吴根水1，余伟健1，2，王 平2，刘 泽1，刘芳芳1，黄 钟1
(1.湖南科技大学 资源环境与安全工程学院，湖南 湘潭 411201;2.湖南科技大学 煤矿安全开采技术湖南省重点实验室，湖南 湘潭 411201)
摘 要:针对含瓦斯煤岩在高应力环境下易发生松散破坏的问题，考虑煤体的多孔介质特征，研究了含瓦斯煤岩受应力扰动影响下的变形破坏规律。首先，基于逾渗理论提出了含瓦斯煤体的逾渗破坏概念，它的实质是含瓦斯煤岩发生逾渗行为后导致瓦斯突出使煤体失稳破坏过程中发生的一种动力破坏现象。然后通过理论分析了逾渗破坏分布区域并给出了逾渗破坏概率P
的计算公式，推导出了含瓦斯煤体的Biot型本构方程，表明含瓦斯煤体孔隙率与渗透系数和有效应力密切相关。结合含瓦斯煤体本构方程并在逾渗破坏区进行了应用，得到了逾渗破坏区半径Rp的计算公式。最后，对拟制备的含气类岩石试件进行了三轴压缩试验，试验结果表明:随着试件孔隙、裂隙增多，弹性模量和脆-延性破坏临界拐点应力值随之减小;同时，黏聚力和内摩擦角值随试件内部气体孔隙增加均不同程度的降低，导致逾渗破坏区半径增大，并且其影响程度会随内摩擦角和黏聚力的减小而增强。随着应力增加，试件内部孔隙、裂隙逐渐贯通，最终呈松散破坏即逾渗破坏。
关键词:含瓦斯煤岩;逾渗破坏;类岩石;高应力;围岩变形
逾渗理论概念最早由BROADBENT和HAMMERSLEY[1]于1957年提出，从数学的角度来讲，逾渗理论描述了随机介质由量变到质变过程的临界条件和临界现象的概率理论[2]。含瓦斯煤岩通常为破碎松散结构，瓦斯通常以吸附的方式赋存在煤体孔隙、裂隙表面，大大降低了煤体颗粒之间的黏结力，因而煤体吸附瓦斯后通常导致强度显著降低。随着我国煤炭资源逐渐进入深部开采，表现出明显的高地应力和高瓦斯渗透压等现象，在开采或掘进过程中往往会在深部巷道中发生煤与瓦斯突出等现象[3-5]，尤其是当煤岩中产生逾渗转变现象时，极有可能导致含瓦斯煤岩发生瓦斯突出，由煤岩体逾渗行为引起煤岩体内部结构变化，使巷道周边煤岩体变得更加松散，在高压环境下瓦斯煤岩巷道的支护愈加困难。
国内外学者对含瓦斯煤岩的逾渗理论做了大量的研究，并取得了一定成果。多孔介质的逾渗理论解释了多孔材料的渗透率随孔隙率变化的非线性关系[6-7]。冯增朝等[8]研究了煤岩体的逾渗概率与渗透系数的关系。栗东平等[9]分析了煤岩裂隙网络的演化特征，得到了逾渗概率和分形维数随工作面推进度的变化规律及二者的变化关系。目前，对于含瓦斯破碎煤岩体巷道围岩变形及控制方面也已经取得了一些成果。如:余伟健等[10-11]认为煤岩体裂隙的扩展增加了煤岩体的渗透性，从而导致围岩强度不断弱化，提出了“帮部预应力桁架锚索”为核心的支护技术。马念杰等[12]以钻孔围“蝶形塑性区”理论模型为基础，对深部煤与瓦斯共采中钻孔瓦斯导向通道进行了研究。袁亮[13]分析了我国深部煤层煤与瓦斯共采现状与面临的问题，认为我国深部煤层应坚持地面和井下相结合的“两条腿走路”的煤与瓦斯共采模式。在试验研究方面，姚宇平和周世宁[14]采用自制的可做含瓦斯煤样三轴试验装置，得出煤中孔隙压力越高，侧压越小，强度越低。贺永年等[15]根据深部岩石工程施工以及变形破坏的特点，说明了深部岩石工程稳定有其不同的性质与特点。李小双等[16]对不同外界应力条件下含瓦斯突出煤的力学特性进行试验研究，研究成果对采动影响下煤层瓦斯抽放和煤与瓦斯突出防治及预测提供了借鉴。这些成果对指导深部含高压瓦斯矿井中瓦斯和煤炭的开采和防治取得了一定的实际指导意义。综合以上国内外学者研究成果可以发现，以往学者往往集中在对瓦斯突出机理进行研究，而较少考虑含瓦斯煤岩体发生逾渗转变现象后引起煤与瓦斯突出、应力变化效应导致煤岩体发生松散破坏、巷道发生垮冒失稳过程致使支护手段失效之间的内在联系。
因此，基于含瓦斯煤岩逾渗机理，研究瓦斯煤体发生逾渗转换破坏后致使煤岩体力学机制变化的内在联系，拟制备含瓦斯煤岩类岩石试件通过三轴压缩试验，研究试件不同气量孔隙、裂隙分布的变形破坏规律。
含瓦斯煤岩是一种典型孔隙、裂隙“气-固”两相耦合双重介质。煤体孔隙、裂隙具有封闭性和随机性，瓦斯在煤体中主要以游离和吸附的方式赋存在煤体介质内，原始瓦斯压力与孔隙压力形成相对稳定的应力状态。孔隙空间和裂隙空间共同构成了煤岩体介质中的空隙空间，随机分布的孔隙和裂隙相互连通从而构成了许多连通的空隙集团，简称为团，其中包含空隙数最大的称为瓦斯煤岩最大团，简称最大团。通常所说的逾渗现象是用概率的理论与方法研究与表征一类随机介质由量变到质变的临界条件与临界现象的物理与数学理论。当巷道受采动、开挖等扰动应力影响后，一方面受应力变化导致煤岩体内孔隙、裂隙发生压密变形，岩体孔隙率和渗透系数发生改变;另一方面由于孔隙、裂隙中的瓦斯在各自压力梯度下促进其流动时，整个变化过程促进了煤岩体内孔隙、裂隙的发展，增大孔隙率。因此，基于逾渗现象以及多孔介质理论可知，当含瓦斯煤岩中孔隙率逐渐增加到某一临界值Pc时，即煤岩介质中连通的空隙团减小，不同大小的团迅速连通成更大的连通团，此时，团数量减小，最大连通团增大，含瓦斯煤岩易发生逾渗转变现象，导致瓦斯突出;此外，明显的动力效应致使巷道周边煤岩体结构软弱松散，支护困难，这一由逾渗行为导致瓦斯突出使煤岩体结构失稳破坏过程中的动力破坏现象称为“含瓦斯煤岩逾渗破坏现象”，即煤岩介质中孔隙、裂隙率达到临界值时，游离或吸附在煤岩孔隙、裂隙中的瓦斯发生突出等质变现象的同时引起煤岩介质体结构完全破坏失稳，简称为逾渗破坏。
因此，含瓦斯煤岩体的临界渗逾破坏概率可定义为[17]:
Pc=Sup{n,N0,D:P(n,N0,D)=0}
(1)
在含瓦斯煤岩体孔隙裂隙双重介质中，对于有限尺度的网格L×L×L中最大空隙团包含空隙数
M(L)=f(n,N0,D)
(2)
相应地，含瓦斯煤岩最大团逾渗破坏概率定义为
PL(n,N0,D)=M(n,N0,D)/L3
(3)
可知，含瓦斯煤岩发生逾渗破坏概率可表示为
P
(4)
式中，ne为孔隙、裂隙产生的等效孔隙率，%;nc为孔隙临界值，%;N0为裂隙数量的初始值;D为裂隙的分形维数;n为孔隙、裂隙双重介质的孔隙率，%。
因此，当含瓦斯煤岩介质在一定条件下，等效孔隙率ne小于临界值nc时，瓦斯在煤岩体介质中就由渗透状态转变为微渗透状态或不渗透状态，此时不发生逾渗破坏;而当等效孔隙率ne大于临界值nc时，含瓦斯煤岩介质就由微渗透状态或不渗透状态转变为渗透状态，极易发生逾渗破坏现象。
图1为含瓦斯煤体巷道围岩逾渗破坏分布区，在低瓦斯煤岩中开挖巷道，巷道周边围岩遵从一般围岩变形理论，随着巷道掘进开挖，处于三向平衡应力状态下的周边围岩应力场会重新分布，以适应新的应力平衡。在围岩适应新应力平衡过程中，当巷道周边围岩应力状态超过岩体弹性极限时，围岩将发生塑性破坏，从巷道空区向外可划分为3个区域:破裂区、塑性区、弹性区。
图1 瓦斯煤岩巷道围岩逾渗破坏分布区
Fig.1 Distribution area of percolation failure in surrounding rock of gas coal roadway
图2为应力状态改变导致巷道周边含瓦斯煤岩体发生逾渗破坏[18]发展过程。如开挖巷道煤岩中含有大量瓦斯，煤岩体内孔隙、裂隙受压剪应力变形时，吸附在煤岩体孔隙和微裂隙中的瓦斯会变成游离状态，游离在孔隙内的瓦斯受应力作用形成瓦斯压力阻碍煤岩体变形，当处于高地应力的环境下，形成高压瓦斯气体，随着瓦斯压力进一步加大，孔隙会产生裂隙，形成贯通宏观裂隙后，此时煤岩发生失稳变形破坏。可知，含瓦斯煤岩发生逾渗破坏区范围主要在巷道围岩塑性区和破裂区中。
图2 应力状态改变导致巷道周边瓦斯煤岩体逾渗破坏[18]
Fig.2 Change of stress state leads to percolation failure of gas coal rock mass in roadway[18]
含瓦斯煤体是一种非饱和多孔介质，是由煤体固体骨架和骨架裂隙、孔隙内瓦斯气体形成的饱和混合物。对于松散煤岩体而言，忽略煤岩块间的渗透作用，选择适当的表征性体积单元(简称表征体元RVE)，按连续介质方法研究岩体的力学问题[10]。为了简化处理过程，提出以下基本假设:① 瓦斯和煤体两种组分之间不互相转化;② 瓦斯和煤体两种组分有相同的温度;③ 煤岩体内瓦斯的流动符合Darcy定律。
应用经典混合物理论[19]推导出含瓦斯煤体的Biot型本构方程为
σ=[λce-λcgζg+λcD∂te-λcgD∂tζg+K(T-T+)]
(5)
λcgD∂te+MggD∂tζg
(6)
其中:
(7)
式中，σ为含瓦斯煤体总应力张量，MPa;λ,μ为拉梅(Lame)常数;e为体积应变;ζg为单位体积混合物固体组分孔隙内瓦斯组分体积，即代表了煤岩体孔隙、裂隙中瓦斯体积的增量;K为渗透系数，m/d;T为温度，℃;I为二阶单位张量;E为无穷小应变张量;d为形变率张量;Pg为瓦斯的孔隙压力，以压应力为正，MPa;
为拉普拉斯算子;φa为a组分体积分数，%;W为位移，m;M为a，b组分的弹性常数;Λ为混合物总平衡相互作用力，kN;α为Biot系数;右上标“+”表示函数在静力平衡状态处取值;下标a，b，c=g，s，其中，g，s分别表示瓦斯和煤体组分;下标D表示耗散部分。
瓦斯在t时刻从煤体流出的通量矢量Ug，称为瓦斯的渗透速率，其变化率为
(8)
本构方程式(5)和(6)与Biot研究饱和多孔介质时得到的方程相似，把它们称为非饱和煤体多孔介质的Biot型本构方程。
对于非饱和煤体多孔介质的等温弹性变形过程，有
(9)
此时，若瓦斯在煤岩孔隙、裂隙中稳定流动，含瓦斯煤岩多孔介质Biot型本构方程简化为
σij=λceδij+2μs(Es)ij-λcgζgδij
(10)
由于含瓦斯煤岩具有结构松软，内部含较多弱面和原始损伤，强度小、抵抗外力破坏能力差，在应力作用下易发生失稳破坏的特点，与松散度较大的土介质较为相似。含瓦斯煤体受轴压、围压和瓦斯压力综合作用，可用一个抽象宏观有效应力来表述[15]，将式(10)代入修正的太沙基有效应力方程中得到含瓦斯煤体有效应力
=λceδij+2μs(Es)ij-λcgζgδij-αpgδij
(11)
pg=-λcge+Mggζg
(12)
相应地，瓦斯的渗透速率为
(13)
式中，δij为Kronecker符号;S为饱和度;kO为本构方程线性化系数;ηg是瓦斯的黏度;bg为外体力密度，kg/m3;ρg为瓦斯真密度，kg/m3。
式(10)～(13)为化简后非饱和含瓦斯煤体多孔介质的Biot型本构方程，其中式(10)相比广义胡克定律一般式右端多出一项λcgζgδij，这一项反映了瓦斯压力影响煤岩体骨架弹性变形的过程;当孔隙压力下降时(即煤岩孔隙、裂隙减少，瓦斯压力变化时)，煤岩的有效应力会增加，有效应力对含瓦斯煤体力学性质具有强化和改善作用。煤岩渗透系数是孔隙率和饱和度的函数，受围岩应力和孔隙、裂隙分布的影响;瓦斯的渗透速率和孔隙压力有关。孔隙压力变化引起固体骨架变形，反映了煤体变形与孔隙压力变化和煤岩孔隙、裂隙分布量的相关关系;瓦斯含量和孔隙、裂隙直接对煤体变形特征(弹性模量与泊松比)和物理力学参数产生弱化作用。
以圆形巷道为研究对象，根据岩土塑性力学理论，一般来说，巷道发生失稳破坏是由于巷道开挖后在围岩周边产生局部应力集中，形成偏应力张量，使围岩塑性区发生恶性扩展、破坏，最终导致围岩产生大变形而失稳破坏。因此，偏应力与原岩应力场叠加后造成巷道围岩从关键部位开始变形、损伤和破坏，在不同侧压系数、采动应力场叠加下，巷道中存在高压瓦斯岩体周边会形成不同形态的“蝶形”逾渗破坏分布区。根据经典弹塑性理论和岩土力学理论，可得到极坐标下圆形巷道的应力解[20-21]。弹性力学中极坐标下任意一点的主应力为
(14)
式中，σ1，σ3分别为任意一点的最大和最小主应力。σr为任一点径向应力，MPa;σθ为任一点环向应力，MPa;τrθ为任一点的剪应力，MPa。
根据式(11)有
(15)
在进行巷道围岩应力研究时，以平面问题求解极坐标下主偏应力si为
(16)
结合式(14)～(16)可得
s1+s3=2(λce1+λce3)+4μsEs-2λcgζg
(17)
同时，将式(15)代入极坐标圆形巷道应力解中，并设r=Rp，得到逾渗破坏区半径和受瓦斯影响的偏应力场之间关系:
(18)
式中，φ为煤体内摩擦角，(°);R0为圆形巷道半径，m;γ为上覆岩层的平均容重，kN/m3;θ为极坐标角，(°)。
由式(18)可知，主偏应力大小受瓦斯含量和瓦斯压力等影响，逾渗破坏区半径与极坐标角度和偏应力大小密切相关，逾渗破坏区可能呈不规则分布。
根据莫尔库伦强度破坏准则和塑性区平衡方程并考虑含瓦斯煤岩多孔介质本构方程得到受瓦斯气体影响条件下的极限平衡条件
(19)
式中，C为巷道煤岩体黏聚力，MPa。
经过变换后得到侧压系数不等于1时的圆形巷道最小逾渗破坏区半径:
(20)
当侧压系数等于1.0时即静水压力时，式(20)变为
(21)
在均匀应力场下，巷道周边围岩逾渗破坏区不受偏应力影响，其半径与埋深、巷道半径和高压瓦斯影响的巷道围岩自身物理力学参数相关。此时，逾渗破坏区域则形成如图1所示均匀稳定的圆形破坏区域。
为了研究含瓦斯煤体在一定条件下发生的逾渗破坏现象，拟在制备类岩石试件过程中充入一定量的类气体，气体制备方法与化学发泡水泥制备原理类似[22-23]，在试样制备过程中使用双氧水(H2O2)作为充气剂，主要反应原理是双氧水在碱性介质中发生歧化反应生成氧气(O2)
2Η2Ο2
2Η2Ο+Ο2↑
(22)
双氧水容易在混凝土中均匀分散，可以通过温度、双氧水的浓度、搅拌速度来控制双氧水产生氧气的速度，用其制备成型的试件内部会形成封闭的孔隙，孔隙、裂隙中含着气体，试验过程生成类气体在一定程度下能影响岩石试件物理力学参数。
本试验试件制备的原料主要采用P32.5普通硅酸盐白水泥、直径150 μm的无烟煤煤灰(由筛粉机通过100目筛网制取得)和30%浓度的双氧水。试件模型的基本质量配比为白水泥∶无烟煤煤灰=7∶3，水灰比0.4。试验成型模具采用定制的铸铁三开模具，可制作标准高径比2∶1(φ50 mm×100 mm)的圆柱体标准试件。
表1为制备过程中各组含气类岩石试件基本参数，为了验证不同气体量孔隙、裂隙对试件的力学性质和破坏情况影响，在控制基本配比不变的情况下，将双氧水含量从0～5%(%表示双氧水含量占试件总量的比值)划分为6组试件，试验试件以双氧水混入含量由少到多编号为A，B，C，D，E，F六组，每组试件制作4个，组内编号为A1，A2，A3，A4试件，其余组编号以此类推，不再赘述。
图3和4分别为加入不同量双氧水部分类岩石试件膨胀形态和28 d自然风干类岩石试样成品。试件制备过程首先将除双氧水以外的原材料按设定配比计量，在20 ℃左右的水温下快速搅拌成均匀浆体，搅拌时间控制在60～80 s;然后在浆体中加入定量双氧水，快速搅拌至充分均匀;因双氧水与混凝土浆体混合后发生化学反应，在5 min内基本反应完毕，由于水泥的初凝时间也在10 min左右，因此，搅拌时间应控制在30～40 s，要求充分搅拌均匀后快速浇注入模，每组浆料填充至模具体积的70%，为了减少误差，不宜一次浇注多组试件，在振捣密实后，待试件初凝过后，观察并记录膨胀情况后静停发泡，8 h后脱模。最后，脱模前将模具试件膨胀端去除并用细砂纸磨平试件两端，然后在室内常温条件下养护至试验龄期28 d。
表1 各组含气类岩石试件基本参数
Table 1 Basic parameters of each group of rock specimens containing gas
图3 部分类岩石试件膨胀形态
Fig.3 Swelling morphology of partial rock specimens
图4 28 d后自然风干类岩石试验岩样成品
Fig.4 Rock sample for 28 days after natural air drying
图5为试验设备RMT-150C电液伺服岩石力学试验系统，采用垂直向1 000 kN力传感器测试件垂直力，垂直向50 mm行程传感器测试件垂直变形，50 MPa围压传感器测试件所受围压大小，试验过程中自动采集并实时显示围压、轴压和轴向变形数据。试验设置的加载方式采用力控制方式，设定轴向加载速率为0.20 kN/s、围压速率为0.050 MPa/s，设置2个水平围压2和4 MPa进行常规三轴试验以及对未含双氧水试样单轴压缩试验。
图5 RMT-150C电液伺服岩石力学试验系统
Fig.5 RMT-150 C electro-hydraulic servo rock mechanics test system
不含气A组类岩石试件单轴压缩试验曲线如图6所示。试件单轴抗压强度为4.33 MPa，强度较小。
图6 不含气A组试件单轴压缩应力应变曲线
Fig.6 Stress-strain curves of rock specimens without gas under uniaxial compression
为了便于对比，同时设置不同围压进行A组试件三轴压缩试验，试验应力应变曲线如图7所示。应变曲线和常规脆性岩石三轴压缩破坏曲线有明显不同，无明显破坏荷载，呈现出的形变性质与软岩特性类似。由文献[24]知，当脆性岩石在适当高围压或者高温作用下，应变随围压增大而增大，并且岩石塑性也不断增大，应力应变曲线没有明显的峰值强度，加载后曲线始终往上延伸，岩石破坏逐渐从脆性变为延性破坏(塑性破坏)。在岩石性质转变的过程存在着一个脆延临界围压σrc，用单轴抗压强度σc来表示临界围压值[25]，可得
σrc=nσc
(23)
式中，n为临界状态系数，取正实数。
当三轴压缩试验围压σc大于临界围压σrc时，试验曲线无明显的峰值应力、峰值应变和残余应力，试件承载能力随围压稳定增长，即出现了应变硬化现象;反之，当围压小于此临界围压σrc时，试验曲线则呈现典型的常规三轴压缩应变曲线，峰值应力和残余应力会随着围压的增加而增大[26]。A组试件在围压1，2和4 MPa三个水平下试验应变曲线均无明显峰值应变、峰值应力和残余应力，呈现出典型的延性破坏特征，在围压1 MPa时的曲线应力不变或变化很小，轴向应变却变化迅速，因此，可以认为σ3=1 MPa为A组试件由脆性阶段转向延性阶段发展的临界围压。
图7 不含气A组试件不同围压下三轴压缩应力-应变曲线
Fig.7 Stress-strain curves of three axial compression under different confining pressures in A group rock specimens
不同膨胀程度孔隙、裂隙试件分别在围压2和4 MPa两个水平下三轴压缩试验应变曲线如图8所示，应变曲线均无明显的峰值应力、峰值应变和残余应力，所有试验试件都呈现出延性破坏。不同量孔隙、裂隙含气试件在围压作用下应变曲线有所不同，但是增长趋势基本一致，大致可以分为如下几个阶段:
(1)孔隙、裂隙压密阶段。含气试件内部的孔隙、裂隙分布明显多于不含气类岩石对照组试件，曲线中孔隙、裂隙压密阶段不明显，弹性变形阶段占绝大部分。原因是在三轴压缩试验中，试件中孔隙、裂隙对围压影响敏感，预加载过程对孔隙、裂隙已经有部分压密。在加载过程初期受围压增大的影响出现小部分负应变，有增长趋势;当孔隙、裂隙逐渐压密后，这部分负应变减小并接近于0。随着轴向应力的加载，试件很快压密完成。在此阶段，煤岩体的承载能力主要由颗粒间的摩擦支撑，试验曲线呈短暂的非线性增长，随即转向稳定弹性增长变形阶段。
(2)弹性变形阶段。此阶段在应变0.6%内，试件内部大倾角裂隙、孔隙闭合，平行于轴向的孔隙、裂隙逐渐张开后，曲线呈近似直线上升并且直线斜率很大，不同气量试件线性增长趋势明显不同，孔隙、裂隙分布越多的试件的试验曲线，弹性变形阶段越短、强度越低，最终进入塑性屈服破坏阶段过程就越快。
(3)应变硬化阶段。该过程试件经过明显的弹塑性变形后，应力变化较小或者不变，而应变速率不断增加，试件此时基本失去抵抗变形能力，曲线没有明显的峰值应力、峰值应变和残余应力，出现了明显的屈服硬化。在此阶段，试件向延性破坏发展，孔隙、裂隙不断发展产生大范围宏观孔、裂隙，此时气体在煤岩体内流动变得更加复杂，既包括渗流也包括宏观流动。曲线斜率较弹性变形阶段显著变低，应变不断发展。本试验类岩石试件材料为延性材料，试件依靠颗粒黏结力摩擦结合，与文献[27]结果相似，呈现“似流变”特性，而不发生明显脆性破坏。
在试验应变曲线的弹性变形阶段和应变硬化阶段之间有一个比较明显的“上凸”型的过渡拐点H(图8)，将此点H称为岩石试件在达到临界围压后发生脆延性破坏的拐点，简称为临界拐点，该点是试件由弹性变形阶段至应变硬化阶段的区分点。
图8 不同围压下不同气量试件三轴压缩应力应变曲线
Fig.8 Three axial compressive stressstrain curves of specimens with different gas pressures under different confining pressures
根据试验各组气量、孔隙、裂隙试件应变曲线变化规律，可以总结归成3类，以区分各类性质之间的差异。具体为，第Ⅰ类:A组试件;第Ⅱ类:B，C组试件;第Ⅲ类:D，E和F组试件。其中第Ⅰ类为区分第Ⅱ类和第Ⅲ类试件的对比组，当试件中含有气体、孔隙裂隙时，即第Ⅱ类和第Ⅲ类应变曲线临界拐点应力值均远远低于第Ⅰ类试验曲线临界拐点应力值;第Ⅱ类和第Ⅲ类试件结果则说明了随着孔隙、裂隙增大、增多时，势必会影响岩石试件强度和抵抗变形能力，而当孔隙、裂隙达到一定量时，即第Ⅲ类试件强度和临界拐点应力值几乎不受孔隙、裂隙量的影响或影响逐渐变小。
不同含气量孔隙、裂隙试件在不同围压下三轴压缩下破坏后特征如图9和10所示，试件变形破坏特征分为以下3种:
(1)裂隙、孔隙压缩鼓胀破坏(双氧水含量0与1%的A，B组试件):试件完整性较好，表面产生了剪切裂纹以及略微鼓胀变形。由于试件内部孔隙、裂隙相对较少，破坏方式主要以裂隙、孔隙内部发展破坏为主。但是，B组试件破坏鼓胀特征还是明显大于A组试件。可见，孔隙、裂隙导致试件结构松软，降低了试件强度和抵抗变形能力，在相同外界应力条件下B组试件更易于破坏。
(2)压缩鼓胀横向剪切破坏(双氧水含量1%和2%的C，D组试件):试件表面均出现了较大的裂隙，压缩鼓胀和扩容现象严重。试件完整性在围压为2 MPa时的结果较差，试件成型时气体可能因受重力影响导致偏下部孔隙、裂隙分布较多，故破坏现象集中在下半部，呈“一”字型分段横向破裂。
(3)散体破坏(双氧水含量4%和5%的E，F组试件):试件完整性遭到严重破坏，特别是围压为2 MPa情况下基本成散体、块体状，由于本组试件裂隙，孔隙气体充分发育，加载过后，孔隙、裂隙不断发展，孔隙压力增高，随着试件内部的气体沿着裂隙不断释放，又进一步扩展了裂隙发育程度，产生宏观裂隙、孔隙。这样，试件强度大大降低，抵抗变形破坏的能力也随之降低，产生压缩鼓胀扩容现象并伴随着沿孔隙、裂隙各个弱面方向错动，直接导致试件更加松散，煤体最终产生散体状逾渗破坏。
图9 2 MPa围压下各种气量类岩石试件破坏
Fig.9 Failure modes of various gas rock specimens under 2 MPa confining pressure
图10 4 MPa围压下各种气量类岩石试件破坏
Fig.10 Failure modes of various gas rock specimens under 4 MPa confining pressure
综合比较2种围压水平下三轴压缩试验试件破坏特征，可以发现，对含瓦斯煤岩变形起主导作用的是孔隙、裂隙的发展破坏，而随着围压增加，试件破坏程度减小，围压仅有助于煤岩内部微缺陷闭合，阻碍孔隙、裂隙的发展，提高试件承载变形能力。固定围压三轴压缩试验破坏情况说明了当试件内部气量孔隙、裂隙越多时，应力继续加大直至弱化试件内部组织结构并重新排列，孔隙、裂隙逐渐贯通，发生塑延性转换破坏，破坏形式呈松散状，此时破坏形态与前文部分所提出的含瓦斯煤岩体的逾渗破坏一致。
对试验结果进行整理分析，拟合得到2种围压水平下三轴压缩试验类岩石双氧水含量与弹性模量的关系曲线，鉴于篇幅仅列出4 MPa围压下试验结果，如图11所示。
图11 4 MPa围压下双氧水含量与弹性模量拟合曲线
Fig.11 Fitting curve of hydrogen peroxide content and elastic modulus under 4 MPa confining pressure
试验条件下，利用线性函数拟合得到如下拟合关系式:
E=-0.032h+0.197,R2=0.858,σ3=4 MPa
(24)
根据式(24)可知，试件双氧水含量与弹性模量E呈负相关关系，即试件双氧水含量h增大，孔隙、裂隙增多，弹性模量随之减小。
图12为4 MPa围压下三轴压缩试验下试件双氧水含量h与临界拐点应力值H数学拟合曲线，同样，通过对试验所得数据通过线性函数回归，得到线性拟合回归方程如下:
H=-0.365h+4.042,R2=0.849,σ3=4 MPa
(25)
图12 4 MPa围压下双氧水含量与临界拐点拟合曲线
Fig.12 Fitting curves of hydrogen peroxide content and critical inflection point under 4 MPa confining pressures
由图12可知，试件临界拐点应力值H随着双氧水含量h增多而单调递减，即气量、孔隙和裂隙的增加降低了试件由弹性变形至延性破坏的临界拐点应力值，此时，试件发生逾渗破坏过程就越迅速。
根据莫尔-库伦破坏准则，结合Biot型瓦斯煤体的本构方程和推导出的圆形巷道周边围岩逾渗破坏区半径计算公式分析可知，瓦斯孔隙、裂隙对煤岩体的物理力学参数有本质影响，利用莫尔极限应力圆绘制得到不同气量煤岩的黏聚力和内摩擦角值，试件计算结果如图13所示。
图13 不同气量试件的黏聚力和内摩擦角值
Fig.13 Cohesion and internal friction angle values of rock specimen with different gas contents
不同气量孔隙、裂隙试件内摩擦角和黏聚力随气体孔隙增加均呈不同程度的降低，根据推导出的逾渗破坏区半径计算公式分析可知，固定巷道半径和埋深等参数后，当内摩擦角和黏聚力的降低时，即使在侧压系数为1.0(静水压力)条件下，同样会导致含瓦斯巷道周边围岩逾渗破坏区半径的增大，并且其影响程度会随内摩擦角和黏聚力的减小而增强。
(1)含瓦斯煤岩在复杂地质应力环境下，应力改变后，岩体孔隙率和渗透系数会发生改变，易发生逾渗转变现象，导致瓦斯突出;由逾渗行为导致瓦斯突出使煤岩体失稳破坏过程中的动力破坏现象称为“含瓦斯煤岩体逾渗破坏现象”，简称逾渗破坏。
(2)含瓦斯煤岩巷道围岩逾渗破坏区主要发生在围岩塑性区和破裂区范围内，当处于高地应力的环境下，孔隙会产生裂隙，形成贯通宏观裂隙后，煤岩体发生失稳变形破坏，则巷道变形机制变得更加复杂，巷道支护和维护困难。
(3)根据经典混合物理论推导出含瓦斯煤体的Biot型本构方程，得出了煤体瓦斯含量和孔隙、裂隙直接对煤岩体变形(弹性模量与泊松比)和岩石物理力学参数产生了弱化作用，结合含瓦斯煤岩体本构方程并在逾渗破坏区进行了应用，得到了逾渗破坏区半径Rp计算公式。
(4)不同含气量孔隙、裂隙试件三轴压缩破坏特征有压缩鼓胀破坏、压缩鼓胀横向剪切破坏和散体破坏3种破坏形式;随着应力增加时，孔隙压力随之增加，当应力继续加大则弱化试件内部组织结构并重新排列，孔隙、裂隙逐渐贯通，试件发生塑延性转换破坏，破坏呈松散状，与含瓦斯煤岩的逾渗破坏相似。
(5)当含瓦斯煤体内孔隙、裂隙增多时，弹性模量和脆延性破坏临界拐点应力值随之减小，要产生相同应变量，含气量越多的试件所需轴向应力值则越小，孔隙、裂隙含量分布显著降低了煤岩抵抗变形破坏的能力。
瓦斯在煤体中的运移、吸附和解吸过程一直是采矿工程包括岩石力学学科研究的热点和难点，笔者通过类岩石试件对含孔隙、裂隙煤岩的力学特性进行了分析研究，所采用的方法及得到的结论可以为后续进一步试验研究提供参考。但是，由于瓦斯在煤体中赋存的特殊性、受试验方法及设备等因素的限制，相关结论还需在未来进行更多的试验和理论推导验证。
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WU Genshui1，YU Weijian1，2，WANG Ping2，LIU Ze1，LIU Fangfang1，HUANG Zhong1
(1.School of Resource & Environment and Safety Engineering，Hunan University of Science and Technology，Xiangtan 411201，China; 2.Hunan Key Laboratory of Safe Mining Techniques of Coal Mines，Hunan University of Science and Technology，Xiangtan 411201，China)
Abstract:Aiming at the problem of loose damage caused by gas in high stress environment and taking into account the porous media characteristics of coal and rock mass,the failure deformation mechanism under the influence of stress disturbance of gas-bearing coal and rock mass was studied.Firstly,the concept of gas-bearing coal and rock mass percolation failure was put forward based on percolation theory,whose essence is a kind of dynamic failure which occurs when the gas is protruded to cause the coal rock to break down.Then,the distribution area of percolation damage was analyzed and the calculation formula of percolation failure probability P was given.The Biot-type constitutive equation and field equation of gas-bearing coal rock mass are deduced by classical mixture theory.The results show that the pore and fracture of gas-bearing coal and rock mass are closely related to permeability coefficient and effective stress.Finally,according to the constitutive equation of gas-bearing coal,the method was applied to the percolation failure zone,and the formula of percolation damage zone radius Rp was obtained.Based on the preparation of the rock specimen containing gas of three axial compression test,the test results show that with the increase of the pores and fissures of the rock specimen,the specimen elastic modulus and the brittle-ductility critical failure point decrease.At the same time,specimen cohesion and internal friction angle values were reduced in different degrees with the increase of internal gas pore,resulting in increased percolation damage zone radius,and its influence will enhance with the decrease angle of internal friction and cohesion.Finally,with the increase of stress,the pore pressure increases,when the stress continues to increase,the pores and fissures gradually pass through,and the specimens eventually undergo loose failure,that is percolation damage.
Key words:containing gas coal and rock mass;percolation failure;rock specimen;high stress;surrounding rock deformation
吴根水，余伟健，王平，等.基于逾渗机理的含瓦斯煤体变形破坏机制及试验研究[J].煤炭学报,2018,43(3):724-734.
doi:10.13225/j.cnki.jccs.2017.0817
WU Genshui，YU Weijian，WANG Ping，et al.Deformation failure mechanism and experimental study of gas-bearing coal rock mass based on percolation mechanism[J].Journal of China Coal Society,2018,43(3):724-734.
doi:10.13225/j.cnki.jccs.2017.0817
中图分类号:TD712
文献标志码:A
文章编号:0253-9993(2018)03-0724-11
收稿日期:2017-06-15
修回日期:2017-09-22
责任编辑:常明然
基金项目:国家自然科学基金资助项目(51574122，51434006);湖南省研究生科研创新基金资助项目(CX2017B647)
作者简介:吴根水(1993—)，男，福建将乐人，硕士研究生。E-mail:Wu_genshui@163.com
通讯作者:余伟健(1978—)，男，江西都昌人，教授，博士生导师。E-mail:ywjlah@163.com