分级循环加载-卸载条件下，围压对带钻孔煤体损伤演化过程的影响 冯小静， 郭树通， 段东， 郭伟恒， 傅志多， 常明刚

《Processes》：Effect of Confining Pressure on the Damage Evolution Process of Coal with Boreholes Under Graded Cyclic Loading–Unloading Xiaojing Feng, Shutong Guo, Dong Duan, Weiheng Guo, Zhiduo Fu and Minggang Chang

　　摘要
在地下采矿过程中，缝内瓦斯排放孔洞的稳定性受到多种因素的共同影响，包括原位应力状态和孔洞结构。孔洞的不稳定性会降低瓦斯排放效率并增加地下安全风险。在这些因素中，围压对孔洞周围煤层的损伤演变起着决定性作用。为了明确不同围压条件下孔洞周围煤层损伤演变特征，使用PFC2D软件（版本6.0）对含有孔洞的试样进行了常规的三轴分级循环加载-卸载数值模拟。系统分析了围压对声发射（AE）计数、微裂纹扩展、裂纹角度分布、损伤演变和失效特征的影响。结果表明，在分级循环加载-卸载过程中，含有孔洞的试样的AE计数峰值随着围压的增加而先增加后减少，而累积计数则持续增加。微裂纹的空间分布逐渐从分散发展转变为集中在孔洞周围，裂纹扩展路径也从单路径主导变为多路径协调扩展。拉伸裂纹的角度分布随围压增加呈现非单调演变趋势，即分散、集中和减弱，而剪切裂纹和总裂纹的分布则呈现逐渐变宽的单峰模式，且角度间隔之间的连通性增强。在最终失效阶段，拉伸损伤比和剪切损伤比均随围压增加而增加，其差异从0.24%增加到0.90%，表明围压的增加进一步增强了剪切损伤的主导作用。失效模式逐渐从拉伸-剪切混合失效转变为相对以剪切为主的失效。这些结果为分析不同围压条件下的孔洞不稳定性和失效特征提供了理论基础，也为优化基于灌浆的孔洞保护参数提供了依据。

1. 引言
由于浅层煤炭资源的日益枯竭，煤炭开采的重点逐渐向更深的地层转移。深层煤层通常位于原位应力高和瓦斯压力高的复杂地质环境中，这显著增加了与瓦斯相关的危险，并对安全生产和高效采煤形成了限制[1,2,3,4]。为了实现瓦斯灾害的先进预防和控制，已广泛应用了预先建立的瓦斯抽放孔洞技术[5]。然而，煤层中的瓦斯排放孔洞容易发生变形和坍塌，这大大降低了采收效率，并阻碍了煤和瓦斯的有效共采。针对瓦斯排放孔洞的不稳定性和失效进行了大量研究，从而对其潜在机制有了深入了解。Liu[6]基于孔隙流体渗流理论开发了一个线性弹性模型来描述孔洞变形和不稳定，并分析了埋深、侧向应力和孔隙压力对孔洞稳定性的影响。Zhang等人[7]报告称孔洞失效主要由剪切机制主导，并通过数值模拟进一步探讨了影响稳定性的关键因素。Wang等人[8]使用机械模型建立了煤体和孔洞的不稳定性判据。此外，Li等人[9]基于Hoek-Brown强度准则研究了孔洞周围塑性区的空间分布。Wang等人[10,11]利用数字图像技术探讨了单轴压缩下煤样最大剪切应变变化系数与轴向应力之间的关系。Gao[12]通过结合AE事件计数和能量分布特征描述了双轴加载下穿孔试样的损伤演变。Li等人[13]分析了瓦斯排放孔洞在其生命周期内的服役行为。Zhang等人[14]利用数字图像相关性研究了渐进失效过程中孔洞周围煤位移和位移场的演变。然而，现有的研究大多在恒定围压或简化的单调加载路径下进行，难以反映实际工程条件下围压变化对孔洞周围煤层损伤演变的影响。在地下采矿过程中，孔洞周围的煤层经常受到循环加载[15]，而作为三维应力场的重要组成部分，围压对其变形和失效起着决定性作用。由于PFC2D基于离散元颗粒流理论构建模型，它可以更直观地捕捉不同变形阶段孔洞周围煤层内部微裂纹的生成、扩展和聚合过程。因此，在本研究中，使用PFC2D进行了更符合实际工程条件的分级循环加载-卸载数值模拟[16,17]，从而揭示了不同围压条件下孔洞周围煤层的微观裂纹演变特征和宏观失效特征。这些结果为分析不同围压条件下的孔洞不稳定性和失效特征提供了理论基础，也为优化基于灌浆的孔洞保护参数提供了依据。

2. 三轴分级循环加载-卸载试验
2.1. 试验准备
本研究中使用的煤样来自山西省晋城的矿区，采样深度约为496米。在采样过程中，选择了结构完整且无明显裂缝的块状原煤，并将其运输至实验室进行后续处理和试样制备。为了比较孔洞结构对煤试样力学响应的影响，准备了12个完整试样和3个含有孔洞的试样。试样制备过程严格遵循国际岩石力学与岩石工程学会（ISRM）[18]推荐的方法，将采集的原煤样品加工成直径为φ50毫米×100毫米的圆柱形试样。含有孔洞的试样是通过在每个试样的轴向中心预钻一个直径为5毫米的通孔制成的。钻孔后，用石蜡密封孔洞。一方面，石蜡具有良好的塑性和填充能力，可以紧密贴合孔洞壁；其在加载过程中的变形可以作为孔洞变形的间接表征。另一方面，它可以有效防止不规则孔洞壁对加载系统橡胶套的局部损伤，从而确保试验过程的稳定性和数据采集的可靠性[19]。此外，为了满足试验规范要求，所有试样的两端都进行了精细抛光，以确保端面平整和加载均匀。制备好的含有孔洞的试样如图1所示。
图1. 含有孔洞的试样。(a) 完整试样；(b) 未用石蜡密封的含有孔洞的试样；(c) 用石蜡密封的含有孔洞的试样。
本研究使用的Rock-600-50三轴试验系统如图2所示。该系统主要由三轴压力室、轴向加载系统和测量控制系统组成，能够实现多种加载模式，包括应力控制和位移控制。系统的最大轴向加载能力为100 MPa，最大围压可达60 MPa，满足测试复杂加载路径下岩石力学行为的要求。试验过程中，使用轴向伸长计和周向应变计实时监测试样的轴向和周向应变，从而获得试样在加载过程中的变形响应特征。
图2. 试验装置和传感器安装。
在本研究中，每个试验在相同条件下重复三次，分析时使用平均值。试验方案如下：
方案I：常规三轴压缩试验
考虑到矿井的埋深主要介于330至570米之间，设置了四个围压水平，即8、10、12和14 MPa，用于测试完整试样，以更好地模拟不同埋深条件下的围压变化，并系统分析围压对试样力学响应和损伤演变的影响。在试样安装过程中，为了减少试样端面与加载板之间的接触造成的端部约束效应，在试样端面和加载板之间均匀涂抹了真空油脂。由于其稳定的化学性质、低挥发性和良好的润滑性能，油脂可以有效减少接触界面处的摩擦阻力，从而减弱端部摩擦对试验结果的影响，使试样内的应力分布更加均匀。传感器布置完成后，采用应力控制以0.05 MPa/s的加载速率同步施加轴向应力σ1和围压σ3，直到达到预设的围压水平。随后，轴向和径向位移测量系统重置为零。在围压保持不变的情况下，继续采用位移控制以0.01 mm/min的加载速率施加轴向应力σ1，直到试样失效。
方案II：常规三轴分级循环加载-卸载试验
在围压设置为10 MPa的情况下，对含有孔洞的试样进行了循环加载-卸载试验。在试样安装过程中，为了减少端部约束效应，端面摩擦减少处理与方案I相同。试样安装和传感器布置完成后，采用应力控制以0.05 MPa/s的加载速率同步施加轴向应力σ1和围压σ3，直到达到预设的围压水平。随后，轴向和径向位移测量系统重置为零。在围压保持不变的情况下，采用应力控制对试样进行分级循环加载-卸载，轴向加载和卸载速率均控制在0.05 MPa/s。轴向偏差应变的循环增量Δσ设定为3 MPa，以全面表征不同阶段的试样变形和失效特征，同时考虑了试验效率并减少了循环次数。在每个加载循环中，卸载进行直到轴向偏差应力达到0，从而确保试验系统的操作稳定性和数据采集的连续性。分级循环加载-卸载的应力路径如图3所示。
图3. 分级循环加载-卸载的应力路径。

2.2. 数值模拟试验
2.2.1. 详细参数校准
基于离散元颗粒流理论的数值模型可以有效地表示材料失效过程中的微裂纹演变和宏观失效模式[20]。因此，选择了PFC2D 6.0进行数值模拟。模型示意图如图4所示。图4. 模型示意图。
为了确保参数校准的可靠性，首先在8、10、12和14 MPa的围压下对完整试样进行了常规三轴压缩试验，模型尺寸为50毫米×100毫米。使用试错方法校准了微观模型参数，以确保数值结果与实验观察到的宏观响应一致。图5和表1展示了偏差应力-应变曲线的比较。需要注意的是，由于在模型初始化过程中消除了初始不平衡力，因此在数值模拟中未捕捉到早期加载阶段的压实阶段。尽管如此，峰值偏差应力和整体变形特征与实验结果吻合良好，表明校准后的微观参数可以可靠地再现煤的宏观力学行为。最终校准的参数列在表2中。
表2. 常规三轴压缩下偏差应力-应变曲线的比较。
表1. 实验试样和数值试样获得的宏观参数比较。
表2. PFC2D数值模型的校准微观参数。

2.2.2. 数值模型方案
根据上述校准获得的微观参数，建立了一个尺寸为50毫米×100毫米的数值模型，并在模型中心预钻了一个直径为5毫米的通孔。然后在8、10、14 MPa的围压下进行了常规三轴分级循环加载-卸载数值模拟。采用了一种位移控制的加载方法，加载速率为0.03 m/s，并且加载路径与实验室测试[20]保持一致。为了验证校准参数的可靠性，在10 MPa的围压下，将数值模拟和实验室测试得到的偏差应力-应变曲线和破坏模式进行了比较，如图6所示。模拟得到的峰值偏差应力（29.46 MPa）与实验值（29.21 MPa）非常接近，相对误差为0.86%。此外，破坏模式和裂纹扩展特性也表现出良好的一致性。这些结果表明，校准的介观参数系统是可靠的，并能够再现不同围压下含孔煤样的损伤演变和破坏特性。图6. 含孔试样的偏差应力-应变曲线和破坏模式的数值模拟与实验室测试结果。

3. 结果
3.1 应力-应变曲线
不同围压下含孔试样的偏差应力-应变曲线如图7所示。如图7所示，峰值偏差应力随围压的增加而增加。在8 MPa、10 MPa、12 MPa和14 MPa的围压下，峰值偏差应力分别为28.50 MPa、29.46 MPa、31.75 MPa和32.80 MPa。相邻围压水平之间的峰值强度增加分别为3.4%、7.8%和3.5%，显示出先增加后减少的演变趋势。围压对试样承载能力的影响表现出明显的阶段依赖性特征。图7. 不同围压下含孔试样的偏差应力-应变曲线。(a) 围压为8 MPa；(b) 围压为10 MPa；(c) 围压为12 MPa；(d) 围压为14 MPa。C1–C10表示分级循环加载-卸载过程中的循环次数，蓝色虚线是辅助引导线，指示曲线上相应循环的位置。

3.2 声发射模拟结果
通过监测和分析岩石断裂过程中声发射（AE）信号的时间分布、空间特性和破裂强度，可以推断出内部裂纹的起始、扩展和聚合过程，从而揭示破坏演变机制。基于离散颗粒模型，PFC数值模拟方法能够再现在外部载荷作用下的颗粒断裂和微裂纹生成，并动态模拟试样内部裂纹的起始和演变。因此，该方法可以有效表征岩石断裂过程中的AE响应[21,22]。图8展示了不同围压下偏差应力和声发射计数随时间步长的演变特性。如图8所示，不同围压下含孔试样的AE演变模式总体一致，并显示出明显的阶段特征，可以分为三个阶段：安静阶段、演变阶段和爆发阶段。在安静阶段，试样主要经历裂纹压实和弹性变形，而内部微裂纹逐渐闭合，因此累计声发射计数增加缓慢，整体AE响应较弱。在演变阶段，随着应力水平的增加，试样内部逐渐发展出局部塑性变形。新生成的微裂纹持续稳定地起始和扩展，导致累计声发射计数显著增加。在爆发阶段，当施加的应力接近或达到试样的强度极限时，裂纹加速扩展并聚合，导致宏观破坏。此时，AE响应显著增强，声发射计数和累计声发射计数都达到高水平。图8. 不同围压下含孔试样的AE曲线。(a) 围压为8 MPa；(b) 围压为10 MPa；(c) 围压为12 MPa；(d) 围压为14 MPa。在分级循环加载-卸载过程中，当施加的应力低于前几个循环达到的历史最大应力时，仅发生有限的内部结构调整，整体AE响应较弱。一旦应力接近或超过之前的最大应力水平，声发射计数显著增加，显示出明显的Kaiser效应。在8 MPa、10 MPa、12 MPa和14 MPa的围压下，峰值AE声发射计数分别为96、169、175和153，显示出先增加后减少的趋势。同时，最终破坏阶段的累计声发射计数分别为2857、3109、3604和3903，显示出随着围压增加而整体增加的趋势。

3.3 微裂纹演变过程
为了清楚比较不同围压条件下裂纹演变的差异，选择了四个典型的特征时刻：裂纹起始点、大约40%破坏时的损伤扩展点、应力峰值点和完全破坏点。从PFC数值模拟中提取了这些时刻对应的离散断裂网络（DFNs），结果如图9所示。图9. 不同围压下含孔试样的裂纹演变过程。(a) 围压为8 MPa；(b) 围压为10 MPa；(c) 围压为12 MPa；(d) 围压为14 MPa。如图9所示，在不同围压下，裂纹优先在孔洞周围区域起始，并在循环扰动下逐渐从孔洞向外扩展。裂纹主要集中在孔洞的两侧及其相邻区域。随着围压的变化，裂纹的空间分布表现出明显的差异。在应力峰值阶段，当围压为8 MPa时，除了孔洞两侧的裂纹密集发展外，还有一些裂纹远离孔洞存在，导致整体破坏范围相对较大。随着围压的增加，远场裂纹显著减少，裂纹分布逐渐向孔洞两侧收敛，形成围绕孔洞的连续裂纹带。当围压增加到14 MPa时，裂纹主要局限于孔洞周围的区域，孔洞两侧形成高密度的裂纹带，而远场仅发展出少量离散裂纹。总体而言，随着围压的增加，裂纹的空间分布从试样内部的分散发展变为围绕孔洞的集中分布，显示出越来越明显的局部化特征。在最终破坏阶段，所有围压下都形成了穿越试样的宏观断裂结构。然而，不同围压下主裂纹区的空间分布有所不同。在8 MPa的围压下，主裂纹区沿单一斜向路径从孔洞附近延伸至试样边界，控制整体破坏。随着围压的进一步增加，裂纹扩展路径出现明显偏差，显示出连续调整和重组的特征。与8 MPa围压下单一主导路径控制裂纹扩展相比，裂纹扩展方向变得不那么稳定，展现出一定程度的路径重构。当围压进一步增加到14 MPa时，裂纹扩展从单路径变为多路径协调扩展。两个主裂纹区在孔洞附近交汇并向试样边界扩展，最终形成具有共轭特性的复合贯通裂纹结构。总体而言，随着围压的增加，孔洞周围的裂纹分布变得更加密集，裂纹扩展路径从单路径控制变为多路径协调扩展。

3.4 裂纹角度演变
为了表征不同围压条件下含孔试样中裂纹扩展方向的演变，对最终破坏阶段的裂纹角度进行了统计分析，并绘制了裂纹角度的玫瑰图，如图10所示。裂纹角度定义为裂纹方向与水平方向之间的角度，统一转换为0–180°的范围。拉伸裂纹、剪切裂纹和总裂纹分别按10°的角度区间分组计数，以表征裂纹扩展方向的分布特征。图10. 不同围压下含孔试样的裂纹角度玫瑰图。(a) 围压为8 MPa；(b) 围压为10 MPa；(c) 围压为12 MPa；(d) 围压为14 MPa。从拉伸裂纹的角度分布特征来看，整体角度分布表现出强烈的分散性，不同围压条件下的主导区间稳定性较差。如图10所示，当围压从8 MPa增加到12 MPa时，拉伸裂纹的主导区间逐渐从原来的30–40°和110–150°扩展到30–70°和110–140°，逐渐形成了相对清晰的双峰分布结构。因此，裂纹角度分布从分散状态变为集中状态。随着围压进一步增加到14 MPa，角度分布的收敛趋势不再持续；相反，分布区间扩大，整体分布趋于平坦。主导区间逐渐减弱，仅在30–40°范围内保留有限的主导特征，表明裂纹方向的集中程度在一定程度上减弱。总体而言，随着围压的增加，拉伸裂纹的角度分布呈现出分散、集中和减弱的阶段性演变模式。从剪切裂纹的角度分布特征来看，剪切裂纹的方向比拉伸裂纹更加集中和稳定。在8 MPa的围压下，剪切裂纹的角度主导区间主要位于90–110°范围内，形成了一个明显的局部峰值。随着围压从低到高的增加，60–110°区间内的裂纹分布逐渐增强。主导区间扩大，原来的局部峰值特征逐渐减弱，整体分布从单一主导区间转变为更宽的角度范围。总体而言，随着围压的增加，剪切裂纹的角度分布从局部主导区间向基于区间的集中演变。

3.4 裂纹角度演变
为了表征不同围压条件下含孔试样中裂纹扩展方向的演变，对最终破坏阶段的裂纹角度进行了统计分析，并绘制了裂纹角度的玫瑰图，如图10所示。裂纹角度定义为裂纹方向与水平方向之间的角度，并统一转换为0–180°的范围。拉伸裂纹、剪切裂纹和总裂纹分别按10°的角度区间分组计数，以表征裂纹扩展方向的分布特征。从拉伸裂纹的角度分布特征来看，整体角度分布表现出强烈的分散性，不同围压条件下的主导区间稳定性相对较差。如图10所示，当围压从8 MPa增加到12 MPa时，拉伸裂纹的主导区间逐渐从原来的30–40°和110–150°扩展到30–70°和110–140°，逐渐形成了相对清晰的双峰分布结构。因此，裂纹角度分布从分散状态变为集中状态。随着围压进一步增加到14 MPa，角度分布的收敛趋势不再持续；相反，分布区间扩大，整体分布趋于平坦。主导区间逐渐减弱，仅在30–40°范围内保留有限的主导特征，表明裂纹方向的集中程度在一定程度上减弱。从总裂纹角度的分布特征来看，整体分布模式与剪切裂纹大致一致，表现出强烈的角度集中和稳定性。在8–12 MPa的围压下，总裂纹角度的主导区间主要位于60–70°和90–120°范围内，裂纹在100–110°附近最为密集，呈现出明显的角度集中特征。随着围压进一步增加到14 MPa，两个之前分离的主导区间逐渐合并，角度分布从分段集中转变为连续区间集中。在60–120°范围内形成了更稳定的集中区域。随着围压的增加，总裂纹角度的分布从分段集中变为连续区间集中。不同角度区间之间的过渡逐渐增强，整体分布趋于连续。

3.5 损伤演变
为了定量表征含孔试样中的介观损伤演变程度，基于PFC中平行键断裂次数的统计结果引入了一个损伤变量D。需要注意的是，本研究中定义的D本质上是一个介观离散损伤指标，用于表征平行键断裂的程度，而不是严格意义上的连续损伤力学中的损伤变量。其定义如下：(1) 在公式(1)中，表示煤中失效的平行键数量，表示平行键的总数。损伤变量D用于定量描述损伤程度，较高的值表示更严重的损伤。不同围压下含孔试样中拉伸和剪切损伤比的演变如图11所示。尽管围压有所不同，整体损伤演变趋势保持相似。在8 MPa、10 MPa、12 MPa和14 MPa的围压下，最终破坏时的拉伸损伤比分别为4.03%、4.32%、4.77%和5.01%，相应的剪切损伤比分别为4.27%、5.08%、5.62%和5.91%。拉伸和剪切损伤都随着围压的增加而增加。与8 MPa的情况相比，14 MPa下的拉伸损伤比和剪切损伤比分别增加了约24.3%和38.4%，这表明剪切损伤对围压的变化更为敏感。此外，剪切损伤比始终高于拉伸损伤比，且随着围压的增大，两者之间的差异从0.24%增加到0.90%。这些结果表明，在最终破坏阶段，剪切损伤占主导地位，并且其贡献随着围压的增大而进一步增强。图11显示了在不同围压下拉伸损伤比和剪切损伤比的变化情况。(a) 围压为8 MPa；(b) 围压为10 MPa；(c) 围压为12 MPa；(d) 围压为14 MPa。

3.6. 位移场演化
在PFC2D数值模拟中，粒子的位移方向及其相对运动特性可以有效反映裂纹演化机制和破坏模式[23,24]。因此，为了进一步揭示在不同围压条件下含孔试样的不稳定性演化特性，有必要分析最终破坏阶段的位移场空间分布特性。基于粒子运动方向特性和现有研究，确定了数值试样在破坏阶段的破坏模式并将其分类。在此基础上，将粒子之间的复杂相对位移关系适当简化并总结为五种典型的微观破坏模式，如图12所示。当裂纹两侧的粒子沿平行键的法线方向发生反向位移并产生开口变形时，称为直接拉伸破坏（模式I）。当沿平行键的切线方向发生相对滑动，导致剪切滑移时，称为直接剪切破坏（模式III）。另外，如果粒子沿法线方向相互靠近且位移量不同，导致相对开口变形，则称为相对拉伸破坏（模式II）。如果粒子沿切线方向相互滑动且位移量不同，导致相对剪切变形，则称为相对剪切破坏（模式IV）。当粒子沿平行键的法线和切线方向同时发生位移并形成耦合效应时，称为混合拉伸-剪切破坏（模式V）。图12显示了不同裂纹类型的粒子位移示意图：(a) 直接拉伸破坏（I）；(b) 相对拉伸破坏（II）；(c) 直接剪切破坏（III）；(d) 相对剪切破坏（IV）；(e) 拉伸-剪切混合破坏（V）。图13显示了在不同围压条件下含孔试样的位移场分布。在图13中，位移场和裂纹分布是在PFC2D中叠加的，这不仅表征了粒子位移的特征，还使靠近裂纹的粒子相对运动关系更加清晰可见。选取位移场图像中的典型区域进行局部放大，以显示裂纹附近粒子位移向量的分布特性。具体来说，颜色用于表征粒子位移的大小，而箭头用于指示粒子位移的方向。通过对粒子位移方向及其相对运动关系的全面分析，可以确定每种裂纹对应的破坏模式，从而定性判断裂纹演化机制。结果表明，在所有围压下，含孔区域周围的主要破坏模式都是混合拉伸-剪切破坏（模式V），且该破坏模式对围压的变化敏感性较低。相比之下，主裂纹区内部的破坏模式对围压的变化有显著响应，其破坏模式随着围压的变化而呈现出系统性的演化趋势。图13显示了在不同围压条件下含孔试样的位移场分布。(a) 围压为8 MPa；(b) 围压为10 MPa；(c) 围压为12 MPa；(d) 围压为14 MPa。在8 MPa的围压下，主裂纹区内的破坏模式具有明显的空间差异。上部以相对剪切破坏（模式IV）为主，而下部则以混合拉伸-剪切破坏（模式V）为主。随着围压增加到10 MPa，主裂纹区内的破坏模式逐渐趋于统一。裂纹表面的法向约束增强，局部剪切滑移得到抑制，导致整个主裂纹区完全转变为混合拉伸-剪切破坏（模式V）。在12 MPa的围压下，主裂纹区出现相对剪切破坏（模式IV）和混合拉伸-剪切破坏（模式V）共存。当围压达到14 MPa时，剪切变形成为主导，主裂纹区主要以相对剪切破坏（模式IV）为特征。这些结果表明，围压的增大使得主裂纹区的破坏机制从混合拉伸-剪切耦合向剪切主导破坏演化。

4. 讨论
4.1. 围压对含孔煤样损伤演化的影响
在分级循环加载-卸载作用下，围压对含孔煤样的影响不仅体现在峰值强度的变化上，更明显地体现在其对损伤演化路径的调控作用上。与单调加载不同，分级循环加载-卸载使试样在反复加载和卸载过程中不断进行结构调整和损伤累积，因此损伤演化表现出明显的分阶段特征[20]。对于含孔煤样而言，孔洞周围的应力重分布决定了损伤优先在孔洞周围的煤中开始，并且围压进一步控制了孔洞周围的裂纹扩展模式和随后的损伤演化过程[19]。这表明，在分级循环加载-卸载下，围压不仅仅是承载能力的增强因素，而是控制含孔煤样整个损伤过程的关键因素，从早期损伤的开始和逐步累积到最终不稳定性[25]。

4.2. 围压下含孔煤样的裂纹演化及破坏模式转变
从整体损伤演化过程的角度来看，围压的增大显著改变了分级循环加载-卸载过程中含孔煤样的裂纹演化特性、损伤释放节奏和最终破坏模式。在低围压条件下，试样的侧向约束较弱，孔洞周围的拉伸裂纹容易产生并继续扩展。裂纹的空间分布非常分散。尽管裂纹优先在孔洞周围区域开始，但其扩展并不完全局限于孔洞附近。随着围压的增大，孔洞周围煤的侧向约束逐渐增强，拉伸裂纹的扩展受到抑制，损伤发展不再主要由分散扩展控制，而是倾向于在孔洞周围的应力集中区逐步累积，并通过裂纹相互作用和扩展路径调整继续发展。峰值AE计数先增加后减少，而累积计数随着围压的增大而持续增加，表明围压的增大改变了损伤释放的节奏。在低围压条件下，损伤释放更可能表现出分阶段加剧的特征；随着围压的增大，损伤逐渐从相对活跃的分阶段释放转变为后期破坏阶段的集中释放[26]。进入最终破坏阶段后，主裂纹区逐渐从单路径控制转变为多路径协同扩展，表明在高围压条件下，裂纹的聚合过程不再主要依赖于单一裂纹的连续扩展，而是更多地由孔洞周围多个裂纹的相互作用驱动的协同聚合。裂纹角度分布、拉伸损伤比和剪切损伤比之间的差异以及最终破坏特性都表明，随着围压的增大，裂纹扩展逐渐表现出更明显的剪切控制特性，最终破坏模式相应地从拉伸-剪切混合破坏演化为剪切主导破坏。

4.3. 工程意义
之前的单轴分级循环加载-卸载研究表明，不同加载路径下试样的破坏模式都以拉伸-剪切混合破坏为特征[15]。然而，考虑到围压的影响后，当前研究发现，含孔煤样的损伤演化特性和主导破坏模式随着围压的变化而发生显著转变，表明围压是控制孔洞周围煤损伤演化路径和最终破坏模式的重要因素。在相对较低的围压条件下，由于侧向约束较弱，孔洞周围的煤中的拉伸裂纹参与程度较大，裂纹扩展更倾向于表现出拉伸主导的分散发展。损伤释放也更容易表现出分阶段加剧的特性，最终破坏表现出更明显的拉伸-剪切混合特征。因此，此类地区的孔洞保护设计应更加重视抑制拉伸裂纹的扩展和分散损伤的发展。在围压相对较高的区域，由于侧向约束增强，拉伸裂纹的扩展受到抑制，损伤倾向于在孔洞周围连续累积，并在后期破坏阶段以集中方式释放，最终破坏逐渐向剪切主导的破坏演化。因此，此类地区的孔洞保护设计应更加关注保护材料的抗剪能力和变形适应性。这些发现表明，孔洞保护参数的设计不应仅基于围压增大引起的强度增加，还应根据不同围压条件下孔洞周围煤的拉伸-剪切损伤特性和损伤释放模式的差异进行有针对性的优化。灌浆材料类型、灌浆压力及相关工艺参数的选择应结合围压条件和孔洞周围主导破坏模式的差异综合考虑。

5. 结论与未来研究
5.1. 结论
本研究的主要目的是阐明在不同围压条件下孔洞周围煤的损伤演化特性。为此，使用PFC2D对含孔煤样进行了传统的三轴分级循环加载-卸载数值模拟。主要发现如下：
(1) 在分级循环加载-卸载条件下，不同围压下的含孔试样的AE计数表现出静寂阶段、演化阶段和爆发阶段的阶段性演化特征，并在循环加载过程中显示出明显的Kaiser效应。随着围压的增大，峰值计数先增加后减少，而累积计数持续增加。结果表明，围压抑制了加载过程中的突然释放，但促进了最终阶段的累积释放，从而使试样损伤从活跃演化过程转变为后期集中释放模式。这种累积效应随着围压的增大而变得越来越明显。
(2) 随着围压的增大，含孔试样中的裂纹空间分布逐渐从试样内部的分散发展转变为孔洞周围的集中分布，显示出明显的局部密集化。同时，孔洞周围裂纹之间的相互作用增强，使得裂纹扩展路径从单路径控制转变为多路径协同扩展。
(3) 不同类型裂纹的角度分布表现出显著不同的演化模式。围压对拉伸裂纹的方向具有非单调的调控作用，其分布随着围压的增大而表现出分散、集中和弱化的阶段性演化。剪切裂纹角度分布仍然主要呈单峰分布，随着围压的增大，单峰分布逐渐变宽。总裂纹角度分布的演化与剪切裂纹类似，从分段集中转变为连续区间集中，角度区间之间的连通性逐渐增强。
(4) 试样的拉伸损伤比和剪切损伤比都随着围压的增大而增加，且剪切损伤比始终高于拉伸损伤比，两者之间的差异从0.24%增加到0.90%。与此同时，主裂缝区内部区域的失效模式逐渐从拉伸-剪切混合失效（模式V）和相对剪切失效（模式IV）共存的状态，转变为以相对剪切失效（模式IV）为主。这表明，围压的增加增强了剪切损伤的主导作用，并促进了试样从拉伸-剪切混合失效向剪切主导失效的转变。5.2 未来研究在复杂的地下条件下，钻孔周围煤体的损伤演变和不稳定破坏通常受到多种因素的影响。未来的研究可以进一步考虑气体压力[27]、层理结构[19]和钻孔尺寸[28]等因素，以更深入地揭示复杂条件下钻孔周围煤体的损伤演变特征和不稳定破坏机制。此外，不同钻孔保护材料的性能与注浆参数之间的定量匹配关系仍需通过实验室试验、现场应用和进一步的数值模拟来进行有针对性的研究，从而为钻孔保护技术的优化提供理论依据。