双孔膨胀致裂坚硬岩体裂隙扩展演化试验研究

李团结，牟文辉，易瑞强，肖 曲，华 军

（陕西陕煤黄陵矿业公司，陕西 黄陵 727307）

岩体作为矿井生产的基础单元，随煤炭资源回采呈现不同的演化特征[1]。随着煤层开采尺寸和范围的加大与坚硬岩体的共同影响，易造成悬而不垮。一旦垮落，垮落面积大并释放巨大能量。为了保证“随垮随落”，不仅要考虑岩体的强度指标，而且结合坚硬岩体致裂的裂隙扩展方向，进一步保障安全开采。

矿井常用爆破致裂、水力压裂等技术进行致裂坚硬岩体[2-5]，随着技术的不断进步，逐渐引入CO2预裂、膨胀致裂技术[6-10]。其中膨胀致裂以“无振动、无飞石、无噪音、无污染”的特点，更多的应用于地下空间工程领域[11-14]。近年来，众多学者对膨胀性能及其工程应用进行了丰富的研究。谢益盛等[15]分析影响膨胀压力的“三大”因素，得出膨胀剂的最佳水灰比和水化反应的“四个”阶段；唐烈先等[16-17]在膨胀剂对混凝土的数值模拟中，提出了双孔加压下的合理孔间距；来兴平等[18]利用膨胀剂对煤岩体试件进行弱化致裂试验，发现试件破碎软化过程中会产生明显的膨胀压力，同时对试件内部裂隙扩张具有促进作用。针对岩体物理力学特征，通过单轴循环加、卸载过程中的岩体演化力学特征和岩体损伤特征，逐步向三轴加载下的岩体实验研究转变，探索岩体受力下的应力传播路径、岩体微裂纹的扩展条件和断裂准则等，更好地反映工程扰动下的岩体演化的真实性[19-21]。Peng K 等通过分析岩石的储能系数和能量耗散系数与岩石中裂纹角的关系，揭示混合压力对砂岩变形特征的影响，发现岩石中裂纹角越大，岩石的储能系数越大，能量耗散系数越小[22]。

上述学者针对岩体这一层面取得了一系列重要的研究成果，但通过“声-波”检测手段对模拟现场岩体膨胀致裂方面的研究相对较少。为此，以某矿21209 工作面悬顶为背景，以深部坚硬顶板岩体膨胀致裂为切入点，通过地质普查、膨胀剂确定、实验室试验等方法，凭借声发射（AE）、微震实时动态监测岩体裂隙演化发展规律及破坏特征，为静态膨胀致裂切顶提供实验依据。

1 工程背景

1.1 矿井概况及生产条件

陕西中部地区隶属于陕西煤业化工集团公司的某矿位于黄陇煤炭基地，核定生产能力8 Mt/a。矿井主要开采2#煤层是近水平煤层（倾角约1°～5°），属于侏罗系中统延安组，为稳定～较稳定煤层。矿井主要开采二盘区，其中主采的21209 工作面采深在395～699 m 之间，西南紧邻207 采空区，东北部紧邻211工作面，东南至北一1#辅运大巷，其余为未采煤层。工作面地表标高+1 175～+1 424 m，井下标高+723～ +784 m；地面为中-低山林，周围无建筑物和其他设施。工作面分布及覆岩特征如图1。2#煤层上部普遍有1层12～25 m 的粉砂岩，其天然状态抗压强度普遍在58.35～76.7 MPa 之间，抗剪强度一般在4.22～6.4 MPa。

图1 工作面分布及覆岩特征Fig.1 Distribution of working face and overburden characteristics

21209 工作面围岩特性见表1。工作面设计走向长度约4 238 m，倾向长度约300 m，平均煤厚3.5 m，平均日推进12 个循环，每循环约0.85 m。采煤法选用走向长壁后退式一次采全高；采空区顶板进行全部垮落法处理。进、回风巷道尺寸（宽×高）分别为4.6 m×3.8 m、5.4 m×3.6 m，巷道顶部锚杆锚索联合支护方式支护，锚杆、锚索预应力分别不小于150、260 kN。

1.2 隅角顶板致裂现状

通过21209 工作面顶板岩石力学实验测得，单轴抗压强度为68.8 MPa，抗拉强度为3.99 MPa，黏聚力C 为20.74 MPa，内摩擦角φ 为35.56°，弹性模量E 为6.68 GPa。受工作面更替、巷道支护及顶板自身的共同影响下，导致工作面端头顶板悬长在15～20 m 之间，不易垮落。突然垮落易把采空区内的有毒有害气体突然涌入工作面，极大威胁了矿井的安全生产。

为了解决此项问题，工作面采用膨胀致裂技术。在工作面前方50 m 的2 条巷道进行切顶，根据工作面两巷宽度，分别设计10、12 个切顶钻孔。以运输巷设计切顶孔为例，孔径60 mm、钻孔间距为0.4 m、孔长为6 m，并向采空区方向倾斜10°左右；为了保证致裂效果，采用封孔器进行封孔。

2 致裂材料性能

2.1 致裂材料参数

为了得到选用致裂材料的配比参数，将4 种不同配比下的膨胀剂放入统一规格量筒内，并干燥搅拌均直至无块状颗粒。为保证膨胀试验的可靠性，将4 个烧杯放入统一环境中；所需纯净水提前24 h放置试验室内，保证初始水温与室温一致。4 种膨胀剂配比下的膨胀特征见表2。

表2 不同膨胀剂配比的膨胀特征Table 2 Expansion characteristics of different expansion agent ratios

初始状态下，1∶1～1∶3 水灰比的浆液具有较好的流动性，1∶4 的流动性明显不足且搅拌过程中阻力较大。静置约10 min 后，浆液出现分层现象；持续静置后，沉淀物表面逐渐干涸并开始凝固。水平膨胀呈现的龟裂变化，随水灰比的增加而加剧。1∶1 的浆液表面干涸并凝固后不再有任何变化；1∶2 的浆液中间隆起，龟裂明显；1∶3 时的浆液龟裂平缓且块状增大；1∶4 的浆液过于浓稠，烧杯胀裂无法观测其膨胀后的体积形态。纵向膨胀特中膨胀体积发生明显变化。其中1∶3 的浆液体积膨胀率最大，增大了约290%，体积膨胀了将近3 倍；1:4 时体积膨胀率达到了250%。因此，最佳水灰比选择1∶3。

2.2 静态破碎剂特性

选用致裂剂的膨胀力是决定致裂技术的一项重要性能指标，现通过自主研发的膨胀力测试仪对其膨胀性能进行测试。将致裂剂按照水灰质量比1∶3搅拌均匀后倒入膨胀力测试仪中。受膨胀效应影响，装药量约为测试容积的3/5。共进行3 次测试，3次的径向应力结果均大于轴向应力，双向应力测试结果如图2。

图2 双向应力测试结果Fig.2 Two-way stress test results

膨胀致裂剂的水化反应过程中分为3 个阶段：①0～70 min 内，无明显反应特征；②70～100 min 内，径向和轴向应力迅速增加到最大，反应到最大值约需要20 min；③100 min 后，双向应力基本稳定。加速期内，径向应力和轴向应力发生到最大值所需要的时间基本相同。结合致裂材料水化反应现象，初期的致裂剂由流动性的膏体状态逐渐转变成具有一定弹性模量的固体，硬化固体与孔壁胶结约束了膨胀致裂剂轴向的应变，从而使轴向应力小于径向应力，径向应力反应的更为剧烈。

水灰质量比1∶3 的3 次测试致裂剂膨胀产生的平均径向、轴向应力为30.47、19.8 MPa，远大于岩石的抗拉强度。

3 致裂坚硬岩体的“声-波”特征

3.1 物理模拟试验搭建

根据现场顶板岩体力学特性、致裂参数的基础，设计尺寸为1.2 m×1.2 m×1.3 m 的混凝土模型，实现水灰比1:3 的膨胀材料致裂下的效果。岩块中间布置2 个间距为40 cm 的钻孔，孔径为40 mm、孔长120 cm。膨胀致裂坚硬岩体下的“声-波”的检测方案如图3。岩块四周分别布置微震10 个，四周探测点距顶、帮10 cm，正面的Ⅱ、Ⅴ探测点分别距两帮和顶部60、10 cm。声发射探测共布置4 个探测点，分别布置在前后左右4 个面的中部。

图3 “声-波”的检测方案Fig.3 Detection scheme of“acoustic-wave”

根据所测得岩石抗压强度为68.8 MPa，根据文献［23］以0.8σc即55.04 MPa 进行混凝土配比，按照所需强度查找相应的混凝土模型配比见表3。该配合比所得强度为55 MPa，与设计强度相符。将水灰质量比1∶3 的浆液装入致裂孔中，并至液面距离孔口10 cm 处，采用锚固剂进行封孔。

表3 混凝土模型配比Table 3 Concrete model ratio

3.2 致裂岩体微震分布特征

封孔后，膨胀致裂岩体进行连续24 h 实时监测，直至混凝土模型断裂且裂缝不再发育。沿致裂孔水平方向，岩体一分为二，侧面裂隙形成贯通。最后裂隙由岩体顶部向两侧延伸至底部，顶部裂隙宽度达到25 mm，膨胀致裂的岩体致裂特征如图4。试验动态微震分布特征如图5。

图4 岩体致裂特征Fig.4 Fracture characteristics of rock mass

图5 试验动态微震分布特征Fig.5 Dynamic microseismic distribution characteristics of the test

动态微震数据分析可知，大事件发生主要在前11 h 内，随后裂隙发育伴随的微震事件数及其能量较小。通过分析前11 h 和整合11 h 以后的微震数据，膨胀致裂动态过程中的微震发生位置、能量大小等的分布特征。事件基本发生在钻孔长度的中心周围附近。

前4 h，事件总个数为43 次，能量均小于500 J。第5 h 内发生过1 次能量为794.78 J 的事件；第6 h 发生3 次能量大于1 000 J 的事件，其中最大能量值为2 015.45 J；第7、8 h 微震事件降低，且每次发生的能量均小于500 J；第9 h，共发生微震事件41 次，占总数量的68.33%，且微震大能量事件最多，其中大于2 000 J 的为6 次；随后9 h 后的微震事件的数量及能量开始减少。由此可知，致裂两钻孔中间的岩体部分开始发生裂隙并向外扩展贯通，膨胀致裂的第9 h 岩块出现整体断裂现象。全程微震事件能量-频次特征如图6。

图6 全程微震事件能量-频次特征Fig.6 Energy-frequency characteristics of whole-process microseismic events

全程致裂岩体的微震事件能量及频次特征大体上分为3 个阶段：

1）初始阶段。在该阶段钻孔为搅拌均匀的膨胀剂沉淀及初始的水化反应过程，其中有少量微震事件产生且单次事件的能量均小于500 J。随着时间的推移，此阶段膨胀剂并未持续反应而是逐渐降低了反应速率，且微震事件及能量也随之减少。

2）膨胀阶段。第9 h 内发生的能量级频次骤然增加，共释放35 003.73 J 能量。其中大于2 000 J 的事件数持续时间约30 min，极大程度促进了混凝土模型的胀裂，并使裂纹沿着两钻孔连线方向贯通。

3）残余阶段。膨胀剂反应后期的膨胀剂持续反应但反应速率明显降低。期间虽有大于500 J 的较大事件发生，但相隔时间较长，可知本阶段膨胀剂的反应逐渐加大混凝土模型的胀裂尺寸。

3.3 致裂岩体声发射分布特征

整个声发射监测试验过程中，第4～第18 h 接受到声发射信号，岩体致裂过程中声发射的能率和振铃计数的分布趋势基本相同，声发射监测数据图如图7。

图7 声发射监测数据图Fig.7 Acoustic emission monitoring data

第7、第8 h 时间内声发射事件信号减弱，第9 h 声发射事件能率突然增加；第18 h 后，声发射事件数及能率大幅度降低；第6 h 和第9 h 声发射分别出现了峰值，第6 h 和第9 h 对应的能率及振铃计数分别为4.76×105mV·μs、2.13×103个，10.58×105mV·μs、3.23×103个。

4 致裂岩体的应力及声发射特征

4.1 RFPA 模型搭建

扰动应力及AE 特征能够充分揭示致裂岩体的变形特征。通过采用RFPA 软件，建立坚硬岩体致裂的数值计算模型，达到致裂坚硬岩体应力分布和声发射分布特征的目的。设计模型尺寸为130 cm×130 cm，模型基元取1 cm×1 cm，数值模型总基元数共1.69×104个。模型边界设为不透水边界，模型侧面限制水平移动、底面限制垂直移动，RFPA 数值模型如图8，数值模拟物理参数见表4。

图8 RFPA 计算模型设计Fig.8 RFPA calculation model design

表4 数值模拟物理参数Table 4 Numerical simulation of physical parameters

试件围岩施加0.5 MPa 应力，模拟岩层赋存条件下的围岩压力。模型中心对称开挖2 个直径为60 mm 的圆形钻孔，孔间距为40 cm。整个加载过程中，通过水压力加载方式模拟膨胀致裂，孔内注水的初始压力为1 MPa，注水孔压每步增量0.2 MPa，控制步数为50 步，实际计算过程中出现大量裂纹停止运算。模型设置2 条应力监测线，监测线Ⅰ位于钻孔连线水平方向，监测线Ⅱ位于钻连线垂直方向。通过计算围压作用下双孔岩石水压致裂过程，分析钻孔中心到边界的裂纹发育、应力分布、声发射等分布情况。

4.2 裂隙发育特征

裂隙演化分布特征如图9。初始状态下在两钻孔周围出现应力增高，但未未达到破坏强度极限，无明显裂隙产生。随计算步数的增加至34 步时，钻孔内膨胀压力达到7.8 MPa，基元体在开始破裂。

图9 裂隙发育特征图Fig.9 Characteristic diagrams of fracture development

第34 步节点下的裂隙沿钻孔连线的水平方向发育。第34 步8 节前，各钻孔的膨胀力致使各孔水平演化；第34 步8 节裂隙贯通。受孔间距40 cm 的影响，裂隙在达到模型边界之前，内部出现贯通，形成“一”字空腔结构。裂隙的进一步发育，对其发育方向有较好的控制作用。

4.3 裂隙发育过程中应力分布特征

4.3.1 监测线Ⅰ应力曲线特征

膨胀致裂岩体的裂隙发育沿水平方向，产生较长裂隙直至破坏。监测线Ⅰ岩体的应力变化特征如图10。

图10 监测线Ⅰ的应力变化特征Fig.10 Stress variation characteristics on the monitoring line Ⅰ

初始状态下，x、y、xy 方向的应力几乎无变化，仅在钻孔周围出现集中现象，如图10（a）。随着计算步数增加至34 步时，即钻孔内膨胀压力达到7.8 MPa，应力分布总体呈现y 向＞x 向＞xy 向，如图10（b）～图10（f）。34 步各节点的x、y 向应力分布具有相似对称性，且无应力区范围由钻孔向模型两侧逐渐增大，两侧的应力值逐渐减小。xy 向的应力整体变化较小，不会影响裂隙发育的方向。

裂隙不断演化，7 节、8 节钻孔外侧的应力峰值明显较大，且左侧大于右侧；中间位置的应力峰值具有叠加趋势。由此表明：裂隙由钻孔向两侧逐渐发育、扩展，无应力区范围扩大且向中心靠拢，两钻孔裂隙易出现贯通，形成空腔。

4.3.2 监测线Ⅱ应力曲线特征

模型监测线Ⅱ的初始状态及34 步各节点的应力分布特征如图11。

初始状态下3 个方向的应力扰动基本无明显变化；钻孔内膨胀压力达到7.8 MPa 时，x、y 向应力变化趋势相似，且y 向＞x 向，xy 向应力在0 MPa 附近震荡。

34 步各节点的应力分布中，y 向应力变化比较剧烈。第34 步的2 节、4 节、6 节点下的y 向应力呈出“V”型分布特征。模型上侧边缘，y 向应力在垂直应力作用下呈正值，基元体处于压缩状态，模型中部的应力最大，一直处于拉伸状态。随着计算增加，模型中部拉应力持续增大。7 节点下的y 向应力邹然增加，表明两钻孔之间裂隙发育、扩张，8 节点下y向应力峰值出现波动且应力峰值范围扩大，此时模型裂隙逐渐扩大，并于两钻孔之间交汇贯通。

4.4 声发射动态分布特征

致裂过程中同时伴随裂纹不断发育、扩展并向外发射出声发射信号。产生声发射的位置、数量与破裂之间的关系如图12。致裂过程中声发射信号可以直观的发现其主要分布在钻孔周围，与裂纹的发育路径基本吻合，且由裂纹由中心向两侧扩展，以钻孔连线中心呈对称形状分布。

图12 致裂过程中的声发射图Fig.12 Acoustic emission diagrams during the cracking process

初始状态下两钻孔周围并未出现明显裂隙区，声发射信号显现不明显。膨胀压力的持续增加，裂纹数量不断增加的同时向外发射出声发射信号逐步增强，声发射信号集中出现在钻孔两侧。第34 步的4 节、6 节的声发射信号（图12（c）～图12（d）），在钻孔附近呈现“∞”形态分布特征。由于两钻孔间距相距40 cm，随着持续增加，如图12（e）。两钻孔中心处的声发射信号形成叠加，两端小中间大的“一”字长条形结构；钻孔外侧沿裂隙扩展方向发射信号密集。

由此可知，在第34 步7 节处的钻孔裂隙贯通。之后随着计算步的增加声发射信号继续向模型边界扩展，直至模型破坏失稳为止。

5 结 论

1）膨胀剂水化反应后，最佳水灰比为1∶3。致裂剂膨胀产生的平均径向、轴向应力为30.47 MPa 和19.8 MPa，远大于岩石的抗拉强度。

2）双孔膨胀致裂下，岩块最终沿双孔水平连线位置处断裂，破裂过程中产生的微震事件多集中在岩体中心位置。其中微震在第9 h 事件数及能量级最大，事件数约占总数量的68.33%，能量值大于2 000 J 的为6 次。

3）通过RFPA 可知，钻孔内膨胀压力达到7.8 MPa，基元体在开始破裂。裂隙由钻孔向两侧逐渐发育、扩展，内部出现逐步贯通并形成“一”字空腔结构。钻孔出现的无应力区范围扩大且向中心靠拢，随裂隙贯通形成空腔。

4）裂隙发育、扩展下的声发射初始呈现“∞”形态分布特征，RFPA 计算中第34 步7 节处的钻孔裂隙贯通，声发射信号在钻孔内部形成叠加，呈现“两端小中间大”的“一”字长条结构，同时钻孔外侧裂隙扩展方向的发射信号密集。