受地质运动及煤层沉积成岩环境影响，含煤地层岩体多以层状、互层、侵入等形式赋存，形成了不同形式的煤−岩、岩−岩等组合结构，岩层内或层间存在诸多天然层理、节理、裂隙及分界面等原生裂隙结构，并控制着煤岩体的连续性和整体性^[1-3]。而随着煤炭开采深度增加，在深部高围压及采动作用下，煤岩体内赋存的原生分界面及裂隙等组合结构使得煤岩体的力学性质及变形破坏模式更加复杂，尤其在煤炭大规模高强度开采扰动作用下，高应力加卸载驱动煤岩体内的原生裂隙组合结构不断变形破裂，造成深部开采突水、冲击等灾害频发，严重威胁矿井安全生产及职工的生命财产安全。

为研究煤岩组合结构的力学行为及破裂特征，许多专家学者以人工拼接的煤岩组合体为研究对象，开展了不同高度比^[4-5]、倾角^[6-7]、组合方式^[8-11]、围压^[12]等条件下煤岩组合体的单轴或三轴压缩试验，获得了不同力学条件下煤岩组合体的力学特性、劣化规律及破坏机制^[13]，也得到了煤−岩层面的应变集中现象^[14]，且煤岩组合体存在层间应力传递及变形破坏的倾角效应^[15]。这些成果在一定程度上揭示了煤岩组合体灾害孕育、演化和发生的复杂性，为研究原生煤岩组合体的力学行为及失稳模式奠定了基础。为进一步研究原生煤岩组合体界面的力学效应，部分学者通过CT扫描及三维重构，模拟计算了煤岩组合体的应力分布及损伤特征^[16]，研究了原煤、原生组合、人工组合煤岩在不同应变率下的动态应力应变及损伤破坏规律^[17-18]，获得了层理结构及围压卸荷对煤岩组合结构破裂的影响^[19-20]，并考虑从原生煤岩组合结构角度研究岩体的力学性质及变形破裂特征；但仍缺少对低强度煤、原生界面结构及高强度岩石失稳模式形成机制的深入研究，而其对组合体的整体稳定性分析至关重要。

国内外专家学者多集中研究人工拼接的煤岩组合体破裂力学机制，针对原生煤岩组合体三轴压缩破裂与失稳模式及其形成机制的研究仍不够深入，其对丰富深部开采岩体的失稳致灾机理具有重要意义。据此，笔者以原生煤岩组合体为对象，开展三轴压缩试验，获取深部原生煤岩组合体三轴压缩的破裂特征与失稳模式，揭示煤岩组合体失稳强度介于低强度煤与高强度岩石之间的力学机理，以期为评价层状岩体的稳定性提供依据。

1   深部原生组合体制备及波速测试

河南能源集团赵固一矿部分区域二₁煤层的赋存深度已达700 m，其采场底板隔水层多为层理裂隙发育的煤层、砂质泥岩、泥岩、细粒砂岩等岩层形成的多种组合结构岩体，在开采扰动作用下采场及巷道底鼓变形破坏严重，并遭受底板突水威胁。据此，在赵固一矿二₁煤层工作面内人工截割获取了煤块、岩块及含岩石的煤岩组合块体，其中岩块及组合块体内岩石以泥岩和砂质泥岩为主，并加工为煤、岩单体及原生组合体的标准试样，以对比研究深部原生煤岩组合体的三轴压缩破裂特征。

1.1   试样制备

将取自赵固一矿的煤、岩块及组合块体，在室内分别制备为ø50 mm×100 mm的煤单体、岩单体、煤−岩组合体及煤−岩−煤组合体标准圆柱试样，如图1所示，由于组合体试样中的原生煤、岩极易分离，受采样、加工及运输环境制约，所制备组合体试样极少，故煤岩组合体及单体均采用1个试样进行试验，未设置重复试验。图1中，试样的煤柱面粗糙，色泽发亮；岩石柱面光滑，色泽较暗；组合体中煤和岩石具有明显的原生分界面，且肉眼观察发现煤−岩−煤组合体中岩石的含量低于煤−岩组合体中。

图  1  煤、岩单体及原生组合体试样

Figure  1.  Specimens of single coal and rock and primary coal-rock combinations

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在室内对煤、岩单体及组合试样进行编号，并应用游标卡尺和电子秤测定计算各试样的直径、高度、质量和密度，见表1。各试样的密度为1.50~1.79 g/cm³，其中煤单体的密度最小，岩石单体最大，煤−岩及煤−岩−煤组合体试样的密度基本介于两者之间，故受岩性组成影响，试样密度具有一定差异。

表  1  试样规格特征

Table  1.  Specifications of specimens

序号	试件编号	岩性	质量/g	直径/mm	高度/mm	密度/(g·cm−3)
1	TC-1	煤	287.48	49.51	99.57	1.50
2	TCGC-1	煤−岩−煤	326.26	49.59	100.17	1.69
3	TCG-1	煤−岩	310.12	49.91	98.76	1.61
4	TG-2	岩石	349.78	49.85	100.15	1.79

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同时，在室内采用单轴压缩试验并结合文献[20]获取煤岩单体的物理力学参数，见表2。

表  2  煤、岩单体物理力学参数^[20]

Table  2.  Physical and mechanical parameters of single coals and rocks^[20]

岩层名称	密度/(g·cm−3)	内摩擦角φ/(º)	弹性模量/GPa	单轴抗压强度/MPa	黏聚力/MPa	泊松比
二1煤	1.48	28	3.14	15.30	4.60	0.37
岩石	1.75	40	6.84	34.94	10.30	0.25

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由表1、表2可知，岩石单体的密度高于煤，而组合体密度介于两者之间；且岩石单体的内摩擦角、弹性模量、抗压强度、抗拉强度均高于煤，但岩石的泊松比小于煤，故原生组合体试样为低强度煤与高强度岩石的组合结构。

1.2   波速测试

为分析各试样内部原生裂隙及煤、岩含量差异，试验前在室内采用CVA-100型超声波测试系统沿轴向获取各试样的超声波波速，测试方法如图2a所示，超声波发射、接收探头沿轴向对称布置；其中，所采用的超声波探头换能器与信号采集频率分别为1、10 MHz。测试前，采用凡士林作为探头与试件接触的耦合剂，以减小探头与试样接触不充分而造成的测量误差。根据波速测试结果，绘制了各试样的纵波、横波波速分布散点，如图2b所示。

图  2  试样超声波测试方法及其波速变化规律

Figure  2.  Ultrasonic testing method and wave velocity changes of specimens

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根据图2可知，沿轴向方向各试样的波速有一定差异。结合煤岩组合体中煤、岩含量的CT扫描结果(具体分析见2.3节)，TCGC-1、TCG-1组合体试样中岩石体积分数分别为38.89%、41.58%，TC-1、TG-2试样中岩石体积分数分别按0、100%估算，故图2b中由横坐标左侧TC-1试样依次至右侧的TG-2试样，岩石含量增加，试样的纵波和横波波速均具有增高趋势，并符合波速与密度关系^[21]；如煤单体纵波波速为2 303 m/s，而煤−岩−煤组合体及岩石单体分别增加至2 381、2 676 m/s，分别较煤单体增加了78、373 m/s。从波速差异性看，虽然煤−岩组合TCG-1试样的岩石含量增加，但其纵波、横波波速均为最低，分别为2 058、1 225 m/s，该试样波速较其他试样差异较大，可能的原因为其内部裂隙结构较其他试样发育，而胶结程度较低，并与岩石单体的纵、横波差值分别达618、532 m/s，故组合体试样可能存在裂隙结构、胶结程度的差异。

2   深部原生组合体三轴压缩破裂特征

在室内应用GCTS RTR-1000型力学试验系统对煤岩单体及组合体进行了常规三轴压缩试验，采用应变加载控制，应变速率为0.05%/min，根据赵固一矿最小水平主应力特征，加载围压至17.5 MPa后，保持围压不变，而轴压逐渐增加直至试样失稳，从而获得了深部原生煤岩组合体的变形破裂特征。

2.1   三轴压缩应力−应变曲线特性

统计获得了煤岩单体及原生组合体的常规三轴压缩应力−应变曲线，如图3所示，其中径向应变、体积应变为负值，分别代表径向、体积膨胀变形。

图  3  不同试样常规三轴压缩应力−应变曲线

Figure  3.  Stress-strain curves of different specimens under conventional triaxial compression

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由图3对比可知，随主应力差增加，煤岩组合体与煤岩单体试样均先以轴向应变缓慢增加、再近似线性增加为主，后偏离直线到塑性屈服变形，最终至峰后软化破坏，并由轴向压缩转为径向应变、体积应变负向增加为主，呈现明显的径向和体积膨胀，故各试样的应力−应变均存在裂隙压密、线弹性、屈服及破坏阶段，原生煤岩组合体的三轴压缩应力−应变曲线形态与煤、岩单体基本一致。但不同试样的应变变化速率与幅度、主应力差的峰值有所不同，煤−岩组合体及煤−岩−煤组合体的主应力差峰值基本符合高于煤单体而低于岩石单体的规律。

主应力差峰值点前，各试样的轴向应变变化量普遍高于径向应变及体积应变，并主要以正向的压缩变形为主；如煤单体TC-1试样在主应力差峰值点处的轴向应变最小，为0.6366%，但其径向应变、体积应变更小，分别为0.4530%、0.2656%；而煤−岩组合体TCG-1试样在主应力差峰值点处的轴向应变最大，为2.6328%，其径向应变、体积应变分别为1.0443%、0.5885%，也均小于轴向应变。主应力差峰值点后，各试样的径向、体积应变变化量远高于轴向应变，并以负向膨胀变形破坏为主，如煤单体的轴向应变变化量最大，也仅增加至0.9072%，仅增加0.2076%；但径向应变及体积应变可负向增加，煤−岩组合体的径向应变最大，其可增加至3.3170%，煤单体的体积应变最大，其可增加至约4.0%。同时，主应力差峰后阶段，图3a中煤单体表现出一定的应变软化特征，而煤−岩−煤、煤−岩组合体及岩石单体均表现出一定的脆性破裂特征，尤其TCGC-1、TG-1试样的主应力差骤降，分析认为岩石含量的增加使试样的瞬态失稳程度增强。

统计了各试样应力峰值及峰值点的应变值变化规律，如图4所示，图4b中径向及体积应变为各试样数据的绝对值。

图  4  不同试样峰值点应变变化规律

Figure  4.  Laws of changes in the strain of different specimens at peak stress points

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根据图4a，各试样的轴向应力峰值、主应力差峰值变化规律一致，均为煤单体最小，岩石单体最大，而煤−岩及煤−岩−煤组合体介于两者之间；且由于煤−岩组合体内岩石含量高于煤−岩−煤组合体，使得煤−岩组合体的轴向应力及主应力差峰值高于煤−岩−煤组合体。同时，煤−岩组合体的轴向应力、主应力差峰值分别为122.364、104.867 MPa，而岩石单体的值分别为124.477、106.975 MPa，分别相差仅2.113、2.108 MPa，但煤−岩−煤组合体的值分别高于煤单体达37.198、37.196 MPa，故低岩石含量下煤岩组合结构可提升试样的轴向应力及主应力差峰值，当岩石含量增加至一定值时，应力峰值点将接近于岩石单体，煤岩组合结构对提升应力峰值的贡献减弱。需要说明的是，受煤单体内节理裂隙分布影响，三轴压缩所获取的煤单体峰值强度略小于应用表2参数计算的Mohr-Coulomb强度，而岩石单体基本一致。

由图4b可知，试样应力峰值点的轴向、径向及体积应变呈起伏变化，但岩石单体的应变均高于煤单体，煤−岩及煤−岩−煤组合体的应变多高于煤单体，仅TCGC-1试样的径向应变0.1833%低于煤单体的0.4530%；而与岩石单体相比，煤−岩及煤−岩−煤组合体的应变可高于或低于岩石单体，分析认为煤岩组合体内岩石含量的增加在一定程度上提升了试样的抗变形能力，但原生分界面及裂隙结构的存在也加剧了试样的变形破裂程度。

2.2   三轴压缩破裂特征

为研究常规三轴压缩条件下原生煤岩组合体与煤岩单体破坏的差异，采集了试样三轴压缩破坏后的高清图像，获得各煤、岩单体及原生煤岩组合体试样的典型破坏形貌，如图5所示。

图  5  不同试样三轴压缩破裂形貌

Figure  5.  Fracturing morphologies of different specimens under triaxial compression

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三轴压缩破裂失稳后，各试样表面的裂隙形貌具有一定差异。煤单体TC-1试样表面大角度倾斜裂隙及环向裂隙交错，但整体形貌以倾斜为主，主倾斜裂隙贯穿试样，并呈偏“Y”型。煤−岩−煤组合体TCGC-1试样表面具有2条明显开度较大的倾斜贯穿裂隙，并在端部相交，且伴有少量较短的倾斜裂隙，在原生煤岩分界面附近肉眼可见1条环向裂隙，两侧煤柱破裂较严重。煤−岩组合体TCG-1试样以煤柱侧破裂为主，1条主破裂倾斜穿透煤柱，原生煤岩分界面处无明显开裂，但在岩石侧原生层理面处含1条开度较小的环向裂缝。岩石单体TG-2试样则以贯穿试样的倾斜主破裂为主，局部含倾斜短裂隙，中部原生层理、矿物夹杂区域含多条环向裂缝，并与倾斜裂隙相交，但肉眼可见的表面微裂隙较少。

统计对比可知，各试样的三轴压缩破裂共性特征为：各试样表面均以角度较大的倾斜裂隙发育为主，主破裂裂隙斜穿煤柱侧或试样，且在原生节理、层理处有环向裂缝分布；异性特征为：煤单体及煤岩组合体的煤柱侧裂隙密布，破裂严重，而含岩石成分的试样表面肉眼可见的微裂隙较少。分析可知，倾斜裂隙的破裂面与加载方向成一定角度，为剪切破裂^[22]；而环向裂隙沿胶结区域或层理分布，主要受轴压加载影响，原生裂隙先产生压缩变形或滑动破裂而呈闭合状态，试样失稳时轴压降低(图3a)使沿分界面或层理面的闭合破裂张开，从而形成了环向张裂。

2.3   三轴压缩破裂CT扫描分析

应用NanoVoxel 4000型CT扫描系统对破裂试样进行三维螺旋扫描，扫描电压、电流及分辨率分别为200 kV、220 μA、18.37 μm；应用Voxel Studio Recon、Avizo软件进行了图像构建、灰度阈值分割^[19]，获得各试样三维重构图像，切片如图6、图7所示。

图  6  煤、岩单体及原生组合体破裂试样三维重构图像

Figure  6.  3D reconstruction-derived images for fractured specimens of single coals and rocks and primary coal-rock combinations

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图  7  煤、岩单体及原生组合体破裂试样扫描切片

Figure  7.  Scanning slices for fractured specimens of single coals and rocks and primary coal-rock combinations

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根据图6、图7，试样破裂的三维空间形貌与其表面破裂特征类似，在试样内部及表面竖向、倾斜及环向裂隙均有分布，且至少有1条裂隙倾斜穿透煤柱或整个试样。对比发现，煤单体呈X型剪切破裂，沿X型破裂面分布大量微裂隙；煤−岩−煤组合体在一侧煤柱及岩石内发育了角度较大倾斜裂隙，并与另一侧煤柱内发育的倾斜主破裂连通而形成了开度较宽的主裂隙，且岩石内微裂隙较两侧煤柱明显偏少；煤−岩组合体以煤的破裂为主，煤内含大量微裂隙，主破裂则自煤柱端部向下部胶结区域倾斜延展；而岩石单体内存在1条明显贯穿试样的剪切主破裂，在其附近分布一定数量的微裂隙，但试样内部发育的微裂隙数量较其他试样大幅减少。

统计了破裂试样内三维裂隙的体积、长度l、角度β及数量(β=0°~90°)，应用裂隙比率表示裂隙体积占试样总体积比例，各试样的裂隙比率及l、β变化如图8所示。

图  8  破裂试样裂隙比率、长度及角度变化

Figure  8.  Variations in the ratios, lengths, and angles of fractures in fractured specimens

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由图8a知，破裂试样内l<1 mm的裂隙占比极小，其裂隙率最高仅0.004%；1≤l<5 mm的裂隙比率也较低，为0.005%~0.031%；而l≥5 mm的裂隙比率为0.489%~4.459%，煤−岩−煤组合体内裂隙率最高，岩石单体最低。故破裂试样内l≥5 mm的裂隙占比最高，其裂隙比率远远高于l<1 mm与1≤l<5 mm；且其与破裂试样的总裂隙比率0.494%~4.489%相差极小，差值仅0.005%~0.035%，两条曲线规律完全一致，裂隙比率同步变化。因此，各试样内以l≥5 mm的裂隙为主，并主导着试样的破裂失稳。基于此，以l≥5 mm为基础数据，统计绘制了不同β范围内裂隙的数量，如图8b所示。

根据图8b，l≥5 mm时，β介于0°~60°的裂隙相对较少，而β >60°的裂隙最多。煤−岩组合体小于60°的裂隙数量最多，也仅7条。煤单体内大于60°的裂隙数量最多，达35条；煤−岩−煤试样次之，为15条；岩石单体最少，为8条。除煤−岩组合体外，各试样内最长裂隙的角度均在60°以上，煤单体、煤−岩−煤组合体、煤−岩组合体及岩石单体的l最长分别为103.60、105.26、56.14、62.79 mm，其β分别为81.27°、76.97°、38.22°、69.58°，煤单体及煤−岩−煤组合体的最长裂隙l均大于100 mm；而煤−岩组合体内煤柱侧的斜穿裂隙为其主破裂，β、l均为最小，且岩石单体主破裂并未完全沟通，中间有间断，如图6d所示，故两者的最长裂隙低于100 mm。结合图6、图7知，最大长度裂隙均为试样的主破裂，是煤岩单体及组合体失稳的主导破裂裂隙。

对比可知，煤、岩单体及组合体的破裂形貌均符合剪切破裂特征；试样煤柱侧的裂隙发育最充分，微裂隙密布；而试样岩石侧以主破裂扩展为主，微裂隙较少。因此，试样以低强度煤的破裂为主，原生分界面附近以微裂隙发育扩展为主，主破裂可穿越原生煤岩分界面(TCGC-1试样)，也可不穿透原生煤岩分界面(TCG-1试样)。结合煤、岩的灰度差异，分别对原生煤岩组合体TCG-1、TCGC-1试样进行了阈值分割，计算得TCG-1试样煤、岩的体积分数分别为58.42%、41.58%，TCGC-1试样中岩及两端煤的体积分数分别为38.89%、31.94%、29.17%；分析认为原生煤岩分界面及其数量与组合体内煤、岩体积分数差异，是导致主破裂差异的主要原因。

3   深部组合体界面区域煤岩强度变化

为进一步研究原生煤岩组合体主破裂与煤岩单体的差异，可结合层状岩体的强度理论分析组合体界面区域的强度变化规律。

3.1   交界面处

在三轴压缩作用下，组合体的轴向应力σ₁与两水平方向的围压σ₂、σ₃满足σ₁>σ₂=σ₃>0，在交界面处煤、岩的径向变形相互约束，导致界面区域的围压变化；若忽略界面区域的胶结宽度、弹性模量、泊松比等参数变化，且E_C<E_R，μ_C>μ_R，可根据变形连续与静力平衡条件计算交界面处的应力分量^[23]。

将表2内参数及试验设置的围压代入式(1)—式(3)，计算并获得了不同σ₁下交界面处的围压变化规律，如图9a所示。

图  9  不同σ₁下分界面处围压及抗压强度变化

Figure  9.  Variations in confining pressure and compressive strength at the interface under different σ₁ values

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根据式(1)、式(2)及图9a知，随σ₁升高，交界面处煤、岩的围压变化规律相反，受分界面的径向变形约束影响，交界面处煤的围压随σ₁升高而增加，而岩石的围压降低。当σ₁由20 MPa增至100 MPa时，交界面处煤的水平方向仍承受压应力，其值可由17.5 MPa升高至38.6 MPa；而交界面处岩石的水平方向可产生拉应力，当σ₁增加至100 MPa时，其围压可由压应力17.5 MPa降低至拉应力3.6 MPa，从而使得界面区域岩石呈三向压−拉状态。在轴向方向，交界面处煤、岩的轴向压应力保持不变，仍为σ₁。

结合Mohr-Coulomb强度条件，可按下式^[22,24]计算煤岩的三轴抗压强度σ。

分别令式(4)中σ₃=σ_3C，σ₃=σ_3R，煤、岩的黏聚力分别为4.6、10.3 MPa，结合式(1)、式(2)，计算可得随σ₁变化交界面处煤、岩的抗压强度，如图9b所示。

考虑分界面影响后，交界面处煤围压升高、岩石围压的减小，使交界面处煤的三轴抗压强度σ_1CG增高，岩石的三轴抗压强度σ_1RG降低，故由于分界面的存在，原生组合体中交界面处煤抵抗压缩破裂的能力增强，而岩石抵抗压缩破裂的能力降低。

令σ₁=σ，联立式(1)—式(4)，可计算σ_1CG、σ_1RG：

当σ₂=σ₃=17.5 MPa时，计算得σ_1CG=180.7 MPa，σ_1RG=67.3 MPa，故与2.1节试验所得煤、岩单体强度相比，σ_1CG增高了3.43倍，σ_1RG降低了45.97%，且交界面处煤的强度已高于远离分界面的岩石强度，但交界面处岩石的强度仍高于远离分界面的煤强度；故煤岩组合体中分界面具有提升交界面处煤的强度，弱化交界面处岩石强度的作用，这便可解释部分试样虽具有原生的煤岩分界面，但三轴压缩破裂失稳后其分界面可不发生破裂的现象，如图5c、图7c中TCG-1试样。

3.2   胶结区域

通常，原生煤岩组合体的交界面附近具有一定胶结填充物，其成分虽与煤、岩类似，但具有明显的非均质性，其中TCG-1试样最为明显，如图7c所示。由于煤岩分界面附近胶结区域煤、岩成分及胶结程度的变化，导致该区域煤岩弹性模量、泊松比、黏聚力及内摩擦角等力学参数均发生变化，并对分界面区域的煤、岩强度产生影响。

由于E_C<E_R，μ_C>μ_R，且弹性模量E与泊松比μ存在固定关系：E=2G(1+μ)^[25]，若令分界面胶结区域的μ_C由0.42降至0.33，μ_R由0.18增至0.33，G不变，E同步变化，结合式(5)计算了交界面处煤、岩的抗压强度变化，如图10a所示；同时，分别令分界面胶结区域煤、岩的c_C由0.5 MPa增加至10.3 MPa，φ_C由5°增至55°，c_R由10.3 MPa降至0.5 MPa，φ_R由55°降至5°，计算了交界面处煤、岩的抗压强度变化，如图10b、图10c所示。

图  10  不同影响因素下分界面区域煤岩抗压强度变化

Figure  10.  Variations in the compressive strength of coals and rocks at the interface under different influencing factors

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根据图10，当原生煤岩分界面胶结区域的μ_C由0.48降至0.33，σ_1CG先快速降低，再缓慢降低；μ_R由0.18增至0.33时，σ_1RG近似线性增加；σ_1CG对泊松比增加较为敏感，σ_1RG随泊松比增加虽有增高，但其增加程度远低于μ_C降低的影响；而当两者相等时，σ_1CG、σ_1RG近似一致。随c_C增加，σ_1CG先线性增加，当c_C增加至一定值时，σ_1CG增速变缓；而随c_R降低，σ_1RG先线性增加，当c_R降至一定值时，σ_1RG的增速变缓。随黏聚力增加，σ_1CG、σ_1RG变化规律相反，且σ_1CG增速高于σ_1RG降速。φ_C由5°增至55°时，σ_1CG先缓慢增加，当φ_C增至30°后，σ_1CG骤然升高，增速远高于小于30°时；而σ_1RG的变化则较为平缓，随φ_R降低，σ_1RG先升高再降低，其增速略低于降速；故两者相比，σ_1CG对内摩擦角的增加更敏感。

因此，在分界面胶结区域煤、岩的抗压强度受其力学参数影响变化较大，且煤的强度变化速率远高于岩石，当煤的力学参数增加或降低至一定值时，其抗压强度会产生较大浮动，则在原生分界面影响下，组合体胶结区域的煤、岩破裂与否或以何种方式破裂与其力学参数导致的强度提升或降低密切相关。

4   深部原生组合体失稳模式

结合前述可知，由于原生分界面的存在，煤岩组合体的三轴抗压强度受煤、岩、分界面及胶结程度等多种力学因素约束，并与煤、岩单体的破裂形式有所不同，原生煤岩组合体具有低强度煤、原生胶结面及高强度岩石等为主导的破裂失稳形式。

4.1   低强度煤失稳

根据图5c、图6c及图7c，TCG-1试样三轴压缩破裂后，煤柱部分出现了明显的肉眼可见的主破裂及分支裂隙，而岩石部分无明显裂隙，煤−岩组合体呈以低强度煤失稳为主导的破裂形式。为分析煤岩组合体中低强度煤失稳的力学机制，可对比分析其煤、岩石及分界面区域的三轴抗压强度特征。

根据层状岩体的强度理论^[23]，当组合体中煤、岩远离煤岩分界面时，组合体围压不再受分界面径向变形相互约束影响，煤、岩柱的围压仍为σ₃，煤、岩的三轴强度σ_1C^*、σ_1R^*仍符合Mohr-Coulomb强度条件，但受组合体中煤、岩非标准尺寸影响，其强度将发生变化。若非标准试样的直径为D、高度为H_NS，标准尺寸试样时H_NS/D=2，标准尺寸试样的煤岩强度为σ_S，则非标准试样的强度σ_NS可根据下式计算^[26]：

令组合体中煤、岩的体积分数分别为P_C、P_R，而组合体试样的直径D、总高H不变，则组合体中煤、岩的高度分别为P_CH、P_RH，σ_CS、σ_RS分别为标准煤、岩试样的抗压强度，则组合体中远离煤岩分界面的非标准煤、岩的强度σ_1C^*、σ_1R^*可按下式计算：

根据式(7)，当H/D=2时，由于P_C、P_R均小于1，则σ_1C^*>σ_CS，σ_1R^*>σ_RS，即组合体中远离分界面的煤、岩石的三轴抗压强度均高于其标准试样。根据前述TCG-1试样的P_C=58.42%、P_R=41.58%；若σ_CS、σ_RS分别按图4a中TC-1、TG-2试样的轴压峰值40.852、124.477 MPa取值，代入式(7)可得，σ_1C^*=44.6 MPa，σ_1R^*=146.7 MPa。结合3.1节知，σ_1CG、σ_1RG的计算值分别为180.7、67.3 MPa，σ_1C^*<σ_1RG<σ_1R^*<σ_1CG，σ_1CG远高于σ_1C^*，组合体中煤的强度最低，交界面处岩石的强度次之，交界面处煤的强度最高，故最易导致TCG-1试样失稳的部位为低强度的煤柱，且由于交界面处煤的强度较高，主破裂难以穿透分界面，使得主破裂面远离了分界面，并造成组合体的失稳以低强度煤为主导，所述理论与试验现象一致。

因此，低强度煤的破裂失稳可成为原生煤岩组合体整体破坏的主导模式之一，结合煤岩组合体的三轴压缩破裂特征如图11所示。

图  11  低强度煤失稳模式

Figure  11.  Instability mode of low-strength coals

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根据图11，受煤岩分界面黏结约束影响，煤岩分界面区域煤的围压可由σ₃增加至σ_3C，而岩石围压可由σ₃降至σ_3R，从而不同程度提高(或降低)了分界面区域煤(或岩)的抗压强度；而受非标准尺寸影响，组合体中煤、岩的抗压强度均较标准试样高。而当分界面区域煤的强度高于远离分界面的非标准尺寸煤时，由于煤的强度也低于分界面区域及远离分界面的岩石强度，使得煤−岩组合体的破裂以远离分界面的低强度煤为主，并导致低强度煤成为组合体失稳的主体，则组合体的破裂失稳特征基本与低强度煤一致。但根据式(5)和式(7)计算的强度值与2.1节试验存在差异，分析认为：一是煤单体试样表面及内部微裂隙发育(图1)，σ_CS偏低，导致根据式(7)计算的σ_1C^*偏低；二是TCG-1试样中煤柱侧裂隙不发育，较为致密(图7c)，除破裂面外煤柱部分孔隙、裂隙较其余试样均少，从而导致TCG-1试样整体失稳时其抗压强度仍较高。

4.2   原生胶结面失稳

受煤岩层发育、胶结及沉积环境影响，原生组合体煤、岩的胶结层面及产状往往存在一定起伏角度变化(图7c)，原生分界面及胶结区域的宽度、力学性质等参数也具有差别，并造成交界面的强度有强有弱。根据人工拼接煤岩组合体的三轴压缩试验，水平层状煤岩分界面间不论是否使用黏结剂，完全失稳试样的主破裂均难以沿水平分界面扩展^[7,15]，结合图5b知，近水平层状煤岩分界面可产生沿分界面的破裂，并与试样的主破裂沟通，但水平层状煤岩分界面难以造成煤岩组合体的整体失稳。

而根据倾斜层状岩体的强度理论^[23]，三轴压缩作用下，倾斜分界面区域煤、岩的主应力同样发生变化，其围压将由σ₃分别变换为σ_3C^*、σ_3R^*，界面区域除受σ₁作用外，还受煤、岩的剪应力τ_C、τ_R作用，且大小与主应力的方向余弦相关。因此，在三轴压应力作用下，煤岩组合体沿原生胶结面的失稳可成为岩体破坏的主导模式之一，具体如图12所示。

图  12  原生胶结面失稳模式

Figure  12.  Instability mode of the primary cementation interface

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结合图12可知，在煤岩胶结区域，若煤、岩的强度均低于其远离界面区域，即分界面处煤、岩强度较低且煤的抗剪强度τ_1C小于岩的抗剪强度τ_1R，由于分界面与轴压呈一定倾斜角度并产生剪应力，当界面区域的剪应力τ_C≥τ_1C时，组合体可先沿分界面煤体一侧产生破裂，并逐渐沟通形成沿分界面的主破裂，分支微裂隙主要位于煤岩胶结区域，则组合体的整体破坏以沿原生胶结面的失稳模式为主。若界面区域煤的抗剪强度高于τ_1C，则强度较弱的远离界面煤体可先产生破裂，并逐渐延展至界面区域，再沿界面角度向试样边缘扩展，即主破裂先在煤体内发育扩展，再延展沟通原生分界面，分支微裂隙在煤及煤岩胶结区域均有分布，则组合体的整体破坏仍以沿原生胶结面的失稳模式为主，但其主破裂在远离界面区域的煤体内也有分布。

因此，由于倾斜煤岩分界面的存在，组合体会产生沿原生胶结面的失稳模式，并与胶结区域及远离界面的煤、岩抗剪强度密切相关。试验中，TCG-1、TCGC-1试样虽含部分倾斜分界面及胶结区域，但煤岩胶结区域抗剪强度较高，并未产生沿原生胶结面的破裂，但该失稳模式可通过文献[12,15]予以验证。

4.3   高强度岩石失稳

当煤岩分界面水平时，若远离煤岩分界面的低强度煤先破裂，并逐渐扩展为主破裂，直至界面胶结区域，主破裂仍未导致组合体失稳；即在分界面作用下，主破裂虽穿透了远离界面的煤体部分，但可能不足以导致组合体整体失稳，则主破裂将穿越分界面继续断裂扩展，从而带动强度较高的岩石破裂。在此主破裂的断裂扩展作用下，组合体产生了沿煤、岩及其界面的穿裂失稳，相当于岩石部分受低强度煤内已发育主破裂的尖端扰动，而发生了断裂，进而导致组合体整体失稳。因此，组合体的三轴抗压强度取决于岩石内裂隙及岩石的断裂强度，并符合基于Mohr-Coulomb准则推导的含裂隙结构面岩石强度理论，则组合体沿已有主破裂产生剪切失稳的强度σ_1R´可根据下式^[25]确定。

当β₁≤β≤β₂时，β₁=(φ_j/2)+1/2arcsin[(σ₁+σ₃+2c_jcotφ_j) sinφ_j/(σ₁−σ₃)]，β₂=π/2+(φ_j/2)−1/2arcsin[(σ₁+σ₃+2c_jcotφ_j) sinφ_j/(σ₁−σ₃)]，含单裂隙岩石的强度将低于完整岩石，其强度降低程度与裂隙结构的内摩擦角相关，当β=45°+φ_j/2时，其强度最低。若β=90°，岩石将因弱面横向扩展而破坏，此时岩石强度也低于完整岩石。而当β<β₁或β>β₂时，岩石不会沿裂隙结构面发生破裂，故煤岩组合体呈水平层状或分界面低于一定角度时，组合体不会产生沿煤岩分界面的整体失稳。

对水平层状组合体，若σ_CS<σ_RS，在压缩作用下，远离界面的低强度煤先产生主破裂，如图13a所示。

图  13  高强度岩石失稳模式

Figure  13.  Instability mode of high-strength rocks

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根据图13a，当σ₁增加至σ_1C^*时，远离界面的低强度煤先产生主破裂；继续加载，主破裂将穿越角度β<β₁的分界面继续扩展，受界面胶结影响，组合体中远离界面的高强度岩石在该主破裂作用下将形成单裂隙结构面，并与含单裂隙结构面的岩石强度计算方法一致。当轴压由σ_1C^*增加至σ_1R´时，组合体失稳，可根据式(8)计算组合体的三轴抗压强度，并低于根据式(4)计算的完整岩石；故受低强度煤内主破裂影响，破裂可穿透分界面而形成低强度煤致裂的穿透模式，但远离界面的高强度岩石的破裂与失稳程度决定了组合体的整体失稳形式，并成为煤岩组合体破坏的主导模式之一。

若组合体内局部岩石强度较低，σ₁加载至σ_1C^*时，在煤内发育的主破裂向胶结面扩展的同时，界面另一侧局部岩石可能由于强度低或原生裂隙发育而产生新裂隙，如图13b所示。当主破裂穿越界面后，岩石内裂隙将与主破裂连通，当轴压由σ_1C^*增加至σ_1R´时，已连通的主破裂结构失稳，并导致组合体整体破坏，其强度计算方法与低强度煤致裂的穿透模式一致，只是该强度值取决于强度较低的岩石或岩石侧原生裂隙结构。因此，组合体中局部岩石裂隙可与煤内主破裂同步产生，并以低强度煤与高强度岩石破裂沟通的方式导致组合体整体失稳。

根据前述，相同围压下组合体TCGC-1及TCG-1试样的抗压强度均大于煤而小于岩石单体；且已有试验表明^[7,26]，人工拼接的水平层状组合体的抗压强度也介于煤与硬岩之间。结合3种组合体失稳模式的形成机制可知，受远离界面煤的非标准尺寸影响，组合体的强度增高；而界面区域的煤、岩强度可分别提升、降低，但组合体不会沿水平分界面整体失稳；低强度煤内的主破裂会穿越界面，并促使硬岩产生类似于单裂隙结构岩石的破裂机制，使组合体的抗压强度低于完整岩石。因此，组合体的抗压强度介于低强度煤和高强度岩石之间。

由此可知，在压应力作用下，低强度煤的破裂对层状组合体的整体破裂失稳具有主导作用，煤内主破裂会向高强度岩石延展并穿透界面，也可沟通分界面等原生裂隙结构，煤岩体的组合在一定程度上使岩体的整体强度低于岩石，以此可分析判定不同组合形式下组合岩体的主导失稳模式及整体强度，从而为评价层状岩体的稳定性提供理论依据。

5   讨 论

本文基于三轴压缩试验研究了深部原生煤岩组合体与煤岩单体破裂的差异，分析了组合体界面区域的煤岩强度变化，发现了组合体强度介于低强度煤与高强度岩石之间的力学本质，解释了组合岩体整体失稳后原生分界面难以发生破裂的原因，提升了对深部开采层状岩体失稳致灾机理的认识。

受地层产状影响，原生煤岩组合体中煤与岩的体积占比、分界面角度及胶结区域的力学性质会发生变化，可造成界面区域煤、岩的强度降低，可导致组合体产生沿原生胶结面的破裂与失稳。由于试验所用原生煤岩组合体为近水平层状组合，试验结果未出现原生胶结面失稳模式的倾斜破裂形貌，但可根据已有研究成果(图14^[12,15])予以验证。图14中，各试样的胶结面倾角均为60°，图14a^[12]为单轴压缩破裂，σ₂=σ₃=0；图14b^[15]为常规三轴压缩破裂，σ₂=σ₃=25 MPa；图14c^[15]为围压先加载至σ₂=20 MPa、σ₃=15 MPa，再卸载，而σ₁持续加载至破裂。

图  14  倾斜煤岩组合体试样破裂形貌

Figure  14.  Fracturing morphologies of inclined coal-rock combination specimens

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由图14知，在界面倾角影响下，强度较高的岩石部分破裂极少，组合体破裂主要发生在煤体一侧胶结区域及煤内，煤岩组合体的整体失稳可沿界面区域低强度的煤产生，主破裂可沿原生胶结面发育，以此可证明原生胶结面失稳模式的存在。

同时，TCGC-1及TCG-1试样分别为三元、二元组合，分别含2个、1个分界面。与二元组合体相比，三元组合体的强度与中间岩石岩性及其厚度相关。当三元组合体中间为高强度岩石、两侧为低强度煤时，根据岩石失稳模式的形成机制，两侧煤内的主破裂均会对中间岩石产生影响，从而不利于组合体的稳定，反之则相反。当中间岩石的厚度较小时，分界面对岩石的强度弱化效应将增大，三元组合体的强度将显著降低，反之则相反。而低强度煤的主破裂能否穿透界面与煤岩占比、围压、煤岩和界面区域的强度差异及组合体内部裂隙等因素密切相关。当煤岩的强度、厚度差异较小时，水平层状组合体内低强度煤的主破裂易穿透界面而形成高强度岩石失稳模式；当煤岩强度差异较大时，低强度煤失稳时的压应力仍难以导致高强度岩石破裂，则煤先失稳，组合体将难以产生穿透界面的失稳。

而受原生煤岩分界面胶结程度影响，煤岩组合体在取样、运输、加工等环节极易出现煤、岩分离，并使得原生煤岩组合体试样的成品率仅约10%。图15为加工后的标准试样，其由于胶结程度弱，在运输过程中便产了煤、岩分离。

图  15  煤岩组合体沿交界面分离

Figure  15.  Coal-rock combination separation along the interface

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因此，本文仅设计了同一围压下煤岩组合体及其单体单一试样的三轴压缩试验，试验结果符合基于Mohr-Coulomb准则推导的岩体破坏理论，与已有研究成果^[18,27-29]也一致，在一定程度上证明了煤岩组合体失稳模式的存在。但实验样本量偏少，且含煤地层内包含大量节理、层理、断层等不同尺度、角度或开度的组合岩体结构，并呈非均匀性分布，其对原生组合体的破裂与失稳模式均产生影响，并控制着层状组合岩体的破裂演化过程及失稳致灾机理，后续应继续开展原生煤岩组合体的多组对比和重复试验，从而进一步支持验证并丰富本文成果。

6   结 论

(1) 三轴压缩作用下，深部原生煤岩组合体的抗压强度高于煤单体而低于岩石单体，低强度煤破裂对组合体的失稳具有主导作用。

(2) 受煤、岩径向变形约束影响，深部原生组合体的胶结面处和胶结区域煤/岩围压、抗压强度随轴压升高而增高/降低，并与其力学参数密切相关。

(3) 划分了3种原生煤岩组合体三轴压缩失稳的主导模式，发现了煤岩组合体失稳强度介于低强度煤与高强度岩石之间的力学本质。

符号注释：

A为煤岩的内摩擦特性系数；A_C、A_R分别为煤、岩的内摩擦特性系数；c_j为裂隙面的黏聚力，MPa；c为煤岩的黏聚力，MPa；c_C、c_R分别为煤、岩的黏聚力，MPa；D、H_NS分别为非标准试样的直径和高，mm；H为试样总高，mm；G为剪切模量，GPa；E_C、E_R分别为煤、岩的弹性模量，GPa；k₁、k₂、k₃分别为变形约束系数；l为破裂试样内三维裂隙的长度，mm；P_C、P_R分别为分界面中煤、岩的体积分数，%；β为裂隙面与水平面夹角，(°)；β₁、β₂分别为裂隙面破裂的最小、最大角度，(°)；μ_C、μ_R分别为煤、岩的泊松比；σ为煤岩的三轴抗压强度，MPa；σ₁为轴向应力，MPa；σ₂、σ₃分别为两个水平方向的围压，MPa；σ_1C^*、σ_1R^*分别为远离分界面煤、岩的三轴强度，MPa；σ_1R´为组合体沿已有主破裂产生剪切失稳的强度，MPa；σ_1CG、σ_1RG分别为煤岩组合体分界面区域煤、岩的三轴抗压强度，MPa；σ_3C、σ_2C、σ_1C分别为交界面处煤在轴向、两水平方向的主应力，MPa；σ_3R、σ_2R、σ_1R分别为交界面处岩石在轴向、两水平方向的主应力，MPa；σ_CS、σ_RS分别为标准煤、岩试样的抗压强度，MPa；σ_NS、σ_S分别为非标准、标准尺寸试样的抗压强度，MPa；φ为煤岩的内摩擦角，(°)；φ_j为裂隙面的内摩擦角，(°)；φ_C、φ_R分别为胶结区域煤、岩的内摩擦角，(°)；τ_C、τ_R分别为煤、岩承受的剪应力，MPa；τ_1C、τ_1R分别为分界面区域煤、岩的抗剪强度，MPa。