高海拔多年冻土区露天煤矿软弱夹层冻融损伤试验研究*

2019-08-05张宏刚

西安工业大学学报 2019年4期

张宏刚

(1.中煤科工集团西安研究院有限公司工程地质研究所，西安 710077；2.西安理工大学岩土工程研究所，西安 710043；3.中国科学院西北生态资源环境研究院冻土工程国家重点实验室，兰州 730000)

青海木里煤田地处青藏高原东北部，属于祁连山多年冻土大区，近年来随着该地区煤炭资源的高效、规模化开采，形成了大量的露天采坑。复杂的冻土地质环境，使露天矿高陡边坡出现了大量因冻融而产生的破坏问题，严重威胁木里煤田露天矿安全高效开采，使边坡管控工作的难度空前增加。通过对木里煤田地温长期监测，表明该地区多年冻土下限在45～61.5 m，季节性冻土厚度在5～6 m[1-2]。冻融环境成为影响木里地区露天煤矿边坡稳定的关键影响因素，而控制边坡稳定的关键是认识和控制软弱夹层。

文献[3]在大量试验研究以及总结前人研究成果基础上，全面分析研究了物质组成、组构特征、粒度成分、含水率和地应力等主要因素对软弱夹层抗剪强度的影响；文献[4]通过对葛洲坝工程大江软弱夹层研究，提出软弱夹层微结构的一些类型,得出了软弱夹层的扰剪强度随着其微结构的不同而变化；文献[5]以金沙江某水电站坝址软弱夹层为例，研究了地应力与软弱层带物理力学参数的关系，得出地应力是控制软弱层带工程特性最活跃的因素；文献[6]讨论了冻融循环对石灰粉土剪切强度特性的影响，得出反复冻结和融化强烈影响着石灰土的强度特性；文献[7]对青藏铁路沿线具有代表性的砂质黏土和轻亚黏土进行了室内冻融试验研究，得出经过多次冻融循环以后土体的干容重趋于某一定值，该定值与土体初始干容重无关而与土体的种类有关；文献[8]对冻融循环下钙质砂岩力学特性及其损伤劣化机制进行试验研究，得出岩石的冻融损伤劣化与其所处的水化学环境密切相关；冻融前后的力学性质会发生变化，反复冻融使土力学性质改变的主要原因是改变了土的结构性，也就是破坏了土颗粒间的联结力同时使土颗粒得以重新排列[9-10]，因此，可以说冻融循环可以从多方面改变土的工程性状。综上所述，国内外关于软弱夹层试验研究多是对其基本性质、颗粒结构等方面的认识且多集中在水利、交通等行业，而对于露天煤矿领域，尤其是对高海拔多年冻土区煤系地层内赋存的软弱夹层冻融特性研究鲜有报道。因此，开展高海拔多年冻土区露天煤矿软弱夹层冻融特性试验研究很有实践意义，为木里地区边坡稳定性精细研究提供技术依据。

1 试验概况

1.1 试样制备

图1为木里地区冻土分布情况。由于研究区软弱夹层赋存层数多且厚度小(多在15～20 cm)，很难采回原状软弱夹层样品，故本次试验只能根据软弱夹层天然物理指标对样品采用重塑法制样。

图1 木里地区冻土分布剖面图Fig.1 Profile of frozen soil distribution in Muli area

试样直径∅为39.1 mm，高度为80 mm。样品初始物理参数为：天然含水率为7.87%，天然密度为1.65 g·cm-3，干密度为1.54 g·cm-3。软弱夹层颗粒分析如图2 所示。

1.2 试验方案

结合项目特点与工程实际，软弱夹层冻融特性试验研究主要采用压缩试验。本试验采用南京电力自动化设备厂生产的SJ-1C三轴剪力仪进行不固结不排水测试，试验时试样围压分别按100 kPa，200 kPa，300 kPa分级施加。增湿条件设计成6级含水率，分别为7.87%，10.87%，13.87%,16.87%，19.87%，22.87%。

图2 软弱夹层粒径分布曲线图Fig.2 Curve of particle size distribution of weak interlayer

根据长期地温与气温监测与冻土工程国家重点实验室经验，试验冻结与融化时间均按4 h考虑。冻融循环次数分别按0次、1次、3次、5次、7次和9次考虑。

1.3 试验方法

试验剪切速度设为0.276 mm·min-1，启动电动机，合上离合器，开始试验。试样每产生0.2 mm变形量，测力计和百分表记录一次数据，当测力计读数出现峰值时，剪切进行到轴向应变为15%时，认为试验结束。加载过程中记录量力环读数，计算主应力差。

2 试验结果与分析

2.1 增湿条件下软弱夹层强度

软弱夹层三轴压缩试验表明：随含水量的增加，黏聚力与内摩擦角总体呈下降趋势，当水分增加至第5级至第6级时，黏聚力与内摩擦角大小增加幅度开始变缓并趋向定值，试验曲线如图3～4所示。含水率由初始8.78%增加至22.87%时，黏聚力由81 kPa衰减至36 kPa；内摩擦角由36°衰减至20.7°；弹性模量由5.34 MPa衰减至2.85 MPa；泊松比由0.153增大至0.403。通过试验数据回归分析，黏聚力、内摩擦角及弹性模量与含水率均呈幂函数关系，泊松比与含水率呈类线性关系，产生该规律主要原因是随含水率的增加，软弱夹层内部结构渐进损伤与解体，颗粒之间连接不断损伤破坏，随着应力的不断增加，最终试样破坏。

含水率与黏聚力关系为

c=423.56w-0.796

(1)

式中：c为黏聚力；w为含水率。

含水率与内摩擦角关系为

φ=106.01w-0.522

(2)

其中φ为内摩擦角。

含水率与弹性模量关系为

E=20.795w-0.626

(3)

其中E为弹性模量。

图3 软弱夹层黏聚力、摩擦角与含水率关系曲线Fig.3 Relationship between cohesion,friction angle and moisture content of weak interlayer

图4 软弱夹层弹性模量、泊松比与含水率关系曲线Fig.4 Relationship between elastic modulus,Poisson’s ratio and moisture content of weak interlayer

2.2 增湿条件下软弱夹层应力应变

软弱夹层不同含水率下应力应变关系曲线如图5～10所示，试验曲线表明软弱夹层在三轴压缩条件下，应力-应变关系均呈应变硬化型，随着含水率的增加，不同围压下的主应力差整体呈正相关降低，同时当含水率从初始的7.87%增加至22.87%时，不同围压所对应的主应力差与轴向应变整体呈下降趋势，主应力差降低幅度较接近，同时，可将该过程的应力应变变化分为类弹性变形阶段、弹塑性屈服阶段和塑性破坏3个阶段。

图5 软弱夹层应力应变曲线(w=7.87%)Fig.5 Stress-strain curves of weak interlayer (w=7.87%)

图6 软弱夹层应力应变曲线(w=10.87%)Fig.6 Stress and strain curves of weak interlayer(w=10.87%)

图7 软弱夹层应力应变曲线(w=13.87%)Fig.7 Stress-strain curves of weak interlayer (w=13.87%)

图8 软弱夹层应力应变曲线(w=16.87%)Fig.8 Stress-strain curves of weak interlayer (w=16.87%)

图9 软弱夹层应力应变曲线(w=19.87%)Fig.9 Stress-strain curves of weak interlayer (w=19.87%)

图10 软弱夹层应力应变曲线(w=22.87%)Fig.10 Stress-strain curves of weak interlayer (w=22.87%)

2.3 冻融循环下软弱夹层的应力应变

软弱夹层在不同冻融循环下应力应变关系如图11～16所示(受篇幅限制，本文仅示出经受9次冻融循环后的曲线图)，试验曲线表明软弱夹层在三轴压缩条件下，应力-应变关系同样呈应变硬化型，随着冻融循环次数的增加，不同围压所对应的主应力差与轴向应变整体呈下降趋势，主应力差降低幅度较接近，但其降低幅度明显较未冻融时大，应力应变变化仍可分为类弹性变形阶段、弹塑性屈服阶段和塑性破坏3个阶段，但该过程类弹性变形阶段明显较未冻融时缩短。

图11 软弱夹层应力应变关系曲线(w=7.87%,n=9)Fig.11 Stress-strain relationship curves of weak interlayer

图12 软弱夹层应力应变关系曲线(w=10.87%,n=9)Fig.12 Stress-strain relationship curve of weak interlayer

图13 软弱夹层应力应变关系曲线(w=13.87%,n=9)Fig.13 Stress-strain relationship curves of weak interlayer

图14 软弱夹层应力应变关系曲线(w=16.87%,n=9)Fig.14 Stress-strain relationship curves of weak interlayer

图15 软弱夹层应力应变关系曲线(w=19.87%,n=9)Fig.15 Stress-strain relationship curves of weak interlayer

图16 软弱夹层应力应变关系曲线(w=22.87%,n=9)Fig.16 Stress-strain relationship curves of weak interlayer

2.4 冻融循环下软弱夹层强度

根据软弱夹层在不同冻融循环次数下的三轴试验分析，通过试验数据分析，可得出在不同含水率下黏聚力、内摩擦角、弹性模量和泊松比与冻融循环次数的关系曲线图，如图17～20所示。

通过回归分析，冻融循环次数与黏聚力c、内摩擦角φ和弹性模量E关系为

图17 黏聚力与冻融循环次数关系曲线Fig.17 Relationship between cohesion and freeze-thaw cycle times

图18 内摩擦角与冻融循环次数关系曲线Fig.18 Relationship between internal friction angle and number of freeze-thaw cycles

c=Ace-Bcn

(4)

φ=Aφe-Bφn

(5)

E=AEe-BEn

(6)

式中：Ac,Aφ,AE,Bc,Bφ,BE分别为与软弱夹层三轴压缩试验有关的系数；n为冻融循环次数。

图19 弹性模量与冻融循环次数关系曲线Fig.19 Relationship between elastic modulus and number of freeze-thaw cycles

图20 泊松比与冻融循环次数关系曲线Fig.20 Relationship between Poisson’s ratio and freeze-thaw cycle times

分析表明：在一定的含水率下，随冻融循环次数的增加，黏聚力、内摩擦角及弹性模量总体呈明显下降趋势，黏聚力降低的幅度明显大于内摩擦角，其次是弹性模量，说明黏聚力对冻融次数的响应程度明显强于内摩擦角，内摩擦角强于弹性模量；黏聚力c、内摩擦角φ和弹性模量E与冻融循环次数n呈指数函数关系；在一定含水率下，当冻融循环次数达到一定次数后软弱夹层强度衰减趋向稳定；泊松比随冻融循环次数的增加不断增加，但整体增加幅度较小，普遍在0.3%～1.5%。通过试验数据综合分析发现，强度指标随含水率增加降低的幅度明显低于随冻融循环次数降低幅度。

3 冻融损伤分析

3.1 原因分析

通过本次试验研究，并参考前人对黏土岩及泥岩相关研究思路和成果[11-12]，认为煤矿软弱夹层的泥化或遇水崩解、碎化均需经历一个宏观的变形破坏过程，宏观破坏从本质来讲，是由于软弱夹层受到外界作用后其内部大量微损伤开始萌生、扩展和连接，使微观结构的损伤长期累加和不断演化，进而导致其宏观力学性能的劣化乃至破坏；重塑软弱夹层试样在制样前，其宏观结构虽已遭到不同程度损伤破坏，但其微观结构尚在，因此随着含水率的增加，其内的黏土矿物不断水化，使受损的软弱夹层逐渐形成高含水量的泥化物。随着微观结构扰动、损伤的深入与累加，软弱夹层的微观结构不断破坏，出现强度的衰减；随冻融次数的增加，冻融作用会进一步加速软弱夹层的微结构、微孔隙的劣化与破损，软弱夹层内部亲水物质化学成分不断随含水率与冻融次数的变化发生运移，随着水分与冻融耦合效应的逐渐深入，表征出软弱夹层强度逐渐降低，当含水率与冻融次数增加到一定程度后，其内部微细结构破损基本完成，强度趋向定值。

3.2 损伤描述与演化规律

为表述软弱夹层受水分与冻融影响效应，提出用冻融损伤变量来定量描述该损伤过程。著名力学家Y.N.Raboninoy在研究金属的蠕变本构方程问题时就建议用损伤因子[13-15]D=1-ψ描述损伤，其中ψ为连续性因子，其值大小可用软弱夹层弹性模量变化来表征，表达式为

(7)

图21 冻融损伤因子与冻融循环次数关系曲线Fig.21 Relationship between freeze-thaw damage factors and freeze-thaw cycle times

图22 复合损伤因子与冻融循环次数关系曲线Fig.22 Relationship between compound damage factors and freeze-thaw cycle times

分析发现，随着冻融循环次数的增加，软弱夹层的冻融损伤与耦合损伤均呈非线性递增趋势，且冻融损伤在整个损伤过程中起主导作用，尤其是当含水率达到13.87%之后，冻融损伤的主导作用愈加明显，因此，可认为木里露天煤矿软弱夹层损伤是一个双因素相互耦合的复合损伤过程，水分是产生冻融损伤的内因之一，循环次数是加速冻融损伤的外因之一。理论与实践表明，冻融损伤是一个复杂的物理化学过程，仅考虑一种或几种因素对冻融损伤的影响都有失科学研究的严谨性，本文仅是宏观方面分析水分与冻融循环对软弱夹层带来的损伤，后续研究应从微观结构方面探索软弱夹层冻融损伤。