實驗室煤與充填體組合試樣變形破壞特征研究

雷 順

（1.煤炭科學研究總院開采研究分院，北京 100013；2.中煤科工開采研究院有限公司，北京 100013；3.煤炭資源高效開采與潔凈利用國家重點實驗室，北京 100013）

0 引言

隨著近些年充填開采技術的發(fā)展，將膠結材料充入采空區(qū)支撐圍巖，減少采礦對上覆巖層的擾動，提高資源回收率，同時減少廢棄物在地表的排放，降低環(huán)境污染，膠結充填已成為一種煤炭綠色開采技術[1-2]。以矸石、粉煤灰和尾礦等礦山固廢為骨料的充填體和以砂巖、泥巖為主的散體通過不同組合方式形成不同的復合體系，充填組合體共同承載是控制巷道變形和巖層移動的關鍵之一，其穩(wěn)定性也決定了覆巖結構穩(wěn)定與井下空間安全。

在煤巖組合方式上：趙光明等[3]研究了高徑比差異條件下花崗巖巖石動態(tài)沖擊壓縮特性，并對破碎后巖樣進行吸收能分析；陳光波等[4-5]和樊玉峰等[6]指出了巖石強度與煤巖高徑比對煤巖組合體的強度特性與破壞機制的影響；SONG 等[7]將不同位置材料的廣義泊松比與標準煤、砂巖試樣的廣義泊松比進行比較，分析了組合模型中不同位置材料的極限抗壓強度，得到軟巖-煤組合試樣的力學特性主要受煤的影響，界面約束作用降低了近界面砂巖的強度，提高了近界面煤的強度；GAO 等[8]探究不同材料間存在相互作用和能量反饋的復合材料的脆性破壞，通過室內試驗和數值模擬研究了煤巖復合材料在單軸壓縮條件下的脆性破壞模式；張恒[9]介紹了煤矸組合結構破壞形式，探究了卸荷路徑下煤矸組合結構破壞失穩(wěn)的前兆信號特征；張澤天等[10]和郭東明等[11]分析了組合方式和傾角效應對煤巖組合體力學特性與破壞特征的影響規(guī)律等。在組合體破壞機制上：XIAO 等[12]采用實驗和理論方法研究了煤巖的損傷特征和突變破壞機制，建立了分形維數與煤巖損傷、釋放能量密度變化率和聲發(fā)射能量變化率之間的關系；余偉健等[13]通過不同高度比“巖-煤-巖”組合體的單軸加載試驗，分析不同高度比煤巖組合體加載破壞規(guī)律，通過室內單軸加載與顆粒流等方式分析組合體裂隙發(fā)育全過程；楊科等[14]對比分析砂巖-煤柱結構體的漸進破壞機制，指出組合體發(fā)生整體性破壞是由煤樣內部裂紋擴展至砂巖導致的；楊磊等[15]研究了循環(huán)加卸載下煤巖組合體的能量演化規(guī)律與破壞機制等；ZHAO 等[16]建立煤-軟巖界面黏結強度的等效模型，分析了煤泥巖試樣界面黏聚力、巖石厚度和應力水平對組合模型破壞行為的影響；王正義等[17]、朱傳杰等[18]研究了在靜態(tài)載荷和動態(tài)載荷下復合煤巖體的破壞特征和破壞形式。以上研究對于煤巖高徑比、煤巖組合形式、樣本預制裂紋或打設孔洞、裂縫傾角等方面開展了不同程度的試驗研究分析，并對不同形式組合體破壞特征規(guī)律進行分析。在改性研究方面：康紅普等[19-21]指出目前巷道改性主要指注漿技術，用于巷道圍巖加固，從注漿加固理論到檢測效果等方面，確定注漿加固效果來指導注漿參數設計；李文洲等[22]對煤巖體變形破壞影響因素及改性強化機理進行了分析研究；ZHANG 等[23]為提高裂隙巖體注漿加固效果，首次提出了自應力注漿加固理論，研制了自應力注漿材料，利用自行研制的試驗裝置對自應力注漿材料的膨脹應力進行了測試，分析了膨脹應力與膨脹劑含量的關系；王志等[24]研究靜態(tài)荷載和循環(huán)沖擊荷載下注漿加固巖石力學特性，利用落錘沖擊試驗裝置，對不同注漿類型紅砂巖試樣進行破壞機制與損傷演化模型研究。

以上研究工作充分表明煤巖組合體變形特征對理論研究與現場研究的指導意義，而現場注漿、采空區(qū)治理、房采區(qū)充填等方面大多是以煤與充填體組合的形式出現，但組合體變形破壞受充填體材料物理力學參數等指標的影響，尤其是蒙陜地區(qū)近水平煤層在巷道掘進過程出現的穩(wěn)定的夾矸層是一種常見現象，而夾矸層的存在對煤體結構尤其是煤幫變形破壞影響顯著，因此，需要改變組合試樣結構，其承載特性方面有待進一步細致研究，通過夾層來改善組合試樣破壞形式，可為后期改善巷道及工作面片幫、破壞失穩(wěn)等提供一種新的治理思路和方法。此外，揭示煤與充填體組合試樣的承載特性，探索闡明煤-充填體組合條件下變形破壞特征，以期為充填開采和巖層控制提供理論支持和科學依據，對采場頂板場頂板垮落、組合體破壞特征的研究亦具有一定的借鑒意義。

1 煤與充填體組合試樣的制備與試驗

1.1 試驗材料與試樣的加工制備

在巷道掘進過程中，由于軟弱泥巖夾矸層的存在，在遇水條件下泥巖發(fā)生變形破壞，導致巷道幫部與夾矸交界面處發(fā)生變形破壞及裂隙發(fā)育，尤其是界面處煤幫破壞較為顯著，如圖1 所示。試驗所采用的試樣取自陜西省某礦5-2煤層，依據國際巖石力學學會標準，首先使用取芯鉆機將煤塊鉆取50 mm的圓柱體煤試件，再通過鋸石機切割成所需試件高度，然后使用平面磨床將其兩端磨平，要求各試樣兩端不平行度不大于0.03 mm，兩端直徑偏差不大于0.02 mm，制成Φ50 mm×50 mm 試樣，如圖1（c）所示。

圖1 煤-夾矸-煤現場及煤樣制備實物圖Fig.1 Coal-gangue-coal on-site and physical image of coal sample preparation

為了研究充填體厚度對組合試樣的破壞特征，探討對組合試樣變形破壞的影響，采用水泥與粉煤灰膠結體作為充填體材料，如圖2 所示，選用水固比為0.8，不同固相比即水泥∶粉煤灰為1∶0、1∶1、1∶2、1∶3、1∶4、1∶5，研究漿液性能得到不同固相比下充填體材料的測試數據，見表1。

表1 水泥粉煤灰試驗測試數據表Table 1 Test data of cement fly ash

根據煤礦現場夾矸層厚度分布，組合試樣充填體材料選用水泥∶粉煤灰為1∶3（即試樣編號D）配比制作，粉煤灰∶Ⅱ級灰，需水量98%，燒失量5.78%，比表面積516 m3/kg，等級為42.5 級普通硅酸鹽水泥，比表面積370 m3/kg，養(yǎng)護7 d 其強度為2.21 MPa，28 d后強度穩(wěn)定在4.98 MPa。

組合試樣共分為4 組，Ⅰ組為純煤組合試樣，Ⅱ組為煤與6 mm 充填體組合試樣，Ⅲ組為煤與10 mm充填體組合試樣，Ⅳ組為煤與15 mm 充填體組合試樣，純煤與組合試樣中的煤均取自同一大塊型煤。單軸壓縮加載試驗中，純煤、6 mm 充填體、10 mm 充填體、15 mm 充填體組合試樣每組各3 個，部分試驗實物圖如圖3 所示，對組合試樣進行力學測試，獲取其力學參數。

1.2 試驗設備及方法

在散斑測試采集的應變場云圖中重點關注夾矸與煤層附近裂紋上方的矩形區(qū)域，每隔 3 ms 選取一張，共選取不同加載階段云圖來記錄分析試樣的變形及裂紋擴展過程。此過程應變場數據的變化以高速采集的第1 張云圖作為基準值，組合煤樣部分破壞瞬間裂紋貫穿采集區(qū)域，主應變場演化特征如圖4 所示。

圖4 非接觸式DIC 對組合試樣加載測試系統圖Fig.4 Non contact DIC loading test system diagram for composite samples

2 煤體與充填體組合加載破壞分析

煤體變形特征和強度之間不是單純的對應關系，主要是因為還有其他因素的影響，如煤層中含有夾矸、煤體結構的各向異性、內部可能存在缺陷等[18]。煤礦井下巷道與圍巖成型后，在受不同方向地應力作用下煤巖體會發(fā)生變形甚至出現片幫等現象，煤巖體不同程度的變形及片幫都會導致其最終發(fā)生破壞，本文通過對煤體與充填體組合試樣進行進行微觀掃描和實驗室測試分析，結合煤體與充填體破壞裂紋分布特征分析兩者之間的演化特征。

2.1 煤體與夾矸界面處微觀結構特征

考慮到在實際過程中煤體與夾矸界面處兩者物理力學性質的差異，而在實驗室測試中，尤其在煤體與充填體組合實驗中，對于煤體和充填體表面平整度也有著一定要求，故首先對現場煤層與夾矸界面處取樣，進行SEM 微觀結構測試，分析界面處兩者結構的差異?，F場煤層是一種非均質、多孔隙的組合體，其力學性能通常與其微觀結構密切相關，采用電鏡掃描（SEM）測試進一步進行煤體與夾矸界面處微觀結構特征分析，SEM 測試按平行片理開展，測試結果如果如圖5 所示。從圖5 中可以看出，夾矸表面片狀構造特征明顯，片狀礦物的走向與礦物排布方向基本一致，成相互平行定向排列，也存在少量的片狀礦物和粒狀礦物交替夾雜分布的情況。此外，在平行片理方向上的微裂隙極為發(fā)育，主要為片理面；在垂直片理方向的微裂隙發(fā)育較少，主要為礦物邊緣。煤體表面與夾矸有較大差異，煤體表面微觀結構為球狀顆粒，且其不規(guī)則邊緣逐漸渾圓化，礦物顆粒間裂隙數量多且粒間孔隙數量多，小粒徑顆粒充實于孔隙、片理面及與之平行的微裂隙中，使得煤體結構較為松散。

2.2 煤體與充填體承載結構及力學參數

對標準煤樣（Φ50 mm×100 mm）、純煤組合（兩個Φ50 mm×50 mm）、充填體厚度分別為6 mm、10 mm、15 mm 的組合試樣分別進行單軸壓縮試驗，試驗設備采用TAW-3000 電液伺服試驗機。首先，對單一的標準煤樣、純煤組合試樣基本物理力學參數進行測試；其次，對不同厚度充填體組合試樣進行單軸加載試驗，采用位移控制的加載方式，加載速度為0.005 mm/s，加載至試樣失穩(wěn)破壞，測得試樣物理力學參數，見表2，對組合試樣裂隙演化規(guī)律及宏觀破壞特征進行分析。

表2 組合試樣結構及對應物理力學參數表Table 2 Structure of composite samples and corresponding physical and mechanical parameters

通過對比實驗所得的數據，隨著充填體厚度的增加，組合試樣的抗壓強度降低，當充填體厚度為15 mm 時，在組合試樣中占比13%，組合試樣整體抗壓強度降低至5.74 MPa，相比標準煤樣降幅77.2%。對于組合試樣抵抗變形能力，主要由組合試樣中煤體與充填體各自的承載能力和二者之間的協調變形能力共同決定。組合試樣受充填體分割致其等效彈性模量降低、整體性弱化和承載能力下降。

煤與充填體組合試樣的承載結構不僅取決于煤體和充填體本身的力學性質，而且與充填體的位置、厚度等密切相關。在組合試樣承載過程中采用DIC對煤樣部分進行整體的應力-應變特征分析，發(fā)現了組合試樣的變形不協調性和應變集中化現象，以充填體厚度為6 mm 的組合試樣為典型代表來分析在單軸壓縮過程中組合試樣整體應變場的演變，如圖6 所示。階段一，當外部載荷較低時，層面處出現了明顯的應變集中現象，集中在煤樣的兩側邊緣處和充填體接觸的界面處，此時組合試樣所承載的應力等級較低；階段二，隨著載荷的增加，應變集中位置發(fā)生變化，向強度更低的位置進行調整，組合試樣在“煤樣-充填體”界面處逐步出現明顯的應變增加趨勢，呈現出一定的應變集中現象，其中下部煤樣與充填體界面處的應變要大于上部煤樣與充填體界面處的應變，此時下部煤樣承載強度開始增大；階段三，當承載的應力繼續(xù)增加，組合試樣下部煤樣與充填體界面處的應變集中程度增加，充填體上部煤樣整體的應變集中程度降低，隨著載荷的增加，處于應力集中處的裂隙得到了擴展和發(fā)育；階段四，承載的應力增加到組合試樣的極限強度時，組合試樣中煤樣出現明顯的裂隙，同時會出現彈射小煤體現象，甚至有較大塊度的煤塊從組合試樣上剝離出來，此階段過后組合試樣無法繼續(xù)承載。

圖6 煤體與充填體組合試樣單軸壓縮試驗Fig.6 Uniaxial compression test of composite samples of coal body and backfill

3 組合試樣變形特征分析

煤與充填體組合試樣的變形特征受界面處結構面特征與充填物成分、膠結程度等有關。當結構面充填物末膠結，結構面強度低于煤體強度，屬軟弱結構面；若結構面充填物呈現巖石沖刷、鈣質等充填膠結，結構面強度高于上下層煤體強度，不屬于軟弱結構面。若充填體強度大、變形量小，主要應變能集中在煤體本身且靠近充填體附近交界面處；若充填體強度低、變形量大，主要破壞發(fā)生在充填體處，且集中在靠近充填體接觸界面處煤體，此外，組合試樣力學性能與充填體本身承載能力有密切聯系，因此，在充填體附近布置1#～5#監(jiān)測點，如圖7 所示，通過對布置固定監(jiān)測點對應的應變演化曲線，分析組合試樣充填體及上下煤體變形特征。

圖7 組合試樣監(jiān)測點分布及對應的應變演化過程Fig.7 Distribution of monitoring points and corresponding strain evolution process for composite samples

為了比較不同充填體厚度和位置對組合試樣裂紋起裂和擴展規(guī)律的影響，基于上述關鍵應變帶位置，對各個充填體組合試樣進行裂紋關鍵點處的應變監(jiān)測分析，定量分析充填體周圍裂紋及其應變值。圖8 為不同充填體厚度組合試樣加載過程中1#～5#監(jiān)測點豎直位移隨時間變化的曲線。此外，考慮不同充填體厚度對同一監(jiān)測點主應力的影響，為便于分析對3#監(jiān)測點進行單獨監(jiān)測，不同充填體厚度3#監(jiān)測點豎直位移和時間演化曲線如圖9 所示。

圖8 不同充填體厚度組合試樣1#～5#監(jiān)測點豎直位移曲線Fig.8 Vertical displacement curve of monitoring points 1#-5#for composite samples with different thicknesses of backfill

圖9 不同充填體厚度3 個監(jiān)測點豎直位移和時間演化曲線Fig.9 Vertical displacement and time evolution curves of three monitoring points with different thicknesses of backfill

充填體厚度為6 mm 時，組合試樣在承載作用下豎直位移基本一致，在加載時間57 s 之前，5 處監(jiān)測點的豎直位移變化保持一致，加載時間57 s 后監(jiān)測點豎直位移開始出現差異，位于充填體上部的1#監(jiān)測點和2#監(jiān)測點豎直位移增長率降低，3#監(jiān)測點和位于充填體下部的4#監(jiān)測點、5#監(jiān)測點的豎直位移變化趨勢基本一致，3#監(jiān)測點豎直位移最大值為1.73 mm，，而位于充填體上部的1#監(jiān)測點、2#監(jiān)測點的豎直位移變化要小于3#監(jiān)測點、4#監(jiān)測點、5#監(jiān)測點的位移，其位移變化最大值為0.87 mm。

充填體厚度為10 mm 時，組合試樣在承載過程中各個監(jiān)測點豎直位移隨著加載時間逐漸增加，在加載0～13 s 時各監(jiān)測點豎直位移變化基本一致，13 s 過后3#監(jiān)測點位移相比其他監(jiān)測點發(fā)生變化，在加載時間至34 s 時，位于充填體上部的1#監(jiān)測點、2#監(jiān)測點與位于充填體下部的4#監(jiān)測點、5#監(jiān)測點位移開始分叉，此時充填體中心3#監(jiān)測點豎直位移變化速率增大，其位移變化最大值為1.24 mm，位于充填體上部的1#監(jiān)測點、2#監(jiān)測點豎直位移變化最小值為0.96 mm，位于充填體下部的4#監(jiān)測點、5#監(jiān)測點豎直位移變化最大值為7.56 mm。

充填體厚度為15 mm 時，組合試樣在承載過程中各監(jiān)測點的豎直位移發(fā)生變化，在加載時間8 s 后充填體中心3#監(jiān)測點豎直位移發(fā)生變化，在加載時間至31 s 時，位于充填體上部的1#監(jiān)測點、2#監(jiān)測點與位于充填體下部的4#監(jiān)測點、5#監(jiān)測點位移開始分叉，而充填體中心3#監(jiān)測點豎直位移變化速率增大，其位移變化最大值為1.89 mm，位于充填體上部的1#監(jiān)測點、2#監(jiān)測點豎直位移變化最小值為1.21 mm，位于充填體下部的4#監(jiān)測點、5#監(jiān)測點最大值為10.97 mm。

通過對1#監(jiān)測點、3#監(jiān)測點、4#監(jiān)測點不同厚度充填體組合試樣加載過程中豎直位移與時間曲線分析，可以得出位于充填體上部的1#監(jiān)測點的豎直位移最小值為0.87 mm，此時充填體厚度為6 mm；位于充填體下部的4#監(jiān)測點的豎直位移最大值為10.97 mm，此時充填體厚度為15 mm；從豎直位移變化來看，隨著充填體厚度的增加，不同位置監(jiān)測點處豎直位移也隨著增大，且充填體厚度越大，相比充填體上部、充填體本身，位于充填體下部的豎直位移變化越顯著。

此外，根據DIC 非接觸應力應變測量系統，并結合現場煤層與夾矸層交界面處SEM 微觀結構測試結果，從裂隙擴展方面，煤體與夾矸界面的微觀結構對其裂隙擴展有顯著影響，重點分析充填體本身裂紋擴展演化，在組合試樣破壞的全過程中，由于應力集中導致的微裂紋成核現象會在充填體中部偏下位置裂隙尖端形成局部應變帶，最終形成宏觀裂紋。圖10展示了充填體厚度為10 mm 的組合試樣中充填體處不同階段裂隙的最大主應變演化云圖，云圖中標識了各關鍵裂紋，并基于試樣的裂紋擴展特征將應變演化過程分為了三個階段。階段Ⅰ屬于裂紋成核階段，此時初始裂紋發(fā)育尚不成熟，充填體四周邊緣處均有不同程度的應變集中現象；階段Ⅱ宏觀裂紋出現并穩(wěn)定擴展，主應變帶覆蓋了整條裂紋，裂紋擴展由下向上，開始裂紋集中于充填體底部，且裂紋起裂過程拉伸作用占據主導。在該階段，充填體表面萌生出邊緣裂紋，最大主應變的聚集受主裂紋的影響；階段Ⅲ為試樣臨近破壞的階段，充填體主裂隙周邊開始萌生出趨勢相同的次生裂紋，該類型裂紋的起裂伴隨著不同程度的主應變和切應變集中，次生裂紋逐漸擴展至充填體邊緣，并貫通形成破壞。

圖10 充填體試樣對應的最大主應變演化云圖Fig.10 Maximum principal strain evolution cloud map corresponding to the backfill samples

4 結論

1）煤體與夾矸界面處的微觀結構特征，隨著充填體厚度的增加，組合試樣的抗壓強度逐漸降低。當充填體厚度為15 mm 時，在組合試樣中占比為13%，組合試樣整體抗壓強度降低至5.74 MPa，相比標準煤樣降幅為77.2%。組合試樣的抵抗變形能力主要由組合試樣中煤體與充填體各自的承載能力和二者之間的協調變形能力所共同決定。因充填體分割煤樣，組合試樣的等效彈性模量降低、整體性弱化和承載能力下降。

2）采用水泥粉煤灰配比測試現場原位取樣煤與充填體組合試樣力學特性，包括層位充填體材料配比及力學特性。煤與充填體組合試樣破壞表現出不同“軟層”層位導致煤與充填體組合試樣整體承載及破壞形式的改變。通過結合組合試樣的整體應變場演變，進行單軸壓縮試驗發(fā)現，煤與充填體組合試樣經歷了四個不同的破壞階段，包括：階段一，應變集中在煤樣邊緣和充填體接觸處；階段二，應變集中位置調整且煤與充填體界面應變逐漸增加；階段三，下部煤樣應變集中程度增加，上部減少，裂隙擴展；階段四，達到極限強度，煤樣出現裂隙和破壞。

3）煤與充填體變形破壞特征，充填體處不同階段裂隙的最大主應變演化云圖如圖10 所示。由圖10 可知，云圖中標識了各關鍵裂紋，充填體厚度為6 mm 時位于充填體上部的1#監(jiān)測點的豎直位移最小值為0.87 mm，充填體厚度為15 mm 時位于充填體下部的4#監(jiān)測點的豎直位移最大值為10.97 mm，充填體的存在對組合試樣的豎直位移產生明顯影響。

4）隨著充填體厚度增加，位于充填體下部的豎直位移增加更顯著。充填體在組合試樣的承載過程中起到了一定的約束作用，充填體厚度的增加會增加組合試樣的位移變化量。從豎直位移變化來看，隨著充填體厚度的增加，不同位置監(jiān)測點處豎直位移也隨著增大，且充填體厚度越厚，相比充填體上部、充填體本身，位于充填體下部的豎直位移變化越顯著。因此，在設計組合試樣時，需要考慮充填體的厚度，以避免出現不良的破壞模式和裂紋擴展?？傊?，在煤礦充填的生產和應用過程中，需要注意控制中部層位的壓實質量，以避免破壞和損壞的發(fā)生。