矿产资源的开采至今已有近百年的历史，浅部矿产资源已逐渐趋于枯竭，煤炭等资源开采深度不断创纪录，矿产资源深部开采已成为常态^[1]。煤层气作为煤炭的伴生资源，是一种清洁、高效、储量巨大和开发前景广阔的非常规天然气，我国深埋2 000 m以浅的煤层气地质资源量约为30.05×10¹² m³，煤层气可采资源量为12.50×10¹² m³；埋深大于2 000 m的煤层气地质资源量约为40.71×10¹² m³，可采资源量10.01×10¹² m^3[2-3]。深部煤层气储量巨大，有着广阔的开发前景，对于解决我国能源问题和实现碳中和目标具有很大意义。与浅部开采不同，深部煤层具有高瓦斯压力、高地应力、高煤层温度以及强烈开采扰动特性，具体表现为大变形、大地压、难支护的特点，从而导致深部煤体出现裂隙，破裂，孔隙率改变。同时，深部煤体的非线性行为更加凸显，煤体变形由脆性向延性转变，具有强时间效应，更容易发生明显的蠕变变形，严重制约深部煤层气抽采效率^[4-6]。因此针对不同温度、围压和瓦斯压力下煤体的蠕变特性且其对渗透性能影响的研究十分有必要。

李祥春等^[7]进行了不同瓦斯压力下分级加载轴压时煤体常规三轴蠕变–渗流试验，发现在轴向应变呈梯度增大直至煤样破坏的过程中，煤体内部瓦斯渗透率呈先减小后增大的趋势；XU等^[8]开展了坝基硬岩的常规三轴流变试验，分析了蠕变变形与渗透率之间的关系，认为渗透率与蠕变变形、损伤变量、水压等因素有关；何峰等^[9]研究了不同围压、孔隙压条件下煤体蠕变-渗流耦合规律，采用对关键点和试验点进行插值的方法得到了煤体渗透率-应变的多项拟合公式；蔡婷婷等^[10]研究了不同温度和应力下煤体蠕变中的渗流规律，得出不同温度下贫煤煤体在分级蠕变过程中体积变形基本经历压密硬化、体积压缩的蠕变变形和体积膨胀的蠕变变形3个阶段，其煤样渗透率呈现先下降后增加的趋势；曹亚军等^[11]采用分级加载开展不同围压和渗压作用下渗透-应力耦合三轴流变试验中发现，岩石在低应力水平和流变破坏应力水平下渗透率变化基本保持稳定趋势，而破坏应力蠕变加速阶段，渗透率会发生明显的加速增长现象；江宗斌等^[12]对石英岩进行循环加载条件下岩石蠕变-渗流耦合试验，分析了岩石加卸载过程中的蠕变、渗透性变化规律和渗流-蠕变耦合机理；ZHOU等^[13]基于煤层深处的地应力状态，进行了卸载径向应力（URS）下的煤体蠕变试验，分析了煤样渗透率随时间和蠕变变形的变化规律；张雷等^[14]基于深部煤体非线性蠕变三维本构方程、Kozeny-Carman方程、含裂隙煤体渗透率计算方程建立了基于蠕变影响的深部煤体分数阶渗透率模型；ZHOU等^[15]建立了三轴应力考虑基质-裂缝相互作用和蠕变变形对深层煤渗透率影响的模型，并讨论了蠕变变形和内膨胀系数对渗透率模型的影响；赵建会等^[16]改进西原模型，探究了含水状态下含孔煤岩体蠕变损伤演化规律，发现同一加载应力水平下，干燥煤样到达加速蠕变阶段的时间高于含水煤样，即水对煤岩体具有物理侵蚀和软化作用；郭泽雄等^[17]进行了不同分级加载速率下无烟煤三轴蠕变试验，发现随着应力水平的提高，煤样蠕变应变表现为基本不变-缓慢增加-快速增加的整体增大趋势，而蠕变速率的变化过程可分为急速衰减、缓慢衰减和稳定3个阶段；杨玉良等^[18]发现温度升高会增加无烟煤减速蠕变和稳态蠕变过程中的损伤。

虽然以上研究均涉及煤体的蠕变-渗流特性，但涉及的条件场域均较为单一，对多个变量下煤体蠕变过程中的渗透率演化规律研究甚少。为此，对于不同温度、围压和瓦斯压力下焦煤蠕变过程中的渗流规律展开研究；以期对深部煤层气储层改造、促进煤层气资源高效开发和低深部煤层气开采工程提供理论依据和技术支持。

1.   试验介绍

试验系统如图1。

图  1  试验系统

Figure  1.  Experimental system

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不同温度、围压和瓦斯压力下焦煤的三轴蠕变-渗流试验系统主要由轴压加载系统、围压加载系统、位移测试系统、温度控制系统和渗流系统组成。

WJ-10A 型机械式万能试验机作为轴压加载系统提供轴向压力和测量轴向位移，压力量程为100~10 000 kg，精度为1 kg，位移精度为1 μm；高温高压反应釜作为围压加压系统提供径向压力和测量径向变形； OHR-A300/A304PID 温控器配合加热袋实现反应釜控温，精度为0.1 ℃，同时，该温控器搭配径向变形传感器可以准测测量试样径向变形，精度为1 μm；以高纯氮气（99.999 9%）作为渗流系统的气源，渗透率测试装置记录出气口实时流速。整个系统置于20 ℃的恒温室内，温度变化±1 ℃。

试验煤样为焦煤，取自山西西山煤田斜沟矿，在实验室用砂线切割机沿垂直层理方向进行钻孔取样。按照国际岩石力学学会的标准，将煤样加工成ϕ50 mm×100 mm的标准试样，干燥备用。

由于分级加载法具有可操作性强、采用率高的特点，因此采取分级加载的方式加载轴压（轴向应力初始8 MPa，每级加载梯度3 MPa，加载时间3 d，最大至29 MPa），共进行6组不同温度、围压和瓦斯压力下的煤样三轴蠕变-渗流试验。具体试验方案见表1。

表  1  试验方案

Table  1.  Experimental schemes

试验组	温度/ ℃	瓦斯压 力/MPa	围压/ MPa	轴压/MPa
1	30.0	1.0	3.0	8、11、14、17、20、23、26、29
2	30.0	1.5	4.0	8、11、14、17、20、23、26、29
3	70.0	0.5	3.0	8、11、14、17、20、23、26、29
4	70.0	1.0	4.0	8、11、14、17、20、23、26、29
5	110.0	1.0	3.0	8、11、14、17、20、23、26、29
6	110.0	1.0	4.0	8、11、14、17、20、23、26、29

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2.   试验结果

在试样蠕变-渗流试验过程中，高纯氮气通过试样的渗透率可根据Darcy定律得出,其中渗流气体的动力黏度可由Sutherland公式计算：

式中：k为煤样的渗透率，m²；p₀为标准大气压力，MPa；q为流过煤样煤体的流速，mL/s；$\mu$为渗流气体的动力黏度，mPa·s；L为煤样长度，cm；A为试样的截面积cm²；p₁为反应釜进口气体的绝对压力，MPa；p₂为出口气体的绝对压力，mPa；${\mu _0}$为气体在0 ℃的动力黏度，试验气体为氮气，故取值16.606×10⁻¹² mPa·s；${T_{\mathrm{C}}}$=273.16 K；${T_{\mathrm{S}}}$为Sutherland常数，与气体性质有关，取值104 K；T为气体的热力学温度，K。

不同温度和围压及瓦斯压力下各试样的蠕变与渗透率变化曲线如图2。

图  2  不同温度和围压及瓦斯压力下各试样的蠕变与渗透率变化曲线

Figure  2.  Variation curves of creep and permeability of coal samples under different temperatures, confining pressures and gas pressures

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从图2中可以看出：随着轴向应力的分级加载，各试样的轴向应变和径向应变均呈“阶梯式”变化，表现为轴向压缩和径向膨胀。但具体来看，每个煤样的“阶梯式”程度大不一样，如煤样A的轴向应变和径向应变的变形阶梯并不平整，在每级应力作用下，煤体仍产生一定程度的轴向或径向形变，从而由“阶梯式”转为“爬坡式”变化；煤样B和煤样D的轴向和径向应变呈现出标准的“阶梯状”特征；煤样C、煤样E和煤样F的轴向和径向应变经历了2个阶段，前期仍表现为较为标准“阶梯式”，但在最后一级应力的作用下，轴向和径向应变在某个时间节点呈断崖式的变化，表明此时煤样出现了失稳破坏。煤样的渗透率变化规律总体呈现2种变化趋势：①随着分级轴向应力的加载，煤样的渗透率逐级降低，如煤样A、煤样B、煤样D；②随着分级轴向应力的加载，煤样的渗透率先逐级降低，在某一时刻出现渗透率拐点，从而渗透率由降低趋势转为上升趋势，如煤样C、煤样E、煤样F。

2.1   试样蠕变变形规律

由图2中可以看出：在分级轴向应力加载过程中煤样A~煤样F均存在一定的蠕变起始应力阈值，各煤样的蠕变起始阈值出现的时间点明显不同，并且在分级轴向应力加载过程中6组煤样发生的蠕变变形程度也存在强弱之分。煤样A、煤样C和煤样E的起始蠕变变形出现在轴向应力8 MPa下，在此后，每一级应力加载下，3组煤样的轴向应变量和径向应变量均出现相应增长，表现出不同程度的蠕变变形特征为：煤样E＞煤样A＞煤样C；煤样B、煤样D和煤样F的起始蠕变变形则出现在轴向应力11 MPa下，蠕变变形程度为：煤样F＞煤样B＞煤样D。

在上述煤样中，只有煤样C、煤样E、煤样F经历了临界能量释放和裂纹不稳定不发展阶段、破裂和峰值后阶段，表明这些试验中煤样受到的载荷超过了自身承受的强度极限，导致煤样发生破坏。煤样C和煤样E分别在轴向应力29 MPa和23 MPa下前期发生衰减蠕变，轴向应变和径向应变分别增大、减小到一定值至平稳蠕变，随着煤样内部发生颗粒错位、滑动进而导致裂隙进一步扩展，从而发生加速蠕变，轴向和径向应变再进一步增大，最后煤样失稳破坏；煤样F则是在20 MPa的加压过程中煤体直接发生压裂破坏。

煤样C、煤样E和煤样F的破坏图如图3。

图  3  破坏煤样

Figure  3.  Destructed coal samples

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由图3可以明显看到：蠕变失稳破坏的煤样其裂隙发展主要出现在煤样侧壁，并且在热缩套束缚下破坏后煤样径向局部存在较大程度突出变形，而压裂破坏煤样的裂隙发展表现为斜向的侧壁贯穿大裂隙，煤样整体无明显的径向局部突出变形。

2.2   渗透率演化规律

由图2可以看出：煤样的渗透率随着每级应力的加载逐渐降低且下降梯度依次减小，个别煤样在试验的后期出现渗透率拐点。以煤样B为例，其渗透率在每级应力作用下的降低率分别为51.28%、5.54%、5.93%、2.55%、1.07%、2.22%、1.13%、0.82%，每级应力升高到恒定值前期渗透率下降率分别为40.62%、3.48%、4.41%、2.07%、0.77%、1.83%、0.64%、0.47%，保持恒定应力中后期渗透率下降率分别为10.66%、2.06%、1.52%、0.48%、0.30%、0.39%、0.49%、0.35%。

煤样B整个试验过程渗透率演化经历了2个阶段：①每级轴向应力加载前期煤样B的渗透率短时间内大幅下降，轴压应力越大，降低程度越小，8 MPa时降低程度最大达到了40.62%，27 MPa时降低程度最小为0.47%；②每级恒定压力的稳压过程中渗透率也出现一定程度下降，但具有时间长，降低缓慢，且降低程度小于同一应力水平下的第1阶段渗透率下降值的特点，同样随轴向应力增大其降低程度越小，8 MPa恒压条件下中后期渗透率降低程度最大且达到了10.66%，27 MPa恒压中后期渗透率降低最小为0.39%；未出现渗透率拐点。

其余煤样的渗透率变化大致同煤样B一致，但煤样C、煤样E、煤样F均出现了渗透率拐点，渗透率演化由下降趋势转为上升趋势。因此该3个煤样的渗透率演化相较于其余煤样存在额外的第3个阶段；在某一级轴向应力的加载下出现渗透率拐点，煤样的渗透率演化从下降趋势转为上升趋势。

上述煤样渗透率演化出现不同阶段的原因是煤体内部裂隙的开度的变化。在轴向应力加载过程中，煤样受到的荷载逐步增大发生轴向压缩和径向扩张，但整体仍以压缩为主，此时煤体内部的较多原生孔裂隙受压发生快速闭合，氮气渗流通道大幅度减少，随着轴向应力梯度的增大，应力梯度越高，加压期间煤体内部原生裂隙的开度降低越小；每级应力恒定期间，如果应力水平达到或超过煤体自身蠕变起始应力阈值，煤样内部微观裂隙或孔隙结构进一步发生变化（具体表现为内部颗粒发生位置滑移，错动），造成稳压期间渗透率值缓慢下降的现象；如果应力水平未达到煤体自身蠕变起始应力阈值，每级恒压加载时煤体的渗透率变化较小。当煤体受到的应力水平超过当时所能承受的应力极限或者在受压过程中由于煤体内部结构调整造成煤体最大受压能力逐渐下降，最终会导致在某一级恒定应力加载过程中煤样破裂、渗透率出现拐点并短时间内急剧增大的现象。

2.3   煤样蠕变变形影响因素

取试验过程中每级应力结束时的径向和轴向应变值绘制折线图得到各试样的径向和轴向应变图，各煤样径向应变量如图4，各煤样轴向应变量如图5。

图  4  各煤样径向应变量

Figure  4.  Radial strain of coal samples

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图  5  各煤样轴向应变量

Figure  5.  Axial strain of coal samples

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从图4和图5中可以看到各试样的轴向和径向变形趋势大致保持一致，而由于试验过程中温度、围压强度以及煤体原生裂隙开度的不同，各试样的蠕变形变存在一定差异。

2.3.1   温度对煤体蠕变变形的影响

由图4和图5中可以看出：温度110 ℃时，煤样F和煤样E的径向和轴向应变更为平滑且曲线斜率逐渐增大，分别在应力区间11~14 MPa和14~17 MPa内转为明显的曲线，且最终在20 MPa和23 MPa应力作用下煤样发生破坏（前者为压裂破坏，后者为蠕变失稳破坏）。其余煤样的变化趋势始终为折线式变化，温度70 ℃时，煤样C在26 MPa下煤样发生蠕变失稳破坏，煤样D未出现破坏，但二者的径向和轴向应变量在8 MPa时出现明显转折，此后切线斜率变化波动较小，较为恒定；温度30 ℃时，在整个试验过程中煤样A和煤样B均未出现破坏，二者径向和轴向应变变化速率改变最小且曲线相互贴近。

因此，通过对上述试样的分析可以得出随着温度的升高，煤样径向和轴向应变变化速率出现改变且高温（110 ℃）下这种变化会一直持续直至煤样破裂；其次，从煤样是否发生破坏角度来看，温度对煤样破坏具有较大影响，温度越高，煤样发生破坏的可能性越大，且由失稳破坏逐步转为压裂破坏，这是因为温度的升高使得煤样形变从线性变形变为非线性变形，即煤样更容易发生蠕变变形，其内部孔隙、裂隙在恒压加载过程中存在错动和滑移等微型结构调整，造成了材料的塑性增强，承受的最大应力强度变小，煤样更容易发生破坏，且温度越高煤体在低恒定应力下发生蠕变失稳破坏或升压过程中发生压裂破坏的可能性更大。

2.3.2   围压对煤体蠕变变形的影响

统计煤样A~煤样F的蠕变起始强度和破坏强度值，并按照相同试验温度和依次递增的围压强度将其分为3组进行试验。不同围压下煤样的蠕变起始强度和极限破坏强度见表2。

表  2  不同围压下煤样的蠕变起始强度和极限破坏强度

Table  2.  Creep initial strength and ultimate failure strength of coal samples under different confining pressures

煤样	温度/℃	围压/MPa	蠕变起始强度/MPa	破坏应力强度/MPa
A	30	3	8	无破坏
B	30	4	11	无破坏
C	70	3	8	29
D	70	4	11	无破坏
E	110	3	8	23
F	110	4	11	20

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从蠕变变形角度来看，3组煤样具有相同的规律：煤样的蠕变起始强度和蠕变变形程度随围压强度的增大分别增大和减弱；从煤样发生破坏角度来看，一般大多数研究都表明随着围压强度的增大，岩石的弹性极限和抗压强度均相应提高，这与前2组结果相同，但第３组中围压强度4 MPa的煤样F在轴压20 MPa就发生了试件破坏，造成该结果的原因可能是煤样自身结构的非均质性，虽然试验煤样均取自线切割的整块焦煤原煤并且按照相邻部位钻取煤心尽可能避免煤本身非均质性影响，但线切割后的标准焦煤试样在黏土矿物含量及分布、割理发育仍会存在差异，因此煤样各自的抗压强度会有所不同，这也就造成了煤样F的破坏应力值较低于煤样E的破坏应力值情况的发生。但总的来说煤样的破坏应力强度同样随围压强度的增大而增大。

2.3.3   煤样破坏的轴径向对比

在前面分析得出随着温度的升高，煤样径向和轴向应变变化速率出现改变且高温（110 ℃）下这种变化会一直持续直至煤样破裂，观测高温（110 ℃）下煤样E和煤样F的径向和轴向应变量，发现径向应变量曲线的弯曲程度更加明显，为此，选取试验温度110 ℃时煤样E和煤样F的径向和轴向应变量绘制曲线，并在每条曲线上选时间点相同的3个点（所取点图中已标红）计算切线斜率和曲率，分别得到煤样E和煤样F的径向和轴向的切线斜率图和曲率。煤样E径向和轴向的切线斜率和曲率如图6，煤样F径向和轴向的切线斜率和曲率如图7。图6和图7中标注数据已取绝对值处理，切线斜率值在前，曲率值在后。

图  6  煤样E径向和轴向的切线斜率和曲率

Figure  6.  Radial and axial slope and curvature of coal sample E

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图  7  煤样F径向和轴向的切线斜率和曲率

Figure  7.  Radial and axial slope and curvature of coal sample F

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计算曲线上某点切线斜率和曲率的公式如下：

式中：$x$为曲线上任意一点；$y$为曲线该点的纵坐标值；$y'$为曲线该点的一阶导数值；$y''$为曲线该点的二阶导数值；$k$为曲线该点的曲率值。

通过煤样发生破坏前3个点的切线斜率对比，可以看出径向和轴向曲线的切线斜率均依次递增，且轴向应变量的切线斜率值大于径向应变量的切线斜率值。这表明在破坏前期煤样的径向和轴向变形量增大的速率越快，且在轴向上受到的应力远大于径向围压的缘故，煤样在轴向应变量变化速率高于径向应变量变化速率。而通过煤样发生破坏前3个点的曲率值对比发现：煤样E和煤样F径向和轴向的曲率值呈递减规律且两煤样径向曲率均大于轴向曲率；以煤样F为例，破坏前3个点的径向曲率为0.026 6、0.025 0、0.017 1，轴向曲率为0.019 8、0.010 9、0.008 0，表明煤样接近破坏时其轴向和径向应变量曲线的曲线化程度减弱，而径向应变量切线斜率的变化程度大于轴向应变量切线斜率的变化程度。这同样是由于煤样径向上受到的作用力小于轴向上受到的作用力，加压后期煤样发生径向上的损伤概率及其积累量的变化率的改变速率相较于轴向发生的可能性更大且更多，从而在高地应力差的环境中煤样在发生破坏前其径向应变量曲线化更加明显且发生破坏时其径向和轴向应变会在短时间内呈瀑布式急剧增大，呈直线型变化。故可得出通过分析径向应变量变化趋势比轴向应变量的变化趋势更容易判断煤样是否发生破坏或临近破坏。

2.4   煤样渗流率演化影响因素

对试验煤样渗透率演化规律分析中发现整个试验过程中存在3个阶段：①加压前期渗透率大幅快速下降阶段；②恒压期间渗透率缓慢下降或平稳过渡阶段；③试验后期渗透率出现拐点由下降转为上升趋势阶段。所有试验煤样都经历了前2个阶段，但少数煤样经历了第3阶段，且出现的时间节点各不相同，其原因在于温度、围压强度、原生裂隙发育程度和孔隙压大小等因素作用下试验过程中煤体内部裂隙开度的变化，导致煤体内部氮气渗流通道演化，造成了不同的渗流性能。为进一步研究各煤样的渗透率变化规律，计算每级恒定应力加载下渗透率最小值相对于初始渗透率的降低变化率，绘制了煤样渗透率百分比下降曲线，各煤样渗透率降低率曲线图如图8。

图  8  各煤样渗透率降低率曲线图

Figure  8.  Permeability reduction rate curves of each coal sample

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计算各煤样的每级渗透率最小值相对于初始渗透率的降低率如下：

式中：$\Delta \varepsilon$为煤样渗透率降低率；${k_0}$为煤样初始渗透率，m²；${k_1}$为各恒定应力下煤样的渗透率最小值，m²。

2.4.1   温度对煤体渗透率的影响

从温度对煤体蠕变的分析中得出，温度升高煤样变形更多以非线性变形为主，蠕变行为更加明显，故而加速了煤样内部气体渗流通道的改变，最终影响了煤样的气体渗透性能。

由图8中可以明显看到：处于高温110 ℃环境下的煤样E和煤样F渗透率降低率最大，分别达到了93.3%和88.7%；中温70 ℃环境下煤样C和煤样D的渗透率最大降低率分别为86.2%和82.9%；低温30 ℃环境下煤样A和煤样B的渗透率最大降低率分别为76.0%和70.5%。将同温度梯度下煤样的最大渗透率降低值平均化：110 ℃时煤样的最大渗透率降低率均值为91%，70 ℃时煤样的最大渗透率降低率均值为84.6%，30 ℃时煤样的最大渗透率降低率均值为73.25%。

可以得出，随着温度的升高煤样渗透率的最大降低率增大；表明高温环境下煤样内部孔隙开度相对于初始孔隙开度减小程度更大。造成上述现象原因有2个方面：①受热胀冷缩效应的影响，煤样碳骨架会发生膨胀变形，而在煤样受到轴向和径向方向上较大的对内压缩作用力前提下，这种膨胀变形使得内部空隙空间受到挤压，造成了部分气体渗透通道的闭合；②高温环境下煤样的非线性变形更加明显，更容易发生蠕变变形，其内部孔隙、裂隙在恒压加载过程中会发生错动和滑移等微型结构的调整，同样造成一部分气体渗流通道的减少，因此高温环境下煤样内部气体渗流通道减小程度最大，具有最大的渗透率降低率。

此外高温下煤样更容易发生破坏，70 ℃的煤样D与110 ℃的煤样E和煤样F均发生了破坏，3组煤样的渗透率因此出现拐点从下降转为上升趋势，煤样D在29 MPa下发生破坏出现渗透率拐点，煤样E和煤样F则在23 MPa和20 MPa下发生破坏出现渗透率拐点，表明随着温度的升高，煤样在较低的应力水平下出现渗透率拐点，其渗透率由下降转为上升趋势。

综上所述温度越高煤样内部孔隙开度的减小程度越大，其最大渗透率降低率越大，并且由煤样破坏导致的渗透率拐点在低应力下出现可能性变大。

2.4.2   围压对于煤体渗透率的影响

围压大的煤样具有更高的抗压强度，在相同轴压下低围压强度的煤样产生的形变效应更强，导致其内部气体渗透通道变更加显著从而影响气体的渗透性能。为了更好分析围压强度对于煤样渗透性能的化影响，将不同温度下的煤样分别绘制渗透率降低率柱状对比图，30 ℃煤样渗透率降低率如图9，70 ℃煤样渗透率降低率如图10，110 ℃煤样渗透率降低率如图11。

图  9  30 ℃煤样渗透率降低率

Figure  9.  Permeability reduction rate of coal samples at 30 ℃

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图  10  70 ℃煤样渗透率降低率

Figure  10.  Permeability reduction rate of coal samples at 70 ℃

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图  11  110 ℃煤样渗透率降低率

Figure  11.  Permeability reduction rate of coal samples at 110 ℃

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由图9～图11可以明显发现：温度相同时，任意轴压下煤样渗透率的降低率随着围压强度的增大而减小，具有显著负相关性；30 ℃下围压3 MPa的煤样A与围压4 MPa的煤样B二者渗透率降低率的最大差值为7.8%，最小差值为4.2%；70 ℃下围压3 MPa的煤样C和围压4 MPa的煤样D二者渗透性降低率的最大差值为5.2%，最小差值为2.1%；110 ℃下围压3 MPa的煤样E和围压4 MPa的煤样F二者渗透性降低率的最大差值为6.5%，最小差值为1.9%。这与围压对煤体的蠕变变形具有抑制作用密切相关，相同温度下围压大的煤样其碳骨架在受到径向的约束力作用下更加致密紧固且内部气体渗透通道受到轴向分级应力所产生的形变效应较小，因此在试验期间此类煤样具有较大的孔隙开度，在较高地应力差的环境中依旧表现出良好的气体渗透性能。

3.   结　语

1）温度与煤样的径向和轴向蠕变变形呈正相关性。随试验温度梯度的增加，煤样径向和轴向应变的变化速率发生改变，并且高温（110 ℃）环境中在较高应力差作用下这种应变速率的变化会一直持续直至煤样发生破裂。110 ℃下，焦煤煤样发生破坏前三级应力下的轴向和径向应变量的切线斜率呈递增规律且轴向切线斜率高于径向斜线斜率，而相对应的点的曲率值呈递减规律且径向曲率大于轴向曲率，径向应变量变化趋势比轴向应变量的变化趋势更容易判断煤样发生破坏或临近破坏。

2）围压与煤样的径向和轴向蠕变变形呈负相关性。随着围压强度的增大，焦煤煤样的蠕变起始强度变大，分级应力加载过程中煤样径向和轴向产生的蠕变变形量减小。温度相同时同轴压下煤样渗透率的降低率随着围压强度的增大而减小，二者具有显著负相关性，围压强度3 MPa与4 MPa的焦煤煤样在试验温度30、70、110 ℃下渗透率降低率的最大和最小差值分别为7.8%、5.2%、6.5%和4.2%、2.1%、1.9%。

3）焦煤煤样的渗透率演化存在3个阶段：①加压前期渗透率大幅快速下降阶段；②恒压期间渗透率缓慢下降或平稳过渡阶段；③试验后期渗透率出现拐点由下降转为上升趋势阶段。所有试验煤样都经历了前2个阶段，但少数煤样经历了第3阶段。温度越高，三轴应力作用下的焦煤煤样内部孔隙开度的减小程度越大，煤样的渗透率最大降低率越高，试验温度110、70、30 ℃下的焦煤煤样试验过程中气体渗透率最大降低率均值依次为91%、84.6%、73.25%。并且高温环境中由煤样破坏导致的渗透率拐点在低应力水平下出现的可能性更大。