易自燃煤氧化的力學(xué)特性

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(xué) 安全科學(xué)與工程學(xué)院，河南 焦作 454000; 2.四川輕化工大學(xué) 化學(xué)與環(huán)境工程學(xué)院，四川 自貢 643000; 3.河南理工大學(xué) 煤炭安全生產(chǎn)與清潔高效利用省部共建協(xié)同創(chuàng)新中心，河南 焦作 454000; 4.西安科技大學(xué) 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(xué) 煤礦災(zāi)害動力學(xué)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(zāi)害多發(fā)，其中一些礦井，存在2種及以上的復(fù)合災(zāi)害，如煤自燃與沖擊地壓復(fù)合災(zāi)害、瓦斯突出與煤自燃復(fù)合災(zāi)害等等。這些災(zāi)害不僅造成資源損失，而且衍生出的問題也需要進(jìn)一步研究[1-3]。在瓦斯突出與煤自燃復(fù)合災(zāi)害礦井中，對煤層的卸壓、抽采，可以實現(xiàn)消突，但容易造成煤體裂隙發(fā)育，漏風(fēng)強度增加，進(jìn)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(xué)特性[4-7]。煤礦開采中，這種工況屢見不鮮。例如，回采保護(hù)層可以使被保護(hù)層卸壓，裂隙進(jìn)一步發(fā)育，實現(xiàn)對被保護(hù)層的區(qū)域消突，但氧氣通過裂隙進(jìn)入到保護(hù)層中，使煤體發(fā)生氧化，進(jìn)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(fēng)，逐步氧化，產(chǎn)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(jìn)而可能誘發(fā)煤自燃。另外，火災(zāi)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(dāng)揭露該氧化區(qū)域后的煤體時，巷道的變形特征、礦壓顯現(xiàn)特征等與未氧化的煤層或?qū)⒋嬖谝欢ú町?。而工程設(shè)計和研究中，氧化煤體的力學(xué)差異往往被忽略，進(jìn)而可能造成設(shè)計及研究結(jié)果與工程實際存在偏差。因此研究氧化煤體的力學(xué)性質(zhì)成為工程計算和設(shè)計的基礎(chǔ)和前提[8]，但目前對于氧化煤的力學(xué)特性研究，還鮮有涉及。

目前部分學(xué)者對氧化煤體已進(jìn)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(yù)氧化煤的概念，但是主要集中在破碎煤體的熱力學(xué)參數(shù)的研究，對氧化煤體的力學(xué)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(biāo)之一，已被廣泛的應(yīng)用到煤體的損傷定量和力學(xué)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(yīng)力與縱波波速關(guān)系模型。朱合華等[15-16]開展了高溫烘烤后煤巖的力學(xué)性質(zhì)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(jìn)行分析。

煤體是一種孔隙-裂隙雙重結(jié)構(gòu)的多孔性有機沉積巖石，其力學(xué)性質(zhì)受外部環(huán)境影響較大，如地質(zhì)條件、溫度、含水率等[17]。受地質(zhì)條件影響方面，謝和平[18]認(rèn)為不同深度煤巖體的力學(xué)性質(zhì)差別較大。孟召平等[19]系統(tǒng)的揭示了正斷層對煤體力學(xué)性質(zhì)的影響，認(rèn)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(xué)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(zhì)的熱膨脹作用導(dǎo)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(xué)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(xué)參數(shù)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(xué)特性，得出瓦斯對煤樣力學(xué)性質(zhì)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(shù)型變化，煤樣變形能力增強，抵抗破壞能力減弱。

綜上所述，學(xué)者們對煤體在不同的外部環(huán)境下的力學(xué)特性進(jìn)行了大量的研究，而對于氧化煤力學(xué)特性研究鮮有涉及。因此，開展氧化煤體的力學(xué)參數(shù)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(xué)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(jù)。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(xué)參數(shù)變化規(guī)律，并揭示氧化煤體力學(xué)性質(zhì)差異的原因。最后通過數(shù)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(zhǔn)備與氧化處理

1.1 煤樣準(zhǔn)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(biāo)參數(shù)，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(chǎn)狀態(tài)，為了盡可能獲得新鮮煤樣，當(dāng)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(xiàn)場用保鮮膜包裹轉(zhuǎn)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(jìn)行表面處理確保標(biāo)準(zhǔn)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(jìn)行標(biāo)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(xué)獲得不同氧化程度煤，對比不同氧化程度煤的力學(xué)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(jié)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(jīng)過2次測試，由圖2，3可知，當(dāng)溫度達(dá)到60 ℃和80 ℃時，CO和CO2體積分?jǐn)?shù)增加變快。當(dāng)溫度達(dá)到126 ℃和120 ℃時，C2H4開始出現(xiàn)，且CH4和C2H6體積分?jǐn)?shù)增加變快，其中C2H4的出現(xiàn)是煤樣進(jìn)入加速氧化的重要標(biāo)志[32]。當(dāng)溫度達(dá)到195 ℃和200 ℃時，CO，CO2的生成速度開始減緩。當(dāng)溫度為195 ℃和206 ℃時，達(dá)到煤樣的活性溫度點，此時煤體內(nèi)的大分子結(jié)構(gòu)加速斷裂。當(dāng)溫度為252 ℃和290 ℃時，達(dá)到煤樣的著火點溫度，此時煤體中吸附氧氣與脫附氧氣達(dá)到平衡，煤體中的活性結(jié)構(gòu)與氧氣發(fā)生劇烈反應(yīng)，產(chǎn)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(jié)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(shè)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(biāo)準(zhǔn)煤柱通過程序升溫設(shè)備進(jìn)行氧化處理。處理方式為:將煤樣置于程序升溫箱內(nèi)的罐體中，設(shè)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(dāng)達(dá)到終止溫度后，恒溫270 min，然后終止加熱，關(guān)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(shù)，設(shè)置1組未氧化煤樣(30 ℃條件下不進(jìn)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(jìn)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(shè)備及方案

1.3.1波速測試

在煤樣氧化前后分別對煤樣進(jìn)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(xué)實驗

煤樣氧化完成后，進(jìn)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(xué)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(jìn)行耦合，逐一測試氧化前后的煤樣的波速，并進(jìn)行記錄。然后對5組煤樣進(jìn)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(jié)果分析

2.1 氧化煤波速變化規(guī)律

通過測試煤體內(nèi)縱、橫波的傳播速度可以研究煤體的構(gòu)成及孔隙情況。因此超聲波速度是評價材料損傷的指標(biāo)之一。易自燃煤體，經(jīng)過氧化后內(nèi)部孔隙結(jié)構(gòu)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(jìn)行定量評價。由于橫波波速測試比較困難，測試結(jié)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(jié)構(gòu)復(fù)雜，波速測試結(jié)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(nèi)部的孔隙結(jié)構(gòu)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(jīng)過氧化后，其結(jié)構(gòu)狀態(tài)和材料的性質(zhì)都將發(fā)生變化，裂紋或缺陷進(jìn)一步發(fā)育。當(dāng)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(yán)重。煤體經(jīng)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(xué)效應(yīng)分析

2.2.1應(yīng)力-應(yīng)變曲線

圖9分別為原煤和經(jīng)歷了70，135，200和265 ℃氧化煤的單軸壓縮實驗的全應(yīng)力-應(yīng)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(jīng)歷了不同氧化處理的煤樣，其應(yīng)力-應(yīng)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(yīng)變隨著應(yīng)力增加而增加，此階段煤體內(nèi)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(nèi)部的孔隙和裂隙也變多。在線彈性階段，伴隨著小裂隙的產(chǎn)生—閉合—再產(chǎn)生—再閉合，直至裂隙貫通。此階段應(yīng)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(yīng)力的增幅降低，表現(xiàn)為應(yīng)力-應(yīng)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(jié)構(gòu)發(fā)生不可逆的變形。在破壞階段，煤體內(nèi)部裂隙貫通，形成宏觀裂隙，應(yīng)力達(dá)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(yīng)力-應(yīng)變曲線明顯不同。原煤的應(yīng)力-應(yīng)變曲線表現(xiàn)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(xiàn)出明顯的“多峰效應(yīng)”。原煤中僅DZ-30-1號煤樣表現(xiàn)出多峰效應(yīng);70 ℃氧化煤體中，僅DZ-70-3號煤樣表現(xiàn)為多峰效應(yīng);135 ℃氧化煤體中，DZ-135-2號和DZ-135-4號煤樣表現(xiàn)為多峰效應(yīng);200 ℃和265 ℃氧化煤體中，各煤樣均表現(xiàn)出多峰效應(yīng)。因此，峰值區(qū)域，隨著氧化程度的增加，多峰效應(yīng)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(xiàn)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(xiàn)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(yīng)力跌落形式不同。原煤中，僅DZ-30-4號煤樣表現(xiàn)為階梯式跌落，70 ℃氧化煤中，僅DZ-70-1號煤體破壞階段表現(xiàn)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(xiàn)為階梯跌落，而DZ-135-3號煤體的應(yīng)力-應(yīng)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(xiàn)為階梯跌落;265 ℃氧化煤中，已不存在瞬時跌落和階梯跌落現(xiàn)象，表現(xiàn)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(yīng)力跌落現(xiàn)象逐漸弱化或消失。

圖9(f)為從各組實驗煤樣中，選擇力學(xué)參數(shù)接近組內(nèi)平均值的煤樣應(yīng)力-應(yīng)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(yīng)變逐漸變大，壓密階段應(yīng)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(yīng)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(yīng)力-應(yīng)變曲線Fig.9 Stress-strain curves of coal samples under uniaxial compression

2.2.2力學(xué)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(xué)特征的重要參數(shù)[35]。本實驗主要研究的參數(shù)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(yīng)變εc和壓密階段最大應(yīng)變ε1。對同一氧化條件下的力學(xué)參數(shù)計算均值，見表2，即得出煤體力學(xué)參數(shù)與不同氧化程度煤體的變化關(guān)系，如圖10，11所示。

表2 不同氧化煤樣力學(xué)參數(shù)Table 2 Mechanical parameters of different oxidized coal samples

煤樣在經(jīng)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(xiàn)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(shù)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(jīng)出現(xiàn)了明顯的降低，從70～200 ℃氧化煤抗壓強度降低幅度進(jìn)一步增大，且基本呈線性。在200 ℃達(dá)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(xué)特性差異較大。為了避免簡單的以原煤強度進(jìn)行工程計算而導(dǎo)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(dá)式為

σy=kσc

(3)

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

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

應(yīng)力-應(yīng)變曲線中蘊含中豐富的信息，根據(jù)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(shù)關(guān)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(yīng)變與縱向應(yīng)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(jù)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(shù)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(shù)平均值與原煤的比值定義為氧化煤樣變形參數(shù)降低系數(shù)。經(jīng)計算分別得出了彈性模量降低系數(shù)KT、割線模量降低系數(shù)K50、初始模量降低系數(shù)K0、泊松比降低系數(shù)Kμ以及抗壓強度軟化系數(shù)Kc，見表3。

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

煤樣強度軟化系數(shù)和變形參數(shù)降低系數(shù)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(shù)和變形參數(shù)降低系數(shù)整體降低。當(dāng)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(shù)和變形參數(shù)降低系數(shù)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(shù)和變形參數(shù)降低系數(shù)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(shù)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(shù)、變形參數(shù)降低系數(shù)關(guān)系Fig.12 Relationship between oxidation degree and strength softening and deformation parameter reduction coefficient

2.2.3應(yīng)變特性

峰值應(yīng)變、壓縮階段最大應(yīng)變可以反應(yīng)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(yīng)變參數(shù)見表2。

峰值應(yīng)變是煤體達(dá)到抗壓強度時的應(yīng)變值，它是表征煤體塑性情況的主要依據(jù)，峰值應(yīng)變越大，說明試件的塑性越強，峰值應(yīng)變越小，脆性越強。原煤和70，135，200，265 ℃氧化煤的峰值應(yīng)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(yīng)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(yīng)變基本呈線性增長，說明煤體經(jīng)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(nèi)部的孔隙結(jié)構(gòu)，打破了煤體的完整性，從而表現(xiàn)出塑性特征。

圖13 不同氧化煤體應(yīng)變參數(shù)對比Fig.13 Comparison of strain parameters of different oxidized coal bodies

為了進(jìn)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(yīng)變，即可反映出氧化對孔隙結(jié)構(gòu)的影響。壓密階段的最大軸應(yīng)變越大，說明氧化對煤體損傷越大，煤體內(nèi)的孔隙結(jié)構(gòu)越發(fā)育。原煤和70，135，200，265 ℃氧化煤的壓密階段最大軸應(yīng)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(yīng)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(yīng)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(yīng)變與峰值應(yīng)變的比值關(guān)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(yīng)變與峰值應(yīng)變比值越來越大，基本呈線性增加，當(dāng)氧化程度達(dá)到265 ℃后，其比值基本接近50%，進(jìn)一步說明氧化可使煤孔隙結(jié)構(gòu)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(yīng)變與壓縮階段最大軸應(yīng)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(zhì)的強度決定的。

2.2.4破壞特征

煤巖的抗壓強度其本質(zhì)并不是試樣內(nèi)部壓應(yīng)力作用的結(jié)果，從煤樣的破壞形式分析，本質(zhì)上是剪應(yīng)力和拉應(yīng)力作用的結(jié)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(fù)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(dǎo)致煤樣內(nèi)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(chǎn)生“起皮”現(xiàn)象。圖14(f)為265 ℃氧化煤，因氧化程度較深，其破壞形式復(fù)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(fù)雜，破壞后的整體性越差，脫落的碎煤及煤粉越多， “起皮”現(xiàn)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(xué)性質(zhì)差異機制分析

氧氣與煤體相互作用是一個復(fù)雜的化學(xué)反應(yīng)過程，其過程由外向內(nèi)分為2階段:① 當(dāng)氧氣擴散速度小于煤體吸附速度時，氧氣擴散至煤體內(nèi)的孔隙和毛細(xì)管內(nèi)，氧化反應(yīng)在孔隙的表面上進(jìn)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(jié)構(gòu)表面的煤分子反應(yīng)不向內(nèi)部滲透，直至反應(yīng)面完全氧化后才向反應(yīng)面內(nèi)部繼續(xù)推移;② 氧化反應(yīng)進(jìn)行中，若氧氣擴散速度大于煤體吸收速度，則會出現(xiàn)氧氣并不完全消耗在孔隙表面，而會向煤體內(nèi)部更深的處滲透，進(jìn)行氧化作用[36]。

根據(jù)前述實驗分析，煤在不同溫度下經(jīng)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(fù)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(yīng)已進(jìn)行完畢;在弱氧化區(qū)內(nèi)，煤氧反應(yīng)正在進(jìn)行，未進(jìn)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(xué)反應(yīng)。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?jǐn)?shù)和氧化程度有關(guān)。

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(gòu)建，做以下假設(shè):① 實驗煤樣為各向同性均質(zhì)體，氧氣徑向擴散，忽略端部氧化影響;② 氧化煤體由外向內(nèi)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(yīng)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(jīng)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(yīng)區(qū)(強氧化區(qū)和弱氧化區(qū))深度預(yù)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(yīng)深度分別為:2.78，6.38，16.58和24.97 mm，進(jìn)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(dāng)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(shè)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(guān)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(xué)差異的原因。

在不同溫度下對易自燃煤體進(jìn)行氧化，氧化后煤體力學(xué)參數(shù)的改變不僅受煤氧復(fù)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(fù)合作用對煤體力學(xué)性質(zhì)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(jìn)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(fù)合作用相對與易自燃煤弱，因此，趙固二礦高溫后的力學(xué)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(fù)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(yīng)用

為了進(jìn)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(hù)層煤體的影響和煤柱局部氧化2種工況進(jìn)行數(shù)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(chǎn)作業(yè)提供指導(dǎo)。

4.1 底抽巷抽采對被保護(hù)層影響

底抽巷對被保護(hù)層進(jìn)行抽采時，根據(jù)抽采時間、漏風(fēng)強度、氧氣體積分?jǐn)?shù)、地應(yīng)力等因素的不同，被保護(hù)層的煤體會出現(xiàn)不同程度氧化。當(dāng)被保護(hù)層開始掘進(jìn)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(hù)層煤巷開挖模型，根據(jù)前述研究結(jié)果，賦予不同氧化程度煤體力學(xué)參數(shù)，對巷道受力及變形狀態(tài)進(jìn)行分析。

圖18為原煤，70，135，200和265 ℃氧化煤分布巷道的垂直應(yīng)力狀況。由圖18可知，隨著氧化程度的增加，煤巷兩側(cè)應(yīng)力集中距離巷幫變遠(yuǎn)，說明巷道圍巖塑性區(qū)范圍變大，且隨著氧化程度增加，應(yīng)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(jù)數(shù)值模擬結(jié)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(yīng)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(fēng)強度、承受載荷、開采方式、支護(hù)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(xiàn)象。當(dāng)局部煤體氧化后，煤體的力學(xué)性質(zhì)發(fā)生變化，導(dǎo)致氧化煤附近區(qū)域產(chǎn)生應(yīng)力集中，煤柱受力不均，誘發(fā)煤柱變形，甚至沖擊地壓等災(zāi)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(shè)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(yīng)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(yīng)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(yīng)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(xiàn)煤柱應(yīng)力集中更加明顯，且應(yīng)力逐漸向煤柱內(nèi)部轉(zhuǎn)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(yīng)該對發(fā)生氧化或者自燃后的煤體力學(xué)參數(shù)進(jìn)行考察，這樣可以使工程設(shè)計更科學(xué)，施工更安全。

5 結(jié) 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(jìn)一步說明氧化程度的增加，煤樣內(nèi)的孔隙結(jié)構(gòu)逐漸發(fā)育。

(2)不同氧化程度的煤體，其應(yīng)力-應(yīng)變曲線不同。原煤應(yīng)力-應(yīng)變曲線表現(xiàn)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(yīng)力-應(yīng)變曲線壓密階段和屈服階段越明顯，多峰效應(yīng)越明顯，峰后臺階跌落效應(yīng)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。抗壓強度從16.36 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(yīng)變和壓密階段最大軸應(yīng)變逐漸增加。峰值應(yīng)變從7.27×10-3、增加至19.449×10-3，壓密階段最大軸應(yīng)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(yīng)變與峰值應(yīng)變比值越來越大，當(dāng)氧化程度達(dá)到265 ℃后，其比值基本接近50%，而峰值應(yīng)變與壓縮階段最大軸應(yīng)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(fù)雜。隨著氧化程度增加，試樣損傷越嚴(yán)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(xiàn)象更加明顯。

(6)氧化煤體由外向內(nèi)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(rèn)為易自燃傾向性煤體氧化后的力學(xué)參數(shù)變化主要是煤氧復(fù)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(yīng)變、壓縮階段最大應(yīng)變逐漸變大，煤體破壞形式逐漸復(fù)雜，未氧化區(qū)半徑逐漸變小。作為煤體物性參數(shù)之一的波速可以對氧化煤體的力學(xué)特性提供早期預(yù)判。