Analysis of the influence of bitumen filling on the mechanical characteristics of collapsible wall joints
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摘要:
为了研究充填沥青对可缩性井壁接头力学特性的影响，采用模型试验和数值计算相结合的方式，以淮北矿业集团临涣煤矿中央风井设立的可缩性井壁接头为工程背景，对未填充（K组）、充填沥青（T组）和充填沥青且将沥青注入管堵塞（TD组）等3种工况下可缩性井壁接头模型的力学特性进行试验，并建立流固耦合有限元模型进行数值模拟研究。研究结果表明，3种工况条件下可缩性井壁接头模型试验中，相较于K组的平均极限承载力，T组和TD组的平均极限承载力分别增长了12.81%和21.51%，同时验证了数值计算模型是可行的；数值计算分析表明T组和TD组比K组的可缩性井壁接头竖向极限承载力分别增长了11.04%和25.84%，其竖向极限承载力增长率与模型试验结果基本一致；进一步研究发现，随着竖向载荷逐步递增，K组的内、外立板竖向应力基本呈线性增加并趋于稳定值，TD组的内、外立板竖向应力变化趋势与K组的基本一致；T组的内、外立板竖向应力未呈现稳定递增，而是越靠近溢流口的位置，板的竖向应力−竖向载荷曲线的斜率越小，同一位置的竖向应力−竖向载荷曲线斜率变化规律受沥青流动速率的影响。同时，竖向载荷越大沥青流动速率越快，这使得对井壁竖向承载力的影响也逐渐加剧；沥青动力黏度的增加导致流动性和壁面剪切力减弱，减轻了对井壁内外立板的扰动和调压作用。
Abstract:In order to study the impact of bitumen filling on the mechanical characteristics of collapsible shaft lining joints, a combination of model testing and numerical calculations was employed. The study focused on the vertical plate retractable shaft wall joint located in the central air shaft of Linhuan Coal Mine of Huaibei Mining Group. The mechanical properties of the compressible wall joint model were tested under three different conditions: unfilled (Group K), filled with asphalt (Group T), and filled with asphalt with a blocked injection pipe (Group TD). Additionally, a fluid-structrue coupling finite element model was established for numerical simulation. The results indicate that, compared to the average ultimate bearing capacity of Group K, the average ultimate bearing capacity of Group T and Group TD increased by 12.81% and 21.51% respectively. The numerical calculation model was found to be feasible. The numerical analysis reveals that the vertical ultimate bearing capacity of Group T and Group TD is 11.04% and 25.84% higher than that of Group K, showing a consistent growth rate with the model test results. Further investigation demonstrates that as the vertical load gradually increases, the vertical stress on the inner and outer vertical plates of Group K increases linearly and eventually stabilizes. The vertical stress of the inner and outer vertical plates in group T did not increase steadily, but the slope of the vertical stress-vertical load curve of the vertical plates was smaller the closer they were to the asphalt overflow, and the slope of the vertical stress-vertical load curve at the same position was affected by the asphalt flow vortexes. Simultaneously, the higher the vertical load, the faster the asphalt flow speed, which makes the influence on the vertical bearing capacity of the shaft wall gradually increase. The increase in dynamic viscosity of asphalt results in a reduction of fluidity and wall shear force, thereby decreasing disturbance and pressure regulation on the vertical plate inside and outside the shaft wall.
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0. 引 言
松软煤层在我国华南、华北、华东和西北等地区广泛分布[1−2]，安徽省两淮矿区的8煤、7煤、1煤均为松软煤层。在深部高采动应力作用下，松软煤体物理力学特征显著改变，工作面形成之初，煤壁偶有整状块煤，手抓即碎，呈散体状态，一经采掘，极易片冒，造成煤岩失稳事故[3−6]。研究荷载作用下煤体物理力学行为及其演化规律对揭示围岩失稳致灾机理、预测防控失稳事故具有重要的理论意义。近年来，众多专家学者采用型煤代替原煤研究了松软煤体破坏过程，在煤体力学特征测定方面，GAN等[7]通过热压作用制备出型煤试样，测定了单轴、三轴压缩条件下煤体渗流特性；GU等[8]测定了不同颗粒级配饱水型煤孔隙率、动静态强度和弹性模量；尹光志等[9]对比分析了三轴应力条件下含瓦斯型煤和原煤的变形特性和抗压强度；许江等[10]针对二次碳化型煤开展了单轴压缩力学特征测定试验、三轴压缩渗流特性测定试验；蒋宇静等[11]进行了不同卸围压速度下型煤三轴试验，分析了煤体力学特征；张文清等[12]研究了冲击速度对型煤破碎耗能和块度分布的影响，孔德中等[13]探讨了型煤单轴抗压和楔形剪切试验中煤体的破坏和变形特征；李祥春等[14]研究了型煤的蠕变特征，探讨了煤体蠕变对瓦斯渗流的影响；谢广祥等[15−16]试验研究了淮南矿区煤体强度和变形破坏随含水率、孔隙率及黏土含量的变化规律。在煤体破坏特征监测方面，GE等[17]采用数字图像处理技术研究了型煤表面应变演化规律，并与原煤进行了对比；XIE等[18]获得了冲击荷载下型煤破坏特征及断面形貌；林海飞等[19]针对含不同钻孔倾角型煤，获得了钻孔倾角对煤体变形破坏形态的影响规律；张天军等[20]进行了含孔型煤单轴压缩试验，探讨了煤体孔周裂纹扩展过程；程立朝等[21]分析了含瓦斯煤剪切过程中裂纹演化模式、裂纹长度及形态变化规律。
超声波携带着与煤体物理力学性质密切相关的声学信息，声学特征参数能够精确感知煤体内部孔裂隙发育扩展情况及损伤劣化程度[22]。在型煤声学特征监测方面，SUN等[23]监测了无节理及节理型煤超声波纵波传播速度；王刚等[24]监测了真三轴下注水型煤超声波声学参数，探究了注水对煤体声学特征的影响规律；赵洪宝等[25]开展了不同加载面积下型煤压缩试验，获得了加载过程中煤体超声波波速；王兆会等[26]监测了单轴抗压条件下型煤超声波速的全程动态演化特征；朱传奇等[27]开展了单轴压缩状态下型煤波速实时监测室内试验，分析了波速变化特征。
以往专家学者们研究了组分、荷载施加方式、瓦斯压力、含水率等因素影响下的型煤应力−应变曲线及强度、变形、破坏特征，并采用超声波无损监测技术分析了型煤声学特征，为厘清煤体破坏失稳过程、评价破坏状态，指导工程实践奠定了坚实基础。但目前，针对型煤破坏特征的研究主要集中在表面形态分布演化，在煤体波速监测方面还多局限于单一传播路径上的波速。鉴于此，以淮南矿区潘一矿11518工作面松软煤体为研究对象，开展压缩状态下煤体多路径波速同步监测试验及破坏特征观测试验，在此基础上，分析煤体各方向波速演化、横纵切面裂隙分布的差异性，探讨波速与裂隙分布的相关性，以期为松软煤层采掘工作面围岩失稳事故预测及防控提供试验依据。
1. 试验概况
1.1 试样制备
试验所用的原煤选自淮南矿区潘一矿11518工作面，选取7个原煤试样，采用点荷载测得的煤体应力−应变曲线如图1所示，平均单轴抗压强度为1.61 MPa。
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图 1 松软原煤应力−应变曲线Figure 1. Relationship curve between stress and strain curve of raw coal samples将煤体烘干破碎后，采用标准筛网筛分出粒径0.10～0.25 mm的颗粒煤。参考文献[28]型煤制备配比，取颗粒煤230 g、水泥55 g、纯水35 g充分均匀混合，运用制样模具和压力机压缩混合后的煤粉，压制50 mm×50 mm×100 mm的长方体煤样，并置于养护箱内养护备用（图2）。采用CT扫描系统，探测煤体初始孔裂隙分布，挑选无明显宏观裂隙的试样5块用于试验，试样尺寸及编号见表1。
表 1 型煤基本物理力学参数Table 1. Basic physical and mechanical parameters of briquettes试样编号 长度×宽度×高度/
（mm×mm×mm）质量/g 峰值应力/MPa 弹性模量/GPa 峰值应变/10−2 初始波速/（km·s−1） 1 50.0×50.0×100.1 317.44 1.875 0.203 1.156 1.319 2 50.0×50.0×100.2 318.05 1.633 0.281 0.929 1.350 3 49.9×49.9×100.1 317.43 1.566 0.195 1.102 1.272 4 50.0×50.0×99.9 316.96 1.813 0.169 1.607 1.243 5 50.0×50.0×99.9 317.19 1.546 0.172 1.335 1.228 均值 317.41 1.687 0.204 1.226 1.282 图3为煤样代表性CT扫描图像，可以看出，型煤内部无明显的裂缝，仅存在少量孔隙，不同切片间细观结构几乎无差别，均质性较强。
1.2 松软煤体多路径波速同步监测试验
试验采用的煤岩声学与力学特征同步实时监测系统如图4所示，该监测系统包括MTS816岩石力学试验机、CM-1L-32型数字静态应变仪、PCI-II声发射仪，具备煤岩力学特征测定及声波采集功能，能够同步实时监测煤体破坏失稳过程中的力学与声学特征参数。
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图 4 煤岩声学与力学特征同步实时监测系统Figure 4. Synchronous real-time monitoring system for acoustic and mechanical characteristics of coal and rock考虑到现场煤壁主要受覆岩荷载作用[29−30]，为近可能接近现场煤体实际力学环境，便于同步监测煤体多路径波速，采用岩石力学试验机开展煤体单轴压缩试验，设定加载速率为0.002 mm/s，在试样四周布置2组应变片，位置如图5所示，用于实时采集应变信息。同时，在试样周围均匀布置声波探头6个，编号1、2、3、4、5、6，设置超声波传播路径3条，其中路径1平行加载方向，路径2、3垂直加载方向。试样上下端头布置了中空垫块（图6）用于放置声波探头1，2，通过旋动螺栓调动探头位置以保证探头与试样直接紧密接触。荷载施加过程中，每隔20 s，参考文献[31]采用声发射仪AST透射模式同步监测3条路径上的纵波波速，设定声发射门槛值为45 dB，前置放大倍数为40 dB，采样率为2 MHz，并记录系统自主处理后的多路径平均波速，直至试样完全破坏。
1.3 煤体破坏特征观测试验
煤体破坏特征观测试验采用安徽理工大学深部煤矿采动响应与灾害防控国家重点实验室的phoenix v|tome|x L300微焦点CT扫描系统（图7），通过扫描获取灰度图像，并结合phoenix datosx 2和VG Studio max 软件重构煤体三维几何结构，能够准确测定内部细观孔裂隙分布形态及特征参数。完全破坏后的煤体内部裂隙发育最充分和复杂，最能反映破坏状态，因此，CT扫描阶段选定在煤体完全破坏后。具体扫描参数：电压设定为190 kV，电流为190 μA，分辨率为25 μm，曝光时间为
1000 ms，扫描时间为76 min。2. 试验结果及分析
试验测得的5个试样峰值应力分别为1.875、1.633、1.566、1.813、1.546 MPa，平均值为1.687 MPa，弹性模量在0.169～0.281 GPa范围内，平均值为0.204 GPa，峰值应变介于0.929×10−2～1.607×10−2，平均值为1.226×10−2，初始波速处于1.228～1.350 km/s范围内，平均值为1.282 km/s，各试样基本力学及初始声学参数差异较小，强度与松软原煤接近，满足试验要求，但松软煤体的强度远低于坚硬煤岩，这与文献[32]的研究结果一致。
2.1 松软煤体波速演化特征
依据不同破坏阶段超声波在煤体内部3条路径传播的波速平均值（$\bar v $），图8给出了煤体应力/平均波速−应变关系曲线。由图可见：与坚硬煤岩相似[33]，各试样煤体变形曲线大致相同，均可划分为压密（OA）、线弹性（AB）、屈服（BC）、软化（CD）和残余（DE）5个阶段。以1 号试样为例，各阶段应力/波速变化规律如下：① 压密阶段，应力随应变的增加小幅增长，平均波速（$\bar v $）一直稳定在1.319～1.322 km/s。② 线弹性阶段，煤体力学性质基本稳定，应力随应变线性增大，平均波速曲线依然平稳，在轴向变形由0.316×10−2增加到0.724×10−2过程中，$\bar v $仅在1.315～1.327 km/s范围内小幅波动。③ 屈服阶段，随轴向变形的增加，应力增速变缓，煤体开始破坏，$\bar v $缓慢降低，由应变为0.724×10−2时的1.324 km/s降至应变为1.156×10−2时的1.104 km/s，降低了0.220 km/s。④ 软化阶段，随加载的进行，应力达到峰值后逐渐降低，煤体破坏加剧，$\bar v $降低趋势更加明显，逐步降至D点处的0.749 km/s。⑤ 残余阶段，应力随应变的增大一直处于较低值，煤体完全破坏，$\bar v $始终保持在0.462 ～0.749 km/s范围内。整体来看，随轴向应变的增加，松软煤体平均波速呈现先平稳后降低再平稳的变化规律。受载初期，松软煤体波速平稳，而坚硬煤岩波速升高[34−36]，在受载中后期，松软煤体波速变化规律与坚硬煤岩相似，这与文献[27]的研究结果一致。
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图 8 煤体应力/波速及各向异性−应变关系曲线Figure 8. Stress/wave velocity and anisotropy-strain curves of coal设置的波速传播路径1与加载方向平行，波速传播路径2、3均与加载方向垂直，为便于量化分析不同方向波速的差异性，将路径1波速视为平行加载方向波速（v∥）、路径2、3波速的平均值视为垂直加载方向波速（v⊥），并引入各向异性指数γ[37]：
$$ \gamma =v_\varparallel / v_ \bot$$ (1) 各试样不同方向波速及各向异性指数−应变关系曲线如图8所示，以1 号试样为例，分析可见：加载初期，平行加载方向波速（v∥）、垂直加载方向波速（v⊥ ）依次为1.316 km/s、1.326 km/s，各向异性指数γ为0.992，此时，煤体均质性较强，各方向声波传播速度相近。随加载的进行，在轴向变形为0.843×10−2时，v⊥开始降低，而v∥基本无变化，γ增至1.031，波速各向异性程度有所增大，可能的原因为在单轴荷载条件下，煤体内部微裂隙的初始扩展大致与加载方向平行，导致传播路径2、3内率先出现一定数量的微裂隙，抑制了声波传播。在轴向变形增至1.051×10−2时，v∥开始降低，v⊥降至0.948 km/s，γ增大到1.397，波速各向异性程度进一步增大，可能因为垂直加载方向裂隙扩展滞后于平行方向。在此之后，随轴向应变的增加，当轴向变形达到1.438×10−2后，γ稳定在1.461～1.671范围内；而v∥、v⊥均继续降低，并在轴向变形为1.5×10−2左右时，均趋于稳定，完全破坏后煤体v∥、v⊥各为0.524 km/s、0.339 km/s，与加载前相比，降幅依次为60.182%、74.434%。
为进一步研究不同方向波速变化的差异性，图9、10分别给出了不同方向波速降低起始点应变和破坏后波速降幅柱状图。分析可知：平行加载方向各试样波速下降起始点应变依次为1.051× 10−2、0.553×10−2、0.702×10−2、1.234×10−2、1.051×10−2；平均值为0.918×10−2；垂直加载方向波速下降起始点应变各为0.843×10−2、0.352×10−2、0.602×10−2、0.979×10−2、0.601×10−2，平均值为0.675×10−2，与平行加载方向相比，垂直加载方向波速波起始点应变较小，波速率先出现降低现象。破坏后的煤体各方向波速均出现不同程度的降低，平行加载方向各试样波速降幅分别为60.150%、77.895%、53.416%、52.356%、47.992%，平均值为58.362%，垂直加载方向依次为74.434%、90.909%、70.651%、82.810%、61.426%，平均值为76.046%，降幅较大。
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图 9 不同方向波速降低起始点应变Figure 9. Wave velocities in different directions reduce strain at starting point综合来看，随轴向变形的增加，煤体波速各向异性指数呈现先平稳后增大再平稳的变化规律，垂直加载方向波速最先下降，且降幅最大。
2.2 松软煤体横纵切面裂隙分布特征
为对比分析不同切面煤体裂隙分布特征，选定2个纵向切面（切面1、2）及1个横向切面（切面3），各切面位置如图11所示。基于CT扫描重构结果，截取切面扫描图像，对图像进行二值化处理，图12～14为各煤样切面1、2、3裂隙分布形态。以1 号试样为例，分析可见：试样3切面的裂隙分布差异明显，切面1内分布着3条宏观裂纹（A1、A2、A3），A1、A2在试样中上部贯通，A2、A3在试样底部交互，宏观裂隙相互连接，形成类似“N”型的裂隙网络，其他区域随机分布着角度各异、长度不一的旁生裂隙；切面2的两条宏观裂隙B1和B2在试样中下部连通，大致呈“Λ”形，由于端部效应旁生裂隙在试样的底部两侧大量聚集丛生；切面3内分布着4条宏观裂隙（C1、C2、C3、C4），C2与C1、C4相连，C3、C4相连，形成类似“Z”型的裂隙网络，其他区域几乎无明显裂隙。
由5个煤样3个切面的裂隙分布形态综合来看，与其他试样相比，2 号试样切面内宏观裂隙数量最多，裂隙宽度最大；各试样纵向切面内宏观裂纹少且多为竖向裂隙，横向切面内宏观裂纹较多，且多为贯穿裂隙。
为定量研究不同切面煤体裂隙分布特征，对各切面CT扫描图像进行灰度处理，获取的灰度直方图如图15—图17所示，其中，谱峰分别代表煤体裂隙和基质。
表2和图18依次给出了各切面裂隙谱峰比例及柱状图。分析可知：2 号试样3切面的裂隙谱峰占比最大，为18.247%，其次是2 号试样2切面，为16.145%，5 号试样2切面的裂隙谱峰占比最小，为1.356%，整体来看，各试样切面3裂隙谱峰占比最大，为12.327%，切面1与切面2裂隙谱峰占比较为接近，分别为6.593%、5.870%，说明切面3裂隙密度明显大于切面1、2，裂隙发育程度较高。
表 2 煤体切面裂隙特征参数Table 2. Characteristic parameters of coal section crack切面 试样编号 裂隙谱峰比例/% 裂隙分形维数 1 1 9.774 1.2364 2 15.148 1.2975 3 2.138 1.1131 4 4.098 1.2806 5 1.807 1.0470 均值 6.593 1.1949 2 1 7.407 1.1926 2 16.145 1.3317 3 1.499 1.1009 4 2.941 1.1022 5 1.356 1.1362 均值 5.870 1.1727 3 1 14.159 1.2871 2 18.247 1.3993 3 8.245 1.2960 4 15.124 1.2742 5 5.862 1.1505 均值 12.327 1.2814 采用盒维数法计算切面裂隙分形维数，表2给出了各试样3个切面裂隙分形维数，图19为煤体各切面裂隙分形维数柱状图。
破坏后的各煤样切面1分形维数介于
1.0470 ～1.2975 之间，平均值为1.1949 ，切面2分形维数分别为1.192 6、1.3317 、1.1009 、1.1022 、1.1362 ，平均值与切面1接近，为1.1727 ，相比之下，切面3分形维数最大，在1.1505 ～1.3993 范围内，平均值达1.2814 。各切面裂隙分布形态、裂隙谱峰占比和分形维数数据表明，与纵向切面相比，破坏后的煤体横向切面裂隙数量较多，裂隙密度较大，且形态复杂，裂隙发育更加充分。
2.3 松软煤体三维裂隙分布特征
依据CT扫描结果，煤体重构模型与三维裂隙分布形态如图20所示。
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图 20 煤体重构模型与三维裂隙分布形态Figure 20. Coal reconstruction model and 3D crack distribution pattern分析可见：单轴压缩荷载下，破坏后的煤样内部碎化较为严重，三维立体空间裂隙相互贯通交织形成复杂的裂隙体系，其中：1 号试样上部大量裂隙分布，存在贯穿整个试样的竖向裂隙，具有一定的拉剪复合破坏特征，裂隙体积为
3868.8832 mm3。2 号试样上、中部均有大量裂隙分布，竖向发育的贯穿裂隙是导致试样破坏的主要原因，裂隙体积为4467.0013 mm3。3 号试样内部主要裂隙网络由2条相互交织的贯穿裂隙组成，致使煤样表现出明显的X状共轭斜面剪切破坏特征，裂隙体积为3590.6178 mm3。4 号试样裂隙主要分布在试样上部，但依然存在竖向贯穿裂隙，裂隙体积为3704.1763 mm3。5 号试样裂隙主要分布在试样中下部，同时，存在多条贯穿裂隙，裂隙体积为3323.5436 mm3。综合看来，5个试样破坏后内部裂隙均主要呈竖向线状发育，裂隙扩展方向均与加载方向平行，这也是造成煤体横纵向切面破坏差异性的主要原因。2.4 煤体波速随裂隙体积变化规律
基于5个试样破坏后的波速及三维裂隙体积，图21给出了平均波速（$\bar v $）与裂隙体积（V）关系曲线。
可以发现：在三维裂隙体积由
3323.5436 mm3增大到4467.0013 mm3过程中，煤体波速由0.585 km/s逐渐降低至0.241 km/s，降低了0.344 km/s。总的来看，随裂隙体积的增大，破坏后煤体波速大致呈线性降低的变化规律，两者拟合关系式为：$$ \overline{v}=-2.993\times {10}^{-4}V+1.588\;8\begin{array}{cc}& （{R}^{2}=0.978\;4）\end{array} $$ (2) 超声波在含裂隙煤体传播过程中，波速大小遵循费马原理[38]，即：
$$ \dfrac{1}{{\overline v }} = \dfrac{{1 - {n_{\text{v}}}}}{{{v_{{\text{pm}}}}}} + \dfrac{{{n_{\text{v}}}}}{{{v_{{\text{pf}}}}}} $$ (3) 式中：nv为煤体裂隙率；vpm、vpf分别为波速在煤体矿物固体颗粒和裂隙中流体的传播速度。
进一步有：
$$ \dfrac{1}{\overline{v}}=\dfrac{1}{{v}_{\text{pm}}}+\dfrac{V}{{V}_{{\mathrm{z}}}}\left(\dfrac{1}{{v}_{\text{pf}}}-\dfrac{1}{{v}_{\text{pm}}}\right) $$ (4) 其中：Vz为煤体总体积。
煤体是一个由矿物固体颗粒和裂隙结构及其内部流体组成的非均质体，在其中传播的波速大小主要取决于裂隙特征参数和矿物、流体成分。试样制备原料及配比完全相同，加载前各试样组份几乎完全相同，施加的单轴荷载仅能够显著改变煤体裂隙特征参数，加载前后vpm、vpf均可看作恒定值，且试样内部的液体主要为纯水，波速在煤体矿物固体颗粒的传播速度大于在裂隙中流体的传播速度，即vpm> vpf，由此结合由式（4）可知，$\bar v $与V呈反比例关系，因此，破坏后煤体裂隙体积越大，波速越小。
3. 讨 论
煤岩受载破坏过程中，超声波波速能够直接反映损伤破坏程度，文献[39]基于波速定义了传统的伤损伤变量D：
$$ D = 1-{\text{ (}}{v_\rho }/{v_0}{)^2} $$ (5) 其中，v0、vρ 分别为煤体初始、某一破坏阶段的波速。分别采用平行加载方向波速（v∥）、垂直加载方向波速（v⊥）计算相应的损伤变量值D∥、D⊥，并绘制煤体损伤变量−应变曲线（图22），发现随煤体轴向变形的增加，损伤变量D∥、D⊥ 均呈现先平稳后增大再平稳的变化规律，依次对应图中的I、II、III阶段，但在煤样由峰前向峰后过渡的II阶段，煤体力学性质突变，5个试样D∥的平均变化率为0.929×102，D⊥为1.047×102，说明与D∥相比，D⊥变化幅度更大，v⊥受灾响应更加敏感。同时，在试验数据范围内，煤体破坏任意时刻D⊥均高于D∥，说明采用D⊥评价煤体损伤破坏状态更为可靠。现场采用声波评价煤体破坏状态时，将声波传播路径设置为垂直煤体受载（最大主应力）方向，有利于提高预测失稳事故的合理性。
型煤是以颗粒煤、水泥和水为原料，经高压压制而成，超声波在煤体内部传播过程中主要受煤体基质与内部裂隙影响，忽略荷载作用下煤体基质变形对波速的影响，荷载作用前，煤样处于完好状态，内部无明显的裂隙，单轴荷载作用后煤体内部裂隙不均衡分布是造成不同方向波速差异性的主要原因。结合表2及图18—图19可见，造成损伤变量D∥、D⊥差异性可能的原因为：与平行加载方向切面（纵向切面）相比，垂直加载方向（横向切面）裂隙密度较高，裂隙分形维数较大，垂直加载方向声波（v⊥）传播过程中发生的反射、衍射等现象的次数较多，导致波速降低，基于v⊥计算得出的损伤变量D⊥较大。
4. 结 论
1）获得了荷载作用下煤体波速演化规律。随轴向应变的增加，平行、垂直加载方向及平均波速均表现出先平稳后降低再平稳的基本规律，垂直加载方向波速最先下降，且降幅最大。
2）破坏后煤体横纵向切面破坏特征差异显著。与纵向切面相比，横向切面裂隙密度较高，裂隙分形维数也较大。
3）单轴荷载作用下煤体内部三维裂隙扩展以平行加载方向为主，且随裂隙体积的增大，煤体平均波速大致呈线性降低。
4）采用垂直加载方向波速评价煤体损伤破坏状态更为可靠，将声波传播路径设置为垂直煤体受载（最大主应力）方向，有利于提高现场预测失稳事故的合理性。
文中虽基于压缩破坏后型煤横纵切面裂隙特征参数，分析了破坏的各向异性，并探讨了波速与裂隙分布的相关性。后续工作中需优化型煤与现场松软原煤的相似性，制备含孔裂隙等缺陷型煤试样，开展复杂应力路径下煤体横纵向多切面裂隙特征参数对比研究，以便更加全面研究波速及破坏特征。
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图 3 不同工况下竖向载荷平均值与竖向位移关系曲线
Figure 3. Relationship curves between the average vertical load and the vertical displacement under different working conditions
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图 4 可缩性井壁模型压缩变形破坏示意
Figure 4. Compression deformation failure diagram of compressible wellbore model
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图 6 竖向载荷作用下模型等效应力云图
Figure 6. Equivalent stress nephogram of the model under vertical stress
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图 7 试验与数值模拟数据对比
Figure 7. Comparison of the data between experiment and numerical experiment
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图 8 临涣煤矿中央风井可缩性井壁接头
Figure 8. Collapsible shaft lining jointof central air shaft in Linhuan Coal Mine
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图 13 上部法兰盘不同位置竖向位移变化曲线
Figure 13. Vertical displacement curves of the upper flange at different positions
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图 14 不同位置处立板竖向应力变化曲线
Figure 14. Vertical stress curves of vertical plates at different positions
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图 16 不同位置沥青流速变化曲线
Figure 16. Variation curves of asphalt flow velocity at different positions
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图 17 T组沥青在可缩性井壁接头中的流动示意
Figure 17. Flow diagram of T group asphalt in compressible shaft wall joint
表 1 可缩性井壁接头设计参数
Table 1 Design parameters of collapsible shaft lining joint model
模型类型 弹性模量/ MPa 高度/mm 内立板厚度/mm 外立板厚度/mm 上法兰盘厚度/mm 下法兰盘厚度/mm 左右钢封板厚/mm 原型 210 000 500 30 30 30 30 — 模型 210 000 100 6 6 6 6 2 
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表 2 不同工况下竖向载荷极限值和平均值
Table 2 Vertical deformation of vertical loading compressible shaft lining joint model
模型
编号竖向载荷
极限值/kN模型
编号竖向载荷
极限值/kN模型
编号竖向载荷
极限值/kNK-1 723.66 T-1 738.86 TD-1 885.40 K-2 782.85 T-2 908.49 TD-2 930.90 K-3 712.67 T-3 856.05 TD-3 880.16 平均值 739.72 平均值 834.47 平均值 898.82
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表 3 可缩性井壁接头数值模型设计参数
Table 3 Design parameters of collapsible shaft lining joint numerical model
钢材 沥青 弹性模量/
MPa泊松比 屈服应力/
MPa屈服
模量动力黏度/
（Pa·s）密度/
（kg·m−3）内部压强/
kPa2.1×105 0.3 240 0 364 1.25×103 500
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表 4 可缩性井壁接头数值计算和试验结果比较
Table 4 Comparison of test and numerical calculation results of collapsible shaft lining joint
项目 数值计算/kN 试验/kN 相对误差/% 无沥青竖向载荷 673.95 739.72 8.89 填充沥青竖向载荷 812.55 834.47 2.63 填充且堵塞竖向载荷 927.73 898.82 −3.22
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百度学术
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