真三軸狀態下煤巖單體的強度變形特性及破壞模式研究

劉子碩 韓立軍 朱合軒

(1.中國礦業大學力學與土木工程學院,江蘇 徐州 221116;2.深部巖土力學與地下工程國家重點實驗室,江蘇 徐州 221116)

隨著淺部煤炭資源日益枯竭,我國的煤炭開采深度不斷加大,深部開采將成為煤炭資源開發中的常態[1],而深部“三高一擾動”的復雜力學環境也為深部開采帶來了諸多難題和挑戰[2]。軟巖、強采動、大變形是我國煤礦巷道的主要特征[3]。煤層開采后,自巷頂至地面的所有上覆巖層均會受到不同程度的采動影響[4]。針對巷道直頂具有的煤—巖層狀結構,對煤巖單體開展強度變形等相關研究,對深部巷道圍巖控制技術研發與應用有著重要指導意義。基于煤巖體的強度變形特征對深部巷道穩定控制的重要性,國內許多學者開展了一系列研究。文獻[5-7]研究了煤巖單體和煤巖組合體在不同軸向荷載或圍壓作用下的力學特性、沖擊傾向性特征以及破壞機理。文獻[8-9]基于煤巖的層理方向效應,開展了一系列的試驗研究。文獻[10]通過對煤樣開展巖石力學試驗,驗證了煤樣的單軸抗壓強度、抗拉強度和點荷載強度的關聯性。文獻[11]對巷道的頂底板巖石開展了點荷載強度與抗壓強度對比試驗研究。文獻[12-13]則對循環荷載作用下煤巖體的強度變形及滲透性等特征進行了研究。受到試驗條件等限制,以上研究大都基于單軸或常規三軸試驗,但煤巖體受到賦存情況、煤層傾角等地質條件的限制以及地應力的影響而有明顯差別,所處的應力條件一般為三向不等壓狀態[14-15]。由于地應力分布情況極其復雜,在某些情況下,三向應力的差異可能很大,因此簡單的加載條件不能代替實際復雜的地應力條件[16]。真三軸試驗通過分別控制3個方向的加載過程,其試驗結果更具有實際參考意義。國內已有學者通過真三軸試驗對煤巖體性質進行了深入研究,但主要集中在瓦斯滲流[17-18]、高地應力下的巖爆[19]或煤爆現象[20]等方面,現階段有關真三軸條件下針對原位煤、巖強度變形特征的對比試驗研究比較薄弱。本研究以山西華晉韓咀煤礦為工程背景,通過分別對煤和巖石相似材料開展真三軸加載試驗,分析兩者的強度及變形特征,為相關理論研究及工程實踐提供參考。

1 試驗方法

1.1 試樣制備

試驗所用的煤樣取自山西華晉韓咀煤礦32101主運順槽,地面標高為+790～+920 m,井下標高為+570～+615 m。巷道所在煤層平均厚度為5.8 m,2#煤呈黑色,條痕為黑—灰黑色,玻璃—金剛光澤。半暗煤裂隙不發育,質地堅硬;亮煤裂隙發育,性脆、質輕、很易破碎,有時可見正交節理。試驗所用煤樣為現場取芯,并按照巖石力學試驗規程對試樣進行加工。

煤層頂板多為粉砂巖,灰黑色,性脆,膠結較好。根據項目鉆孔勘察結果及相關地質資料,粉砂巖的相關物理力學參數取值見表1。由于項目實施尚處于初期階段,頂板巖體鉆取、加工及打磨較為困難,成本較高。另外,該巖層內常含有少量其他巖性的巖體,離散性大。在上述各因素影響下,較難進行重復性、驗證性試驗。

在地質力學模型試驗中,經常使用巖土相似材料進行相關分析[21]。近些年,國內相關學者對巖石相似材料進行了深入研究[22-26]。其中,文獻[23]指出,巖石相似材料的單軸抗壓強度具有相當高的力學代表性。文獻[24-25]通過對影響相似材料性質的相關因素進行分析,發現相似材料的強度參數和彈性模量等變形參數主要受到材料組分中膠結劑含量的影響,其黏聚力則受到骨料性質的影響。文獻[26]通過對砂巖相似材料進行正交試驗,也發現相似材料的抗壓強度可以通過調節骨料含量實現。根據上述成果,本研究考慮使用室內澆筑的水泥砂漿試樣進行試驗,通過調節水泥、石英砂、水的比例使相關的強度變形參數達到要求。由于本研究主要分析試樣在真三軸條件下的強度及變形特性,故分別對各配比情況下的水泥砂漿試樣進行巴西劈裂試驗、單軸及常規三軸壓縮試驗,將計算得到的相關物理力學參數與表1進行對比,確定出適用于本研究條件的最佳配比,以進行進一步的研究。各配比情況下試樣的應力—應變曲線和物理力學參數如圖1和表2所示。

表1 粉砂巖的物理力學參數Table 1 Physical and mechanical parameters of siltstone

圖1 配比試驗結果Fig.1 Results of ratio test

將表2所列出的配比試驗結果與表1所列出的粉砂巖物理力學參數進行對比,最終選用水泥∶石英砂∶水配比為1∶0.8∶0.45澆筑試驗所用的試樣。煤樣和澆筑試樣尺寸均為50 mm×50 mm×100 mm(長×寬×高),對試樣表面精細打磨,使其不平行度和不垂直度均小于0.02 mm,以減小試驗誤差。

表2 配比試驗參數Table 2 Parameters of ratio test

1.2 試驗裝置

本研究真三軸試驗采用中國礦業大學深部巖土力學與地下工程國家重點實驗室自行研制的巖石真三軸電液伺服加載試驗系統,如圖2所示。該試驗系統主要由三向伺服控制加載系統、真三軸壓力室、自動采集系統等部分組成。在3個方向均具有獨立伺服控制系統,可以實現3個方向同步或異步位移或載荷控制,能夠有效模擬實際狀態下煤與巖體的三向應力狀態[27]。

圖2 真三軸試驗系統及加載裝置Fig.2 True triaxial compression test system and loading device

1.3 試驗方案

煤樣和巖樣的加載方案如圖3所示。試驗過程中先施加三向應力(3個方向加載大小分別為σ1、σ2、σ3)直至靜水狀態,再繼續施加σ2,直到σ2達到預設值,最后以一定速率均勻增加σ1直至試樣產生破壞。分別對煤樣和水泥砂漿試樣進行兩組試驗,第1組恒定σ3=4 MPa,σ2=4、6、8、10、12 MPa;第 2組恒定σ3=6 MPa,σ2=6、8、10、12、14 MPa,即共計20次試驗。其中,試樣的應變從σ2和σ3均達到預設值時開始計算。

圖3 真三軸試驗加載方案Fig.3 Loading program of true triaxial compression test

2 試驗結果分析

2.1 強度特征分析

煤巖單體的強度直接決定了巷道的開挖及支護方式。通過對煤樣和水泥砂漿試樣進行加載試驗,得到了試樣在真三軸條件下的峰值強度特征曲線,如圖4所示。

圖4 煤巖單體的峰值強度特征曲線Fig.4 Strength characteristics curves of coal-rock single body

由圖4可知:煤樣與水泥砂漿試樣的峰值強度相差不大,總體上看,水泥砂漿試樣的峰值強度略高于煤樣;煤樣和水泥砂漿試樣的峰值強度都是隨著σ2的增加呈先增加后降低的趨勢,即表現出中間主應力效應[28]。根據變形分析結果同樣可以發現,煤樣和水泥砂漿試樣在ε1方向的峰值應變與峰值應力的變化趨勢相似,也隨著中間主應力的增大,峰值應變先增大,然后逐漸減小。導致這種現象的主要原因是,σ2初始的增長會使試樣內部沿該方向屈服的微元體需要更高的軸向應力,也可能會使一部分微元體改變滑移方向,從而在一定程度上抑制微裂隙發育,延緩試樣的破壞,宏觀上表現為該試樣的強度得到提升。而當σ2較大時,試樣材料也會在σ2-σ3方向發生屈服,此時裂隙發育貫通,導致試樣的破壞加劇,所以繼續增加σ2將會導致試樣強度降低[29]。

本試驗中,試樣的峰值強度、峰值應變隨σ2的增大而呈現出的這種先增大后減小的趨勢,表明中間主應力對圍巖的受載破壞起到一定的保護作用,而當中間主應力到達某一臨界值后,繼續加大會導致峰值強度和峰值應變開始出現減小趨勢,這說明中間主應力的提高對圍巖的保護并非是恒定的,中間主應力過大也會使圍巖破壞加劇[29]。

由圖4進一步分析可知:①σ3=6 MPa對應的峰值應力普遍高于σ3=4 MPa對應的峰值應力,對煤樣來說,這種趨勢在最大峰值應力處附近最為明顯,而對于水泥砂漿試樣來說,這種趨勢在曲線下降段最為明顯,且σ3的增加會延后最大峰值應力點的出現。②由于σ3的變化,峰值強度隨著σ2的增加呈現出的上升速率和下降速率都受到不同程度的影響。從以上變化規律中可以看出,最小主應力σ3大小會一定程度地影響中間主應力效應[30]。

強度準則能夠為結構計算和設計提供理論支持,但傳統的Hoke-Brown以及Mohr-Coulomb準則未考慮σ2的影響,無法有效反映實際工程中煤巖體的受力狀況,不適用于本研究情形。國外的一些研究成果[31-33]表明,基于 Mises準則的 Mogi-Coulomb準則[34]在多數情況下與巖石加載試驗結果吻合較好。其中,Mogi-Coulomb的線性形式與真三軸試驗結果的擬合度較高,其表達式可用八面體剪應力τoct與有效中間主應力σm,2進行表示:

式中,a、b為系數,可通過擬合獲得;τoct為八面體剪應力,MPa;σm,2為有效中間主應力,MPa。

τoct和 σm,2可根據峰值點的 σ1、σ2、σ3值按式(2)和式(3)進行計算:

將試驗數據進行Mogi-Coulomb強度準則擬合,結果如圖5、圖6所示。由圖5和圖6可知:Mogi-Coulomb強度準則能夠很好地反映巖石的強度特征,擬合度為0.866～0.970。

圖5 煤樣的Mogi-Coulomb強度準則擬合結果Fig.5 Fitting results of Mogi-Coulomb criterion for coal samples

圖6 水泥砂漿試樣的Mogi-Coulomb強度準則擬合結果Fig.6 Fitting results of Mogi-Coulomb criterion for cement mortar samples

2.2 變形特征分析

在煤礦開采過程中,煤巖體的變形特征將很大程度影響巷道開挖及支護方案選擇,為了分析中間主應力對煤樣及水泥砂漿試樣變形的影響,分別繪制了相應的應力—應變關系曲線圖。其中,煤樣和水泥砂漿試樣的主應力差值(σ1-σ3)與相應應變(ε1、ε3)的關系曲線如圖7和圖8所示。

圖7 真三軸狀態下煤樣應力—應變曲線Fig.7 Stress-strain curves of coal samples under true triaxial compression condition

圖8 水泥砂漿試樣應力—應變曲線Fig.8 Stress-strain curves of cement mortar samples under true triaxial compression condition

由圖7和圖8可知:煤樣和水泥砂漿試樣在ε1方向的峰值應變也表現出隨著中間主應力的增大先增大后減小的趨勢。各曲線峰后段斜率大小都隨著σ2的增加而增大,即試樣在達到峰值強度后跌落速度加快,這表明在σ3保持不變、σ1不斷加載的過程中,中間主應力σ2增加會導致試樣經歷延性—脆性的轉化,與已有的一些研究結果[29,35]相符。一般認為,巖石破壞是由作用在巖石上的應力差σ1-σ3引起的[35-36],但已有研究認為巖石的破壞不一定發生在σ1增長的過程中,也可以發生在σ2增加和減小的過程中[36],本次試驗結果即驗證了這一點,即:巖石的破壞是σ1-σ3和σ2共同作用的結果。

進一步分析圖7和圖8可知:煤樣在ε3方向的變形以膨脹為主,隨著加載的進行,其變形量不斷增大,且由于σ3=4 MPa時側向約束較弱,其ε3方向的變形量明顯大于σ3=6 MPa時的變形量;水泥砂漿試樣在ε3方向的變形以壓縮為主,側向壓力較小時,隨著加載的進行,ε3會經歷由壓縮向膨脹的轉化過程。

受初始力控制階段的影響,真三軸條件下的煤樣和水泥砂漿試樣的應力—應變曲線幾乎沒有微裂紋壓密階段,并快速進入彈性變形階段[37],且不同σ2條件下彈性階段的ε1和ε3曲線都呈現極好的線性性質。彈性模量是評估彈性變形階段的重要因素之一,應力—應變曲線的斜率直接反映了材料的彈性模量。分別計算了各個曲線σ1方向的彈性模量如圖9所示。

圖9 煤巖單體在真三軸條件下的彈性模量特征曲線Fig.9 Elastic modulus characteristic curves of coal-rock single body under true triaxial condition

由圖9可知:①水泥砂漿試樣彈性模量明顯大于現場的煤樣;②煤樣和水泥砂漿試樣的彈性模量都隨著側向壓力(σ2、σ3)的增大而增大,這是因為側向壓力對試樣內部微裂隙起到了擠壓密實作用,提高了巖樣的密實度,宏觀表現為彈性模量的增大[38],但這種趨勢會由于密實度的不斷提高而受到限制;③而當σ3較小且保持不變時,σ2的增大對巖石的彈性模量也有一定的提高作用,但這種作用受到σ3的影響且會逐漸降低,在較高的中間主應力下,彈性模量增長速率會逐漸降低并最終趨于穩定。

2.3 破壞模式分析

盡管水泥砂漿試樣在強度和變形方面能夠和頂板的粉砂巖表現出很高的相似性,但由于試樣的破壞模式極大地取決于其材料本身的微觀結構,人工澆筑的材料很難和天然形成的粉砂巖表現出相似的破壞特征。且由于巷頂的煤體直接和臨空面聯系,煤樣的破壞模式分析更具有實際參考意義,故本部分的破壞模式分析只針對煤樣展開。一般來說,破壞模式可以通過對試樣表面的裂紋進行分析得到,從而獲知試樣內部的受力特點。宏觀上看,兩組煤樣的表面裂紋大致相同,故選取σ3=4 MPa時的5個煤樣進行分析,如圖10所示。

圖10 真三軸狀態下的破壞煤樣(σ3=4 MPa)Fig.10 Failure coal samples under true triaxial compression condition (σ3=4 MPa)

由圖10可知:

(1)裂紋主要分布在σ2作用面,而極少出現在σ3作用面,這主要是因為σ2限制了煤樣在該方向上的位移[37]。

(2)當σ2與 σ3相差較小(σ2=4～6 MPa)時,裂紋主要沿著與軸線成30°～45°的方向擴展,兩條裂紋近似呈“V”形,即共軛剪切破壞;當σ2進一步增大時,裂紋沿著大約與軸線呈45°的方向擴展,裂紋近似平行,破壞模式為斜截面剪切破壞。以上兩種破壞形態都是由于裂隙面上的剪應力達到了其極限值[19]。當σ2與σ3相差較大(σ2=10～14 MPa)時,裂紋在沿與軸線成30°～45°的方向擴展的同時,也開始出現近似平行于軸向的豎直裂紋。即此時試樣開始同時表現出剪切破壞和劈裂破壞的特征,這主要是在沿σ3方向的應變超過了其極限值導致的[19]。綜上所述,當σ3保持不變時,煤樣的破壞模式發生了從剪切破壞向拉伸破壞的轉變趨勢,這是因為當保持σ3不變時,σ2逐步增大,σ3方向的相對約束減弱,煤樣在受到其他兩個方向的壓力后,在σ3方向產生的位移也會逐步增大,進而導致該方向的拉應變超過極限值,表現出拉伸破壞特征。

(3)通過對圖10中的5個破壞試樣表面裂紋數量進行對比,不難發現裂紋的擴散程度與σ2-σ3的大小呈正相關。由此說明,在實際巷道開挖過程中,及時對臨空面進行支護,可以降低最小主應力和中間主應力的差值,進而能夠控制巷道圍巖的裂隙發育,最終避免巷道發生失穩破壞。

3 結 論

(1)基于原位煤巖單體的強度變形特性對煤巷頂板穩定控制的重要意義,并考慮了原位巖樣取芯難度大、離散性高等影響,開展了巖石相似材料配比試驗與真三軸加載試驗,豐富了目前研究中缺乏的真三軸條件下的原位煤巖單體對比試驗研究成果。

(2)真三軸條件下,中間主應力與最小主應力差值持續增加,對于煤樣和類巖石試樣強度提升、控制變形及抑制裂紋發育等都產生了不利影響,說明控制巷道圍巖臨空面的支護強度,保證中間主應力與最小主應力差值處于一定范圍內,有助于提升圍巖的穩定性。

(3)本研究試驗對象為煤巖單體,受試驗條件限制,后續工作中將對真三軸條件下煤巖組合體表現出的強度變形特征等開展進一步分析,分析煤巷煤巖層狀頂板的變形破壞機理,為煤巷頂板穩定性控制提供理論依據。