高壓磨料水射流切割破碎巖石的單軸力學特征研究

黃 飛,趙志旗,李樹清,劉 勇,徐志任,龍 港

(1.湖南科技大學 南方煤礦瓦斯與頂板災害預防控制安全生產重點實驗室,湖南 湘潭 411201;2.湖南科技大學 資源環境與安全工程學院,湖南 湘潭 411201;3.河南理工大學 河南省瓦斯地質與瓦斯治理重點實驗室—省部共建國家重點實驗室培育基地,河南 焦作 454003)

高壓磨料水射流技術被應用于煤層氣開采已有數十年時間,在低透氣性煤層瓦斯抽采與瓦斯災害防治中發揮了重要的作用。該技術從最初的水力沖孔衍生到現在的射流旋轉割縫、射流導向壓裂、射流輔助鉆進等方面,極大地凸顯出磨料射流技術在煤層氣開采中的優勢[1-3]。這些技術均是利用磨料射流的強大沖擊力來破碎煤巖體,從而在煤巖層中制造大量的孔洞、縫隙與裂隙,為瓦斯滲流提供有利通道。根據損傷力學,孔洞縫隙的形態與煤巖體在射流沖擊前后的力學特性相互影響。為了獲得更加有利于瓦斯滲流的孔洞縫隙,有必要對射流沖擊前后巖石的破碎規律與力學特性開展研究。

鑒于巖石材質與天然裂隙發育的各向不均勻性,高壓射流沖擊下巖石的破碎損傷規律極其復雜。根據破碎損傷的程度,巖石在高壓射流沖擊下的破碎形態大致可分為宏觀破碎與微觀損傷兩大類[4]。在宏觀破碎方面,巖石主要表現出破碎孔洞[5-6]與貫穿性裂紋[7-8]兩種形態。在高壓磨料射流巨大的沖擊荷載下,巖石首先均會產生中心破碎坑;部分巖石的破碎坑繼續向內部發展最終形成宏觀破碎孔洞,而另一部分巖石的破碎坑誘導裂紋擴展并最終形成貫穿性的宏觀裂紋[9]。通過射流破巖試驗并借助CT掃描技術發現,破碎孔洞主要表現為倒錐體、紡錘體與長柄漏斗等形狀[10-13];其中前兩種破碎孔洞形態最為常見,已被大量的數值模擬研究結果所證實[14-16]。貫穿性裂紋一般出現在巖石的側面,主要表現出縱向劈裂與環形裂紋兩種破碎形態[17-18]。宏觀破碎是射流沖擊下巖石的外在破碎形態,而微觀損傷是射流沖擊下巖石的內在破碎機理。因此,研究者除了在宏觀尺度上對射流沖擊巖石的破碎形態進行表征外,還采用了電鏡掃描技術(SEM)發現了巖石在微觀層面上呈現出的拉伸、剪切、磨蝕等損傷機理[19-20]。

綜上所述,現有文獻對高壓射流沖擊下巖石的宏觀破碎規律與微觀損傷機理開展了系統地研究,為煤層射流割縫技術提供了有用的理論依據。進一步分析發現,上述研究大多聚焦在射流參數、巖石材質與破巖環境等因素對損傷破碎的影響規律,而鮮有文獻考慮對巖石力學特性的影響,尤其是巖石在射流沖擊破碎前后巖石的力學特性變化。實驗研究表明,含有裂隙與孔洞等損傷結構巖體的應力應變規律、單軸抗壓強度等力學特征較無損傷巖石會發生較大變化[21-22]。另一方面,上述研究多數只考慮射流定點沖擊破巖規律,而少有文獻考慮移動沖擊下(即射流切割)破巖規律。由此提出本論文的構想:磨料射流切割導致巖石產生初始破碎孔洞或者裂紋,孔洞裂紋進而改變巖石的力學特性,從而最終影響巖石在磨料射流持續沖擊下的破碎規律。因此,本文擬采用試驗的手段開展巖石在磨料射流切割前后其力學特性的變化規律及其影響因素。

1 試驗方案

1.1 試驗材料

為了考慮巖石材質對試驗結果的影響作用,本文選取砂巖、灰巖與花崗巖三種巖石作為試驗對象,三種巖石的初始力學參數如表1所示。根據國際巖石力學標準制備大量規格為Ф50 mm×100 mm的圓柱體巖石試件。考慮到圓柱體巖石試件在磨料射流沖擊下可能會出現貫穿型破碎,從而影響后期的單軸壓縮試驗,本文采用直徑為60 mm的熱縮管通過熱熔收縮作用來包裹巖石,如圖1所示。本次試驗選用80目的石榴石作為磨料,其努氏硬度為1 350 kg/m2,密度為3.99 kg/m3。

圖1 試驗設備及試驗流程圖Fig.1 Test equipment and flow chart

表1 三種巖石主要力學參數Tab.1 Mechanical parameters of rock samples

1.2 試驗設備與方法

為研究磨料射流沖擊前后巖石力學性質的變化規律,本文按照圖1所示的流程依次開展試驗。本次試驗采用的主要設備為LTJ1613-5A五軸聯動智能水刀、RMT-150C巖石力學試驗系統與煤巖熱流固耦合CT實驗系統。為了固定圓柱形巖芯試件,同時給試件施加一定的約束,自制了一套簡易試件夾持器。

首先采用熱縮管包裹巖石試件,并采用工業熱風機對熱縮管加熱包緊巖芯。本次試驗除了考慮巖石種類的影響,還考慮了射流壓力與切割長度的影響作用,選取了如表2中的射流壓力與切割長度數值作為變化參數;同時,采用出口直徑為2 mm的噴嘴,設置固定靶距為3 mm,固定噴嘴平移速度(切割速度)為0.5 mm/s。沖蝕試驗開始前,將熱縮管包緊的巖石試件裝入巖芯夾持器,通過旋轉夾持器上的螺桿對試件施加一定的約束對巖芯進行固定,最后將裝入試件的夾持器置入水刀試驗臺開展沖蝕試驗。待切割試驗完成后,對破碎的巖石試件進行統計處理,選取典型破碎試件開展三維CT掃描獲取巖石內部的裂縫形態,隨后對切割試件進行單軸壓縮試驗,獲取應力應變曲線與相應力學參數。

表2 試驗參數Tab.2 Test parameters

2 磨料射流切割巖石破碎規律分析

2.1 巖石宏觀破碎形態分析

本次試驗按照0.5 mm/s的切割速度對三種巖石試件分別切割了5 mm、10 mm、15 mm、20 mm與25 mm五種切割長度。作為對比,在相同工況下對三種巖石試件進行定點沖擊破碎,定義該條件下的切割長度為0,如圖2所示即為磨料射流壓力為180 MPa時,不同切割長度巖石的宏觀破碎形態。

圖2 磨料射流切割巖石宏觀破碎形態Fig.2 Macroscopic fracture pattern of rock sample cut by AWJ

統計顯示,絕大部分巖石試件在移動切割作用下呈現出如圖2所示的切割縫槽破碎形態,切割端面縫槽形態較為規整,縫槽寬度約為2 mm;在定點沖擊作用下,巖石試件呈現沖擊孔洞破碎形態,在沖擊端面有部分巖塊剝離,形成不規則破碎坑。總體來看,大部分巖石試件都呈現出較為規整的縫槽/孔洞破碎形態,幾乎沒有出現貫穿型破碎裂紋,這與以往的破巖試驗現象稍有差異。分析認為這是由于在以往的破巖試驗中巖石試件無任何約束,而本次試驗巖石試件受到了熱縮管的包裹和夾持器的約束。在磨料射流煤層割縫等工程實踐中,巖石均會收到圍巖的約束作用。因此,本次射流破碎巖石現象更加符合工程現場。

2.2 巖石細觀破碎形態分析

為了進一步探究磨料射流切割巖石的內部破碎形態,本文選取具有代表性的180 MPa磨料射流切割15 mm和沖擊破碎(切割長度為0)后的巖石試件采用SOMATOM Ccope型煤巖熱流固耦合CT實驗系統進行CT掃描,并采用三維重構技術對CT掃描圖形進行三維重構,獲得了如圖3所示的巖石三維細觀損傷圖像。

圖3 磨料射流破碎巖石三維CT重構圖像Fig.3 3D CT reconstruction images of rock samples after jet cutting

根據圖示可知,在180 MPa磨料射流切割15 mm長度后,花崗巖、灰巖與砂巖的內部均形成了一定深度的縫槽。其中,砂巖與灰巖內部的縫槽已經貫穿巖石試件,形成了上部寬(寬度約為15 mm)、下部窄(砂巖下部縫長約10 mm,灰巖下部縫長約5 mm)的貫穿型縫槽形態;而花崗巖內部縫槽縱深約為60 mm,并未有貫穿整個試件,另外在花崗巖試件縫槽的周圍還產生了諸多裂隙損傷。

總體來看,磨料射流移動切割后巖石內部大多呈現出較為規整的具有一定深度的縫槽破碎形態。然而,在磨料射流定點沖擊作用下,三種巖石的內部破碎形態卻差異較大。對于花崗巖和灰巖,磨料射流的沖擊作用分別誘導產生了縱向劈裂裂紋和傾斜面狀裂紋;其中花崗巖內的縱向劈裂裂紋深度約為40 mm,未有貫穿巖石試件,而灰巖的傾斜面狀裂紋連通了試件側面,形成傾角約為60°的面狀裂紋。對于砂巖試件,磨料水射流的沖擊作用則誘導產生了規則的上小下大圓錐體孔洞。根據前文所述,射流沖擊巖石最常見的兩種孔洞形狀為V形圓錐體與紡錘體,與本文出現的上小下大的倒圓錐體不一致。分析認為,這是由于磨料射流壓力大且沖擊靶距較小,此時射流束的直徑尚未發散,因此開孔端的直徑小;隨著孔洞的深入,射流束直徑增大,且此時發散的磨料射流還具有沖擊破碎巖石的能量,因此孔洞下部直徑更大。隨著孔洞的繼續延伸,射流束進一步擴大,同時射流速度衰減直至小于破巖臨界值。因此可以推測,如果砂巖試件足夠長,最終將會形成紡錘體的破碎孔洞。

3 單軸壓縮試驗結果及分析

采用巖石力學試驗系統(RMT)對磨料水射流切割破碎后的巖石試件開展單軸壓縮試驗,采用統計法分析磨料射流切割巖石在單軸壓縮中的宏觀破壞形式;記錄不同切割長度和不同射流壓力條件下,三種巖石試件的應力應變規律以及力學參數變化規律。

3.1 單軸壓縮巖石宏觀破碎規律

巖石材料在單軸壓縮條件下的宏觀破碎形態是巖石材料的重要力學特征。本文統計了三種巖石試件在磨料射流沖擊切割前后出現的單軸壓縮破碎形態,大致可以歸納為四類:單剪切面劈裂破碎類型(Ⅰ型破壞)、多剪切面劈裂破碎類型(Ⅱ型破壞)、“X”狀剪切破碎類型(Ⅲ型破壞)與折斷破碎類型(Ⅳ型破壞)。考慮到巖石本身材質的不均勻性、試驗過程誤差性等因素的影響,本文采用數學統計的方法分析不同切割長度巖石的單軸壓縮破碎形態。具體來說,每組切割條件(例如砂巖切割長度為15 mm)的巖石試件制備10個進行相同工況的切割試驗,然后進行單軸壓縮試驗,最后統計10個試件中出現上述四類破壞類型的試件個數,并繪制如圖4所示的概率柱狀圖。

(a) 灰巖

對于灰巖,在磨料射流切割長度較短或者定點沖擊后,巖石試件在單軸壓縮過程中全部呈現“X”狀剪切破碎類型;當切割長度增加至10 mm時,10%的巖石試件呈現出折斷型破壞形式;當切割長度增加至15 mm時,折斷型破壞與多剪切面劈裂破壞各自占比10%;當切割長度增加至25 mm時,折斷型破壞與多剪切面劈裂破壞的試件數量咱比分別增加至40%和20%,此時“X”狀剪切破碎的試件數量咱比降低至40%。

對于砂巖,在磨料射流定點沖擊破碎后,60%的巖石試件在單軸壓縮過程中出現單剪切面劈裂破壞形式,另有30%與10%的巖石試件分別出現“X”狀剪切破壞與多剪切面劈裂破壞形態;隨著切割長度的增加,單剪切面劈裂破壞試件的數量占比逐漸降低,多剪切面劈裂破壞試件的數量占比先增加后降低,而折斷型破壞試件的數量逐漸增加;當切割長度增加至25 mm時,I型破壞數量降低至30%,Ⅳ型破壞數量增加至40%,II型破壞數量為30%。

對于花崗巖,在磨料射流定點沖擊破碎后,80%的巖石試件在單軸壓縮過程中出現單剪切面劈裂破壞形式,另有20%試件呈現多剪切面劈裂破壞形態;隨著切割長度的增加,I型破壞試件的數量逐漸降低,而II型破壞試件的數量逐漸增加,同時折斷型破壞試件的數量出現并逐漸增加;當切割長度增加至25 mm時,I型破壞試件數量降低至30%,II型與Ⅳ型破壞試件的數量分別增加至40%與30%。

總體來看,三種巖石試件在切割長度較小時,主要呈現出以某種破壞類型為主的單軸破壞形態,隨著切割長度的增加,折斷型單軸破壞形態的試件數量均逐漸增多,當切割長度較長時折斷型為主要破壞形態。根據以上試驗現象可以預測,巖石試件被磨料射流切割后,其單軸破壞形態將逐漸轉變為折斷型破壞。

3.2 磨料射流切割后巖石應力應變規律

單軸壓縮條件下的應力應變曲線是巖石材料的重要力學參數,主要與巖石材質、孔隙發育、裂隙損傷等因素有關。本次試驗選取了原始巖石、沖擊破碎、切割5 mm與切割10 mm的巖石試件繪制了單軸壓縮條件下的應力應變曲線(如圖5所示),探究磨料射流的切割破碎作用對巖石的力學性能影響規律。

(a) 花崗巖

根據圖示,三種巖石在沖擊切割破碎前后的應力應變總體趨勢保持一致,可分為壓密階段、彈性階段、屈服階段與破碎階段,其中巖石破碎卸壓后不再繼續加載,其峰后殘余應力階段本文未有考慮。應力應變的總體趨勢表明,磨料射流的沖擊切割作用對巖石在壓力荷載下的變形規律影響較小。其中,砂巖在單軸壓縮過程中產生的應變量最大,當其屈服破壞時產生的軸向應變量約為0.009,徑向應變量約為0.004,依次是花崗巖和灰巖。分析認為,這與砂巖的材質更軟、孔隙度更大等特征有關。

對屈服強度附近曲線進行放大顯示發現,磨料射流的沖擊切割作用對巖石的屈服強度具有一定的影響。總體來看,三種原始巖石試件的屈服強度均高于磨料射流沖擊切割后的巖石試件,表明磨料射流沖擊切割對巖石的損傷降低了巖石的屈服強度。進一步分析曲線特征,獲取了三種巖石在磨料射流沖擊切割前后的單軸抗壓強度、彈性模量與泊松比三種定量力學參數。

3.3 切割長度對巖石力學參數的影響規律

為了定量地分析磨料射流切割長度對巖石力學參數的影響規律,本文根據圖5的應力應變曲線計算并繪制了巖石單軸抗壓強度、泊松比和彈性模量隨磨料射流切割長度的變化曲線,如圖6所示。

(a)

由圖6可知,三種巖石的單軸抗壓強度隨切割長度的增加出現近似線性減小的趨勢,但減小的幅度較小。其中,砂巖試件的單軸抗壓強度由磨料射流切割5 mm后的77 MPa降低至切割25 mm后的68 MPa,降幅約為12%;花崗巖試件的單軸抗壓強度由切割5 mm后的137 MPa降低至切割25 mm后的129 MPa,降幅約為6%;灰巖試件的單軸抗壓強度由切割5 mm后的176 MPa降低至切割25 mm后的163 MPa,降幅約為7%。

三種巖石的泊松比值隨切割長度的增加出現了不同程度的降低。其中,砂巖的泊松比從切割5 mm后的0.13降低至切割25 mm后的0.06,降幅達54%;灰巖和花崗巖的泊松比隨切割長度出現了小幅波動,但總體呈現降低趨勢,其降低幅度分別為42%與8%。另外,當切割長度增加至某一較大值后(本次試驗中約為15 mm左右),泊松比隨切割長度而減小的趨勢更加明顯。最后根據圖6所示,三種巖石的彈性模量幾乎不隨切割長度的增加而改變。

3.4 射流壓力對巖石力學參數的影響規律

射流壓力是影響磨料射流破巖效果的重要參數之一,通常是射流破巖工程實踐中最容易改變的參數。本文依次選取了150～330 MPa的射流壓力,固定切割長度為15 mm開展試驗,記錄各巖石試件的應力應變曲線,計算獲取了射流壓力對巖石試件抗壓強度、泊松比與彈性模量的影響曲線,如圖7所示。

(a)

首先,當巖石試件受到磨料射流切割15 mm后其單軸抗壓強度均隨著射流壓力的增加而呈現減小趨勢,但三種巖石的減小程度差異較大。其中,砂巖試件在150 MPa的磨料射流切割破碎后其單軸抗壓強度為78 MPa,在330 MPa的磨料射流切割破碎后其降低至73 MPa;而灰巖試件在不同壓力的磨料射流切割破碎后其單軸抗壓強度波動較大,但總體仍是呈隨壓力增大而減小的趨勢;花崗巖試件在磨料射流切割破碎后的單軸抗壓強度隨射流壓力增加而減小的趨勢介于砂巖和灰巖之間。

與單軸抗壓強度的變化趨勢一樣,三種巖石的泊松比也隨著射流壓力的增加而減小。其中,砂巖試件泊松比隨射流壓力增加而減小的幅度較大,尤其當射流壓力超過約240 MPa后出現急劇減小的趨勢;灰巖和砂巖泊松比與射流壓力表現出近似線性減小的趨勢,其減小的幅度小于砂巖。另一方面,三種巖石的彈性模量也不隨著射流壓力的增加而改變。

3.5 討論與分析

綜上所述,在磨料射流的定點沖擊作用下巖石材料均會產生沖擊孔洞的宏觀破碎,砂巖試件在沖擊端面還出現塊狀剝落,而灰巖與花崗巖試件則分別在沖擊端面出現傾斜面狀劈裂與縱向劈裂破碎形態。在磨料射流切割沖擊作用下巖石材料無一例外均形成規整的切割縫槽,其中砂巖試件的縫槽完全貫穿試件,而只有少量的灰巖和花崗巖縫槽發生貫穿。上述試驗結果表明,在相同射流參數(射流壓力、磨料流量等)條件下,移動的磨料射流可以在巖石內部制造更大面積的損傷破碎。

磨料射流切割破碎后,巖石試件在單軸壓縮條件下出現的破碎形態與原巖試件相比更容易出折斷型破碎,且折斷型破壞形態隨切割長度的增加而愈加顯著,但切割破碎后的巖石試件在單軸壓縮過程中的應力應變趨勢與原巖試件基本保持一致。統計分析發現,三種巖石試件在磨料射流切割破碎后的單軸抗壓強度與泊松比均較原巖試件降低,且二者隨射流壓力與切割長度的增加呈現近似線性減小的趨勢。分析認為,磨料射流沖擊切割誘導巖石內部產生的縫槽損傷是導致巖石試件抗壓強度降低的直接原因;縫槽長度越長、縫槽深度越大,巖石出現的破碎損傷程度越大,則其單軸抗壓強度就越小。另一方面,由于內部產生了孔洞與縫槽,受壓縮的巖石材料能夠向內部孔洞和縫槽填充,導致其橫向的擴容趨勢減小,最終出現泊松比減小的現象;不難發現,射流壓力越大、縫槽長度越大,則切割后巖石試件的泊松比就會越小。

4 結 論

本文首先對三種巖石試件開展了磨料射流切割破碎試驗,獲取了巖石試件的宏觀與細觀破碎形態;在此基礎上開展了巖石試件的單軸壓縮試驗,對比分析了磨料射流切割前后巖石試件的單軸破碎形態、應力應變曲線與巖石力學參數的變化規律,主要結論如下:

(1) 磨料射流定點沖擊巖石產生的孔洞破碎損傷程度較相同射流參數磨料射流移動切割巖石產生的縫槽損傷程度偏小。

(2) 磨料射流切割后,巖石在單軸壓縮荷載下更容易發生折斷型破碎,但其應力應變規律不受影響。

(3) 磨料射流切割后,巖石試件的單軸抗壓強度與泊松比隨射流壓力和切割長度的增加呈現近似線性降低的趨勢。

根據研究結果推測:在采用磨料射流進行煤層割縫卸壓的工程實踐中,除了通過提高射流壓力來制造更多的縫隙裂紋之外,還可以通過移動割縫噴嘴進行切割破碎,進一步降低煤巖的力學強度,實現更大范圍的割縫卸壓。