裂隙发育规律（共7篇）
裂隙发育规律 篇1
摘要：煤层在工作面回采过程中, 上覆岩层会形成“三带” (垮落带、裂隙带和弯曲下沉带) 。“三带”高度的确定, 可为煤矿的瓦斯抽采及防治水等提供重要理论基础。应用数值模拟及理论计算的方法对古矿15#煤回采工作面顶板“三带”裂隙发育规律进行研究。通过15#煤层“三带”分布研究, 确定15#煤层的裂隙带最大发育高度, 为9#煤层积水下渗的可能性和15#煤层建立抽采系统治理瓦斯合理性论证提供依据。
关键词：三带,裂隙发育,数值模拟
0 引言
煤层开采必然会引起上覆岩层扰动, 从而由下到上依次形成“垮落带”、“裂隙带”、“弯曲下沉带”。以古书院矿15#煤为例, 9#煤距离15#煤层间距大约30m, 9#煤层开采后, 利用理论分析和数值模拟相结合的方法, 对15#煤采煤工作面“三带”裂隙发育高度进行研究, 最终确定“三带”高度, 为9#煤层积水下渗的可能性及15#煤瓦斯抽放提供理论依据。
1 理论计算
当煤层采动后, 上覆岩层一般会形成“三带”。应用采矿学和矿山压力理论分析15#煤的裂隙带高度。由表1可知, 15#煤顶板是由坚硬的石灰岩构成, 根据理论计算“三带”高度时按照坚硬顶板来计算。煤层顶板覆岩为坚硬时, 裂隙带最大高度H1i可按以下公式计算[1]:
式 (1) 、 (2) 中, H1i为裂隙带最大高度, m;Hh为垮落带高度, m;∑M为采厚, 单一煤层开采厚度1 m~3 m, 累计开采厚度不超过15 m;±号项为计算当中的误差。
根据理论计算的方法, 可得古书院矿15#煤层顶板垮落带高度大约在7 m~12 m;上覆裂隙带高度大约为34.5 m~53.3 m。
2 数值模拟
2.1 数值模拟模型的建立
本次数值模拟采用RFPA软件, RFPA具有模拟岩石试件加载变形破坏、巷道破坏、顶板垮落及底板突水、地下工程开挖与支护等功能, 能灵活运用[2]。
2.1.1 模拟参数的确定
根据古书院矿9#煤和15#煤相应的力学参数, 将实际关于顶板和底板岩性的力学参数转换为RFPA计算模型所需参数。需要换算的参数包括弹性模量、抗压强度等[3]。
经过计算后各个岩层的具体参数如表1所示。
2.1.2 力学模型的建立
本次数值模拟水平方向取值400 m, 即工作面推进的方向, 竖直方向取值99 m。竖直方向的单元数取132个, 水平方向的单元数取200个, 合计26 400个计算单元。RFPA软件模拟时, 对于类似岩层合并处理, 在相邻2个岩层之间加入很薄的弱层作为层理, 模型中图片灰度值的亮度和岩层的力学参数相对应[4]。相变准则参数见表2。
2.2 15#煤层回采围岩位移分析
图1是15#煤在推进过程中顶板位移的变化曲线。分别对24 m、42 m、60 m、120 m顶板位移曲线进行分析, 得出顶板的位移曲线和拱形曲线相似, “拱”的峰值就是顶板的最大下沉位移, 随着工作面不断向前推移, “拱”的峰值也不断向前移动。随着采空区面积增大, “拱”的半径也逐渐增大。
当工作面推进到24 m时, 顶板位移曲线显示并不是对称的, 左侧位移偏大, 右侧偏小, 当工作面推进到60 m时, 顶板位移曲线左侧和右侧的位移值基本表现为对称。说明这时, 顶板裂隙的发育已基本趋于稳定但还会随工作面的推进平稳发展阶段。工作面推进到60 m时 (通过单元网格数的个数来确定高度) , 裂隙带高度大约为30 m, 与理论计算的裂隙带高度相互吻合。
2.3 9#煤层积水下渗的可能性
15#煤与9#煤之间共有4层含水层, 由下至上依次为:间距为0 m、厚为9.06 m的石灰岩, 间距为11.36m、厚为1.7 m的细粒砂岩, 间距为13.06 m、厚为3.1m的石灰岩, 间距为24.21 m、厚为1.73 m的石灰岩。
由于15#煤与9#煤之间有3层砂质泥岩隔水层相隔, 其透水性能差, 另外每个工作面都已提前进行了采空区探放水, 没有足够的补给水源, 在正常情况下该层水对采煤无影响[5]。
结合古书院矿水文地质条件, 已对工作面进行了探放水, 积水下渗的可能性不大, 但也应提前做好预防工作。
3 结语
a) 理论分析了垮落带、裂隙带、弯曲下沉带的形成原因, 并计算了15#煤坚硬顶板的“三带”高度;
b) 利用RFPA数值模拟软件, 分析了15#煤在回采过程中, 工作面顶板位移和应力随着推进距离的变化规律, 为“三带”高度的确定提供了依据;
c) 分析了9#煤层向15#煤层积水下渗的可能性, 应提前打探放水孔, 做好防治水预防工作。
参考文献
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裂隙发育规律 篇2
顶板走向高位钻孔瓦斯抽采是基于采空区覆岩“竖三带”[1]及“O”型圈[2]基础上的采空区瓦斯治理技术, 因其工艺简单、抽采纯量大、不受煤层透气性大小的影响, 已成为防止回采工作面瓦斯超限最有效、最常用的采空区瓦斯治理技术。高位钻孔终孔距煤层顶板距离及风巷水平距离是影响高位钻孔抽采效果的两个重要因素[3], 理论及实践表明顶板裂隙带下部及冒落带上部裂隙发育充分, U形通风下, 采空区瓦斯大量积聚, 是高位钻孔理想的抽放区域[4,5]。由于煤层赋存及开采条件的不同, 采空区覆岩裂隙呈现不同的分布规律, 因而完全凭经验的高位钻孔设计很难满足采空区瓦斯治理的需要。如临涣矿7118工作面高位钻孔设计控制层位不准, 导致钻孔很难抽到瓦斯, 回采期间上隅角频繁超限, 严重影响工作面的安全回采。因此, 对采空区覆岩裂隙发育规律进行研究, 优化布置高位钻孔控制范围, 解决上隅角瓦斯超限, 对工作面的安全、高效回采具有重要意义。
1 工作面概况
临涣矿Ⅱ926工作面位于Ⅱ2采区左翼, 上部为Ⅱ924采空区, 下部与Ⅱ928工作面相邻, 工作面标高在-550~-640 m, 平均走向长623 m, 倾斜长160 m, 倾角平均为12°, 煤厚0.2~3.2 m, 平均为2.37 m, 煤层瓦斯含量在6.0 m3/t以上, 根据生产计划, 该工作面日产在2 000~3 000 t, 开采速度在2 m/d。考虑到临近层瓦斯涌入, 回采期间该工作面瓦斯涌入将达到15 m3/min, 瓦斯涌出量较大, 为有效治理采空区瓦斯, 防止回采工作面瓦斯超限, 计划采用高位钻孔为主、老塘埋管为辅的方式对采空区瓦斯进行抽采。
2 数值模拟结果
为了保证高位钻孔有效的控制范围, 采用UDEC模拟软件先后从工作面走向、倾向上对采空区覆岩裂隙发育规律进行了模拟实验, 开采速度为2 m/d。依次分析工作面开始回采到工作面推进100 m的模拟结果。
2.1 走向模拟结果
随着工作面的推进, 采空区走向跨度依次增大, 上覆岩层从下到上依次发生断裂, 裂隙逐渐发育。工作面推进100 m以后采空区上覆岩层的裂隙带高度和冒落带已经稳定, 冒落带的上边界高度距9煤层顶板约18 m, 裂隙带的上边界距9煤层顶板约64.3 m。为了考察采空区上覆岩层的裂隙发育情况, 将上覆岩层分为4个区域:煤层顶板8~14 m、14~18 m、18~28 m、28~42 m等岩层区域, 工作面推进100 m后的各岩层区域离层率与开切眼水平距离的关系曲线如图1所示。
从图1中可以看出距9煤层顶板18 m以下岩层区域的离层率与其上的岩层区域离层率相差较大, 可以说明距32煤层顶板18 m以下岩层区域属于冒落区, 而距9煤层顶板18~28 m是裂隙带下部的裂隙发育区。
2.2 倾向模拟结果
煤层倾向开采160 m时, 在倾向剖面上, 冒落带的上边界高度距离9煤层顶板约17.8 m, 裂隙带的上边界高度距9煤层顶板64.8 m。倾向覆岩裂隙离层率变化曲线如图2所示。
由图2可以看出距煤层顶板8~18 m区域离层率较大, 最大达到614 mm/m, 而距煤层顶板18~28 m区域离层率降低较大, 最大仅63.14 mm/m。从8~18 m区域到18~28 m区域离层率的突然变化, 反映出距煤层顶板18 m以下为冒落带, 18 m以上为裂隙带。距煤层顶板28~42 m区域的离层率比18~28 m区域的离层率下降较大, 可见在裂隙带区域中, 距煤层顶板18~28 m区域为裂隙较发育区, 从图2还可以看出采空区压实区的离层率为6~8 mm/m, 通过对采空区中部裂隙闭合区离层率的对比, 其距机巷下帮6~45 m和距风巷上帮8~48 m属于裂隙带裂隙发育区域, 位于裂隙带下部。
2.3 模拟结果分析
从走向、倾向模拟结果分析可知, 工作面在推进100 m时, 上覆岩层裂隙带高度和冒落带达到稳定, 其上边界分别为距9煤层顶板64 m和距9煤层顶板18 m;距9煤层顶板18~28 m区域为裂隙带下部裂隙发育区, 其在沿工作面方向的分布范围为开切眼侧0~38 m和工作面侧0~42 m;倾向上裂隙充分发育分布范围为距机巷下帮6~45 m和距风巷上帮8~48 m。因此, 可以得到高位钻孔的理想控制范围应为:垂向上距9煤层法距18~28 m;倾向上距风巷距离为8~48 m。
3 高位钻孔设计
依据数值模拟结果, 对Ⅱ926工作面高位钻孔进行设计, 由于工作面推进100 m后, 采空区上覆岩裂隙发育趋于稳定, 因此将高位钻场间的距离设计为100 m。根据走向上的模拟结果, 采空区上覆岩裂隙充分发育层位为距9煤层顶板18~28 m, 由于高位钻孔有一定的倾斜角度, 随着工作面的推进, 钻孔的抽采高度将降低, 抽采浓度呈现下降的趋势。为保证钻场间高位钻孔抽采的连续性及考虑以往经验, 钻场间钻孔留有30 m的钻孔压茬, 因此高位钻孔在走向上的设计如图3所示, 钻孔终孔布置在距煤层法距28 m, 钻孔压茬为30 m。
依据倾向上的模拟结果, 将高位钻孔终孔距离布置在距离风巷上帮8~48 m区域内, 由于风巷断面为4 m, 因此, 钻孔距离风巷的距离应不大于46 m, 终孔间距10 m。
高位钻孔在倾向上的布置剖面图, 如图4所示。
4 抽采效果分析
自2011年9月开始回采, 工作面推进20 m后, 1#钻场高位钻孔开始合茬抽放, 截止2012年5月10日, 工作面推进至4#钻场30 m处, 5#钻场进行合茬, 瓦斯抽放体积分数一直保持在9.0%以上, 最高瓦斯体积分数达到90.4%, 平均在25%以上, 工作面上隅角瓦斯体积分数在0.48%左右, 回风瓦斯体积分数在0.36%左右, 抽放取得良好的效果, 并成功甩掉老塘埋管一路抽放管路的敷设, 不仅有效治理了采空区瓦斯, 杜绝了上隅角瓦斯超限, 同时, 节省了老塘埋管抽放管路的使用, 节约了抽放成本。
Ⅱ926工作面自4#钻场合茬到5#钻场合茬抽放的瓦斯抽放体积分数随时间变化曲线如图5所示。从图5中可以看出, 高位钻孔抽放体积分数呈类抛物线变化趋势。工作面回采至钻孔控制范围时, 顶板裂隙开始发育, 此时抽放体积分数不高, 随着工作面的进一步推进, 钻孔开始进入裂隙充分发育区, 瓦斯抽放体积分数明显上升, 当高位钻孔进入冒落区后, 由于大量的空气被抽入, 瓦斯体积分数下降, 当5#钻场连接后, 进入5#钻场抽放范围, 瓦斯体积分数开始回升。整个过程瓦斯抽采最低9.5%, 最高43.8%, 平均25.8%, 瓦斯抽放纯量平均6.45 m3/min, 风排瓦斯量平均4.93 m3/min, 瓦斯抽放率在56.8%左右。
4#钻场抽采期间工作面回采时每日统计的回风及上隅角最大瓦斯体积分数如图6所示, 由图6可以看出, Ⅱ926工作面回采期间上隅角瓦斯体积分数在0.39%~0.53%之间, 回风瓦斯体积分数在0.28%~0.41%之间, 消除了上隅角及工作面瓦斯超限问题, 保证了工作面的安全回采, 说明高位钻孔布孔合理, 对采空区瓦斯起到了良好的抽放作用。
5 结论
(1) 通过数值模拟分析得出工作面推进100 m后, 采空区裂隙发育区域稳定, 裂隙充分发育区域为垂向上距煤层顶板18~28 m, 倾向上距机巷下帮6~45 m和距风巷上帮8~48 m;
(2) 结合采空区裂隙发育规律, 对Ⅱ926工作面高位钻孔进行优化设计:钻场间距100 m, 高位钻孔终孔垂向控制在距9煤层顶板28 m处, 倾向上控制距风巷不小于46 m, 钻孔压茬30 m;
(3) 通过对高位钻孔的抽放效果分析可知, 优化后的高位钻孔抽放浓度平均在25.0%以上, 最高达到90.4%, 抽放率56.8%。工作面回采期间上隅角瓦斯体积分数在0.39%~0.53%之间, 回风瓦斯体积分数在0.28%~0.41%之间, 消除了工作面瓦斯超限问题, 保证了工作面的安全回采。
摘要：采空区覆岩裂隙发育规律严重影响着高位钻孔的抽放效果, 采空区裂隙发育充分的区域是高位钻孔理想的抽放范围, 以临涣煤矿Ⅱ926工作面为研究对象, 采取理论及数值模拟相结合的方式对采空区覆岩裂隙发育规律进行分析, 找出裂隙充分发育区域, 优化布置了高位钻孔参数, 现场的实践表明, 优化后的高位钻孔对采空区瓦斯抽采、防止工作面瓦斯超限作用效果良好, 可以在类似矿区推广应用。
关键词：裂隙发育,高位钻孔,参数优化,上隅角,瓦斯超限
参考文献
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[4]程庆迎, 黄炳香, 李增华, 等.利用顶板冒落规律抽放采空区瓦斯的研究[J].矿业安全与环保, 2006 (6)
裂隙发育规律 篇3
在突出矿井中, 具备保护层开采条件的, 预先开采保护层, 并结合被保护层瓦斯抽采系统, 使相邻有突出危险煤层减少或丧失突出危险性。大量研究表明, 当煤层开采时, 邻近煤 (岩) 体的地应力平衡状态被打破, 出现移动、变形、卸压, 从而产生裂隙[1,2]。在这个变化过程中, 邻近层中原有瓦斯平衡状态也被打破, 吸附状态瓦斯大量解吸, 成为游离状态, 若竖向裂隙发育的话, 可能涌入回采工作面, 给煤矿安全生产带来隐患。分析采场顶底板煤 (岩) 体移动变形和裂隙发育演化规律, 可以为采空区瓦斯治理提供指导方向, 对消除安全生产隐患有着十分重大的意义。
1 试验模型建立及参数设置
1.1 试验工作面概况
某矿上保护层C14煤层62114工作面位于某矿五水平二采区, 上限标高-568 m, 下限标高-667 m, 工作面走向长890 m, 倾斜长160 m, 煤层平均倾角24°, 煤厚1.2 m, 工作面采高1.5 m, 该煤层无突出危险性, 煤层瓦斯含量为6 m3/t, 下被保护层C13煤层为高瓦斯突出煤层, 平均瓦斯压力高达4.65 MPa, 瓦斯含量为14.9 m3/t, 且与保护层间距为12 m。
1.2 模型的建立
据某矿煤层地质赋存条件, 模拟实验开采C14煤层作为近距离上保护层, 解放C13突出煤层的情况。C14煤层开采厚度为1.5 m, 模型下至C14煤层底板下方40 m, 上至C14煤层上方100 m, 模型上边界距地表约468 m。数值模型为沿煤层走向的剖面, 考虑到工作面的采动影响范围, 模型的走向长度设置为350 m, 保护层开挖120 m, 模型开切眼位于左侧100 m位置, 工作面向右侧开挖。据岩层密度、厚度及重力加速度确定模型上边界垂直应力, 方向竖直向下, 模型左右边界水平应力为垂直应力乘以侧压力系数, 侧压力系数由岩石的泊松比决定, 数值模型建立时对各岩层进行赋值, 数值分析模型如图1所示。
1.3 力学参数及屈服准则的选择
根据某矿保护层开采的现场地质条件, 列出数值模型建立时需要用到的煤岩物理力学参数如表1所示。
计算采用莫尔-库仑 (Mohr-Coulomb) 屈服准则:
式中, σ1为最大主应力, MPa;σ3为最小主应力, MPa;C为粘结力, MPa;φ为摩擦角, (°) 。
fs<0时, 单元将发生剪切破坏。在一般低应力状态下, 岩石和煤是脆性材料, 因此岩石是否发生拉破坏, 可以根据抗拉强度判断。岩石三轴力学试验表明, 当载荷超过岩体抗拉强度极限时, 随着围压改变, 岩石的抗拉强度会发生弱化现象。
1.4 模型边界条件
基于开采沉陷的规律确定模型的位移边界条件, 对模型实际位置所受应力进行推理分析, 确定模型上部荷载。分析确定模型的底面不发生位移变化, 左右边界只发生垂向位移, 不会发生水平位移, 边界条件设置如下:
左右两端为单约束边界:u=0, v≠0 (u为水平方向位移, v为垂直方向位移) ;
底面为全约束边界:u=v=0;
上部自由边界:即不约束边界, 上部未模拟岩层作为外载荷施加在上边界。
1.5 模型单元划分
据某煤矿保护层开采现场地质条件, 试验模拟近距离上保护层 (采高1.5 m) 开采过程。为了研究分析各煤层和岩体应力、应变及裂隙发育形态, 不同岩体的网格单元划分的密度不同。模型的单元网格是根据不同岩层的厚度和岩体物理力学性质进行划分的, 如图2所示。
2 采动裂隙场发育数值模拟结果分析
2.1 采场围岩裂隙发育时空演化规律
利用UDEC软件进行模拟, 获得了工作面推进120 m过程中底板岩层移动变形及裂隙发育规律, 分别取工作面推进20 m、40 m、65 m、120 m为代表, 来描述顶底板岩体裂隙发育情况, 如图3所示。工作面开采前期 (推进20 m) , 由于工作面顶板岩层为砂质泥岩, 稳定性较好, 不易垮落。顶板岩体失去支撑力, 该区域岩体所受垂向压力转移到两端未采动煤体上, 发生弯曲变形, 形成大量顺层裂隙, 靠近工作面底板, 岩层卸压, 逐渐膨胀变形。工作面继续推进, 上覆岩层出现大范围移动, 层间裂隙发育向上延伸, 采空区前后煤壁上方基岩上部发生剪切破坏, 出现拉伸破坏裂隙。工作面推进40 m时, 保护层直接顶开始断裂垮落, 出现第一次周期来压, 同时在冒落带上方产生大量顺层裂隙和垂向裂隙。工作面继续推进, 采动裂隙向上发展, 原有裂隙张开, 发生剪切破断, 推进约65 m时, 出现第二次周期来压, 此时垮落高度为8 m, 上部岩体不再垮落, 达到稳定。工作面推进120 m时, 垮落带后方岩体逐渐压实, 该区域岩体由先前破断变形产生的垂向裂隙逐渐闭合, 沿工作面走向, 顶板岩层裂隙发育规律呈现周期运动特征, 周期来压约每隔20 m出现一次, 垮落带高度仍为8 m。而在垂直方向顶板岩层垮落移动和裂隙发育范围逐渐趋于稳定。
2.2 采场裂隙分布规律
利用UDEC模拟某煤矿上保护层开采顶底板煤岩体移动变形及裂隙发育情况, 图4为工作面推进120 m时保护层顶底板煤岩体裂隙发育情况, 根据裂隙分布规律, 对采空区区域进行分带分析。
弯曲带的裂隙结构主要是顺层张裂隙[3]。断裂带上限位于工作面上方27 m位置, 该区域内的裂隙不仅有岩层弹性变形产生的顺层裂隙, 又有破断形成的垂直、斜交层理的穿层裂隙, 这种裂隙分布, 使其与冒落带及工作面联通起来。垮落带高度约为8 m, 该区域是有不规则岩体组成, 分布具有随机性[4]。
底鼓裂隙带:处于底板下方15 m范围内, 该区域内的裂隙分布主要是由煤岩层离层后形成的沿层理顺层张裂隙和岩层破断后垂直、斜交层理组成的穿层裂隙。
底鼓变形带:下限一般在底板下方50～60 m, 该区域内的裂隙结构主要是沿层理形成的顺层张裂隙, 处于该区域内的被保护层在开采过程中发生膨胀变形, 被保护层煤层瓦斯卸压解吸后主要汇集在煤层裂隙内, 顺层裂隙随层间距加大逐渐减小。这些裂隙发育规律为现场瓦斯抽采与钻孔设计提供了理论依据。
3 现场应用
据前面分析, 底鼓裂隙带内, 穿层 (导通) 裂隙发育非常充分, 被保护层卸压瓦斯涌入保护层采空区沿程阻力较小, 穿层钻孔间距较大情况下卸压瓦斯极易涌入保护层采空区, 因此穿层钻孔间距设计应合理, 对该区域内瓦斯不仅可以使用底板巷穿层钻孔抽采, 又可以在工作面施工下向穿层钻孔抽采。底鼓变形带内的裂隙结构主要是沿层理形成的顺层张裂隙, 处于该区域内的被保护层在开采过程中发生膨胀变形, 被保护层煤层瓦斯卸压解吸后主要汇集在煤层裂隙内, 顺层裂隙随层间距逐渐减小。该区域瓦斯应施工穿层钻孔抽采瓦斯, 穿层钻孔与顺层裂隙相通, 形成瓦斯排放到外界的通道。
基于上述分析, C13煤层处于底鼓裂隙带范围内, 层间裂隙发育充分, 瓦斯有由被保护层涌入保护层的可能性, 由于保护层和被保护层间距很小, 虽然起到了消除被保护层突出危险性的作用, 但由于大量瓦斯会引起保护层瓦斯浓度超限, 故穿层钻孔的设计间距为10 m。
经现场观察, 该矿在开采过程中共抽出瓦斯2 152万m3, 保护范围内煤层瓦斯抽采率高达77.5%, 下被保护层C13煤层瓦斯压力由近4.65 MPa降为0.34 MPa, 瓦斯含量由14.9 m3/t降为3.3 m3/t, 工作面回风流瓦斯浓度始终控制在0.6%以下, 确保了保护层工作面的开采安全, 同时消除了被保护煤层的突出危险性。
4 结论
以某矿保护层开采现场地质条件为背景, 建立UDEC数值分析模型, 模拟获得了保护层工作面回采过程中采空区顶底板煤岩体移动变形及裂隙发育情况, 对保护层底板下方不同水平检测线产生的应力、位移变化进行分析, 得到以下结论:在上保护层工作面推进过程中, 模拟获得近距离上保护层开采过程中覆岩垮落动态发展过程 (垮落高度为8 m) 。随保护层工作面推进, 顶底板岩层移动变形及裂隙发育演化规律;该矿开采过程中共抽出瓦斯2 152万m3, 保护范围内煤层瓦斯抽采率高达77.5%, 确保了保护层工作面的开采安全, 同时消除了被保护煤层的突出危险性。
参考文献
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裂隙发育规律 篇4
随着表层资源的枯竭和矿业工程开采技术的发展, 矿井深度也在不断的增加。其中深度超过千米的矿井已不是少数。据上世纪90年代中期的不完全统计, 国外开采超千米深的矿山有多80多座其中还不包括煤矿深井。截至目前世界上开采深度超过千米的矿山已近百座[1]。可见其矿物开采深度增加迅速。同时也对井下含水地层治水工作提出了更高的要求。含水地层的裂隙发育是决定井下用水量的重要和决定性因素。其裂隙发育的影响因素主要有:围岩裂隙产生的主要有两个方面的因素分别是:地质构造和非地质构造因素。当然考虑到矿井深度大于千米的地下节理裂隙的影响的主要包括:褶皱、断层、地震地质构造作用。同时也包括风化程度、地下水活动等非地质构造因素。同时也要考虑到深层其高地应力必然对裂隙发育有着不可忽视的影响。
1地质构造
岩层裂隙是构成岩体节理发育而来的, 原因主要有以下两点。
(1) 褶皱有关的构造裂隙。
纵弯褶皱岩层中可能发育的节理主要有一组纵张节理, 一组横张节理和对斜向共轭剪节理如图1所示。纵张节理主要发育于背斜转折端上, 在褶皱横截面上排列成扇状, 单个节理为尖端向下的楔形。随着背斜的不断隆起, 张节理也不断从外侧向内核发展。横张节理主要发育于向斜核部, 有时横张节理和纵张节理也同时出现在一个背斜上。斜向剪节理与褶皱轴向斜交。
(2) 断层有关的构造裂隙。
在断层两盘错动引起的派生应力作用下, 断层两侧常常会发育一套节理、裂隙在断层两侧常出现由构造作用力引起的平行断层的剪节理, 这组节理裂隙十分密集时转变为破劈理, 其产状基本上与断层的产状平行。同时由于断层两盘剧烈错动, 破碎的岩石被碾磨成细小的碎屑和粉末, 呈鳞片状或小透镜体状。由于该层主要为碎屑和粉末构成, 性质较不稳定, 该破碎带也成为掩体中裂隙来源之一。
2富水地层的岩性
渗透系数取决于岩石的性质, 如粒度成分、颗粒排列、充填状况、裂隙性质和发育程度等[2]。其节理裂隙属于构造裂隙和非构造作用下产生的裂隙。在普通地应力下岩性的不同和岩石节理裂隙发育会有不同的岩石渗透系数 (见表1) 。
3水文条件的影响
地下水的补充和排出构成了循环动态的地下水系, 其主要来源于大气降雨、河流湖泊等地表水、远源地下水。不同的地下水的水源各有不同, 但共同点都是通过已有的岩石裂隙流动或渗入, 并直接与岩石发生作用。地下岩体裂隙水对岩石结构面和软层、破碎带浸泡、软化, 使其强度降低, 同时带走软弱面间的充填物, 使岩体迅速解体。
水体对岩石作用的直接风化来源于水体的pH值、水体温度、水体的水化学类型。其中裂隙水体化学成分主要指标有矿化度TDS、主要阴离子成分, 其中HCO3-1是主要的阴离子, 含量变化一般在25～210 mg/L。据统计雨水中的HCO3-1含量偏低, 地表水次之, 由于长期处于地下环境, 温度等原因影响, 化学作用比较明显, 导致地下水水体含HCO3-1量最高。Cl-1的含量却随着深度的增加而降低。除此之外主要阳离子成分包括岩石成分中的溶解盐类的阳离子Ca+2、Mg+2、Na+1等。据统计地下水所含Ca+2的量较高些, 变化范围2.68～281.6 g/L, Mg+2含量一般在2.69～199.2 mg/L, K+1含量随深度变化并不明显。
对于岩石裂隙发育的影响主要是成酸性或碱性的裂隙水, 不断对其腐蚀溶解使得原本微透水变为透水岩层。
4高地应力的影响
国外学者对此进行了深入的理论与实验研究, 形成了公认的光滑裂隙岩体渗流的平方定律 (kf=gd2/12μ) , 和沟槽流模型的立方定律kf=gd3/12μ[3]。但无论是平方定律还是立方定律, 都认为裂隙岩体渗流仅与裂隙宽度或张开度有关。根据传统分析高地应力条件下会使得地下岩体结构发生改变从而使得岩体中产生节理裂隙, 但研究发现岩石在地下的应力状态基本处于真三轴压力作用下, 真三轴较常规三轴相比, 随着中间主应力的增大, 岩石的强度先升高至最大值后逐渐下降, 但始终高于常规三轴强度。其抗压抗剪承载能力明显提高[4]。
高地应力下有可能出现节理裂隙不但没有增多反而由于岩石在高应力作用下出现弹性应变, 将原有的构造或非构造裂隙挤压收缩, 从原有的为透水裂隙变成不透水。
地应力处于高地应力条件下, 出现裂隙被压缩减小的弹性应变过程, 但实际工程中如煤矿、深部隧道等工程实则为卸荷的过程。随着荷载被解除, 维持原有三维压应力状态的裂隙将出现。
据分析, Bandis的双曲线变形对各种节理或裂隙类型在各种应力历史和加载方式下的拟合效果都较好, 因此得到了较为广泛地引用。其基本理论如下:设裂隙的初始开度为e′0加载时裂隙的最大闭合量为em0, 卸荷时裂隙的假象最大闭合量为e′m0一般可认为em0=e′m0, Kn0加载裂隙的法向刚度, K′n0为卸载裂隙的法向刚度, 卸荷时渗透系数K′e, σn0为加载结束时的应力, σne为卸载过程中的应力, 则有:
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裂隙在高地应力下与卸载状态明显不同, 随着应力的减小, 应力场的重新分布。裂隙会随之而发生变化。
5结论
(1) 由于构造作用 (主要是褶皱和断层作用) 和非构造作用产生的节理裂隙是裂隙发育的重要的基础来源。
(2) 富水地层的裂隙在地下水活动条件下, 由于水体的物理和化学因素的影响, 直接导致原始裂隙的继续发育, 部分裂隙岩壁在酸性水体作用下会逐渐溶解, 形成岩溶裂隙, 其渗透性也会显著增加。当然存在某些裂隙中的可能由于结晶作用阻塞裂隙使其减小。但数据显示非特殊矿物富集区地下水体含HCO3-1较高。一般呈现溶解性, 裂隙发育一般趋向于扩张发育。
(3) 从上述公式得出:就目前而言如果只从静态岩体渗流参数分析开挖后的渗流场, 会与实际情况有误差。
目前岩体的渗流应力耦合研究仍以加载岩石力学为主, 虽然高地应力作用下的耦合分析与其有相同点, 但也有其自身的特点。因此, 对于高地应力卸荷岩土工程来说, 如何认识卸荷应力场与渗流场的相互作用、相互影响的关系, 对于正确评价岩土工程的安全性具有重大现实意义。
摘要：笔者分析了岩体裂隙发育的主要来源, 结合具体讨论的深部地层工程环境背景, 结合前人研究的岩体的构成和岩性的数据, 分析了岩体岩性对渗透性的影响。进而进一步研究了地下水体系统, 统计分析了深部地下水体对岩石裂隙发育起到至关重要作用的物理和化学因素。从而更加了解了富水地层裂隙发育的主要内因和外因。最后从实际工程出发, 讨论分析了深部地层在卸载时的裂隙三维应力场变化与裂隙形变。从而实现了对深部富水地层裂隙发育过程的动态分析。
关键词：深部,富水地层,裂隙,影响因素
参考文献
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利用地震技术预测奥灰裂隙发育带 篇5
关键词：地震属性,模式识别,预测,岩溶裂隙发育带
0 引言
近年来, 随着煤炭开采深度的不断加大, 下组煤层开采列入议事日程, 但该组煤层紧邻奥灰, 其富水性较强, 对矿采作业的安全性造成了极大的威胁。鉴于此, 准确把握煤层底板岩溶水的突水规律, 运用科学的方法预测出水现象, 为矿采作业提供有价值的数据和参数信息, 是目前有待解决的重大问题。
目前, 地震技术中的属性技术、模式识别方法也在不断运用, 使得地震勘探手段预测奥陶系灰岩裂隙发育带的准确度大大提高[1], 而三维地震勘探技术中的成熟应用, 并提取数据体的地震属性参数, 并结合模式识别方法, 同时利用电法、测井、钻探等资料进行综合分析, 进一步对下组煤层下的奥陶系灰岩裂隙发育、富水性做出预测, 为煤矿安全开采提供依据[2]。
1 地震属性技术
地震属性技术是一种描述、量化地震资料的特性, 有原始地震资料中所包含全部信息的子集。对叠前、叠后地震数据通过数据数字转换导出来的用于表征地震波的运动学特征、动力学特征、统计学特征等。在煤田地震勘探中主要是利用地震资料最终对比解释成果, 在此对地震属性提取参数、筛选、分析, 并利用解释好的构造成果、结合钻探岩性等预测[3,4,5]煤矿中的突水现象等。
2 模式识别方法
模式识别方法是利用地震波动力特征参数, 将模糊数学与模式识别技术应用到地震资料解释中, 对所研究的对象根据其共同特征或属性进行识别和分类。模式识别首先利用观测样品提取特征参数, 基于某些原则对各种参数进行筛选, 继而运用各种判别方法或聚类方法识别主体特征。模式识别的方法多种多样, 具体有人工神经网络模式识别法、模糊模式识别法、分段线性模式识别法、模糊综合评判法等等。本文应用模糊综合评判方法[6]。
3 预测岩溶裂隙发育带的基本原理
煤矿中的岩溶裂隙发育带的地震响应特征相当复杂, 首先影响是地质构造的复杂程度、地震波阻抗以及地震波振幅、周期、相位、频率等等。对于岩石密度、地震波传播速度、电阻率等物性参数也引起变化, 对地震波在传播过程中的波场也发生变化, 从而导致地震属性参数的变化。根据优选参数的原则, 再结合地震属性参数所代表的物理和地质意义, 可以比较准确地优选敏感的参数[7]。在利用地震资料预测岩溶裂隙发育带的过程中, 不同的模式识别方法所涉及的识别曲线不止一条, 也并非通过一条识别曲线来判定预测结果。必须对多条识别曲线进行系统性分析, 并要求其符合各自的判别标准, 最终确定为岩溶裂隙发育带[8]。
4 预测效果
梧桐庄煤矿水文地质条件极其复杂, 曾经发生突水事故。因此, 需要掌握地下构造和水文地质情况, 对奥灰顶面的岩溶裂隙发育程度和富水性进行预测。
该煤矿新生界为全掩盖区, 自新到老有新生界、二迭系、石炭系、奥陶系。奥陶系厚层灰岩是煤系地层的基底, 其岩溶裂隙比较发育, 而且水量大, 对煤矿的开采构成较大的威胁。石炭系二迭系是本区的主要含煤地层, 2号煤层和9号煤层为该区主要可采煤层。其中2号煤较厚, 与围岩有明显的波阻抗差异, 形成了在全区能连续追踪、且能量较强的T2反射波。因9号煤比较薄, 且受2号煤的屏蔽作用, 故T9反射波的连续性变差, 能量弱。因奥陶系灰岩顶界面距9煤层间距仅为20m左右, 故难以形成TQ反射波 (见图1) 。
梧桐庄煤矿一采区整体为一背斜构造, 背斜轴从采区中部穿过, 对岩溶裂隙的发育有较大影响。F3断层从采区东侧向南延伸至测区外部, 落差大于100m, 对岩溶裂隙的发育情况也有较大影响。
本次预测是奥灰顶面以下50m范围内的岩溶裂隙发育程度。考虑到实际资料中很难形成独立的TQ反射波, 其奥灰顶界面与9煤层的间距一般在20m左右。因此, 时窗选取以T9波为基础, 上部选10ms, 下部选35ms, 即考虑9煤层与奥灰顶部的综合影响。共提取多个地震属性参数, 主要有时间属性、振幅属性、频率属性、相位属性、波形属性和相关属性。通过优选属性参数, 最终筛选其中三个作为预测奥陶系灰岩裂隙发育带的可靠依据。它们是相似系数、波峰波谷振幅和时域平均能量, 权系数各为1/3。应用分段线性模式识别法和模糊综合评判法、模糊模式识别法进行预测, 取其平均结果, 获得4条模式识别曲线。IN_LINE 148线的偏移剖面情况详见图2。图3则分别是IN_LINE 148线的模糊综合评判 (m1) 、模糊模式识别 (m2) 、分段线性模式识别 (m3) 和综合平均 (m6) 的隶属度曲线。其中, 横、纵坐标分别表示相对坐标和隶属度 (即概率) 。相对坐标的单位取CDP号;隶属度, 即概率, 单位是%。
从图3的四条隶属度曲线图可以看出, 四种方法预测的总体趋势是一致的。在CDP258-358、CDP382-395、CDP432-507和CDP522-572隶属度值均在高于60%, 说明这些区段之内岩溶裂隙发育。岩溶裂隙发育和地质构造是密切相关的, 这些岩溶裂隙发育的区段分别对应着5个断层。通过对梧桐庄煤矿一采区地震测线的处理与解释, 预测了该采区奥陶系顶部灰岩岩溶裂隙的发育情况, 见图4 (色标为隶属度值) 。可以发现岩溶裂隙发育带主要集中在采区南部、背斜轴部 (图4中黑线) 及其两侧附近, 说明岩溶裂隙发育与构造有着密不可分的关系。
5 地震预测结果与电法解释结果的比较
在进行了三维地震勘探的同时, 梧桐庄煤矿一采区采用大地音频电测深 (CSAMT法) 探测了岩溶裂隙发育情况, 图5为奥陶系顶部灰岩岩溶裂隙发育分布图, 区内有三个较大的低阻异常区 (分别为I、IV、V) , 即岩溶裂隙比较发育。将地震预测结果与电法解释结果进行比较看出, 低阻异常区IV在背斜的轴部附近, 低阻异常区I在采区南部。两者的灰岩岩溶裂隙发育区位置基本上是一致的。
6 结论
在梧桐庄矿区, 利用地震技术可以有效地预测奥陶系灰岩裂隙发育及富水规律。其中模式识别方法具有很强的映射能力, 但对构造复杂地段出现阶梯状断层, 有待不断探讨。而地震属性参数之间具有非线性关系, 完全通过模式识别可以定量描述。应用模式识别方法到地震资料岩性解释中是一种新的尝试, 今后不断在实践中完善。
参考文献
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裂隙发育规律 篇6
1 矿区简况
该矿井田位于贵州山区某地, 井田内总共可采煤层为12层, 可采厚度18.25m, 基本可采煤层4层, 厚度12.11m;大部可采煤层4层, 厚度3.80m;局部可采煤层4层, 厚度3.68 m;开采的5#煤层是井田内唯一稳定煤层, 全层厚度为1.48m-5.02m, 平均为3.25m, 可采厚度平均为3m, 倾角7°-11°, 平均倾角为9°, 该煤层为半坚硬煤层, 矿区内裂隙较发育。顶板岩性由西向东作有规律的渐变, 顶板由下至上依次为泥质粉砂岩、粉砂岩、泥质灰岩、粉砂质泥岩等覆岩;底板由粉砂岩和泥质粉砂岩构成。
2 建立数值模拟
2.1 模型建立
根据该煤矿地质构造特点, 地层走向自西向东, 东高西低, 在矿井采区内随工作面推进方向作一剖面图, 5#煤层1102采面距上方冲沟约60m, 煤层平均倾角9°, 平均厚度3m。以横向为X轴, 选取长度1000m;纵向为Y轴, 选取厚度320m。模型大小与实际相符。根据该矿的钻孔柱状图及内部相关地质资料, 可建立如图1数值模拟原型。
2.2 边界条件确定
根据UDEC程序的计算方式和参数要求, 设置模型为自重加载过程, 下部为岩体, 简化为位移边界条件, 横向可以运动, 纵向为固定铰支座;两侧均为实体煤和岩体, 简化为位移边界条件, 纵向可以运动, 横向为固定铰支座[3]。
2.3 模型参数
数值模拟计算采用摩尔—库伦准则[4]:
式中, σ1、σ3分别为最大和最小主应力, MPa;c为材料的黏结力, MPa, φ为材料的内摩擦角, (°) 。节理材料模型采用面接触库伦滑移模型。
各岩层块物理力学参数及节理力学参数如表1和表2所示。
3 模拟结果分析
根据实际情况, 对模型中1102采煤工作面由开切眼向停采线方向推进, 工作面经过一系列推进, 直到停采线处共推进560m (与实际推进长度一致) , 采用全部垮落法处理采空区。
待矿压稳定后, 得出如图2所示的最终效果图 (圈中表示裂隙区域) , 通过图2可知1102采煤工作面向下推进后, 上覆岩层中会形成两类裂隙[5]:一类为离层裂隙;另一类为竖向破断裂隙。
从图中可以看出:开采对上覆岩层造成影响较为明显, 顶板岩层垮落充分, 随工作面推进而垮落至底板;采空区上覆岩层及地表下沉明显, 冲沟处地表下沉不明显, 这是因为冲沟下方产生离层裂隙, 离层裂隙占据了一定的空间, 致使覆岩及地表下沉量减小。开切眼位置前后竖向破断裂隙无闭合倾向, 这是因为随工作面推进后, 形成裂隙的下部岩块有向坡面滑动倾向, 而上部岩块在自重的情况下缓慢下沉, 这就使得两部分岩块随工作面远离后, 不会由于岩块之间的相互挤压而压实闭合;停采线附近、冲沟下方水平离层裂隙明显;采空区中部的裂隙被压实闭合, 离层裂隙不明显。
图3中竖向破断裂隙A、B位于开切眼后方, A为山谷处垂直裂隙, 测得地表裂隙宽度为0.1m, 未贯通至采空区处;B为山坡处裂隙, 测得地表裂隙宽度为0.21m, 未贯通至采空区处。竖向破断裂隙C处于开切眼斜上方, 测得地表裂隙宽度为0.14m, 裂隙贯通采空区内。开采下层煤层时应注意上覆岩层积水。竖向破断裂隙D、E处于采空区上方, 均为边坡处裂隙。测得D处地表裂隙最大宽度为0.2m, 未贯通至采空区处;测得E处地表裂隙宽度为0.1m, 未贯通至采空区处。竖向破断裂隙F处于冲沟边部, 测得沟底裂隙宽度最大为0.13m, 与下覆岩层水平裂隙贯通至煤层直接顶处。
图4中离层裂隙G、H在冲沟下方, 此时停采线处于冲沟前方, 离层裂隙明显。测得G内离层裂隙最大高度为0.45m, H内离层裂隙最大高度为0.69m。由于离层裂隙通常是储水和导水的通道, 所以在继续向下推进或开采下层煤层时应做好防治水措施。
表3为实测与模拟数据对比。通过模型中裂隙大小与实际测量值比较, 数值模型产生裂隙位置、大小等均与实际测量数据区别较小。说明在建模过程中使用的岩块体参数、节理参数和岩体之间分层应用合理。
4 结语
(1) 本文应用通用离散元软件UDEC 4.0对贵州山区某矿1102采煤工作面进行数值模拟, 通过模拟结果知道山区煤层和平原地区近水平煤层在开采时产生的裂隙变化情况不同:平原地区近水平煤层开采时产生“三带”, 在工作面上方裂隙较发育, 远离工作面的裂隙较小或无裂隙产生;而山区煤层在推进后离工作面近处裂隙小, 远离工作面处裂隙反而增大。
(2) 冲沟处覆岩裂隙较发育并贯通, 会有冲沟水涌入采空区的危险, 在工作面向沟开采时应注意预防雨季冲沟水流入采空区。
(3) 通过数值模拟实验, 将实验结果与现场收集数据相结合对比, 发现两者误差甚微, 确认该模拟实验的合理性, 为煤矿后续的开采工作提供了可靠依据。
摘要：贵州山区煤矿地质复杂, 山区煤层向沟谷开采时, 坡体内原有的应力平衡状态被打破, 致使坡体发生位移变化, 地表产生明显裂隙;在外力作用下, 坡体容易失稳, 发生滑坡、泥石流、坍塌等大型地质灾害, 加剧对环境的破坏[1]。利用通用离散单元法程序 (udec}软件) 对贵州山区某矿5#煤层1102采煤工作面进行了数值模拟实验, 根据实验结果分析了覆岩裂隙发育情况, 对比模拟结果和实测数据, 发现两者误差甚微, 证实了数值模拟的意义, 为山区煤矿裂隙水防治提供参考依据。
关键词：山区煤矿,离散元程序,裂隙发育,UDCE4.0软件
参考文献
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裂隙发育规律 篇7
关键词：黄土边坡,垂直裂隙,渗流力,边坡稳定性
0 引言
天然黄土地层内裂隙极为发育[1],其对于黄土边坡的稳定性有着重要的影响。一方面裂隙的存在直接影响黄土边坡的结构稳定性;另一方面在降雨条件下,裂隙对于降雨入渗有着明显的促进作用,从而加剧黄土边坡的失稳破坏[2,3,4]。国内外学者对于节理裂隙影响边坡稳定性的研究多为岩质边坡的研究,而对于黄土边坡的研究较少。赵学勐、陈运理等[5]人在20世纪80年代初提出黄土边坡裂隙法,该方法融合瑞典圆弧法和黄土边坡的特性和变形机理,是我国较早提出考虑裂隙对黄土边坡稳定性影响的计算方法。叶万年等[6]对裂隙法进行发展,增加了对裂隙法进行发展考虑了多层土和多台阶的坡型的计算方法,在具体的公路工程中得到了应用。赵涛等[7]对裂隙法进行了改进,增加了裂隙中静水压力的作用进行计算。关于非饱和土渗流理论,国内外学者做了大量研究。1931年,Richards将Darcy的线性渗流理论推广应用到非饱和渗流中,并建立了Richards方程。Bodman和Colman较早地研究了最简单最典型的垂直入渗问题,他们将土体含水量剖面分为四个区:饱和区、过渡区、传导区和湿润区。Fredlund[8]开始将非饱和土渗流的影响考虑到边坡稳定性分析中。Alonso等[9]考虑了边坡土体类型、土水特征曲线、降雨持续时间和入渗强度等,计算分析了雨水入渗条件下边坡的稳定性。Kimoto等[10]对降雨入渗条件下非饱和土边坡稳定性进行数值模拟分析。吴宏伟等[11]研究了雨水入渗时影响非饱和土边坡稳定性的各个参数。李兆平等[12]研究降雨条件下非饱和土边坡的稳定性和破坏机制,并计算得到降雨条件下非饱和土边坡瞬态安全系数。杜强等[13]分析了降雨对滑坡形态的影响。刘子振等[14]研究了降雨入渗条件下非饱和粘土边坡的稳定性。
本文结合黄土边坡裂隙法和非饱和土渗流理论,推导出在持续降雨条件下裂隙发育的黄土边坡在渗流力作用下的稳定性系数计算方法,分析裂隙深度及降雨入渗产生的渗流力对黄土边坡稳定性的影响。
1 裂隙发育的黄土边坡变形破坏过程
天然黄土地层中常存在大量不同规模、不同成因、不同性质和不同时期的裂隙。根据黄土中裂隙的成因,可将其分为:构造裂隙、卸荷裂隙、湿陷裂隙、淋滤裂隙、胀缩裂隙、冻融裂隙和风化裂隙。各种成因和方向的裂隙相互连接、切割、穿插形成影响黄土边坡结构的结构面,其中尤以卸荷裂隙、湿陷裂隙和构造裂隙与坡体稳定性的关系最为密切。
不同成因的裂隙往往集中发育在黄土坡体的不同部位,根据野外调查结果和对边坡节理的成因分析,边坡裂隙发育可以划分为4个区[15],如图1所示。
Ⅰ区为湿陷裂隙发育区,由于黄土有明显的湿陷性质,当降雨渗入坡体后,坡顶发生不均匀的湿陷,从而产生湿陷裂隙。
Ⅱ区为拉张裂隙发育区,由于黄土被冲蚀形成沟谷,使得坡体内的土体在水平方向处于卸荷状态,从而使坡肩部位主要受拉应力作用,土体易被拉裂破坏,形成拉张裂隙发育区。
Ⅲ区为挤压裂隙发育区,侧压力部分卸荷,产生向斜面方向的挤压力,当所产生的水平挤压力大于土体的抗拉强度时则土体破坏,产生裂隙。
Ⅳ区为坡脚卸荷裂隙发育区,在坡脚区应力比较集中,坡体开挖造成坡体的支撑力减小,并且在坡脚产生的集中应力向开挖面方向释放,土体向开挖面移动,产生裂隙,裂隙面和开挖面近平行分布。
根据黄土边坡裂隙的特性和分布特征,再通过对黄土边坡破坏的滑动面进行观察,得出裂隙发育的黄土边坡破坏的四个阶段[16]:
(1)坡脚侵蚀剥落阶段,塌滑破坏初期,降雨从黄土体内渗流汇集到坡脚位置,坡脚应力过大,而黄土强度低,在重力作用下黄土沿着裂隙剥落,坡脚形成局部侵蚀剥落空腔。
(2)坡顶拉裂阶段,坡脚剥落到一定状态后,黄土边坡坡面上的土体悬空,坡体出现了不均匀沉降,从而在边坡坡顶产生沿着垂直裂隙分布的拉裂区。
(3)垂直裂隙扩展阶段,在降雨径流的集中冲蚀下黄土垂直裂隙扩大,并继续向深处扩展。此时黄土边坡后缘的拉张应力进一步集中,被黄土裂隙分割而成的块体部分悬空失去连接,形成不稳定块体。
(4)边坡整体破坏阶段,当被垂直裂隙切割而形成不稳定块体下部具有顺坡向缓倾角黄土裂隙时,降雨沿着垂直裂隙与缓倾角黄土裂隙组合而形成的裂隙进入黄土边坡体内,形成软弱滑动面,从而使土体逐渐滑移,最终产生塌滑破坏。
分析整体破坏过程,黄土坡体最终形成上陡下缓的“L”型滑动面,该滑动面由垂直裂隙之间形成的近直线型滑动面和靠近坡脚坡体内的圆弧型滑动面组成。本文根据上述的黄土边坡破坏过程建立模型,从而进行进一步的分析研究。
2 非饱和黄土渗流理论
天然黄土疏松多孔,孔隙率大,且我国黄土大部分分布于西北地区,年降水量一般都小于蒸发量,含水量少,地下水位较深,故黄土地区表层土都是处于三相状态(土颗粒、孔隙水、孔隙气)的非饱和土。当降水开始在黄土中入渗时,渗透系数值较大,随着渗透时间的增长而逐渐降低,最后接近稳定渗流[17]。
由于黄土中垂直裂隙发育,所以其渗透系数表现为明显的各向异性,研究资料表明黄土垂直渗透系数远大于水平渗透系数,且垂直裂隙越发育其差值就越大,一般垂直方向渗透系数为水平方向渗透系数的2~10倍。
目前非饱和土的渗流理论模型有很多,其中Bodman和Colman于20世纪40年代提出的湿润锋面入渗理论得到广泛应用。该理论将入渗过程中的含水率剖面分为:地表数毫米至1cm左右的饱和层,中部处于饱和非饱和状态的传导层,以及最下部的湿润层。湿润层的最前端为干湿交界的锋面,称作湿润锋面,如图2所示。
黄土中的垂直裂隙对水分入渗有明显的促进作用,在持续降雨的条件下,黄土坡体表面形成数毫米的薄层饱水区,而后水分沿裂隙方向入渗,入渗到一定深度后到达湿润锋面。其实在水分沿垂直裂隙方向入渗的同时也向水平方向入渗,但由于水平方向渗透系数远小于垂直方向渗透系数,故本文不做研究。
水在土体中入渗流动时,必然会对土颗粒产生拖曳力,将渗透水流施于单位土体内土颗粒上的拖曳力称为渗流力。由定义可知渗流力J的大小等于单位土体内水流所受的阻力,而方向相反,其计算公式如下:
式中:γω为水的重度;i为水力梯度。
由于降雨的入渗深度与降雨强度、降雨持续时间和土体的渗透系数等诸多因素有关,故本文对不同入渗深度下渗流力进行计算,并分析其对黄土边坡稳定性的影响。
3 稳定性分析方法
3.1 模型概况
如图3建立模型,该黄土边坡的滑动面为复合曲面,由圆弧滑动面ABC和与圆弧面相交的直线滑动面CD组成。边坡坡顶坡比为1∶m,坡面坡比为1∶n,坡面高度为H,坡顶发育有垂直裂隙区,且垂直裂隙的高度为h0,坡脚A到坡肩G的水平距离为b,降雨入渗深度为z,该边坡均质黄土的粘聚力、内摩擦角和天然密度分别为c、φ、γ。如图建立坐标系,坡脚A点位于x轴上y轴左侧,坡肩G点位于y轴上x轴上方,圆弧段圆心O点的坐标为(ε,η),C点的坐标为(μ,ν),圆弧与直线交点C点处切线与水平线的夹角为α,直线滑动面CD的倾角为β。
垂直裂隙深度h0由土体性质决定,计算公式为:
式中:λ为修正系数,0<λ≤1。
3.2 稳定性系数计算
假定圆弧破裂面ABC中C点的坐标(μ,ν)以及夹角α已知,则圆弧ABC的圆心坐标(ε,η)与半径R可求,公式如下:
坡面AG线的方程表示为:
坡顶斜面GE线方程表示为:
圆弧ABC方程表示为:
圆弧ABC上任意点的倾角αi表示为:
直线CD的方程表示为:
降雨入渗湿润锋面线JP的方程表示为:
则直线CD与直线ID的交点D的横坐标为:
直线AG与直线JP的交点J的横坐标为:
(1)对圆心O点滑动力矩Mr的计算
对圆心O点滑动力矩:Mr=M'r+M″r+MrJ,其中M'r为土体ABCFG自重产生的力矩,M″r为土体CDEF自重产生的力矩,MrJ为坡顶裂隙区渗流力产生的力矩,计算公式如下:
(2)对圆心O点的抗滑力矩Ms的计算
对圆心O的抗滑力矩为:Ms=Mφ+Mc,其中Mφ为滑动面上摩擦力产生的力矩,Mc为滑动面上粘结力产生的力矩。滑动面上摩擦力产生的力矩为:Mφ=M'φ+M″φ+MJφ,M'φ和M″φ分别为不考虑渗流力时滑动面ABC和CD上摩擦力产生的力矩,MJφ为考虑渗流力后滑动面上增加的摩擦力产生的力矩。滑动面上粘结力产生的力矩为:Mc=M'c+M″c,M'c为滑动面ABC上粘结力力产生的力矩,M″c为滑动面CD上粘结力产生的力矩。计算公式如下:
边坡的稳定性系数可表示为:
若不考虑渗流力的作用,则可令MφJ和MrJ为零。
从上述公式可看出在已知降雨入渗深度z、黄土边坡均匀土体参数c、φ、γ以及边坡高度和坡度参数H、m、n的条件下,对于一组确定的参数μ、ν、α、β便可算出对应的边坡稳定性系数。故根据黄土边坡具体的坡型和土体参数,推断出可能的破坏情况,给出参数μ、ν、α、β的初值和取值范围,并以一定的步长在计算机上进行循环迭代运算,比较得出最小的稳定性系数即为该黄土边坡的稳定性系数。
4 案例分析
4.1 边坡模型
公路沿线某黄土边坡坡高23m,坡脚到坡肩的水平距离为13.3m,坡顶垂直裂隙发育,坡面坡比为1∶0.58,坡顶面水平,坡体黄土为Q3马兰黄土,土质较均匀,初始处于非饱和状态,其土层参数为:c=76.5k Pa,φ=25.3°,γ=18.5k N/m3。
4.2 不同裂隙深度下的黄土边坡稳定性
在考虑不同入渗深度的渗流力和不考虑渗流力的两种条件下,对不同裂隙深度的黄土边坡的稳定性系数进行计算。考虑在降雨入渗深度分别为20cm、40cm、60cm、80cm、100cm、120cm、140cm的条件下,分析边坡稳定性系数随裂隙深度变化的情况。选取入渗深度为20cm、60cm、100cm、140cm以及不考虑渗流力时的边坡稳定性系数进行汇总分析,结果如图4所示。并分析随着裂隙深度的变化,渗流力对边坡稳定性的影响,结果如图5所示。
从图4可以看出,随着裂隙深度的增大,边坡稳定性系数逐渐减小。在不考虑渗流力的情况下,当裂隙深度修正值达到0.9时,边坡发生破坏。当边坡裂隙深度保持不变时,考虑渗流力的边坡安全系数比不考虑渗流力时的稳定性系数明显减小,且随着入渗深度的增加,边坡稳定性系数减小得越多。当降雨入渗深度为20cm、裂隙深度修正值达到0.8时,边坡发生破坏;当降雨入渗深度为60cm、裂隙深度修正值达到0.7时,边坡发生破坏;当降雨入渗深度为100cm、裂隙深度修正值达到0.6时,边坡发生破坏;当降雨入渗深度为140cm、裂隙深度修正值达到0.5时,边坡发生破坏。可见随着降雨入渗深度的增加,边坡发生破坏时所对应的裂隙深度越来越小。从而可以得出,裂隙发育深度和降雨入渗时产生的渗流力大小对黄土边坡的稳定性都有明显的控制作用。
从图5可以看出,降雨入渗深度越大,渗流力对边坡稳定性的影响就越大。当降雨入渗深度从20cm增加到140cm时,渗流力对边坡稳定性的影响也从0.5%左右增加到4%左右。当降雨入渗深度不变时,随着裂隙深度的增加,渗流力对边坡稳定性的影响逐渐减小,且入渗深度越大时,减小得越明显。当裂隙深度修正值从0.1增加到1时,入渗深度为20cm时渗流力对边坡稳定性的影响从0.64%减小到0.43%,入渗深度为140cm时渗流力对边坡稳定性的影响从4.46%减小到3.1%。从而可以得出,随着裂隙深度的增大,渗流力的大小对于黄土边坡稳定性的控制作用逐渐减小。
5 结论
(1)基于黄土边坡裂隙法,考虑在持续降雨作用下所产生的渗流力对黄土边坡稳定性的影响,建立降雨入渗条件下垂直裂隙发育的黄土边坡破坏模型,推导出考虑渗流力的裂隙发育的黄土边坡稳定性系数计算公式。
(2)对实际工程案列进行分析,分析结果表明:随着垂直裂隙深度的增大,黄土边坡稳定性系数逐渐减小;考虑渗流力的边坡稳定性系数比不考虑渗流力时的稳定性系数明显降低,且随着入渗深度的增加,边坡稳定性系数降低得越多;随着裂隙深度的增加,渗流力对边坡稳定性的影响逐渐减小,且入渗深度越大时,减小得越明显。