郝兵元,黃 輝,馮子軍,王 凱,馮國(guó)瑞,康立勛

(1.太原理工大學(xué)礦業(yè)工程學(xué)院,山西太原 030024;2.重慶安全技術(shù)職業(yè)學(xué)院安全工程系,重慶 404000;3.山西工程技術(shù)學(xué)院采礦工程系,山西陽泉 045000)

單軸應(yīng)力狀態(tài)下石灰?guī)r體靜態(tài)破碎裂紋演化規(guī)律及應(yīng)用

郝兵元1,黃 輝2,馮子軍1,王 凱3,馮國(guó)瑞1,康立勛1

(1.太原理工大學(xué)礦業(yè)工程學(xué)院,山西太原 030024;2.重慶安全技術(shù)職業(yè)學(xué)院安全工程系,重慶 404000;3.山西工程技術(shù)學(xué)院采礦工程系,山西陽泉 045000)

為了研究靜態(tài)破碎過程中裂紋演化規(guī)律,采用真三軸巖石力學(xué)試驗(yàn)機(jī)對(duì)200 mm×200 mm× 200 mm的立方體石灰?guī)r試樣進(jìn)行了單軸應(yīng)力狀態(tài)下靜態(tài)破碎試驗(yàn),并利用聲發(fā)射空間定位技術(shù)對(duì)靜態(tài)破碎過程中裂紋起裂與擴(kuò)展進(jìn)行監(jiān)測(cè)。結(jié)果表明:單軸應(yīng)力下裂紋起裂位置為鉆孔中下部,并先后形成兩組裂紋,每組裂紋沿孔壁對(duì)稱分布并大致成一直線;兩組裂紋的擴(kuò)展速率均先快后慢,分為快速增長(zhǎng)和快速下降兩個(gè)階段,并且下降階段的裂紋擴(kuò)展速率小于增長(zhǎng)階段擴(kuò)展速率;先生裂紋的擴(kuò)展速度大于后生裂紋;每條裂紋的擴(kuò)展速度具有方向的差異性,即平行孔軸向方向大于與垂直孔軸向方向;基于彈性力學(xué)、斷裂力學(xué)理論,建立了靜態(tài)破碎劑作用力與裂紋擴(kuò)展半徑的關(guān)系,并通過試驗(yàn)結(jié)果驗(yàn)證了該模型的合理性。將研究結(jié)果應(yīng)用于某高瓦斯礦實(shí)際地質(zhì)條件下的強(qiáng)制放頂工程中,確定了靜態(tài)破碎強(qiáng)制放頂?shù)幕緟?shù),獲得了良好的工業(yè)效果。

單軸應(yīng)力;石灰?guī)r;靜態(tài)破碎;裂紋擴(kuò)展;聲發(fā)射

煤礦綜采工作面開采時(shí)逐步進(jìn)入采空區(qū)的回采巷道,有多數(shù)錨索的錨具在服務(wù)期限內(nèi)受動(dòng)壓及各種因素的影響[1-2],難于退錨和拆除,仍然在起懸吊和加固的作用,同時(shí)又處于采場(chǎng)頂板弧形三角板區(qū)域,因此巷道頂板不能隨采面放頂而及時(shí)冒落,形成工作面上、下端頭后部較大范圍的懸頂,造成安全生產(chǎn)隱患,該問題具有普遍性。

目前處理懸頂?shù)闹饕椒ㄓ?水壓致裂和預(yù)裂爆破[3]。水壓致裂對(duì)頂板的要求高、周期長(zhǎng),對(duì)含有裂隙的頂板處理效果較差,目前基本處于試驗(yàn)階段[4-6]。預(yù)裂爆破具有周期短、施工方便、可行性好、成本低、效果好等優(yōu)點(diǎn),是處理頂板懸頂最有效的方法,在國(guó)內(nèi)外的工程應(yīng)用中最為普遍[7-10]。然而高瓦斯礦井采空區(qū)附近禁用火工品破巖,在高瓦斯礦井中采用預(yù)裂爆破方法處理頂板懸頂問題受到限制。靜態(tài)破碎技術(shù)具有無震動(dòng)、無粉塵、無毒氣、安全性高等優(yōu)點(diǎn),是高瓦斯礦井處理堅(jiān)硬頂板的最佳選擇。

靜態(tài)破碎技術(shù)作為一種破巖技術(shù),廣泛應(yīng)用于多個(gè)領(lǐng)域,目前,在破碎機(jī)理、破碎裂縫的形成方面做了一些工作。郭瑞平等研究了靜態(tài)破碎劑的膨脹機(jī)理及可控性[11];王玉杰對(duì)靜態(tài)破碎技術(shù)膨脹機(jī)理及破巖機(jī)理進(jìn)行了研究[12];唐烈先等對(duì)靜態(tài)破碎劑作用下混凝土模型的破壞過程進(jìn)行了物理和數(shù)值模擬試驗(yàn),得到了先發(fā)生裂紋的破壞形式,及先發(fā)生裂紋的萌生、擴(kuò)展到最后的失穩(wěn)擴(kuò)展過程[13];楊仁樹等利用高速攝像技術(shù)研究了砂漿試樣靜態(tài)破碎過程中裂紋的擴(kuò)展特征[14];李巖等研究靜態(tài)破碎劑在不同水劑比及不同的水溫條件下反應(yīng)溶液溫度即體積膨脹規(guī)律[15]。

已有的關(guān)于靜態(tài)破碎過程中裂紋演化規(guī)律的研究不多,并且僅涉及人工配制的材料,如砂漿、混凝土,并且是在試樣自由狀態(tài)下進(jìn)行的。而實(shí)際工程(如煤礦井下的巷道)中,進(jìn)行靜態(tài)破碎的對(duì)象——巖體,是受地應(yīng)力場(chǎng)的影響。而目前關(guān)于應(yīng)力條件下巖體在靜態(tài)破碎過程中的裂紋演化規(guī)律的研究不多,考慮采場(chǎng)回采巷道懸頂處于頂板弧形三角區(qū)域,在巷道頂板臨采空區(qū)的軸向和垂向均失去水平力聯(lián)系,可認(rèn)為只受垂直應(yīng)力影響。因此,本文單軸應(yīng)力狀態(tài)下的實(shí)驗(yàn)條件與工程實(shí)際相符,利用聲發(fā)射空間定位技術(shù)對(duì)石灰?guī)r體(200 mm×200 mm×200 mm)在靜態(tài)破碎過程中裂紋的演化規(guī)律進(jìn)行研究,有一定的現(xiàn)實(shí)意義,并將研究結(jié)果應(yīng)用于高瓦斯礦井強(qiáng)制放頂現(xiàn)場(chǎng)實(shí)際,獲得了良好的工業(yè)效果。

1 試 驗(yàn)

1.1 試驗(yàn)試樣與設(shè)備

試驗(yàn)所用的材料為K2石灰?guī)r,將試樣毛坯在巖石加工機(jī)上加工成200 mm×200 mm×200 mm立方體試樣,沿垂直于層理方向在試樣的中心位置設(shè)置一個(gè)直徑50 mm、深度150 mm的孔,如圖1所示。

圖1 石灰?guī)r試樣Fig.1 Experimental samples of limestone

靜態(tài)破碎劑采用太原理工大學(xué)礦業(yè)工程學(xué)院自制的礦用高效靜態(tài)煤巖脹裂劑,產(chǎn)生的最大膨脹壓力為80 MPa。試樣加載采用太原理工大學(xué)自制的真三軸巖石力學(xué)試驗(yàn)機(jī)系統(tǒng)。

采用美國(guó)物理聲學(xué)公司(PAC)生產(chǎn)的disp多通道聲發(fā)射儀對(duì)裂紋演化特征進(jìn)行實(shí)時(shí)監(jiān)測(cè)和空間定位[16-17]。

1.2 試驗(yàn)步驟

(1)將石灰?guī)r試樣按照試驗(yàn)真三軸巖石力學(xué)試驗(yàn)規(guī)程安放在真三軸壓力機(jī)上,然后分別沿軸向和一個(gè)側(cè)向施加0.5 MPa的壓力使試樣固定,如圖2(a)所示。

圖2 試樣和聲發(fā)射探頭安放及試樣表面編號(hào)Fig.2 Installation of sample and AE sensors andnumber of sample faces

(2)試樣安裝固定后,對(duì)試樣的6個(gè)面進(jìn)行編號(hào),如圖2(b)所示。然后在另一個(gè)側(cè)向未施加壓力的兩個(gè)平行面的對(duì)角線上分別安放聲發(fā)射探頭,并標(biāo)記為1,2,3和4號(hào),其中1和2號(hào),3和4號(hào)共面,并且1-2連線、3-4連線相互交叉,而非平行,如圖3所示。

(3)設(shè)定聲發(fā)射監(jiān)測(cè)系統(tǒng)基本參數(shù)。

(4)將靜態(tài)破碎劑與水按質(zhì)量比7∶3混合,升起軸壓壓頭,將充分?jǐn)嚢杈鶆蚝蟮乃畡┗旌衔锏谷肟變?nèi),然后施加軸壓,待軸壓加至0.5 MPa時(shí)卸掉單向側(cè)壓,然后將軸壓加至5 MPa,并保壓,啟動(dòng)聲發(fā)射監(jiān)測(cè)系統(tǒng)。試驗(yàn)時(shí)室溫為10℃,共對(duì)3個(gè)試樣進(jìn)行試驗(yàn),每組試驗(yàn)均按上述步驟進(jìn)行,試驗(yàn)結(jié)果一致性較強(qiáng)。

圖3 聲發(fā)射探頭的空間位置Fig.3 Spatial layout of AE sensors

2 試驗(yàn)結(jié)果

試驗(yàn)過程中,鉆孔中下部首先出現(xiàn)聲發(fā)射事件集中,平行于Y軸的兩個(gè)方向聲發(fā)射事件逐漸增多。圖4為1號(hào)石灰?guī)r試樣靜態(tài)破碎過程中聲發(fā)射事件的空間分布,圖5為聲發(fā)射累計(jì)事件數(shù)。

圖4 石灰?guī)r試樣靜態(tài)破碎時(shí)聲發(fā)射事件的空間分布Fig.4 Spatial distribution of AE events in limestone during static demolition

結(jié)合圖4和圖5可以看出:

(1)試驗(yàn)開始的15 min內(nèi),聲發(fā)射事件數(shù)較少。至20 min時(shí),事件數(shù)明顯增加,說明靜態(tài)破碎劑開始反應(yīng);30 min時(shí),事件數(shù)迅速增加,主要集中在孔壁中下部,事件發(fā)生密度較大,由此可以推斷,裂紋先從該處起裂。

(2)40 min時(shí),聲發(fā)射事件繼續(xù)增加,沿X方向并向孔底集中,說明破裂裂紋首先沿X方向起裂擴(kuò)展,且向孔底部的擴(kuò)展速度大于向孔口的擴(kuò)展速度; 50 min時(shí),在Z方向也產(chǎn)生了聲發(fā)射事件的集中,說明此時(shí)在Z方向也產(chǎn)生了裂紋,從圖5看出此時(shí)聲發(fā)射事件數(shù)急劇增大。并且此時(shí)X方向裂紋沿Y方向(Y方向?yàn)檩S壓方向)貫通整個(gè)試樣。

(3)60 min后,X方向的兩條先生裂紋繼續(xù)擴(kuò)展,兩條后生裂紋逐漸發(fā)育清晰;從圖5看出80 min后聲發(fā)射事件數(shù)直線增加,說明先生裂紋和后生裂紋進(jìn)一步擴(kuò)展。240 min以后靜態(tài)破碎劑反應(yīng)速度降低,裂紋擴(kuò)展過程完成,最終在試樣內(nèi)部形成近乎相互垂直的“+”字形裂紋。

圖5 石灰?guī)r試樣靜態(tài)破碎過程中累計(jì)AE事件Fig.5 Accumulative AE events during static demolition in limestone

3 討 論

3.1 單軸應(yīng)力作用下靜態(tài)破碎裂紋起裂規(guī)律

從圖4聲發(fā)射監(jiān)測(cè)的結(jié)果來看,單軸應(yīng)力條件下靜態(tài)破碎裂紋起裂位置是孔中下部孔壁處。靜態(tài)膨脹劑在孔內(nèi)產(chǎn)生的膨脹壓力向四周方向的大小基本相等,但封閉鉆孔的壓力僅為5 MPa(即軸壓),因此,在孔中下部膨脹壓力大于孔口處的膨脹壓力,裂紋先從孔中下部孔壁形成。從圖4(c)～(d)看,裂紋先在X方向沿孔壁對(duì)稱形成,記朝向X負(fù)向的為裂紋A、朝向X正方向的為裂紋B。裂紋A和B大致位于一條直線上,并且裂紋A和B幾乎同時(shí)產(chǎn)生。在Z方向也同時(shí)出現(xiàn)兩條裂紋,分別記朝向Z正向的為裂紋C和朝向Z負(fù)向的為裂紋D。裂紋C和D的起裂位置也大致位于孔中下部的孔壁處,大致也在一條直線上。從起裂的時(shí)間來看,裂紋A和B先于裂紋C和D起裂。圖6為試樣靜態(tài)破碎后裂紋分布狀態(tài)。可以看出,單軸應(yīng)力條件下單孔方形石灰?guī)r靜態(tài)破碎后形成兩組裂紋,即裂紋A和B、裂紋C和D,每組裂紋幾乎同時(shí)沿孔中下部對(duì)稱起裂,兩組裂紋按順序起裂。

蔣進(jìn)軍等[18]的研究發(fā)現(xiàn)大理石第1條裂紋產(chǎn)生后,在其對(duì)稱連線上產(chǎn)生第2條裂紋。本試驗(yàn)結(jié)果也發(fā)現(xiàn)裂紋的產(chǎn)生具有對(duì)稱性,這一點(diǎn)與蔣進(jìn)軍等研究的結(jié)果相同。但與唐烈先等[12]關(guān)于混凝土靜態(tài)破碎的研究結(jié)果存在顯著的差異性,他們得出混凝土靜態(tài)破碎后產(chǎn)生沿孔口分布的3條主裂紋。分析認(rèn)為,這種差異性源于天然形成的巖石與人工制作的混凝土在物質(zhì)組分、顆粒大小及分布、各組分的連接情況等方面的差異。具體到某個(gè)具體試件,其破壞形態(tài)有一定差異,但裂紋發(fā)生位置均在最小抵抗線附近。

圖6 靜態(tài)破碎后裂紋分布Fig.6 Fractures distribution of limestone after testing

3.2 單軸應(yīng)力作用下靜態(tài)破碎裂紋擴(kuò)展速度變化規(guī)律

宏觀裂紋的產(chǎn)生和擴(kuò)展是許多微裂紋不斷增加和聚集的結(jié)果,因此,聲發(fā)射事件密集區(qū)域反映了裂紋形成和擴(kuò)展的位置。從聲發(fā)射監(jiān)測(cè)的數(shù)據(jù)中,提取事件點(diǎn)主要集中區(qū)域的坐標(biāo),計(jì)算事件集中區(qū)域范圍,可將其作為裂紋的擴(kuò)展長(zhǎng)度,圖7是圖4中XY平面內(nèi)聲發(fā)射事件集中區(qū)域計(jì)算圖示,它反映了兩條先生裂紋(裂紋A和裂紋B)擴(kuò)展長(zhǎng)度的計(jì)算范圍。由此,獲得了不同時(shí)間內(nèi)裂紋A和B在X方向和Y方向的擴(kuò)展長(zhǎng)度,如圖8所示。

圖7 先生裂紋A和B對(duì)應(yīng)的聲發(fā)射事件在XY平面的分布Fig.7 AE events distribution of fractures A and B in X-Y direction during static demolition

通過計(jì)算單位時(shí)間內(nèi)的擴(kuò)展長(zhǎng)度,可以計(jì)算裂紋A和B在試驗(yàn)過程中的擴(kuò)展速度,如圖8所示?？梢钥闯?

(1)膨脹劑在20 min左右開始發(fā)生反應(yīng),在20 min的預(yù)反應(yīng)期內(nèi),沒有裂紋出現(xiàn)。

(2)膨脹劑發(fā)生化學(xué)反應(yīng)以后,反應(yīng)速率逐漸加快,40 min左右時(shí),反應(yīng)速率最快,此時(shí)裂紋產(chǎn)生速率也最大。

圖8 裂紋A和B的擴(kuò)展長(zhǎng)度、擴(kuò)展速度變化曲線Fig.8 Variation of fracture propagation length and velocity of fractures A and B

(3)裂紋擴(kuò)展速率整體呈現(xiàn)“先快后慢,最后趨于平穩(wěn)”的趨勢(shì);20～30 min,Y方向裂紋擴(kuò)展速率快速增長(zhǎng),30 min后擴(kuò)展速率快速下降,下降期裂紋擴(kuò)展速率小于增長(zhǎng)期擴(kuò)展速率;20～40 min,X方向裂紋擴(kuò)展速率快速增長(zhǎng),40 min后擴(kuò)展速率快速下降,下降期裂紋擴(kuò)展速率小于增長(zhǎng)期擴(kuò)展速率。Y方向裂紋的擴(kuò)展速度明顯大于X方向裂紋擴(kuò)展速度,這是因?yàn)閅方向是鉆孔的軸向,整個(gè)鉆孔內(nèi)充滿了破碎劑,利于裂紋沿Y方向擴(kuò)展。80 min時(shí),A和B裂紋基本貫通試樣。

采用同樣的方法計(jì)算圖4中YZ平面內(nèi)聲發(fā)射事件集中區(qū)域范圍,它反映了兩條后生裂紋(裂紋C和裂紋D)的擴(kuò)展長(zhǎng)度。獲得了不同時(shí)間內(nèi)裂紋C和D在Y方向和Z方向的擴(kuò)展長(zhǎng)度,同時(shí)計(jì)算單位時(shí)間內(nèi)的擴(kuò)展長(zhǎng)度,得到裂紋C和D在試驗(yàn)過程中的擴(kuò)展速度,如圖9所示。

圖9 裂紋C和D擴(kuò)展長(zhǎng)度、擴(kuò)展速度變化曲線Fig.9 Variation of fracture propagation lengthand velocity of fractures C and D

由圖9可知:

(1)0～40 min,C和D裂紋基本沒有變化,說明裂紋A和B出現(xiàn)40 min后,裂紋C和D出現(xiàn)。

(2)裂紋C和D擴(kuò)展速率整體也呈現(xiàn)先快后慢的趨勢(shì);40～60 min,Y方向裂紋擴(kuò)展速率急劇增長(zhǎng), 60 min后擴(kuò)展速率快速下降,下降期裂紋擴(kuò)展速率小于增長(zhǎng)期擴(kuò)展速率;40～50 min,Z方向裂紋擴(kuò)展速率急劇增長(zhǎng),50 min后擴(kuò)展速率快速下降,下降期裂紋擴(kuò)展速率小于增長(zhǎng)期擴(kuò)展速率。并且Y方向裂紋的擴(kuò)展速度大于Z方向裂紋擴(kuò)展速度。在240 min時(shí),C和D裂紋基本貫通試樣。

比較圖8和圖9可以發(fā)現(xiàn),兩組裂紋各自的擴(kuò)展速度及過程基本一致,但組間存在差異。先生裂紋A和B的擴(kuò)展速度大于后生裂紋C和D,并且后生裂紋貫通的時(shí)間晚于先生裂紋。這說明靜態(tài)破碎產(chǎn)生的裂紋明顯存在主次之分。

3.3 靜態(tài)破碎裂紋擴(kuò)展半徑模型

圖10為靜態(tài)破碎裂紋擴(kuò)展模型,圖中產(chǎn)生的裂紋長(zhǎng)度包括先生裂紋長(zhǎng)度a′(mm)和后生裂紋長(zhǎng)度b′(mm)。

圖10 靜態(tài)破碎裂紋擴(kuò)展模型Fig.10 Fracture propagation model during static demolition

如圖10所示,當(dāng)先生裂紋長(zhǎng)度a′很小時(shí),鉆孔可以看成是先生裂紋的一部分,視整個(gè)模型處在一個(gè)無限的介質(zhì)中,孔內(nèi)隨時(shí)間變化的膨脹壓力為q(t),其應(yīng)力強(qiáng)度因子[19]為

式中,K?a為先發(fā)生裂紋尖端應(yīng)力強(qiáng)度因子,N/ mm3/2;d為鉆孔直徑,mm。

靜態(tài)破碎劑水化作用過程中體積膨脹,施加到孔的膨脹壓力也在持續(xù)增加,鉆孔周圍裂紋尖端應(yīng)力強(qiáng)度因子隨之上升,當(dāng)強(qiáng)度因子達(dá)到巖石斷裂韌度時(shí),裂紋開始向外擴(kuò)展。從式(2)和(3)可以看出,當(dāng)作用力p不變時(shí),裂紋長(zhǎng)度越小,應(yīng)力強(qiáng)度因子反而越大,當(dāng)達(dá)到巖石斷裂韌度KIC(N/mm3/2)時(shí),裂紋即開始擴(kuò)展,隨著裂紋長(zhǎng)度的增加,應(yīng)力強(qiáng)度因子迅速下降,小于KIC時(shí),裂紋止裂;當(dāng)p不斷增大時(shí),上述裂紋的擴(kuò)展與止裂過程不斷發(fā)生。

通過測(cè)得巖石的單軸抗壓強(qiáng)度σc,可獲得相應(yīng)巖石的斷裂韌度KIC[20],即

將式(2)和(4)代入式(5),得

式(6)即為裂紋擴(kuò)展理論半徑,由此可知:靜態(tài)破碎法處理懸頂問題時(shí)鉆孔的合理間距為

試驗(yàn)室內(nèi)進(jìn)行了水與靜態(tài)破碎劑質(zhì)量比為3∶7時(shí)的膨脹壓力試驗(yàn),將其產(chǎn)生的膨脹壓代入式(6),計(jì)算出不同時(shí)間的裂紋擴(kuò)展半徑,如圖11(a)所示,其中前80 min的膨脹壓、裂紋擴(kuò)展半徑與時(shí)間的關(guān)系如圖11(b)所示。

圖11 膨脹壓力、擴(kuò)展半徑與時(shí)間變化曲線Fig.11 Variation curves of expansion pressure and radius with time

圖11(b)裂紋擴(kuò)展半徑與時(shí)間的關(guān)系曲線與圖8中X方向主裂紋擴(kuò)展長(zhǎng)度與時(shí)間的曲線基本一致,在70 min時(shí)裂紋擴(kuò)展半徑與擴(kuò)展長(zhǎng)度基本達(dá)到75 mm,考慮孔徑因素,此時(shí)恰好試樣貫通,即通過模型計(jì)算的理論值與實(shí)際監(jiān)測(cè)值具有很好的一致性。隨著時(shí)間的延續(xù),膨脹壓力繼續(xù)增大,貫通后的主裂紋只表現(xiàn)為寬度的增加,不同膨脹壓力通過裂紋向外卸壓,從而膨脹壓力的增速率不斷減小,變化為曲線斜率的減小,如圖11(a)所示。

裂紋擴(kuò)展模型從理論上解釋了實(shí)驗(yàn)過程中膨脹壓與裂紋擴(kuò)展長(zhǎng)度的關(guān)系,與實(shí)際數(shù)據(jù)是一致的,因此該模型是合理的。

4 工程應(yīng)用

4.1 工程概況及孔距確定

某高瓦斯礦井,工作面開采15號(hào)煤層,回采巷道頂板為K2石灰?guī)r,平均厚度7.18 m,單軸抗壓強(qiáng)度50 MPa左右。工作面端頭巷道頂板退錨、剪網(wǎng)作業(yè)完成后,懸頂長(zhǎng)度達(dá)到20 m以上[22],極易造成安全隱患,為解決此問題,采用靜態(tài)破碎技術(shù)進(jìn)行頂板懸頂處理。

采用“礦用高效靜態(tài)煤巖脹裂劑”,在理想試驗(yàn)條件下,其產(chǎn)生的最大膨脹壓力為80 MPa,工程應(yīng)用時(shí),考慮壓力、溫度及巖體內(nèi)裂隙卸壓等因素影響,破碎劑實(shí)際產(chǎn)生的最大膨脹壓小于理想條件下的最大膨脹壓,結(jié)合以往使用經(jīng)驗(yàn),工業(yè)試驗(yàn)時(shí)利用系數(shù)為0.6,即48 MPa。根據(jù)式(6),計(jì)算得到裂紋擴(kuò)展半徑為417 mm?？紤]實(shí)際錨索排拒800 mm,取鉆孔間距800 mm。

鉆孔具體參數(shù)為:孔徑40 mm,孔距和排距800 mm,深度5 000 mm,鉆孔傾向采空區(qū),與頂板夾角成45°,鉆孔(圖中實(shí)心圓)布置如圖12所示。

圖12 鉆孔布置示意Fig.12 Drilling schematic layout

4.2 工業(yè)試驗(yàn)結(jié)果

當(dāng)注漿作業(yè)完成數(shù)小時(shí)后,頂板巖體內(nèi)發(fā)出明顯的脹裂聲。當(dāng)工作面機(jī)頭向前推進(jìn)3.2 m后,落山巷道頂煤開始逐步冒落,這時(shí)基頂石灰?guī)r逐步開始塌落;又推進(jìn)9.6 m后,試驗(yàn)區(qū)域已完全塌落。該工作面頂板利用靜態(tài)破碎方法將懸頂距離減少了7.2 m,有效地改善了工作面的安全生產(chǎn)環(huán)境。

5 結(jié) 論

(1)單軸應(yīng)力下石灰?guī)r靜態(tài)破碎裂紋的起裂位置位于孔中下部孔壁處,并先后形成兩組裂紋,每組裂紋沿孔壁對(duì)稱分布并大致成一直線;兩組裂紋的擴(kuò)展速率均先快后慢,分為快速增長(zhǎng)和快速下降兩個(gè)階段,并且下降階段的裂紋擴(kuò)展速率小于增長(zhǎng)階段擴(kuò)展速率;先生裂紋的擴(kuò)展速度大于后生裂紋;每條裂紋的擴(kuò)展速度具有方向的差異性,即平行孔軸向方向大于與垂直孔軸向方向。

(2)基于彈性力學(xué)和斷裂力學(xué)理論,建立了靜態(tài)破碎劑作用力與裂紋擴(kuò)展半徑關(guān)系。

(3)靜態(tài)破碎應(yīng)用于某高瓦斯礦實(shí)際地質(zhì)條件下的強(qiáng)制放頂工程中,確定了靜態(tài)破碎強(qiáng)制放頂?shù)幕緟?shù),獲得了良好的工業(yè)效果。

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Crack evolution of limestone induced by static demolition at axial stress and its application

HAO Bing-yuan1,HUANG Hui2,FENG Zi-jun1,WANG Kai3,FENG Guo-rui1,KANG Li-xun1
(1.College of Mining Engineering,Taiyuan University of Technology,Taiyuan 030024,China;2.Department of Safety Engineering,Chongqing Vocational Institute of Safety and Technology,Chongqing 404000,China;3.Department of Mining Engineering,Shanxi Institute of Technology,Yangquan 045000,China)

In order to study the crack evolution during static demolition,the authors performed the test of static demolition in cubic limestone with the size of 200 mm×200 mm×200 mm at axial stress by true triaxial rock mechanics testing machine,and simultaneously monitored the acoustic emission from limestone fracture in the process of static demolition by dimensional location technology.The results are as follows,at axial stress,the crack initiation is located at the lower part of the borehole wall and the newly formed cracks can be divided into two groups according to the initiation time and location of crack.Every group cracks symmetrically appear near the borehole wall along a line.The propagation rate of two group cracks follows a trend of“from rapidness to slowness”.The process of propagation can be divided into rapid increasing phase and rapid decreasing phase and the rate at the rapid increasing phase is higher than that at the decreasing phase.The propagation rate of early formed cracks group is higher than that of late formed cracksgroup.For single crack,its propagation is highly directional that the rate parallel the borehole axis is greater than that perpendicular to the borehole axis.The authors also presented a model based on the theories of elastic mechanics and fracture mechanics which is a relationship between forces from the static demolition agent and crack propagation radius,and the model proved to be applicable by comparing with the test results.In accordance with the actual geological situation of some mines,the basic parameters of manpower manipulated caving with static demolition are determined, which shows a good industrial effects.

axial stress;limestone;static demolition;crack propagation;acoustic emission

TU452

A

0253-9993(2014)12-2397-08

2014-04-21 責(zé)任編輯:王婉潔

山西省科技重大專項(xiàng)資助項(xiàng)目(20121101009-03);國(guó)家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51422404,51174142)

郝兵元(1971—),男,山西昔陽人,副教授,博士。E-mail:15835109200@126.com。通訊作者:馮國(guó)瑞(1976—),男,山西陽城人,教授,博士生導(dǎo)師。E-mail:fguorui@163.com

郝兵元,黃 輝,馮子軍,等.單軸應(yīng)力狀態(tài)下石灰?guī)r體靜態(tài)破碎裂紋演化規(guī)律及應(yīng)用[J].煤炭學(xué)報(bào),2014,39(12):2397-2404.

10.13225/j.cnki.jccs.2014.0529

Hao Bingyuan,Huang Hui,Feng Zijun,et al.Crack evolution of limestone induced by static demolition at axial stress and its application [J].Journal of China Coal Society,2014,39(12):2397-2404.doi:10.13225/j.cnki.jccs.2014.0529