不同巖性巖石聲發(fā)射地應力測試及其應用

彭瑞，孟祥瑞，趙光明，董春亮，左超

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不同巖性巖石聲發(fā)射地應力測試及其應用

彭瑞，孟祥瑞，趙光明，董春亮，左超

(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)

為了考慮巖石巖性的影響，對兩淮礦區(qū)某正在掘進巷道進行鉆孔取樣，根據(jù)柱狀圖取巷道兩相鄰水平標高(?850.0 m和?861.8 m，以下稱為Ⅰ和Ⅱ水平)作為實驗取芯點，其巖性分別為中粗砂巖和砂質泥巖。利用聲發(fā)射測試儀測得不同水平標高地應力，經(jīng)理論計算獲得相應的主應力，采用ANSYS和FLAC3D在非軸對稱應力場(分Ⅰ和Ⅱ水平2種應力加載方法)下進行模擬，并與現(xiàn)場實測結果對比。研究結果表明：Ⅰ和Ⅱ水平的地應力無明顯的疊加性。實測巷道不同水平的圍巖穩(wěn)定性(主要指圍巖位移分布)與對應水平的應力加載條件下的模擬結果相似；考慮巖石巖性對巷道地應力賦存情況的影響的必要性，同時為該埋藏條件下巷道支護設計提供更加可靠的地應力數(shù)據(jù)。

巖石巖性；地應力測試；聲發(fā)射凱賽爾效應；鉆孔柱狀圖；數(shù)值模擬；現(xiàn)場實測

地應力是引起地下巷道開挖工程變形和破壞的根本作用力，是進行圍巖穩(wěn)定性分析，實現(xiàn)巷道軸線方向選擇、巷道斷面形狀、支撐設計的必要前提[1?2]。其中地應力測試影響因素的研究及其在各行業(yè)中應用情況較多，代表性成果有：探討斷層擾動對地應力測試的影響，并為巖體地下結構穩(wěn)定性分析、資源開采中巖爆的預測乃至地震的預報與定量評價提供依據(jù)[3?4]；在非均勻地應力場中，關于巷道圍巖穩(wěn)定性研究[5?7]；通過實驗測試或理論計算獲得某區(qū)域地應力場，并利用FLAC3D，模擬該地應力場下[8?13]巷道等建筑結構的穩(wěn)定性。聲發(fā)射測試地應力的原理是通過判斷Kaiser效應點，進而獲得原位巖石的地應力，這項技術在地應力測試領域中，無論是國內(nèi)還是國外都比較先 進[14?17]；很多科研工作者對此項技術進行了不懈地探索；但還需要攻克的難關包括：選取實驗測點需考慮的因素、不同角度巖樣鉆取方法等。本文作者分析巖石巖性對地應力測試的影響。利用鉆孔柱狀圖選取實驗點，在實驗室中，分別取出巷道相鄰2組不同巖性巖石對應的6個方向巖樣，經(jīng)聲發(fā)射測試儀測試，并根據(jù)結果進行計算，獲得2組巖性巖石對應埋藏位置處的地應力；獲得的地應力測試結果較準確，可真實反映該應力場作用下，無支護巷道開挖面附近圍巖的穩(wěn)定性，從而解決理論分析中，無法充分考慮非均勻應力場(主要指地應力角度、大小的變化)，對巷道圍巖穩(wěn)定性影響的問題，以期為礦山等行業(yè)提供更加實用、簡便的地應力測試方法。

1 地質概況及實驗段選取

該礦某掘進巷道附近的巖層鉆孔柱狀圖，如圖1所示。從圖1可見：巷道地處?852.0 m水平標高，據(jù)此選取2個實驗點，即在巷道相鄰2個水平(Ⅰ水平?850.0 m和Ⅱ水平?861.8 m)，分別稱為1號測點和2號測點；其中Ⅰ水平對應巖性為中粗砂巖，強度較高；Ⅱ水平對應巖性為砂質泥巖，強度較低。

圖1 測點附近的鉆孔柱狀圖

2 實驗設計

2.1 測點定向取芯步驟

2.1.1 測點鉆孔尺寸和方位選取

在各測點布置一近水平測孔，套取巖芯，鉆孔垂直于巷道表面，擺放鉆機鉆孔，鉆孔直徑為 90~137 mm，鉆孔水平仰角≤5°，3°為最佳水平仰角，在標定待取巖芯之前，先鉆取3 m左右的破碎巖芯，既不標定方向也不保留。

2.1.2 定向鉆取巖芯的循環(huán)操作

首先標定待取巖芯水平方向：假定沿鉆孔軸向為方向，垂直鉆孔斷面為面，向上為方向，水平為方向，利用“巖芯水平定向系統(tǒng)”，對待取巖芯進行水平定向，并建立三維坐標系；接著鉆取1 m左右，標定水平方向的巖芯；以后每鉆取1 m巖芯，就進行1次水平方向標定，如此循環(huán)，直至鉆取出7~12 m巖芯；其中“巖芯水平定向系統(tǒng)”是在水準儀的基礎上建立的，如圖2所示，通過調整帶螺紋的套管，將水準儀的水平標記端調整為水平方向；上述方法有效地解決了在深孔中無法直接標記巖芯方向的情況。

圖2 巷道斷面取芯原理圖

2.2 巖樣鉆取實驗

二次定角度鉆取巖樣：將標定水平方向的巖芯封存后帶回實驗室，利用鉆機和“二次定角度取樣裝置”，鉆取6個方向巖樣。圖3所示為二次定角度取芯裝置。圖3(a)所示為實驗室傳統(tǒng)的取樣圖，假定圓柱體巖芯的軸向為軸方向，巖芯斷面為面，可以鉆取，和方向巖樣。圖3(b)所示為團隊自行設計的“二次定角度取樣裝置及其輔助裝置”，獲2項專利授 權[18?19]。該裝置主要包括：巖芯放置套筒6、槽孔11、支撐架7、裝置底座10、巖芯固定裝置8；所述巖芯放置套筒6通過焊接方式放置在支撐架7上，所述支撐架7與裝置底座10焊接成45°，所述槽孔11處于巖芯放置套筒6內(nèi)側，為了避免讓鉆頭1取樣時和巖芯放置套筒接觸，所述巖芯固定裝置8可以通過擰緊一側的螺母4和螺桿5夾緊巖芯12，并通過一側的鉸接銷軸9與巖芯放置套筒6焊接在一起。

利用該“二次定角度取樣裝置及其輔助裝置”的結構特點，通過旋轉巖芯12在套筒內(nèi)的位置，分別在軸夾角、軸夾角、軸夾角角平分線方向(分別標為′，′和′方向)鉆取巖樣。

在Ⅰ和Ⅱ水平取出的巖芯，通過室內(nèi)鉆取獲得的巖樣尺寸，如表1所示。

1—鉆頭；2—夾持板；3—墊板；4—螺母；5—螺桿；6—巖芯旋轉套筒；7—支撐架；8—巖芯固定裝置；9—鉸接銷軸；10—裝置底座；11—槽孔；12—巖芯

(a) 傳統(tǒng)鉆取實驗；(b) 定角輔助裝置鉆取實驗

圖3 二次定角度取芯裝置

Fig. 3 Secondary fixed angle coring device

表1 Ⅰ水平和Ⅱ水平各方向巖樣的尺寸

2.3 聲發(fā)射Kaiser測試地應力

采用RMT?150B巖石力學實驗系統(tǒng)配合DS2?8B 增強型聲發(fā)射系統(tǒng)，對實驗室取出的2組6個方向巖樣進行實驗，采用位移控制、加載速度為0.005 mm/s的單軸加載方式；聲發(fā)射傳感器采用聲發(fā)射放大器、信號濾波器，放大器增益為40 dB，頻率為5~1 500 kHz，采樣頻率為2 500 kHz，參數(shù)間隔為200 μs，傳感器拾取的聲發(fā)射信號經(jīng)前置放大和主放后由聲發(fā)射儀進一步處理成聲發(fā)射參數(shù)(事件累計、事件速率、能量計數(shù)、能量累計等)。根據(jù)實驗需要采集RMT?150B巖石力學實驗系統(tǒng)的軸向力與時間，DS2?8B增強型聲發(fā)射系統(tǒng)的壓力與聲發(fā)射數(shù)，確定巖石時間的凱塞效應點及對應的軸向力，從而獲取2組巖樣6個方向應力分量，其實測圖和原理圖如圖4所示，加載后Ⅰ和Ⅱ水平對應的破壞巖樣如圖5所示。

2.4 各方向巖樣地應力測試參數(shù)

根據(jù)巖石的Kaiser效應嚴格存在于巖石變形的彈性階段，記憶的最大應力不超過破壞應力的50%的特點，首先由巖石試件的應力?應變關系曲線獲得巖樣的彈性范圍，并將巖樣的聲發(fā)射特征(能量計數(shù)、能量計數(shù))?時間的關系曲線進行對比，再結合聲發(fā)射計數(shù)累積曲線，將具有相同特征的突變點確認為Kaiser效應點。

圖4 巖石加載及聲發(fā)射監(jiān)測系統(tǒng)示意圖

(a) Ⅰ水平中粗砂巖；(b) Ⅱ水平砂質泥巖

圖6所示為Ⅰ水平′方向的應力?應變關系，圖7所示為Ⅰ水平′方向正應力、能量計數(shù)及累積與時間關系。由圖6可知：Ⅰ水平′方向巖樣在單軸加載過程中，當軸向應變在0~0.003范圍之內(nèi)時，巖樣處于彈性狀態(tài)，對應的正應力范圍是9.84~25.00 MPa；此時由圖7可知：彈性加載的時間范圍是36.28~227.87 s。在=42.30 s時，能量計數(shù)第1次增大到154，隨后在=72.60 s時，發(fā)生了較大的突變，且持續(xù)時間最長，該點的能量計數(shù)最大，所以該點即為Kaiser點，對應的正應力為25.65 MPa。通過上述分析方法，判別Ⅰ和Ⅱ水平附近各方向巖樣Kaiser點對應的正應力，如表2所示。

2.5 主應力的計算及其應用

圖8所示為巖樣各方向正應力分量坐標系。主應力的理論公式推導如下：

圖7 Ⅰ水平z′方向正應力、能量計數(shù)及累積與時間關系

表2 Ⅰ和Ⅱ水平附近各方向巖樣的正應力

注：σ′，σ′和σ′分別為′，′和′方向的正應力。

圖8 巖樣各方向正應力分量坐標系

從式(1)可以得出：在直角坐標系下，測點處的6個應力分量分別為，，，，和。

某點應力狀態(tài)的特征方程為

其中：

根據(jù)式(2)計算的主應力，結合表2中的各方向應力，求解方程組(3)，即可得出對應的主應力方向與坐標軸間的夾角余弦。

求解方程組(4)時，結合方程組(3)獲得的夾角余弦值l，m和n，可得主應力與坐標正向之間的夾角，同理可以求得主應力與軸、軸正向的夾角。

根據(jù)上述理論推導，獲得Ⅰ和Ⅱ水平對應的地應力賦存情況如表3所示。

表3 Ⅰ和Ⅱ水平巖樣對應的主應力

圖9 o測點處的主應力分析

式(5)即為地下巖體測點處的地應力橢球基本方程。將表3所示的計算結果代入式(5)中，就可得到Ⅰ水平中粗砂巖和Ⅱ水平砂質泥巖中巖體地應力橢球表達式。

3 Ⅰ和Ⅱ水平應力加載下的巷道數(shù)值模擬

3.1 模擬方案

根據(jù)Ⅰ和Ⅱ水平附近巖層鉆孔柱狀圖，由軟件AutoCAD按1:1比例畫出，導入ANSYS軟件建立模型，模型的寬×長×高為60 m×50 m×50 m，長的方向為巷道掘進方向；根據(jù)工程實際，設計該掘進巷道巷寬×巷高為5 500 mm×4 250 mm，拱高為2.75 m，直墻高為1.5 m。將建好模型(共有14.29萬個單元)導入FLAC3D，生成模型如圖10所示，利用FLAC3D進行計算，材料模型設置為Mohr-Cloumb本構模型，具體參數(shù)設置根據(jù)該礦提供的相關地質資料；其中邊界條件設置為：模型側面限制水平移動，模型底面限制垂直移動，上表面自由；初始應力的設置：依據(jù)表2中提供的不同水平的地應力分別進行加載；為了避免邊界效應影響，模型的寬、長、高均選為150~200，其中，0為巷道當量半徑(即巷道拱高)，而0~200范圍內(nèi)的巖石重力相對遠場(埋深850.0 m)的初始應力加載可忽略不計。

3.2 計算分析

得到2種應力加載條件下巷道深部圍巖位移分布圖如圖11~12所示。

由圖11和圖12可知：在Ⅱ水平應力加載條件下獲得的巷道底板和兩幫的位移明顯大于Ⅰ水平條件下獲得的位移；其中兩幫、底板的位移明顯高于頂板位移，這是由于底板和兩幫附近圍巖為砂質泥巖，其強度較低，屬于典型的軟巖；這與以往掘進巷道最易發(fā)生破壞的經(jīng)驗位置：巷道頂板中間以及其拱肩部情況不相符，表明對現(xiàn)場進行安全性預測，具有復雜性和不確定性。

FLAC3D模擬在Ⅰ水平(或Ⅱ水平)應力加載條件下，巷道深部位移(包括頂板、底板以及兩幫)與實測數(shù)據(jù)(巷道掘進后立即安裝多點位移計，測試巷道深部圍巖變形情況，包括頂、底板及兩幫)進行對比，結果如圖13所示。從圖13可以發(fā)現(xiàn)：FLAC3D在Ⅰ水平應力加載下，巷道頂板位移與實測巷道頂板位移較吻合，同時FLAC3D在Ⅱ水平應力加載下，巷道底板以及兩幫位移與實測的底板、兩幫位移接近；而FLAC3D在Ⅰ水平應力加載下的兩幫位移(見圖13)，與實測相應位置的位移相差較大。

圖10 數(shù)值分析模型

數(shù)值表示巖層移動位移，單位：cm (a) 巷道兩幫位移；(b) 頂板位移

數(shù)值表示巖層移動位移，單位：cm (a) 巷道兩幫位移；(b) 底板位移

圖13 數(shù)值模擬與現(xiàn)場實測的數(shù)據(jù)對比

4 結論

1) 結合室內(nèi)測試、理論計算、數(shù)值模擬以及實測數(shù)據(jù)，利用聲發(fā)射系統(tǒng)、ANSYS和FLAC3D軟件以及多點位移計等，真實地表現(xiàn)了復雜埋藏條件下(巖石巖性、非軸對稱應力場)巷道圍巖的穩(wěn)定性的概況，以期為同樣埋藏條件下的地應力測試及其應用提供可靠的工程類比。

2) 沿巷道徑向延深，圍巖移動位移減小，8 m以外的巖層趨于穩(wěn)定；Ⅰ水平應力加載條件下，巷道頂板位移與實測頂板位移較吻合；Ⅱ水平應力加載條件下，兩幫及底板的位移與實測相應位置位移基本相同。因此，需分別對不同巖性埋藏處進行地應力的測量。

3) 不同巖性巖樣對應的地應力測試結果相差較大，所以不能簡單地利用重力分布原則進行計算；需針對不同情況細化討論，如巷道埋藏在均值、各向同性的彈性體中，可以依據(jù)重力疊加原理，計算其他水平應力；若巷道是過斷層布設，則需對斷層上、下盤分別進行測試，若上、下盤巖性不是均值彈性體，則要考慮巖石巖性影響。本文中測試的巷道頂板處于中粗砂巖，底板及兩幫位于砂質泥巖，所以需要考慮巖石巖性的影響。

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(編輯 羅金花)

Acoustic emission in-situ stress testing of different lithology rock and its application

PENG Rui, MENG Xiangrui, ZHAO Guangming, DONG Chunliang, ZUO Chao

(Key Laboratory of Safe and Effective Coal Mining, Ministry of Education, Anhui University of Science and Technology, Huainan 232001, China)

In order to consider the influence of rock lithology, bore-hole sampling was gotten in the excavation roadway of Huainan and Huaibei mining area, and two adjacent level elevations of tunnel (?850.0 m and ?861.8 m, and referred to as Ⅰ, Ⅱ level in the following) were taken as the core site according to the histogram. Rock lithologies were medium coarse sandstone and sandy mudstone, respectively. Acoustic emission testing instrument was used to measure the in-situ stress of different levels of elevation, and then the corresponding main stress through theoretical calculation was obtained. ANSYS and FLAC3Dwere used to simulate in the non axisymmetric stress field and the field measured results were compared. The results show that the in-situ stresses of Ⅰ, Ⅱ level have no obvious superposition. And the field measurement stability of surrounding rock in different level roadway (mainly refers to the distribution of surrounding rock displacement) is similar to the simulation results under the corresponding horizontal stress loading conditions. It is very necessary to accord the rock lithology on the influence of in-situ stress occurrence conditions of roadway, and more reliable in-situ stress data were provided for roadway support design under the same condition.

rock lithology; in-situ stress test; acoustic emission Kaiser effect; drilling histogram; numerical simulation; field measurement

10.11817/j.issn.1672-7207.2015.09.030

TD451

A

1672?7207(2015)09?3377?08

2014?10?31；

2014?12?30

國家自然科學基金資助項目(51374013) (Project(51374013) supported by the National Natural Science Foundation of China)

孟祥瑞，博士，教授，博士生導師，從事礦山壓力與控制研究；E-mail: 13964945@qq.com