冷熱沖擊飽水煤體多尺度損傷特性研究

郭 志，王 毅，戎彥龍

(太原理工大學 安全與應急管理工程學院，山西 太原 030024)

礦井瓦斯是煤炭開采中常見的有害氣體，威脅著煤礦的安全生產(chǎn)。隨著開采深度的不斷增加，瓦斯含量和瓦斯壓力隨著開采深度的增加而自然升高，預計瓦斯災害將越來越嚴重[1，2]。煤層氣的開發(fā)既可以防治瓦斯，且具有一定的經(jīng)濟價值。我國煤層滲透率普遍偏低，制約著煤層氣的開發(fā)利用。因此，探究煤層致裂增透技術對煤層氣開發(fā)具有重要意義[3]。

冷熱沖擊致裂技術是一種無水壓裂技術，對煤體進行高低溫度沖擊，劣化煤體結(jié)構，進而改善煤層透氣性。魏建平等[4]通過對比冷沖擊與熱-冷沖擊后煤樣的滲透率及裂隙發(fā)育情況得出熱-冷沖擊處理增透效果更好，溫度沖擊產(chǎn)生的熱應力大于煤體抗拉強度是主要增透機理。王登科[5]等為研究溫度沖擊下煤的微觀結(jié)構變化及其損傷斷裂機制，分別開展了煤樣的冷沖擊和熱沖擊試驗，結(jié)合斷裂力學理論揭示了煤樣的斷裂機制。張平[6]等研究了溫度沖擊下煤體裂隙結(jié)構演化特征，從微細觀方面揭示煤體對溫度的響應機制。張磊等[7]研究了不同含水率煤樣在液氮低溫致裂下的滲流特性，研究表明相同致裂次數(shù)下，煤樣含水率越高表面裂隙發(fā)育越明顯。液氮致裂能提高煤體滲透率水平，且與含水率成正比。田苗苗[8]總結(jié)了相關學者的研究成果，對水-冰相變凍脹力、液氮汽化膨脹力和溫度應力誘發(fā)的煤基質(zhì)收縮作用等主要作用機理進行討論。張春會等[9]研究了飽水度和液氮再溶浸對液氮冷凍煤致裂效果的影響，分析了飽水程度、液氮再溶浸對煤內(nèi)原生裂隙結(jié)構擴展和新裂隙萌生的影響。秦雷[10]研究了液氮對煤體孔隙結(jié)構變化和煤層滲透性能影響規(guī)律，揭示液氮致裂煤體孔隙演化規(guī)律和煤層滲透率變化特征。李和萬[11]使用激光顯微鏡觀測冷熱交替作用前后煤樣表面原生裂隙擴展情況。劉泉聲[12]研究了巖體在凍融循環(huán)下裂隙中凍脹力的萌生裂隙凍脹擴展和巖體凍脹損傷程度。楊兆中[13]為揭示液氮注入地層過程對煤層滲透率影響的規(guī)律，采用壓力脈沖衰減法開展了低溫處理前、后煤巖滲透率測試，結(jié)果試驗表明隨著處理溫度的降低，煤巖滲透率升高幅度變大。近年來，溫度沖擊致裂增透成為學者研究的重點，研究不同溫差沖擊飽水煤樣的損傷規(guī)律對煤層氣抽采有重要意義。

本文利用冷熱沖擊試驗裝置、金相顯微技術、聲發(fā)射技術，研究了冷熱沖擊條件下飽水煤樣損傷規(guī)律，通過單軸壓縮試驗和三軸滲流試驗驗證冷熱沖擊對煤體損傷的效果。研究結(jié)果可為煤層氣開發(fā)提供理論支撐。

1 試驗方法

1.1 試樣制備及工業(yè)指標

本次試驗所用煤樣為陽泉新景礦9#無煙煤，選取裂隙較少的大塊原煤。按照實驗室?guī)r樣制備標準《煤和巖石物理力學性質(zhì)測定方法》(GB/T 23561.7—2009)，使用砂線切割機制取?50 mm×100 mm的標準煤樣。為使煤樣在應力加載時上下兩端面受力均勻，煤樣的端面不平行度小于0.005 cm。將煤樣按單軸組和三軸組，分別編號為A1—A4，B1—B4。試驗所采用的煤樣的工業(yè)分析見表1。

表1 煤工業(yè)分析指標 %

金相顯微觀測所需煤樣需按如下流程進行制備，首先將?20 mm×100 mm的煤柱試樣，制備成若干個?20 mm×10 mm的煤樣，經(jīng)手工打磨，拋光達到鏡面效果，編號為J1、J2。為減小誤差，所需煤樣均來自同一煤塊。

使用負壓飽水裝置對煤樣進行飽水處理，每隔12h對煤樣稱重，直至煤樣質(zhì)量不再變化，得到最大含水率煤樣。

1.2 試驗方案

通過冷熱沖擊試驗裝置，對實驗組及對照組煤樣進行冷/冷熱沖擊處理，從以下3個尺度研究冷熱沖擊飽水煤體損傷增透效果。

1)微觀尺度：在冷熱沖擊飽水煤樣的同時使用聲發(fā)射儀監(jiān)測沖擊過程中的聲發(fā)射信號。

2)細觀尺度：使用金相顯微鏡觀測冷/冷熱沖擊前后煤樣表面裂隙的變化，驗證冷熱沖擊飽水煤體損傷效果。

3)宏觀尺度：使用單軸壓縮裝置測試冷/冷熱后煤樣的力學特性，并使用三軸滲流儀測試冷/冷熱沖擊后的煤樣的滲透率，進一步驗證冷熱沖擊飽水煤體結(jié)構損傷效果。試驗方案見表2。

表2 試驗方案

1.3 試驗流程

試驗裝置分5個單元：冷熱沖擊單元、聲發(fā)射單元、金相顯微鏡觀測單元、單軸加載單元及三軸滲流測試單元。具體流程如下：

1)冷/冷熱沖擊試驗。對照組進行冷沖擊試驗。在飽水處理后的煤樣A1表面安裝聲發(fā)射探頭，放入預設溫度為-40 ℃的低溫試驗箱，冷沖擊處理持續(xù)2 h，試驗過程中記錄聲發(fā)射數(shù)據(jù)。B1、J1做相同的冷沖擊處理。實驗組進行冷熱沖擊試驗。在飽水處理后的煤樣A2表面安裝聲發(fā)射探頭，放入預設溫度為-40 ℃的低溫試驗箱，冷沖擊處理持續(xù)2 h，立即取出，放入預設溫度為40 ℃的高溫試驗箱，熱沖擊處理持續(xù)2h。試驗過程中記錄聲發(fā)射數(shù)據(jù)。煤樣A3、A4、J2(B3、B4)重復上述冷熱沖擊步驟，熱沖擊溫度分別改變?yōu)?0 ℃和120 ℃。

2)金相顯微觀測。J1、J2煤樣冷/冷熱沖擊試驗前，使用金相顯微鏡觀測并拍取圖像，選取具有裂隙特征的圖像并標記觀測點位置。冷/冷熱沖擊試驗后用顯微鏡對同一標記區(qū)域觀測并記錄圖像。

3)單軸壓縮試驗。將冷沖擊處理后的煤樣A1置于球型座上，降下壓力機使煤樣固定，在煤樣表面安裝聲發(fā)射探頭。預加載采用位移控制，控制速率設置為0.1 mm/min，試驗開始后改為負荷控制，控制速率設置為0.02 kN/s，試驗結(jié)束后觀測裂隙及破壞狀態(tài)，試驗過程中記錄聲發(fā)射數(shù)據(jù)。重復上述操作，測試A2—A4。

4)三軸滲流試驗，將冷沖擊處理后的煤樣B1裝入三軸滲流儀。對煤樣施加3 MPa軸壓，3 MPa圍壓，0.5 MPa孔隙壓。待吸附平衡后，測試其滲透率，重復測量3次，取其平均值。重復上述操作，測試B2—B4。

2 冷熱沖擊飽水煤體損傷特性與機理

2.1 聲發(fā)射特征

飽水煤樣經(jīng)不同溫度冷熱沖擊后的端面如圖1所示，經(jīng)-40 ℃冷沖擊后，煤樣裂隙清晰可見；經(jīng)-40～40 ℃冷熱沖擊，煤樣裂隙數(shù)量較冷沖擊增多，隨著冷熱沖擊的溫差增大，煤樣端面裂隙逐漸增加，-40～120 ℃冷熱沖擊煤樣的裂隙最多，細小新生裂隙數(shù)目增加，裂隙之間相互貫通，裂隙發(fā)育較充分。

圖1 冷熱沖擊煤樣端面

冷熱沖擊會對造成煤體損傷，在此過程會產(chǎn)生聲發(fā)射信號并以彈性波的形式從破壞源向外釋放能量[14，15]，因此可利用聲發(fā)射監(jiān)測儀監(jiān)測其損傷，從微觀尺度分析冷/冷熱沖擊對煤體的結(jié)構弱化規(guī)律。不同溫度冷/冷熱沖擊煤樣在沖擊過程中的聲發(fā)射振鈴計數(shù)如圖2所示。冷沖擊煤樣在沖擊初期聲發(fā)射信號密集，振鈴計數(shù)激增達到峰值，之后逐漸下降，進入平靜期，聲發(fā)射事件大幅減少。不同溫度冷/冷熱沖擊煤樣在沖擊過程中的聲發(fā)射能量及累計能量曲線如圖3所示。其能量的變化趨勢與振鈴計數(shù)一致，能量達到峰值后，累計能量趨于平緩。

圖2 冷/冷熱沖擊煤樣過程聲發(fā)射振鈴計數(shù)

圖3 冷/冷熱沖擊煤樣過程聲發(fā)射能量及累計能量

冷-熱沖擊煤樣在冷沖擊階段聲發(fā)射特征與冷沖擊煤樣基本一致，所以截取其熱沖擊階段的計數(shù)及能量進行分析。不同溫度熱沖擊的聲發(fā)射振鈴計數(shù)與能量變化趨勢一致，在熱沖擊階段，振鈴計數(shù)在100 s內(nèi)達到峰值。隨著熱沖擊溫度的提升，峰值振鈴計數(shù)增大。120 ℃熱沖擊時的峰值振鈴計數(shù)最大，達到2264，此時能量也達到峰值。隨著熱沖擊的持續(xù)進行，振鈴計數(shù)大幅減小，逐漸趨于穩(wěn)定。其能量變化趨勢與振鈴計數(shù)一致。在能量達到峰值后，累計能量急劇上升后逐漸平緩。

熱沖擊與冷沖擊相比其聲發(fā)射事件明顯增加。振鈴計數(shù)達到峰值所需的時間縮短，熱沖擊的峰值振鈴計數(shù)遠大于冷沖擊的峰值計數(shù)。熱沖擊處理的聲發(fā)射的峰值能量與累計能量較冷沖擊有大幅增長，120 ℃時熱沖擊時累計能量達到39519?？梢?，經(jīng)冷-熱沖擊處理的煤樣較冷沖擊煤樣聲發(fā)射信號更活躍，裂隙的發(fā)育擴張更充分。

2.2 顯微圖像分析

上述試驗利用聲發(fā)射監(jiān)測從聲發(fā)射計數(shù)、能量角度說明溫度沖擊對煤樣結(jié)構造成了不可逆損傷，飽水煤體受溫度沖擊作用而產(chǎn)生的結(jié)構弱化通常具有跨尺度、難量化、多因素耦合的特點，而金相顯微技術不僅可以觀測金屬晶體結(jié)構、物理化學參數(shù)，還可以觀測非金屬組分及晶體缺陷及形貌等肉眼難以分辨的特征?；谏鲜鰞?yōu)點，使用金相顯微鏡觀測經(jīng)冷/冷熱沖擊前后的煤樣J1、J2，利用圖形邊緣分割算法提取裂隙，將測得的圖像二值化。從細觀尺度分析冷/冷熱沖擊對煤體的結(jié)構弱化規(guī)律。

由冷沖擊前后煤樣顯微圖(圖4)可知，煤樣表面具有原生細觀裂隙，經(jīng)冷沖擊后細觀裂隙發(fā)生變化。使用金相顯微鏡觀測時，物鏡采用5X，目鏡10 mm×22 mm。圖4(a)(c)為-40 ℃冷沖擊前后同一位置對比照片；為便于定量分析，將圖像二值化，如圖4(b)(d)所示。在顯微鏡下可以觀測到6條新生裂隙，以張裂隙為主，最長為686.23 μm，其余5條短裂隙平均為229.88 μm，新生裂隙分布方式簡單，方向與原始裂隙既有交叉又有平行，新生裂隙具有長度短、寬度窄的特點。根據(jù)二值化后的圖像計算，冷沖擊后同一區(qū)域裂隙面積增加了33.49%。

圖4 冷沖擊前后顯微圖像

冷熱沖擊前后顯微圖如圖5所示，圖5(a)(c)為冷-熱沖擊前后J2煤樣表面同一位置的金相顯微圖。經(jīng)-40～120 ℃的冷熱沖擊后，裂隙主要有新生裂隙及延伸裂隙，包括3條新生裂隙，新生裂隙1、3長度分別為473.9，403.86 μm，新生裂隙2為“鐮刀狀”，且與原始裂隙交匯，長度為1585.43 μm。原始裂隙經(jīng)冷-熱沖擊也會發(fā)育擴張，進一步延伸。延伸裂隙1在原始裂隙的基礎上，由原始裂隙的兩端分別向上端延伸至251.59 μm，向下延伸314.74 μm，呈階梯狀。延伸裂隙2在原始裂隙的右端向下延伸了121.25 μm，與其下方長為329.03 μm的裂隙貫通。延伸裂隙3由原始裂隙下端向下延伸534.06 μm，此裂隙寬度大于原始裂隙。

圖5 冷熱沖擊前后顯微圖像

為計算裂隙面積，將金相顯微圖進行二值化處理，如圖5(b)(d)所示。經(jīng)冷-熱沖擊后同一區(qū)域的裂隙面積較沖擊前增加了77.74%，遠大于冷沖擊導致的裂隙面積增加的幅度。由此可見，冷-熱沖擊對煤體造成的損傷更大，冷-熱沖擊處理煤體的劣化程度遠大于冷沖擊，對飽水煤體的致裂效果更顯著。

2.3 單軸力學特性

對不同溫度冷/冷熱沖擊煤體進行單軸壓縮試驗，利用聲發(fā)射實時監(jiān)測煤體破壞，從宏觀尺度分析冷/冷熱沖擊對煤體的結(jié)構弱化規(guī)律。加載過程中應力-應變曲線如圖6所示。在軸向應力的加載過程中煤樣的變形分為四個階段：壓密階段、彈性階段、屈服階段、破壞階段[16]。

圖6 加載過程中應力-應變曲線

壓密階段，煤樣內(nèi)部部分孔-裂隙結(jié)構閉合，曲線斜率緩慢增加呈微弧形，隨著軸向應力的增加，煤體的軸向變形的速率增大；彈性階段，應力-應變曲線呈線性，斜率基本不變，隨著軸向應力不斷增大，開始產(chǎn)生新的孔-裂隙結(jié)構，裂隙擴張、發(fā)育；屈服階段，曲線斜率逐漸減小，各裂隙融會貫通形成宏觀破裂面，內(nèi)部結(jié)構大面積破壞，煤樣膨脹變形；峰后破壞階段，軸向應力達到煤樣的抗壓強度，煤樣結(jié)構崩壞，軸向應力驟減，軸向變形激增。

-40 ℃冷沖擊處理的煤樣抗壓強度最大為11.23 MPa，-40～40 ℃、-40～80 ℃、-40～120 ℃冷-熱沖擊處理煤樣的抗壓強度分別為7.99，6.56，5.18 MPa。冷-熱沖擊的溫差越大，煤體的抗壓強度越低。由此可見，冷-熱沖擊的溫差影響著受沖擊煤體的損傷程度，溫差越大，煤體損傷程度越大，導致抗壓強度減小。-40 ℃沖擊煤樣的彈性模量最大1440 MPa，-40～40 ℃、-40～80 ℃、-40～120 ℃沖擊煤樣的彈性模量均小于-40 ℃沖擊煤樣，-40～40 ℃沖擊煤樣彈性模量最小為778 MPa，但彈性模量并未隨著冷熱沖擊溫差的增大而減小。

為進一步驗證不同冷熱沖擊處理對飽水煤樣的劣化效果，在單軸壓縮加載過程的同時，進行聲發(fā)射定位[17]。并選取峰值應力對應的聲發(fā)射圖像進行分析。不同溫度冷熱沖擊煤體單軸壓縮聲發(fā)射定位圖如圖7所示。定位圖中數(shù)字1～6分別代表聲發(fā)射探頭6個定位點。

圖7 不同溫度冷-熱沖擊煤體單軸壓縮聲發(fā)射定位

由圖7可知，當應力達到峰值時，-40 ℃沖擊煤樣的聲發(fā)射定位數(shù)量最少，隨著冷熱沖擊的溫差增大，定位圖中記錄的聲發(fā)射定位數(shù)量逐漸增大，-40～120 ℃沖擊煤樣的聲發(fā)射定位數(shù)量最大。但其峰值應力是遞減的。即-40～120 ℃沖擊煤樣的峰值應力最小，但監(jiān)測到的聲發(fā)射事件最密集，內(nèi)部裂隙發(fā)育最充分，這表明在冷熱沖擊階段此煤樣受損傷程度最大，劣化效果最好。由此可見，冷熱沖擊溫差越大，對飽水煤樣造成的損傷越大。

2.4 損傷增透機理

飽水煤樣經(jīng)冷熱沖擊處理后對煤體造成損傷，導致煤體滲透率增大。冷熱沖擊前后煤樣滲透率變化見表3。冷沖擊后煤樣滲透率增幅較小為15.83%，-40～40 ℃冷熱沖擊煤樣滲透率增幅較冷沖擊有明顯提高。隨著冷熱沖擊溫差增大，煤樣的滲透率增幅變大。-40～120 ℃冷熱沖擊煤樣的滲透率增幅最大為201.95%?？梢?，冷熱沖擊的溫差越大，對煤體的劣化損傷作用越強，增透效果越好。

飽水煤樣在冷熱沖擊過程中溫度變化如圖8所示，在冷熱沖擊過程中煤體結(jié)構劣化受到兩方面影響：

圖8 冷熱沖擊過程

1)由于煤體的非均質(zhì)性，在受到溫度沖擊時煤體內(nèi)部礦物顆粒自身收縮、膨脹變形，礦物顆粒變形相互制約產(chǎn)生熱應力。當熱應力大于煤體的抗拉強度時，礦物顆粒聯(lián)接斷裂產(chǎn)生微裂隙，隨著溫度梯度增大，形成宏觀裂隙，原生裂隙發(fā)育擴張，造成煤體內(nèi)部損傷。

由煤體內(nèi)外溫差形成溫度梯度導致礦物顆粒變形相互制約產(chǎn)生的熱應力可用下式計算[18]：

σij=αijEijΔTδij

式中，σij為熱應力，MPa；αij為煤體線膨脹系數(shù)取26×10-6℃-1；Eij為煤體彈性模量為3507 MPa；ΔT為溫度變化，℃；δij為Kronecker符號，取1。

冷熱沖擊時產(chǎn)生的熱應力在7.29～14.59 MPa之間，由此可見冷熱沖擊的溫差越大，產(chǎn)生的熱應力越大，對煤體造成的損傷越大。

2)飽水煤體受冷沖擊時，煤體中的水分凍結(jié)處于受限空間，凍脹力作用于裂隙壁[19]。促使飽水煤體由細微孔裂隙發(fā)育導致煤體結(jié)構劣化，造成不可逆的損傷。凍脹力可表示為[20]：

式中，Ei為冰的彈性模量，取0.6 GPa；N為孔隙度，取23%；S為飽和度(完全飽水煤樣取100%)；β為液態(tài)水凝固體積膨脹系數(shù)，取9%；ΔT是溫差，℃；α為體積膨脹比系數(shù)取26×10-6℃-1；υi是冰的泊松比取0.3。

計算可得飽水煤樣經(jīng)冷沖擊產(chǎn)生的凍脹力為9.75 MPa。試驗煤樣經(jīng)過巴西劈裂測得抗拉強度為 1.52～2.01 MPa，冷熱沖擊所產(chǎn)生的熱應力及凍脹力均大于其抗拉強度。且最大熱應力略大于凍脹力。

在熱應力與冰脹力的作用下產(chǎn)生新的裂隙，原生裂隙發(fā)育擴張，裂隙相互貫通，煤體結(jié)構被破壞，形成新的滲流通道，導致煤體滲透率增大。

3 結(jié) 論

1)微觀尺度上，冷熱沖擊過程中的聲發(fā)射特征(振鈴次數(shù)、能量)表明冷-熱沖擊處理的煤樣較冷沖擊煤樣聲發(fā)射信號更活躍，裂隙的發(fā)育擴張更充分。

2)通過金相顯微鏡觀測，經(jīng)-40 ℃冷沖擊后同一區(qū)域裂隙面積增加了33.49%，-40～120 ℃冷-熱沖擊后同一區(qū)域的裂隙面積增加了77.74%?？梢娎錈釠_擊處理對煤樣的損傷大于冷沖擊處理。

3)單軸壓縮測試結(jié)果表明冷-熱沖擊的溫差越大，煤體的抗壓強度越低；聲發(fā)射定位圖像表明冷熱沖擊溫差越大，煤體受損傷程度越大。

4)經(jīng)滲透率測試可知冷熱沖擊的溫差越大，增透效果越顯著。基于本次試驗可得：水-冰相變產(chǎn)生的凍脹力及礦物顆粒變形相互制約產(chǎn)生熱應力導致了煤體結(jié)構劣化。