深部开采砌体梁失稳扰动底板破坏力学行为及分区特征.pdf

第 44 卷第 5 期煤 炭 学 报Vol. 44 No. 5 2019 年5 月JOURNAL OF CHINA COAL SOCIETYMay 2019 移动阅读 李春元,张勇,左建平,等. 深部开采砌体梁失稳扰动底板破坏力学行为及分区特征[J]. 煤炭学报,2019,44 51508-1520. doi10. 13225/ j. cnki. jccs. 2019. 6006 LI Chunyuan,ZHANG Yong,ZUO Jianping,et al. Floor failure mechanical behavior and partition characteristics under the disturbance of voussoir beam instability in deep coal mining[J]. Journal of China Coal Society,2019,4451508 -1520. doi10. 13225/ j. cnki. jccs. 2019. 6006 深部开采砌体梁失稳扰动底板破坏力学行为及分区特征 李春元1,2,张 勇2,左建平1,唐世界3,刘世峰3 1. 中国矿业大学北京 力学与建筑工程学院,北京 100083; 2. 中国矿业大学北京 共伴生能源精准开采北京市重点实验室,北京 100083; 3. 河南能源化工集团 焦煤煤业赵固新乡能源有限公司,河南 新乡 453634 摘 要深部开采的强扰动附加属性导致底板煤岩破坏加剧,易沟通底板承压水导升带而诱发突水 灾害,故研究砌体梁失稳扰动底板破坏的力学行为可为实现矿山岩层控制提供重要的理论基础。 根据弹塑性力学理论分析了深部开采砌体梁失稳扰动底板破坏的动载源特征,基于压力拱及损伤 力学理论研究了砌体梁失稳扰动底板压剪破坏和卸荷破坏的力学行为,应用离散元软件计算分析 了不同采深下砌体梁失稳扰动底板的应力变化及变形破坏行为,结合采动力学全过程应力-应变 曲线获得了深部开采底板强扰动破坏的分区特征,并应用深部开采微震监测数据进行了验证。 结 果表明砌体梁失稳后,梁端煤壁端部及触矸区域底板应力增高并形成了塑性屈服区和触矸破坏 区,两者之间则形成了压力拱形式的卸荷破坏区;随采深增加,底板塑性屈服区和触矸破坏区的压 应力增量及卸荷破坏区的卸荷反弹力不断增大,并使得底板岩体最大变形量在采深 700 m 以浅时 近似线性增加,而采深700 m 以深的深部开采却表现为非线性突变增长;深部开采高围压造成底板 压应力峰值及卸荷反弹力非线性增加,促使了扰动岩体由浅部脆性向深部延性的转变,并导致其强 扰动破坏的分区范围扩大,变形破坏深度增加,深部开采底板的非线性强扰动破坏行为在底板浅部 最突出。 关键词底板岩体;破坏行为;砌体梁失稳;强扰动;深部开采 中图分类号TD322 文献标志码A 文章编号0253-9993201905-1508-13 收稿日期2019-01-30 修回日期2019-04-01 责任编辑韩晋平 基金项目国家重点研发计划资助项目2016YFC0600708;国家自然科学基金资助项目51622404;中央高校基本科研业务费专项资金资 助项目2011YZ05 作者简介李春元1986,男,河南永城人,博士。 E-maillcy6055163． com 通讯作者张 勇1968,男,北京人,教授,博士生导师。 E-mailjohnzy68163． com Floor failure mechanical behavior and partition characteristics under the disturbance of voussoir beam instability in deep coal mining LI Chunyuan1,2,ZHANG Yong2,ZUO Jianping1,TANG Shijie3,LIU Shifeng3 1. School of Mechanics and Civil Engineering,China University of Mining and Technology Beijing,Beijing 100083,China; 2. Beijing Key Laboratory for Precise Mining of Intergrown Energy and Resources,China University of Mining and Technology Beijing,Beijing 100083,China; 3. Zhaogu Xinxiang Limited Company of Jiaozuo Coal Industrial Group,Henan Energy and Chemical Industry Group Co. ,Ltd. ,Xinxiang 453634,China AbstractFloor failure becomes intensified under the additional property of strong disturbance in deep coal mining, which easily connects hydraulic fractured zone and induces confined aquifer water inrush disasters. Therefore,it can provide an important theoretical basis for realizing strata control in coal mines by the research on floor failure mechani- cal behavior under the disturbance of voussoir beam instability. According to the elastic-plastic mechanics theory,the dynamic load source characteristic of floor failure under the disturbance of voussoir beam instability in deep coal min- 第 5 期李春元等深部开采砌体梁失稳扰动底板破坏力学行为及分区特征 ing was analyzed. Mechanical behavior of compression-shear failure and unloading failure under the disturbance of voussoir beam instability were studied based on pressure arch theory and damage mechanics. The discrete numerical software was applied to calculate the floor stress change and deation and failure behavior under the disturbance of voussoir beam instability in different mining depths. Combined with the complete stress-strain relationship of mining- induced mechanical test,strong disturbance failure partitions characteristics of floor in deep coal mining were ob- tained. Then it carried out verifications by using the mi-croseismic monitoring data of field measurement in deep coal mining. The results show that the stress increases at the coal rib and touching gangues area of the beam end after the main roof beam instability,and plastic yielding zone and touching gangues are ed at the floor,and unloading fail- ure zone is shaped in the middle of them,which appears as the pressure arch shape. With mining depth increasing,the incremental compression stress of floor plastic yielding zone,touching gangues and unloading rebounding stress of un- loading failure zone increase grad-ually,which cause the largest deation of floor rock mass increase approximate linearly with the mining depth less than 700 m,but increase nonlinearly and change suddenly when the mining depth is more than 700 m. High confining pressure of deep coal mining leads to peak compression stress and unloading reboun- ding stress raises nonlinearly,which results in the failure of disturbance rock mass changing from the brittleness of shallow mining to the ductility of deep mining,then it brings about the expansion of partitions range of strong disturb- ance failure and the growth of deation failure depth. The nonlinearly failure behavior of floor under the strong dis- turbance is most prominent in the shallow part in deep coal mining. Key wordsfloor rock mass;failure behavior;voussoir beam instability;strong disturbance;deep coal mining 随浅部资源开采殆尽,资源开发将不断走向地 球深部,而深部岩体典型的高地应力、高岩溶水压 赋存环境,及煤炭大规模高强度开采活动造成深部 岩体衍生的强扰动附加属性,导致顶板剧烈来压、 矿震等动载扰动现象越来越多[1]。 且经历高强度 应力集中峰值的采动围岩在煤层开采后将形成强 烈的卸荷效应,极易形成大范围失稳破坏和坍塌等 强扰动动力响应破坏;尤其在深部高承压水作用 下,强烈的开采扰动造成高应力岩体卸荷并驱动底 板煤岩体损伤破坏使得突水概率增大,突水事故增 多[2]。 故研究深部煤炭开采砌体梁失稳扰动底板 煤岩破坏的力学行为及分区特征可为实现矿山岩 层控制提供重要理论基础。 传统的岩石弹塑性力学理论研究多属基于加载 试验的宏观唯像理论,并非全应力空间路径力学行为 理论。 且当前对底板破坏的研究多集中于静载作用 下底板的突水机理、岩体渗流、构造影响等方面[3-10], 如尹尚先[3]将底板突水划分为不同的突水模式并分 析了其突水机理,武强等[4]对断层滞后型突水时效 机理进行了试验研究,张金才等[5]研究了裂隙岩体 和多孔介质岩体应力与渗透性变化的关系,许延春 等[6]研究了注浆及采动对岩体孔隙-裂隙类型升降 变化的影响,施龙青等[7]利用多元线性回归分析改 进了采场底板破坏深度的计算公式,白海波等[8]提 出了改造底板石灰岩层的相对隔水性以实现带压安 全开采,并为煤炭安全开采提供了可靠依据。 而深部 资源开采活动实际为“高应力地应力 动力扰 动开采卸压”双重作用的力学过程[1];在底板多表 现为处于卸荷状态的采场底板底臌破坏并发生滞后 型突水[11],从而形成了非平衡条件下底板岩体由渐 进损伤破裂诱发失稳破坏的非线性过程。 为此,笔者从深部开采后底板破坏的动载源入 手,应用弹塑性力学理论分析了采场砌体梁失稳对底 板的动载扰动作用,基于压力拱及损伤力学理论研究 了底板压剪破坏和卸荷破坏的力学行为,结合采动力 学全应力-应变曲线获得了底板强扰动破坏的分区 特征,并进行了微震监测验证,从另一角度揭示了深 部开采底板突水机理,可为实现深部煤矿安全绿色高 效开采提供理论基础。 1 深部开采底板破坏动载源分析 煤层开采后,随回采推进,基本顶跨距不断增大, 载荷增加,并开始离层下沉及变形断裂,基本顶结构 逐渐由弹性状态进入弹塑性状态,直至塑性极限状态 时破断失稳。 结合相似模型试验及已有研究[12],基 本顶破断后易形成砌体梁结构,当砌体梁结构滑落失 稳或回转失稳时将形成剧烈的顶板来压,并对煤壁端 部及采空区底板造成强烈的动载扰动破坏作用,从而 形成突水威胁。 根据弹塑性力学及矿压理论[12-14],砌体梁结构 失稳前为一端固支,一端铰接的简支结构,力学模型 如图1 所示,随采场推进其先沿近煤壁固定端 A 裂开 9051 煤 炭 学 报 2019 年第 44 卷 形成塑性铰及破断线;随砌体梁载荷增加,梁中某截 面 C 弯矩加大,并在截面 C 底部开裂,当梁上极限载 荷 qu满足图 1d的极限弯矩 Mu条件时,将在截面 C 形成塑性铰而成为破坏机构,从而造成砌体梁变形 或滑落失稳并不断扰动底板破坏,其破断失稳后状态 及结构如图 1f,g。 因截面 C 处的弯矩最大,且 在该截面上的剪力为 0,求解可得其极限跨距 lu[13]为 lu 11． 66Mu qu 1 式中,Mu b uh 2 uσy [15],其中 σ y 为梁截面 C 全部塑性 时其正应力的屈服极限;bu为砌体梁截面宽度;hu为 砌体梁厚度的 1/2。 图 1 砌体梁失稳扰动底板破坏力学模型 Fig． 1 Floor failure mechanic model under the disturbance of voussoir beam instability 当砌体梁失稳时,梁 A 端扰动煤壁或其上方直 接顶,受块体铰接影响,C 端在 A 端摩擦或限制作用 下旋转下落并触矸,触矸区域距煤壁 x 0． 586lu,而 梁 B 端缓慢运动至平衡状态。 砌体梁失稳产生的扰 动应力 σ′则通过梁 A,C 端分别传至煤壁端部及触矸 区域底板,并对采场底板造成动载扰动破坏。 2 深部砌体梁失稳扰动底板破坏行为 根据深部煤炭开采的地应力特征[2],深部岩体 的垂直应力 σ1、水平应力 σ3升高且两者比值渐趋于 1 并处于准静水压力状态,开采扰动后近煤壁端实体 煤底板受高围压及支承压力影响 σ1显著增加,而砌 体梁失稳扰动的 σ′作用进一步使其 σ1增高并不断 向底板深部传递形成高应力压剪破坏行为;循环推进 后在临空面作用下、经历高强度应力集中峰值的采场 底板岩体应力则不断卸载减小形成了强烈的卸荷行 为。 且根据压力拱理论[12],砌体梁失稳后扰动底板 产生压力拱,前拱脚位于超前实体煤煤壁端部,后拱 脚在采空区砌体梁结构的触矸区域;故砌体梁失稳后 σ′扰动煤壁端部和采空区触矸区域图 1f中粉红 色实线区域底板形成压剪破坏行为,而在两者之间 应力卸荷并不断扰动底板深部岩体形成卸荷破坏行 为,并造成剧烈来压期间回采巷道或采场顶板急剧下 沉、底臌、突水等采动围岩破坏现象。 2． 1 砌体梁失稳扰动底板压剪破坏行为 2． 1． 1 底板压剪破坏行为 砌体梁失稳后,σ′通过梁 A,C 端及应力传递作 用对煤壁端部和采空区触矸区域底板加载,底板应力 将由图 1b中的 σ′ 0增加至图 1f中的 σ,底板应力 增高区范围在岩梁失稳后相应扩大。 受地应力增高 影响,深部开采煤壁端部底板岩体在高强度应力集中 峰值加载扰动下进入塑性屈服或破坏状态,使之产生 压缩变形及裂隙闭合失稳扩展,并形成由浅部脆性转 向深部塑性的压剪破坏;且由于应力增高区范围扩大, 煤壁端部和触矸区域的裂隙扩展和破坏范围相应扩 大,并形成明显的煤壁端部塑性屈服区和触矸破坏区。 0151 第 5 期李春元等深部开采砌体梁失稳扰动底板破坏力学行为及分区特征 2． 1． 2 底板压剪破坏机制 为分析底板在高压应力下的压剪破坏机制,假定 岩体内微元强度服从 Weibull 分布,以微元破坏概率 作为岩体损伤变量 D,则底板发生压剪破坏的损伤演 化方程[16]为 D 1 - exp[ - σs/ σc m] 2 式中,σs,σc分别为岩体的微元强度、统计平均抗压 强度,底板压剪破坏符合 Mohr-Coulomb 强度准则, σs σ 1-[1sin φ / 1-sin φ]σ3,其中 φ 为岩体内 摩擦角;m 为材料的均质度。 根据式2,底板岩体 σc,φ 及 m 基本不变,在砌 体梁失稳扰动作用下,煤壁端部实体煤底板塑性屈服 区及触矸破坏区内 σ1升高,而 σ3受挤压作用变化 小,故随 σ1升高,D 不断增加,底板岩体压剪破坏程 度不断加剧。 结合岩石试件常规三轴压缩试验[17], 对 σ1绘制底板岩体压剪破坏演化过程示意如图2 所 示,其中图 2d为已卸荷破坏岩石试件受触矸扰动 应力 σg再次加载所致;图中 σ0,σy分别为岩石试件 的原岩应力和塑性屈服力,σp为岩石试件所经历的 压应力峰值。 图 2 岩石试件压剪破坏演化示意 Fig． 2 Compression and shear failure evolution schematic of rock specimens 根据常规三轴压缩试验,岩石试件压缩过程中, 随 σ1增加,若 σ0σ1≤σy,试件内部裂纹数量和损伤 程度先急剧增加;若 σyσ1≤σp,裂纹数量达峰值,损 伤加剧直至破坏;继续加载,即压剪破坏卸荷后再加 载,裂隙数量有小幅减少;且随围压升高,压缩破坏迹 线斜切型破坏区域增大,高围压时剪切破坏滑移为 主[17]。 结合式2及图 2 知,当 σ1 σ 0 时,底板岩体 处于原岩损伤区;当 σ0σ1≤σy时,底板损伤程度增 加,并逐渐达到岩体的塑性屈服状态,局部岩体损伤 劣化并开始出现微裂隙;当砌体梁失稳的动载扰动强 度导致深部岩体应力 σyσy,形成了 塑性屈服区,σy可根据 Mohr-Coulomb 强度准则计 算;处于梁端的采空区触矸区域 σ1增加,并由于其 σ1大于周边围岩应力而形成了触矸破坏区;在两者 图 7 砌体梁失稳后底板垂直应力分布 Fig． 7 Floor vertical stress distribution after voussoir beam instability 之间由于 σ1为已历经屈服破坏的高应力作用,应力 不断卸荷至 0 或拉应力,而形成了卸荷破坏区,区域 划分如图 7 所示。 但不同采深时塑性屈服区、触矸破 坏区的应力集中程度及卸荷破坏区的卸荷深度不同; 采深增加,梁端分区的应力集中及范围增加,卸荷破 坏区的卸荷深度加深,与前述砌体梁失稳扰动底板破 坏行为的分析一致。 采深 1 100 m 时 σ1最大为 143． 9 MPa, 较 采 深 300 m 时 68． 3 MPa 提 高 了 75． 6 MPa,为采深增加导致 σ1原岩应力增加值 3151 煤 炭 学 报 2019 年第 44 卷 20 MPa 的 3． 8 倍,深部开采砌体梁失稳对底板破坏 的扰动深度及范围远大于浅部开采。 在塑性屈服区超前煤壁 2 m、卸荷破坏区距 煤壁 2 m及触矸破坏区设置测线监测了底板 30 m 以浅的应力变化,处理得到了不同采深下各分区的应 力变化如图 8 10 所示图 8,10 中应力增量分别为 砌体梁失稳后煤壁端底板测点应力较原岩应力的增 加值及触矸区域测点的应力增加值。 图 8 塑性屈服区底板应力增量特征 Fig． 8 Floor incremental stress characteristics in the plastic yielding zone 图 9 卸荷破坏区底板卸荷反弹力变化特征 Fig． 9 Change characteristics of floor unloading rebounding stress in the unloading failure zone 图 10 触矸破坏区底板应力增量特征 Fig． 10 Floor incremental stress characteristics in the touching gangue zone 根据图 8,砌体梁失稳后,应力增量基本随采深 加大非线性增加,底板浅部非线性程度最大;底板 以深 2 m 时,采深 1 500 m 的 σ1,σ3增量 91． 5, 27． 5 MPa 分别较采深300 m 时17． 4,5． 8 MPa 增加 了 74． 1,21． 7 MPa,增加约 4． 3 倍、3． 7 倍;底板 2 m 以深岩体在 σ3作用下,塑性屈服值不断升高,从而 使扰动岩体实现了由浅部脆性向深部延性的转变。 但根据式2,底板 2 m 以浅岩体已产生塑性破坏, 故应力增量变化不稳定。 同时,随采深增加,梁端 扰动造成 σ1增大,形成强压剪作用并不断向梁端 部两侧挤压岩体,从而导致水平应力增量不稳定, 如图 8b及图 10b中采深 1 100 m 时曲线出现 了突然降低增加或增加降低现象,也将导致 梁端水平挤压变形不稳定,下文不再赘述。 4151 第 5 期李春元等深部开采砌体梁失稳扰动底板破坏力学行为及分区特征 在卸荷破坏区及触矸破坏区,受开采影响底板表 面测点失效,未统计其应力变化。 由图 9 可知,在卸 荷破坏区,底板5 m 以浅岩体在卸荷前已塑性屈服或 破坏,其 Δσ 非线性特征最明显;采深 1 500 m 时,卸 荷前底板以深 2 m 岩体已塑性破坏,故其 Δσ 反而降 低。 而底板 5 m 以深岩体在卸荷前未发生或接近屈 服,Δσ 随采深增加线性增加,且距采场底板距离越 小,斜率越大;采深 1 500 m 时 σ1,σ3的卸荷反弹力 82． 7,44． 8 MPa 较采深 300 m 时 18． 3,9． 7 MPa 分别 增加 64． 4,35． 1 MPa,分别增加约 3． 5 倍、3． 6 倍。 故 结合式3及图 4 5 可知,采深越大,底板卸荷破坏 越严重。 根据图 10,在触矸破坏区,受砌体梁失稳扰动影 响,采空区梁端触矸导致该区域底板应力增加,且随 采深增加,触矸区域应力增量不断增大。 在底板以深 2 m 处,开采深度 700 m 以深时垂直应力增量远高于 采深300 m 的浅部开采,向底板深部应力增量差异减 小;采深300 m 时该处触矸区域 σ1,σ3的应力增量仅 分别为13． 2,6． 7 MPa,而当采深增加至1 500 m 时其 分别达 84． 5,55． 9 MPa,分别增加了 5． 4 倍、7． 3 倍。 同时,在采场煤壁和直接顶垫层及采出空间作用下, 砌体梁岩梁失稳时将以旋转角 θA图 1g向采场 方向压剪挤压已产生部分卸荷破坏的采空区触矸区 域底板岩体,在垂直方向上其将压剪底板深部结构, 并使底板破坏深度增加,在水平方向应力增加表现为 与塑性屈服区水平应力共同挤压卸荷破坏区岩体,并 不断使其卸荷反弹力增加,进而加剧了底板的卸荷破 坏程度。 2． 3． 3 砌体梁失稳扰动底板变形破坏规律 统计获得了砌体梁失稳后不同采深下底板 各分区内测线测点的变形规律如图 11 13 所 示。 图 11 塑性屈服区底板压缩变形特征 Fig． 11 Floor compression deation characteristics in the plastic yielding zone 图 12 卸荷破坏区底板反弹变形特征 Fig． 12 Floor unloading rebounding deation characteristics in the unloading failure zone 在塑性屈服区,以压缩变形为主,且随采深增加 压缩变形量增大,在底板表面岩体变形的差异性最 大,向底板深部变形差异减小,底板15 m 以浅岩体变 形的 非 线 性 增 加 特 征 明 显。 在 底 板 表 面, 采 深 1 500 m 时的垂直压缩及水平挤压变形量分别为 761． 5,253． 4 mm,较采深 300 m 时 113． 9,36． 6 mm 分别增加了 647． 6,216． 8 mm;而在底板以深 30 m 处,采深 1 500 m 时的垂直压缩及水平挤压变形量较 采深 300 m 仅分别增加 30． 3,10． 0 mm。 同时,当采 深 700 m 及采深 1 500 m 时,水平挤压变形量含较小 的负值变形,其为向采场推进方向挤压;图 11b中 水平挤压变形量多为正值,表明砌体梁失稳后处于梁 端的煤壁端底板岩体以向采场底板卸荷破坏区挤压 变形为主;而采深增大后,受塑性屈服影响,底板水平 5151 煤 炭 学 报 2019 年第 44 卷 图 13 触矸破坏区底板压缩变形特征 Fig． 13 Floor compression deation characteristics in the touching gangue zone 挤压变形易波动。 受应力卸荷幅度影响,卸荷破坏区的水平卸荷反 弹变形方向不定,统计时以其绝对值绘制在图 12b 中。 根据图 12,随采深增加,底板卸荷反弹变形量越 大,且采深 700 m 以深时底板浅部变形呈非线性增 长,采深 1 500 m 时垂直及水平卸荷反弹变形量最大 达 1 076． 5,485． 0 mm, 远 高 于 采 深 300 m 时 的 142． 2,31． 4 mm,相差分别达 934． 3,453． 6 mm;而向 底板深部差值减小,底板以深 30 m 时两者仅相差 30． 5,15． 2 mm。 同时,采深 300,700,1 100,1 500 m 的最大垂直卸荷反弹变形量 142． 2,301． 9,512． 8, 1 076． 5 mm 分别较其塑性屈服区的压缩变形量 113． 9,291． 1,376． 8,761． 5 mm 提高了 28． 3,10． 8, 136． 0,315． 0 mm,故卸荷将加剧已经历塑性屈服或 破坏岩体的变形破坏,且采深越大,卸荷变形加剧越 严重,与前述 2． 2 节分析一致。 根据图 13,触矸破坏区底板以挤压变形为主;水 平挤压变形量为正值时岩体向采场煤壁方向挤压变 形,图 13b中仅采深 700 m 以浅底板以深 30 m 处 为负值,岩体向采空区以远方向挤压变形;受砌体梁 失稳旋转扰动影响,触矸区域底板主要表现为沿垂向 的压缩变形和沿水平方向向卸荷破坏区挤压变形,深 部开采触矸破坏区岩体向卸荷破坏区挤压变形的深 度较浅部开采增加。 同时,采深增加,触矸破坏区岩 体变形量呈不断加大趋势,底板浅部岩体变形量最明 显,如在底板表面,采深 300 m 时垂直压缩变形为 108． 6 mm,采深 1 500 m 时达 486． 6 mm,增加了 378． 0 mm,增加约 3． 5 倍;而在底板以深 5 m,采 深 1 500 m 时向卸荷破坏区的水平挤压变形量达 277． 9 mm,约为采深 300 m 时 6． 7 mm 的 41． 5 倍;与 垂直压缩相比,水平挤压变形对卸荷破坏区岩体的影 响更大。 为进一步分析底板应力与变形破坏的关系,绘制 了塑性屈服区及卸荷破坏区的最大应力变化量及最 大变形量关系曲线如图 14 所示。 图 14 不同区域底板应力-变形曲线特征 Fig． 14 Stress-deation curves characteristics in the different zone of floor 由图 14 可知,随塑性屈服区压应力增量及 Δσ 增大,底板岩体的最大变形量均在采深 700 m 以深 时出现了非线性骤然突变增长,而采深 700 m 以浅 时近似线性增加;且与压应力增加相比,卸荷反弹 对岩体的破坏更甚,采深 1 500 m 时其压应力增量 虽高达 91． 5 MPa,变形量为 761． 5 mm,而 Δσ 最大 仅 82． 7 MPa,变形量却高达 1 076． 5 mm,增加约 41． 4 ;结合图 9 及式3知,Δσ 越大,卸荷反弹变 形量越大,采深越大,底板变形破坏越剧烈。 同时, 与垂直应力增量和 Δσ 相比,水平应力增量与卸荷 反弹量对岩体的变形破坏更敏感,采深 700 m 以深 时非线性增长更甚。 根据前述,岩体应力变化量及 变形量最大值均位于底板 5 m 以浅,但与浅部开采 6151 第 5 期李春元等深部开采砌体梁失稳扰动底板破坏力学行为及分区特征 相比,采深 700 m 以深时底板的强扰动破坏行为在 底板 浅 部 表 现 更 突 出。 结 合 图 8 13, 在 采 深 700 m 以浅时底板岩体的应力及变形曲线近似线性 增加,而采深 700 m 以深时,其却表现为非线性变 化;根据深部工程的临界深度定义[21],700 m 采深 时由于开采扰动的压剪和卸荷作用出现了非线性 破坏力学行为,故可将其作为深部开采的临界深度 并形成了强扰动破坏现象。 3 深部开采底板强扰动破坏分区特征 根据前述,深部开采砌体梁失稳后,在高地应力、 支承压力及扰动应力作用下,底板岩体将经历高强度 应力集中峰值的压剪塑性屈服或破坏,而其进入临空 面后高应力卸荷反弹将造成强烈的反弹变形破坏;结 合采动力学试验全过程应力-应变曲线[22]及图 7,将 由于开采深度增加及砌体梁失稳扰动造成底板力学 环境变化,并导致岩体变形突变增长等非线性破坏行 为的底板区域划分为强扰动破坏分区;同时,根据采 动底板岩体的采前增压、采后卸压及采空区深部应力 恢复3 阶段特征[5],结合前述离散元数值分析结果进 一步细化深部开采底板强扰动分区模型如图 15 所 示。 图 15 深部开采底板强扰动破坏分区模型 Fig． 15 Strong disturbance failure partition model of floor under in deep coal mining 根据图 15a,随采深增加,煤岩损伤起始点不 断升高,连接各起始点构成了由浅部向深部呈线性增 长的损伤起始线 l1。 同时,分别连接不同采深时煤岩 的塑性屈服点、峰值强度点及卸荷破坏贯通点则构成 了基于应力-应变曲线的煤岩塑性屈服线 l2、峰值强 度线 l3及破坏贯通线 l4;且采深越大,峰前损伤区、塑 性屈服区及卸荷破坏区的面积越大,裂隙分布越密 集,l2,l3及 l4的非线性程度越明显。 随采深增加,围 压增大,煤岩塑性屈服的应力峰值增加,延性特征越 明显,并以压剪破坏为主;且卸荷起点越高,Δσ 越 高,反弹变形越大,破坏越严重。 故深部开采时,在超 前压应力作用下底板以压剪塑性屈服或破坏为主,卸 荷后易产生大变形;而当扰动强度增大时,塑性屈服 区及触矸破坏区应力增高,卸荷起点及挤压应力增 加,底板卸荷破坏加剧。 同理,在采场前方远端底板未受开采扰动影响的 原岩应力区与应力增高区间存在采动损伤起始线 l1 如图 15b中浅棕色线条,而在底板应力增高区内根 据其应力分布及 σy将形成 l2,则 l1和 l2包围形成 σ0 σ1≤σy的峰前损伤区 bcd。 在砌体梁失稳扰动作用 下,煤壁端实体煤底板岩体将经历 σp屈服,且应力不 断向底板深部传递扰动,并形成了塑性屈服曲线 l3, 则 l2和 l3包围形成了 σyσ1≤σp的塑性屈服区 acd。 同时,受临空面影响,经历塑性屈服的岩体开始卸荷 反弹,当 σ1卸荷至围压 σ3时形成 l4,曲线 l3,l4及 l1 范围内岩体向采空区方向挤压滑移并开始破坏形成 σ3≤σ1σy的卸荷扩展区 ace。 受底板临空面应力约 束解除影响,底板浅部岩体 σ1继续卸荷至 0 甚至 σt,并不断向底板深部扰动,直至 Δσ0 的应力再平 衡深度,在 Δσ 作用下岩体失稳破坏甚至贯通并形成 了 0≤σ1σ3或 σt≤σ1σ3的卸荷破坏区 aef。 而受 砌体梁失稳的梁端触矸扰动作用,底板已卸荷破坏岩 体发生二次压剪破坏并使底板深部结构破裂,且其水 平应力不断向挤压卸荷破坏内区岩体,并促使与 l4 包围形成 σ3≤σ15103J 的高能级事件总数正相关,故砌体梁 图 16 沿煤层走向采场顶底板微震事件分布 Fig． 16 Microseismic events distribution of roof and floor in the working face along the coal seam strike 剧烈失稳导致了底板破坏,破坏程度与砌体梁失稳扰 动强度密切相关。 图 17 推进不同距离时顶底板微震事件数量特征 Fig． 17 Microseismic events quantitative characteristics of the roof and floor with the different advancing distances 4． 2 底板破坏分区验证 统计计算微震事件与采场煤壁的相对位置,固定 采场,将微震事件投影至沿煤层走向剖面的采场煤壁 两侧顶底板内,以形成采场固定,微震事件在煤壁两 侧分布的形态特征如图 18 所示[23]。 由图 18 可知,采场前方实体煤顶底板多为 EJ5 103J 的高能级事件,且煤壁端底板微震事件数量远 高于触矸端。 根据热力学定律及常规三轴卸荷试验, 底板变形破坏过程中总能量 U[24-25]为 U Ue U d U e U p U a 4 式中,Ue为弹性能;Ud为耗散能,其为塑性变形能 Up 和裂隙扩展破裂表面能 Ua之和。 当岩体受压致 σ0σ1≤σy时,U 主要以 Ue形式 储存,Ud较小,岩体处于压密及局部微裂隙产生阶 8151 第 5 期李春元等深部开采砌体梁失稳扰动底板破坏力学行为及分区特征 图 18 沿煤层走向微震事件分布与采场相对位置剖面[23] Fig． 18 Relati