分段變速加載對含瓦斯突出煤力學特性影響試驗研究*

辛程鵬，張　翔，杜　鋒，劉義磊

(1.中國礦業大學(北京)　共伴生能源精準開采北京市重點實驗室，北京 100083；2.中國礦業大學(北京)　資源與安全工程學院，北京 100083；3.貴州工程應用技術學院　礦業工程學院，貴州 畢節 551700)

0　引言

煤炭開采過程中，在支承壓力的作用下，工作面前方煤體的三向應力狀態會發生連續變化，導致這部分煤體發生連續變形與損傷。工作面開采方式和推進速度會對工作面前方煤體的應力集中和變形損傷產生很大影響，在采動應力很大，工作面推進速度過快的情況下，甚至有可能導致煤與瓦斯突出事故的發生。工作面開采方式和推進速度能夠用煤巖三軸加載試驗中的不同應力路徑(加卸載方式與加卸載速率)進行表征[1]，因此研究不同應力路徑下的煤巖力學與變形特性對煤巖動力災害防治具有實際意義，對煤與瓦斯突出的防治具有一定的指導作用。

國內外學者對不同應力路徑下煤巖的力學與變形損傷特性進行了大量研究。趙洪寶等[2]在單軸壓縮條件下對含瓦斯型煤進行了力學特性，試驗研究，指出其全應力應變曲線分段明顯，單軸壓縮下體積應變與應力關系曲線較復雜，瓦斯增加了煤巖破壞的脆性；李海濤等[3]對煤樣進行了不同加載速率的單軸壓縮力學試驗，指出其強度隨加載速率增加呈現先升高再降低現象，存在“最優”加載速率使其強度達到最大值；尹小濤等[4]通過分析不同加載速率單軸加載條件下巖石的力學特性研究結果發現，加載速率對巖石強度有重要影響，且隨著加載速率增加，巖石彈性模量會增大，破壞強度會增大；劉愷德和劉泉聲[5-6]在高應力環境下對含瓦斯原煤進行了常規三軸加載力學試驗研究，指出高應力下，隨著圍壓升高，含瓦斯煤強度表現出線性增大趨勢，煤樣破壞以剪切破壞為主，高應力下含與不含瓦斯原煤的脆延性破壞機制不同；尹光志和許江[7-9]研究了復合加卸載條件下含瓦斯煤的力學特性與滲流特征，指出不同加卸載條件下含瓦斯煤的力學特性表現各異，加卸載煤樣的承載強度小于常規三軸加載煤樣強度；薛東杰等[10]在不考慮瓦斯壓力作用下，在不同加載模式和不同加載速率條件下對原煤進行了三軸加卸載力學試驗，指出應力偏量是造成試件吸收能量密度提高的原因，是破壞產生本質原因，受控于圍壓臨界值；馬海峰等[11]對型煤進行了增軸壓降圍壓力學試驗，模擬不同推進速度條件下煤巖體的采動力學行為，指出在圍壓卸載速率相同時，隨著軸壓加載速率增加，煤體強度、軸向應變和橫向應變有擴大變化趨勢。但是，根據礦壓理論，采掘工作面前方煤體承受集中應力區的空間位置隨著工作面的持續向前推進會向煤體深處慢慢延伸。隨著工作面推進，部分原始應力區會慢慢演變為集中應力區，其煤體承受軸壓會慢慢升高，在達到峰值應力前，采動應力增長總體上呈現先慢后快的特征，可以簡化為一個分段變速加載的過程。而上述研究大多是對不同加載速率下的煤巖力學與變形特性進行研究，同時考慮分段變速加載條件和瓦斯壓力對突出煤力學行為和變形破壞特征的研究報道相對較少。

因此，本文擬根據工作面前方煤體采動軸向應力演化規律，設計針對含瓦斯突出煤的常規三軸加載和分段變速加載力學試驗，分析分段變速加載應力路徑下含瓦斯突出煤的力學響應特性與變形特征，對于認識煤與瓦斯突出的發生機制具有一定的指導意義。

1　試驗裝置與試驗方案

1.1　試驗裝置

本試驗采用RLW-500G煤巖三軸蠕變-滲流試驗系統，如圖1所示。主要由三軸蠕變試驗機和瓦斯吸附-解吸-滲流試驗系統組成，主要用于煤巖材料在不同載荷和不同溫度環境條件下的物理力學特性試驗研究，試驗最大軸壓500 kN，最大圍壓50 MPa，可進行煤巖的單軸和三軸壓縮試驗、蠕變試驗，軸向循環加、卸載實驗，孔隙水(氣)滲流實驗，配置高、低溫控制系統，可以做到試驗試件進氣端、出氣端和三軸壓力室的氣體溫度保持一致，避免因溫度不同引起氣體流量測量誤差。

圖1　煤巖三軸蠕變-滲流特性試驗系統Fig.1　Coal and rock triaxial creepage-seepage test system

1.2　試樣準備

本試驗煤樣取自陽泉市新景礦15號突出煤層某工作面，在實驗室將保鮮膜包好的煤塊用巖石取芯機取芯并打磨，制成直徑Φ50mm×100 mm的標準圓柱體原煤試件，將試件端面平整度控制在0.05 mm之內。

1.3　試驗方案

為了更接近采掘工作面前方煤體所處的軸向應力變化狀態，本試驗提出了分段變速加載應力路徑，并設計了常規三軸加載應力路徑作為對照組，開展了2種應力路徑下的三軸加載試驗，本試驗所用瓦斯氣體為CO2，具體試驗方案如下：

應力路徑①(常規三軸加載)：三軸壓縮試驗中圍壓加載速率為800 N/min，軸向加載速率為50 N/s。首先按照靜水壓力條件逐步施加σ1 =σ2(σ3)至預定應力4，7，10 MPa，再通入瓦斯，進氣端孔隙壓力為1，1.5，2 MPa，出氣端孔隙壓力為大氣壓，保證煤巖試件吸附瓦斯達60 h。瓦斯吸附平衡后，保持圍壓不變，以載荷加載50 N/s的恒定速率連續施加軸向載荷至煤樣失穩破壞后停止。

應力路徑②(分段變速加載)：三軸壓縮試驗中圍壓加載速率為800 N/min，軸向加載速率為50 N/s。首先按照靜水壓力條件逐步施加σ1 =σ2(σ3)至預定應力4，7，10 MPa，再通入瓦斯，進氣端孔隙壓力為1，1.5，2 MPa，出氣端孔隙壓力為大氣壓，保證煤巖試件吸附瓦斯達60 h。瓦斯吸附平衡后，保持圍壓不變，先以50 N/s的加載速率連續施加軸向載荷至對應常規三軸加載強度(同樣圍壓和進氣端孔隙壓力)的0.4倍，再改以200 N/s的加載速率繼續施加軸向載荷至煤樣失穩破壞后停止。

2　試驗結果分析

2.1　2種應力路徑下全應力應變曲線分析

不同初始圍壓與瓦斯壓力條件下的常規三軸加載全應力應變曲線如圖2所示，不同初始圍壓與瓦斯壓力條件下的分段變速加載全應力應變曲線如圖3所示。

(4,1代表圍壓4 MPa，瓦斯壓力1 MPa)圖2　常規三軸加載全應力應變曲線Fig.2　Complete stress-strain curve of conventional triaxial loading

(4,1代表圍壓4 MPa，瓦斯壓力1 MPa)圖3　分段變速加載全應力應變曲線Fig.3　Complete stress-strain curve of changing loading speed piecewise

從圖2和圖3可以看出，煤樣在2種應力路徑下的全應力應變曲線都包括壓密、線彈性、塑性變形、應力跌落和殘余應力5個階段。下面以分段變速加載應力應變曲線圖為例來進行說明。從圖3可以看出，分段變速加載試驗中，相同圍壓條件下，隨著瓦斯壓力的升高，試件彈性模量和峰值強度逐漸下降，泊松比逐漸升高，峰值軸向應變和峰值環向應變絕對值緩慢下降。峰值體積應變雖然是負數，但峰值對應體積應變絕對值卻在增加，說明含瓦斯突出原煤達到峰值破壞強度時，試件發生了膨脹擴容，且隨著瓦斯壓力增大，煤樣的膨脹擴容量更大。這是由于煤體吸附瓦斯后，在力學作用和非力學作用的影響下強度下降。其中，力學作用主要是游離態瓦斯氣體既可以擴充煤體體積又提供了與圍壓相反的作用力，使得煤體有效圍壓減小，促進了煤體在加載過程中原生和新生裂紋的出現和擴展，有利于試件環向膨脹擴容，從而加速煤體失穩破壞[12]。非力學作用主要是指在煤樣吸附瓦斯后，氣體分子會使煤體顆粒間的距離增加，黏結力減小，煤體彈性模量和強度降低[13]；且煤吸附高壓瓦斯氣體后，部分氣體會與煤表面的官能團發生化學反應，即化學吸附，這些化學反應會改變煤的大分子結構，使得其力學性質劣化[14-15]。相同瓦斯壓力條件下，隨著圍壓增高，試件彈性模量和峰值強度逐漸增高，泊松比逐漸下降，峰值軸向應變增大，峰值環向應變絕對值增大，而峰值體積應變絕對值在減小，說明增大圍壓可以通過限制試件環向膨脹而使得峰值體積擴容量減小。常規三軸路徑下，試件的應力與應變變化規律與分段變速加載下的整體規律基本相同，此處不再贅述。

對于分段變速加載和常規三軸加載2種應力路徑來說，在相同的初始圍壓和瓦斯壓力條件下，試件的彈性模量沒有發生變化。在分段變速加載試驗中，當軸壓達到常規三軸強度的40%時，軸壓加載速率由40 N/s改為200 N/s后，發現煤樣在各種圍壓氣壓組合條件下的應力應變曲線斜率依然沒有發生明顯的變化，這一現象與文獻[4]對于不同加載速率下煤巖彈性模量會發生變化的研究結果不同。分析原因可知，整個試驗過程中，煤巖試件處于恒溫狀態，壓頭對試件做功之后，煤巖孔裂隙發育會耗散一部分能量，剩余的能量則會儲存在煤巖骨架中[7]。煤巖試件在彈性階段中期開始加速加載后，由于此時孔隙裂隙已完全閉合，且裂隙基本不發育，因此裂隙發育耗散的能量可以忽略不計，變速加載下煤體吸收的的能量全部轉化為彈性應變能儲存在煤巖骨架中，這與常規三軸加載一致，因此分段變速加載應力應變曲線斜率沒有發生變化。

從圖2和圖3可以看出，2種應力路徑下的全應力應變曲線也有一些不同之處。在相同圍壓和瓦斯壓力條件下，與常規三軸相比，煤樣在分段變速加載應力路徑下的強度普遍有所增加，增長幅度為10%～27.43%，峰值軸向應變、峰值環向應變絕對值和峰值體積應變絕對值也普遍增大，說明分段變速加載后，隨著加載速率大幅增加，煤巖試件裂隙發育時間相對不夠充分，裂隙不能得到充分擴展，煤巖骨架積蓄彈性應變能密度增大，對應的承載能力也會增大。此外，從峰值強度到殘余應力階段都會出現一個明顯的應力跌落過程，在相同圍壓和瓦斯壓力條件下，煤樣在分段變速加載應力路徑下比常規三軸路徑下積蓄的彈性應變能更多，失穩破壞瞬間能量釋放量更大，應力跌落也更劇烈，說明煤巖加速加載后的脆性增強。因本試驗中所選取圍壓較小，均小于等于10 MPa，從2種應力路徑下的全應力應變曲線可以看出，煤樣的延性破壞特征并不明顯。

2.2　分段變速加載含瓦斯煤破壞準則分析

煤巖強度準則非常重要，可作為判斷煤巖破壞失穩的判據。經典的煤巖強度準則有Mohr-Coulomb 強度準則、Hoek-Brown 強度準則、廣義Hoek-Brown 強度準則等[16]。劉愷德[5]通過試驗研究分析證明了Mohr-Coulomb強度準則可作為判斷常規三軸加載條件下煤巖破壞失穩的依據，但是分析分段變速加載情況下煤巖的破壞失穩準則還未見報道。本文擬通過分析給出適合分段變速加載下煤巖破壞失穩的強度準則。

利用Mohr-Coulomb強度準則對2種不同應力路徑下試件破壞時的三軸試驗數據進行擬合。擬合結果如圖4所示。從圖4可以看出，常規三軸加載和分段變速加載2種應力路徑下的煤巖強度與圍壓均有較好的線性對應關系，常規三軸加載的擬合度為0.983 2，分段變速加載的擬合度為0.999 7。這說明，Mohr-Coulomb 強度準則不僅適用于常規三軸加載下的含瓦斯煤體，也同樣適用于分段變速加載下的含瓦斯煤體。Mohr-Coulomb 強度準則可以作為分段變速加載條件下煤巖破壞失穩的判據。由于本文沒有進行圍壓為0條件下的含瓦斯煤力學特性試驗，所以沒用Hoek-Brown 強度準則和廣義Hoek-Brown 強度準則對分段變速加載路徑下含瓦斯突出煤的破壞準則進行分析。Hoek-Brown 強度準則和廣義Hoek-Brown準則能否適用于分段變速加載路徑下含瓦斯突出煤的破壞準則是我們下一步的研究方向。

圖4　常規三軸加載和分段變速加載應力路徑下不同圍壓強度擬合曲線Fig.4　Fitting curves of different confining pressure and strength under two stress paths

根據劉泉聲等[6]給出的內摩擦角φ和黏聚力C的計算公式，如式(1)所示：

(1)

式中：b，k代表擬合直線的截距和斜率。通過計算，可總結出2種應力路徑下Mohr-Coulomb 強度準則相關參數，如表1所示。

表1　2種應力路徑下Mohr-Coulomb 強度準則相關參數

根據表1可知，分段變速加載應力路徑下煤樣的內摩擦角大于常規三軸加載下的內摩擦角，分段變速加載應力路徑下的黏聚力比常規三軸加載下的黏聚力略小。這說明分段變速加載相比常規三軸加載，由于煤巖裂隙發育時間相對不充分，使得其峰值強度較大。

2.3　討論

采掘工作面向前推進可以造成工作面前方煤體的軸向應力重新分布，推進速度的加快相當于本試驗中的分段變速加載的情況。現場開采具有煤與瓦斯突出危險性的工作面或煤層時，要把握好工作面推進速度，給予前方煤體充分應力釋放和裂隙演化時間，對降低突出危險性具有重要的意義，還可以提前對工作面前方應力集中煤體進行人為主動卸壓來減小突出危險性，如采用保護層開采、鉆孔抽采、高壓注水軟化等措施。以高壓注水軟化煤體為例，對工作面前方應力集中煤體進行高壓注水軟化，前方集中應力會向煤體深處快速轉移，造成卸壓帶寬度大大增加，抵抗煤與瓦斯突出的阻力就會大大增強，另外，高壓注水軟化煤體后，煤體的透氣性會增強，煤體中的瓦斯內能會下降，高壓注水軟化煤體后，造成煤體彈性下降塑性增強，煤體儲存的彈性應變能隨之減小[17]，這些因素共同作用，一方面大大降低了煤體中儲存的彈性應變能和瓦斯內能，另一方面會使煤與瓦斯突出的阻力大大增強，從而達到快速消除突出危險性的目的。保護層開采具有相似的消突原理。

3　結論

1)常規三軸加載和分段變速加載應力路徑的全應力應變過程均可分為壓密、線彈性、塑性變形、應力跌落和殘余應力5個階段。分段變速加載應力路徑中，相同圍壓條件下，隨著瓦斯壓力升高，試件彈性模量和峰值強度逐漸減小，泊松比升高，峰值體積擴容量增大；相同瓦斯壓力條件下，隨著圍壓增大，試件彈性模量和峰值強度逐漸增大，泊松比逐漸下降，峰值體積擴容量有減小趨勢。2種應力路徑下煤樣的應力應變變化規律基本一致。

2)分段變速加載和常規三軸加載相比，在相同圍壓和瓦斯壓力條件下，試件的彈性模量不發生變化，彈性階段中期軸壓加載速率突然增大后，應力應變曲線斜率仍然不發生改變。但是和常規三軸加載相比，分段變速加載應力路徑下煤樣的強度普遍增大，峰值軸向應變、峰值環向應變絕對值和峰值體積應變絕對值也普遍增大，失穩破壞瞬間應力跌落和能量釋放更加劇烈。

3)Mohr-Coulomb 強度準則仍然適用于分段變速加載條件下的含瓦斯突出煤。分段變速加載路徑下煤體的內摩擦角大于常規三軸加載下的內摩擦角，且黏聚力略小于常規三軸加載下的黏聚力。

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