充填體?散體膠結(jié)組合體力學(xué)特性試驗(yàn)研究

趙兵朝 ，王京濱 ，張 晴 ，馬云祥 ，翟 迪 ，陳 攀 ，韋啟蒙 ，郭亞欣

（1.西安科技大學(xué) 能源學(xué)院, 陜西 西安 710054；2.西安科技大學(xué) 西部礦井開(kāi)采及災(zāi)害防治教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室, 陜西 西安 710054）

0 引 言

充填開(kāi)采是解決“三下”壓煤和遺煤復(fù)采的有效方法，目前遺煤復(fù)采以條帶開(kāi)采遺留的采空區(qū)為主[1-2]，現(xiàn)階段針對(duì)遺煤復(fù)采的技術(shù)方法是把原來(lái)遺留的采空區(qū)進(jìn)行一次全部充填，待充填體自身達(dá)到一定強(qiáng)度后回采各遺留煤柱，并根據(jù)遺留煤柱兩側(cè)充填體的穩(wěn)定性有選擇地對(duì)遺留煤柱采出后的采空區(qū)實(shí)施二次充填，以此支撐上覆巖層的關(guān)鍵層[3]。因此，采空區(qū)遺煤復(fù)采的關(guān)鍵問(wèn)題轉(zhuǎn)化為對(duì)充填體力學(xué)特性的研究，如果其力學(xué)參數(shù)能夠控制遺留煤柱回采后的覆巖運(yùn)移，不僅可以實(shí)現(xiàn)遺煤的綠色開(kāi)采，也對(duì)我國(guó)煤炭工業(yè)的可持續(xù)發(fā)展和國(guó)家能源供應(yīng)有重大的意義。

傳統(tǒng)的條帶采煤法將煤炭資源采出后，采空區(qū)直接頂巖層在覆巖壓力作用下發(fā)生垮落后形成冒落區(qū)，直接頂垮落后的破碎巖體堆積在采空區(qū)底板形成散體結(jié)構(gòu)[4]，專(zhuān)家學(xué)者們無(wú)論是在嗣后充填開(kāi)采還是注漿充填減沉方面，都提到了采空區(qū)底板存在冒落矸石這一顯著特征，鄧念東等[5]和孫希奎[6]在條帶采空區(qū)充填時(shí)發(fā)現(xiàn)冒落矸石均為直接頂巖體，且冒落矸石不接頂；孫闖等[7]通過(guò)現(xiàn)場(chǎng)觀(guān)測(cè)發(fā)現(xiàn)采空區(qū)底板上的垮落堆積巖體是與直接頂巖性分布相關(guān)的組合巖性，且垮落巖體的粒徑自下而上依次增大；王建學(xué)等[8-10]通過(guò)對(duì)采空區(qū)的冒落矸石空隙進(jìn)行注漿充填，發(fā)現(xiàn)冒落矸石內(nèi)部的漿液凝固后有膠結(jié)性能且有一定的強(qiáng)度；朱磊等[11]研究了不同濃度矸石漿體在垮落矸石內(nèi)的流動(dòng)擴(kuò)散規(guī)律，認(rèn)為矸石漿體沿流動(dòng)方向質(zhì)量濃度呈現(xiàn)逐漸下降的趨勢(shì)。與此同時(shí)，馮光明等[12]利用超高水充填材料對(duì)采空區(qū)進(jìn)行自流性充填，發(fā)現(xiàn)凝固后的充填體與頂板垮落矸石形成一個(gè)完整的結(jié)構(gòu)體；許家林等[3]利用漿體膨脹復(fù)合材料對(duì)短壁工作面冒落區(qū)進(jìn)行嗣后充填，形成了冒落矸石與漿體充填材料的組合充填體。

盡管以上專(zhuān)家學(xué)者在對(duì)采空區(qū)充填時(shí)均發(fā)現(xiàn)了底板上存在垮落巖體的現(xiàn)象，充入采空區(qū)內(nèi)的充填材料也必然會(huì)與散體結(jié)構(gòu)形成組合體，但均未對(duì)其力學(xué)特性及其破壞規(guī)律進(jìn)行相關(guān)研究；目前在進(jìn)行充填體強(qiáng)度設(shè)計(jì)時(shí)，通常將充填體考慮為通體均質(zhì)、連續(xù)、結(jié)構(gòu)完整且各向同性的彈塑性材料，并且是以完整充填體強(qiáng)度值作為參考依據(jù)[13]，而針對(duì)直接頂垮落巖體影響充填體力學(xué)特性的研究卻鮮有報(bào)道。

為此，以短壁冒落區(qū)嗣后充填開(kāi)采常見(jiàn)的膏體充填材料為例，基于組合體力學(xué)模型的研究思路，提出了充填體?散體膠結(jié)組合體的結(jié)構(gòu)模型，利用壓力試驗(yàn)機(jī)對(duì)組合體試樣進(jìn)行單軸壓縮試驗(yàn)，借助聲發(fā)射的AE 事件對(duì)組合體加載過(guò)程中的變形破壞過(guò)程進(jìn)行表征，并以此建立了充填體?散體膠結(jié)組合體的兩階段破壞模型，研究組合體在不同散體巖性、高度及充填體強(qiáng)度條件下的力學(xué)特性及其破壞規(guī)律。

1 充填體?散體膠結(jié)組合體模型建立

1.1 模型試驗(yàn)背景

根據(jù)短壁冒落區(qū)嗣后充填的技術(shù)原理[3]，短壁工作面回采結(jié)束后，采空區(qū)上方一定范圍的巖層斷裂、破碎并垮落，頂板垮落的矸石雜亂堆積在采空區(qū)垮落帶內(nèi)形成散體結(jié)構(gòu)，如圖1a 所示；利用充填材料對(duì)短壁冒落區(qū)的空隙進(jìn)行充填，形成冒落矸石與充填材料的組合充填體，以支撐上覆關(guān)鍵層，如圖1b所示；待充填體自身達(dá)到一定強(qiáng)度后，回采遺留的條帶煤柱，并根據(jù)充填體的穩(wěn)定性有選擇的對(duì)煤柱采出后的采空區(qū)實(shí)施充填（或不充填），最終形成多個(gè)間隔的散體膠結(jié)與充填體的組合體共同支撐上覆關(guān)鍵層，從而有效控制覆巖運(yùn)移和地表沉陷，如圖1c所示。膏體充填工藝如圖2 所示。

圖1 充填體?散體膠結(jié)組合體工程結(jié)構(gòu)Fig.1 Engineering structure of filling - bulk cementing combination

圖2 冒落區(qū)嗣后膏體充填工藝流程Fig.2 Process flow of subsequent paste filling in caving zone

1.2 模型簡(jiǎn)化

通過(guò)大海則煤礦在地面構(gòu)建的矸石山模擬垮落帶矸石漿體充填的試驗(yàn)可以看出[11]，質(zhì)量濃度為75%的矸石粉煤灰漿體可以沿動(dòng)流坡度以淌流的方式在巖塊間擴(kuò)散，但是漿體中的矸石顆粒（粒徑在0.075～4.75 mm 占80%）在漿液擴(kuò)散過(guò)程中不易流動(dòng)到矸石堆的底部，而水泥和粉煤灰組成的細(xì)顆粒漿體由于離析作用可以沿巖塊顆粒間的空隙進(jìn)行流動(dòng)擴(kuò)散。膏體充填材料中的矸石粒徑、質(zhì)量濃度及垮落矸石特性與上述試驗(yàn)類(lèi)似，粗顆粒矸石也不易流動(dòng)到散體的底部，因此，對(duì)充填體?散體膠結(jié)組合體的工程結(jié)構(gòu)模型作以下假設(shè)和簡(jiǎn)化：①頂板巖層具有良好的破碎特性和規(guī)則的垮落性；②散體堆積體頂面為平面；③散體結(jié)構(gòu)中僅有細(xì)顆粒漿體沿顆粒間的空隙擴(kuò)散至內(nèi)部；④充填體和膠結(jié)散體的漿體質(zhì)量濃度一致，忽略充填料漿中的水泥粉煤灰漿體的流失量。

基于上述分析，借鑒當(dāng)前垮落帶注漿充填和煤巖組合體的試驗(yàn)方法[14-16]，將充填體?散體膠結(jié)充填體實(shí)際工程模型轉(zhuǎn)化為如圖3 所示的室內(nèi)試驗(yàn)?zāi)Ｐ汀?/p>

圖3 組合體室內(nèi)試驗(yàn)?zāi)Ｐ虵ig.3 Combination indoor test model

2 充填體?散體膠結(jié)組合體試驗(yàn)

2.1 組合體試驗(yàn)材料選取

實(shí)際工程中頂板破碎巖體的散體結(jié)構(gòu)粒徑通常較大，試驗(yàn)一方面要求有大型的試驗(yàn)設(shè)備，另一方面受限于采空區(qū)破碎巖體全尺度樣本索取困難，因此通常對(duì)原堆石體的尺寸進(jìn)行一定的縮小，使之適應(yīng)試驗(yàn)的要求[17]。相似級(jí)配法是將原堆石體的級(jí)配曲線(xiàn)按照最大粒徑相對(duì)于試樣允許的最大粒徑進(jìn)行倍數(shù)縮小，若現(xiàn)場(chǎng)冒落矸石堆積體與試驗(yàn)散體滿(mǎn)足以下條件：堆積體的母巖相同；兩組堆積體的顆粒形狀相似；級(jí)配曲線(xiàn)相似（2 組級(jí)配曲線(xiàn)通過(guò)平移可近似重合）；孔隙率相同；則2 組堆積體的應(yīng)變參數(shù)和變形參數(shù)具有一致性或相似性[17-18]，即可以利用相似級(jí)配得到的散體來(lái)模擬現(xiàn)場(chǎng)冒落矸石堆積體的力學(xué)特性。

2.1.1 試驗(yàn)散體巖性

目前我國(guó)的遺煤開(kāi)采礦井主要集中于東部省份，通過(guò)對(duì)我國(guó)東部省份遺煤賦存地區(qū)直接頂板巖性進(jìn)行統(tǒng)計(jì)，其直接頂巖性以砂巖居多[7]，結(jié)合礦井地質(zhì)條件以及巖石選取的方便性和快捷性，將粉砂巖、粗砂巖及灰?guī)r作為冒落區(qū)散體巖性進(jìn)行研究，選取的破碎巖體均來(lái)自同一區(qū)域的頂板巖體，并采用顎式破碎機(jī)對(duì)頂板巖體進(jìn)行破碎，確保母巖相同且顆粒形狀相似。試驗(yàn)所需的灰?guī)r、粉砂巖和粗砂巖均取自山東省某煤礦，在自然含水狀態(tài)下，粉砂巖的單軸抗壓強(qiáng)度13.7 MPa，粗砂巖的單軸抗壓強(qiáng)度為31.2 MPa，灰?guī)r的單軸抗壓強(qiáng)度為47.1 MPa。

2.1.2 試驗(yàn)散體高度及粒徑級(jí)配

由于條帶開(kāi)采冒落區(qū)的隱蔽性和不可接近性，關(guān)于采空區(qū)內(nèi)冒落巖體高度和形態(tài)的觀(guān)測(cè)數(shù)據(jù)較少，考慮遺煤復(fù)采與初次開(kāi)采的時(shí)間間隔較長(zhǎng)、遺留煤柱不規(guī)則、直接頂巖層的垮落不均勻等原因，在研究散體高度對(duì)組合體的影響時(shí)，以最不利的工況作為試驗(yàn)研究的邊界，將散體的最大高度設(shè)置為80 mm（試樣總高為100 mm）。在冒落巖體的塊度級(jí)配方面，僅有少數(shù)資料對(duì)其進(jìn)行研究，文獻(xiàn)[19]認(rèn)為頂板巖體垮落后的塊度級(jí)配近似滿(mǎn)足正態(tài)分布，文獻(xiàn)[20]通過(guò)對(duì)采空區(qū)拍攝的照片進(jìn)行塊度統(tǒng)計(jì)分析，發(fā)現(xiàn)直接頂垮落巖體中占比最大的粒級(jí)為0.4～0.6 m，粒級(jí)總體滿(mǎn)足正態(tài)分布（圖4），進(jìn)一步驗(yàn)證了文獻(xiàn)[19]的結(jié)論。

圖4 采空區(qū)冒落巖體相似級(jí)配曲線(xiàn)Fig.4 Similar gradation curve of caving rock mass in goaf

根據(jù)冒落破碎巖塊分形自相似性和堆石體的顆粒級(jí)配相似性原理，試驗(yàn)中的散體是將完整巖體人工破碎后，按照粒徑大小分成[0, 0.5]、(0.5, 1]、(1, 4]、(4, 6]、(6, 8]、(8, 12]、(12, 16] mm 共7 種級(jí)別，將上述7 種粒徑的散體按照質(zhì)量分?jǐn)?shù)5%、5%、10%、35%、15%、15%、15%進(jìn)行組合，組合后的散體堆積試樣粒徑級(jí)配滿(mǎn)足正態(tài)分布（圖4）?？紤]到散體顆粒粒徑尺寸效應(yīng)的影響，根據(jù)國(guó)內(nèi)外學(xué)者的研究[21-23]，要求試樣直徑與巖石最大粒徑的比值D/dmax≥5，試驗(yàn)?zāi)＞邇?nèi)徑為100 mm，為將散體的尺寸效應(yīng)對(duì)試驗(yàn)結(jié)果的影響降到最低，試驗(yàn)將巖體的最大粒徑控制在16 mm。

2.1.3 試驗(yàn)散體材料孔隙率

將灰?guī)r、粗砂巖及粉砂巖按照?qǐng)D4 所示的粒徑級(jí)配組合體積V0=500 cm3的散體，將3 組散體分別放入量筒中，然后向量筒中倒水至散體的頂面，倒入量筒中水的體積即為散體的孔隙體積，灰?guī)r、粗砂巖及粉砂巖的孔隙率見(jiàn)表1，根據(jù)文獻(xiàn)[20]可知采空區(qū)冒落巖體的孔隙率為25%左右，試驗(yàn)散體孔隙率與采空區(qū)冒落巖體孔隙率誤差小于5%，滿(mǎn)足相似級(jí)配法中對(duì)于孔隙度的要求。

表1 散體孔隙率Table 1 Porosity of bulk

2.2 試驗(yàn)方案及試樣制作

為研究散體高度、巖性及充填體強(qiáng)度對(duì)充填體?散體膠結(jié)組合體力學(xué)特征的影響規(guī)律，共設(shè)計(jì)3 組對(duì)比試驗(yàn)：①設(shè)置散體巖性為灰?guī)r、粉砂巖及粗砂巖3 種不同散體巖性的組合體；②設(shè)置不同充填體和膠結(jié)散體的高度比（以下簡(jiǎn)稱(chēng)充散高度比）為8∶2(4∶1)、7∶3、6∶4(3∶2)、5∶5(1∶1)、4∶6(2∶3)、3∶7、2∶8(1∶4)的組合體；③設(shè)置充填體中水泥質(zhì)量分?jǐn)?shù)分別為5%、10%和15%的組合體；共11 組單一變量試樣；為了與單一變量試驗(yàn)形成對(duì)比分析，設(shè)置單一粉砂巖、粗砂巖和灰?guī)r膠結(jié)體試樣，以及水泥質(zhì)量分?jǐn)?shù)為5%、10%和15%的單一充填體試樣，共6 組強(qiáng)度對(duì)照試樣，試驗(yàn)分組見(jiàn)表2。

表2 充填體?散體膠結(jié)組合體試樣單軸壓縮試驗(yàn)結(jié)果Table 2 Uniaxial compression test results of filling - bulk cemented combination body

配制水泥質(zhì)量分?jǐn)?shù)分別為5%、10%、15%，質(zhì)量濃度為78%的充填體，膠結(jié)散體的水泥粉煤灰漿體配比參照其上部充填體中的水灰比進(jìn)行配制，煤矸石經(jīng)過(guò)破碎處理并篩選，試驗(yàn)所需的煤矸石粒度介于0.1～2.5 mm，充填體各材料配比見(jiàn)表3。

表3 充填體質(zhì)量配比Table 3 Mass ratio of paste

充填體?散體膠結(jié)組合體試樣制作過(guò)程：①散體充填：首先根據(jù)散體的不同高度和巖性將其按照設(shè)計(jì)粒徑級(jí)配均勻混合，然后將混合好的散體顆粒均勻倒入100 mm×100 mm×100 mm 的立方體模具中；②散體膠結(jié)充填：將配置好的水泥粉煤灰漿體充填至散體頂面，以漿體頂面漏出矸石為宜；③充填體充填：在漿體充入散體靜置30 min 后，將充填材料充填至100 mm 高度；④脫模養(yǎng)護(hù)：將充填完成的試樣放入養(yǎng)護(hù)箱，溫度為（20±5）℃、相對(duì)濕度為（95±5）%，養(yǎng)護(hù)3 d 后拿出脫模繼續(xù)養(yǎng)護(hù)至28 d 備用。

2.3 試驗(yàn)設(shè)備及檢測(cè)方法

試驗(yàn)主要控制與檢測(cè)系統(tǒng)如圖5 所示，包括加載系統(tǒng)和聲發(fā)射系統(tǒng)，試驗(yàn)時(shí)，加載系統(tǒng)和聲發(fā)射系統(tǒng)同步進(jìn)行，保證二者具有相同的時(shí)間參數(shù)，以便數(shù)據(jù)處理與試驗(yàn)分析。

圖5 試驗(yàn)控制與檢測(cè)系統(tǒng)Fig.5 Test control and detection system

采用DS5 系列全信息聲發(fā)射檢測(cè)系統(tǒng)對(duì)組合體試樣單軸壓縮破壞過(guò)程進(jìn)行實(shí)時(shí)監(jiān)測(cè)，試驗(yàn)設(shè)置聲發(fā)射測(cè)試分析系統(tǒng)的門(mén)檻值為40 dB，采樣頻率為3 MHz，在傳感器與試樣之間涂抹凡士林進(jìn)行耦合，減少接觸面聲阻抗差與能量在此界面的反射損失，保證聲發(fā)射信號(hào)能夠被傳感器更好地接收，傳感器探頭采用彈力布進(jìn)行固定，試驗(yàn)開(kāi)始前對(duì)各試樣進(jìn)行聲速測(cè)試，確保聲發(fā)射系統(tǒng)聲速的正確標(biāo)定。

3 充填體?散體膠結(jié)組合體強(qiáng)度特性

3.1 充填體?散體膠結(jié)組合體強(qiáng)度試驗(yàn)結(jié)果

為探究充填體?散體膠結(jié)組合體的力學(xué)強(qiáng)度與其定量關(guān)系，對(duì)組合體各組試樣進(jìn)行單軸抗壓試驗(yàn)，各組合體試樣的單軸抗壓強(qiáng)度和彈性模量見(jiàn)表2，每組試樣中選取a 試樣的單軸壓縮數(shù)據(jù)得到如圖6 所示的應(yīng)力?應(yīng)變曲線(xiàn)。

圖6 組合體試樣應(yīng)力?應(yīng)變曲線(xiàn)Fig.6 Stress-strain curve of combination body specimen

3.2 充填體?散體膠結(jié)組合體強(qiáng)度特征探討

目前關(guān)于充填體強(qiáng)度方面的研究，無(wú)論是矸石（膠結(jié)）充填減沉還是膏體（高水）充填嗣后開(kāi)采，通常是以完整充填體強(qiáng)度值作為設(shè)計(jì)參考依據(jù)，而分析表2 數(shù)據(jù)卻發(fā)現(xiàn)，散體高度與組合體強(qiáng)度呈負(fù)相關(guān)關(guān)系，散體顆粒巖性和充填體強(qiáng)度與組合體強(qiáng)度呈正相關(guān)關(guān)系。由于試樣尺寸并非標(biāo)準(zhǔn)試樣尺寸，所測(cè)得的單軸抗壓強(qiáng)度無(wú)法直接參考和應(yīng)用，因此，考慮利用強(qiáng)度折減的概念對(duì)組合體強(qiáng)度進(jìn)行定量分析，將強(qiáng)度折減系數(shù)[13]定義為

式中：ki為不同影響因素下的組合體強(qiáng)度折減系數(shù)；為不同影響因素下的組合體抗壓強(qiáng)度，MPa；σci為完整充填體抗壓強(qiáng)度，MPa。

以本試驗(yàn)平均抗壓強(qiáng)度進(jìn)行強(qiáng)度折減系數(shù)計(jì)算，計(jì)算結(jié)果見(jiàn)表4。

表4 充填體強(qiáng)度折減系數(shù)計(jì)算結(jié)果Table 4 Calculation results of strength reduction factor of filling body

3.2.1 充散高度比對(duì)組合體強(qiáng)度的影響

由表4 和圖7 可以看出，當(dāng)散體強(qiáng)度和充填體強(qiáng)度一定時(shí)，組合體單軸抗壓強(qiáng)度和強(qiáng)度折減系數(shù)與膠結(jié)散體高度呈負(fù)相關(guān)關(guān)系，當(dāng)充散高度比為8∶2 時(shí)，組合體強(qiáng)度為單一充填體強(qiáng)度的95.2%，當(dāng)充散高度比為2∶8 時(shí)，組合體的強(qiáng)度僅為單一充填體強(qiáng)度的55.0%，說(shuō)明散體高度越高，組合體抗壓強(qiáng)度弱化效應(yīng)越明顯。

圖7 充散高度比對(duì)組合體強(qiáng)度的影響Fig.7 Effect of ratio of filling and dispersing height on strength of combination body

3.2.2 充填體強(qiáng)度對(duì)組合體強(qiáng)度的影響

由表4 和圖8 可以看出，當(dāng)散體巖性和高度一定時(shí)，充填體的單軸抗壓強(qiáng)度從3.11 MPa 增加至7.39 MPa 時(shí)，組合體的單軸抗壓強(qiáng)度平均值由2.69 MPa 增加至5.11 MPa，而強(qiáng)度折減系數(shù)由0.865減小至0.653，說(shuō)明增加充填體強(qiáng)度可以有效提高組合體的強(qiáng)度，但是組合體中的充填體強(qiáng)度越高，組合體的強(qiáng)度折減越嚴(yán)重。

圖8 充填體強(qiáng)度對(duì)組合體強(qiáng)度的影響Fig.8 Effect of the strength of filling body on strength of combination body

3.2.3 散體巖性對(duì)組合體強(qiáng)度的影響

由表4 和圖9 可以看出，當(dāng)散體高度和充填體強(qiáng)度一定時(shí)，組合體單軸抗壓強(qiáng)度和強(qiáng)度折減系數(shù)與散體巖性呈正相關(guān)關(guān)系，散體巖性由低強(qiáng)度的粉砂巖變?yōu)楦邚?qiáng)度的灰?guī)r時(shí)，組合體強(qiáng)度從2.76 MPa增加至5.04 MPa，強(qiáng)度折減系數(shù)由0.429 增加至0.783，當(dāng)散體巖性為強(qiáng)度最弱的粉砂巖時(shí)，組合體的強(qiáng)度僅為單一充填體強(qiáng)度的42.9%。

圖9 散體巖性對(duì)組合體強(qiáng)度的影響Fig.9 Effect of discrete element lithology on strength of combination body

4 基于聲發(fā)射的組合體破壞特征分析

聲發(fā)射是研究巖石內(nèi)部變形與破壞機(jī)制的重要手段之一，利用聲發(fā)射事件空間定位圖可以清楚地觀(guān)察到組合體試樣加載過(guò)程中AE 事件的數(shù)量、密度及能量大小，因此，可以通過(guò)AE 事件來(lái)表征組合體在單軸壓縮試驗(yàn)過(guò)程中內(nèi)部裂紋的萌生、擴(kuò)展和聚集[24-25]。試驗(yàn)中壓力試驗(yàn)機(jī)的加載速率為1 mm/min，將壓力試驗(yàn)機(jī)導(dǎo)出的應(yīng)力應(yīng)變曲線(xiàn)劃分為孔隙壓密階段、彈性變形階段、裂紋擴(kuò)展階段和破壞發(fā)展階段[26]，通過(guò)應(yīng)力應(yīng)變曲線(xiàn)4 個(gè)階段的起始時(shí)間點(diǎn)與聲發(fā)射AE 事件的時(shí)間參數(shù)相對(duì)應(yīng)，即可得到不同受力階段的AE 事件三維定位圖，應(yīng)力應(yīng)變曲線(xiàn)與AE 事件4 個(gè)階段的顏色對(duì)應(yīng)關(guān)系如圖10所示。

圖10 應(yīng)力應(yīng)變曲線(xiàn)與AE 事件4 個(gè)階段顏色對(duì)應(yīng)關(guān)系Fig.10 Colour correspondence between stress-strain curve and four stages of AE events

需要說(shuō)明的是：①聲發(fā)射事件的產(chǎn)生主要是由裂紋擴(kuò)展引起的，由于試樣為上下不同材料的組合體，上部的充填體為均質(zhì)材料，其AE 事件的產(chǎn)生主要是由裂紋擴(kuò)展引起的，而下部的膠結(jié)散體是顆粒巖體形成骨架結(jié)構(gòu)后，再利用膠結(jié)基質(zhì)對(duì)散體結(jié)構(gòu)內(nèi)部的空隙進(jìn)行填充的非均質(zhì)體，膠結(jié)散體內(nèi)部的AE 事件主要來(lái)自于散體顆粒的剪切破壞和膠結(jié)基質(zhì)的失效，因此，通過(guò)將試樣最終破壞形態(tài)圖和膠結(jié)散體內(nèi)的AE 事件分布圖進(jìn)行對(duì)比分析，即可看出膠結(jié)散體在承載過(guò)程中的破壞特征。②利用帶有彈性的尼龍布將聲發(fā)射探頭環(huán)箍在試樣表面，彈性布可以有效防止因試樣局部脫落而導(dǎo)致的AE 事件采集失效的情況，聲發(fā)射探頭可以采集到試樣內(nèi)部裂紋的非穩(wěn)定擴(kuò)展及貫通，因此，可以將AE 事件的發(fā)生時(shí)間和應(yīng)力應(yīng)變曲線(xiàn)4 個(gè)階段的起始時(shí)間點(diǎn)相對(duì)應(yīng)，得到組合體在不同階段AE 事件的分布特征，并以此分析各組合體試樣的變形破壞特征[27]。③由于各試樣的加載時(shí)長(zhǎng)不同，各試樣的AE 事件所對(duì)應(yīng)的變形階段僅與本試樣作對(duì)照。

4.1 不同散體高度的組合體破壞特征分析

通過(guò)對(duì)膠結(jié)散體高度為20～80 mm 的AE 事件分布圖與試樣的最終破壞形態(tài)進(jìn)行對(duì)比，分析不同散體高度的組合體破壞特征。限于篇幅，文中僅給出散體高度30、50、70 mm 的AE 事件分布與試樣的最終破壞形態(tài)。

通過(guò)對(duì)比不同膠結(jié)散體高度的組合體聲發(fā)射事件及最終破壞形態(tài)圖（圖11）可以看出，散體高度較低的組合體（散體高度為20～50 mm）在裂紋擴(kuò)展階段和破壞發(fā)展階段的AE 事件較多，且主要集中在上部的充填體中，膠結(jié)散體內(nèi)的AE 事件主要分布在孔隙壓密階段和彈性變形階段，說(shuō)明高度較低的膠結(jié)散體在組合體試樣承載的前2 個(gè)階段開(kāi)始破壞，但是由于高度較低的散體骨料與膠結(jié)基質(zhì)可以形成較為穩(wěn)定的骨架結(jié)構(gòu)，該結(jié)構(gòu)在組合體的破壞發(fā)展階段仍然可以利用骨料間的咬合承擔(dān)組合體的壓縮荷載，以保證充填體在組合體的裂紋擴(kuò)展和破壞發(fā)展階段保持承載能力。通過(guò)觀(guān)察散體高度較低的組合體最終破壞形態(tài)圖可以發(fā)現(xiàn)，組合體內(nèi)的裂縫主要集中在結(jié)構(gòu)面附近，膠結(jié)散體上剝離下來(lái)的結(jié)石體上并未出現(xiàn)粗砂巖顆粒破壞后形成的破裂面。

圖11 組合體聲發(fā)射AE 事件三維分布Fig.11 Three-dimensional distribution of AE events

與散體高度較低的組合體相比，散體高度較高（散體高度為50～80 mm）的組合體在裂紋擴(kuò)展階段的AE 事件主要集中在充填體內(nèi)，而破壞發(fā)展階段的AE 事件則主要集中在下部膠結(jié)散體內(nèi)，說(shuō)明高度較大的膠結(jié)散體在組合體承載的中后期逐漸破壞，通過(guò)對(duì)應(yīng)的試樣破壞及裂縫分布圖也可以看出，組合體最終破壞時(shí)下部膠結(jié)散體的裂縫較為發(fā)育，且散體破壞后的顆粒剝離情況也更為嚴(yán)重。這主要是因?yàn)榻M合體在軸向應(yīng)力作用下，膠結(jié)散體的軸向應(yīng)變大于充填體，較大的軸向變形使膠結(jié)散體表現(xiàn)為內(nèi)部的巖石顆?；?、顆粒間膠結(jié)基質(zhì)失效，也伴有巖石棱角的破碎，這一現(xiàn)象隨著膠結(jié)散體高度的增加愈發(fā)明顯，但是從膠結(jié)散體破壞后剝離下來(lái)的結(jié)石體和內(nèi)部破裂面來(lái)看，剝離的結(jié)石體中并未發(fā)現(xiàn)粗砂巖顆粒破壞后形成的破裂面，組合體內(nèi)部的裂縫主要以上下貫通的裂紋為主。

需要注意的是，試樣C-60-10、C-70-10 及C-80-10 的最終破壞形態(tài)整體出現(xiàn)向一側(cè)歪斜的現(xiàn)象，通過(guò)觀(guān)察下部的膠結(jié)散體發(fā)現(xiàn)，試樣歪斜一側(cè)的膠結(jié)散體顆粒間的膠結(jié)作用基本失效，且最下側(cè)失去膠結(jié)作用的巖石顆粒已經(jīng)發(fā)生剝離，此時(shí)歪斜一側(cè)的膠結(jié)散體已經(jīng)失去對(duì)充填體的支撐作用，究其原因，主要是因?yàn)檩^高的散體結(jié)構(gòu)（60～80 mm）容易出現(xiàn)顆粒級(jí)配整體分布不均勻的現(xiàn)象，隨著軸向應(yīng)力的持續(xù)增加，顆粒級(jí)配分布不均勻的位置極易因應(yīng)力集中而發(fā)生破壞，導(dǎo)致組合體破壞時(shí)出現(xiàn)整體歪斜，這也是散體高度越高，組合體強(qiáng)度越小的原因之一。

4.2 不同散體巖性的組合體破壞特征分析

圖12、圖13 及圖14 分別給出了散體巖性為粗砂巖（σc=31.2 MPa）、粉砂巖（σc=13.7 MPa）及灰?guī)r（σc=47.1 MPa）的組合體試樣的最終破壞形態(tài)，對(duì)比分析不同散體巖性的組合體破壞特征。

圖13 F-50-10 試樣破壞形態(tài)及散體顆粒破裂面Fig.13 Failure pattern of sample F-50-10 and fracture surface of granular particles

圖14 S-50-10 試樣破壞形態(tài)及散體顆粒破裂面Fig.14 Failure pattern of sample S-50-10 and fracture surface of granular particles

組合體試樣F-50-10 中的膠結(jié)散體在達(dá)到峰值強(qiáng)度之前就已破壞，但由于下部膠結(jié)散體破壞導(dǎo)致裂縫向上發(fā)展并與充填體貫穿，充填體下側(cè)受力不均勻?qū)е鲁涮铙w內(nèi)產(chǎn)生裂縫并逐步擴(kuò)展，直至組合體破壞。由圖13 可以看出，組合體F-50-10 試樣存在上下貫通的裂縫，下部膠結(jié)散體破壞較為嚴(yán)重，堆積在試樣周邊的剝離體中并未發(fā)現(xiàn)破碎程度較高的粉砂巖碎屑，僅在破壞后的膠結(jié)散體和體積較大結(jié)石體上可見(jiàn)粉砂巖發(fā)生剪切破壞后的破裂面，說(shuō)明膠結(jié)散體不僅要利用顆粒骨料間的咬合及膠結(jié)基質(zhì)形成的骨架結(jié)構(gòu)承載和傳遞應(yīng)力，還要利用散體顆粒自身的抗剪強(qiáng)度承受剪切荷載。

組合體試樣S-50-10 的破壞主要發(fā)生在上部的充填體中，由灰?guī)r構(gòu)成的膠結(jié)散體可以在組合體的孔隙壓密階段和彈性變形階段進(jìn)行穩(wěn)定承載，直至組合體進(jìn)入裂紋擴(kuò)展階段和破壞發(fā)展階段時(shí)，膠結(jié)散體才逐漸開(kāi)始破壞，膠結(jié)散體依靠較高的巖體強(qiáng)度和良好的級(jí)配，可以與上部的充填體共同承載直至組合體整體發(fā)生破壞。由圖14b 可以看出，當(dāng)膠結(jié)散體巖性為強(qiáng)度較高的灰?guī)r時(shí)，下部的膠結(jié)散體僅可見(jiàn)一處因發(fā)生剪切破壞后露出的灰?guī)r破裂面，試樣周?chē)嬖谏倭康膭兟浣Y(jié)石體，膠結(jié)散體的破壞主要表現(xiàn)為水泥粉煤灰膠結(jié)基質(zhì)的失效。

由此可知，散體骨料顆粒在膠結(jié)散體中的作用主要體現(xiàn)在以下2 個(gè)方面：①級(jí)配骨料顆粒間相互咬合形成骨架結(jié)構(gòu)，骨架結(jié)構(gòu)內(nèi)的空隙利用水泥粉煤灰漿體進(jìn)行填充，當(dāng)膠結(jié)散體承受軸向荷載時(shí)，散體顆粒間相互咬合的骨架結(jié)構(gòu)首先承載，同時(shí)利用骨架結(jié)構(gòu)內(nèi)的膠結(jié)基質(zhì)對(duì)散體顆粒間的應(yīng)力進(jìn)行分散和傳遞；②當(dāng)膠結(jié)散體內(nèi)的骨架結(jié)構(gòu)因骨料顆粒間脆性接觸的棱角發(fā)生破壞而逐漸失穩(wěn)時(shí)，膠結(jié)散體內(nèi)的裂紋逐漸開(kāi)始發(fā)育和擴(kuò)展，部分散體顆粒將承受因顆粒滑移而產(chǎn)生剪應(yīng)力，當(dāng)散體巖性較差時(shí)，散體顆粒沿裂縫的發(fā)展方向發(fā)生剪切破壞并形成可見(jiàn)的破裂面。

4.3 不同充填體強(qiáng)度的組合體破壞特征分析

圖15、圖12 及圖16 分別給出了充填體中水泥質(zhì)量分?jǐn)?shù)為5%、10%及15%的組合體AE 事件三維分布圖與試樣的最終破壞形態(tài)，對(duì)比分析不同充填體強(qiáng)度的組合體試樣聲發(fā)射事件規(guī)律及其破壞特征。

圖15 C-50-05 試樣聲發(fā)射事件及破壞形態(tài)Fig.15 C-50-05 specimen acoustic emission events and failuremode

圖16 C-50-15 試樣聲發(fā)射事件及破壞形態(tài)Fig.16 C-50-15 specimen acoustic emission events and failuremode

當(dāng)組合體中充填體強(qiáng)度為3.11 MPa 時(shí)，組合體在破壞發(fā)展階段的AE 事件主要集中在上部的充填體內(nèi)，下部膠結(jié)散體內(nèi)的AE 事件主要集中在組合體的彈性變形和裂紋擴(kuò)展階段，說(shuō)明膠結(jié)散體要先于充填體發(fā)生變形破壞，膠結(jié)散體的破壞前期主要表現(xiàn)為結(jié)構(gòu)面的非均勻變形，而之后膠結(jié)散體仍然可以利用本身骨料間的咬合承擔(dān)組合體的壓縮荷載，由于其上部的充填體強(qiáng)度較低，非均勻變形的結(jié)構(gòu)面導(dǎo)致低強(qiáng)度充填體承受剪切荷載產(chǎn)生較大的貫穿裂縫，進(jìn)而導(dǎo)致組合體整體失穩(wěn)破壞。

試樣C-50-10（充填體強(qiáng)度為6.44 MPa）和C-50-15（充填體強(qiáng)度為7.83 MPa）在不同階段的AE 事件的分布特征與試樣C-50-05（充填體強(qiáng)度為3.11 MPa）基本類(lèi)似，不同的是，試樣C-50-15（充填體強(qiáng)度為7.83 MPa）在結(jié)構(gòu)面附近破壞發(fā)展階段的AE 事件分布較多且能量較大，說(shuō)明組合體在破壞發(fā)展階段的破壞主要集中在結(jié)構(gòu)面上，究其原因，主要是因?yàn)樯喜砍涮铙w強(qiáng)度大于下部膠結(jié)散體的強(qiáng)度，當(dāng)下部的膠結(jié)散體破壞形成非均勻變形的結(jié)構(gòu)面時(shí)，上部的充填體還處于彈性變形階段，其AE 事件的來(lái)源，主要來(lái)自于非均勻變形的結(jié)構(gòu)面上的凸出的散體顆粒尖角對(duì)充填體的摩擦和裂隙擴(kuò)張。

需要注意的是，不同強(qiáng)度的充填體對(duì)應(yīng)散體膠結(jié)的漿體質(zhì)量濃度也不相同，散體內(nèi)膠結(jié)基質(zhì)的強(qiáng)度存在一定差異，通過(guò)比對(duì)圖15b、圖12b 和圖16b可以看出，隨著散體膠結(jié)中漿體質(zhì)量濃度的增加，膠結(jié)散體的最終破壞形態(tài)中裂縫數(shù)量、長(zhǎng)度和寬度均有所減小，剝離下來(lái)的結(jié)石體（由散體顆粒膠結(jié)形成，其尺寸大于散體骨料粒徑）的體積也明顯減小。

5 組合體結(jié)構(gòu)面作用機(jī)理

組合體試樣的破壞不僅與散體巖性、高度和充填體強(qiáng)度相關(guān)，也受到充填體和膠結(jié)散體之間結(jié)構(gòu)面的影響[28-29]，根據(jù)各組合體試樣的最終破壞形態(tài)可以看出，組合體結(jié)構(gòu)面呈現(xiàn)出非均勻沉降的現(xiàn)象，表現(xiàn)為結(jié)構(gòu)面下部骨料顆粒的尖角壓入充填體內(nèi)，充填體與骨料顆粒尖角的接觸位置呈現(xiàn)出明顯的裂縫，基于此，建立組合體試樣壓縮破壞力學(xué)模型，分析充填體?散體膠結(jié)組合體的結(jié)構(gòu)面相互作用機(jī)理。

充填體?散體膠結(jié)組合體的變形破壞過(guò)程可分為2 個(gè)階段：①膠結(jié)散體破壞過(guò)程：在加載初期，充填體、膠結(jié)散體及其結(jié)構(gòu)面均被壓密；隨著軸向應(yīng)力的增大，充填體和膠結(jié)散體均發(fā)生軸向壓縮變形，由于膠結(jié)散體的軸向變形要大于充填體，膠結(jié)散體內(nèi)部的微裂紋開(kāi)始發(fā)育擴(kuò)展；隨著軸向應(yīng)力的進(jìn)一步增大，較大的軸向變形導(dǎo)致膠結(jié)散體內(nèi)部的裂紋聚集，骨架顆粒間的膠結(jié)基質(zhì)失效形成貫穿裂縫，膠結(jié)散體先于充填體發(fā)生破壞失穩(wěn)，如圖17a 所示。②結(jié)構(gòu)面非均勻變形，充填體破壞過(guò)程：隨著軸向應(yīng)力的進(jìn)一步增大，整體性較差的膠結(jié)散體達(dá)到破壞所需強(qiáng)度后發(fā)生破壞失穩(wěn)，破壞形式表現(xiàn)為邊緣局部散體的顆粒剝離和內(nèi)部散體膠結(jié)基質(zhì)失效引起的顆?；瑒?dòng)，導(dǎo)致充填體和膠結(jié)散體的接觸結(jié)構(gòu)面發(fā)生非均勻壓縮變形，致使充填體在散體破壞的結(jié)構(gòu)面上產(chǎn)生剪切應(yīng)力，引起充填體在結(jié)構(gòu)面上產(chǎn)生應(yīng)力集中現(xiàn)象，結(jié)構(gòu)面的剪切應(yīng)力最終導(dǎo)致充填體局部發(fā)生剪切破壞，如圖17b 所示，這也是充填體強(qiáng)度高于膠結(jié)散體，但在組合體最終破壞時(shí)，充填體仍然有較大裂縫的原因。

圖17 組合體試樣壓縮破壞力學(xué)模型Fig.17 Mechanical model of compression failure of combination body specimen

因此，在充填體和膠結(jié)散體的相互作用下，組合體試樣中充填體的破壞是軸向應(yīng)力和結(jié)構(gòu)面非均勻變形共同作用的結(jié)果。

6 結(jié) 論

1）組合體的單軸抗壓強(qiáng)度與散體顆粒巖性和充填體強(qiáng)度呈正相關(guān)關(guān)系，與散體高度呈負(fù)相關(guān)關(guān)系；組合體強(qiáng)度折減系數(shù)與散體高度和充填體強(qiáng)度呈負(fù)相關(guān)關(guān)系，與散體巖性呈正相關(guān)關(guān)系；組合體中的充填體強(qiáng)度越高，組合體的強(qiáng)度折減越嚴(yán)重。

2）高度較低（20～50 mm）的膠結(jié)散體在組合體試樣承載的前2 個(gè)階段已經(jīng)破壞，破壞后的散體骨料與膠結(jié)基質(zhì)可以形成較為穩(wěn)定的骨架結(jié)構(gòu)直至組合體整體失穩(wěn)；隨著膠結(jié)散體高度的增加，高度較高（60～80 mm）的膠結(jié)散體在組合體承載的中后期逐漸破壞，而且較高的散體結(jié)構(gòu)容易出現(xiàn)顆粒級(jí)配分布不均勻，導(dǎo)致組合體最終失穩(wěn)時(shí)整體向一側(cè)歪斜。

3）膠結(jié)散體不僅要利用顆粒骨料間的咬合及膠結(jié)基質(zhì)形成的骨架結(jié)構(gòu)承載和傳遞應(yīng)力，還要利用散體顆粒自身的抗剪強(qiáng)度承受剪切荷載，當(dāng)散體的巖性較差時(shí)，散體顆粒沿裂縫的發(fā)展方向發(fā)生剪切破壞并形成可見(jiàn)的結(jié)構(gòu)面。

4）充填體和膠結(jié)散體的結(jié)構(gòu)面在軸向應(yīng)力下發(fā)生非均勻壓縮變形，致使充填體在散體破壞的結(jié)構(gòu)面上產(chǎn)生應(yīng)力集中，導(dǎo)致上部的充填體局部發(fā)生剪切破壞，組合體中充填體的破壞是軸向應(yīng)力和結(jié)構(gòu)面非均勻變形共同作用的結(jié)果。