超臨界CO2 作用下無煙煤抗拉與抗剪試驗(yàn)研究

肖 暢，王 開，詹 傲，王文偉

（太原理工大學(xué)礦業(yè)工程學(xué)院，山西太原 030000）

越來越多的地下巖土工程受到地下流體的影響，如煤礦安全開采，地下硐室的構(gòu)筑，CO2地質(zhì)封存等[1]。其中煤體抗剪與抗拉強(qiáng)度是保證煤巖體穩(wěn)定的重要力學(xué)參數(shù)，對(duì)地下巖土工程的安全性和有效性有著重要影響[2-6]。在CO2注入煤層的過程中，地下深部的高溫高壓環(huán)境使注入過程始終為超臨界態(tài)。超臨界CO2與地下煤層作用后，使得煤體拉剪力學(xué)特性發(fā)生改變，有可能會(huì)導(dǎo)致地下巖土工程失穩(wěn)[7-10]，故而研究煤體在超臨界CO2作用下的拉剪特性具有重要意義。

針對(duì)超臨界CO2作用會(huì)改變煤體力學(xué)特性這一現(xiàn)象，國內(nèi)外學(xué)者進(jìn)行了大量的研究。張倍寧[11]研究發(fā)現(xiàn)：煤階越高，超臨界CO2作用后的力學(xué)參數(shù)劣化程度越大；李波等[12]就煤體隨超臨界CO2作用下孔隙結(jié)構(gòu)的變化情況進(jìn)行研究，結(jié)果表明：煤體在超臨界CO2作用后滲透率隨著作用時(shí)間的增加表現(xiàn)出先增大后減小的趨勢(shì)；岳立新等[13]對(duì)比分析了超臨界CO2和氣態(tài)CO2對(duì)低滲透煤層滲透性的改變，以及超臨界CO2對(duì)煤體微觀孔隙裂隙發(fā)育的影響；牛慶合等[14]研究發(fā)現(xiàn)煤體內(nèi)部的孔隙結(jié)構(gòu)受液態(tài)CO2的影響，在低溫及相態(tài)發(fā)生改變的條件下，會(huì)促使煤體發(fā)生變形收縮；張俊超[15]研究發(fā)現(xiàn)隨著超臨界CO2注氣壓力的升高，煤體抗壓強(qiáng)度會(huì)逐漸降低；A S Ranathunga 等[16]研究發(fā)現(xiàn)，超臨界CO2較亞臨界CO2會(huì)引起煤基質(zhì)產(chǎn)生更大的膨脹變形；賈金龍[17]研究發(fā)現(xiàn)煤體孔隙內(nèi)吸附CO2使得煤體表面能降低，且CO2分子在一定壓力下容易進(jìn)入到煤體內(nèi)部，使得煤體發(fā)生溶脹；賀偉等[18]通過試驗(yàn)對(duì)不同煤階煤體吸附CO2后引起的變形進(jìn)行研究，結(jié)果表明不同煤階煤體具有類似的變化趨勢(shì)，超臨界CO2作用時(shí)間越長(zhǎng)，煤體的滲透率越大。

盡管如此，含水煤層與超臨界CO2作用后抗剪與抗拉力學(xué)特性的研究較少，而煤體的破壞形式主要為剪切、拉伸破壞。基于此，以干燥/飽水2 種水分含量及不同超臨界CO2的浸泡時(shí)間為影響因素，將煤體抗拉強(qiáng)度、抗剪強(qiáng)度、黏聚力、內(nèi)摩擦角作為研究對(duì)象，對(duì)煤體在不同試驗(yàn)條件下拉剪特性進(jìn)行測(cè)試；初步揭示了煤體在飽水狀態(tài)下，超臨界CO2浸泡不同時(shí)間對(duì)其拉剪特性的影響。

1 試 驗(yàn)

1.1 煤樣制備

試樣選自山西省晉城市海天煤業(yè)15#煤層（無煙煤）。煤塊從工作面采集，用泡沫塑料密封后送至巖石力學(xué)實(shí)驗(yàn)室，通過巖石鉆孔機(jī)對(duì)取回來的煤塊進(jìn)行取心，取心方向垂直于層理方向，取心完成后加工成?50 mm×50 mm 和?50 mm×25 mm 2 類圓柱體試樣，無煙煤的基本參數(shù)見表1。

表1 無煙煤的基本參數(shù)Table 1 Basic mechanical parameters of anthracite

1.2 試驗(yàn)儀器

試驗(yàn)所用儀器主要為超臨界CO2浸泡裝置以及STYE-2000J 微機(jī)控制電液伺服巖石試驗(yàn)機(jī)。超臨界CO2浸泡裝置示意圖如圖1。

圖1 超臨界CO2 浸泡裝置示意圖Fig.1 Schematic diagram of supercritical CO2 immersion device

裝置主要由以下幾部分組成：CO2氣瓶、增壓系統(tǒng)、高溫恒溫箱、閥門、高壓管線、壓力表、三通閥門、浸泡釜[19]。浸泡裝置可以進(jìn)行恒溫恒壓條件下的超臨界CO2浸泡試驗(yàn)。微機(jī)控制電液伺服巖石試驗(yàn)系統(tǒng)的荷載量程為2 000 kN，能夠進(jìn)行剪切與巴西劈裂試驗(yàn)，其中剪切試驗(yàn)進(jìn)行45°、50°、55° 3 種不同角度的剪切試驗(yàn)。

1.3 試驗(yàn)方案

首先將制備好的煤樣在恒溫箱中進(jìn)行干燥處理，再將全部煤樣的1/2 進(jìn)行飽水處理，直至煤樣的質(zhì)量不再發(fā)生變化時(shí)，認(rèn)為其處于飽水狀態(tài)；然后進(jìn)行不同試驗(yàn)條件下的超臨界CO2浸泡試驗(yàn)；最后對(duì)超臨界CO2作用后的煤樣進(jìn)行巴西劈裂試驗(yàn)與變切角試驗(yàn)。具體試驗(yàn)步驟如下：

1）將制備好的煤樣分成2 類，分別用于抗拉與抗剪試驗(yàn)，每類試樣分成A～H 8 組，并進(jìn)行編號(hào)。

2）將煤樣放在浸泡釜中，打開CO2氣瓶閥門進(jìn)行注氣，同時(shí)打開浸泡釜下閥門進(jìn)行排空氣處理，后將該閥門關(guān)閉。

3）排空氣處理完成后，對(duì)煤樣進(jìn)行浸泡試驗(yàn)，浸泡試驗(yàn)過程中壓力設(shè)為10 MPa，溫度設(shè)為50 ℃，以保證在浸泡試驗(yàn)過程中的CO2一直處于超臨界態(tài)（7.38 MPa、31.1 ℃）。浸泡試驗(yàn)方案見表2。

表2 浸泡試驗(yàn)方案Table 2 Immersion test schemes

4）浸泡試驗(yàn)完成后，立即取出試件，將試件放置在壓力機(jī)上，分別進(jìn)行變角剪切與巴西劈裂試驗(yàn)。

5）進(jìn)行剪切試驗(yàn)時(shí)，將試樣與夾具放置在壓力機(jī)上，承壓板與夾具之間放置鐵質(zhì)滾軸以減小摩擦力，按照0.1 kN/s 的速度進(jìn)行加載，直至試樣被剪斷。依次進(jìn)行3 個(gè)角度的變切角試驗(yàn)；巴西劈裂試驗(yàn)采用力加載的方式，加載速度為0.1 kN/s。

6）按以上步驟分別對(duì)每組進(jìn)行試驗(yàn)，每組試驗(yàn)包含3 個(gè)煤樣，試驗(yàn)結(jié)果取三者均值，以減少由于煤樣本身具有的非均質(zhì)性給試驗(yàn)帶來的影響，直至完成所有煤樣的測(cè)試。

2 試驗(yàn)結(jié)果

2.1 剪切試驗(yàn)結(jié)果

不同試驗(yàn)條件下煤體的剪切試驗(yàn)數(shù)據(jù)見表3。

表3 不同試驗(yàn)條件下煤體的剪切試驗(yàn)數(shù)據(jù)Table 3 Shear test data of coal under different test conditions

由表3 可知：在各組試驗(yàn)條件下，隨磨具剪切角度的增大，煤樣的峰值破壞載荷逐漸變小，且切應(yīng)力所占峰值破壞載荷的比值不斷增加，正應(yīng)力的比值不斷減?。灰訟 組為例，在磨具的剪切角度為45°時(shí)，切應(yīng)力所占峰值破壞載荷的28.28%，角度增加至50°時(shí)，切應(yīng)力所占30.64%，直至磨具角度增加至55°時(shí)，切應(yīng)力占比達(dá)32.72%；其他各組試驗(yàn)結(jié)果與A 組相同。由此可見變角剪切試驗(yàn)中煤樣破壞是由壓剪2 種方式共同作用導(dǎo)致的，其中剪切破壞為主要方式，隨著磨具角度的增大，切應(yīng)力所占峰值破壞的百分比逐漸增大。

以各試驗(yàn)組中45°剪切角下的切應(yīng)力為例進(jìn)行分析，剪切角度為45°時(shí)峰值剪切強(qiáng)度與浸泡時(shí)間的關(guān)系如圖2。

圖2 剪切角度為45°時(shí)峰值剪切強(qiáng)度與浸泡時(shí)間的關(guān)系Fig.2 Relationship between peak shear strength and soaking time at 45° shear angle

由圖2 可知：干燥條件下A、C、D、E 4 組的剪切峰值強(qiáng)度分別為8.10、6.36、5.87、5.53 MPa，較未浸泡超臨界CO2（A 組） 前分別降低了21.48%、27.53%、31.73%；飽水條件下B、F、G、H 4 組的峰值剪切強(qiáng)度分別為7.49、5.28、4.51、4.39 MPa，較未浸泡超臨界CO2（B 組） 前分別降低了29.51%、39.79%、41.39%。由此可見，干燥/飽水2 種水分含量下，隨超臨界CO2浸泡時(shí)間的增加，煤體的峰值剪切強(qiáng)度均呈減小趨勢(shì)，但飽水組煤樣在超臨界CO2作用下，煤樣的峰值剪切強(qiáng)度降幅大于干燥組煤樣。這是因?yàn)樗c超臨界CO2會(huì)發(fā)生化學(xué)反應(yīng)產(chǎn)生碳酸，導(dǎo)致煤樣中的礦物成分與之再發(fā)生反應(yīng)，導(dǎo)致煤樣發(fā)生溶蝕現(xiàn)象，使得飽水組煤樣在超臨界CO2作用下，峰值剪切強(qiáng)度更小。另外2 種剪切角度下的試驗(yàn)規(guī)律與45°剪切角的試驗(yàn)規(guī)律相同。

此外，在超臨界CO2浸泡5 d 時(shí)，D、G 2 組較上一浸泡時(shí)期（C 組、F 組）的峰值剪切強(qiáng)度分別下降7.7%、14.58%；在超臨界CO2作用7 d 時(shí)，E、H 2 組較上一時(shí)期分別下降5.79%、2.66%，可見隨著超臨界CO2浸泡時(shí)間的增加，對(duì)煤樣的峰值剪切強(qiáng)度的影響逐漸減弱。

將45°剪切角下各試驗(yàn)組的剪切應(yīng)力-位移曲線作圖，干燥組煤樣剪切強(qiáng)度與位移曲線如圖3、飽水組煤樣剪切強(qiáng)度與位移曲線如圖4。

圖3 干燥組煤樣剪切強(qiáng)度與位移曲線Fig.3 Shear strength and displacement curves of coal samples in dry group

圖4 飽水組煤樣剪切強(qiáng)度與位移曲線Fig.4 Shear strength and displacement curves of saturated coal samples

由圖3、圖4 可以看出：各實(shí)驗(yàn)組試驗(yàn)曲線的變化趨勢(shì)有相同規(guī)律，初始階段為彈性變形階段，后達(dá)到煤樣的峰值剪切應(yīng)力，再經(jīng)應(yīng)力軟化階段，切應(yīng)力發(fā)生跌落，此時(shí)煤樣發(fā)生剪切破壞；煤樣發(fā)生破壞之后，由于剪切破壞面之間摩擦力的存在，導(dǎo)致煤樣在經(jīng)過應(yīng)力軟化階段之后存在一定的殘余強(qiáng)度；此外，可以看出超臨界CO2對(duì)煤樣的峰值剪切強(qiáng)度和殘余強(qiáng)度有較大影響，但對(duì)剪切剛度的影響并不明顯。

不同試驗(yàn)條件下殘余強(qiáng)度與浸泡時(shí)間的關(guān)系如圖5。其中干燥組（A、C、D、E 組）的殘余強(qiáng)度分別為4.05、3.21、2.84、2.65 MPa；飽水組（B、F、G、H 組）在超臨界CO2作用不同時(shí)間后的殘余強(qiáng)度分別為4.04、3.12、2.73、2.42 MPa。殘余強(qiáng)度的變化趨勢(shì)隨超臨界CO2作用時(shí)間的增加而逐漸降低，且降幅逐漸降低。

圖5 不同試驗(yàn)條件下殘余強(qiáng)度與浸泡時(shí)間的關(guān)系Fig.5 Relationship between residual strength and soaking time under different test conditions

2.2 黏聚力與內(nèi)摩擦角變化規(guī)律

巖石的剪切強(qiáng)度表達(dá)式如下：

式中：τ 為指抗剪強(qiáng)度，MPa；σ 為巖石破壞面的法向應(yīng)力（正應(yīng)力），MPa；φ 為巖石的內(nèi)摩擦角，（°）；c 為巖石的黏聚力，MPa。

根據(jù)式（1），將試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行擬合，不同試驗(yàn)條件下正應(yīng)力與切應(yīng)力回歸曲線如圖6。可以看出，正應(yīng)力與切應(yīng)力擬合方程的斜率變化不明顯，即內(nèi)摩擦角變化不明顯，擬合方程的截距為黏聚力，其隨著超臨界CO2作用時(shí)間的增加而逐漸減小。

圖6 不同試驗(yàn)條件下正應(yīng)力與切應(yīng)力回歸曲線Fig.6 Regression curves of normal stress and shear stress under different test conditions

不同試驗(yàn)條件下，正應(yīng)力與切應(yīng)力的擬合方程見表4。從表4 可以看出：各試驗(yàn)條件下正應(yīng)力與切應(yīng)力的擬合方程擬合度良好，能夠較好地反應(yīng)出試驗(yàn)結(jié)果。

表4 正應(yīng)力與切應(yīng)力的擬合方程Table 4 Fitting equations of normal stress and shear stress

不同試驗(yàn)條件下煤體的黏聚力與內(nèi)摩擦角見表5。由表5 可以知：黏聚力初始條件的3.9 MPa 降低到飽水+超臨界CO2作用7 d 后的2.4 MPa，降幅為38.46%；內(nèi)摩擦角從28.41°降低到23.89°，降幅為15.91%；由此可知在超臨界CO2作用下對(duì)煤體黏聚力的影響要大于對(duì)內(nèi)摩擦角的影響；并且，黏聚力的減小幅度隨作用時(shí)間的增加而減小；說明超臨界CO2浸泡前期對(duì)二者的弱化作用更明顯，隨著浸泡時(shí)間增加，弱化效應(yīng)逐漸減弱。

表5 不同試驗(yàn)條件下煤體的黏聚力與內(nèi)摩擦角Table 5 Coal cohesion and internal friction angles under different test conditions

2.3 抗拉強(qiáng)度試驗(yàn)結(jié)果

試件抗拉強(qiáng)度計(jì)算如下：

式中：Rt為試件的抗拉強(qiáng)度，MPa；p 為試件的峰值載荷，N；D 為試件的直徑，mm；t 為試件的厚度，mm。

浸泡不同時(shí)間下煤體的巴西劈裂試驗(yàn)結(jié)果見表6，煤體抗拉強(qiáng)度與浸泡時(shí)間的關(guān)系如圖7。煤體在不同水分含量下抗拉強(qiáng)度與浸泡時(shí)間的擬合方程見表7。

表6 浸泡不同時(shí)間下煤體的巴西劈裂試驗(yàn)結(jié)果Table 6 Brazilian splitting test results of coal at different soaking times

圖7 煤體抗拉強(qiáng)度與浸泡時(shí)間的關(guān)系Fig.7 Relationship between tensile strength of coal and soaking time

表7 煤體在不同水分含量下抗拉強(qiáng)度與浸泡時(shí)間的擬合方程Table 7 Fitting equation of tensile strength and soaking time of coal under different moisture content

由表6 和圖7 可知：煤樣的抗拉強(qiáng)度隨超臨界CO2作用時(shí)間的增加而降低，超臨界CO2作用3、5、7 d 后干燥組試樣的抗拉強(qiáng)度與初始干燥狀態(tài)相比，分別降低了30.54%、46.71%、54.49%；飽水組試樣與初始飽水狀態(tài)相比，分別降低了52.63%、62.5%、68.42%。可以看出，隨浸泡時(shí)間的增加，抗拉強(qiáng)度的降低速度逐漸變緩，由擬合公式可知，呈負(fù)指數(shù)降低，擬合度良好。

3 結(jié) 論

1）隨超臨界CO2浸泡時(shí)間的增加，干燥/飽水2組煤樣的抗拉、抗剪強(qiáng)度逐漸減小，說明超臨界CO2與煤體作用后，劣化了其力學(xué)性能。飽水條件下抗拉、抗剪強(qiáng)度的降低幅度較干燥條件下的降幅要大，在超臨界CO2浸泡7 d 后，飽水條件下抗拉、抗剪強(qiáng)度降幅分別為68.42%、41.39%，干燥條件下的降幅僅為54.49%、31.73%。

2）隨著浸泡時(shí)間的增加，煤樣的抗拉、抗剪強(qiáng)度降幅呈指數(shù)減小趨勢(shì)，最終將趨于某個(gè)定值。煤體的殘余強(qiáng)度隨浸泡時(shí)間的增加呈減小趨勢(shì)。

3）內(nèi)摩擦角與黏聚力隨超臨界CO2作用時(shí)間的增加呈減小趨勢(shì)，但超臨界CO2的作用對(duì)黏聚力的影響較明顯，對(duì)內(nèi)摩擦角的影響較小。