單軸壓縮條件下含層理煤巖力學(xué)特性的細(xì)觀研究

周喻，李程，王文林，周賢

(1.北京科技大學(xué) 金屬礦山高效開采與安全教育部重點實驗室，北京，100083；2.陜西華彬煤業(yè)股份有限公司，陜西 咸陽，713500)

層理作為一種沿垂直方向變化的地質(zhì)結(jié)構(gòu)面，廣泛分布于各類巖體中。在煤炭領(lǐng)域，含層理巖體會影響煤礦的開采安全。目前，有學(xué)者利用聲發(fā)射技術(shù)和瞬態(tài)壓力脈沖法等研究手段和方法，對含層理煤巖進行了研究[1]。雖然目前國內(nèi)外學(xué)者對層理煤巖開展了一系列研究，但所研究煤巖層理大多為水平層理或垂直層理，且多集中于室內(nèi)實驗，關(guān)于煤巖層理的多角度研究及細(xì)觀研究相對較少。

劉偉[2]對層理巖體破壞機制進行了研究，通過一系列的直剪試驗，研究了層理面間距和層理面傾角對巖體抗剪強度的影響，分析了層狀巖體剪切破壞形態(tài)的規(guī)律。王旭一等[3]對層狀巖體開展了單軸壓縮試驗，對其非均質(zhì)性進行了研究。唐克東等[4]開展了層狀巖體的三軸壓縮試驗，研究了層狀巖體的擴容及塑性應(yīng)變特性。張海兵等[5]在考慮巖層結(jié)構(gòu)面的基礎(chǔ)上，運用離散元數(shù)值方法，研究了魯班亭小凈距隧道的合理凈距。宋斌[6]開展了巖體的變形試驗，發(fā)現(xiàn)隨著層理傾角不斷增大，巖樣的抗壓強度、變形模量均呈先減小后增加的“U”型變化規(guī)律。伍東衛(wèi)等[7]開展了一系列試驗，研究了層狀巖體變形的結(jié)構(gòu)效應(yīng)。李青剛等[8]對典型層狀圍巖破壞模式進行了研究，從力學(xué)的角度揭示各類型破壞發(fā)生的機制。徐子瑤等[9]對不同角度下層狀巖體的力學(xué)性質(zhì)進行了研究，分析了層理角度與加載方向夾角的變化對試樣破壞模式的影響。MENG 等[10]對層狀巖體中大型地下洞室結(jié)構(gòu)采用控制位移連續(xù)分析。蘇士龍等[11]研究了層狀巖體巷道的承載特性及失穩(wěn)機理。YANG等[12]對層狀巖石的破壞模式進行了模擬研究。CHANG等[13]研究了層狀巖體中層理面對裂隙的擴展、貫通的影響。

顆粒流法及PFC 程序是CUNDALL 等[14-15]在離散元法基礎(chǔ)上引入分子動力學(xué)思想創(chuàng)建的，主要應(yīng)用于巖石、混凝土力學(xué)與工程的研究。王云飛等[16]運用PFC程序研究了煤巖的損傷破壞特性。周喻等[17]在單側(cè)限壓縮條件下對預(yù)制裂隙試樣的力學(xué)特性及板裂化機制進行了細(xì)觀研究。宿輝等[18]利用PFC 程序從細(xì)觀角度對側(cè)限壓縮下的非均勻花崗巖巖樣進行了聲發(fā)射(AE)時空特征研究。周喻等[19]開展了一系列室內(nèi)試驗，利用PFC2D 程序，構(gòu)建含雙圓孔類巖石試樣并對其進行單軸壓縮試驗，研究其在不同圓孔間距、傾角組合條件下的強度、裂紋模式及破裂孕育演化特征。

本文以陜西省彬長礦區(qū)層理煤巖為研究對象，采用CT掃描試驗對層理傾角分別為30°與60°的試樣內(nèi)部層理進行觀察，結(jié)合掃描電鏡試驗進一步開展煤巖層理的細(xì)觀研究，通過PFC2D 程序進行數(shù)值計算，并對試驗結(jié)果與計算結(jié)果進行分析，得到強度特征、應(yīng)力-應(yīng)變曲線、破壞模式以及裂紋分布情況隨層理角度的變化規(guī)律。

1 試驗

1.1 試驗試樣

本次單軸壓縮試驗試樣尺寸如圖1所示，試樣為直徑×高度為50 mm×100 mm 的圓柱體，取自陜西省彬長礦區(qū)下溝煤礦現(xiàn)場，通過控制鉆機鉆進方向取得不同層理傾角煤巖，再經(jīng)過切割和打磨處理成標(biāo)準(zhǔn)樣品。層理傾角α定義為層理面與水平方向的夾角，本次試驗試樣層理傾角α分別為0°，30°，45°，60°和90°。

掃描電鏡主要用于觀察各種固態(tài)物質(zhì)表面的超微結(jié)構(gòu)形態(tài)以及組成物質(zhì)。本文利用掃描電鏡對含30°層理試樣進行觀察。圖2(a)所示為試樣局部層理放大500倍的圖像，可以發(fā)現(xiàn)，層理呈規(guī)則線狀分布于試樣中，局部存在斷裂，厚度均勻，層理與煤巖物質(zhì)組成不同，在掃描電鏡圖像中呈不同顏色，層理中存在微裂隙。通過能譜分析可得，煤巖中主要為C，Au，O，Al 和Fe 元素，如圖2(b)所示，其中C 元素質(zhì)量分?jǐn)?shù)為68.49%，Au元素為11.01%，O 元素為10.75%，Al 元素為6.71%，F(xiàn)e元素為3.04%。

圖2 層理傾角為30°試樣掃描電鏡-能譜圖像Fig.2 Scanning electron microscope-energy spectrum image of sample with 30° bedding inclination

煤巖體內(nèi)部結(jié)構(gòu)通過普通的探測設(shè)備很難觀察和區(qū)分，利用CT檢測技術(shù)可以在不損害內(nèi)部原有結(jié)構(gòu)的情況下獲得煤巖內(nèi)部結(jié)構(gòu)信息。本文對層理傾角為30°與60°的煤樣進行CT掃描試驗，結(jié)果如圖3所示。

圖3 煤樣CT掃描圖Fig.3 CT scan of coal sample

圖3(a)中，試樣所含層理傾角為30°，層理主要分布于試樣下端。圖3(b)中，試樣所含層理傾角為60°，試樣中層理主要分布于試樣右側(cè)及中下端，試樣中裂隙較為發(fā)育。

本文采用單軸壓縮試驗，試驗設(shè)備及加載條件如下：單軸壓縮試驗采用CMT5105 微機控制電子萬能試驗機(見圖4)；試驗過程中主軸采用應(yīng)力控制，規(guī)定總壓縮應(yīng)變?yōu)?.5%，規(guī)定非比例壓縮應(yīng)變?yōu)?.2%，加載速率為0.3～0.5 MPa/s。當(dāng)聽到明顯的試樣破裂聲響或加載傳感器數(shù)值驟降時，停止試驗，記錄數(shù)據(jù)。

圖4 CMT5105微機控制電子萬能試驗機Fig.4 CMT5105 microcomputer controlled electronic universal testing machine

1.2 模擬方法

顆粒流理論著重從細(xì)觀力學(xué)角度解釋材料的損傷斷裂機制，分析材料從線彈性階段至斷裂破壞的大變形過程，能直觀表征裂紋的形成、擴展及貫通過程，適用于巖石、混凝土等材料的力學(xué)與工程特性研究。近年來，基于顆粒流理論的PFC程序被廣泛用于模擬介質(zhì)內(nèi)部裂紋的產(chǎn)生及擴展過程，該程序只需通過設(shè)定顆粒的細(xì)觀力學(xué)參數(shù)便可模擬得出計算模型的宏觀力學(xué)參數(shù)。

PFC程序提供了接觸黏結(jié)和平行黏結(jié)兩種顆粒黏結(jié)模型。當(dāng)法向或切向應(yīng)力分別超過對應(yīng)的接觸黏結(jié)強度時，則產(chǎn)生接觸黏結(jié)破壞。平行黏結(jié)模型可用于模擬兩相鄰顆粒間的附著膠凝物質(zhì)，當(dāng)法向或切向應(yīng)力超過對應(yīng)的平行黏結(jié)強度時，則產(chǎn)生平行黏結(jié)破壞，分別產(chǎn)生張拉型微裂紋或剪切型微裂紋。

對本文單軸壓縮試驗試樣進行觀察并對明顯層理進行測量，當(dāng)層理傾角α為0°，30°，45°，60°和90°時，試樣層理平均間距為22，26，20，29 和28 mm。因此，本文選取層理平均間距為25 mm，構(gòu)建3個層理面，采用平行黏結(jié)模型構(gòu)建含層理煤巖的細(xì)觀分析模型，如圖5所示。

圖5 含層理煤巖的數(shù)值計算模型Fig.5 Numerical calculation models of bedding coal

構(gòu)建模型需要的參數(shù)為細(xì)觀參數(shù)，可先假定一組參數(shù)，進行數(shù)值計算獲得計算宏觀力學(xué)參數(shù)，將其與試驗獲得的宏觀力學(xué)參數(shù)對比，通過不斷地調(diào)試匹配，當(dāng)計算與試驗所得宏觀力學(xué)參數(shù)基本一致時說明該組細(xì)觀參數(shù)選取合理。

當(dāng)進行數(shù)值計算時，位移加載速率需設(shè)定得足夠小以保證擬靜力加載狀態(tài)，本文軸向位移加載速率設(shè)置為1.0 mm/(104步)。計算終止條件為：當(dāng)試樣殘余強度達到峰值強度的60%時，停止計算。本文計算模型細(xì)觀力學(xué)參數(shù)見表1。

表1 顆粒體模型細(xì)觀力學(xué)參數(shù)Table 1 Mesomechanical parameters of granular model

2 試驗與顆粒流模擬分析

2.1 層理對強度的影響

單軸抗壓強度能直接反映巖石的強度特征。本文不同層理傾角與煤巖單軸抗壓強度的關(guān)系如圖6所示。

圖6 單軸抗壓強度與傾角的關(guān)系Fig.6 Relationship between uniaxial compressive strength and inclination

由圖6所示試驗結(jié)果可見：當(dāng)層理傾角α分別為0°，30°，45°，60°和90°時，煤巖的單軸抗壓強度分別為15.00，12.74，10.10，9.10和14.25 MPa。以層理傾角為60°作為分割點，單軸抗壓強度在60°前后表現(xiàn)出相反的規(guī)律：當(dāng)0°≤α≤60°時抗壓強度隨著層理傾角的增大而減??；當(dāng)60°＜α≤90°時抗壓強度隨著層理傾角的增大而增大，在α=60°時取得最小值。

由圖6所示計算結(jié)果可見：當(dāng)層理傾角α分別為0°，30°，45°，60°和90°時，煤巖的單軸抗壓強度分別為17.94，16.93，14.72，11.62，17.23 MPa。當(dāng)層理傾角從0°增大到60°時抗壓強度逐漸減小，當(dāng)層理傾角從60°增大到90°時抗壓強度逐漸增大，在α=60°時抗壓強度取得最小值。

總體來看，試驗結(jié)果與計算結(jié)果均表現(xiàn)出一致的規(guī)律，即在單軸壓縮條件下煤巖的抗壓強度隨著層理傾角的增大呈現(xiàn)出先減小后增大的趨勢，在α為60°時均取得最小值。

2.2 層理對應(yīng)力-應(yīng)變曲線的影響

圖7所示為煤巖在單軸壓縮條件下通過試驗獲取的應(yīng)力-應(yīng)變曲線?？梢园l(fā)現(xiàn)，在加載初期，不同層理傾角試樣的應(yīng)力-應(yīng)變曲線均呈上凹型，曲率逐漸增大，為壓密階段；隨著不斷施壓，曲線由上凹型轉(zhuǎn)變?yōu)橹本€型，應(yīng)力-應(yīng)變呈線性相關(guān)，試樣的彈性模量在該階段取得最大值。當(dāng)試樣中層理傾角不同時，彈性模量差異較為明顯，層理傾角為0°時的彈性模量最大，為2.14 GPa，對應(yīng)的應(yīng)變?yōu)?0.35～0.84)×10-2，該階段為彈性階段；當(dāng)試樣的應(yīng)力-應(yīng)變曲線達到峰值時，試樣發(fā)生破壞，應(yīng)力產(chǎn)生突變現(xiàn)象，出現(xiàn)了明顯的峰值強度，層理傾角為0°，60°，90°時曲線類型為“單峰型”，傾角為30°和45°時曲線類型為“雙峰型”，當(dāng)層理傾角分別為0°和60°時，試樣峰值強度取得最大與最小值，分別為15.00 MPa和9.10 MPa，對應(yīng)的應(yīng)變?yōu)?.9×10-3和10.4×10-3，在層理傾角α為30°～60°時，曲線達到峰值后呈臺階式震蕩下降，試樣峰后強度下降速率較慢，延性破壞程度較高。

圖7 試驗獲取的應(yīng)力-應(yīng)變曲線Fig.7 Calculated stress-strain curves

圖8所示為煤巖在單軸壓縮條件下通過計算獲取的應(yīng)力-應(yīng)變曲線。加載初期，不同于試驗獲取的上凹型曲線，構(gòu)建的數(shù)值計算模型顆粒緊密接觸，故從加載后應(yīng)力-應(yīng)變近似呈線性相關(guān)。與試驗結(jié)果相似的是，在層理傾角為0°時，試樣的峰值強度取得最大值，為17.94 MPa，對應(yīng)的應(yīng)變?yōu)?.67×10-2。當(dāng)傾角為60°時峰值強度取得最小值，為11.62 MPa，對應(yīng)的應(yīng)變?yōu)?.49×10-2。計算獲得的應(yīng)力-應(yīng)變曲線最高點發(fā)生了小范圍的上下波動，曲線達到峰值后，應(yīng)力-應(yīng)變曲線直線下降，下降速率比試驗所得應(yīng)力-應(yīng)變曲線的快，脆性破壞程度較高。

圖8 計算獲取的應(yīng)力-應(yīng)變曲線Fig.8 Stress-strain curves obtained from test

總體來看，室內(nèi)單軸壓縮試驗與PFC2D 數(shù)值計算結(jié)果較為一致，單軸抗壓強度隨層理傾角的不同表現(xiàn)出的變化規(guī)律一致。

2.3 破壞模式及微破裂分析

試驗結(jié)果中，當(dāng)荷載超過了試樣的極限強度后，含不同傾角層理的試樣表現(xiàn)出了不同的破壞模式，如圖9所示。

由圖9(a)可見：在單軸壓縮條件下，煤樣內(nèi)部層理被壓實，隨著不斷地加載，煤巖內(nèi)部能量已動能或沖擊波的形式釋放，出現(xiàn)瞬間崩落現(xiàn)象，向周圍高速彈射大量碎屑并伴有巨響，試樣沒有出現(xiàn)明顯的破裂面且破碎程度相對較高，碎屑多為小塊，表現(xiàn)出很強的沖擊能力，可認(rèn)為該破壞模式屬于脆性破壞。

由圖9(b)，(c)和(d)可見：隨著加載過程的進行，荷載達到峰值強度后，試樣發(fā)生破壞，出現(xiàn)了平行于層理面的破裂斜面，以層理傾角為45°的試樣為例，其破壞形態(tài)近似為沿著45°角的軟弱面剪切滑移并形成宏觀破壞，試樣主體較為完整，碎塊較大，破裂時的聲響明顯減弱，沖擊傾向性較弱，可認(rèn)為該破壞模式屬于剪切破壞。

由圖9(e)可見：不斷施壓直至達到峰值強度后，試樣沿著層理面發(fā)生劈裂破壞，出現(xiàn)多個平行于軸向壓力的破裂面，伴隨著碎屑與聲響。

圖9 試驗所得含層理煤樣破壞模式Fig.9 Failure mode of bedding coal sample obtained from the test

不同傾角α下試樣的破壞計算結(jié)果如圖10 所示，計算模型中脫離試樣的破碎顆粒體的顏色與試樣顏色不同。

由圖10 可見：當(dāng)α=0°時，模型中產(chǎn)生多處裂紋，主要集中于加載端部與試樣中部，裂紋相通形成了體積較小的破碎顆粒體，微破裂數(shù)量較多，裂紋分布與層理相關(guān)性不大；當(dāng)α=30°時，計算模型中產(chǎn)生的裂紋基本沿著層理面，加載端部出現(xiàn)少量裂紋，脫離于計算模型的破碎顆粒體體積較大；當(dāng)α=45°時，計算模型破裂面主要沿著傾角為45°的層理面發(fā)育，加載端部出現(xiàn)少量裂紋，與計算模型脫離的破碎顆粒體體積較大，微破裂數(shù)量減少；當(dāng)α=60°時，破裂面主要沿著傾角為60°的層理面發(fā)育，加載端部已無明顯裂紋，微破裂數(shù)量最少，沒有明顯的破碎顆粒體；當(dāng)α=90°時，裂紋與加載方向呈較小的角度，加載端部出現(xiàn)少量裂紋，主要集中于試樣中部，破碎顆粒體體積較小。

圖10 計算所得含層理煤樣破壞模式Fig.10 Calculated failure modes of bedding coal samples

計算模型中不同試樣的微破裂分布情況如圖11 所示，模型中相互黏結(jié)的顆粒由于受到不同應(yīng)力作用會產(chǎn)生不同的黏結(jié)斷裂，對應(yīng)產(chǎn)生兩種微破裂，即當(dāng)顆粒間應(yīng)力超過張拉黏結(jié)強度時，形成張拉型微破裂(圖11中用紅色短線表示)；當(dāng)顆粒間應(yīng)力超過剪切黏結(jié)強度時，形成剪切型微破裂(圖11中用黑色短線表示)；可以看出，在不同試樣中張拉型微破裂均占主導(dǎo)優(yōu)勢。

由圖11 可見，當(dāng)α=0°時，微破裂數(shù)量較多，加載端部與中部較為密集，含有少量剪切型微破裂，微破裂分布情況與層理相關(guān)性不大。當(dāng)α=30°時，加載端部微破裂明顯減少，試樣中部微破裂明顯增加，主要沿著傾角為30°的層理面分布，且含少量剪切型微破裂。當(dāng)α=45°時，微破裂數(shù)量相對減少，加載端部產(chǎn)生部分微破裂，主要沿著傾角為45°的層理面分布，含少量剪切型微破裂。當(dāng)α=60°時，微破裂數(shù)量最少，加載端部無明顯微破裂，微破裂主要沿傾角為60°的層理面分布并貫通試樣，含少量的剪切型微破裂。當(dāng)α=90°時，微破裂主要分布于加載端部與試樣中部，主體微破裂與軸向力呈一定的角度，含少量剪切型微破裂。

圖11 不同傾角層理試樣裂紋分布情況Fig.11 Crack distributions of bedding samples with different inclination angles

圖12 所示為計算模型中微破裂數(shù)量與層理傾角的關(guān)系。當(dāng)α=0°時，計算模型中微破裂數(shù)量為2 367 條，其中張拉型微破裂數(shù)量為2 293 條，占96.9%，剪切型微破裂數(shù)量為74 條，占3.1%；當(dāng)α=30°時，模型中微破裂數(shù)量為2 063 條，其中張拉型微破裂數(shù)量為1 997 條，占96.8%，剪切型微破裂數(shù)量為65 條，占3.2%；當(dāng)α=45°時，模型中微破裂數(shù)量為1 825條，其中張拉型微破裂數(shù)量為1 774 條，占97.2%，剪切型微破裂數(shù)量為51 條，占2.8%；當(dāng)α=60°時，模型中微破裂數(shù)量為582條，其中張拉型微破裂數(shù)量為562 條，占96.7%，剪切型微破裂數(shù)量為20條，占3.3%；當(dāng)α=90°時，模型中微破裂數(shù)量為1 793條，其中張拉型微破裂數(shù)量為1 719 條，占95.9%，剪切型微破裂數(shù)量為74條，占4.1%。

圖12 微破裂數(shù)與層理傾角的關(guān)系Fig.12 Relationship between number of micro fractures and bedding dip

綜上所述，試驗結(jié)果與計算結(jié)果較為一致，即層理傾角為0°時，試樣破壞模式為脆性破壞，微破裂分布受層理影響不大；當(dāng)層理傾角為30°，45°與60°時，試樣破壞模式為剪切破壞，破裂面與層理面平行，微破裂主要沿層理面分布；當(dāng)層理傾角為90°時，試樣破壞模式為劈裂破壞，微破裂在一定程度上受層理影響。微破裂總數(shù)中，張拉型微破裂占主導(dǎo)優(yōu)勢。

2.4 聲發(fā)射特性分析

周喻等[20-21]以矩張量理論為基礎(chǔ)，利用PFC程序構(gòu)建了巖石計算模型，建立了細(xì)觀尺度上巖石聲發(fā)射模擬方法。計算模型中顆粒通過黏結(jié)作用黏結(jié)在一起，模型受外力作用產(chǎn)生黏結(jié)破壞，通過計算矩張量可再現(xiàn)材料聲發(fā)射事件發(fā)生的時間、空間、破裂強度等特性。聲發(fā)射事件的信號強弱用圓圈大小表示，空間位置由圓圈中心坐標(biāo)確定。本文從細(xì)觀角度揭示含層理試樣在單軸壓縮條件下微破裂及裂紋的發(fā)展特征。

圖13～17所示分別為計算模型中層理傾角分別為0°，30°，45°，60°和90°試樣聲發(fā)射孕育演化過程，圖中黑線表示不同傾角層理，紅色圓圈表示聲發(fā)射事件。研究表明，在巖石全應(yīng)力-應(yīng)變曲線的各個階段，聲發(fā)射事件的產(chǎn)生隨應(yīng)變的變化具有如下特征：1) 當(dāng)試樣處于壓密階段時，基本沒有聲發(fā)射事件產(chǎn)生；2) 當(dāng)試樣處于彈性變形階段時，產(chǎn)生少量聲發(fā)射事件；3) 當(dāng)試樣處于彈性變形階段后至峰值強度前，聲發(fā)射事件數(shù)明顯增加；4) 當(dāng)達到試樣峰值強度時，聲發(fā)射事件數(shù)量急劇增加；5) 當(dāng)試樣達到峰值強度后，聲發(fā)射事件信號較為強烈。因此，本文分別選擇聲發(fā)射事件產(chǎn)生起始點、試樣彈性變形階段、彈性變形階段后至試樣峰值強度前、試樣達到峰值強度時、試樣峰值強度后這幾個階段作為聲發(fā)射孕育演化過程的代表性階段。

圖13 層理傾角為0°試樣聲發(fā)射演化過程計算結(jié)果Fig.13 Calculation results of acoustic emission evolution process of samples with bedding dip angle of 0°

當(dāng)層理傾角α為0°時，單軸壓縮條件下試樣聲發(fā)射孕育演化過程如圖13 所示。可以發(fā)現(xiàn)，初期聲發(fā)射事件主要隨機產(chǎn)生于試樣中，之后向試樣中部發(fā)展，如圖13(a)和圖(b)所示。繼續(xù)加載，加載端部聲發(fā)射事件數(shù)明顯增多，形成了較為發(fā)育的裂紋，如圖13(c)所示。隨著加載繼續(xù)進行，加載端部與試樣中部聲發(fā)射事件數(shù)進一步增加，微破裂增多并形成多處明顯裂紋，裂紋相互貫通并產(chǎn)生與試樣脫離的破碎顆粒體，如圖13(e)所示。

當(dāng)層理傾角α為30°時，單軸壓縮條件下試樣聲發(fā)射孕育演化過程如圖14 所示。加載初期，聲發(fā)射事件隨機產(chǎn)生于試樣中，如圖14(a)所示。繼續(xù)加載，加載端部聲發(fā)射事件數(shù)增多，出現(xiàn)了明顯的裂紋，試樣中部沿著30°層理面也出現(xiàn)了明顯裂紋，如圖14(c)所示。當(dāng)加載繼續(xù)進行，沿層理面分布的微破裂逐漸增多，形成與水平方向成30°的裂紋，如圖14(e)所示。

圖14 層理傾角為30°試樣聲發(fā)射演化過程計算結(jié)果Fig.14 Calculation results of the evolution process of acoustic emission for samples with bedding angle of 30°

當(dāng)層理傾角α為45°時，單軸壓縮條件下試樣聲發(fā)射孕育演化過程如圖15 所示。聲發(fā)射事件首先隨機產(chǎn)生于試樣中，形成眾多細(xì)小裂紋，如圖15(c)所示。隨著不斷地施壓，聲發(fā)射事件主要集中于層理面附近，微破裂沿著層理面分布形成了明顯裂紋，如圖15(e)所示。

圖15 層理傾角為45°試樣聲發(fā)射演化過程計算結(jié)果Fig.15 Calculation results of the evolution process of acoustic emission for samples with bedding angle of 45°

當(dāng)層理傾角α為60°時，單軸壓縮條件下試樣聲發(fā)射孕育演化過程如圖16 所示?？梢园l(fā)現(xiàn)，聲發(fā)射事件首先隨機產(chǎn)生于試樣中，隨后產(chǎn)生于層理面附近，如圖16(a)和圖(b)所示。當(dāng)加載繼續(xù)進行，層理面附近聲發(fā)射事件數(shù)逐漸增多，微破裂逐漸貫通整個試樣，如圖16(e)所示。聲發(fā)射事件沿著60°層理面表現(xiàn)出較強的規(guī)律性，可能是因為層理傾角為60°時裂紋貫穿 60°弱面，形成宏觀破裂，試樣的破壞模式為沿著60°弱面的大角度剪切破壞。

圖16 層理傾角為60°試樣聲發(fā)射演化過程計算結(jié)果Fig.16 Calculation results of the evolution process of acoustic emission for samples with bedding angle of 60°

當(dāng)層理傾角α為90°時，單軸壓縮條件下試樣聲發(fā)射孕育演化過程如圖17 所示。如圖17(a)所示，聲發(fā)射事件首先隨機產(chǎn)生于試樣中，隨后集中于加載端部，試樣中部有少量分布。隨著加載不斷進行，加載端部與試樣中部聲發(fā)射事件數(shù)逐漸增多，產(chǎn)生一條與加載方向成一定夾角的裂紋，并形成較多與試樣脫離的破碎顆粒體，如圖17(e)所示。

圖17 層理傾角為90°試樣聲發(fā)射演化過程計算結(jié)果Fig.17 Calculation results of the evolution process of acoustic emission for samples with bedding angle of 90°

圖18所示為聲發(fā)射事件數(shù)與層理傾角的關(guān)系?？梢园l(fā)現(xiàn)，當(dāng)α=0，30°，45°，60°和90°時，試樣聲發(fā)射事件數(shù)分別為1 898，1 641，1 469，519 和1 423 次。其中，當(dāng)α=0°時，聲發(fā)射事件數(shù)最多，當(dāng)α=60°時，聲發(fā)射事件數(shù)最少。出現(xiàn)這一現(xiàn)象的可能原因是當(dāng)層理傾角為0°時，試樣單軸抗壓強度最大，試樣破壞模式為脆性破壞；當(dāng)層理傾角為60°時，試樣單軸抗壓強度最小，試樣沿著弱面發(fā)生大角度剪切破壞。

圖18 聲發(fā)射事件數(shù)與層理傾角的關(guān)系Fig.18 Relationship between the number of acoustic emission events and the bedding inclination

3 結(jié)論

1) 隨著試樣層理傾角增大，煤巖單軸抗壓強度表現(xiàn)為先減小后增大的趨勢，近似呈“V”字形。

2) 當(dāng)試樣中層理傾角α為0°時，煤巖的破壞模式為脆性破壞；當(dāng)層理傾角α分別為30°，45°與60°時，煤巖的破壞模式為剪切破壞；當(dāng)α為90°時，煤巖的破壞模式為劈裂破壞。

3) 當(dāng)層理傾角α為0°與90°時，裂紋主要集中于加載端部；當(dāng)傾角α為30°，45°與60°時，裂紋主要沿著層理面分布。微破裂總數(shù)中，張拉型微破裂占主導(dǎo)優(yōu)勢，剪切型微破裂占少數(shù)，所有試樣均表現(xiàn)出一致的規(guī)律。

4) 加載初期，聲發(fā)射事件均隨機產(chǎn)生于試樣中。隨著加載進行，聲發(fā)射事件逐漸集中于試樣中部與加載端部，α為60°的試樣聲發(fā)射事件沿層理面產(chǎn)生。當(dāng)層理傾角α為0°時，聲發(fā)射次數(shù)最多，為1 898次；當(dāng)層理傾角α為60°時，聲發(fā)射次數(shù)最少，為519次。