Experimental study on impact failure characteristics of deep circular roadway
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摘要:
为研究深部圆形巷道在扰动荷载条件下的冲击破坏特征，基于自主研发的冲击地压多功能物理模拟试验系统，针对大尺度类岩石材料开展圆形巷道冲击破坏试验，模拟地下800 m巷道受到开采扰动时的冲击破坏过程，分析了深部圆形巷道发生冲击破坏的应力应变、爆坑、声发射和红外辐射响应特征。结果表明：深部圆形巷道冲击破坏过程分为平静期、颗粒弹射期、块状剥落期、全面破坏期4个阶段；巷道破坏后两侧均形成“V”形爆坑，右侧爆坑的面积大于左侧，破坏程度高于左侧；巷道开始产生颗粒弹射时进入初始破坏阶段，声发射计数和能量缓慢增加，红外辐射温度场均匀分布，分异程度较低；随着扰动应力的增加，声发射计数和能量逐渐增大，红外辐射温度场出现升温并形成高温集中区域，温度场分异现象明显；临近全面破坏时声发射计数和能量突增，红外辐射温度场分异程度达到最大后降低，低温区域温度场整体温度升高。
Abstract:In order to study the impact failure characteristics of deep circular roadway under the condition of disturbance load, based on the self-developed multi-functional physical simulation test system of rock burst, the impact failure test of circular roadway was carried out for large-scale rock-like materials. The impact failure process of underground 800 m roadway under mining disturbance was simulated, and the stress-strain, blasting, acoustic emission and infrared radiation response characteristics of impact failure of deep circular roadway were analyzed. The results show that the impact failure process of deep circular roadway is divided into four stages: quiet period, particle ejection period, block spalling period and comprehensive failure period. After the failure of the roadway, “V” shaped blasting pits are formed on both sides. The area of the right blasting pit is larger than that of the left, and the degree of damage is higher than that of the left. When the roadway began to produce particle ejection, it entered the initial failure stage, the acoustic emission count and energy increased slowly, the temperature of the infrared radiation temperature field was evenly distributed, and the degree of differentiation was low. With the increase of disturbance stress, the energy of acoustic emission count increases gradually, the temperature field of infrared radiation rises and forms a high temperature concentration area, and the temperature field differentiation is obvious. The acoustic emission count and energy increase suddenly near comprehensive damage, the degree of infrared radiation temperature field differentiation reaches the maximum and then decreases, and the overall temperature of the temperature field in the low temperature region increases.
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Keywords:
- deep roadway /
- impact damage /
- impact tendency /
- acoustic emission /
- infrared radiation
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煤炭是我国重要的基础能源，有关专家学者提出在“十四五”时期要推动煤炭生产高质量发展，在实现“双碳”目标的道路上，保证煤炭资源供应的兜底工作[1-3]。随着能源产量的不断增加，浅部资源开采达到极限，开采深度逐渐加大，深部开采必然成为主要发展趋势。目前我国最大的煤炭开采深度为
1500 m，并且我国煤矿开采深度平均每年增加5~10 m[4-5]。为了研究深部工程问题，何满潮、钱七虎院士重新定义了“深部”的概念：是指煤岩体物理力学性质发生了非线性变化的深度[6-8]。随着开采深度由浅部向深部的逐渐推进，“三高一扰动”造成了冲击地压、岩爆等动力灾害的发生，成为影响深部工程安全开挖的主要因素[9]。据统计分析，冲击地压多发生在巷道，约占87%，并且灾害严重，给煤矿安全生产和经济效益带来重大问题[10]。因此，加强冲击地压机理及防控技术研究是煤炭生产高质量发展的重要保障[11]。
赵光明等[12]开展了真三轴条件下砂岩的单面卸荷试验，基于扰动应力波研究高应力围岩在扰动应力下的失稳机制；谭云亮等[13]利用自主研发的新型深部巷道动静载试验系统，研究了动静载作用下深部巷道围岩破坏失稳机理；FAKHIMI等[14]开展了双轴砂岩荷载试验，模拟研究了地下巷道开挖过程中引起的巷道围岩脆性破坏；刘冬桥等[15]利用逐级加载扰动波的方式模拟了地下500 m圆形巷道发生冲击地压的过程；何江等[16]、王正义等[17]、HE等[18]研究了动静载组合诱发冲击地压机制，发现冲击地压的发生是动静载相互作用产生，并且利用摆锤施加动荷载研究了急倾斜特厚煤层开采煤岩动力响应及其冲击破坏特征；王四巍等[19]开展了巷道在动、静荷载联合作用下的响应规律研究，发现由于动静载荷叠加作用超出巷道承载范围而导致发生冲击地压；周辉等[20]开展了室内物理模型试验，研究了平面应变条件下不同圆孔尺寸板的破坏模式、破坏过程和特征，分析了曲率半径对围岩影响和应变岩爆机理；宫凤强等[21-22]、司雪峰等[23]模拟了地下
1000 m圆形洞室发生岩爆的过程，发现洞室的应力主要集中在两侧的中间部分，从而此段洞室最先发生破坏；张艳博等[24-26]利用花岗岩开展双轴加载试验，研究了圆形巷道发生岩爆的声发射及红外前兆特征；LIU等[27]利用声发射技术监测隧道周围在静应力和动扰动作用下渐进式断裂过程的发生，结果发现，动力扰动会加深巷道的破坏程度，加快巷道的破坏速度；申艳军等[28]等分析总结了目前常用的煤矿安全监测技术，主要有应力监测、震动检测电磁辐射监测以及多参量联合监测。综上所述，国内外学者在研究巷道冲击破坏方面已经取得了较大的进展。但是目前的研究主要集中于单轴或者双轴加载，较少研究巷道在真三轴加载条件下的破坏失稳特征，且由于受试验条件限制以及研究问题的复杂性，当下研究基本针对小尺度巷道物理模拟试验，不能准确反映巷道的冲击破坏特征。为此，利用自主研发的大尺度煤岩冲击地压多功能物理模拟试验系统，开展动静组合条件下深部圆形巷道冲击破坏特征；试验过程采用多种监测设备，从多个角度综合分析圆形巷道发生破坏的前兆特征，为建立冲击地压监测预警奠定基础，保障地下开采的安全稳定。
1. 试验设计
1.1 试样制备
参考周辉等[29]关于低强高脆性岩爆材料的研究，选用高强石膏、石英砂和重晶石粉为试件原料，按照2∶2∶1的比例配制成类岩石材料，将其加工成含有直径为80 mm圆形巷道的长方体试件，试件尺寸为300 mm$ \times $300 mm$ \times $600 mm。其中圆形巷道利用石蜡浇筑成模型，将其在试件制作前标定在长方体模具中，脱模后利用热风枪将其融化。制作完成的试样在自然条件下养护28 d。试件制作流程如图1所示。
1.2 试验系统
利用煤岩冲击地压试验系统、声发射采集系统、红外热成像和云台相机开展圆形巷道冲击破坏特征物理模拟试验，试验系统如图2所示。
大尺度煤岩冲击地压多功能试验系统具有6个独立加载油缸，可实现三向独立加载，控制方式包括位移控制和荷载控制，最大加载应力为33 MPa。声发射监测系统由声发射采集仪、传感器、放大器、信号分析软件组成，门槛值和放大器前置增益设置为40 dB，采样频率为3 MHz，通过8个声发射传感器独立采集声发射信号。红外热像仪采用德国欧普士生产的Optris PI450高分辨率红外热像仪，最大拍摄帧频为80 Hz，热灵敏度为0.04 K。采用DJl Pocket2云台相机实时监测巷道破坏现象，最高像素为
6400 万，在巷道口增加光源补充系统便于精准的拍摄巷道变化情况。1.3 试验方案
以发生过冲击地压事故的陕西胡家河煤矿为工程背景。该矿主采4#煤层，埋深为580 ~ 680 m。结合该矿实际埋深和试验条件，选择模拟圆形巷道在地下800 m水平发生冲击破坏的过程。
地下开采过程中一方面受到初始地应力的影响，另一方面受开挖扰动的影响，并且大多数的冲击破坏都是由于扰动应力导致。因此本次试验主要研究扰动作用下圆形巷道的冲击破坏特征。结合试验系统加载能力，选择斜坡扰动作为扰动应力分析。通常利用应变率划分动静态试验，当应变率超过5×10−4 s−1时被定义为动态试验[30]。考虑设备的加载能力以及动静态试验界限，斜坡扰动采用位移控制加载，扰动速率选择为0.9 mm/s，其应变率为3×10−3 s−1，符合动态加载试验的范围。
初始地应力的计算与试验模拟的深度有关，地应力经验公式[31]为：
$$ {\sigma _{\text{V}}} = \rho g H $$ $$ {\sigma _{\text{H}}} = 0.023\;3H + 4.6 $$ $$ {\sigma _{\text{h}}} = 0.016\;2H + 2.1 $$ 式中：$ {\sigma }_{\mathrm{v}} $为轴向应力；$ {\sigma }_{{\mathrm{H}}} $为最大水平主应力；$ {\sigma }_{{\mathrm{h}}} $为最小水平主应力；ρ为密度；H为深度。
在物理模拟试验中需遵循的弗洛德相似准则如下：
$$ {C_{\mathrm{L}}} = \frac{{{L_{\text{P}}}}}{{{L_{\text{M}}}}} $$ $$ {C_{\text{ρ}} } = \frac{{{\rho _{\text{P}}}}}{{{\rho _{\text{M}}}}} $$ $$ {C_\sigma } = \frac{{{\sigma _{\text{P}}}}}{{{\sigma _{\text{M}}}}} = {C_{\mathrm{L}}} \cdot {C_{\text{γ}} } $$ 式中：CL为几何相似常数；Cρ为几何相似常数；Cσ为几何相似常数；L为线长度；ρ为密度；σ为应力；下标M为模型；下标P为原型。
考虑实际情况和试验条件，取CL=4。根据胡家河煤矿地质资料数据，实际矿井顶板密度为2.6 t/m3，测得类岩石材料的密度为1.65 t/m3，其密度相似常数为1.58，从而求得应力相似常数为6.3。按照地应力公式，计算得出初始地应力分别为：$ {\sigma }_{\mathrm{v}} $=13.44 MPa，$ {\sigma }_{\mathrm{H}} $=23.24 MPa，$ {\sigma }_{\mathrm{h}} $=15.06 MPa。根据应力相似常数计数得出实际加载的初始地应力为：$ {\sigma }_{\mathrm{v}} $=2.13 MPa，$ {\sigma }_{\mathrm{H}} $=3.69 MPa，$ {\sigma }_{\mathrm{h}} $=2.39 MPa。应力加载示意图如图3所示。
2. 冲击破坏试验
2.1 类岩石材料冲击倾向性
根据GB/T 25217.2—2010《煤的冲击倾向性分类及指数的测定方法》中的冲击倾向性指标[32]，即单轴抗压强度$ {\sigma }_{\mathrm{C}} $、动态破坏时间DT、冲击能指数KE、弹性能指数WET，通过测定4个指数综合衡量类岩石材料的冲击倾向性。冲击倾向性按其数值的大小分为3类，冲击倾向性判别标准见表1。当通过$ {\sigma }_{_{\mathrm{C}} }$、DT、KE、WET判断的冲击倾向性不一致时，则采用权重法综合判定，4个指数的权重分别为0.3，0.3，0.2，0.2。
表 1 冲击倾向性判别标准Table 1. Discriminant criteria of impact tendency类别 $ {\sigma }_{_{\mathrm{C}}} $ DT KE WET 冲击倾向性 Ⅰ $ {\text{σ}}_{\text{c}}\text{ < 7} $ $ {\text{D}}_{\text{T}}\text{ > } $500 $ {\text{K}}_{\text{E}}\text{ < } $1.5 $ {\text{W}}_{\text{ET}}\text{ < } $2 无 Ⅱ 7≤σc<14 50<DT≤500 1.5≤KE<5 2≤WET<5 弱 Ⅲ σc≥14 DT≤50 KE≥5 WET≥5 强 通过对类岩石材料标准试件开展单轴压缩试验以及卸载试验，测得冲击倾向性参数见表2。根据冲击倾向性判别标准得出制备的类岩石材料具有强冲击倾向性。
表 2 冲击倾向性参数Table 2. Impact tendency parameters指标 $ {\sigma }_{_{\mathrm{C}}} $ DT KE WET 冲击倾向性 数值 14.79 5.00 36.62 1.41 强 2.2 应力应变演化曲线
试验以0.5 kN/s的速率加载初始地应力，当$ {\sigma }_{\mathrm{v}} $方向加载到2.13 MPa时，以力控制的方式进行保载，其余方向采用相同的方式。当三向应力都加载到初始地应力水平时，保载5 min。观察巷道是否发生破坏并调整后续试验参数，将$ {\sigma }_{\mathrm{v}} $方向设定为0.9 mm/s的位移加载，记录并观察巷道内的试验现象，当产生明显冲击破坏后，停止斜坡扰动加载。
试验后的圆形巷道应力应变曲线如图4所示，将应力加载过程按照加载阶段划分为初始应力加载期、保载期和扰动加载期3个时期，着重分析扰动加载期的冲击破坏特征。
由图4可知：扰动加载期$ {\sigma }_{\mathrm{v}} $方向应力呈直线增长，在临近破坏时应力达到最大，此方向的应变也达到最大。在加载过程中，试样发生破坏时，$ {\sigma }_{\mathrm{H}} $方向上应变减小，产生了较大的反向变形。
2.3 冲击破坏现象
试验过程利用云台相机实时监测，录制圆形巷道在扰动加载期发生冲击破坏的全过程，发现巷道的冲击破坏过程主要经历了平静期(Ⅰ)、颗粒弹射期(Ⅱ)、块状剥落期(Ⅲ)和全面破坏期(Ⅳ)。冲击破坏过程如图5所示。
在882 s时进入颗粒弹射期，试样巷道壁面无任何破坏，2 s后左侧的巷道壁面产生裂纹；随后在885 s时裂纹发生扩展，沿巷道轴线延伸；在887 s时，巷道左侧裂纹处出现颗粒弹射现象，试样开始发生破坏，此时的应力值为3.91 MPa。试样进入颗粒弹射期，随着扰动应力的不断加载，弹射的岩块颗粒体积增大，巷道左右两侧均产生颗粒弹射现象，破坏范围也在扩大，破坏程度逐渐加剧。扰动持续加载到902 s时，巷道右侧壁面大片岩体翘起，出现明显的岩块鼓起剥落现象，此时进入块状剥落期。在908 s时大量岩块脱离巷道壁面，块状岩体从壁面滑落至巷道底部；910 s时应力为9.15 MPa，此时扰动应力达到试样的全面破坏应力，巷道两侧大块岩体挣脱壁面束缚，试样表面产生明显裂痕，试样进入全面破坏期。巷道内部大量岩块冲出，发生了强烈的破坏现象。在916 s时，从壁面喷射出来的岩块覆盖整个巷道结构，在巷道底部积聚了大量岩爆产生的碎屑岩体。巷道产生压缩变形，巷道尺寸明显缩小，试样表面受到破坏试验结束。
巷道破坏后爆坑如图6所示。试验结束后，清理巷道破坏碎屑，发现试样破坏后巷道两侧形成了“V”形爆坑（图6（a））。利用图像处理软件对破坏后的试样进行灰度处理，提取破坏后的巷道轮廓，再将其与为破坏前巷道对比，得出扰动后形成的爆坑（图6（b））。
从爆坑中提取深度(h)、角度(φ)及面积(A)参数，可定量化地描述巷道发生破坏的程度。爆坑参数定义示意图如图7所示，统计巷道两侧爆坑信息如图8所示。
理论上巷道左右两侧受到的扰动应力一致，破坏的程度以及范围应该相同，但实际上通过对爆坑参数的计算，发现试样左右两侧的爆坑深度、角度以及面积的值均有所差异，表明巷道两侧的破坏范围以及程度有所差异。试验巷道左侧爆坑深度大于右侧，但其角度小于右侧，综合计算右侧爆坑面积大于左侧，说明巷道右侧的破坏程度高于左侧。结合上述试样的冲击破坏现象也可看出右侧的破坏强度更大，从而验证了爆坑计算的准确性。
3. 声热响应特征
3.1 声发射计数与能量
根据扰动应力加载期的不同阶段分析声发射计数与能量的破坏特征，绘制的试样在扰动应力加载期的声发射计数与能量曲线如图9所示。
由图9可知：①平静期(Ⅰ)，低扰动应力作用下，巷道未产生明显破坏，声发射计数活动性较弱，累计计数缓慢增加，声发射能量在0附近波动，累计能量无明显波动；②颗粒弹射期(Ⅱ)，巷道出现颗粒弹射发生破坏，声发射计数增多，零星的出现较大的声发射计数，声发射能量发生偶然突增；③块状剥落期(Ⅲ)，试样内部裂纹逐渐贯通，巷道壁面发生块体剥落，声发射计数活动性较颗粒弹射期强，声发射能量在第二次突增后持续在高能量水平，累计能量快速增加；④全面破坏期(Ⅳ)，声发射计数迅速增加开始发生突变，临近峰值时达到最大，整个阶段的声发射计数均较大，累计计数快速增加，声发射能量依旧维持在高水平。
综上，从声发射计数和能量角度分析，试样发生初始破坏时试样内部裂纹发育扩展，声发射计数和能量小幅度增加。进入全面破坏时，试样内部裂纹贯通发生剧烈破坏，计数和能量产生突增。声发射累计能量类似指数型增长。
3.2 红外辐射温度场演化规律
基于理论分析圆形巷道在扰动应力作用下，巷道左右两侧区域属于压应力集中区域，根据冲击破坏现象也可看出试样的主要破坏区域为巷道左右两侧，因此着重分析巷道左右两侧的红外辐射特征。考虑巷道围岩应力对称分布，选择巷道右侧边长为80像素的正方形区域作为红外辐射特征分析区域。
为明确扰动应力加载下巷道红外辐射温度场运移规律，提取区域内各像元的温度值，绘制的圆形巷道在扰动加载期的红外辐射温度场如图10所示。
从图10可看出：①平静期(882~886 s)，试样受到低应力扰动，试样表面表现为低温均匀分布；②颗粒弹射期(886~901 s)，扰动应力逐渐增加，试样出现应力集中现象表现在红外温度场出现升温区域，高低温区域同时存在；③块状剥落期(901~910 s)，应力集中区域形成高温集中，靠近巷道内侧的温度高于外侧；④全面破坏期(910~917 s)，大量的岩块脱离巷道表面，积聚在巷道底部，试样在914 s时温度出现短暂的下降，在916 s时温度达到最高并且整体温度呈现高温均匀分布。
通过上述对温度场的分析可知当扰动应力增加时，温度场表现出高温区域和低温区域共存现象。为分析导致区域温度变化的原因，选取的扰动加载期典型时刻的红外热像图与冲击破坏现象对比如图11所示。
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图 11 典型时刻冲击破坏现象与红外热像图Figure 11. Impact failure phenomenon and infrared thermal images at typical moments从图11可看出：882 s时试样处于平静期未产生破坏，巷道周围温度分布均匀；887 s时巷道右侧表面出现裂纹，热像图表现为温度升高，当902 s时右侧裂纹扩展热像图温度进一步增加，在914 s和916 s时试样表面岩块脱落，试样内部高温岩体暴露造成试样温度升高。
3.3 红外辐射温度场量化分析
引入方差理论，定量化的分析温度场的分异现象。方差可以描述试样温度场各像元温度偏离平均红外辐射温度的程度，方差越大代表温度场分异现象越明显。方差计算如下：
$$ {S^2} = \frac{1}{n}\sum\limits_{k = 1}^n {({\text{IR}}{{\text{T}}_k} - {\text{AIRT}})} $$ 式中：S2为方差；IRTk为温度场中第k个像元温度值；AIRT为平均红外辐射温度。
圆形巷道试样在扰动加载期的红外辐射温度场方差曲线如图12所示，绘制的平均红外辐射温度差值曲线如图13所示。
由图12可知：方差曲线呈现先上升后下降的趋势。平静期方差较小温度场分异现象不明显，试样未产生破坏；进入颗粒弹射期后方差开始逐渐增加，试样内部的裂纹稳定发育扩展造成温度局部增加，温度场分异程度逐渐增加；块状剥落期方差先增大后减小出现峰值，温度场分异程度在此阶段达到最大；扰动应力的加载使得温度场出现高温集中区域，岩块的剥落导致试样温度的降低，因此增加了温度场高低温区域的演化；全面破坏期方差逐渐下降试样发生破坏，内部高温岩块暴露出来造成低温区域升温，温度场分异程度降低。
由图13可知：试样在应力加载过程中整体温度呈上升趋势，但在不同加载应力时期温度增加速度有所差异。初始应力加载期(0~586 s)，随着初始地应力的增加，平均红外辐射温度缓慢上升；保载期(586~887 s)，巷道围岩处于三向应力稳定状态，ΔAIRT出现波动，但此阶段整体温度基本保持不变；扰动加载期(887~917 s)，随着扰动应力的增加，ΔAIRT快速上升，ΔAIRT从0.24 ℃上升至0.51 ℃，30 s内温度增加0.27 ℃。上述分析表明圆形巷道发生冲击破坏前平均红外辐射温度会急剧升高。
4. 结 语
1）深部圆形巷道在扰动荷载条件下的冲击破坏过程主要经历平静期、颗粒弹射期、块状剥落期和全面破坏期4个时期。在产生颗粒弹射现象时发生初始破坏，扰动应力达到巷道初始破坏应力；进入全面破坏期的扰动应力超过试样的承载能力，导致试样发生失稳破坏；巷道破坏后两侧均形成“V”形爆坑，右侧爆坑的面积大于左侧，破坏程度高于左侧。
2）深部圆形巷道在发生初始破坏前声发射计数和能量处于较低水平；进入初始破坏阶段后内部裂纹逐渐发育扩展，产生零星的较大计数和较高能量；在临近全面破坏时巷道内部裂纹贯通，大量岩块脱离巷道壁面，声发射计数和能量突增，并且能量保持在较高水平；声发射累计能量类似呈指数型增长。
3）受扰动荷载的影响圆形巷道在应力集中区域红外辐射温度场呈现低温均匀-整体升温-高温集中-高温均匀的演化规律。引入方差理论定量描述温度场分异特征，发生初始破坏前温度场分异程度较低，发生初始破坏时温度场分异程度增加，临近全面破坏时温度场分异程度达到最大；整个应力加载阶段整体平均红外辐射温度逐渐增加，进入扰动加载期温度急剧增加。
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图 11 典型时刻冲击破坏现象与红外热像图
Figure 11. Impact failure phenomenon and infrared thermal images at typical moments
表 1 冲击倾向性判别标准
Table 1 Discriminant criteria of impact tendency
类别 $ {\sigma }_{_{\mathrm{C}}} $ DT KE WET 冲击倾向性 Ⅰ $ {\text{σ}}_{\text{c}}\text{ < 7} $ $ {\text{D}}_{\text{T}}\text{ > } $500 $ {\text{K}}_{\text{E}}\text{ < } $1.5 $ {\text{W}}_{\text{ET}}\text{ < } $2 无 Ⅱ 7≤σc<14 50<DT≤500 1.5≤KE<5 2≤WET<5 弱 Ⅲ σc≥14 DT≤50 KE≥5 WET≥5 强 
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表 2 冲击倾向性参数
Table 2 Impact tendency parameters
指标 $ {\sigma }_{_{\mathrm{C}}} $ DT KE WET 冲击倾向性 数值 14.79 5.00 36.62 1.41 强
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