潘紅宇，秦斌峰，張?zhí)燔?，?磊，紀(jì) 翔，王 康，包若羽

(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.西安科技大學(xué) 能源學(xué)院，陜西 西安 710054；3.應(yīng)急管理部信息研究院，北京 100029)

0 引 言

隨著開采深度不斷增加，煤層瓦斯含量高、透氣性差的問題也愈發(fā)顯著。為提高煤層透氣性，實(shí)現(xiàn)瓦斯高效抽采，許多學(xué)者紛紛從采動卸壓[1-2]、高能液體擾動致裂[3-4]、深孔預(yù)裂爆破[5-6]等方面進(jìn)行相關(guān)研究，這些方法在地層應(yīng)力重分布、擴(kuò)大卸壓范圍、增加煤層透氣性等方面取得了一定成效，但仍存在局限性，例如炸藥爆破的安全問題等。CO2預(yù)裂爆破是利用氣體物理特性對煤巖體進(jìn)行爆破的新型增透技術(shù)，爆破更安全便捷，具有很好的推廣前景。而深部煤巖體CO2氣爆致裂過程是高地應(yīng)力和氣爆壓力共同作用的結(jié)果，大量學(xué)者對2種應(yīng)力作用下的裂紋擴(kuò)展進(jìn)行了相關(guān)研究。

在考慮靜態(tài)應(yīng)力作用情況下，肖正學(xué)等通過開展不同初始應(yīng)力場的實(shí)驗(yàn)室試驗(yàn)，研究初始應(yīng)力場對爆轟波傳播規(guī)律的影響，發(fā)現(xiàn)初始應(yīng)力場對裂紋發(fā)育起導(dǎo)向作用[7]。孫可明等對有無初始應(yīng)力作用的氣爆進(jìn)行了模擬試驗(yàn)，認(rèn)為垂直于初始應(yīng)力方向的裂紋擴(kuò)展受到抑制，使得裂紋主方向與最大初始壓應(yīng)力方向一致[8]。楊建華、趙寶友、劉曉等采用數(shù)值模擬研究了不同地應(yīng)力場下巖石爆破開裂情況，表明地應(yīng)力對煤層深孔爆破效果影響顯著，其中爆破范圍、裂紋擴(kuò)展速度、擴(kuò)展方向均會受到地應(yīng)力主應(yīng)力的影響[9-11]。

在考慮氣爆動態(tài)應(yīng)力方面，GIORDANO，YOO，RAINA等提出了煤層深孔預(yù)裂爆破裂隙擴(kuò)展機(jī)理，分析考慮沖擊荷載作用下煤體破壞范圍的理論公式[12-14]。CAI等建立爆孔周圍煤體的動態(tài)應(yīng)力場，推導(dǎo)了煤體深孔爆破裂紋尖端應(yīng)力強(qiáng)度因子的積分表達(dá)式[15]；楊仁樹、楊小林等采用實(shí)驗(yàn)室試驗(yàn)探究沖擊載荷作用下裂紋的破壞形態(tài)，得出煤體爆破裂紋受到擾動后發(fā)生延伸和擴(kuò)展，裂紋長度與煤體抗壓強(qiáng)度成反比，與孔隙率呈正比的規(guī)律[16-17]。朱飛昊等分析了爆破應(yīng)力波在構(gòu)造煤巖體中的傳播過程，探究了荷載作用下煤厚變異區(qū)的損傷破壞特征[18]。

同時(shí)，也有學(xué)者將2種應(yīng)力結(jié)合，研究地應(yīng)力和氣爆應(yīng)力下氣爆裂紋的擴(kuò)展規(guī)律。呂進(jìn)國等構(gòu)建高應(yīng)力條件下高壓氣體爆破卸壓范圍的理論模型，并通過試驗(yàn)驗(yàn)證了在高地應(yīng)力與氣爆應(yīng)力共同作用下會增大松動圈范圍，達(dá)到卸壓增透的效果[19]。穆朝民等建立含瓦斯煤的拉壓動態(tài)損傷本構(gòu)模型，認(rèn)為煤體在爆破作用下產(chǎn)生的裂紋，主要由壓縮波和泄壓波共同作用形成，主應(yīng)力對拉伸裂紋的發(fā)展具有明顯導(dǎo)向作用[20]。PAN等選取含控制孔試樣進(jìn)行CO2氣爆試驗(yàn)，分析試樣表面位移和內(nèi)部裂紋損傷，并與數(shù)值模擬結(jié)果對比，闡明空孔對煤體裂紋擴(kuò)展的導(dǎo)向作用[21]。

上述學(xué)者在分析靜態(tài)應(yīng)力和動態(tài)應(yīng)力對氣爆裂紋擴(kuò)展機(jī)理和規(guī)律方面取得了一定成果，但對于在不同靜載應(yīng)力和氣爆應(yīng)力的爆破煤體裂紋擴(kuò)展相關(guān)探究較少，而實(shí)際氣爆往往受到地應(yīng)力靜載的影響。鑒于此，本文采用CO2氣爆實(shí)驗(yàn)平臺，實(shí)驗(yàn)室開展靜載壓力與氣爆壓力相互正交的氣爆試驗(yàn)，擬分析二者對型煤試樣裂紋擴(kuò)展的影響，為室內(nèi)和現(xiàn)場試驗(yàn)提供參考。

1 CO2氣爆煤體應(yīng)力狀態(tài)分析

CO2氣爆致裂煤體是初始靜載應(yīng)力與氣爆沖擊動載相互疊加作用的結(jié)果[22]，煤體初始加載的應(yīng)力對氣爆致裂效果有顯著影響，該過程中應(yīng)力狀態(tài)符合線彈性力學(xué)中的疊加原理，簡化為如圖1所示。

圖1 應(yīng)力疊加作用Fig.1 Superposition of stress

此時(shí)圍巖中任一點(diǎn)的應(yīng)力狀態(tài)為

(1)

式中σr(r，t)、σφ(r，t)分別為煤體任一時(shí)刻的徑向動態(tài)應(yīng)力和軸向動態(tài)應(yīng)力；σrs(r)、σφs(r)分別為氣爆前煤體徑向應(yīng)力和環(huán)向應(yīng)力；σrb(r，t)、σφb(r，t)分別為爆炸荷載在煤體產(chǎn)生的徑向動應(yīng)力和環(huán)向動應(yīng)力。煤體單元受力示意圖如圖2所示。

圖2 高地應(yīng)力氣爆煤體單元受力示意Fig.2 Schematic diagram of the force of high ground stress gas explosion coal body unit

在深部煤體氣爆過程中，認(rèn)為煤巖體單元只經(jīng)歷2種應(yīng)力狀態(tài)[19]，Ⅰ型應(yīng)力狀態(tài)表示煤巖體單元徑向環(huán)向均受壓應(yīng)力；Ⅱ型應(yīng)力狀態(tài)代表煤巖體單元徑向受壓應(yīng)力，環(huán)向受拉應(yīng)力。根據(jù)應(yīng)力所受拉壓狀態(tài)將其分為5個階段，并完善各階段煤體單元應(yīng)力狀態(tài)，如圖3所示。

圖3 高地應(yīng)力氣爆時(shí)程曲線Fig.3 High ground stress gas explosion time history curve

0～t1：煤體單元開始呈現(xiàn)徑向環(huán)向均受壓的Ⅰ型應(yīng)力狀態(tài)。

t1～t2：氣爆開始，煤體單元受氣爆應(yīng)力影響，環(huán)向徑向壓應(yīng)力開始上升。

t2～t3：徑向由于高地應(yīng)力作用，對氣爆所產(chǎn)生的反作用力比環(huán)向更顯著，徑向壓應(yīng)力會繼續(xù)升高；隨著氣爆應(yīng)力波的傳播，環(huán)向壓力受氣爆產(chǎn)生的拉應(yīng)力開始減弱。

t3～t4：氣爆應(yīng)力波從鉆孔向圍巖深處傳播，在圍巖中激發(fā)動態(tài)應(yīng)力，環(huán)向的高壓應(yīng)力將會對氣爆產(chǎn)生的環(huán)向拉應(yīng)力有很大的減弱作用，如果此時(shí)氣爆產(chǎn)生的環(huán)向拉應(yīng)力大于該處的環(huán)向壓應(yīng)力，煤體單元應(yīng)力狀態(tài)則為Ⅱ型，若此時(shí)壓力大于煤體抗拉強(qiáng)度時(shí)，裂隙將繼續(xù)擴(kuò)展發(fā)育；如果氣爆產(chǎn)生的環(huán)向拉應(yīng)力小于初始環(huán)向壓應(yīng)力，煤體單元應(yīng)力狀態(tài)為Ⅰ型，若此時(shí)壓力大于煤體抗壓強(qiáng)度時(shí)，裂隙將繼續(xù)擴(kuò)展。反之裂紋停止發(fā)育。

t>t4：氣爆應(yīng)力波通過，煤體單元仍呈現(xiàn)Ⅰ型應(yīng)力狀態(tài)。

2 CO2氣爆實(shí)驗(yàn)設(shè)備與過程

2.1 實(shí)驗(yàn)設(shè)備

文中采用自主設(shè)計(jì)的CO2氣爆實(shí)驗(yàn)平臺[21]，主要包括軸向應(yīng)力加載系統(tǒng)、氣爆致裂系統(tǒng)及數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)3部分，如圖4所示。

圖4 CO2氣爆實(shí)驗(yàn)平臺Fig.4 CO2gas explosion experiment platform

其中應(yīng)力加載系統(tǒng)為DNS 200電子萬能試驗(yàn)機(jī)和力學(xué)參數(shù)采集儀，采用單軸壓縮的方式為試樣施加靜態(tài)壓應(yīng)力場。氣爆致裂系統(tǒng)由CO2高壓氣瓶、減壓電磁閥及防爆氣管組成，該氣爆系統(tǒng)可使CO2氣體在瞬間通過減壓電磁閥釋放出來，從而達(dá)到爆破的效果，實(shí)現(xiàn)試樣氣爆應(yīng)力加載。數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)由VIC-SnapTM系統(tǒng)和RSM-SY7超聲波儀組成。數(shù)字圖像采集頻率為1 Hz，使用VIC-3DTM系統(tǒng)計(jì)算試樣表面位移場和應(yīng)變場，RSM-SY7超聲波儀采集氣爆前后透射波數(shù)據(jù)，通過透射波幅值的變化特征，計(jì)算超聲衰減系數(shù)分析試樣內(nèi)部裂紋發(fā)育情況。

2.2 實(shí)驗(yàn)過程

根據(jù)相似材料物理模擬試驗(yàn)[23]，選取煤粉、水泥、水混合制樣，其質(zhì)量比為0.8∶0.2∶0.1。采用φ50 mm×100 mm標(biāo)準(zhǔn)制樣模具，將材料在模具內(nèi)澆筑成型，震動排除試樣內(nèi)部氣泡后，將氣爆出氣噴嘴預(yù)制在試樣中部。待試樣完全凝固后脫模取出，并常溫養(yǎng)護(hù)28 d。制備的型煤力學(xué)參數(shù)與原煤樣對比見表1。

表1 型煤力學(xué)參數(shù)Table 1 Mechanical parameters of briquette

試驗(yàn)制備了A、B、C 3組試樣，試驗(yàn)前，在含鉆孔曲面均勻噴涂一層白色啞光漆，待表面的白色漆干燥后，在該曲面再隨機(jī)噴涂黑色啞光漆作散斑，并重復(fù)多次噴涂，提高散斑分布離散性，以提高精度。將試樣依次編號A1、A2、A3，B1、B2、B3，C1、C2、C3。根據(jù)試樣平均抗壓強(qiáng)度，設(shè)置不同靜載壓應(yīng)力Ps、氣爆應(yīng)力Pb相互正交，軸向靜載壓力分別為0.5，1，1.5 MPa，氣爆壓力分別為1.2，1.8，2.4 MPa，制定了如下實(shí)驗(yàn)方案，見表2。

表2 試驗(yàn)方案Table 2 Test plan

將試樣加載到預(yù)定壓力；調(diào)節(jié)VIC-SnapTM系統(tǒng)攝像頭與光源位置，用14×10的4 mm標(biāo)定板對試樣散斑標(biāo)定，計(jì)算散斑可靠度小于1方可進(jìn)行試驗(yàn)；對CO2氣瓶出氣壓力按方案調(diào)節(jié)完畢后，啟動VIC-SnapTM，按動減壓電磁閥按鈕，使CO2氣體瞬間釋放，完成試樣的氣爆。氣爆結(jié)束后用RSM-SY7超聲波儀對煤體進(jìn)行超聲檢測，記錄超聲波幅數(shù)據(jù)。

3 實(shí)驗(yàn)分析

3.1 宏觀裂紋形態(tài)分析

根據(jù)VIC-SnapTM系統(tǒng)采集圖像，取試樣上半部分區(qū)域，描繪出裂紋大致方向，并用VIC-3DTM處理散斑圖像得到主應(yīng)變云圖。對于裂紋表現(xiàn)不明顯的試樣，將不同水平與高應(yīng)變等高線相交線的中點(diǎn)連接，作為應(yīng)力集中的方向。在應(yīng)變云圖中，不同的應(yīng)變區(qū)域由不同顏色表示，紫色代表壓應(yīng)變區(qū)，紅色代表拉應(yīng)變區(qū)域。

3.1.1 靜載壓力對裂紋形態(tài)的影響

選取氣爆壓力相同的A2、B2、C2組中氣爆效果明顯的試樣，試驗(yàn)前后裂紋對比及應(yīng)變云圖如圖5所示。

圖5(a)為氣爆壓力Pb=1.8 MPa條件下不同靜載壓力氣爆前后試樣表面裂紋擴(kuò)展情況。Ps=0.5 MPa的A2組氣爆后試樣表面無明顯裂紋，據(jù)云圖，虛線表示的應(yīng)力集中方向?yàn)榱鸭y的擴(kuò)張方向，此方向與水平夾角為60°，應(yīng)變最大可達(dá)6.7×10-3；Ps=1.0 MPa的B2組氣爆后產(chǎn)生了細(xì)小裂紋，主應(yīng)變在4.89×10-3～5.65×10-2時(shí)，試樣表面發(fā)生了彎曲形狀裂紋的擴(kuò)展，第1段裂紋擴(kuò)展方向與水平方向夾角68°，長度約為16 mm，第2段裂紋擴(kuò)展方向與水平負(fù)方向夾角69°，貫通試樣上端面，主應(yīng)變最大達(dá)到6.4×10-2mm，兩段裂紋相交位置，氣爆應(yīng)力與靜載應(yīng)力在此處疊加，二者對煤體作用力相當(dāng)，形成圓形區(qū)域的應(yīng)力集中；Ps=1.5 MPa的C2組試樣在主應(yīng)變3.24×10-3～9.35×10-3之間時(shí)，試件上部由一條裂紋基本呈直線貫通，與水平方向夾角為80°，裂紋寬度小于1 mm，裂紋在試樣下方擴(kuò)展了45 mm左右，并未將試樣完全劈裂，在應(yīng)變云圖右半部分，有小范圍的應(yīng)力集中，可能是由于試樣制備不均勻?qū)е?。在氣爆壓力相同的條件下，靜載壓力能夠有效增加裂紋擴(kuò)展長度和擴(kuò)展角度；靜載壓力越大，主應(yīng)力更加明顯，裂紋彎折更少。

圖5 氣爆應(yīng)力Pb=1.8 MPa裂紋形態(tài)Fig.5 Gas explosion stress Pb=1.8 MPa crack shape

3.1.2 氣爆壓力對裂紋形態(tài)的影響

為了分析氣爆壓力對裂紋擴(kuò)展效果的影響，用相同方式選取軸向靜載Ps=1.5 MPa的C1、C2、C3組試樣，試驗(yàn)前后裂紋對比及應(yīng)變云圖如圖6所示。

圖6 靜載應(yīng)力Ps=1.5 MPa裂紋形態(tài)Fig.6 Static load stress Ps=1.5 MPa crack shape

由于氣爆壓力不同，通過VIC系統(tǒng)計(jì)算C1組在氣爆孔口處產(chǎn)生了應(yīng)力集中，但并未見到宏觀裂紋，云圖表現(xiàn)的應(yīng)力集中方向與水平夾角為68°；C2時(shí)裂紋形態(tài)在前段已經(jīng)分析，不再贅述；C3組試樣在氣爆后上下完全貫通，在VIC觀測區(qū)域，裂紋擴(kuò)展明顯，試樣在主應(yīng)變從3.04×10-3～1.71×10-2時(shí)發(fā)生氣爆斷裂，除了主要裂紋通道①外，還產(chǎn)生了第2條上端部到孔口的次要裂紋②，且在①、②裂紋之間存在貫通裂紋，此時(shí)在較高水平氣爆壓力與靜載壓力作用下，氣爆能量形成①主裂紋后，通過貫穿裂紋并與靜載壓力共同作用下形成②裂紋。①裂紋擴(kuò)展方向與水平方向夾角為85°；②裂紋擴(kuò)展方向與水平方向夾角為76°，均到達(dá)試樣上表面，裂紋明顯受軸向靜載影響出現(xiàn)彎折，表面水平最大位移可達(dá)2 mm;③裂紋在試樣左下部分區(qū)域產(chǎn)生，將試樣左下部分完全爆開至試樣主體脫離，證明此時(shí)的氣爆壓力遠(yuǎn)大于試樣的抗拉強(qiáng)度。相同靜載壓力下，氣爆壓力增加導(dǎo)致裂紋寬度、數(shù)量、角度顯著增加，試樣的破損程度更嚴(yán)重。

為更加直觀分析試驗(yàn)后2種條件下裂紋狀態(tài)，統(tǒng)計(jì)了裂紋條數(shù)與角度如圖7所示。

圖7 裂紋形態(tài)數(shù)量Fig.7 Numbers of crack shapes

在圖7(a)中，氣爆壓力Pb=1.8 MPa，靜載壓力Ps從0.5 MPa增加到1.5 MPa，裂紋數(shù)量0條增加到1條，裂紋擴(kuò)展方向與靜載加壓方向夾角越來越小。圖7(b)為靜載壓力Ps=1.5 MPa時(shí)不同氣爆壓力下的裂紋形態(tài)，裂紋角度、數(shù)量整體上隨氣爆壓力的增加而增大；從裂紋數(shù)量和與水平方向夾角的增加量上看，氣爆壓力對裂紋的影響比靜載壓力的影響略大。

3.2 孔周裂紋張開位移分析

為研究Ps、Pb對孔周裂紋的張開位移(crack opening displacement，COD)的影響，結(jié)合數(shù)字散斑相關(guān)測量方法，計(jì)算氣爆后型煤試樣的孔周COD變化。在孔周垂直于裂紋切向方向等距離取2點(diǎn)P1、P2。采用的COD計(jì)算公式[24]，見式(2)，圖8為孔周COD計(jì)算點(diǎn)位選取示意圖。

圖8 孔周COD選點(diǎn)示意圖Fig.8 Schematic diagram of COD selection points around the hole

(2)

式中UP1，UP2，VP1，VP2分別為點(diǎn)P1的水平位移，點(diǎn)P2的水平位移，點(diǎn)P1的豎直位移以及點(diǎn)P2的豎直位移。

根據(jù)以上理論，選取氣爆前后共5s內(nèi)試樣表面破壞圖像，在VIC-3DTM系統(tǒng)中選擇孔周2點(diǎn)，計(jì)算孔周裂紋張開位移變化情況，如圖9所示。

圖9 各組試樣孔周裂紋張開位移Fig.9 Crack opening displacement around the hole of each group of specimens

圖9(a)中A組試樣氣爆后，表面宏觀裂紋肉眼不可見，孔周COD為0.1～0.2 mm，隨著氣爆能量的增加，孔周COD也有所增加，這是由于此時(shí)靜載壓力較小，氣爆能量不能達(dá)到試樣抗拉強(qiáng)度，不能使試樣產(chǎn)生宏觀裂紋。

圖9(b)中B1、B2組試樣的表面宏觀裂紋不明顯，氣爆后的孔周COD與A組相近，分別為0.16,0.22 mm。此時(shí)靜載壓力雖然增加，但氣爆壓力仍未能使試樣表面產(chǎn)生明顯裂紋，B3由于氣爆壓力較大，在靜載應(yīng)力和較高氣爆應(yīng)力條件下，試件產(chǎn)生了肉眼可見的表面裂紋，孔周COD氣爆后達(dá)到1.5 mm左右。

圖9(c)中C1組試樣雖然受到較大靜載壓力，但氣爆能量不足以使試樣產(chǎn)生裂紋，此時(shí)孔周COD大約僅變化了0.02 mm；C2組氣爆后試樣表面產(chǎn)生較為明顯的裂紋，孔周COD為1.1 mm；C3組氣爆后試樣表面裂紋極為明顯?？字蹸OD可達(dá)到2.02 mm，試件沿軸向應(yīng)力方向完全斷裂。說明在靜載壓力和氣爆壓力兩者共同作用的情況下，煤體試樣裂紋擴(kuò)展更加明顯，單純一種應(yīng)力對試樣表面裂紋的發(fā)育作用有限。

3.3 內(nèi)部裂紋超聲波幅值特征分析

超聲波波形的第1波峰被認(rèn)為是超聲波未經(jīng)反射、衍射等疊加作用，從最短路徑穿過試樣[25]。通過比較氣爆前后首波波形的波幅變化和超聲波衰減系數(shù)α可以分析透射波在煤巖體內(nèi)部能量耗散情況，反映試樣內(nèi)部裂紋發(fā)育情況。超聲衰減系數(shù)通過式(3)計(jì)算。

(3)

式中α為超聲衰減系數(shù)，cm-1；L為超聲發(fā)射端與接收端的距離，cm；Am為氣爆前試樣平均波幅，mV；Ai為氣爆后試樣首波波幅，mV。

在開展氣爆實(shí)驗(yàn)前，對試樣進(jìn)行的超聲波測試，獲取試樣的初始首波平均幅值為2 000 mV。氣爆試驗(yàn)結(jié)束后，A3、B3、C3這3組試樣氣爆后超聲波波幅如圖10所示。

圖10 氣爆后超聲透射波波形Fig.10 Ultrasonic transmitted wave waveforms after gas explosion

圖10為A3、B3、C3組試樣氣爆后超聲波形圖，首波振幅在10～20 μs達(dá)到峰值且均低于氣爆前的首波平均幅值。由于聲波在不同介質(zhì)的傳播速度及波動頻率不同，聲波在穿越裂紋時(shí)，經(jīng)歷煤體—裂紋—煤體的過程，介質(zhì)間的相互摩擦導(dǎo)致超聲波能量損失，因此，能量的損失量隨著內(nèi)部裂紋的增多而增大，超聲衰減幅度不斷增加。

圖10的局部放大圖中可較為明顯看出試樣的首波波幅變化，與氣爆前平均幅值相比，A3試樣首波幅值下降118 mV；B3試樣首波幅值降低766 mV；C3試樣首波振幅降低1 208 mV。反映出試樣內(nèi)部裂紋隨著氣爆壓力增大而增多。

為進(jìn)一步明晰超聲波波幅與超聲衰減系數(shù)的變化趨勢，繪制試樣超聲波幅和超聲衰減系數(shù)變化，如圖11所示。

圖11 試樣超聲波幅和超聲衰減系數(shù)變化Fig.11 Variation of sample ultrasonic amplitude and ultrasonic attenuation coefficient

從圖11中整體看出超聲波首波波幅隨著氣爆壓力的增加呈現(xiàn)下降趨勢，超聲衰減系數(shù)呈現(xiàn)上升趨勢。Ps=0.5 MPa的A組變化趨勢較平滑，是由于此時(shí)靜載壓力較小，僅氣爆壓力增加引起的裂紋發(fā)育有限，而隨著靜載壓力的增大，氣爆后試樣內(nèi)部裂紋逐漸增多，首波波幅幅值減小，超聲波衰減系數(shù)增大，與試樣表面裂紋變化規(guī)律相一致，表明靜載壓力和氣爆壓力對裂紋擴(kuò)展均有促進(jìn)作用。

4 結(jié) 論

1)靜載壓力和氣爆壓力增大均能使試樣裂紋的長度、寬度、數(shù)量增加，氣爆壓力從1.2 MPa提高到2.4 MPa時(shí)，試樣表面裂紋數(shù)量從0條增加為3條。相比靜載變化導(dǎo)致裂紋數(shù)量的增加量，氣爆壓力的影響更明顯。同時(shí)裂紋產(chǎn)生角度隨氣爆壓力的增大與靜載加壓方向角度越來越小。

2)靜載壓力從0.5 MPa增大到1.5 MPa，氣爆壓力從1.2 MPa增大到2.4 MPa過程中，孔周COD從0.2 mm提高到2.02 mm，增幅近9倍。在兩者共同作用的情況下，煤體試樣裂紋擴(kuò)展更加明顯，一種應(yīng)力對試樣表面裂紋的發(fā)育作用有限。

3)試樣超聲波首波波幅隨著氣爆壓力的增加呈下降趨勢，與氣爆前平均幅值相比，A3試樣首波幅值下降118 mV；B3試樣首波幅值降低766 mV；C3試樣首波振幅降低1 208 mV；超聲衰減系數(shù)α呈上升趨勢，氣爆后試樣內(nèi)部裂紋隨荷載增大發(fā)育更充分。