裂隙几何形态对冻结岩体压缩破坏特征的影响

2023-05-17乔煜哲冯云枫

西安科技大学学报 2023年2期

赵涛，乔煜哲，冯云枫

（西安科技大学建筑与土木工程学院，陕西西安 710054）

0 引言

中西部地区煤层埋藏较深，开采这些煤炭资源需要穿越侏罗系和白垩系富水地层。这些岩层由中粗粒砂岩等软弱岩构成，岩层含有大量天然裂隙，具有强度低、亲水性强、孔隙率大、内含大量自由水等特性。人工冻结法能有效阻止水分迁移是解决富水岩层煤矿竖井支护困难的有效方法，但目前对含天然裂隙的冻结岩石力学及变形特性研究较少，因此中西部深井冻结法施工时常因冻结壁位移过大而引发透水事故［1-4］。

在漫长的地质构造运动及风化剥蚀等作用下，裂隙、节理等损伤遍及天然岩体中。岩体的失稳破坏是天然或次生裂隙在载荷作用下经历裂隙的闭合、起裂、延伸、扩展贯通并最终致使岩体失稳破坏的一系列历程［5-6］。HUANG等对2个不平行裂隙试样进行单轴试验，探究不同裂隙倾角下岩体的力学性能及裂纹的萌生、扩展和合并过程［7］。LE等通过对灌注填充材料的裂隙岩板进行单轴试验，研究不同裂隙倾角下岩石的力学性能及破坏模式［8］。LI等对含3种不同排列方式的裂隙岩石进行单轴压缩和数值模拟研究，发现不同的裂纹排列方式下，新生裂纹相互作用对裂纹合并行为的影响［9］。SAGONG等通过对双裂隙及多裂隙石膏试样进行单轴试验，比较得出多裂纹试件的开裂规律与双裂纹试件的开裂规律相似［10］。WANG等通过单轴压缩试验与数值模拟研究相结合的方法分析含中心孔和孔边缺陷的花岗岩试件的裂纹萌生机制，试验表明随着裂隙倾角的增加，试样萌生的裂纹由拉伸裂纹变为剪切裂纹［11］。YANG等通过三轴压缩试验，研究存在2个非重叠几何闭合裂纹的大理岩试样的强度和破坏行为［12］。

裂隙岩体中的水在冻结过程中产生的相变等因素会显著影响砂岩的强度。目前对冻结裂隙砂岩的研究多以传统单、三轴力学试验为基础，结合声发射、CT断层扫描、高速摄影及数字图像技术（DIC）进行辅助分析［13-16］。杨昊对含单裂隙的相似性材料进行三轴试验，研究裂隙倾角、迹长、隙宽、围压和冻结温度5种因素对裂隙砂岩体力学特性的影响［17］。张晋勋等对含双平行裂隙类岩石材料开展冻结三轴压缩试验，研究裂隙产状对平行双裂隙岩体力学性质和破坏形态的影响［18］。杨更社等提出岩石内部结构性的差异对低温岩石强度有显著影响［19-20］。由于西部矿井深度较大，冻结壁存在天然裂隙等因素影响下施工中时易发生冻结井壁破裂、透水、淹井等严重工程事故。反思其原因为对饱和裂隙冻结井壁的强度及破坏特征研究不足。因此研究富水地区冻结砂岩裂隙几何形态对冻结砂岩压缩破坏特征的影响尤为重要。

此次试验以中粗粒黄砂岩为研究对象，采用室内试验的方法展开研究，在低温（-10℃）下对完整砂岩和7种裂隙倾角α＝0°，15°，30°，45°，60°，75°，90°，3种裂隙长宽比β＝10∶1，β＝5∶1，β＝2∶1的砂岩试样进行单轴压缩试验。分析冻结裂隙砂岩力学性质及破坏模式，研究成果可为预测西部矿井冻结壁变形与稳定性提供参考。

1 试验方案

1.1 试样制备

选用宜宾某煤矿中粗粒黄砂岩为研究对象，与陕西彬长矿区中砂岩物理力学性质相似［21］。根据岩石力学学会试验规范的要求，加工为120 mm×60 mm×60 mm的标准长方体岩样。为了确保试验结果准确可靠，首先用NM-4A非金属超声检测分析仪测量砂岩波速，检测并剔除纵波波速差异较大的试样。随后根据岩层的节理裂隙，采用线切割机进一步加工为7种裂隙倾角α＝0°，15°，30°，45°，60°，75°，90°及3种裂隙长宽比β＝10∶1，β＝5∶1，β＝2∶1的试样，预制裂隙长度均为20 mm，其3种宽度分别为2，4及10 mm。预制裂隙切割时尽量保证大小和形状相同。切割完成后，对砂岩试件端部进行加工，确保端面平整度小于0.5 mm，端面平行度小于0.02 mm。每种组合至少加工3个相同试件，如图1所示。

图1 不同裂隙几何形态的冻结砂岩试样Fig.1 Frozen sandstone specimens with different fracture geometries

试验前先将试样放入烘箱中，设置温度为105℃，烘干48 h后取出。然后将干燥试样置入真空饱和仪中饱和24 h并计算含水率与孔隙率，见表1。将饱和后的试样放入低温环境箱中进行冻结，设置环境箱温度为-4℃，试样冻结24 h后取出并用保鲜膜包裹试样，然后快速的在预制裂隙部位注水，完成后放回环境箱。设定冻结温度为-10℃，冻结4 h后，检查预制裂隙是否完全被冰填充并适量补水，随后放回低温环境箱中，试样冻结24 h后即可进行试验。

表1 砂岩物理参数平均值Table 1 Mean values of physical parameters of sandstone

1.2 加载方案

试验系统采用YZW50B微机控制电动应力式直剪仪及TMS 8018循环冷浴机。该试验机可提供最大500 kN的轴向压力及450 mm的法向空间，测量精度为0.1% mm。循环冷浴机可在加载过程中对受载试样的环境温度进行精确调控，能完美的还原冻结法施工中冻结井壁的温度状态。同时配备Photo FASTCAM Mini UX100型高速摄影机，设置采集率为1 000 fps采集试样破坏过程的图像信息。单轴压缩试验系统如图2所示。

图2 单轴压缩试验系统Fig.2 Test systems of uniaxial compression

进行试验时，首先将低温处理后的试件两端加上钢制压板，将其放置于压力室中，调整压力室温度至-10℃，恒定2 h，待砂岩内部温度稳定后即可进行加载试验。首先预压1 kN，然后负荷加载，加载速率为3 mm／min。试样加载的同时开启高速摄影机记录砂岩的表观裂隙，直至试样破坏。

2 冻结裂隙砂岩变形与强度特征

2.1 应力应变

从整体上看，冻结裂隙砂岩试样均先后经历孔隙压密阶段、弹性变形阶段、弹塑性阶段及破坏阶段4个阶段，变化趋势基本相似，如图3（a）所示。阶段Ⅰ：孔隙压密阶段，在荷载作用下砂岩试样内部的微孔隙和微裂隙渐渐闭合，由于冻结后饱和砂岩微裂隙中存在裂隙冰，对微孔隙起支撑作用，故其能在一定程度延缓微裂隙的闭合，延长孔隙压密阶段。阶段Ⅱ：弹性变形阶段，此阶段预制裂隙中的冰开始破坏，由于摩擦力作用于微裂隙面与裂隙冰，抑制了冰与裂隙面的错动，故此时变形为弹性变形，斜率基本保持不变。阶段Ⅲ：弹塑性变形阶段，此阶段应力随应变的增长速率逐渐变缓，在接近试样峰值应力时，砂岩内部弹性能开始释放，砂岩内部的微裂纹、微孔隙开始延伸、扩展和贯通。阶段Ⅳ：破坏阶段，该阶段曲线随着应变增加而迅速下降，峰值应力后试样内部裂纹不断扩展、贯通直至宏观破坏。此时应力迅速降低，随即试样失去承载能力，但试样仍保持一定的完整性。

图3 应力-应变曲线Fig.3 Stress-strain curves

从图3（b）可以看出，当β＝10时，砂岩试样的应力-应变曲线较其他长宽比试样紧凑，不同倾角试样均有相似的孔隙压密阶段及弹性变形阶段。α＝45°时砂岩试样较其他倾角试样有较短的压密阶段及弹性变形阶段，且其强度较其他倾角有明显的降低。从图3（c）可以看出，与β＝10相比，β＝5各倾角应力-应变曲线较为分散。与β＝10类似，α＝45°时试样有较短的压密及弹性阶段，呈明显的脆性破坏。从图3（d）可以看出，相比于其他倾角，α＝0°时有较长的压密阶段，α＝75°时砂岩有较长的弹性阶段，α＝90°试样取得最大值。

2.2 弹性模量变化特征

从图4（a）可以看出，当α＞60°时冻结砂岩弹性模量随裂隙倾角的增加呈先减小后增大趋势，在β＝5时存在极小值点。当α＜60°时其弹性模量随裂隙长宽比的增大而增大。当裂隙长宽比β＝10时冻结裂隙砂岩弹性模量最大，β＝2时最小，但α＝75°时其弹性模量β＝2略大于β＝10。β＝10时砂岩的弹性模量较β＝2增加了40%，16.4%，18.3%，42.1%，4%，-2.5%，26.7%，见表2。

表2 不同裂隙几何形态试样弹性模量Table 2 Modulus of elasticity of specimens with different fracture geometries

从图4（b）可以看出，在β＝10时，随着裂隙倾角的增大，其弹性模量在α＝0°到α＝45°时，先减小后增大，在α＝15°时取得极小值点。与前者相似，在α＝45°到α＝90°时，其弹性模量先减小后增大，在α＝60°时取得极小值点。砂岩试样在β＝5时，其随倾角变化趋势与β＝10相似，在α＝45°时取得最大值15.1 GPa，在α＝60°时取得最小值6.9 GPa。在β＝2时，其弹性模量在α＝0°到α＝75°时，随裂隙倾角增大呈增大趋势，α＝90°时其弹性模量略低于α＝75°时。在α＝0°时取得最小值7.6 GPa，在α＝75°时取得最大值12.5 GPa。裂隙砂岩较完整砂岩的弹性模量均有所降低，以β＝2为例，随裂隙倾角增大各倾角下弹性模量较完整试样（13.3 GPa）降低了42.9%，30.8%，29.3%，22.6%，27.1%，6%，17.3%。

图4 弹性模量随裂隙几何形态变化Fig.4 Variation of elasticity modulus varies with fracture geometry

2.3 强度变化特征

从图5（a）可以看出，随着裂隙长宽比β的增加，砂岩峰值应力呈明显增大趋势，但α＝45°及α＝60°时，裂隙长宽比β＝5时的强度略大于β＝2。β＝2时最小，随裂隙倾角的增加分别为33.8，33.6，34.0，35.5，38.8，41.0，50.1 MPa，其中β＝10时最大，较β＝2增加了116%，67.8%，46.2%，35%，11.5%，33.7%，61.5%。由此可知，裂隙长宽比的增加会显著增加冻结砂岩的峰值应力。

图5 强度随裂隙几何特征变化Fig.5 Variation of strength with fracture geometry

从图5（b）可以看出，当裂隙长宽比β＝10及β＝5时，随着裂隙倾角的增大，冻结砂岩试样强度先降低后升高，在裂隙倾角α＝60°时达到最小值，β＝10时在α＝90°达到最大值，β＝5时在α＝0°达到最大值。当裂隙长宽比β＝2时，砂岩峰值应力随裂隙倾角的增加呈近似线性增加，在α＝0°时取得最小值，在α＝90°时取得最大值。究其原因为岩桥面积的不断增大，决定试样强度的因素变为岩桥的稳定性。当α＝0°时，预制裂隙边距离砂岩长边距离仅为20 mm，随倾角增加这个距离逐渐减小。当α＝90°时，岩桥的宽度增加为25 mm，岩桥的面积增加了600 mm2。

从表3可以看出，预制裂隙会大幅度削弱砂岩的强度，使应变增大。以β＝5为例，相对于完整砂岩试样（强度为63.3 MPa），各角度下峰值应力分别降低了6.2%，30.8%，35.5%，42.2%，46%，23.9%，18.8%，裂隙倾角α＝60°时试样强度最小（34.2 MPa），α＝0°时峰值应力最大（59.4 MPa）。由此可知，裂隙角度的改变对峰值应力的影响较为明显，降低幅度为6.2%～42.2%。

表3 不同裂隙几何形态试样峰值应力Table 3 Peak stress of specimens with different fracture geometries

3 冻结岩体裂隙起裂与扩展过程

宏观裂纹由试样内部的细观裂纹经扩展、汇合和贯通所致，而细观裂纹则是由试样内部的微裂隙、微孔洞等微观缺陷处开始的。由于砂岩内部微裂纹方向具有随机性，因而细观裂纹的方向性也具有随机性，但宏观裂纹的扩展却具有明显的方向性，其中荷载方向与平行的裂纹属于拉伸型裂纹，与荷载方向呈一定夹角的裂纹属于剪切形裂纹。翼裂纹和反翼裂纹是拉伸型裂纹主要表现形式，共面及非共面次级裂纹是剪切裂纹的表现形式［22-23］。该试验共出现5种裂纹，分别为拉伸型的翼裂纹和反翼裂纹和剪切型的共面和非共面次级裂纹及远场裂纹，如图6所示。

图6 裂纹萌生类型Fig.6 Types of cracks sprouting

从图7可以看出，不同裂隙倾角下试样的破坏模式及裂纹发育具有差异性。加载时，预制裂隙中的冰首先发生破坏，由于试样内部的微裂隙、微空洞发展、贯通，宏观裂纹出现，存在预制裂隙，裂纹由裂隙尖端应力集中处起裂，并沿着受荷方向试样边缘延伸。如图7（c）所示，12 s时进入冻结砂岩试样的压密阶段，此时砂岩的微裂隙及微孔隙受压缩小，预制裂隙中的冰开始被压碎。随着荷载的不断增大，58 s时在预制裂隙尖端应力集中处出现翼裂纹。58.3 s时，翼裂纹不断发育并且向荷载方向延伸，在58.6 s时，伴随着巨大的脆响声，裂纹迅速扩展至试样边缘，冻结砂岩试件应力达到其峰值，随后因变形过大而失稳破坏。

图7 裂隙倾角α＝30°时砂岩破坏过程Fig.7 Sandstone damage process at fracture dip angleα＝30°

由于砂岩的强度因子与裂隙长度正相关，而微裂隙中水冰相变时会减小微裂隙长度，增大砂岩强度因子，减小裂隙端部应力集中，进而抑制了破坏过程中次生裂隙的产生，故多数试样破坏时只产生一条主裂纹。如图8（β＝5，α＝30°）所示，破坏是由一条张拉型单裂纹贯穿试样形成。部分倾角试样则表现为多种裂纹作用的共轭破坏，如图8（β＝2，α＝30°）所示，在破坏过程中翼裂纹、共面次级裂纹及非共面次级裂纹共同出现。

图8 不同裂隙几何形态裂纹的发育情况Fig.8 Development of cracks with different fracture geometries

拉伸型裂纹出现最为频繁，翼型裂纹是其宏观表现形式。在试验中翼型裂纹是最早出现的，其从预制裂隙端部应力集中处萌生，沿着优势角向荷载方向延伸。同时翼型裂纹的发育、延伸、贯通是试样破坏的主要原因，如图8（β＝10，α＝15°，β＝5，α＝15°及β＝2，α＝0°）所示。共面次级裂纹是压剪破坏的主要表现形式，常出现于裂隙倾角α＝45°的试样中，如图8（β＝5，α＝45°）所示。非共面次级裂纹常常出现于30°倾角的试样中，如图8（β＝2，α＝30°）所示。远场裂纹是一种特殊的拉裂纹，它的形成是由于试样内部缺陷点的应力集中，通常其扩展路径不经过预制裂隙。远场裂纹常出现于裂隙长宽比较小的β＝10各个倾角试样中，它的形成与试样中存在的内部微裂隙、微空洞等天然损伤有关。如β＝10，α＝60°，α＝75°，α＝90°试样。

4 冻结裂隙砂岩破坏形态分析

裂隙砂岩破坏时萌生的主裂纹类型是决定冻结裂隙砂岩极限破坏模式的重要因素。本次试验中，裂隙长宽比与裂隙倾角均对砂岩的破坏模式有显著影响。跟据学者们对裂纹的起裂及发育轨迹的探索［24-25］，本试验将冻结砂岩极限破坏模式分为拉伸破坏T型（T1，T2）压剪破坏S型以及混合破坏M型（M1，M2，M3，M4）3种破坏模式。如图9所示，T型破坏是由翼裂纹扩展形成的拉伸型破坏模式，S型破坏是由共面裂纹以一定的角度向试样边缘扩展而形成的破坏模式。M型破坏模式是拉伸裂纹与压剪裂纹的组合模式。

图9 冻结裂隙砂岩破坏模式Fig.9 Damage patterns in frozen fractured sandstones

试验中多数试样呈拉伸或混合破坏模式，T型破坏广泛存在于各裂隙长宽比试样，其破坏模式由翼裂纹向受力面扩展形成，其中T1型破坏出现最频繁，常出现在裂隙倾角除α＝45°及α＝60°的试样中。T2型破坏模式主要由翼裂纹或反翼裂纹在同一侧扩展导致，常出现在裂隙长宽比β＝10或β＝5的小倾角试样中。T型破坏模式与泊松效应引起的试样侧向膨胀密切相关。S型破坏模式由2条剪切裂纹贯穿试样形成，常出现于α＝45°及α＝60°试样中，见表4。