加卸荷條件下巖石力學(xué)特性與聲發(fā)射特征*

劉崇巖，趙光明，許文松

(1.安徽理工大學(xué) 煤礦安全高效開采省部共建教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，安徽 淮南 232001； 2.安徽理工大學(xué) 能源與安全學(xué)院，安徽 淮南 232001)

0 引言

聲發(fā)射是巖石在受到外界應(yīng)力作用下內(nèi)部裂隙萌生和擴(kuò)展產(chǎn)生的彈性波，巖石的聲發(fā)射信號變化可反映出巖石的受載狀態(tài)及破壞過程，研究不同第二主應(yīng)力加卸荷條件下巖石強(qiáng)度和聲發(fā)射信號之間的關(guān)系，對探究復(fù)雜應(yīng)力變化條件下巖石破壞機(jī)理具有重要意義。

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

現(xiàn)階段關(guān)于真三軸試驗(yàn)研究成果逐漸增多，但試驗(yàn)大多數(shù)是模擬巖爆和隧道開挖，對真三軸復(fù)雜應(yīng)力條件下巖石強(qiáng)度及破壞模式的分析有待進(jìn)一步開展。本文通過真三軸擾動(dòng)卸荷巖石測試系統(tǒng)和聲發(fā)射測試系統(tǒng)對巖石進(jìn)行加卸荷試驗(yàn)，探討巖石的力學(xué)特性與聲發(fā)射特征，對地下巖體工程的建設(shè)具有重要的參考價(jià)值。

1 真三軸加卸荷試驗(yàn)

1.1 試驗(yàn)設(shè)備及試樣制作

試驗(yàn)加卸荷系統(tǒng)所采用的是安徽理工大學(xué)真三軸擾動(dòng)卸荷巖石測試系統(tǒng)，該系統(tǒng)通過3個(gè)獨(dú)立的加載系統(tǒng)對立方體巖石試件三向六面進(jìn)行加載，試驗(yàn)系統(tǒng)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(shù)字伺服測控器控制。

試驗(yàn)聲發(fā)射監(jiān)測系統(tǒng)采用北京軟島DS5聲發(fā)射系統(tǒng)，配合6個(gè)聲發(fā)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(shè)定為50 dB，聲發(fā)射采樣頻率范圍設(shè)定為1 kHz～1 MHz，聲發(fā)射信號分析軟件實(shí)時(shí)記錄AE事件、能量、振幅等參數(shù)，并根據(jù)采集參數(shù)進(jìn)行三維定位。圖1為相關(guān)試驗(yàn)設(shè)備與試件的安裝。

圖1 試驗(yàn)設(shè)備與試件安裝Fig.1 Test equipment and specimens installation

試驗(yàn)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(nèi)，尺寸誤差在0.1 mm以內(nèi)，完整性和均勻性較好，試樣精度滿足試驗(yàn)要求。

1.2 試驗(yàn)內(nèi)容和方法

試驗(yàn)開始前將試件固定于真三軸夾具中，將聲發(fā)射探頭上涂抹耦合劑后再分散安裝于夾具表面，試驗(yàn)時(shí)同時(shí)開始真三軸試驗(yàn)機(jī)加卸荷操作和聲發(fā)射監(jiān)測系統(tǒng)，保證數(shù)據(jù)在時(shí)間上的一致性。其中，表1為初始應(yīng)力值。

表1 初始應(yīng)力值Table 1 Initial stress

試驗(yàn)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(yīng)力值，完成如圖2中的初始階段，再進(jìn)行階段1操作，將X方向的卸荷面進(jìn)行瞬時(shí)卸載，穩(wěn)壓900 s，如試件未發(fā)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(jìn)行Z方向增加軸壓，Y方向卸荷面重復(fù)卸荷操作，直至試件失穩(wěn)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(yàn)結(jié)果及分析

2.1 加卸荷強(qiáng)度特征

應(yīng)力-應(yīng)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(kuò)展發(fā)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(yīng)力加卸荷應(yīng)力-應(yīng)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(yīng)力加卸荷應(yīng)力-應(yīng)變曲線的變化趨勢大體相同，加壓到初始應(yīng)力階段之前，應(yīng)力應(yīng)變曲線斜率不斷增加，試件經(jīng)歷了裂隙壓密階段，隨后軸向載荷與軸向位移呈現(xiàn)近似直線的關(guān)系，試件進(jìn)入彈性變形階段。

圖4為不同第二主應(yīng)力加卸荷時(shí)間-應(yīng)變曲線，其中，砂巖破壞特征參數(shù)見表2。1#、2#、3#、4#試件的破壞時(shí)軸向載荷分別為100，110，130和110 MPa，試件峰值強(qiáng)度對應(yīng)的軸向應(yīng)變?chǔ)?分別為23.12×10-3，28.12×10-3，28.81×10-3和20.38×10-3，峰值強(qiáng)度和軸向應(yīng)變都隨著第二主應(yīng)力的增加呈現(xiàn)先增大后減小的趨勢，在σ2=20 MPa時(shí)試件峰值強(qiáng)度和軸向應(yīng)變都是最大。

圖4 不同第二主應(yīng)力加卸荷時(shí)間-應(yīng)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(yīng)變?chǔ)?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(nèi)延緩或限制了平行于σ3方向的裂紋產(chǎn)生，增強(qiáng)其承載能力，但隨著σ2的增加也加速了ε2的變化，促進(jìn)平行于σ2方向裂隙的發(fā)育貫通，弱化了試件的承載能力。第二主應(yīng)力的增加對試件的承載能力起到先增強(qiáng)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(kuò)容，因此軸向出現(xiàn)回彈變形。但在試驗(yàn)中出現(xiàn)軸向繼續(xù)壓縮的現(xiàn)象，如圖4，σ1=30 MPa時(shí)單面卸荷，第二主應(yīng)力為10 MPa的1#試件軸向繼續(xù)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(kuò)容，在軸向載荷的作用下繼續(xù)壓縮。第二主應(yīng)力為15，20和25 MPa時(shí)，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(xiàn)回彈變形；σ1≥40 MPa后單面卸荷，1#試件繼續(xù)壓縮變形，2#、3#軸向依然出現(xiàn)回彈變形，但4#試件軸向變?yōu)閴嚎s變形，σ2=25 MPa時(shí)加速了平行于σ2方向的擴(kuò)展，隨著軸向應(yīng)力的增加，單面卸荷后，彈性能主要被裂紋的擴(kuò)展所耗散，也就是試件主要向卸荷面擴(kuò)容，同時(shí)裂隙的擴(kuò)展貫通降低了試件的承載能力，因此試件會(huì)在最大主應(yīng)力作用下繼續(xù)壓縮變形。

砂巖試件在破壞時(shí)可以聽見巖石爆裂時(shí)清脆的響聲，應(yīng)力曲線突然下降，脆性破壞特征明顯。瞬時(shí)單面卸荷后，砂巖試件沒有宏觀性破壞，一小段時(shí)間后，軸向應(yīng)力突然跌落，破壞出現(xiàn)明顯的滯后現(xiàn)象，卸荷后巖石內(nèi)部應(yīng)力重新調(diào)整，應(yīng)力無法平衡才導(dǎo)致試件失穩(wěn)破壞。

2.2 加卸荷的聲發(fā)射特征分析

巖石的聲發(fā)射現(xiàn)象可以反映出巖石內(nèi)部的裂隙發(fā)育情況， 文中的試驗(yàn)試件破壞階段遠(yuǎn)大于加卸荷過程中產(chǎn)生的聲發(fā)射能量和振鈴計(jì)數(shù)，為了更直觀討論加卸荷過程中的聲發(fā)射特征，對聲發(fā)射能量和累計(jì)振鈴計(jì)數(shù)變化進(jìn)行放大處理，如圖5為放大處理后的砂巖應(yīng)力—時(shí)間—能量及累計(jì)振鈴計(jì)數(shù)關(guān)系，并對耗散能量比進(jìn)行統(tǒng)計(jì)分析如圖6所示，耗散能量比=(階段單面卸荷至穩(wěn)壓結(jié)束產(chǎn)生的聲發(fā)射能量)/(實(shí)驗(yàn)過程中聲發(fā)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(yīng)力加卸荷應(yīng)力—時(shí)間—能量及振鈴計(jì)數(shù)關(guān)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(yīng)力耗散能量比與單面卸荷次數(shù)關(guān)系Fig.6 Relationship between different second principal stress dissipation energy ratio and single-sided unloading times

不同第二主應(yīng)力加卸荷條件下試件的聲發(fā)射能量與累計(jì)振鈴計(jì)數(shù)變化規(guī)律基本相同，在試驗(yàn)初始階段中，試件處于裂隙壓密階段和彈性階段，聲發(fā)射能量持續(xù)變化，累計(jì)振鈴計(jì)數(shù)曲線斜率逐漸減小。4塊試件均是在軸向荷載達(dá)到峰值強(qiáng)度40%～60%時(shí)，單面卸荷后才出現(xiàn)明顯的聲發(fā)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(yīng)力的增加，階段單面卸荷產(chǎn)生的聲發(fā)射能量峰值先增大后減小，產(chǎn)生能量最大值階段對應(yīng)的耗散能量比突增，說明在此階段單面卸荷后應(yīng)力達(dá)到巖石損傷強(qiáng)度，裂紋開始不斷擴(kuò)展形成破裂面，4塊試件耗散能量比突增點(diǎn)對應(yīng)的軸向載荷分別是70，80，90和70 MPa，隨著第二主應(yīng)力的增加，達(dá)到巖石損傷強(qiáng)度所需的軸向載荷先增大后減小，從另一個(gè)方面驗(yàn)證了前文中第二主應(yīng)力的增加對試件的承載能力起到先增強(qiáng)后弱化的效果。

瞬時(shí)單面卸荷為試件提供了一個(gè)變形空間，試件積聚的彈性能向自由面進(jìn)行瞬間釋放，微元體的張拉與摩擦造成聲發(fā)射量和累計(jì)振鈴計(jì)數(shù)增加。破壞階段之前，單面卸荷后聲發(fā)射能量呈現(xiàn)下降趨勢，累計(jì)振鈴計(jì)數(shù)曲線平緩，但在破壞階段單面卸荷后，聲發(fā)射能量和累計(jì)振鈴計(jì)數(shù)持續(xù)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(fā)射能量峰值提前于試件應(yīng)力跌落，聲發(fā)射能量和累計(jì)振鈴計(jì)數(shù)大幅突增可作為巖石破壞的前兆，預(yù)測巖爆等動(dòng)力災(zāi)害。

2.3 破壞形態(tài)與聲發(fā)射定位探討

對試件斷裂面進(jìn)行素描處理，如圖7所示。砂巖試件破裂面不平整，端口出現(xiàn)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(xì)小粉末顆粒。每次單面卸荷后，巖石中應(yīng)力都會(huì)重新調(diào)整平衡，并出現(xiàn)新生裂紋，試件破壞時(shí)裂紋貫通就形成了多斜面剪切破裂面。在軸向應(yīng)力作用下，巖石產(chǎn)生縱向劈裂，平行σ2方向的劈裂紋向X方向產(chǎn)生張性擴(kuò)展，但是由于試驗(yàn)機(jī)的承壓板與試件端面之間的摩擦力限制區(qū)內(nèi)試件的側(cè)向擴(kuò)張，所以2條弧形破壞面是邊界約束效應(yīng)的效果。隨著第二主應(yīng)力的增加，砂巖試件有逐漸由剪切破壞向劈裂破壞轉(zhuǎn)移的趨勢。

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

通過安裝的6個(gè)聲發(fā)射探頭可以對聲發(fā)射事件進(jìn)行定位，以4#試件損傷破壞的聲發(fā)射定位過程進(jìn)行分析，圖8(a)是在加載到σ1=40 MPa單面卸荷后定位點(diǎn)情況，定位點(diǎn)95%處于試件表面，主要是由于夾具與試件表面錯(cuò)位摩擦造成的，少數(shù)定位點(diǎn)隨機(jī)在試件內(nèi)部，由于原生裂隙壓密引發(fā)；圖8(b)是σ1=70 MPa單面卸荷后的定位點(diǎn)情況，增加的定位點(diǎn)一部分出現(xiàn)在試件表面，另一部分分散在試件內(nèi)部；圖8(c)是σ1=80 MPa單面卸荷的定位點(diǎn)，增加的定位點(diǎn)出現(xiàn)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(diǎn)，增加的定位點(diǎn)主要集中在破裂面附近，在軸壓達(dá)到巖石損傷強(qiáng)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(jìn)行聲發(fā)射定位分析[13]，定位點(diǎn)比較集中，砂巖比花崗巖的原生裂隙更多，反復(fù)加卸荷對砂巖內(nèi)部的損傷更加徹底，破壞后有更多的裂隙發(fā)育及小面積破裂面形成，聲發(fā)射定位點(diǎn)分散，破壞后聲發(fā)射定位點(diǎn)集中區(qū)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(yīng)力的聲發(fā)射定位Fig.8 Acoustic emission localization of different first principal stresses of 4# test pieces

3 結(jié)論

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

2)聲發(fā)射能量與累計(jì)振鈴計(jì)數(shù)的變化趨勢與加卸荷過程相對應(yīng)，破壞階段之前隨著軸向應(yīng)力的增加，單面卸荷后聲發(fā)射能量峰值先增大后減小，在最大值點(diǎn)裂紋發(fā)育擴(kuò)展最劇烈，有破裂面形成。聲發(fā)射能量峰值提前于試件軸向應(yīng)力跌落，單面卸荷后，聲發(fā)射能量和振鈴計(jì)數(shù)大幅突增可作為巖石破壞的前兆，預(yù)測巖爆等動(dòng)力災(zāi)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(fā)射定位過程分析可知，在低軸壓載荷下巖石中活動(dòng)主要是裂隙壓密與發(fā)育，在達(dá)到巖石損傷強(qiáng)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(fā)射定位點(diǎn)集中區(qū)域與試件主要破裂面基本吻合。