三維動靜加載下煤的本構模型及卸荷破壞特征

解北京,欒 錚,李曉旭,張景順,于瑞星,丁 浩

(中國礦業大學(北京) 應急管理與安全工程學院,北京 100083)

能源安全是關系國家經濟社會發展的重要基石,中國能源安全離不開煤炭能源供給的保障[1-2]。然而,隨著中國淺部煤炭逐漸枯竭,資源開采向深部轉移已成為必然趨勢,受深部開采“三高一擾動”因素的影響,越來越多的巷道轉為動壓巷道,加之工作面采動引起的卸荷作用,導致動壓巷道圍巖應力環境惡化,群死群傷的惡性事故頻發。因此,研究三維動靜組合加載下煤巖動力學特性及動力擾動后卸荷破壞特征,對控制巷道變形失穩,保證煤炭安全高效開采具有重要意義。

針對深部煤巖“高應力+強擾動”的環境,國內外學者借助霍普金森壓桿系統(split Hopkinson pressure bar,SHPB)開展了動靜加載下煤巖力學特性[3-5]、能量耗散[6-8]、破壞特征[9-11]的研究。如李夕兵等[3]指出巖石動抗壓強度隨軸壓增大,呈先增后減趨勢。宮鳳強等[4]借助SHPB裝置開展三維動靜組合實驗。結果表明:軸壓促進裂紋發育,弱化巖石承載能力;圍壓抑制裂紋萌生,強化承載能力。吳擁政等[5]對長徑比0.5～1.0的煤樣開展三軸沖擊實驗,結果表明煤樣峰值應力的長徑比效應隨應變率增加越顯著。一方面,煤炭開采與能量釋放密切相關,金解放等[6]開展紅砂巖沖擊實驗,研究了應變率、軸壓對試樣能耗特性及破壞模式的影響。尹土兵等[7]、劉少虹等[8]深入探討了動靜加載下煤巖能耗特征,認為溫度、應力波幅值導致煤巖能耗特征顯著變化。另一方面,隨著巖石力學的研究深入,部分學者重視并研究了“高應力+開挖卸荷+動力擾動”下煤巖力學特性,如葉洲元等[9]探討了預加靜載卸載后的砂巖動力學特性,發現動抗壓強度隨軸壓先增后減,與圍壓呈正相關。王春等[10]通過研究卸荷速率,指出巖塊破壞粒度隨卸荷速率增大而增大,卸荷速率促進巖樣破壞轉向剪切破壞。Gong等[11]采用動態強度弱化因子量化圍壓卸荷造成的強度弱化。

部分學者在煤巖動態本構模型領域取得了豐碩成果。單仁亮等[12]結合ZWT本構模型[13],引入損傷體元件,表征無煙煤塑性流動特征。郭德勇等[14]研究了低-中-高應變率下煤巖響應特征,優化了元件型本構模型適用范圍。解北京等[15]考慮了煤巖組合體的應變率及損傷特性,構建7參數層疊本構模型。上述研究集中于一維動靜組合加載,且構建模型僅考慮單因素,未考慮因素交互作用。

此外,煤巖力學研究成果集中于“高應力+動力擾動”、“高應力+開挖卸荷+動力擾動”,即動靜組合、三維靜載荷-卸荷-沖擊,關于深部動壓巷道面臨的“三軸應力+動力擾動+開挖卸荷”應力環境的研究存在不足,如圖1所示。在井下巷道掘進時,鄰近斷層受地應力影響,導致斷層滑動等地質擾動,即前方煤體處于“三軸應力+動力擾動”環境。隨著巷道及掘進面的推進,煤巖受超前支承壓力前移的影響,存在不同程度的應力卸荷。因此,本文利用SHPB系統,探究不同應變率、軸壓下煤樣動力學特性及卸荷破壞特征,并綜合因素交互作用、Weibull分布、Drucker-Prager(D-P)準則,借助響應曲面法構建回歸方程,修正動靜加載下的強度統計損傷本構模型,以期為深部巷道圍巖控制提供一定參考。

圖1 動載荷下巷道應力特征[16]Fig.1 Stress characteristics of roadway under dynamic load[16]

1 實驗概況

1.1 試樣制備

實驗煤樣取自有沖擊地壓災害的內蒙古鄂爾多斯某煤礦3-1煤層,埋深772 m(平均水平主應力24.0 MPa,垂直應力17.0 MPa)。選取外觀完好、結構完整的大塊煤取樣,保證試樣均質性和結果可靠性。同時,根據中國巖石力學與工程學會規程,按照長徑比L/D=1.0制備Ф50 mm×50 mm標準圓柱形煤樣。試樣兩端需切割、打磨拋光,保證試樣兩端不平行度小于0.02 mm,垂直試樣軸線方向的最大偏離度小于0.25 °。制備完好的標準試樣如圖2所示,物理力學參數見表1。

表1 煤樣基礎參數數據Tab.1 Basic parameter data of coal samples

圖2 部分標準煤樣Fig.2 Partial standard coal samples

1.2 SHPB實驗系統

實驗依托中國礦業大學(北京)煤巖動載破壞參數測試實驗室Ф50 mm分離式霍普金森壓桿系統(SHPB)。SHPB實驗系統如圖3所示。

圖3 SHPB實驗裝置示意Fig.3 Schematic diagram of SHPB experimental device

該裝置主要由撞擊桿(圓柱形子彈Φ50 mm×400 mm)、入射桿(Φ50 mm×3 000 mm)、透射桿(Φ50 mm×2 500 mm)、吸能桿(Φ50 mm×1 000 mm)組成,其中桿件材質為低碳彈簧鋼,彈性模量為206 GPa,密度為7 740 kg/m3,彈性波速為5 410 m/s,泊松比為0.35。實驗系統采用壓縮空氣為動力源(空氣壓縮機最低沖擊氣壓為0.1 MPa),借助橡膠圓片整形器(Φ10 mm×1 mm),形成正弦波加載。同時,利用粘貼于入射桿與透射桿中部的AF2-1普通應變片采集脈沖信號,并通過LK2017超動態應變儀和數據采集系統獲取試樣入射、透射、反射信號。另外,實驗前應校準儀器共軸,并在試樣表面均勻涂抹少量凡士林,減少端面摩擦影響[16]。

1.3 方案及應力平衡

應力平衡為檢驗SHPB實驗結果可靠的前提條件[17]。為滿足這一要求,在數據處理前,應對采集的數據開展應力平衡檢驗。文獻[18-19]認為試樣兩端面應力差與端面平均應力之比不超過5%時,即達到應力均勻。圖4為典型的三維動靜加載下煤樣應力平衡曲線。由圖4可知,入射σI、反射應力σR之和與透射應力σT基本相等,證明三維動靜加載下試樣處于應力平衡。另外,基于地應力測試結果及SHPB系統性能,設置實驗方案見表2。

表2 實驗方案Tab.2 Experimental scheme

圖4 應力平衡曲線Fig.4 Stress balance curve

2 結果分析

2.1 動態應力-應變曲線

由于三維動靜加載實驗結束后開展卸荷實驗研究,因此煤樣動力學響應行為不受卸荷方式的影響。圖5中固定圍壓Pw為24.0 MPa、8種軸壓Pz分別為7.0、10.0、12.0、14.5、17.0、20.0、22.0、24.0 MPa(軸圍比為0.3～1.0,即軸壓/圍壓)、沖擊氣壓Pd為0.1～0.6 MPa下煤樣動態應力-應變曲線。由圖5可見,不同軸壓、沖擊氣壓的煤樣動力學響應特征基本一致,應力-應變曲線具有顯著的非線性特征,包括線彈性、塑性屈服、卸載階段。為明確煤樣的階段性力學特征,以YM4為例,闡述煤樣動力學性能,具體如圖5(a)所示。

由圖5(a)可知,煤樣動態應力-應變曲線的階段性特征如下。

1)線彈性階段Ⅰ。對比文獻[9]可知,動靜組合加載下的煤樣應力-應變曲線基本不存在下凹階段。一方面,預先施加的軸圍壓,導致煤樣內部結構裂隙受載閉合。另一方面,沖擊加載歷程短暫,沖擊速度較快,造成曲線無明顯壓密階段。

2)塑性屈服階段Ⅱ。當應力增長至彈性極限值時,應力-應變不符合Hooke定律。原因在于試樣內部次生裂隙萌生、發育,進而貫通原生裂隙,導致部分應力-應變曲線出現屈服階段,但整體動抗壓強度保持增長趨勢。

3)卸載階段Ⅲ。隨著應變的增長,煤樣應力迅速降低,其內部損傷變形、宏觀缺陷增加,導致煤樣承載能力顯著下降,力學性能劣化嚴重。

2.2 動抗壓強度特征

(1)

式中,a、b為動抗壓強度相關擬合參數。

圖6為軸壓7.0～24.0 MPa下煤樣動抗壓強度與應變率(71.8～341.3 s-1)關系曲線。由圖6可見,煤樣動抗壓強度與應變率呈顯著正相關,且冪函數擬合效果較好(R2≥0.87),但不同軸壓下煤樣抗壓強度與應變率擬合參量差異顯著。隨著試樣承受軸壓變化,相同應變率間隔下,擬合曲線抗壓強度增幅差異顯著。其中,軸壓為7.0、10.0、12.0、14.5 MPa時,曲線曲率較高,即靜載軸壓較小時,煤樣的抗壓強度對應變率變化更為敏感。

圖6 應變率與動抗壓強度關系Fig.6 Relationship between strain rate and compressive strength

為明確煤樣的軸壓效應,基于文獻[5]解耦軸壓及應變率效應,選取應變率100.0、150.0、200.0、250.0、300.0、350.0 s-1,結合表3參數,獲得應變率100.0～350.0 s-1下煤樣動抗壓強度,如圖7所示。

表3 擬合參數值Tab.3 Fitting parameter values

圖7 軸壓與動抗壓強度關系Fig.7 Relationship between axial pressure and dynamic compressive strength

由圖7可知,三維動靜加載中軸壓控制作用包括:當軸壓7.0～10.0 MPa,煤內部原生裂隙、孔隙受壓閉合,受軸壓約束顆粒摩擦力顯著增強,導致致密性、抗壓強度等相應提高。其次,隨著軸壓增大至12.0～20.0 MPa,煤內部薄弱面受載變形、破壞,造成裂隙萌生、擴展、貫通,即煤樣受沖擊載荷作用前已存在大量裂紋,因此抗壓強度隨軸壓增大顯著減小。最終,當軸壓增至22.0～24.0 MPa時,動抗壓強度-軸壓曲線呈小范圍波動,原因在于煤樣基本達到三向穩定受力狀態,其受力、變形趨于一致,導致承載力小范圍增長,但受損傷變形影響,整體仍呈下降趨勢。

2.3 因素交互作用

由圖6、7可知,軸壓、應變率對煤樣動抗壓強度影響顯著。為探究因素交互作用對煤樣力學性能的影響,引入響應曲面法(response surface methodology,RSM)中的中心復合試驗法(central composite design,CCD)設計方案[21],構建非線性響應面模型,以期表征軸壓、應變率與動抗壓強度關系。其中,為滿足RSM-CCD試驗設計的需要(因素梯度變化),響應曲面以軸圍比A、應變率B為影響因素,動抗壓強度為響應值。方案及編碼水平見表4、5。

表4 中心復合試驗因素及水平Tab.4 Factors and levels of central composite test method

表5 響應曲面試驗設計方案Tab.5 Design scheme of response surface test

借助Design-Expert 13.0軟件開展軸圍比、應變率與動抗壓強度關系的擬合模型分析見表6。由表6可知,三次多項式模型(cubic)的失擬項(lack of fit,LOF)、校正值(adjusted)、預測值(predicted)最大,模型P<0.000 1,故選用三次多項式模型。

表6 模型匹配度分析Tab.6 Model matching analysis

獲得動抗壓強度σm與A、B的回歸方程為

σm=-287.24+1 409.42A+0.25B-4.50AB-

1 407.65A2+0.006 7B2+6.47A2B-0.009 7AB2

(2)

為反映試驗因素及交互因素的顯著性,開展方差分析見表7。表中:F為均方差與誤差的比值,可反映因素顯著性;PE(pure error)為純誤差,P為顯著性判斷指標,其中:#(P>0.050 0)為不顯著,**(P<0.050 0)為顯著,***(P<0.000 1)為極顯著。

表7 回歸模型方差分析Tab.7 Analysis of variance of regression model

由表7可知,A3、B3為不顯著項,B2、AB為顯著項,A、B、A2、A2B、AB2為極顯著項,模型P<0.000 1,表明回歸模型顯著,可用于響應值分析與預測。同時,根據模型因素F值,交互項影響:A2B>AB2>AB、單因素項影響:B>A2>A>B2。根據式(2) 繪制響應面,可直觀分析軸壓、應變率對動抗壓強度的交互影響,如圖8所示。

圖8 動抗壓強度響應曲面Fig.8 Response surface of compressive strength

文獻[21]指出響應面坡度反映單一因素是否顯著,曲面陡峭為顯著,反之不顯著;等高線形狀反映交互作用是否顯著,曲線呈橢圓形為顯著,反之不顯著。由圖8可知,當軸壓一定時,煤樣動抗壓強度隨著應變率增加而顯著增長,呈近似線性增長趨勢;當應變率為200.0 s-1時,動抗壓強度隨軸壓增加而降低。同時,不同軸壓下煤樣動抗壓強度變化幅度存在顯著差異,但整體保持下降,即響應面結果與圖6一致。另外,部分等高線呈橢圓狀,表明軸壓與應變率交互顯著,即二者耦合作用無法忽略。

3 動態本構模型

3.1 模型構建

3.1.1 Weibull分布

在動靜加載實驗中,煤樣的破壞主要由內部微缺陷的萌生、發育造成。為分析煤樣細觀損傷,假設煤樣由無數足夠小的微元集合體構成,可容納大量微缺陷,損傷過程連續,滿足各向同性損傷。同時,為量化煤巖內部微元強度、表征損傷隨機分布的特點,假設各微元強度F均符合Weibull分布[22],則概率密度函數P(F)為

(3)

式中F0、m為Weibull參數。為分析煤內部微元破壞特性,定義損傷變量D為

(4)

3.1.2 D-P準則

文獻[23]指出D-P準則綜合考慮了中間主應力、靜水壓力作用,克服了M-C準則的缺點,可用于表征煤巖材料微元體強度。則基于D-P準則的微元體強度表達式為:

(5)

(6)

式中:I1、J2為應力張量的第1不變量、應力偏量的第2不變量,α為強度參數,φ為內摩擦角,σ1、σ2、σ3為名義應力,μ為泊松比,E為初始彈性模量,ε1為軸向應變,εm為峰值應變。

(7)

式中:i為應力方向,1為軸向,2、3為側向。

由胡克定律可知,試樣軸向應變ε1為

(8)

(9)

3.1.3 模型構建

基于應變等效假設[24],獲得三軸煤樣沖擊壓縮作用下的動態損傷本構模型為

σ=Eε(1-D)-σ1+2μσ3

(10)

3.2 模型修正

由式(4)、(10)可知,F0、m為本構模型的關鍵參數[23-24],二者可通過三軸壓縮應力-應變曲線的極值點(εm,σm)、式(10)求導獲得,計算如下:

(11)

(12)

(13)

將式(9)～(13)聯立化簡,獲得基于Weibull分布、D-P準則、因素交互作用的三維靜載下煤樣沖擊統計損傷本構模型為

(14)

式中F、F0、σm表達式見式(9)、(11)、(13)。

3.3 模型驗證

基于煤樣統計損傷本構模型及動靜組合實驗結果,明確模型參數見表8。同時,借助式(14)、表8計算求解不同軸壓、應變率下煤樣應力-應變曲線,實驗與理論對比曲線如圖9所示。

表8 本構模型擬合參數Tab.8 Fitting parameters of constitutive model

圖9 煤樣實驗和理論應力-應變曲線Fig.9 Coal sample test and theoretical stress-strain curve

圖10 理論與實驗結果對比Fig.10 Comparison of theoretical and experimental results

3.4 模型適用性分析

為驗證實驗本構模型擬合效果,運用三維動靜組合沖擊損傷模型對文獻[25]的沖擊實驗數據開展理論擬合。擬合結果及參數如圖11、表9所示。

表9 本構模型擬合參數Tab.9 Fitting parameters of constitutive model

圖11 文獻[25]擬合結果對比Fig.11 Comparison of fitting results of lit[25]

由圖11、表9的實驗與理論曲線擬合結果及參數可知,實驗構建的本構模型不僅能夠描述內蒙古鄂爾多斯煤礦煤樣的動態沖擊力學性質,也能較好擬合其他煤巖材料的動態沖擊試驗結果。

4 動靜加載后卸荷破壞特征

煤宏觀破壞的本質是受動靜載荷等因素,煤內部原生及次生缺陷(孔隙、裂隙、節理等)不斷萌生、擴展、貫通,進而導致失穩破壞的結果。由于煤樣內部結構復雜多樣、隨機分布,受載荷作用破壞形態多樣,如層裂、剪切、壓碎、表面剝離、周邊破碎等。為探討深部煤巖“三軸應力+動力擾動+卸荷”的力學特征,借助加卸荷電液伺服裝置(如圖12所示),在常規三維動靜組合加載后增加卸荷實驗,對比軸壓、沖擊氣壓、卸荷方式對煤樣破壞特征的影響及機制。卸荷實驗及具體方案如圖13、表10所示。

表10 卸荷實驗方案Tab.10 Unloading test scheme

圖12 加卸荷電液伺服裝置Fig.12 Loading and unloading electro-hydraulic servo device

圖13 卸荷實驗示意Fig.13 Schematic diagram of unloading experiment

4.1 同步卸荷后煤樣破壞特征

同步卸荷指將軸圍載荷同時卸載,可忽略卸載效應的影響,僅探究三維動靜加載實驗對于煤樣的破壞影響,操作步驟見表11。同步卸荷后煤樣破壞特征(上端面為入射端,下端面為透射端),如圖14～16所示。

表11 同步卸荷操作步驟Tab.11 Synchronous unloading operation steps

圖14 沖擊氣壓0.6 MPa下煤樣破壞特征Fig.14 Coal sample failure characteristics under impact pressure of 0.6 MPa

4.1.1 軸壓-同步卸荷的影響

實驗選取最大沖擊氣壓0.6 MPa、軸壓7.0～24.0 MPa開展同步卸荷對煤樣破壞特征研究,如圖14所示。

由圖14可知,當軸壓小于14.5 MPa時,煤樣發生典型動態破壞,主要形式為層裂式拉伸破壞,且層裂程度隨著軸壓增大,逐漸減小,即負相關趨勢;同時,當軸壓大于14.5 MPa時,煤樣受軸圍壓作用,煤樣內部裂隙閉合程度逐漸加深,宏觀表現為煤樣表面未發生破壞。

根據最大正拉應力瞬間斷裂準則,若加載波為正弦波,波陣面波峰為σ0、層裂臨界應力σc,當正拉應力超過臨界應力,則發生斷裂(如圖15所示),即波峰應力值近似為最大正拉應力,關系如下:

圖15 層裂示意Fig.15 Schematic diagram of spallation

2σ0≥σc

(15)

結合應力波傳播理論可知,同步卸荷時層裂程度隨軸壓的增大而減小,原因可能在于:壓縮加載波、卸載反射波作用于煤樣徑向方向,在層裂區域形成拉伸界面。當煤樣受軸圍壓作用時,隨著軸壓的增加,煤樣組合抗壓強度相應提高,導致拉伸界面后移。當拉伸界面不作用于煤樣,其產生的拉應力無法影響煤樣,即煤樣的層裂臨界應力未達到,造成層裂現象難以發生。

4.1.2 沖擊氣壓-同步卸荷的影響

圖16為同步卸荷-軸壓17.0、20.0、22.0、24.0 MPa煤樣在不同沖擊氣壓梯度下的破壞特征。當軸壓高于14.5 MPa,煤樣保持完整,未發生明顯破壞。結合圖14可知,層裂現象的出現與軸壓、沖擊氣壓存在顯著關聯,以軸壓14.5 MPa為分界點,低于該數值存在層裂破壞的可能。

圖16 不同沖擊氣壓-同步卸荷下煤樣破壞特征Fig.16 Failure characteristics of coal samples under different impact pressures and synchronous unloading

為表征圖16、17中同步卸荷煤樣的損傷,以試樣沖擊前、后的縱波波速定義沖擊損傷,計算如下:

圖17 不同沖擊氣壓-同步卸荷下煤樣損傷規律Fig.17 Coal sample damage rule under different impact pressures and synchronous unloading

(16)

結合圖16、17可知,軸壓17.0～24.0 MPa下試樣內部損傷差異顯著,損傷因子D隨軸壓增大而減小,隨沖擊氣壓的增大呈顯著上升趨勢。結果表明軸圍壓、沖擊氣壓造成煤樣內部一定損傷,但試樣結構未呈現整體失穩破壞,原因可能在于軸圍壓造成煤樣組合強度提高,損傷降低,無法造成顯著破壞。

4.2 非同步卸荷后煤樣破壞特征

非同步卸荷指首先卸載軸壓,后卸載圍壓,探究卸載效應的影響,操作步驟見表12。同步卸荷后煤樣破壞特征(上端面為入射端,下端面為透射端),如圖18、19所示。

表12 非同步卸荷操作步驟Tab.12 Operation steps of asynchronous unloading

圖18 沖擊氣壓0.1 MPa下煤樣破壞特征Fig.18 Damage characteristics of coal sample under impact pressure of 0.1 MPa

4.2.1 軸壓-非同步卸荷的影響

由于非同步卸荷下煤樣的承載能力較低,選取實驗最小沖擊氣壓0.1 MPa、軸壓7.0～24.0 MPa開展非同步卸荷對煤樣破壞特征研究,如圖18所示。

由圖18可知,非同步卸荷導致煤樣破壞程度隨軸壓增大而顯著增加。其中,軸壓14.5 MPa為臨界壓剪破碎狀態,存在剪切裂紋及表面剝離現象。隨著軸壓增加至17.0～24.0 MPa,卸載軸壓導致煤樣整體粉碎性破壞,部分碎塊呈明顯剪切破壞造成的楔形塊體,且軸壓為20.0～24.0 MPa時的塊體破壞效果更為顯著,同時摻雜部分碎屑粉末。

4.2.2 沖擊氣壓-非同步卸荷的影響

圖19為煤樣在軸壓7.0、10.0、12.0、14.5 MPa、沖擊氣壓0.1～0.6 MPa下的非同步卸荷破壞特征。

圖19 不同沖擊氣壓-非同步卸荷下煤樣破壞特征Fig.19 Failure characteristics of coal samples under different shock pressures and asynchronous unloading

由圖19可知,軸壓7.0～14.5 MPa、氣壓0.1～0.6 MPa時煤樣破壞形式主要表現為整體完整、層裂、壓剪、層裂-壓剪混合破壞。其中,當沖擊氣壓0.1～0.2 MPa、軸壓7.0～12.0 MPa時(直線區域),試樣處于弱沖擊-低軸圍壓,未達到層裂/壓剪破壞條件,表現為煤樣無宏觀破壞;當沖擊氣壓0.4～0.6 MPa、軸壓7.0～12.0 MPa時(短劃線區域),試樣處于強沖擊-低軸圍壓,僅達到層裂應力范圍,此階段表現為層裂破壞,層裂的拉伸界面隨沖擊氣壓的增大而后移;當沖擊氣壓0.1～0.2 MPa、軸壓14.5 MPa時(圓點線區域),試樣處于弱沖擊-中間應力,未達到層裂臨界應力,煤樣破壞形式為壓剪破壞;當沖擊氣壓為0.4～0.6 MPa、軸壓14.5 MPa時(長劃線區域),試樣達到層裂-壓剪破壞條件,破壞形式為拉伸-剪切破壞,即先層裂,后壓裂。同時,為研究煤樣“層裂-壓剪”混合破壞機制,繪制非同步卸荷破壞示意圖,如圖20所示。

圖20 “層裂-壓剪”混合破壞形式Fig.20 “Spallation compression shear” mixed failure mode

結合圖20可知,受煤體泊松效應影響,非同步卸荷中煤樣卸荷作用等價于卸荷方向施加拉應力,逐步解除抑制微裂紋擴展作用,進而導致煤樣擴容效果顯著加劇[26]。同時,受卸荷速率影響,煤樣破壞過程中軸壓未直接降低至0,即非同步卸荷狀態下的破壞為圍壓側限抑制作用下的破壞效果,具體表現為單軸、三軸的中間狀態,造成沖擊氣壓0.4～0.6 MPa、軸壓14.5 MPa試樣出現層裂-壓剪復合破壞狀態。對比同步卸荷可知,二者雖均可造成煤樣失穩破壞,但應力卸荷路徑不同,卸荷方式的不同導致煤樣破壞過程顯著差異。除此之外,該破壞模式與礦山開采中巷道圍巖“層裂-壓剪”混合破壞形式相似(動靜擾動+卸荷),一定程度上揭示了深部動壓巷道“三軸應力+動力擾動+開挖卸荷”下圍巖破壞模式的形成原因。

同時,由于煤巖沖擊破壞SHPB實驗條件有限,實驗并未考慮圍壓、卸荷速率影響,即圍壓梯度下的煤巖動力學特性、圍壓+應變率的交互作用及卸荷破壞特征有待進一步研究。

5 結 論

1)煤樣動抗壓強度與應變率呈冪函數增長趨勢,動抗壓強度隨軸壓增加呈先增加后減小趨勢。響應面結果表明,三軸動靜加載實驗中軸壓A、應變率B影響顯著,二者交互作用影響顯著,其中交互項影響為A2B>AB2>AB,單因素項影響為B>A2>A>B2。

2)借助Weibull分布、D-P準則,基于軸圍壓、沖擊載荷作用,構建煤樣強度型統計損傷模型,并借助RSM-CCD獲得考慮因素交互作用的回歸方程(R2≥0.88),修正后的本構模型可反映應變率、軸壓的單一及因素交互作用。

3)沖擊加載后同步卸荷的煤樣以層裂式拉伸破壞為主,拉伸破壞界面隨軸壓增大而后移直至消失,無法形成層裂破壞;非同步卸荷下煤樣破壞形式包括整體完整、層裂、壓剪破壞、層裂-壓剪混合破壞。其中,當沖擊氣壓0.4～0.6 MPa、軸壓14.5 MPa時,非同步卸荷煤樣表現為“層裂+壓剪”混合式破壞。