采动-裂隙水耦合下含深大裂隙岩溶山体失稳破坏机理

2021-12-09刘新荣钟祖良杨忠平周小涵

煤炭学报 2021年11期

熊飞，刘新荣,3，冉乔，李滨，钟祖良,3，杨忠平,3，周小涵,3

(1.重庆大学土木工程学院，重庆 400045；2.重庆大学煤矿灾害动力学与控制国家重点实验室，重庆 400044； 3.库区环境地质灾害防治国家地方联合工程研究中心(重庆)，重庆 400045；4.中国地质科学院地质力学研究所，北京 100081)

在我国西南地区岩溶地貌分布广泛，岩溶作用强烈、降雨集中、河谷深切，常形成高陡斜坡[1]。在漫长的地质作用下，山体中形成了控制性深大裂隙结构面[1]。深大裂隙是坡体稳定的关键，一方面为采动滑坡创造了有利条件，另一方面为地下水的汇集提供了空间，使地下水成为诱发大型山体崩滑的重要因素[2]。而采动和裂隙水联合作用下山体的失稳破坏机制更为复杂。因此，深入研究采动和水力作用下含深大裂隙山体的稳定性和失稳破坏特征显得尤为重要。

采动是导致滑坡的人为因素。地下开采形成大面积采空区，引起上覆岩体移动，应力条件改变。开采扰动传递至上部坡体，造成坡体变形和破坏[3-5]。典型的采动滑坡有武隆鸡冠岭滑坡[6]、武隆鸡尾山滑坡[7-8]、湖北鹤峰红莲池铁矿山体崩塌[9]、贵州马达岭滑坡[10-11]等。上述滑坡均是由开采扰动引起的大型岩质滑坡。而岩质滑坡中，岩体结构面发挥重要作用[12-13]。冯振等[14]发现鸡尾山滑坡视向滑动的一个重要原因是软弱夹层软化，驱动块体沿软弱夹层蠕滑挤压关键块体导致坡体失稳。层状岩质边坡的破坏形式还受到岩层的内摩擦角控制[15]。顺层滑坡中，层面倾角10°～25°的坡体对顺层岩质滑坡贡献率最高[16]。采动作用下岩体结构面最先破坏，其中控制性结构面决定了采动滑坡的形成方式[17]。开采发生在岩层陡倾的坡体内时，可使层面发生分离而降低斜坡的稳定性[6]。目前关于结构面控制型岩质滑坡的失稳机制已经取得了一定的认识[9]，但是对于采动作用诱发坡体深大裂隙的扩展、贯通导致的坡体失稳破坏机制研究较少，还需进一步工作。

另外，水是诱发滑坡的重要因素之一。研究表明，90%的滑坡与水有关，并有“十坡九水”之说[18]。水的入渗，一方面使岩体质量增大，滑体滑动力增大；同时水的润滑、软化、溶蚀和水-岩相互作用使岩体强度降低，导致边坡的安全系数降低[19-20]。水在岩体结构面中形成的静水压力、动水压力改变了结构面的力学状态，使结构面受到水的推力、扬压力和劈裂作用，导致结构面处于不稳定状态，从而使坡体的稳定性劣化[21-22]。关于水力作用对岩质边坡的破坏机制已得到了广泛而深入的研究[23-25]。但是采动联合水力作用下含深大裂隙山体的失稳破坏机制鲜有报道。在我国西南山区，采矿活动频繁，地下水长期赋存于山体内，采动和地下水耦合下山体的变形规律尚不清楚。鉴于此，笔者以贵州普洒“8·28”特大崩滑为研究对象，基于地质调查资料，利用UDEC离散元数值软件，建立含深大裂隙岩溶山体二维模型，模拟地下开采和裂隙水渗流过程，研究采动和裂隙水作用下含深大裂隙山体的失稳破坏特征，揭示采动和水力联合作用机制。

1 滑坡基本概况

1.1 基本地质条件

2017-08-28贵州省毕节市普洒村老鹰岩发生特大崩滑。崩塌区内地势南高北低，坡顶标高+2 147 m，坡底标高+1 842 m，相对高差305 m[1,3]。崩塌体位于坡体上部，自然坡度为55°～75°，坡体下部为平缓的坡地，坡度10°～25°，是典型的“靴”型地貌(图 1)[1,3]。

崩塌区地层由新到老主要为第四系(Q)，三叠系下统夜郎组(T1y)、二叠系上统长兴—大隆组(P2c+d)、二叠系上统龙潭组(P3l)(表1和图 2)。山体上部的T1y，P2c+d灰岩、泥灰岩结构致密，力学强度高，下部的P3l泥岩、粉砂质泥岩强度较低，构成上硬下软工程地质特征[1,3]。崩塌区下部发育2条断层：F1和F2，均为逆断层(图2)。

图1 崩塌区地貌Fig.1 Landform of collapse zone

图2 普洒崩塌工程地质剖面示意[1-3]Fig.2 Engineering geological profile of the Pusa collapse[1-3]

1.2 气象水文条件

纳雍县地处贵州西北部，多年平均气温13.6 ℃，平均降雨1 243.9 mm。暴雨一般集中在5—9月份，特大暴雨出现在6—7月份，月最大降水量520.5 mm，日最大降水量为131.2 mm[26]。

地下水受大气降水的补给，雨水通过岩石裂隙、孔隙渗入。地下水的径流、排泄受岩性、构造及地形地貌控制，多沿裂隙、孔隙呈脉状流及分散流的形式短距离径流，以下降泉、散流的方式排泄于地表，最终汇入水公河。

区内地下水类型以碳酸盐岩岩溶水为主，含水地层单元岩性为灰岩、白云岩。基岩裂隙水次之，含水地层单元岩性为砂岩、砂质页岩、粉砂岩等。松散岩类孔隙水主要赋存于残坡积、冲洪积物的孔隙中。崩塌堆积区域缓斜坡地段，地表水径流较丰富[26]。

1.3 岩溶及裂隙发育特征

老鹰岩上部为可溶灰岩，下部为非可溶砂岩、泥岩。下部弱透水泥岩形成相对隔水底板，有利于地下水汇集[1,27]。地下水侵蚀、冲蚀着上部可溶灰岩，形成大量的溶蚀管道、裂隙，裂隙扩展贯通形成了跨度较大的深大裂隙(图 3)，对坡体的稳定性有着重要影响。

图3 山体岩溶裂隙[1]Fig.3 Karst fissure in mountain[1]

现场调查发现，崩塌后的坡体壁面为米黄色，可见清晰的溶蚀裂隙和管道(图 4)，说明灰岩溶蚀强烈，且溶蚀和裂隙水压力对此裂隙的扩展有促进作用。

图4 崩塌后坡体壁面Fig.4 Wall of slope after collapse

1.4 采矿活动

普洒煤矿矿区面积0.96 km2，煤层倾角在7°～12°。共6层可采煤层，从上到下分别为M6，M10，M14，M16，M18，M20(图 2)，平均厚度1.6 m。煤层顶板岩性主要为砂岩类(夹薄层伪顶)和砂质泥岩类。煤层直接顶较薄，多属于不稳定岩层，易出现冒顶、掉块等情况[1,3]。

区内主要开采M10，M14和M16煤层。M10号煤层厚度0.79～2.95 m，平均2.12 m，直接顶一般为粉砂质泥岩，底板为泥质粉砂岩；M14煤层厚度0.77～1.95 m，平均厚度1.23 m，直接顶板一般为粉砂质泥岩，直接底一般为浅灰色团块泥岩；M16号煤层厚度0.76～2.04 m，平均厚度1.48 m，煤层直接顶大多为粉砂岩、细砂岩，直接底一般为粉砂质泥岩或泥质粉砂岩。开采煤层属于薄及中厚煤层。

根据煤层特点，普洒煤矿采用斜井开拓，矿井采用走向长壁后退式采煤方法，全部垮塌法管理顶板，回采工艺为炮采，掘进工艺为炮掘[1,3]。从2007年到2010年12月，普洒煤矿主要开采M16号煤层，开采面积约6.95×104m2。M16采空区整体位于斜坡前部，对斜坡变形影响较小[3]。从2013年11月至2017年8月崩塌发生，普洒煤矿主要开采M10和M14煤层，总开采面积约18.22×104m2。M10和M14采空区整体位于坡体正下方，如图2所示。M10和M14煤层开采后山体变形剧烈直至崩塌[3]。

2 坡体变形失稳过程

根据历史勘测资料，崩塌发生前，崩塌源区经历了较长的变形过程。从山体开始变形到崩塌的发生，山体的演变过程可分为2个阶段：沉陷-拉裂变形和山体整体溃屈。

2.1 沉陷-拉裂变形阶段

老鹰岩自2006年开始变形，2009年山体内形成了一条走向为N30°～35°E的长大裂缝，切割出潜在崩塌体[2]。由于开采沉陷、降雨和溶蚀作用，至2014年时山体后缘已发育数条裂缝，如图 5所示[2]。其中，2009年形成的1号裂缝延伸至180 m左右，宽度达到34 m。2号和3号裂缝位于崩塌体正后方，4号和5号裂缝位于崩塌体左后方。在7号裂缝下部堆积了崩塌堆积物。山体持续变形，裂隙扩展，2016年山体变形加剧，小型崩塌频繁发生，山体表面植被已被刮产干净。2017年坡脚已被崩塌堆积物完全覆盖(图 1(a))。此阶段一直持续到崩塌发生前。

图5 2014年3月普洒村崩塌源区后部的裂缝特征[2]Fig.5 Characteristics of cracks in the back of the collapse source area of Pusa Village in March 2014[2]

2.2 山体整体溃屈阶段

随着坡体变形累计和深大裂隙扩展，坡体进入失稳破坏阶段。图6为右侧视角的坡体溃屈崩滑过程，对应图 7的正面视角[2]。首先，在上部坡体重力作用下，坡体中部开始产生裂缝，并伴随局部崩塌(图6(a)，7(a))。坡体进一步变形，坡体上部岩体沿后壁下座，顶部出现凹陷；坡体中、下部岩体受上部坡体挤压破碎形成裂缝带，剪出口产生大量裂缝(图6(b)，7(b))。最后，坡体下部岩体完全破碎溃屈，无法承受上部坡体重力，上部坡体鼓出，向坡外倾倒，最终形成倾倒崩滑(图6(c)，7(c))。

图6 山体失稳过程(右侧视角，红色线为滑体形态)[2]Fig.6 Mountain instability process(right perspective,the red lines represent the slip body shape)[2]

图7 山体失稳过程(正面视角)[2]Fig.7 Mountain instability process(positive perspective)[2]

3 采动-裂隙水耦合下含深大裂隙岩溶山体破坏数值模拟实验

3.1 UDEC数值模拟方案

3.1.1模型和基本参数

依据工程地质剖面图(图2)，建立崩塌前山体二维UDEC数值模型，如图 8所示。二维模型节理产状统一取310°∠7°，并设置次级正交节理。根据崩塌前后的地质资料，在二维模型上设置4条深大裂隙(图 8)，以研究采动和裂隙水耦合下含深大裂隙山体的失稳破坏机制。煤、岩体选用Mohr-Coulomb模型，节理采用摩尔-库伦面接触滑动模型。岩体、层面、节理的物理力学参数根据文献[3]，结合地质灾害调查报告[26]和工程类比[28-30]取得，见表2，3。约束斜坡模型左、右边界的水平位移和底边界的竖直位移，上边界为自由边界。

图8 普洒滑坡二维概化计算模型Fig.8 Two dimensional generalized calculation model of Pusha

表2 岩体物理力学参数

3.1.2煤层开采工况

普洒煤矿属于薄及中厚煤层开采。薄层开采主要特点为工作面采高低、工作面条件差，煤层厚度变化、断层等地质构造对薄煤层工作面生产影响大，对地层影响方面，薄煤层开采后“三带”范围较小，地表沉陷程度较小[31-33]。

数值计算模拟2013—2017年M10和M14号煤层的开采。先开采M10煤层，后开采M14煤层，顺坡开采。每个煤层开采长度均为90 m，开挖步距为30 m，则开采工况依次为M10-1→M10-2→M10-3→M14-1→M14-2→M14-3，如图 9所示。开挖时不留设煤柱，每个工况开采结束后进行应力平衡计算，平衡后进行下一工况的开挖。

表3 结构面物理力学参数

图9 煤层开挖顺序Fig.9 Sequence diagram of coal seam excavation

3.1.3裂隙水工况

斜坡所处地区溶蚀强烈，降雨充沛，深大裂隙内水补给主要为降雨。为研究采动和裂隙水共同作用下深大裂隙扩展规律，煤层开采前，在二维模型4条裂隙内设置了稳定水头，渗流稳定后进行开采模拟。关于坡体裂隙内水头高度，结合现有文献[22,34]和研究区内气象条件，在模拟中设置裂隙内水头高度为2/3裂隙高。坡脚及以下的粉砂质泥岩透水性弱[1,27]，假定为不透水层，水渗流仅发生在坡体上部的灰岩、泥灰岩和泥质粉砂岩节理中(图8)。坡表和坡体右边界为透水边界，泥岩隔水层为隔水边界(第2类边界条件)，如图8所示。为简化问题，各层节理的渗透系数均取为1×108(MPa·s)-1[35-37]。完整岩块渗透系数极小，不透水。

3.2 数值模拟结果分析

3.2.1采动作用下山体变形分析

图10为各个开采工况后的坡体位移云图，箭头指示位移方向，箭头大小代表位移值大小。

由图10 (a)可知，开采M10-1后，对采空区上覆岩体影响比较小，位移主要发生在深大裂隙Ⅱ两侧的岩桥部位，岩桥向坡内倾倒，深大裂隙Ⅱ上部逐渐闭合。开采M10-2后(图 10 (b))，采区上覆岩层下沉，采动引起的位移影响区域开始向上传递，坡体除岩桥部分外，整体下沉，而岩桥继续向坡内倾倒。开采M10-3后(图 10(c))，煤层顶板塌落，顶板最大位移增大至2.32 m。此时，坡体位移发生明显变化：深大裂隙Ⅱ闭合，坡顶岩体沿深大裂隙Ⅱ向下滑移；坡体中部岩体则倾斜向邻空面移动。坡体后缘位移依然较小，原因是深大裂隙Ⅱ底部扩展裂隙，阻断了位移影响区向后缘传递。此后，随着M14煤层各工况的开采，坡体整体位移趋势没有发生较大变化，如图 10(d)～(f)所示，只是最大位移值逐渐增大，到M14-3开采结束时，采空区顶板最大位移达到3.58 m。

图10 位移云图Fig.10 Displacement nephogram

从坡体位移变化来看，采动对上部坡体变形的影响是一个不断调整的过程。当开采到M10-2时，坡体发生整体沉陷，被深大裂隙切割的岩桥向坡体后缘倾倒(图 10 (b))。开采到M10-3时(图 10 (c))，深大裂隙Ⅱ闭合，坡顶岩体沿深大裂隙Ⅱ下滑，而坡体中部因坡顶岩体下滑受到挤推，同时坡表邻空，因此该部分岩体有被邻空挤出的趋势。坡顶岩体沿深大裂隙Ⅱ向下滑移的同时，在该裂隙底部产生向右下方扩展的裂隙，扩展的裂隙阻断了采动位移影响区向坡体后缘的传递，因此坡体后缘逐渐形成了类悬臂梁结构，如图 10(c)～(f)所示。M10-3开采结束时，坡体整体位移趋势已经稳定，具备整体滑移条件。随着开采的进行，采空区逐渐增大，坡体位移进一步增大。当坡体中部岩体无法承受来自坡顶岩体的推力时，则被邻空挤出，最终形成崩滑。另外，坡顶岩体是沿深大裂隙Ⅱ向下滑移，原因是该裂隙最长，是坡体变形的主控裂隙。综上，采动作用下坡体的变形过程可概括为：坡体沉陷变形—岩桥向坡内倾倒—主裂隙闭合—坡体上部沿主裂隙滑移—坡体中部挤出。

坡表测点的水平位移、垂直位移随工况的变化曲线如图11所示。由图11可知，在开采M10-1和M10-2时，坡表测点的位移值很小。主要的位移发生在工况M10-3及之后。由图 11(a)可看出，坡顶测点1在采动后，位移向正向发展，并逐渐增大，这说明坡体顶部向坡内倾倒。坡体中部测点2和3的水平位移向负向发展，并随着开采不断增加，说明中部岩体被邻空挤出。在工况M10-3之后，底部测点3的水平位移值始终大于坡体中部测点2的位移值，说明越靠近坡体下部，挤出越明显。在坡表的垂直位移中，坡顶测点1和坡体中部测点2随着开采始终保持下沉趋势，随着开采的进行，位移值逐渐增大。在工况M10-3之后，坡顶测点1的沉降值远大于坡体中部测点2，表明坡体上部岩体下滑严重。测点3的垂直位移变化与测点1和2有所不同：开采工况到M10-2结束时，测点3保持下沉趋势；而当M10-3开采时，测点3位移出现回升，此后在一个水平保持稳定。原因是测点3靠近坡脚位置(图8)，坡体中、下部岩体被挤出时，下部岩体主要发生水平位移(图11(a))。下部岩体在水平挤出时，受到倾向坡内的岩层控制，其在挤出时沿岩层爬升，因此其垂直位移有回升现象。而爬升空间有限，所以回升后，在一定范围内保持稳定。

图11 坡表测点位移Fig.11 Displacement of slope surface monitoring points

结合图11各测点的水平位移和垂直位移来看，开采结束时，坡顶测点1的垂直位移值远大于其水平位移，说明坡体上部主要为沉降变形；坡脚测点3产生的水平位移值达到1.68 m，而垂直位移值最大仅为0.13 m，表明坡体下部主要为水平位移，被邻空挤出。

M10工作面上覆岩层测点的水平位移和垂直位移随开采工况变化曲线如图 12所示。由图12可知，上覆岩层测点位移在工况M10-3之前变化很小，在该工况之后产生较大变化。坡体顶部测点4的水平位移向正向发展，并随开采逐渐增大，同样说明坡体顶部向坡内倾倒。测点5，6和7受坡体挤出位移影响而出现较大的水平位移值。其中测点6位于坡体中下部，所以位移值大于测点5和7的位移值。测点8位于M10采空区顶板，其发生的位移主要为垂直位移，因此其水平位移较小。测点4，5，6，7和8的垂直位移如图12(b)所示，由图12(b)可知，测点位移值随着开采逐渐增大。测点4，5和6与采空区高差大，产生的位移值较小且相近。测点8位于采空区顶板，因此产生的竖向位移最大，测点7位移值次之，这符合地下开采沉陷中的“三带”位移分布规律[3]。

综合整个开采过程来看，开采M10-1和M10-2时，对坡体产生的影响较小；开采M10-3时，坡体位移产生较大突变，说明M10煤层的开采对坡体变形影响巨大。

3.2.2采动作用下坡体裂隙演化分析

图 13给出了从裂隙充水到开采完成整个过程中坡体裂隙演化过程，红线代表张开的节理裂隙。由图13(a)可知，裂隙充水渗流稳定后，坡体部分节理张开，张开的节理主要为竖向节理。这一方面是水压力作用，另一方面是岩体受压出现张性破坏导致。破坏的节理较为均匀的分布于坡体内。开采后，坡体裂隙首先出现在煤层上覆岩体中(图13(b))。随着开采的进行，采动裂隙宽度和高度增加，如图13(c)所示。此时，上覆岩体出现离层现象，采动裂隙向上发育与坡体原有裂隙接触，同时开采沉陷导致坡体产生新裂隙，坡体新生裂隙区域为塔状，与采动裂隙区域形成双塔叠置形态。工况M10-3结束时(图13(d))，大范围开采沉陷引起坡体前部裂隙极其发育，坡体内塔状裂隙区域进一步扩展，宽度和高度增加，与深大裂隙Ⅰ，Ⅱ及坡表接触。坡脚在上部坡体挤压下破坏也出现新裂隙，深大裂隙Ⅲ和Ⅳ底部也开始扩展。此时，坡体中下部岩体已较为破碎。此后，随着M14煤层开采，坡体裂隙增加较少(图13(f)～(g))，原因是M14煤层埋深较深，开采高度较小，对坡体的扰动较小。坡体主要的破坏是M10煤层开采引起，M14煤层开采后主要使坡体变形增大，前期裂隙开度增大。从开采过程中坡体破坏程度看，开采对坡体的扰动强度先增加后减小。

图12 M10工作面上覆岩层监测点位移Fig.12 Displacement of monitoring point of overburden in M10 working face

图13 坡体裂隙发育示意(红色线代表张开的节理)Fig.13 Diagram of fracture development in the slope(The red lines represent open joints)

坡体上部裂隙发育特征如图 14所示。M10-2开采结束时(图14(a))，由于岩桥1向坡体后缘倾倒产生拉应力，裂隙I底部先开始扩展，并向着深大裂隙Ⅱ贯通。倾倒的岩桥1塌落在深大裂隙Ⅱ的壁面上，裂隙Ⅱ顶部闭合。塌落的岩桥1使岩桥2变形剧烈，在岩桥2的中部位置产生张拉开裂，开裂裂纹向着深大裂隙Ⅲ底部扩展。工况M10-3结束时(图 14(b))，采动对坡体造成严重破坏，深大裂隙Ⅱ开始扩展，扩展方向为右下方。扩展的裂隙阻断了采动位移影响区向坡体后缘传递，如图 10所示。同时，在坡体中部位置产生2条潜在滑面，潜在滑面的延伸方向为深大裂隙Ⅰ，Ⅱ底部，这是由于上部坡体沿深大裂隙Ⅱ下滑所致。当开采14-2时，坡体沿潜在滑面滑动，位移增大，中部坡表岩体被剪出，节理发生错动(图14(c))。当M14-3开采结束时，采动影响下坡体位移进一步增大，已扩展的裂隙长度和宽度均有所增加。潜在滑面1和2均进一步发育。深大裂隙IV底部开始扩展、发育裂隙，但裂隙发育程度较小。

从坡体上部裂隙发育的整个过程来看，深大裂隙Ⅱ决定着坡体的破裂演化形式。前期采动作用使坡顶岩体沿深大裂隙Ⅱ向下滑移，挤推中、下部坡体，在坡体中部形成了潜在滑面，潜在滑面向深大裂隙Ⅱ底部扩展。同时，开采沉陷导致深大裂隙Ⅱ向右下方扩展，阻断了采动位移影响区向后缘传递，导致靠后的深大裂隙Ⅲ和Ⅳ在整个开采过程中活动不明显。随着开采的进行，坡体位移增大，形成的潜在滑面向着深大裂隙Ⅱ扩展，当滑面完全贯通时，造成坡体的整体失稳破坏。以上说明深大裂隙Ⅱ是坡体变形和破坏的主控裂隙。

图14 山体上部裂隙发育示意Fig.14 Schematic diagram of fissure development in upper part of mountain

3.2.3坡体渗流特征分析

开采过程中，坡体的渗流速度矢量图如图15所示。由图15(a)可知，深大裂隙充水后，水向坡外和坡内流动。深大裂隙附近渗流速度较大，而坡体其他部位节理内渗流速度均匀变化。隔水层上方中心位置流速最小，沿坡外、坡内和上方，流速增大。随着开采的进行，坡体渗流速度开始变得不均匀(图15(b)～(c))。当M10-3开采结束时(图15(d))，潜在滑面和裂隙扩展区域的渗流速度显著增大，这是因为裂隙开裂，隙宽增加。随着开采的进行，渗流速度较大的区域变化不大(图15(e)～(f))。渗流速度最大值随开采有所增加，这是因为坡体位移增大，裂隙宽度增加。

坡体节理内孔隙水压力随开采过程变化如图 16所示。裂隙充水后，孔隙水压力最大处位于泥岩隔水层上方中心位置，最大孔隙水压力为0.81 MPa(图 16(a))。工况M14-2结束时，最大孔隙水压力增加至0.97 MPa。这是因为开采后，坡体裂隙发育，裂隙开度增加，坡体渗流增强，导致隔水层上方最大孔隙水压力增大。当M14-3开采结束时，坡体最大孔隙水压力为0.94 MPa，略微减小，原因是随着开采的进行，坡体变形增大，部分开裂的裂隙被压密，渗流相对减弱。

图15 坡体渗流方向Fig.15 Seepage vector in slope

图16 孔隙水压力Fig.16 Pore water pressure

3.3 采动和裂隙水作用下含深大裂隙岩溶山体失稳破坏机理分析

3.3.1采动作用

纳雍普洒崩滑灾害的形成与演化是内因与外因共同作用的结果。开采沉陷、溶蚀和裂隙水作用在山体中形成了4条深大裂隙，其中延伸最长的裂隙Ⅱ对山体的稳定性起到了控制性作用，为主裂隙。采动是崩滑的主要因素。结合前文分析，采动作用下坡体的演化过程主要分为2个阶段：变形阶段和破坏阶段，如图 17所示。

(1)变形阶段。采动初期，上覆岩层下沉，坡体主要发生沉陷变形。同时，坡顶和被裂隙切割的岩桥向坡内倾倒，使主裂隙闭合，如图 17(a)所示。

(2)破坏阶段。随着开采的进行，采动位移影响区增大，坡体位移趋势发生变化。坡体上部岩体沿闭合的主裂隙向下滑移，挤推坡体中部岩体，坡体中部邻空而被挤出，并被挤压破碎，在坡体内形成了潜在滑移破裂面。同时，开采沉陷导致深大裂隙Ⅱ开裂扩展，扩展方向为右下，使坡体后缘形成类悬臂梁结构(图 17(b))。随着开采的进行，坡体中下部岩体进一步破碎，潜在滑面扩展，并与深大裂隙Ⅱ底部贯通，导致坡体崩滑。

总结上述过程，采动下坡体的整体失稳过程可概括为：坡体沉陷变形—坡顶向坡内倾倒—主裂隙闭合—坡体上部沿主裂隙滑移—主裂隙开裂—坡体中部挤出—中、下部岩体破碎—潜在滑面贯通—崩滑形成。变形和破坏过程与第3节分析较为吻合。

图17 采动作用下坡体变形破坏示意Fig.17 Schematic diagram of deformation and failure of slope under mining

3.3.2裂隙水作用

水通过在坡体节理裂隙内产生静水压力和动水压力使裂隙开裂、岩体变形而影响坡体的稳定性。深大裂隙充水后，裂隙壁受到水的推力作用，同时水沿岩层、节理流动，产生的孔隙水压力作用于块体上使坡体变形增大。在坡体破坏时，水流在新产生的裂隙内流动形成的水压力加剧裂隙的扩展和贯通，促进了坡体失稳。为分析裂隙水及其渗流对采动坡体的作用规律，对无裂隙水条件下的山体进行了开采模拟，其他参数和工况与含裂隙水条件完全相同。模拟结果显示，无裂隙水条件下坡体的变形破坏特征与含裂隙水条件类似，见3.3.1节。主要区别是坡体变形量值不同。崩滑是以滑体产生较大的垂直位移为灾害基本特征，因此以坡顶测点1的垂直位移为指标进一步对比分析水力作用。

图 18给出了坡顶测点1在无裂隙水条件和含裂隙水条件下的垂直位移随开采工况变化。由于2种条件下各开采工况计算步不同，因此主要对比各工况节点的位移差值。由图18可知，无裂隙水条件下坡顶测点1的垂直位移与含有裂隙水条件下的变化规律相同。随开采工况的进行，位移值逐渐增大，且在开采M10-3时位移突变。不同之处在于含裂隙水条件下测点1的垂直位移值大于无裂隙水条件。图 18中也给出了2种条件下各开采工况节点的位移差值曲线(蓝色点线)。由图18可知，在M10-3工况之前，2者差值较小，在0.028 m以内。在工况M10-3时，差值陡增，增加至0.28 m，说明此阶段水力导致坡体变形作用发挥明显。原因是此阶段坡体受采动影响发生了剧烈的裂隙扩展，水力在此阶段加剧了坡体的开裂和变形，导致位移差值骤增。此后，位移差值变化较小，是因为坡体在M10-3工况时已发生主要破坏，后续工况坡体岩体进一步破坏的程度较小，水力对坡体变形的促进作用减弱，导致位移差值变化较小。

图18 无裂隙水和含裂隙水条件下测点1的垂直位移及2者差值随开采工况变化Fig.18 Variations in vertical displacement of measuring point 1 under the conditions of non-water and fissure water,and the variation in the difference between two conditions with the mining process

将各开采工况节点的位移差值与相应开采工况节点无裂隙水条件下的位移绝对值的比值定义为位移差值百分比。位移差值百分比随开采工况变化曲线如图 19所示。在开采前，坡体裂隙内施加稳定水头后，坡顶测点1产生了微小的垂直位移，位移为-1.57 mm，而无裂隙水时该测点的垂直位移极小，为-0.9 mm，此时位移差值百分比较大，为75%左右，说明此时裂隙水对坡体变形的影响占主导地位，但并未对坡体稳定性产生较大影响。当M10-1开采后，位移差值百分比骤降，这是因为开采后采动对坡体变形的影响开始占主导地位。M10-1开采结束后，位移差值百分比降至20%。此后，随着开采的继续进行，位移差值百分比先增加后减小。在工况M10-3和M14-1期间保持在较高水平，在36.80%～39.42%。在工况M14-2和M14-3期间，位移差值百分比下降，最终回落至23.94%。从3.2.2节得知，开采对坡体的扰动强度先增加后减小。工况M10-3阶段，坡体受采动影响产生严重破坏，裂隙大量发育，并引起上部原有裂隙扩展和贯通，开采扰动强烈。在此过程中，水力作用发挥明显，加剧了坡体变形和破坏，因此导致位移差值百分比较大。当开采M14-1时，一方面坡体进一步破坏，但破坏程度有限，另一方面前一工况坡体破坏后的应力和变形在此阶段调整，导致此阶段水力作用依然显著，因此位移差值百分比依然在较高水平。此后，随着继续开采(工况M14-2和M14-3)，坡体进一步破坏和变形的程度较小，开采扰动强度也相对减小，因此水力作用的发挥程度降低，导致位移差值百分比减小。由此，可得出，采动是引起坡体变形和失稳的主要因素。开采后，当坡体受到强烈扰动发生严重破坏时，水力促进坡体变形的作用会显著提高；而采动扰动强度较低时，这种水力作用也有所减弱。换句话说，开采扰动越剧烈，水力导致坡体变形的作用越显著，反之，则水力作用越弱。

图19 测点1的位移差值百分比(位移差值/无裂隙水条件下位移值)随开采工况变化曲线Fig.19 Change curve of displacement difference percentage(displacement difference/displacement value under the condition of non-water) of measuring point 1 with mining process