陳光波，李 譚，楊 磊，張國華，李建偉，董紅娟

1. 內(nèi)蒙古科技大學(xué) 礦業(yè)研究院，內(nèi)蒙古 包頭 014010；2. 山東科技大學(xué) 能源與礦業(yè)工程學(xué)院，山東 青島 266590；3. 中煤科工開采研究院有限公司，北京 100013；4. 黑龍江科技大學(xué) 礦業(yè)工程學(xué)院，黑龍江 哈爾濱 150022 )

隨著開采深度的增加和開采廣度的加大，煤礦地質(zhì)動力災(zāi)害的頻次和烈度逐漸增加，尤其沖擊地壓最為嚴(yán)重[1-2]。沖擊地壓是由煤巖系統(tǒng)在礦山壓力作用下積聚的大量能量瞬間釋放而引起的。煤巖系統(tǒng)是由煤和巖石相間互層而構(gòu)成的，僅僅研究單一煤或單一巖石的性質(zhì)有失全面，難以反映井下工程實際情況。因此，開展煤巖組合體的力學(xué)特性、沖擊效應(yīng)等方面的研究尤為重要，具有一定的參考意義。

許多專家針對煤巖組合體開展了大量的研究工作。竇林名[3]、肖曉春[4]、秦忠誠[5]、李成杰[6]、陳光波[7]等研究了煤巖組合體的能量演化規(guī)律和沖擊特性；左建平[8-10]等研究了煤巖組合體的力學(xué)特性、峰后漸進(jìn)破壞特征、卸載條件下的裂紋張開效應(yīng)；陳巖[11]等研究了煤巖組合體循環(huán)加卸載條件下的變形及裂隙擴(kuò)展規(guī)律；趙毅鑫[12]等研究了煤巖組合體變形破壞前兆信息；陳光波[13]等研究了煤巖組合體破壞前的能量分布規(guī)律；苗磊剛[14]等開展了不同應(yīng)變率條件下的煤巖組合體沖擊動力試驗；姜玉 龍[15]等研究了煤巖組合體的聲發(fā)射特征；于永 軍[16]、付斌[17]、何濤[18]、楊楨[19]、趙宏林[20]等針對煤巖組合體的力學(xué)特性、沖擊效應(yīng)等方面開展了數(shù)值模擬研究。但針對不同比例和不同巖性的煤巖組合體的研究較少。

沖擊地壓的發(fā)生不僅與煤、巖單體的能量特性有關(guān)，且與煤巖層的結(jié)構(gòu)特點、煤巖層的組合形式、高度比例等因素具有密切的關(guān)系。煤巖體自身具有沖擊傾向性是發(fā)生沖擊地壓的必要因素之一，然而，沖擊傾向性強(qiáng)的煤巖體也只有在一定條件下才會產(chǎn)生沖擊破壞。在采掘工作面及巷道中，煤層、頂板、底板共同組成力學(xué)平衡系統(tǒng)，當(dāng)受到采動影響時，應(yīng)力狀態(tài)不斷地變化。因此，圍巖與煤體的相互作用機(jī)制是能否發(fā)生沖擊地壓的重要條件。另外，由于煤巖系統(tǒng)中巖層的彈性模量不同，每種巖層在能量積聚上也有差異，導(dǎo)致煤巖系統(tǒng)中的能量分布不均，且能量在不同的應(yīng)力狀態(tài)下可以在巖層間相互轉(zhuǎn)移。因此，有必要研究在頂板與煤或頂板、煤與底板不同組合情況下組合試樣的力學(xué)特性、沖擊效應(yīng)以及能量積聚特征。

據(jù)此，自主構(gòu)建了不同比例、不同巖性的二元、三元組合體，并對其開展單軸壓縮試驗，分析其力學(xué)特性、沖擊效應(yīng)及失穩(wěn)機(jī)制，以期為煤炭資源開采過程中的煤巖體相互作用下破壞形態(tài)、力學(xué)特性、失穩(wěn)機(jī)制等研究提供參考。

1 煤巖單軸壓縮試驗

本次試驗所用煤巖試樣均取自黑龍江省龍煤礦業(yè)集團(tuán)鶴崗分公司興安煤礦。試驗在黑龍江科技大學(xué)黑龍江省煤礦深部開采地壓控制與瓦斯治理重點實驗室完成。試驗設(shè)備采用TAW-2000kN微機(jī)控制電液伺服巖石試驗機(jī)。

1.1 煤巖單體的力學(xué)參數(shù)測定

為了便于煤巖組合體和煤巖單體試件的對比分析，首先對煤( 用C表示 )、粗砂巖( 用G表示 )、細(xì)砂巖( 用F表示 )單體試件采用0.005 mm/s位移控制加載方式對加工好的煤巖試件進(jìn)行單軸壓縮試驗。試驗獲得3種單體試件的單軸抗壓強(qiáng)度等參數(shù)數(shù)據(jù)，見表1。

表1 煤巖單體試件參數(shù) Table 1 Parameters of single coal and rock specimens

1.2 煤巖組合體壓縮試驗

根據(jù)煤和巖石物理力學(xué)性質(zhì)測定的國標(biāo)GB/T23561.7-2009將煤巖組合體加工成φ50 mm×100 mm的圓柱體，通過φ50 mm的鉆孔鉆取煤巖樣，將煤巖切割成高度為20，25，33，40，50，60，66，75 mm的小段試樣，然后在磨平機(jī)上將煤巖樣試件兩端磨平，保證試件兩端的表面平行、光滑，沒有大的劃痕，要求試件兩端面不平行度不大于0.05 mm，上、下端直徑的偏差不大于0.3 mm，軸向偏差不大于0.25°。將加工好的煤巖試件，按不同的高度比和不同的組合形式，用AB 強(qiáng)力膠[21-23]粘合成近φ50 mm×100 mm的標(biāo)準(zhǔn)試樣，在室溫下放24 h使膠體凝固。

工程實際中，沖擊地壓發(fā)生時，巨大的沖擊力導(dǎo)致煤和巖石同時發(fā)生破壞。作為探討，為了與現(xiàn)場實際相符，通過煤與細(xì)砂巖、粗砂巖的抗壓強(qiáng)度比值，計算出煤與細(xì)砂巖、粗砂巖的面積比值，使得煤巖能夠同時達(dá)到極限載荷。

組合體試樣尺寸見表2，每種組合體試樣制作5個，進(jìn)行5次試驗，部分組合體試樣實物如圖1所示。

表2 組合體試樣的尺寸 Table 2 Size of combined bodies

圖1 部分組合試樣實物 Fig. 1 Physical drawing of some combined bodies

采用位移控制加載的方式對加工好的煤巖組合試件進(jìn)行全過程變形破壞試驗，位移加載速率為0.005 mm/s。試驗得出組合試件的應(yīng)力-應(yīng)變曲線及變形破壞過程中的力學(xué)參數(shù)、能量等數(shù)據(jù)，并觀察組合試件的破壞形態(tài)。現(xiàn)場實際中礦山壓力主要從地表方向傳入地底深部，壓力傳遞方向由上而下，而TAW-2000kN微機(jī)控制電液伺服巖石試驗系統(tǒng)的加載方式為從下往上，因此，放置組合試件時需要考慮現(xiàn)場實際情況，含有細(xì)砂巖的組合體，將細(xì)砂巖置于下部，不含細(xì)砂巖的組合體，將粗砂巖置于下部。

2 煤巖組合體力學(xué)特性分析

參照試驗方案，在實驗室對19種煤巖組合體開展單軸壓縮試驗，試驗獲得煤巖組合體的破壞形態(tài)，如圖2，3所示，以及力學(xué)參數(shù)數(shù)據(jù)，見表3，4。

圖2 二元組合試件破壞形態(tài) Fig. 2 Failure form of binary combined body

圖3 三元組合試件破壞形態(tài) Fig. 3 Failure form of ternary combined body

表3 二元組合體試驗數(shù)據(jù) Table 3 Experimental data of binary combined body

表4 三元組合體試驗數(shù)據(jù) Table 4 Experimental data of ternary combined bodies

2.1 組合體抗壓強(qiáng)度對比分析

根據(jù)所有組合體的抗壓強(qiáng)度數(shù)據(jù)，組合體的抗壓強(qiáng)度介于組合體組分的抗壓強(qiáng)度之間，偏向于軟弱組分的抗壓強(qiáng)度。這也表明，組合體的軟弱組分對組合體的強(qiáng)度起決定作用。

圖4為5種二元組合試件FG組合體的抗壓強(qiáng)度與細(xì)砂巖所占比例的關(guān)系。由圖4可知，F(xiàn)G-4組合體的抗壓強(qiáng)度最低，為49.45 MPa，F(xiàn)G-3組合體的抗壓強(qiáng)度最高，為61.24 MPa。組合體的抗壓強(qiáng)度由大到小依次為：FG-3，F(xiàn)G-2，F(xiàn)G-1，F(xiàn)G-5，F(xiàn)G-4。FG組合體的抗壓強(qiáng)度與細(xì)砂巖的占比有關(guān)，隨著組合體中細(xì)砂巖所占比例的增大，組合體的抗壓強(qiáng)度逐漸增大，抗壓強(qiáng)度的增長率依次為3.60%，1.74%，10.42%，6.41%。

圖4 FG組合體的抗壓強(qiáng)度與細(xì)砂巖占比的關(guān)系 Fig. 4 Relationship between compressive strength of FG combined bodies and proportion of fine sandstone

圖5為三元組合試件FCG與FGC組合體的抗壓強(qiáng)度與細(xì)砂巖所占比例的關(guān)系。由圖5可知，2種組合體的抗壓強(qiáng)度與細(xì)砂巖所占比例有關(guān)，隨著組合體中細(xì)砂巖所占比例的增大而增大。對2種組合體的抗壓強(qiáng)度散點圖進(jìn)行擬合，擬合曲線為直線，其中FCG組合體的抗壓強(qiáng)度與細(xì)砂巖占比關(guān)系為y=21.64x＋10.57( R2=0.96 )；FGC組合體的抗壓強(qiáng)度與細(xì)砂巖占比關(guān)系為y=21.72x＋10.28( R2=0.96 )。

圖5 FCG，F(xiàn)GC組合體的抗壓強(qiáng)度與細(xì)砂巖占比的關(guān)系 Fig. 5 Relationship between compressive strength of FCG and FGC combined bodies and proportion of fine sandstone

此外，組合體中細(xì)砂巖占比相同的FCG與FGC組合體，前者的抗壓強(qiáng)度比后者的大。這是因為FCG組合體中煤的頂板為堅硬細(xì)砂巖，底板為粗砂巖；而FGC組合體中煤的頂板為粗砂巖和細(xì)砂巖，由于粗砂巖的加入，使得頂板整體剛度降低，而此時底板則變?yōu)閴毫C(jī)的壓頭，剛度較大。由于頂?shù)装鍎偠葴p小，則改變了組合體整體的抗壓強(qiáng)度。

2.2 煤巖組合體彈性模量對比分析

根據(jù)組合體的彈性模量數(shù)據(jù)可知，二元組合體的彈性模量為1 658～4 879MPa，差距較大；而三元組合體的彈性模量為1 412～2 214MPa，差距較小。

圖6為FG組合體的彈性模量與細(xì)砂巖所占比例的關(guān)系。由圖6可知，組合體的彈性模量與細(xì)砂巖所占比例有關(guān)，隨著組合體中細(xì)砂巖占比的增大而增大。對組合體的彈性模量散點圖進(jìn)行擬合，發(fā)現(xiàn)組合體的彈性模量與細(xì)砂巖占比呈線性關(guān)系，其表達(dá)式為y=2 318.24x＋2 991.32( R2=0.94 )。

圖6 FG組合體的彈性模量與細(xì)砂巖占比的關(guān)系 Fig. 6 Relationship between elastic modulus of FG combined bodies and proportion of fine sandstone

另外，F(xiàn)C-1組合體的彈性模量為2 728 MPa，GC-1組合體的彈性模量為1 658 MPa。2種組合體的煤巖比例相同，顯然，含細(xì)砂巖組分的組合體的彈性模量比含粗砂巖組分的組合體的彈性模量大。由此可以看出，相同煤巖比例的組合體的彈性模量受組分的影響較大，組分的彈性模量越大，組合體的彈性模量就越大。

2.3 煤巖組合體峰前能量對比分析

根據(jù)所有組合體的峰前能量數(shù)據(jù)，有煤參與的組合體的峰前積聚能量較少，含有細(xì)砂巖與粗砂巖的組合體的峰前積聚能量較多。這是因為煤的極限儲能較少，而粗砂巖的極限儲能較高。當(dāng)組合體不斷受載，逐漸達(dá)到某一軟弱組分的儲能極限時，組合體開始破壞，能量逐漸釋放。因此，組合體積聚能量的多少，取決于軟弱組分的極限儲能。

圖7為二元組合試件FG組合體的峰前積聚能量與細(xì)砂巖所占比例的關(guān)系。由圖7可知，F(xiàn)G-4組合體的峰前積聚能量最少，F(xiàn)G-3組合體的峰前積聚能量最多。FG組合體的能量積聚由多到少分別為：FG-3，F(xiàn)G-2，F(xiàn)G-1，F(xiàn)G-5，F(xiàn)G-4。FG組合體的峰前積聚能量與細(xì)砂巖所占比例有關(guān)，隨著組合體中細(xì)砂巖所占比例的增大而增多。由此可以推測，細(xì)砂巖組分在組合體中積聚能量較多。

圖7 FG組合體的峰前能量與細(xì)砂巖占比的關(guān)系 Fig. 7 Relationship between pre-peak energy of FG combined bodies and proportion of fine sandstone

另外，隨著組合體中細(xì)砂巖所占比例的增加，組合體的能量增長率依次為4.15%，1.01%，8.13%，16.02%，細(xì)砂巖占比小于0.5時，組合體的積聚能量增幅較小，為能量緩增區(qū)；細(xì)砂巖占比大于0.5時，組合體積聚能量增幅較大，為能量陡增區(qū)。

圖8為三元組合試件FCG，F(xiàn)GC組合體的峰前能量與細(xì)砂巖所占比例的關(guān)系。由圖8可知，2種組合體的峰前積聚能量與細(xì)砂巖所占比例有關(guān)，隨著組合體中細(xì)砂巖所占比例的增大而增大。對組合體的峰前能量散點圖進(jìn)行擬合，發(fā)現(xiàn)組合體的峰前能量與細(xì)砂巖所占比例呈線性關(guān)系。FCG組合體的峰前能量與細(xì)砂巖所占比例關(guān)系為y=0.31x＋0.14 ( R2=0.98 )；FGC組合體的峰前能量與細(xì)砂巖所占比例關(guān)系為y=0.31x＋0.13( R2=0.97 )。2條曲線斜率相同，這表明2種組合體的積聚能量受細(xì)砂巖所占比例的影響相同，即敏感性相同。

圖8 FCG，F(xiàn)GC組合體的峰前能量與細(xì)砂巖占比的關(guān)系 Fig. 8 Relationship between pre-peak energy of FCG and FGC combined bodies and proportion of fine sandstone

此外，同一細(xì)砂巖比例下，F(xiàn)CG組合體的峰前能量比FGC組合體的峰前能量多。由此可以表明，細(xì)砂巖作為頂板時，更容易積聚能量。工程實際中，煤層頂板越堅硬，煤巖系統(tǒng)積聚的能量也越多，沖擊地壓發(fā)生的可能性也越大。堅硬頂板條件下煤層更容易發(fā)生沖擊地壓事故。

2.4 煤巖組合體的沖擊能量指數(shù)對比分析

根據(jù)所有組合體的峰前能量數(shù)據(jù)和沖擊傾向性判斷準(zhǔn)則，除FCG-3，F(xiàn)GC-3組合體為強(qiáng)沖擊傾向性外，其余組合體均為弱沖擊傾向性或無沖擊傾向性。

圖9為二元組合試件FG組合體的沖擊能量指數(shù)與細(xì)砂巖占比的關(guān)系。FG-4，F(xiàn)G-5組合體為無沖擊傾向性，F(xiàn)G-1，F(xiàn)G-2，F(xiàn)G-3組合體為弱沖擊傾向性。組合體的沖擊傾向性與細(xì)砂巖所占比例相關(guān)，隨著組合體中細(xì)砂巖所占比例的增大而增強(qiáng)。對數(shù)據(jù)進(jìn)行擬合發(fā)現(xiàn)，組合體的沖擊能量指數(shù)與細(xì)砂巖所占比例呈線性關(guān)系，其表達(dá)式為y=2.18x＋0.41( R2=0.98 )。

圖9 FG組合體的沖擊能量指數(shù)與細(xì)砂巖占比的關(guān)系 Fig. 9 Relationship between impact energy index of FG combined bodies and proportion of fine sandstone

圖10為三元組合試件FCG，F(xiàn)GC組合體的沖擊能量指數(shù)與細(xì)砂巖所占比例的關(guān)系。由圖10可知，2種組合體的沖擊能量指數(shù)隨著細(xì)砂巖所占比例的增大而增大。同一細(xì)砂巖比例下，F(xiàn)CG組合體的沖擊能量指數(shù)比FGC組合體的沖擊能量指數(shù)大。對數(shù)據(jù)進(jìn)行擬合發(fā)現(xiàn)，F(xiàn)CG組合體的沖擊能量指數(shù)與細(xì)砂巖所占比例的表達(dá)式為y=8.24x＋0.45( R2=0.94 )；FGC組合體的沖擊能量指數(shù)與細(xì)砂巖所占比例的表達(dá)式為y=8.47x＋0.16( R2=0.93 )。由此表明，細(xì)砂巖組分對于煤巖組合體的沖擊傾向性起關(guān)鍵作用。

圖10 FCG，F(xiàn)GC組合體的沖擊能量指數(shù)與細(xì)砂巖占比關(guān)系 Fig. 10 Relationship between impact energy index of FCG and FGC combined bodies and proportion of fine sandstone

2.5 細(xì)砂巖對組合體的關(guān)鍵作用分析

通過對組合體的抗壓強(qiáng)度、彈性模量、峰前積聚能量、沖擊能量指數(shù)的分析，結(jié)果表明：細(xì)砂巖組分對于組合體的影響較大，對組合體的力學(xué)特性起決定性作用。細(xì)砂巖作為煤層頂板沖擊傾向性更強(qiáng)，這是因為堅硬的細(xì)砂巖在煤巖系統(tǒng)中更容易積聚大量的彈性能，且細(xì)砂巖剛度較大，斷裂困難。但是隨著工作面的逐漸推進(jìn)，積聚的能量達(dá)到煤巖系統(tǒng)的儲能極限時，煤巖系統(tǒng)釋放大量能量，此時的沖擊地壓更加劇烈，破壞性更強(qiáng)。因此工程實際中，堅硬頂板條件下要做頂板裂縫、鉆孔等處理，其實質(zhì)就是釋放其中的能量，降低頂板的儲能極限，達(dá)到防控沖擊地壓的目的。

3 煤巖組合體模型及破壞機(jī)制

3.1 煤巖組合體彈性模量力學(xué)公式

煤與巖石的強(qiáng)度差距較大，試驗機(jī)作用下，煤組分首先達(dá)到強(qiáng)度極限，此時，假設(shè)巖石處于彈性階段，可以簡化為彈簧結(jié)構(gòu)體。據(jù)此，構(gòu)建煤巖組合體力學(xué)模型，如圖11所示，圖中，x1為煤體變形；x2為巖石變形；m為總變形；CH 為煤巖組合體中煤組分的高度；RH 為煤巖組合體中巖石組分的高度。

圖11 煤巖組合體力學(xué)模型 Fig. 11 Mechanical model of combined body

根據(jù)圖11，由應(yīng)變定義可得：

式中，Cε 為煤組分的應(yīng)變；Rε 為巖石組分的應(yīng)變；ε為煤巖組合體的應(yīng)變；H為煤巖組合體的高度。

根據(jù)彈性模量定義可知：

式中，σ 為組合體所受應(yīng)力，與各組分所受應(yīng)力相等； EC為煤組分的彈性模量； ER為巖石組分的彈性模量；E為組合體的彈性模量。

聯(lián)立式( 1 )～( 6 )可得：

由于 m = x1+ x2，因此可得：

式( 10 )化簡后為

根據(jù)式(11)可知， EC， ER為定值， HC逐漸減小，即巖石比例逐漸增大時，組合體的彈性模量E逐漸增大，這也很好地解釋了試驗得出的結(jié)論，隨著細(xì)砂巖組分比例的逐漸增大，組合體的彈性模量逐漸增大。

式( 11 )可寫為

由此可得，當(dāng)組合體中煤巖比例為固定值時，巖石或煤組分的彈性模量越大，則組合體整體的彈性模量也越大。試驗結(jié)果顯示：FC-1組合體的彈性模量比GC-1組合體的大。因此，理論分析與試驗結(jié)果相一致。

3.2 煤巖組合體模型及破壞機(jī)制

為探討煤巖組合體失穩(wěn)及破壞過程，研究礦 體-圍巖系統(tǒng)內(nèi)部相互關(guān)系，構(gòu)建煤巖組合體相互作用的理論模型，煤巖組合體的模型如圖12( a )所示，其載荷-位移關(guān)系如圖12( b )所示。

圖12 組合試件相互作用模型 Fig. 12 A model for the interaction of combined body

巖石和煤體構(gòu)成的煤巖系統(tǒng)在載荷F的作用下處于力學(xué)平衡狀態(tài)，巖石和煤體的載荷-位移曲線的表達(dá)式為

式中，U1為巖石在載荷F作用下的位移量；U2為煤體在載荷F作用下的位移量。

系統(tǒng)為力學(xué)平衡系統(tǒng)，因此，力在物體間均勻傳遞。由此可得：

設(shè)ΔF為力的增量，由式( 13 )，( 14 )可得：

式中，ΔU1為巖石在載荷F作用下的位移增量；ΔU2為煤體在載荷F作用下的位移增量。

設(shè)巖石-煤體系統(tǒng)總位移增量為ΔU，則

將式( 16 )～( 18 )聯(lián)立可得ΔU2為

取α = lim Δ U2ΔU ，則

式中，f1′ （ U1），f2′（ U2）為圖10( b )中A1B1，A2B2曲線切線斜率，分別記為 λ1，λ2。

根據(jù)式( 20 )，對巖石-煤體在載荷F的作用下從穩(wěn)態(tài)到失穩(wěn)破壞的過程進(jìn)行分析，主要分為以下4個階段。

第1階段：煤巖系統(tǒng)在載荷F作用下，由曲線O點至A點，在此期間，煤和巖石存在能量的耗散和能量的積聚，但能量積聚大于能量耗散，因此，煤巖系統(tǒng)儲存彈性能，此時式中 λ1，λ2均為定值。

第2階段：煤體的曲線開始由線性到非線性的轉(zhuǎn)化，由彈性階段轉(zhuǎn)為塑性階段，該階段煤體出現(xiàn)不可逆變形，伴隨著能量的耗散和積聚。在曲線上表現(xiàn)為A-B階段，此過程中，λ2逐漸減小至 λ2=0( 峰值點 )。巖石強(qiáng)度較煤體大，因此，巖石在此階段仍然處于彈性階段，或有些軟弱巖石出現(xiàn)微小變形，λ1為定值，基本不變。此階段巖石處于能量積聚階段，而煤體雖然受到塑性變形能量耗散的影響，但試件總體處于能量積聚階段。綜上所述，λ1λ2逐漸減小，峰值點處 λ1λ2=0，而 Δ U2ΔU 不斷增大，在峰值點時，Δ U2ΔU =1。

第3階段：煤體達(dá)到峰值強(qiáng)度后逐漸喪失承載能力，應(yīng)力逐漸降低，該階段煤體裂紋發(fā)展突然、迅速，破壞突然。裂紋破壞時所需的能量一部分來源于煤體本身所積累的能量，另一部分，還處于彈性狀態(tài)的巖石也積聚了大量能量，對于煤體的破壞起到加速和促進(jìn)作用。此時，巖石由曲線上的B1點釋放至C1點。當(dāng)巖石的能量釋放速率大于煤體能量吸收速率時，便發(fā)生沖擊地壓，對應(yīng)于圖中C2點：巖石切線斜率 λ1與煤體的切線斜率 λ2大小相等，符號相反，即 λ1＋ λ2=0，此時，Δ U2ΔU →∞。這就是沖擊地壓的發(fā)生機(jī)理。沖擊地壓的發(fā)生，實質(zhì)是從一個穩(wěn)定狀態(tài)轉(zhuǎn)為另一個穩(wěn)定狀態(tài)的過程。

第4階段：煤巖系統(tǒng)儲存的能量逐漸釋放，失穩(wěn)破壞不再強(qiáng)烈，新的裂紋、裂隙數(shù)量較少，主要為原來裂紋界面之間的摩擦滑移，通過變形破壞，煤巖系統(tǒng)逐漸達(dá)到新的穩(wěn)定狀態(tài)。

4 結(jié) 論

( 1 ) 從抗壓強(qiáng)度、彈性模量、峰前能量、沖擊能量指數(shù)等方面入手，研究了不同煤巖比例及組合方式的組合體力學(xué)特性。① 組合體的抗壓強(qiáng)度介于組合體組分的抗壓強(qiáng)度之間，且偏向于軟弱組分的抗壓強(qiáng)度。組合體的抗壓強(qiáng)度與細(xì)砂巖的占比有關(guān)，隨著組合體中細(xì)砂巖所占比例的增大而逐漸增大；② 組合體中巖石組分占比越大、組分彈性模量越大，組合體的彈性模量也越大；③ 組合體的峰前積聚能量隨著組合體中巖石比例的增加而增多，巖石組分發(fā)揮著重要作用；④ 組合體的沖擊傾向性也隨著組合體中細(xì)砂巖所占比例的增大而逐漸增大；⑤ 試驗獲得了組合體的抗壓強(qiáng)度、彈性模量、峰 前能量、沖擊能量指數(shù)與煤巖比例之間的線性關(guān)系。

( 2 ) 根據(jù)煤巖組合體力學(xué)模型，推導(dǎo)了煤巖組合體彈性模量計算公式，該公式與煤巖組分彈性模量、煤巖比例有關(guān)，理論上驗證了組合體的彈性模量隨巖石組分增大而增大的規(guī)律。

( 3 ) 從理論上對煤巖體單軸壓縮條件下的相互作用關(guān)系進(jìn)行了研究，構(gòu)建煤巖組合體相互作用的理論模型，借助煤巖的載荷-位移曲線，分析了組合體從穩(wěn)態(tài)到失穩(wěn)到破壞的全過程。