煤柱破坏失稳方式分析

这个我不知道 但是给你找来了内摩擦角的资料 希望对楼主你有所帮助

内摩擦角(angle of internal friction)

煤堆在垂直重力作用下发生剪切破坏时错动面的倾角

作为岩(土)体的两个重要参数之一的内摩擦角，是土的抗剪强度

指标，是工程设计的重要参数。土的内摩擦角反映了土的摩擦特

性，一般认为包含两个部分：土颗料的表面摩擦力，颗粒间的嵌

入和联锁作用产生的咬合力。]

内摩擦角是土力学上很重要的一个概念。内摩擦角最早出现在库

仑公式中，也就是土体强度决定于摩擦强度和粘聚力，摩擦强度

又分为滑动摩擦和咬合摩擦，两者共同概化为摩擦角。

经典的表达式就是库伦定律τ=σtanθ+c

其中，对于黏性土，c不为0

对于砂土，c为0

θ、c可以通过三轴试验得出，（或直剪）。在不同围压下，得到

破坏时的最大主应力和最小主应力，做出应力圆，至少在三种不

同的围压下，这样可以做出三个应力圆，作三个圆的公切线，斜

率即为内摩擦角。

内摩擦角在力学上可以理解为块体在斜面上的临界自稳角，在这

个角度内，块体是稳定的；大于这个角度，块体就会产生滑动。

利用这个原理，可以分析边坡的稳定性。

煤的自然安息角是45°。

散料在堆放时能够保持自然稳定状态的最大角度（单边对水平面的角度），称为“安息角”。

在这个角度形成后，再往上堆加这种散料，就会自然溜下，保持这个角度，只会增高，同时加大底面积。在土堆、煤堆、粮食的堆放中，经常可以看见这种现象，不同种类的散料安息角各不相同。

粒子安息角又称粉尘静止角或堆积角。粉尘粒子通过小孔连续地落到水平板上时堆积成的锥体母线与水平面的夹角。许多粉尘安息角的平均值约为35°-40°，与粉尘种类、粒径、形状和含水率等因素有关。

扩展资料：

安息角：

休止角，亦作安息角，是斜面使置于其上的物体处于沿斜面下滑的临界状态时，与水平表面所成的最小角度(即随着倾斜角增加，斜面上的物体将越容易下滑；当物体达到开始下滑的状态时，该临界状态的角度称为休止角)。

大量颗粒状物质被倾倒于水平面上堆积为锥体，堆积物的表面与水平面所成内角即为休止角，其与密度，颗粒的表面积和形状，及该物质的摩擦系数相关。

休止角指在重力场中，粉料堆积体的自由表面处于平衡的极限状态时自由表面与水平面之间的角度。 测定休止角的方法有两种：注入法及排出法。注入法：将粉体从漏斗上方慢慢加入，从漏斗底部漏出的物料在水平面上形成圆锥状堆积体的倾斜角。

排出法：将粉体加入到圆筒容器内，使圆筒底面保持水平，当粉体从简底的中心孔流出，在筒内形成的逆圆锥状残留粉体堆积体的倾斜角。 这两种倾斜角都是休止角，有时也采用倾斜法。

在绕水平轴慢速回转的圆筒容器内加入占其容积的1/2～1/3的粉体，当粉体的表面产生滑动时，测定其表面的倾斜角。 休止角越小，摩擦力越小，流动性越好，一般认为θ≤30度时流动性好，θ≤40度时可以满足生产过程中的流动性需求。

参考资料来源：百度百科-自然安息角

参考资料来源：百度百科-安息角

7.1.1 煤岩体的结构特点与破坏准则

从岩石学观点来说，煤是一种可燃的有机岩石，其组成比较复杂，一般不是均质的，是由各种煤岩成分（镜煤、亮煤、暗煤和丝煤）交替而成的带状结构。

煤岩体是典型的多孔介质材料，是由不同大小颗粒矿物组成的可燃有机岩，其中包含大量的孔隙、位错等宏观和微观缺陷。其形成历史是动植物遗体先经过生化作用变成泥炭，然后因地壳运动发生沉降，被泥沙等沉积物所覆盖，在以压力和温度为主的物理化学作用下形成沉积的煤岩体。在整个成煤过程中，煤岩体一方面由于地壳的运动、侵蚀等原因受到不同程度和形式的破坏，从而形成裂隙、层理、片理、破碎区和包裹体等特性；一方面在地应力和支承应力作用下煤岩体内部也会产生裂隙。这样，煤岩体在地质构造因素和开采等外在因素影响作用下，从一种均质的、近似各向同性的简单结构变成具有众多层理、断层、裂纹和其他缺陷的复杂结构，在不同受力条件下呈现不同的破坏形式，如稳定的静态破坏和非稳定的动态破坏。

煤岩体与岩石、土和混凝土等一类材料是非常复杂的介质，呈现出多属性的特点，在不同的受力条件下它们分别具有弹性、塑性或黏性。

传统的塑性力学是在金属材料变形研究中发展起来的，从屈瑞斯卡（Tresca）1864年发表最大剪应力屈服准则开始，到20世纪60年代德鲁克（Drucker）和普拉格（Prager）提出的Drucker-Prager准则，以及摩尔（Mohr）、库仑（Coulomb）提出的摩尔-库仑准则，使传统的塑性力学形成了比较系统的理论。物体总变形往往包括弹性变形和塑性变形两部分。

（1）摩尔-库仑强度准则

摩尔-库仑强度准则属于剪切破坏理论，该理论是由库仑在1773年提出来的，至今仍然是较为重要的岩石强度理论。其基本思想是认为岩石的剪切破坏是由岩石破裂面产生的破坏剪应力受到岩石材料的内聚力和内摩擦力的抵抗，当破裂面上的破坏剪应力等于岩石的内聚力和内摩擦力时，岩石即开始发生剪切破坏，由此得到强度准则，即

煤岩动力灾害力电耦合

式中：σ1，σ3——分别为最大和最小主应力，MPa；C——煤岩内聚力，MPa；φ——内摩擦角，（°）。

（2）霍克-布朗准则

根据大量煤岩力学实验证实，煤岩破坏后强度有所降低，产生弱化现象。霍克-布朗准则可以对此进行有效描述：

煤岩动力灾害力电耦合

式中：σ1s——煤岩材料峰值强度时的最大主应力，MPa；σ3——最小主应力，MPa；σc——完整煤岩材料的单轴抗压强度，MPa；m，s——材料常数，取决于煤岩性质和原始破裂情况。

（3）德鲁克-普拉格准则

德鲁克-普拉格准则为弹塑性屈服准则，其可以用下式表示：

煤岩动力灾害力电耦合

式中：I1——应力张量第一不变量；J2——应力偏量的第二不变量；a——常数，在平面应变条件下有a=k———常数，在平面应变条件下有k=。

7.1.2 围岩巷道的弹塑性分析及应力分布特点

矿山煤岩体在单巷掘进或工作面回采过程中，由于受突然开挖或采动影响，其巷道两帮、顶板和底板内部应力会重新分布，造成局部区域应力集中，使得煤岩发生变形破坏，这是一个动态的过程。前人的研究成果和本文前面实验结果已经证明，在煤岩体变形破坏过程中，会有电磁辐射和声发射信号产生，产生信号的幅度和频率与煤岩体变形破裂的速率有关，而煤岩体变形破裂的速率又直接受加载载荷或应力的大小和加载速率的影响。因此研究煤岩体内部的应力场及其应力集中区，对煤岩体变形破裂电磁辐射场的研究具有重要的意义。

未经采动的岩体，在巷道开掘前常处于弹性变形状态，岩体的原始垂直应力P为上部覆盖岩层的重量 rH（岩体的容重与埋藏深度的乘积）。在岩体内开掘巷道后应力会重新分布，即巷道围岩内出现应力集中。如果围岩应力小于岩体强度，这时岩体物性状态不变，围岩仍处于弹性状态。如果围岩局部区域的应力超过岩体强度，则岩体物性状态就要改变，巷道周边围岩就会产生塑性变形，在巷道围岩内出现塑性变形区，同时引起应力向围岩深部转移。巷道塑性变形区和弹性变形区内的应力分布如图7.1所示。在塑性区内圈（A），围岩强度明显削弱，能够负担的压力显著降低，且低于原始应力 rH，围岩发生破裂和位移，称破裂区，为卸载和应力降低区。塑性区外圈（B）的应力高于原始应力，它与弹性区内应力增高部分均为承载区，也称应力增高区。支架受力是支架与非弹性区的岩体相互作用的结果。

图7.1 圆形巷道围岩的弹塑性变形区及应力分布

运用极限平衡理论，在各向等压情况下圆形巷道的围岩应力、塑性区半径和周边位移计算式。

（1）弹性区的应力方程式

径向应力与切向应力分别为

煤岩动力灾害力电耦合

（2）塑性区的应力方程式

径向应力、切向应力以及塑性区半径计算公式为

煤岩动力灾害力电耦合

式中：P，Pi——分别为原岩应力和支护阻力，MPa；a——圆形巷道半径，m；r——所求应力处的半径，m；R——塑性区半径，m；φ——围岩的内摩擦角，°；C——围岩的内聚力，MPa。

三轴压力实验证明煤岩体的应力超过抗压极限强度后，其强度将随变形的增加而减小，但是仍具有一定的承载能力。煤岩体的理想弹塑性应变软化模型可以简化为如图7.2 所示。巷道两帮或迎头的应力集中区（极限平衡区）其应力分布示意图如图7.3 所示。从图中可以看出，巷道掘进时受采动影响，其迎头或两帮会出现应力集中，在弹性区和塑性软化区的交界处（x=x0）应力达到最大。图示中，煤岩体主要受到垂直应力和侧向应力的作用，巷道在支护情况下，还存在支护阻力（图中的P即为支护阻力），其能起到加固围岩和减少围岩变形的作用，从而降低围岩垮落或岩爆的危险性。

图7.2 煤的弹塑性应变软化模型

图7.3 巷道两帮或迎头应力集中区示意图

翟雨阳1 胡爱梅1 王芝银2 段品佳2 张冬玲3

(1.中联煤层气国家工程研究中心有限责任公司 北京 100095 2.中国石油大学城市油气输配技术北京市重点实验室 北京 102249 3.中石油煤层气有限责任公司 北京 100028)

摘要:韩城地区煤层属低渗透率煤层气藏，且地质条件复杂，煤岩结构及力学性能差。在煤层气开采初期，井筒内的液柱重力在井底流压中占很大的比例，而井底流压与井周煤岩的应力状态变化规律密切相关。排采降压过程中，过小的动液面高度使煤层处于进一步压密状态，并导致渗透率降低，而过大的动液面高度使井底压力过大进而引起井周岩石产生较大软化破碎区，形成煤粉堵塞渗流通道。因此，研究煤层气动液面高度的合理区间及降低速率对开采过程中有效保持井周应力的合理分布，维持或提高储层渗透率，具有十分重要的意义。本文以韩城示范区为例，利用韩城3#，5#煤层的岩石力学试验，分析了煤岩应力状态与渗透率的关系，通过井周弹塑性应力分析，建立了不同应力状态下保持或提高绝对渗透性的合理动液面高度区间和降低速率。利用所建立的模型对韩城地区WL1，WL2井组进行计算分析，获得了韩城煤层气井开采过程中动液面高度的合理变化区间和排采速率的合理值。本论文研究成果为韩城煤层气井排采强度定量化控制提供了重要的指导意义和借鉴方法。

关键词:煤岩 应力 动液面 渗透率 排采速率

基金项目: “十一五”国家科技重大专项项目 38———煤层气排采工艺及数值模拟技术 ( 2009ZX05038) 资助。

作者简介: 翟雨阳，男，1973 年生，博士，主要从事常规油气、煤层气排采及数值模拟研究工作，通讯地址:北京市海淀区地锦路 5 号中关村环保科技示范园 7 号楼，E mail: zhaiyy@ nccbm. com. cn

Discussion on Control Method to Reasonable Height of Dynamic Liquid Level for CBM Well

ZHAI Yuyang1，HU Aimei1，WANG Zhiyin2，DUAN Pinjia2，ZHANG Dongling3

( 1. China United Coalbed Methane National Engineering Research Center Co. Ltd. 2. Beijing KeyLaboratory of Urban Oil and Gas Distribution Technology， China University of Petroleum，Beijing 102249，China3. PetroChina CBM Company Limited，Beijing，100028，China)

Abstract: In China，Coal is of low permeability，complex geological conditions，and weak petrographical structure and mechanical performance. In the initial stage of the recovery，the gravity of the liquid column takes a large proportion in bottom-hole pressure ( BHP) ，and the stress state of surrounding rock are closely related with BHP. Thus，in the process of recovery，too small height of the dynamic liquid level makes coal seam be further compacted and leads to permeability reducingreversely，too much height of dynamic liquid level easily causes BHP too large and induces the surrounding rock breaking in soften，and produces the coal powder and blocks the seepage channels. Therefore，the study on the rational range of dynamic liquid level and the reducing rate have the vital significance to effectively maintain the reasonable distribution of stress state of surrounding rock and increase reservoir permeability. Based on the 3#，5#coal rock mechanical experiments in Han-cheng，this paper analyses the relationship of the stress state and permeability of coal rock. Through the elastic-plastic stress analysis to the surrounding rock of well，the mathematical model is established，which is about the reasonable range and depres- surization rate of dynamic liquid level to maintain and improve the absolutely permeability. The established models are applied to calculate and analyze the field data of WL1 and WL2 Wells in Han-Cheng. Finally，the reasonable variations of dynamic liquid level are obtained. The researching results provide important instructions and refer- ences to the reasonable recovery control of the coal bed methane in Han-cheng.

Keywords: coal rockstressdynamic liquid levelpermeabilitydepressurization rate

引言

煤层气作为非常规能源，对其有效的开采不但可以缓解我国能源短缺的问题，还可以提高煤炭资源的开采效益，并且能够减少对环境(温室效应)的影响。煤层气的有效开采受多种因素的影响，如地质构造特征、煤岩结构、煤阶、渗透率、含气量、解吸吸附特征和开采工艺等［1～5］。因此，煤层气的开采与常规油气开采相比既有相似之处，同时又存在着较大的差异。其中，应力敏感性问题在煤层气工程中表现的尤为显著［6～7］。煤岩储层的渗流能力受孔隙压力变化、煤层气解吸引起的基质收缩作用和滑脱效应的综合影响［8～10］。加载速率和加载方式的不同对煤岩的力学特性和破坏特征有较大的影响，如果加载速率较快，煤岩将呈脆性粉碎性破坏，抗压强度略有提高相反若加载速率较低，则煤岩抗压强度偏低，延性增大。在煤层气工程实际中，煤岩结构复杂，裂隙(面割理和端割理)十分发育，随着排采的进行煤岩的应力状态将不断发生变化，导致煤岩的裂隙开始发生闭合，然后产生开裂，最终会发生破碎的过程，进而引起储层的渗流系统发生改变，而排采过程中渗透率的变化规律决定着煤层气是否能够高效的开采［11～12］。目前国内外煤层气行业在制定排采工作制度方面主要依靠经验及井筒液面变化来定性确定，这往往导致排采制度不合理，对储层造成伤害，影响开发效益。本文探讨如何通过排采过程中控制煤层气井的合理动液面高度变化规律提高煤层气效益，为煤层气排采强度定量控制提供了科学的理论依据。

1 韩城地区煤岩物理力学特性

1.1 试验测试

煤岩力学特性是反映和研究储层力学行为和应力敏感性的基础数据。利用RW2000岩石三轴压缩试验机对高径比为2∶1的煤岩心试件进行实验，测定了韩城3#，5#和11#煤岩的抗压强度和抗拉强度等参数。其中，抗压强度、弹性模量、泊松比由单轴压缩试验测得抗拉强度由劈裂试验测得内摩擦角、粘聚力、残余粘聚力和残余内摩擦角通过三轴压缩强度试验获得，试验结果见表1和表2。

表1 韩城煤岩单轴抗压抗拉强度及变形参数

表2 韩城煤岩三轴抗压强度试验结果

由表1和表2中的实验测试资料可见，韩城煤岩力学特性较差，抗压强度均在10MPa以下。三类煤岩比较而言，3#和5#煤的物理力学特性要比11#煤强，11#煤的残余强度非常低。因此，在煤层气工程中必须注意煤岩力学特性对排采强度控制的影响。

1.2 煤岩应力状态影响渗透率变化机理

基于对韩城主力产气煤层煤岩(3#，5#和11#煤)进行的室内试验和应力应变全曲线下煤岩应力状态对渗流能力影响关系研究表明，煤岩的绝对渗透率在初始弹性变形阶段是随有效应力的增加而减小，但减小的幅度并不大当有效应力接近煤岩的峰值强度时，由于原有裂隙的开裂和新裂隙的出现导致渗透率缓慢增加当超过峰值强度后，渗透率迅速增大但当有效应力接近煤岩的残余强度时，渗透率逐渐趋于稳定。

其中，煤岩弹性极限点为原生裂隙开裂、新裂纹开始萌生的临界点。

2 合理动液面高度的确定

在煤层气开采过程中，随着动液面的降低，储层煤岩应力状态不断发生变化，导致煤岩的结构特征和孔隙率等物理力学特性发生改变，因而影响了储层的渗流能力。在此过程中，储层渗透率的变化规律与煤岩的力学特性和煤岩的应力状态变化规律密切相关。根据煤岩应力状态对绝对渗透率的影响关系，考虑煤层气井井周具有破碎区的弹塑性应力状态，则可以通过对井周围岩进行应力状态变化规律分析，另由煤层气生产不同阶段井周应力分布与井底流压及套压和液柱高度之间的关系，忽略气柱摩擦阻力，推导得出保持储层处于塑性裂隙发育阶段的液柱高度合理区间为

中国煤层气技术进展: 2011 年煤层气学术研讨会论文集

则，动液面高度为h'w=H－hw

另由工程实际分析可知，井底流压的上限值不超过储层原始压力pe。式中:H为储层埋深pe，pc，p0分别表示为储层压力，套管压力和原岩平均水平应力c，φ，cr，φr，St分别表示煤岩的粘聚力，内摩擦角，残余粘聚力，残余摩擦角和抗拉强度ρg表示液柱重度。

因此，要想提高渗透率，应控制合理的动液面高度变化范围，以保持井周应力状态为弹塑性状态，以在井周形成割理或裂隙贯通的流体运移通道，且随着开采过程中塑性区的发展，在井周出现塑性软化区或破碎区，但需防止井周出现过大塑性软化区。

合理的动液面高度变化范围与煤岩的力学性质、储层埋深密切相关，尤其是受内摩擦角影响较大。由于储层的软化区受煤粉的影响会使渗透率受到抑制，因此，在煤层气开采过程中需根据储层的力学特性及埋深来合理控制动液面高度，尽量避免软化区大范围产生，以免造成储层伤害而影响煤层气的进一步开采。

3 动液面合理降低速率

由煤岩的加载速率效应可知，加载速率对煤岩的强度呈正相关影响，同时煤岩脆性亦增强。对于各向异性的煤岩介质，过快的加载速率不利于煤岩中的原始裂隙裂缝的稳定扩展和煤层气的渗透的提高。同理，对于煤层气工程排采过程中的动液面降低速率对井周储层煤岩具有类似的影响机理，如果动液面降低速率过快，将会使储层煤岩有效应力快速增大，最终不合理的动液面降低速率导致煤岩出现脆性破碎并有大量煤粉产生，对储层造成巨大的伤害。所以，煤层气开采不同阶段需控制动液面降低速率在合理值域内。

当储层煤岩处于初始弹性应力状态下时，

中国煤层气技术进展: 2011 年煤层气学术研讨会论文集

当储层煤岩处于裂隙扩展的塑性阶段，即动液面高度满足(1)式时，

中国煤层气技术进展: 2011 年煤层气学术研讨会论文集

式中:h'w表示动液面降低速率ωcr、ωce为塑性软化阶段和弹性阶段的动液面降压速率上限值，可通过试验和现场数据综合分析确定。

4 韩城地区工程应用

韩城地区煤层气为多煤层储层联合排采，煤岩力学特性较差，合理的动液面变化规律对煤层气的高效排采具有很大的意义。根据韩城煤岩的试验力学参数和合理动液面高度变化规律的确定方法(见式1～3)，对韩城地区WL1和WL2的3#和5#煤联合开采的典型煤层气井排采数据进行了统计计算分析，结果见表3。

表3 合理动液面高度降低速率上限值

通过拟合分析可得:

在开采初期的弹性阶段，3#、5#煤联合开采井的动液面近似合理降低速率上限值h'w(m/d)随储层埋深h(m)的变化规律分别为:h'w≤0.022h～5.188当井周煤岩处于塑性阶段，3#，5#煤联合开采井的动液面合理降低速率上限值h'w(m/d)随储层埋深h(m)的变化规律为:h'w≤0.006h～1.234。

开采过程中无论是初始弹性阶段或塑性破坏阶段，动液面降低速率上限值与储层埋深均近似呈线性递增的规律。煤岩力学特性对开采过程中降液速率影响较大，因此对于力学特性较差的储层，需控制好降液速率才能维持较高的排采能力。初始弹性阶段的降液速率比中期塑性阶段的降液速率一般高4～5倍，这也恰好与室内强度实验曲线峰值前后稳定加载的速率值相同。考虑到工程实际中的安全因素，建议取1.2的安全系数。

5 结论

(1)本文基于煤岩试验揭示了煤层气开采过程中井周煤岩应力状态对渗透率影响的力学机理储层有效应力随着压降漏斗不断扩展而不断增大，煤岩从原岩区到井壁处，由原始的弹性状态进入塑性状态，在井壁处出现张拉破坏区，此时裂隙开裂积累，日产能达到最大。

(2)以韩城地区煤层气工程数据为依托，探讨提出了生产过程中为提高储层的渗流能力，合理动液面高度变化规律的控制范围及降低速率上限值，对煤层气井的合理排采具有借鉴意义。

(3)煤层气开采受多种因素的综合影响，还需考虑表皮效应(储层伤害)和压裂效果的影响，有待进一步考虑研究。

参考文献

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煤炭的种类：

1、焦煤

焦煤是炼焦用煤中之主焦煤，变质程度中等，结焦性和粘结性最佳。利用焦煤，可得到焦炭、焦油、焦炉气。焦炭除供给冶炼外，还可造气和电石。

2、肥煤

肥煤是炼焦用煤的一种，用肥煤炼出的焦炭横裂多，焦根部蜂焦多，易碎，但肥煤的粘结力很强，能与粘结力较弱的煤搭配后炼出优质煤称肥煤为配焦煤之母。

3、无烟煤

无烟煤是高变质煤，具有坚硬、光泽强等特点。燃烧时间长，火力旺。无烟煤主要用于化肥、化工生产。阳泉无烟煤因具有可磨好的特点，是理想的高炉喷吹用燃料。

煤的特性：

1、煤主要有碳、氢、氧、氮和硫等，此外，还有极少量的磷、氟、氯和砷等元素 。

2、煤炭燃烧时，氮不产生热量，在高温下转变成氮氧化合物和氨，以游离状态析出。硫、磷、氟、氯和砷等是煤炭中的有害成分，其中以硫最为重要。

3、煤炭燃烧时绝大部分的硫被氧化成二氧化硫（SO2），随烟气排放，污染大气，危害动、植物生长及人类健康，腐蚀金属设备。

扩展资料：

煤炭的优缺点：

1、优点：煤炭资源量丰富，且因世界各地都有煤炭矿藏，因此开采及供给皆很稳定，价钱也较石油及天然气便宜。

2、缺点：煤炭的发热量比石油或天然气小，煤炭在燃烧时，所排放出的二氧化碳量高于石油及天然气。产量有限，是不可再生能源。

参考资料来源：百度百科—煤

6.2.1 单轴压缩煤岩变形破裂过程的力学特性

（1）受载煤岩变形破裂特性

煤岩材料在不同压应力作用下表现出的非线性变形包括：初始的压实、近线性弹性变形、初始应变硬化、应变软化、膨胀和局部弱化，这些特性主要来自于岩石微结构在不同应力状态下的演化，原有裂纹的成核和扩展被视为岩石变形核失效的主要机制。

根据岩石的三轴压缩实验过程曲线（图6.4），岩石受力变形破坏过程可分为以下几个阶段：

1）非线性压密阶段（OA）：岩石内的天然裂隙在外力作用下逐渐闭合，表现为岩石试件刚度增大，压缩变形具有非线性特征。

2）弹性变形阶段（AB）：压密后岩石进入弹性阶段，应力与应变成正比关系。

3）加速非弹性变形阶段（BC）：岩石中开始出现微破裂，变形加速，在该阶段的后期，由于破裂造成的应力集中效应使得即使保持恒载，岩石破裂仍将继续发展，即发生流变。

4）破裂及发展阶段（CD）：该阶段由于大的裂隙互相汇合、贯通，即岩石内部的微破裂面发展为贯通性破坏面，最终导致岩体失稳而破坏。

图6.4 岩石的三轴压缩实验过程曲线

图6.5 岩石受载内部裂纹演化过程曲线

岩石单轴压缩与三轴压缩过程基本上一致，由于没有围压作用，应力峰值小于三轴情况下的峰值。岩石变形与破坏过程实质上是载荷作用下其内部裂纹演化的过程，可用图6.5简单表示。

（2）单轴压缩煤岩应力分布特点

煤岩体的单轴压缩实验主要是测定煤岩的力学性质，如单轴抗压强度、弹性模量和泊松比等。煤岩体在单轴压缩过程中，其测定结果的准确性和内部应力分布主要受煤岩样品的试件形状及其尺寸、端面条件等因素影响。一般采用圆柱形或正方形试件来进行单轴抗压强度的测定，经实验研究，对于圆柱形试件其尺寸取为φ50 mm×100 mm，能使其内部的应力分布均匀，并能保证煤岩样品破坏面不受压力机上承压板附加的横向约束而可自由地通过试件的全断面。而试件端面的不平整或端面与承压板之间不密切接触，都可能使试件处于偏心或局部受力状态，实验表明，即使在正常受力状态下，试件端面受到的轴向压应力的分布也是不均匀的，其中心部分的轴向压应力比两侧的轴向压应力要大，如图6.6（a）所示。同时，试件端面与压力机之间的摩擦效应会产生一个横向压应力，在两端面表现最为明显，在中部则减小，于是使单轴压缩时煤岩样品内应力分布如图6.6（b）所示。如果消除了这种端面效应，即横向压应力作用减弱或消除，于是试件中的切向拉应力和径向拉应力就会相对增大，则煤岩试件的破裂就会沿着轴向压应力的方向发展，从而导致煤岩样品呈劈裂形破坏。

图6.6 单轴压缩煤岩试件的应力分布

（3）单轴压缩煤岩体内应力应变关系分析

岩石试件在进行单轴压缩时，其端面及内部的应力分布与试件的尺寸、形状和试件端面条件有关。经过实验研究，对于正方柱状岩石试件的几何尺寸一般取高径比为（2～2.5），对于圆柱状岩石试件高径比一般为（2～3），因此在实验时把试件做成高为100 mm直径为50 mm的圆柱体。这样有利于其内部的应力分布均匀，并能保证岩石试件破坏面不受材料机上承压板附加的横向约束而可自由通过试件的全断面。

对于煤体的单轴受压变形及破裂机制，实验研究结果表明，煤体的宏观破坏形态有五种，如图6.7。因煤体中大量宏微观裂隙缺陷的存在，煤体的单轴受压破坏不是单纯的压应力所致，而是通过剪切力和拉应力复合引起的。

图6.7 煤岩体的宏观破坏形态

何学秋等学者［180］经过实验研究及现场测定认为，许多固体材料如煤岩等在稳定载荷下会存在流变现象。其蠕变曲线ε（t）可以分成三个阶段：第一阶段的特征是应变速率逐渐减小；第二阶段为定常蠕变，即应变速率不变；第三阶段为加速蠕变直至破坏。煤岩体的蠕变破坏的前提条件是其所受应力必须大于煤岩体的屈服强度临界值，即σ＞σl（临界值）时；当σ＜σl时，蠕变曲线ε（t）趋于一个常数，且其变形速度趋于0。图6.8，6.9分别为蠕变曲线ε（t）和应力-应变关系曲线σ（ε）。

图6.8 三向常载荷下ε（t）的曲线

图6.9 应力-应变关系曲线

6.2.2 应力场数值模拟分析

（1）应力场数值模拟目的及模型构建

进行单轴压缩煤岩体内应力场数值模拟的目的是：

1）确定煤岩体内应力场的分布规律；

2）分析影响应力分布的各种因素其影响程度（如煤岩体K、G、内摩擦力C和内摩擦角φ等），为分析单轴压缩煤岩体变形破裂电磁辐射信号与其影响因素之间的关系打下基础；

3）通过改变煤岩体的力学参数、单轴压缩时的加载速率等影响因素，通过数值模拟来研究这些因素与煤岩体内部应力分布的变化，为后面应力场和电磁辐射场的耦合计算打下基础；

4）现场更好地应用非接触电磁辐射方法预测预报煤岩动力灾害现象提供指导。

本章利用上面所叙述的数值方法——FLAC3D（Lagrangian element method）法，对煤岩受载变形时的变化规律进行三维的数值模拟，以考察不同力学参数、不同加载速率下煤岩内部各点的应力、应变及变形速率的变化规律。

本章构建了实验室煤岩单轴压缩模型，简称为ModelⅠ，下面对其进行描述。

根据前面对煤岩体单轴压缩应力场的理论分析和应力分布特点的研究，煤岩单轴压缩过程中应力应变分布规律与煤岩力学性质、加载特性有关，因此模型试验方案根据煤岩种类和加载速率设计如表6.1所示。ModelⅠ又细分为15种情况。其材料力学性质如表6.2。煤岩本构模型选取摩尔库仑剪切破坏与拉破坏复合的应变硬化软化模型（SS模型）。其软化参数如表6.3。

（2）单轴压缩煤岩体单元应力分布的特点

根据前面应力场数值模拟方法的分析与单轴压缩计算方案的设计，本文对不同强度、不同加载速率煤和泥岩、砂岩进行了三维FLAC分析与应力场数值模拟计算，图中注释：单元1在煤岩样品的顶部的圆心；单元701在圆柱体煤岩样品中部的圆心；单元1906在中部的径向中间；单元2000在底部位置外边缘；v1、v2等代表加载速率，其值如表6.1；z=45 mm代表距离样品上表面45 mm处的横截面；v2.1300-45代表加载速率为v2，迭代至1300步时z=45 mm处的横截面。通过对计算结果的分析，可以得到单轴压缩煤岩体单元应力分布的几个特点：

表6.1 试验方案表

表6.2 单轴压缩煤岩力学性质表

表6.3 单轴压缩煤岩软化力学参数表

1）煤岩体各单元的应力均随着加载时间的延长而发生变化，其变化规律与实验室的研究结果呈现出一致性，即在达到极限强度前是逐渐增加的，且一般是线性关系，符合线弹性行为，当达到应力峰值后急剧降低；如图6.10～6.13所示，对于中硬煤的701单元、1901单元和软煤的1、701单元其最大主应力随着加载时间的变化规律就是如此。

2）煤岩体中各单元的位置不同，导致在加载步相同时的应力是不同的，由于应力是从煤岩样品的上部即加载端部开始逐渐向下部传递的，因而下面单元应力总是有一个滞后，也就是说当上面单元达到应力峰值时进入塑性软化区甚至破裂，下部单元有可能还没有达到应力峰值，这种现象与实验室实际煤岩单轴压缩中的裂纹从上部逐渐向下扩展一直到破裂是相对应的。如图6.14和图6.15为硬煤在加载到第2500步时单元1（在煤岩最顶部的中心位置）和单元2000（在煤岩样品的最底部外围）的主应力随加载时间的变化关系，可见单元1已经达到应力峰值并开始急剧降低，而单元2000的应力还在继续增加；图6.16和图6.17为泥岩的情况，也是呈现这种特点。

图6.10 中硬煤（v2）701单元应力随时间的变化

图6.11 中硬煤（v2）1901单元应力随时间的变化

图6.12 软煤（v2）1单元应力随时间的变化

图6.13 软煤（v2）701单元应力随时间的变化

图6.14 硬煤（v2）1单元应力随时间的变化

图6.15 硬煤（v2）2000单元应力随时间的变化

3）煤岩体中各层上的单元应力分布在各个加载阶段呈现不同的特点，对于同样的一个监测横截面，在不同的加载时间其应力分布发生了很大的变化，基本上是随着不断迭代（加载）应力先是逐渐增加，然后达到单元的极限强度后发生塑性软化，最后发生拉破裂。在加载前期阶段，各层单元应力分布总体呈现出中间大于周围，如图6.18和图6.19所示：当加载速率为12时，迭代至1300步时，在z=45 mm处的最大主应力是压应力，总体呈现出中间大于周围，均在4.77～6.24 MPa之间，分布内部稍小于周围；在加载后期，如图6.20和图6.21，从图中可以看出：当加载速率为12时，迭代至2900步时，在z=45 mm处的最大主应力有压应力也有拉应力，变化很大，数值不大，压应力最大仅为0.0497 MPa，拉应力最大为450Pa，说明大部分单元已经进入塑性破裂阶段。

4）数值模拟时改变煤岩的强度（如体积模量、剪切模量），发现煤岩的强度不同，即使是在同样加载速率和加载时间下，其应力分布也是不同的，下面章节将对此作具体的分析和研究。

5）数值模拟时改变加载的速率，发现加载速率不同，即使是在同样煤岩强度和加载时间下，其应力分布也是不同的，下面章节也将对此作具体的分析和研究。

图6.16 泥岩（v2）401单元应力随时间的变化

图6.17 泥岩（v2）2000单元应力随时间的变化

图6.18 中硬煤（v2.1300-45）最大主应力等值线图

图6.19 中硬煤（v2.1300-45）最大主应力立体图

图6.20 中硬煤（v2.2900-45）最大主应力等值线图

图6.21 中硬煤（v2.2900-45）最大主应力立体图

（3）煤岩强度对单元应力分布的影响

为了考察煤岩强度对单元应力分布的影响，将软煤、中硬煤和硬煤在同一加载速度下的应力变化计算结果进行分析，取定v=8时，下面是分析结果。

从图6.22和图6.23可看出：对于软煤，当加载速率为8时，迭代至2100步，在z=45 mm处的最大主应力为0.98～1.01 MPa，数值不大且变化也不大。对于中硬煤，如图6.24和6.25所示，当加载速率、加载时间、观测单元面均与软煤相同时，其最大主应力则为6.07～6.23 MPa，也呈现出中间大于周围的趋势，数值比软煤的大。如图6.26和6.27所示，当加载速率为8时，迭代至2100步时，对于硬煤，在z=45 mm处的最大主应力主要集中于中心，最大为13.7 MPa，在周围均已经很低，说明这个面的大部分已经破裂。通过实验研究表明，不同类型的煤岩在单轴压缩时电磁辐射信号的变化趋势是一致的，但幅值与脉冲数其数值却有较大的差别，这可能是煤岩强度不同所致。

图6.22 软煤（v1.2100-45）最大主应力等值线图

图6.23 软煤（v1.2100-45）最大主应力立体图

图6.24 中硬煤（v1.2100-45）最大主应力等值线图

图6.25 中硬煤（v1.2100-45）最大主应力立体图

图6.26 硬煤（v2.2100-45）最大主应力等值线图

图6.27 硬煤（v2.2100-45）最大主应力立体图

（4）加载速率对单元应力分布的影响

为了考察数值模拟时加载速率单轴压缩煤岩体内各单元应力分布的影响，下面将通过对中硬煤、砂岩在不同加载速度下的应力变化计算结果的分析来具体阐述。如图6.28～6.31，对于中硬煤，当加载速率为10，加载时间为1300步时，在z=45 mm处的最大主应力是压应力，总体呈现出中间大于周围，但数值变化不大，均在3.98～4.43 MPa之间，压应力最大值仅为4.43 MPa。当加载速率为12时，最大主应力也是压应力，总体趋势也相同，但是应力值确实有所增大，均在4.77～6.24 MPa之间。从微观和细观机理上分析，即加载速率的增加使单元之间的应力传递速度也加快，应变速率增加，从而导致应力变化加快，这相当于增大了煤岩体的强度和弹性模量。如图6.32～6.33，砂岩的模拟结果也有利地说明了加载速率对应力场的影响。

图6.28 中硬煤（v1.1300-45）最大主应力等值线图

图6.29 中硬煤（v1.1300-45）最大主应力立体图

图6.30 中硬煤（v2.1300-45）最大主应力等值线图

图6.31 中硬煤（v2.1300-45）最大主应力立体图

图6.32 砂岩（v1）1906单元应力随时间的变化

图6.33 砂岩（v3）1906单元应力随时间的变化

煤岩体粗粒散体大三轴抗剪强度指标是评价煤矿露天井工联合开采影响下岩体强度的重要依据，所以条件允许时应尽量采用。[45]

国内常用的大三轴试验系统适用欧冠的土岩最大粒径为60mm以下，试样尺寸为直径φ30cm，高60～75cm，最大允许测压σ为1.5MPa，轴向垂压可达540kN。因此试验比较接近现场实际。一个试样用样约需80kg。

全套设备由试验机本体、操作控制屏、液压站、电测电控柜、计算机系统及制样、饱和固结、孔隙水压测定等附属设备组成。试验机本体由主机架、油缸、压力室、压力室移动滑车等组成操作控制屏由侧压力恒定系统、体积变化测定装置、电气控制元件等组成液压站由液压油箱、液压泵与无级调速系统等组成电测电控柜由轴向荷载、轴向变形、体积变形、孔隙水压等电测仪表、XY记录仪、各种控制装置及交流稳压、直流稳压装置等组成微机系统由微机、CRT显示器、A/D模数转换器、D/A数模转换器及接口、宽行打字机等组成。

测试结果可由测表人工读数记录、电测数显记录和微机自动检测三种方法获得，从而能较好地适应各种条件，基本保证每一次试验的成功率，提高了试验设备的可靠性、先进性和适用性。

大三轴抗剪强度试验方法按水利电力行业、煤炭行业有关试验规程进行，分为以下几步:

(1)试样筛分。首先对从现场运回的散体土岩试样进行筛分，大于6cm的可以人工破碎成6cm以下试样。筛分分析可得颗粒级配曲线。然后均匀混合备用。

(2)制样。在试样底座上扎紧橡皮膜，装上并拧紧成形筒，然后将橡皮膜外翻顺直逐层装入试料，每次10kg，每装一层，需人工夯实，再装第二层，继续至装满，盖上试样帽，扎紧橡皮膜，接真空泵将试样抽至真空，去掉成形筒，量测试样实际高度和直径，计算试样面积和体积，并根据装入的试样重量计算容重。

(3)安装压力室。旋紧和底盘连接的螺栓，推入主机定位，向压力室灌满水后，开油压机加轴向压力，使各部接触，当量力环量表指针微动即停机，调整指针为零，向试样施加少许围压，使试样在停止抽气后能直立。

(4)抽气饱和。用真空泵从试样上端抽气，水由下而上进入试样，直至真空瓶出水，继续一段时间待无气泡溢出时停止抽气，接上量水管用水头饱和，至水不断上升，认为试样基本饱和，过程中测定进水量。

(5)施加计划的周围压力进行固结，按计划时间测记排水管读数，当相邻几次排水管读数基本不变时(即固结排水量趋于稳定)，即认为固结完成对于黏性粗粒土，在固结过程中随时绘制固结排水量ΔV与时间t对数(或平方根)曲线，以判别固结是否完成。之后计算固结排水量及固结下沉量(小心施加轴向压力，至量力环量表微动，表示活塞已与试样接触，记录垂直变形量，即为固结下沉量)，并以此计算固结后试样高度，并可计算固结后试样密度。

(6)将固结后计算的数据输入微机。此时测试系统要全部接好准备试验，X-Y记录仪在测试时接轴向力和轴向变形的模拟信号，以监测试验过程。

(7)进行固结排水剪(CD)或固结不排水剪(CU)，试验中微机采样、电测数显记录和测表直读记录可同时进行，以X-Y记录仪显示的曲线观察，如出现峰值，则再继续测试几个读数即可停止，如果没有峰值，则进行至轴向变形达15%～20%左右即可停止试验。

(8)试验结束后，先卸轴向压力，再卸围压，然后拆掉试样，进行剪后描述，必要时，测定剪切面试样含水量和分析颗粒破碎情况。同时，计算机打印试验结果，并可通过D/A转换在X-Y记录仪上绘制各种曲线，并可通过几种方法计算抗剪强度指标-粘聚力c和内摩擦角φ。

均按应力路径标准确定内摩擦角φ和粘聚力c

为纵坐标， 或 为横坐标，绘制应力路径曲线，诸线破坏点或密集点的连线的倾角为ψ，在纵轴上的截距为d或d′。然后根据已知d或ψ。按下式确定内摩擦角φ和粘聚力c。]]

c=d/cosφ或c′=d′/cosφ′

孔隙压力系数采用下式计算:

式中:

u——试样在周围压力σ3作用下产生的孔隙压力，kPa

ud——试样在(σ1-σ3)作用下产生的孔隙压力，kPa(固结不排水剪计算)。