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(xué) 礦山災(zāi)害預(yù)防控制省部共建國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室培育基地，山東 青島 266590; 2.煤礦開采水資源保護(hù)與利用國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京 100053; 3.山東能源臨沂礦業(yè)集團(tuán)有限責(zé)任公司，山東 臨沂 276017; 4.江西星火軍工工業(yè)有限公司，江西 南昌 331700)

與東部礦區(qū)相比，我國(guó)西部礦區(qū)生態(tài)環(huán)境較為脆弱，大規(guī)模、高強(qiáng)度地下開采導(dǎo)致西部礦區(qū)水資源破壞加劇[1-2]。針對(duì)該問題，國(guó)家能源集團(tuán)近幾年提出了煤礦分布式地下水庫(kù)的概念用以解決西部礦區(qū)水資源保護(hù)及利用的技術(shù)問題[3-6]，即利用采空區(qū)內(nèi)垮落遺留空間及裂隙區(qū)域儲(chǔ)存礦井水。然而西部地區(qū)煤層上部存在淺埋松軟巖層，其頂板巖層的運(yùn)動(dòng)及范圍在橫向、縱向上尤為敏感和強(qiáng)烈，實(shí)際開采過程中覆巖也難以形成大的結(jié)構(gòu)，巖體移動(dòng)變形較為顯著，垮落帶及導(dǎo)水(砂)裂縫帶發(fā)育充分，采動(dòng)破斷裂縫甚至可直接溝通地表，形成較大規(guī)模的地裂縫，導(dǎo)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(wěn)定性，降低地下水庫(kù)儲(chǔ)水量，對(duì)水庫(kù)的長(zhǎng)期穩(wěn)定性及安全性造成較大影響。因此，針對(duì)煤礦裂隙潰水潰砂規(guī)律展開研究不僅涉及地下水庫(kù)穩(wěn)定問題，同時(shí)對(duì)礦井安全生產(chǎn)具有重要意義。

煤層開采形成的導(dǎo)通裂隙或者垮落帶直接或間接導(dǎo)通松散含水砂層，形成突水潰砂通道是發(fā)生此類災(zāi)害的必要條件。由于煤礦采掘工程隱蔽性的特性，利用現(xiàn)場(chǎng)觀測(cè)的手段研究裂隙突水潰砂機(jī)制較為困難，砂體離散的特殊性使得數(shù)值模擬和理論分析手段的應(yīng)用具有局限性[10]，因此，較多學(xué)者借助室內(nèi)模擬手段對(duì)突水潰砂機(jī)制進(jìn)行探討研究。YAN等[11]利用物理模擬試驗(yàn)分析了神東礦區(qū)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(zāi)害模型。XU等[12]認(rèn)為淺埋煤層風(fēng)化基巖的采動(dòng)裂隙在高壓水流作用下通透性發(fā)生改變，為災(zāi)害發(fā)生提供條件。隋旺華等[13-14]采用采動(dòng)裂隙水砂突涌試驗(yàn)獲得采空區(qū)上覆松散層發(fā)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(guān)系;利用開采沉陷離心模型試驗(yàn)研究發(fā)現(xiàn)孔隙水壓力可以作為近松散含水層開采潰砂災(zāi)害的前兆信息源。張杰等[15]通過破斷巖塊濾沙實(shí)驗(yàn)得出了不發(fā)生潰砂的最小巖塊端角接觸面高度。王家臣等[16]利用室內(nèi)試驗(yàn)研究了水砂降低巖塊間摩擦因數(shù)的作用機(jī)理，探討了突水潰砂的關(guān)鍵問題。國(guó)外煤礦領(lǐng)域針對(duì)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(yàn)條件的影響，水砂混合物在裂隙中的運(yùn)移特征方面研究較少，尤其在突水潰砂災(zāi)害發(fā)生過程中水壓、流量、孔隙水壓及砂體運(yùn)移空間形態(tài)方面仍需要深入研究和探討。

針對(duì)上述科學(xué)問題，筆者分析了裂隙突水潰砂發(fā)生的極限平衡條件，初步探討了裂隙突水潰砂機(jī)制;利用突水潰砂試驗(yàn)系統(tǒng)進(jìn)行了不同初始水壓條件下人工模擬裂隙內(nèi)水砂潰涌試驗(yàn)，定量化分析了裂隙突水潰砂各階段內(nèi)水砂運(yùn)移特征及各物理參量關(guān)聯(lián)性變化特征，為開展淺埋松軟地層環(huán)境下采動(dòng)裂隙突水潰砂機(jī)制的研究提供參考。

1 裂隙突水潰砂發(fā)生條件分析

1.1 突水潰砂發(fā)生因素

采動(dòng)裂隙內(nèi)發(fā)生突水潰砂的條件和機(jī)理相對(duì)復(fù)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(tài)等)、動(dòng)力源(水源分布、水力坡度等)、開采強(qiáng)度等眾多因素有關(guān)。經(jīng)過眾多試驗(yàn)和現(xiàn)場(chǎng)結(jié)果，突水潰砂災(zāi)害的發(fā)生主要由以下4個(gè)因素決定[20]:

(1)物源。覆巖含水層中含有大于250 mm的粉細(xì)砂巖;

(2)動(dòng)力源。覆巖含水層的富水性強(qiáng)，裂隙內(nèi)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?qū)?gòu)造；

(4)容納空間。擁有足夠的空間容納水砂混合物，如采空區(qū)、巷道。

1.2 突水潰砂發(fā)生條件分析

將裂隙內(nèi)的水砂混合物運(yùn)移過程簡(jiǎn)化為圓柱體水砂運(yùn)移過程，建立裂隙內(nèi)砂體突涌力學(xué)模型，如圖1所示。

圖1 裂隙內(nèi)砂體突涌力學(xué)模型Fig.1 Mechanics model of sand body inrush in fractures

選取單位長(zhǎng)度(Δh=1)裂隙內(nèi)aa′bb′砂體為研究對(duì)象，對(duì)砂體突涌條件進(jìn)行分析。當(dāng)砂體在裂隙內(nèi)達(dá)到應(yīng)力平衡條件時(shí)，則水砂混合物所受重力、拖曳力、覆巖壓力、砂體黏結(jié)力需滿足定量的關(guān)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(shù)(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(duì)底部砂體造成的壓力差產(chǎn)生拖曳力。由文獻(xiàn)[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(shù)，與砂體周圍水流的繞流流態(tài)相關(guān)，具體的數(shù)值也隨u0確定方法的不同而異。

砂體aa′bb′上覆巖層應(yīng)力主要包括靜水壓力及上覆砂體重力，即裂隙通道截面內(nèi)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(huán)向接觸面切應(yīng)力可表示為τ0(1+sinφ)，則水砂體與裂隙接觸面切向應(yīng)力Fs為

Fs=πdΔhτ0(1+sinφ)

(4)

式中，τ0為初始切應(yīng)力;φ為內(nèi)摩擦角。

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

砂體達(dá)到平衡時(shí)的條件為

G+FL+Fc=Fs

(5)

由式(1)～(5)可得出考慮水對(duì)砂體作用的應(yīng)力平衡狀態(tài)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(dāng)裂隙寬度固定時(shí)，初始水壓力越高，細(xì)沙顆粒越規(guī)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(fā)生突水潰砂現(xiàn)象。

2 突水潰砂試驗(yàn)設(shè)計(jì)

2.1 突水潰砂試驗(yàn)系統(tǒng)簡(jiǎn)介

試驗(yàn)選用由山東科技大學(xué)研制的突水潰砂試驗(yàn)系統(tǒng)，該系統(tǒng)的實(shí)驗(yàn)部分由承壓水倉(cāng)兼加載壓頭、試驗(yàn)艙、承載底座及瞬時(shí)開啟裝置等5部分組成[21]，該系統(tǒng)實(shí)物及結(jié)構(gòu)示意圖如圖2所示。

圖2 系統(tǒng)實(shí)驗(yàn)部分結(jié)構(gòu)[21]Fig.2 System structure diagram of experimental part[21]

系統(tǒng)承壓水倉(cāng)兼加載壓頭呈圓柱狀并連接儲(chǔ)水罐和加載油缸，不僅可以保證壓頭內(nèi)盛裝有滿足一定壓力和流量的承壓水，同時(shí)兼做試驗(yàn)艙內(nèi)實(shí)驗(yàn)材料的加載壓頭。為了實(shí)現(xiàn)對(duì)實(shí)驗(yàn)過程的定量化分析，該裝置外側(cè)連接流量計(jì)和水壓傳感器，用以監(jiān)測(cè)試驗(yàn)過程中試驗(yàn)艙內(nèi)部水壓及流量的變化。試驗(yàn)艙為內(nèi)徑400 mm、高度380 mm、壁厚15 mm的不銹鋼筒，試驗(yàn)開始前通過密封圈及螺栓將試驗(yàn)艙與承載底座連接，試驗(yàn)艙內(nèi)部放置試驗(yàn)材料。承載底座中心位置設(shè)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(shí)開啟裝置，用以模擬裂隙與采場(chǎng)內(nèi)部空間的貫通。為了監(jiān)測(cè)實(shí)驗(yàn)過程中水砂涌出通道的附近不同位置處水壓的變化規(guī)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(yàn)過程各連接部位的密封性，在各滑動(dòng)連接處、螺栓固定處均設(shè)置有密封墊圈，同時(shí)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(yàn)系統(tǒng)具有以下特點(diǎn):試驗(yàn)最大水壓為4 MPa并可實(shí)現(xiàn)試驗(yàn)全過程保壓，精度可達(dá)0.01 MPa;試驗(yàn)最大供水流量為41 mL/s，精度0.04 mL/s;可實(shí)現(xiàn)試驗(yàn)全過程的數(shù)字化控制，系統(tǒng)裝配有位移、加載壓力、水壓和流量傳感器，可實(shí)現(xiàn)各參量的實(shí)時(shí)監(jiān)測(cè)。該試驗(yàn)系統(tǒng)工作原理及詳細(xì)參數(shù)可參閱文獻(xiàn)[22]。

2.2 試驗(yàn)方案

2.2.1試驗(yàn)材料選取

若將淺埋松軟地層采動(dòng)覆巖形成的水砂通道看作存儲(chǔ)倉(cāng)的排料口，那么水砂突涌的過程就相當(dāng)于1個(gè)裝著水砂混合物的存儲(chǔ)倉(cāng)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(xì)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(yàn)結(jié)果監(jiān)測(cè)精度，本次試驗(yàn)材料選用洗凈的河沙和液態(tài)水混合而成。選用≤0.3 mm的篩網(wǎng)對(duì)干燥狀況下的河沙進(jìn)行篩分。經(jīng)測(cè)定干河沙的物理參數(shù)見表1。

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

2.2.2試驗(yàn)方案及步驟

突水潰砂模擬試驗(yàn)具體實(shí)施方案及步驟:

(1)篩選洗凈河沙樣品作為試驗(yàn)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(cè)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(nèi)，并在接觸面涂抹一圈密封膠，將傳感器與DH3816N靜態(tài)應(yīng)變測(cè)試系統(tǒng)相連接;

(4)將試驗(yàn)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(guān)閉瞬時(shí)開啟裝置，將河沙與黏土混合物裝入試驗(yàn)艙至設(shè)計(jì)高度200 mm，靜置8 h后開始試驗(yàn);

(6)啟動(dòng)實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)，將承壓水倉(cāng)兼加載壓頭上部的排氣孔打開，將壓頭降至與試驗(yàn)艙內(nèi)的水面基本接觸的位置并使之保持位移恒定;

(7)關(guān)閉排氣孔，開啟試驗(yàn)系統(tǒng)水壓控制模式，將試驗(yàn)艙內(nèi)水壓分別保持在0.05，0.10，0.15,0.20，0.30 MPa，共計(jì)5組試驗(yàn)方案;

(8)快速打開試驗(yàn)艙下部瞬時(shí)開關(guān)裝置，實(shí)時(shí)監(jiān)測(cè)并采集水壓和水砂流量在試驗(yàn)過程中的隨時(shí)間的變化。

3 突水潰砂試驗(yàn)結(jié)果分析

3.1 災(zāi)變過程水壓、流量變化特征

3.1.1突水潰砂階段性特征

當(dāng)試驗(yàn)艙內(nèi)水壓保持在0.05 MPa情況下，打開瞬時(shí)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(yàn)艙內(nèi)水壓、流量隨時(shí)間的變化曲線如圖4所示。突水潰砂的過程可分為4個(gè)階段，以圖4為例分析可知:第1階段為潰砂啟動(dòng)階段，通道開啟瞬間突水潰砂通道形成，通道內(nèi)水砂漸進(jìn)式潰出(圖5)，10 s后流量急劇增大到最大值41.6 mL/s，試驗(yàn)艙壓力降低至0.04 MPa。第2階段為持續(xù)潰出階段，通道打開10 s后大量的水砂混合物持續(xù)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(zhǎng)達(dá)100 s，隨后出現(xiàn)突然降低后再次升高至38 mL/s左右，可以認(rèn)為0.05 MPa情況下包含2個(gè)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(xù)性降低，水壓出現(xiàn)波動(dòng)。第4階段為潰出平衡階段，當(dāng)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(yàn)艙內(nèi)開啟保壓狀態(tài)，水壓持續(xù)升至0.05 MPa;當(dāng)水壓大于0.2 MPa時(shí)(圖6)，水砂混合物持續(xù)潰出，流量和水壓維持在一定范圍內(nèi)波動(dòng)。

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(gè)突水潰砂過程可以概括為潰砂啟動(dòng)—持續(xù)潰出—淤積堵塞—潰出平衡4個(gè)階段。在潰砂啟動(dòng)階段，通道瞬間開啟前，通道內(nèi)水砂混合物受艙壓和重力影響瞬間涌出，水砂通過率達(dá)到最大導(dǎo)致流量驟增。在持續(xù)潰出階段，水砂逐漸充滿通道內(nèi)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(yàn)艙內(nèi)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(dòng)下淤積于通道口，使得通道內(nèi)水沙流量降低。潰出平衡階段分為2種情況:一是本階段內(nèi)水壓低于極限水壓力(約0.2 MPa)時(shí)突水潰砂現(xiàn)象消失;二是本階段內(nèi)水壓高于極限水壓力時(shí)，水砂混合物持續(xù)潰出，流量基本穩(wěn)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(yàn)艙內(nèi)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(gè)階段，但在第4階段內(nèi)流量的變化特征存在明顯的不同。當(dāng)試驗(yàn)艙水壓小于0.15 MPa時(shí)，水砂混合物淤積通道內(nèi)導(dǎo)致其封閉，流量降低至0;當(dāng)水壓大于0.2 MPa后，在第Ⅲ階段通道內(nèi)通過阻力無法抗拒水壓的影響，造成水砂混合物持續(xù)性的潰出，在第4階段出現(xiàn)平穩(wěn)性水砂潰出的現(xiàn)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(yàn)第2階段水壓持續(xù)潰出時(shí)間和試驗(yàn)艙內(nèi)最大水壓差(艙內(nèi)初始水壓值與最低值之差)存在規(guī)律性的變化趨勢(shì)，如圖7所示。隨著艙內(nèi)初始水壓值的增大，第2階段持續(xù)潰出階段持續(xù)時(shí)間呈現(xiàn)對(duì)數(shù)形式驟降，這是因?yàn)閴毫^大條件下水砂混合物在通道內(nèi)的涌出速度較大，通道內(nèi)阻力增幅所消耗的時(shí)間降低，淤積所需時(shí)間隨之降低進(jìn)而造成該現(xiàn)象的發(fā)生。隨著初始水壓值的增大，試驗(yàn)艙內(nèi)最大水壓差在0.2 MPa之前呈現(xiàn)線性增加的趨勢(shì)，0.2～0.3 MPa不再發(fā)生變化。表明在某一閾值水壓范圍內(nèi)隨著水砂混合物持續(xù)性的潰出，試驗(yàn)艙內(nèi)壓力差呈現(xiàn)線性降低趨勢(shì);水壓超過該閾值，該通道內(nèi)水砂潰出體積率達(dá)到峰值，水壓不再發(fā)生變化，同時(shí)流量也具有相同的變化趨勢(shì)。上述試驗(yàn)表明，當(dāng)裂隙寬度固定時(shí)，初始水壓越大，突水潰砂發(fā)生越劇烈，這與式(6)理論計(jì)算結(jié)果一致。

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

3.2 災(zāi)變過程孔隙水壓變化規(guī)律分析

孔隙水壓傳感器位于試驗(yàn)艙底部并固定于承載底座中，其中編號(hào)為1,2,3和4號(hào)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(yàn)過程中監(jiān)測(cè)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(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)變化特征及各階段所占比例與0.2 MPa相近，因此，僅對(duì)后者數(shù)據(jù)進(jìn)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(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)驟降;進(jìn)入第3階段后，水砂通道堵塞，試驗(yàn)艙內(nèi)水壓升高導(dǎo)致傳感器監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)短時(shí)間內(nèi)升高;進(jìn)入第4階段，試驗(yàn)機(jī)保壓速率大于穩(wěn)定潰砂速率，導(dǎo)致各傳感器監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)平穩(wěn)波動(dòng)。

圖8 不同初始水壓下孔隙水壓隨時(shí)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(shù)據(jù)變化特征與圖7試驗(yàn)機(jī)監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)變化一致，第2階段持續(xù)時(shí)間對(duì)初始?jí)毫Φ脑龃蟪尸F(xiàn)對(duì)數(shù)形式驟降，孔隙水壓差與艙內(nèi)壓力差變化趨勢(shì)具有相似性。通道打開瞬間各傳感器監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)瞬間大幅度降低，通道水砂流量達(dá)到峰值;隨著通道逐漸堵塞，艙內(nèi)流量降低，受試驗(yàn)系統(tǒng)保壓影響各傳感器數(shù)據(jù)急劇升高;潰出平衡階段，艙內(nèi)水砂系統(tǒng)達(dá)到平衡，各監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)穩(wěn)定波動(dòng)。

由1～4號(hào)傳感器變化特征可知，距通道135 mm以內(nèi)的1,2,3號(hào)變化基本相近，但相對(duì)于通道位置較遠(yuǎn)的4號(hào)傳感器數(shù)據(jù)變化相對(duì)遲緩。水砂潰出過程中，距離通道較近的區(qū)域水壓變化明顯，說明砂體的運(yùn)移具有一定的空間范圍，距離較遠(yuǎn)位置處4號(hào)傳感器監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)變化具有滯后性。因此，該現(xiàn)象可以說明砂體運(yùn)移的空間位置特性決定了砂體潰出后形成的塌陷坑形態(tài)分布特征。

3.3 潰出砂體塌陷坑形態(tài)分布特征

試驗(yàn)結(jié)束后關(guān)閉瞬時(shí)開啟裝置，提升壓頭并排出多余的水，試驗(yàn)艙內(nèi)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(tài)，如圖9所示。水砂潰出后在砂體中部形成一個(gè)塌陷坑，隨著初始?jí)毫Φ脑龃螅枷菘臃植济娣e和深度出現(xiàn)增大的趨勢(shì)。當(dāng)初始水壓為0.05 MPa和0.10 MPa時(shí)，砂體表面表面較小范圍且深度較淺的塌陷坑(圖9(a)，(b));當(dāng)初始水壓為0.15 MPa時(shí)，砂體表面出現(xiàn)“斷崖”式的塌陷(圖9(c))，潰出的沙量較多;當(dāng)初始水壓為2 MPa時(shí)，塌陷坑的范圍已經(jīng)波及至試驗(yàn)艙邊界處，形成“巨型”塌陷坑(圖9(d))。

圖9 試驗(yàn)結(jié)束砂體分布形態(tài)Fig.9 Distribution pattern of sand at the end of test

依據(jù)潰出砂體塌陷坑形態(tài)分布形式可推測(cè)出砂體運(yùn)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(xiàn)“上大下小”的漏斗形狀，該漏斗的邊界線為砂體的運(yùn)移分界線，分界線上方砂體存在向下方通道運(yùn)移的趨勢(shì)，而分界線下方砂體不會(huì)發(fā)生潰出危險(xiǎn)。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(duì)裂隙通道內(nèi)突水潰砂發(fā)生的程度具有較大的影響，同時(shí)對(duì)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(yùn)移輪廓分布示意Fig.10 Diagrammatic sketch of sand migration profile distribution

4 結(jié) 論

(1)基于試驗(yàn)倉(cāng)內(nèi)流量、孔隙水壓相關(guān)性的變化特征，模擬裂隙突水潰砂過程可劃分為潰砂啟動(dòng)—持續(xù)潰出—淤積堵塞—潰出平衡4個(gè)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(xù)穩(wěn)定兩種情況;隨著初始水壓由0.05 MPa升高至0.30 MPa時(shí)，裂隙通道砂體淤積堵塞所需時(shí)間降低，導(dǎo)致砂體持續(xù)潰出時(shí)間降低;當(dāng)水壓超過0.20 MPa時(shí)，通道內(nèi)水砂潰出體積率達(dá)到峰值后水壓不再發(fā)生變化。

(2)裂隙開啟后突水潰砂通道形成，倉(cāng)內(nèi)不同位置的孔隙水壓傳感器監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)驟降，通道裂隙出現(xiàn)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(yùn)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(jié)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(nèi)突水潰砂強(qiáng)度及“塌陷坑”的空間分布范圍存在增大的趨勢(shì)。

(4)本次試驗(yàn)結(jié)果不僅對(duì)西部礦區(qū)淺埋松軟地層裂隙突水潰砂機(jī)制的研究提供實(shí)驗(yàn)指導(dǎo)，同時(shí)也對(duì)礦井安全生產(chǎn)及相關(guān)設(shè)施的穩(wěn)定性研究具有一定的工程意義。然而，裂隙寬度、砂體粒徑級(jí)配特征、水砂混合物材料組成等參數(shù)變化對(duì)水砂潰出過程均產(chǎn)生較大影響，后期將針對(duì)此類參數(shù)方面繼續(xù)開展試驗(yàn)研究。