直墻拱形巷(隧)道巖爆卸壓孔解危效應試驗研究

2022-09-02 13:37:54王宇晨張曉君

金屬礦山 2022年8期

關鍵詞：圍巖

王宇晨張曉君劉嘯

(1.山東理工大學資源與環境工程學院,山東淄博 255000;2.山東理工大學礦山工程技術研究所,山東淄博 255000)

近些年,巖爆控制研究取得了不小進展。在巖爆解危方法與技術中,施工卸壓孔是常用的,在卸壓孔解危效應機理研究方面,劉宏軍[1]針對卸壓孔開展了理論分析,文獻[2-5]采用數值模擬技術針對鉆孔卸壓作用機理開展了研究,宋希賢等[6]開展了動力擾動下深部巷道卸壓孔與錨桿聯合支護的作用機理研究,張士川等[7]針對卸壓孔破裂演化及布置參數開展了研究,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、強度特征及聲發射特性,趙振華等[9]開展了含卸壓孔硬巖應力松弛特性試驗研究,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種劈裂角度的室內試驗和基于RFPA軟件的數值試驗。目前尚缺乏具體針對直墻拱形巷(隧)道巖爆開展卸壓孔解危效應方面的研究。

綜上,本研究將具體針對直墻拱形巷(隧)道,基于聲發射和應變等監測,結合巖爆內因分析,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,得到其卸壓孔解危效應機理,為巖爆破裂演化及解危提供依據。

1 直墻拱形巷(隧)道巖爆卸壓孔解危效應試驗

1.1 試驗裝置與方案

采取湖南某地花崗巖,該巖石為中細粒結構,主要礦物成分為斜長石和石英,同時含有少量云母,此外還存在微量的角閃石,質地硬脆,滿足巖爆內因要求,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 %

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

加工成尺寸為100 mm×100 mm×50 mm的長方體試樣,對試樣進行多位置超聲波測試,測得波速在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X為服從[0,1]均勻分布的隨機變量時,則V服從Weibull分布:

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

在長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)。根據試樣尺寸和制樣條件,在巷(隧)道兩幫分別施工4個卸壓孔,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,試樣相關尺寸不對應具體的巷(隧)道,也不適用相似比。

圖2 試樣Fig.2 The samples

直墻拱形巷(隧)道巖爆試驗是在自制的真三軸加卸載試驗系統上進行,見圖3。根據現場巷(隧)道的巖爆應力演化情況,分別針對巷(隧)道試樣和含卸壓孔的巷(隧)道試樣開展雙軸壓縮試驗,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逐級施加載荷直到試樣整體破壞。布置應變監測系統,采用DH3818靜態應變電阻測試儀,在試樣正面的巷(隧)道兩側幫布置應變監測,監測其垂直和水平應變的變化,應變片型號為BFH120-15AA,見圖3(a)。這里需要說明的是,水平向應變監測位置是在試樣表面且在巷(隧)道圍巖兩側幫靠近底板的位置,實測值尤其是拉應變值將低于兩側幫其他位置,若該位置產生拉應變則其他位置必定產生拉應變。布置聲發射監測系統,采用北京軟島時代科技有限公司生產的DS5系列聲發射儀器,在試樣的背面布置聲發射探頭,布置位置見圖3(b)。在試驗系統觀察口布置攝像機攝錄試樣正面全程的變形破壞情況,具體見圖3(c)。

圖3 試驗系統Fig.3 The test system

1.2 試驗結果與卸壓孔解危效應分析

無卸壓孔直墻拱形巷(隧)道試樣的垂直應力與應變的關系曲線見圖4。可見試樣從加載初期到后期基本呈現彈性變形階段,無明顯壓密階段和塑性變形階段,載荷達到150 MPa時試樣整體爆裂,曲線陡降,殘余應力為30.8 MPa,應力降低率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力與應變的關系Fig.4 The relationship between the vertical stress and strain with no pressure relief holes

無卸壓孔試驗監測應變與垂直應力的關系見圖5,加載載荷達到70 MPa時,左側水平向監測應變值轉為正,呈現拉應力,加載載荷達到90 MPa時,右側水平向監測應變值轉為正,呈現拉應力,隨加載載荷的增加,拉應力不斷增大,當拉應力超過其抗拉強度時,圍巖將產生拉破壞,表現為片剝或顆粒彈射等。從加載載荷130 MPa開始,關系曲線開始發生突變,水平向應變突增,垂直向應變突降,說明直墻拱形巷(隧)道兩側幫已出現破壞。

圖5 無卸壓孔試樣監測位置的應變與垂直應力的關系Fig.5 The relationship between the strain and the vertical stress at the monitoring position with no pressure relief holes

加載載荷達到100 MPa時無卸壓孔直墻拱形巷(隧)道圍巖產生顆粒彈射,見圖6(a)。加載載荷達到110MPa時巷(隧)道兩側幫圍巖產生片剝并伴隨噼啪聲響,見圖6(b)。加載載荷達到120 MPa時巷(隧)道兩側幫圍巖片剝和彈射范圍進一步擴大,見圖6(c)。加載載荷達到130 MPa時巷(隧)道兩側幫圍巖片剝向深部不斷發展,見圖6(d)。加載載荷達到150MPa時試樣整體爆裂,巷(隧)道兩側幫是試樣整體爆裂的源頭,巷(隧)道兩側幫嚴重破壞,形成V形爆坑,見圖6(e),從側面破壞形式可見,試樣呈現明顯的劈剪復合破壞。綜上,巷(隧)道圍巖的破裂演化與前述應變監測結果是一致的。

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)道試樣的垂直應力與應變的關系曲線見圖7。可見試樣同樣從加載初期到后期基本呈現彈性變形階段,無明顯壓密階段和塑性變形階段。載荷達到90 MPa時試樣整體爆裂,曲線陡降,殘余應力為23.6 MPa,應力降低率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%,破壞時的應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,降低了側幫圍巖完整性,降低了承載能力,降低了應力降低率,起到了明顯的巖爆解危效果。

圖7 有卸壓孔試樣應力與應變的關系Fig.7 The relationship between stress and strain with pressure relief holes

有卸壓孔試驗監測應變與垂直應力的關系如圖8所示。從加載開始,左側水平向監測應變值一直為正,呈現拉應力并不斷增大,加載載荷達到70 MPa時,右側水平向監測應變值轉為正,呈現拉應力,但關系曲線未發生突變,當拉應力超過其抗拉強度時,圍巖將產生拉破壞,表現為片剝或顆粒彈射等。

圖8 有卸壓孔試樣垂直載荷與監測應變的關系Fig.8 The relationship between vertical load and monitoring strain with pressure relief holes

加載載荷達到60 MPa時有卸壓孔直墻拱形巷(隧)道左側幫卸壓孔位置產生片剝,具體見圖9(a)。加載載荷達到70 MPa時巷(隧)道兩側幫卸壓孔位置均產生片剝,具體見圖9(b)。加載載荷達到90 MPa時試樣整體爆裂,具體見圖9(c)。巷(隧)道圍巖的破裂演化與前述應變監測結果是一致的。巷(隧)道兩側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)道兩側幫破壞不嚴重,破壞也主要集中在卸壓孔位置,具體見圖9(d)。試樣側面的破壞形式見圖9(e),可見破裂演化均從卸壓孔兩側開始,產生明顯的翼裂紋并擴展至邊界,卸壓孔由圓形變成橢圓形,卸壓孔對試樣破裂演化起到了關鍵性控制作用。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,卸壓孔控制著整個圍巖破裂演化的進程,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)道聲發射監測結果見圖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)道聲發射監測結果見圖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?。根據前面的分析知,含卸壓孔試樣雖然整體破壞,但巷(隧)道兩側幫破壞不嚴重,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的裂紋產生、擴展和貫通等,對于巷(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)道能量釋放與到達時間的關系Fig.10 The relationship between energy release and arrival time of roadway (tunnel)

2 巖爆卸壓孔解危效應的損傷演化探討

根據能量釋放監測結果,可采用能量釋放量來表示損傷變量D。

式中,S1為階段累計能量釋放量;S為總能量釋放量。根據試驗得到的巷(隧)道能量釋放量隨加載載荷的變化關系,可進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系,見圖11?？梢姸咴诮咏d荷峰值時的損傷變量變化規律比較接近,這里需要說明的是,峰值時二者均是試樣整體破壞,所以二者在接近峰值時的演化規律基本一致。接近峰值時的演化規律并不能代表巷(隧)道圍巖本身損傷演化規律,二者在載荷前、中期的損傷變量演化規律有所不同,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)道兩側幫在破裂演化早期主要是劈裂破壞,表現為片剝,若將巖石微元破壞概率作為損傷變量,得到巷(隧)道圍巖臨空面發生劈裂破壞的損傷變量Dp。

式中,σ0為巖石統計平均抗壓強度;m為巖石均質度;σp為微元強度,其表達式為

其中,R為巖石壓拉比。根據試驗情況,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系見圖11。從圖11可見,損傷變量DP和Dw、Dx的變化規律是基本一致的,損傷變量DP接近1時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)道兩側幫在破裂演化中后期將產生剪切,呈現劈—剪復合破壞,同樣將巖石微元破壞概率作為損傷變量,可得到臨空面內部發生剪切破壞的損傷變量Dj。

式中,σj為微元強度。

式中,φ為巖石內摩擦角。根據試驗情況,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系見圖11。從圖11可見,損傷變量Dj和Dw、Dx的變化規律是基本一致的,損傷變量Dj接近1時的垂直載荷與本研究試樣整體破壞時的峰值載荷非常接近。對比分析可見,損傷變量Dx演化進程與損傷變量DP演化進程更接近,損傷變量Dw演化進程與損傷變量Dj演化進程更接近,說明可以通過損傷變量DP、Dj的演化進程來預測巖爆的發生,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展。

3 結論

(1)基于縱波波速,分析了花崗巖試樣均質性;結合全過程應變和聲發射監測等,進行了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,巷(隧)道兩側幫圍巖片剝和彈射現象明顯。

(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%,破壞時的應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開始,產生明顯的翼裂紋并擴展至邊界,卸壓孔由圓形變成橢圓形,卸壓孔對圍巖破裂演化起到了關鍵性控制作用。與未施工卸壓孔的情況相比,巷(隧)道兩側幫破壞不嚴重,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,卸壓孔控制著整個圍巖破裂演化的進程,起到了很好巖爆解危效果。