不同剪切端面和圍壓下損傷煤體孔滲特性實驗研究

鄭春山 ，董洋洋 ，薛 生 ，江丙友 ，趙 洋

（1.安徽理工大學 煤炭安全精準開采國家地方聯合工程研究中心，安徽 淮南 232001；2.合肥綜合性國家科學中心能源研究院（安徽省能源實驗室），安徽 合肥 230031；3.安徽理工大學 安全科學與工程學院，安徽 淮南 232001）

隨著淺埋煤層資源的枯竭，我國煤礦開采深度已突破千米，深部煤炭資源開采已成為新常態[1]。在深部煤炭資源開采過程中，剪切荷載變化導致煤巖發生破壞是主要的破壞形式之一。而損傷破壞對煤體滲透率具有顯著的影響，可導致滲透率增加成百上千倍。滲透率直接影響著卸壓煤層瓦斯涌出和瓦斯抽采過程[2]。

近年來，國內外相關研究人員對煤巖的剪切性能、裂隙演化及其對滲透率的影響開展了研究，煤樣在三軸實驗中的破壞通常是剪切破壞,破壞方式表現為沿1 條或多條破裂面滑動[3]。陸朝暉等[4]基于脈沖衰減法分析了深層頁巖在剪切條件下的滲流規律；李慶文等[5]研究了煤體在不同加載速率下的能量演化規律和破壞模式，發現煤體壓縮破壞模式通常為剪切破壞，能量演化規律相似且不受加載速率影響；彭守健等[6]開展了含瓦斯煤巖在剪切應力下破斷面開裂規律，發現剪切面裂紋分形維數與剪切應力呈線性關系；XIA 等[7]通過對巖石節理開展剪切-滲流實驗，分析了巖石節理在不同接觸狀態下的滲流特性；劉靜波等[8]認為在三向應力作用下，對于孔隙度較小的煤樣，剪應力對滲透率影響不大；趙鵬等[9]研究發現在剪切-滲流過程中剪切應力加載速率對滲透率影響程度最大，剪切蠕變對滲透率影響程度最小；肖暢等[10]研究發現無煙煤抗剪強度隨超臨界CO2作用時間增大而降低，但降低程度逐漸減小；許江等[11-13]分析了煤巖在剪切破壞過程中剪切斷面的影響因素和力學特性變化。以往研究多聚焦于常規單一全端面剪切破壞作用下煤體損傷及氣體流動特性變化規律。為此，開展不同剪切端面和圍壓下煤體剪切-滲流實驗，研究煤體在受壓剪切破壞過程中軸向變形、孔隙結構、滲透率及滲流速度變化特性。

1 實驗設計

1.1 實驗系統及煤樣

多剪切端面損傷滲流動態測試系統如圖1。該實驗系統主要包括夾持器、環壓跟蹤泵、軸壓跟蹤泵、進氣壓力調節閥、恒溫箱和氣體流量計等。特別設置由不同比例的鋼質塊體和軟塑塊體組合而成的剪切端面，實現不同剪切端面及不同剪切程度的損傷煤體滲流特性實驗。

圖1 多剪切端面損傷滲流動態測試系統Fig.1 Damage-based seepage testing system with multi-shear end faces

實驗采用焦作趙固二礦的原煤，所取煤塊經過加工，制作成直徑50 mm、長度100 mm、誤差±0.5 mm 的標準圓柱形煤樣，其中：①50%剪切端面組合體由50%半圓形鋼質塊體和50%半圓形軟塑塊體組合而成；②30%剪切端面組合體由70%圓弧形鋼質塊體和30%圓弧形軟塑塊體組合而成。軟塑塊體的硬度與彈性模量很低，在壓力作用下易產生變形，其承受的應力遠小于巖石及鋼質塊體的應力。在實驗過程中，煤樣上下兩側受到大小相同、方向相反的軸向剪切荷載：煤樣左側上端受力為F1，下端受力為F2；右側上端受力為F2，下端受力為F1；煤樣剪切作用面積為S。則煤樣處于受力平衡狀態時，在不同圍壓條件下煤樣的抗剪強度等應力值等于F1和F2之差再除以S。

1.2 實驗方案

煤巖三軸滲流實驗中應力加載方式可分為單級載荷加載法、分級載荷加載法、單級載荷循環加卸載法和分級載荷循環加卸載法[14]。本次實驗采用單級加載軸向載荷方法，該方法能夠更加直觀的觀測到煤巖滲流特性變化。開展6 組不同條件下（圍壓和剪切端面）煤樣剪切-滲流實驗，剪切-滲流實驗方案見表1。

表1 剪切-滲流實驗方案Table 1 Experimental design for shear-seepage test

實驗過程中保持氣體壓力恒定、常溫25 ℃，待每次加壓后的滲透率數值穩定下來，繼續加壓，以避免穩定蠕變時間過短造成數據的不準確。具體實驗步驟為：①首先采用圍壓、軸向壓力交替加載的方式對試樣進行載荷施加，直至軸向壓力與圍壓相同的實驗初始條件，壓力加載過程不能過快，以免試件損壞；②打開滲流測試系統的進氣口、出氣口閥門及減壓閥，進行滲流實驗，待示數穩定后開始記錄滲透率；③保持進氣壓力和圍壓不變，增加剪切應力直至煤樣發生斷面剪切，實時記錄滲透率變化過程。重復上述步驟進行下1 組實驗。

2 實驗結果

2.1 單軸壓縮應力-應變分析

煤巖單軸壓縮過程大致可以分為壓密階段、彈性變形階段、塑性變形階段和破壞階段。在外力作用下，煤樣首先處于壓密階段，煤樣內部初始裂紋、孔洞逐漸受壓閉合，應力-應變曲線斜率小幅度增大，曲線表現為下凹形狀，滲透率降低；隨著應力持續增加，煤樣進入彈性階段，煤樣內部的孔隙結構處于穩定狀態，應力-應變曲線表現為線性變化，服從虎克定律；隨后進入塑性變形階段，煤樣內部出現新生裂紋并且開始不斷擴展，微裂紋大量萌生，逐漸形成微裂紋區，煤樣損傷加速發育，應力–應變曲線偏離直線，滲透率增加；在破壞階段，煤體內部孔裂隙急劇擴展，表面宏觀裂紋貫通，煤樣完全損傷破壞，應力-應變曲線驟降，滲透率大幅度增大。

2.2 煤體孔隙結構變化分析

煤體剪切-滲流演化規律是應力場–裂隙場–滲流場多場耦合作用的結果。在軸向載荷加載初期，煤體內部初始孔裂隙逐漸閉合，相應地滲透率減小，隨著載荷持續增大超過煤體損傷強度閾值后，煤體內部孔裂隙開始增生或擴張，損傷程度不斷增大，滲透率增大。說明煤體滲流規律與孔隙結構具有很大的相關性。煤體核磁共振T2譜圖如圖2，圖2 反映剪切破壞前后煤體孔隙結構方面的變化。

圖2 煤體核磁共振T2 譜圖Fig.2 Nuclear magnetic resonance T2 spectrum of coal

根據橫向馳豫時間（T2）譜圖，可將煤巖孔隙進行分類，根據文獻[15]將T2<10 ms 對應孔隙為微孔/過渡孔，T2為10～100 ms 對應孔隙為中孔，T2>100 ms 對應孔隙為大孔/微裂隙。吸附空間（T2≤10 ms）由微小孔隙和過渡孔隙組成，而滲流空間（T2>10 ms）由中、大孔隙和微裂隙組成。

由圖2 可知，實驗煤樣T2譜圖在剪切破壞前后主要表現為雙峰型，在1 ms 左右的峰總是高于200 ms 左右的峰，表明煤樣以微孔和過渡孔為主、中孔和大孔/微裂隙發育較差。

核磁共振T2譜特征參數如下。

1）30%端面剪切前煤樣。T2≤10 ms、T2>10ms、2.5 ms

2）30%端面剪切后煤樣。T2≤10 ms、T2>10 ms、2.5 ms

3）50%端面剪切前煤樣。T2≤10 ms、T2>10 ms、2.5 ms

4）50%端面剪切后煤樣。T2≤10 ms、T2>10 ms、2.5 ms

在2.5～20 ms 和50～100 ms 處識別出的T2譜峰之間的面積百分比可以用來評價不同尺寸級別孔隙間的連通程度[16]。30%剪切端面的煤樣在剪切 前 吸 附 空 間（T2≤10 ms）平 均 面 積 百 分 比為93.95%，滲流空間（T2>10 ms）平均面積百分比為6.05%；在剪切破壞后，吸附空間平均面積百分比為89.04%，滲流空間平均面積百分比為10.96%。相比之下，50%剪切端面的煤樣在剪切前吸附空間（T2≤10 ms）平均面積百分比為90.11%，滲流空間（T2>10 ms）平均面積百分比為9.89%。

剪切損傷后的吸附空間平均面積百分比減小為85.06%，滲流空間平均面積百分比增大為14.94%，說明在剪切破壞后，煤樣中部分吸附空間向滲流空間轉化，煤樣在30%剪切端面情況下和50%剪切端面的轉化程度相似。30%剪切端面和50% 剪切端面剪切前后2.5～20 ms 處的平均面積百分比均大于50～100 ms 處的平均面積百分比，表明微孔與中孔之間連通性要高于大孔與中孔之間的連通性。

2.3 剪切-滲流特性變化分析

2.3.1 煤體破壞前軸向變形與滲流速度

在不同剪切端面及不同圍壓下，煤體破壞前軸向變形、滲流速度與剪切應力的關系如圖3。

圖3 煤體破壞前軸向變形及滲流速度變化Fig.3 Axial deformation and seepage velocity changes before coal damage

相關研究表明，當剪切應力小于煤體強度閾值時，煤樣發生彈性變形，軸向應變不斷增大，期間撤去應力，煤體能夠恢復原來狀態；而應力大于煤體強度閾值時，煤樣發生非彈性變形，撤去應力后，煤體不能恢復至原來狀態。

由圖3 可知，在實驗煤體發生剪切破壞前，隨著剪切應力的增大煤體軸向變形量不斷增大，且隨著應力值的增加，軸向變形量增大的越來越快，表明煤體在破壞前分別經歷穩定變形和加速變形階段；以3 MPa 圍壓、30%剪切端面的情況為例，在軸向剪切應力不斷施加過程中（由3 MPa到17 MPa），軸 向 變 形 量 由0.2 mm 增 加 到1.7 mm 左右，增加幅度約達7.5 倍；在相同圍壓條件下，當剪切端面越大時（即由30%變為50%），同等剪切應力帶來的軸向變形量越大，煤體也更容易發生剪切破壞，以剪切應力11 MPa 為例，在30%剪切端面條件下，M-1、M-3、M-5 的軸向變形量分別約為0.92、0.83、0.66 mm，而對于50%剪切端面的情況，M-2、M-4、M-6 的軸向變形量分別為0.99、0.89、0.69 mm。同時，如上數據表明，相同的應力條件和剪切端面情況下，圍壓值越大，軸向變形量越小；對于剪切應力11 MPa 和30%剪切端面的情況，8 MPa 圍壓值對應的軸向變形量較3 MPa 圍壓的減少28.3%，而50%剪切端面條件下，8 MPa 圍壓值的軸向變形量較3 MPa 圍壓的降低30.3%。

從圖3 還可以看出，在6 個不同的實驗條件下，煤體滲流速度均隨剪切應力的增大表現出先減小再增大的趨勢。在5 MPa 圍壓、30%剪切端面的情況下，當軸向剪切應力由5 MPa 增加到11 MPa 時，氣體滲流速度由13.8 mL/s 降低至10.2 mL/s 左右；然后隨著應力值逐漸增加至19 MPa，滲流速度緩慢增加，當應力值大于19 MPa 時，煤體開始出現損傷，滲流速度指數式增加；在21 MPa 時，該速度值增加到18 mL/s 左右。在8 MPa 圍壓、50%剪切端面的情況下，當軸向剪切應力由8 MPa 增加到21 MPa 時，氣體滲流速度由9.4 mL/s 下降到5.7mL/s 左右，該下降幅度為先大后小；然后隨著應力值增加至23 MPa，滲流速度約增加至6.9 mL/s。如上現象可以解釋如下：在每個實驗條件下，煤體內部存在1 個損傷極限應力值，當剪切應力小于該損傷極限應力值時，煤體內部孔裂隙結構首先受到壓縮，煤體滲透率持續降低，滲流速度減小；而后隨著剪切應力值增大，煤體內部孔裂隙經歷一定程度的發育，滲透率開始增大；當剪切應力超過該極限值時，煤體內部孔隙結構發生劇烈改變，由之前的壓縮閉合狀態轉變為擴展連通狀態，形成宏觀裂隙，煤體發生損傷破壞，這一過程表現為滲透率及滲流速度的大幅度增加。

分別對圖3（a）、圖3 （c）、圖3（e）和圖3（b）、圖3 （d）、圖3（f）2 組數據進行對比分析，可以看出：損傷極限應力值隨圍壓的增大而增大，對于30%的剪切端面，當圍壓值由3 MPa 增加至8 MPa 時，損傷極限應力值由13 MPa 增加至28 MPa 左右；相比之下，對于50%剪切端面，損傷極限應力值由11 MPa 增加至21 MPa 左右，滲流速度的增加程度則隨著圍壓值的增大而降低。

分別對比分析圖3（a）和圖3 （b）、圖3（c）和圖3（d）、圖3 （e）和圖3（f）3 組數據發現：損傷極限應力值隨剪切面積的增大而減小，上述的13 MPa 到11 MPa、28 MPa 到21 MPa 的應力值變化均說明這一點。

2.3.2 煤體破壞過程中滲透率變化

實驗采用純度99.99%的氮氣，根據測得的氣體壓力和流量，計算出煤體滲透率，計算公式為：

式中：k為煤體滲透率，m2；Q為標況下的滲流流量，cm3/s；pn為大氣壓力，MPa；p1為進氣口壓力，MPa；p2為出氣口壓力，MPa； μ為氣體動力黏度，Pa·s；L為標樣長度，mm；A為標樣截面積，cm2。

不同剪切端面的滲透率變化如圖4。

圖4 不同剪切端面的滲透率變化Fig.4 Permeability changes corresponding to different shear end faces

從圖4 可以看出，隨著剪切應力的增大，煤體滲透率呈現先降低后緩慢增加的變化，而當剪切應力超過煤體的強度閾值后，發生損傷破壞，煤體滲透率以指數形式增大；隨著圍壓的增大，煤體發生剪切破壞時所需要的剪切應力也逐漸增大，滲透率值普遍變小；50%剪切端面和30%剪切端面相比，前者比后者對應的滲透率普遍偏大。

在剪切-滲流實驗過程中，煤樣分別經歷了壓縮變形、剪切破壞和殘余變形3 個階段。

1）壓縮變形階段。對于30%的剪切端面，M-1、M-3、M-5 煤樣的滲透率在剪切應力為8、10、28 MPa 時 達 到 最 小 值，分 別 從1.457 8×10-15、1.994 9×10-15、1.227 6×10-15m2降至1.074 2×10-15、1.062 4×10-15、0.695 1×10-15m2；相比之下，在50%剪切端面情況下，M-2、M-4、M-6 煤樣的滲透率在剪切應力為9、12、17 MPa 時達到最小值，分別從2.404 2×10-15、2.652 8×10-15、1.203 6×10-15m2降 至1.461 1×10-15、1.062 4×10-15m2、0.655 8×10-15m2；在該階段，煤樣內部原始孔裂隙在應力的作用下逐漸閉合，內部很少產生新的裂隙，煤巖以彈性應變為主，并未產生塑性應變，表現為滲透率降低，且圍壓越大，滲透率降低越多。隨著剪切應力繼續增大，煤體滲透率亦開始增加，在30%剪切端面中，M-1、M-3、M-5 煤樣滲透率在剪切應力18、22、30 MPa 時達到破壞前最大值，滲透率從1.074 2×10-15、1.062 4×10-15、0.695 1×10-15m2分別增大至4.271 1×10-15、2.358 0×10-15、0.846 2×10-15m2；在50%剪切斷面中，M-2、M-4、M-6 煤樣滲透率在剪切應力為15、19、23 MPa 時達到破壞前最大值，滲透率從1.461 0×10-15、1.062 4×10-15、0.655 8×10-15m2增大至2.506 0×10-15、2.122 8×10-15、0.889 1×10-15m2；在該階段，煤樣內部孔裂隙在應力作用下開始增生或擴張，由于煤體內部顆粒之間存在黏聚力和內摩擦力，使得煤體具有一定的抗剪能力，表現為滲透率呈現一定程度的增大。

2）剪切破壞階段。剪切應力超過煤體的承受極限，煤體發生剪切破壞，軸向變形和滲透率急劇增大。在30%剪切端面中，M-1、M-3、M-5 煤樣分別在剪切應力為19、23、31 MPa 時完成損傷過 程，滲 透 率 從4.271 1×10-15、2.358 0×10-15、0.846 2×10-15m2增大至59.879 2×10-15、6.197 2×10-15、 1.228 1×10-15m2， 分 別 增 大13.02 倍、1.63 倍、0.45 倍；在50%剪切端面中，M-2、M-4、M-6 煤樣滲透率在剪切應力為19、21、25 MPa 完成破壞過程，滲透率從2.506 0×10-15、2.122 8×10-15、0.889 1×10-15m2增 大 至231.126 6×10-15、176.401 7×10-15、 66.726 5×10-15， 分 別 增大91.23 倍、82.10 倍、74.05 倍。可以看出，剪切端面越大，煤體發生剪切損傷所需的極限應力值越小，且滲透率增大倍數越大；50%剪切端面情況下滲透率增加倍數最大達到91.23，而30%剪切端面情況下的最大增加倍數為13.02，前者是后者的7 倍左右，差異較大。

3）殘余變形階段。隨著剪切應力的增大，滲透率出現小幅度的增大現象。煤樣在30%剪切端面與50%剪切端面滲透率倍數相差較大的原因是不同剪切斷面下煤樣表現出不同的破壞形式：30%剪切端面煤體在剪切應力的作用下發生局部剪切破壞，并未沿剪切斷面產生貫通滑動；而50%剪切端面煤樣在剪切應力的作用下，內部裂隙不斷擴展、貫通，最終形成了宏觀剪切裂隙，并且沿剪切斷面產生滑動，煤體滲透率大幅度增加。

3 結 論

采用多剪切端面損傷滲流動態測試系統，分析了不同剪切端面和圍壓下損傷煤體孔滲特性變化規律。

1）剪切損傷前后的煤樣T2譜圖呈現雙峰型，以微孔和過渡孔為主；損傷后煤體小孔信號降低、中大孔信號增強，部分吸附空間向滲流空間轉化，并且孔隙間的連通性得到改善；50% 剪切斷面情況下，損傷前煤樣吸附空間（T2≤10 ms）平均面積百分比為90.11%，滲流空間（T2>10 ms）平均面積百分比為9.89%，損傷后的吸附空間平均面積百分比減小為85.06%，滲流空間平均面積百分比增大為14.94%。

2）剪切破壞前，隨著剪切應力的增大，煤體軸向變形量不斷增大，且軸向變形量的增大率越來越高。在3 MPa 圍壓、30% 剪切端面條件下，軸向剪切應力由3 MPa 增加到17 MPa，變形量由0.2 mm 增加到1.7 mm 左右，增加幅度約達7.5 倍；在相同圍壓條件下，當剪切端面越大時（由30%變為50%），同等剪切應力帶來的軸向變形量越大，煤體也更易發生剪切破壞；而在相同的剪切端面情況下，圍壓值越大，軸向變形量越小，對于剪切應力11 MPa 和30%剪切端面的情況，8 MPa 圍壓值對應的軸向變形量較3 MPa 圍壓的減少28.3%；50%剪切端面條件下，8 MPa 圍壓值的軸向變形量較3 MPa 圍壓的降低30.3%。煤體滲流速度隨著剪切應力的增大表現出先減小再增大的趨勢，其隨著圍壓值的增大而降低。

3）隨著剪切應力的增大，煤體滲透率呈現先降低后緩慢增加的變化趨勢；而當剪切應力超過煤體強度閾值后（該值隨圍壓的增大而增大，隨剪切端面增大而減小），發生損傷破壞，滲透率以指數形式增大，殘余變形階段滲透率與剪切應力呈線性正相關。50%剪切端面對應的滲透率值普遍比30%剪切端面的大，50%剪切端面情況下滲透率增加倍數最大達到91.23；而30%剪切端面對應的滲透率最大增加倍數為13.02，前者約為后者的7 倍。