上研究未有針對(duì)形狀這種因素對(duì)煤巖組合體的特性進(jìn)行研究[17]，為此，將形狀與尺寸2 種影響因素結(jié)合探討，分析不同尺寸、不同形狀組合體受載時(shí)的力學(xué)特性，對(duì)煤柱-頂板組合體試件進(jìn)行單軸加載試驗(yàn)，采集其壓縮破壞過(guò)程中的應(yīng)力-應(yīng)變狀態(tài)、表面裂紋擴(kuò)展規(guī)律，并通過(guò)多通道聲發(fā)射系統(tǒng)得到組合體的承載壓縮破壞特點(diǎn)，為研究煤巖組合體的力學(xué)特性提供數(shù)據(jù)支撐。

1 試驗(yàn)方案

1.1 試件制備

試驗(yàn)條件基于陜西省榆林市某煤礦開(kāi)采的一盤區(qū)，主采煤層為5-2煤層，5-2煤層基本參數(shù)見(jiàn)表1。

表1 5-2 煤層基本參數(shù)Table 1 Basic parameters of 5-2 coal seam

圓柱組合體試件用50 mm 的鉆孔取心機(jī)從整塊煤、巖塊體中鉆取煤、巖試樣，立方組合體試件將煤、巖塊切割成50 mm×50 mm×100 mm 的立方體，然后分別將不同形狀的試樣切割成設(shè)計(jì)尺寸并打磨好的煤、巖試件用AB 強(qiáng)力膠將其黏合在一起，試件高度分別為50、75、100 mm，每個(gè)編號(hào)的試件均有3個(gè)，所有試件巖樣與煤樣部分的高度比均為2∶3。

對(duì)制作好的組合體試件進(jìn)行編號(hào)，其寬高比的選取是依據(jù)煤礦柱式采空區(qū)遺留煤柱的尺寸所得，組合體試件編號(hào)及參數(shù)見(jiàn)表2，部分組合體試件實(shí)拍圖如圖1。

表2 組合體試件編號(hào)及參數(shù)Table 2 Number and parameters of combination specimens

圖1 部分組合體試件實(shí)拍圖Fig.1 Real shots of some combination specimens

1.2 試驗(yàn)裝置

組合體壓縮破壞過(guò)程與特性試驗(yàn)系統(tǒng)由加載系統(tǒng)、表面裂紋擴(kuò)張監(jiān)測(cè)系統(tǒng)和聲發(fā)射監(jiān)測(cè)系統(tǒng)組成。試驗(yàn)系統(tǒng)結(jié)構(gòu)示意如圖2。

圖2 試驗(yàn)系統(tǒng)結(jié)構(gòu)示意圖Fig.2 Schematic diagram of test system structure

加載系統(tǒng)為WAD-1000 型電液伺服萬(wàn)能試驗(yàn)機(jī)，主要由試驗(yàn)機(jī)主機(jī)、計(jì)算機(jī)控制系統(tǒng)、液壓源和機(jī)身等部分組成，試驗(yàn)機(jī)采用位移控制加載模式，加載速率為0.2 mm/min，最大載荷施加能力達(dá)1 000 kN，可實(shí)時(shí)顯示測(cè)試過(guò)程中試件的應(yīng)力-變形狀態(tài)，并繪制應(yīng)力-變形曲線；表面裂紋擴(kuò)張監(jiān)測(cè)系統(tǒng)主要由工業(yè)高速攝像機(jī)組成，可實(shí)現(xiàn)試驗(yàn)全程對(duì)試件表面裂紋擴(kuò)展的觀察；聲發(fā)射監(jiān)測(cè)系統(tǒng)采用美國(guó)物理聲學(xué)公司（PAC）生產(chǎn)的多通道聲發(fā)射系統(tǒng)，實(shí)現(xiàn)整個(gè)試驗(yàn)過(guò)程中試件聲發(fā)射現(xiàn)象的實(shí)時(shí)監(jiān)測(cè)，參數(shù)設(shè)置為：門檻值45 dB、采樣率1 MSPS。實(shí)驗(yàn)采用了4 個(gè)聲發(fā)射探頭進(jìn)行試件的聲發(fā)射現(xiàn)象監(jiān)測(cè)，聲發(fā)射探頭布置方式如圖3。

圖3 聲發(fā)射探頭布置方式Fig.3 Arrangement of acoustic emission probes

1.3 實(shí)驗(yàn)步驟

為了研究尺寸、形狀2 種因素對(duì)組合體壓縮破壞過(guò)程的影響規(guī)律，設(shè)計(jì)了圓柱形、立方體2 種不同形狀和3 種不同寬高比共計(jì)6 組組合體試件，分別進(jìn)行以下實(shí)驗(yàn)。

1）相同形狀不同寬高比試件的單軸壓縮實(shí)驗(yàn)。將聲發(fā)射探頭通過(guò)熱熔膠固定在試件表面并在探頭與試件接觸面涂上耦合劑，利用壓力機(jī)對(duì)試件進(jìn)行單軸加載，直至試件破壞失去承載能力。每組實(shí)驗(yàn)開(kāi)始時(shí)同時(shí)開(kāi)啟壓力機(jī)、高速攝像頭和聲發(fā)射系統(tǒng)，并且試件破壞后三者同時(shí)關(guān)閉，確保三者時(shí)間線保持一致。

2）相同尺寸不同形狀試件的單軸壓縮實(shí)驗(yàn)。選取相同寬高比、不同形狀的組合體試件，重復(fù)上述試驗(yàn)過(guò)程。

2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果

2.1 試件破壞過(guò)程分析

1）立方組合體。對(duì)寬高比分別為1∶1、1∶1.5、1∶2的立方組合體進(jìn)行單軸壓縮實(shí)驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)不同寬高比的立方組合體破壞發(fā)生的過(guò)程具有一定程度的相似性，且最終破壞形態(tài)較為相同。立方組合體試件因在邊角處存在應(yīng)力集中，所以在加載開(kāi)始一段時(shí)間后即出現(xiàn)煤體部分邊角崩落、表層片幫現(xiàn)象，加載一段時(shí)間后煤體主體部分開(kāi)始出現(xiàn)裂紋，并隨著加載的進(jìn)行裂紋逐漸發(fā)育、擴(kuò)展，煤體部分開(kāi)始產(chǎn)生宏觀貫通破裂面，出現(xiàn)塊體脫落，側(cè)向膨脹明顯，隨后破裂面繼續(xù)發(fā)育至煤巖交界面，最后發(fā)生巖體的破裂現(xiàn)象，組合體試件失去承載能力。不同寬高比的立方組合體最終的破壞形態(tài)均呈現(xiàn)出煤體中存在多條貫通裂紋，且煤體整體破裂，而巖體中只有1 條或幾條貫通裂紋。立方組合體試件最終破壞形態(tài)如圖4。

圖4 立方組合體試件最終破壞形態(tài)Fig.4 The final failure forms of the cubic assembly specimens

2）圓柱組合體。對(duì)寬高比分別為1∶1、1∶1.5、1∶2的圓柱組合體試件進(jìn)行單軸壓縮實(shí)驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)不同圓柱體試件的破壞從煤體下部開(kāi)始發(fā)生，在加載初期底部出現(xiàn)碎片狀或針形的細(xì)長(zhǎng)狀剝離，隨著載荷的加大，煤體表面多處開(kāi)始出現(xiàn)裂紋，并在進(jìn)一步載荷的作用下發(fā)生裂紋的擴(kuò)展，與立方體試件類似，煤體中的裂紋相互貫通形成破裂面，當(dāng)破裂面發(fā)育至煤巖交界面后引起巖體的破裂，破裂后的煤體部分整體破碎，也呈明顯的側(cè)向膨脹和塊體剝離，巖體中只有1 條或幾條宏觀貫通裂紋。圓柱組合體試件最終破壞形態(tài)如圖5。

圖5 圓柱組合體試件最終破壞形態(tài)Fig.5 The final failure modes of the cylindrical assembly specimens

由上述分析可知，組合體的形狀對(duì)其破壞形式有一定影響，立方體試件因?yàn)檫吔谴嬖趹?yīng)力集中，因此破壞多從煤體部分的底部邊角開(kāi)始出現(xiàn)并向中部延伸，裂紋也多從底部向上逐漸發(fā)育至煤巖交界面，立方體試件的煤體破壞多為片狀、長(zhǎng)條狀或碎塊狀部分脫落，且常在棱角處首先出現(xiàn)，隨后破壞逐漸向煤體內(nèi)部發(fā)展，而巖體的破壞大多發(fā)生在煤體大面積片幫并產(chǎn)生明顯的側(cè)向膨脹之后，此時(shí)煤巖交界面承受著煤體側(cè)向膨脹導(dǎo)致的拉力，并且煤體破裂釋放的彈性能傳遞至交界面，最終導(dǎo)致巖體部分產(chǎn)生裂紋，巖體部分的裂紋往往與煤體中的裂紋呈貫通狀。圓柱體試件無(wú)明顯應(yīng)力集中，因此裂紋在圓柱煤體部分的四周隨機(jī)產(chǎn)生，但多由煤體的原生細(xì)微裂紋發(fā)育而來(lái)，在試驗(yàn)過(guò)程中可明顯觀察到圓柱組合體試件的片幫多為細(xì)長(zhǎng)型的針狀，且四周破壞程度較為統(tǒng)一，破壞后側(cè)向膨脹現(xiàn)象較立方體試件更為明顯，圓柱體試件巖體部分的最終破壞形態(tài)多為從圓柱中間位置劈裂，并且煤體、巖體中裂紋也呈相互貫通。

總體而言，不同形狀的組合體其破壞形式在一定程度上具有相似性，破壞順序皆為從煤體部分發(fā)展至巖體部分，裂紋大多從底部開(kāi)始出現(xiàn)并向上發(fā)育擴(kuò)展，最終的破壞形態(tài)皆呈現(xiàn)出煤體整體破碎，側(cè)向膨脹明顯，而巖體只有1 條或幾條貫通裂紋。

2.2 不同煤巖組合體抗壓強(qiáng)度分析

2.2.1 純煤和純巖及煤巖組合體強(qiáng)度分析

基于φ50 mm×100 mm 的純煤、純巖及煤巖組合體試件實(shí)驗(yàn)過(guò)程中的應(yīng)力-時(shí)間數(shù)據(jù)，繪制的應(yīng)力-時(shí)間曲線圖如圖6，試件的應(yīng)力值即試件抗壓強(qiáng)度。

由圖6 可知，純巖、純煤、煤巖組合體試件的峰值強(qiáng)度分別為30.3、5.7、9.7 MPa，可知煤巖組合體的強(qiáng)度介于純煤、純巖兩者的強(qiáng)度之間。不同材料的試件強(qiáng)度隨時(shí)間的變化規(guī)律大致相同，純巖試件在實(shí)驗(yàn)過(guò)程中出現(xiàn)大塊崩落，導(dǎo)致應(yīng)力曲線出現(xiàn)陡降后重新上升的變化，組合體試件應(yīng)力曲線中的波動(dòng)或下降后重新上升是由于壓縮破壞過(guò)程中伴隨煤體的部分破裂出現(xiàn)的卸壓，但試件中巖體部分保持完整，仍具有一定的承載能力，因此曲線重新上升直至峰值。

圖6 純煤、純巖、煤巖組合體強(qiáng)度對(duì)比Fig.6 Strength comparison of pure coal, pure rock, and coal-rock combination

2.2.2 組合體試件峰值強(qiáng)度對(duì)比分析

6 組組合體試件的峰值強(qiáng)度折線圖如圖7。

圖7 不同組合體試件峰值強(qiáng)度折線圖Fig.7 Comparison of the peak strength ofdifferent combination specimens

由圖7 可知，圓柱組合體試件峰值強(qiáng)度隨著寬高比的減小不斷降低，Y-1 試件峰值最大強(qiáng)度達(dá)到20.5 MPa，Y-3 較Y-1 試件峰值強(qiáng)度降低了52.68%，達(dá)到最小值9.7 MPa；立方組合體試件峰值強(qiáng)度隨著寬高比的減小不斷降低，L-1 試件峰值最大強(qiáng)度達(dá)到22.8 MPa，L-3 較L-1 試件峰值強(qiáng)度降低了59.21%,達(dá)到最小值9.3 MPa，立方組合體試件峰值強(qiáng)度最大降幅比圓柱組合體試件高6.53%。2種形狀組合體的峰值強(qiáng)度都隨著寬高比的增大而增大，但立方組合體試件的這種趨勢(shì)更為明顯。

綜上可知，對(duì)于同一寬高比2 種不同形狀的組合體試件之間強(qiáng)度沒(méi)有出現(xiàn)明顯差異。這與彭小沾等[18]的研究結(jié)果相吻合。

2.3 不同煤巖組合體聲發(fā)射特征

2.3.1 試件聲發(fā)射能量演化規(guī)律

由于聲發(fā)射探頭在試件受壓過(guò)程中會(huì)發(fā)生不同程度的脫落，因此聲發(fā)射監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)選取其中記錄數(shù)據(jù)最為完整的探頭。

試件內(nèi)部裂隙的產(chǎn)生與擴(kuò)張過(guò)程實(shí)質(zhì)上是試件積聚彈性能的釋放過(guò)程，聲發(fā)射信號(hào)的能量可以反映出時(shí)間內(nèi)部微裂隙發(fā)育及相互作用的強(qiáng)弱，采集試驗(yàn)中的聲發(fā)射能量數(shù)據(jù)，并與實(shí)驗(yàn)過(guò)程中的應(yīng)力變化曲線放在同一時(shí)間軸上，得到的6 組試件的時(shí)間-應(yīng)力-聲發(fā)射能量關(guān)系如圖8。

圖8 試件時(shí)間-應(yīng)力-聲發(fā)射能量曲線Fig.8 Time-stress-acoustic emission energy curves of specimens

由圖8 可知，聲發(fā)射能量分布趨勢(shì)與應(yīng)力有明顯的對(duì)應(yīng)關(guān)系：①加載初期的聲發(fā)射信號(hào)少量且能量幅值較低，能量計(jì)數(shù)僅有數(shù)十，這是因?yàn)樵嚰后w部分中本身存在的大量原生裂隙在壓力作用下被壓實(shí)、破裂和相互摩擦；②隨著壓力逐漸增大，聲發(fā)射現(xiàn)象逐漸活躍，能量信號(hào)幅值隨之增加，能量計(jì)數(shù)達(dá)到數(shù)千，這是因?yàn)榻M合體中煤體部分由于強(qiáng)度較低，更早地開(kāi)始出現(xiàn)新生裂隙，此時(shí)隨著試件承受壓力的繼續(xù)增大，內(nèi)部裂隙開(kāi)始發(fā)育、擴(kuò)張，并逐漸貫通為破裂面，試件表面開(kāi)始出現(xiàn)明顯的裂紋；③隨后伴隨著煤體部分破壞更加劇烈，但巖體部分依然保持完整，試件整體仍具有承載能力，應(yīng)力曲線出現(xiàn)多次的下降-上升，能量幅值也隨之同步變化；④煤體基本失去承載能力后，破壞擴(kuò)展到巖體中，應(yīng)力曲線達(dá)到峰值后迅速下降，試件破壞，整體失去承載能力，聲發(fā)射信號(hào)迅速衰減。

圓柱組合體試件的聲發(fā)射能量幅值隨著寬高比的減小而先增大后減小，表現(xiàn)為圓柱組合體試件峰值能量計(jì)數(shù)由4 202 增加至8 812 然后降低到4 035；立方組合體試件的聲發(fā)射能量幅值隨著寬高比的減小而不斷增大，表現(xiàn)為后立方組合體試件峰值能量計(jì)數(shù)由6 215 增加至6 313 然后陡增到20 241。

2.3.2 試件聲發(fā)射振鈴計(jì)數(shù)演化規(guī)律

聲發(fā)射振鈴計(jì)數(shù)是指在1 次實(shí)驗(yàn)中聲發(fā)射信號(hào)超過(guò)所設(shè)定閾值的振鈴脈沖次數(shù)，可以間接反映出試件內(nèi)部微裂隙產(chǎn)生和裂隙間相互摩擦、擠壓的次數(shù)多少，6 組試件的時(shí)間-應(yīng)力-振鈴計(jì)數(shù)關(guān)系如圖9。

由圖9 可以看出，試件聲發(fā)射振鈴計(jì)數(shù)與能量表現(xiàn)出一致的規(guī)律性，均表現(xiàn)出與試件應(yīng)力同步變化的趨勢(shì)。

圖9 試件時(shí)間-應(yīng)力-振鈴計(jì)數(shù)曲線Fig.9 Time-stress-ringing counting curves of specimens

圓柱組合體試件中，Y-1 試件在455 s 處振鈴計(jì)數(shù)達(dá)到峰值2 751 次，而后在475 s 處應(yīng)力達(dá)到最大值20.5 MPa；Y-2 試件在560 s 處振鈴計(jì)數(shù)達(dá)到峰值5 703 次，較Y-1 試件漲幅高達(dá)107.3%，而后在652 s 處應(yīng)力達(dá)到最大值16.0 MPa；Y-3 試件在577 s 處振鈴計(jì)數(shù)達(dá)到峰值3 410 次，較Y-2 試件降低了40.21%，而后在632 s 處應(yīng)力達(dá)到最大值9.7 MPa。由此可知，圓柱組合體聲發(fā)射現(xiàn)象在應(yīng)力達(dá)到最大時(shí)比較活躍，最大振鈴計(jì)數(shù)的出現(xiàn)提前于最大應(yīng)力值的出現(xiàn)。

立方組合體試件中，L-1 試件在781 s 處振鈴計(jì)數(shù)達(dá)到峰值6 082 次，而后在758 s 處應(yīng)力達(dá)到最大值22.8 MPa；L-2 試件在978 s 處振鈴計(jì)數(shù)達(dá)到峰值5 582 次，較L-1 試件降低了8.22%，隨即應(yīng)力達(dá)到最大值15.8 MPa；L-3 試件在849 s 處振鈴計(jì)數(shù)達(dá)到峰值6 288 次，較L-2 試件增長(zhǎng)了12.65%，而后在820 s 處應(yīng)力達(dá)到最大值9.3 MPa。由此可知，立方組合體聲發(fā)射現(xiàn)象在應(yīng)力達(dá)到最大時(shí)比較活躍，最大振鈴計(jì)數(shù)滯后于最大應(yīng)力值的出現(xiàn)。

3 結(jié) 論

1）煤巖組合體的強(qiáng)度介于純煤、純巖兩者的強(qiáng)度之間，純巖、純煤、煤巖組合體試件的峰值強(qiáng)度分別為30.3、5.7、9.7 MPa。

2）圓柱組合體和立方組合體的峰值強(qiáng)度都隨著寬高比的增大而增大，但立方組合體試件的這種趨勢(shì)更為明顯。

3）試件聲發(fā)射振鈴計(jì)數(shù)與能量的變化規(guī)律均與試件應(yīng)力變化的趨勢(shì)同步。圓柱組合體試件的聲發(fā)射能量幅值隨著寬高比的減小而先增大后減小，而立方組合體試件的聲發(fā)射能量幅值隨著寬高比的減小而不斷增大。

4）圓柱組合體最大振鈴計(jì)數(shù)的出現(xiàn)提前于最大應(yīng)力值的出現(xiàn)，而立方組合體最大振鈴計(jì)數(shù)滯后于最大應(yīng)力值的出現(xiàn)。