巖溶陷落柱圍巖支承壓力-滲流演化特征數值模擬

伍永平，王 同，高喜才，羅生虎，唐 斌

(1.西安科技大學 能源學院，陜西 西安 710054；2.西安科技大學 西部礦井開采及災害防治教育部重點實驗室，陜西 西安 710054；3.四川達竹煤電(集團)公司 金剛煤礦，四川 達竹 635000)

0 引 言

巖溶陷落柱是由于巖石溶解、地層坍塌形成的一種松散破碎的巖塊堆積體，屬于石炭二疊紀的特殊煤系地質構造，在我國煤田中廣泛分布[1]。巖溶陷落柱可看做強導水通道，具有隱蔽性，突發性等特點，對煤炭安全開采具有較大威脅。通常采用的控制方法是留設保護煤柱，煤柱尺寸留設過小時，工作面安全開采得不到保障；過大時，造成資源浪費。煤柱的合理留設是生產的關鍵，也是確保工作面安全重要的難題。

大量科研工作者對此展開了豐富的研究：尹尚先等針對華北礦區巖溶陷落柱的特征及成因進行了探討，在模型簡化的基礎上創建了“厚壁筒”力學模型[2-4]；張勃陽等在應力變化規律和室內試驗室測得的結果基礎上，分析了陷落柱滲流特性的演化機制與滯后突水機理[5-6]；王家臣等從采動影響的角度，分析了陷落柱活化突水機理[7-8]；牛磊等從工作面推進影響下陷落柱突水機理著手，建立多種陷落柱突水力學模型，定量的評價陷落柱的突水風險[9]；芮芳分析了宿南礦區的巖溶陷落柱的發育控制因素，確認了陷落柱的導水性特征[10]；張文忠等研制了三維大型陷落柱突水模擬實驗系統，并驗證了系統的可靠性[11-12]；李振華、馬青山等采用數值模擬手段，揭示了雙柳煤礦、巴彥淖圍巖滲流場的變化過程[13-15]；邢修舉通過井下物探技術超前探測了巖層中賦存的特殊地質構造[16-17]；代革聯通過分析比對礦井水化學特征，判定了礦井突水源[18]；許江濤等采用事故樹分析法找出了影響礦井突水的主要因素[19]。但是，由于煤層賦存條件與地質因素的差異，陷落柱的突水機理與滲流演化過程亟需進一步研究。

因此，系統分析陷落柱發育分布特征及形成機理，研究采動影響下陷落柱周圍應力場分布、支承壓力演化以及應力—滲流耦合作用下陷落柱圍巖破壞機理。對于煤柱合理尺寸留設，含陷落柱巖層水害防治有一定的實踐意義。

1 工程概況

金剛煤礦是四川達竹煤電(集團)有限責任公司生產礦井之一，屬新華夏系四川沉降帶川東褶皺束銅羅峽背斜北段，背斜軸略呈舒緩的S狀展布。金剛煤礦區內主體構造(褶曲)-中山背斜，井田內發育有大量新北西向構造，區內斷層較多，煤層開采主要受褶曲、斷層和陷落柱的影響，褶曲和斷層主要集中在礦井北段構造應力集中區域，影響了采區和工作面合理劃分，陷落柱較大程度的影響了巷道掘進和工作面安全推進。

圖1 32#陷落柱平、剖面Fig.1 Schematic diagram of 32# collapse column

金剛煤礦212采區上、下煤層位于須家河組第7段(T3xj7)中下部，上煤層厚度平均1.04 m，下煤層厚度平均0.93 m，煤層間距0.9 m，煤層開采厚度2.87 m。直接頂為泥巖，平均2.84 m，屬(Ⅱ類)中等穩定頂板；老頂為中粒砂巖，平均24.04 m，老頂為(Ⅰ～Ⅱ類)來壓不明顯～明顯頂板；地表為丘陵～低山地貌，煤層平均埋深430 m；煤層局部傾角可達45°，平均傾角30°。

212采區地下水流暢，水溫較高，循環交替快。長年不斷的水化學作用，在可溶性巖中存在“縫—道—孔—洞”的洞腔擴張過程。在重力作用和真空吸吮作用下洞腔逐漸擴大，進而為上覆巖層的垮落提供了空間，形成32#巖溶陷落柱。揭穿時出現中等突水，初始涌水量197 m3/h，水壓1 MPa。通過鉆探基本圈定了陷落柱發育范圍如圖1(a)所示，剖面圖如圖1(b)所示。陷落柱長軸方位角327°，長度107 m，短軸方位角56°，長度47 m。

因此，系統分析32#陷落柱突水機理，合理留設防隔水煤柱，研究采動影響下陷落柱圍巖滲流演化規律，對于做好已揭露陷落柱的水害防治工作，保障212采區工作面安全生產具有重要意義。

2 陷落柱突水機理分析

2.1 誘發陷落柱突水的應力構成

由于長期的地質、化學作用，陷落柱所處位置地應力與初始地應力不同。主要包括：一是巖溶陷落柱柱體本身及其覆巖的重力作用，二是由于原巖塌陷而在柱壁形成的集中應力，三是水壓力作用。

開采擾動也是誘發巖溶陷落柱突水的應力來源之一，首先開采擾動使得圍巖發生松動，產生裂隙，破壞了原有隔水層的整體性和厚度；其次是開采擾動引起了地下水的導升，使地下水沿著原有裂隙升高或者擴展到一定高度。

誘發巖溶陷落柱突水的地質應力主要是地下水的水壓力和開采擾動。突水模型如圖2所示。

圖2 陷落柱突水力學模型Fig.2 Hydrodynamic model of collapse column

對于上述力學模型，煤柱不同區域突水判據存在差異，采用極限平衡強度理論、統一強度理論、引入浸潤軟化系數等計算方法，給出判據[20-21]

(1)

(2)

(3)

式中

(4)

B=σt

(5)

σsl=KγH

(6)

σxb=σsl

(7)

綜上所述

L=L1+L2+L3

式中M為煤柱高度，2.87 m；H為埋藏深度，430 m；d為開采擾動因子，取值范圍為1.5～3.0，機械化采煤時擾動因子相對較小，炮采時相對較大，結合金剛煤礦地質條件與回采工藝，取2；γ為巖層容重，取25 kN/m3；μ為屈服區與核區界面處的側壓系數；φ為內摩擦角，取32.9°；c為粘聚力，取1.3 MPa；p為陷落柱內部水壓力，MPa；σsl為煤巖體塑性流變強度，取27.4 MPa；σxb為彈性核區與兩端塑性區的水平約束應力，MPa；σw為浸水飽和煤巖樣的抗壓強度，取6.82 MPa；σc為干燥煤巖樣的抗壓強度，取13.7 MPa；σt為干燥煤巖樣的抗拉強度，0.6 MPa。上述取值是在現場取芯后實驗室測的煤巖物理力學參數而得到的。

水平約束應力隨著水壓的增大而不斷變化。因此，結合金剛煤礦地質條件與巖層參數，得出需留設安全防隔水煤柱尺寸為54.7 m。

在采掘過程中，圍巖滲流場與應力場、塑性破壞場是一種復雜的耦合作用過程。數學手段難以反應采場圍巖滲流演化—破壞特征。

2.2 采掘工作面對陷落柱擾動作用

當采掘工作面位于巖溶陷落柱柱體所穿過的煤層時，采掘工作面位于巖溶陷落柱的側面。若開采水平位于巖溶陷落柱柱體的非導水段，除非特殊的地質構造導通，一般不會出現突水；但若開采水平位于巖溶陷落柱的導水段，無論是巷道開挖還是工作面開采，都減少了工作面和巖溶陷落柱之間的防水煤巖柱厚度，若防水煤巖柱減小到一定程度時，便會有可能發生突水。此種推進工作面和巖溶陷落柱位置關系下，發生突水的陷落柱突水的通道不僅僅可能是柱體，也有可能是貫通且含(導)水的柱壁裂隙帶。

3 數值模擬計算

3.1 數值計算模型

采用有限差分計算軟件FLAC3D的外置建模軟件Rhinoce建立三維數值計算模型，采用四邊形-六邊形混合網格，模型寬550 m(X方向)、厚400 m(Y方向)、高300 m(Z方向)，工作面長度130 m，切眼煤柱留設20 m，沿Y軸正方向推進。陷落柱的空間賦存形態大多數為圓柱或橢圓柱[22]，在數值計算過程中為了方便建模，將陷落柱模擬成圓柱體[7]，柱體高度貫穿模型。根據現場工程地質條件與實際測量，陷落柱直徑80 m，柱邊設置寬15 m的裂隙區。在模型底部施加垂直位移約束，在模型前、后、左、右面施加水平位移約束。模型上表面距地表250 m，施加覆巖等效載荷6.25 MPa。在陷落柱內部分別施加梯度水壓力0～2.6 MPa，煤層延展方向與陷落柱交界處初始水壓力值1 MPa。采用Mohr-Coulomb本構模型、大應變變形模式，模型生成的單元數739 939和節點數132 840。沿工作面中部(x=395)測線布置在工作面上方3 m，監測工作面應力位移變化特征，數值模型如圖3所示。

圖3 數值計算模型Fig.3 Numerical calculation model

3.2 煤巖力學參數

結合金剛煤礦地質賦存條件與煤巖體物理力學參數，數值計算采用的力學參數見表1。

表1 數值模擬計算中采用的煤巖力學參數Table 1 Mechanical parameters of coal and rock used in numerical simulation calculations

4 數值結果分析

4.1 垂直應力展布特征

在不同的推進距離，工作面圍巖垂直應力呈現不同的展布特征，如圖4所示。

1)陷落柱內部巖體天然松散破碎、結構零亂，不足以作為原巖應力的承載體，陷落柱內部存在應力降低區；陷落柱外部巖體強度遠高于陷落柱，巖體之間存在鉸接、擠壓等作用，使得原來作用在陷落柱內部低強度巖體上的應力向柱體外側轉移，在陷落柱體側形成應力集中區。

圖4 空間垂直應力三維展布Fig.4 Three-dimensional distribution of vertical stress in space

2)工作面圍巖應力空間展布形態為典型的“殼”結構[23]，應力拱跨度隨著工作面不斷向前推進而不斷增大。在走向方向上，應力殼呈對稱分布；在傾向方向上，應力殼呈非對稱特征，拱頂在工作面中上部區域。

3)工作面推進138 m，距離陷落柱57 m時，頂板應力拱跨度不斷增大，但拱殼高度趨于穩定。工作面圍巖前方垂直應力集中區與陷落柱側應力集中分布區相疊加，形成應力疊加區。工作面繼續推進，應力釋放區范圍進一步增大，主要表現為應力釋放區應力等值線高度趨于穩定，并向前推移，工作面前方應力集中區與陷落柱側應力集中區疊加。

4.2 支承壓力演化特征

在工作面推進過程中，超前支承壓力呈 “先增加，后減弱，再增加”的變化趨勢，如圖5、6所示。

圖5 不同推進距離支承壓力疊加變化Fig.5 Variation of the coupling field of abutment pressure under different distances

圖6 不同階段工作面走向支承壓力分布Fig.6 Strike abutment pressure distribution at the working face to different positions

在工作面距離陷落柱100 m時，因開采引起的超前支承壓力影響范圍沒有波及陷落柱側應力升高區，此時處于“原巖應力—峰值增強”階段，支承壓力峰值從10.57 MPa不斷增加至22.02 MPa，陷落柱內部地應力值基本保持穩定；從100 m至130 m，隨著超前支承壓力區不斷向前移動，此時進入“耦合減弱”階段，陷落柱作為低應力地質缺陷體吸收了部分超前支承壓力與能量，陷落柱內部地應力值上升，如圖7所示。其次，壓力拱跨度不斷增大，強度向深部轉移，超前支承壓力峰值減小到17.69 MPa，下降了19.68%；再向后推進過程中，進入“耦合再增強”階段，陷落柱內部地應力值不斷上升，超前支承壓力峰值有增加趨勢，由17.69 MPa上升至22.59 MPa，上升了27.75%。

圖7 不同階段陷落柱內部地應力變化Fig.7 Changes in pressure inside the collapse column at the working face to different positions

4.3 滲流演化特征

為了解不同水壓力條件下，圍巖滲流場的演化特征，筆者在原工程地質條件1 MPa的基礎上，模擬了陷落柱內部水壓力分別為3 MPa、5 MPa的情況,測點布置如圖8所示。

圖8 測點布置Fig.8 Arrangement of measuring points

4.3.1 測點1孔隙水壓力變化

測點1(x=395，y=255，z=-200)布置在陷落柱幾何中心，隨著工作面不斷推進，陷落柱內部孔隙水壓力值不斷減小。在不同水壓力條件下，水壓力下降趨勢不同。當陷落柱內部水壓力較高時，開采擾動對陷落柱活化作用增強。在開采過程中，陷落柱內部水壓力基本保持穩定。

4.3.2 測點2孔隙水壓力變化

測點2(x=395，y=255，z=-106)布置在陷落柱軸線與煤層延展方向的交點處，在原巖應力狀態下，煤層前方陷落柱內部水壓力為1.04 MPa，這與現場實測數據大致吻合。隨著工作面不斷推進，陷落柱內部水壓力下降，側面反應了滲流區域不斷擴大，影響范圍不斷擴大，圍巖裂隙大量發育，水流失速率加快。

4.3.3 測點3孔隙水壓力變化

測點3(x=395，y=208，z=-106)布置在陷落柱外圍裂隙區的中心位置，在初始水壓力為1 MPa時，此處壓力值為0.4 MPa，說明在初始狀態下，圍巖裂隙區中出現了滲流狀態。當工作面推進至138 m，距離陷落柱57 m時，測點3處水壓力上升趨勢明顯，此時，在采動影響下，覆巖裂隙區與陷落柱圍巖塑性區聯系在一起，水流通道增多，水流量增大，滲流輪廓增大。隨著初始水壓力的不斷增加，裂隙區孔隙水壓力不斷增加，突水危險性增大。

4.3.4 測點4孔隙水壓力變化

測點4(x=395，y=190，z=-106)布置在距離陷落柱20 m煤柱位置處，觀察在采動影響下煤柱內部滲流情況，它也側面的反映了煤柱所承載的壓力、煤柱內部的裂隙演化特征。隨著工作面不斷推進，煤柱內部滲流強度不斷增加，煤體內部裂隙也不斷增加。在初始條件下，煤柱內部滲流強度0.001 9 MPa，這說明，初始滲流場沒有波及到此處。在陷落柱內部水壓力為1 MPa，當工作面推進138 m，距離陷落柱57 m時，煤柱孔隙水壓力2.65 MPa，在滲流場和應力場的耦合作用下，煤柱內部裂隙大量發育。此時，可看做是水壓力上升趨勢的拐點位置，在隨后的煤柱尺寸不斷減小的過程中，該點處孔隙水壓力上升速率陡增；當工作面距離陷落柱35 m時，煤柱孔隙水壓力上升至6.02 MPa，此時工作面開采突水危險性增大。當陷落柱內部充水壓力不斷增大時，拐點位置不斷向前移動，為保證工作面全開采所需留設煤柱尺寸不斷增加，這與突水機理中突水判據相符。

圖9 各測點孔隙水壓力演化特征Fig.9 Evolution characteristics of pore water pressure at each measuring point

4.4 圍巖滲流場與塑性區

對于同一數值模型，圍巖滲流場與塑性區無法明確區分。利用數值軟件，將二者縮放成同一比例共同展現出來，直觀的觀察其耦合變化關系。

結合圖10所示，在工作面開采過程中，在工作面前后方形成孔隙水壓力集中區，這主要是由于支承壓力對巖層作用所致，致使該范圍局部水壓力增加，孔隙水壓力集中區的分布特征與工作面支承壓力的分布特征一致。陷落柱作為充水水源，在陷落柱底端，孔隙水壓力最大值為2.6 MPa。自下向上，自內而外，孔隙水壓力層次性降低，滲流輪廓跡線呈梯度形分布。

圖10 不同推進距離圍巖滲流場與塑性區Fig.10 Seepage field and plastic zone of surrounding rock with different distances

工作面推進138 m，距離陷落柱57 m時，塑性區范圍增大，圍巖塑性區成典型的“馬鞍形”，頂板塑性區范圍37～55 m。底板破壞范圍進一步增大，發育范圍5～10 m。煤壁前方出現小范圍的剪切破壞，破壞范圍3～5 m。陷落柱內部已經出現大量以剪切破壞為主的塑性區，陷落柱外部裂隙區的塑性區范圍繼續擴張，因采動引起的工作面覆巖塑性區與陷落柱裂隙區的塑性區溝通，給陷落柱體內部水體滲流提供了可能通道。當工作面繼續向前推進，圍巖塑性區與裂隙區塑性區充分溝通，工作面突水危險性增加。

5 結 論

1)巖溶型陷落柱內部孔隙水壓力不斷提升，開采對陷落柱的活化作用不斷增強。且在工作面推進過程中，開采引起的工作面圍巖周期性支承壓力演化與陷落柱側應力集中區區存在“先增加-后減弱-再增加”的疊加趨勢，這也是陷落柱突水通道產生的主要原因。

2)當煤柱尺寸留設57 m，工作面推進138 m時，塑性區破壞范圍37～55 m，因采動引起的覆巖塑性區與裂隙區的塑性區溝通，煤柱處孔隙水壓力上升趨勢明顯，達到2.65 MPa，水流量增大，滲流跡線增大。綜合分析可得，煤柱尺寸不宜小于57 m。

3)理論模型和數值計算模型基礎參數按照相關經驗進行了一定程度的合理簡化，獲得的研究成果僅作為現場設計施工的參考，在今后工作中應進一步加強水文地質勘探和監測，為煤礦水害防控工作奠定基礎。