张 龙，吴爱军，王 辉,2，刘 文

(1.西南科技大学环境与资源学院，四川 绵阳 621010；2.四川建筑职业技术学院土木工程系，四川 德阳 618000)

0 引 言

随着煤炭开采逐渐进入深部，煤矿动力现象既有高地应力条件的煤岩体冲击破坏，也兼具煤与瓦斯突出、瓦斯异常涌出的部分特征，难以界定为单一灾害类型，具有复合灾害的表现形式[1-2]。煤矿中的坚硬顶板、冲击矿压、低渗透性煤层瓦斯抽采、煤与瓦斯突出、坚硬厚及特厚煤层综放开采等是制约矿井安全高效生产的技术难题，解决这些技术难题涉及到一个共性的核心问题，即煤岩体结构改造[3]。目前常用的煤岩体结构改造技术有深孔爆破、水力致裂、静态膨胀生裂、超临界CO2气爆致裂、高压空气爆破、膨胀管干裂等技术[4-7]。刘建等[8]通过模拟实验研究了定向爆破过程中聚能方向和非聚能方向的裂纹特征以及应力演化规律，分析了深孔定向聚能爆破的增透卸压机制。黄炳香等[9]分析了煤岩体水力致裂的水压裂缝扩展及物理化学作用。付江伟等[10]根据顶板水力压裂的特点，提出顶板顺层、顶板穿层、顶板多分支等3种水力压裂实施工艺方案。谢雄刚等[11]针对我国低透气性突出煤层瓦斯抽放难题，提出了静态膨胀生裂技术，验证了静态膨胀剂增透突出煤层的作用原理和可行性。张嘉勇等[12]通过实验测定了静态膨胀剂的反应参数，结合数值模拟分析，确定了静态膨胀剂在特定条件下的致裂范围可达1.3 m。孙可明等[13]利用自主研发的三轴加载式超临界CO2气爆实验系统，对不同应力组合工况下混凝土试件进行了超临界CO2气爆致裂实验，通过实验和理论分析揭示了初应力对超临界CO2气爆致裂规律的影响机理。吕进国等[14]研究了深部矿井高地应力条件下的高压空气爆破致裂卸压机理，提出了高地应力条件卸压增透最佳范围的理论计算方法，并通过地面实验，得到了有位移、无位移约束两种条件下混凝土试件气爆破坏效果与破坏特征。

干胀致裂增透技术相对较新，与常规的煤层增透方法相比，干胀致裂增透技术具有能量集中、加载类型多样、致裂效率高且可控性好的优点，是一种很有前景的增透技术。而目前关于干胀致裂裂纹扩展规律的研究几乎没有，对干胀致裂规律相关研究也鲜有报道，且由于不能把静态爆破和水力压裂等致裂理论直接应用于这种致裂方法，导致干胀致裂技术的机理研究落后于实践。鉴于此，本文利用自主研发的干胀致裂试验装置，借助动态应变仪和声发射仪，开展了有围岩压力、无围岩压力条件下干胀致裂增透技术的试验研究，主要通过理论与试验研究煤岩体干胀致裂规律及其致裂效果，以期为煤层增透工程实践提供一定的理论支持与借鉴。

1 煤岩体干胀致裂增透技术

1.1 技术简介

所谓煤岩体干胀致裂增透技术，实质上是一种通过改造煤岩体结构以增加煤层透气性的技术，即由外接液压泵站提供能量，通过耐高压软管将高压液体注入到煤岩体钻孔内的耐高压膨胀管而使之膨胀。当作用于钻孔围岩的膨胀力产生的切向拉应力超过煤岩体抗拉强度一定值(远超煤岩体的抗拉强度)时，煤岩体开始破裂，随着加卸载次数和加卸载频率的变化，煤岩体内的裂纹开始逐渐扩展，裂隙增多，煤体的透气性得到显著增强。简要模型如图1所示。

图1 煤层干胀致裂示意图Fig.1 The schematic diagram of coal by dry-expansion cracking

实验室中使用的致裂煤岩体的膨胀管就是煤矿现在用的注水封口器，但稍有区别的是，致裂膨胀管的底端是封闭的，前端使用K型快速连接头通过高压管与高压泵站相连接，具体如图2所示。 膨胀管在自由状态下使其适当膨胀的压力仅为0.1～0.2 MPa，而使其无约束条件下的胀裂乃至爆炸的膨胀力可达80 MPa，可见其材料的耐压性能优异。

1.2 技术特点

煤岩体干胀致裂增透技术有别于煤层注水、水力压裂、CO2爆破、深孔预裂爆破等技术，但类似于静态破碎剂致裂技术，其特点主要包括以下几方面。

1) 能效高，无水头滤失。膨胀管传递的膨胀力直接施加在钻孔周围的煤岩体上，高压液体被密封于膨胀管内而不渗入煤岩体中，能量较为集中，因此能效较高，不存在煤层注水、水力压裂等的水压滤失现象。

2) 加载速率快，可反复加卸载。通过灵活调节液压泵站的加载频率使压力加载速率提高，调节卸压阀可以实现反复加卸载，同时膨胀管可以反复利用。而静态破碎剂属于一次性加载，速度慢，且受各种因素干扰，成本较高。

3) 加载形式灵活多变，适应性强。通过调节泵站加载参数等，如不同的加载频率、幅值和分级加载等，来适应不同的工况环境，以产生不同致裂效果，从而实现裂隙的充分发育和更好的致裂效果。

2 煤岩体的干胀致裂增透数学模型

图3为钻孔周围煤体在荷载作用下的损伤致裂力学模型。由图3可知，孔内受到膨胀力Pw作用，而周围在无限远处受到约束地应力σ1和σ3作用。从钻孔围岩取一个微元体进行力学分析，通过分析可知，当作用在钻孔围岩膨胀力足够大时，微元体在径向上受到的是压应力σr,而切向受到的是拉应力σθ。当σθ大于煤岩体抗拉强度一定值时，煤岩体沿着径向开裂，并且致裂范围随着孔内膨胀力Pw的增大而增大。

图3 煤岩体干胀致裂力学模型图Fig.3 Model of dry-expansion cracking of coal-rock mass

根据钻孔围岩受力模型，煤岩体起裂压力计算见式(1)。

(1)

式中：σθ为切向应力；σ1和σ3为最大主应力和最小主应力；T为煤岩体抗拉强度，MPa；Pw为孔内膨胀压力，MPa；R0和r分别为钻孔半径和距离圆心距离，m；θ为钻孔围岩上任意一点与轴心之间的连线相对于水平方向之间的夹角。

当σθ=0时，得到起裂压力，计算见式(2)。

(2)

对于孔壁位置r=R0的起裂压力计算见式(3)。

Pw=(σ1+σ3)+2(σ1-σ3)cos2θ+T

(3)

在钻孔周围存在一个方向θ=90°,cos2θ=-1，即沿着平行于最大主应力方向，使得加载过程中的起裂压力最小，因此得到最小起裂压力计算见式(4)。

Pw=T+3σ3-σ1

(4)

3 煤岩体相似材料的制备及其力学参数测试

本实验采用轻质泡沫混凝土材料来仿制煤岩体。 根据相似性原理，保证在仿制材料的密度、弹性模量和抗压强度等三个基本力学参数上与煤岩体相接近。 按表1的设计配合比，制成300 mm×300 mm×300 mm的立方体试件，浇筑过程中在试件的正中心预埋入膨胀管，同时以相同材料制作制成Φ50×100 mm的标准试件，用于测试混凝土的抗压强度等物理力学参数。所有试件在硬化48 h后进行脱模，并按照普通混凝土养护标准养护28 d。

表1 普通水泥泡沫混凝土配合比Table 1 Mix ratio of ordinary cement foam concrete

测得轻质泡沫混凝土仿制材料的弹性模量E、单轴抗压强度σc、密度ρ和泊松比μ的结果，见表2。

表2 相似材料-混凝土物理力学参数Table 2 Similar materials-physical and mechanical parameters of concrete

4 模拟煤岩体的干胀致裂实验

4.1 无围压条件下煤岩体干胀致裂实验

4.1.1 无围压条件下煤岩体干胀致裂实验系统

干胀致裂实验系统主要由压力加载采集平台和声发射平台等部分组成(图4)。①压力加载采集平台：主要由手动试压泵(最高值≥38 MPa)，压力变送器、压力采集卡、压力采集软件和计算机组成。②声发射平台：采用北京软岛科技有限公司自主研发的DS2全信息声发射信号分析仪，本次实验声发射主要参数设置见表3。本次实验布置8个声发射探头，均通过502速干胶粘贴固定在试样表面。

表3 声发射主要参数设置Table 3 Main parameters of acoustic emission

图4 干胀致裂现场试验示意图Fig.4 The field test and schematic diagram of dry-expansion cracking

4.1.2 实验步骤

1) 准备工作：用砂纸将试样各个表面打磨平整，按图4所示在试样的相应位置作好定位标记，以便传感器夹具的粘贴，在传感器表面和夹具之间使用凡士林耦合，并确保耦合充分，使用502速干胶在相应位置粘贴好夹具。

2) 打开泵压采集系统和声发射系统，检查膨胀致裂管路是否通畅，快速接头是否卡紧，水箱的油是否安全线以上，用断铅法检查各声发射传感器是否正常工作，确保声发射采集系统正常运行。

3) 调试泵压采集系统和声发射系统开始采集，随后立即启动手动试压泵，开始压力加载直至试件开裂。

4) 在试件开裂后，停止泵压采集和声发射采集，保存数据。

4.1.3 实验结果分析

4.1.3.1 裂纹扩展规律的图像分析

按照上述实验步骤进行了煤岩体干胀致裂实验，得到了几组无围压下的干胀致裂后煤岩体试件的破坏形貌及各面裂纹素描图，试件破坏后的裂纹形式主要表现为两种，一种是以膨胀管为中心产生两条对称的贯穿裂纹，如图5(a)所示；另一种是以膨胀管为中心产生3条夹角约为120°的裂纹，如图5(b)所示，鉴于篇幅，选取了其中两组具有代表性的图像。

由图5(a)可知，随着压力的不断增加，微观裂纹逐渐贯通，裂纹以膨胀管为中心向两个方向延伸，首先在试件左侧出现宏观裂纹A，而后相继在右侧出现裂纹B，以及与裂纹B呈约40°夹角的裂纹C。其中，裂纹A、裂纹B均扩展到试件边缘，裂纹C未扩展到试件边缘。此外，与裂纹A相连的侧面裂纹宽度大于与裂纹C相连侧门的裂纹宽度。由此可以推断，裂纹从顶端向下部扩展，到达底部后，裂纹宽度大致一致。从整体来看，形成一条以膨胀管为中心的贯穿性裂纹，将整个混凝土试件分割成两半。由图5(b)可知，随着压力的不断增加，微观裂纹逐渐贯通，裂纹以膨胀管为中心产生了3条夹角约为120°的裂纹，分别是裂纹A、裂纹B、裂纹C，3条裂纹均扩展到了试件边缘，将整个混凝土试件分割为3块。

图5 裂纹形貌分布及素描图Fig.5 The distribution and sketch map of crack morpholog

4.1.3.2 基于AE信号数据的裂纹扩展规律分析

通过处理干胀致裂过程中的泵压采集数据和声发射仪动态数据，得到了干胀致裂过程中试件a和试件b的泵压加载和试件发生断裂的振铃计数变化曲线，如图6所示。由图6(a)可知，整个干胀致裂过程分别进行了两次加载，第一次加载峰值压力为3.34 MPa，持续时间约22 s，第二次加载峰值压力为0.54 MPa，持续时间约26 s。在加载的前10 s内，很少有AE事件数产生，是因为此阶段主要是向膨胀管内注液贮存压力，压力变化很小，故AE事件数很少；当压裂液充满膨胀管时(约10 s)，压力开始逐渐上升，同时试件中微裂纹逐渐张开并伴随着少量的AE事件数产生，随着微裂纹的不断张开和贯通，压力出现了一定的波动；随着压力的波动，大约在20 s的时候，出现“咔”的声音并伴随着大量的AE事件数产生，在膨胀管的左侧产生了一条宏观裂纹A，并迅速向右贯穿形成宏观裂纹B以及次生裂纹C，此时起裂压力为3.17 MPa。随着宏观裂纹的贯穿，混凝土试件被分割为两部分，此时压力迅速下跌。随着压力继续加载，发现无论怎么加载，压力最高只能维持到0.54 MPa，且伴有少量AE事件数产生，此时压力加载只在一定程度上增加裂纹的宽度和原有微裂纹的延伸，无法促使新的裂纹产生。由图6(b)可知，大约在28 s的时候，试件开裂，其峰值压力为2.84 MPa，起裂压力为2.04 MPa。

图6 压力和振铃计数时程曲线Fig.6 The history curve of pressure and ring count

为了描述致裂过程中损伤情况，对其进行致裂过程损伤度分析，拟合了损伤演化方程，见式(5)。

(5)

图7为试件a和试件b的压力和损伤时程曲线。由图7(a)可知，在前10 s内，损伤变量D为0，此阶段主要是膨胀管注液贮压，基本没有微裂纹的产生；在10～20 s之间，伴随着压力的逐渐增大，试件中的微裂纹逐渐产生，出现了一定程度的损伤；在20 s的时候，试件中微裂纹瞬间连通贯穿，故损伤变量D陡增，此时试件表面出现了3条明显的宏观裂纹；在22 s后，再次加载损伤变量D只是小幅度上升。第一次加载致裂后，试件的损伤变量D约为0.80，为试件破坏的主导阶段；第二次加载致裂后，试件的损伤变量D约为0.98，较第一次加载增长量为0.18，为试件破坏的辅助阶段，此阶段主要是由于试件已经发生开裂且没有围压约束作用，此次加载只是在一定程度上增加了裂隙宽度和原有微裂隙的延伸，无法促使新的裂纹产生。由图7(b)可知，在0～24 s内，损伤变量D由0逐渐增长至0.1，在24～28 s之间，随着压力的上升，试件逐渐开裂，试件的损伤变量D约为0.99，为试件开裂的主要时期。

图7 压力和损伤时程曲线Fig.7 Time history curve of pressure and damage

4.2 有围岩条件下煤岩体的干胀致裂实验

4.2.1 围压加载装置及数据采集系统

围压加载装置采用自主设计的四块钢板组合拼接，并通过横向与竖向8个不锈钢螺栓紧固而成(图8)。为了调整模围岩压力的静态破碎剂加载时的空间，还配置了若干块厚度为5 mm的加载板，它的主要作用是将静态破碎剂产生的膨胀力均匀的加载在混凝土试件的侧面上。若直接将静态破碎剂和混凝土试件相互接触，由于前者水化产生的巨大的膨胀力施加在混凝土侧面上，特别是在边沿容易被压裂，产生不均匀的破坏，同时使得围岩加载的膨胀力也就产生分布不均匀。其中内框长×宽×高尺寸为330 mm×330 mm×300 mm。

4.2.1.1 围岩加载装置步骤

1) 测量应力的应变片粘贴。如图8所示，在外侧相邻两块约束钢板的几何中心沿着水平方向分别粘贴一片应变片，应变片变形方向与钢板沿水平方向弯曲变形相一致，并通过弹性力学理论计算得到施加在混凝土试件上的围岩应力。

图8 围压加载装置及数据采集系统图Fig.8 Confining pressure loading device and data acquisition system

2) 将混凝土试件吊装放置于初始应力加载装置内的一角，在其侧面涂有速凝水泥沙浆，使其与外侧钢板之间无缝隙紧贴；在混凝土试件的另外两个侧面，同样涂抹一层厚度1～2 mm厚度的水泥砂浆，再将1～2块5 mm厚度的加载钢板贴合到其侧面。

3) 待水泥砂浆强度达到要求后，即可进行静态破碎剂浆体调制。按质量比水∶破碎剂∶河砂=1.35∶1∶4混合搅拌均匀填装静态破碎剂于两侧。同时打开应变仪，实时采集钢板两侧的应变数据，历时48～72 h，应变趋于稳定，以此时静态破碎剂的膨胀压模拟初始地应力。钢板受力应变曲线如图9所示。依据弹性力学理论，结合测试数据，计算得到：σ1=0.27 MPa，σ3=0.20 MPa。

图9 初始地应力加载装置及应变时程曲线Fig.9 Initial ground stress loading device and strain time-course curve

4.2.1.2 实验步骤

1) 按图2所示在试样的相应位置作好定位标记，以便传感器夹具的粘贴，在传感器表面和夹具之间使用凡士林耦合，并确保耦合充分，使用502速干胶在相应位置粘贴好夹具。

2) 打开泵压采集系统和声发射系统，检查膨胀致裂管路是否通畅，快速接头是否卡紧，水箱的油是否安全线以上，用断铅法检查各声发射传感器是否正常工作，确保声发射采集系统正常运行。

3) 调试泵压采集系统和声发射系统并开始采集，启动手动试压泵，开始压力加载直至试件开裂。

4) 在试件开裂后，停止泵压采集和声发射采集，保存数据。

4.2.2 实验结果分析

4.2.2.1 裂纹扩展示意图

按照上述实验步骤进行了煤岩体干胀致裂实验，得到了在初始地应力条件下干胀致裂后混凝土试件的破坏形貌布展及裂纹素描和试件外观及内窥图(图10和图11)。

图10 裂纹形貌布展及素描图Fig.10 Crack morphologyand layout and sketch

图11 试件外观与内窥图Fig.11 The graph of fracture appearance and internal

随着压力的加载，依次在膨胀管周围产出了主裂纹3、主裂纹1、主裂纹2以及若干次生裂纹(8～14条)，混凝土试件被分割为3个块体。相较于无初始地应力约束的干胀致裂试验，裂纹发育更纤细，裂纹条数更多，破坏程度较高。在致裂后，打开初始地应力加载装置四周的约束钢板，取出压裂混凝土试块和施加荷载的掺砂破碎剂固化体，并打开块体内部，发现块体致裂钻孔体积增大，呈现出“纺锤”形状。这是由于在加载过程中，周围存在初始地应力作用，并且混凝土试件的强度较低，在膨胀管巨大的膨胀力作用下钻孔在一定程度上被压塌的现象。而膨胀管施加在钻孔围岩上的力，一方面起到了压缩钻孔围岩的作用，使其裂隙增多，另一方面膨胀力通过压缩钻孔围岩而产生拉应力，将混凝土块体拉裂为3条宏观裂纹和若干的次生裂纹。

4.2.2.2 基于AE与加载膨胀压力变化曲线裂纹时空演化规律分析

通过处理泵压模块和声发射仪采集的干胀致裂过程的动态数据，得到了干胀致裂过程中压力变化曲线和振铃计数变化规律(图12)。由图12可知，裂隙演化分别呈现3个阶段。阶段Ⅰ为裂隙扩展的早期阶段。此阶段主要是在前100 s内，随着压力的不断升高，微观裂纹逐渐张开，并伴有少量AE事件数产生，当大量微裂纹相互贯通时(约70 s时)，AE事件数陡增，此时加载压力为4～5 MPa，在膨胀管周围有少量宏观裂纹出现。阶段Ⅱ为裂隙扩展的中期阶段。增大致裂压力后，声发射AE事件数量随之陡增。此过程压力跌宕起伏，有4个峰值，3个峰谷，压力范围为6～14 MPa。此阶段试件出现的大面积损伤已累积到破裂阈值，新生裂隙急剧增多，增生方式由早期的以延伸扩展为主转变为开叉扩展为主。每次卸载和重新加载，都会密集出现AE事件数。并同时出现了钻孔围岩大面积的压缩垮塌，声发射事件数量较为密集，虽然没有阶段Ⅰ出现一次峰值跳跃性的事件，但密集程度随着时间的延长，在其后期，AE事件数密度变小。这说明只增大致裂压力，其致裂效果已达到损伤饱和阶段。在阶段Ⅱ和阶段Ⅲ交界处，又集中产生一段AE事件数分布密集区，这是卸压后的钻孔围岩回弹而产生新的破裂。阶段Ⅲ为裂纹扩展的后期阶段。此阶段裂纹增生数量极少，裂纹扩展速率明显减缓，主要表现为原有裂纹的部分延伸和少量次生裂隙的发育。

图12 压力、振铃计数时程曲线Fig.12 Time history curve of pressure,ring count

综合分析宏观裂纹的演化趋势，早～中期加载通过原有裂隙生长扩展、新生裂隙增生的方式，以增多裂隙数量为主；后期加载效应以增大裂隙空间和缝长为主。

根据损伤理论，结合式(5)～式(7)，通过计算并拟合得到如图13所示的拟合曲线。由图13可知，阶段Ⅰ结束后，混凝土试件的损伤变量D达到了0.5，阶段Ⅱ结束后，损伤变量D达到了0.80，这与前面分析中的“阶段Ⅱ末期试件的损伤变量D已经接近饱和状态”的结论一致。后期的阶段Ⅲ，损伤度增长速率减小。可以看出，致裂损伤重点是在阶段Ⅰ和阶段Ⅱ，即起裂和增裂阶段。

图13 压力、损伤时程曲线Fig.13 Time history curve of pressure,damage

5 结 论

1) 干胀致裂增透技术不同于水力压裂和静态破碎技术，其液压被密封于膨胀管内，具有致裂能量集中、加载类型多样、致裂效率高的特点。

2) 无围压约束条件下，混凝土试件的起裂压力为2.04～3.17 MPa，致裂时间为10～40 s。混凝土试件呈现出径向脆性拉伸破坏，大致呈现两种裂纹形态，一种是以膨胀管为中心产生两条对称的贯穿裂纹；另一种是以膨胀管为中心产生3条夹角约为120°的裂纹。试件经起裂阶段，损伤度D约为0.8，为试件破坏的主导阶段；继续加载致裂，试件的总体损伤度D约为0.98，较起裂阶段增长量为0.18，为试件破坏的辅助阶段。起裂阶段是试件破坏形成贯穿裂纹的主要时期，后续继续加载只是在一定程度上增大裂纹宽度和裂纹长度。

3) 有围压约束条件下，混凝土试件的起裂压力为4.50～6.78 MPa，致裂时间为30～400 s，破坏程度很高，最终产生了3条主裂纹和8～14条次生裂纹，且主裂纹大致沿最大主应力方向扩展，垂直于裂纹开裂方向的主应力对裂隙的扩展具有一定的抑制作用；试件开裂而形成宏观裂纹后，增大起裂压力，主裂纹数量基本无明显变化，但可以促进次生裂纹增生和发育。

4) 有围压约束条件下的混凝土试件裂隙发育程度远高于无约束条件下的情况。因此可以提高致裂压力，增大加卸载幅值范围和频次，来提高主裂纹和次生裂纹数量及长度，以提高煤岩体裂隙发育程度和透气性。

通过实验和理论分析揭示了干胀致裂技术在有、无围压作用下的致裂规律，但由于天然煤层中存在的大量节理裂隙、应力环境更为复杂等自然因素皆影响干胀致裂效果，因此需要更加完善的研究才能应用于煤层增透。