基于合成巖體方法的正交裂隙煤體圍壓效應(yīng)研究

王曉卿，康紅普，高富強(qiáng)

(1.中煤科工開(kāi)采研究院有限公司，北京 100013; 2.煤炭資源高效開(kāi)采與潔凈利用國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)，北京 100013; 3.煤炭科學(xué)研究總院 開(kāi)采研究分院，北京 100013)

煤體中通常包含3組結(jié)構(gòu)面，分別為層理、面割理和端割理，均產(chǎn)生于成煤時(shí)期，3組結(jié)構(gòu)面往往垂直分布[1]，因此煤體結(jié)構(gòu)面分布具有正交特點(diǎn)。本文將含有正交結(jié)構(gòu)面網(wǎng)絡(luò)的煤體稱為正交裂隙煤體。受構(gòu)造運(yùn)動(dòng)影響，煤體內(nèi)有時(shí)還包含有成組分布的構(gòu)造裂隙[2]。煤炭開(kāi)采過(guò)程中需要掘進(jìn)大量巷道，對(duì)于巷道圍巖而言，開(kāi)挖過(guò)程相當(dāng)于圍壓減小的過(guò)程，而巷道支護(hù)在一定程度上相當(dāng)于圍壓增大的過(guò)程。如果開(kāi)挖或支護(hù)不當(dāng)，往往造成巷道圍巖的劇烈變形破壞，影響巷道的正常使用。因此，研究正交裂隙煤體的圍壓效應(yīng)與破壞機(jī)理可為煤礦巷道的科學(xué)開(kāi)挖與支護(hù)提供理論依據(jù)。

由于裂隙巖體采樣較為困難，裂隙巖體力學(xué)性質(zhì)的研究往往采用物理模擬和數(shù)值模擬的方法。受制于裂隙巖體試樣制備水平，物理模擬只能制備包含單裂隙或規(guī)則分布裂隙的巖體試樣，不能制備復(fù)雜裂隙巖體試樣。肖桃李等[3-4]制備了包含單裂隙和斷續(xù)貫通雙裂隙的類巖石試樣，通過(guò)開(kāi)展常規(guī)三軸壓縮試驗(yàn)，分析了裂隙巖體的破壞模式以及圍壓對(duì)強(qiáng)度、變形特性的影響。黃彥華等[5]制備了包含不平行雙裂隙的類砂巖試樣，開(kāi)展了不同圍壓條件下的常規(guī)三軸壓縮試驗(yàn)，分析了不平行雙裂隙類砂巖試樣的強(qiáng)度、變形參數(shù)以及破壞模式。肖維民等[6]采用石膏材料制作了具有不同傾角的柱狀節(jié)理巖體試樣，通過(guò)開(kāi)展不同圍壓的三軸壓縮試驗(yàn)，系統(tǒng)研究了傾角對(duì)柱狀節(jié)理巖體的變形和強(qiáng)度特性的影響，并對(duì)破壞類型進(jìn)行了歸納總結(jié)。鄧華鋒等[7]制備了包含6種角度的斷續(xù)節(jié)理砂巖試驗(yàn)，通過(guò)開(kāi)展三軸壓縮試驗(yàn)，詳細(xì)分析了節(jié)理傾角和圍壓對(duì)斷續(xù)節(jié)理巖體變形、強(qiáng)度特性和破壞模式的影響。針對(duì)裂隙巖體的數(shù)值模擬往往采用離散元方法。IVARS等[8]于2007年提出了基于顆粒離散元的合成巖體(Synthetic Rock Mass,SRM)方法，通過(guò)建立包含巖塊和結(jié)構(gòu)面的合成巖體模型，開(kāi)展不同加載形式的數(shù)值試驗(yàn)，能夠模擬巖塊裂隙孕育、擴(kuò)展和貫通的整個(gè)過(guò)程，以及結(jié)構(gòu)面的滑移和張開(kāi)，尤為適合研究復(fù)雜裂隙巖體的變形破壞過(guò)程。FARAHMAND等[9]采用SRM方法研究了三軸壓縮和單軸壓縮條件下中等節(jié)理化巖體的力學(xué)特性，分析了其力學(xué)特性的尺寸效應(yīng)，通過(guò)與Hoek-Brown經(jīng)驗(yàn)準(zhǔn)則比對(duì)，證實(shí)了模擬結(jié)果的可靠性。ZHOU等[10]采用SRM方法研究了裂隙傾角和圍壓對(duì)單裂隙巖體力學(xué)性質(zhì)的影響規(guī)律，以及三軸壓縮條件下平行裂隙巖體力學(xué)性質(zhì)的各向異性和尺寸效應(yīng)。HUANG等[11]采用SRM方法研究了包含兩條不平行裂隙的巖石試樣在三軸壓縮條件下的強(qiáng)度、變形特征，分析了裂隙的擴(kuò)展貫通模式，并通過(guò)物理試驗(yàn)驗(yàn)證了模擬結(jié)果。

綜上分析，已有大量關(guān)于裂隙巖體圍壓效應(yīng)、破壞模式與機(jī)理的研究，揭示了特定條件下裂隙巖體力學(xué)性質(zhì)隨圍壓的變化特點(diǎn)，但基本所有研究都針對(duì)單裂隙或者規(guī)則分布裂隙巖體，少有涉及復(fù)雜裂隙巖體，更少涉及含復(fù)雜正交裂隙的煤體。為闡明正交裂隙煤體的圍壓效應(yīng)與破壞機(jī)理，基于結(jié)構(gòu)面采樣與參數(shù)標(biāo)定試驗(yàn)構(gòu)建具有真實(shí)結(jié)構(gòu)面分布的正交裂隙煤體模型，開(kāi)展不同圍壓的常規(guī)三軸壓縮試驗(yàn)，系統(tǒng)分析圍壓對(duì)正交裂隙煤體破壞特征、強(qiáng)度特性、變形行為的影響，定量評(píng)估結(jié)構(gòu)面活化對(duì)煤體破壞的貢獻(xiàn)程度，提出并驗(yàn)證圍壓條件下正交裂隙煤體的破壞機(jī)理。上述研究是將合成巖體方法應(yīng)用于煤體力學(xué)行為研究的嘗試，系統(tǒng)考慮了煤體結(jié)構(gòu)面的影響，有助于促進(jìn)煤炭開(kāi)采的精細(xì)化研究。

1 合成巖體方法

巖體由巖塊和結(jié)構(gòu)面組成。在PFC中，分別采用黏結(jié)顆粒模型(Bonded Particle Model,BPM)和離散裂隙網(wǎng)絡(luò)(Discrete Fracture Network,DFN)表示巖塊和結(jié)構(gòu)面[8]。BPM為相互黏結(jié)的顆粒集合體，通常選用平行黏結(jié)接觸模型來(lái)模擬類巖石材料[8]。DFN基于結(jié)構(gòu)面采樣與統(tǒng)計(jì)利用蒙特卡洛方法生成[12]，用于描述結(jié)構(gòu)面的分布。PFC將BPM和DFN相交位置的平行黏結(jié)接觸模型替換為光滑節(jié)理接觸模型[8]，生成可準(zhǔn)確表征巖體結(jié)構(gòu)的合成巖體(SRM)模型，并針對(duì)SRM模型進(jìn)行不同加載形式的數(shù)值試驗(yàn)，獲得力學(xué)響應(yīng)。合成巖體方法如圖1所示。巖體破壞包括結(jié)構(gòu)面等原生裂隙活化和巖塊新裂隙產(chǎn)生，與此對(duì)應(yīng)，SRM模型有2種破壞形式：一種為DFN破壞，表現(xiàn)為光滑節(jié)理接觸模型消失，表示結(jié)構(gòu)面活化;另一種為BPM破壞，表現(xiàn)為平行黏結(jié)接觸模型破壞產(chǎn)生拉伸微裂縫和剪切微裂縫，表示巖塊破壞。

圖1 合成巖體方法示意Fig.1 Process of SRM approach

2 正交裂隙煤體模型構(gòu)建

2.1 正交裂隙煤體DFN構(gòu)建

寺河礦3號(hào)煤層煤體單軸抗壓強(qiáng)度高達(dá)30 MPa，但由于賦存有層理、面割理和端割理3組近似正交結(jié)構(gòu)面，煤體仍易破壞并呈現(xiàn)出塊狀破壞特征。選取某新掘鉆場(chǎng)為采樣區(qū)域，借鑒地面巖體結(jié)構(gòu)面采樣方法[12]，在鉆場(chǎng)的不同外露面布置測(cè)線和測(cè)窗，以實(shí)現(xiàn)不同分組結(jié)構(gòu)面采樣，測(cè)量結(jié)構(gòu)面的方位、跡長(zhǎng)和間距等參數(shù)。共采樣28條層理、40條面割理和51條端割理，分別統(tǒng)計(jì)各分組結(jié)構(gòu)面的傾角、傾向、跡長(zhǎng)與間距服從的概率分布，見(jiàn)表1，以此為基礎(chǔ)，借助FracMan軟件的復(fù)雜裂隙建模功能并編制接口程序，實(shí)現(xiàn)尺寸為4 m×4 m×4 m(長(zhǎng)×寬×高)的煤體DFN在PFC3D中的構(gòu)建，如圖2(a)所示。在煤體DFN中生成2個(gè)直徑為130 mm、長(zhǎng)度為4 m的數(shù)字鉆孔(圖2(a))，通過(guò)編制FISH函數(shù)計(jì)算數(shù)字鉆孔與DFN的截割情況得到數(shù)字RQD值。從定性來(lái)看，3組結(jié)構(gòu)面近似垂直，并且割理發(fā)育在層理之間、端割理在面割理處截止(圖2(b))，符合煤體結(jié)構(gòu)面的典型分布特征[1]。從定量角度分析，通過(guò)與同位置、同規(guī)格鉆孔的實(shí)測(cè)RQD值對(duì)比，數(shù)字結(jié)果在RQD值和塊度分布方面均與實(shí)測(cè)結(jié)果較為接近[13]，表明煤體DFN可以準(zhǔn)確描述煤體結(jié)構(gòu)面分布。

表1 正交裂隙煤體結(jié)構(gòu)面參數(shù)概率分布Table 1 Probability distributions of joints parameters in coal mass containing orthogonal fractures

圖2 具有正交分布特點(diǎn)的煤體DFNFig.2 Coal DFN characterized by orthogonal fractures

將巖體力學(xué)性質(zhì)趨于穩(wěn)定的最小尺寸稱為表征單元體體積(Representative Elementary Volume,REV)[14]，分析REV尺寸巖體的力學(xué)性質(zhì)具有代表意義。REV可通過(guò)分析結(jié)構(gòu)面密度隨巖體尺寸的變化情況確定?；谒鶚?gòu)建的煤體DFN確定的煤體REV為1.0 m×1.0 m×2.0 m(長(zhǎng)×寬×高)[13]，與其他文獻(xiàn)的煤體REV[15]基本一致，也從側(cè)面進(jìn)一步驗(yàn)證了所構(gòu)建煤體DFN的合理性。

2.2 正交裂隙煤體SRM模型構(gòu)建

煤體SRM模型的主要參數(shù)包括顆粒粒徑、平行黏結(jié)接觸模型細(xì)觀參數(shù)與光滑節(jié)理接觸模型細(xì)觀參數(shù)。為保證光滑節(jié)理接觸模型對(duì)結(jié)構(gòu)面的仿真效果，文獻(xiàn)[16]建議結(jié)構(gòu)面之間分布的顆粒數(shù)量不應(yīng)小于5個(gè)。煤體DFN中結(jié)構(gòu)面間距普遍大于10 cm，因此顆粒粒徑應(yīng)在1.6～2.0 cm。平行黏結(jié)接觸模型與光滑節(jié)理接觸模型的細(xì)觀參數(shù)通過(guò)“trial and error”的方法標(biāo)定[17]，首先通過(guò)煤塊單軸壓縮與煤體結(jié)構(gòu)面直剪實(shí)驗(yàn)室試驗(yàn)獲得相應(yīng)的煤體宏觀力學(xué)參數(shù)，然后在PFC3D中構(gòu)建與實(shí)驗(yàn)室試驗(yàn)對(duì)應(yīng)的數(shù)值模型，通過(guò)不斷調(diào)整細(xì)觀參數(shù)，直至匹配實(shí)驗(yàn)室試驗(yàn)結(jié)果，具體過(guò)程參見(jiàn)文獻(xiàn)[18]，參數(shù)標(biāo)定結(jié)果見(jiàn)表2。

表2 正交裂隙煤體SRM模型參數(shù)標(biāo)定結(jié)果Table 2 Parameters calibration results for SRM model of coal containing orthogonal fractures

參照?qǐng)D1所示的合成巖體方法，將煤體DFN引入煤體BPM中，刪除煤體BPM以外的煤體DFN，利用光滑節(jié)理接觸模型替代煤體BPM與DFN相交位置的平行黏結(jié)接觸模型，完成REV尺寸正交裂隙煤體SRM模型的構(gòu)建，顆粒數(shù)量高達(dá)518 432個(gè)，如圖3所示。

圖3 正交裂隙煤體SRM模型構(gòu)建Fig.3 Construction for SRM model of coal mass containing orthogonal fractures

3 正交裂隙煤體圍壓效應(yīng)分析

3.1 三軸壓縮模型與模擬方案

REV尺寸正交裂隙煤體三軸壓縮模型如圖4所示。在煤體SRM模型的頂、底面與側(cè)面布置墻體，其中頂、底面墻體作為加載板，側(cè)方墻體作為伺服機(jī)構(gòu)用于施加圍壓[17]，所有墻體尺寸均為相應(yīng)方向模型尺寸的1.2倍。加載步驟:① 對(duì)所有墻體設(shè)置伺服控制，加載使模型3個(gè)方向同步達(dá)到圍壓;② 保留側(cè)向墻體的伺服控制以保持圍壓，取消軸向加載板的伺服控制;③ 針對(duì)頂、底加載板施加相向的加載速度，開(kāi)始常規(guī)三軸壓縮模擬。通過(guò)加載速度對(duì)比試驗(yàn)，確定加載速度為0.1 m/s。墻體和模型之間的摩擦因數(shù)設(shè)置為0，以消除端面效應(yīng)。監(jiān)測(cè)對(duì)象包括軸向應(yīng)力、圍壓、軸向應(yīng)變、側(cè)向應(yīng)變、體積應(yīng)變與微裂縫數(shù)量等。分別針對(duì)煤體SRM模型施加0,1,5,10 MPa的圍壓，對(duì)比不同圍壓條件下煤體SRM模型的破壞特征、強(qiáng)度特性、變形行為，其中0圍壓對(duì)應(yīng)單軸壓縮情形。

圖4 REV尺寸正交裂隙煤體三軸壓縮模型Fig.4 Triaxial-compression model of coal mass containing orthogonal fractures with REV size

3.2 圍壓對(duì)煤體破壞特征的影響

不同圍壓條件下正交裂隙煤體的破壞模擬結(jié)果如圖5所示。由圖5(a)可知，無(wú)圍壓時(shí)，正交裂隙煤體發(fā)生劈裂破壞，產(chǎn)生嚴(yán)重的側(cè)向不連續(xù)變形，裂隙與結(jié)構(gòu)面位置一致，主要為結(jié)構(gòu)面活化裂隙，還包括少量起始于其端部、由拉伸微裂縫組成的翼裂紋[19]，表明煤體破壞由結(jié)構(gòu)面主導(dǎo)。在合成巖體方法中，剪切閉合裂隙很難直觀顯示，但在其滑移過(guò)程中剪切面兩側(cè)顆粒之間必然產(chǎn)生linear接觸模型[17]，可通過(guò)linear接觸模型間接展示剪切閉合裂隙的形態(tài)。由圖5(b),(c)可知，當(dāng)圍壓為1和5 MPa時(shí)，加載后煤體較為規(guī)整，但內(nèi)部出現(xiàn)傾斜剪切閉合裂隙，圍壓1 MPa時(shí)裂隙面受局部結(jié)構(gòu)面影響呈平底菱形，圍壓5 MPa時(shí)呈對(duì)角菱形，表明中、低圍壓時(shí)正交裂隙煤體發(fā)生剪切破壞。當(dāng)圍壓為10 MPa時(shí)，煤體仍然較為規(guī)整，但未出現(xiàn)剪切裂隙面，拉伸微裂縫與剪切微裂縫遍布整個(gè)模型，如圖5(d)所示，表明大量煤體顆粒間發(fā)生微小剪切滑移，正交裂隙煤體發(fā)生塑性流動(dòng)破壞。

圖5 不同圍壓條件下正交裂隙煤體破壞模擬結(jié)果Fig.5 Failure simulation results of coal mass containing orthogonal fractures under different confining pressures

不同圍壓條件下拉伸微裂縫與剪切微裂縫模擬結(jié)果如圖6所示。隨圍壓增大，拉伸微裂縫數(shù)量、剪切微裂縫數(shù)量與剪拉微裂縫比率均快速增大，表明煤塊破壞增多、結(jié)構(gòu)面活化減少，煤塊破壞形式由拉伸向剪切轉(zhuǎn)變，與煤體破壞特征分析相吻合。

圖6 不同圍壓條件下微裂縫模擬結(jié)果Fig.6 Simulation results of micro cracks under different confining pressures

3.3 圍壓對(duì)煤體強(qiáng)度特性的影響

正交裂隙煤體在不同圍壓條件下的抗壓強(qiáng)度模擬結(jié)果如圖7所示。由圖7(a)可知，無(wú)圍壓時(shí)煤體的抗壓強(qiáng)度較小，殘余強(qiáng)度接近為0。當(dāng)圍壓增大至1 MPa時(shí)，煤體的抗壓強(qiáng)度及殘余強(qiáng)度均顯著提升，但峰后應(yīng)力下降較快，仍表現(xiàn)出脆性。當(dāng)圍壓增大至5 MPa時(shí)，峰值強(qiáng)度及殘余強(qiáng)度繼續(xù)提升，峰值區(qū)變得平滑，峰后應(yīng)力下降變得平緩，呈現(xiàn)由脆性向塑性轉(zhuǎn)化的過(guò)渡狀態(tài)。當(dāng)圍壓增大至10 MPa時(shí)，抗壓強(qiáng)度繼續(xù)增大但峰值區(qū)不再明顯，應(yīng)力趨于穩(wěn)定而應(yīng)變持續(xù)增加，呈現(xiàn)塑性流動(dòng)狀態(tài)[20]，與煤體破壞特征分析結(jié)果一致(圖5(d))。此外，煤體的彈性模量隨圍壓增大，但增大趨勢(shì)逐步變緩。由圖7(b)可知，正交裂隙煤體的抗壓強(qiáng)度在低圍壓時(shí)增幅更大，表明正交裂隙煤體的抗壓強(qiáng)度在低圍壓時(shí)對(duì)圍壓更為敏感。

圖7 不同圍壓條件下正交裂隙煤體抗壓強(qiáng)度模擬結(jié)果Fig.7 Simulation results of compressive strength of coal mass containing orthogonal fractures under different confining pressures

3.4 圍壓對(duì)煤體變形行為的影響

不同圍壓條件下正交裂隙煤體變形模擬結(jié)果如圖8所示(其中，ε1為軸向應(yīng)變；ε2為側(cè)向應(yīng)變；εv為體積應(yīng)變；σd為軸向應(yīng)力與圍壓的應(yīng)力差)。無(wú)圍壓時(shí)，加載初始煤體存在極其短暫的體積壓縮，如圖8(a)中的放大圖，并在應(yīng)力極低(0.2 MPa)時(shí)恢復(fù)至初始體積，隨后迅速擴(kuò)容至原體積的1.2倍。體積應(yīng)變較大且主要來(lái)自于側(cè)向應(yīng)變，表明煤體發(fā)生了嚴(yán)重的側(cè)向變形，與圖5(a)所示的煤體變形破壞特征一致。當(dāng)圍壓為1和5 MPa時(shí)，煤體均存在明顯的體積壓縮階段，體積壓縮先增大后減小，并在峰后某處恢復(fù)至初始體積，隨后出現(xiàn)較小的體積擴(kuò)容;體積應(yīng)變較小且為負(fù)值，表明煤體出現(xiàn)輕微膨脹變形(圖8(b),(c))。由圖8(d)可知，當(dāng)圍壓增大至10 MPa時(shí)，煤體體積壓縮隨加載而增大，體積應(yīng)變?cè)诜逯蹈浇_(dá)到最大，并在后續(xù)加載中保持不變，表明煤體的軸向壓縮變形與側(cè)向膨脹變形達(dá)到動(dòng)態(tài)平衡，表現(xiàn)為塑性流動(dòng)狀態(tài)。

圖8 不同圍壓條件下正交裂隙煤體變形模擬結(jié)果Fig.8 Simulation results for deformation of coal mass under different confining pressures

綜上分析，無(wú)圍壓時(shí)正交裂隙煤體發(fā)生了嚴(yán)重的膨脹變形，中、低圍壓時(shí)正交裂隙煤體僅出現(xiàn)輕微膨脹變形，高圍壓時(shí)正交裂隙煤體始終處于壓縮狀態(tài)，表明圍壓顯著提高正交裂隙煤體抵抗膨脹變形的能力，并且在低圍壓時(shí)提高效果更為明顯。

3.5 圍壓對(duì)煤體結(jié)構(gòu)面活化的影響

結(jié)構(gòu)面活化裂隙和巖塊裂隙共同組成了巖體破壞裂隙，為評(píng)估結(jié)構(gòu)面對(duì)巖體破壞的貢獻(xiàn)程度，提出結(jié)構(gòu)面活化系數(shù)的概念。在合成巖體方法中，結(jié)構(gòu)面活化表現(xiàn)為光滑節(jié)理接觸模型隨兩側(cè)顆粒運(yùn)動(dòng)而消失，因此可將結(jié)構(gòu)面活化系數(shù)定義為光滑節(jié)理接觸模型減少數(shù)量與初始數(shù)量的比值:

(1)

式中，NSJ為光滑節(jié)理接觸模型的初始數(shù)量;ΔNSJ為光滑節(jié)理接觸模型減少的數(shù)量。

不同圍壓條件下結(jié)構(gòu)面活化系數(shù)計(jì)算結(jié)果如圖9所示。無(wú)圍壓時(shí)，結(jié)構(gòu)面活化系數(shù)高達(dá)91.9%，表明絕大部分結(jié)構(gòu)面活化并形成裂隙，與圖5(a)所示的煤體結(jié)構(gòu)面主導(dǎo)性破壞一致。隨圍壓增大，結(jié)構(gòu)面活化系數(shù)迅速降低，尤其在圍壓增加至1 MPa時(shí)，降幅高達(dá)67%，表明結(jié)構(gòu)面活化形成裂隙的比例急劇下降;在圍壓為10 MPa時(shí)，結(jié)構(gòu)面活化系數(shù)僅為2.1%，表明基本沒(méi)有結(jié)構(gòu)面活化形成裂隙，煤體破壞基本為煤塊破壞。綜上分析，隨圍壓增大，結(jié)構(gòu)面活化比例不斷降低，結(jié)構(gòu)面對(duì)煤體力學(xué)性質(zhì)的影響減弱乃至消失，在低圍壓時(shí)減弱程度更為顯著。

圖9 不同圍壓條件下結(jié)構(gòu)面活化系數(shù)計(jì)算結(jié)果Fig.9 Calculation results of joints-activation ratio under different confining pressures

4 正交裂隙煤體破壞機(jī)理分析

4.1 結(jié)構(gòu)面活化與翼裂紋形成機(jī)制

煤體內(nèi)結(jié)構(gòu)面分布極不均勻，在加載力作用下，平行加載方向的結(jié)構(gòu)面兩側(cè)煤體出現(xiàn)錯(cuò)動(dòng)，形成結(jié)構(gòu)面剪切，由于結(jié)構(gòu)面煤壁粗糙，結(jié)構(gòu)面剪切滑移過(guò)程必然伴隨剪脹，在滑移和剪脹作用下結(jié)構(gòu)面活化形成裂隙。在結(jié)構(gòu)面活化過(guò)程中，結(jié)構(gòu)面端部以里與以外煤體的位移不同，在結(jié)構(gòu)面端部產(chǎn)生切向拉應(yīng)力，進(jìn)一步產(chǎn)生切向拉裂紋，由于裂紋擴(kuò)展與最大主應(yīng)力方向具有一致性，隨加載進(jìn)行，拉裂紋逐漸轉(zhuǎn)向加載方向，形成壓致拉裂機(jī)制的翼裂紋[19]，如圖10所示。圖5(a)展示了無(wú)圍壓條件下結(jié)構(gòu)面活化裂隙與翼裂紋的形成。

圖10 結(jié)構(gòu)面活化和翼裂紋形成機(jī)制示意Fig.10 Diagram of joints activation and wing crack forming mechanisms

4.2 圍壓條件下正交裂隙煤體破壞機(jī)理

無(wú)圍壓時(shí)，平行加載方向的結(jié)構(gòu)面形成結(jié)構(gòu)面活化裂隙并在其端部發(fā)育出翼裂紋，這些裂隙彼此連通，或翼裂紋連通至煤體邊界，或形成貫通的結(jié)構(gòu)面活化裂隙，最終導(dǎo)致煤體破壞，無(wú)圍壓煤體破壞即屬此類。圍壓會(huì)增大結(jié)構(gòu)面上的正應(yīng)力，使裂隙承載能力提高，從而增加結(jié)構(gòu)面活化難度。若圍壓不高，結(jié)構(gòu)面仍然可以活化為一定規(guī)模、一定尺寸的結(jié)構(gòu)面活化裂隙，其數(shù)量和分布將影響煤體破壞裂隙形態(tài)，但隨圍壓增大其影響程度變?nèi)酰?和5 MPa圍壓條件下的煤體破壞則屬此類。若圍壓較高，結(jié)構(gòu)面不能形成結(jié)構(gòu)面活化裂隙(圖9)，進(jìn)而影響正交裂隙煤體破壞，詳見(jiàn)10 MPa圍壓條件下的煤體破壞。由于結(jié)構(gòu)面剪切力學(xué)性質(zhì)對(duì)正應(yīng)力較為敏感[18]，很小的圍壓將顯著增大結(jié)構(gòu)面活化的難度，因此正交裂隙煤體的圍壓效應(yīng)在低圍壓時(shí)更為顯著。

為驗(yàn)證正交裂隙煤體的破壞機(jī)理，提取不同圍壓條件下的煤體切片，如圖11所示。

由圖11(a)可知，無(wú)圍壓時(shí)，煤體切片上既有貫通的結(jié)構(gòu)面活化裂隙，也有非貫通的結(jié)構(gòu)面活化裂隙及其端部的翼裂紋。當(dāng)圍壓為1 MPa時(shí)，煤體切片上存在一些小尺寸的結(jié)構(gòu)面活化裂隙，如圖11(b)中的圈注，結(jié)構(gòu)面活化比例為30.4%(圖9)，其分布對(duì)破壞裂隙形態(tài)有明顯影響，而當(dāng)圍壓增大至5 MPa時(shí)，仍存在結(jié)構(gòu)面活化裂隙但顯著減少，如圖11(c)所示，結(jié)構(gòu)面活化比例僅為15.0%(圖9)。當(dāng)圍壓為10 MPa時(shí)，不再形成結(jié)構(gòu)面活化裂隙，結(jié)構(gòu)面不影響煤體破壞，相當(dāng)于同尺寸的煤塊破壞，如圖11(d)所示。

圖11 不同圍壓條件下的煤體切片F(xiàn)ig.11 Cut planes of coal mass under different confining pressures

5 結(jié) 論

(1)正交裂隙煤體力學(xué)性質(zhì)表現(xiàn)出明顯的圍壓效應(yīng)。隨圍壓增大，煤體的抗壓強(qiáng)度、殘余強(qiáng)度、彈性模量增大，抵抗膨脹變形能力增強(qiáng);塑性增強(qiáng)，力學(xué)性質(zhì)表現(xiàn)出脆延轉(zhuǎn)化;煤塊破壞形式由拉伸轉(zhuǎn)為剪切;結(jié)構(gòu)面活化比例降低，對(duì)煤體力學(xué)性質(zhì)的影響減弱乃至消失。

(2)存在圍壓時(shí)結(jié)構(gòu)面活化難度急劇增加，正交裂隙煤體的圍壓效應(yīng)在低圍壓時(shí)更為顯著。

(3)無(wú)圍壓時(shí)，正交裂隙煤體發(fā)生劈裂破壞，裂隙由結(jié)構(gòu)面活化裂隙和翼裂紋組成;中、低圍壓時(shí)，正交裂隙煤體發(fā)生剪切破壞，形成傾斜剪切裂隙;高圍壓時(shí)，正交裂隙煤體發(fā)生塑性流動(dòng)破壞，微裂縫遍布煤體。

(4)無(wú)圍壓時(shí)，結(jié)構(gòu)面控制正交裂隙煤體的破壞;中、低圍壓時(shí)，結(jié)構(gòu)面影響正交裂隙煤體破壞裂隙的形態(tài)，但隨圍壓增大影響程度變?nèi)?高圍壓時(shí)，正交裂隙煤體的破壞不受結(jié)構(gòu)面影響。