高含煤煤柱開采條件下圍巖力學行為的三軸卸荷試驗研究

高含煤煤柱開采條件下圍巖力學行為的三軸卸荷試驗研究

深部煤炭開采后，道路和工作面附近的圍巖處于移除狀態(tài)，即圍巖的損失狀態(tài)包括從原巖石高度上升的過程，以及從軸向壓力（1-3）到破壞整個采礦動力學過程。不同的開采方式導致了不同卸荷路徑,從而使巖石的破壞模式也有所不同。因此,研究不同卸荷路徑下的煤巖體力學行為對于深部采礦工程具有重要意義。國內外一些文獻討論了不同卸荷條件下巖石的破壞行為。尤明慶等根據卸圍壓試驗發(fā)現大理巖的屈服與圍壓有較大關系,在最弱斷面完全屈服之后,本征強度的降低與塑性變形量成正比,比例系數弱化模量是常數。沈軍輝等研究了卸荷應力以及巖石結構對巖石破壞的影響。高春玉等通過升軸壓、降圍壓,降低軸壓和圍壓等方案對大理巖進行加卸荷試驗,得出了變形模量、黏聚力和內摩擦角隨應力路徑的不同有明顯變化。李宏哲等在恒軸壓、卸圍壓條件下研究了錦屏大理巖變形模量和抗剪強度參數等力學特性。黃潤秋等分別對錦屏大理巖和花崗巖在卸荷速率大小對力學特性的影響方面做了十分細致的分析。陶履彬等對三峽花崗巖進行的恒軸壓卸圍壓實驗,驗證了圍壓對巖石強度和軸向塑性流動的影響。呂穎慧等在卸圍壓、加軸壓實驗的基礎上建立了描述花崗巖卸荷漸進破壞的強度準則,推導了考慮巖石力學變形參數損傷劣化效應、橫向變形作用、卸荷漸進破裂演化機制的力學本構方程。朱澤奇等在不同應力路徑和不同加載控制條件下研究了三峽花崗巖的側向應變特征。王在泉等研究了不同卸荷速率條件下有無天然節(jié)理灰?guī)r的變形特性和力學參數。李棟偉等通過先固結后徑向卸載的三軸剪切試驗方法模擬了煤礦泥巖巷道開挖過程中的應力狀態(tài)變化。蔣長寶等研究了卸圍壓含瓦斯煤巖體的應力-應變關系。另外理論進展方面,陳忠輝等利用連續(xù)介質損傷力學方法討論了卸荷破壞下強度及脆化特征,理論上說明了卸荷破壞比加載破壞脆性破壞更明顯。江權等利用彈脆塑性模型來模擬了高地應力圍巖的劣化及破壞。以上研究主要關注了卸荷條件下大型水利水電工程的大理巖和花崗巖的變形破壞,而對于同樣卸荷條件下煤礦灰?guī)r的破壞研究較少,并且卸荷時沒有考慮不同的開采方式,即不同卸荷路徑。由于煤層開采方式不同,導致圍巖的卸荷路徑不同,因此把側向應力和軸向應力分開考慮則可以減少其相互干擾。本文在文獻的基礎上,就3種常見的煤層開采方式(無煤柱開采,放頂煤開采和保護層開采)分開考慮其應力路徑對圍巖的影響,由此加深對開采卸荷狀態(tài)下巖石的物理力學性質的認識。1試驗計劃和試驗條件1.1國內火山巖地層潞安礦區(qū)近年來逐漸在進入深部開采階段,并且一些礦井煤層賦存周圍存在大量灰?guī)r。本文的灰?guī)r取自潞安李村煤礦,埋深600m左右。為避免爆破擾動影響,采取深部鉆孔取芯的方法,在巷幫上鉆取深度10m以外的巖芯,并按照國際巖石力學學會建議的方法加工成高度100mm,直徑50mm的標準圓柱體試件,試件如圖1左上角所示。1.2設備工作原理實驗是在MTS815FlexTestGT巖石力學試驗機上進行(圖1)。該設備最大軸向荷載4600kN,最大圍壓和滲透壓可達140MPa。可進行煤巖體與混凝土的損傷力學試驗、動力學試驗和多場耦合試驗等,是目前國內功能較齊備、技術水平較高的巖石力學實驗設備之一。1.3不同開采方式的巖樣強度無煤柱開采、放頂煤開采和保護層開采是我國煤礦目前采用的3種典型開采方式,轉化為室內試驗即對應著不同的應力卸荷路徑。為了對比常規(guī)三軸實驗與不同卸荷路徑實驗的不同,設計了2組試驗:第1組:常規(guī)三軸試驗。先采用應力控制模式加載,把軸壓和圍壓同時升到預定值(3,5和9MPa),然后繼續(xù)軸向加載直到試件破壞;一旦試件破壞后,峰后采用位移控制模式加載,以獲得試件的全程應力-應變曲線。第2組:不同路徑卸荷試驗。文獻指出,無煤柱開采、放頂煤開采和保護層開采3種開采方式下,工作面前方煤巖峰值分別為靜水壓力的3,2.5和2倍,實驗條件下巖樣的軸向加載速率和側向卸荷速度之比為4.75∶1,3.5∶1和2.25∶1,由此可以設計3種不同開采方式的加卸荷路徑。為了模擬不同的采深,對巖石施加不同的初始圍壓,分別為15MPa(約600m的靜水壓力)和25MPa(約1000m的靜水壓力),加載速率3MPa/min。假設工作面前方煤巖體和周圍圍巖同時到達峰值強度,常規(guī)三軸實驗測得巖樣的峰值強度約為137MPa。當實驗初始圍壓設定為15MPa時,如果假設圍巖峰值強度約為150MPa,則其為靜水壓力的10倍。無煤柱開采、放頂煤開采和保護層開采條件下,工作面前方煤巖峰值分別為靜水壓力的3,2.5和2倍,并且軸向加載速率和側向卸荷速度之比分別為4.75,3.5和2.25,則圍巖Δσ1/Δσ3分別為15.83∶1,14∶1和11.25∶1。同理初始圍壓為25MPa時,軸向加載速率和側向卸載速率之比設計為9.5∶1,8.4∶1和6.75∶1。實驗中圍壓卸荷速度均為0.5MPa/min,峰后采用位移控制,圍壓卸荷速度不變。具體實驗控制數據見表1。2不同加入巖石露的破壞實驗2.1圍壓對巖石力學性質的影響常規(guī)三軸實驗表明,圍壓為3MPa的軸向應力-應變曲線中應力跌落段斜率為-4.053,而5MPa圍壓的應力跌落段斜率為-1.438,9MPa圍壓的試件跌落段斜率為-0.397。傾斜段跌落值分別為80.67,61.24和27.59MPa;殘余強度分別是峰值強度的33.5%,46.9%和70.7%。可見,隨著圍壓增大,應力跌落程度在降低,這說明圍壓的升高會逐漸限制巖石瞬時破壞,灰?guī)r的塑性變形特性有所增強。同時峰值處對應的側向應變也在逐漸減小,這也說明了較大的圍壓可更好的限制巖石的側向變形,保持圍巖的完整性。2.2初始圍壓對破壞形式的影響常規(guī)三軸試驗下灰?guī)r破裂主要以剪切破壞為主。但對于卸圍壓條件下的灰?guī)r試件,既有張拉破壞也有剪切破壞。圖2和圖3分別是不同初始圍壓、不同軸向加載速率下灰?guī)r的破壞模式。圖2是初始圍壓為15MPa的破壞,3個試件的軸向加載速率依次增大,破壞模式分別為張剪破壞、張拉破壞和張拉破壞;峰值破壞時的圍壓分別為5.70,4.89和4.76MPa。圖3是初始圍壓為25MPa的破壞,破壞模式分別為張剪破壞、剪切破壞和剪切破壞,峰值破壞時的圍壓分別為4.7,6.8和14.9MPa。初始圍壓降低時,張拉破壞為主要破壞形式;初始圍壓較高時,剪切破壞較多。相同賦存深度時,無煤柱開采和放頂煤開采附近灰?guī)r最常發(fā)生剪切破壞,如圖4所示。對比圖2和圖3,容易發(fā)現圖2中的試件破壞伴隨著更多的宏觀裂紋產生,而圖3中宏觀可見裂紋明顯減少,可見圍壓明顯抑制了微裂紋的發(fā)展。在實驗初始階段,巖樣所受圍壓較大,內部主要受到剪切作用。隨著圍壓減小,張拉作用逐漸明顯。當二者中的一個最先到達臨界值時,內部缺陷就按其為主導形式發(fā)生破壞。軸壓到達峰值時,如果圍壓較高,張拉作用就會受到抑制,剪切裂紋會迅速擴展貫通(圖3(b),(c))。當峰值處圍壓較低時張拉作用明顯顯現,裂紋的宏觀表現形式為張拉破壞(圖3(b),(c)和圖3(a)),當介于兩者之間時就會表現出兩者的組合破壞形式(圖2(a))。不同軸向加載速率下灰?guī)r的破壞模式與峰值處圍壓關系如圖4所示,可以明顯看出,當峰值強度處圍壓低于5MPa時,試件為張拉破壞;圍壓較大于6MPa時,試件偏向于發(fā)生剪切破壞。介于5~6MPa時,試件為張拉和剪切的聯合破壞形式。可見灰?guī)r的破壞模式與破壞峰值處圍壓的大小有明顯的關系,而與軸向加載速率的關系不太明顯。3巖樣的變形與變形在常規(guī)三軸試驗中,圍壓通常保持不變,因而不會對巖樣的變形造成突變性影響。本節(jié)主要討論圍壓卸載時,加載速率對灰?guī)r整體應變和塑性應變的影響規(guī)律。3.1軸向變形和側向應變圖5(a)和(b)分別為側向應變和軸向應變與軸向加載速率之間的關系。從圖中看出,初始圍壓為25MPa時,軸向加載速率為4.2MPa/min(放頂煤開采)的試件軸向應變和側向應變均為最大,分別是保護層開采和無煤柱開采的194%,200%和130%,110%。初始圍壓為15MPa時,軸向加載速率為7.0MPa/min(放頂煤開采)的試件軸向應變和側向應變也為最大,分別是保護層開采和無煤柱開采的169%,217%和184%,139%。這說明放頂煤開采可能會引起采場圍巖更大的變形。并且開采深度越深,放頂煤開采條件下造成的側向變形越明顯?？梢?不同圍壓作用下,加載速率的不同會導致軸向和側向變形不同,因此煤礦開采中應針對不同的條件選取合理的開采方式。3.2軸向加載速率對變形平臺的影響3種開采方式造成圍巖變形差異的主要原因是由于軸壓的加載速率不同造成的。雖然應力路徑有所變化,但到達峰值時的應力狀態(tài)卻相差不大,如圖6所示。又因為彈性變形和應力路徑無關,試件的彈性變形也應該差異不大。所以造成圖5中應變值差異較大的主要原因是灰?guī)r的塑性變形量的差異,而巖石的塑性變形和應力路徑有明顯的關聯性。不同圍壓的卸荷應力-應變曲線圖6表明,側向應變和體積應變在差應力峰值附近都會有一個變形平臺。圖6(a)表明,保護層開采時,軸向加載速率為5.62MPa/min,差應力到達峰值時,側向應變?yōu)?.63×10-3;隨著實驗繼續(xù),主差應力100MPa保持不變,軸向應變維持在1.15×10-3不變,而同時側向應變已增大到2.41×10-3。平臺應變是拐點處應變的2.82倍。發(fā)生如此大的變形平臺,應該是因為到達峰值處,圍壓仍在降低,側向壓力的減小造成巖石內部裂隙的滑移,致使塑性變形增大。所以該變形平臺主要是塑性變形增大的結果。同時統(tǒng)計了放頂煤開采條件下,軸向加載速率為7MPa/min時出現屈服平臺的側向應變起始點為0.94×10-3和終點為4.05×10-3;無煤柱開采條件下,軸向加載速率為7.9MPa/min時出現平臺的起始點為1.83×10-3和終點為3.79×10-3。分別是拐點處應變的3.26倍和1.05倍。通過比較發(fā)現放頂煤開采條件下,圍巖發(fā)生的屈服現象最明顯。圖6(a)表明,隨著軸向加載速率的增加,屈服平臺的變形量先增大后變小。這主要是因為軸向加載速率超過某個特定值后,巖石沒有充足的時間發(fā)生塑性變形,其塑性特征向脆性轉變。圖6(b)中側向應變隨加載速率的增加,屈服特征也有類似的趨勢。從灰?guī)r的塑性變形來分析其與軸向加載速率之間的關系,實驗所獲得的應變包含了彈性應變和塑性應變兩部分:其中,ε是灰?guī)r的總應變,εe和εp分別是灰?guī)r的彈性和塑性變形。由廣義胡克定律得:由此計算得灰?guī)r的塑性應變,如圖7所示?？梢?初始圍壓為25MPa時,軸向加載速率從3.375MPa/min增大至4.2MPa/min時,塑性應變有很大的增幅;但當加載速率增加到4.75MPa時,塑性應變又逐漸減小。比較得知放頂煤開采條件下產生的軸向塑性變形是保護層開采的378%,是無煤柱開采的329%;側向塑性應變是保護層開采的184%,是無煤柱開采的245%。可知初始圍壓相同的卸圍壓條件下時,在一定范圍內隨著軸向加載速率增大,巖石中的塑性變形逐漸增大;當加載速率增大到一定數值時,塑性變形逐漸減少。初始圍壓為15MPa的塑性應變曲線也有類似的現象,放頂煤開采條件下產生的軸向塑性變形是保護層開采的180%,是無煤柱開采的326%;側向塑性應變是保護層開采的196%,是無煤柱開采的169%。但從凈變化量來看,明顯初始圍壓較大時,塑性變形更明顯。從塑性變形變化的比例數值來看,軸向加載速率很小的變化就可能導致較大塑性變形。這說明改變軸向加載速率也可導致巖石的脆性和延性特征發(fā)生轉變,可見巖石的脆性—延性轉變不僅與圍壓和溫度等因素有關,也與軸向加載速率作用有關。當圍壓越大時,這種轉變趨勢愈明顯。4應力路徑關系可能不(1)研究了3種不同開采卸荷條件下灰?guī)r的破壞模式,破壞形式既有張拉破壞也有剪切破壞,由軸向應力到達峰值時的圍壓與破壞模式的關系(圖4),說明灰?guī)r的破壞模式主要由峰值處圍壓的大小或者由屈服時的圍壓所決定,與軸向加載的應力路徑關系可能不大,至于確切的關系還需要進一步實驗驗證。(2)放頂煤開采條件下,巖石的變形比相同初始圍壓下保護