李樹剛，劉思博，林海飛，雙海清，李磊明，于涵旭，羅榮衛(wèi)

(1.西安科技大學(xué) 安全科學(xué)與工程學(xué)院，陜西 西安 710054；2.教育部西部礦井開采及災(zāi)害防治重點(diǎn)實驗室，陜西 西安 710054；3.煤炭行業(yè)西部礦井瓦斯智能抽采工程研究中心，陜西 西安 710054)

0 引 言

我國煤層瓦斯含量普遍較高，礦井瓦斯災(zāi)害較為嚴(yán)重，目前鉆孔抽采是預(yù)防瓦斯突出的重要手段[1]。但是由于煤層瓦斯抽采鉆孔易變形、坍塌失穩(wěn)，大幅降低了瓦斯抽采效率，使得煤與瓦斯的高效共采難以順利實施[2-4]。

目前，已有眾多學(xué)者對瓦斯抽采鉆孔的穩(wěn)定特性進(jìn)行了大量研究。在鉆孔變形失穩(wěn)的理論分析方面，劉春[5]建立了考慮孔隙流體滲流的鉆孔變形失穩(wěn)的線彈性模型，對鉆孔破壞的埋深效應(yīng)、孔隙壓力效應(yīng)及側(cè)壓系數(shù)效應(yīng)進(jìn)行深入研究。王振等[6]研究了孔底及孔壁的破壞形式，建立了鉆孔失穩(wěn)的力學(xué)模型。李松濤等[7]基于Hoke-Brown強(qiáng)度準(zhǔn)則研究了鉆孔圍巖塑性區(qū)分布特征。文獻(xiàn)[8-10]通過研究鉆孔應(yīng)力理論模型，探討鉆孔變形破壞機(jī)理。在鉆孔變形失穩(wěn)的物理試驗研究方面，楊偉東等[11]研究了鉆孔密封段煤-水泥異質(zhì)結(jié)構(gòu)的變形破壞特征。張英[12]依據(jù)鉆孔變形破壞特征，在現(xiàn)場采用孔口注漿固化、孔內(nèi)主動支護(hù)措施后，鉆孔抽采效果良好，穩(wěn)定性較高。高亞斌[13]采用雙軸加載試驗?zāi)Ｊ?，通過聲發(fā)射事件數(shù)和能量研究了含孔試樣的損傷特征。李忠輝等[14]以松軟煤層鉆孔為研究對象，分析了瓦斯抽采鉆孔服役壽命周期特征及其破壞規(guī)律。張飛燕等[15]通過數(shù)值模擬分析了煤層鉆孔變形破壞特征，發(fā)現(xiàn)鉆孔主要以剪切破壞為主。

以上研究表明，大多數(shù)學(xué)者研究了單調(diào)加載下瓦斯抽采鉆孔的變形破壞特征，對采動影響下抽采鉆孔應(yīng)力的動態(tài)變化特征考慮較少，而采動條件下工作面前方煤體受到周期性載荷作用[16-17]，因此需進(jìn)一步研究循環(huán)載荷條件下鉆孔失穩(wěn)機(jī)理。筆者開展了含鉆孔型煤試件的單調(diào)加載和分級循環(huán)加卸載試驗，通過數(shù)字散斑技術(shù)(XTDIC)研究單軸壓縮過程中試樣的裂紋、變形局部化帶位移及孔周位移演化規(guī)律，有助于揭示采動影響下瓦斯抽采鉆孔的失穩(wěn)破壞機(jī)制。

1 分級循環(huán)加卸載試驗方案設(shè)計

1.1 試樣制備

試驗煤樣選自貴州青龍煤礦11813工作面，破碎后篩選粒徑為0.425～1.000 mm的煤粉，加腐植酸鈉、水(煤粉、腐植酸鈉、水的質(zhì)量比為8∶2∶1)調(diào)制成具有一定黏性的混合材料，利用高低頻沖擊儀進(jìn)行制樣，加載速率為0.05 mm/s，加載至120 kN時保持穩(wěn)壓狀態(tài)10 min，試樣長寬高均為70 mm，制作按照GB/T 23561.7—2009《煤和巖石物理力學(xué)性質(zhì)測定方法》嚴(yán)格執(zhí)行。成型后，試樣在養(yǎng)護(hù)箱放置7～14 d，設(shè)置溫度25 ℃，濕度60%。

1.2 分級循環(huán)加卸載試驗設(shè)備

1.2.1 DYD-10電子萬能試驗機(jī)

筆者通過自行研制的DYD-10電子萬能試驗機(jī)進(jìn)行單軸壓縮試驗，加載系統(tǒng)可選擇多種控制方式，如開環(huán)、負(fù)荷、變形和位移等，試驗采用加載速率為0.5 mm/min的位移控制加載系統(tǒng)，試驗機(jī)加載過程中可自動采集時間、軸向載荷、位移等數(shù)據(jù)。

1.2.2 XTDIC系統(tǒng)

XTDIC系統(tǒng)將數(shù)字圖像相關(guān)技術(shù)(DIC)與雙目立體視覺技術(shù)相結(jié)合，基于試樣表面設(shè)置的種子點(diǎn)，通過追蹤加載過程中的散斑點(diǎn)，實現(xiàn)試樣不同加載狀態(tài)的變形測量，XTDIC監(jiān)測如圖1所示。

圖1 XTDIC監(jiān)測示意Fig.1 Schematic of XTDIC monitoring

1.3 分級循環(huán)加卸載試驗方案

試驗開始前，先對試樣表面進(jìn)行散斑布點(diǎn)，然后將電子萬能試驗機(jī)及XTDIC系統(tǒng)同步開啟進(jìn)行試驗，試驗結(jié)束后同時停止，試樣加載路徑如圖2所示，其中O為試樣初始加載點(diǎn)，A、C、E、G、I、K為每次循環(huán)的加載頂點(diǎn)，B、D、F、H、J、L為每次循環(huán)的卸載低點(diǎn)，M、N為穩(wěn)壓打鉆階段的起始點(diǎn)與終止點(diǎn)。

圖2 試樣加載路徑Fig.2 Specimen loading path

預(yù)設(shè)穩(wěn)壓壓力(MN段)為本試驗含鉆孔型煤試件線彈性階段初期應(yīng)力[18](試驗結(jié)果約0.5 kN)，穩(wěn)壓3 min，穩(wěn)壓期間內(nèi)在試樣中心進(jìn)行鉆孔，鉆孔傾角0°，直徑5 mm，然后按照圖2加載路徑進(jìn)行加載試驗。設(shè)置第1次循環(huán)的加載峰值為單調(diào)加載試樣的線彈性階段應(yīng)力(1.5 kN)，并根據(jù)試樣的單軸抗壓強(qiáng)度，設(shè)置6個卸載點(diǎn)，有6個卸載點(diǎn)既能充分了解試樣各階段的變形破壞特征，又能夠盡量減小分級加卸載的次數(shù)。在工程實踐中，煤巖體在周期荷載作用下的每次加載應(yīng)力峰值有所不同，如果加載應(yīng)力峰值比前一次小，則煤巖體產(chǎn)生的損傷可以忽略不計，所以采用應(yīng)力不斷遞增的分級加卸載方式更符合工程實際[19]，試驗設(shè)計每次循環(huán)比上次循環(huán)應(yīng)力峰值遞增0.5 kN，同時為保證DYD-10電子萬能試驗機(jī)保持穩(wěn)定及試驗數(shù)據(jù)的連續(xù)性，試樣每次循環(huán)加載至峰值載荷后，均卸載至1 kN。

2 分級循環(huán)加卸載試驗結(jié)果

2.1 不同加載路徑下試樣強(qiáng)度特征

根據(jù)試驗方案對含鉆孔型煤試樣進(jìn)行壓縮試驗，得到試樣應(yīng)力應(yīng)變曲線在不同加載路徑下的結(jié)果如圖3所示。

圖3 不同加載路徑下的應(yīng)力應(yīng)變曲線Fig.3 Stress-strain curves for different loading paths

由圖3可知，與單調(diào)加載試樣相比，分級循環(huán)加卸載路徑下試樣抗壓強(qiáng)度由1.002 MPa減小至0.956 MPa，減小幅度為4.59%。循環(huán)加卸載條件下，理想彈塑性狀態(tài)下試樣應(yīng)力應(yīng)變曲線同步對應(yīng)，但由于試樣自身存在大量的微結(jié)構(gòu)，在加載過程中應(yīng)力應(yīng)變曲線不完全對應(yīng)，并形成滯回環(huán)，如圖3b所示。試樣加載過程中產(chǎn)生的變形包括不可逆變形、彈性變形，在卸載階段試樣彈性變形可恢復(fù)，而不可逆變形會對試樣造成永久性的損傷，因此分級循環(huán)加卸載路徑下試樣抗壓強(qiáng)度減小。

2.2 不同加載路徑下的裂紋演化規(guī)律

2.2.1 單調(diào)加載煤體裂紋演化

通過XTDIC系統(tǒng)對鉆孔周圍裂紋發(fā)生顯著變化且有代表性的圖像處理，得到單調(diào)加載路徑下不同應(yīng)力狀態(tài)試樣的裂紋演化規(guī)律如圖4所示。

由圖4可知，軸向應(yīng)力為0.101 MPa時，試樣內(nèi)部原生裂隙壓實閉合，表面發(fā)生微小變形，無明顯應(yīng)變集中帶出現(xiàn)；軸向應(yīng)力為0.277 MPa時，鉆孔施工完成，上部出現(xiàn)1條剪切裂紋，下部出現(xiàn)1條拉伸裂紋；軸向應(yīng)力為0.592 MPa時，鉆孔上部剪切裂紋、下部拉伸裂紋向外延伸，同時鉆孔左上方有微小的遠(yuǎn)場裂紋產(chǎn)生，左下方新增1條剪切裂紋；峰值應(yīng)力時刻，鉆孔右下方新增1條剪切裂紋，左上方微小的遠(yuǎn)場裂紋演變?yōu)榕c鉆孔貫通的剪切裂紋；最終破壞時刻，鉆孔右側(cè)遠(yuǎn)場裂紋持續(xù)發(fā)育并迅速貫通試樣邊界，鉆孔下方2條剪切裂紋延伸至試樣底部使試樣發(fā)生結(jié)構(gòu)性失穩(wěn)破壞，強(qiáng)度失效，試樣破壞模式屬于以剪切破壞為主的拉剪復(fù)合破壞，破壞形狀呈“X”狀。

圖4 單調(diào)加載路徑下試樣裂紋演化Fig.4 Crack evolution of specimen under monotonic loading path

2.2.2 分級循環(huán)加卸載煤體裂紋演化

為分析循環(huán)加卸載過程中煤體裂紋演化規(guī)律，對圖2中試樣典型受力狀態(tài)進(jìn)行標(biāo)識，根據(jù)標(biāo)識狀態(tài)分析試樣裂紋演化，結(jié)果如圖5所示。

圖5 分級循環(huán)加卸載路徑下試樣裂紋演化規(guī)律Fig.5 Crack evolution of specimens under multistage cyclical loading-unloading paths

由圖5可知，含孔試樣在標(biāo)識點(diǎn)M時，此時試樣未施工鉆孔，處于壓密階段，在壓縮過程中存在局部變形，變形整體較?。辉跇?biāo)識點(diǎn)N時，此時鉆孔施工完成，打破原有的應(yīng)力平衡狀態(tài)，使鉆孔周圍出現(xiàn)應(yīng)力集中現(xiàn)象，表現(xiàn)為鉆孔周圍變形增大，上部出現(xiàn)2條微小剪切裂紋，下部出現(xiàn)1條拉伸裂紋，裂紋整體較小。在標(biāo)識點(diǎn)A時，試樣處于第1次循環(huán)加載峰值狀態(tài)，鉆孔周圍原有的3條微小裂紋緩慢發(fā)育，由于此時應(yīng)力較低，試樣表面沒有新生裂紋出現(xiàn)。在標(biāo)識點(diǎn)B時，試樣表面裂紋無明顯變化。直至標(biāo)識點(diǎn)G處，此時試樣處于第4次循環(huán)加載峰值狀態(tài)，應(yīng)力相對較高，在鉆孔下部出現(xiàn)3條微小的遠(yuǎn)場裂紋。在標(biāo)識點(diǎn)L處，試樣表面多條裂紋持續(xù)發(fā)育擴(kuò)展。在峰值應(yīng)力時刻，鉆孔下部遠(yuǎn)場裂紋與鉆孔貫通，裂紋發(fā)育擴(kuò)展速度較快。在最終破壞時刻，鉆孔左上方剪切裂紋與左側(cè)貫穿試樣表面的遠(yuǎn)場裂紋貫通，致使試樣強(qiáng)度驟減，遭到破壞。

綜上分析，試樣首先在鉆孔上、下方產(chǎn)生與鉆孔貫通的初始裂紋，隨后產(chǎn)生距鉆孔較遠(yuǎn)的遠(yuǎn)場裂紋，在峰值應(yīng)力時刻，遠(yuǎn)場裂紋擴(kuò)展速度加快，與鉆孔兩側(cè)的剪切裂紋貫通，形成宏觀破裂帶，從而導(dǎo)致整個試樣破壞，宏觀破裂帶以拉伸型破壞為主，剪切型破壞為輔，鉆孔周圍破壞呈“X”狀。

3 不同加載路徑下煤體位移演化特征

XTDIC系統(tǒng)通過采集不同加載時刻試樣表面的散斑圖像，與加載前標(biāo)定的圖像進(jìn)行對比分析，隨后通過一系列的計算能夠獲得試樣表面位移演化特征。

3.1 局部化帶位移演化分析

3.1.1 虛擬引伸計

由于從XTDIC系統(tǒng)監(jiān)測的位移場中無法直接獲得裂紋起裂時間及張開錯動位移值，為深入研究裂紋演化規(guī)律，筆者采用“虛擬引伸計”處理XTDIC數(shù)據(jù)，這種方法與傳統(tǒng)的引伸計原理相似，但不需要在試樣表面布置傳感器[20]。首先，通過XTDIC處理圖像得到試樣不同加載時刻對應(yīng)的變形特征；其次，根據(jù)應(yīng)變場中應(yīng)變集中帶定位裂紋位置。最后，根據(jù)研究需要確定“安裝”引伸計的位置。

“虛擬引伸計”計算原理如圖6所示，通過在裂紋垂直方向兩側(cè)對稱布置2個測點(diǎn)，根據(jù)XTDIC監(jiān)測結(jié)果計算可得到裂紋張拉、錯動位移，公式為

(1)

式中：δ1、δ2分別為裂紋張開量、錯動量；u1、u2為測點(diǎn)x方向位移；v1、v2為y方向位移；θ為x軸與測點(diǎn)連線的夾角。

圖6 虛擬引伸計計算原理Fig.6 Principle of virtual extensometer calculation

不同加載路徑下試樣峰值應(yīng)力時刻對應(yīng)的裂紋形態(tài)如圖7所示，筆者選取與鉆孔貫通的裂紋進(jìn)行局部化帶位移演化分析，并規(guī)定張開位移量以張為正，壓為負(fù)。同時，為使試樣錯動位移在同一象限內(nèi)，便于比較[21]，文中規(guī)定局部化帶a、d、e、h以順時針方向錯動為正，局部化帶b、c、f、g以逆時針方向錯動為正。

圖7 不同加載路徑下試樣峰值應(yīng)力時刻裂紋形態(tài)Fig.7 Crack pattern at moment of peak stress in specimen under different loading paths

3.1.2 局部化帶位移演化分析結(jié)果

按照上述分析方法對不同加載路徑下試樣的局部化帶位移進(jìn)行分析，結(jié)果如圖8、圖9所示。

圖8 單調(diào)加載過程局部化帶位移演化曲線Fig.8 Displacements of localization bands evolution curves during monotonic loading

由圖8可知，單調(diào)加載試樣張拉位移、錯動位移均隨著時間的增長而增大。局部化帶b、d張拉位移在加載初期相對較大，位移增長速度快，通過分析裂紋演化特征發(fā)現(xiàn)局部化帶b、d出現(xiàn)較早。局部化帶a、c張拉位移分別在347、455 s時增長速度加快，表明局部化帶a、c在此刻形成。綜合分析發(fā)現(xiàn)局部化帶c錯動位移值最大，局部化帶b張拉位移值最大，是導(dǎo)致鉆孔失穩(wěn)的主要因素。

圖9 分級循環(huán)加卸載過程局部化帶位移演化曲線Fig.9 Displacements of localization bands evolution curves during multistage cyclical loading-unloading

由圖9可知，局部化帶g在穩(wěn)壓階段完成鉆孔施工后張拉位移迅速增長，局部化帶h在前3個循環(huán)加卸載過程中張拉位移增長較小，自第4個循環(huán)開始，增長速度較快。

通過對圖5試樣裂紋演化規(guī)律分析發(fā)現(xiàn)，局部化帶g在鉆孔施工完成后可明顯監(jiān)測到，而此時局部化帶e、f相對不明顯，局部化帶h直至第4次循環(huán)才被監(jiān)測到。通過對比試樣不同時刻裂紋演化發(fā)現(xiàn)，峰值應(yīng)力時刻試樣表面裂紋發(fā)育程度加快，此時對應(yīng)的錯動位移、張拉位移增長迅速。

試樣加載、卸載階段局部化帶位移演化在時間尺度上均滯后于應(yīng)力變化，這主要是因為試樣的非均質(zhì)特性，并且內(nèi)部存在諸多微結(jié)構(gòu)，試樣加載過程中內(nèi)部微結(jié)構(gòu)發(fā)生接觸黏合、黏滑摩擦等造成局部化帶位移滯后于應(yīng)力變化[21]。

綜上分析，試樣在加載頂點(diǎn)與卸載低點(diǎn)的張拉、錯動位移隨著循環(huán)次數(shù)的增加逐漸增大，局部化帶位移演化曲線總體上呈現(xiàn)波動上升，并且在時間上滯后于應(yīng)力變化。

3.2 孔周位移演化分析

為進(jìn)一步定量化分析試樣加載過程中鉆孔周圍位移演化特征，在鉆孔上方、下方及左側(cè)分別布置3個測點(diǎn)，如圖10所示。

圖10 測點(diǎn)布置Fig.10 Arrangement of measurement points

不同加載路徑下試樣測點(diǎn)位移演化曲線如圖11所示，在初始加載階段，不同加載路徑下試樣表面各測點(diǎn)位移變化較大，主要是因為此時試樣所受應(yīng)力較小，內(nèi)部存在原始微小裂隙被壓密。在穩(wěn)壓階段，試樣測點(diǎn)位移增長緩慢。隨著加載應(yīng)力進(jìn)一步增大，單調(diào)加載路徑下試樣各測點(diǎn)位移呈線性增長，臨近破壞時刻，位移值突增。分級循環(huán)加卸載路徑下試樣在卸載階段，測點(diǎn)位移變化較小，有輕微的恢復(fù)現(xiàn)象，最大恢復(fù)量為0.149 mm，位移隨時間增長表現(xiàn)為“臺階式”遞增現(xiàn)象。綜合分析發(fā)現(xiàn)不同加載路徑下各位移測點(diǎn)層位越高，加載過程中相同時刻的位移值越大。

圖11 不同加載路徑下試樣測點(diǎn)位移曲線Fig.11 Displacement curves of specimen measurement points under different loading paths

4 結(jié) 論

1)與單調(diào)加載試樣相比，分級循環(huán)加卸載路徑下試樣抗壓強(qiáng)度由1.002 MPa減小至0.956 MPa，減小幅度為4.59%。

2)分級循環(huán)加卸載路徑下，含鉆孔試樣的最終破壞是由遠(yuǎn)場裂紋與鉆孔兩側(cè)的剪切裂紋貫通形成宏觀破裂帶導(dǎo)致，破壞模式為拉剪復(fù)合破壞，破壞形態(tài)呈“X”狀。

3)試樣在加載頂點(diǎn)與卸載低點(diǎn)的張拉、錯動位移隨著循環(huán)次數(shù)的增加逐漸增大，位移演化曲線總體上呈現(xiàn)波動上升趨勢，并且在時間上滯后于應(yīng)力變化。

4)不同加載路徑下位移測點(diǎn)層位越高，加載過程中相同時刻的位移值越大。分級循環(huán)加卸載路徑下試樣在卸載階段，測點(diǎn)位移變化較小，有輕微的恢復(fù)現(xiàn)象，最大恢復(fù)量為0.149 mm，位移隨時間增長表現(xiàn)為“臺階式”遞增現(xiàn)象。