不同卸荷應(yīng)力路徑下煤樣破壞特征實(shí)驗(yàn)研究

蔚斐，張通，劉文杰,，譚輝，楊鑫,，于祥,

（1.安徽理工大學(xué) 礦業(yè)工程學(xué)院，安徽 淮南 232001；2.合肥綜合性國家科學(xué)中心 能源研究院（安徽省能源實(shí)驗(yàn)室），安徽 合肥 230031；3.安徽理工大學(xué) 深部煤礦采動(dòng)響應(yīng)與災(zāi)害防控國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，安徽 淮南 232001）

0 引言

隨著我國經(jīng)濟(jì)迅速發(fā)展，能源需求量與日俱增，煤炭仍將是我國的主導(dǎo)能源并維持高強(qiáng)度采掘。在原位多應(yīng)力環(huán)境下，大量彈性能蘊(yùn)藏于煤體，一定程度上彈性能突然釋放加劇了煤體發(fā)生拉-剪復(fù)合式破壞的進(jìn)程，進(jìn)而引發(fā)煤巖系統(tǒng)失穩(wěn)，導(dǎo)致沖擊地壓事件逐年增加。因此，對(duì)煤樣破壞力學(xué)損傷機(jī)理進(jìn)行研究具有重要的現(xiàn)實(shí)意義。

近年來，國內(nèi)外學(xué)者對(duì)煤巖力學(xué)破壞特征的研究取得了豐碩成果[1]。胡國忠等[2]探究了微波致裂弱化法降低硬煤沖擊傾向性的實(shí)效性，研究了微波輻射對(duì)煤體的動(dòng)態(tài)破壞時(shí)間、沖擊能量指數(shù)、彈性能指數(shù)、單軸抗壓強(qiáng)度和縱波波速的影響規(guī)律。齊慶新等[3]提出了以應(yīng)力控制為中心、以單位應(yīng)力梯度為表征的沖擊地壓應(yīng)力控制理論。竇鳳金等[4]研究了巨厚煤層應(yīng)力集中誘發(fā)沖擊礦壓的作用機(jī)理，認(rèn)為在較高的動(dòng)態(tài)應(yīng)力集中作用下，煤體聚集了大量彈性能，形成變化較大的錯(cuò)動(dòng)剪應(yīng)力，加劇了煤體破壞。劉廣建[5]分析了裂縫煤巖失穩(wěn)的力學(xué)響應(yīng)，研究了裂縫煤巖煤樣的損傷機(jī)制、動(dòng)態(tài)破裂特征及裂縫煤巖體沖擊失穩(wěn)的力學(xué)機(jī)制。齊慶新等[6]澄清了煤巖動(dòng)力災(zāi)害防控中的一些模糊概念，建立了用于統(tǒng)一描述沖擊地壓和煤與瓦斯突出發(fā)生機(jī)理的廣義“三因素”理論。P.K.Kaiser 等[7]研究了煤巖破壞過程中的損傷變量，通過數(shù)值模擬對(duì)能量釋放進(jìn)行了理論分析。楊磊[8]研究了聲發(fā)射與沖擊傾向性的關(guān)聯(lián)性，發(fā)現(xiàn)聲發(fā)射總能量數(shù)、定位事件數(shù)與沖擊傾向性呈正相關(guān)關(guān)系，從一定程度上揭示了煤體積聚和釋放彈性能的能力。李勛達(dá)[9]對(duì)不同種類煤巖煤樣進(jìn)行了單軸壓縮破壞，揭示了聲發(fā)射前兆信息特征，為煤礦動(dòng)力災(zāi)害防治提供了理論基礎(chǔ)。崔峰等[10]建立了強(qiáng)沖擊傾向性煤層上部“倒梯形”覆巖結(jié)構(gòu)與沖擊發(fā)生臨界位置的關(guān)鍵層結(jié)構(gòu)力學(xué)模型。左建平等[11-12]探究了單軸壓縮條件下煤巖組合體的力學(xué)特征和沖擊傾向性變化規(guī)律，分析了分級(jí)加卸載實(shí)驗(yàn)條件下的煤體破壞機(jī)制。楊磊等[13]研究了煤巖組合體的能量演化規(guī)律與破壞機(jī)制，指出煤巖體單軸受載過程中，煤體率先達(dá)到儲(chǔ)能極限發(fā)生破壞，煤體破壞瞬間釋放的能量導(dǎo)致張拉破壞。潘一山等[14]提出了復(fù)合災(zāi)害機(jī)理關(guān)鍵點(diǎn)在于揭示巷道整體系統(tǒng)和破碎區(qū)子系統(tǒng)的穩(wěn)定原理及兩者間的相互影響。Dou Linming 等[15]提出了動(dòng)靜載相結(jié)合引起的沖擊地壓機(jī)理。齊慶新等[16]提出以應(yīng)力控制為中心，采用相似模擬和數(shù)值模擬分析了原巖應(yīng)力、構(gòu)造應(yīng)力、采動(dòng)應(yīng)力對(duì)沖擊地壓發(fā)生的影響。

上述對(duì)煤樣變形強(qiáng)度特性、破壞特征和聲發(fā)射信號(hào)規(guī)律的研究大多基于單軸壓縮實(shí)驗(yàn)、數(shù)值模擬或沖擊傾向性實(shí)驗(yàn)，存在力學(xué)參數(shù)測試較單一、應(yīng)力加載方向局限性較大等缺陷，在反演真實(shí)地質(zhì)情況下數(shù)值模擬效果存在偏差，并且對(duì)煤巖動(dòng)力災(zāi)害和沖擊傾向性判定是基于現(xiàn)場實(shí)驗(yàn)進(jìn)行的宏觀研究，對(duì)于真三軸不同卸荷應(yīng)力路徑下煤樣破壞特性機(jī)理研究較少。針對(duì)上述問題，本文以陜西彬長胡家河煤礦工程地質(zhì)為研究背景，利用高頻振動(dòng)采集及孔內(nèi)成像三軸動(dòng)靜載實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)設(shè)計(jì)了3 種不同卸荷應(yīng)力路徑下煤樣破壞特征實(shí)驗(yàn)，探究煤樣破壞的力學(xué)損傷行為、聲發(fā)射信號(hào)規(guī)律和分形特征，以期為深部煤礦采動(dòng)提供基礎(chǔ)研究。

1 真三軸擾動(dòng)實(shí)驗(yàn)

1.1 煤樣制備

實(shí)驗(yàn)所需煤樣取自陜西彬長胡家河煤礦4 號(hào)煤層，該煤層在礦區(qū)內(nèi)賦存穩(wěn)定，煤層采深為600 m 左右，平均煤層厚度為25 m，煤層傾角為0～3°。4 號(hào)煤層直接頂板巖性以粉砂巖、中粗粒砂巖為主，厚度為30 m 左右；基本頂為中粗粒砂巖，厚度約為50 m；底板以鋁質(zhì)泥巖為主，屬于不穩(wěn)定型底板，厚度約為38 m。經(jīng)過現(xiàn)場微震監(jiān)測，煤層上下分層均具有強(qiáng)沖擊傾向性，頂板具有弱沖擊傾向性，底板無沖擊傾向性。

為控制煤樣的離散性，現(xiàn)場取樣后將未經(jīng)風(fēng)化的煤樣密封后運(yùn)回實(shí)驗(yàn)室。將大塊煤樣經(jīng)過切割機(jī)打磨成100 mm×100 mm×100 mm 單體煤樣（圖1（a））。煤樣加工過程中要求單體煤樣上下端直徑偏差不大于0.3 mm，煤樣表面應(yīng)光滑，避免因不規(guī)則表面產(chǎn)生應(yīng)力集中現(xiàn)象。端面不平行度均要符合GB/T 23561.7-2009《煤和巖石物理力學(xué)性質(zhì)測定方法》的規(guī)定，同時(shí)按照標(biāo)準(zhǔn)制備單軸壓縮煤樣（圖1（b）），測得煤樣基本力學(xué)參數(shù)，見表1。

圖1 加工后煤樣Fig.1 Processed coal samples

表1 煤樣力學(xué)參數(shù)Table 1 Mechanical parameters of coal samples

1.2 實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)與實(shí)驗(yàn)方案

1.2.1 實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)

高頻振動(dòng)采集及孔內(nèi)成像三軸動(dòng)靜載實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)由聲發(fā)射系統(tǒng)、軸加載控制臺(tái)、壓力室和壓力泵等組成，如圖2 所示。該系統(tǒng)可實(shí)現(xiàn)三向載荷獨(dú)立加載，壓力泵用于給壓力室提供壓力，壓力泵恒流加載參數(shù)設(shè)為30 mL/min，軸加載控制臺(tái)用于觀察壓力泵狀況，聲發(fā)射系統(tǒng)可對(duì)煤巖破壞時(shí)釋放的彈性波進(jìn)行實(shí)時(shí)監(jiān)測。

圖2 高頻振動(dòng)采集及孔內(nèi)成像三軸動(dòng)靜載實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)Fig.2 Triaxial dynamic and static load experimental system of high-frequency vibration acquisition and borehole imaging

1.2.2 實(shí)驗(yàn)方案

根據(jù)煤巖體應(yīng)力環(huán)境的演變規(guī)律[17]，設(shè)計(jì)了3 種不同卸荷應(yīng)力路徑下煤樣的真三軸實(shí)驗(yàn)。為避免實(shí)驗(yàn)結(jié)果的偶然性，保證每個(gè)實(shí)驗(yàn)方案不少于3 組煤樣。

在不同卸荷應(yīng)力加卸載中，分別用 σ1表示最小主應(yīng)力，σ2表 示最大主應(yīng)力，σ3表示中間主應(yīng)力；用紅色箭頭表示加載方向，綠色箭頭表示卸載方向。

具體實(shí)驗(yàn)方案如下：

（1）路徑1：將煤樣置于真三軸應(yīng)力環(huán)境中，加載 σ1，σ2，σ3至初始應(yīng)力并使其達(dá)到平衡，隨后繼續(xù)加載 σ3，勻速卸載 σ1，如圖3 所示。具體步驟：首先采用恒流加載方式，以30 mL/min 的流速將 σ1，σ2，σ3加載至1 MPa，將煤樣應(yīng)力環(huán)境狀態(tài)固定。然后將σ3加 載至19.20 MPa，穩(wěn)定3 min。最后將 σ1卸載至0，實(shí)驗(yàn)結(jié)束后保存數(shù)據(jù)。

圖3 路徑1 加卸載Fig.3 Loading and unloading under condition of path 1

（2）路徑2：將煤樣置于真三軸中應(yīng)力環(huán)境中，加載 σ1，σ2，σ3至初始應(yīng)力并使其達(dá)到平衡，隨后繼續(xù)加載 σ3，勻速卸載 σ1和 σ2，如圖4 所示。具體步驟：首先以30 mL/min 的流速將 σ1，σ2，σ3加載至1 MPa，將煤樣應(yīng)力環(huán)境狀態(tài)固定。然后將 σ3加載至10.50 MPa，穩(wěn)定3 min。最后同時(shí)將 σ1和 σ2卸載至0，實(shí)驗(yàn)結(jié)束后保存數(shù)據(jù)。

圖4 路徑2 加卸載Fig.4 Loading and unloading under condition of path 2

（3）路徑3：將煤樣置于真三軸應(yīng)力環(huán)境中，加載σ1，σ2，σ3至 初始應(yīng)力并使其達(dá)到平衡，隨后繼續(xù)加載σ3，勻速卸載 σ2，如圖5 所示。具體步驟：首先以30 mL/min的流速將 σ1，σ2，σ3加載至1 MPa，將煤樣應(yīng)力環(huán)境狀態(tài)固定。然后將 σ3加載至14.92 MPa，穩(wěn)定3 min。最后將 σ2勻速卸載至0，實(shí)驗(yàn)結(jié)束后保存數(shù)據(jù)。

圖5 路徑3 加卸載Fig.5 Loading and unloading under condition of path 3

由上述實(shí)驗(yàn)方案可以繪制出應(yīng)力路徑曲線，如圖6所示?？煽闯雒簶悠茐慕?jīng)歷了初始應(yīng)力階段、應(yīng)力破壞階段及應(yīng)力卸載階段。當(dāng)煤樣處于初始應(yīng)力階段時(shí)，分別將 σ1，σ2，σ3加載至1 MPa；當(dāng)煤樣處于應(yīng)力破壞階段時(shí)，加載 σ3至煤樣破壞，隨后3 種應(yīng)力路徑分別通過變換不同的卸載方式將 σ1，σ2，σ3卸載至0。

圖6 不同卸荷應(yīng)力路徑Fig.6 Different unloading stress paths

2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 煤樣破壞特征分析

通過3 種不同卸荷應(yīng)力路徑進(jìn)行煤樣破壞特征分析，高靜載作用下不同卸荷應(yīng)力路徑煤樣變形破壞特征如圖7 所示。上下表面為軸向應(yīng)力方向，前后表面為最小水平應(yīng)力方向，左右表面為最大水平應(yīng)力方向。

在路徑1 中，觀察煤樣破壞形態(tài)，前后表面各有1 條貫穿煤樣的宏觀裂隙且裂隙靠近邊緣，左右表面裂隙密度較小，上表面有3 條宏觀裂隙，下表面裂隙密度較小，煤樣為拉-剪復(fù)合破壞，如圖7（a）所示。

在路徑2 中，前后表面裂隙相對(duì)于路徑1 實(shí)驗(yàn)的裂隙密度較大，共有8 條貫穿煤樣的宏觀裂隙，左表面裂隙密度較小，右表面出現(xiàn)了環(huán)形裂隙。上下表面有7 條貫穿煤樣的宏觀裂隙，煤樣為拉-剪復(fù)合破壞，如圖7（b）所示。在路徑2 實(shí)驗(yàn)中，最小和最大水平應(yīng)力同時(shí)卸載，使得前后面和左右面抵抗變形能力降低，裂隙密度比路徑1 大。

在路徑3 中，煤樣前表面裂隙密度較小，后表面出現(xiàn)2 條貫穿煤樣的宏觀裂隙。伴隨部分煤樣劈裂現(xiàn)象，左右表面裂隙密度較小，上下表面相對(duì)于路徑2 實(shí)驗(yàn)的裂隙密度更小。這是由于在路徑3 實(shí)驗(yàn)中，卸載最大水平應(yīng)力使得后表面的承載能力降低，產(chǎn)生了較其他表面更多的裂隙，如圖7（c）所示。

圖7 高靜載作用下不同卸荷應(yīng)力路徑煤樣變形破壞特征Fig.7 Deformation and damage characteristics of coal samples in different unloading stress paths under high static load

3 種不同卸荷應(yīng)力路徑下煤樣破壞模式均為拉-剪復(fù)合破壞。由于煤樣均是軸向應(yīng)力（即中間主應(yīng)力）不斷增加，各水平應(yīng)力在逐漸降低的過程中為煤樣提供了拉應(yīng)力，導(dǎo)致不同卸荷應(yīng)力路徑下煤樣各表面破壞形態(tài)顯著不同。

隨著 σ3逐漸增大，煤樣從萌生新裂隙及產(chǎn)生少量原生孔隙到裂隙沿裂紋尖端擴(kuò)張，此時(shí)煤樣以儲(chǔ)能為主，煤樣漸進(jìn)破壞經(jīng)歷了較長的平靜期。煤樣處于六面加載時(shí)，由于煤樣內(nèi)部節(jié)理、層理和裂隙等較為發(fā)育，煤樣非均質(zhì)性較為明顯，此時(shí)隨著 σ3不斷增大，使得煤樣內(nèi)部應(yīng)力非均勻程度逐漸增大，引起裂隙在煤樣中擴(kuò)展、貫通，導(dǎo)致煤樣發(fā)生張拉破壞。隨著 σ3繼 續(xù)增大，煤樣變形破壞逐漸由 σ1和 σ2向縱深發(fā)展，新生裂紋不斷萌生，煤樣中部發(fā)生間歇性張拉，煤樣裂隙不斷發(fā)育至底部，引起煤樣發(fā)生層狀起裂破壞。煤樣發(fā)生第1 次破壞后仍具有一定的承載能力，內(nèi)部仍積聚大量彈性能，隨著應(yīng)力持續(xù)加載，煤樣發(fā)生嚴(yán)重壓剪破壞，在能量驅(qū)動(dòng)下，內(nèi)部煤粉從煤樣裂縫中急劇涌出，煤樣發(fā)生整體性失穩(wěn)破壞。

2.2 煤樣峰值強(qiáng)度特性分析

不同卸荷應(yīng)力路徑下煤樣應(yīng)力峰值強(qiáng)度如圖8所示。①將路徑1 實(shí)驗(yàn)中 σ1，σ2，σ3加載至1 MPa后，穩(wěn)定3 min，加載 σ3至19.20 MPa，煤樣逐漸開始發(fā)生破壞，穩(wěn)定3 min 后卸載 σ1至0，煤樣已經(jīng)破壞。② 將路徑2 實(shí)驗(yàn)中 σ1，σ2，σ3加載至1 MPa 后，穩(wěn)定3 min，加載 σ3至10.50 MPa，煤樣逐漸開始發(fā)生破壞，穩(wěn)定3 min 后卸載 σ1和σ2至0，煤樣已經(jīng)破壞。③將路徑3 實(shí)驗(yàn)中 σ1，σ2，σ3加載至1 MPa 后，穩(wěn)定3 min，加載 σ3至14.92 MPa，煤樣逐漸開始發(fā)生破壞，穩(wěn)定3 min 后卸載 σ2至0，煤樣已經(jīng)破壞。

圖8 不同卸荷應(yīng)力路徑下煤樣應(yīng)力峰值強(qiáng)度Fig.8 Stress peak strength of coal samples at different unloading stress paths

從圖8 可看出：3 種不同卸荷應(yīng)力路徑下應(yīng)力峰值強(qiáng)度存在明顯差異，路徑1 應(yīng)力峰值強(qiáng)度為19.20 MPa，路徑2 應(yīng)力峰值強(qiáng)度為10.50 MPa，路徑3 應(yīng)力峰值強(qiáng)度為14.92 MPa，應(yīng)力峰值強(qiáng)度平均值為14.87 MPa。利用方差算術(shù)平方根可計(jì)算得到3 種不同卸荷應(yīng)力路徑下應(yīng)力峰值強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)差達(dá)4.35 MPa，占峰值強(qiáng)度平均值的29.25%。當(dāng)應(yīng)力載荷達(dá)到峰值強(qiáng)度平均值14.87 MPa 時(shí)，煤樣發(fā)生破壞。

2.3 煤樣聲發(fā)射響應(yīng)特征分析

煤樣由變形到承載失效的漸進(jìn)破壞過程是煤樣內(nèi)部微觀損傷由量變到質(zhì)變的宏觀表征，利用聲發(fā)射可對(duì)煤樣內(nèi)部微裂隙起裂和擴(kuò)展時(shí)產(chǎn)生的彈性波進(jìn)行實(shí)時(shí)監(jiān)測。因此，應(yīng)用聲發(fā)射響應(yīng)可對(duì)煤樣漸進(jìn)損傷過程進(jìn)行定量分析。

不同卸荷應(yīng)力路徑下煤樣受載聲發(fā)射能量和損傷變量如圖9 所示。

圖9 不同卸荷應(yīng)力路徑下煤樣受載聲發(fā)射能量和損傷變量Fig.9 AE energy and damage variables of coal samples loaded under different unloading stress paths

煤樣受載破壞過程中不同卸荷應(yīng)力路徑下的聲發(fā)射能量和損傷變量曲線形態(tài)隨卸荷應(yīng)力路徑變化和時(shí)間推移有很大的相關(guān)性，煤樣受載破壞變形過程與煤樣內(nèi)部新的裂隙產(chǎn)生、發(fā)育、擴(kuò)展、貫通等裂隙演化過程有密切關(guān)系，因煤樣內(nèi)部裂隙演化最終導(dǎo)致煤樣穩(wěn)態(tài)破壞形成沖擊地壓[18]。隨時(shí)間的增加，聲發(fā)射能量經(jīng)歷平靜期，隨后聲發(fā)射能量開始增加，最后當(dāng)聲發(fā)射能量與損傷變量曲線交匯時(shí)煤樣開始破裂，聲發(fā)射能量與煤樣破壞具有耦合性。煤樣加載初期，煤樣原始孔隙壓密、閉合，儲(chǔ)存少量應(yīng)變能，煤樣未產(chǎn)生損傷，聲發(fā)射能量少量產(chǎn)生，處于壓密階段；隨著載荷的增加，聲發(fā)射能量也持續(xù)增加，煤樣出現(xiàn)少量的微觀裂隙并逐漸發(fā)育，開始出現(xiàn)損傷，能量的釋放大幅提高，處于塑性變形階段；當(dāng)應(yīng)力載荷達(dá)到一定程度時(shí)，煤樣發(fā)生小規(guī)模破裂，此時(shí)聲發(fā)射能量顯著增加，采集到的聲發(fā)射信號(hào)隨著應(yīng)力和時(shí)間的變化而逐漸降低，但損傷變量持續(xù)增加，當(dāng)聲發(fā)射能量達(dá)到峰值時(shí)煤樣破裂，此時(shí)積累的彈性應(yīng)變能轉(zhuǎn)換為耗散能釋放，煤樣處于破壞階段。

3 種不同卸荷應(yīng)力路徑下，每當(dāng)煤樣有大破裂產(chǎn)生時(shí)，聲發(fā)射能量就會(huì)出現(xiàn)階段性突增現(xiàn)象。在路徑2 中，聲發(fā)射能量的增大不一定是連續(xù)性的，也可能是跳躍性的，說明當(dāng)卸載 σ1，σ2時(shí)能量釋放呈分散分布特征，應(yīng)力被前后面和左右面分別承載，釋放能量較小。在路徑1 和路徑3 中，聲發(fā)射能量基本呈連續(xù)密集型增大，說明當(dāng)卸載 σ1或 σ2時(shí)，應(yīng)力僅被前后面或左右面承載，釋放能量較大。在各卸荷應(yīng)力路徑中出現(xiàn)較大的聲發(fā)射能量是裂紋擴(kuò)展和集聚過程中能量釋放的結(jié)果。

煤樣在受載破壞過程中，初始損傷階段大致發(fā)生在壓密階段和塑性變形階段初期，初始損傷結(jié)束時(shí)損傷變量約為0，由于在此期間煤樣受到的加載力主要用于孔隙壓密，內(nèi)部結(jié)構(gòu)較為均勻，無裂隙擴(kuò)展，微孔隙沒有發(fā)生破裂，煤粉顆粒進(jìn)行錯(cuò)位摩擦。

損傷穩(wěn)定發(fā)展階段一般發(fā)生在塑性變形階段中后期和屈服階段，結(jié)束時(shí)損傷變量為0.04～0.17。此階段中損傷穩(wěn)定增加，主要是由于煤樣內(nèi)部微孔隙達(dá)到極限狀態(tài)發(fā)生破裂形成微裂隙，在加載力逐漸增加情況下裂隙緩慢擴(kuò)展發(fā)育，損傷緩慢連續(xù)穩(wěn)定發(fā)展。

在損傷加速發(fā)展階段，損傷變量呈先急劇增加后平穩(wěn)的趨勢，最大損傷變量達(dá)1.0。此階段微裂隙迅速發(fā)育并擴(kuò)展，形成裂隙網(wǎng)，煤樣承載能力迅速下降，伴隨聲發(fā)射能量迅速增加，損傷變量階段性增加，煤樣在加載過程中出現(xiàn)多次表面局部損傷后完全破壞。

2.4 煤樣分形規(guī)律分析

利用分形原理對(duì)煤樣的破壞效果和破壞形態(tài)進(jìn)行分析。為直觀地分析煤樣破碎程度，根據(jù)煤樣破碎特征選取尺寸為25，13，6，3，2，1，0.25 mm 的標(biāo)準(zhǔn)篩對(duì)煤樣碎塊進(jìn)行充分收集并進(jìn)行逐一分類篩選。通過利用碎塊質(zhì)量-等效邊長關(guān)系計(jì)算煤樣的分形維數(shù)D，量化表征破碎塊體的分形特征。

以各篩孔區(qū)間內(nèi)累計(jì)煤樣破碎塊體質(zhì)量占煤樣總質(zhì)量的百分比標(biāo)定篩分實(shí)驗(yàn)結(jié)果，見表3。

表3 各煤樣塊體區(qū)間碎屑累計(jì)質(zhì)量百分比及分形維數(shù)Table 3 Acumulative debris mass percentage and fractal dimension in each block interval of the coal samples

從表3 可看出，3 種卸荷應(yīng)力路徑在高靜載作用下，煤樣碎屑質(zhì)量隨塊體區(qū)間的減小逐漸減小，說明破碎塊體逐漸由大變小，由碎塊狀到粉末狀，相同區(qū)間中的塊體質(zhì)量基本呈均勻分布。3 組不同卸荷應(yīng)力路徑所表現(xiàn)的分形維數(shù)存在差距，路徑2 通過加載 σ3，卸載 σ1和 σ2測試得到的分形維數(shù)離散值最大，分形維數(shù)越大，碎屑量越多，煤樣破壞效果更明顯；與路徑2 相比，路徑1 和路徑3 通過加載 σ3，卸載σ1或 σ2所得分形維數(shù)離散值則呈減小趨勢。

不同卸荷應(yīng)力路徑對(duì)于破碎塊體的分形維數(shù)具有顯著影響。計(jì)算時(shí)發(fā)現(xiàn)由于煤的破碎塊體和質(zhì)量較大，嚴(yán)重影響lg（）和lgLeq擬合曲線的斜率和相關(guān)系數(shù)，而煤碎屑的自相似性并不一定在整個(gè)塊體范圍內(nèi)存在[11-12]。因此，筆者選取破碎塊體在30 mm 以下的煤樣碎屑計(jì)算分形維數(shù)，并繪制lg（），lgLeq擬合曲線，如圖10-圖12 所示。從圖10-圖12 可看出，煤的破碎程度與應(yīng)力路徑相關(guān)，路徑2 斜率最大，對(duì)應(yīng)的分形維數(shù)也最大，煤的破碎程度最大，碎屑量最多。煤的破碎塊體大小基本呈先增大后減小趨勢，最終出現(xiàn)0.25 mm 以下煤粉末狀。在高靜載作用下，通過不同卸荷應(yīng)力路徑進(jìn)行循環(huán)加卸載，使得煤樣內(nèi)部積聚的彈性能在加卸載擾動(dòng)下大多轉(zhuǎn)換為煤樣的裂隙擴(kuò)展能和破碎動(dòng)能，導(dǎo)致煤的破碎塊體質(zhì)量在各自劃分的區(qū)間內(nèi)增大，破碎塊度減小，最終表現(xiàn)為煤樣穩(wěn)定性降低，造成煤樣破壞。

圖10 第1 組不同路徑下煤樣碎屑lg（/M）和lg Leq 擬合曲線Fig.10 lg（/M）and lg Leq fitted curves of coal samples debris of the first samples under different paths

圖12 第3 組不同路徑下煤樣碎屑lg（/M）和lg Leq 擬合曲線Fig.12 lg（/M）and lg Leq fitted curves of coal samples debris of the third group under different paths

圖11 第2 組不同路徑下煤樣碎屑lg（/M）和lg Leq 擬合曲線Fig.11 lg（/M）and lg Leq fitted curves of coal samples debris of the second group under different paths

3 結(jié)論

（1）3 種不同卸荷應(yīng)力路徑下煤樣破壞模式均為拉-剪復(fù)合破壞。煤樣宏觀裂紋的起裂破壞大多發(fā)生在強(qiáng)度相對(duì)較低的煤樣中。各煤樣均是軸向應(yīng)力不斷增加，各水平應(yīng)力在逐漸降低的過程中為煤樣提供了拉應(yīng)力，導(dǎo)致不同卸荷應(yīng)力路徑下煤樣各表面破壞形態(tài)顯著不同。

（2）3 種卸荷應(yīng)力路徑下，峰值破壞階段的應(yīng)力存在明顯差異，路徑2 卸載 σ1和σ2時(shí)應(yīng)力峰值強(qiáng)度為10.50 MPa，相比其他路徑時(shí)的強(qiáng)度大幅降低。3 種應(yīng)力路徑峰值強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)差達(dá)4.35 MPa，占應(yīng)力峰值強(qiáng)度平均值的29.25%，當(dāng)應(yīng)力載荷超出3 種卸荷應(yīng)力路徑的峰值強(qiáng)度平均值14.87 MPa 時(shí)，煤樣發(fā)生破壞。

（3）采用聲發(fā)射監(jiān)測得出了煤樣受載破壞過程中損傷變量的3 個(gè)演化階段，即在初始損傷階段損傷變量為0，在損傷穩(wěn)定發(fā)展階段損傷變量為0.04～0.17，在損傷加速發(fā)展階段最大損傷變量達(dá)1.0?？v觀煤樣受載損傷全過程，每當(dāng)煤樣有大裂縫產(chǎn)生時(shí)，聲發(fā)射能量就會(huì)出現(xiàn)階段性突增現(xiàn)象，聲發(fā)射能量的增大不一定是連續(xù)性的，也可能是跳躍性的。

（4）分形維數(shù)可直觀定量地反映煤樣的破碎程度，不同卸荷應(yīng)力路徑對(duì)于破碎塊體的分形維數(shù)具有顯著影響。在不同卸荷應(yīng)力路徑下，煤樣分形維數(shù)越大，碎塊越多，體積越小，破碎程度越高。路徑1 的分形維數(shù)為1.36～1.47，路徑2 的分形維數(shù)為1.50～1.59，路徑3 的分形維數(shù)為1.38～1.48，3 種路徑相比，路徑2 的分形維數(shù)最大，產(chǎn)生的碎屑量也最多。高應(yīng)力的存在使煤樣破壞更迅速，導(dǎo)致煤樣失穩(wěn)發(fā)生破壞。