秦 濤，任 凱

(黑龍江科技大學(xué) 黑龍江省普通高等學(xué)校采礦工程重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，黑龍江 哈爾濱 150022)

煤炭是我國(guó)的基礎(chǔ)能源，在我國(guó)一次能源消費(fèi)中占主導(dǎo)地位，隨著我國(guó)淺部煤炭資源日益枯竭，煤炭開(kāi)采向著大采深、高強(qiáng)度轉(zhuǎn)移趨于常態(tài)[1]。相比淺部地層，在深部煤炭開(kāi)采過(guò)程中，由于地質(zhì)因素復(fù)雜，如普遍存在的斷層、褶皺等地質(zhì)構(gòu)造的變化，加之高應(yīng)力與人為開(kāi)采復(fù)雜環(huán)境下，遇到煤層厚度變化更易造成沖擊災(zāi)害發(fā)生[2]，因此，有必要研究不同煤厚煤巖組合體的破壞特征，進(jìn)一步認(rèn)識(shí)礦井煤巖動(dòng)力型災(zāi)害發(fā)生的內(nèi)在機(jī)制。

國(guó)內(nèi)外學(xué)者，關(guān)于各類煤、巖單體及組合體聲發(fā)射開(kāi)展了大量的研究，并基于聲發(fā)射特性對(duì)其損傷演化進(jìn)行廣泛而深入的分析。左建平等[3]分別對(duì)煤、巖單體和組合體進(jìn)行單軸壓縮聲發(fā)射，通過(guò)不同時(shí)域聲發(fā)射參數(shù)的變化特征，分析三者之間變形破壞機(jī)理的異同；陸菜平等[4]將不同類型頂板-煤層-底板進(jìn)行組合，得出試樣加載到峰值時(shí)，聲電信號(hào)的強(qiáng)度達(dá)到極值，峰值之后，信號(hào)強(qiáng)度驟降；姜玉龍等[5]研究不同應(yīng)力條件下，煤巖組合體聲發(fā)射動(dòng)態(tài)響應(yīng)；趙毅鑫等[6]運(yùn)用紅外熱像等多種監(jiān)測(cè)手段，對(duì)比分析了二元和三元煤巖組合體失穩(wěn)破壞的前兆信息；徐金海等[7]對(duì)純煤、純巖及煤巖組合體進(jìn)行單軸循環(huán)試驗(yàn)，分析不同試樣的力學(xué)響應(yīng)特征；肖福坤等[8]利用RFPA2D對(duì)不同煤巖交界面傾角的組合體進(jìn)行模擬，研究?jī)A角對(duì)煤巖組合體聲發(fā)射能量的影響；陳光波等[9]對(duì)19種不同煤巖比例組合體開(kāi)展軸向壓縮測(cè)試，對(duì)其破壞機(jī)制進(jìn)行分析；Heiple、Jansen等[10，11]通過(guò)大量巖石類聲發(fā)射試驗(yàn)，表明聲發(fā)射計(jì)數(shù)可以反映巖石類材料損傷過(guò)程；周志威等[12]對(duì)鹽巖進(jìn)行單軸壓縮聲發(fā)射試驗(yàn)，對(duì)比分析了基于聲發(fā)射振鈴計(jì)數(shù)和聲發(fā)射能量的兩種參數(shù)損傷模型，得出振鈴計(jì)數(shù)參數(shù)模型能更好地模擬鹽巖的損傷演化規(guī)律；李雪佳[13]研究干燥、自然和飽和三種煤-混凝土連接體變形破壞力學(xué)響應(yīng)規(guī)律；蔡超等[14]對(duì)微震監(jiān)測(cè)軟件開(kāi)發(fā)，通過(guò)分析聲發(fā)射波形的變化，實(shí)現(xiàn)了對(duì)煤巖體破裂的精準(zhǔn)定位；楊增福等[15]從聲發(fā)射能量角度研究不同煤巖單體的變形破壞的差異；任建喜等[16]對(duì)煤巖組合體試樣進(jìn)行不同圍壓條件下加載，研究圍壓影響下組合體的破壞形狀；宋洪強(qiáng)等[17]基于煤巖組合體峰前應(yīng)力、應(yīng)變，建立了ACCM和ACPM模型，進(jìn)一步表述組合體峰前應(yīng)力-應(yīng)變的非線性關(guān)系。

綜上所述，學(xué)者們對(duì)煤巖組合體變形破裂過(guò)程中的力學(xué)響應(yīng)、聲學(xué)特性、損傷演化等的研究已取得了一些成果，然而，組合體的損傷破裂是一個(gè)復(fù)雜的過(guò)程，尤其是煤厚對(duì)組合體變形破裂的影響。因此，本文以龍煤雞西新發(fā)礦區(qū)的煤巖為研究對(duì)象，借助聲發(fā)射監(jiān)測(cè)手段，對(duì)聲發(fā)射計(jì)數(shù)、聲發(fā)射累計(jì)數(shù)進(jìn)行分析，并將聲發(fā)射累計(jì)數(shù)進(jìn)行“歸一化”處理得出對(duì)組合體峰前損傷演化規(guī)律，探索不同煤厚煤巖組合體的損傷破裂機(jī)理。

1 試樣加工及試驗(yàn)方案

1.1 試樣采集與加工

本次試驗(yàn)所選取的煤巖試樣均來(lái)自龍煤雞西新發(fā)煤礦，通過(guò)截割機(jī)將煤截割成高度分別為20mm、33.33mm、60mm的小段煤樣，將砂巖截割成高度分別為40mm、33.33mm、20mm的小段巖樣，再通過(guò)磨平機(jī)將煤巖小段試樣進(jìn)行打磨，使其兩端面的平行度符合巖石力學(xué)試驗(yàn)標(biāo)準(zhǔn)。將加工完成的煤巖小段試樣，按照不同煤巖厚度比進(jìn)行組合，并用AB膠粘合成尺寸近似為?50mm×100mm的標(biāo)準(zhǔn)試件，按照國(guó)標(biāo)要求，黏結(jié)后靜置24h，待煤巖小段試樣充分黏合后開(kāi)始試驗(yàn)，煤巖組合體尺寸示意如圖1所示。把組合好的試件分為三組，每組三個(gè)進(jìn)行編號(hào)，Ⅰ組為煤厚為20mm的煤巖組合體試件，編號(hào)(Ⅰ-1～Ⅰ-3)；Ⅱ組為煤厚為33.33mm的煤巖組合體試件，編號(hào)(Ⅱ-1～Ⅱ-3)；Ⅲ組為煤厚為60mm的煤巖組合體試件編號(hào)(Ⅲ-1～Ⅲ-3)。

圖1 煤巖組合體尺寸

圖2 試驗(yàn)設(shè)備

1.2 試驗(yàn)方案

采用TYJ-500kN巖石試驗(yàn)機(jī)加載，選用位移控制，加載速率為0.005mm/s；采用SH-Ⅱ聲發(fā)射系統(tǒng)監(jiān)測(cè)加載過(guò)程聲發(fā)射信號(hào)，測(cè)定范圍1kHz～3MHz，聲發(fā)射探頭型號(hào)為Nano30，試驗(yàn)設(shè)備如圖2所示。將六個(gè)聲發(fā)射傳感器探頭對(duì)稱布置于巖-煤-巖(三元)組合體試樣中部，并用彈性膠帶將探頭固定在試件表面。為防止聲發(fā)射信號(hào)丟失，可在探頭與試件接觸的地方涂抹凡士林耦合劑，空載狀態(tài)下測(cè)定門(mén)檻值為30dB，采樣率為1ms/s。

2 單軸壓縮煤巖組合體聲發(fā)射特征

2.1 煤厚對(duì)煤巖組合體聲發(fā)射計(jì)數(shù)影響

單軸壓縮下不同煤厚煤巖組合體應(yīng)力-時(shí)間-聲發(fā)射計(jì)數(shù)關(guān)系曲線如圖3所示。

圖3 單軸壓縮不同煤厚比煤巖組合體應(yīng)力-時(shí)間-聲發(fā)射計(jì)數(shù)曲線

三種不同煤厚煤巖組合體在壓密階段聲發(fā)射計(jì)數(shù)都很少，聲發(fā)射活動(dòng)處于“寂靜期”。隨著軸向應(yīng)力持續(xù)增加，煤巖組合體均進(jìn)入彈性變形階段，此階段試件內(nèi)部的微孔裂隙穩(wěn)定發(fā)育，聲發(fā)射計(jì)數(shù)相比于壓密階段明顯增加。軸向應(yīng)力持續(xù)增加，組合體進(jìn)入塑性變形階段，組合體內(nèi)部的微孔裂隙繼續(xù)發(fā)育、擴(kuò)展、貫通，裂紋裂隙的不穩(wěn)定發(fā)育產(chǎn)生塑性變形，對(duì)應(yīng)的聲發(fā)計(jì)數(shù)明顯高于壓密階段和彈性變形階段。當(dāng)軸向應(yīng)力加載到峰值應(yīng)力時(shí)，裂紋裂隙擴(kuò)展貫通形成宏觀斷裂面，組合體發(fā)生破壞，同時(shí)煤巖組合體的聲發(fā)射計(jì)數(shù)也出現(xiàn)峰值。

按照試驗(yàn)方案，在室內(nèi)對(duì)三組煤巖組合體開(kāi)展單軸壓縮試驗(yàn)，試驗(yàn)獲得組合體的力學(xué)及聲發(fā)射結(jié)果見(jiàn)表1。

由表1可知，編號(hào)Ⅰ(厚20mm)、Ⅱ(煤厚33.33mm)和Ⅲ(煤厚60mm)的平均聲發(fā)射峰值計(jì)數(shù)分別為3.20×104個(gè)、2.34×104個(gè)和1.95×104個(gè)，表明隨煤厚的增加，組合體聲發(fā)射峰值計(jì)數(shù)下降。以巖-煤-巖比例1∶1∶1為參照，當(dāng)煤厚增加80%時(shí)，聲發(fā)射峰值計(jì)數(shù)下降了20%；當(dāng)煤厚下降40%時(shí)，聲發(fā)射峰值計(jì)數(shù)分別增加了36.75%。為進(jìn)一步分析聲發(fā)射峰值計(jì)數(shù)和組合體煤厚之間的關(guān)系，結(jié)合表1中聲發(fā)射峰值計(jì)數(shù)，得到煤厚與聲發(fā)射峰值計(jì)數(shù)關(guān)系圖，如圖4所示，并對(duì)九組數(shù)據(jù)進(jìn)行擬合分析，得到了煤厚與組合體聲發(fā)射峰值計(jì)數(shù)滿足如下的函數(shù)方程：

y=1.88+5.81×0.93x(R2=0.99)

(1)

式中，x為煤巖組合體試件中煤的厚度，mm；y為聲發(fā)射峰值計(jì)數(shù)，個(gè)。

表1 煤巖組合體的力學(xué)及聲發(fā)射測(cè)試結(jié)果

圖4 煤厚與聲發(fā)射峰值計(jì)數(shù)關(guān)系曲線

2.2 煤厚對(duì)煤巖組合體聲發(fā)射累計(jì)數(shù)的影響

單軸壓縮下不同煤厚煤巖組合體應(yīng)力-時(shí)間-聲發(fā)射累計(jì)數(shù)曲線如圖5所示。三種不同煤厚煤巖組合體的累計(jì)聲發(fā)射計(jì)數(shù)在不同時(shí)間區(qū)間內(nèi)表現(xiàn)出不同的變化情況，由聲發(fā)射累計(jì)數(shù)-時(shí)間的關(guān)系曲線，大致可劃分為三個(gè)階段：A聲發(fā)射緩慢增長(zhǎng)、B聲發(fā)射快速增長(zhǎng)和C聲發(fā)射峰值及破壞后階段。在A階段，聲發(fā)射增長(zhǎng)緩慢，斜率從零開(kāi)始變大，累計(jì)數(shù)緩慢上升，隨著煤占比增加，曲線斜率變大，累計(jì)數(shù)的增長(zhǎng)速度有增大的趨勢(shì)。在B階段，聲發(fā)射累計(jì)數(shù)曲線基本上處于試樣的塑性變形階段，該階段曲線斜率明顯高于彈性變形階段，聲發(fā)射累計(jì)數(shù)快速增加，隨著煤厚的增加，累計(jì)數(shù)增加速度越來(lái)越快。在C階段，聲發(fā)射累計(jì)數(shù)曲線基本上處于峰值變形階段，該階段曲線斜率明顯高于塑性變形階段，聲發(fā)射累計(jì)數(shù)突增，但是不同煤厚的煤巖組合體在這個(gè)階段對(duì)聲發(fā)射累計(jì)數(shù)增加的速度存在差異。隨著煤厚的增加，在峰值變形階段，聲發(fā)射累計(jì)數(shù)增加的速度反而下降。試件破壞時(shí)間也受到煤厚效應(yīng)的影響，由表1可得，Ⅰ組(20mm)平均破壞持續(xù)時(shí)間為74.78s，Ⅱ組(33.33mm)平均破壞持續(xù)時(shí)間為110.83s，Ⅲ組(60mm)平均破壞持續(xù)時(shí)間為212.67s，由此可見(jiàn)，隨著煤厚的增加，試件破壞持續(xù)的時(shí)間會(huì)增大。這是因?yàn)槊赫急仍黾?，組合體破壞逐漸由脆性破壞向塑性破壞轉(zhuǎn)變。

圖5 單軸壓縮不同煤厚比煤巖組合體應(yīng)力-時(shí)間-聲發(fā)射累計(jì)數(shù)曲線

3 基于聲發(fā)射特性的損傷分析

煤巖體損傷演化是指煤巖體在單調(diào)或者反復(fù)加載的條件下，煤巖體內(nèi)部產(chǎn)生微孔裂隙、裂紋造成其內(nèi)粘聚力下降，材料逐漸劣化，最終導(dǎo)致破壞的過(guò)程。陳忠輝、張明等[18，19]認(rèn)為，脆性材料的損傷出現(xiàn)伴隨著聲發(fā)射的發(fā)生，即聲發(fā)射與損傷具有一致的對(duì)應(yīng)關(guān)系。在聲發(fā)射特征參數(shù)中，聲發(fā)射計(jì)數(shù)和累計(jì)數(shù)的變化可以較好的反映巖石類材料的損傷演化。因此，本文選用聲發(fā)射計(jì)數(shù)和聲發(fā)射累計(jì)數(shù)來(lái)對(duì)不同煤厚煤巖組合體的峰前損傷特性進(jìn)行表述。

最初，Kachanov[20]定義損傷變量D為：

式中，Ad為損傷斷面積，m2；A為初始無(wú)損傷時(shí)的斷面積，m2。

假設(shè)無(wú)損材料整個(gè)斷面A完全破壞時(shí)的聲發(fā)射累計(jì)數(shù)為Mm，則單位面積破壞時(shí)的聲發(fā)射計(jì)數(shù)為Mw為：

當(dāng)斷面損傷面積達(dá)到Ad時(shí)的聲發(fā)射累計(jì)數(shù)為Md：

與式(2)聯(lián)立可得損傷變量D與聲發(fā)射能量累計(jì)數(shù)之間的歸一化方程：

為方便分析煤巖組合體破壞前各階段的損傷演化情況，假定煤巖組合體達(dá)到峰值強(qiáng)度時(shí)，認(rèn)為組合體試件完全破壞，此時(shí)損傷變量為D=1?；凇皻w一化”聲發(fā)射累計(jì)數(shù)的損傷變量，結(jié)合式(5)可得出各試樣在單軸壓縮下的峰前應(yīng)力-應(yīng)變-損傷關(guān)系曲線，如圖6所示。

圖6 應(yīng)力-應(yīng)變-損傷關(guān)系曲線

軸向壓縮下不同煤厚煤巖組合體的損傷過(guò)程與其應(yīng)力-變形關(guān)系緊密，按照其損傷演化過(guò)程，可分為三個(gè)階段。第一階段為起始損傷(OM段)，損傷變量非常小，該階段對(duì)應(yīng)于試件的初始?jí)好茈A段，損傷是由于組合體顆粒之間的摩擦和錯(cuò)動(dòng)造成。第二階段為損傷穩(wěn)定發(fā)展階段(MN段)，損傷變量持續(xù)增大，該階段對(duì)應(yīng)于試件的彈塑性變形階段，組合體內(nèi)部開(kāi)始產(chǎn)生新的裂隙，并逐漸擴(kuò)展造成的。第三階段為損傷突增階段( NP段)，損傷變量急速上升，該階段對(duì)應(yīng)試件的塑性變形和峰前破壞兩個(gè)階段，試樣內(nèi)微孔裂隙快速擴(kuò)展、貫通，最終形成宏觀斷裂面。峰值破壞時(shí)，Ⅰ-1、Ⅱ-1和Ⅲ-1分別對(duì)應(yīng)的軸向應(yīng)變量為1.90%、2.05%和2.12%，這表明隨著煤厚的增加，達(dá)到峰值強(qiáng)度時(shí)的對(duì)應(yīng)的軸向應(yīng)變量也增大。

對(duì)圖5中Ⅰ-1、Ⅱ-1和Ⅲ-1損傷變量與應(yīng)變關(guān)系曲線進(jìn)行擬合，分別得到如下三個(gè)損傷方程，擬合度在0.9743～0.99459之間，擬合效果較好。

D=e(-4.17+4.57ε-0.87ε2)

(6)

D=e(-6.12+4.74ε-0.84ε2)

(7)

D=e(-6.73+4.39ε-0.54ε2)

(8)

由以上個(gè)三個(gè)損傷方程可以總結(jié)歸納得出，單軸壓不同煤厚煤巖組合體的損傷方程為：

D=e(-a+bε-cε2)

(9)

式中，a、b、c均為擬合常數(shù)，且隨著煤厚的增加，a的值越來(lái)越大，c的值越來(lái)越小。

4 結(jié) 論

1)煤巖組合體中煤厚對(duì)其破裂過(guò)程中的單軸抗壓強(qiáng)度和聲發(fā)射峰值計(jì)數(shù)具有顯著影響。隨著煤厚的增加，煤巖組合體的單軸抗壓強(qiáng)度和聲發(fā)射峰值計(jì)數(shù)均下降。煤厚33.33mm的平均聲發(fā)射峰值計(jì)數(shù)為2.31×104，當(dāng)煤厚增加80%時(shí)，聲發(fā)射峰值計(jì)數(shù)下降了20%；當(dāng)煤厚下降40%時(shí)，聲發(fā)射峰值計(jì)數(shù)分別增加了36.75%。煤厚與聲發(fā)射峰值計(jì)數(shù)的關(guān)系滿足如下的函數(shù)方程：y=1.88+5.81×0.93x。

2)不同煤厚煤巖組合體破裂過(guò)程中聲發(fā)射累計(jì)數(shù)的變化可以分為三個(gè)階段，A—聲發(fā)射緩慢增長(zhǎng)、B—聲發(fā)射快速增長(zhǎng)和C—聲發(fā)射峰值及破壞后階段。前兩個(gè)階段，累計(jì)數(shù)增長(zhǎng)的速度與煤厚呈正相關(guān)，在最后一個(gè)階段，累計(jì)數(shù)增長(zhǎng)的速度與煤厚呈負(fù)相關(guān)；且隨著煤厚的增加，試件的平均破壞持續(xù)時(shí)間增大。

3)基于聲發(fā)射特性的峰前損傷變量，可以較好的描述組合體峰前的損傷演化過(guò)程。單軸壓縮下，煤巖組合體的損傷演化與應(yīng)力-應(yīng)變曲線具有較好的對(duì)應(yīng)關(guān)系，損傷演化可以分為，起始損傷、損傷穩(wěn)定發(fā)展階段和損傷突增不穩(wěn)定發(fā)展階段；且隨著煤厚的增加，組合體峰值時(shí)刻對(duì)應(yīng)的軸向應(yīng)變量增大。