張洪禎

（1.中煤科工集團(tuán)沈陽(yáng)研究院有限公司，遼寧 撫順 113122；2.煤礦安全技術(shù)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，遼寧 撫順 113122）

瓦斯抽采是礦井瓦斯治理的治本途徑, 孔周煤體滲透特性是表征抽采過程中瓦斯氣體流入抽采鉆孔的重要指標(biāo)[1-2]。鉆孔沿鉆進(jìn)方向按應(yīng)力特征可分為卸壓帶區(qū)域、應(yīng)力集中帶區(qū)域、原始應(yīng)力帶區(qū)，在卸壓帶區(qū)域中由于應(yīng)力超過煤巖體強(qiáng)度，使得該區(qū)的煤體主要由原位破碎煤巖體組成[3]。

孔周破碎煤巖體在不同的應(yīng)力環(huán)境中，表現(xiàn)出不同的粒徑、孔隙結(jié)構(gòu)，對(duì)其滲透特性會(huì)產(chǎn)生一定的影響。近年來，大量學(xué)者對(duì)破碎煤巖體的滲透特性進(jìn)行了多方面的研究。郁邦永等[4]通過側(cè)限壓縮滲流實(shí)驗(yàn)對(duì)壓力梯度和滲流速度的分析，揭示了破碎巖體中的滲流特性更符合非Dacry 滲流，并認(rèn)為破碎煤巖體中的滲流更符合Forchheimer 方程；楊天鴻等[5]從非線性理論方程、非Darcy 滲流實(shí)驗(yàn)及非線性數(shù)值模擬等方面系統(tǒng)的破碎巖體中的非線性滲流特點(diǎn)，并給出了考慮應(yīng)力作用的Forchheimer 和Navier-Stokes 耦合流場(chǎng)模型；Yin 等[6]通過對(duì)不同壓力梯度下對(duì)裂隙試樣的滲流試驗(yàn)，得出了Forchheimer 方程中參數(shù)的經(jīng)驗(yàn)方程；張培森等[7]、李順才等[8-9]通過對(duì)飽和破碎巖體的變形及滲透特性的試驗(yàn)，給出了試樣孔隙度隨時(shí)間/壓力的演化過程，對(duì)承壓過程中孔隙度的演化進(jìn)行了劃分和說明，并給出了滲透系數(shù)在不同階段的分布；陳占清等[10]考慮了破碎巖樣的內(nèi)部孔隙演化，指出因?yàn)轭w粒尺寸位置調(diào)整使得原始或新生小顆粒運(yùn)移填充空隙，指出破碎巖體內(nèi)部結(jié)構(gòu)的離散型，是影響其滲透特性的主要原因，并給出了滲透率隨孔隙度的變化規(guī)律；張勃陽(yáng)等[11]、馬丹等[12]給出了孔隙度對(duì)滲透率及非達(dá)西因子的影響關(guān)系及其修正表達(dá)，揭示了破碎巖樣的滲透特性與壓縮位移、粒徑大小、顆粒再破碎及孔隙結(jié)構(gòu)有關(guān)；CHU 等[13]、ZHANG 等[14]給出了不同顆粒粒徑破碎巖體的應(yīng)力敏感性及滲透率損失，對(duì)于非達(dá)西系數(shù)為負(fù)的情況進(jìn)行了討論；馬占國(guó)等[15]得出了滲透特性與壓實(shí)狀態(tài)的關(guān)系，討論了滲透壓差對(duì)滲透特性的影響；樊秀娟等[16]、CHAO 等[17]、余明高等[18]考慮了時(shí)間效應(yīng)下破碎煤巖體壓實(shí)過程中的粒徑分布及滲透率演化。此外針對(duì)滲透過程的穩(wěn)定性方面，張?zhí)燔姷萚19]分析了不同孔隙結(jié)構(gòu)破碎巖體的滲流穩(wěn)定性，得到了滲流失穩(wěn)的判別式和滲流失穩(wěn)時(shí)雷諾數(shù)，非達(dá)西因子的臨界值；Legrand[20]、Shao 等[21]通過試驗(yàn)確定了破碎煤巖體粒徑與雷諾數(shù)的關(guān)系，并基于毛細(xì)管模型得出了摩擦系數(shù)與雷諾數(shù)間的函數(shù)關(guān)系，確定了達(dá)西流與非達(dá)西流的邊界。

上述研究在破碎煤巖體滲透特性方面取得了大量的成果，但對(duì)于滲透過程中，破碎煤巖體的滲透參數(shù)與滲流穩(wěn)定性之間相互影響關(guān)系的研究較少?；诖?，開展鉆孔周圍原位破碎煤巖體的滲透試驗(yàn)，獲取破碎煤巖體變形及滲流失穩(wěn)情況；分析孔隙率、滲透率演化特征，并探究滲透過程中，雷諾數(shù)、滲透壓與滲流穩(wěn)定性之間的關(guān)系。

1 破碎煤巖體的滲流試驗(yàn)

1.1 試驗(yàn)方法

孔周原位破碎煤巖體的滲透試驗(yàn)利用破碎巖體滲透試驗(yàn)系統(tǒng)進(jìn)行。系統(tǒng)主要由壓力機(jī)、破碎巖體滲透儀、滲透壓力控制泵、數(shù)據(jù)記錄系統(tǒng)、管路、計(jì)量?jī)x器附件組成。滲透試驗(yàn)系統(tǒng)示意圖如圖1。

圖1 滲透試驗(yàn)系統(tǒng)示意圖Fig.1 Schematic diagram of permeability test system

試驗(yàn)過程中可通過壓力機(jī)調(diào)節(jié)破碎煤巖體所承受的軸向壓力及位移，等達(dá)到預(yù)定值時(shí)，即可開啟滲透泵控制滲透壓力的大小，進(jìn)行不同滲透壓下的破碎煤巖體穩(wěn)態(tài)滲透試驗(yàn)。具體試驗(yàn)流程如下：

1）將破碎煤樣裝入滲透儀，按示意圖完成系統(tǒng)的組裝，記錄試樣的初始高度，并將壓力、位移調(diào)0。

2）控制壓力機(jī)施加軸向壓力，控制壓力（位移）至預(yù)定數(shù)值。

3）開啟滲透壓力控制泵調(diào)節(jié)至預(yù)定滲透壓水平進(jìn)行滲透試驗(yàn)，每一級(jí)滲透壓下需保持15 s 以上，記錄滲透過程中進(jìn)出口的流量、壓力數(shù)值。

4）關(guān)閉滲透壓控制泵，卸壓取出試樣，清理滲透儀，根據(jù)試驗(yàn)需要進(jìn)行下一組試驗(yàn)。

5）為降低試驗(yàn)誤差，每組試樣進(jìn)行3 次重復(fù)試驗(yàn)，試驗(yàn)結(jié)果的取3 次試驗(yàn)平均值。通過上述試驗(yàn)方法，可測(cè)得破碎煤巖體在不同軸向壓力、不同孔隙度時(shí)的滲透特性。

1.2 試驗(yàn)設(shè)計(jì)

孔周原位破碎煤巖體的滲透試驗(yàn)采用穩(wěn)態(tài)滲透法進(jìn)行[4,7]，穩(wěn)態(tài)滲透時(shí)滲透壓的大小容易控制，同時(shí)，通過控制軸向位移即可以控制試樣的孔隙度，又可以控制試樣所受的滲透壓梯度保持一致，因此，采用軸向位移控制[19]。

試驗(yàn)所使用的滲透液為液壓油DTE22，該液壓油的質(zhì)量密度為874 kg/m3，動(dòng)態(tài)黏度為1.96×10-2Pa·s。為獲取不同軸向位移時(shí)破碎煤巖體的滲透特性，軸向施加3、6、9、12 mm 的4 級(jí)位移，每級(jí)軸向位移下施加0.5、1.0、1.5、2.0 MPa 的4 級(jí)滲透壓。以獲得不同壓力梯度下破碎煤巖體試件的滲流數(shù)據(jù)。試驗(yàn)過程中，數(shù)據(jù)記錄系統(tǒng)將實(shí)時(shí)記錄壓力機(jī)所施加的軸向壓力、軸向位移，及每一級(jí)滲透過程中的滲透壓、通過試樣的流量并保存。

各階段破碎煤巖體的孔隙度可根據(jù)該階段的軸向位移S 確定，計(jì)算公式為：

式中：Gp為滲透壓梯度，MPa/s；p2為滲透儀出口端的滲透壓，MPa；p1為滲透儀入口端的滲透壓，MPa；Hs為試樣的實(shí)際高度，m。

現(xiàn)有研究表明[5,9,12]，破碎煤巖體中的滲流行為服從Forchheimer 關(guān)系。因此采取穩(wěn)態(tài)滲透法，流體的加速度為0，F(xiàn)orchheimer 方程可簡(jiǎn)化為：

式中：μ 為流體動(dòng)態(tài)黏度，Pa·s；k 為滲透率，cm2；β 為非達(dá)西因子；ρ 為流體質(zhì)量密度，kg/m3。

根據(jù)試驗(yàn)過程中滲透壓梯度及對(duì)應(yīng)滲流速度，按式（4）可擬合得到滲透率和非達(dá)西因子數(shù)值。

1.3 滲透試樣準(zhǔn)備

瓦斯抽采鉆孔受卸壓及采動(dòng)的影響會(huì)形成卸壓帶，該區(qū)域鉆孔孔周主要以破碎煤巖體組成[3]。此時(shí)，破碎煤巖體作為瓦斯涌入鉆孔的主要通道，呈現(xiàn)孔隙率高，滲透率大的特點(diǎn)。試驗(yàn)試樣取自陜西煤礦，經(jīng)取心計(jì)算煤巖密度為1 566 kg/m3?？紤]到在工程實(shí)際中，孔周破碎煤巖體由多種尺度粒徑組成，為消除顆粒粒徑帶來的尺寸效應(yīng)，利用破碎機(jī)將塊煤破碎后，再利用分選篩將破碎煤篩分為2.5～<5 mm、5～<10 mm、10～<15 mm、15～20 mm 的4 個(gè)粒徑區(qū)間[19]，此外，為了克服維數(shù)災(zāi)難，各粒徑區(qū)間內(nèi)顆粒的質(zhì)量占比按照Talbot 連續(xù)級(jí)配理論進(jìn)行計(jì)算[5]，即：

式中：P 為顆粒粒徑小于直徑d 的占比；d 為試樣的當(dāng)前粒徑，mm；D 為試樣粒徑組成中的最大顆粒粒徑，mm；n 為Talbol 冪指數(shù)。

根據(jù)試驗(yàn)的滲透儀尺寸，取單組試樣的總質(zhì)量為800 g，取Talbol 冪指數(shù)分別為0.2、0.4、0.6、0.8的4 組試樣，分別組成A 組骨架致密結(jié)構(gòu)、B 組懸浮致密結(jié)構(gòu)、C 組骨架空隙結(jié)構(gòu)和D 組對(duì)比結(jié)構(gòu)4 種結(jié)構(gòu)試樣，通過式（5）可以計(jì)算得到不同結(jié)構(gòu)試樣各粒徑區(qū)間占比。破碎煤樣篩孔通過率占比如圖2，根據(jù)圖2 中各粒徑區(qū)間占比，按各組試樣的總質(zhì)量可得到各粒徑區(qū)間煤樣的質(zhì)量。

圖2 破碎煤樣篩孔通過率占比Fig.2 Proportion of crushed coal samples sieve passage rate

2 鉆孔周圍原位破碎煤巖滲透參數(shù)

2.1 各級(jí)位移下的滲透速度分布規(guī)律

破碎煤巖體在不同壓縮程度時(shí)的滲流速度分布有待進(jìn)一步研究。試驗(yàn)設(shè)定3、6、9、12 mm 的4 級(jí)軸向位移下，進(jìn)行滲透壓為0.5、1.0、1.5、2.0 MPa 的滲透試驗(yàn)研究，通過對(duì)試驗(yàn)結(jié)果的整理，可以得到不同軸向位移、不同滲透壓時(shí)的滲流速度數(shù)據(jù)，各組試樣的滲流速度與滲透壓梯度之間的關(guān)系如圖3。

圖3 各組試樣的滲流速度與滲透壓梯度之間的關(guān)系Fig.3 Relationship between permeability rate and osmotic pressure gradient for each group of specimens

由圖3 可知，隨著滲透壓梯度絕對(duì)值的增加，流體的流速同樣增加，但增幅減小。加載初期，流速增大的趨勢(shì)非常明顯，而隨著位移的增大，流速增加的速率明顯降低。這是因?yàn)殡S著軸向位移的增加，試樣中的孔隙通道被逐漸壓實(shí)，且顆粒在壓力的作用下會(huì)發(fā)生破碎，使得試樣的結(jié)構(gòu)進(jìn)行調(diào)整，引起試樣流體通道的阻塞或者尺寸改變[18]。而流體在流動(dòng)過程中會(huì)攜帶小顆粒粒徑的煤巖體到試樣的出口端，這一傳輸過程也會(huì)導(dǎo)致流通路徑的改變及局部孔隙結(jié)構(gòu)的改變。而在上述因素的共同作用下將影響整個(gè)滲流速度，導(dǎo)致滲透速度增加幅度降低，引起非線性增加。

不同軸向位移階段，滲透速度與滲透壓梯度的擬合曲線也符合非線性，即破碎煤巖體中的滲透過程表現(xiàn)出非Dacry 滲流。通過對(duì)擬合函數(shù)的分析發(fā)現(xiàn)，滲透速度與滲透壓梯度的擬合結(jié)果符合Forchheimer方程，且對(duì)于不同軸向位移時(shí)均符合。同時(shí)，表征級(jí)配結(jié)構(gòu)的Talbol 冪指數(shù)對(duì)于試樣的滲透也有一定的影響，當(dāng)Talbol 冪指數(shù)為0.2 時(shí)比0.8 時(shí)偏離Dacry定律的現(xiàn)象更顯著，這是因?yàn)門albol 冪指數(shù)越小，破碎煤巖體中小粒徑區(qū)間的占比將增加，孔隙結(jié)構(gòu)更加密實(shí)，使得非Darcy 現(xiàn)象更明顯，綜上可以說明破碎煤巖體滲透特性呈現(xiàn)非Dacry 現(xiàn)象，服從Forchheimer 關(guān)系。

2.2 破碎煤巖體滲透參數(shù)之間的關(guān)系

破碎煤巖體試樣的孔隙結(jié)構(gòu)特征是影響試樣滲透率的重要因素，如孔隙數(shù)量、單個(gè)孔隙大小、孔隙分布特征及孔隙連通程度等[15]，孔隙度作為表征孔隙特征的主要參數(shù)，通過對(duì)4 組試驗(yàn)結(jié)果的分析可得到孔隙度對(duì)滲透率的影響，不同級(jí)配結(jié)構(gòu)破碎煤樣滲透率與孔隙度如圖4。

圖4 不同級(jí)配結(jié)構(gòu)破碎煤樣滲透率與孔隙度Fig.4 Permeability and porosity of crushed coal samples with different grading structures

由圖4 可知，隨著破碎煤巖體孔隙度的增加其滲透率均增加，但增加的幅度逐漸減小。這是因?yàn)榭紫抖容^大時(shí)，內(nèi)部孔隙的貫通性更好，通過試樣的流量、流速變化幅度較小，試樣滲透率變化較小，而當(dāng)試樣孔隙度較小時(shí)，試樣內(nèi)部孔隙結(jié)構(gòu)相對(duì)密實(shí)，不同級(jí)配結(jié)構(gòu)滲透率表現(xiàn)出較大的差異性，Talbol 冪指數(shù)越大，試樣的滲透率則越高，這也進(jìn)一步說明了破碎煤巖體的滲透率不僅與孔隙度有關(guān)，還與Talbol 冪指數(shù)有關(guān)。

不同級(jí)配結(jié)構(gòu)破碎煤樣非達(dá)西因子與孔隙度如圖5。隨著孔隙度的增加非達(dá)西因子減小，當(dāng)孔隙率低時(shí)，試樣非達(dá)西因子較大。說明孔隙率越低，試樣內(nèi)部通道的貫通性越低，造成滲流通道阻力大，導(dǎo)致破碎煤巖體的非達(dá)西現(xiàn)象越明顯。但曲線在局部出現(xiàn)波折，而隨著Talbol 冪指數(shù)的增加，試樣的非達(dá)西因子減小。這些現(xiàn)象究其原因與多孔介質(zhì)中顆粒的錯(cuò)位、破碎和脫落[4]密切相關(guān)，并取決于試樣顆粒的重組及內(nèi)部孔隙結(jié)構(gòu)的演化。當(dāng)非達(dá)西因子為負(fù)值時(shí)，出現(xiàn)滲流失穩(wěn)[13-14]，試驗(yàn)中非達(dá)西因子未出現(xiàn)負(fù)值，但不能說明試驗(yàn)過程中沒有發(fā)生滲流失穩(wěn)，后續(xù)失穩(wěn)特征分析也表明，試驗(yàn)過程確實(shí)存在滲流失穩(wěn)的現(xiàn)象。

圖5 不同級(jí)配結(jié)構(gòu)破碎煤樣非達(dá)西因子與孔隙度Fig.5 Non-Darcy factor and porosity of crushed coal samples with different grading structures

綜合孔隙度對(duì)滲透率及非達(dá)西因子的影響可以看出，孔隙度的降低使得滲透通道的大量關(guān)閉導(dǎo)致滲透率急劇下降，同時(shí)Talbol 冪指數(shù)的不同導(dǎo)致試樣滲透阻力不同，引發(fā)非達(dá)西因子值變化。不同級(jí)配結(jié)構(gòu)破碎煤樣非達(dá)西因子與滲透率如圖6。

圖6 不同級(jí)配結(jié)構(gòu)破碎煤樣非達(dá)西因子與滲透率Fig.6 Non-Darcy factor and permeability of crushed coal samples with different grading structures

圖6 表明，隨著滲透率的增加，試樣的非達(dá)西因子減小，這也說明當(dāng)試樣的滲透率較大時(shí)，試樣允許流體通過的能力較強(qiáng)，流體所受的阻力較小。而當(dāng)滲透率較小時(shí)，試樣的孔隙結(jié)構(gòu)密實(shí)，流體流動(dòng)所受的阻力較大，非線性更明顯；且不同Talbol 冪指數(shù)時(shí)的變化規(guī)律表現(xiàn)出一致性。

2.3 破碎煤巖體滲透骨架的變形特征

隨著軸向位移、孔隙度的變化試樣的滲透特性將受到影響，其原因在于隨著軸向位移的增加，試樣的滲透骨架產(chǎn)生變形，發(fā)生孔隙結(jié)構(gòu)的調(diào)整。在初始小位移階段，由于破碎煤巖體試樣的孔隙度較大，此時(shí)試樣骨架的承載能力較弱，達(dá)到預(yù)定位移所需要的應(yīng)力較小，變形主要是因?yàn)榇藭r(shí)試樣的的大粒徑區(qū)間煤含量相對(duì)較高，顆粒間的接觸方式以點(diǎn)對(duì)點(diǎn)、點(diǎn)對(duì)面接觸，容易產(chǎn)生局部應(yīng)力集中，發(fā)生顆粒的破裂和破碎。隨著繼續(xù)控制位移，在上個(gè)階段試樣已經(jīng)過一定的壓實(shí)和結(jié)構(gòu)調(diào)整，試樣骨架的承載能力增加，該階段經(jīng)過加載過程中顆粒的相互研磨顆粒的外形變得相對(duì)規(guī)則，此過程中顆粒的破碎較少。而隨著繼續(xù)加載，顆粒間接觸密實(shí)，小顆粒充斥于大顆粒間隙中形成穩(wěn)定承壓結(jié)構(gòu)，產(chǎn)生所需變形需要的力極大增加。試樣的變形會(huì)影響滲透通道的數(shù)量和連通性，使流體所受的阻力增加，改變其流態(tài)。

滲透過程中，流體受黏滯阻力和慣性阻力作用，阻力的大小受流速及孔隙結(jié)構(gòu)的影響，在Forchheimer 公式中，黏滯阻力可用滲透速度的線性分量表示，慣性阻力用非線性分量表示[19]，依次可得到黏滯阻力、慣性阻力所占比重與滲透速度的關(guān)系，懸浮密實(shí)結(jié)構(gòu)與對(duì)比組破碎樣比重與流速如圖7。

由圖7 可知，在滲透過程中流體所受的黏滯阻力比重總大于慣性阻力，而隨著滲透速度的增加黏滯阻力的比重減小，慣性阻力比重增加，這是因?yàn)轲枇蛻T性阻力隨著流體的增加而增加，但慣性阻力的增加速度大于黏滯阻力的增加速度。2 種阻力之和為滲透壓梯度，當(dāng)非線性比重高于0.5 時(shí)，非達(dá)西流占主導(dǎo)地位，即?？撕Ｄ匠炭梢愿玫孛枋鰸B透狀態(tài)[19]，與滲透速度與滲透壓梯度的擬合關(guān)系良好一致。

圖7 懸浮密實(shí)結(jié)構(gòu)與對(duì)比組破碎樣比重與流速Fig.7 Specific gravity and flow rate of crushed samples in suspension dense structure and comparison group

3 破碎煤巖體滲流失穩(wěn)過程

瓦斯在煤層中運(yùn)移狀態(tài)與煤層的地質(zhì)構(gòu)造密切相關(guān)。由于破碎煤巖體中的滲透率遠(yuǎn)大于原煤極易引起滲流失穩(wěn)，從而導(dǎo)致安全事故的發(fā)生。因此，需要根據(jù)理論并結(jié)合以往的試驗(yàn)結(jié)果，對(duì)破碎煤巖體的滲流失穩(wěn)過程進(jìn)行討論，以確定其滲流不穩(wěn)定性的特征。

根據(jù)試驗(yàn)過程的設(shè)定，穩(wěn)態(tài)滲流試驗(yàn)過程中試樣中各點(diǎn)流體無(wú)加速度，其流速認(rèn)為一致。滲透壓p的邊界體條件為：

取值為負(fù)的原因在于Gp值為負(fù)值，由式（10）可知，當(dāng)非達(dá)西因子與滲透率的平方乘積大于其他參數(shù)運(yùn)算值時(shí)，可判定滲流發(fā)生失穩(wěn)現(xiàn)象。通過該判別式對(duì)各階段滲流狀態(tài)進(jìn)行判斷，可得到各階段是否發(fā)生滲流失穩(wěn)。不同級(jí)配結(jié)構(gòu)下的破碎煤巖體滲透穩(wěn)定性見表1。

從表1 可以發(fā)現(xiàn)，隨著滲透壓的增加，滲流速度增加，試樣更容易發(fā)生滲流失穩(wěn)。當(dāng)發(fā)生滲流失穩(wěn)時(shí)，更高滲透壓時(shí)一定會(huì)發(fā)生失穩(wěn)，而當(dāng)高滲透壓發(fā)生滲流失穩(wěn)時(shí)，低滲透壓不一定發(fā)生滲流失穩(wěn)，即更高一級(jí)滲透壓是發(fā)生滲流失穩(wěn)必要條件。同時(shí)，在不同級(jí)配破碎煤巖體中試樣發(fā)生滲流失穩(wěn)的情況不一樣，同一滲透壓不同Talbol 冪指數(shù)時(shí)，試樣的穩(wěn)定性存在一定的區(qū)別，表明滲流狀態(tài)與試樣的級(jí)配結(jié)存在一定關(guān)系。而從雷諾數(shù)的角度出發(fā)不難發(fā)現(xiàn)，發(fā)生滲流失穩(wěn)時(shí)，不同組試樣的雷諾數(shù)均大于1.685，為此，進(jìn)一步討論雷諾數(shù)與滲流失穩(wěn)間的關(guān)系。

表1 不同級(jí)配結(jié)構(gòu)下的破碎煤巖體滲透穩(wěn)定性Table 1 Permeability stability of broken coal and rock mass under different gradation distribution structures

通過對(duì)不同級(jí)配試樣在不同滲透壓下失穩(wěn)時(shí)的雷諾數(shù)可以得到各組試樣失穩(wěn)時(shí)的雷諾數(shù)分布，各組試樣失穩(wěn)時(shí)雷諾數(shù)分布如圖8。

由圖8 可知，當(dāng)Talbol 冪指數(shù)一定時(shí)，隨著滲透壓的增加，失穩(wěn)時(shí)的雷諾數(shù)普遍增加。以圖8（a）為例，不同軸向位移時(shí)，試樣的雷諾數(shù)有較大的區(qū)別，軸向位移為12 mm 時(shí)，試樣雷諾數(shù)明顯大于其他位移時(shí)。這主要是因?yàn)殡S著軸向位移的增加，試樣的孔隙度降低，導(dǎo)致流體有效流通路徑減小，引起的雷諾數(shù)增加。綜合圖8 中的4 組結(jié)果可以發(fā)現(xiàn)，雷諾數(shù)隨著滲透壓的增加而增加，但是當(dāng)Talbol 冪指數(shù)變化時(shí)，不同軸向位移下失穩(wěn)時(shí)的雷諾數(shù)出現(xiàn)了不一致性。當(dāng)冪指數(shù)取0.4、0.6、0.8 時(shí)均出現(xiàn)了高一級(jí)軸向位移的雷諾數(shù)小于低位置時(shí)失穩(wěn)的雷諾數(shù)，這說明，雷諾數(shù)的變化不僅僅與軸向位移有關(guān)，更與試樣的冪指數(shù)有關(guān)。

圖8 各組試樣失穩(wěn)時(shí)雷諾數(shù)分布Fig.8 Specimen instability at Reynolds number for each group of specimens

雷諾數(shù)一般隨軸向位移的增加而變大，但也出現(xiàn)了軸向位移大而雷諾數(shù)小的情況。該情況在Talbol冪指數(shù)為0.6 時(shí)較明顯，此時(shí)軸向位移為12 mm 時(shí)的雷諾數(shù)明顯小于位移為3 mm 時(shí)。這是因?yàn)槔字Z數(shù)與流體的流動(dòng)狀態(tài)相關(guān)，而軸向位移不是影響流體在破碎煤巖體內(nèi)部流動(dòng)的唯一原因，滲透特性受多方面共同影響決定。雷諾數(shù)整體隨著冪指數(shù)的增加呈現(xiàn)先增加后減小的趨勢(shì)，當(dāng)Talbol 冪指數(shù)取0.4時(shí)，雷諾數(shù)整體大于其他組；當(dāng)Talbol 冪指數(shù)取0.8時(shí)，雷諾數(shù)整體小于其他組，對(duì)于雷諾數(shù)值小也發(fā)生滲流失穩(wěn)，同樣也說明了，滲流失穩(wěn)不僅與雷諾數(shù)的大小相關(guān)，也與試樣的孔隙結(jié)構(gòu)的等因素相關(guān)。

4 結(jié) 語(yǔ)

1）不同軸向位移下破碎煤巖體的滲透特性表明，破碎煤巖體的滲透特性服從Forchheimer 關(guān)系，而隨著軸向位移的增加，試樣的非Dacry 性更加顯著，同時(shí)，表征級(jí)配結(jié)構(gòu)的冪指數(shù)對(duì)于試樣的滲透也有一定的影響。這是因?yàn)殡S著軸向位移的增加和冪指數(shù)的減小，試樣的孔隙結(jié)構(gòu)更加密實(shí)，其滲透過程中流體所受的阻力更大，進(jìn)而出現(xiàn)流速的非線性偏移。

2）破碎煤巖體的孔隙度是影響其滲透特性的主要原因，隨著孔隙度的降低，試樣滲透率降低，非達(dá)西因子增加。同時(shí)隨著Talbol 冪指數(shù)的增加，試樣的滲透率普遍下降，非達(dá)西因子增加。這是因?yàn)椴煌?jí)配試樣的初始內(nèi)部孔隙結(jié)構(gòu)有所差異，而在加載過程中試樣的破碎、運(yùn)移會(huì)進(jìn)一會(huì)影響內(nèi)部滲流通道的貫通。

3）承壓過程中滲透骨架的變形及顆粒破壞使得孔隙結(jié)構(gòu)發(fā)生調(diào)整，影響滲透通道的數(shù)量和連通性，流體所受的阻力的增加，使非達(dá)西流占主導(dǎo)地位，即Forchheimer 方程可以更好地描述破碎煤巖體的滲透狀態(tài)。

4）通過對(duì)破碎煤巖體滲流失穩(wěn)過程的討論，得到關(guān)于滲透率和非達(dá)西因子的滲流失穩(wěn)判別式，且非達(dá)西因子為負(fù)不是滲流失穩(wěn)的必要條件，而高一級(jí)滲透壓才是發(fā)生滲流失穩(wěn)必要條件。從雷諾數(shù)的角度出發(fā)不難發(fā)現(xiàn)，隨著滲透壓的增加，雷諾數(shù)增加，而Talbol 冪指數(shù)的增加，導(dǎo)致試樣的雷諾數(shù)先增加后減小，而發(fā)生滲流失穩(wěn)時(shí)，不同組試樣的雷諾數(shù)均大于1.685。