潘榮錕，馬智會，余明高，晁江坤，馬智勇，賈海林，李 聰

(1.河南理工大學 安全科學與工程學院，河南 焦作 454000; 2.四川輕化工大學 化學與環(huán)境工程學院，四川 自貢 643000; 3.河南理工大學 煤炭安全生產與清潔高效利用省部共建協同創(chuàng)新中心，河南 焦作 454000; 4.西安科技大學 西部煤炭綠色開發(fā)國家重點實驗室，陜西 西安 710054;5.重慶大學 煤礦災害動力學與控制國家重點實驗室，重慶 400044;6.中煤科工集團重慶研究院有限公司，重慶 400037)

我國煤炭資源豐富，但災害多發(fā)，其中一些礦井，存在2種及以上的復合災害，如煤自燃與沖擊地壓復合災害、瓦斯突出與煤自燃復合災害等等。這些災害不僅造成資源損失，而且衍生出的問題也需要進一步研究[1-3]。在瓦斯突出與煤自燃復合災害礦井中，對煤層的卸壓、抽采，可以實現消突，但容易造成煤體裂隙發(fā)育，漏風強度增加，進而使煤體氧化，并誘發(fā)煤自燃[4-7];煤自燃發(fā)生后，又會對煤體造成損傷，從而改變煤體力學特性[4-7]。煤礦開采中，這種工況屢見不鮮。例如，回采保護層可以使被保護層卸壓，裂隙進一步發(fā)育，實現對被保護層的區(qū)域消突，但氧氣通過裂隙進入到保護層中，使煤體發(fā)生氧化，進一步誘發(fā)煤自燃;利用底板瓦斯抽放巷對上部煤層實施抽采消突，造成上部煤層漏風，逐步氧化，產生煤自燃;礦井中的煤柱長時間暴露后，煤體充分與氧氣接觸，進而可能誘發(fā)煤自燃。另外，火災后啟封的采煤工作面，露天煤礦揭露隱伏火區(qū)等情況都存在煤體氧化或局部發(fā)生煤自燃的情況。當揭露該氧化區(qū)域后的煤體時，巷道的變形特征、礦壓顯現特征等與未氧化的煤層或將存在一定差異。而工程設計和研究中，氧化煤體的力學差異往往被忽略，進而可能造成設計及研究結果與工程實際存在偏差。因此研究氧化煤體的力學性質成為工程計算和設計的基礎和前提[8]，但目前對于氧化煤的力學特性研究，還鮮有涉及。

目前部分學者對氧化煤體已進行了研究。張辛亥、肖揚等[9-11]通過不同溫度作用煤體，提出了預氧化煤的概念，但是主要集中在破碎煤體的熱力學參數的研究，對氧化煤體的力學特性并沒有深入研究。超聲波測試作為表征煤體損傷程度的重要指標之一，已被廣泛的應用到煤體的損傷定量和力學研究中[12]。韓放等[13]利用波速定量分析巖石的損傷和強度特性。鞏思園等[14]在循環(huán)加載試驗下，建立了應力與縱波波速關系模型。朱合華等[15-16]開展了高溫烘烤后煤巖的力學性質研究。因此，筆者將借鑒前人研究思路，利用超聲波測試對氧化煤的損傷程度進行分析。

煤體是一種孔隙-裂隙雙重結構的多孔性有機沉積巖石，其力學性質受外部環(huán)境影響較大，如地質條件、溫度、含水率等[17]。受地質條件影響方面，謝和平[18]認為不同深度煤巖體的力學性質差別較大。孟召平等[19]系統(tǒng)的揭示了正斷層對煤體力學性質的影響，認為越靠近斷層煤體強度越低。受溫度影響方面，蘇承東等[20]探討了高溫后堅硬煤的力學變化特征，得出高溫后煤樣的抗壓強度、變形模量和彈性模量隨溫度升高而降低。王春光等[21]開展了原煤在熱-力作用下破壞機理研究，得出煤體的變形行為的不同主要是由于煤基質的熱膨脹作用導致的。受含水率影響方面，高保彬等[22]、秦虎等[23]、唐書恒等[24]等研究了煤體不同含水率的力學特性及破壞特征，得出含水率的增加，抗壓強度逐漸降低。蔣長寶等[25]研究了卸荷瓦斯煤樣不同含水率的力學參數變化規(guī)律。受瓦斯影響方面，王家臣等[26]、姚宇平等[27]、劉星光等[28]、高保彬等[29]研究了不同含瓦斯煤的力學特性，得出瓦斯對煤樣力學性質的影響與圍壓呈反比，隨著瓦斯壓力增加，彈性模量和峰值強度呈指數型變化，煤樣變形能力增強，抵抗破壞能力減弱。

綜上所述，學者們對煤體在不同的外部環(huán)境下的力學特性進行了大量的研究，而對于氧化煤力學特性研究鮮有涉及。因此，開展氧化煤體的力學參數研究，對于開采自燃傾向性煤層具有重要意義。為了深入開展氧化煤體力學特性研究，首先通過程序升溫和熱重實驗獲得常村礦2-3煤氧化處理溫度的依據。然后通過測試煤樣氧化前后的波速，得出氧化煤體的損傷因子。再通過單軸壓縮實驗，研究不同氧化程度煤體的力學參數變化規(guī)律，并揭示氧化煤體力學性質差異的原因。最后通過數值模擬分析了受氧化作用影響后，圍巖在2種工況下的受力和變形特征。

1 煤樣準備與氧化處理

1.1 煤樣準備

煤樣采自河南義馬常村煤礦21170采煤工作面。該工作面所采煤層為侏羅系中統(tǒng)下段義馬組2-3煤，屬于易自燃煤層，工業(yè)牌號為黑色長焰煤，其工業(yè)分析指標參數，見表1。

表1 2-3煤層工業(yè)分析Table 1 2-3 coal industry analysis parameters

采樣時，該工作面處于正常生產狀態(tài)，為了盡可能獲得新鮮煤樣，當采煤機截割過后，在新揭露的煤墻處，挑選條紋及層理清晰，原生裂隙不明顯，表面光滑煤樣，迅速在現場用保鮮膜包裹轉運至地面，并送至實驗室。利用水鉆法將煤體加工成尺寸為φ50 mm×100 mm的小煤柱，并用電磨進行表面處理確保標準件不平行度及不垂直度均小于0.02 mm[30]，共加工煤樣44個，如圖1所示。然后選擇20個煤樣置于真空干燥箱中干燥48 h去除水分，分別進行標記編號并用保鮮膜封存。

圖1 部分采集煤樣及實驗煤樣Fig.1 Part of collected coal samples and experimental coal samples

1.2 煤體氧化處理

為科學獲得不同氧化程度煤，對比不同氧化程度煤的力學特性，需要了解該實驗煤樣的氧化特性。因此，在氧化煤樣處理前，通過程序升溫實驗和同步熱分析儀分別測試煤樣氧化的氣體生成規(guī)律和特征溫度[9,31]，測試煤樣分2組，為1號、2號，結果如圖2，3所示。

圖2 煤樣隨溫度變化生成氣體變化趨勢Fig.2 Produce gases trend of coal sample with temperature change

圖3 煤樣TG和DTG曲線Fig.3 TG and DTG curves of coal samples

經過2次測試，由圖2，3可知，當溫度達到60 ℃和80 ℃時，CO和CO2體積分數增加變快。當溫度達到126 ℃和120 ℃時，C2H4開始出現，且CH4和C2H6體積分數增加變快，其中C2H4的出現是煤樣進入加速氧化的重要標志[32]。當溫度達到195 ℃和200 ℃時，CO，CO2的生成速度開始減緩。當溫度為195 ℃和206 ℃時，達到煤樣的活性溫度點，此時煤體內的大分子結構加速斷裂。當溫度為252 ℃和290 ℃時，達到煤樣的著火點溫度，此時煤體中吸附氧氣與脫附氧氣達到平衡，煤體中的活性結構與氧氣發(fā)生劇烈反應，產生大量氣體，并發(fā)生煤自燃。由于煤樣的離散性，每個特征點溫度都不一樣，但相差不大。為了便于實驗結果的對比，在每個特征點的2次測量溫度之間，任意選擇溫度值作為不同氧化程度煤的設定溫度，最終選擇的煤體氧化溫度為70，135，200和265 ℃。

將制備的標準煤柱通過程序升溫設備進行氧化處理。處理方式為:將煤樣置于程序升溫箱內的罐體中，設定程序升溫的終止溫度，同時開始通入空氣，流量為50 mL/min，當達到終止溫度后，恒溫270 min，然后終止加熱，關閉氣路，降溫后，密封煤樣，待實驗使用。其中實驗的終止溫度分別為70，135，200和265 ℃。為了便于分析不同氧化程度煤體各項參數，設置1組未氧化煤樣(30 ℃條件下不進行恒溫氧化處理，用保鮮膜封存，待實驗使用，該組煤以下統(tǒng)稱為原煤)進行對比。最終實驗煤樣分為5組，每組4個煤樣，分別為原煤、70 ℃氧化煤、135 ℃氧化煤、200 ℃氧化煤和265 ℃氧化煤。

1.3 實驗設備及方案

1.3.1波速測試

在煤樣氧化前后分別對煤樣進行聲波檢測。聲波檢測采用UTA-2001A型超聲檢測分析儀。如圖4所示。傳感器頻率為35 kHz，采樣頻率為10 MHz，時間精度為0.1 μs。其波速測試原理[33]為

圖4 UTA2001A型超聲波檢測儀Fig.4 UTA2001A ultrasonic testing device

VP=L/t

(1)

式中，VP為縱波波速,m/s;L為試驗煤樣的高度,m，100 mm;t為縱波在煤樣中的傳播時間,s，檢測中可通過儀表顯示屏測得。

1.3.2力學實驗

煤樣氧化完成后，進行單軸壓縮實驗。煤樣的單軸壓縮實驗在RMT-150C電液伺服巖石試驗系統(tǒng)上完成，如圖5所示。軸向荷載采用1 000 kN力學傳感器測量，精度為0.001 kN，軸向變形和徑向變形分別采用5.0 mm和2.5 mm的位移傳感器，精度為0.001 mm。

圖5 RMT-150C電液伺服巖石試驗系統(tǒng)Fig.5 Electro-hydraulic servo rock test system of RMT-150C

1.3.3實驗方案

實驗流程如圖6所示，波速測試前，在超聲檢測分析儀傳感器和煤樣兩端涂抹黃油進行耦合，逐一測試氧化前后的煤樣的波速，并進行記錄。然后對5組煤樣進行單軸壓縮實驗，加載時采用位移加載方式，加載速率為0.002 mm/s。

圖6 實驗流程Fig.6 Experiment flow chart

2 實驗結果分析

2.1 氧化煤波速變化規(guī)律

通過測試煤體內縱、橫波的傳播速度可以研究煤體的構成及孔隙情況。因此超聲波速度是評價材料損傷的指標之一。易自燃煤體，經過氧化后內部孔隙結構將發(fā)生變化。通過超聲檢測分析儀測試不同氧化煤的波速，可對氧化煤體的損傷進行定量評價。由于橫波波速測試比較困難，測試結果可靠性較差，因此本文不討論橫波波速[12]。

通過測試煤樣氧化前后的波速可知，隨著氧化程度的加深，波速平均值從1 642 m/s降低至557 m/s。70，135，200，和265 ℃氧化煤波速較原煤分別降低了10.44%，25.21%，47.08%和62.94%。雖然煤體結構復雜，波速測試結果具有一定離散性，但通過圖7可以得出，隨著煤體氧化程度的加深，其波速基本呈線性減小，這主要是由于煤體在氧化過程中，內部的孔隙結構發(fā)生變化造成的。

圖7 不同氧化程度煤波速變化Fig.7 Variation of wave velocity of coal with different oxidation degree

煤體經過氧化后，其結構狀態(tài)和材料的性質都將發(fā)生變化，裂紋或缺陷進一步發(fā)育。當超聲波在傳播過程中遇到裂紋和缺陷時就會發(fā)生折射或衍射，從而增加了聲波在煤體中的穿透時間，能量衰減，波速降低。因此波速是氧化煤體損傷的間接表征[34]?？赏ㄟ^式(2)，得出氧化煤體的損傷因子D：

(2)

式中，VPT為煤樣氧化后的縱波波速，m/s。

由圖8可知，隨著氧化程度的增加，損傷因子逐漸變大，氧化煤體損傷逐漸嚴重。煤體經歷70，135，200和265 ℃氧化后，其損傷因子平均值分別為0.19，0.43，0.72和0.86。煤樣從70～200 ℃氧化后的平均損傷因子基本呈線性增加，煤樣在200 ℃氧化后損傷因子逐漸趨緩。

圖8 不同氧化煤體損傷因子變化Fig.8 Changes of damage factors of different oxidized coal bodies

2.2 力學效應分析

2.2.1應力-應變曲線

圖9分別為原煤和經歷了70，135，200和265 ℃氧化煤的單軸壓縮實驗的全應力-應變曲線。(其中，以DZ-30-1為例，DZ為單軸，30(常溫)為氧化程度，1為實驗煤樣的編號。)從圖9可以看出，原煤和經歷了不同氧化處理的煤樣，其應力-應變曲線基本都存在4個階段，即壓密階段、線彈性階段、屈服階段和破壞階段。在壓密階段，曲線呈上凹形，煤體應變隨著應力增加而增加，此階段煤體內本身固有的孔隙和裂隙在載荷作用下，發(fā)生閉合。隨著氧化程度的增加，壓密階段越長，說明氧化程度的加深，煤體內部的孔隙和裂隙也變多。在線彈性階段，伴隨著小裂隙的產生—閉合—再產生—再閉合，直至裂隙貫通。此階段應力隨著變形的增加呈線性增長，其斜率即為煤體的彈性模量。通過圖9(f)可得出隨著氧化程度的增加，彈性階段的斜率呈減小趨勢。在屈服階段，隨著變形的增加，應力的增幅降低，表現為應力-應變曲線已偏離線性，新裂隙與固有裂隙不斷增長并貫通，煤體結構發(fā)生不可逆的變形。在破壞階段，煤體內部裂隙貫通，形成宏觀裂隙，應力達到煤體的極限承載能力，并隨變形增加而迅速跌落，煤體失去承載能力。

綜上所述，不同氧化程度煤，其應力-應變曲線明顯不同。原煤的應力-應變曲線表現出較好的線性特征，其壓密階段和屈服階段并不明顯，隨著氧化程度的增加，煤樣的壓密階段和屈服階段更加明顯。

在峰值附近，部分煤體表現出明顯的“多峰效應”。原煤中僅DZ-30-1號煤樣表現出多峰效應;70 ℃氧化煤體中，僅DZ-70-3號煤樣表現為多峰效應;135 ℃氧化煤體中，DZ-135-2號和DZ-135-4號煤樣表現為多峰效應;200 ℃和265 ℃氧化煤體中，各煤樣均表現出多峰效應。因此，峰值區(qū)域，隨著氧化程度的增加，多峰效應越明顯。這主要是煤體本身缺陷和氧化損傷所決定的。隨著氧化程度加深，裂隙更加發(fā)育，在破壞階段之前，主要表現為節(jié)理裂隙的閉合、擴展、再閉合。由于節(jié)理間巖橋的存在，節(jié)理每貫穿巖橋就會表現出一個峰值，直至裂隙貫穿試樣。

隨著氧化程度的加深，其峰后應力跌落形式不同。原煤中，僅DZ-30-4號煤樣表現為階梯式跌落，70 ℃氧化煤中，僅DZ-70-1號煤體破壞階段表現為階梯跌落;135 ℃氧化煤體中，僅有DZ-135-2號煤體破壞階段表現為階梯跌落，而DZ-135-3號煤體的應力-應變曲線異常，可能是煤體中存在較大缺陷造成的;200 ℃氧化煤中，4個煤樣在破壞階段均表現為階梯跌落;265 ℃氧化煤中，已不存在瞬時跌落和階梯跌落現象，表現為明顯的峰后殘余強度，塑性明顯增強。因此，在破壞階段隨氧化程度的增加，應力跌落現象逐漸弱化或消失。

圖9(f)為從各組實驗煤樣中，選擇力學參數接近組內平均值的煤樣應力-應變曲線。通過對比分析，得出隨著氧化程度的增加，峰值強度逐漸降低，峰值應變逐漸變大，壓密階段應變逐漸變大，線彈性階段的斜率(彈性模量)逐漸變小，峰值區(qū)域多峰效應越來越明顯，峰后臺階跌落明顯，殘余強度增強。

圖9 煤樣單軸壓縮應力-應變曲線Fig.9 Stress-strain curves of coal samples under uniaxial compression

2.2.2力學特性

抗壓強度、彈性模量、割線模量、初始模量、泊松比等是衡量煤體的力學特征的重要參數[35]。本實驗主要研究的參數有抗壓強度σc、彈性模量ET、割線模量E50、初始模量E0、泊松比μ、峰值應變εc和壓密階段最大應變ε1。對同一氧化條件下的力學參數計算均值，見表2，即得出煤體力學參數與不同氧化程度煤體的變化關系，如圖10，11所示。

表2 不同氧化煤樣力學參數Table 2 Mechanical parameters of different oxidized coal samples

煤樣在經歷了不同氧化處理后，其單軸抗壓強度如圖10所示。由于煤樣各向異性，其抗壓強度表現出一定的離散，但整體而言，隨著氧化程度的增加，單軸抗壓強度基本呈線性降低。從原煤到265 ℃氧化煤，抗壓強度平均值從16.36 MPa降低至4.10 MPa。70，135，200和265 ℃氧化煤強度較原煤分別降低了10.82%，23.90%，55.32%和74.94%。受氧化影響，70，135，200和265 ℃氧化煤強度軟化系數分別為0.89，0.76，0.45和0.25。由圖10可知，70 ℃氧化煤強度較原煤已經出現了明顯的降低，從70～200 ℃氧化煤抗壓強度降低幅度進一步增大，且基本呈線性。在200 ℃達到拐點，200～265 ℃的氧化煤抗壓強度降低有所減緩。

圖10 不同氧化程度煤抗壓強度變化Fig.10 Change of compressive strength of coal with different oxidation degree

在煤自燃發(fā)火礦井中，煤層一旦揭露，煤體即開始氧化，甚至局部發(fā)生煤自燃。通過上述研究，不同氧化程度的煤體力學特性差異較大。為了避免簡單的以原煤強度進行工程計算而導致與實際情況的偏差，提出“氧化煤動態(tài)工程強度”的概念，其表達式為

σy=kσc

(3)

式中，σy為氧化煤動態(tài)工程強度，MPa;k為系數，取值0～1，與氧化程度有關，氧化程度越高，k值越小。

因此，在煤自燃發(fā)火礦井中，應考慮煤體氧化的影響，把煤體經過不同程度氧化后的強度參數變化作為設計計算依據。

應力-應變曲線中蘊含中豐富的信息，根據不同的定義，可獲得初始模量E0、割線模量E50和彈性模量ET。

由圖11(a)可知，隨著氧化程度的增加，煤樣的彈性模量逐漸變小。從原煤到70 ℃氧化煤，彈性模量ET平均值降低了38%，降幅較明顯，135，200，265 ℃氧化煤樣彈性模量下降逐漸趨緩，較原煤分別降低了63.4%，78.6%和90.8%。

圖11 氧化程度與單軸壓縮變形參數關系Fig.11 Relationship between oxidation degree and uniaxial compression deformation parameters

割線模量E50代表煤體作為彈塑性體的變形特性。由圖11(b)可知，隨著氧化程度的增加，煤樣的割線模量平均值逐漸變小，其變化趨勢與彈性模量基本一致，70，135，200，265 ℃氧化煤割線模量較原煤分別降低了38%，66.3%，82%和90.7%。

初始模量E0反映了變形的初始階段巖石中微裂隙被壓密閉合時抵抗變形的能力。由圖11(c)可知，隨著氧化程度的增加，煤樣的初始模量平均值逐漸變小，其變化趨勢與彈性模量、割線模量基本一致，70，135，200，265 ℃氧化煤初始模量較原煤分別降低了48.0%，71.0%，78.8%和86.5%。

泊松比μ為煤體在單軸壓縮過程中，橫向應變與縱向應變的比值。由圖11(d)可以得出，實驗煤樣的泊松比具有較大的離散性，泊松比在0.2～0.4。隨著氧化程度的增加，煤樣的泊松比平均值整體呈下降趨勢，但下降不明顯，在0.3左右。70，135，200，265 ℃氧化煤泊松比較原煤分別降低了13.5%，18.9%，29.7%和32.4%。

根據以上分析，煤體氧化后，不僅對抗壓強度影響很大，而且對其他變形參數也具有一定的影響。在本文中把氧化煤在單軸壓縮條件下的變形參數平均值與原煤的比值定義為氧化煤樣變形參數降低系數。經計算分別得出了彈性模量降低系數KT、割線模量降低系數K50、初始模量降低系數K0、泊松比降低系數Kμ以及抗壓強度軟化系數Kc，見表3。

表3 不同氧化煤體強度軟化系數與變形參數Table 3 Strength softening coefficient and deformation parameters of different oxidized coal

煤樣強度軟化系數和變形參數降低系數越小，表明氧化對煤樣的弱化作用越明顯。通過圖12可以得出，隨著氧化程度的增加，煤樣強度軟化系數和變形參數降低系數整體降低。當氧化溫度為70 ℃時，煤體的氧化程度較低，煤體中的高強度成分含量高，因此抗壓強度軟化系數和變形參數降低系數比較大，但隨著氧化程度的加深，煤體中的高強度礦物含量逐漸降低，抗壓強度軟化系數和變形參數降低系數逐漸降低。由圖12可得出，氧化對煤體抗壓強度影響最明顯，其軟化系數從0.89降低至0.25;彈性模量、割線模量和初始模量受氧化影響后的減小趨勢基本一致;泊松比受氧化的影響不大。

圖12 氧化程度與強度軟化系數、變形參數降低系數關系Fig.12 Relationship between oxidation degree and strength softening and deformation parameter reduction coefficient

2.2.3應變特性

峰值應變、壓縮階段最大應變可以反應煤體變形過程中孔裂隙的演化規(guī)律。不同氧化程度煤的應變參數見表2。

峰值應變是煤體達到抗壓強度時的應變值，它是表征煤體塑性情況的主要依據，峰值應變越大，說明試件的塑性越強，峰值應變越小，脆性越強。原煤和70，135，200，265 ℃氧化煤的峰值應變平均值分別為7.270×10-3，9.264×10-3，13.457×10-3，15.620×10-3和19.449×10-3。70，135，200，265 ℃氧化煤峰值應變較原煤分別增長了約27.43%，85.10%，114.86%，167.52%。由圖13(a)分析得出，隨著氧化程度的增加，峰值應變基本呈線性增長，說明煤體經過氧化后塑性增強，且氧化程度越高，塑性越強。這主要是由于氧化改變了煤體內部的孔隙結構，打破了煤體的完整性，從而表現出塑性特征。

圖13 不同氧化煤體應變參數對比Fig.13 Comparison of strain parameters of different oxidized coal bodies

為了進一步解釋氧化對煤體造成的損傷，通過分析壓密階段最大軸應變，即可反映出氧化對孔隙結構的影響。壓密階段的最大軸應變越大，說明氧化對煤體損傷越大，煤體內的孔隙結構越發(fā)育。原煤和70，135，200，265 ℃氧化煤的壓密階段最大軸應變平均值分別為1.448×10-3，3.329×10-3，5.594×10-3，7.346×10-3和9.301×10-3。70，135，200，265 ℃氧化煤壓密階段最大軸應變較原煤分別增長了約129.90%，286.33%，407.32%，542.33%。由圖13(b)分析得出，隨著氧化程度的加深，煤樣的壓密階段最大軸應變逐漸變大，壓密階段逐漸變長。

圖13(c)為壓縮階段最大軸應變與峰值應變的比值關系。通過圖13(c)可以得出，隨著煤體氧化程度的增加，壓縮階段最大軸應變與峰值應變比值越來越大，基本呈線性增加，當氧化程度達到265 ℃后，其比值基本接近50%，進一步說明氧化可使煤孔隙結構更發(fā)育。在煤樣的壓縮破壞過程中，更多的是試驗機對孔隙閉合的做功。而峰值應變與壓縮階段最大軸應變的差值，并沒有發(fā)生很大變化，這主要由于氧化后煤基質的強度決定的。

2.2.4破壞特征

煤巖的抗壓強度其本質并不是試樣內部壓應力作用的結果，從煤樣的破壞形式分析，本質上是剪應力和拉應力作用的結果。煤樣在單軸壓縮條件下，主要有3種破壞形式。分別為“對頂錐”形破壞、軸向劈裂破壞和斜剪破壞。

圖14可以得出，隨著氧化程度加深，單軸壓縮條件下煤樣的破壞型式也更為復雜。從圖14中可以看出，煤樣的破壞型式多為軸向劈裂破壞，并伴有少量的剪破壞。圖14(a)為破壞前原煤。圖14(b)為破壞后原煤，可以看出煤樣呈明顯的劈裂破壞，且端部邊緣也發(fā)生了破壞，破壞后煤樣較完整。圖14(c)為70 ℃氧化煤，破壞基本成劈裂破壞，在煤樣中上部發(fā)生了部分剪切破壞，并在破裂面上存在少許碎煤，破壞后煤樣整體性較好;圖14(d)為135 ℃氧化煤，煤樣端部發(fā)生破壞，并伴隨劈裂破壞，且破裂面存在部分碎煤，單軸壓縮后煤樣整體性較好。圖14(e)為200 ℃氧化煤，主要為剪切破壞。單軸壓縮過程中，破壞后煤樣整體性較差。另外煤樣氧化后，靠近表層的煤體氧化充分，導致煤樣內外部氧化不均勻，因此在單軸壓縮情況下，靠近邊緣的煤體更容易破壞，產生“起皮”現象。圖14(f)為265 ℃氧化煤，因氧化程度較深，其破壞形式復雜，已不成整體狀，且在破裂面上存在較多碎煤。綜上可以得出隨著氧化程度的加深，煤樣的破壞形式越復雜，破壞后的整體性越差，脫落的碎煤及煤粉越多， “起皮”現象更加明顯。

圖14 不同氧化煤單軸壓縮破壞型式Fig.14 Failure modes of different oxidized coal samples under uniaxial compression

3 力學性質差異機制分析

氧氣與煤體相互作用是一個復雜的化學反應過程，其過程由外向內分為2階段:① 當氧氣擴散速度小于煤體吸附速度時，氧氣擴散至煤體內的孔隙和毛細管內，氧化反應在孔隙的表面上進行較快，主要受氧氣擴散作用控制，這種情況下氧氣與孔隙結構表面的煤分子反應不向內部滲透，直至反應面完全氧化后才向反應面內部繼續(xù)推移;② 氧化反應進行中，若氧氣擴散速度大于煤體吸收速度，則會出現氧氣并不完全消耗在孔隙表面，而會向煤體內部更深的處滲透，進行氧化作用[36]。

根據前述實驗分析，煤在不同溫度下經過氧化處理后，其單軸抗壓強度發(fā)生了明顯變化，因此可以把煤氧復合作用后的氧化煤劃分為:強氧化區(qū)、弱氧化區(qū)和未氧化區(qū)，分別如圖15中的A，B，C所示。在強氧化區(qū)，煤氧反應已進行完畢;在弱氧化區(qū)內，煤氧反應正在進行，未進行完畢;在未氧化區(qū)，氧氣未擴散至該區(qū)域，未發(fā)生煤氧化學反應。氧化作用后的煤體，每個分區(qū)的煤體強度都將發(fā)生變化，且與氧氣體積分數和氧化程度有關。

圖15 氧化煤體受力模型Fig.15 Stress model of oxidized coal

為了便于分析及模型構建，做以下假設:① 實驗煤樣為各向同性均質體，氧氣徑向擴散，忽略端部氧化影響;② 氧化煤體由外向內分為3個區(qū)域，強氧化區(qū)、弱氧化區(qū)和未氧化區(qū);③ 氧化后煤體，煤氧反應區(qū)域包括強氧化區(qū)和弱氧化區(qū)，該區(qū)域強度為σc(T)。

煤樣經過不同溫度(T)的氧化處理后，氧化煤所承受的載荷為

(4)

式中，σc(30)為未氧化區(qū)的煤樣的單軸抗壓強度，即實驗煤樣室溫下(30 ℃)原煤的單軸抗壓強度;d(30)為實驗煤樣氧化前的直徑;d(T)為氧化溫度為T時的未氧化區(qū)直徑;σc(T)為氧化溫度為T時的煤樣等效單軸抗壓強度。

由式(4)可得

(5)

則煤樣氧化后煤氧反應區(qū)(強氧化區(qū)和弱氧化區(qū))深度預測公式為

(6)

由表2可知，σc(30)，σc(70)，σc(135)，σc(200)和σc(265)分別為16.36，14.59，12.45，7.31和4.10 MPa。通過式(6)可得70，135，200和265 ℃氧化煤的煤氧反應深度分別為:2.78，6.38，16.58和24.97 mm，進而得出70，135，200和265 ℃氧化后的煤樣未氧化區(qū)域范圍d(T)為44.44，37.24，16.84和0.06 mm。因此隨著氧化程度的增加，煤樣的未氧化區(qū)域逐漸減小，當氧化溫度為265 ℃時，整個煤樣已基本呈不同程度氧化。

如圖16所示，未氧化區(qū)域范圍和煤樣強度隨著氧化程度均減小。假設不同氧化煤體的強度主要是由未氧化區(qū)范圍決定的，因此可將氧化煤體的強度表示為

圖16 未氧化區(qū)、抗壓強度和氧化程度關系Fig.16 Relationship among the unoxidized area,compressive strength and oxidation degree

(7)

式中，σ為氧化煤體抗壓強度，MPa;F為氧化煤體破壞時的臨界力，kN;S為未氧化區(qū)橫截面積，m2。

F，S可表示為

(8)

將式(8)代入式(7)得

(9)

由式(9)可知，氧化煤的抗壓強度與未氧化區(qū)(d2)呈正比。因此，隨著未氧化區(qū)范圍的減小，氧化煤體的抗壓強度逐漸降低。從而解釋了氧化煤力學差異的原因。

在不同溫度下對易自燃煤體進行氧化，氧化后煤體力學參數的改變不僅受煤氧復合作用的影響，還有溫度的影響，但是對于易自燃煤體而言，煤氧復合作用對煤體力學性質的弱化起到主要作用，溫度作用次之。蘇承東等[20]對河南趙固二礦煤進行了高溫后的單軸壓縮實驗，與本實驗方案對比如下:前者為不易自燃煤，電阻爐加熱4 h，空氣流量未計，后者為易自燃煤，恒溫氧化4.5 h，空氣流量50 mL/min;前者恒溫梯度為100，200，300，400和500 ℃，后者恒溫氧化梯度為70，135，200，265 ℃。由于趙固二礦為不易自燃煤，其在恒溫過程中的煤氧復合作用相對與易自燃煤弱，因此，趙固二礦高溫后的力學特性變化可視為主要由高溫作用引起的。通過圖17可知，趙固二礦煤從100～400 ℃抗壓強度下降不明顯，其受溫度影響不大，而常村礦煤從70～265 ℃氧化后的煤體強度明顯降低。因此，對于易自燃傾向煤，煤氧復合作用對煤體強度弱化起主要作用，溫度影響次之。

圖17 高溫后與氧化后煤強度對比Fig.17 Comparison of coal strength after high temperature and oxidation

4 工程應用

為了進一步闡述氧化煤體對實際工程問題的影響，以底抽巷抽采對被保護層煤體的影響和煤柱局部氧化2種工況進行數值模擬，量化氧化煤體在工程實際中的影響，為具有相似工況條件的生產作業(yè)提供指導。

4.1 底抽巷抽采對被保護層影響

底抽巷對被保護層進行抽采時，根據抽采時間、漏風強度、氧氣體積分數、地應力等因素的不同，被保護層的煤體會出現不同程度氧化。當被保護層開始掘進煤巷時，原煤區(qū)域及不同氧化程度煤體區(qū)域，巷道的受力及變形不同。利用FLAC建立被保護層煤巷開挖模型，根據前述研究結果，賦予不同氧化程度煤體力學參數，對巷道受力及變形狀態(tài)進行分析。

圖18為原煤，70，135，200和265 ℃氧化煤分布巷道的垂直應力狀況。由圖18可知，隨著氧化程度的增加，煤巷兩側應力集中距離巷幫變遠，說明巷道圍巖塑性區(qū)范圍變大，且隨著氧化程度增加，應力集中區(qū)域變大。

圖18 不同氧化程度煤巷受力狀態(tài)Fig.18 Stress state of coal roadway with different oxidation degree

由圖18可知，隨著氧化程度的增加，巷道表面位移增大，斷面逐漸變小。根據數值模擬結果得出，原煤巷道頂板下沉量為118 mm，底臌量為16 mm，左右?guī)鸵平烤鶠?8 mm;70 ℃氧化煤分布巷道頂板下沉量245 mm，底臌量50 mm，左右?guī)鸵平烤鶠?8 mm;135 ℃氧化煤分布巷道，頂板下沉量472 mm，底臌量100 mm，左右移近量均為210 mm;200 ℃氧化煤分布巷道頂板下沉量1 016 mm，底臌量100 mm，左右?guī)鸵平烤鶠?30 mm;265 ℃氧化煤分布巷道頂板下沉量1 688 mm，底臌量120 mm，左右?guī)鸵平烤鶠?12 mm。巷道表面位移變化趨勢如圖19所示。

圖19 不同氧化煤分布巷道表面位移量Fig.19 Displacement of roadway surface with different distribution of oxidized coal

4.2 煤柱局部氧化應力分布

礦井中存在大量的區(qū)段煤柱、大巷煤柱、采空區(qū)遺留煤柱等，由于漏風強度、承受載荷、開采方式、支護條件等因素的不同，煤柱中的局部煤體可能存在不同程度的氧化現象。當局部煤體氧化后，煤體的力學性質發(fā)生變化，導致氧化煤附近區(qū)域產生應力集中，煤柱受力不均，誘發(fā)煤柱變形，甚至沖擊地壓等災害。圖20為區(qū)段煤柱示意模型，該煤柱呈走向分布，寬15 m，假設在圖20中所示位置發(fā)生煤自燃，深度4 m。分別模擬了該氧化區(qū)域不同氧化程度下的煤柱應力分布，如圖21所示。

圖20 煤柱模型Fig.20 Coal pillar model

圖21分別為未自燃煤柱和自燃發(fā)火點為70，135，200和265 ℃氧化煤的煤柱應力分布情況，由圖21(a)可以看出，未氧化煤柱，由于煤柱受力均勻，應力分布呈雙峰分布，煤柱中間為彈性區(qū)域，具有較好的承載能力;隨著煤自燃區(qū)域煤氧化程度的不斷加深，可以發(fā)現煤柱應力集中更加明顯，且應力逐漸向煤柱內部轉移造成煤柱彈性區(qū)域減少，降低了煤柱的承載能力。

因此，在工程實踐中，特別是開采具有煤自燃傾向性的煤層，應該對發(fā)生氧化或者自燃后的煤體力學參數進行考察，這樣可以使工程設計更科學，施工更安全。

5 結 論

(1)隨氧化程度增加，波速逐漸減小，損傷因子逐漸變大。原煤，70，135，200和265 ℃氧化煤的平均波速分別為1 642，1 416，1 261，870和557 m/s;70，135，200和265 ℃氧化煤的損傷因子平均值分別為0.19，0.43，0.72和0.86。進一步說明氧化程度的增加，煤樣內的孔隙結構逐漸發(fā)育。

(2)不同氧化程度的煤體，其應力-應變曲線不同。原煤應力-應變曲線表現出較好的線性特征，其壓密階段和屈服階段不明顯。而隨著氧化程度的增加，氧化煤體應力-應變曲線壓密階段和屈服階段越明顯，多峰效應越明顯，峰后臺階跌落效應越明顯，且峰后存在明顯殘余強度，氧化煤體塑性明顯增強。

(3)隨氧化程度增加，抗壓強度、彈性模量、割線模量、初始模量、泊松比均逐漸減小?？箟簭姸葟?6.36 MPa降至4.10 MPa，彈性模量從3.779降至0.437，割線模量從2.05降至0.19，初始模量從0.609降至0.082，泊松比從0.37降至0.25。其中氧化對煤體的抗壓強度影響最明顯，彈性模量、割線模量和初始模量次之;泊松比受氧化的影響最小。

(4)隨著氧化程度的增加，煤樣的峰值應變和壓密階段最大軸應變逐漸增加。峰值應變從7.27×10-3、增加至19.449×10-3，壓密階段最大軸應變從1.448×10-3增加至9.301×10-3。隨著煤體氧化程度的增加，壓縮階段最大軸應變與峰值應變比值越來越大，當氧化程度達到265 ℃后，其比值基本接近50%，而峰值應變與壓縮階段最大軸應變的差值，并沒有發(fā)生很大變化。

(5)隨著氧化程度的加深，煤樣的破壞形式越復雜。隨著氧化程度增加，試樣損傷越嚴重，其破壞形式多為劈裂破壞，并伴有少量剪破壞，破壞后的整體性越差，脫落的碎煤及煤粉越多，且隨著氧化程度增加，“起皮”現象更加明顯。

(6)氧化煤體由外向內劃分為強氧化區(qū)、弱氧化區(qū)和未氧化區(qū)。70，135，200和265 ℃氧化后的煤樣未氧化區(qū)域直徑為44.44，37.24，16.84和0.06 mm，未氧化區(qū)直徑逐漸減小，并認為易自燃傾向性煤體氧化后的力學參數變化主要是煤氧復合作用造成的，溫度作用影響次之。

(7)煤體不同程度氧化后，隨波速的減小，損傷因子逐漸變大，抗壓強度、彈性模量、泊松比逐漸減小，峰值應變、壓縮階段最大應變逐漸變大，煤體破壞形式逐漸復雜，未氧化區(qū)半徑逐漸變小。作為煤體物性參數之一的波速可以對氧化煤體的力學特性提供早期預判。