采動裂隙突水潰砂過程物理參量變化特征試驗研究

張士川，李楊楊,，李金平，楊維弘，王桂利，文志杰,

(1.山東科技大學 礦山災害預防控制省部共建國家重點實驗室培育基地，山東 青島 266590; 2.煤礦開采水資源保護與利用國家重點實驗室，北京 100053; 3.山東能源臨沂礦業集團有限責任公司，山東 臨沂 276017; 4.江西星火軍工工業有限公司，江西 南昌 331700)

與東部礦區相比，我國西部礦區生態環境較為脆弱，大規模、高強度地下開采導致西部礦區水資源破壞加劇[1-2]。針對該問題，國家能源集團近幾年提出了煤礦分布式地下水庫的概念用以解決西部礦區水資源保護及利用的技術問題[3-6]，即利用采空區內垮落遺留空間及裂隙區域儲存礦井水。然而西部地區煤層上部存在淺埋松軟巖層，其頂板巖層的運動及范圍在橫向、縱向上尤為敏感和強烈，實際開采過程中覆巖也難以形成大的結構，巖體移動變形較為顯著，垮落帶及導水(砂)裂縫帶發育充分，采動破斷裂縫甚至可直接溝通地表，形成較大規模的地裂縫，導致含水覆巖層及砂層下的潛水潰入井下[7-9]，大量的砂體影響煤柱的穩定性，降低地下水庫儲水量，對水庫的長期穩定性及安全性造成較大影響。因此，針對煤礦裂隙潰水潰砂規律展開研究不僅涉及地下水庫穩定問題，同時對礦井安全生產具有重要意義。

煤層開采形成的導通裂隙或者垮落帶直接或間接導通松散含水砂層，形成突水潰砂通道是發生此類災害的必要條件。由于煤礦采掘工程隱蔽性的特性，利用現場觀測的手段研究裂隙突水潰砂機制較為困難，砂體離散的特殊性使得數值模擬和理論分析手段的應用具有局限性[10]，因此，較多學者借助室內模擬手段對突水潰砂機制進行探討研究。YAN等[11]利用物理模擬試驗分析了神東礦區大采高工作面上方地表“階梯狀”裂隙的分布特征，建立了潰砂災害模型。XU等[12]認為淺埋煤層風化基巖的采動裂隙在高壓水流作用下通透性發生改變，為災害發生提供條件。隋旺華等[13-14]采用采動裂隙水砂突涌試驗獲得采空區上覆松散層發生突水潰砂的臨界水力坡度、砂體粒度和裂縫尺寸之間的關系;利用開采沉陷離心模型試驗研究發現孔隙水壓力可以作為近松散含水層開采潰砂災害的前兆信息源。張杰等[15]通過破斷巖塊濾沙實驗得出了不發生潰砂的最小巖塊端角接觸面高度。王家臣等[16]利用室內試驗研究了水砂降低巖塊間摩擦因數的作用機理，探討了突水潰砂的關鍵問題。國外煤礦領域針對突水潰砂方面的研究較少，大多集中于砂巖層石油開采方面[17-18]。然而受試驗條件的影響，水砂混合物在裂隙中的運移特征方面研究較少，尤其在突水潰砂災害發生過程中水壓、流量、孔隙水壓及砂體運移空間形態方面仍需要深入研究和探討。

針對上述科學問題，筆者分析了裂隙突水潰砂發生的極限平衡條件，初步探討了裂隙突水潰砂機制;利用突水潰砂試驗系統進行了不同初始水壓條件下人工模擬裂隙內水砂潰涌試驗，定量化分析了裂隙突水潰砂各階段內水砂運移特征及各物理參量關聯性變化特征，為開展淺埋松軟地層環境下采動裂隙突水潰砂機制的研究提供參考。

1 裂隙突水潰砂發生條件分析

1.1 突水潰砂發生因素

采動裂隙內發生突水潰砂的條件和機理相對復雜，與裂隙特征(寬度、粗糙度、巖性等)[19]、水砂混合物特征(粒徑、組分、砂體形態等)、動力源(水源分布、水力坡度等)、開采強度等眾多因素有關。經過眾多試驗和現場結果，突水潰砂災害的發生主要由以下4個因素決定[20]:

(1)物源。覆巖含水層中含有大于250 mm的粉細砂巖;

(2)動力源。覆巖含水層的富水性強，裂隙內的水力坡度大于臨界水力坡度；

(3)通道。足夠容納水砂混合物的裂隙或導通構造；

(4)容納空間。擁有足夠的空間容納水砂混合物，如采空區、巷道。

1.2 突水潰砂發生條件分析

將裂隙內的水砂混合物運移過程簡化為圓柱體水砂運移過程，建立裂隙內砂體突涌力學模型，如圖1所示。

圖1 裂隙內砂體突涌力學模型Fig.1 Mechanics model of sand body inrush in fractures

選取單位長度(Δh=1)裂隙內aa′bb′砂體為研究對象，對砂體突涌條件進行分析。當砂體在裂隙內達到應力平衡條件時，則水砂混合物所受重力、拖曳力、覆巖壓力、砂體黏結力需滿足定量的關系。

砂體aa′bb′的重力G由砂子與水兩部分重力組成，G=(ρsVs+ρwVw)g，即G=(ρs+ρwn)Vsg，則

G=πg(ρwn+ρs)Δhd2/4

(1)

式中，ρw為水體密度;ρs為砂體密度;Vw為水體積;Vs為砂體積;g為重力加速度;d為裂隙寬度;Δh為單元體的高度;n為砂體孔隙率。

裂隙突水潰砂過程中，下部的砂體流速往往大于上部砂體流速，受水流影響頂部砂體對底部砂體造成的壓力差產生拖曳力。由文獻[21]泥沙顆粒受力情況可知砂體aa′bb′承受拖曳力FL[21]為

(2)

式中,u0為初始流速;CL為上舉力系數，與砂體周圍水流的繞流流態相關，具體的數值也隨u0確定方法的不同而異。

砂體aa′bb′上覆巖層應力主要包括靜水壓力及上覆砂體重力，即裂隙通道截面內上部水壓及砂體重力，則承載力Fc為

Fc=(P0+ρsgh)πd2/4

(3)

式中，P0為初始水壓力;h為通道至地表的垂直距離。

砂體aa′bb′與裂隙環向接觸面切應力可表示為τ0(1+sinφ)，則水砂體與裂隙接觸面切向應力Fs為

Fs=πdΔhτ0(1+sinφ)

(4)

式中，τ0為初始切應力;φ為內摩擦角。

由于砂體粒徑較小，砂體之間的黏結力在突水潰砂過程相對較小，可以忽略不計?？紤]水體的影響，水砂體在裂隙通道的突涌條件為G+FL+Fc≥Fs。

砂體達到平衡時的條件為

G+FL+Fc=Fs

(5)

由式(1)～(5)可得出考慮水對砂體作用的應力平衡狀態下水砂通道的極限水壓力為

(6)

式中，γw為水的容重;γs為砂體容重。

由式(6)可以看出，當裂隙寬度固定時，初始水壓力越高，細沙顆粒越規則;沙層厚度、砂體孔隙率越大，砂體初始流速越高，裂隙越容易發生突水潰砂現象。

2 突水潰砂試驗設計

2.1 突水潰砂試驗系統簡介

試驗選用由山東科技大學研制的突水潰砂試驗系統，該系統的實驗部分由承壓水倉兼加載壓頭、試驗艙、承載底座及瞬時開啟裝置等5部分組成[21]，該系統實物及結構示意圖如圖2所示。

圖2 系統實驗部分結構[21]Fig.2 System structure diagram of experimental part[21]

系統承壓水倉兼加載壓頭呈圓柱狀并連接儲水罐和加載油缸，不僅可以保證壓頭內盛裝有滿足一定壓力和流量的承壓水，同時兼做試驗艙內實驗材料的加載壓頭。為了實現對實驗過程的定量化分析，該裝置外側連接流量計和水壓傳感器，用以監測試驗過程中試驗艙內部水壓及流量的變化。試驗艙為內徑400 mm、高度380 mm、壁厚15 mm的不銹鋼筒，試驗開始前通過密封圈及螺栓將試驗艙與承載底座連接，試驗艙內部放置試驗材料。承載底座中心位置設置有不同尺寸的水砂涌出通道，用以模擬不同寬度的裂隙。通道出口下方安置有蝶閥作為水砂通道的瞬時開啟裝置，用以模擬裂隙與采場內部空間的貫通。為了監測實驗過程中水砂涌出通道的附近不同位置處水壓的變化規律[21]，距離承壓底座中心75,105,135和165 mm位置處安裝BS-1型孔隙水壓傳感器，如圖3所示。為了保證試驗過程各連接部位的密封性，在各滑動連接處、螺栓固定處均設置有密封墊圈，同時傳感器和水砂通道與承壓底座的連接處利用密封膠固定。

圖3 承載底座布置示意[21]Fig.3 Schematic diagram of bearing pedestal[21]

突水潰砂試驗系統具有以下特點:試驗最大水壓為4 MPa并可實現試驗全過程保壓，精度可達0.01 MPa;試驗最大供水流量為41 mL/s，精度0.04 mL/s;可實現試驗全過程的數字化控制，系統裝配有位移、加載壓力、水壓和流量傳感器，可實現各參量的實時監測。該試驗系統工作原理及詳細參數可參閱文獻[22]。

2.2 試驗方案

2.2.1試驗材料選取

若將淺埋松軟地層采動覆巖形成的水砂通道看作存儲倉的排料口，那么水砂突涌的過程就相當于1個裝著水砂混合物的存儲倉通過排料口向垮落空間或采掘工作面排出水砂混合物[23]。這種水砂混合物往往為大量的細沙(大于75%)摻雜一定量的礫石和卵石類粗顆粒，因此，為了提高試驗結果監測精度，本次試驗材料選用洗凈的河沙和液態水混合而成。選用≤0.3 mm的篩網對干燥狀況下的河沙進行篩分。經測定干河沙的物理參數見表1。

表1 河沙部分物理參數Table 1 Part of physical parameters of sand

2.2.2試驗方案及步驟

突水潰砂模擬試驗具體實施方案及步驟:

(1)篩選洗凈河沙樣品作為試驗材料，稱量足量的河沙備用;

(2)將孔徑為5 mm的水砂通道模具安置于承載底座中心;

(3)將檢測合格的孔隙水壓力傳感器安放在承壓底座傳感器安裝槽內，并在接觸面涂抹一圈密封膠，將傳感器與DH3816N靜態應變測試系統相連接;

(4)將試驗艙放置于承載底座上，在兩者之間放置密封圈并用螺栓緊固;

(5)關閉瞬時開啟裝置，將河沙與黏土混合物裝入試驗艙至設計高度200 mm，靜置8 h后開始試驗;

(6)啟動實驗系統，將承壓水倉兼加載壓頭上部的排氣孔打開，將壓頭降至與試驗艙內的水面基本接觸的位置并使之保持位移恒定;

(7)關閉排氣孔，開啟試驗系統水壓控制模式，將試驗艙內水壓分別保持在0.05，0.10，0.15,0.20，0.30 MPa，共計5組試驗方案;

(8)快速打開試驗艙下部瞬時開關裝置，實時監測并采集水壓和水砂流量在試驗過程中的隨時間的變化。

3 突水潰砂試驗結果分析

3.1 災變過程水壓、流量變化特征

3.1.1突水潰砂階段性特征

當試驗艙內水壓保持在0.05 MPa情況下，打開瞬時開啟裝置后大量的水砂混合物自承載底座中部5 mm的水砂通道涌出，該階段試驗艙內水壓、流量隨時間的變化曲線如圖4所示。突水潰砂的過程可分為4個階段，以圖4為例分析可知:第1階段為潰砂啟動階段，通道開啟瞬間突水潰砂通道形成，通道內水砂漸進式潰出(圖5)，10 s后流量急劇增大到最大值41.6 mL/s，試驗艙壓力降低至0.04 MPa。第2階段為持續潰出階段，通道打開10 s后大量的水砂混合物持續性的向通道外潰出，該過程水壓基本保持不變，流量維持在38 mL/s左右長達100 s，隨后出現突然降低后再次升高至38 mL/s左右，可以認為0.05 MPa情況下包含2個第2階段。第3階段為淤積堵塞階段，水砂潰出量逐漸減少，流量持續性降低，水壓出現波動。第4階段為潰出平衡階段，當水壓在0.05 MPa情況下，水砂混合物完全將通道封閉，流量降低至0，試驗艙內開啟保壓狀態，水壓持續升至0.05 MPa;當水壓大于0.2 MPa時(圖6)，水砂混合物持續潰出，流量和水壓維持在一定范圍內波動。

圖4 0.05 MPa條件下水壓、流量變化曲線Fig.4 Variation of water pressure and flow under 0.05 MPa

圖5 通道突水潰砂Fig.5 Water and sand bursting from channel

圖6 不同初始水壓條件下水壓、流量變化曲線Fig.6 Variation of water pressure and flow under different initial water pressure conditions

因此，整個突水潰砂過程可以概括為潰砂啟動—持續潰出—淤積堵塞—潰出平衡4個階段。在潰砂啟動階段，通道瞬間開啟前，通道內水砂混合物受艙壓和重力影響瞬間涌出，水砂通過率達到最大導致流量驟增。在持續潰出階段，水砂逐漸充滿通道內徑，通過阻力逐漸增大造成流量逐漸降低。在淤積堵塞階段，試驗艙內水壓力低于極限水壓力P0，造成較小粒徑的砂體在水流帶動下淤積于通道口，使得通道內水沙流量降低。潰出平衡階段分為2種情況:一是本階段內水壓低于極限水壓力(約0.2 MPa)時突水潰砂現象消失;二是本階段內水壓高于極限水壓力時，水砂混合物持續潰出，流量基本穩定。

3.1.2不同初始水壓條件下突水潰砂特征

圖6為不同初始水壓條件下試驗艙內水壓、流量變化曲線，不同初始水壓條件下水砂潰出模式仍可以分為4個階段，但在第4階段內流量的變化特征存在明顯的不同。當試驗艙水壓小于0.15 MPa時，水砂混合物淤積通道內導致其封閉，流量降低至0;當水壓大于0.2 MPa后，在第Ⅲ階段通道內通過阻力無法抗拒水壓的影響，造成水砂混合物持續性的潰出，在第4階段出現平穩性水砂潰出的現象，如圖6中0.2 MPa和0.3 MPa流量變化曲線所示。

不同初始水壓條件下各組試驗第2階段水壓持續潰出時間和試驗艙內最大水壓差(艙內初始水壓值與最低值之差)存在規律性的變化趨勢，如圖7所示。隨著艙內初始水壓值的增大，第2階段持續潰出階段持續時間呈現對數形式驟降，這是因為壓力較大條件下水砂混合物在通道內的涌出速度較大，通道內阻力增幅所消耗的時間降低，淤積所需時間隨之降低進而造成該現象的發生。隨著初始水壓值的增大，試驗艙內最大水壓差在0.2 MPa之前呈現線性增加的趨勢，0.2～0.3 MPa不再發生變化。表明在某一閾值水壓范圍內隨著水砂混合物持續性的潰出，試驗艙內壓力差呈現線性降低趨勢;水壓超過該閾值，該通道內水砂潰出體積率達到峰值，水壓不再發生變化，同時流量也具有相同的變化趨勢。上述試驗表明，當裂隙寬度固定時，初始水壓越大，突水潰砂發生越劇烈，這與式(6)理論計算結果一致。

圖7 第Ⅱ階段持續潰出時間及最大水壓差變化趨勢Fig.7 Variation trend of sand outburst time and maximum water pressure difference in stage II

3.2 災變過程孔隙水壓變化規律分析

孔隙水壓傳感器位于試驗艙底部并固定于承載底座中，其中編號為1,2,3和4號的傳感器距水砂通道中心分別為75，105，135和165 mm，如圖3所示。試驗過程中監測到的不同初始水壓下孔隙水壓分布曲線如圖8所示。0.3 MPa條件下各傳感器監測數據變化特征及各階段所占比例與0.2 MPa相近，因此，僅對后者數據進行分析。通道開啟后突水潰砂通道形成，不同初始水壓下不同位置的孔隙水壓傳感器監測數據驟降;進入第3階段后，水砂通道堵塞，試驗艙內水壓升高導致傳感器監測數據短時間內升高;進入第4階段，試驗機保壓速率大于穩定潰砂速率，導致各傳感器監測數據平穩波動。

圖8 不同初始水壓下孔隙水壓隨時間變化曲線Fig.8 Pore water pressure with time curves under different initial water pressure conditions

圖8傳感器的數據變化特征與圖7試驗機監測數據變化一致，第2階段持續時間對初始壓力的增大呈現對數形式驟降，孔隙水壓差與艙內壓力差變化趨勢具有相似性。通道打開瞬間各傳感器監測數據瞬間大幅度降低，通道水砂流量達到峰值;隨著通道逐漸堵塞，艙內流量降低，受試驗系統保壓影響各傳感器數據急劇升高;潰出平衡階段，艙內水砂系統達到平衡，各監測數據穩定波動。

由1～4號傳感器變化特征可知，距通道135 mm以內的1,2,3號變化基本相近，但相對于通道位置較遠的4號傳感器數據變化相對遲緩。水砂潰出過程中，距離通道較近的區域水壓變化明顯，說明砂體的運移具有一定的空間范圍，距離較遠位置處4號傳感器監測數據變化具有滯后性。因此，該現象可以說明砂體運移的空間位置特性決定了砂體潰出后形成的塌陷坑形態分布特征。

3.3 潰出砂體塌陷坑形態分布特征

試驗結束后關閉瞬時開啟裝置，提升壓頭并排出多余的水，試驗艙內可以清晰的展示出不同初始水壓下水砂潰出后塌陷坑的分布形態，如圖9所示。水砂潰出后在砂體中部形成一個塌陷坑，隨著初始壓力的增大，凹陷坑分布面積和深度出現增大的趨勢。當初始水壓為0.05 MPa和0.10 MPa時，砂體表面表面較小范圍且深度較淺的塌陷坑(圖9(a)，(b));當初始水壓為0.15 MPa時，砂體表面出現“斷崖”式的塌陷(圖9(c))，潰出的沙量較多;當初始水壓為2 MPa時，塌陷坑的范圍已經波及至試驗艙邊界處，形成“巨型”塌陷坑(圖9(d))。

圖9 試驗結束砂體分布形態Fig.9 Distribution pattern of sand at the end of test

依據潰出砂體塌陷坑形態分布形式可推測出砂體運移輪廓分布特征，如圖10所示。突水潰砂通道上方砂體的潰出呈現“上大下小”的漏斗形狀，該漏斗的邊界線為砂體的運移分界線，分界線上方砂體存在向下方通道運移的趨勢，而分界線下方砂體不會發生潰出危險。隨著初始水壓的增大，潰砂漏斗直徑逐漸增大，砂體表面形成的塌陷坑分布范圍和深度逐漸增大。因此，初始水壓的大小對裂隙通道內突水潰砂發生的程度具有較大的影響，同時對砂體表面形成的塌陷坑的空間分布范圍造成較大影響。

圖10 砂體運移輪廓分布示意Fig.10 Diagrammatic sketch of sand migration profile distribution

4 結 論

(1)基于試驗倉內流量、孔隙水壓相關性的變化特征，模擬裂隙突水潰砂過程可劃分為潰砂啟動—持續潰出—淤積堵塞—潰出平衡4個階段，其中受極限水壓力影響潰出平衡階段可分為潰出停止和潰出持續穩定兩種情況;隨著初始水壓由0.05 MPa升高至0.30 MPa時，裂隙通道砂體淤積堵塞所需時間降低，導致砂體持續潰出時間降低;當水壓超過0.20 MPa時，通道內水砂潰出體積率達到峰值后水壓不再發生變化。

(2)裂隙開啟后突水潰砂通道形成，倉內不同位置的孔隙水壓傳感器監測數據驟降，通道裂隙出現堵塞后孔隙水壓快速回升至初始水壓的90%左右;距裂隙通道165 mm位置的砂體孔隙水壓變化具有滯后性，因此，砂體的運移的影響范圍具有一定的范圍性，約為裂隙寬度的30倍。

(3)裂隙突水潰砂結束后，砂體中部形成“塌陷坑”，隨著初始水壓的增大，裂隙通道內突水潰砂強度及“塌陷坑”的空間分布范圍存在增大的趨勢。

(4)本次試驗結果不僅對西部礦區淺埋松軟地層裂隙突水潰砂機制的研究提供實驗指導，同時也對礦井安全生產及相關設施的穩定性研究具有一定的工程意義。然而，裂隙寬度、砂體粒徑級配特征、水砂混合物材料組成等參數變化對水砂潰出過程均產生較大影響，后期將針對此類參數方面繼續開展試驗研究。