双重卸压效应下煤体力学行为响应及对渗透率的影响规律

刘 厅，赵 洋，林柏泉

(1.中国矿业大学 安全工程学院，江苏 徐州 221116； 2.煤矿瓦斯与火灾防治教育部重点实验室，江苏 徐州 221116)

煤层气不仅是一种清洁高效能源，同时还是一种强温室气体以及威胁采矿安全的重大灾害源。实现煤层气的高效开发对于防治大气污染、保障采矿安全、优化能源结构、实现低碳减排均具有重要意义。煤层气产能主要受控于储层的渗透率，揭示煤层渗流规律对于优化气井产能具有重要的指导意义。现场研究结果表明：随着储层压力的降低，煤基质的收缩效应导致储层渗透率持续升高，但是由于大量煤粉的产生，渗透率会出现突降的情况。美国圣胡安盆地(San Juan Basin)和澳大利亚鲍恩盆地(Bowen Basin)的许多煤层气井在生产过程中均出现了大量产粉的现象。储层产粉不仅会影响气井产能，同时还会对排采泵、管路以及地面设施等造成破坏。

已有研究指出：储层应力演化的各向异性及其引起的剪切破坏是导致煤层气井产粉的重要原因，这同时也是导致煤层气水平井失效的一个关键因素。但是，原位条件下应力变化是如何引起煤体损伤的？煤层损伤又是如何影响气体运移的？针对这些问题，国内外学者开展了相关研究，初步探讨了煤层损伤及其对渗透率的影响规律。但有关原位排采过程中损伤的定量表征及其对煤体力学行为演化和气体流动的影响机制还需做进一步深入研究。因此，揭示煤层气原位排采过程中储层损伤机制及其对气体运移的影响规律是亟待解决的科学问题。

应力状态是影响煤层损伤破坏和渗透率的关键参数，包括垂直应力和水平应力，主要受上覆岩层自重、构造应力以及热应力的控制。在油气藏工程中，学者们普遍认为储层处于单轴应变条件下，水平方向为零应变边界，而垂直方向为恒定应力边界。排采过程中储层压力的降低势必会引起水平应力的降低，笔者称之为“双重卸压”，这一点也被现场观测数据所证实。在非吸附性储层中(如砂岩气藏)，水平应力的变化与储层压力的降低成正比关系，比例系数取值位于0.14～0.84，挪威的Ekofish天然气田3个不同位置测得的分别为0.70，0.82和0.84。对于吸附性储层(如煤层)，其远大于非吸附性储层。已有研究指出的大小与煤体吸附的气体类型有关，当吸附的气体为CO和CH时，>1，而对于非吸附性气体He，其对应的<1。另外，实验室研究表明：高值下排采过程中煤体可能会发生屈服破坏，并进一步影响渗透率。

在实验室渗透率研究方面，学者们通常假设煤体处于恒定应力条件下，通过改变外加载荷、孔隙压力、含水率、温度等因素研究渗透率的变化，得出了许多重要结论。此外，还有学者针对采动煤体开展了不同加卸载路径下的渗流试验，获得了采动应力对煤体渗透率的影响规律。以上研究结果对于煤层气预抽以及采动卸压瓦斯抽采均具有一定的指导意义。对于原位煤层气开采而言，通常认为煤储层处于单轴应变条件下。MITRA等于2012年首次开展了单轴应变条件下的煤体渗流试验。此后，陆续有学者开展了相关研究，得出：煤层气排采过程中，储层水平应力随气压呈线性降低；初期煤体渗透率缓慢升高，后期煤体可能发生损伤，渗透率大幅升高。

以上分析表明：研究揭示“双重卸压”下煤体的力学行为演化规律及其渗透率的控制机制对于优化煤层气产能和防控气井产粉具有重要的理论价值和现实需求。针对以上问题，笔者采用自主研发的煤层气原位开发力学及渗流试验平台开展相关试验，研究双重卸压(降气压的同时卸围压)过程中，煤体损伤破坏特征及其对力学参数的弱化规律，并进一步探究其对渗透率的控制机制。研究结果可为煤层气储层原位排采工艺优化提供基础理论支撑。

1 试验系统及方法

1.1 原位煤层力学边界条件

研究煤层气开发过程中(图1(a))煤体力学行为的演化规律及其对气体渗流的控制机制，关键是要掌握煤储层所处的力学边界。由于煤层具有垂直高度远小于水平方向尺寸的特点，因此可以简化为垂直方向具有一定高度、水平方向无限延伸的平板模型(图1(b))。分别给定垂直和水平方向上一个位移，则水平方向上的应变可忽略不计，认为是零应变边界；此外，由于煤层垂直方向上的应力主要来自于上覆岩层自重，而原位煤层气开发过程中覆岩自重不变，因此，煤层垂直方向上可视为恒定应力边界，即单轴应变边界(图1(c))。

图1 原位煤储层力学边界条件Fig.1 Mechanical boundary condition of in-situ coal seam

1.2 试验系统

为了研究煤层气抽采过程中煤体力学行为的演化规律及其对储层渗透率的控制机制，研发了煤层气原位开发力学及渗流试验平台，如图2所示。该试验系统包括三轴压力室(岩心夹持器)、应力加载模块(恒压恒流泵)、供气模块(高压气瓶)和数据采集模块(超声波探测系统、气压传感器、流量计和计算机)。其中，三轴压力室最大耐压60 MPa，内部可安装直径50 mm、高80～105 mm的圆柱形试样；2个恒压恒流泵分别用于施加轴压和围压，最大加载压力60 MPa；背压阀可控制出口气体压力，保持气体入口和出口压差在较小的范围内，保证试样内气压相对均匀分布；数据采集仪可采集试验过程的气体入口和出口压力、轴压、围压及流量等参数(流量监测系统由3种量程流量计串联构成，量程分别为0～3 000,0～500,0～10 mL/min，可根据实时流量自动切换，提高测试精度)；超声波采集系统可采集不同应力环境下试样的横波和纵波波速，同步获取煤岩力学参数变化特性和损伤演化规律。试验过程中超声波探头的发射端和接收端与超声波采集仪连接，并与夹持器的2个压头嵌合为一体，然后探头端面分别与煤样的2个端面紧密贴合。

图2 煤层气原位开发力学及渗流试验平台Fig.2 Mechanical and seepage test system for in-situ development of coalbed methane

1.3 试验样品及方法

本次试验采用2种煤样，分别取自永煤集团陈四楼矿(CSL)和贵州豫能投资有限公司轿子山矿(JZS)，2个矿井均为煤与瓦斯突出矿井。表1为镜质组反射率测试结果，表明2种煤样均为无烟煤，工业分析结果显示两者的各组分含量较为接近。通过三轴压缩测试得到CSL和JZS煤样的黏聚力分别为0.59和0.97 MPa，内摩擦角分别为29.37°和32.16°。采集的大块煤样经过钻取、切割和打磨制备成直径50 mm、高100 mm的圆柱形试样，试样表面不平行度小于0.02 mm。

表1 试验样品工业分析结果Table 1 Proximate analysis results of coal sample %

在实验室条件下直接实现单轴应变边界条件是一大挑战，为了保证水平方向上不发生变形，通常采用如图3所示的间接方法。该方法中随着气体压力的降低，煤样在垂直方向和水平方向上均发生收缩变形。为了保证水平方向上零应变，试验过程需准确测试煤样的径向位移，并通过多次调节恒压泵降低围压使煤样水平方向恢复到初始位置，这一过程中保持煤样垂直方向上应力不变，如此循环直到试验结束。

图3 实验室条件下单轴应变边界条件实现方法Fig.3 Implementation method of uniaxial strain condition in laboratory

从上述试验方法可以看出，在降气压过程中煤样的水平应力持续降低。笔者前期的试验结果表明：该边界条件下，随着气压的降低煤样的水平应力呈线性降低，但不同气体对应的应力降低梯度(d/d)不同。如试验气体He，N和CH对应的应力降低梯度分别为0.581，0.944和1.441，这反映了吸附性对煤体卸压路径的影响。由于实验室条件下实现单轴应变难度极大、且耗时长，笔者采用设定应力路径的替代方法研究同时降气压和卸围压下(双重卸压路径)煤样的力学行为和渗透率演化规律。该方法通过设定不同的应力路径以反映不同吸附能力煤体的力学行为差异，研究结果更具普遍性。图4为本次试验所采用的应力路径，应力降低梯度(d/d)分别为0.5，1.0，1.5和2.0。初始时刻给煤样分别施加18 MPa的垂直应力和12 MPa的水平应力，充入6 MPa的N至平衡，然后开始卸压，当气体压力降到1 MPa时结束试验。

图4 试验应力路径Fig.4 Stress paths adopted in the experiment

2 试验结果与分析

2.1 煤体渗透率演化规律

表2为不同应力路径下煤体渗透率的绝对值。为了便于比较分析，笔者以气体压力6 MPa左右时对应的气体压力为初始值，对表2中的渗透率绝对值进行了比例化处理，结果如图5所示。图5(a)显示，CSL煤样的渗透率在路径1和路径2下变化较小。在路径1下随着气压的降低，煤样渗透率逐渐降低，气压从6 MPa降低到1 MPa，渗透率降低约30%，这是因为该路径下煤样水平方向有效应力逐渐升高，因而渗透率有所降低。路径2下，煤样水平方向的有效应力保持不变，理论上渗透率应当不变，但试验结果显示煤样的渗透率随气压的降低在波动中略有升高(<5%)。这可能是由于垂直方向有效应力增大，煤体内垂向裂隙受张拉开度增大导致的；也可能是低压下气体流动的Klinkenberg效应增强导致，具体原因下文分析。路径3中，随着气压的降低，煤体渗透率整体上呈上升趋势，当气压大于3 MPa时渗透率增幅较小；气压低于3 MPa，渗透率显著升高，这是由该路径下煤体水平有效应力逐渐降低导致的。路径4下，气压从6 MPa降低到3 MPa时，渗透率升高到初始值的2.8倍左右；随着气压的进一步降低，渗透率快速升高，气压从3 MPa降低到2 MPa，渗透率升高到初始值的1 260倍，气压从2 MPa降低到1 MPa，渗透率升高到初始值的2 536倍，说明煤体发生了损伤破坏，内部产生了大量新裂隙。

表2 不同应力路径下的煤体渗透率Table 2 Permeability of coal under various stress paths

图5 渗透率随气体压力的变化规律Fig.5 Change of permeability with gas pressure

图5(b)为JZS煤样在不同应力路径下的渗透率演化规律，总体上该煤样渗透率随气压的变化规律与CSL煤样较为一致，数值上有所差异。在路径1下，当气压由6 MPa降低到1 MPa，煤体渗透率降低约25%。路径2下，相比于CSL煤样，JZS煤样渗透率随着气压的降低出现了较大幅度的升高，气压由6 MPa降低到1 MPa，煤体渗透率增幅超过90%。在路径3下，当气压大于3 MPa时，煤样渗透率增幅较小，当气压降低到1 MPa时，渗透率升高到初始值的16.4倍，此时煤样内部可能已经产生了少量新裂隙。在路径4下，当气体压力大于4 MPa时，煤样渗透率增幅较小，当气压降低到2 MPa时，煤体渗透率增加到初始值的87.1倍，此时煤体内部已经产生一些新裂隙，当气压降低到1 MPa时，渗透率升高7 115倍，表明此时煤体内部产生了大量新裂隙。

2.2 煤体超声波波速演化规律

为了探究双重卸压过程中煤样内部结构演化及其对渗透率变化的控制机制，笔者同步监测了卸压过程中煤体超声波波速的变化规律，如图6所示。图6(a)，(b)分别为CSL和JZS煤样的纵波(P波)波速变化，图6(c)，(d)分别为CSL和JZS煤样的横波(S波)波速变化，总体上2者的变化趋势较为一致。在路径1下，横波波速变化不明显，2种煤样的纵波波速均随着气压的降低呈升高趋势，当气压由6 MPa降低到1 MPa，CSL煤样由2 498.9 m/s升高到2 521.0 m/s，增幅为0.88%；JZS煤样由2 545.9 m/s升高到2 568.9 m/s，增幅为0.90%。这是因为该路径下煤样水平有效应力逐渐升高，导致原生裂隙闭合，因而声波波速有所升高，这与2种煤样在该路径下渗透率降低的结论吻合。路径2下2种煤样的纵波和横波波速几乎都保持不变，这说明该条件下煤样内部的裂隙结构无明显变化，这间接证明该路径下煤体渗透率升高是由于Klinkenberg效应增强导致的，而不是因为垂直有效应力升高导致裂隙开度增大引起的。路径3下，煤样的纵波波速随气压的降低逐渐降低。当气压由6 MPa降低到1 MPa，CSL煤样的纵波波速降低了1.48%，JZS煤样的纵波波速降低了1.63%。该路径下2种煤样的横波波速变化更加明显，尤其是JZS煤样，其横波波速降幅达27.66%。路径4的初始波速小于前3种路径(尤其是JZS煤样的横波波速)，说明在路径3下煤样已经发生了损伤破坏。因此，路径3下煤样渗透率升高的原因包括2个：其一是有效应力降低导致裂隙开度增大，其二是煤样内部产生了新裂隙。路径4下，当气压由6 MPa降低到3 MPa，煤样内波速降低较为平缓，该阶段渗透率的升高主要是由于有效应力降低引起的；当气压由3 MPa降低到1 MPa，声波波速大幅降低，表明该阶段煤样内产生了大量新裂隙，从而导致煤体渗透率大幅升高。

图6 煤体声波波速随气体压力的演化规律Fig.6 Change of velocity of sound wave with gas pressure

2.3 煤体力学参数演化规律

煤体声波波速的测试结果表明在双重卸压过程中煤体内部裂隙结构处于动态变化过程中，包括裂隙开度的变化以及新裂隙产生等过程。这些现象的出现势必会改变煤体的力学特性，并进一步影响煤体的渗透率。为此，笔者基于同步声波波速反演双重卸压过程中煤样力学参数的变化规律。

工程实践中，假设煤岩体为Hooke介质无限体，则可通过所测试的纵波和横波波速反演煤岩体的力学参数，其计算公式如式(1)所示。

(1)

式中，,,和分别为煤体动态弹性模量、泊松比、剪切模量和体积模量；和分别为煤体内纵波和横波波速；为煤体密度。

试验测得的CSL和JZS煤样的密度分别为1 441和1 460 kg/m，将其代入式(1)，可以计算得到双重卸压过程中煤样动态弹性模量、泊松比、剪切模量和体积模量随气压的变化规律，结果如图7所示。需要说明的是，式(1)仅适用于各向同性弹性介质。试验过程中，当煤体发生破坏前满足以上假设，可以采用式(1)计算弹性参数；而当煤体发生损伤破坏后不再满足弹性各向同性假设，笔者仅用式(1)的计算结果反映煤体力学参数的劣化趋势。

图7(a)为双重卸压过程中煤体动态弹性模量随气体压力的变化规律。在路径1下2种煤样的动态弹性模量随气压的降低逐渐升高，当气压由6 MPa降低到1 MPa，CSL煤样的由8.21 GPa升高到8.33 GPa，JZS煤样则由8.41 GPa升高到8.55 GPa。这是因为该路径下水平有效应力升高导致煤样抵抗轴向变形的能力增强。路径2下2种煤样的随气压降低无明显变化，这与波速的变化规律一致。路径3下，CSL煤样在气体压力高于3 MPa时，降幅并不明显，从3 MPa降低到1 MPa，降低了17.3%；JZS煤样在气体压力高于4 MPa时，无明显变化，从4 MPa降低到1 MPa，降低了40.2%，从声波分析得出此时煤样内部已经出现了局部损伤。路径4下，CSL煤样在气压小于3 MPa后，出现了大幅降低，表明煤体内部发生了损伤破坏；JSZ煤样在路径4下的初始明显低于路径3下的初始值，说明煤体内部存在初始损伤，当气压降低到3 MPa以下时，再次明显降低，说明煤体内出现了新的损伤。

图7(b)为双重卸压过程中煤体动态泊松比随气体压力的变化规律。在路径1和2下，2种煤样的均无明显变化。在路径3下，CSL煤样的整体上呈上升趋势，但在气体压力高于3 MPa时增幅不明显，当气压从3 MPa降低到1 MPa，增加了46.4%；JZS煤样在气压高于5 MPa时无明显变化，当气压从4 MPa降低到1 MPa，泊松比增加了81.1%，该条件下的增加是由水平方向卸压和新裂隙产生等双重效应导致的。路径4下，CSL煤样的在气压大于4 MPa时缓慢增加，从4 MPa降低到1 MPa，增加了1.56倍，说明煤样径向出现了大幅扩容现象，煤样内部出现了损伤破坏；JZS煤样在路径4下的初始明显高于路径3，说明该情况下煤样存在初始损伤，当气压大于3 MPa时，无明显变化，气压从3 MPa降低到1 MPa，升高了28.0%。

图7(c)为双重卸压过程中煤体动态剪切模量随气体压力的变化规律。由于煤体的剪切模量与弹性模量成正比，与泊松比成反比，而双重卸压过程中煤体的弹性模量和泊松比呈相反的变化趋势，因此，该过程中煤体的剪切模量与弹性模量的变化趋势基本一致，此处不再赘述。

图7(d)为双重卸压过程中煤体动态体积模量随气体压力的变化规律。由于煤体的体积模量与弹性模量和泊松比均呈正比关系，而双重卸压过程中煤体的弹性模量和泊松比呈相反的变化趋势，因此，该过程中煤体的体积模量如何变化具有不确定性。对于CSL煤样，煤样的总体上与的变化趋势较为相似，说明该煤样的动态体积模量主要受动态泊松比的影响。而对于JZS煤样，在路径4下的整体上呈降低趋势，但存在一定程度的波动，说明该条件下的动态体积模量同时受到动态弹性模量和泊松比的影响。

3 讨 论

3.1 煤体力学参数变化对水平应力的影响

在前期的研究中，笔者基于孔弹性假设并结合广义胡克定律构建了单轴应变条件下降气压过程中煤体水平应力动态演化控制方程：

(2)

图7 煤体力学参数随气体压力的演化规律Fig.7 Changes of mechanical parameters of coal with gas pressure

式中，为水平应力；为煤体泊松比；为Boit系数；为气体压力；为煤体弹性模量；为Langmuir式应变常数；为Langmuir式压力常数；下标“0”表示初始值。

从式(2)可以看出，等式右侧第1项为常数，第2项与气压之间呈线性关系，而第3项与气压之间呈非线性关系。因此根据该模型，单轴应变条件下煤体水平应力与气体压力之间呈非线性变化关系。图8为典型煤体单轴应变条件下水平应力随气体压力变化的理论曲线，煤体的基本力学参数见表3。可以看出：卸压初期，煤体水平应力近似线性降低，但后期呈现明显的非线性，在相同气压增量下，水平应力降幅更大。但是，现有的实验室测试结果表明：单轴应变条件下，煤体水平应力与气体压力之间呈高度的线性关系。以上分析表明：理论建模和试验测试结果存在一定的偏差。笔者基于此次的试验结果，尝试对以上偏差形成的原因做出分析，并对今后的建模提出建议。

图8 单轴应变条件下煤体水平应力演化理论曲线Fig.8 Theoretical curves of horizontal stress of coal under uniaxial strain condition

表3 煤体基本力学参数Table 3 Basic parameters of coal

已有研究指出：煤岩体的静态弹性模量和动态弹性模量之间存在很大差异，后者与前者之比为1～10。这说明本文通过声波法测试得到的煤体弹性模量和泊松比无法直接用于式(2)中分析水平应力的变化规律，但是动态弹性模量和泊松比可以反映静态参数的整体变化趋势，因此，本文测试结果可用于定性分析水平应力的演化趋势。从式(2)可以看出：水平应力变化的非线性主要来自等式右侧的第3项，即由于后期相同气体压降下，煤体基质收缩效应更加明显，因而出现后期水平应力降幅更加明显的现象。但是，从2.3节的研究结果可以看出：随着气压的降低，煤体的弹性模量是逐渐降低的，尤其是后期，弹性模量降幅更加明显，这弱化了基质收缩效应的影响，因而出现了理论模型中后期水平应力降幅明显高于试验测试结果的现象。后续建模中应当充分考虑双重卸压对煤体主要力学参数的影响，构建更加接近试验结果的理论模型。

3.2 双重卸压过程中煤体屈服破坏机制

前文渗透率测试结果表明：在路径1和2条件下，随着气体压力的降低，煤体的渗透率出现小幅度降低或升高的现象，分析认为这2种条件下煤样在整个卸压过程中处于弹性变形状态，渗透率的变化主要由裂隙开度的变化导致。而在路径3和4下，煤体的渗透率在后期出现了较大幅度的升高，在路径4下增幅甚至达数千倍，这些现象均表明，该条件下煤体内部出现了损伤破坏。而这些结论均被超声波波速的测试结果所证实。图9为按照路径4卸压前后煤体的破坏形貌特征，可以看出该过程中煤体以剪切破坏为主，存在明显的剪切破坏面。

图9 双重卸压前后煤样破坏面的形貌特征Fig.9 Morphology of failure surface of coal before and after unloading

图10 双重卸压过程中煤体应力路径演化规律及屈服破坏机制Fig.10 Stress path evolution and failure mechanism of coal during dual unloading

为了分析双重卸压过程中煤体屈服破坏的力学机制，笔者以Mohr-Coulomb准则为基础并结合煤体力学强度的弱化(假设破坏后煤体内摩擦角不变，仅考虑黏聚力劣化的影响)，分析了双重卸压下煤体应力路径的演化规律，结果如图10所示。

在路径1下，煤体的水平有效应力和垂直有效应力均逐渐增大，但是，由于水平应力也在降低，所以水平有效应力的增幅要小于垂直有效应力，因而莫尔圆在逐渐向右移动的同时，半径缓慢增大。此外，该过程中由于水平有效应力增大，裂隙闭合，煤体的黏聚力略有增强，因此卸压过程中莫尔圆与强度包络线之间的距离逐渐增大，煤体不会发生破坏。

路径2下，煤体垂直有效应力逐渐升高，但由于水平应力和气体压力降幅相等，因此，水平有效应力在卸压过程中保持不变。卸压过程中莫尔圆圆心向右移动，半径逐渐增大。此外，由于煤体水平有效应力在卸压过程中保持不变，因此，认为该情况下煤体的黏聚力不发生变化，整个过程中莫尔圆逐渐向强度包络线靠近，但较为缓慢，因此，煤体发生屈服破坏的概率较低。

路径3下，煤体垂直有效应力逐渐增大，而由于水平应力降幅大于气压降幅，因而煤体的水平有效应力是逐渐降低的。莫尔圆圆心向右缓慢移动，半径持续扩大。此外，由于卸压过程中水平有效应力持续降低，导致煤体内部裂隙持续张开，煤体黏聚力逐渐降低，因此卸压过程中莫尔圆与强度包络线之间的间距逐渐减小，煤体可能发生损伤破坏。

路径4下，煤体的有效应力演化与路径3较为相似，但水平应力降幅更大，莫尔圆半径增幅更加显著，莫尔圆以更快的速度向强度包络线靠近。此外，路径4下煤体黏聚力的衰减程度更高，因而该情况下煤体发生屈服破坏的概率更高。

为了进一步分析双重卸压过程中煤体的屈服破坏过程，笔者以损伤系数为指标，分析该过程中煤体损伤演化规律。

=1-

(3)

式中，为煤体的损伤系数。

双重卸压过程中2种煤样的损伤系数演化规律如图11所示。路径1下，随着气压的降低，2种煤样的损伤系数有所降低，且低于0，这是因为该情况下随着水平有效应力的升高，煤样内部裂隙闭合，力学性质有所增强。路径2下，随着气体压力的降低，煤样的损伤系数几乎不发生变化。路径3和4下，煤体的损伤系数随着气压的降低逐渐升高。在初期，损伤系数缓慢升高，这主要是由卸压导致的裂隙张开引起的；后期损伤系数快速升高，主要是由于煤体内发生了损伤破坏并产生新裂隙而引起的。需要指出的是，鉴于声波法在测试煤样破坏阶段力学性质的局限性，图11的结果仅是为了反映煤体的整体损伤累计趋势，更为准确的损伤演化需采用其他更为先进的测试手段获取。

图11 双重卸压过程中煤体损伤演化规律Fig.11 Damage evolution of coal during dual unloading

4 结 论

(1)不同卸压路径下煤体渗透率演化规律存在显著差异。当应力降低梯度d/d<1时，煤体渗透率随气压的降低略有降低，这是由水平有效应力升高导致的；当d/d=1时，煤体渗透率随气压降低有所升高，这主要是由Klinkenberg效应引起的；当d/d>1时，煤体渗透率随气压降低初期缓慢升高，后期快速上升，这是因为初期有效应力降低，煤体原生裂隙张开，渗透率升高，后期在高应力差作用下煤体损伤破坏，内部产生新裂隙，渗透率快速升高，最大增幅达2 500～7 000倍。

(2)同步获取了双重卸压过程中煤体力学行为的变化规律。当d/d<1时，由于压实效应，煤体声波波速略有升高；当d/d=1时，煤体内部结构未发生显著改变，因而声波波速无明显变化；当d/d>1时，初期由于原生裂隙张开，声波波速缓慢降低，后期由于新裂隙的产生，波速大幅降低。反演了煤体动态弹性模量、泊松比、剪切模量和体积模量随气压的变化规律，发现动态弹性模量和剪切模量的变化规律与声波波速的变化相似，动态泊松比随气压的变化规律与波速变化呈相反的关系，而动态体积模量同时受动态弹性模量和泊松比2种相反效应的影响，变化规律需根据具体煤样做分析。

(3)探讨了双重卸压过程中煤体发生损伤破坏的力学机制。当d/d<1时，卸压过程中煤体垂直和水平有效应力均增大，煤体力学强度增加，莫尔圆向远离包络线的方向转移，煤体不会发生失稳破坏；当d/d=1时，煤体垂直有效应力增大，水平有效应力不变，同时煤体的力学参数不发生明显变化，莫尔圆缓慢向包络线移动。煤体发生屈服破坏的概率较低；当d/d>1时，煤体垂直有效应力增大，水平有效应力减小，同时煤体力学强度明显弱化，导致莫尔圆快速向包络线转移，煤体发生屈服破坏的概率较高。