液氮冷加载对不同节理煤样结构损伤的影响

李和万，刘 戬，王来贵，左建平

(1.辽宁工程技术大学 力学与工程学院，辽宁 阜新 123000; 2.中国矿业大学(北京) 力学与建筑工程学院，北京 100083)

我国煤储层的地质条件复杂，由于受到地质构造应力的作用，使煤层结构发生改变，造成煤层的原生裂隙变窄或不通。大多数受影响的煤层具有3个特征:低压(压力系数<0.8)，低饱和度(<70%)和低渗透率(<0.1×10-15m2)[1]。由于煤层的低渗透率特性，极大的阻碍了煤层气的开采。为了提高煤层气的开采效率，可以通过改变煤层的层节理结构来改善煤层的渗透率，较常用的方法有:高压水射流[2]、水力压裂[3]、深孔爆破预裂[4]、水力割缝[6]、水力冲孔[7]等，这些方法虽然可以提高煤层气的开采效率，但水力压裂活动中使用的压裂液容易造成地下水污染;水力割缝利用高压水射流切割下来的煤渣带出孔外，容易发生煤渣堵孔事故;深孔爆破预裂技术容易使煤基质松垮[8]，不利于煤层气开采后，对煤田的二次采煤。

近年来，国内外的研究者利用循环荷载[9],预制裂纹[10]，固体介质的热胀冷缩特性使研究对象发生损伤破坏，从而达到改性的目的。液氮作为低温试剂，经常被用于冻融岩石、混凝土和煤体的实验[11-15]，发现随着冻融次数的增加，岩石、混凝土和煤体的孔隙度也会随之增大。煤体自身存在层理、节理、孔洞等结构，在接触性冻融实验过程中，液氮作为冷加载试剂容易进入煤体的层理、节理、孔洞结构中，有针对性地对煤体结构进行损伤，而不会造成煤基质整体破坏，对于煤体损伤增透具有较好效果。煤体节理种类多样，可以根据节理在煤样中的贯穿程度分为贯穿型、半贯穿型(节理长度是是煤样宽度的1/3～2/3)和未贯穿型，同时3种类型节理与层理之间又存在多种角度，研究这些影响因素对于液氮冷加载煤体结构改性增透具有重要的意义，因此还需通过实验揭示液氮冷加载对不同节理煤样结构的损伤规律和作用机理，将为煤层气开采和冲击地压防治提供理论参考和实验基础。

1 实 验

1.1 煤样制备

实验采用辽宁省阜新盆地长焰煤作为实验材料，将原煤切割成50 mm×50 mm×50 mm的正方体煤样试件。在试件表面符合实验要求的节理位置画出直径为5 mm的观测区域，标出观测方向。

对不同种类的节理煤样进行标注，其中Ⅰ，Ⅱ，Ⅲ分别对应贯穿型，半贯穿型，未贯穿型3种节理;pb15°，am45°，al60°分别代表与层理之间的夹角为15°±5°，45°±5°，60°±5°三种角度的节理，标注见表1。

表1 不同节理煤样Table 1 Coal samples with different joints

1.2 实验方法

将煤样放入液氮中，浸泡4 h，室温条件下放置20 h，作为一个周期(T)，多周期冷加载直至煤样破裂。利用激光共聚焦显微镜观测实验前后表面节理宽度，计算节理宽度的增长量，使用 NM-4B 非金属超声检测仪测定煤样液氮冷加载前后的声波传播速度，计算声波衰减率以及煤样的孔隙量。运用 MH-25实验机对液氮冷加载后未破碎煤样进行单轴压缩实验[16]，通过分析煤样的单轴抗压强度的变化规律揭示煤样结构的损伤程度。实验流程如图1所示。

图1 实验流程Fig.1 Experiment process

2 实验结果

2.1 煤样表面节理形貌

贯穿型节理煤样(Ⅰpb15°,Ⅰam45°和Ⅰal60°)分别在8T,6T和7T发生破碎，破碎后煤样节理宽度不可测量，煤样表面节理形貌如图2所示。半贯穿型节理煤样(Ⅱpb15°,Ⅱam45°和Ⅱal60°)和未贯穿型节理煤样(Ⅲpb15°,Ⅲam45°和Ⅲal60°)分别在8T，6T和7T冷加载后未发生破碎，煤样表面节理形貌如图3,4所示，放大倍数为200倍，表面节理扩展量见表2。

图2 贯穿型节理煤样表面节理形貌Fig.2 Surface joint morphology of penetration joint coal sample

图3 半贯穿型节理煤样表面节理形貌Fig.3 Surface joint topography of semi-permeable joint coal samples

图4 未贯穿型节理煤样表面节理形貌Fig.4 Surface joint topography of unpermeable joint coal samples

表2 冷加载前后煤样表面裂隙扩展量Table 2 Surface crack growth of coal-like surface before and after cold loading μm

在液氮冷加载过程中，煤样节理扩展量与冷加载周期存在着一定的函数关系，将不同种类节理扩展量与周期进行拟合，如图5所示。由图5可知，随着液氮冷加载周期的增加，煤样节理均有相应的发育，半贯穿型节理比未贯穿型节理扩展速率快。

图5 冷加载煤样半贯穿型及未贯穿型节理扩展量与周期关系曲线Fig.5 Relationship between crack expansion and confining pressure of cold loaded coal samples

2.2 煤样整体结构损伤程度测定

声波传播速度因介质的不同而不同，当声波通过同一介质时，如果速度变慢，说明在声波传播路径上有空气介质产生。根据这个原理可以通过测定波速的方法表征煤样整体孔洞、节理结构的变化情况。并通过计算波速衰减率测定煤样整体结构损伤程度：

(1)

式中,η为冷加载前后声波通过煤样的波速衰减率;vn为不同周期周期液氮冷加载后声波在煤岩试样中的波速，m/s;v0为液氮冷加载前声波在煤岩试样中的传播速度，m/s。

对煤样x轴，y轴，z轴的3部分试验前后的声波速度进行测定、记录。计算出其对应3个方向上的波速衰减率Δηx，Δηy，Δηz(表3)。分别绘制不同类别节理煤样的角度与波速衰减率曲线图，如图6所示。

表3 纵波传播速度衰减率Table 3 Attenuation rate of the acoustic wave velocity

图6 不同节理煤样波速衰减率曲线Fig.6 Curves diagram of wave velocity attenuation rate of coal samples with different joints

由图6可见，45°角的煤样垂直层理方向波速衰减率最大，半贯穿型煤样垂直层理方向波速衰减率大于未贯穿型煤样。根据WYLLIE[17]的时间平均方程解释了声波在煤样中传播速度v与孔隙量φ之间的关系

(2)

式中，vmt为声波在纯水中的传播速度，m/s;vma为声波在煤体骨架结构中的传播速度，m/s。

当选择同批煤样作为研究对象时，vmt与vma为定值，则波速衰减率与孔隙量关系为

(3)

式中，A,B为定值，波速衰减率成为影响孔隙量的惟一变量，当波速衰减率越大，则煤样的孔隙量就越大。如果vmt取1 497 m/s，vma取2 169.12 m/s，v取实验测量值1 782.93 m/s，Ⅱpb15°煤样、Ⅱam45°煤样、Ⅱal60°煤样的孔隙量分别为1.97,2.39和1.38;Ⅲpb15°煤样、Ⅲam45°煤样和Ⅲal60°煤样的孔隙量分别为1.83,2.16和1.19，可见煤样整体结构损伤程度随节理贯穿程度的增加而增大，与层理呈45°的节理、孔洞扩展损伤最明显。

2.3 液氮冷加载后煤样的单轴抗压强度

液氮冷加载后，对于未破碎的煤样通过万能拉伸实验机对不同节理煤样进行单轴压缩实验，速率为0.1 mm/min，绘制应力-应变曲线如图7所示。

图7 不同节理煤样液氮冷加载后单轴压缩的应力-应变曲线Fig.7 Stress and strain curves of the uniaxial compression test after immersion of liquid nitrogen in different kinds of fractured coal samples

从图7可见，Ⅱpb15°煤样、Ⅱam45°煤样和Ⅱal60°煤样的单轴抗压强度分别19.8,18.3和 21.2 MPa;Ⅲpb15°煤样、Ⅲam45°煤样和Ⅲal60°煤样的单轴抗压强度分别为22.3,16.1和 26.2 MPa。根据图7中半贯穿型节理与未贯穿型节理煤样的应力应变曲线图来绘制单轴抗压强度与不同节理煤样的关系曲线，如图8所示。

图8 不同节理煤样的单轴抗压强度Fig.8 Uniaxial compressive strength of coal samples with different joints

未贯穿型煤样抗压强度比贯穿型煤样更大，节理角度为45°±5°煤样抗压强度最差，其次为15°±5°煤样，60°±5°的抗压强度最大，说明节理角度为45°±5°煤样最容易发生损伤。格里菲斯理论[18]认为，岩体强度是由岩体节理、孔洞结构决定的。当煤基质骨架部分因新增节理、孔洞结构而造成损伤时，煤样的强度就会降低。

3 机 理

3.1 温度对煤样结构损伤的影响

煤体作为成分组成复杂的固体介质，当温度骤降时，煤基质会发生冷缩效应，由于煤样各组分收缩率不同，当煤样冷缩引起的最大线应变达到煤样的线应变极限时，就会造成对节理的拉破坏。

式中，E为煤样的变形模量，GPa;ν为泊松比;σx，σy，σz分别为x，y，z轴方向的温度应力，MPa。

同时煤基质在温度变化条件下，产生较大的温度应力σt，在标准大气压下，液氮的气化温度为-195.8 ℃，当煤样置于液氮的低温环境下时，温度将骤然降低，Δt取值216 ℃，当E取值3.2 GPa，α取值6.435×10-6℃-1，煤样内部将产生温度应力σT为4.45 MPa，该应力大于煤样基质的抗拉强度0.52 MPa，使煤样节理结构发生损伤，甚至破碎，从而增大了煤样节理结构的尺寸。

3.2 节理角度对煤样结构损伤的影响

不同节理煤样在浸泡液氮后，煤样内部产生的温度应力将引起节理的发育，造成煤样的节理结构损伤，可以通过摩尔库伦强度理论[19]进行分析:

(5)

式中，θ为层节理夹角，(°);τl为剪切强度极限，MPa;c0为黏聚力，MPa;Pp为孔隙流体压力，MPa;σtn为液氮冷加载后产生的最大温度应力，MPa;σt0为初始残余应力，MPa。

将式(5)简化为二维应力解得的表达式为

(6)

当θ=45°时，式(6)为

τmax=(σtn-σt0)/2

(7)

τ>τ1

(8)

当满足式(7)时，当满足式(7)时，煤样节理结构将沿层理方向发生剪切破坏。从而解释了煤样节理沿着层理方向发生损伤，以及3个方向的孔隙量是不同的。当θ=45°时，τ值达到极大值，冷加载产生的温度应力对节理结构影响最大，节理扩展速率最迅速。

4 力学模型

煤体本身存在节理等初始缺陷，在液氮冷加载作用下，这些初始节理会受到破坏和扩展，相互连接，发展为宏观裂纹，最终导致煤体的破坏。煤样的节理结构和断裂结构在冷加载作用下受到破坏和扩展，这是煤样节理尺寸由细观向宏观演化的过程。考虑到液氮冷加载时环境与煤样不同节理因素的耦合作用，认为煤样破坏是由液氮低温引起的温度应力，利用有限元分析软件建立煤样节理扩展的力学模型。模型单元体尺寸规定为50 mm×50 mm×50 mm，液氮冷加载引起的温度应力σT取值4.45 MPa，温度应力σT方向设为与节理方向垂直。半贯穿型和未贯穿型煤样节理结构扩展损伤数值模拟如图9,10所示。

图9 有限元建立半贯穿型节理煤样力学模型及其扩展曲线Fig.9 Schematic diagram and extension curve of a semi-penetration type joint coal-like mechanical model by using the finite element method

图10 有限元建立未贯穿型节理煤样力学模型及其扩展曲线Fig.10 Schematic diagram and expansion curve of mechanical model of unpenetrated joint coal sample established by finite element method

图9，10中，直线为节理扩展量的理论模拟数值，实验数值与理论模拟数值基本一致，通过对比图5中的实验数值拟合直线后发现，直线斜率基本相同，说明液氮冷加载不同节理煤样损伤的理论分析与实验研究锲合度较高，可以作为液氮冷加载煤层气开采应用研究的基础。

5 结 论

(1)煤样随着冷加载周期增加，煤样的孔隙、裂隙结构损伤加剧，煤样的抗压强度降低，力学性能变差，弹性变形阶段越短。

(2)煤样冷加载后，贯穿型裂隙扩展较半贯穿型裂隙扩展速率快，未贯穿型裂隙扩展速率最慢，煤样裂隙贯穿程度越大，裂隙扩展越明显。

(3)煤样冷加载后，与节理呈45°±5°的方向的裂隙扩展最为迅速，其次为15°±5°的裂隙，最为缓慢的是大于60°±5°的裂隙。所以冷加载的施载周期及节理角度都是煤样结构损伤的重要因素，这对岩石力学研究具有借鉴意义。