Study on seepage and failure characteristics of soil at the bottom of thick loose layer in thin bedrock area
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摘要:
为了研究薄基岩区采动厚松散层底部土体渗透变形破坏特征，以鲍店煤矿西部五采区、六采区浅部为背景，系统分析了近年来相关安全开采和水文地质条件；建立了采动裂口处含黏砂土颗粒排列成拱的力学模型，采用解析法从采动条件与底部土体的实际力学环境角度，进行了采动裂缝上覆松散层底部土体渗透破坏分析，提出了临界失稳力学平衡条件和过渡拱失稳的临界水流速度方程。在此基础上，通过室内大量模型试验，获得了7种不同颗粒组成成分和不同采动裂缝条件下的上覆松散层底部土体渗透破坏相应的临界水力坡度，对比分析了采动和非采动2种情况的水砂突涌试验结果，发现采动条件下水砂突涌可分为涌砂稳定阶段、涌砂量骤减阶段和突水阶段3个阶段。
Abstract:In order to study the seepage deformation and failure characteristics of the bottom soil mass of the thick loose layer in the thin bedrock area, the relevant safe mining and hydro-geological conditions are systematically analyzed based on the shallow area of the fifth and sixth mining areas in the west of Baodian Coal Mine. A mechanical model of the arrayed arch of clay sand particles at the mining fracture is established. From the perspective of mining conditions and the actual mechanical environment of the bottom soil, the seepage failure analysis of the bottom soil is carried out, and the mechanical equilibrium condition of critical instability and the critical flow velocity equation of transitional arch failure are presented. On this basis, through a large number of laboratory model tests, the critical hydraulic slope corresponding to the seepage failure of the soil at the bottom of the overlying loose layer under 7 different particle compositions and different mining fracture conditions was obtained. The results of the water-sand surge test under mining and non-mining conditions were compared and analyzed. It is found that the sand surge under mining conditions can be divided into three stages: the stable sand surge stage, the sudden reduction of sand surge and the water inrush stage.
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厚松散层薄基岩下开采顶板突水溃砂问题一直威胁着矿井安全生产，是国内众多学者一直关注和研究的难点。蔡光桃等[1]通过单个土体渗透变形破坏受力角度探究了采动垮裂带上覆松散土层渗透破坏机理，并结合试验分析了土层渗透破坏与裂隙大小之关系；隋旺华等[2-5]研究出采动覆岩破坏形成通道和上覆松散层较高的初始承压含水层是薄基岩区采掘突水溃砂的主要诱发因素，在统计了1990年至2021年我国发生的25起典型溃水溃砂事故基础上，把溃水溃砂按成灾工程地质机制分为4类，提出了裂隙宽度是影响临界水力坡度大小的最重要因素；许延春等[6]以赵固一矿为背景，在对基岩风化带性质测试分析基础上，确定了其对留设防砂煤柱的影响； 姚宣成等[7]以赵固二矿某薄基岩工作面为背景，采用多种研究方法，对采动后上覆厚冲积层垮落拱形态特征进行了研究；陆占金[8]采用3种方法研究了薄基岩厚松散层煤层覆岩导水断裂带发育高度。兖州矿区主采的山西组3号煤层浅部被第四系厚松散层覆盖，建矿之初均按80 m防水煤柱留设，由于3号煤厚度大，在近露头部位，煤层近水平，由此造成呆滞煤量巨大[9]；随着开采年限增加，兖州矿区第四系底部含水层性质发生了明显变化，兴隆庄、鲍店、杨村等矿井广泛开展了3号煤层浅部提高开采上限和防砂煤柱留设的研究、论证与试采，不断探索缩小3号煤层第四系防水煤柱尺寸的可行性及技术途径，取得了大量研究成果和试采经验[9-14]。
由于薄基岩区采动厚松散层底部土体渗透破坏所导致的突水溃砂问题影响因素众多，不同采掘区域主控因素具有差异性，目前这种灾害仍时有发生[4,15-16]，需要进一步加强相关研究。为此，以鲍店煤矿五、六采区西部薄基岩预开采山西组3号煤层为背景，基于采动裂缝上覆松散土体渗透破坏力学机理浅析基础上，建立突水溃砂室内试验模型。
1. 研究区概况
鲍店煤矿五采区、六采区西部3号煤浅部原设计80 m垂高第四系防水煤柱区，压占了大量可采优质煤炭资源，随着近年来浅部提限开采研究的不断深入，绝大部分区域已由原矿井设计的80 m防水煤岩柱改成防砂煤岩柱留设。截至2023年10月，五采区、六采区已经完成6个薄基岩工作面的安全开采，鲍店煤矿西部薄基岩区已开采情况统计见表1。
表 1 鲍店煤矿西部薄基岩区已开采情况统计Table 1. Statistics of mined thin bedrock area in the west of Baodian Coal Mine工作面 基岩厚度范围/m 控制采高/m 开采方法 五采区、六采区一般规定 ＞79.0 8.4 综放开采 57.0~79.0 8.4 网下综放开采 5303-1工作面（五采区） 49.8~57.0 8.4 分3个分层综采 ＞50.0 8.4 综放开采 40.0~50.0 8.4 网下综放开采 31.0~40.0 8.4 分3个分层综采 5303-2工作面（五采区） 5303-1工作面未采部分、基岩厚度大于50.0 m区域 8.9 综放开采 5303-1工作面已采部分、基岩厚度为42.0~50.0 m区域 6.4 网下综放开采 5303-1工作面已采部分、基岩厚度为31.0~42.0 m区域 2.9 网下只采不放 6310工作面（六采区） ＞49.0 8.8 综放开采 ＜49.0 3.5 底分层综采 5302工作面（五采区） ＞49.0 8.5 综放开采 ＜49.0 3.5 底分层综采 五采区、六采区西部第四系松散层厚度为154.2～227.6 m，平均厚度为189.1 m，按其岩性、物性、富水性一般分为上、中、下3组。其中，上组为含水层，厚度为53.2~85.8 m，平均厚度为68.8 m；中组为隔水层，厚度为41.3~120.9 m，平均厚度为85.0 m；下组为含水层，厚度为21.5~52.9 m，平均厚度为35.3 m；研究区第四系厚度由南向北逐渐增加，整体西部薄东部厚。由于中组良好的阻隔作用，五采区、六采区西部薄基岩区开采3煤层上覆主要充水含水层为第四系下组含水层。
多年来，五采区、六采区及其周边工作面采掘活动对第四系下组含水层的疏排水作用，导致区内第四系下组各含水层富水性逐年减弱，单位涌水量已由2000年的0.459 4 L/（s·m）减小至2022年的0.004 91 L/（s·m），富水性由中等到弱[17]。
从2010年12月至2023年10月，位于六采区浅部的第四系下组Q下-22孔水位整体上呈下降的变化趋势。截至2023年10月底，其水位标高−92.9 m，该孔揭露第四系下组含水层顶板标高−110.9 m，可见该位置含水层水头高度仅18 m，基本处于非带压状态，可按顶板防砂安全煤（岩）柱类型进行开采[18]。
2. 力学机理
2.1 计算模型的选取
鲍店煤矿五采区、六采区西部薄基岩区开采3号煤层主要问题是上覆第四系下组含水层在采动条件下底部土体的渗透破坏而引起的突水溃砂，利用传统的土体渗透破坏临界条件判别公式不能够作为其发生渗透破坏的判别依据[5,19]。为此，结合五采区、六采区西部松散土体特征及实际赋存环境，从采动条件与底部土体的实际力学环境进行分析，认为当裂缝贯通松散层底部，裂缝上方底部土体会出现2类情况：①裂缝上方底部土体会出现短暂运移后很快形成水砂突涌黏结拱，即自稳结构而终止移动；②上方底部土体不断向裂缝口处汇集并通过裂缝溃入井下，不会形成自稳结构[12]。
水砂突涌黏结拱主要由颗粒间的黏聚力和内摩擦力共同维持拱体结构稳定，多形成于黏结性好的粉质或黏质土层中，对于此类模型，在散体结构力学中常选用黏性散粒介质计算模型，主要应用于整体研究，比如整体流动、剪切破坏等；但在实际情况中，此类条件代表松散层底部赋存黏土质层，一般在覆岩采动破坏程度与裂缝宽度较小时，很难诱发水砂突涌现象。
对于松散层底部土体为含有一定黏土成分的砂质含水层而言，其自身砂质特性介于理想散体与黏结散体之间，从整体砂体特性分析来看，由于黏土质砂自身具有一定的黏聚力，与黏结散粒有一定的相似性，即均为具有一定的抗拉能力，且其抗剪能力在内摩擦力与黏聚力极限以内的散体，只是力学参数的大小有差别。因此，以这种黏性散粒介质计算模型为指导，建立水砂突涌临界过渡拱力学模型，并对模型失稳判别条件进行分析。
2.2 力学模型建立及临界失稳条件
根据五采区、六采区西部松散层底部土体赋存条件，结合过渡拱砂体特性以及成拱机理[7,12,20]，当覆岩采动裂缝贯通松散层底部土体砂质含水层时，水会沿裂缝通道涌入工作面，裂缝上方水位开始下降，与远处含水层的初始水位之间形成水头差，导致出现动水压力，采动裂口处含黏砂土颗粒排列成拱力学模型如图1所示。
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图 1 采动裂口处含黏砂土颗粒排列成拱力学模型Figure 1. The arch mechanics model formed by the arrangement of clay particles in the mining fracture裂缝上方砂体除了受静水压力（浮力F）、自身重力（W）、地层侧向压力（FN）、砂体间内摩擦力（Ff）和黏聚力以外，还受到动水压力。即渗透压力（Fs）；当裂缝口上部拱体内砂体垂直向下的总应力σ’超过砂体自身极限抗剪强度τmax时，砂体开始运移，从而导致拱体失稳，发生水砂突涌现象，即过渡拱临界失稳的力学条件：
$$ \sigma ' \geqslant {\tau _{\max }} $$ (1) 式中：$ {\tau _{\max }} = \sigma \tan \varphi + C $；σ为土体侧向应力；$ \varphi $为土体内摩擦角；C为土体黏聚力。
现场采动裂缝通道主要为裂隙型，建立无限长裂隙型水砂突涌过渡拱临界失稳力学剖面模型，可以看作平面应变问题，取垂直剖面向里方向单位厚度作为研究对象，对水砂突涌过渡拱临界失稳条件进行如下分析：假设含水层厚度为M，上覆为稳定隔水层（即无垂向水源补给），无限远处含水层初始水头高度为h，含水层渗透系数为K，孔隙率为n。当覆岩采动裂缝与含水层贯通后，此时裂缝宽度为D，刚好达到过渡拱的临界失稳力学平衡状态，采用条分法将裂缝口上部含水层分为若干个单元宽度的条柱，此时裂缝上方每个砂体条柱或砂质单元体均满足式（1）；考虑到临界裂缝宽度相对较小，贯通含水层后形成了以裂缝中心线为对称轴的水力坡降漏斗，并且裂缝上方同水平含水层的水头高度近似相等，即水头等势线近似水平，由此，在裂缝上方砂质单元体受到垂直向下的渗透压力Fs。故选取裂缝上方中央单位宽度条柱底部的砂质单元体abcd为研究对象，此时$ a' $，$ b' $水头高度为h1，条柱底部砂质单元体abcd顶、底界面水头高度分别为ha(b)和hc(d)，两者的水头高差为$ \Delta h $。
对砂质单元体abcd受力分析，可得临界失稳力学平衡条件：
$$ {F_{\mathrm{s}}} + W' = 2{F_{\mathrm{f}}} + C $$ (2) 式中：$ {F_{\mathrm{s}}} $为底部土体砂质单元体单位面积受到的动水压力或渗透力，N；$ W' $为底部土体砂质单元体所受的浮重力（等于自身重力W与浮力F之差），N；$ {F_{\mathrm{f}}} $为底部土体砂质单元体受到摩擦阻力，N；$ C $为底部土体砂质单元体单位面积所受的黏聚力，N。
2.3 各参数取值及临界水流速度
1）动水压力或渗透力。水流对砂土的渗透力是砂土颗粒对水阻力的反作用力，故砂质单元体的渗透力为：
$$ {F_{\mathrm{s}}} = {\rho _{\mathrm{w}}}gJ = {\rho _{\mathrm{w}}}g\Delta h $$ (3) 式中：$ J $为砂质单元体内的水力坡度；$ {\rho _{\mathrm{w}}} $为水的密度，kg/m3；$ g $为重力加速度，取9.8 m/s2；$ \Delta h $为砂质单元体顶、底界面水头高度差，m。
2）砂质单元体的浮重力。在水中的土体颗粒会受到水的浮力作用，水中砂质单元体的浮重力$ W' $为：
$$ W' = \left( {{\rho_{\mathrm{s}}} - 1} \right)\left( {1 - n} \right){\rho _{\mathrm{w}}}g $$ (4) 式中：$ {\rho_{\mathrm{s}}} $为砂土粒的相对密度；$ n $为砂土的孔隙率。
3）侧向压力。砂质单元体受到的侧向压力，与拱体受到的单位面积侧向应力相等。
$$ {F_{\mathrm{N}}} = \lambda \rho gH $$ (5) 式中：FN为侧向压力；$ \lambda $为侧向压力系数，$ \lambda = \dfrac{{1 - \sin \;\varphi }}{{1 + \sin\; \varphi }} $；$ \varphi $为砂土的内摩擦角，（°）；$ H $为砂质单元体埋深，即距地表的距离，m；$ \rho $为砂质单元体至地表松散层的平均密度，kg/m3。
4）内摩擦力。砂质单元体发生运移，周围砂体会对其产生单位面积摩擦力。
$$ {F_{\mathrm{f}}} = {F_{\mathrm{N}}}\tan \;\varphi = \lambda \rho gH\tan\; \varphi $$ (6) 5）黏聚力。黏聚力主要取决于砂土的密实度，可用孔隙率、细料含量、不均匀系数表示。
$$ C = f\left( {n,a,{C_{\mathrm{u}}}} \right) $$ (7) 式中：$ n $为孔隙率；$ a $为细料含量；$ {C_{\mathrm{u}}} $为不均匀系数。
综上所述，将确定的各种力代入式（2），获得的过渡拱体临界失稳的平衡条件为：
$$ {\rho _{\mathrm{w}}}g\Delta h + \left( {{\rho_{\mathrm{s}}} - 1} \right)\left( {1 - n} \right){\rho _{\mathrm{w}}}g = 2\lambda \rho gH\tan \;\varphi + C $$ (8) 化简可得砂质单元体临界水力坡降J为：
$$ J = \Delta h = \frac{{\left( {2\lambda \rho gH\tan \varphi + C} \right)}}{{{\rho _{\mathrm{w}}}g}} - \left( {{\rho_{\mathrm{s}}} - 1} \right)\left( {1 - n} \right) $$ (9) 根据达西公式的渗流速度形式可得：
$$ v = KJ $$ (10) 式中：$ v $为水的渗流速度，m/d；$ K $为渗透系数，m/d。
根据式（9）和式（10），可得过渡拱失稳的临界水流速度为：
$$ {v_{{\mathrm{cr}}}} = K\left( {\frac{{2\lambda \rho gH\tan\; \varphi + C}}{{{\rho _{\mathrm{w}}}g}} - \left( {{\rho_{\mathrm{s}}} - 1} \right)\left( {1 - n} \right)} \right) $$ (11) 式中：vcr为临界水流速度，m/d。
由式（11）可以看出：当裂缝口处地下水渗流速度大于临界水流速度，便会发生水砂突涌灾害；并且随着内摩擦角、黏聚力、含水层埋藏深度的增大，拱体失稳所需的临界水流速度就越大；由此，对于自身具有一定黏聚力的砂土形成的过渡拱的稳定性，受砂土体自身特性和外部力学环境的影响。
根据鲍店煤矿矿井地质报告Q下-22钻孔相关资料，第四系底部含水层渗透系数取0.841 3 m/d，砂土粒的相对密度取2.72，孔隙率取0.384，内摩擦角为17.2°，黏聚力为50 kPa，埋深取153 m，上覆地层平均密度取
1911 kg/m3，地下水密度取1 000 kg/m3，重力加速度取9.8 m/s2，则侧压力系数为0.54，临界水流速度为86.2 m/d。一般情况下，对于地下水渗流速度的确定，可将裂缝通道形成后比作1个等效半径的完整井的单井稳定流抽水，根据实际含水层赋存特征及水位降深情况，选取不同类型的大井法涌水量预计公式，预计出涌水量；然后可以根据裂缝断口等效面积原理，近似估算出该处地下水的实际渗流速度，再对比临界渗流速度，即可判断松散层底部土体是否会发生渗透破坏而引起的溃水溃砂事故。
3. 试验模拟
3.1 试验系统组成及试件
基于对采动裂缝上覆松散层底部土体渗透破坏力学机理的研究和分析，建立室内模拟渗透破坏试验系统，系统主要由以下3部分组成。
1）水砂突涌试验台。水砂突涌试验台主要由承载支架、承压水仓式压头、试验舱体、试验舱采动溃砂底座构成。承压水仓式压头上表面设计了进水口，在水仓底部布有34个出水孔，通过活塞杆与加载油缸相连，可以兼做加载压头。试验舱体呈圆筒状，壁厚15 mm，内径为400 mm，高度为380 mm，试验舱体通过加有圆形密封圈的连接件与试验舱采动溃砂底座相连。试验舱采动溃砂底座是试验系统的重要部分，主要由底盘、立柱、垂向可调节式试件装载槽构成。底盘外径为460 mm，中心处为直径为120 mm的螺纹孔，用于安置试件装载槽；距底盘中心150 mm处平均分布12个直径为2.5 mm的传感器导线孔。
2）储能罐。为了提高试验过程中水压和流量的稳定性，在控制系统和水砂突涌试验台之间安设了储能罐；为了提高水压和水流量的监测精度，在储能罐的出水口安装了流量计和水压传感器。
3）控制系统。控制系统包括控制台、水压水量双控伺服系统、位移应力双控伺服系统，可以实现位移、载荷、水压、水量的实时监测。水压水量双控伺服系统可以实现水压和水流量的双重控制，即稳定水量补给和维持恒定水压；可提供的水压精度为0.01 MPa；位移应力双控伺服系统可以实现位移和应力的双重控制，压头最大行程为400 mm，精度为0.01 mm；可施加最大载荷为600 kN，精度为0.01 kN，既可实现连续加卸载，也可实现分级加卸载，进而满足不同模拟环境的需要，更加贴合工程实际。
选用混凝土制备含裂缝通道的试件模拟含采动裂缝的基岩。近松散层开采底部松散含水层发生渗透破坏甚至水砂突涌灾害与其自身砂质粒度成分有关，试验根据鲍店煤矿西部薄基岩区第四系下组底含的粒度成分特征，分别配制成不同粒度成分的砂样，制备过程为：①按质量比1∶1称取速凝水泥与粗砂，混合搅拌均匀，加水调成水泥砂浆，将其倒入内壁涂有液压油的试件模具，放置在振荡器上均匀摇实；②将表面涂有液压油的预制裂缝模具插入预设裂缝位置，静置15~20 min后脱模；③将试件放置干燥通风处，20 min后取出裂缝模具，用砂布打磨光滑，即可完成含裂缝通道的混凝土试件。
3.2 水力坡度试验
上覆松散层底部土体发生渗透变形破坏与采动形成的垮落带和裂缝带宽度大小有关，当裂缝宽度达到底部土体临界水力坡度允许宽度后即可发生。为此，试验制成不同宽度裂缝的模块，裂缝宽度范围1~30.3 mm，裂缝长度一般为宽度的2~3倍。
采动垮落带和裂缝带覆岩上覆松散层底部土体发生渗透变形破坏时，临界渗透水力坡度与发生渗流破坏土体粒径组成和底部含水层孔隙水压力有关[21-22]。为此，根据鲍店煤矿五采区、六采区西部薄基岩区上覆第四系底部土体的组成特征，以黏土、粉土、粗砂、砾砂为基本样，按一定比例配了7种颗粒组成成分不同的基本土样，每个土样配制2组。土试样制备及突水、涌（突）砂记录见表2。
表 2 土试样制备及突水、涌（突）砂记录Table 2. Preparation of soil sample and records of water burst and sand burst要素条件 土试样编号及对应的渗透变形破坏特征 1#黏土 2#粉土 3#粗砂 4#砾砂 5#黏土+粉土 6#黏土+粗砂 7#黏土+砾砂 渗透变形破坏形式 无突水无涌砂 突水涌砂 突水涌砂 突水涌砂 突水涌砂 潜蚀渗水 潜蚀渗水 破坏水头高度/m 53.73 8.82 14.19 临界水力坡度 179.10 1 1 1 1 29.40 47.30 裂缝宽度30.3 mm 水力坡度1 由表2可知：1#试样为黏土、2#试样为粉土、3#试样为粗砂、4#试样为砾砂、5#试样为黏土（质量分数40％） +粉土（质量分数60％）、6#试样为黏土（质量分数40％）+粗砂（质量分数60％）、7#试样为黏土（质量分数40％）+砾砂（质量分数60％）。
采动裂缝上覆松散层底部土体渗透破坏临界水力坡度试验过程中，选取裂缝宽度为30.3 mm、水力坡度为1时的7种土样发生渗流破坏的形式作为对象，并对各种试验现象进行观察，在有采动裂缝出现的情况下，根据试验结果和各土试样的物质组成成分分析可知：1#黏土一般不发生突水砂渗透变形破坏；黏粒含量较小的土试样（2#粉土、3#粗砂、4#砾砂、5#黏土+粉土），均容易发生突水涌砂渗透变形破坏；6#土试样、7#土试样只出现轻微渗水现象，局部伴有潜蚀现象，不易发生涌砂现象。
试验对7组基本土样进行了物理力学性质试验，对在水力坡度为1时的试样进一步提高水压，以增加土试样的渗透水力坡度，直至发生渗透变形破坏，并测量计算得到该土试样发生突水、涌（突）砂渗透变形破坏时的临界水力坡度。结果表明：1#黏土临界水力坡度最大，达179.1；黏粒含量较小的土试样（2#粉土、3#粗砂、4#砾砂、5#黏土+粉土），水力坡度均一样，均为1；6#土试样、7#土试样水力坡度也相对较高。
根据室内模拟试验和现场突水溃砂对比分析，当采动裂缝宽度远大于松散层底部土体发生渗透变形破坏最小裂缝宽度时，裂缝宽度愈大，土体发生渗透变形破坏所需的临界水力坡度或临界水头高度愈小，此时，土体发生渗透破坏诱发水砂突涌灾害的风险愈高；反之，当采动覆岩裂缝宽度略大于土体发生渗透变形破坏最小裂缝宽度时，裂缝宽度愈接近土体发生渗透变形破坏最小裂缝宽度，土体发生渗透变形破坏所需的临界水力坡度或临界水头高度愈大，此时，土体发生渗透破坏诱发水砂突涌灾害的风险愈低。
4. 渗透破坏影响分析
4.1 综合对比
通过对采动和非采动2种情况的水砂突涌试验结果进行对比分析，考虑粉细砂和中砂2种粒径类型。模拟试样装在试验舱体内，试验舱体通过加有圆形密封圈的连接件与试验舱采动溃砂底座相连，通过试验舱采动溃砂底座中的垂向可调节式试件装载槽实现采动的；垂向可调式试件装载槽由装载槽体、调节式试件承载托盘和通道底盖三者构成，均以螺纹连接；试验过程中，载有裂缝试件的槽体可垂向下移，模拟覆岩采动效应。从涌砂量、涌砂量速率以及形成“坍塌漏斗”的漏斗边缘平均坡度方面分析了覆岩采动对水砂突涌特征的影响。试验条件为：单一垂直裂缝，裂缝断口形态为6 mm×40 mm，水压0.03 MPa，无垂向载荷，含水层厚度为150 mm。水砂突涌试验条件及结果统计表见表3。
表 3 水砂突涌试验条件及结果统计表Table 3. Water sand surge test conditions and results statistical table岩性 是否采动/
试件直径/mm涌砂量/kg 涌砂量速率/
（kg·s−1）漏斗边缘
平均坡度/ （°）粉细砂 否 22.21 0.303 2 29.35 是，60 23.86 0.327 6 27.89 是，80 24.51 0.371 8 26.56 是，100 25.49 0.395 6 25.83 中砂 否 13.48 0.287 5 34.04 是，60 17.30 0.318 8 32.00 是，80 20.08 0.343 4 30.47 是，100 21.14 0.378 8 29.54 由表3可以看出，覆岩采动情况下的涌砂量和涌砂量速率均比未采动时大，并且随着覆岩采动垮断面积的增加而增大，而且，中砂受采动影响比粉细砂相对明显。分析其原因为：采动覆岩垮落（试件下移）时，其上方土体的原始应力状态被破坏，由于土体自身基本无承载力，会随覆岩同步下移，导致土体自身的总应力明显降低；而在裂缝通道底盖未开启前，采动对舱内水压基本无影响。根据土力学的有效应力原理分析可知：此时受采动影响土体骨架间的有效应力会明显降低，导致裂缝通道开启后，在水动力下更容易发生运移。因此，导致受采动的涌砂量和涌砂量速率增大，较大粒径砂体受采动影响后由于自身有效应力的减小开始运移，而粒径小砂体本身所需的运移启动力相对较小。因此，粒径大的颗粒受采动影响相对更为明显，并且受采动影响面积越大，水砂突涌特征也越明显。
综上所述，由于覆岩采动影响导致上覆土体自身结构受到扰动破坏，同时土体内部有效应力降低，导致受采动影响的土体在水动力作用下易发生失稳、运移，从而对水砂突涌起到促进作用，并且采动影响程度（扰动范围、扰动力）越大，水砂突涌特征变化越明显。
4.2 特征分析
为了进一步突出采动上覆松散层底部土体渗透破坏不同的抽冒面积，共设计了3种尺寸的试件装载槽（ϕ60、ϕ80、ϕ100 mm），选择直径100 mm的中砂试样为例，对试验过程中的水压及土应力随时间监测数据进行具体分析，绘制了中砂在水压0.03 MPa、裂缝6×40、含水层厚150 mm、采动试件直径100 mm和无垂向加载条件下水砂突涌全过程应力变化特征曲线。试验中应力随时间的变化曲线如图2所示。
从图2可以看出：在试件采动阶段，试件上方的土应力减小，然后趋于稳定，而孔隙水压受采动影响较小。在裂缝通道开启后，水砂突涌阶段可分为涌砂稳定阶段、涌砂量骤减阶段、突水阶段，各阶段的水砂突涌特征主要如下：
1）涌砂稳定阶段。在涌砂稳定阶段，水砂突涌物中含砂较高，普遍大于70%，并且涌砂量速率稳定；该阶段的孔隙水压先降低然后趋于稳定，整体水压下降幅度相对较小，土应力呈台阶式下降。在裂缝上方砂量补给充足时，由于大量砂体在裂缝上部不断堆积，裂缝通道过水能力相对较弱，从而使水压下降至一定值后趋于稳定，随着上部砂体的不断堆积与涌出，导致裂缝上方的土应力整体呈台阶式下降的特点。
2）涌砂量骤减阶段。此阶段的累计涌砂量仍继续增加，但增幅明显降低，并且涌出物的含砂比下降明显；随着裂缝上方附近砂体的不断涌出，裂缝上方的补给砂量逐渐减少，裂缝的过水能力则明显增大，导致裂缝上方的孔隙水压和土压力瞬间减小，在0~5 kPa波动，此时裂缝口处形成较大的动水压力（水力坡度），水流速度增加，携砂能力增强，导致边坡砂体在较大动水压力水流的冲刷作用下沿通道涌出，砂体边坡角度也逐渐减小。
3）突水阶段。随着砂体边坡的不断扩大，砂体运动所需的动水压力也不断增加；当动水压力不足以使边坡砂体发生运移时，砂体边坡趋于稳定，基本无砂体涌出，故称之为突水阶段，此时的裂缝口处土体应力降至0，孔隙水压甚至出现负压状态。
5. 结 语
1）系统归纳了鲍店煤矿五采区、六采区西部多年来主采的山西组3煤层提高开采上限情况和2010—2023年第四系底部含水层水位变化特征，目前基本处于非带压状态，可由原来的顶板防水安全煤（岩）柱类型转变为防砂安全煤（岩）柱类型进行安全开采。
2）结合五采区、六采区西部松散层底部土体特征及实际赋存条件，从采动条件与底部土体的实际力学环境方面进行了采动裂缝上覆松散层底部土体渗透破坏力学机理分析，建立了采动裂口处含黏砂土颗粒排列成拱力学模型，提出了临界失稳力学平衡条件和过渡拱失稳的临界水流速度方程。
3）设计研制了主要由水砂突涌试验台、储能罐、控制系统3部分组成的室内模拟底部土体渗透破坏试验系统，制备了不同含裂缝通道的土体试件，进行了7种不同颗粒组成成分的采动裂缝上覆松散层底部土体渗透破坏临界水力坡度试验，获得了相应的临界水力坡度和采动及非采动2种情况的水砂突涌试验结果，得出水砂突涌可分为涌砂稳定、涌砂量骤减、突水3个阶段。
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图 1 采动裂口处含黏砂土颗粒排列成拱力学模型
Figure 1. The arch mechanics model formed by the arrangement of clay particles in the mining fracture
表 1 鲍店煤矿西部薄基岩区已开采情况统计
Table 1 Statistics of mined thin bedrock area in the west of Baodian Coal Mine
工作面 基岩厚度范围/m 控制采高/m 开采方法 五采区、六采区一般规定 ＞79.0 8.4 综放开采 57.0~79.0 8.4 网下综放开采 5303-1工作面（五采区） 49.8~57.0 8.4 分3个分层综采 ＞50.0 8.4 综放开采 40.0~50.0 8.4 网下综放开采 31.0~40.0 8.4 分3个分层综采 5303-2工作面（五采区） 5303-1工作面未采部分、基岩厚度大于50.0 m区域 8.9 综放开采 5303-1工作面已采部分、基岩厚度为42.0~50.0 m区域 6.4 网下综放开采 5303-1工作面已采部分、基岩厚度为31.0~42.0 m区域 2.9 网下只采不放 6310工作面（六采区） ＞49.0 8.8 综放开采 ＜49.0 3.5 底分层综采 5302工作面（五采区） ＞49.0 8.5 综放开采 ＜49.0 3.5 底分层综采 
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表 2 土试样制备及突水、涌（突）砂记录
Table 2 Preparation of soil sample and records of water burst and sand burst
要素条件 土试样编号及对应的渗透变形破坏特征 1#黏土 2#粉土 3#粗砂 4#砾砂 5#黏土+粉土 6#黏土+粗砂 7#黏土+砾砂 渗透变形破坏形式 无突水无涌砂 突水涌砂 突水涌砂 突水涌砂 突水涌砂 潜蚀渗水 潜蚀渗水 破坏水头高度/m 53.73 8.82 14.19 临界水力坡度 179.10 1 1 1 1 29.40 47.30 裂缝宽度30.3 mm 水力坡度1
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表 3 水砂突涌试验条件及结果统计表
Table 3 Water sand surge test conditions and results statistical table
岩性 是否采动/
试件直径/mm涌砂量/kg 涌砂量速率/
（kg·s−1）漏斗边缘
平均坡度/ （°）粉细砂 否 22.21 0.303 2 29.35 是，60 23.86 0.327 6 27.89 是，80 24.51 0.371 8 26.56 是，100 25.49 0.395 6 25.83 中砂 否 13.48 0.287 5 34.04 是，60 17.30 0.318 8 32.00 是，80 20.08 0.343 4 30.47 是，100 21.14 0.378 8 29.54
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[1] 蔡光桃,武伟. 采煤冒裂带上覆松散土层渗透变形机理与试验研究[J]. 煤矿安全,2008,39(10):11−14. CAI Guangtao, WU Wei. Research on seepage mechanism of overburden soil layers above fractured rockmass due to mining coal[J]. Safety in Coal Mines, 2008, 39(10): 11−14.
[2] 隋旺华. 采掘溃砂机理与预防[M]. 北京:地质出版社,2008. [3] 隋旺华,梁艳坤,张改玲,等. 采掘中突水溃砂机理研究现状及展望[J]. 煤炭科学技术,2011,39(11):5−9. SUI Wanghua, LIANG Yankun, ZHANG Gailing, et al. Study status and outlook of risk evaluation on water inrush and sand inrush mechanism of excavation and mining[J]. Coal Science and Technology, 2011, 39(11): 5−9.
[4] 隋旺华. 矿山采掘岩体渗透变形灾变机理及防控Ⅰ:顶板溃水溃砂[J]. 地球科学与环境学报,2022,44(6):903−921. SUI Wanghua. Catastrophic mechanism of seepage deformation and failure of mining rock mass and its prevention and control I: water-sand mixture inrush from seam roof[J]. Journal of Earth Sciences and Environment, 2022, 44(6): 903−921.
[5] 隋旺华. 近松散层采掘抗渗透破坏评价方法Ⅰ:临界水力坡度[J]. 煤田地质与勘探,2023,51(2):175−186. SUI Wanghua. Evaluation method of resistance to seepage failure due to mining near unconsolidated aquifers I: Critical hydraulic gradient[J]. Coal Geology & Exploration, 2023, 51(2): 175−186.
[6] 许延春,马子民,李小二,等. 基岩风化带性质对顶板突水溃砂的影响研究-以赵固一矿为例[J]. 煤炭科学技术,2023,51(7):64−74. XU Yanchun, MA Zimin, LI Xiao’er, et al. Research on the influence of the nature of the weathered bedrock zone on the roof water bursting and sand bursting−Taking Zhaogu No. 1 Mine as an example[J]. Coal Science and Technology, 2023, 51(7): 64−74.
[7] 姚宣成,刘家明,弓昊. 深埋薄基岩厚煤层开采顶板突水溃砂通道形成机理研究[J]. 矿业研究与开发,2022,42(12):70−77. YAO Xuancheng, LIU Jiaming, GONG Hao. Study on formation mechanism of water inrush and sand break channel in roof during the mining of deep buried thin bedrock and thick coal seam[J]. Mining Research and Development, 2022, 42(12): 70−77.
[8] 陆占金. 薄基岩厚松散层煤层覆岩导水断裂带发育高度研究[J]. 矿业安全与环保,2023,50(3):105−110. LU Zhanjin. Study on the development height of the water conducted zone in coal seam overburden of thin bedrock and thick loose layer[J]. Mining Safety & Environmental Protection, 2023, 50(3): 105−110.
[9] 黄福昌,倪兴华,张怀新,等. 厚煤层综放开采沉陷控制与治理技术[M]. 北京:煤炭工业出版社,2007. [10] 秦忠诚,赵枝业,路光秋. 杨村煤矿薄基岩区提高综放面开采上限试验[J]. 煤炭科学技术,2008,36(2):19−22. QIN Zhongcheng, ZHAO Zhiye, LU Guangqiu. Experiment on mining upper limit improvement for fully mechanized longwall top coal caving mining face with thin overburden bedrock in Yangcun Mine[J]. Coal Science and Technology, 2008, 36(2): 19−22.
[11] 武宇亮,于宗仁,闫增会,等. 浅部采区首采面重复采动“两带”发育特征数值模拟[J]. 煤矿安全,2019,50(5):199−203. WU Yuliang, YU Zongren, YAN Zenghui, et al. Numerical simulation of development characteristics of “two zones” of repeated mining at the first face of shallow mining area[J]. Safety in Coal Mines, 2019, 50(5): 199−203.
[12] 兖矿能源集团股份有限公司. 松散层底部采动影响下流固耦合特征及抗渗透破坏研究与应用[R]. 邹城:2023. [13] 张民. 某工作面安全煤柱类型确定及提高开采上限可行性分析[J]. 矿业工程研究,2020,35(2):55−61. ZHANG Min. Determination of coal pillar type and feasibility analysis of raising upper limit mining in a working face[J]. Mineral Engineering Research, 2020, 35(2): 55−61.
[14] 刘延欣,武宇亮,朱术云. 厚松散层薄基岩不同开采方式下垮落带高度探究[J]. 煤炭技术,2023,42(9):86−90. LIU Yanxin, WU Yuliang, ZHU Shuyun. Study on the development characteristics of caving zone of thick alluvium and thin bedrock with different mining methods[J]. Coal Technology, 2023, 42(9): 86−90.
[15] 吕玉广,赵仁乐,彭涛,等. 侏罗纪巨厚基岩下采煤突水溃砂典型案例分析[J]. 煤炭学报,2020,45(11):3903−3912. LYU Yuguang, ZHAO Renle, PENG Tao, et al. A typical case analysis of water-sand inrush in mining under thick overburden rock in Jurassic coalfield[J]. Journal of China Coal Society, 2020, 45(11): 3903−3912.
[16] 李笔文. 典型矿井薄基岩下开采抽冒溃砂特征与动态演化规律[D]. 徐州:中国矿业大学,2021. [17] 国家煤矿安监局. 煤矿防治水细则[M]. 北京:煤炭工业出版社,2018. [18] 国家安全监管总局,国家煤矿安监局. 建筑物、水体、铁路及主要井巷煤柱留设与压煤开采规范[M]. 北京:煤炭工业出版社,2017. [19] 董贵明,隋旺华,李雨洲,等. 近松散层采掘抗渗透破坏评价方法Ⅱ:水力坡度解析法[J]. 工程地质学报,2023,31(4):1486−1493. DONG Guiming, SUI Wanghua, LI Yuzhou, et al. Evaluation method of anti-seepage failure due to mining near unconsolidated layers Ⅱ: Hydraulic gradient analytical method[J]. Journal of Engineering Geology, 2023, 31(4): 1486−1493.
[20] 杨俊哲,张彬,付兴玉,等. 浅埋薄基岩工作面水砂溃涌通道形成机理[J]. 煤炭学报,2020,45(12):4144−4153. YANG Junzhe, ZHANG Bin, FU Xingyu, et al. Formation mechanism of water and sand inrush channel in shallow buried bedrock face[J]. Journal of China Coal Society, 2020, 45(12): 4144−4153.
[21] 高学通. 底部含水层孔隙水压力采动波动及影响机制的试验研究[J]. 矿业安全与环保,2016,43(2):8−12. GAO Xuetong. Experiment study of pore water pressure fluctuation and influence mechanism in bottom aquifer during mining[J]. Mining Safety & Environmental Protection, 2016, 43(2): 8−12.
[22] 杨伟峰,吉育兵,赵国荣,等. 厚松散层薄基岩采动诱发水砂流运移特征试验[J]. 岩土工程学报,2012,34(4):686−692. YANG Weifeng, JI Yubing, ZHAO Guorong, et al. Experimental study on migration characteristics of mixed water and sand flows induced by mining under thin bedrock and thick unconsolidated formations[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2012, 34(4): 686−692.
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