随着煤炭开采深度的增加与“三下”开采所占煤炭开采比例提高，深部巷道围岩变形控制及采空区处理问题日益突出。一方面，由于煤层开采深度向深部延伸，巷道围岩压力升高，且巷道周边破碎区范围增大[1-5]，有效提高破碎围岩承载能力显得尤为重要;另一方面，“三下”开采比例增加促进了地表移动变形的加剧，如何在技术可行、经济合理及绿色开采的大前提下，让矸石不升井，直接进行井下破碎，实现不同压实力度下采空区充填将成为必然。
对于采空区矸石充填开采、预防地面沉陷等相关研究取得了突破性进展[6-8]。对于破碎围岩承载特性方面，赵光明等[9]分析了软弱破碎巷道围岩深浅承载结构力学;孟波[10]研究了软岩巷道破裂围岩锚固体承载特性，并进行了工程应用;高明仕等[11]总结了厚层松软复合顶板煤巷梯次支护力学原理;余伟健等[12]研究了深部软弱围岩叠加拱承载体强度理论及应用。深部开采加大了对巷道支护与采空区处理的深入研究，这些研究较好地推动了煤矿井下破碎围岩控制技术的发展，但还缺乏试验研究的理论支撑。
近年来，对破碎岩石承载特性的研究相对较多[13-15]，张吉雄[16]对完整矸石进行了单轴压缩和常规三轴试验，并对松散矸石进行了压实试验，得到了压实过程中应变、碎胀系数、压实度与应力的关系;马占国等[17]对饱和破碎岩石压实过程中的变形特性进行了研究，指出破碎岩石在压实过程中应力-应变之间近似呈指数关系;安泰龙[18]进行了矸石-粉煤灰混合物的压实特性研究，得到了不同粒径矸石-粉煤灰配比下混合物的应力-应变关系和变形模量;苏承东等[19]基于刚性试验机及配套装置，研究了破碎岩石的变形机制与能耗特征;姜振泉等[20]对煤矸石的破碎压密作用机制进行了试验研究，认为煤矸石经过破碎—压密—再破碎—再压密的渐进压密过程。
可以看出，上述研究较多集中在实际巷道破碎围岩控制及破碎岩石承载特性的研究等方面，对不同初始侧压作用下破碎岩石力学特性及稳定性控制还需要研究与探索。文中采用自制可变初始侧压作用下煤岩压实承载实验装置配合刚性试验机，对4组12个破碎岩石(以下简称碎石)试件进行了4种不同初始侧压作用下碎石压缩承载变形试验，分析了初始侧压作用下碎石压缩轴向应力-应变曲线，确定了初始侧压与碎石变形、压实关系，研究了变化侧压与不同初始侧压下轴向应变发展关系。研究结果为深部巷道围岩控制及采空区矸石充填强化提供了参考。
1 试验模具制作
1.1 模具设计
针对煤炭采掘过程中不同捣实载荷作用下矸石变形难以合理确定的技术难题，提出可变初始侧压作用下破碎煤岩压缩承载实验装置，该装置配合刚性试验机使用，可完成不同初始侧压作用下碎石压缩承载试验。该装置具有设计合理、操作简便、模拟准确、监测全面等特点，能够较好地实现采掘环境下不同侧压破碎煤岩体稳定性控制的试验需要。
自行研制的可变初始侧压作用下不同尺度破碎煤岩压缩承载实验装置(图1)，克服了现有实验技术难题，实现了实验室不同初始侧压作用下碎石压缩承载试验。该装置装填高度150 mm，装填宽度120 mm，装填长度120～400 mm可变调节，能够较好地满足碎石压缩承载试验要求。
1.2 预紧弹簧标定
根据试验要求设定弹簧初始侧压大小，选择适宜刚度弹簧进行标定，弹簧标定在刚性试验机上进行(图2)，标定弹簧受力接触面直径为50 mm，由于弹簧变形量较大，试验机位移行程较小，试验标定到试验机位移行程结束为止，对采集弹簧标定数据进行曲线拟合，得到弹簧位移与受载载荷之间的关系。
由于试验装置水平两端为2个预紧弹簧控制，这里分别对2个相同预紧弹簧进行标定，标定结果如图3所示。这里F为弹簧受力，kN;L为弹簧变形位移，mm。则实验弹簧1标定曲线拟合公式为
F1=0.006 5+0.040 5L1
(1)
式中，下标1代表弹簧1。
相关性系数为R=0.916 1，弹簧变形与受力线性关系较好。
图1 可变初始侧压碎石压实模具
Fig.1 Mould for broken-rock compaction in variable lateral pressure
1—左移动板;2—底固定板;3—左调位板;4—左滑移块;5—左导轨孔;6—左紧固弹簧;7—左限位卡环;8—左调节螺母;9—左导向栓;10—左导轨杆;11—左高位紧固块;12—左调节孔;13—左千分表;14—左调节栓;15—前固定板;16—螺栓孔;17—上固定板;18—承载轴心;19—固定拉杆;20—三角阻止块;21—紧固螺栓;22—后固定板;23—右移动板;24—右调位板;25—右滑移块;26—右导轨孔;27—右紧固弹簧;28—右限位卡环;29—右调节螺母;30—右导向栓;31—右导轨杆;32—右高位紧固块;33—右调节孔;34—右千分表;35—右调节栓
图2 预紧弹簧及标定过程
Fig.2 Prestressing spring and its calibration progress
图3 标定曲线
Fig.3 Calibration curves
则实验弹簧2标定曲线拟合公式为
F2=0.036 5+0.041 9L2
(2)
式中，下标2代表弹簧2。
相关性系数为R=0.945 9，弹簧变形与受力线性关系较好。
设计碎石初始侧压范围为0～1.0 kN，弹簧标定结果符合试验要求。试验过程中碎石水平两端侧压大小与位移变化关系采用弹簧平均值进行拟合计算与初始侧压施加。
2 试验参数设计
2.1 碎石参数
试验碎石由破碎粒径为30 mm破碎机一次破碎得到，不再进行筛分(图4)。本次试验共分为4组，每组装填3个碎石材料，第1组编号为1-1，1-2，1-3，第2组编号为2-1，2-2，2-3，第3组与第4组编号依次类推，共计12个编号。由于碎石为一次破碎，粒径变化较大，模具装填以保证装填体积(长×宽×高为150 mm×120 mm×150 mm)为准，试验结束后称重装填质量，并计算装填密度。为保证数据分析具有可比性，从每组3个装填碎石试验中确定2个较为接近的装填密度试验数据进行分析，装填碎石体参数见表1，在数据分析中采用数据分别为第1组的1-1和1-3、第2组的2-1和2-3、第3组的3-1和3-2、第4组的4-1和4-2。
图4 装填碎石材料
Fig.4 Filling broken-rock material
第1组碎石不对弹簧做初始侧压处理(初始侧压为0)，初始侧压施加为转动2.5圈螺纹，其位移行程为5 mm，第2，3和4组碎石水平两端初始侧压施加位移行程分别为5，10和15 mm。
表1 碎石装填参数
Table 1 Filling parameters for broken rock
根据上述标定曲线以及趋势线所对应的位移(mm)-负荷(kN)关系，可以确定第2，3，4组所对应的水平两端初始侧压均值分别为0.23,0.43,0.64 kN。
2.2 试验方法
(1)试验加载速率
对于试验机加载速率，分别从加载时间与加载效果两方面考虑，通过多次预试验分析，确定试验机加载速率为0.06 mm/s。
(2)初始轴向载荷
从试验碎石压实特征及两侧位移变化规律考虑，当初始轴向载荷为6 kN时，碎石压实变形及两侧横向位移满足试验要求，进而设定初始轴向载荷为6 kN。
(3)位移数据采集
为了有效监测碎石纵向、横向变形，本试验选择3个千分表来监测碎石压缩过程中整体变形情况，分别为1个纵向千分表，2个横向千分表，具体监测方式如图5所示。
图5 千分表监测位置
Fig.5 Monitoring location for dial indicators
(4)压缩试验过程
压缩试验过程为:① 调节试验模具两端预紧螺纹，以达到碎石所需横向方向初始侧压;② 装填准备好的碎石材料至模具指定高度，且使碎石均匀、平整的分布在试验模具内，盖上上固定板，安置试验承载柱，承载柱上端通过调平球头与试验机加载柱接触;③ 启动轴向油泵，对碎石进行轴向加载至6 kN，关闭轴向油泵;④ 对试验时间及千分表数据进行清零，通过伺服控制使轴向以0.06 mm/s加载速率进行轴向加载至设定位移，计算机自动采集数据并保存(图6)。
图6 碎石压缩试验过程
Fig.6 Test progress on broken rock compaction
3 结果与分析
3.1 碎石轴向应力-应变关系
碎石在压实过程中轴向应力-应变之间具有一定相关性，根据试验数据截取终值轴向应力为0.528 1 MPa。由于研究对象为碎石散体，为建立碎石轴向应力-应变关系，这里定义碎石轴向应力σ计算方法为
(3)
式中，P为试验机加载载荷，MN;A为试验机压实碎石面积，m2。
定义碎石轴向应变ε1计算方法为
(4)
式中，Δh为碎石轴向压缩量，m;h为模具装填碎石高度，m。
对4组试验数据进行整理，可得如下碎石轴向应力-应变曲线(图7)。可以看出，碎石在不同初始侧压作用下，随着轴向应力增加，轴向变形呈现出相应的增加趋势。与常规圆筒碎石压缩试验不同的是，轴向应力-应变关系曲线呈波段式增加，且曲线渐趋平缓。整体上看，在轴向加载初期，轴向应力-应变曲线上挠趋势明显，之后轴向应力-应变曲线出现波段折线(碎石压缩棱角破断，空隙体积减小)，也就是碎石初次压密过程，这里称为初始压密阶段。之后，轴向应力-应变曲线斜率随时间增加而趋于减小。最后，随着轴向载荷持续增加，试验模具内出现碎石二次破断，轴向应力-应变曲线再次出现波段折线(碎石压缩无规则破断，空隙密闭)，也就是碎石破坏压实过程，称为碎石破断压实过程，进而碎石进入压实状态。
图7 碎石压实试验轴向应力-应变曲线
Fig.7 Axial stress-strain curves on broken-rock compaction test
初始侧压作用下的碎石在轴向载荷作用下体积逐渐压实，初始侧压越大，碎石应力-应变曲线斜率越大，应力-应变曲线越趋光滑，表现为初始侧压越大，碎石颗粒间空隙越小，且颗粒棱角越趋圆钝，碎石承载载荷越大。侧压越大，碎石承载越大的主要原因是(图8):
图8 不同初始侧压碎石变形模式
Fig.8 Model of broken-rock deformation in different initial lateral pressure
(1)初始侧压越大，碎石侧向压缩变形越大，碎石克服颗粒间的摩擦阻力，产生滑动或移动达到更为稳定的平衡位置，碎石间空隙体积减小，碎石更加密实，碎石承载能力提高。
(2)如果碎石强度较低，随着碎石侧压增加，碎石颗粒产生挤压破碎，细小颗粒充填到碎石大颗粒空隙中，造成碎石整体体积减小，碎石颗粒间承载接触面增大，碎石承载能力提高。
3.2 初始侧压与碎石变形关系
通过对装填碎石两端施加初始侧压，可以有效控制碎石在不同承载力作用下的变形。这里以碎石压缩终值(0.528 1 MPa)进行数据采集(表2)，分析不同初始侧压(F0)作用下碎石轴向应变(ε1)与横向应变(ε2)的变化特征。
初始侧压与碎石的轴向应变关系如图9所示，在相同终值应力(0.528 1 MPa)条件下，随着碎石初始侧压增加，碎石轴向变形呈减小趋势，碎石初始侧压从0增加到0.23 kN，碎石轴向应变均值由1.964 4%减小到1.841 4%，减小幅度6.26%;初始侧压从0.23 kN增加到0.43 kN，碎石轴向应变均值由1.841 4%减小到1.507 4%，减小幅度18.14%;初始侧压从0.43 kN增加到0.64 kN，碎石轴向应变均值由1.507 4%减小到1.131 0%，减小幅度24.97%。可以看出，在碎石初始侧压稳定增加条件下，碎石轴向应变呈减小趋势，且减小幅度越来越大，初始侧压对碎石轴向变形控制作用明显，但初始侧压也存在一个合理施加范围，以达到碎石变形有效控制。
表2 碎石压实变形数据
Table 2 Data on broken-rock compaction deformation
图9 初始侧压与轴向应变关系
Fig.9 Relationship between initial lateral pressure and axial strain
对初始侧压与轴向应变关系进行拟合，可得
(5)
相关性系数为R2=0.998 5，说明二次多项式能较好地表征碎石初始侧压与轴向应变的关系。
同理，初始侧压与碎石横向应变关系如图10所示，在相同终值应力(0.528 1 MPa)条件下，随着碎石初始侧压增加，碎石横向变形呈减小趋势，碎石初始侧压从0增加到0.23 kN，碎石横向应变均值由2.089 6%减小到1.860 3%，减小幅度10.97%;初始侧压从0.23 kN增加到0.43 kN，碎石横向应变均值由1.860 3%减小到1.432 0%，减小幅度23.02%;初始侧压从0.43 kN增加到0.64 kN，碎石横向应变均值由1.432 0%减小到0.832 7%，减小幅度41.85%。可以看出，在碎石侧压稳定增加条件下，碎石横向应变减小幅度越来越大，但其减小幅度大于碎石轴向应变减小幅度。
图10 初始侧压与横向应变关系
Fig.10 Relationship between initial lateral pressure and transverse strain
对初始侧压与横向应变关系进行拟合，则可得
(6)
式中，ε2为碎石横向应变，%。
相关性系数为R2=0.999 7，二次多项式也能较好地表征碎石初始侧压与横向应变的关系。
整体上看，随着碎石初始侧压增加，碎石轴向与横向应变均呈减小趋势，且减小幅度越来越大，横向应变减小幅度大于轴向应变，不同初始侧压作用下轴向应变比与横向应变比分别是1.74∶1.65∶1.39∶1与2.51∶2.23∶1.72∶1。初始侧压与轴向应变、横向应变关系均可采用二次多项式表征。
3.3 初始侧压与碎石压实关系
对于轴向终值应力(0.528 1 MPa)下碎石初始侧压对碎石压实程度的分析，这里定义碎石压实系数为碎石压实后体积与压实前体积的比值。即
(7)
式中，ξ为压实系数;V0为碎石压实前体积，m3;V1为碎石压实后体积，m3。
为提高数据精确性，对相同初始侧压作用下碎石轴向与横向变形取均值进行求解，则可得碎石压实系数见表3。
表3 碎石压实系数
Table 3 Data on broken-rock compaction coefficients
对于初始侧压与碎石压实系数来说(图11)，在相同终值应力(0.528 1 MPa)条件下，碎石初始侧压从0增加到0.23 kN，碎石压实系数均值由1.000 8减小到0.999 8，减小幅度0.10%;初始侧压从0.23 kN增加到0.43 kN，碎石压实系数均值由0.999 8减小到0.999 0，减小幅度0.08%;初始侧压从0.43 kN增加到0.64 kN，碎石压实系数均值由0.999 0减小到0.996 9，减小幅度0.21%。可以看出，在无初始侧压约束下碎石压缩试验出现了压实系数大于1情况，表明碎石空隙加大，不利于碎石整体稳定，而在碎石初始侧压稳定增加条件下，碎石压实系数整体呈减小趋势，减小幅度表现为先小后大形态。
图11 初始侧压与压实系数关系
Fig.11 Relationship between initial lateral pressure and compaction coefficient
对碎石初始侧压与压实系数关系拟合得
(8)
相关性系数为R2=0.989 0，表明二次多项式能较好地表征碎石初始压与压实系数的关系。
3.4 变化侧压与轴向应变关系
当碎石在初始侧压作用下进行压实试验时，随着轴向应力的持续增加，碎石初始侧压受到碎石变形影响，碎石侧压也处于动态变化之中，为了较好地分析在不同初始侧压作用下轴向应变持续增加与变化侧压(侧压的变化幅度值称为变化侧压)之间的关系，限于篇幅，这里对4组碎石的1-1,2-1,3-1与4-1进行碎石变化侧压与轴向应变的关系分析(图12)。
由图12可以看出，随着碎石轴向应变增加，变化侧压表现出线性增加趋势，初始侧压越大，曲线斜率越小。
图12 变化侧压与轴向应变关系
Fig.12 Relationship between dynamic lateral pressure and axial strain
分别对1-1，2-1，3-1与4-1进行线性关系曲线拟合，则有
Fc=Aε1+B
(9)
式中，Fc为碎石变化侧压，N;A与B为相关系数。
1-1,2-1,3-1与4-1的轴向应变与变化侧压曲线的拟合结果见表4，可以看出，其线性相关性系数均大于0.99，表明线性关系式能够较好地表征轴向应变与变化侧压之间关系。
表4 轴向应变与变化侧压关系拟合参数
Table 4 Fitting parameters of the relationship between axial strain and dynamic lateral pressure
对轴向应变终值与变化侧压终值进行曲线拟合，则有
(10)
相关性系数为R2=0.998 6，可见指数增加函数能较好地表征碎石轴向应变终值与变化侧压终值的关系。
对碎石变化侧压进行取值见表5，初始侧压与变化侧压关系如图13所示，随着碎石初始侧压增加，变化侧压呈减小趋势，碎石初始侧压从0增加到0.23 kN，碎石变化侧压均值由76.092 N减小到68.696 N，减小幅度9.72%;初始侧压从0.23 kN增加到0.43 kN，碎石变化侧压均值由68.696 N减小到54.882 N，减小幅度20.11%;初始侧压从0.43 kN增加到0.64 kN，碎石变化侧压均值由54.882 N减小到35.554 N，减小幅度35.22%。可以看出，初始侧压越大，变化侧压减小幅度越大，碎石变形越小，表明提高碎石初始侧压可有效控制碎石变形。
表5 碎石变化侧压数据
Table 5 Data on variable lateral pressure on broken rock
图13 变化侧压与初始侧压关系
Fig.13 Relationship between variable lateral pressure and initial one
对初始侧压与变化侧压关系进行曲线拟合，则
(11)
相关性系数为R2=0.999 7，可以看出，二次多项式仍能较好表征碎石初始侧压与变化侧压之间的关系。
4 结 论
(1)初始侧压越大，碎石应力-应变曲线上挠趋势越明显，且曲线越光滑，表明碎石颗粒间空隙越小、棱角越圆钝及碎石承载载荷越大。
(2)随着碎石初始侧压增加，碎石轴向与横向应变呈加速减小趋势，横向应变减小幅度大于轴向应变。不同初始侧压作用下碎石轴向应变比与横向应变比分别是1.74∶1.65∶1.39∶1与2.51∶2.23∶1.72∶1。
(3)碎石初始侧压越大，碎石压实系数越小，碎石初始侧压与压实系数关系可采用二次多项式表征。
(4)随着轴向应变增加，变化侧压呈增加趋势，初始侧压越大，曲线斜率越小，轴向应变与变化侧压呈线性正相关。
(5)初始侧压越大，碎石变化侧压越小，且碎石初始侧压与变化侧压仍可采用二次多项式进行表征，合理初始侧压有利于碎石承载稳定。
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