李 智 隋旺華 張新佳

LI Zhi①② SUI Wanghua①② ZHANG Xinjia①②

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裂隙內(nèi)部潰砂運移特點及應力波動研究*

李 智①②隋旺華①②張新佳①②

隨著近年來煤炭資源的開采逐漸向西部地區(qū)發(fā)展，潰砂災害的防治也越來越受到關注。本文通過自行設計的裂隙潰砂試驗裝置用兩種石英砂顆粒以及3種天然砂樣進行了潰砂試驗，探究了潰砂的影響因素、運移特點以及裂隙內(nèi)部應力變化規(guī)律。兩種石英砂顆粒的試驗表明，潰砂速度的大小主要取決于潰砂出口的寬度，總潰砂量取決于砂源區(qū)的砂量； 受裂隙傾角的控制，裂隙通道的開啟方式有局部空間擴展、局部空間移動、直接潰砂3類。3種天然砂樣的試驗得出，潰砂后干砂和水砂流對裂隙壁的作用力自潰砂入口至出口呈減小的趨勢； 根據(jù)應力變化規(guī)律將水砂流中顆粒的運移分兩類：碰撞運移型，其裂隙內(nèi)部應力存在波動； 連續(xù)運移型，裂隙內(nèi)部應力變化連續(xù)。3種天然干砂潰砂時對裂隙壁存在周期性作用力，粒徑大的顆粒對裂隙壁的作用力、應力波動幅值及應力波動周期均較大，運用Matlab插值分析得出應力波動頻率約為3.2～3.6Hz。水砂流潰砂時僅粒徑最大的砂樣仍存在應力波動，頻率減小為2.7～3.5Hz，應力受粒徑的控制增幅較小。試驗獲得了影響潰砂的主要因素以及砂體運移規(guī)律和應力波動現(xiàn)象，有助于進一步了解潰砂機理及裂隙內(nèi)部應力變化情況，對潰砂災害的防治起到一定的指導作用。

潰砂 水砂混合流 應力波動

LI Zhi①②SUI Wanghua①②ZHANG Xinjia①②

0 引 言

潰砂是指近松散層采掘時含砂量較高的水砂混合流體潰入井下工作面并造成財產(chǎn)損失及人員傷亡的一種礦井地質災害。近年來由于東部煤炭資源的大量消耗，煤炭資源的開采逐漸向西部地區(qū)發(fā)展。西部地區(qū)煤礦具有埋藏淺、頂板基巖薄、上覆松散層厚度大、地質構造簡單、煤層厚度大的特點，在進行井下開采時裂隙帶易貫通上覆松散砂層導致潰砂。

以榆林地區(qū)的哈拉溝、大柳塔、小紀汗等煤礦為代表的西部礦區(qū)在采煤工作面和巷道掘進過程中均不同程度地遇到了突水潰砂的問題。以哈拉溝煤礦為例， 2010年7月該礦某工作面發(fā)生潰砂事故，潰砂發(fā)生后在地表形成直徑47m，深度12m的漏斗狀塌陷。造成潰砂的主要原因就是該工作面布置在哈拉溝水源地附近，含水層較厚； 上覆基巖相對較薄，最厚處僅約40m； 松散層較厚，約40m左右且均為風積沙。上覆砂體遇水后形成流動性極強的飽和性水砂，沿頂板垮落后形成的頂板裂隙和基巖凹陷潰入工作面造成潰砂事故。

潰砂事故常具有突發(fā)性、災害性以及災后重建困難等特點，目前有諸多學者對潰砂做了各方面的研究，隋旺華等(2007, 2008a，2008b)研究了近松散層開采孔隙水壓力變化對水砂突涌的前兆意義，提出上覆巖層的孔隙水壓力可作為近松散層含水層開采潰砂災害預警和監(jiān)測的重要前兆信息。楊偉峰等(2012)進行了薄基巖采動裂隙中水砂運移過程的模擬試驗，獲得了不同類型的運移通道中水壓力的變化以及裂隙通道中水砂流速與通道寬度的關系。梁艷坤模擬了6種不同直徑的疏放水鉆孔揭露4種不同含水砂層時潰砂量與鉆孔直徑和砂粒粒徑之間的關系(梁艷坤等， 2011)。楊偉峰(2009)以太平煤礦厚松散含水層薄基巖為地質原型揭示了不同巖性組合薄基巖的采動破斷機理，研究了水砂運移規(guī)律與通道大小等的關系。

另外，在采用工程地質學的方法研究潰砂災害的同時也有學者將潰入井下的砂體作為流動顆粒進行分析，借助顆粒流的理論研究砂體運移。國內(nèi)有學者等研究了通道開口寬度對二維顆粒流的影響，分析了在二維顆粒流稀疏流-密集流轉變過程中開口角度的作用(胡國琪， 2006； 黃德財?shù)龋?2010)。有學者以泥沙啟動理論為基礎探討了潰砂發(fā)生時砂顆粒的受力情況(伍永平等， 2004)。國外學者(Aronne et al.， 2008)通過無黏性顆粒和水的混合物在傾斜通道中的穩(wěn)定流試驗觀察到顆?；旌狭髟谕ǖ乐写嬖谂鲎擦鲃訁^(qū)域和摩擦流動區(qū)域，兩者之間存在一個不穩(wěn)定的過渡層。有學者對料斗中顆粒物質的速度、平均應力的波動特征進行了研究(Mollon et al.， 2013)。有學者通過高速攝像頭和數(shù)字粒子圖像測速技術測量不同內(nèi)壁夾角的料斗內(nèi)顆粒的流速在時間和空間上的分布，其成果表明即使料斗的內(nèi)壁面非常光滑，顆粒物質在料斗內(nèi)運移過程中仍存在顆粒的停滯區(qū)(Albaraki et al.， 2014)。還有學者通過示蹤法和光彈法觀察到了料斗中顆粒物質間存在應力鏈和應力拱(Francisco et al.， 2012)。另外， Mellmann et al.(2013)研究了顆粒集合體的抗剪、抗拉強度以及顆粒物質的形狀對顆粒流流速的影響。

以上學者在研究潰砂時主要集中在影響潰砂的外部因素的變化，但對于潰砂后砂體自身的運移規(guī)律和砂體性質與裂隙壁性質間的相互作用研究相對較少。對顆粒物質的研究應用也多集中在制藥、農(nóng)業(yè)和建筑工業(yè)方面。本文在一定程度上借鑒顆粒流的研究方法，研究不同性質砂體在裂隙內(nèi)的運移規(guī)律及影響因素，監(jiān)測潰砂時砂體對裂隙壁的作用力及變化趨勢。希望通過試驗設計綜合分析影響潰砂的外部因素和砂體自身運移規(guī)律，通過應力監(jiān)測分析砂體與裂隙壁的相互作用，為潰砂機理的認識和潰砂災害的防治起到一定指導作用。

1 試驗材料與試驗方法

1.1 試驗材料

本文主要采用了兩種不同粒徑的人為破碎的石英砂和3種天然砂樣。兩種不同粒徑的人為破碎石英砂用于研究潰砂的運移規(guī)律及影響因素(圖1)。根據(jù)《巖土工程勘察規(guī)范》(GB50021—2001)對碎石土和砂土的分類：一種可定為石英角礫，粒徑范圍為2～5mm； 一種為石英粗砂，粒徑范圍為1～2mm，兩者均分選良好。

圖1 石英砂

為保證砂樣粒徑范圍與實際工程的相似，在研究裂隙內(nèi)部的應力變化時采用了3種不同粒徑的天然砂樣，試驗前所有砂樣經(jīng)過水洗、干燥處理。3種天然砂樣的級配曲線(圖2)，根據(jù)上述規(guī)范，砂樣1可定名為圓砂，砂樣2與砂樣3可定名為粗砂，但砂樣3粒徑最小。

圖2 天然砂樣的顆粒級配曲線

1.2 試驗設備與方法

采用正交試驗研究潰砂規(guī)律及影響因素，試驗裝置(圖3)。

圖3 潰砂規(guī)律及影響因素試驗裝置

該裝置主要包含砂箱、裂隙模塊、電子稱以及相機等。砂箱尺寸大小為長×寬×高=40cm×10cm×30cm，底部有一開口。模擬裂隙由有機玻璃板及3種不同粗糙度的紙張組合而成。紙張用于模擬不同的裂隙壁，模擬裂隙長×寬=48cm×9.5cm，裂隙出口的大小可調(diào)節(jié)。電子稱靈敏度為0.5g，用于收集并實時稱量砂體，相機用于記錄裂隙間砂體的流動形態(tài)和電子秤讀數(shù)。

試驗前將潰砂出口堵好并填入試驗砂樣，確保每組試驗砂樣填入高度相同。將相機固定調(diào)節(jié)好后打開錄像開始記錄并開啟潰砂出口，待潰砂結束后將殘留的砂樣清理干凈并準備下一組試驗，該部分試驗組別(表1)。試驗采集的數(shù)據(jù)為相機記錄的視頻文件。

表1 試驗因素水平表

Table1 Levels of influencing

水平因素裂隙寬度/cm裂隙傾角/(°)裂隙夾角/(°)裂隙壁摩擦角/(°)符號ABCD10.545042216053531.5901032

在研究裂隙壁內(nèi)部干砂潰砂的運移規(guī)律時，部分裂隙夾角較大的組別砂體運移過程中對裂隙壁產(chǎn)生了一定頻率的沖擊，這種周期性的作用力可能導致裂隙進一步發(fā)育。為放大這類作用力并進一步考慮水的影響，采用裂隙夾角為15°的垂直裂隙進行干砂和水砂流的潰砂試驗。試驗裝置在前述裝置上進行了部分改進，潰砂出口處寬度為2cm，長度為12cm。其余部分尺寸(圖4)。

圖4 水砂混合流試驗裝置示意圖

采集系統(tǒng)包括FSR408型壓力傳感器及采集程序。在裂隙壁一側等間距布置4個薄片狀壓力傳感器，自潰砂入口至出口分別編為1～4號，其中1號傳感器采集潰砂入口處應力變化， 2、3號采集裂隙內(nèi)部的應力變化， 4號傳感器采集潰砂出口處應力變化。傳感器感應區(qū)尺寸為4cm×4cm，用塑料薄膜做好防水處理并與模板貼合平整、緊密。傳感器實測值為壓力值，精度為0.1N，經(jīng)后期計算轉換為應力值，數(shù)據(jù)采集頻率為0.1s。試驗時確保每組試驗裝入的砂量相同，潰砂試驗前先將采集程序運行5s獲得潰砂前通道中的應力狀況后再開啟潰砂出口采集潰砂過程中的應力變化。用相機記錄整個試驗過程，試驗結果(表2)。

表2 試驗方案及結果

Table2 Experimental scheme and results

含水量0%3%6%9%12%18%近似飽和砂樣1YYYYY Y(已飽和)砂樣2YNNNNYY砂樣3YNNNNYY

1.3 試驗方案

采用正交試驗研究干砂潰砂的影響因素及運移規(guī)律，考慮潰砂出口寬度、裂隙壁摩擦角、裂隙夾角、傾角4個常見影響因素，每個因素設計3個不同水平，試驗因素水平表(表1)。

本次試驗中3種裂隙寬度分別為0.5cm、1.0cm和1.5cm。3種不同粗糙度的裂隙模板與砂樣間的摩擦角分別為42°、35°和32°。將形態(tài)不規(guī)則的裂隙壁剖面簡化為“V”字形，裂隙壁間夾角采用0°、5°和10°。為保證砂體能夠流動，試驗采用的裂隙傾角最小值為45°。

如表2所示，在應力波動規(guī)律的研究中則重點考慮砂樣粒徑、含水量兩個因素。通過模擬干砂和水砂混合流在裂隙通道中的運移，對比分析水砂混合流和干砂流運移時裂隙內(nèi)部的應力變化趨勢和波動規(guī)律。在該部分試驗中，為防止?jié)⑸斑^程中粗糙裂隙面造成傳感器感應區(qū)存在應力集中現(xiàn)象，在此僅考慮光滑裂隙壁，試驗方案及結果(表2)。每種天然砂樣自干砂逐漸增加含水量到砂樣近飽和的狀態(tài)，表中“Y”代表試驗過程中發(fā)生了潰砂，“N”代表該試驗組并未產(chǎn)生潰砂。

2 試驗結果與分析

2.1 裂隙潰砂的影響因素與運移規(guī)律

2.1.1 潰砂影響因素分析

表3 潰砂正交試驗表L9(34)

Table3 Quicksand orthogonal

編號因素寬度/mm傾角/(°)夾角/(°)摩擦角/(°)潰砂指標符號ABCD速度/g·s-1總量/g1A1B1C1D10.5450424237562A1B2C2D20.56053522156593A1B3C3D30.590103224473044A2B1C2D314553249169385A2B2C3D1160104278980196A2B3C1D219003523840527A3B1C3D21.545103553082778A3B2C1D11.56003229647009A3B3C2D31.59054217806094K速1169.0354.3192.0870.3K速單位為g·s-1K速2506.0435.3830.7329.7K總單位為gK速3868.7754.0521.0343.7極差D速699.7399.7638.7540.7K總15573.06323.74269.35956.5K總26336.56126.26230.35996.0K總36357.05816.77866.86314.0極差D總784.0507.03697.5357.5

以兩種石英砂為材料，通過正交試驗獲得裂隙的寬度、傾角、夾角和裂隙壁摩擦角對潰砂速度和總潰砂量的影響程度。以石英粗砂為例，正交試驗結果(表3)。其中K速1、K總1分別表示某因素在因素水平為1的情況下3個不同潰砂速度、潰砂總量的均值。D速1、D總1分別為某因素3個水平下潰砂速度、潰砂總量的極差，D值大表明該因素的影響占主導。

通過對表3的極差分析得出：潰砂速度的大小主要取決于潰砂出口的寬度，其極差最大，為D速=699.7g·s-1。其余影響程度依次為砂體與裂隙壁的摩擦角、裂隙夾角、裂隙傾角?？倽⑸傲康闹饕绊懸蛩貫榱严秺A角，極差為D總=3697.5g，其原因是裂隙夾角越大存儲的砂量越多，總潰砂量也越大。

另外，根據(jù)石英粗砂的正交試驗表3和石英角礫的正交試驗表(文中未列出)得到如圖5、圖6 所示的平均潰砂速度、總潰砂量隨4個因素不同水平的變化趨勢。與正交試驗表極差分析相似，分別對比圖5、圖6 中各影響因素下的平均潰砂速度和總潰砂量，其值變化范圍越大表明該值所屬因素的影響作用越大。

圖5 潰砂速度隨各因素水平的變化

圖6 總潰砂量隨各因素水平的變化

從圖5 可看出， 兩種石英砂樣的平均潰砂速度均主要受裂隙寬度影響，且平均潰砂速度與裂隙寬度呈線性關系。裂隙傾角對兩種石英砂的平均潰砂速度的影響最小，但隨著裂隙傾角的增大平均潰砂速度仍近似線性增加。平均潰砂速度在一定范圍內(nèi)隨著裂隙夾角的增加而增大，超過某一范圍則呈減少的趨勢。造成該現(xiàn)象的原因主要是該模型中裂隙夾角增大到一定程度后砂樣總量增多，但試驗中裂隙寬度增加的幅度相對較小，砂樣在流動至裂隙出口處存在一定程度的阻滯，表明裂隙寬度為制約潰砂速度的瓶頸。

圖6顯示試驗中兩種石英砂樣的總潰砂量均主要受裂隙夾角的影響，其次為裂隙寬度，但除裂隙夾角外其他3個因素的影響程度均較小。主要由于該試驗中隨著裂隙夾角的增大砂源區(qū)的砂量增加，影響潰砂總量的深層次的原因是砂源區(qū)砂量。該結論與實際情況相符，實際開采條件下，總潰砂量的多少主要受上覆砂源的控制。

對圖5 和圖6 的分析表明，潰砂的預防中最基本的一點是防止裂隙通道與富砂層的導通，而在潰砂發(fā)生后需要及時采取措施對潰砂通道進行封堵，減小通道寬度，降低潰砂速度，削弱并逐步消除與上覆砂層的聯(lián)通，避免更大災害的發(fā)生。

2.2 裂隙內(nèi)部應力變化趨勢分析

采用3種天然砂樣用于研究裂隙內(nèi)部的應力變化規(guī)律。如表2所示， 3種砂樣的干砂以及不同含水量的砂樣1均發(fā)生了潰砂且監(jiān)測到應力波動。而水砂情況下，砂樣2、砂樣3在含水量達到18%時才開始潰砂，且未監(jiān)測到應力波動現(xiàn)象。

分析產(chǎn)生了潰砂的干砂試驗組和含水量接近飽和的試驗組，其中砂樣1在含水量達到18%時已飽和，砂樣2、砂樣3接近飽和時含水量約為24%。取潰砂后應力波動出現(xiàn)的極大值(無應力波動現(xiàn)象的試驗組取采集到的極大值)為縱坐標，傳感器的位置(以潰砂入口為起點)為橫坐標繪制裂隙壁內(nèi)的應力變化趨勢得到圖7。

圖7 裂隙內(nèi)部應力變化趨勢

如圖7a、圖7b所示，干砂、水砂在潰砂過程中裂隙內(nèi)部應力自潰砂入口至出口均呈減小的趨勢。砂樣1在兩種情況下應力變化趨勢相似且應力大小相近，主要由于砂樣1受水的影響較小，其應力變化主要受粒徑的控制，顆粒在兩種情況下的運移規(guī)律相同。

而粒徑較小的砂樣2、砂樣3形成的水砂流對裂隙壁的應力受含水量的影響明顯，對裂隙壁的作用力比干砂流大。在干砂流和水砂流情況下，兩者的應力變化趨勢相似且均較為平緩，表明兩種砂樣潰砂時在裂隙內(nèi)部運移形式相同，通過下文的進一步分析得出兩種砂樣顆粒呈連續(xù)運移形式。

3 分析與討論

3.1 砂體運移規(guī)律分析

通過對兩種石英砂試驗所獲得的視頻文件進行圖像分析可得出整個潰砂過程分為裂隙通道開啟、裂隙間砂體流動、潰砂結束這3個階段。而裂隙通道的開啟方式可分為以下3種：局部空間擴展、局部空間移動和直接潰砂。

3.1.1 局部空間擴展

以石英粗砂的A1B1C1D1試驗組為例(圖8)。圖中紅色虛線內(nèi)為潰砂后裂隙內(nèi)部空間的變化，裂隙下段的砂體先潰出，其他部位的砂體從下到上依次流動，裂隙壁與砂體內(nèi)產(chǎn)生空間并從下部到上部區(qū)域逐步擴展至砂源區(qū)，最后形成連通的空隙。該類型的潰砂速度均較小，小于300g·s-1。屬于這一類有A1B2C2D2、A2B3C1D2以及石英粗砂的A1B1C1D1共5個試驗組，其裂隙夾角為0°和5°，石英角礫的A1B1C1D1試驗組未潰砂。

圖8 局部空間擴展

3.1.2 局部空間移動

以石英角礫的A2B2C3D1試驗組為例(圖9)。裂隙通道開啟機理與上一種基本一致，但流出砂體產(chǎn)生的空間并未擴展而是與空間上方的砂體交換位置，形成局部空間上移的現(xiàn)象，如圖9 中虛線區(qū)內(nèi)所示。裂隙雖被砂體充填但并未被堵塞，砂體仍處于流動狀態(tài)且對裂隙壁有不斷的沖擊，呈現(xiàn)一定頻率的脈沖現(xiàn)象，潰砂速度均大于400g·s-1。屬于這類的有A2B2C3D1、A3B1C3D2、A3B3C2D3以及石英角礫的A2B1C2D3共7個試驗組。其共同特點是裂隙夾角較大，為5°和10°。

圖9 局部空間移動

3.1.3 直接潰砂

以石英角礫的A1B3C3D3試驗組為例。砂體所受阻力較小，連續(xù)穩(wěn)定且緩慢地直接流出，砂體與裂隙壁之間沒有明顯的空間產(chǎn)生，設備無振動現(xiàn)象。屬于這一類型的有A1B3C3D3、A3B2C1D1、石英粗砂的A2B1C2D3共5個試驗組，均為裂隙壁粗糙度較小的試驗組，裂隙壁粗糙度為32°。

3.2 水砂流潰砂形態(tài)分析

結合2號傳感器采集到的應力，對近似飽和的砂樣1、砂樣3的潰砂過程進行分析，砂樣2與砂樣3運移規(guī)律相同而未列出。如圖11 為砂樣1、砂樣3潰砂時裂隙內(nèi)部砂體形態(tài)示意圖。砂樣1潰砂時間較短，砂樣2在潰砂進行到第22s后仍持續(xù)了較長時間且裂隙內(nèi)部有殘留砂體。

圖10 直接潰砂

對于砂樣1，如圖11a從第11s潰砂進入尾聲，裂隙內(nèi)部的砂體自由面呈兩邊高中間低的“V”字型凹面，表明砂樣1潰砂時在裂隙內(nèi)部運移速度較快，各顆粒間水的黏聚力以及顆粒與裂隙壁間的摩擦力<自重應力。在裂隙出口處顆粒呈獨立運動狀態(tài)但潰砂過程連續(xù)不中斷。砂樣1的顆粒運移類屬于碰撞運移型，采集到的應力如圖11 左圖所示存在周期性波動。

圖12 水砂流應力變化曲線

對于砂樣3，如圖11b潰砂試驗在第12s時砂體與砂箱內(nèi)砂源分離，潰砂進入尾聲。砂體自由面呈不規(guī)則的形狀，顆粒間連接緊密并隨著下部砂樣的潰出裂隙內(nèi)部砂樣出現(xiàn)了層狀裂隙。砂樣3在裂隙壁出口處時斷時續(xù)地潰出，且砂樣中的裂隙隨著潰砂的進行交替張開、閉合。表明在砂樣3中各顆粒間水的黏聚力以及顆粒與裂隙壁間的摩擦力≦自重應力。

砂樣3潰砂時采集到的應力如圖12b 所示連續(xù)變化。表明砂顆粒集合體近似呈整體地與裂隙壁緊密接觸，運動過程中顆粒間以及砂樣與裂隙壁間的接觸主要為相互摩擦，無較大碰撞，波動現(xiàn)象不明顯。砂樣2、砂樣3情況相同，潰砂時顆粒的運動為連續(xù)運移型。

3.3 應力波動規(guī)律分析

3種天然砂樣的試驗中，布置于裂隙內(nèi)部的2號傳感器采集到的應力波動過程受砂量的影響較小、持續(xù)時間長，應力值較大，在此主要分析該傳感器采集到的數(shù)據(jù)，初步探究潰砂時裂隙壁內(nèi)部應力波動情況。

圖13 干砂流應力變化插值曲線

運用Matlab將采集到的應力值進行插值加密得到光滑曲線用以進行應力波動規(guī)律分析。由于采集到的數(shù)據(jù)較多、應力波動范圍較大，插值時采用樣條插值，插值間隔為采集頻率的一半即0.05s。如圖13 所示，圖中x軸最小刻度為0.1s，將插值得到的曲線進行處理得到應力波動振幅、周期的近似值。

據(jù)圖13 所示，砂樣1至砂樣3潰砂后應力波動曲線的平衡位置值分別約為95Pa、60Pa、45Pa，振幅分別約為75Pa、35Pa、30Pa。表明干砂潰砂時應力波動的幅度和水平受粒徑影響明顯，粒徑相對較大的砂樣對裂隙壁的碰撞作用力大，應力波動幅度也大，對裂隙的潛在破壞作用更大。

統(tǒng)計插值曲線中所有應力峰值持續(xù)的周期并求其均值，圖中標出了5個具有一定代表性的波動周期，由砂樣1至砂樣3潰砂時應力波動的周期分別集中在0.3～0.35s、0.2～0.35s、0.25～0.3s。統(tǒng)計結果顯示，砂樣1潰砂時應力波動平均周期約為0.31s，砂樣2約為0.29s，砂樣3約為0.28s。3種砂樣潰砂時應力波動的頻率約為3.2～3.6Hz。

圖14 砂樣1應力變化插值曲線

另外，砂樣1在不同含水量下均產(chǎn)生了潰砂現(xiàn)象且監(jiān)測到應力波動，采用同樣的插值方法對2號傳感器采集到的數(shù)據(jù)進行分析。圖14 列出了砂樣1的部分試驗組在潰砂時應力波動的插值曲線。

統(tǒng)計結果顯示，砂樣1在加水后潰砂過程中應力波動周期在0.29～0.37s，即頻率為2.7～3.5Hz，頻率相比干砂時有所減小，表明在水的作用下顆粒對裂隙壁的碰撞概率變小。如圖14c當含水量達到飽和時，砂樣1潰砂時雖出現(xiàn)應力波動但周期變大，砂體顆粒表現(xiàn)出一定程度的連續(xù)運移型，采集到的應力波動現(xiàn)象減弱。

根據(jù)圖13a和圖14 中砂樣1不同含水量情況下潰砂的應力波動曲線，得到波動曲線的振幅值、平衡位置近似值隨含水量的變化趨勢(圖15)。

圖15 振幅、平衡位置值隨含水量的變化

圖15表明砂樣1的應力波動幅值隨含水量的增加其變化不大，干砂潰砂時應力波動幅值大于水砂。但應力波動的平衡位置值表現(xiàn)出增加的趨勢，表明隨著含水量的增加砂樣1潰砂產(chǎn)生的應力的平均水平呈現(xiàn)增加的趨勢。但與砂樣2、砂樣3水砂流潰砂時相比，砂樣1的應力增幅仍較小，表明影響砂樣1對裂隙壁作用力的根本因素是顆粒粒徑，而對于粒徑較小的砂樣2、砂樣3對裂隙壁的應力主要受含水量的影響。

4 結 論

(1)正交試驗極差分析得出，裂隙寬度為制約潰砂速度的瓶頸，總潰砂量則主要取決于砂源區(qū)的砂量。故潰砂的預防中最基本的是防止裂隙通道與富砂層的導通，在潰砂發(fā)生后要及時采取措施對潰砂通道進行封堵，降低潰砂速度，削弱并逐步消除與上覆砂層的連通，避免更大災害的發(fā)生。

(2)受裂隙傾角的控制，裂隙通道開啟方式可分為局部空間擴展、局部空間移動和直接潰砂3種方式。

(3)裂隙內(nèi)部應力監(jiān)測表明，砂樣對裂隙壁的作用力自潰砂入口至出口呈減小的趨勢。根據(jù)裂隙內(nèi)部應力變化規(guī)律將水砂流中顆粒的運移分為連續(xù)運移型和碰撞運移型，本文中砂樣1為碰撞運移型，對裂隙壁存在周期性碰撞，砂樣2、砂樣3為連續(xù)運移型，對裂隙壁的應力連續(xù)變化。

(4)干砂潰砂時對裂隙壁存在周期性碰撞，應力波動的幅值和水平主要受粒徑影響。粒徑大的顆粒對裂隙壁的碰撞作用力、應力波動幅值以及應力波動周期均較大。運用Matlab插值分析得出3種砂樣干砂潰砂時應力波動頻率在3.2～3.6Hz。

(5)水砂流情況下，砂樣1對裂隙壁的作用力仍存在波動現(xiàn)象，但增幅較小，對裂隙壁的應力仍受粒徑控制。其應力波動頻率為2.7～3.5Hz，周期變長，當含水量近似飽和時表現(xiàn)出一定程度的連續(xù)運移狀態(tài)。砂樣2、砂樣3對裂隙壁的作用力比干砂流大且主要受含水量的影響，應力波動現(xiàn)象不明顯。

5 不足與展望

本次試驗采用多種砂樣為研究對象，獲得了潰砂時裂隙內(nèi)部顆粒的運移規(guī)律，并監(jiān)測到了砂體對裂隙壁作用力的波動現(xiàn)象。試驗結果有助于加深對潰砂機理的認識，為潰砂災害的預防和災害破壞程度的預估起到一定作用。但相比國外顆粒流和國內(nèi)突水潰砂災害研究，本次試驗仍存在以下不足：

(1)西部礦區(qū)上部砂體主要為第四系風積沙，其粒徑約為0.05～2mm，多為級配不良的勻粒砂，且含有黏粒。本次試驗中所用砂樣為人為破碎的石英砂和經(jīng)篩分水洗過的砂樣，所用砂樣的粒徑范圍與實際場地相似，但微觀成分存在差別，而實際潰砂運移規(guī)律可能還受黏粒的影響。

(2)由于試驗條件和設備的影響，無法全部模擬出真實際情況下復雜多樣的裂隙，且裂隙壁粗糙起伏并可能含有充填物，故試驗結果與現(xiàn)實情況可能存在一定差異。

(3)不同試驗組的應力波動周期和頻率變化不夠明顯，數(shù)據(jù)采集精度需提高。試驗主要模擬潰砂發(fā)生后裂隙內(nèi)部的砂體運移規(guī)律和應力變化，對砂源區(qū)以上的地層和含水層的情況考慮較少，砂源區(qū)所處應力狀況未予以考慮，造成測得的應力值偏小。

在以后的研究中，需要加強以下兩方面：

(1)采用原地所取砂樣，對裂隙壁面的模擬需要進一步細化，同時考慮上覆地層性質和砂源區(qū)所處應力狀況。

(2)需要改進試驗裝置，提高監(jiān)測精度，以便定性且定量地描述砂體運移規(guī)律和應力波動情況。

致 謝 感謝中國礦業(yè)大學資源學院的老師們在試驗過程中提供的幫助和指導，整個試驗過程中梁艷坤博士、袁奇碩士給予了悉心的指導和長期的關注。非常感謝劉德龍同學在試驗過程中給予的無私幫助。

Armanini A，F(xiàn)raccarollo L G，Larcher M. 2008. Liquid-granular channel flow dynamics[J]. Powder Technology，182： 218～227．

Albaraki S，Antony S J. 2014. How does internal angle of hoppers affect granular flow？Experimental studies using digital particle image velocimetry[J]. Powder Technology，268(1)： 253～260．

Hu G Q. 2006. Particulate material flow and static issues[D]. Hangzhou： Zhejiang University．

Huang D C，Hu F L，Deng K M，et al. 2010. Effect of opening angle on dilute-dense flow transition in two-dimensional granular flow[J]. Acta Physic Sinica，59(11)： 8249～8254．

Liang Y K，Sui W H. 2011. An experiment study on the volume of quicksand through underground borehole[J]. Hydrogeology and Engineering Geology，38(3)： 14～18．

Mollon G, Zhao J. 2013. Characterization of fluctuations in granular hopper flow[J]. Granular Matter，15(6)： 827～840．

Mellmann J，Hoffmann T，F(xiàn)ürll C. 2013. Flow properties of crushed grains as a function of the particle shape[J]. Powder Technology，249： 269～273．

Sui W H，Cai G T，Dong Q H. 2007. Experimental research on critical percolation gradient of quicksand across overburden fissures due to coal mining near unconsolidated soil layers[J]. Rock Mechanics and Engineering，26(10)： 2084～2091．

Sui W H，Dong Q H，Cai G T，et al. 2008. Quicksand hazards in underground coal mines： Mechanism and prevention[M]. Beijing： Geological Publishing House．

Sui W H，Dong Q H. 2008. Variation of pore water pressure and its precursor significance for quicksand disasters due to mining near unconsolidated formations[J]. Rock Mechanics and Engineering，27(9)： 1908～1916．

Vivanco F，Rica S，Melo F. 2012. Dynamical arching in a two dimensional granular flow[J]. Granular Matter，14(5)： 563～576．

Wu Y P，Lu M S. 2004. The requirements water inrush and sand inrush in shallow seam[J]. Ground Pressure and Strata Control，(3)： 57～58．

Yang W F，Sui W H，Ji Y B，et al. 2012. Experimental research on the movement process of mixed water and sand flow across overburden fissures in thin bedrock induced by mining[J]. Journal of China Coal Society，37(1)： 141～146．

Yang W F. 2009. Overburden failure in thin bedrock and characteristics of mixed water and sand flow induced by mining[D]. Xuzhou： China University of Mining and Technology．

胡國琪. 2006. 顆粒物質流動和靜態(tài)若干問題的研究[D]. 杭州：浙江大學．

黃德財，胡鳳蘭，鄧開明，等. 2010. 開口角度對二維顆粒流稀疏-密集流轉變的影響[J]. 物理學報， 59(11)： 8249～8254．

梁艷坤，隋旺華. 2011. 地下松散層內(nèi)疏放水鉆孔潰砂量模擬試驗[J]. 水文地質工程地質，38(3)： 14～18．

隋旺華，蔡光桃，董青紅. 2007. 近松散層采煤覆巖采動裂縫水砂突涌臨界水力坡度試驗[J]. 巖石力學與工程學報， 26(10)： 2084～2091．

隋旺華，董青紅，蔡光桃，等. 2008a. 采掘潰砂機理與預防[M]. 北京：地質出版社．

隋旺華，董青紅. 2008b. 近松散層開采孔隙水壓力變化及其對水砂突涌的前兆意義[J]. 巖石力學與工程學報， 27(9)： 1908～1916．

伍永平，盧明師. 2004. 淺埋采場潰沙發(fā)生條件分析[J]. 礦山壓力與頂板管理，(3)： 57～58．

楊偉峰，隋旺華，吉育兵，等. 2012. 薄基巖采動裂縫水砂流運移過程的模擬試驗[J]. 煤炭學報，37(1)： 141～146．

楊偉峰. 2009. 薄基巖采動破斷及其誘發(fā)水砂混合流運移特性研究[D]. 徐州：中國礦業(yè)大學.

JournalofEngineeringGeology工程地質學報 1004-9665/2016/24(5)- 0992- 16

EXPERIMENTAL INVESTIGATION ON MOVEMENT AND STRESS FLUCTUATION OF QUICKSAND INSIDE FISSURE

In recent years， coal mining gradually has transformed from eastern region to western region of China and the quicksand disaster had received increasing attention. This paper presents a series of experiments on the influencing factors of quicksand and the stress inside fissures caused by quicksand. Two different man-made quartz sand and other three natural sand samples are used in two quicksand test equipment set ups designed by authors. The experiment with two man-made quartz sand shows that the speed of quicksand mainly depends on the width of outlet. The total amount of quicksand mainly depends on the sand resource. Controlled by the fissure dip angle， the opening pattern of the quicksand passage can be divided in three types： the local space expanding， the local space moving and quicksand directly． The experiment with three natural sand samples show that stress decreases along the entrance to the outlet of fissure model regardless of dry sand or sand and water mixture flow. According to the stress variation， the transportation of water and sand mixture can be classified into two type： the collision transporting type， such as sand sample 1，which observed stress fluctuation; the continuous transporting type， such as sand sample 2 and sample 3，the stress changes continuously. All the dry quicksand of three natural sand samples can cause stress fluctuations to the fissure. The stress， the amplitude and period of fluctuation are larger when quicksand formed by larger particle. The stress fluctuation frequency of dry quicksand are about 3.2～3.6Hz by interpolation analysis with Matlab. For sand and water mixture flow， the stress fluctuations are only monitored in sand sample 1. When the frequency reduced to 2.7～3.5Hz and controlled by the particle size， the stress raises with little range. The outcomes can contribute to understanding the movement mechanism of quicksand and the stress dynamic inside fissure. It also has an important guiding to avoiding and preventing quicksand disaster．

Quicksand， Sand and water mixture transportation， Stress fluctuation

10.13544/j.cnki.jeg.2016.05.030

2016-06-12;

2016-07-25.

高強度開采下重大地質災害的形成機理與預測(2013CB227903)資助.

李智(1990-)，男，碩士生，主要從事煤礦工程地質及突水潰砂災害研究. Email: sclz3721@163.com

簡介： 隋旺華(1964-)，男，博士，教授，博士生導師，主要從事煤礦工程地質水文地質和災害地質方面的教學與研究工作. Email: suiwanghua@cumt.edu.cn

P642.2

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