深部礦井頻繁微擾動下煤巷損傷累積演化規(guī)律

魏明堯，劉春，劉應科，滿忠毅，王強，牛宏偉

(1.中國礦業(yè)大學礦山互聯(lián)網(wǎng)應用技術國家地方聯(lián)合工程實驗室，江蘇徐州，221116；2.中國礦業(yè)大學江蘇省城市地下空間火災防護高校重點實驗室，江蘇徐州，221116；3.潞安化工集團有限公司，山西長治，046200)

煤礦井下圍巖體受采動影響產(chǎn)生變形、破斷等現(xiàn)象，對采礦礦井、地表建筑和環(huán)境具有重大影響。沖擊地壓是圍巖體在高應力環(huán)境下的局部失穩(wěn)，輕則造成了礦井巷道變形、支護失效、片幫冒頂、設備損壞等，重則造成重大人員傷亡和地面建筑物嚴重破壞等事故[1]。沖擊地壓災害是預測和治理難度最大的災害之一，對深部煤炭資源的高效、安全開采造成巨大威脅。隨著地下礦山開采深度的增加，沖擊地壓對礦業(yè)生產(chǎn)的威脅有日益嚴重的趨勢。因此，對沖擊地壓災害的誘發(fā)機制和對圍巖的破壞過程的研究十分迫切。

從力學的觀點來看，沖擊地壓與巷道圍巖的應力狀態(tài)、巖性及周圍的動力擾動等因素有關，其發(fā)生過程是煤巖體在多種因素作用下的瞬間失穩(wěn)破裂過程[2]。在深部煤層開采中，爆破、機械振動、水力壓裂、相鄰巖爆產(chǎn)生的應力波、頂板斷裂和地震波等動態(tài)應力都可能成為觸發(fā)沖擊破壞的誘因[3]。對于深部的煤巖體，由于巷道周邊的應力集中更加明顯，故動態(tài)擾動對于巖爆的觸發(fā)作用也更加突出。許強等[4]認為當?shù)刭|體的演化處于臨界穩(wěn)定狀態(tài)時，微小的擾動便可以誘發(fā)地質災害的發(fā)生；當?shù)刭|體的演化僅處于接近臨界穩(wěn)定狀態(tài)時，強烈的擾動也可以誘發(fā)地質災害提前發(fā)生。謝勇謀等[5]分析了開挖爆破產(chǎn)生的應力波在圍巖中的傳播及對圍巖的影響，爆破產(chǎn)生的橫波和縱波分別在圍巖中形成垂直和平行圍巖表面的張拉破裂面，它們?yōu)闆_擊地壓的發(fā)生提供了物質基礎。在數(shù)值模擬方面，秦昊等[6]采用非連續(xù)離散元軟件UDEC 對應力波擾動誘發(fā)沖擊礦壓形成發(fā)生全過程、巷道埋深及擾動應力強度對圍巖穩(wěn)定性的影響進行了數(shù)值模擬，得到了巷道圍巖在應力波擾動過程中響應速率、響應變形及巖體破損范圍，以及發(fā)生沖擊礦壓的臨界深度和臨界擾動應力強度。左宇軍等[7]采用動態(tài)版巖石破裂過程分析系統(tǒng)RFPA2D分析了動力擾動對深部巖巷破壞過程的影響，從細觀角度分析了不同深度或受不同靜壓力的巖石巷道在動力擾動下的破壞規(guī)律。ZHU等[8]采用RFPA2D 軟件模擬了不同側壓力系數(shù)和不同擾動波形條件下動態(tài)擾動觸發(fā)深部巷道發(fā)生失穩(wěn)破裂的整個過程，并揭示動態(tài)擾動觸發(fā)巷道巖爆的力學機制。陳建功等[9]研究了深部洞室圍巖分區(qū)破裂化的沖擊破壞機制，認為巖體開挖引起圍巖徑向應力產(chǎn)生了間斷面，當此間斷面壓力差滿足產(chǎn)生沖擊波條件時，即產(chǎn)生局部沖擊破壞。雷光宇等[10]采用LS-DYNA 軟件對擾動應力波作用下巷幫圍巖層裂破壞結構的形成過程、擾動應力波強度對層裂結構形成的影響進行了有效的數(shù)值模擬，得到了一定巷道圍巖應力狀態(tài)下巷幫圍巖層裂結構的形狀、厚度等特征。余偉健等[11]理論分析了掘進爆破擾動應力傳播規(guī)律及其影響，認為爆破擾動次數(shù)越多，鄰近巷道圍巖變形越嚴重。宮鳳強等[12?13]研究了預靜載條件下硬巖受動力擾動的斷裂特性變化規(guī)律，結果表明高頻擾動有利于巖石的斷裂破壞，而且沖擊強度與應變率指數(shù)相關。LI等[14]分析了動靜加載的能量釋放機理，認為靜載應力是影響巖石破壞形式的主要因素，外部動力擾動是重要的誘因。試驗方面，尹光志等[15]進行了動態(tài)往復加載的層狀復合煤巖體的破壞試驗，發(fā)現(xiàn)擾動型復合動力災害發(fā)生時的破壞程度和拋射動能均明顯大于高靜載型復合動力災害。劉濤等[16]試驗研究了高應力條件下受低頻循環(huán)擾動條件下的力學特性，發(fā)現(xiàn)高應力的循環(huán)擾動造成復雜的破壞形態(tài)。王春等[17?18]進行了一維高靜載頻繁動態(tài)擾動試驗，研究了彈塑性能、反射能、透射能與擾動沖擊次數(shù)的關系，發(fā)現(xiàn)沖擊擾動過程中巖石處于釋放能量的狀態(tài)。唐禮忠等[19]采用改進的SHPB動靜加載裝置，測試了頻繁動力擾動對高儲能巖體動力學響應，發(fā)現(xiàn)在低軸壓下動態(tài)峰值應力和彈性模量隨著動力擾動次數(shù)增加先升高后降低，較高軸壓時均表現(xiàn)為下降。現(xiàn)場實測中，陳亞楠等[20]采用地質雷達測得了多次爆破振動下圍巖松動圈逐漸增大，距離爆破點遠區(qū)影響很小。孫金山等[21?22]采用聲波測試了爆破后巷道圍巖波速，結果表明，隨著爆破次數(shù)的增加，巷道圍巖逐步發(fā)生松動劣化，損傷逐步累積，呈非線性趨勢增長。

雖然目前對動力擾動下的煤巖體損傷研究較多，但對于低強度的頻繁擾動研究較少，尤其是缺少頻繁擾動影響下的深部圍巖穩(wěn)定性研究。本文作者將巖石視為非均勻介質，并考慮煤巖體損傷和峰后應變軟化特性，采用FLAC3D 軟件動力計算模塊，對多次動態(tài)擾動下深部巷道的變形與破裂過程進行數(shù)值模擬，分析煤層動力擾動致使裂隙發(fā)展過程以及損傷區(qū)的演化規(guī)律，并就擾動頻次和埋深因素對圍巖破壞的影響進行深入分析，探討頻繁動力擾動下圍巖損傷破壞以及誘發(fā)圍巖大范圍破壞的過程，能夠對動力擾動嚴重的巷道開挖和支護提供指導。

1 煤體損傷本構模型及應變軟化特征

煤巖體的變形響應是由外界荷載決定的。在外部荷載小于一定值時，煤巖體應變與應力為線彈性關系；當荷載超過彈性極限，應力?應變關系則不再是理想彈性狀態(tài)，即煤巖體某些部分的應力狀態(tài)逐漸進入塑性狀態(tài)。在小變形假設條件下，含瓦斯煤巖的總應變εij同樣可以表示為彈性應變與塑性應變的總和：

考慮塑性應變的理想彈塑性本構關系可以寫為

式中：σij為應力張量；Eijkl為材料的彈性剛度張量；εij和分別為應變張量和塑性應變張量。煤巖體的損傷主要是由微裂紋的萌生和擴展引起的，這些微裂隙發(fā)展會導致的煤巖體的體積膨脹，因此可以用彈性體積應變及塑性體積應變表征巖石的損傷增量，采用如下?lián)p傷演化方程[23]：

式中：ΔDi為第i次動力擾動產(chǎn)生的損傷增量；εV為動力擾動產(chǎn)生的最大體積應變；εVI為體積應變損傷閥值，即體積應變達到閥值時才開始產(chǎn)生損傷，反映了巖體損傷的合理初始損傷起點問題[24]；F為煤體強度參數(shù)，反映了煤體宏觀統(tǒng)計平均強度大?。籱為常數(shù)，反映了煤體強度分布的集中程度。建立的損傷演化方程是標量形式的損傷增量，把單元體內(nèi)損傷均勻化處理，減小了計算量。

重復動力擾動作用下導致圍巖損傷的累積，由單次擾動產(chǎn)生的損傷增量疊加表示，建立了多次擾動下的增量型損傷演化方程為：

式中：R為名義應力比；ρ和β為材料疲勞壽命常數(shù)；N為疲勞壽命。R代表了不同擾動荷載次數(shù)下的損傷累積系數(shù)，隨著擾動次數(shù)的增加，樣品實際承載能力下降，單次造成的損傷增量增加[25]。

基于Lemaitre應變等價性假說[26]，損傷對應變行為的影響通過有效應力來體現(xiàn)，因此可以建立煤巖體損傷本構關系如下：

理想彈塑性材料屈服后就開始產(chǎn)生塑性流動，變形無限制的發(fā)展，直至破壞。這種過程不存在強化效應，在加載狀態(tài)時，理想彈塑性材料屈服面的形狀、大小和位置都是固定的，而強化材料在加載過程中，隨著應力狀態(tài)和加載路徑的變化，后繼屈服面(也稱為加載曲面)的形狀、大小和中心的位置都可能發(fā)生變化[27]。煤巖體等強化材料在加載過程中，當內(nèi)變量改變時，屈服面也將隨之發(fā)生變化，不同的內(nèi)變量對應著不同的后繼屈服面。在目前廣泛使用的強度準則中，基本強度參數(shù)是材料的黏聚力和摩擦因數(shù)。巖石試件在試驗加載的過程中，一定會經(jīng)歷應變軟化的過程。大量的室內(nèi)試驗和現(xiàn)場測試結果表明[28]，在應變軟化的過程中，巖石的強度參數(shù)會發(fā)生變化。因此，采用塑性應變進行煤體材料黏聚力軟化，表征黏聚力隨塑性應變增加的變化過程。從力學觀點看，脆性材料失效的過程就是材料顆粒間黏結強度的降低，黏結強度會隨著巖體的裂隙錯動和剪切形成新的裂隙而逐漸降低[29]。因此，煤體材料的黏聚力和塑性應變密切相關。根據(jù)實驗結論，HAJIABDOLMAJID[30]建立了如下的黏聚力軟化模型：

式中：c0為初始黏聚力；cr為殘余黏聚力；εP為有效塑性應變參數(shù)；εPc為黏結強度。有效塑性應變εP和裂隙的擴展過程有關，決定了目前和歷史的裂隙情況，表達式為

式中：dεP1，dεP2和dεP3分別為第一、第二和第三主塑性應變增量。

當材料受到超過其強度的壓力時，會發(fā)生失效而失去承載能力，脆性材料的失效一般表現(xiàn)為斷裂。一般煤巖體的壓縮強度要遠大于剪切強度和拉伸強度，因此，巖體的破壞多是以剪切和拉伸破壞形式為主。煤巖體發(fā)生破壞后即進入塑性變形階段，流動法則給出了塑性應變增量的方向和大小，因此采用流動法則描述煤巖體的非線性塑性特征。本文模擬時采用Mohr-Coulomb 計算模型[31]，計算過程中分別對發(fā)生剪切和拉伸破壞單元進行相應的應變量塑性修正。

裂隙煤體抗剪強度一般采用Mohr-Coulomb 準則，剪切破壞準則基本形式為[31]：

式中：Fs為剪切破壞包絡線；σ1和σ3分別為最大主應力和最小主應力，MPa；φa為摩擦角，(°)；c為黏聚力，MPa。

拉伸破壞準則為：

式中：Ft為拉伸破壞包絡線；σt為抗拉強度，MPa。

建立的屈服函數(shù)代表了在有效應力空間內(nèi)的一個空間曲面，它決定了材料失效的狀態(tài)，即判斷單元的應力狀態(tài)，F(xiàn)s小于0時，認為此單元發(fā)生剪切破壞，F(xiàn)t大于0時，認為此單元拉伸破壞。

以上建立的破壞準則可以有效判定單元的破壞類型，對于破壞后的單元采用非關聯(lián)流動法則進行塑性修正[31?32]，并進行相應的應變塑性修正，同時考慮了損傷影響下的有效應力變化，從而得到合理的應力。

2 數(shù)值計算模型

為了通過數(shù)值方法求解損傷本構模型，基于采用FLAC3D 軟件的本構自定義功能加入損傷本構模型。FLAC3D程序能夠準確地模擬材料的塑性破壞和流動。FLAC3D的二次開發(fā)環(huán)境提供了開放用戶的接口，自帶的uDM 工具可以提供一般情況下的模型修改與開發(fā)。自定義本構模型開發(fā)采用C++語言，且編譯成DLL文件(動態(tài)鏈接庫)，動態(tài)鏈接庫文件能在需要的時候隨時加載上去。對于自定義本構模型的編寫主要工作是修改頭文件(.H)文件和程序文件(.CPP)[33]。在頭文件中進行新的本構模型派生類的聲明，修改模型的ID、名稱和版本，修改派生類的私有成員，包括模型的基本參數(shù)及程序執(zhí)行過程中主要的中間變量。在程序文件中需要進行的修改有以下幾個方面：1)修改模型結構(UserModel::UserModel(bool bRegister):Constitutive Model)給頭文件中定義的所有私有成員賦初值；2)修改UserModel::Properties( )函數(shù)字符串進行模型參數(shù)賦值；3)修改UserModel::States()函數(shù)進行計算過程中的狀態(tài)指示；4)按照派生類中定義的模型參數(shù)變量修改UserModel::GetProperty( )和UserModel::SetProperty( )函數(shù)；5)修改UserModel::Initialize()函數(shù)執(zhí)行參數(shù)和狀態(tài)指示器的初始化，并對派生類聲明中定義的私有變量進行賦值；6)根據(jù)單元應力情況對單元狀態(tài)指示器進行修改UserModel::Run( )；7)修改UserModel::SaveRestore( )對計算結果進行保存；8)在程序文件中加入return()語句調(diào)試程序。

采用VC++2005軟件編寫了累積損傷本構模型的動態(tài)鏈接庫文件Damage_model.dll，損傷本構模型的計算流程如圖1所示。通過C++語言編譯程序生成本構模型的dll 文件，在FLAC3D 程序中必須使用CONFIG cppudm 命令設置配置以接受dll 模型。然后模型的dll文件通過命令“MODEL LOAD Damage_model.dll”運行時被載入，此后FLAC3D程序和FISH都能夠識別模型及其特征名。

圖1 損傷本構模型計算流程Fig.1 Flow chart of computation process for damage constitutive model

3 循環(huán)快速加載實驗測試

循環(huán)動力擾動能夠引起煤體微裂隙的開裂和擴展，為研究頻繁微擾動引起的煤體損傷規(guī)律，進行了煤樣在循環(huán)擾動下的實驗測試，采用的實驗設備如圖2所示。煤樣采自山西長治李村煤礦，煤品為貧煤，樣品為直徑5 cm、高10 cm 的圓柱體。首先把樣品裝入橡膠套內(nèi)，前后端分別安裝好軸向端頭，采用高壓柱塞泵進行環(huán)向圍壓的加載。由于柱塞泵的加載速度慢，無法實現(xiàn)快速加載，故軸壓方向采用氣體壓力控制閥進行氣體脈沖加載，實驗過程環(huán)壓保持3 MPa不變，軸壓采用3 MPa—1 MPa—3 MPa 的循環(huán)加卸載，每個循環(huán)間隔為1 s。此時，靜載狀態(tài)下的軸壓要小于抗壓強度，外部動載為樣品損傷的主要因素。由于無法直接測量和評估循環(huán)加載對樣品造成的損傷程度，采用樣品的滲透率間接反映損傷規(guī)律。在實驗開始后，首先采用脈沖衰減法測定樣品滲透率，然后采用氣體壓力脈沖對軸壓進行加卸載，每500次加載循環(huán)后測量一次滲透率。

圖2 循環(huán)加載設備示意圖Fig.2 Schematic of cyclic loading equipment

為了驗證新建立模型的準確性，采用FLAC3D軟件對循環(huán)加卸載實驗進行了數(shù)值模擬，得到不同加卸載次數(shù)與損傷的關系，然后根據(jù)損傷與滲透率的關系[34]得到滲透率變化規(guī)律，并與實驗數(shù)據(jù)進行對比分析，如圖3所示。模擬選取的煤體體積模量為5 GPa，剪切模量為3 GPa，黏聚力為4.5 MPa，抗拉強度為1 MPa，剪脹角為5°，密度為1 500 kg/m3。樣品加載前，滲透率為0.04×10?3μm2，在加載次數(shù)為500時，滲透率降低至0.022×10?3μm2，這是由于動力擾動造成軸向煤顆粒間密實，降低了滲透性能。隨著加載次數(shù)增加，滲透率逐漸上升，當加載到2 000次時，滲透率增加到了初始值的7倍。數(shù)值模擬計算得到的煤體損傷隨加載次數(shù)增加而緩慢上升，每次加載擾動造成樣品的損傷逐漸累積。造成單個測試點的滲透率和模擬結果不一致的原因：一方面為壓力傳感器和壓力控制器的精度產(chǎn)生的滲透率測量誤差，另一方面沖擊破壞產(chǎn)生的煤粉也影響測試結果。但是，滲透率與加載次數(shù)的變化趨勢與模擬結果一致，單個實驗測試點不影響整體規(guī)律。通過損傷與滲透率的關系模型計算得到的相應滲透率變化趨勢與實驗結果基本一致，基本呈指數(shù)增加，即擾動較少時對滲透率影響較小，隨著加載次數(shù)增加造成滲透率升高幅度也增加。由此可以證明，建立的力學模型能夠反映煤體在外部循環(huán)擾動下的損傷演化規(guī)律。

圖3 煤樣滲透率與循環(huán)加載次數(shù)的關系Fig.3 Relationship between coal permeability and number of cyclic loading

循環(huán)加載2 000次后，將樣品卸壓，取出后的樣品及表面微觀顯微照片如圖4所示。從圖4可以發(fā)現(xiàn)：樣品產(chǎn)生2處斷裂面，垂直樣品軸向產(chǎn)生裂紋較多，且角度基本為90°，且斷裂面較完整(圖4(b))；多次加載卸載產(chǎn)生拉伸裂紋，裂紋面光滑，且能看到鏡質體上的翼狀拉伸裂紋(圖4(d))，表明循環(huán)加載造成軸向的拉應力疊加，超過煤體拉伸強度后產(chǎn)生拉伸破裂面。由于新生破裂面垂直于流體流動方向，因此，拉伸破壞對滲透率的影響較小。

圖4 煤樣表面微觀顯微照片F(xiàn)ig.4 Micrographs of coal surface

4 頻繁微擾動對圍巖損傷破壞規(guī)律

以某礦區(qū)的采礦地質條件為背景，選取巷道斷面作為計算實例。該處煤層巷道埋深600 m，水平地應力約為垂直地應力的1.3倍。為減少模型尺寸，簡化模型結構，節(jié)約計算時間，可以視巷道圍巖為平面應變問題，同時假設整個模型中煤層厚度很大，忽略了支護結構和巖層的影響。計算模型的長×寬為24 m×24 m，巷道幾何形狀為拱形，寬度為4 m，最大高度4 m，計算區(qū)域總共劃分為2 200個6面體單元，如圖5所示。設置模型兩側邊界和底邊界為垂直邊界方向的鏈桿約束，在上邊界為覆巖作用于該邊界的分布載荷。模擬時先進行地應力平衡，對巷道開挖，然后進行計算應力重新分布的過程。

圖5 模型及邊界條件示意圖Fig.5 Schematic diagram of numerical simulation model

煤巖體具有非均質特性，因此假定單元的力學參數(shù)服從Gauss分布，煤巖體的力學參數(shù)的平均值如表1所示[35]，標準方差均為5%。其他參數(shù)如表2所示，圍巖力學參數(shù)取自礦區(qū)資料和相關文獻。

表1 煤巖體的Gauss分布參數(shù)[35]Table 1 Gauss distribution of parameters for coal

表2 模型中煤體力學場參數(shù)Table 2 Modeling parameters for numerical simulation

采用微震監(jiān)測儀對井下開采導致的頂板斷裂震源進行了數(shù)據(jù)監(jiān)測采集，現(xiàn)場監(jiān)測施工過程受場地限制，選擇了距離震源200 m 處設置傳感器，此位置完全能夠獲得準確的微震信號，而且能夠避免工作面的信號干擾。為了模擬頂板斷裂產(chǎn)生的外界動力擾動對巷道的作用機理，模型中將得到質點振動速度數(shù)據(jù)作為模型的擾動源(圖6)，在FLAC3D中通過在左側邊界施加位移應力波，并按不同擾動次數(shù)施加動載。模型力學阻尼選用瑞利阻尼形式，其中最小臨界阻尼比為0.005，最小中心頻率為25 Hz，邊界條件設置為靜態(tài)邊界[36]。

4.1 頻繁動力擾動造成的圍巖破裂特征

巷道掘進后對圍巖應力場產(chǎn)生影響，造成應力重新分布。而動力擾動應力波在巷道圍巖的應力分布上進行疊加，增大了圍巖應力，進一步加劇了圍巖的變形和破壞。圖7所示為頻繁動力擾動后巷道圍巖的變形情況，動力擾動次數(shù)為100 次。從圖7可以看出：巷道圍巖受應力波擾動發(fā)生變形，其中，巷道左幫圍巖受擾動影響最大，產(chǎn)生較大位移，并在約離左幫0.5 m范圍內(nèi)的圍巖發(fā)生嚴重的變形破壞。而巷道右側由于受擾動影響較弱，產(chǎn)生的變形量小。同時，頂?shù)装逡伯a(chǎn)生較大變形量，底板中部向上鼓起，頂板偏左部也產(chǎn)生了較大下沉。

圖7 巷道圍巖位移示意圖Fig.7 Schematic diagram of displacement

動力擾動造成圍巖破壞，同時還引起煤體損傷發(fā)展。當發(fā)生塑性變形時，巖土類材料產(chǎn)生的一個重要特征是剪脹效應，即外部剪切作用下導致材料體積膨脹。圖8所示為多次動力擾動后圍巖的損傷規(guī)律示意圖。從圖8可以看出：圍巖內(nèi)存在多條貫通的損傷破壞區(qū)。由于動力擾動源位于巷道左側，因此，在左側底腳處，圍巖的損傷最大，說明此處煤體破碎嚴重。沿著左右底腳，在底板形成連接的損傷帶，同時，在頂板也存在類似損傷帶，這說明較大的水平應力造成頂?shù)装逦恢闷茐膰乐亍Ｔ谧髠葒鷰r內(nèi)，受動力擾動作用，距離左幫約2 m處形成一條上下貫通的損傷帶。在動態(tài)擾動過程中巷道左幫圍巖變形破壞，形成貫通的損傷帶，隨著擾動次數(shù)的增加，造成圍巖破壞加劇，形成多條貫通的損傷帶，極易發(fā)生瞬間失穩(wěn)，形成片幫甚至圍巖的沖擊破壞。同時，圍巖大范圍進入塑性狀態(tài)，尤其受動力擾動影響強烈的左側圍巖。在遠離巷道頂部、底部和左幫的圍巖多為剪切破壞，靠近巷道左幫附近圍巖和巷道底板為拉伸破壞。由于擾動應力波在巷道壁面發(fā)生反射，造成左幫圍巖內(nèi)破壞形式復雜，煤體破壞嚴重。

圖8 巷道圍巖損傷示意圖Fig.8 Schematic diagram of damage

4.2 擾動次數(shù)對圍巖破壞的影響

煤層圍巖受微動力擾動導致微裂紋的萌生和擴展，而多次的擾動將導致?lián)p傷的逐漸累積，微裂紋貫通形成宏觀裂紋，致使圍巖損傷程度和損傷范圍的增加。圖9所示為不同擾動次數(shù)下的圍巖損傷情況。從圖9可以看出：在未受到動力擾動時，巷道掘進導致應力的重新分布，圍巖產(chǎn)生拉伸或剪切破壞，進入塑性損傷狀態(tài)，距離巷道越近損傷程度越高。巷道底幫破損較嚴重，底板損傷造成底鼓。當巷道遭受擾動次數(shù)為20 次時，造成巷道左側圍巖損傷程度明顯增加，損傷范圍也增加。同時，左側底部的損傷區(qū)域向內(nèi)部延伸。隨著擾動次數(shù)的增加，圍巖整體損傷程度和范圍都增加，而損傷破壞帶繼續(xù)向圍巖內(nèi)部延伸，底板下部損傷程度也進一步加劇。當擾動次數(shù)達到60 次時，損傷區(qū)域更加集中，而且損傷程度明顯大于其他區(qū)域損傷程度。當擾動次數(shù)達到100 次時，損傷帶貫通，圍巖內(nèi)部形成多條帶狀破壞區(qū)，而巷道壁面位置損傷程度較小。因此，擾動次數(shù)超過臨界點后，圍巖損傷程度大幅增加，形成貫通的損傷帶，易引起圍巖區(qū)域性的嚴重破壞。當擾動次數(shù)繼續(xù)增加，在左幫和頂?shù)装宄霈F(xiàn)大面積損傷區(qū)，呈現(xiàn)區(qū)域性損傷破壞，并且貫通的損傷破壞區(qū)整體向巷道內(nèi)變形。

圖9 動力擾動次數(shù)對巷道損傷增量的影響(箭頭方向代表單元體位移矢量)Fig.9 Effect of numbers of disturbance on damage increment

動力擾動造成圍巖損傷的增加，圖10所示為模型中不同測點損傷增量與擾動次數(shù)的關系，監(jiān)測點1 位置位于巷道左側，距離壁面2.5 m，監(jiān)測點2位于距離底板2.5 m處。從圖10可以看出：隨著擾動次數(shù)的增加，圍巖損傷程度呈增加趨勢，且損傷增幅增加，在200次擾動時，圍巖損傷增加50%。不同測點對擾動次數(shù)的響應也不同，在擾動次數(shù)較少時，底板測點的損傷增量小于左側圍巖的損傷增量，隨著擾動次數(shù)增加，底板位置損傷程度顯著增加。由于井下真實環(huán)境中擾動源復雜，對圍巖的損傷難以定量測定，本文與徐世達等[37]進行的爆破震動后圍巖鉆孔聲波實測數(shù)據(jù)(如圖11所示)進行對比分析。由于爆破產(chǎn)生擾動強度大，對圍巖損傷程度高，僅測得6 次擾動后圍巖損傷量。選取的3 個聲波測孔孔口距離巷道底板1.5 m 處，測孔垂直于巷道幫壁，水平向下傾斜5°，鉆孔深度設計為3.5 m，鉆孔直徑為50 mm。從圖11可以看出：隨著擾動次數(shù)增加，造成圍巖損傷增加，且損傷增量也增加，該趨勢與模擬結果一致。此外，爆破產(chǎn)生的強沖擊在較少擾動次數(shù)就導致圍巖產(chǎn)生10%左右損傷增量。當擾動強度較小，但擾動次數(shù)足夠多，同樣也會造成較嚴重的圍巖損傷破壞。對比圖10和圖11可以看出：模擬和實測的損傷增量變化趨勢是一致的，但由于測點3位置巖性不同和測量誤差的存在，其損傷增量與測點1和測點2的差別較大。

圖10 不同擾動次數(shù)的測點損傷增量曲線Fig.10 Damage increment of observation points under different times of disturbance

圖11 現(xiàn)場實測不同爆破擾動次數(shù)下?lián)p傷增量曲線[37]Fig.11 Damage increment of field monitor points under different times of blasting[37]

4.3 埋深對圍巖破壞的影響

煤層埋深決定了地應力水平，埋深越大，地應力越高。通過設置不同煤層埋深，得到了不同埋深條件下圍巖破壞規(guī)律。圖12所示為不同埋深條件下巷道圍巖遭受100次擾動后損傷分布。從圖12可以看出：埋深越大，圍巖損傷程度和范圍越大。在埋深為400 m時，在頂?shù)装鍑鷰r內(nèi)損傷范圍僅位于頂?shù)装?。隨著埋深增加，最大損傷程度增加，而且損傷范圍也增大。在埋深為800 m時，圍巖內(nèi)出現(xiàn)多條貫通的損傷帶，并且逐漸向深部圍巖內(nèi)擴展，形成損傷破壞帶。受動力擾動影響，左側圍巖內(nèi)損傷發(fā)育要明顯比右側的高。當埋深達到1 000 m時，左側圍巖損傷程度嚴重，左幫底腳已出現(xiàn)嚴重破壞。損傷破壞帶延伸至深部，在水平方向上圍巖損傷破壞范圍約是4 m，垂直方向上達8 m。對比不同深度圍巖損傷程度和范圍可以發(fā)現(xiàn)：在深部埋深時外部擾動造成圍巖的最大損傷程度更大，而且損傷范圍更廣。這說明了埋深的增加導致圍巖整體應力水平更高，更易產(chǎn)生破壞進入塑性損傷狀態(tài)，且損傷帶更易貫通，造成圍巖的整體失穩(wěn)破壞。

圖12 不同埋深圍巖損傷增量示意圖Fig.12 Damage increment of coal in different depth

5 結論

1)頻繁動力擾動造成巷道左幫破壞嚴重，圍巖產(chǎn)生較大位移，圍巖損傷破壞導致形成多條貫通的損傷破壞區(qū)。在地應力和頻繁擾動應力共同作用下，左幫圍巖受動力擾動破壞影響，塑性區(qū)內(nèi)裂隙大量擴展和發(fā)育，引起煤體的損傷累積，在頂?shù)装鍑鷰r裂隙貫通，形成多條連通的損傷帶。最主要的損傷貫通帶距離左幫約2 m，由底板延伸至巷道左側上部，與頂板損傷帶交匯于巷道左上方。

2)動力擾動次數(shù)決定了圍巖損傷的累積量，造成圍巖破壞形態(tài)的不同。隨著擾動次數(shù)的增加，左側圍巖損傷程度明顯增加，損傷范圍也增加。左側底部的損傷區(qū)域向內(nèi)部延伸。損傷區(qū)域更加集中，而且損傷程度明顯大于其他區(qū)域的損傷程度。擾動次數(shù)超過臨界點后，圍巖損傷程度大幅增加，易引起圍巖區(qū)域性的嚴重破壞。

3)不同埋深下頻繁動力擾動造成圍巖破壞特征不同。在埋深較小時，圍巖變形和破壞較輕，損傷破壞不明顯。隨著埋深增加，圍巖地應力增加，在擾動應力的疊加作用下，導致圍巖最大損傷程度增加，而且損傷范圍也增大加劇，損傷帶延伸距離更遠。埋深的增加導致圍巖整體應力水平更高，更易產(chǎn)生破壞進入塑性損傷狀態(tài)，且損傷帶貫通范圍增大，更易造成圍巖的整體失穩(wěn)破壞。