超臨界CO2 作用下煤巖組合體力學特性損傷及裂隙演化規律

張小強 ， 王文偉 ， 姜玉龍 ， 王 開 ， 閆建兵 ， 岳少飛 ， 蔚默然

(1.太原理工大學 礦業工程學院, 山西 太原 030024；2.太原理工大學 原位改性采礦教育部重點實驗室, 山西 太原 030024)

溫室氣體的過量排放是導致全球變暖的主要原因，而CO2則是其罪魁禍首之一，尋求能有效控制并減少空氣中CO2的方法是當前國際社會的聚焦點。CO2捕集與封存技術作為減少大氣中CO2的重要方法，被認為是當前及未來階段處置CO2的安全、有效手段[1-3]。CO2注入深部煤層既可實現對甲烷的驅替，又起到對CO2地質封存的目的，擁有開采能源和保護環境的雙重效益[4-5]。但值得注意的是，隨著儲層深度的增加，壓力與溫度不斷升高，當開采深度達到1 500 m時(溫度T> 31.1 ℃，壓力P> 7.38 MPa)，CO2注入過程中由氣態逐漸過渡到超臨界狀態。已有研究表明：隨著CO2的不斷注入，煤體力學特性大幅弱化，容易引發煤巖破裂、蓋層破壞，甚至誘發斷層滑移，進而導致CO2泄漏，造成封存失敗且引起一系列伴生地質災害[6]。因此，研究不同煤巖組合體在超臨界CO2(簡稱“ScCO2”)作用下煤巖組合體力學性能的劣化損傷、裂隙演化擴展規律、失穩破壞特征和能量演化規律對ScCo2地質封存具有重要意義。

近年來，眾多學者通過室內試驗、數值模擬等研究手段針對ScCO2作用后煤體的損傷特性展開較為詳細的研究。張倍寧[7]研究了不同變質程度煤體在ScCO2作用后力學特性的損傷規律。張俊超[8]研究了不同注氣壓力下ScCO2對煤體力學性能的劣化程度，發現隨著注氣壓力的升高煤體的力學強度逐漸降低。何立國等[9]發現煤體在ScCO2作用下，不同的浸泡時間和溫度會改變其破壞形式和失穩類型。楊磊等[10]研究了不同強度比組合煤巖的力學響應和能量演化規律，發現組合煤巖的力學強度和應變能密度與煤巖強度比有著密切關系。李波等[11]研究了ScCO2作用下煤的孔隙結構變化規律。王磊、孫可明等[12-13]研究了ScCO2作用下煤巖體壓裂時的裂縫擴展規律，發現其對起裂壓力弱化較大且裂隙擴展更復雜。樊玉峰、肖曉春等[14-15]研究了煤高度對組合煤巖力學性質、沖擊傾向性和能量耗散特征的影響，發現巖石或煤的高度和彈性模量對組合煤巖力學性質和能量累積-耗散情況有重要影響。李回貴等[16]研究了不同煤厚煤巖體破裂過程的聲發射特征，發現煤厚與聲發射累積計數呈正相關關系。左建平、鞠文君等[17-18]對組合體的沖擊傾向性進行了研究，指出煤巖組合體沖擊傾向性指數大于純煤樣。還有一些學者[19-22]研究了真三軸下不同傾角組合體損傷失穩過程和界面效應，不同加載速率下煤巖體的失穩過程。付斌等[23]通過RFPA2D數值模擬對煤巖體沖擊傾向性進行了研究，分析了煤巖高度比和組合體傾角對沖擊能量指數的影響。郭偉耀等[24]采用PFC2D顆粒流軟件開展了不同煤巖強度比、高度比的煤巖組合體壓縮試驗，分析了其對組合體沖擊傾向性、破壞形態及極限抗壓強度的影響。

已有研究成果對揭示CO2注入后煤巖體的力學損傷特性規律具有重要的工程實際意義，但值得注意的是，CO2地質封存過程中，隨著時間的遷移，CO2不斷向頂、底板巖體運移，因此考慮CO2地質封存對地層的影響時，不能單一考慮其對煤體或巖體的力學弱化，而是將頂板巖體-煤體-底板巖體看成一個整體結構。目前，已有的研究主要分為2 個方面：一方面針對單一煤體或巖體進行ScCO2浸泡實驗，探究其損傷演化特性；另一方面，研究未進行ScCO2浸泡的煤巖組合體試件的力學特性。然而針對巖體-煤體-巖體(RCR)組合體ScCO2浸泡條件下力學損傷特性及裂隙演化擴展規律的研究較少。為此，筆者通過室內試驗與數值模擬，研究不同RCR 組合體在ScCO2浸泡前后力學性能的劣化程度與能量演化規律，并結合聲發射系統對試件失穩破壞時的形態和裂隙擴展規律進行研究。

1 CO2 地質封存原理及前景

CO2地質封存作為一種典型的負碳排放技術，將CO2注入到油氣田、咸水層或不可采煤層等封閉構造中可實現長時間或永久性的地質封存。煤炭是CO2的天然吸附劑，吸附能力約為CH4的2 倍[25-26]，據統計不可采煤層CO2地質封存量可達120×108t[27]，通過CO2的競爭吸附不僅可實現其地質封存，還能實現煤層氣的高效開采。而當煤層埋藏深度達1 500 m 時，在高溫-高壓作用下CO2注入煤層后將處于超臨界狀態，儲層結構以“巖-煤-巖”組合體結構型為主，如圖1 所示。

圖1 組合體結構及CO2 相態Fig.1 Composition structure and CO2 phase diagram

已有研究結果表明[7,28]，ScCO2浸泡條件下，煤體0～5 d 內強度劣化損傷較大；而巖體在30 d 以后才逐漸發生損傷，一般在60 d 時達到最大。故CO2注入到深不可采煤層中，可將ScCO2對“巖-煤-巖”組合結構體的損傷作用劃分為3 個階段研究：① 0～7 d，煤體損傷階段；② 8～60 d，煤體損傷后及巖體損傷階段；③ 60 d 后，煤巖體損傷后階段。本文重點針對第1 階段展開研究，故將試件進行ScCO2浸泡時間定為7 d。

2 RCR 組合體單軸壓縮試驗方案

2.1 RCR 組合體試件加工分組

試驗煤、巖樣品均取自同一礦區，煤樣為沁水煤田無煙煤，巖樣為對應煤系頂底板巖層(泥巖、中粗砂巖和石灰巖)。取樣時鉆取方向垂直煤巖層理，采用切割機將煤巖樣品制備成直徑為50 mm，高度分別為10、20、30 mm 的煤樣和直徑為50 mm，高度分別為35、40、45 mm 的巖石樣品。將制作好的單元試件端面打磨，使其平整度在0.05 mm 以內，斷面垂直度小于0.25°。RCR 組合體直徑為50 mm，高度為100 mm 的標準圓柱試樣。為減小試驗誤差，對制作好的所有RCR 組合體試件進行縱波波速測定，將同一類型RCR 組合體試件波速離散較大的值予以剔除。

將試件依次編號，形式如S10-Y，其中，S 代表砂巖(SH 代表石灰巖，N 代表泥巖)，10 表示煤層厚度為10 mm，Y 表示進行了ScCO2浸泡(N 則為未進行ScCO2浸泡)，RCR 組合體標準試樣如圖2 所示。

圖2 RCR 組合體標準試樣Fig.2 Standard sample of coal-rock combined specimen

分組方案為：

A：砂巖-煤-砂巖(煤厚分別為10、20、30 mm)3 組，每組3 個；

B：泥巖/石灰巖-煤-泥巖/石灰巖2 組，每組3 個；

C：砂巖-煤-砂巖(煤厚分別為10、20、30 mm)3 組，每組3 個；

D：泥 巖/石 灰巖-煤-泥巖/石灰巖2 組，每組3 個。

試驗分組方案見表1。

2.2 試驗儀器

試驗采用太原理工大學自主研制的ScCO2浸泡試驗系統，如圖3 所示。試驗測試系統主要包括單軸加載系統及聲發射監測系統，如圖4 所示。

圖4 試驗系統Fig.4 Experimental system

試驗系統簡介如下：

(1)加載系統為TSE105D 型微機控制電液伺服巖石試驗系統，實驗時采用位移加載控制，加載速率為1.2 mm/min。

(2)聲發射監測系統采用北京聲華科技生產的SWAE4 型聲發射，對RCR 組合體損傷失穩全過程進行實時監測，試驗時采用4 個SR105M 型傳感器采集聲發射信號，聲發射探頭工作頻率設為60～400 kHz。為了減少試件表面彈性波的損失，使聲發射探頭和試件更好的接觸，在探頭與試件接觸處涂抹凡士林并用膠帶固定。每個傳感器均配置PAI 型號的前置放大器，試驗中聲發射測試系統的門檻值設為45 dB，主放設為40 dB，采樣頻率設為10 mHz。

2.3 試驗步驟

(1)將C、D 兩組試件置于60 ℃的恒溫箱中干燥24 h，取出后放入CO2高壓浸泡釜中，啟動真空泵，將浸泡釜抽真空后并注入CO2，通過增壓泵將釜內增壓至8 MPa，然后將浸泡斧放入恒溫箱，加熱至40 ℃，使CO2處于超臨界狀態，浸泡7 d。

(2)浸泡結束取出試件后用酒精擦拭試件表面并用保鮮膜包裹，然后逐個開展單軸壓縮試驗，并通過聲發射對試件進行實時監測。

(3)對破壞后的RCR 組合體試件拍照，分析其裂紋擴展規律。

3 RCR 組合體試件力學損傷特性

3.1 抗壓強度和彈性模量演化規律

室內試驗和模擬所得力學參數見表2，單軸抗壓強度、彈性模量隨煤厚和巖煤強度比變化的曲線如圖5 所示。

圖5 RCR 組合體力學參數Fig.5 Mechanical parameters of RCR combinations

從圖5 可知，數值模擬與室內試驗結果吻合度較高。依據試驗與模擬結果，不同煤厚和巖煤強度對RCR 組合體試件抗壓強度及彈性模量的影響呈現如下規律：

(1)隨煤厚增加，RCR 組合體試件抗壓強度和彈性模量逐漸減小。煤體作為組合體試件薄弱載體，其力學強度是組合體試件力學強度的主導因素，故煤層越厚RCR 組合體抗壓強度和彈性模量越低。ScCO2浸泡7 d 后煤體力學強度大幅下降，但巖體基本無較大變化，故組合體試件整體趨勢變化較小。

(2)隨巖煤強度比增加，RCR 組合體試件抗壓強度和彈性模量逐漸增大，當巖煤強度比從1∶1 增至5∶1 時，其試件力學強度幾乎呈線性增長，其主因是巖-煤-巖結構型的組合體相較于巖-煤和煤-巖更具穩定性，且由于煤厚較小，作為薄弱載體的煤層變形不會引起組合體試件整體的瞬間失穩，故巖煤強度比對RCR 組合體整體力學強度影響較大。

(3) ScCO2未浸泡時，當煤厚從10 mm 增至20 mm時，RCR 組合體試件抗壓強度下降較小，但在煤體厚度增大至30 mm 時，其抗壓強度顯著下降，出現這一現象的主因是煤厚為10 mm 和20 mm 時組合體發生整體破壞，而煤厚為30 mm 時破壞基本只發生在煤體中。值得注意的是，當RCR 組合體試件采用ScCO2浸泡后，隨煤厚增加，其組合體試件抗壓強度均顯著下降，其中煤體強度降幅明顯，當煤厚為10 mm 時煤巖均發生破壞，當煤厚為20 mm 時巖體破壞較小，此后，隨著煤厚的增加，RCR 組合體強度受煤厚影響較大。

3.2 抗壓強度和彈性模量劣化度

試件在水巖作用后力學參數降低程度稱為劣化度[29]，其在ScCO2作用后的力學參數降低程度也可用劣化度表征，它可以在一定程度上反映試件經歷ScCO2作用的損傷程度。其中，T0為ScCO2作用前的力學參數；Ti為ScCO2作用后的力學參數，則試件力學參數的劣化度S可表示為

為進一步分析ScCO2浸泡對RCR 組合體試件力學強度的影響，根據圖5 與表2 所得結果，繪制RCR組合體力學特性劣化規律，如圖6 所示。

由圖6 可知，S10、S20、S30 在ScCO2浸泡后其抗壓強度和彈性模量劣化度分別為19.42%、23.23%、31.39%和28.53%、24.90%、12.59%。煤作為一種非均勻分布封閉裂縫的特殊巖體，經過ScCO2的浸泡，其內部有機物會被萃取，使原有封閉裂隙增多并延伸擴展，新裂紋增加和舊裂紋擴展使得裂隙間接觸面系數降低，造成接觸面滑移阻力降低，煤體表面能開始下降，從而導致煤體抗壓強度和彈性模量降低。故RCR 組合體煤層越厚整體力學性能越低，抗壓強度隨煤厚增加劣化幅度逐漸增大，但由于巖-煤-巖組合體的特殊結構型，彈性模量受整體變形影響，其劣化幅度呈現隨煤厚的增加而逐漸降低。

此外，N20、S20、SH20 組合體試件在ScCO2浸泡后其抗壓強度和彈性模量劣化度分比為23.50%、23.23%、23.29%和24.39%、24.90%、28.90%，表明在煤層厚度為20 mm 時，抗壓強度和彈性模量劣化幅度與巖煤強度比無關聯，劣化幅度基本一致。

3.3 單軸壓縮應力–應變曲線演化規律

RCR 組合體試件在ScCO2浸泡前后的應力-應變曲線如圖7 所示。

圖7 RCR 組合體軸向應力-應變曲線Fig.7 Axial stress-strain curves of RCR composite

總體而言，RCR 組合體試件在單軸壓縮破壞過程中符合經典巖石力學4 階段破壞特征，但煤層厚度、巖煤強度比對其應變變形及破壞時間影響較大。

由圖7(a)可知，如S10、S20、S30 試件浸泡前應變分別為0.012 5、0.013 1、0.015 5，浸泡后應變分別為0.011 7、 0.010 7、 0.011 8， 分 別 下 降 了6.40%、18.32%、23.87%。可見，未浸泡時，不同煤厚的RCR組合體失穩破壞時的應變變形和時間隨煤厚增大而增大。但對于同一煤厚試件，當采用ScCO2浸泡后，其失穩破壞時的應變變形和時間明顯變小。這是由于ScCO2對煤體的損傷使得裂隙發育，導致組合體試件更早進入彈性變形階段，且經歷短暫的彈性變形后發生失穩破壞。

由 圖7(b)可 知，N20(1∶1)、S20(3∶1)、SH20(5∶1)在浸泡前后失穩破壞時的應變分別為0.013 5、0.013 1、0.013 3 和0.010 0、0.010 7、0.010 9，下降幅度為25.93%、18.32%、18.05%。由此可見，當試件未浸泡時，巖煤強度比對組合體失穩破壞的應變變形和時間影響較為微弱，但采用ScCO2浸泡后，組合體試件失穩破壞的應變變形和時間顯著減小。

4 RCR 組合體破壞能量演化規律

4.1 RCR 組合體單軸破壞聲發射特征

目前常用的聲發射定位算法有最小二乘法[30]、Bayesian 算法[31]、相對定位法[32]、單純性定位算法[33]及Geiger 定位算法[34]。Geiger 定位法是Gauss-Newton 最小擬合函數的應用之一，適用于小區域地震事件。本文為實驗室尺度的煤巖組合體破壞，故采用Geiger 定位算法反演確定聲發射事件空間位置。由于RCR 組合體材料的不同，導致其聲波波速存在差異，而波速又對于聲發射的響應特征至關重要，在進行震源定位時，通常計算方法是通過探頭接收相應信號的時間差進行反演，由于材料波速不同從而導致了時間上存在誤差。但本文重點通過聲發射研究ScCO2作用前后RCR 組合體的最終聲發射事件累積情況及裂隙在煤巖界面的擴展情況，又因ScCO2作用7 d 主要為煤體損傷，故著重考慮煤體中聲發射源定位的準確性。因此，將波速設置為煤體的傳播波速，即2 200 m/s。此外，為了減小監測誤差，試驗前將聲發射探頭按照相應的布置方式(圖4)置于上下部煤體兩側，然后通過斷鉛實驗進行聲發射源定位誤差校驗，進步保證試驗結果的準確性。

基于RFPA3D數值模擬對RCR 組合體單軸壓縮破裂時的聲發射情況進行模擬，RFPA3D可將表征拉伸破壞和壓剪破壞的聲發射進行區別分類[35]，通過對相應聲發射數據導出處理可反演并分類RCR 組合體聲發射三維定位圖內表征拉伸和剪切破壞的聲發射事件。其中，綠色球體代表拉伸破壞和裂隙壓密時產生的聲發射事件，紅色球體代表剪切破壞時產生的聲發射事件。

筆者基于聲發射(AE)事件數分析RCR 組合體的損傷程度、能量的積聚和釋放。以S20 為例，其在單軸壓縮過程中AE 時空演化規律與應力-應變曲線關系如圖8 所示。不同煤厚和巖煤強度比RCR 組合體在ScCO2浸泡前后失穩破壞時的聲發射三維定位如圖9 所示。

圖8 RCR 組合體聲發射時空演化(S20–N)Fig.8 Spatial and temporal evolution diagram of RCR composite AE(S20–N)

圖9 不同RCR 組合體浸泡前后破壞時聲發射數Fig.9 Number of acoustic emission before and after soaking of different coal-rock combinations

由圖8 可知，OA段為試件的裂隙壓密階段，此時AE 事件主要由試件內部原生裂隙閉合和微小裂隙擴展發出的彈性波引起，其AE 事件大部分位于煤體，累計占比可達25%；AB段為彈性變形階段，該階段主要為彈性能積累階段，并未產生明顯裂隙，此時AE 事件數增長緩慢，且大部分位于煤體，累計占比達35%；BC段為屈服破壞階段，此時煤體中產生大量裂隙，并向巖體中擴展，AE 事件數急劇增加，直到到達峰值載荷點C，AE 事件數占比達85%；CD段為破壞后階段，試件失穩破壞，產生微小裂隙，此時AE 事件數仍有增長，直到完全破壞，AE 事件數占比達100%。

由圖9 可知，S10、S20、S30 試件在ScCO2浸泡前后其破壞時AE 事件大部分發生在煤體中，這是由于煤體強度遠低于砂巖且自身松散破碎所致。此外，RCR 組合體在單軸壓縮時巖石與煤體間存在變形協調過程，這一過程也是吸收能量的過程，變形協調結束時已有部分聲發射積聚在煤巖交界處，之后隨著載荷達到峰值煤體發生大面積劈裂破壞，釋放的動態斷裂能導致上部巖體破壞及裂隙延伸擴展，直至能量消耗殆盡時裂隙擴展結束，大量AE 事件積聚在煤巖交界面處并上下貫穿，這也是自煤體產生的裂隙延展到巖體的有力證據。

值得注意的是，對比分析S10-N、S20-N 和S30-N試件的AE 事件分布可知，隨煤厚的增大，AE 事件在煤中逐漸增多，在巖體中逐漸減少，并由開始的貫穿煤巖交界面逐漸演變到積聚在煤巖交界面附近。當采用ScCO2浸泡后，煤體損傷劣化，致使AE 事件數較未浸泡時顯著下降，且由于煤體彈性應變能變小，失穩破壞時的動態斷裂能變小，表現出以下規律：在S10-Y 試件中，AE 事件可伴隨裂隙的擴展貫穿煤巖交界面，在S20-Y 試件中大部分AE 事件明顯止步于煤巖交界面，只有小部分可穿過煤巖交界面，而在S30-Y 試件中AE 事件集中位于煤體，并不能伴隨裂隙擴展延伸到巖體。此外，分析N20、S20、SH20 三個試件聲發射事件規律可知，在巖煤強度比為1∶1的N20-N 試件中，由于泥巖質地松軟，破壞時煤體與巖體裂隙各自延伸交互擴展，采用ScCO2浸泡后，AE試件略微減少，但煤體與巖體仍呈貫穿破壞；對于巖煤強度比為3∶1 時的S20 試件浸泡前AE 事件由煤體貫穿煤巖交界面，浸泡后集中于煤體和煤巖交界面附近；當巖煤強度比為5∶1 時(試件SH20-N)，聲發射事件同樣大部分位于煤體內，而巖體中少量AE 事件主要是由于原生裂隙的壓密和微小裂隙的細微擴展導致。

4.2 RCR 組合體變形破壞能量演化規律

RCR 組合體的變形破壞是由能量驅動引起的一種形態失穩現象，其能量的變化規律及力學強度損傷與試樣整體的破壞情況和失穩狀態聯系密切。故此，本文通過RCR 組合體的能量演化規律表征試件破壞的本質特征和強度變化特性。

如圖10 所示，外界對組合試件所做功之和等于系統輸入的總能量U，根據熱力學第一定律[36]得

圖10 煤巖體單元中能量轉化關系Fig.10 Energy transformation relationship in coal and rock mass unit

式中，Ud為組合體自身的耗散能，kJ/m3；Ue為組合體儲存的彈性應變能，kJ/m3。

故在單軸壓縮過程中外部輸入的能量可表示為

式中，σi為應力應變曲線上任一點的應力，kPa；ε為試件所發生應變；εc為峰值應力對應的應變；εe為可恢復應變；E為組合體的彈性模量，kPa；σc為試件峰值強度，kPa。

組合試樣破壞后的峰后釋放能Uf由應力-應變曲線可得

式中，εf為試件完全破壞時發生的最大應變，即應力-應變曲線的最大應變。

組合體發生承載失效后[37]，峰前彈性應變能Ue一部分轉化為峰后釋放能Uf，一部分轉化為盈余能Uy，盈余能大小與煤巖組合體破壞時動力顯現強度直接相關。盈余能Uy計算式為

由式(3)～(7)可計算組合體加載過程中各能量，其能量取每組試件平均值，詳見表3。

表3 RCR 組合體加載破壞過程能量Table 3 Energy of RCR composite loading failure process

不同煤巖組合體ScCO2浸泡前后耗散能占比、彈性能占比、盈余能占比的變化規律曲線如圖11所示。

圖11 不同煤巖組合體能量演化曲線Fig.11 Energy evolution curves of different coal-rock assemblage

由表3 和圖11 可知，隨著煤厚增加，組合體總能量、耗散能、彈性能、盈余能均逐漸降低；隨著巖煤強度比增高，組合體總能量、耗散能、彈性能、盈余能均逐漸增大，ScCO2浸泡對不同組合體的各類能量劣化明顯。

對比S10、S20、S30 試件可知，ScCO2浸泡前后彈性能和耗散能占比基本在60%和40%左右，說明煤厚與組合體試件彈性能和耗散能占比無線性關系，但ScCO2作用會使彈性能占比降低，耗散能占比升高。此外，盈余能占比隨著煤厚的增加逐漸變小，且降幅較大。隨著煤厚增加，RCR 組合體內存儲的彈性能、耗散能和盈余能均逐漸降低，說明RCR 組合體達到峰值強度發生宏觀破壞時所需輸入的外界能量逐漸降低，即越來越容易失穩，失穩時的動力強度顯現也逐漸降低。

為分析巖煤強度比的影響，以N20、S20、SH20試件為例。由上述結果可知ScCO2浸泡前后彈性能和耗散能占比也均維持在60%和40%左右，隨著巖煤強度比增大，彈性能占比略微降低，耗散能占比略微升高，盈余能占比略微增大。ScCO2作用會使彈性能占比降低，耗散能占比升高，這與不同煤厚RCR 組合體規律一致。由于隨巖煤強度比增加RCR 組合體內存儲的彈性能、耗散能和盈余能均逐漸升高，說明RCR 組合體達到峰值強度發生宏觀破壞時所需輸入的外界能量逐漸升高，即巖煤強度比越大，RCR 組合體越不易失穩，而失穩時的動力強度顯現也越高。

綜上分析可知，RCR 組合體失穩態勢與煤厚成正比、與巖煤強度比成反比，RCR 組合體破壞時動力顯現強度與煤厚成反比、與巖煤強度比成正比；峰值前能量占比與煤厚及巖煤強度比無直接線性關系；ScCO2作用會使RCR 組合體試件彈性能占比降低，耗散能占比升高，盈余能占比降低，分別表征破壞前用于試件內部裂隙壓密的能量變大，用于彈性勢能積累變小，試件破壞更為完全即破壞形態更為細碎。

5 RCR 組合體裂隙擴展規律及破壞失穩形態

5.1 RCR 組合體數值模擬參數校正

利用RFPA3D軟件對不同煤厚及巖煤強度比RCR 組合體試件開展單軸壓縮模擬研究，并與單軸壓縮試驗結果對比分析。RFPA3D數值模擬可將RCR組合體模型轉化為平面應變問題來研究，考慮到加載方式及組合體的非均質性，需確定均質度m，通過將模擬結果與室內單軸壓縮試驗結果不斷比對并重復進行模擬試驗以矯正參數的選取，最終確定巖體的均質度為3(泥巖、砂巖、石灰巖均質度一致取3)，煤體的均質度為2。為準確建立ScCO2作用前后的RCR組合體模型，需對抗壓強度、彈性模量、泊松比、內摩擦角、拉壓比、殘余強度參數不斷校正，最終確定細觀參數。根據已有研究結果表明[38]，損傷后模型細觀參數轉化關系為

式中，fcs和Es分別為宏觀的強度(MPa)和彈性模量(GPa)，fcso和Eso分別為細觀按Weibull 分布時的強度(MPa)和彈性模量(GPa)。

通過式(8)、(9)得到的煤巖體損傷后細觀參數需代入模型重復模擬，直至數值模擬與室內試驗測量的抗壓強度和彈性模量相近，選取此時的細觀參數作為后續數值模擬的參考值。

5.2 RCR 組合體裂隙擴展模擬及聲發射演化特征分析

RFPA3D數值模擬RCR 組合體單軸壓縮破裂及聲發射時空演化如圖12 所示，此處以S20-N 為例分析。在圖12(b)中以球點大小代表聲發射強度大小，藍色和紅色分別代表產生拉伸破壞和壓剪破壞時的聲發射。

圖12 S20-N 單軸壓縮破壞裂隙及聲發射演化規律Fig.12 S20-N uniaxial compression breaks and AE evolution

由圖12 可知，加載初期(Step 10)，煤體中產生少許裂隙，且拉伸和壓剪破壞并存；當載荷逐漸增大(Step 20)，試件裂隙顯著增多，聲發射也明顯增多，此時試件煤體內的壓剪破壞快速上升；當 Step 為30 時，產生明顯裂縫，且從煤體漸漸延伸至巖體，發生明顯的壓剪破壞并伴生許多微小裂隙，聲發射從無序向有序發展，在主裂隙上出現明顯的聚集帶；當 Step 為40 時，試件失穩破壞，聲發射聚集在主裂隙附近。這表明煤厚20 mm 的RCR 組合體單軸壓縮破壞時能量釋放以煤體為主并伴隨極小部分巖體彈性勢能釋放，即能量伴隨主裂隙在煤體中的擴展并穿過煤巖交界面延伸至部分巖體而進行釋放。

5.3 RCR 組合體裂隙擴展與數值模擬對比

圖13 為不同RCR 組合體試件的室內實驗(其中，破壞形式-1、裂隙素描圖-2、聲發射模擬圖-3、數值模擬破壞形式-4、增加輔助線后的數值模擬破壞形式-5和數值模擬破壞形式切片-6。由于N20 中泥巖和煤彈性模量較近，建模后煤巖體不易區分，故在煤巖交界面處添加了黑色輔助線)。

圖13 不同組合體試件破壞形式及聲發射模擬Fig.13 Failure forms and AE simulation of different assembly specimens

由圖13 可知，隨著煤體厚度的增加，RCR 組合體試件失穩破壞時呈現不同的形式，裂隙擴展路徑由貫穿整個試件逐漸變為止于煤巖交界面，裂隙剪切角度逐漸減小。此外，對比分析數值模擬與室內實驗結果，其破壞形態吻合度較高。

從S10-N 試件破壞形態可知，其首先在煤體中觀測到主裂隙，角度接近90°，煤體主裂隙間觀測到橫向貫通的裂隙帶和大角度剪切帶，然后煤體中裂隙逐步向煤巖界面擴展，呈現“八”字型拉伸劈裂，并最終貫穿上部巖體。對比數值模擬與室內試驗，2 者均呈現“H”型破壞。

S20-N 試件中裂隙同樣先于煤體中產生，但由于煤層變厚且受其端面效應影響主裂隙傾角減小，呈70°的剪切破壞，主裂隙附近煤體崩出且較為破碎，除煤體中衍生的次生裂隙外，主裂隙穿越煤巖交界面并在巖體中產生70°的剪切裂縫，這主要是煤體剪切破壞角度較大，剪切錯動時直接作用于上部巖體內部，當巖體黏聚力不足以抵消剪切力，導致主裂隙沿巖體進一步延伸產生剪切破壞。模擬破裂形式為煤體中產生多條剪切破壞裂隙，并由主裂隙延伸至巖體產生單裂隙剪切破壞，與實際破裂形式基本相符，較S10-N試件中煤體AE 變得多且集中。

S30-N 試件中煤體呈45°剪切破壞，主裂隙貫穿整個煤體，并產生眾多次生裂隙，主裂隙延伸至煤巖交界面的外側，導致巖體外幫有部分薄片剝落，但巖體本身無明顯裂隙產生，產生這種現象的原因是RCR組合體試件受煤體尺寸效應影響，煤體剪切破壞角度變小，破壞時主裂隙產生的剪切錯動僅導致巖體外側片落。

當組合體試件未采用ScCO2浸泡時，隨著巖煤強度比的增大，RCR 組合體失穩破壞形式由試件整體充分破壞逐漸轉變為只有煤體的單體破壞。在N20-N試件中，由于巖煤強度比接近，試件破壞時煤巖體中裂隙無主次之分，煤體和上部巖體中裂隙幾乎同時產生，之后裂隙貫通呈“V”型。此外，通過AE 事件分布可知，不僅在主裂隙附近觀測到大量聲發射事件數，而且在煤體及上部破裂巖體中同樣觀測到較多的聲發射事件，說明RCR 組合體內部裂隙已發育完全，不再只限于表面的宏觀裂隙；對于SH20-N 試件，巖煤強度比5∶1，強度差值大，破壞時自煤體產生的裂隙無法穿越煤巖界面，煤體發生剪切張拉而巖體中并未產生裂隙。

當組合體試件采用ScCO2浸泡處理后，其失穩時破壞形式發生顯著改變。如S10-Y 試件中煤體裂隙明顯增多，巖體破裂形式呈大角度剪切破壞，但主裂隙仍能貫穿組合體，聲發射數較未浸泡前明顯下降，且分布較為離散；對于S20-Y 試件，煤體中無明顯主裂隙，僅觀測到眾多微裂隙，碎裂塊體小且呈流體狀，表現出典型的塑性破壞，煤體作用于巖體的回彈能量不足以使得巖體破裂，只有內部微小裂隙滋生和外側部分剝落。AE 除集聚于明顯裂隙附近外，在煤體各處離散分布；S30-Y 試件中巖體無裂隙及AE，煤體依舊表現為典型的塑性破壞，碎裂煤體呈流體狀，AE 集中于煤體中部，于周圍擴散環繞且離散分布。

綜上分析可得：

(1)隨煤層厚度的增加，RCR 組合體裂隙由貫穿試件逐漸止于煤巖界面，破壞形式逐漸由“H”型拉伸劈裂破壞轉變為“X”型共軛剪切破壞，主裂隙剪切角由接近90°逐漸趨于45°。當采用ScCO2浸泡處理后，煤體彈性變形時間較為短暫，更多的是塑性破壞，且隨著煤層厚度的增加，RCR 組合體裂隙更早止于煤巖界面，破壞形式由大角度剪切破壞逐漸向無明顯主裂隙的破碎流體狀碎屑轉變。

(2)隨巖煤強度比的增大，RCR 組合體裂隙由貫穿型逐漸止于試件煤巖交界面，破壞形式由“V”型剪切破壞逐漸轉變為只有煤體的剪切破壞，主裂隙剪切角度也逐漸變小。采用ScCO2浸泡處理后，其巖煤強度比越低，RCR 組合體破裂形式越破碎，而巖煤強度比越高，破壞失穩時巖體較為完整，煤體較為破碎。

(3)在未進行ScCO2浸泡時，RCR 組合體破壞時伴隨著煤體碎片的崩落和飛濺，并發出巨大聲響，尤以巖煤強度比高的SH20-N 試件最為明顯；當浸泡處理后，煤體碎屑呈流體狀“垮落”，導致RCR 組合體破壞失穩，且無較大聲響，這說明ScCO2作用會降低煤體的黏聚力和內部的膠結性能，降低其彈性勢能，增加塑性破壞，進而影響整個組合體的破裂形式、力學強度、能量釋放和失穩態勢及時間。

6 討論與展望

6.1 討 論

不同煤厚和巖煤強度比RCR 組合體在ScCO2作用下力學性質及其破壞特征關系如圖14 所示。

圖14 ScCO2 作用下RCR 組合體力學性質與破壞特征關系Fig.14 Relationship between mechanical properties and damage characteristics of RCR assemblies under the action of ScCO2

由圖14(a)可知，在ScCO2作用前后RCR 組合體抗壓強度和彈性模量隨著煤厚的增加逐漸降低，其與煤厚的擬合優度R2也相對較高。在ScCO2作用后，煤厚10、20、30 mm 時破壞特征形式分別為：由巖煤整體拉伸破壞轉向巖體拉伸煤體剪切破壞；由巖體拉伸煤體剪切破壞轉向只有煤體的剪切破壞；由煤體整體剪切破壞轉向煤體塑性剪切破壞。由圖14(b)可知，在ScCO2作用前后RCR 組合體抗壓強度和彈性模量隨著巖煤強度比的增加逐漸升高，其與巖煤強度比的擬合優度R2也相對較高。在ScCO2作用后，巖煤強度比1∶1、3∶1、5∶1 時破壞特征形式分別為：由巖體拉伸煤體剪切破壞轉向巖煤整體剪切破壞；由巖體拉伸煤體剪切破壞轉向只有煤體的剪切破壞；由煤體整體剪切破壞轉向煤體塑性剪切破壞。

綜上所述，ScCO2作用會大幅弱化煤體力學強度，基于本文特定實驗條件下研究成果表明，煤層越厚的地層越容易發生失穩，頂底板巖層強度越高的地層越不容易發生失穩，地層失穩破壞時動力顯現強度與煤厚成反比、與巖煤強度比成正比。故在滿足CO2注入封存量前提的一定區域地層內，應選擇頂底板巖層強度較高、煤層厚度較薄的區域地層封存CO2安全性更高。

6.2 展 望

相較于瘦煤，焦煤、貧瘦等低階煤而言[39]，無煙煤作為一種高階變質煤，其微孔隙發育十分完全，比表面積大，具有更強的儲存CO2能力，故就儲存CO2能力而言，在深部不可采煤層中無煙煤煤系地層為最優。但與此同時，在相同的有效應力下變質程度越大的煤體受ScCO2作用后，其力學強度劣化程度越大。在無煙煤煤系地層中，蓋層巖性不唯一，故選取泥巖、砂巖、石灰巖這3 種典型蓋層進行了研究，研究不同類型“巖-煤-巖”類型組合體在ScCO2作用下的力學性能劣化程度、能量演化情況、裂隙擴展和失穩態勢。因為，在深部不可采煤層注入CO2后，由于CO2與CH4的競爭吸附，煤體中存儲大量Sc 狀態的CO2，導致煤體力學特性大幅弱化，引發煤巖破裂，極易導致CO2泄漏，污染地下水資源。此外，由于儲層溫度和壓力的變化、構造運動所引發的突發地質事件(火山、地震等)等也會對煤巖結構體的穩定性產生影響，故對煤巖組合體在ScCO2作用前后的系列研究很有必要。

筆者對ScCO2浸泡7 d(第1 階段)進行了深入的研究，即煤體為主體損傷階段，對煤體與巖體共同損傷階段和完全損傷階段仍需進行深入的探究。此外，煤層對CO2、CH4競爭吸附時還存在差異性膨脹效應，煤層所處條件為氣-液-固多相耦合環境，在多相環境下煤體的損傷也會導致區域應力場變化[6]，這些也是實驗需要進一步結合考慮并深入研究的方向。

7 結 論

(1) RCR 組合體的抗壓強度和彈性模量隨煤厚增加而降低，隨巖煤強度比增大而升高。ScCO2作用后，隨煤厚的增加，RCR 組合體抗壓強度劣化幅度逐漸增大，彈性模量劣化幅度逐漸降低；而當巖煤強度比不同時，其抗壓強度和彈性模量劣化幅度基本一致，并未呈現較大差異。

(2) ScCO2作用導致RCR 組合體更早進入彈性變形階段，且經歷短暫的彈性變形后發生失穩破壞，其受煤厚影響較大，受巖煤強度比影響較小。

(3) RCR 組合體總能量、耗散能、彈性能、盈余能隨煤體厚度增加而逐漸降低，隨巖煤強度比的增大而逐漸增大。此外，ScCO2作用會使RCR 組合體彈性能占比降低，耗散能占比升高，盈余能占比降低。

(4)隨著煤厚的增加，RCR 組合體破壞形式由“H”型拉伸劈裂破壞轉變為“X”型共軛剪切破壞；隨著巖煤強度比增大，RCR 組合體試破壞形式由整體的“V”型剪切破壞逐漸轉變為只有煤體的剪切破壞，而且ScCO2浸泡會加劇這兩種趨勢的轉變進度。(5) RCR 組合體失穩態勢與煤厚成正比、與巖煤強度比成反比，破壞時動力顯現強度與煤厚成反比、與巖煤強度比成正比。ScCO2作用會促進煤體發生塑性破壞，其破壞程度與煤厚和巖煤強度比均成正相關關系。