雙孔膨脹致裂堅硬巖體裂隙擴展演化試驗研究

李團結(jié)，牟文輝，易瑞強，肖 曲，華 軍

（陜西陜煤黃陵礦業(yè)公司，陜西 黃陵 727307）

巖體作為礦井生產(chǎn)的基礎(chǔ)單元，隨煤炭資源回采呈現(xiàn)不同的演化特征[1]。隨著煤層開采尺寸和范圍的加大與堅硬巖體的共同影響，易造成懸而不垮。一旦垮落，垮落面積大并釋放巨大能量。為了保證“隨垮隨落”，不僅要考慮巖體的強度指標(biāo)，而且結(jié)合堅硬巖體致裂的裂隙擴展方向，進(jìn)一步保障安全開采。

礦井常用爆破致裂、水力壓裂等技術(shù)進(jìn)行致裂堅硬巖體[2-5]，隨著技術(shù)的不斷進(jìn)步，逐漸引入CO2預(yù)裂、膨脹致裂技術(shù)[6-10]。其中膨脹致裂以“無振動、無飛石、無噪音、無污染”的特點，更多的應(yīng)用于地下空間工程領(lǐng)域[11-14]。近年來，眾多學(xué)者對膨脹性能及其工程應(yīng)用進(jìn)行了豐富的研究。謝益盛等[15]分析影響膨脹壓力的“三大”因素，得出膨脹劑的最佳水灰比和水化反應(yīng)的“四個”階段；唐烈先等[16-17]在膨脹劑對混凝土的數(shù)值模擬中，提出了雙孔加壓下的合理孔間距；來興平等[18]利用膨脹劑對煤巖體試件進(jìn)行弱化致裂試驗，發(fā)現(xiàn)試件破碎軟化過程中會產(chǎn)生明顯的膨脹壓力，同時對試件內(nèi)部裂隙擴張具有促進(jìn)作用。針對巖體物理力學(xué)特征，通過單軸循環(huán)加、卸載過程中的巖體演化力學(xué)特征和巖體損傷特征，逐步向三軸加載下的巖體實驗研究轉(zhuǎn)變，探索巖體受力下的應(yīng)力傳播路徑、巖體微裂紋的擴展條件和斷裂準(zhǔn)則等，更好地反映工程擾動下的巖體演化的真實性[19-21]。Peng K 等通過分析巖石的儲能系數(shù)和能量耗散系數(shù)與巖石中裂紋角的關(guān)系，揭示混合壓力對砂巖變形特征的影響，發(fā)現(xiàn)巖石中裂紋角越大，巖石的儲能系數(shù)越大，能量耗散系數(shù)越小[22]。

上述學(xué)者針對巖體這一層面取得了一系列重要的研究成果，但通過“聲-波”檢測手段對模擬現(xiàn)場巖體膨脹致裂方面的研究相對較少。為此，以某礦21209 工作面懸頂為背景，以深部堅硬頂板巖體膨脹致裂為切入點，通過地質(zhì)普查、膨脹劑確定、實驗室試驗等方法，憑借聲發(fā)射（AE）、微震實時動態(tài)監(jiān)測巖體裂隙演化發(fā)展規(guī)律及破壞特征，為靜態(tài)膨脹致裂切頂提供實驗依據(jù)。

1 工程背景

1.1 礦井概況及生產(chǎn)條件

陜西中部地區(qū)隸屬于陜西煤業(yè)化工集團公司的某礦位于黃隴煤炭基地，核定生產(chǎn)能力8 Mt/a。礦井主要開采2#煤層是近水平煤層（傾角約1°～5°），屬于侏羅系中統(tǒng)延安組，為穩(wěn)定～較穩(wěn)定煤層。礦井主要開采二盤區(qū)，其中主采的21209 工作面采深在395～699 m 之間，西南緊鄰207 采空區(qū)，東北部緊鄰211工作面，東南至北一1#輔運大巷，其余為未采煤層。工作面地表標(biāo)高+1 175～+1 424 m，井下標(biāo)高+723～ +784 m；地面為中-低山林，周圍無建筑物和其他設(shè)施。工作面分布及覆巖特征如圖1。2#煤層上部普遍有1層12～25 m 的粉砂巖，其天然狀態(tài)抗壓強度普遍在58.35～76.7 MPa 之間，抗剪強度一般在4.22～6.4 MPa。

圖1 工作面分布及覆巖特征Fig.1 Distribution of working face and overburden characteristics

21209 工作面圍巖特性見表1。工作面設(shè)計走向長度約4 238 m，傾向長度約300 m，平均煤厚3.5 m，平均日推進(jìn)12 個循環(huán)，每循環(huán)約0.85 m。采煤法選用走向長壁后退式一次采全高；采空區(qū)頂板進(jìn)行全部垮落法處理。進(jìn)、回風(fēng)巷道尺寸（寬×高）分別為4.6 m×3.8 m、5.4 m×3.6 m，巷道頂部錨桿錨索聯(lián)合支護(hù)方式支護(hù)，錨桿、錨索預(yù)應(yīng)力分別不小于150、260 kN。

1.2 隅角頂板致裂現(xiàn)狀

通過21209 工作面頂板巖石力學(xué)實驗測得，單軸抗壓強度為68.8 MPa，抗拉強度為3.99 MPa，黏聚力C 為20.74 MPa，內(nèi)摩擦角φ 為35.56°，彈性模量E 為6.68 GPa。受工作面更替、巷道支護(hù)及頂板自身的共同影響下，導(dǎo)致工作面端頭頂板懸長在15～20 m 之間，不易垮落。突然垮落易把采空區(qū)內(nèi)的有毒有害氣體突然涌入工作面，極大威脅了礦井的安全生產(chǎn)。

為了解決此項問題，工作面采用膨脹致裂技術(shù)。在工作面前方50 m 的2 條巷道進(jìn)行切頂，根據(jù)工作面兩巷寬度，分別設(shè)計10、12 個切頂鉆孔。以運輸巷設(shè)計切頂孔為例，孔徑60 mm、鉆孔間距為0.4 m、孔長為6 m，并向采空區(qū)方向傾斜10°左右；為了保證致裂效果，采用封孔器進(jìn)行封孔。

2 致裂材料性能

2.1 致裂材料參數(shù)

為了得到選用致裂材料的配比參數(shù)，將4 種不同配比下的膨脹劑放入統(tǒng)一規(guī)格量筒內(nèi)，并干燥攪拌均直至無塊狀顆粒。為保證膨脹試驗的可靠性，將4 個燒杯放入統(tǒng)一環(huán)境中；所需純凈水提前24 h放置試驗室內(nèi)，保證初始水溫與室溫一致。4 種膨脹劑配比下的膨脹特征見表2。

表2 不同膨脹劑配比的膨脹特征Table 2 Expansion characteristics of different expansion agent ratios

初始狀態(tài)下，1∶1～1∶3 水灰比的漿液具有較好的流動性，1∶4 的流動性明顯不足且攪拌過程中阻力較大。靜置約10 min 后，漿液出現(xiàn)分層現(xiàn)象；持續(xù)靜置后，沉淀物表面逐漸干涸并開始凝固。水平膨脹呈現(xiàn)的龜裂變化，隨水灰比的增加而加劇。1∶1 的漿液表面干涸并凝固后不再有任何變化；1∶2 的漿液中間隆起，龜裂明顯；1∶3 時的漿液龜裂平緩且塊狀增大；1∶4 的漿液過于濃稠，燒杯脹裂無法觀測其膨脹后的體積形態(tài)?？v向膨脹特中膨脹體積發(fā)生明顯變化。其中1∶3 的漿液體積膨脹率最大，增大了約290%，體積膨脹了將近3 倍；1:4 時體積膨脹率達(dá)到了250%。因此，最佳水灰比選擇1∶3。

2.2 靜態(tài)破碎劑特性

選用致裂劑的膨脹力是決定致裂技術(shù)的一項重要性能指標(biāo)，現(xiàn)通過自主研發(fā)的膨脹力測試儀對其膨脹性能進(jìn)行測試。將致裂劑按照水灰質(zhì)量比1∶3攪拌均勻后倒入膨脹力測試儀中。受膨脹效應(yīng)影響，裝藥量約為測試容積的3/5。共進(jìn)行3 次測試，3次的徑向應(yīng)力結(jié)果均大于軸向應(yīng)力，雙向應(yīng)力測試結(jié)果如圖2。

圖2 雙向應(yīng)力測試結(jié)果Fig.2 Two-way stress test results

膨脹致裂劑的水化反應(yīng)過程中分為3 個階段：①0～70 min 內(nèi)，無明顯反應(yīng)特征；②70～100 min 內(nèi)，徑向和軸向應(yīng)力迅速增加到最大，反應(yīng)到最大值約需要20 min；③100 min 后，雙向應(yīng)力基本穩(wěn)定。加速期內(nèi)，徑向應(yīng)力和軸向應(yīng)力發(fā)生到最大值所需要的時間基本相同。結(jié)合致裂材料水化反應(yīng)現(xiàn)象，初期的致裂劑由流動性的膏體狀態(tài)逐漸轉(zhuǎn)變成具有一定彈性模量的固體，硬化固體與孔壁膠結(jié)約束了膨脹致裂劑軸向的應(yīng)變，從而使軸向應(yīng)力小于徑向應(yīng)力，徑向應(yīng)力反應(yīng)的更為劇烈。

水灰質(zhì)量比1∶3 的3 次測試致裂劑膨脹產(chǎn)生的平均徑向、軸向應(yīng)力為30.47、19.8 MPa，遠(yuǎn)大于巖石的抗拉強度。

3 致裂堅硬巖體的“聲-波”特征

3.1 物理模擬試驗搭建

根據(jù)現(xiàn)場頂板巖體力學(xué)特性、致裂參數(shù)的基礎(chǔ)，設(shè)計尺寸為1.2 m×1.2 m×1.3 m 的混凝土模型，實現(xiàn)水灰比1:3 的膨脹材料致裂下的效果。巖塊中間布置2 個間距為40 cm 的鉆孔，孔徑為40 mm、孔長120 cm。膨脹致裂堅硬巖體下的“聲-波”的檢測方案如圖3。巖塊四周分別布置微震10 個，四周探測點距頂、幫10 cm，正面的Ⅱ、Ⅴ探測點分別距兩幫和頂部60、10 cm。聲發(fā)射探測共布置4 個探測點，分別布置在前后左右4 個面的中部。

圖3 “聲-波”的檢測方案Fig.3 Detection scheme of“acoustic-wave”

根據(jù)所測得巖石抗壓強度為68.8 MPa，根據(jù)文獻(xiàn)［23］以0.8σc即55.04 MPa 進(jìn)行混凝土配比，按照所需強度查找相應(yīng)的混凝土模型配比見表3。該配合比所得強度為55 MPa，與設(shè)計強度相符。將水灰質(zhì)量比1∶3 的漿液裝入致裂孔中，并至液面距離孔口10 cm 處，采用錨固劑進(jìn)行封孔。

表3 混凝土模型配比Table 3 Concrete model ratio

3.2 致裂巖體微震分布特征

封孔后，膨脹致裂巖體進(jìn)行連續(xù)24 h 實時監(jiān)測，直至混凝土模型斷裂且裂縫不再發(fā)育。沿致裂孔水平方向，巖體一分為二，側(cè)面裂隙形成貫通。最后裂隙由巖體頂部向兩側(cè)延伸至底部，頂部裂隙寬度達(dá)到25 mm，膨脹致裂的巖體致裂特征如圖4。試驗動態(tài)微震分布特征如圖5。

圖4 巖體致裂特征Fig.4 Fracture characteristics of rock mass

圖5 試驗動態(tài)微震分布特征Fig.5 Dynamic microseismic distribution characteristics of the test

動態(tài)微震數(shù)據(jù)分析可知，大事件發(fā)生主要在前11 h 內(nèi)，隨后裂隙發(fā)育伴隨的微震事件數(shù)及其能量較小。通過分析前11 h 和整合11 h 以后的微震數(shù)據(jù)，膨脹致裂動態(tài)過程中的微震發(fā)生位置、能量大小等的分布特征。事件基本發(fā)生在鉆孔長度的中心周圍附近。

前4 h，事件總個數(shù)為43 次，能量均小于500 J。第5 h 內(nèi)發(fā)生過1 次能量為794.78 J 的事件；第6 h 發(fā)生3 次能量大于1 000 J 的事件，其中最大能量值為2 015.45 J；第7、8 h 微震事件降低，且每次發(fā)生的能量均小于500 J；第9 h，共發(fā)生微震事件41 次，占總數(shù)量的68.33%，且微震大能量事件最多，其中大于2 000 J 的為6 次；隨后9 h 后的微震事件的數(shù)量及能量開始減少。由此可知，致裂兩鉆孔中間的巖體部分開始發(fā)生裂隙并向外擴展貫通，膨脹致裂的第9 h 巖塊出現(xiàn)整體斷裂現(xiàn)象。全程微震事件能量-頻次特征如圖6。

圖6 全程微震事件能量-頻次特征Fig.6 Energy-frequency characteristics of whole-process microseismic events

全程致裂巖體的微震事件能量及頻次特征大體上分為3 個階段：

1）初始階段。在該階段鉆孔為攪拌均勻的膨脹劑沉淀及初始的水化反應(yīng)過程，其中有少量微震事件產(chǎn)生且單次事件的能量均小于500 J。隨著時間的推移，此階段膨脹劑并未持續(xù)反應(yīng)而是逐漸降低了反應(yīng)速率，且微震事件及能量也隨之減少。

2）膨脹階段。第9 h 內(nèi)發(fā)生的能量級頻次驟然增加，共釋放35 003.73 J 能量。其中大于2 000 J 的事件數(shù)持續(xù)時間約30 min，極大程度促進(jìn)了混凝土模型的脹裂，并使裂紋沿著兩鉆孔連線方向貫通。

3）殘余階段。膨脹劑反應(yīng)后期的膨脹劑持續(xù)反應(yīng)但反應(yīng)速率明顯降低。期間雖有大于500 J 的較大事件發(fā)生，但相隔時間較長，可知本階段膨脹劑的反應(yīng)逐漸加大混凝土模型的脹裂尺寸。

3.3 致裂巖體聲發(fā)射分布特征

整個聲發(fā)射監(jiān)測試驗過程中，第4～第18 h 接受到聲發(fā)射信號，巖體致裂過程中聲發(fā)射的能率和振鈴計數(shù)的分布趨勢基本相同，聲發(fā)射監(jiān)測數(shù)據(jù)圖如圖7。

圖7 聲發(fā)射監(jiān)測數(shù)據(jù)圖Fig.7 Acoustic emission monitoring data

第7、第8 h 時間內(nèi)聲發(fā)射事件信號減弱，第9 h 聲發(fā)射事件能率突然增加；第18 h 后，聲發(fā)射事件數(shù)及能率大幅度降低；第6 h 和第9 h 聲發(fā)射分別出現(xiàn)了峰值，第6 h 和第9 h 對應(yīng)的能率及振鈴計數(shù)分別為4.76×105mV·μs、2.13×103個，10.58×105mV·μs、3.23×103個。

4 致裂巖體的應(yīng)力及聲發(fā)射特征

4.1 RFPA 模型搭建

擾動應(yīng)力及AE 特征能夠充分揭示致裂巖體的變形特征。通過采用RFPA 軟件，建立堅硬巖體致裂的數(shù)值計算模型，達(dá)到致裂堅硬巖體應(yīng)力分布和聲發(fā)射分布特征的目的。設(shè)計模型尺寸為130 cm×130 cm，模型基元取1 cm×1 cm，數(shù)值模型總基元數(shù)共1.69×104個。模型邊界設(shè)為不透水邊界，模型側(cè)面限制水平移動、底面限制垂直移動，RFPA 數(shù)值模型如圖8，數(shù)值模擬物理參數(shù)見表4。

圖8 RFPA 計算模型設(shè)計Fig.8 RFPA calculation model design

表4 數(shù)值模擬物理參數(shù)Table 4 Numerical simulation of physical parameters

試件圍巖施加0.5 MPa 應(yīng)力，模擬巖層賦存條件下的圍巖壓力。模型中心對稱開挖2 個直徑為60 mm 的圓形鉆孔，孔間距為40 cm。整個加載過程中，通過水壓力加載方式模擬膨脹致裂，孔內(nèi)注水的初始壓力為1 MPa，注水孔壓每步增量0.2 MPa，控制步數(shù)為50 步，實際計算過程中出現(xiàn)大量裂紋停止運算。模型設(shè)置2 條應(yīng)力監(jiān)測線，監(jiān)測線Ⅰ位于鉆孔連線水平方向，監(jiān)測線Ⅱ位于鉆連線垂直方向。通過計算圍壓作用下雙孔巖石水壓致裂過程，分析鉆孔中心到邊界的裂紋發(fā)育、應(yīng)力分布、聲發(fā)射等分布情況。

4.2 裂隙發(fā)育特征

裂隙演化分布特征如圖9。初始狀態(tài)下在兩鉆孔周圍出現(xiàn)應(yīng)力增高，但未未達(dá)到破壞強度極限，無明顯裂隙產(chǎn)生。隨計算步數(shù)的增加至34 步時，鉆孔內(nèi)膨脹壓力達(dá)到7.8 MPa，基元體在開始破裂。

圖9 裂隙發(fā)育特征圖Fig.9 Characteristic diagrams of fracture development

第34 步節(jié)點下的裂隙沿鉆孔連線的水平方向發(fā)育。第34 步8 節(jié)前，各鉆孔的膨脹力致使各孔水平演化；第34 步8 節(jié)裂隙貫通。受孔間距40 cm 的影響，裂隙在達(dá)到模型邊界之前，內(nèi)部出現(xiàn)貫通，形成“一”字空腔結(jié)構(gòu)。裂隙的進(jìn)一步發(fā)育，對其發(fā)育方向有較好的控制作用。

4.3 裂隙發(fā)育過程中應(yīng)力分布特征

4.3.1 監(jiān)測線Ⅰ應(yīng)力曲線特征

膨脹致裂巖體的裂隙發(fā)育沿水平方向，產(chǎn)生較長裂隙直至破壞。監(jiān)測線Ⅰ巖體的應(yīng)力變化特征如圖10。

圖10 監(jiān)測線Ⅰ的應(yīng)力變化特征Fig.10 Stress variation characteristics on the monitoring line Ⅰ

初始狀態(tài)下，x、y、xy 方向的應(yīng)力幾乎無變化，僅在鉆孔周圍出現(xiàn)集中現(xiàn)象，如圖10（a）。隨著計算步數(shù)增加至34 步時，即鉆孔內(nèi)膨脹壓力達(dá)到7.8 MPa，應(yīng)力分布總體呈現(xiàn)y 向＞x 向＞xy 向，如圖10（b）～圖10（f）。34 步各節(jié)點的x、y 向應(yīng)力分布具有相似對稱性，且無應(yīng)力區(qū)范圍由鉆孔向模型兩側(cè)逐漸增大，兩側(cè)的應(yīng)力值逐漸減小。xy 向的應(yīng)力整體變化較小，不會影響裂隙發(fā)育的方向。

裂隙不斷演化，7 節(jié)、8 節(jié)鉆孔外側(cè)的應(yīng)力峰值明顯較大，且左側(cè)大于右側(cè)；中間位置的應(yīng)力峰值具有疊加趨勢。由此表明：裂隙由鉆孔向兩側(cè)逐漸發(fā)育、擴展，無應(yīng)力區(qū)范圍擴大且向中心靠攏，兩鉆孔裂隙易出現(xiàn)貫通，形成空腔。

4.3.2 監(jiān)測線Ⅱ應(yīng)力曲線特征

模型監(jiān)測線Ⅱ的初始狀態(tài)及34 步各節(jié)點的應(yīng)力分布特征如圖11。

初始狀態(tài)下3 個方向的應(yīng)力擾動基本無明顯變化；鉆孔內(nèi)膨脹壓力達(dá)到7.8 MPa 時，x、y 向應(yīng)力變化趨勢相似，且y 向＞x 向，xy 向應(yīng)力在0 MPa 附近震蕩。

34 步各節(jié)點的應(yīng)力分布中，y 向應(yīng)力變化比較劇烈。第34 步的2 節(jié)、4 節(jié)、6 節(jié)點下的y 向應(yīng)力呈出“V”型分布特征。模型上側(cè)邊緣，y 向應(yīng)力在垂直應(yīng)力作用下呈正值，基元體處于壓縮狀態(tài)，模型中部的應(yīng)力最大，一直處于拉伸狀態(tài)。隨著計算增加，模型中部拉應(yīng)力持續(xù)增大。7 節(jié)點下的y 向應(yīng)力鄒然增加，表明兩鉆孔之間裂隙發(fā)育、擴張，8 節(jié)點下y向應(yīng)力峰值出現(xiàn)波動且應(yīng)力峰值范圍擴大，此時模型裂隙逐漸擴大，并于兩鉆孔之間交匯貫通。

4.4 聲發(fā)射動態(tài)分布特征

致裂過程中同時伴隨裂紋不斷發(fā)育、擴展并向外發(fā)射出聲發(fā)射信號。產(chǎn)生聲發(fā)射的位置、數(shù)量與破裂之間的關(guān)系如圖12。致裂過程中聲發(fā)射信號可以直觀的發(fā)現(xiàn)其主要分布在鉆孔周圍，與裂紋的發(fā)育路徑基本吻合，且由裂紋由中心向兩側(cè)擴展，以鉆孔連線中心呈對稱形狀分布。

圖12 致裂過程中的聲發(fā)射圖Fig.12 Acoustic emission diagrams during the cracking process

初始狀態(tài)下兩鉆孔周圍并未出現(xiàn)明顯裂隙區(qū)，聲發(fā)射信號顯現(xiàn)不明顯。膨脹壓力的持續(xù)增加，裂紋數(shù)量不斷增加的同時向外發(fā)射出聲發(fā)射信號逐步增強，聲發(fā)射信號集中出現(xiàn)在鉆孔兩側(cè)。第34 步的4 節(jié)、6 節(jié)的聲發(fā)射信號（圖12（c）～圖12（d）），在鉆孔附近呈現(xiàn)“∞”形態(tài)分布特征。由于兩鉆孔間距相距40 cm，隨著持續(xù)增加，如圖12（e）。兩鉆孔中心處的聲發(fā)射信號形成疊加，兩端小中間大的“一”字長條形結(jié)構(gòu)；鉆孔外側(cè)沿裂隙擴展方向發(fā)射信號密集。

由此可知，在第34 步7 節(jié)處的鉆孔裂隙貫通。之后隨著計算步的增加聲發(fā)射信號繼續(xù)向模型邊界擴展，直至模型破壞失穩(wěn)為止。

5 結(jié) 論

1）膨脹劑水化反應(yīng)后，最佳水灰比為1∶3。致裂劑膨脹產(chǎn)生的平均徑向、軸向應(yīng)力為30.47 MPa 和19.8 MPa，遠(yuǎn)大于巖石的抗拉強度。

2）雙孔膨脹致裂下，巖塊最終沿雙孔水平連線位置處斷裂，破裂過程中產(chǎn)生的微震事件多集中在巖體中心位置。其中微震在第9 h 事件數(shù)及能量級最大，事件數(shù)約占總數(shù)量的68.33%，能量值大于2 000 J 的為6 次。

3）通過RFPA 可知，鉆孔內(nèi)膨脹壓力達(dá)到7.8 MPa，基元體在開始破裂。裂隙由鉆孔向兩側(cè)逐漸發(fā)育、擴展，內(nèi)部出現(xiàn)逐步貫通并形成“一”字空腔結(jié)構(gòu)。鉆孔出現(xiàn)的無應(yīng)力區(qū)范圍擴大且向中心靠攏，隨裂隙貫通形成空腔。

4）裂隙發(fā)育、擴展下的聲發(fā)射初始呈現(xiàn)“∞”形態(tài)分布特征，RFPA 計算中第34 步7 節(jié)處的鉆孔裂隙貫通，聲發(fā)射信號在鉆孔內(nèi)部形成疊加，呈現(xiàn)“兩端小中間大”的“一”字長條結(jié)構(gòu)，同時鉆孔外側(cè)裂隙擴展方向的發(fā)射信號密集。