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        水分對煤力學性能及沖擊能量指數(shù)的影響研究

        2023-08-04 03:38:48張俊杰袁新立張漢橋韓國慶年國興
        煤礦安全 2023年7期
        關鍵詞:傾向性煤巖單軸

        張俊杰,袁新立,張漢橋,陳 毅,韓國慶,年國興

        (1.黑龍江龍煤鶴崗礦業(yè)有限責任公司,黑龍江 鶴崗 154100;2.遼寧工程技術大學 安全科學與工程學院,遼寧 葫蘆島 125105;3.黑龍江龍煤鶴崗礦業(yè)有限責任公司 俊德煤礦,黑龍江 鶴崗 154100)

        煤層注水是沖擊地壓[1-2]礦井普遍采用的防沖措施之一。通過研究水分[3-4]對煤巖的力學性能、沖擊能量指數(shù)及破壞形式的影響,對防治礦井沖擊地壓事故具有重要的科學意義和工程價值。

        目前,對于煤巖的沖擊地壓相關研究已取得了一定的成果。肖曉春等[5]采用物理試驗和信號處理分析方法,建立了不同含水率煤樣沖擊傾向與其聲發(fā)射時頻信號的對應關系;羅浩等[6]開展了含瓦斯沖擊傾向性煤體加載破壞試驗,發(fā)現(xiàn)隨著瓦斯壓力升高,煤的沖擊傾向性降低;楊磊等[7]通過研究不同沖擊傾向性煤單軸壓縮過程中的能量演化規(guī)律與損傷特征,發(fā)現(xiàn)不同沖擊傾向性煤的能量演化規(guī)律相似;張廣輝等[8]通過研究單軸加載時含瓦斯煤樣的能量積聚與耗散情況,發(fā)現(xiàn)在孔隙瓦斯壓力和吸附瓦斯共同作用下,煤樣的強度降低,瓦斯弱化了煤的沖擊特性;張志鎮(zhèn)等[9]通過研究溫度對巖石沖擊傾向性的影響,發(fā)現(xiàn)在實時高溫加載條件下,隨著溫度升高試樣沖擊傾向性先大幅升高后略微下降再急劇下降;王陽等[10]通過液氮低溫處理過后對煤巖進行單軸壓縮試驗,結(jié)果表明隨著冷沖擊溫度的降低煤樣更易破裂,煤樣破壞形式復雜,脆性特性明顯破壞主要以剪切破壞為主,且形式單一;張琨等[11]通過對預制裂隙煤巖進行分級靜動組合加載,發(fā)現(xiàn)分級靜動組合加載下,隨著預制裂隙傾角增大,拉伸裂紋向剪切裂紋過渡,破壞模式發(fā)生轉(zhuǎn)變。

        現(xiàn)有研究主要集中于水分[12]、瓦斯[13]、溫度[14-15]、裂隙角度[16]、煤巖組合體[17]等方面對煤巖的沖擊傾向性及破壞形式的影響,關于水分對煤破壞過程中能量聚積與耗散的影響研究還較少,相關機理有待深入探討。為此,以強沖擊傾向性煤為研究對象,開展不同含水狀態(tài)下煤樣的單軸壓縮試驗,分析了干燥、自然、飽水3 種狀態(tài)下煤巖的力學性能、動態(tài)破壞時間、沖擊能量指數(shù)、沖擊能量速度指數(shù)及破壞形式,研究成果能夠為沖擊地壓災害防治、煤巖失穩(wěn)破壞的前兆預警提供試驗依據(jù)。

        1 試驗方案

        1.1 試件選取及制備

        試驗煤樣取自黑龍江龍煤鶴崗礦業(yè)有限責任公司峻德煤礦17#煤層,該煤層具有強沖擊傾向性。

        根據(jù)國際巖石力學學會(ISRM)標準,采用HZ-50 取心機在實驗室取心后,使用切割機進行切割、雙端面磨平機進行打磨(端面平行度±0.02 mm),制得φ50 mm×100 mm 的標準試件。對加工成型后的試件進行嚴格篩選,挑選表面無可見裂紋的試件,將篩選過后的試件進行不同含水率處理。

        不同含水率煤樣制備步驟如下:

        1)干燥煤樣制備。采用恒溫鼓風干燥箱,將加工好的部分煤巖樣置于干燥箱中,恒溫為105 ℃的烘箱烘干24 h 以上,直至1 h 內(nèi)試件前后質(zhì)量差值小于0.005 g,制得干燥煤樣。

        2)自然煤樣制備。將試件放置在常溫常壓下保持自然干燥狀態(tài),放置48 h 以上,1 h 內(nèi)試件前后質(zhì)量差值小于0.005 g 后,制得自然含水煤樣。

        3)飽水煤樣制備。利用真空飽水裝置對煤樣進行飽水處理,在常溫下將煤樣置于水中抽真空8 h以上,直至水面無氣泡冒出,解除真空狀態(tài)在水中浸泡24 h 以上,充分飽和后制得飽水狀態(tài)煤樣。真空飽水裝置示意圖如圖1。

        圖1 真空飽水裝置示意圖Fig.1 Schematic diagram of vacuum satiation device

        1.2 試驗加載設備及步驟

        試驗加載設備采用WAW-600C 液壓萬能材料試驗機,最大軸向載荷為600 kN,試驗數(shù)據(jù)由數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)通過計算機采集。試驗系統(tǒng)示意圖如圖2。

        圖2 試驗系統(tǒng)示意圖Fig.2 Schematic diagram of test system

        具體步驟如下:

        1)將兩端涂抹適量潤滑脂后的煤樣放置在承壓板中心,啟動試驗機將上承壓板與煤樣上端面充分接觸。

        2)煤樣沖擊能量指數(shù)的測試采用位移加載方式,加載速率為1.0×10-5mm/s,啟動試驗機對煤樣進行加載直至破壞;由于試樣加工時對煤樣進行了嚴格的篩選,在該加載方式下每種含水狀態(tài)各取1 個試件(共3 個)。

        3)煤樣單軸抗壓強度及動態(tài)破壞時間測試采用應力加載方式,加載速率為1 MPa/s,啟動試驗機對煤樣進行加載直至破壞,加載同時使用動態(tài)應變儀對煤樣應變數(shù)據(jù)進行采集;在該加載方式下每種含水狀態(tài)各取3 個試件(共9 個),單軸抗壓強度及動態(tài)破壞時間最終結(jié)果取平均值。

        4)試驗結(jié)束后將殘余煤樣收集進行稱重、烘干至1 h 內(nèi)煤樣前后質(zhì)量差值小于0.005 g,根據(jù)烘干前后質(zhì)量差值分別計算自然和飽水煤樣含水率。其中干燥狀態(tài)煤樣平均含水率為0,自然狀態(tài)煤樣平均含水率為1.71%,飽水狀態(tài)煤樣平均含水率為2.87%。

        2 試驗結(jié)果

        2.1 不同含水狀態(tài)煤樣全應力-應變特征

        位移加載方式下不同含水狀態(tài)煤樣的應力-應變曲線如圖3。

        圖3 不同含水狀態(tài)煤樣的全應力-應變曲線Fig.3 Full stress-strain curves of coal samples with different water contents

        從圖3 可以看出,不同含水率狀態(tài)煤樣的全應力-應變曲線都存在初始壓密階段、線彈性階段、塑性變形破壞階段和峰后破壞階段4 個階段,但具體變形特征有所不同:

        1)初始壓密階段(Ⅰ)。在軸向應力的作用下,3種含水狀態(tài)煤樣應力-應變曲線均為上凹型,非線性特征明顯,這是由于煤樣內(nèi)部原有的裂隙、孔隙被逐漸壓密。通過不同含水狀態(tài)煤樣的初始壓密階段在整個應變過程占比發(fā)現(xiàn),干燥、自然和飽水煤樣的初始壓密階段占比分別為30.38%、31.93%、34.24%,飽水煤樣的初始壓密階段占比最大,其次分別是自然和干燥煤樣。由此可以看出,在水分侵入煤體內(nèi)部裂隙、孔隙后,煤顆粒之間的摩擦力減小[18],塑性變形能力增強,導致煤體在初始壓密階段變形量增加,從而使該階段在整個應變過程的占比增大。

        2)線彈性變形階段(Ⅱ)。受到壓密作用影響,煤樣內(nèi)部裂隙、孔隙基本閉合,此時煤樣變形基本為彈性變形,應力-應變曲線呈線性增長。通過不同含水狀態(tài)煤樣的線彈性階段在整個應變過程占比發(fā)現(xiàn),干燥、自然和飽水煤樣的線彈性階段占比分別為55.67%、45.28%、23.34%,干燥煤樣的線彈性階段占比最大,其次分別是自然和飽水煤樣。水分侵入煤體內(nèi)部的裂隙、孔隙后,導致煤體的彈性變形能力減小,其線彈性階段在整個應變過程占比減小。從圖3(c)可以看出,飽水煤樣在加載過程中甚至出現(xiàn)了應力小幅跌落現(xiàn)象,表明水分增加促使了外力作用對煤體的損傷。

        3)塑性變形破壞階段(Ⅲ)。當軸向應力大于煤樣屈服強度時,煤樣內(nèi)部出現(xiàn)新的裂隙、孔隙,導致煤樣強度下降,最后大量出現(xiàn)的裂紋相互貫通,直至煤樣發(fā)生失穩(wěn)破壞。不同含水狀態(tài)煤樣的塑性變形破壞階段在整個應變過程占比發(fā)現(xiàn),干燥、自然和飽水煤樣的塑性變形破壞階段占比分別為8.16%、11.84%、20.12%,飽水煤樣占比最大,其次分別是自然和干燥煤樣。由于煤體內(nèi)部孔隙水的存在,使煤顆粒之間摩擦力減小,煤體內(nèi)部更易產(chǎn)生新的裂隙,使煤樣更容易發(fā)生塑性變形,導致該階段在全應力-應變過程中的占比隨含水率的增加逐漸增大。

        4)峰后破壞階段(Ⅳ)。煤樣的內(nèi)部結(jié)構遭到破壞,出現(xiàn)大量肉眼可見的裂隙,甚至煤樣發(fā)生炸裂現(xiàn)象。通過不同含水狀態(tài)煤樣的峰后破壞階段在整個應變過程占比發(fā)現(xiàn),干燥、自然和飽水煤樣的占比分別為5.79%、10.95%、22.3%,其中飽水煤樣占比最大,其次分別是自然和干燥煤樣。從應力-應變曲線可以看出,不同含水狀態(tài)煤樣峰后應力-應變曲線演化趨勢具有顯著差異,干燥煤樣在破壞后內(nèi)部裂隙迅速發(fā)育,隨著應變的增大,應力在下降至峰值應力的87.73%后迅速跌落到最低點,表現(xiàn)出明顯的脆性破壞特征;而自然和飽水煤樣在破壞后表現(xiàn)出一定的承載能力,應力并未迅速跌落至最低點;其中,自然煤樣破壞后應力首先下降至峰值應力的63.45%處,隨后經(jīng)過短暫的變形增長后瞬間跌落到最低點;而飽水煤樣在破壞后應力隨應變的增加緩慢下降,應力下降至峰值應力的61.24%時停止,隨著應變不斷增大應力基本不變,表現(xiàn)出明顯的延性破壞特征;從以上現(xiàn)象可以看出,干燥煤樣內(nèi)部相對穩(wěn)定,在煤樣達到極限強度之后瞬間破壞,幾乎沒有承載能力;由于水分的侵入,雖然削弱了煤樣的宏觀力學強度,但增強了塑性變形能力,在煤樣達到極限強度之后發(fā)生破壞,但保留有一定的承載能力,且隨著含水率的提升,承載能力越大,煤樣也從脆性破壞轉(zhuǎn)變?yōu)檠有云茐摹?/p>

        2.2 水分對煤樣單軸抗壓強度影響

        采用應力加載方式得到不同含水狀態(tài)煤樣的單軸抗壓強度,對每種含水狀態(tài)單軸抗壓強度求取平均值,含水率-單軸抗壓強度曲線如圖4。

        圖4 含水率-單軸抗壓強度曲線Fig.4 Water content-uniaxial compressive strength curve

        從圖4 可以看出:含水率在0(干燥煤樣)、1.71%(自然煤樣)和2.87%(飽水煤樣)的煤樣平均單軸抗壓強度分別為23.64、16.39、15.29 MPa,不同含水率狀態(tài)下煤樣的平均單軸抗壓強度大小關系為:干燥>自然>飽水;自然和飽水煤樣較干燥煤樣的單軸抗壓強度分別下降了30.67%和35.32%,煤樣力學性能隨含水率的增加顯著降低。

        相關研究表明,水分主要以結(jié)合水和自由水2種形式存在于煤樣中[19]。結(jié)合水是由于煤體對水的吸附作用而被束縛在煤體表面,會使膠體和可溶鹽相互之間發(fā)生水解反應,降低煤體分子間的連接作用力,減小分子之間的摩擦力,導致煤體力學強度降低[20];自由水以物理作用與煤結(jié)合,主要存在于煤基質(zhì)的孔隙系統(tǒng)[21],在一定的應力作用下,水分不能及時排出,導致裂隙間壓力增大,從而使裂隙發(fā)育加劇。從以上分析可以看出,在結(jié)合水和自由水的作用下,煤樣的力學強度降低,且隨著含水率的增加降低幅度增大。

        2.3 水分對煤動態(tài)破壞時間(DT)影響

        在進行單軸抗壓強度測試的同時使用動態(tài)應變儀采集應變數(shù)據(jù),根據(jù)采集的數(shù)據(jù)得到時間加載曲線,計算得出不同含水狀態(tài)煤樣動態(tài)破壞時間并求取平均值,不同含水狀態(tài)下平均動態(tài)破壞時間如圖5。

        圖5 不同含水狀態(tài)下平均動態(tài)破壞時間Fig.5 Average dynamic damage time under different water content states

        由圖5 可以看出:干燥煤樣、自然煤樣和飽水煤樣平均動態(tài)破壞時間分別為27、215、1 030 ms,自然煤樣和飽水煤樣動態(tài)破壞時間較干燥煤樣上升696.3%和3 714.81%。動態(tài)破壞時間反映煤樣破壞所經(jīng)歷的時間,在水分的影響下煤體的塑性能力增強,破壞過程中變形量增大[22],同時破壞時間延長。

        2.4 水分對煤沖擊能指數(shù)及沖擊能速度指數(shù)影響

        2.4.1 沖擊能量指數(shù)

        在煤巖沖擊傾向性判定標準中,沖擊能量指數(shù)(KE)作為煤巖沖擊傾向性的1 個判定參數(shù),可以反映出煤巖受載過程中能量的積累與耗散能力,計算公式如下:

        式中:KE為沖擊能量指數(shù);As為峰值前積聚變形能量;Ax為峰值后損耗變形能量。

        通過式(1)計算得出的煤樣的峰值前積聚變形能量As、峰值后損耗變形能量Ax和沖擊能量指數(shù)KE與含水率關系如圖6。

        圖6 不同含水狀態(tài)As、Ax、KEFig.6 As、Ax、KE for different water content states

        從圖6(a)可以看出:干燥煤樣、自然煤樣和飽水煤樣峰值前積聚變形能量分別為6.24、4.48、4.70 J/cm3,自然煤樣和飽水煤樣峰值前積聚變形能量較干燥煤樣降低28.21%和24.68%;干燥煤樣、自然煤樣和飽水煤樣峰值后損耗變形能量分別為0.53、1.13、2.54 J/cm3,自然煤樣和飽水煤樣峰值后損耗變形能量比干燥煤樣分別高出113.21%和379.25%。從圖6(b)可以看出:干燥煤樣、自然煤樣和飽水煤樣沖擊能量指數(shù)分別為11.77、3.96、1.64,自然煤樣和飽水煤樣比干燥煤樣的沖擊能量指數(shù)分別下降66.36%和86.07%。

        由于水分對煤體力學強度的削弱,導致煤體塑性變形能力增強,彈性變形能力減弱。從煤體峰前積聚變形能和峰后損耗變形能來看,隨著含水率的提升,煤體在峰前積聚的變形能減少,而煤體破壞后,峰前積聚的能量大多作用于煤體自身破壞變形,所以峰后損耗變形能增大,使煤樣的沖擊能指數(shù)大幅下降。

        2.4.2 沖擊能量速度指數(shù)

        通過沖擊能指數(shù)KE與動態(tài)破壞時間DT的比值,得到?jīng)_擊能量速度指數(shù)WST,計算公式如下:

        通過式(2)計算得出的不同含水率煤沖擊能量速度指數(shù)如圖7。

        圖7 不同含水率煤沖擊能量速度指數(shù)Fig.7 Impact energy velocity index of coal with different moisture content

        從圖7 可以看出:干燥煤樣、自然煤樣和飽水煤樣沖擊能量速度指數(shù)分別為435.93、18.42、1.59,干燥煤樣的沖擊能量速度指數(shù)比自然煤樣和飽水煤樣分別高出2 266.77%和27 278.27%。

        動態(tài)破壞時間反映了煤樣從開始破壞到結(jié)束的瞬態(tài)延續(xù)時間,沖擊能量指數(shù)反映了煤樣從蓄能到耗能的全過程,通過沖擊能量指數(shù)與動態(tài)破壞時間的比值可以得到煤樣破壞過程中單位時間內(nèi)釋放的剩余能,表征了單位時間內(nèi)彈性能轉(zhuǎn)化成動能的多少,這也同時反映出煤的沖擊傾向性的程度[23]。隨著含水率的增加,煤樣動態(tài)破壞時間延長,而沖擊能量指數(shù)大幅下降,導致沖擊能量速度指數(shù)也隨之降低??梢钥闯?,水分的增加降低了單位時間內(nèi)釋放的剩余能,有效的降低了煤的沖擊傾向性的程度。

        3 不同含水狀態(tài)煤樣破壞形式

        位移加載方式下煤樣破壞形式如圖8。

        圖8 不同含水狀態(tài)煤樣破壞形式Fig.8 Damage forms of coal samples with different water content

        當軸向應力高于煤樣極限強度時煤樣發(fā)生破壞,同時伴隨碎塊崩落及聲響的現(xiàn)象。在水分的影響下,不同含水率的煤樣破壞時所表現(xiàn)出的特征有所不同。

        從圖8 可以看出:干燥煤樣為劈裂破壞,破壞時有數(shù)量較多細小的碎塊崩落并伴隨有巨大的破壞聲響;自然煤樣在具有1 條主導劈裂的裂紋同時,伴隨著1 條剪切裂隙共同發(fā)育,破壞時崩落的碎塊相比于干燥煤樣明顯減少且粒徑變大[24],破壞伴隨的聲響相對于干燥煤樣減??;飽水煤樣破壞形式為剪切破壞,破壞時破碎的煤塊大多附著在煤樣本體只有少量剝落,且破壞時伴隨的聲響非常微弱。不同含水率下含水狀態(tài)煤樣破壞時崩落碎塊數(shù)量及破壞伴隨的聲響大小關系均為:干燥>自然>飽水,碎塊大小關系為:飽水>自然>干燥。

        導致以上破壞現(xiàn)象的原因為:①由于自由水的作用,使煤體內(nèi)裂隙之間的摩擦力下降,煤體發(fā)生劈裂破壞的概率減小;②由于結(jié)合水的存在,使煤中的有機組發(fā)生水解反應,降低了煤體分子之間的作用力,微觀上改變了煤體的結(jié)構,導致煤體破壞產(chǎn)生的宏觀裂隙更為復雜??傮w來說,隨著含水率的升高,煤樣破壞形式由劈裂破壞轉(zhuǎn)變?yōu)榧羟衅茐摹?/p>

        4 討 論

        通過對比3 種含水狀態(tài)下煤樣全應力-應變曲線、沖擊能量指數(shù)及破壞形式規(guī)律,發(fā)現(xiàn)不同含水狀態(tài)下煤樣單軸抗壓強度、沖擊能量指數(shù)及破壞形式具有顯著差異。

        隨著煤樣含水率的增加,從煤樣的全應力-應變曲線可以看出,煤樣初始壓密階段、塑性變形破壞階段和峰后破壞階段應變量在全應力-應變過程總應變量的占比增大,線彈性變形階段占比減小,煤樣彈性能力減弱,塑性能力增強,破壞類型由脆性破壞轉(zhuǎn)變?yōu)檠有云茐?;飽水狀態(tài)下平均單軸抗壓強度及沖擊能量指數(shù)相對干燥狀態(tài)煤樣分別降低了35.32%和86.07%。從煤樣的破壞形式來看,隨著含水率的增加,煤樣從劈裂破壞轉(zhuǎn)變?yōu)榧羟衅茐?,同時煤樣破壞時崩落的碎塊數(shù)量減少而尺寸增大,且伴隨的聲響減弱。

        在煤巖的沖擊傾向性的綜合判定中,單軸抗壓強度及沖擊能量指數(shù)皆為煤巖沖擊傾向性判斷的重要依據(jù),二者也反映了煤巖的力學性質(zhì)及破壞前后能量的聚積與耗散情況。根據(jù)GB/T 25217.2—2010《沖擊地壓測定、監(jiān)測與防治方法—第2 部分:煤的沖擊傾向性分類及指數(shù)的測定方法》對煤巖的判定標準,對于干燥狀態(tài)煤樣和飽水狀態(tài)煤樣,單軸抗壓強度及沖擊能量指數(shù)的沖擊傾向性判定均由強沖擊傾向轉(zhuǎn)變?yōu)槿鯖_擊傾向,且飽水狀態(tài)相對于自然狀態(tài)煤樣平均單軸抗壓強度和沖擊能量指數(shù)分別下降了6.71%和58.59%,說明含水率越高對煤巖沖擊傾向性的弱化作用越顯著。結(jié)合不同含水狀態(tài)煤樣的破壞形式,也可以看出水分對煤沖擊傾向性的弱化具有促進作用。采用煤層注水提高煤層含水率,可以有效降低煤層的沖擊傾向性。

        5 結(jié) 論

        1)含水率的增加使煤樣初始壓密階段、塑性變形破壞階段和峰后破壞階段應變量在全應力-應變過程總應變量的占比增大,彈性變形階段的占比減小,煤樣由脆性破壞向延性破壞轉(zhuǎn)變。

        2)煤樣力學性能隨含水率的增加顯著降低,自然煤樣和飽水煤樣的平均單軸抗壓強度較干燥煤樣分別減小了30.67%和35.32%。

        3)隨著含水率增加,煤樣的動態(tài)破壞時間延長,峰前積聚變形能減小、峰后破壞耗散能增大,自然煤樣和飽水煤樣較干燥煤樣的動態(tài)破壞時間分別增加了696.3%和3714.81%,沖擊能量指數(shù)分別下降了66.36%和86.07%,沖擊能量速度指數(shù)分別下降了95.77%和99.63%。

        4)含水率增加使煤樣由劈裂破壞轉(zhuǎn)變?yōu)榧羟衅茐模谄茐臅r崩落的碎塊粒徑變大,碎塊數(shù)量減少,破壞聲響減弱。

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