含孔洞砂岩的力学特性及声发射实验研究

肖福坤， 徐 雷， Башков О.В., 包丰源

(1.黑龙江科技大学 黑龙江省煤矿深部开采地压控制与瓦斯治理重点实验室， 哈尔滨 150022；2.Комсомольский-на-Амуре государственный университет Материаловедение и технология новых материалов， Хабаровский край г.Комсомольск-на-Амуре， Россия 681013)

0 引 言

在地下工程建设过程中，对稳定空间进行开挖将引起地下硐室应力的重新分布，硐室的尺寸、深度、数量及空间位置关系与围岩的损伤破坏程度及破裂规律有着紧密联系。岩体中的卸压孔、卸压槽及瓦斯抽采钻孔形态均对区域岩体裂纹延伸及损伤演化产生一定的影响。工程中的孔洞缺陷形式较多且复杂，故探索含孔洞岩石的力学特性及声发射特征对围岩稳定性分析具有重要的意义。

岩石孔洞倾角与孔洞填充对岩石抗拉强度有着显著的影响[1]。单孔试样的刚度、最大拉伸强度、边界能和微裂纹总数随半径的增加而减小[2]。在数值模拟方面，任惠亮[3]以黄砂岩为研究对象，使用声发射系统、数字散斑系统进行了岩石单轴压缩破坏实验，并使用RFPA3D数值模拟软件对岩石三维破坏过程进行了模拟。腾俊洋[4]等采用相似材料制作包含多种支护情况、0°和90°的含孔洞加锚试件，对其进行单轴压缩实验，分析试件不同部位裂纹扩展规律，得到了含孔洞加锚岩石的力学特性和裂纹扩展规律。杨圣奇[5]等对含孔洞裂隙砂岩的力学特性进行单轴荷载实验，分析含孔洞裂隙岩样的强度和变形特性，同时总结出孔洞裂隙等缺陷对声发射分布有着显著的影响。崔嘉慧[6]确定了岩石相似材料及配合比，制备出不同孔径的单孔类岩石试件，分析了含不同缺陷孔洞试件在单轴压缩条件下的变形及破坏情况。文献[7-10]采用数值模拟等方法研究了钻孔间距等参数对岩石抗拉强度和抗压强度的影响，并提出了为卸压提前保留形变空间的控制技术。

在前人研究的基础之上，笔者利用声发射监测技术，对孔径、孔深、孔数及孔位4个维度的砂岩裂纹延伸、破裂形态、强度特征及声学特性进行分析，研究孔洞形式对裂纹演化特征、力学特性及声发射规律的影响。

1 实验方法与设备

在进行压力机的单轴压缩实验时，同时利用声发射仪器检测砂岩内部裂纹的闭合、产生、扩展及贯通过程，设置的门槛值为40dB。实验结束后导出数据，利用Excel软件对声发射数据进行排列和筛选，选择声发射振铃计数作为实验的因变量，然后利用Origin绘图软件绘出了砂岩的应力-时间-振铃计数的图像，通过声发射的振铃计数可以有效地分析各种不同缺陷砂岩的裂纹演变情况。

通过压力试验机对含不同孔洞缺陷的砂岩试件进行位移加载，探讨不同类型孔洞对砂岩力学特性的影响。切割长×宽×高为100 mm×30 mm×100 mm的长方体完整试样，然后经钻孔机制作成设定的圆形孔洞，用TYJ-500 kN电液伺服岩石剪切流变试验机对不同孔洞砂岩进行加载。实验过程选择位移控制加载，加载速率为0.02 mm/s。记孔直径为D孔数量为n,砂岩的几何尺寸见表1，孔洞岩石变形破坏监测系统见图1。砂岩试样见图2。

表1 砂岩的几何尺寸

图1 孔洞岩石变形破坏监测系统 Fig. 1 Hole rock deformation and failure monitoring system

图2 砂岩试样Fig. 2 Sandstone sample

2 结果与分析

实验研究不同缺陷孔洞砂岩应力、振铃计数和时间对应的关系，阐述相应的机理，有助于全面认识砂岩的破坏规律，为进一步研究大直径卸压钻孔提供重要指导依据。

2.1 力学特性

单轴抗压强度的计算公式为

式中：p——试样的抗压强度，MPa；

σ——试件破坏载荷，kN；

S——试件初始承载面积，cm2。

弹性模量的计算公式为

式中：E——弹性模量，GPa；

σ1——试件的正应力，MPa；

ε——试件的轴向应变，%。

以单孔试件为例，不同孔径岩石试件的抗压强度及弹性模量见表2。

根据表2结果分析得出，试样抗压强度总体呈下降趋势，完整试样抗压强度为75.02 MPa；孔径5 mm试样抗压强度为63.65 MPa，降幅为15.16%；孔径增至10 mm时，抗压强度降为59.31 MPa，降幅20.94%；孔径增至15 mm时，抗压强度降为53.57 MPa，降幅为28.59%。同理，峰值应变降幅分别为41.33%、35.71%和6.89%。随着孔径的增加，单轴抗压强度呈线性递减，峰值应变呈负指数型递减，弹性模量在出现孔洞后，先增加，而后随着孔径的增加，呈递减趋势。

表2 不同孔径岩石的力学参数

Table 2 Mechanical parameters of rocks with differentpore sizes

n/个D/mmp/MPaε/%E/GPa0075.023.923.211563.652.33.9511059.312.523.1611553.573.652.22

2.2 声发射特征

完整试样、孔径分别为5、10、15 mm 4种岩石试件破坏形态如图3所示。

从图3a中可以看出，随着压力机的连续位移加载，当所受到的压力超过岩石的承载极限时，岩样发生破坏。完整试样破坏形态表现为右下角表层剥落，左下角和试样顶端中间出现剪切裂纹，呈现出与压应力方向偏离30°的宏观裂纹，属于剪切破坏类型。当孔径为5 mm时，孔洞左侧平行于加载方向出现拉应力集中现象，导致产生近似竖直方向的拉伸裂纹，随着压力的继续加载,试样左侧完全分离,导致试样最终破坏，孔洞右侧形成远场裂纹，它是由试样在单轴荷载作用内部应力超过极限强度产生的，最终试样呈拉伸破坏类型,如图3b所示。当孔径为10 mm时，孔洞周边两侧方向由于压应力集中导致剪切裂纹的产生。最后呈60°“>”形状表面剥离，及“”形状剪切裂纹，试样发生剪切拉伸混合破坏,如图3c所示。当孔径为15 mm时，孔洞周边两侧方向由于在单轴荷载作用下压应力集中导致剪切裂纹的产生,呈现30°扁 “>”型裂纹，最后其表面剥落，孔洞右侧裂纹是与右侧面呈30°的“”形的剪切破坏，“>”和 “”之间有个相连的呈松动状态的三角形区域,如图3d所示。从总体上看，裂纹的扩展路径由剪切破坏向拉伸破坏过渡，最终发育为剪切拉伸混合破坏。随着孔径的增加，试样由剪切破坏向拉伸破坏过渡，最终发育为剪切拉伸破坏。

图3 不同孔径岩石试件破坏后的形态 Fig. 3 Failure morphology of rock specimens with different pore diameters

完整试样、孔径分别为5、10、15 mm 4种岩石试件的应力-时间-振铃计数统计如图4所示。

完整砂岩试件在0.02 mm/s的位移加载条件下，应力-时间-振铃计数统计如图4a所示。在压密阶段前期，几乎没有声发射振铃计数；在压密阶段后期和弹性阶段初期，仅有零星声发射现象。用不同孔径试样与完整试样对照，孔径由5 mm增至10 mm，振铃计数峰值来临时间提前了61 s。孔径由10 mm增至15 mm，峰值来临时间提前了13 s。

图4 不同孔径岩石试件应力-时间-振铃计数统计 Fig. 4 Stress-time-ringing count statistics of rock specimens with different pore diameters

结果表明：相对于完整试样，含孔洞的试样可以减少声发射事件的发生；孔径的增加可以减少弹性阶段的声发射事件；随着孔径的增加，振铃计数峰值来临时间不断提前，并且提前的幅度逐渐趋于平缓；声发射累计数增长幅度随着孔径的增加而减少；含孔洞砂岩试样微裂纹的孕育、萌生、扩展、成核的过程比完整试样更加规律，可以按照某一方向发展，达到了卸压的效果，这一效果随孔径增加而增加，增长曲线逐渐趋于平缓。

双孔洞直径5 mm试件破坏后的形态如图5所示，应力-时间-振铃计数统计如图6所示，从图6可以看出，压密阶段几乎没有声发射振铃计数产生。对比分析直径为5 mm的单孔洞和双孔洞试样的应力-时间-振铃计数统计图可知，双孔洞试样振铃计数峰值来临时间更早，振铃计数峰值略有减少，声发射累计数增幅降低。通过对两组试样破坏后形态的分析，发现双孔洞的砂岩试样破坏形态沿两个孔洞发育，能判断其内部的微裂纹同样按照此形态发育。结果表明：孔洞数目的增加，可以提升卸压效果；同时能使微裂纹的发育和破坏形态更加规律。

图5 5 mm直径双孔洞水平布置岩石试件破坏后形态Fig. 5 Failure morphology of rock specimens with 5 mm diameter double holes horizontal arrangement

图6 5 mm双孔洞水平布置岩石试件应力-时间-振铃计数统计Fig. 6 Stress-time-ringing count statistics of rock specimen with 5 mm diameter double holes horizontal arrangement

不同孔洞数目岩石力学参数如表3所示。

表3 不同孔洞数目岩石的力学参数

Table 3 Mechanical parameters of rock with differentnumber of holes

n/个D/mmp/MPaε/%E/GPa1563.652.304.952552.092.033.38

双孔竖直布置和双孔45°倾斜布置2种岩石试件破坏后形态如图7所示，应力-时间-振铃计数统计如图8所示。直径5 mm双孔洞竖直布置砂岩试件在0.02 mm/s的位移加载条件下，应力-时间-振铃计数统计如图8a所示；直径5 mm双孔洞倾斜45°布置砂岩试件的应力-时间-振铃计数统计如图8b所示。荷载施加初期即压密阶段没有声发射振铃计数产生。弹性阶段前中期振铃计数也是零星现象。通过对3种布置方式岩石试件破坏形态的分析，可以看出水平布置的试样破坏形态比较规律，其次为倾斜布置的试样，竖直布置的试样破坏形态最为复杂。结果表明：随着砂岩试样受力方向与孔洞圆心连线角度的增加，砂岩试样的单轴抗压强度和弹性模量逐渐减小；振铃计数峰值逐渐增大；受力方向和孔洞圆心连线的角度越大，微裂纹的扩展和试样的破坏形态越规律。

图7 5 mm双孔洞不同布置方式岩石试件破坏后形态Fig. 7 Failure morphology of rock specimens with 5 mm diameter double holes arranged in different ways

图8 5 mm双孔洞不同布置方式岩石试件应力-时间-振铃计数统计Fig. 8 Stress-time-ringing count statistics of rock specimens with 5 mm diameter double holes arranged in different ways

通过分析双孔洞不同布置方式的应力-时间-振铃计数统计图，得到其岩石力学参数如表4所示。

表4 不同孔洞布置方式岩石的力学参数

Table 4 Mechanical parameters of rock with different hole arrangement

n/个布置方式p/MPaε/%E/GPa2水平52.092.033.382竖直65.593.334.652倾斜56.411.744.09

单孔直径10mm，孔深分别为10、20 mm 2种岩石试件破坏后的形态如图9所示，应力-时间-振铃计数统计如图10所示。单孔直径10 mm、孔深10 mm的砂岩试件在0.02 mm/s的位移加载条件下，应力-时间-振铃计数统计如图10a所示。单孔直径10 mm、孔深20 mm的砂岩试件的应力-时间-振铃计数统计如图10b所示。

图9 10 mm单孔洞不同孔深岩石试件破坏后形态Fig. 9 Failure morphology of rock specimens with 10 mm diameter single hole and different hole depths

图10 10 mm单孔洞不同孔深岩石试件应力-时间-振铃计数统计Fig. 10 Stress-time-ringing count statistics of rock specimens with 10 mm diameter single hole and different hole depths

孔深由10 mm增加至20 mm，振铃计数峰值也相应从2.8万增加至3.2万次。振铃计数峰值来临时间比较接近，但孔深20 mm的试样峰值更加集中，在50～80 s，孔深20 mm的试样的声发射累计数有小幅度增加。对比破坏断面，孔深20 mm试样的断面更加平整。结果表明：孔深的增加，使振铃计数峰值增加；使声发射事件更加集中；对比浅孔而言，深孔试样的破坏面更加平整；随着孔深的增加，卸压效果逐渐增强。

通过分析单孔直径10 mm，不同孔深砂岩试件的应力-时间-振铃计数，得到其岩石力学参数如表5所示。

表5 不同孔深岩石的力学参数

Table 5 Mechanical parameters of rocks with differentpore depths

n/个D/mm孔深/mmp/MPaε/%E/GPa1101081.572.144.261102071.252.323.72

3 结 论

(1)相对于完整试样，含孔洞的试样可以减少声发射事件的发生，含孔洞的砂岩试样微裂纹的孕育、萌生、扩展、成核和扩展的过程比完整试样更加规律。随孔径的增加，缺压效果逐渐趋于平缓。随孔洞数目的增加，试件单轴抗压强度逐渐降低，微裂纹的发育和破坏形态更加规律。

(2)随着砂岩试样受力方向与孔洞圆心连线角度的增加，砂岩试样的单轴抗压强度和弹性模量逐渐减小，振铃计数峰值逐渐增大。受力方向和孔洞圆心连线的角度越大，微裂纹的扩展和试样的破坏形态越规律。

(3)随着孔深的增加，振铃计数峰值逐渐增加，声发射事件更加集中，卸压效果逐渐增强。对比浅孔而言，深孔试样的破坏面更加平整。

(4)孔洞能够起到降低和转移应力的作用，应力降低效果与孔径、孔数及孔深成正比，当钻孔布置方向垂直最大主应力方向时，应力峰值降低最明显，更有利于巷道的稳定。