預制裂隙巖石單軸壓縮聲發(fā)射特征研究

牛心剛

(1.瓦斯災害監(jiān)控與應急技術(shù)國家重點實驗室， 重慶 400037； 2.中煤科工集團重慶研究院有限公司， 重慶 400037； 3.安徽理工大學 能源與安全學院， 安徽 淮南 232001)

0 引言

巖石破裂是其內(nèi)部的微裂隙萌生、擴展、貫通，直至出現(xiàn)宏觀裂隙的過程，研究該過程對深部開采中巖體動力災害的預測具有重要意義[1-2]。實際工程中很多巖體含有斷層、節(jié)理及裂隙等宏觀構(gòu)造，巖石受力破裂過程中伴隨有聲發(fā)射現(xiàn)象[3]，因此研究預制裂隙巖石破裂特征及破裂過程中聲發(fā)射信號變化規(guī)律可為巖體動力災害預測提供理論基礎。

眾多學者對巖石受力破裂特征及破裂過程的聲發(fā)射信號變化規(guī)律開展了大量研究工作。付金偉等[4]利用透明樹脂材料制作雙裂隙試件，構(gòu)建了新型彈脆性本構(gòu)關(guān)系，詳細分析了試件的裂隙擴展與貫通過程。李地元等[5]利用SHPB試驗平臺對含預制裂隙的矩形大理巖試樣進行動態(tài)沖擊試驗，研究了端部裂隙形態(tài)對巖石動態(tài)力學特性及裂隙擴展的影響。趙振等[6]研究了預制裂隙煤樣的破壞特征，發(fā)現(xiàn)了煤樣不同加載階段聲發(fā)射分形維數(shù)變化規(guī)律可作為煤巖動力災害的前兆信息。Yang Shengqi等[7-8]利用高速攝像技術(shù)研究了單裂隙及2條平行非共面裂隙砂巖的破裂失穩(wěn)過程，分析了裂隙傾角和長度、巖橋傾角等對裂隙擴展貫通及力學特性的影響。蘇海健等[9]對含縱向裂隙的砂巖進行了單軸壓縮試驗，結(jié)果表明其峰值強度和峰值應變隨裂隙長度的增大先減小后增大，試樣沿裂隙尖端發(fā)生劈裂破壞。宋彥琦等[10]通過對預制裂隙大理巖試樣進行加卸載試驗，發(fā)現(xiàn)在不同加載條件下裂紋高發(fā)在與裂紋面夾角為-100～-130°的區(qū)域。賈炳等[11]探究了煤樣在加載過程中的聲發(fā)射響應規(guī)律。張艷博等[12]基于頻譜分析和信息熵理論，采用單軸壓縮聲發(fā)射試驗研究了干燥與飽水狀態(tài)下的煤矸石破裂全過程及多參數(shù)聲發(fā)射前兆信息變化規(guī)律。王林均等[13]采用單軸壓縮聲發(fā)射試驗研究了多種脆性巖石破裂特征和聲發(fā)射信號規(guī)律，得到了巖石試件內(nèi)部顆粒間的膠結(jié)強度對聲發(fā)射累計振鈴計數(shù)、聲發(fā)射能量的影響。左建平等[14]采用單軸壓縮聲發(fā)射試驗研究了標準巖樣、標準煤樣和煤巖組合體的破裂特征和聲發(fā)射信號規(guī)律，得到了三者之間破壞機制的差異。

為了研究預制裂隙巖石失穩(wěn)破壞過程中聲發(fā)射特征，在上述研究的基礎上，筆者開展了預制不同傾角裂隙巖石的單軸壓縮聲發(fā)射試驗，分析了預制裂隙巖石變形破壞特征及聲發(fā)射信號變化規(guī)律。

1 單軸壓縮試驗

試驗所用巖石取自淮南礦業(yè)(集團)有限責任公司潘北煤礦細砂巖層，試驗共制備8塊高度為100 mm、直徑為50 mm的標準試件，分為4組，其中1組為完整試件，其余3組為預制傾角30，45，60°裂隙試件(預制裂隙傾角定義為裂隙與軸向加載方向的夾角)，如圖1所示。采用金剛石電動切割機對試件預制裂隙，裂隙尺寸為長60 mm、寬3 mm、深20 mm。試驗采用RMT-150B剛性伺服控制壓力機和DS5-16B多通道聲發(fā)射監(jiān)測設備。

圖1 試件制備Fig.1 Specimens preparation

2 試驗結(jié)果

2.1 應力-應變曲線及宏觀破壞形態(tài)

完整及預制裂隙試件的應力-應變曲線及宏觀破壞形態(tài)如圖2所示。

由圖2(a)可知：完整試件抗壓強度較大，為64.45 MPa，峰后應力-應變表現(xiàn)出應變脆性特征，軸向應變較大，為0.016 0；完整試件應力-應變曲線由壓密階段、彈性階段、塑性階段和殘余變形階段構(gòu)成；完整試件的破壞類型以拉伸劈裂破壞為主。

由圖2(b)可知：在相同載荷作用下，預制裂隙尖端產(chǎn)生的應力集中使試件更易發(fā)生破壞，進而影響60°預制裂隙試件抗壓強度，表現(xiàn)為試件抗壓強度降低，為49.35 MPa，峰后應變脆性特征有所增強，軸向應變減小，為0.014 4；60°預制裂隙試件的新生裂隙擴展形式[15]主要為預制裂隙兩端產(chǎn)生拉伸翼裂隙及剪切反翼裂隙并擴展至試件頂?shù)撞浚?0°預制裂隙試件的破壞類型以預制裂隙兩端的拉伸破壞為主，剪切破壞為輔。

由圖2(c)可知：由于45°預制裂隙走向與加載方向較60°預制裂隙更加傾向于平行，預制裂隙尖端應力集中增強，致使45°預制裂隙試件抗壓強度較60°預制裂隙試件降低，為38.53 MPa，峰后應力-應變也表現(xiàn)出較強的應變脆性特征，軸向應變進一步減小，為0.011 4；45°預制裂隙試件的新生裂隙擴展形式主要為預制裂隙上端產(chǎn)生拉伸翼裂隙及拉剪復合反翼裂隙并擴展至試件頂?shù)撞?，預制裂隙下端產(chǎn)生剪切次生裂隙并擴展至試件底部；45°預制裂隙試件的破壞類型以預制裂隙兩端的拉剪復合型破壞為主。

由圖2(d)可知：由于30°預制裂隙走向與加載方向傾向于平行，試件易沿預制裂隙發(fā)生剪切滑移破壞，致使30°預制裂隙試件抗壓強度比60°和45°預制裂隙試件都小，為30.94 MPa，峰后應力-應變也表現(xiàn)出較強的應變脆性特征，軸向應變進一步減小，為0.011 0；30°預制裂隙試件的新生裂隙擴展形式主要為預制裂隙兩端產(chǎn)生剪切翼裂隙和剪切次生裂隙并擴展至試件頂?shù)撞浚?0°預制裂隙試件的破壞類型以預制裂隙兩端的純剪切破壞為主。

(a) 完整試件

(b) 60°預制裂隙試件

綜合上述分析可得：壓力機加載過程中，試件易在預制裂隙尖端產(chǎn)生應力集中，宏觀表現(xiàn)為預制裂隙處新生裂隙的萌生、擴展及試件的最終脆性斷裂；隨著預制裂隙傾角的減小，試件的破壞特征由拉伸劈裂破壞向剪切滑移破壞轉(zhuǎn)變。

2.2 聲發(fā)射特征

各預制裂隙試件單軸壓縮破壞過程應力-時間曲線、聲發(fā)射能量及振鈴計數(shù)變化曲線如圖3所示。在預制裂隙試件的壓密階段，壓力機的加載應力較小，原生裂隙變形閉合，次生裂隙萌生發(fā)育，此階段形成的微裂隙較少，裂隙間的摩擦錯動和拉剪破壞能力弱，試件破壞產(chǎn)生的彈性波較少，裂隙壓密、萌生和擴展規(guī)模處在微觀級別，此時聲發(fā)射能量和振鈴計數(shù)處于較低水平。隨著壓力機的加載應力升高，壓力機輸入的能量以彈性能形式儲存在試件中，此時原生裂隙壓密和新生裂隙萌生擴展。預制裂隙傾角分別為60，45，30°時，聲發(fā)射能量和振鈴計數(shù)首次出現(xiàn)峰值點對應的時間分別為101，75，37 s，軸向應力分別為25.6，18.9，9.2 MPa。由此可見，隨著預制裂隙傾角的減小，試件首次出現(xiàn)宏觀裂隙(聲發(fā)射能量和振鈴計數(shù)首次出現(xiàn)峰值點)時的時間提前、所需加載的軸向應力變小。這是由于隨著預制裂隙傾角減小，試件的破壞特征由拉伸劈裂破壞向剪切滑移破壞轉(zhuǎn)變，破裂面間的摩擦效應增強，試件破壞釋放的彈性波增多。試件表面首次出現(xiàn)宏觀裂隙時，儲存在試件中的彈性能以試件表面宏觀裂隙薄弱面為釋放通道進行釋放，試件發(fā)出爆鳴聲，聲發(fā)射能量和振鈴計數(shù)呈突變增長，表現(xiàn)為“孤震”型。

預制裂隙試件聲發(fā)射累計振鈴計數(shù)曲線如圖4所示?？煽闯隼塾嬚疋徲嫈?shù)隨加載時間的增加呈非線性上升趨勢，其中30°預制裂隙試件聲發(fā)射累計振鈴計數(shù)隨加載時間的增加上升最快，60°預制裂隙試件聲發(fā)射累計振鈴計數(shù)隨加載時間的增加上升最慢。這主要是由于30°預制裂隙兩端產(chǎn)生的新生裂隙數(shù)量最多、擴展速度最快，能量釋放最劇烈；60°預制裂隙走向與加載方向傾向于垂直，60°預制裂隙兩端產(chǎn)生的新生裂隙數(shù)量較30，45°預制裂隙兩端多，但新生裂隙擴展速度最緩慢，能量釋放最弱。

3 結(jié)論

(1) 預制裂隙的存在影響巖石試件的抗壓強度和變形破壞特征，主要表現(xiàn)為隨著預制裂隙傾角的減小，試件的抗壓強度逐漸降低，達到峰值應力的時間逐漸縮短，破壞時的軸向應變逐漸減小，試件的破壞特征由拉伸劈裂破壞向剪切滑移破壞轉(zhuǎn)變。

(a) 60°預制裂隙試件

(b) 45°預制裂隙試件

(c) 30°預制裂隙試件

圖4 預制裂隙試件聲發(fā)射累計振鈴計數(shù)曲線Fig.4 Cumulative acoustic emission ringing count curve of prefabricated fissure specimens

(2) 隨著預制裂隙傾角的減小，試件首次出現(xiàn)聲發(fā)射能量和振鈴計數(shù)峰值的時間提前、所需加載的軸向應力減小；聲發(fā)射累計振鈴計數(shù)隨加載時間的增加呈非線性上升趨勢，且預制裂隙傾角越小，聲發(fā)射累計振鈴計數(shù)上升速率越快。