直墻拱形巷(隧)道巖爆卸壓孔解危效應(yīng)試驗(yàn)研究

王宇晨 張曉君 劉 嘯

(1.山東理工大學(xué)資源與環(huán)境工程學(xué)院,山東 淄博 255000;2.山東理工大學(xué)礦山工程技術(shù)研究所,山東 淄博 255000)

近些年,巖爆控制研究取得了不小進(jìn)展。在巖爆解危方法與技術(shù)中,施工卸壓孔是常用的,在卸壓孔解危效應(yīng)機(jī)理研究方面,劉宏軍[1]針對(duì)卸壓孔開展了理論分析,文獻(xiàn)[2-5]采用數(shù)值模擬技術(shù)針對(duì)鉆孔卸壓作用機(jī)理開展了研究,宋希賢等[6]開展了動(dòng)力擾動(dòng)下深部巷道卸壓孔與錨桿聯(lián)合支護(hù)的作用機(jī)理研究,張士川等[7]針對(duì)卸壓孔破裂演化及布置參數(shù)開展了研究,齊燕軍等[8]分析和討論了不同卸壓孔直徑下煤柱破壞特征、強(qiáng)度特征及聲發(fā)射特性,趙振華等[9]開展了含卸壓孔硬巖應(yīng)力松弛特性試驗(yàn)研究,張曉君等[10-11]提出卸壓孔劈裂的局部解危方法并開展了3種劈裂角度的室內(nèi)試驗(yàn)和基于RFPA軟件的數(shù)值試驗(yàn)。目前尚缺乏具體針對(duì)直墻拱形巷(隧)道巖爆開展卸壓孔解危效應(yīng)方面的研究。

綜上,本研究將具體針對(duì)直墻拱形巷(隧)道,基于聲發(fā)射和應(yīng)變等監(jiān)測(cè),結(jié)合巖爆內(nèi)因分析,開展含卸壓孔的直墻拱形巷(隧)道花崗巖試樣雙軸壓縮試驗(yàn),得到其卸壓孔解危效應(yīng)機(jī)理,為巖爆破裂演化及解危提供依據(jù)。

1 直墻拱形巷(隧)道巖爆卸壓孔解危效應(yīng)試驗(yàn)

1.1 試驗(yàn)裝置與方案

采取湖南某地花崗巖,該巖石為中細(xì)粒結(jié)構(gòu),主要礦物成分為斜長(zhǎng)石和石英,同時(shí)含有少量云母,此外還存在微量的角閃石,質(zhì)地硬脆,滿足巖爆內(nèi)因要求,具體的礦物成分及其含量見表1。

表1 礦物成分及其含量Table 1 Mineral composition and its content %

首先加工制成標(biāo)準(zhǔn)圓柱形試樣和巴西劈裂圓盤試樣,得到花崗巖單軸抗壓強(qiáng)度平均值為154 MPa,單軸抗拉強(qiáng)度平均值為7.2 MPa,根據(jù)壓拉比及基于壓拉比的強(qiáng)度脆性系數(shù)法,判定其具有中等巖爆傾向性,滿足巖爆內(nèi)因要求。

加工成尺寸為100 mm×100 mm×50 mm的長(zhǎng)方體試樣,對(duì)試樣進(jìn)行多位置超聲波測(cè)試,測(cè)得波速在2 778～2 941 m/s之間(圖1),平均波速為2 868 m/s,變異系數(shù)ρ為0.028,可見試樣不同位置之間的波速差別很小。

圖1 試樣縱波波速Fig.1 Longitudinal wave velocity of the sample

當(dāng)X為服從[0,1]均勻分布的隨機(jī)變量時(shí),則V服從Weibull分布:

式中,V為波速隨機(jī)變量;V0為波速的平均值;X為服從[0,1]均勻分布的隨機(jī)變量;m為均質(zhì)度[12-14]。m值越大,波速變量越趨于一致,變異系數(shù)ρ也就越小,巖石就越均質(zhì),可見,本研究所用試樣均質(zhì)性較好,滿足巖爆內(nèi)因要求。

在長(zhǎng)方體試樣中心施工直墻半圓拱形巷(隧)道,巷(隧)道寬為20 mm,直墻和拱高部分均為10 mm,具體試樣見圖2(a)。根據(jù)試樣尺寸和制樣條件,在巷(隧)道兩幫分別施工4個(gè)卸壓孔,孔直徑5 mm,孔中心間距10mm,孔中心距離試樣底面均為47 mm,外側(cè)孔中心距離試樣正、背面分別為10 mm,見圖2(b)、圖2(c)。這里需要說明的是,試樣相關(guān)尺寸不對(duì)應(yīng)具體的巷(隧)道,也不適用相似比。

圖2 試樣Fig.2 The samples

直墻拱形巷(隧)道巖爆試驗(yàn)是在自制的真三軸加卸載試驗(yàn)系統(tǒng)上進(jìn)行,見圖3。根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)巷(隧)道的巖爆應(yīng)力演化情況,分別針對(duì)巷(隧)道試樣和含卸壓孔的巷(隧)道試樣開展雙軸壓縮試驗(yàn),垂直方向位移加載速率為0.1 mm/s,具體加載方案:X水平向保持施加10 MPa載荷,Z垂直向以10MPa逐級(jí)施加載荷直到試樣整體破壞。布置應(yīng)變監(jiān)測(cè)系統(tǒng),采用DH3818靜態(tài)應(yīng)變電阻測(cè)試儀,在試樣正面的巷(隧)道兩側(cè)幫布置應(yīng)變監(jiān)測(cè),監(jiān)測(cè)其垂直和水平應(yīng)變的變化,應(yīng)變片型號(hào)為BFH120-15AA,見圖3(a)。這里需要說明的是,水平向應(yīng)變監(jiān)測(cè)位置是在試樣表面且在巷(隧)道圍巖兩側(cè)幫靠近底板的位置,實(shí)測(cè)值尤其是拉應(yīng)變值將低于兩側(cè)幫其他位置,若該位置產(chǎn)生拉應(yīng)變則其他位置必定產(chǎn)生拉應(yīng)變。布置聲發(fā)射監(jiān)測(cè)系統(tǒng),采用北京軟島時(shí)代科技有限公司生產(chǎn)的DS5系列聲發(fā)射儀器,在試樣的背面布置聲發(fā)射探頭,布置位置見圖3(b)。在試驗(yàn)系統(tǒng)觀察口布置攝像機(jī)攝錄試樣正面全程的變形破壞情況,具體見圖3(c)。

圖3 試驗(yàn)系統(tǒng)Fig.3 The test system

1.2 試驗(yàn)結(jié)果與卸壓孔解危效應(yīng)分析

無卸壓孔直墻拱形巷(隧)道試樣的垂直應(yīng)力與應(yīng)變的關(guān)系曲線見圖4?？梢娫嚇訌募虞d初期到后期基本呈現(xiàn)彈性變形階段,無明顯壓密階段和塑性變形階段,載荷達(dá)到150 MPa時(shí)試樣整體爆裂,曲線陡降,殘余應(yīng)力為30.8 MPa,應(yīng)力降低率0.795,試樣總垂直變形僅為1.8 mm,硬脆性明顯。

圖4 無卸壓孔試樣垂直應(yīng)力與應(yīng)變的關(guān)系Fig.4 The relationship between the vertical stress and strain with no pressure relief holes

無卸壓孔試驗(yàn)監(jiān)測(cè)應(yīng)變與垂直應(yīng)力的關(guān)系見圖5,加載載荷達(dá)到70 MPa時(shí),左側(cè)水平向監(jiān)測(cè)應(yīng)變值轉(zhuǎn)為正,呈現(xiàn)拉應(yīng)力,加載載荷達(dá)到90 MPa時(shí),右側(cè)水平向監(jiān)測(cè)應(yīng)變值轉(zhuǎn)為正,呈現(xiàn)拉應(yīng)力,隨加載載荷的增加,拉應(yīng)力不斷增大,當(dāng)拉應(yīng)力超過其抗拉強(qiáng)度時(shí),圍巖將產(chǎn)生拉破壞,表現(xiàn)為片剝或顆粒彈射等。從加載載荷130 MPa開始,關(guān)系曲線開始發(fā)生突變,水平向應(yīng)變突增,垂直向應(yīng)變突降,說明直墻拱形巷(隧)道兩側(cè)幫已出現(xiàn)破壞。

圖5 無卸壓孔試樣監(jiān)測(cè)位置的應(yīng)變與垂直應(yīng)力的關(guān)系Fig.5 The relationship between the strain and the vertical stress at the monitoring position with no pressure relief holes

加載載荷達(dá)到100 MPa時(shí)無卸壓孔直墻拱形巷(隧)道圍巖產(chǎn)生顆粒彈射,見圖6(a)。加載載荷達(dá)到110MPa時(shí)巷(隧)道兩側(cè)幫圍巖產(chǎn)生片剝并伴隨噼啪聲響,見圖6(b)。加載載荷達(dá)到120 MPa時(shí)巷(隧)道兩側(cè)幫圍巖片剝和彈射范圍進(jìn)一步擴(kuò)大,見圖6(c)。加載載荷達(dá)到130 MPa時(shí)巷(隧)道兩側(cè)幫圍巖片剝向深部不斷發(fā)展,見圖6(d)。加載載荷達(dá)到150MPa時(shí)試樣整體爆裂,巷(隧)道兩側(cè)幫是試樣整體爆裂的源頭,巷(隧)道兩側(cè)幫嚴(yán)重破壞,形成V形爆坑,見圖6(e),從側(cè)面破壞形式可見,試樣呈現(xiàn)明顯的劈剪復(fù)合破壞。綜上,巷(隧)道圍巖的破裂演化與前述應(yīng)變監(jiān)測(cè)結(jié)果是一致的。

圖6 無卸壓孔破壞形式Fig.6 The failure modes of the sample with no pressure relief holes

有卸壓孔的直墻拱形巷(隧)道試樣的垂直應(yīng)力與應(yīng)變的關(guān)系曲線見圖7。可見試樣同樣從加載初期到后期基本呈現(xiàn)彈性變形階段,無明顯壓密階段和塑性變形階段。載荷達(dá)到90 MPa時(shí)試樣整體爆裂,曲線陡降,殘余應(yīng)力為23.6 MPa,應(yīng)力降低率0.738,試樣總垂直變形為1.15 mm。相比未施工卸壓孔的情況,施工卸壓孔后其承受的最大載荷明顯下降,最大載荷下降了40%,破壞時(shí)的應(yīng)力降低率也明顯下降。同等情況下的變形有所增加,說明施工卸壓孔后,降低了側(cè)幫圍巖完整性,降低了承載能力,降低了應(yīng)力降低率,起到了明顯的巖爆解危效果。

圖7 有卸壓孔試樣應(yīng)力與應(yīng)變的關(guān)系Fig.7 The relationship between stress and strain with pressure relief holes

有卸壓孔試驗(yàn)監(jiān)測(cè)應(yīng)變與垂直應(yīng)力的關(guān)系如圖8所示。從加載開始,左側(cè)水平向監(jiān)測(cè)應(yīng)變值一直為正,呈現(xiàn)拉應(yīng)力并不斷增大,加載載荷達(dá)到70 MPa時(shí),右側(cè)水平向監(jiān)測(cè)應(yīng)變值轉(zhuǎn)為正,呈現(xiàn)拉應(yīng)力,但關(guān)系曲線未發(fā)生突變,當(dāng)拉應(yīng)力超過其抗拉強(qiáng)度時(shí),圍巖將產(chǎn)生拉破壞,表現(xiàn)為片剝或顆粒彈射等。

圖8 有卸壓孔試樣垂直載荷與監(jiān)測(cè)應(yīng)變的關(guān)系Fig.8 The relationship between vertical load and monitoring strain with pressure relief holes

加載載荷達(dá)到60 MPa時(shí)有卸壓孔直墻拱形巷(隧)道左側(cè)幫卸壓孔位置產(chǎn)生片剝,具體見圖9(a)。加載載荷達(dá)到70 MPa時(shí)巷(隧)道兩側(cè)幫卸壓孔位置均產(chǎn)生片剝,具體見圖9(b)。加載載荷達(dá)到90 MPa時(shí)試樣整體爆裂,具體見圖9(c)。巷(隧)道圍巖的破裂演化與前述應(yīng)變監(jiān)測(cè)結(jié)果是一致的。巷(隧)道兩側(cè)幫卸壓孔位置是試樣整體爆裂的源頭,試樣雖然整體破壞,但巷(隧)道兩側(cè)幫破壞不嚴(yán)重,破壞也主要集中在卸壓孔位置,具體見圖9(d)。試樣側(cè)面的破壞形式見圖9(e),可見破裂演化均從卸壓孔兩側(cè)開始,產(chǎn)生明顯的翼裂紋并擴(kuò)展至邊界,卸壓孔由圓形變成橢圓形,卸壓孔對(duì)試樣破裂演化起到了關(guān)鍵性控制作用。綜上,與未施工卸壓孔的情況相比,巷(隧)道圍巖破壞范圍大為縮小,破壞程度大為降低,卸壓孔控制著整個(gè)圍巖破裂演化的進(jìn)程,起到了明顯巖爆解危效果。

圖9 有卸壓孔破壞形式Fig.9 The failure modes of the sample with pressure relief holes

不含卸壓孔的直墻拱形巷(隧)道聲發(fā)射監(jiān)測(cè)結(jié)果見圖10(a),其階段最大能量釋放量為5 071 868.44 mV·ms。含卸壓孔的直墻拱形巷(隧)道聲發(fā)射監(jiān)測(cè)結(jié)果見圖10(b),其階段最大能量釋放量為1 696 236.08 mV·ms?？梢娛┕ば秹嚎字率蛊浞逯的芰酷尫帕看鬄橄陆?。根據(jù)前面的分析知,含卸壓孔試樣雖然整體破壞,但巷(隧)道兩側(cè)幫破壞不嚴(yán)重,破壞也主要集中在卸壓孔位置,其能量釋放也主要集中在卸壓孔及由卸壓孔引發(fā)的裂紋產(chǎn)生、擴(kuò)展和貫通等,對(duì)于巷(隧)道本身而言,巖爆并不明顯,巖爆劇烈程度大為降低,卸壓孔起到了明顯巖爆解危效果。

圖10 巷(隧)道能量釋放與到達(dá)時(shí)間的關(guān)系Fig.10 The relationship between energy release and arrival time of roadway (tunnel)

2 巖爆卸壓孔解危效應(yīng)的損傷演化探討

根據(jù)能量釋放監(jiān)測(cè)結(jié)果,可采用能量釋放量來表示損傷變量D。

式中,S1為階段累計(jì)能量釋放量;S為總能量釋放量。根據(jù)試驗(yàn)得到的巷(隧)道能量釋放量隨加載載荷的變化關(guān)系,可進(jìn)一步得到無卸壓孔巷(隧)道損傷變量Dw和有卸壓孔巷(隧)道損傷變量Dx隨加載載荷的變化關(guān)系,見圖11?？梢姸咴诮咏d荷峰值時(shí)的損傷變量變化規(guī)律比較接近,這里需要說明的是,峰值時(shí)二者均是試樣整體破壞,所以二者在接近峰值時(shí)的演化規(guī)律基本一致。接近峰值時(shí)的演化規(guī)律并不能代表巷(隧)道圍巖本身損傷演化規(guī)律,二者在載荷前、中期的損傷變量演化規(guī)律有所不同,卸壓孔的存在致使能量釋放前移。

圖11 試樣垂直載荷與損傷變量的關(guān)系Fig.11 The relationship between vertical load and damage variable

隨載荷的增加,直墻拱形巷(隧)道兩側(cè)幫在破裂演化早期主要是劈裂破壞,表現(xiàn)為片剝,若將巖石微元破壞概率作為損傷變量,得到巷(隧)道圍巖臨空面發(fā)生劈裂破壞的損傷變量Dp。

式中,σ0為巖石統(tǒng)計(jì)平均抗壓強(qiáng)度;m為巖石均質(zhì)度;σp為微元強(qiáng)度,其表達(dá)式為

其中,R為巖石壓拉比。根據(jù)試驗(yàn)情況,這里取m=39,R=21.4,σ0=154 MPa,σ3=0 MPa,得到損傷變量DP隨加載載荷的變化關(guān)系見圖11。從圖11可見,損傷變量DP和Dw、Dx的變化規(guī)律是基本一致的,損傷變量DP接近1時(shí)的垂直載荷與本研究直墻拱形巷(隧)道片剝的臨界載荷值接近。

隨載荷的增加,直墻拱形巷(隧)道兩側(cè)幫在破裂演化中后期將產(chǎn)生剪切,呈現(xiàn)劈—剪復(fù)合破壞,同樣將巖石微元破壞概率作為損傷變量,可得到臨空面內(nèi)部發(fā)生剪切破壞的損傷變量Dj。

式中,σj為微元強(qiáng)度。

式中,φ為巖石內(nèi)摩擦角。根據(jù)試驗(yàn)情況,這里取m=39,φ=60°,σ0=154 MPa,σ3=0.1 MPa,得到損傷變量Dj隨加載載荷的變化關(guān)系見圖11。從圖11可見,損傷變量Dj和Dw、Dx的變化規(guī)律是基本一致的,損傷變量Dj接近1時(shí)的垂直載荷與本研究試樣整體破壞時(shí)的峰值載荷非常接近。對(duì)比分析可見,損傷變量Dx演化進(jìn)程與損傷變量DP演化進(jìn)程更接近,損傷變量Dw演化進(jìn)程與損傷變量Dj演化進(jìn)程更接近,說明可以通過損傷變量DP、Dj的演化進(jìn)程來預(yù)測(cè)巖爆的發(fā)生,施加卸壓孔使巷(隧)道圍巖破裂演化向完全劈裂方向演化發(fā)展。

3 結(jié) 論

(1)基于縱波波速,分析了花崗巖試樣均質(zhì)性;結(jié)合全過程應(yīng)變和聲發(fā)射監(jiān)測(cè)等,進(jìn)行了2種分別為無卸壓孔和有卸壓孔的直墻拱形巷(隧)道花崗巖試樣雙軸壓縮試驗(yàn),巷(隧)道兩側(cè)幫圍巖片剝和彈射現(xiàn)象明顯。

(2)與無卸壓孔相比,施工卸壓孔后其承受的最大載荷明顯下降,最大載荷下降了40%,破壞時(shí)的應(yīng)力降低率也明顯下降,同等情況下的變形也有所增加,卸壓孔的存在致使能量釋放前移,起到了明顯的巖爆解危效果。

(3)破裂演化均從卸壓孔兩側(cè)開始,產(chǎn)生明顯的翼裂紋并擴(kuò)展至邊界,卸壓孔由圓形變成橢圓形,卸壓孔對(duì)圍巖破裂演化起到了關(guān)鍵性控制作用。與未施工卸壓孔的情況相比,巷(隧)道兩側(cè)幫破壞不嚴(yán)重,破壞也主要集中在卸壓孔位置,巷(隧)道圍巖破壞范圍大為縮小,破壞程度大為降低,卸壓孔控制著整個(gè)圍巖破裂演化的進(jìn)程,起到了很好巖爆解危效果。

(4)分別建立了基于能量釋放量的巷(隧)道圍巖損傷變量表達(dá)式、基于巖石微元破壞概率的巷(隧)道圍巖臨空面發(fā)生劈裂破壞的損傷變量DP表達(dá)式和臨空面內(nèi)部發(fā)生剪切破壞的損傷變量Dj表達(dá)式。有卸壓孔的巷(隧)道損傷變量Dx演化進(jìn)程與損傷變量DP演化進(jìn)程更接近。無卸壓孔的巷(隧)道損傷變量Dw演化進(jìn)程與損傷變量Dj演化進(jìn)程更接近。可以通過損傷變量DP、Dj的演化進(jìn)程來預(yù)測(cè)巖爆的發(fā)生,施加卸壓孔使巷(隧)道圍巖破裂演化向完全劈裂方向演化發(fā)展。