王志國(guó)，王 瑞，盧聚強(qiáng)，方博然

(1.華北理工大學(xué) 礦業(yè)工程學(xué)院，河北 唐山 063210；2.河北省礦業(yè)開(kāi)發(fā)與安全工程實(shí)驗(yàn)室，河北 唐山 063210)

充填采礦法作為綠色開(kāi)采方式，在當(dāng)今社會(huì)中受到高度重視，充填體與圍巖的相互作用機(jī)理作為充填采礦法的理論支撐，近些年一些學(xué)者在充填體與圍巖的作用機(jī)理、破裂規(guī)律方面做出了一定的研究。

修占國(guó)等[1]通過(guò)對(duì)充填體、圍巖-充填體進(jìn)行常規(guī)三軸試驗(yàn)，結(jié)合電鏡、熱差分析研究了剪切參數(shù)對(duì)拱效應(yīng)理論模型的影響。結(jié)果表明，采用圍巖-充填體界面參數(shù)進(jìn)行采場(chǎng)豎向應(yīng)力預(yù)估能有效克服Terzaghi理論的局限性。宋衛(wèi)東等[2]對(duì)比三軸加載下全巖柱、巖柱-充填體、中空巖柱三種試件應(yīng)力應(yīng)變特征，證明了巖柱與充填體相互影響，共同參與支護(hù)，同時(shí)利用RFPA模擬驗(yàn)證了組合體作用機(jī)理。于世波等[3]基于監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)和數(shù)值模擬探究了充填法中充填體對(duì)圍巖變形的影響，結(jié)果表明，充填體具有承載能力，并抑制圍巖的變形。

聲發(fā)射作為監(jiān)測(cè)巖石、類巖石材料破裂的重要手段，根據(jù)聲發(fā)射參數(shù)的變化特點(diǎn)可以反映試件破裂演化過(guò)程，因此已被各學(xué)者廣泛運(yùn)用。

趙奎等[4]基于聲發(fā)射對(duì)不同濃度的充填體進(jìn)行單軸壓縮試驗(yàn)，探究了充填體破裂過(guò)程AE振鈴計(jì)數(shù)，AE累計(jì)撞擊數(shù)和累計(jì)能量的比值等參數(shù)變化規(guī)律。研究表明，AE參數(shù)可為不同濃度的充填體穩(wěn)定性監(jiān)測(cè)、預(yù)測(cè)提供參考。ZHAO等[5]結(jié)合聲發(fā)射對(duì)不同配比的充填體進(jìn)行單軸壓縮試驗(yàn)，揭示了加載過(guò)程充填體損傷規(guī)律及聲發(fā)射特性關(guān)系。YANG 等[6]基于AE源定位對(duì)巖石進(jìn)行單軸壓縮試驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)裂紋發(fā)展和應(yīng)力演化具有離散的階段性。董隴軍等[7]開(kāi)展花崗巖失穩(wěn)破裂的聲發(fā)射試驗(yàn)，分析聲發(fā)射能級(jí)頻次分布和波形頻譜變化兩類指標(biāo)在巖石破壞過(guò)程中的階段性特征，給出基于多元聲發(fā)射指標(biāo)的巖石失穩(wěn)評(píng)價(jià)建議。實(shí)現(xiàn)了實(shí)驗(yàn)室尺度下巖體破壞階段的有效辨識(shí)。王志國(guó)等[8]通過(guò)不同巖性圍巖與充填體構(gòu)成的組合體進(jìn)行循環(huán)加卸載試驗(yàn)，結(jié)合聲發(fā)射研究了組合體的破裂特征。程愛(ài)平等[9]結(jié)合聲發(fā)射系統(tǒng)對(duì)充填體-圍巖組合體進(jìn)行單軸壓縮試驗(yàn)。通過(guò)AE事件，振鈴計(jì)數(shù)研究了組合體的損傷演化特征，同時(shí)建立組合體AE振鈴計(jì)數(shù)與損傷本構(gòu)方程之間的關(guān)系。王明旭等[10]設(shè)計(jì)充填體與圍巖頂板復(fù)合體，通過(guò)研究單軸加載下復(fù)合體的AE定位點(diǎn)分布、振鈴計(jì)數(shù)、AE能量變化特點(diǎn)，揭示了不同厚度頂板下充填體與圍巖的作用機(jī)理。

基于以上學(xué)者研究發(fā)現(xiàn)，目前聲發(fā)射技術(shù)在巖石、類巖石材料破裂方面應(yīng)用相對(duì)成熟，主要集中在單一的巖石、類巖石材料。充填體與圍巖的作用機(jī)理研究方面則主集中在圓柱狀組合結(jié)構(gòu)或者圓形采場(chǎng)模型，沒(méi)有進(jìn)一步考慮實(shí)際采場(chǎng)結(jié)構(gòu)，故與實(shí)際采場(chǎng)結(jié)構(gòu)相近的充填體圍巖耦合體模型破裂過(guò)程的聲發(fā)射特征研究具有重要意義，研究結(jié)果有望為充填體與圍巖作用機(jī)理研究提供參考。

1 試驗(yàn)原理與試驗(yàn)設(shè)計(jì)

1.1 試驗(yàn)原理

某礦山采用階段空?qǐng)鏊煤蟪涮罘▽?duì)礦體進(jìn)行開(kāi)采，根據(jù)礦體不同厚度設(shè)置了18 m開(kāi)采寬度，30 m、45 m、60 m開(kāi)采段高。依據(jù)此結(jié)構(gòu)參數(shù)設(shè)計(jì)30 mm×18 mm、45 mm×18 mm、60 mm×18 mm三種規(guī)格尺寸的矩形采場(chǎng)充填體圍巖耦合體模型，其中圍巖部分選擇強(qiáng)度相近的紅砂巖。根據(jù)礦山不同開(kāi)采深度巖體所受水平應(yīng)力，選取5、10、15 MPa三種側(cè)向壓力。

實(shí)際礦山中充填采場(chǎng)處于三向應(yīng)力狀態(tài)，因此設(shè)計(jì)擬真三軸加載裝置[11]，結(jié)合雙軸壓力機(jī)對(duì)耦合體模型進(jìn)行以軸向、側(cè)向?yàn)橹?，第三軸向?yàn)檩o的三軸加載。通過(guò)聲發(fā)射系統(tǒng)對(duì)三軸加載過(guò)程的耦合體進(jìn)行監(jiān)測(cè)，獲得耦合體聲發(fā)射特征參數(shù)。擬真三軸裝置將聲發(fā)射傳感器有序地排布在耦合體左右兩側(cè)加載墊塊內(nèi)，傳感器布置圖如圖1。第三軸向端為固定的端，通過(guò)耦合體加載過(guò)程產(chǎn)生的膨脹變形對(duì)耦合體第三軸向進(jìn)行被動(dòng)加載。

圖1 聲發(fā)射傳感器布置Fig.1 Arrangement of acoustic emission sensor

1.2 試驗(yàn)設(shè)計(jì)

1)模型制作

根據(jù)耦合體3種不同側(cè)壓、不同規(guī)格尺寸試驗(yàn)條件，設(shè)計(jì)9種不同條件的耦合體模型。為降低試驗(yàn)數(shù)據(jù)的偶然性，每種試驗(yàn)條件制作5個(gè)耦合體模型。共設(shè)計(jì)45塊。

使用超高壓水切割機(jī)在150 mm×150 mm×150 mm立方體紅砂巖中心切割出30 mm×18 mm、45 mm×18 mm、60 mm×18 mm三種規(guī)格的長(zhǎng)方體孔，分別模擬三種段高充填采場(chǎng)的圍巖部分。

加工后的圍巖模型采用配比1∶4、濃度65%的全尾砂和特制膠凝材料攪拌而成的充填體料漿進(jìn)行充填。充填前將圍巖模型一側(cè)封堵，另一側(cè)澆筑充填體料漿，待充填料初凝后，進(jìn)行兩端刮平。再置于標(biāo)準(zhǔn)恒溫恒濕養(yǎng)護(hù)箱內(nèi)，以溫度20 ℃，濕度95%的養(yǎng)護(hù)環(huán)境養(yǎng)護(hù)28天。耦合體模型養(yǎng)護(hù)完成后如圖2所示。

圖2 耦合體模型Fig.2 Combination model

2)試驗(yàn)設(shè)備

為模擬充填體圍巖三軸受力狀態(tài)，本試驗(yàn)使用RLW-3000微機(jī)控制剪切蠕變?cè)囼?yàn)機(jī)結(jié)合自制擬真三軸裝置對(duì)耦合體進(jìn)行三軸加載，其中軸向加載速率為0.3 mm/min。利用聲發(fā)射監(jiān)測(cè)系統(tǒng)對(duì)三軸加載過(guò)程中耦合體進(jìn)行監(jiān)測(cè)，試驗(yàn)設(shè)備布置情況如圖3所示。

圖3 試驗(yàn)設(shè)備布置圖Fig.3 Layout of experiment equipment

試驗(yàn)中聲發(fā)射系統(tǒng)門(mén)檻電壓為45 dB，前置放大器型號(hào)為2/4/6，增益設(shè)定為 40 dB，頻帶范圍為100 kHz ～400 kHz，采樣頻率為5 MSPS，PDT(峰值限定時(shí)間)、HDT(撞擊限定時(shí)間)、HLT(撞擊鎖定時(shí)間)設(shè)定值分別為50、150、300 μs。

2 試驗(yàn)結(jié)果分析

聲發(fā)射事件率可以反映單位時(shí)間內(nèi)巖石局部破裂的劇烈程度、損傷程度。聲發(fā)射能量可以反映每次破裂事件所釋放的能量大小，進(jìn)而反映了巖石內(nèi)部損傷程度。根據(jù)耦合體的應(yīng)力變化特點(diǎn)將其分為孔隙壓密階段Ⅰ、彈性變形階段Ⅱ、塑性變形階段Ⅲ、破壞失穩(wěn)階段Ⅳ。選擇不同側(cè)壓、不同采場(chǎng)規(guī)格尺寸耦合體對(duì)整個(gè)加載過(guò)程中的AE事件率、AE能量進(jìn)行分析，揭示耦合體破裂過(guò)程聲發(fā)射參數(shù)特征。

2.1 耦合體聲發(fā)射事件率特征

圖4是采場(chǎng)規(guī)格尺寸60 mm×18 mm時(shí)三種不同側(cè)壓耦合體的應(yīng)力-時(shí)間-AE事件率曲線圖。圖5與圖4(a)是側(cè)壓5 MPa時(shí)三種不同采場(chǎng)規(guī)格尺寸耦合體的應(yīng)力-時(shí)間-AE事件率曲線圖。

圖4 60 mm×18 mm規(guī)格尺寸時(shí)不同側(cè)壓耦合體應(yīng)力-時(shí)間-AE事件率Fig.4 Stress-time-AE event rate of combination with different side pressures under size of 60 mm×18 mm

圖5 5 MPa側(cè)壓時(shí)不同規(guī)格尺寸耦合體應(yīng)力-時(shí)間-AE事件率Fig.5 Stress-time-AE event rate of combination with different sizes under 5 MPa side pressure

耦合體AE事件率具有相似的變化特點(diǎn)，以側(cè)壓5 MPa耦合體HSCS7-4為例進(jìn)行分析。471 s前AE事件率的增長(zhǎng)速率隨著軸向應(yīng)力逐漸降低。因?yàn)轳詈象w中充填體的強(qiáng)度低于圍巖，Ⅰ(a)階段充填體及附近圍巖發(fā)生相對(duì)較大變形，同時(shí)耦合體內(nèi)部原生孔隙在壓縮過(guò)程中產(chǎn)生摩擦，造成AE事件率增加，隨著軸向應(yīng)力增加孔隙逐漸壓縮密實(shí)，變形量減小，AE事件率增長(zhǎng)速率降低；471 s后耦合體進(jìn)入彈性變形階段Ⅱ，彈性階段耦合體未產(chǎn)生新的裂隙，故AE事件率進(jìn)入“平靜期”；779 s后耦合體進(jìn)入塑性變形階段Ⅲ，軸向應(yīng)力超過(guò)彈性極限值，開(kāi)始孕育新的裂隙，并且裂隙進(jìn)一步擴(kuò)展、連通、貫穿形成宏觀裂隙，臨近應(yīng)力峰值一段時(shí)間內(nèi)AE事件率發(fā)生突增，達(dá)到900次/s。塑性階段前期屬于裂隙穩(wěn)定擴(kuò)展階段，耦合體以較低的速度產(chǎn)生新的微裂隙，部分微裂隙連通、貫穿形成宏觀裂隙，所以AE事件率開(kāi)始增加。塑性階段后期屬于裂隙非穩(wěn)定擴(kuò)展階段，耦合體微裂隙隨著軸向應(yīng)力增加以更快的速度形成更多宏觀裂隙，所以AE事件率出現(xiàn)多次突增現(xiàn)象。突增現(xiàn)象對(duì)耦合體應(yīng)力峰值附近宏觀破裂起到預(yù)警作用；軸向應(yīng)力超過(guò)承載極限，發(fā)生宏觀破裂，AE事件率突增至整個(gè)加載過(guò)程的最大值。應(yīng)力峰后耦合體進(jìn)入破壞失穩(wěn)階段Ⅳ，此階段宏觀裂隙進(jìn)一步連通、貫穿形成滑移破裂面，破裂面隨著軸向應(yīng)力的增加發(fā)生滑移破壞，AE事件率再次出現(xiàn)突增現(xiàn)象。

對(duì)比分析表明：孔隙壓密階段Ⅰ隨著側(cè)壓增加變形時(shí)長(zhǎng)增加，AE事件率峰值、預(yù)警階段的出現(xiàn)隨著側(cè)壓增加發(fā)生延遲；孔隙壓密階段Ⅰ、AE事件率峰值、預(yù)警階段則隨著采場(chǎng)規(guī)格尺寸的增加呈現(xiàn)相反的規(guī)律，故耦合體隨著側(cè)壓增加穩(wěn)定性增強(qiáng)，隨著規(guī)格尺寸增加穩(wěn)定性降低。

由于耦合體的非均質(zhì)性等因素，導(dǎo)致耦合體裂隙發(fā)育出現(xiàn)差異，進(jìn)而每個(gè)階段AE事件率略有一定的差異性。不同耦合體Ⅰ(b)階段保持平穩(wěn)或者緩慢降低趨勢(shì)，不同耦合體彈性階段保持平穩(wěn)或者緩慢降低趨勢(shì)，但是AE事件率整體趨勢(shì)都有相似性。

2.2 耦合體聲發(fā)射能量特征

AE能量的大小反映了耦合體破裂程度，為進(jìn)一步了解耦合體破裂演化規(guī)律，對(duì)圖6不同側(cè)壓耦合體的應(yīng)力-時(shí)間-AE能量曲線、圖7與圖6(a)不同采場(chǎng)規(guī)格尺寸耦合體應(yīng)力-時(shí)間-AE能量曲線進(jìn)行分析。

圖6 60 mm×18 mm規(guī)格尺寸時(shí)不同側(cè)壓耦合體應(yīng)力-時(shí)間-AE能量Fig.6 Stress-time-AE energy of combination with different side pressures under size of 60 mm×18 mm

圖7 5 MPa側(cè)壓時(shí)不同規(guī)格耦合體應(yīng)力-時(shí)間-AE能量Fig.7 Stress-time-AE energy of combination with different sizes under 5 MPa side pressure

分析耦合體HSCS7-4及其Ⅵ區(qū)域放大圖發(fā)現(xiàn)，AE能量在0～469 s表現(xiàn)出先增加后減小的趨勢(shì)。孔隙壓密階段，耦合體內(nèi)部的原生裂隙被壓縮，變形量減小，AE能量逐漸減少；469 s耦合體進(jìn)入彈性變形階段Ⅱ，耦合體的孔隙進(jìn)一步被壓縮，未產(chǎn)生新裂隙，AE能量保持降低趨勢(shì)；781 s后耦合體發(fā)生塑性變形，AE能量開(kāi)始增加，并且在應(yīng)力峰值前能量發(fā)生突增，最高達(dá)到35 000 aJ。整個(gè)塑性變形階段前期裂隙穩(wěn)定擴(kuò)展，耦合體主要形成微裂隙，以及少量宏觀裂隙，故AE能量開(kāi)始增加。后期裂隙非穩(wěn)定擴(kuò)展，裂隙以較快的速度連通、貫穿形成大量宏觀裂隙，AE能量出現(xiàn)突增現(xiàn)象，這種現(xiàn)象對(duì)應(yīng)力峰值附近的宏觀破裂具有一定預(yù)警作用；應(yīng)力峰值過(guò)后，AE能量在第一次破裂滑移處突增至最大值39 800 aJ，而后幾次滑移破裂處AE能量再次表現(xiàn)出突增現(xiàn)象，直至耦合體完全破壞。

耦合體HSCS1-4、HSCS4-3、HSCS8-5、HSCS9-2的AE能量變化特點(diǎn)與HSCS7-4相似。

對(duì)比分析表明：預(yù)警階段的AE能量突增量隨側(cè)壓的增加出現(xiàn)減少趨勢(shì)，隨著采場(chǎng)規(guī)格尺寸的增加逐漸增大；三種側(cè)壓耦合體出現(xiàn)AE能量峰值的時(shí)間依次是1 086、1 341、1 364 s，AE能量峰值的產(chǎn)生隨著側(cè)壓增加發(fā)生推遲。AE能量峰值依次是39 800、97 100、115 100 aJ，AE能量峰值隨著側(cè)壓增加出現(xiàn)增大趨勢(shì)。破壞失穩(wěn)階段AE能量最大值隨著側(cè)壓增加不斷增大。耦合體穩(wěn)定性隨著側(cè)壓增加逐漸增強(qiáng)。

三種不同采場(chǎng)規(guī)格尺寸耦合體產(chǎn)生AE能量峰值的時(shí)間依次是1 344、1 168、1 086 s，AE能量峰值隨著采場(chǎng)規(guī)格尺寸的增加前出現(xiàn)。AE能量峰值依次是67 900、66 400、39 800 aJ，應(yīng)力峰值附近滑移破裂的劇烈程度隨著規(guī)格尺寸增加逐漸減弱，AE能量峰值隨著采場(chǎng)規(guī)格尺寸的增加逐漸減小，耦合體穩(wěn)定性隨著規(guī)格尺寸增加逐漸降低。

2.3 耦合體Kaiser效應(yīng)

巖石在破裂過(guò)程中超過(guò)先前所受最大應(yīng)力值時(shí)，聲發(fā)射特征參數(shù)顯著增加，這種現(xiàn)象稱為Kaiser效應(yīng)。通過(guò)Kaiser效應(yīng)點(diǎn)可以測(cè)得巖石先前最大應(yīng)力，對(duì)巖石進(jìn)行損傷估計(jì)。Kaiser效應(yīng)對(duì)巖石塑性階段宏觀破裂起到預(yù)警作用，具有一定研究?jī)r(jià)值。

選取AE事件率進(jìn)行研究，在應(yīng)力-時(shí)間-AE事件率曲線中發(fā)現(xiàn)AE事件率在某一時(shí)刻出現(xiàn)激增現(xiàn)象，激增點(diǎn)對(duì)應(yīng)的應(yīng)力值可以作為Kaiser效應(yīng)點(diǎn)[12]。

耦合體在加載過(guò)程存在兩種類型的AE事件率：一種是內(nèi)部晶體顆粒摩擦導(dǎo)致的AE事件率，另一種是產(chǎn)生裂隙導(dǎo)致的AE事件率。在判斷Kaiser效應(yīng)點(diǎn)時(shí)要避免耦合體內(nèi)部晶體顆粒、孔隙間摩擦造成的AE事件率的干擾[13]，摩擦造成的AE事件率突增點(diǎn)如圖8(b)中的A點(diǎn)。

圖8是耦合體HSCS7-4與HSCS9-5的Kaiser效應(yīng)點(diǎn)圖，整體上分析發(fā)現(xiàn)，Kaiser效應(yīng)點(diǎn)發(fā)生在耦合體塑性變形階段前期。耦合體在Kaiser效應(yīng)點(diǎn)前AE事件率幾乎處于“平靜期”，沒(méi)有發(fā)生較大的變化，Kaiser效應(yīng)點(diǎn)后AE事件率開(kāi)始快速增加。因?yàn)榍捌隈詈象w處于壓密變形、彈性階段，在軸向應(yīng)力的作用下孔隙壓密階段耦合體原生孔隙被壓縮，AE事件率沒(méi)有突增現(xiàn)象。塑性階段后，耦合體開(kāi)始產(chǎn)生微裂隙，導(dǎo)致AE事件率開(kāi)始增加。當(dāng)應(yīng)力超過(guò)先前應(yīng)力時(shí)AE事件率出現(xiàn)突增，產(chǎn)生Kaiser效應(yīng)點(diǎn)。

圖8 聲發(fā)射事件率Kaiser點(diǎn)Fig.8 Acoustic emission event rate Kaiser point

對(duì)于每種條件耦合體的Kaiser位置進(jìn)行統(tǒng)計(jì)，如表1。根據(jù)統(tǒng)計(jì)數(shù)據(jù)，耦合體出現(xiàn)Kaiser效應(yīng)點(diǎn)的位置在應(yīng)力峰值的70%～85%，說(shuō)明Kaiser效應(yīng)有效且明顯。通過(guò)Kaiser效應(yīng)點(diǎn)得到耦合體先前應(yīng)力，Kaiser效應(yīng)點(diǎn)對(duì)耦合體塑性階段宏觀破裂具有一定預(yù)警作用。

表1 耦合體Kaiser效應(yīng)點(diǎn)位置Table 1 Position of Kaiser effect point of combination

3 結(jié)論

1)AE事件率和AE能量在加載階段前期處于“平靜期”，臨近應(yīng)力峰值前出現(xiàn)突增現(xiàn)象，此現(xiàn)象可以作為耦合體應(yīng)力峰值附近宏觀破裂的預(yù)警；AE事件率和AE能量最大值出現(xiàn)在耦合體應(yīng)力峰值附近的滑移斷裂處而非應(yīng)力峰值處。

2)AE事件率峰值和AE能量峰值隨側(cè)壓增加推遲產(chǎn)生，耦合體隨著側(cè)壓增加穩(wěn)定性增強(qiáng)，AE事件率峰值和AE能量峰值隨著采場(chǎng)規(guī)格尺寸的增加提前產(chǎn)生，耦合體隨著規(guī)格尺寸增加穩(wěn)定性降低。

3)AE能量峰值隨著側(cè)壓增加逐漸增大，隨著規(guī)格尺寸增加逐漸減小。預(yù)警階段AE能量突增值隨著側(cè)壓增加逐漸減小，隨著規(guī)格尺寸增加逐漸增大。耦合體穩(wěn)定性隨著側(cè)壓增加逐漸增強(qiáng)，隨著規(guī)格尺寸增加逐漸降低。

4)耦合體在應(yīng)力峰值的70%～85%應(yīng)力范圍內(nèi)出現(xiàn)明顯Kaiser效應(yīng)；Kaiser效應(yīng)點(diǎn)對(duì)耦合體塑性階段宏觀破裂具有一定預(yù)警作用。