考慮接觸面傾角的充填體—圍巖組合體能量特征分析

盧宏建 王奕仁 張友志 薛振林

(華北理工大學礦業工程學院,河北 唐山 063210)

充填采礦通常是由尾砂、水和膠凝劑攪拌形成充填料漿,通過泵送或重力輸送至地下空區固結形成充填體,在固結過程中與采場圍巖耦合,形成充填體—圍巖組合體,為地下采場提供安全作業平臺[1-4],其力學過程表現為充填體與圍巖相互作用,共同平衡采場地壓,即充填體—圍巖組合體能量存儲、耗散、釋放的過程。因此研究充填體—圍巖組合體的能量演化特征對認識充填采場穩定性十分重要。

目前分析巖體能量演化特征手段主要有聲發射試驗和能量理論分析。在聲發射特征研究方面:宋衛東等[5]研究了充填體—圍巖組合體側限、三軸壓縮試驗及其聲發射特征;王志國等[6]進行了充填體與圍巖組合模型雙軸加卸載力學試驗及其聲發射特征分析;Cao Shuai等[7]開展了尾砂—巖石膠結組合體的三軸壓縮試驗,分析了組合體受壓破壞過程中應力—應變曲線和聲發射特征,并基于FLAC3D對試驗結果進行了驗證。程愛平等[8]通過聲發射系統對圍巖—充填體組合體進行單軸壓縮試驗,并基于聲發射特征參數分析了組合體在試驗過程中的損傷演化特征,建立了累計聲發射與損傷本構方程的耦合關系。在能量耗散理論應用方面:Liu X S等[9]通過2種典型巖石的單軸加卸載試驗,運用能量耗散理論建立了損傷本構模型用來描述循環加載下巖石的力學行為;Jia Zheqiang等[10]開展了不同深度煤樣試件的卸荷破壞試驗,分析了隨著深度煤試樣力學性能的變化趨勢,建立了不同深度煤試樣峰前能量演化模型,同時使用能量耗散率的大小定義試件裂紋和破壞的發展程度;馬德鵬等[11]開展了煤樣試件常規三軸和不同卸圍壓速率的三軸卸壓試驗,研究了不同路徑不同卸荷速率對煤樣能量演化特征及規律的影響,建立了基于耗散能的煤樣損傷演化模型,并分析了其損傷特征;宮鳳強等[12]通過對多種類巖石不同應力水平下單軸壓縮一次卸載,發現了巖石到達峰值應力前,存儲在試件內部的彈性應變能隨著輸入試件的總能量呈線性增長的線性儲能規律,建立了一種基于剩余彈性能指數的巖爆傾向性判據;劉志祥等[13]根據4種不同灰砂比的充填體力學試驗,揭示了不同配比充填體三維損傷耗能規律,并探索了礦床開采過程中巖石三維能量釋放規律,根據兩者耦合作用的三維能量損耗特征,探討了充填體與巖石的合理匹配。充填體—圍巖組合體包括充填體、圍巖、接觸面三部分,特別是接觸面受礦體賦存條件和開挖方法的限制,具有非線性和傾角特性。綜上文獻,目前考慮這兩個因素的研究不多。

以空場嗣后充填采場為物理原型,將充填體與圍巖系統考慮,概化出接觸面非線性特性下不同接觸面傾角的充填體—圍巖組合體實驗室尺度模型,基于單軸壓縮試驗數據對 7 個角度(0°、15°、30°、45°、60°、75°、90°)、2 種灰砂比(1 ∶4、1 ∶8)充填體—圍巖組合試件的聲發射能量特征和能量耗散特性進行了系統分析,同時對組合體破裂前兆信息表征進行了初探,研究結論可為充填采場穩定性評價提供理論參考。

1 試驗方案與分析方法

1.1 試驗設備與組合體試塊制作

(1)試塊材料。試驗所用尾砂和圍巖采自河北某充填法開采地下礦山,膠結材料選用普通硅酸鹽水泥(P.O.42.5),水選用城市自來水。根據文獻[14]計算方法與三維激光掃描數據對比,確定地下礦山圍巖表面粗糙度為分形維數1.2的界面曲線。對采集的圍巖進行加工,將其預切割成a×b=50 mm×50 mm,h=100 mm的標準長方體,沿高度方向的中點切割出與加載方向成不同角度(0°、15°、30°、45°、60°、75°和90°)分形維數1.2的非線性界面。

(2)試塊制備。為了減小對充填擋墻的壓力影響,采場底部一般采用高強度充填體[15]。根據礦山實際充填灰砂比進行室內試驗設計,設計為底部充填體灰砂比1∶4,上部為1∶8,料漿濃度為70%。根據灰砂比和濃度要求稱量水泥、尾砂和水,倒入攪拌機中充分攪拌10 min形成均勻料漿,注入預制試模內,沉降后刮平12 h后脫模,試件放入控制溫度20±5℃、濕度(90±5)%的恒溫恒濕養護箱內28 d。制成50 mm×50 mm×100 mm的充填體—圍巖組合體試塊。制作過程見圖1。試塊按灰砂比分為2組,每組中相同接觸面傾角的試塊數為3個,共需澆筑42個。根據《GB/T 50266—2013工程巖體試驗標準》對試件打磨合格后進行單軸抗壓強度試驗。

圖1 組合體試塊制作過程Fig.1 Composite test blocks preparation process

(3)試驗設備。組合體試塊單軸壓縮加載試驗選用RLW-3000剪切蠕變雙軸試驗機。選用PAC PCI-2聲發射監測系統對試驗過程中的組合體試塊進行聲發射特征參數的采集。試驗同步增加攝像機監測系統,分析組合體變形破壞過程與能量特征對應關系及其現象揭示。試驗設備如圖2所示。圖中包括:Ⅰ壓力機系統(Ⅰ-1控制主機、Ⅰ-2控制顯示器、Ⅰ-3壓力機、Ⅰ-4試驗試塊);Ⅱ攝像機監測系統(Ⅱ-1控制主機、Ⅱ-2控制顯示器、Ⅱ-3攝像機、Ⅱ-4光源);Ⅲ聲發射監測系統(Ⅲ-1控制主機、Ⅲ-2控制顯示器、Ⅲ-3探頭)。

圖2 試驗系統Fig.2 Testing experimental apparatus

1.2 試驗數據分析方法

(1)聲發射能量特征分析方法。聲發射能量是聲發射事件信號檢波包絡線下的面積,能夠表征試塊內部破裂發生的規模。通過聲發射監測系統獲得數據后,利用Matlab軟件編程計算每秒內試塊破壞產生的聲發射能量之和——能率,并通過和應力應變曲線對比進行聲發射能量特征分析[16]。

(2)能量耗散特性分析方法。根據能量守恒理論,充填體—圍巖組合體試塊變形破壞都與其自身能量耗散和釋放有關,彈性能與耗散能關系曲線如圖3所示[17]。

圖3 彈性能與耗散能關系曲線Fig.3 Relation curve of elastic energy and dissipated energy

根據熱力學第一定律,假定試驗中所有外界施加在試塊上的能量全部轉移到組合體內部,壓力機輸入的總能量滿足如下關系式[18]:

式中,U為軸向載荷對組合體試塊做功的總能量,相當于圖3中峰值前應力應變曲線的總面積,MJ/m3;Ue為試塊儲存的可逆彈性變形能,即圖3中的陰影部分面積,MJ/m3;Ud為試塊破壞過程中內部損傷和塑性變形不可逆的耗散能,MJ/m3。

單軸壓縮過程中外界輸入的總能量U、彈性能Ue、耗散能Ud[19]:

式中,σi為應力應變曲線上點i對應的應力,MPa;εi為點i對應的應變,初始值為0;Ei為卸荷彈性模量,通常采用初始彈性模量Et代替Ei[20]。

根據能量守恒原理,組合體試塊在單軸壓縮過程中伴隨著非線性關系的能量積聚和耗散,為了定量分析組合體試件在單軸壓縮過程中的外界輸入總能量在彈性能和耗散能之間的轉化關系,利用能量耗散率ω進行分析[21],表達式為

2 試驗結果與分析

選取各組具有代表性的試塊作為研究對象,在分析典型組合體試塊破壞形式與應力應變曲線的基礎上,運用試驗數據分析方法,進行組合體聲發射能量和能量耗散特性分析。

2.1 組合體應力應變曲線與破壞形式

圖4為典型組合體試塊應力應變曲線[22]。由圖可知灰砂比1∶8接觸面傾角90°(1∶8-3-90)組合體為脆性破壞,灰砂比1∶8接觸面傾角15°(1∶8-3-15)和灰砂比1∶4接觸面傾角90°(1∶4-1-90)組合體破壞為脆—延性破壞,其他組合體為延性破壞。脆性破壞應力應變曲線包括:初始壓密、彈性、塑性屈服3個階段。脆—延性破壞和延性破壞包括:初始壓密、彈性、塑性屈服、峰后破壞階段4個階段。相同接觸面傾角組合體,灰砂比1∶4組合體延性效應大于灰砂比1∶8 組合體。

圖4 典型組合體試塊應力應變曲線Fig.4 Stress-strain curves of typical composite test blocks

圖5為典型組合體試塊破壞形式。灰砂比1∶8組合體表面裂紋多為平行于加載方向張拉裂紋。灰砂比1∶4組合體表面裂紋方向與加載方向多成一定夾角,表現出剪切破壞特征。組合體破壞形式隨著接觸面傾角的增大,由充填體剪切破壞逐漸過渡到張拉剪切組合破壞。接觸面傾角0°、15°和30°時,不同灰砂比組合體破壞均發生在上部充填體部分。接觸面傾角45°和60°時,組合體破壞發生在充填體與接觸面處,發生沿接觸面剪切滑移。接觸面傾角達到75°和90°時,不同灰砂比組合體破壞沿兩介質接觸面擴展,在充填體部分發生破壞之外,圍巖也會發生破壞。灰砂比1∶8時,組合體中充填體部分強度較低,容易發生塑性變形和膨脹剪切,萌生次生裂紋數量較灰砂比1∶4組合體少一些。不同灰砂比充填體影響組合體中巖石部分的破裂程度,灰砂比1∶8組合體圍巖破壞程度較為嚴重。

圖5 典型組合體試塊破壞形式Fig.5 Failure modes of typical composite test blocks

2.2 組合體聲發射能量特征

組合體在加載過程中聲發射能率和累計能量主要表現為平靜期、上升期、活躍期。根據文獻[23],材料聲發射源產生主要是由組合體孔隙、裂隙壓密閉合和骨料之間相互摩擦,組合體內部裂紋萌生、演化和擴展、斷裂,斷裂面相對滑動等活動導致,不同接觸面傾角不同灰砂比組合體表現出的階段類型和順序不同。 接觸面傾角 0°、15°、30°、45°、60°組合體破壞區域主要發生在充填體和接觸面區域,聲發射能量幅值較小。在初始壓密彈性階段、塑性階段、峰后破壞階段,都有可能發生充填體內部裂隙壓密閉合與尾砂顆粒間摩擦、裂紋發育擴展,破裂面滑移現象,造成能率幅值突增,導致組合體能量曲線階梯性現象明顯,同時平靜期、上升期、活躍期階段出現順序不固定。接觸面傾角75°和90°組合體破壞區域包括充填體、圍巖、接觸面,聲發射能量幅值較大。能量曲線平滑,平靜期、上升期、活躍期3個階段依次順序出現。

圖6為接觸面傾角0°、15°和30°組合體聲發射能量數據圖。組合體破壞發生在充填體部分,充填體與圍巖接觸面沒有滑動現象,組合體破壞主要受充填體部分控制。整個過程聲發射能率水平較低,整體表現為多點小幅度突增現象。接觸面傾角0°組合體,聲發射能率峰值出現在應力峰值之前,聲發射能率峰值之前能率表現活躍,之后平靜。接觸面傾角15°和30°組合體,聲發射能率峰值前后有多點小幅度能率突增現象。

圖6 接觸面傾角0°、15°和30°組合體聲發射能量數據Fig.6 Composite acoustic emission energy data of contact interface dip angle 0°,15°and 30°

圖7為接觸面傾角45°和60°組合體聲發射能量數據圖。組合體破壞發生在充填體部分,充填體與圍巖接觸面有滑動現象,組合體破壞受充填體和接觸面共同控制。整個過程聲發射能率值與0°、15°和30°組合體相當,但小幅度突增點數增加明顯,由于充填體在非線性接觸面上的滑動作用,造成45°和60°組合體聲發射能率小幅度突增點數增加明顯,累計能量曲線平穩增加,體現了組合體延性破壞特征。

圖7 接觸面傾角45°和60°組合體聲發射能量數據Fig.7 Composite acoustic emission energy data of contact interface dip angle 45°and 60°

圖8為接觸面傾角75°和90°組合體聲發射能量數據圖。組合體的充填體和巖石均有破壞,破壞過程的聲發射能率整體上呈現為“多點突增—持續增大—激增”的變化趨勢,前期表現為充填體破壞特征,后期表現為圍巖破壞特征。在數量級上明顯大于其他角度的組合體試塊。

圖8 接觸面傾角75°和90°組合體聲發射能量數據Fig.8 Composite acoustic emission energy data of contact interface dip angle 75°and 90°

聲發射能率幅值大小代表組合體內部變形破壞活動,小幅值代表組合體內微裂紋產生或者破裂面滑動,大幅值代表裂紋貫通。由于組合體內充填體和接觸面影響,接觸面傾角 0°、15°、30°、45°、60°組合體聲發射能率幅值水平較低,且整個過程中沒有明顯集中區域,很難預測組合體破壞特征。但累計能量曲線和應力應變曲線有很好的相關性,累計曲線的斜率變化代表著組合體應力應變曲線不同階段,峰后破壞階段斜率值大小與組合體破壞形式有對應關系。

2.3 組合體能量耗散特征

將實驗所得相關數據按照式(2)～式(5)計算組合體破壞過程各能量特征數值,結合應力應變曲線得到不同傾角組合體的能量耗散特征,如圖9～圖11所示。

圖9 接觸面傾角0°、15°和30°組合體能量耗散特征數據Fig.9 Composite energy dissipation characteristic data of contact interface dip angle 0°,15°and 30°

圖10 接觸面傾角45°和60°組合體能量耗散特征數據Fig.10 Composite energy dissipation characteristic data of contact interface dip angle 45°and 60°

圖11 接觸面傾角75°和90°組合體能量耗散特征數據Fig.11 Composite energy dissipation characteristic data of contact interface dip angle 75°and 90°

隨著軸向應變增加,外界輸入總能量呈非線性增長趨勢,彈性能、耗散能、能量耗散率指標隨接觸面傾角變化呈不同分配規律變化。結合組合體單軸壓縮過程初始壓密和彈性階段(OA)、塑性屈服階段(AB)、峰后破壞階段(BC),分析不同接觸面傾角對組合體能量耗散特征。

(1)彈性能和耗散能變化規律。不同接觸面傾角組合體試塊彈性能和耗散能曲線在應力峰值前變化規律一致,彈性能和耗散能呈非線性增加。不同接觸面傾角組合體的彈性能和耗散能曲線斜率表現不同規律,彈性能曲線斜率變化不大,但是耗散能曲線斜率隨著接觸面傾角增加逐漸減小。峰后破壞階段曲線變化規律與組合體破壞形式有關:延性破壞時彈性能和耗散能呈非線性增加規律,但是耗散能曲線斜率大于彈性能,在出現宏觀破壞貫通主裂紋時,兩曲線相交,之后耗散能大于彈性能(圖9(a)、圖9(b)、圖9(d)～圖9(f)、圖10(a)～圖 10(d)、圖11(b));脆—延性破壞時彈性能呈先增加后減小規律,耗散能呈增大趨勢(圖9(c)、圖11(a)、圖11(d));脆性破壞時,彈性能陡降,耗散能陡升(圖11(c))。

(2)能量耗散率變化規律。能量耗散率曲線總體呈“先增大,后減小”的變化規律。隨著接觸面傾角的變化,峰值個數和出現位置表現不同。總體表現為組合體破壞受充填控制時出現1個峰值,組合體破壞受充填體和接觸面控制時出現2個峰值,組合體破壞受充填體、接觸面和圍巖控制時出現多個峰值。當組合體破壞受充填體和接觸面控制時,充填體有很好的吸能作用,彈性能和耗散能變化平緩,能量耗散率曲線光滑性好。當組合體破壞受圍巖控制時,圍巖吸能效果差,彈性能和耗散能變化強烈,能量耗散率曲線鋸齒狀現象明顯。①接觸面傾角0°,15°和30°組合體,初始壓密和彈性階段(OA)組合體能量耗散系快速達到峰值,塑性屈服階段(AB)快速下降,峰后破壞階段(BC)緩慢下降;但是灰砂比1∶4傾角30°組合體初始壓密和彈性階段(OA)能量耗散率達到了第一個突增值,在塑性破屈服段(AB)中間位置才達到峰值,原因是接觸面傾角 0°、15°和30°

組合體破壞主要是受充填體部分控制,但是隨接觸面角度的增加和灰砂比的增大,接觸面傾角已經開始對組合體的能量耗散特產生影響。②接觸面傾角45°和60°組合體,組合體破壞受充填體和接觸面控制,能量耗散率曲線在達到應力峰值前出現2個峰值,最大峰值出現順序不固定。③接觸面傾角75°和90°組合體,組合體破壞受充填體、接觸面和圍巖控制,變形破壞過程復雜,在達到應力峰值前,能量耗散率峰值出現了3個以上,灰砂比1∶4組合體表現明顯,組合體應力應變曲線在OA階段中ab段出現的應力曲線的“反彎點”,是由充填體與圍巖不協調變形導致的,其引起了能量耗散的變化,出現了能量耗散率峰值突點。

不同接觸面傾角組合體能量耗散率變化規律與組合體的應力應變曲線有很好的對應關系,特別是曲線斜率變化可很好地表征彈性能和耗散能之間的轉化程度,斜率上升代表組合體內部有裂隙發育擴展過程、曲線峰值代表裂紋貫通、斜率下降代表破壞裂縫滑移錯動、耗散能率值小于1%代表組合體失去承載能力。

3 組合體破裂前兆信息表征

試驗結果表明組合體變形破壞過程和破壞形式與聲發射能量和能耗特征有著密切關系,特別是聲發射累計能量和能量耗散率曲線可以很好地分析和預測組合體的破壞活動過程。接觸面傾角0°～60°組合體初始壓密和彈性階段時間短,峰后破壞階段時間長,且峰后有一定的承載能力,表現出很好的延性破壞特征。接觸面傾角75°和90°組合體初始壓密和彈性階段時間長,峰后破壞階段短,脆性破壞特征明顯。限于篇幅,僅分析接觸面傾角60°和90°

組合體聲發射累計能量和能量耗散率與變形破壞過程對應關系,如圖12所示。

圖12 典型組合體能量特征與破壞演化過程Fig.12 Typical composite energy dissipation characteristic and failure process

(1)接觸面傾角60°組合體能量特征與破壞演化過程。①初始壓密和彈性階段(OA),組合體充填體內部裂隙壓密,膠結材料斷裂,裂紋發育,導致聲發射能量一直處在上升期,但是彈性能儲存量遠大于耗散能量,能量耗散率在此階段達到峰值;對應破裂過程時間T1,在組合體右側出現了裂縫a,T1時間前L1區域可以看出累計能量曲線斜率有突增現象。②塑性階段(AB),原有裂紋a繼續擴展,同時擴展新裂紋b(T2)和c(T3),聲發射能量仍處在上升期,但此階段曲線斜率變小;在裂紋b(T2)和c(T3)時間前可以發現累計能量曲線有斜率突增區域L2和L3;此階段能量耗散率曲線斜率開始快速下降,T2和T3時間點斜率變化明顯。③峰后破壞階段(BC),峰后累計能量曲線有斜率突增區域L4明顯大于其他階段,在T4時間點出現了新的裂縫d、e、f,裂紋發育擴展完成;T4點后裂紋開始發展滑動破壞,導致L5區域累計能量曲線斜率出現小的突增現象,之后能量耗散率小于1%,組合體失去承載能力。

(2)接觸面傾角90°組合體能量特征與破壞演化過程。①初始壓密和彈性階段(OA),接觸面傾角90°組合體承載強度取決于圍巖強度,因此初始壓密和彈性階段充填體內部破壞活動時,聲發射能量值相對于整個階段處于平靜期。但是此階段圍巖和充填體儲能效果好,能量耗散率達到峰值;不過充填體的破壞活動導致耗散能變化,引起能量耗散率曲線波動現象明顯,對應L1和L2區域曲線峰值波動后,在破裂過程時間T1出現了裂縫a和b。②塑性階段(AB),原有裂紋a沿組合體接觸面向下擴展,充填體與圍巖接觸面剪切摩擦,聲發射能量進行入上升期,剪切摩擦引起能量耗散率曲線發生波動區域L3和L4;能量耗散率整體呈快速下降趨勢,此階段有小區域充填體剝落發生(1、2、3),不影響能量曲線變化。③峰后破壞階段(BC),原有裂縫a和b裂縫開始明顯,同時圍巖區域出現破壞裂縫c和d,破裂面滑移和圍巖區域裂縫的發育導致聲發射能量進行入活躍期;后期沒有新裂縫發育,原有裂縫擴展直至組合體失去承載能力。

組合體承載能力受充填體和接觸面控制時(接觸面傾角0°～60°),聲發射能量曲線斜率突增后平緩表征裂縫發生,突增值和區域大表征主裂縫發生,突增值和區域小表征次生裂縫發生。組合體承載能力受圍巖控制時(接觸面傾角75°和90°),聲發射能量曲線斜率進入活躍期預示組合體將要失穩,平靜期和上升期的能量耗散率曲線斜率峰值區域可以表征組合體裂縫產生的前兆信息。

4 結 論

(1)接觸面傾角 0°、15°和30°組合體破壞發生在充填體區域。接觸面傾角45°和60°組合體破壞發生在充填體和接觸面區域,沿接觸面有剪切滑移現象。接觸面傾角75°和90°組合體的破壞沿著兩介質接觸面逐漸擴展,充填體區域發生破壞之外,圍巖區域也發生破壞。組合體承載能力受充填體和接觸面控制時,破壞多為延性破壞。組合體承載能力受充填體、接觸面和圍巖控制時,破壞多為脆—延性破壞。

(2)接觸面傾角 0°、15°、30°、45°、60°組合體破壞過程聲發射能率表現為多點小幅度突增現象,累計能量曲線階梯性現象明顯,平靜期、上升期、活躍期階段出現順序不固定。接觸面傾角75°和90°時表現為“多點突增—持續增大—激增”的變化趨勢,幅值數量級高,累計能量曲線平滑,平靜期、上升期、活躍期3個階段依次順序出現。

(3)不同接觸面傾角組合體試塊的彈性能和耗散能曲線在應力峰值前變化規律一致,呈非線性增加,耗散能曲線斜率隨著接觸面傾角增加逐漸減小。峰后破壞階段曲線變化規律與組合體破壞形式有關。延性破壞時彈性能和耗散能呈非線性增加規律,耗散能曲線斜率大于彈性能,宏觀破壞主裂紋貫通時,兩曲線相交,之后耗散能大于彈性能。脆—延性破壞時彈性能呈先增加后減小規律,耗散能呈增大趨勢。脆性破壞時,彈性能陡降,耗散能陡升。

(4)能量耗散率曲線呈“先增大,后減小”的變化規律。隨著接觸面傾角的變化,峰值個數和出現位置表現不同。組合體破壞受充填控制時出現1個峰值,組合體破壞受充填體和接觸面控制時出現2個峰值,組合體破壞受充填體、接觸面和圍巖控制時出現多個峰值。組合體破壞受充填體和接觸面控制值,能量耗散率曲線光滑性好。組合體破壞受圍巖控制時,能量耗散率曲線鋸齒狀現象明顯。

(5)組合體變形破壞過程和破壞形式與聲發射能量和能耗特征相關性好。組合體承載能力受充填體和接觸面控制時(接觸面傾角0°～60°)聲發射能率小幅值代表組合體內微裂紋產生或者破裂面滑動,大幅值代表裂紋貫通。聲發射能量曲線斜率突增后平緩表征裂縫發生,突增值和區域大表征主裂縫發生,突增值和區域小表征次生裂縫發生。組合體承載能力受圍巖控制時(接觸面傾角75°和90°),斜率上升代表組合體內部裂隙發育擴展、曲線峰值代表裂紋貫通、斜率下降代表破壞裂縫滑移錯動、耗散能率值小于1%代表組合體失去承載能力,聲發射能量曲線斜率進入活躍期預示組合體將要失穩。