基于微震反演裂隙的采动岩体损伤分析方法及其工程应用

赵永; 杨天鸿; 王述红; 贾蓬

doi:10.11779/CJGE202202012

基于微震反演裂隙的采动岩体损伤分析方法及其工程应用 English Version

赵永^{1, 2,},
杨天鸿^{1, 2, ,},
王述红²,
贾蓬²

1.
东北大学岩石破裂与失稳研究所, 辽宁沈阳 110819
2.
东北大学资源与土木工程学院, 辽宁沈阳 110819

基金项目:

国家重点研发计划项目 2017YFC1503101

国家自然科学基金项目 52004052

国家自然科学基金项目 U1903216

博士后国际交流派出计划项目 2020059

中央高校基本科研业务专项项目 N2101027

详细信息

作者简介:
赵永(1991—)，男，讲师，主要从事矿山岩体孕灾机理与灾变预警方面的研究工作。E-mail：zhaoyongrock@163.com

通讯作者:
杨天鸿，E-mail: yangtianhong@mail.neu.edu.cn

中图分类号: TU452; TD862.2
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出版历程
- 收稿日期: 2021-01-12
- 网络出版日期: 2022-09-22
- 刊出日期: 2022-01-31

Damage analysis method for mining rock mass based on microseismic-derived fractures and its engineering application

ZHAO Yong^{1, 2,},
YANG Tian-hong^{1, 2, ,},
WANG Shu-hong²,
JIA Peng²

1.
Center for Rock Instability and Seismicity Research, Northeastern University, Shenyang 110819, China
2.
School of Resources and Civil Engineering, Northeastern University, Shenyang 110819, China

摘要

摘要: 采动条件下岩体发生渐进损伤诱使裂隙萌生、发展和贯通，继而形成导水通道诱发突水灾害。该过程涉及裂隙演化及岩石损伤等问题，使得突水灾害具有动态复杂性的特点。显然，从理论上准确解译突水通道及其演化规律是十分困难的，需要依靠现场监测和数值模拟手段。为此，从“岩体变形破裂过程中，微震现象的主要本质是裂隙的扩展”学术观点出发，建立了基于微震反演裂隙的各向异性损伤模型，并将该模型与FLAC^3D数值模拟分析相结合，期望将岩体宏观力学行为与裂隙发展相联系。最后，将研究成果应用到张马屯铁矿注浆帷幕突水通道分析中：对帷幕失稳区损伤系数及损伤张量进行了分析；标定了突水通道；并从渗流–应力–损伤角度建立三维数值计算模型，研究了帷幕与采场之间围岩应力及屈服特性，确定了岩体采动诱发突水通道特征及其形成机理，以期为矿山安全开采和水治理设计提供帮助。
- 矿山 /
- 微震监测 /
- 裂隙演化 /
- 渗流通道 /
- 各向异性损伤
Abstract: The progressive damage of rock masses under mining conditions will induce the initiation, development and connection of fractures, form water inrush channels, and finally induce water inrush disasters. This disastrous process involves fracture evolution and rock damage, making the water inrush disasters dynamic and complex. It is challenging to accurately interpret the evolution law of the water inrush channels in theory, which needs to rely on the field monitoring and numerical simulation. Therefore, from the theoretical point of view that "the main essence of microseismic (MS) phenomena is the propagation of fractures", an anisotropic damage model is established based on the MS data. This model is combined with FLAC^3D numerical simulation analysis, which is expected to link macroscopic mechanical behavior of rock masses with fracture development. Finally, the research results are applied to the analysis of the water inrush channels of the grouting curtain in Zhangmatun Iron Mine. The damage process and the damage tensor of the instability zone are analyzed, the distribution of water inrush channels is determined, and the numerical model is established from the perspective of seepage-stress-damage. The characteristics of stress and plastic yield zone between curtain and stope are studied, and the characteristics and formation mechanism of the water inrush channels induced by mining are determined to provide help for the safe mining and water treatment design of mines.
- mine /
- microseismic monitoring /
- fracture evolution /
- seepage channel /
- anisotropic damage

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0. 引言

各向异性是黏土的基本性质之一,分为原生各向异性和次生各向异性。针对原生各向异性对黏土力学性状的影响,许多学者对与沉积平面呈不同夹角试样进行压缩、无侧限压缩和三轴压缩等试验,发现原生各向异性对黏土变形以及强度特性的影响不容忽视。

小应变剪切模量特性作为土的重要力学性质之一,也同样受到原生各向异性的影响。Simpson等^[1]的研究表明,小应变剪切模量的原生各向异性对隧道及基坑周围土体变形的预测结果影响很大；Jovičić等^[2]和吴宏伟等^[3]分别针对伦敦黏土和上海软黏土进行研究,利用弯曲元测得两种土在低围压下水平和竖直方向上的最大剪切模量比值分别为1.5和1.21,说明对于不同种类黏土,原生各向异性对其小应变剪切模量的影响不尽相同。

结构性黏土在我国东南沿海地区分布广泛,许多工程建设涉及到此类黏土,迄今已对其小应变剪切模量进行了诸多研究,但以往的研究主要考虑孔隙比、应力水平和结构损伤等对小应变剪切模量的影响^[4],而考虑原生各向异性对小应变剪切模量影响的研究较少,有必要进行系统探究。

本文对不同削样方向的湛江黏土原状试样开展不同围压下的共振柱试验,研究原生各向异性对最大动剪切模量的影响以及考虑原生各向异性的最大动剪切模量随围压演化规律的表征方法。

1. 试验材料与试验方案

1.1 试验材料与试样制备

土样取自湛江市某基坑内地下10～11 m,尺寸为30 cm×30 cm×30 cm原状块状样。表1为其基本物理力学指标与颗粒组成。由表1可见,湛江黏土具有较差物理性质,与软黏土相似,但力学性质较优,呈现上述特性的原因为其具有的强结构性^[4]。

表 1 湛江黏土平均物理力学性质指标与颗粒组成

Table 1. Physical and mechanical indexes and particle composition of Zhanjiang clay

重度γ/(kN·m^-3)	含水率w/%	孔隙比e	渗透系数K/(cm·s^-1)	液限w_L/%	塑限w_P/%	塑性指数I_P	结构屈服应力σ_k/kPa	无侧限抗压强度/kPa	灵敏度S_t	颗粒组成/%
重度γ/(kN·m^-3)	含水率w/%	孔隙比e	渗透系数K/(cm·s^-1)	液限w_L/%	塑限w_P/%	塑性指数I_P	结构屈服应力σ_k/kPa	无侧限抗压强度/kPa	灵敏度S_t	>0.05/mm	0.005~0.05/mm	0.002~0.005/mm	<0.002/mm
17.1	52.98	1.44	2.73×10⁻⁸	59.6	28.1	31.5	400	143.5	7.2	8.2	39.5	20.7	31.6

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图1（a）为不同方向圆柱试样示意图,定义试样轴线与土体沉积平面夹角为 $α$ ,即竖直方向试样为90°,水平方向试样为0°。针对 $α$ 为0°,22.5°,45°,67.5°,90°方向原状样进行研究,试样规格尺寸为直径50 mm,高度100 mm的圆柱体。

图 1 试样示意图与试验设备

Figure 1. Schematic diagram of specimens and test apparatus

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1.2 试验方法

试验所用设备为GDS共振柱仪,如图1（b）所示。试样的边界条件为一端固定,一端自由。通过电磁驱动系统对试样逐级施加扭矩,测得试样的共振频率和对应的剪应变,试样动剪切模量由下式得到：

$G = ρ {(2 π f H / β)}^{2}$ ,

(1)

式中,G为试样动剪切模量,ρ为试样密度,f为共振频率,H为试样高度,β为扭转振动频率方程特征值。

试样在抽气饱和后安装至共振柱仪上,随后进行反压饱和,当B值达0.98后,进行固结,围压分别设定为50,100,200,300,400,500,600,700,800 kPa。试样固结完成后,进行共振柱试验。

2. 试验结果与分析

2.1 不同方向试样G- $γ$ 曲线规律

如图2所示,不同方向试样动剪切模量G和剪应变 $γ$ 的关系曲线形态与规律类似。剪切模量在小剪应变下衰减速度较小；随剪应变发展,衰减速度增大。低围压下G- $γ$ 曲线随围压增大而上移,围压超过600～700 kPa,G- $γ$ 曲线随围压增长而下移,与通常软黏土G- $γ$ 曲线大多随围压增大而单调上移规律存在明显差异,说明结构性对湛江黏土G- $γ$ 曲线规律影响较大。

图 2 不同方向试样剪切模量G与剪应变

$γ$ 关系

Figure 2. Relationship between shear modulus G and shear strain

$γ$ for specimens in different directions

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2.2 原生各向异性对最大动剪切模量的影响

湛江黏土动应力-应变关系可用Hardin-Drnevich双曲线模型表征,如下式：

$τ = \frac{γ}{a + b γ}$ ,

(2)

式中,a,b为拟合参数。式（2）可以写为

$1 / G = a + b γ$ 。

(3)

式（3）中,当 $γ$ 趋近于0时,得到最大动剪切模量G_max=1/a,利用式（3）求得不同方向试样在各围压下的G_max。为了消除孔隙比对G_max的影响,引入孔隙比函数F(e)=1/(0.3+0.7e²)将G_max进行归一化处理,图3为经孔隙比函数归一化的G_max/F(e)-围压 $σ_{3}$ 曲线。随围压增大,不同方向试样G_max/F(e)- $σ_{3}$ 曲线均呈现先上升后下降的规律,在围压为400～500 kPa即在 $σ_{k}$ 左右时,曲线出现转折。

图 3 不同方向试样G_max/F(e)与围压σ₃的关系

Figure 3. Relationship between G_max /F(e) and confining pressure σ₃ for specimens in different directions

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为了更好描述原生各向异性对最大动剪切模量的影响,定义G_max/F(e)的原生各向异性系数：

$K_{α} = D_{α} / D_{90 °}$ ,

(4)

式中,D_α定义为α方向试样的G_max/F(e),D_90°定义为90°（竖直）方向试样的G_max/F(e)。

G_max/F(e)的原生各向异性系数K_α与围压的关系如图4所示。相同围压下,K_α随方向角 $α$ 变化,K_α整体上随 $α$ 增大而减小,即试样的方向越靠近水平其刚度越大,说明原生各向异性对湛江黏土最大动剪切模量G_max的影响十分显著。湛江黏土基本单元为扁平状片堆、粒状碎屑矿物与单片颗粒,上述基本单元在沉积时,其长轴更倾向于水平方向,导致颗粒间水平方向的接触更紧密,结构更强^[3],进而更靠近水平方向试样的刚度更大。

图 4 不同方向试样K_α与围压σ₃的关系

Figure 4. Relationship between K_α and confining pressure σ₃ for specimens in different directions

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当围压低于400～600 kPa时,同一方向试样K_α随围压增长基本保持恒定,K_0°,K_22.5°,K_45°,K_67.5°,K_90°分别为1.314,1.279,1.148,1.045,1；当围压高于400～600 kPa时,同一方向试样K_α随围压增长呈明显减小趋势,不同方向试样的G_max/F(e)差异减小。说明围压低于 $σ_{k}$ 时,围压的增大几乎不影响原生各向异性对G_max的影响,但当围压超过 $σ_{k}$ 后,围压的增大减弱了原生各向异性对G_max的影响。文献[2]中伦敦黏土在围压超过屈服应力后,其水平与竖直方向试样的最大剪切模量的差异随围压增长也呈减小趋势,与本文试验结果一致。

2.3 考虑原生各向异性的最大动剪切模量表征方法

图3中出现G_max/F(e)随围压增大呈先上升后下降的特殊现象,文献[4]认为G_max同时受到平均有效应力、孔隙比和结构损伤的影响,采用该文的表征方法对试验结果进行分析,具体的表达形式如下所示：

$G_{\max} / F (e) = \frac{A (1 + {(\frac{{σ^{'}}_{m}}{p_{a}})}^{n})}{1 + B (1 + {(\frac{{σ^{'}}_{m}}{p_{a}})}^{n})} (k_{r} + \frac{1 - k_{r}}{1 + {(η \frac{{σ^{'}}_{m}}{p_{c}})}^{λ}})$ 。

(5)

式中 A,B,n,k_r,η和 $λ$ 为反映各种应力历史和土体性质的参数； ${σ^{'}}_{m}$ 为围压；p_a为标准大气压；p_c为表观前期固结压力即结构屈服应力 $σ_{k}$ ,不同方向试样压缩试验得到的 $σ_{k}$ 差异较小,均取400 kPa。

采用式（5）将不同方向试样G_max/F(e)与围压的关系进行定量表征。从图4可得,高应力下各向异性对试样的G_max/F(e)影响减弱,可假定不同方向试样G_max/F(e)极限值相同。最终将试验数据与拟合曲线一同绘制于图5,发现拟合效果很好,拟合参数见表2。

图 5 不同方向试样的G_max/F(e)与固结围压lgσ₃关系曲线

Figure 5. Curves of G_max/F(e) and confining pressure lgσ₃ of specimens in different directions

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表 2 不同方向试样拟合参数

Table 2. Fitting parameters of specimens in different directions

α	A/MPa	B	n	k_r	η	λ	R²
0^°	39.92489	0.16678	0.54309	0.35092	0.56433	6.42998	0.99251
22.5^°	37.89951	0.15999	0.58264	0.35462	0.56426	6.37147	0.99075
45^°	33.76328	0.15168	0.54642	0.37740	0.55402	6.38473	0.99432
67.5^°	31.15476	0.15761	0.56254	0.42499	0.60889	6.07737	0.99727
90^°	29.75422	0.15743	0.56067	0.44448	0.57750	6.05669	0.99835

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分析表2中拟合参数与试样方向的关系,可得参数A,k_r, $λ$ 和试样轴线与土体沉积平面夹角 $α$ 呈线性关系（图6）,参数B,n,η随 $α$ 增大分别保持在0.1587,0.5591,0.5738上下,且波动范围较小（参数B,n,η的标准差S分别为0.005455,0.01570和0.02131）。

图 6 拟合参数A,k_r和λ与试样方向的关系

Figure 6. Relationship between fitting parameters A, k_r and λ with directions of specimens

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将图6中参数A,k_r, $λ$ 的拟合方程和参数B,n,η的平均值同时代入式（5）,得到考虑原生各向异性的最大动剪切模量的表征方法：

$\begin{array}{l} G_{\max} / F (e) = \frac{(c_{1} α + c_{2}) (1 + {(\frac{{σ^{'}}_{m}}{p_{a}})}^{n})}{1 + B (1 + {(\frac{{σ^{'}}_{m}}{p_{a}})}^{n})} \cdot \\ ((d_{1} α + d_{2}) + \frac{1 - (d_{1} α + d_{2})}{1 + {(η \frac{{σ^{'}}_{m}}{p_{c}})}^{(e_{1} α + e_{2})}}) \end{array}$ 。

(6)

式中 ${σ^{'}}_{m}$ 为围压； $α$ 表示试样的方向,为试样轴线与土体沉积平面夹角；p_a为标准大气压,取101.325 kPa；p_c为 $σ_{k}$ ,取400 kPa；B=0.1587,n=0.5591,η=0.5738；c₁=−0.1204,c₂=39.9166；d₁=1.144×10⁻³,d₂=0.3390；e₁=−4.625×10⁻³,e₂=6.4722。

3. 结论

（1）在同一围压下,不同 $α$ 试样经孔隙比函数归一化的最大动剪切模量G_max/F(e)与90°方向试样G_max/F(e)的比值K_α随 $α$ 增大而减小。当围压低于和高于 $σ_{k}$ 时,同一 $α$ 试样K_α随围压增长分别呈基本保持恒定与明显减小趋势,说明当围压低于 $σ_{k}$ 时,围压几乎不影响原生各向异性对G_max影响,围压超过 $σ_{k}$ 后,不同方向的G_max/F(e)差异减小,围压的增大减弱了原生各向异性对G_max的影响。

（2）受固结压硬和结构损伤的影响,湛江黏土的G_max/F(e)变化规律与通常软黏土试验结果不同,不同方向试样的G_max/F(e)随围压增大均呈先增大后减小规律,当围压在 $σ_{k}$ 左右时出现转折。

（3）基于采用考虑结构损伤的公式可很好拟合湛江黏土不同方向试样G_max与围压关系曲线,提出了考虑原生各向异性影响的G_max演化规律表征方法。

图 1 震源面随破裂机制的变化^[18]

Figure 1. Variation of focal planes with fracture mechanisms^[18]

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图 2 几种岩石破裂机制下裂隙运动形态

Figure 2. Fracture movement patterns under different rock failure mechanisms

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图 3 张马屯铁矿三维模型和地质剖面

Figure 3. 3D model and geological profile of Zhangmatun Iron Mine

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图 4 1997年和2010年-324 m水位排水试验水位等值线

Figure 4. Contours of water level in drainage tests on level of -324 m in 1997 and 2010

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图 5 研究区域的微震事件及其震源机制球分布

Figure 5. Distribution of MS events and focal beachballs

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图 6 三维裂隙网络及其剖面

Figure 6. 3D fracture network and its section

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图 7 岩样力学参数随试件尺寸的变化

Figure 7. Variation of mechanical parameters with specimen size

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图 8 研究区域损伤系数的时空变化

Figure 8. Temporal-spatial variation of damage coeﬃcient in study area

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图 9 研究区域剖面、帷幕、损伤密集区域及采场的空间关系

Figure 9. Spatial relationship among profile, curtain, damage intensive zone and stope in study area

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图 10 帷幕失稳区域1与区域2的损伤张量

Figure 10. Damage tensors of Zones 1 and 2 in curtain instability zone

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图 11 三维计算模型图

Figure 11. Topological graph of 3D computational model

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图 12 微震数据与计算单元映射思路图

Figure 12. Mapping ideas between MS data and computing units

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图 13 -330 m水平Mises应力分布

Figure 13. Mises stress distribution at a depth of -330 m level

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图 14 -330 m水平岩体单元状态

Figure 14. Plastic state of rock mass unit at a depth of -330 m level

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表 1 研究区域结构面几何参数

Table 1 Geometric parameters of discontinuities structural plane in study area

ID	倾向/(°)			倾角/(°)			迹长/m			间距/m			断距/m
ID	分布类型	均值	标准差	分布类型	均值	标准差	分布类型	均值	标准差	分布类型	均值	标准差	分布类型	均值	标准差
1	正态	278.05	20.9	对数正态	58.52	11.3	负指数	1.11	0.48	负指数	0.61	0.70	均布	0.28	0.21
2	正态	118.23	77.9	正态	77.53	22.1	对数正态	1.41	0.41	负指数	0.27	0.24	均布	0.30	0.14
3	正态	144.30	78.2	对数正态	40.78	23.1	负指数	1.62	0.43	负指数	0.54	0.44	均布	0.34	0.17

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表 2 张马屯铁矿岩体力学参数

Table 2 Mechanical parameters of rock masses of Zhangmatun Iron Mine

岩体名称	块体密度/(g·cm^-3)	渗透系数/(10^-7m·s^-1)	抗拉强度/MPa	内摩擦角φ/(°)	弹性模量/GPa	泊松比 $\nu$
第四系	1.97	1920	—	35	0.037	0.25
闪长岩	2.76	5.78	8.9	36	53.8	0.21
大理岩	2.72	2315	6.1	36	45.2	0.29
矿体	3.35	4.20	6.9	38	30.5	0.15
帷幕	2.40	2.32	2.8	35	25.0	0.24

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施引文献(3)

期刊类型引用(2)

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