由于我国复杂的煤田地质构造赋存条件，我国煤矿水灾事故一直是世界上最为严重的国家之一[1]，尤其是煤矿突水灾害给我国的煤矿安全生产造成了重大的人员伤亡和经济损失。为了控制我国煤矿水灾事故的发展态势和保持现有工作成效，《煤矿防治水规定》制定了“防、堵、疏、排、截”5项水灾综合治理措施[2]，其中注浆堵水技术不仅可对水灾事故进行灾前预防，更是当前多数水灾事故发生后的主要治理手段。

随着我国东部矿区中浅部煤炭资源的枯竭，多数矿井已进入深部开采，不少矿井的煤层底板承受的奥灰水压已超过10 MPa，煤层底板奥灰突水危险性日益增加[4]。近年来，随井上下近水平定向钻探与注浆技术的发展，对煤层底板薄层灰岩或奥灰顶部岩层的超前区域注浆改造等注浆堵水工程大量开展。

对注浆堵水工程进行科学的分析和评价是确保工程质量的关键，也是矿井在突水周边区域或突水危险区恢复生产的依据。评价注浆堵水效果最直接的依据就是根据注浆堵水前后预测或实测涌水量变化而计算的堵水率[6]，但该评价方法并不能反映注浆堵水工程中的单项工程质量。

目前对单项注浆堵水工程效果的评价方法主要有物探、钻探和注浆特征分析[8]，其中物探方法主要有超声波检测、无线电波透视、孔内电视窥视和孔间透视分析，钻探方法主要有钻孔简易水文观测、钻探取芯特征和钻进阻力特征分析，注浆特征分析方法主要包括不同注浆序次和不同注浆段的P-q-t特征分析。可知，上述评价方法都是对注浆堵水工程效果的定性评价，其评价结果的优良等级与整个注浆堵水工程的注浆结束标准高低及堵水率要求高低密切相关，不足以客观地反映单项注浆堵水工程的效果。因此，有必要开展对单项注浆堵水工程效果的定量评价。

不同的注浆堵水工况条件其构建的突水机理物理模型也不相同，因此注浆效果定量评价指标应能判断不同工况条件经注浆后其发生突水的概率大小。根据不同的突水影响因素，国内外学者研究形成了大量的煤层底板突水机理理论，文献[12]认为突水机理研究的本质是查清突水通道是如何形成的，并根据突水通道的形成方式把煤层底板突水机理归纳为“破裂致突”、“渗流致突”和“破裂致突+渗流致突”3种类型，可知注浆后岩土体的力学强度和渗透性能对突水发生与否起至关重要的作用。另外，注浆的实质即是通过一定的压力将浆液注入到岩土体中，以改善岩土体的结构，达到加固和防渗的目的[13]。因此，分析认为可以把岩土体经注浆后的力学强度和渗透性能作为注浆效果的定量评价指标。

目前测定岩土体力学强度和渗透性能的方法主要有室内渗透试验和数值模拟[14]及现场原位压水试验[20]，但是由于室内试验是对岩块的力学强度和渗透性能的测试，其不仅因与现场真实岩体存在尺度效应，而使测得的试验参数偏离实际，也无法还原测试岩体所处的真实地质环境和岩体结构条件。与室内测试相比，现场原位压水试验能够真实地反映测试岩体在所处的地质环境和岩体结构条件下的力学强度和渗透性能。同时，由于注浆堵水工程是一项极其复杂的隐蔽工程，注浆效果是岩土体结构特征、注体承压水特性、浆液性质及注浆工艺等因素共同作用的结果[24]，因此现场原位压水试验不仅是对注浆堵水工程效果进行定量评价的一种可靠方法，也是对采用数值模拟再现浆液扩散机理，以指导注浆施工和认识浆液扩散机理的有效手段，研究成果具有较大的注浆理论价值和工程实践意义。

1 工程研究背景

2017-05-25安徽某矿12123上下底抽巷间联络巷掘进过程中发生特大突水淹井事故，最大突水量达14 000 m3/h，突水水源为奥灰水，突水通道为隐伏于巷道底板下方的奥灰岩溶陷落柱与裂隙带的复合通道。为了尽快封堵住突水点，同时为了降低经济损失，保住矿井-485 m标高以上水平不被水淹，采取了同时对巷道截流和突水通道堵源的注浆堵水方案。在制定堵源层位时，为了充分利用堵水抢险期间的注浆钻孔，减少后期的奥灰水害区域注浆改造与治理工程量，选择距离联络巷底板垂距60 m的太原组灰岩作为堵源的目标层位，其层厚4 m，承压水头压力2～3 MPa。

由于突水点上方存在多个煤层采空区且对应地表为采煤塌陷坑形成的生态鱼塘，地面无法施工垂直钻孔进入巷道突水点和堵源目标层位，注浆堵水钻孔全部采用地面定向分支斜钻孔，其中堵源钻孔在进入目标层位后都沿着太原组灰岩层面顺层钻进，单孔孔深都在677 m以上，裸孔段都在120 m以上。

历时77 d，2017-08-16，全面成功地封堵住了联络巷突水点的涌水，井下测得突水点残余涌水量为0，表明巷道截流堵水效果明显，堵水率100%。由于堵源钻孔孔深过大，裸孔段90%以上都在太原组灰岩中沿层面顺层钻进，现场压水试验不但工艺复杂、环节繁琐，技术要求也极为严格，而且现有文献鲜有报道在顺层钻孔中压水试验测试岩体力学强度和渗透性能的计算方法，因此抢险堵水期间没有在地面钻孔中压水试验检测堵源注浆效果。为了确保12123工作面安全回采，在井下巷道清淤工作结束后，再次在12123上底抽巷朝突水点下方施工垂直太原组灰岩层面的钻孔，通过现场压水试验定量评价堵源注浆效果。

2 现场压水测试

2.1 测试方案

选择距离突水点最近的12123上底抽巷进行现场压水测试，设计2个钻孔，其中1个钻孔(C1)压水，1个钻孔(C2)观测，2个钻孔均位于突水联络巷未掘段的西侧，孔间距为4 m，开孔位置距离测试段顶板垂距60 m。测试段为抢险堵水期间的堵源目标层位太原组灰岩，层厚4 m，上距C33下太原组灰岩平均为5 m，其间隔岩层岩性为鲕状泥岩、铝质泥岩、泥岩、砂质泥岩及粉砂岩，下距太原组灰岩平均为3.5 m，其间隔岩层岩性为砂质泥岩及细砂岩。试验钻孔C1,C2均要求钻进至测试段顶板时，下管固孔将上部岩层隔离后，裸孔钻进至测试段底板，并在测试段顶底板两端安装封隔器，控制压水试验时水流扩散的物理边界，使得压水试验过程中，压入测试段岩体中的水流以径向流的形式顺层向外扩散。测试钻孔成孔后，在压水孔C1中接入压水泵并在孔口安装流量计和压力表用以采集压水流量和压力数据，在观测孔C2中一定深度位置安装水压力传感器，通过电缆与水压检测仪连接用以采集观测孔水压数据。测试钻孔布置及参数设计，如图1和表1所示。

2.2 测试方法

太原组灰岩埋深525 m，底板承受奥灰水压5.64 MPa，选择其作为堵源注浆和后期区域注浆改造与治理目标层位，目的是利用注浆后的太原组灰岩岩体，防止上覆煤层开采底板奥灰突水事故的发生。

岩体渗透性不但与岩体空隙率及其连通程度有关，还与岩体应力状态有关。岩体中应力大小决定了测试岩体产生水力劈裂的压力大小，而水力劈裂前后岩体的渗透性会发生显著变化。因此，高压压水和低压压水测得岩体的渗透性必然存在较大差异。目前规程规范给出的压水试验方法属低压压水试验方法[25]，其最大压水压力一般为1 MPa，显然用该压水试验方法研究承受5.64 MPa奥灰水压的岩体渗透性是不合理的。而且太原组灰岩本身为一含水层，单位涌水量q=0.001 9～0.021 1 L/(s·m)，富水性弱，渗透系数K为1.1×10-5～3.43×10-4 cm/s，渗透性属弱～中等，但其经注浆后仍难免会存在节理、裂隙、局部破碎带等各种软弱结构面，当压水压力超过岩体内各种软弱结构面所能承受的压力时，岩体中的裂隙将进一步扩展或张裂，岩体渗透性也会发生显著变化。因此，根据注浆后的太原组灰岩底板需承受高奥灰水压的实际工况条件，选择采用高压压水试验方法定量评价堵源注浆效果，不仅能真实反映岩体渗流变化的情况，还能评价岩体抵抗水力劈裂的能力，符合注浆堵水工程效果定量评价方法的实质要求。

测试过程中，压水孔采用不同压力梯度稳压慢速压水方法进行压水，每级压力压水持续时间15 min左右，期间连续记录压水流量和观测孔水压变化，待观测孔水压变化和压水压力变化基本同步时即可停止测试。

2.3 测试结果分析

由于观测孔中水压力传感器采集的数据是传感器预埋位置的水压数据，而压水孔压水压力是孔口压力表读取的水压数据，数据处理时将2者换算到测试段岩体同一位置的水压值，其中观测孔中测试前自然水压为0.21 MPa。图2为测试过程中观测孔压力、压水孔压力和流量随时间的变化过程曲线，由于观测孔中水压数据较压水压力值小很多，为便于比较分析绘图时将观测孔中水压数据放大10倍处理。

由图2可知，压水初始阶段，压水孔压力不断增加，但压水孔流量及观测孔压力却基本保持不变，表明压水层段岩体原始状态下裂隙不发育或裂隙的连通性较差，渗透性能较弱，具有良好的隔水性能。随压水孔中压力的不断增加，压水孔流量及观测孔压力也开始显现变化，表明压水层段岩体中原有裂隙逐渐被扩展连通，渗透性能逐渐变好。在压水孔压力增至7.74 MPa以后，压水孔流量及观测孔压力都出现突增现象，表明压水层段岩体中发生了水力劈裂，压水孔中水流迅速在岩体裂隙通道中向观测孔扩散的结果。当压水孔压力维持在9.35 MPa时，压水孔流量维持在33.72 L/min，观测孔压力稳定在0.86 MPa，且观测孔压力变化仅滞后于压水孔压力变化后1 min，表明此时压水孔与观测孔间岩体已遭到压裂破坏，裂隙间的连通程度基本达到最大，渗透性能基本达到峰值状态，形成了稳定的渗流通道。

从整个压水试验过程曲线还可知，压水孔中压力与流量的变化基本同步，但观测孔中压力的变化却存在滞后现象，且滞后的时间随压水孔与观测孔间渗透压差的增大而减小，表明压水孔中水流向观测孔中渗透需要一定的时间，且渗流时间随岩体渗透性能的增强而变短，符合渗流基本特征。从压水层段岩体发生水力劈裂到稳态渗流过程中，压水孔与观测孔间的渗透压差仍在不断增大，表明压水层段岩体中不存在明显的软弱结构面，渗流通道主要为原有裂隙，高压压水仅使裂隙间的连通程度提高。在压水试验后期，随压水孔中压力的降低，压水孔流量及观测孔水压也同步减小，但与前期压水孔压力增大阶段相比，在压水孔流量相等的条件下，压水孔与观测孔间的渗透压差有所降低，表明压水层段岩体中前期因水力劈裂产生的裂隙，部分出现了弹性变形回弹而闭合，部分发生了不可逆的压裂破坏。

3 注浆效果定量评价

根据对太原组灰岩堵源注浆的目的及对其工程效果定量评价方法的要求，结合煤层底板奥灰突水防治技术要求，使得注浆效果定量评价应从注浆后岩体的渗透性和力学强度两个方面入手，其中力学强度主要指注浆后岩体抵抗水力劈裂的能力。由于同一岩体在相同的地下水头压力和应力状态条件下，其抵抗水力劈裂的能力与岩体的渗透性能成反比，因此采取先岩体渗透性能后岩体力学强度的堵源注浆效果定量评价顺序。

3.1 渗透性能定量评价

反映岩体渗透性的定量指标主要有透水率和渗透系数两项，由于透水率不仅不便于直接用于水文地质计算，而且其值大小与测试孔孔径大小有关[26]，因此选择渗透系数作为岩体渗透性能定量评价的关键参数。目前，规程规范和专家学者对压水试验测定岩体渗透系数的计算，多采用基于层流假定的达西流条件下的公式进行计算[20]，然而高压压水试验条件下岩体中地下水的流态已不再是层流或达西流，而是紊流状态[27]。在紊流状态下，如果按线性达西流考虑进行计算，则会引起岩体内计算水头和流量的较大误差[30]。因此，在高压压水试验条件下，对测试岩体渗透系数的计算按紊流考虑将更为合理。

目前，对于雷诺数Re>1～10的地下水运动，还没有一个被普遍接受的非线性运动方程。P.FORCHHEIMER提出在Re>10的条件下，渗流速度与水力坡度之间的非线性关系公式为

J=av+bv2

(1)

其中，J为水力梯度;v为渗流速度;a,b为系数，取决于岩体中地下水的流态。当b=0，J=av，渗流为达西流，地下水运动满足线性的达西定律;当a≠0且b≠0时，渗流为不满足达西流的层流向紊流过渡状态;当a=0，J=bv2，渗流为紊流。

当地下水呈紊流时，式(1)变为

(2)

式(2)称为Chezy公式，Kc为地下水呈紊流状态的渗透系数。Chezy公式虽然比较古老，但目前仍被广泛应用。

现场高压压水测试时，可以利用水流达到相对稳定状态下，根据观测孔水压、压水孔水压和流量的关系来计算岩体渗透系数。为了利用多孔连续介质渗流理论来描述复杂裂隙介质中地下水的渗流问题，假定测试岩体为各向同性介质，则当对太原组灰岩整个含水层段压水时，在水流扩散的上下物理边界被控制的条件下，在压水孔四周形成以压水孔为中心的水流扩散圈，并以径向流的形式顺层向外逐步扩展，当水流扩展到观测孔时，观测孔中水压会发生明显变化，此时两孔相互连通，如图3所示。

压水过程中当流量和压力达到相对稳定时，假定任意过水断面上的流量均等于Q，则根据紊流渗透定律有

(3)

整理可得

(4)

在距离钻孔r处的水力坡度为

(5)

对式(5)分离变量积分，过水断面半径r积分限为r0到R，压力水头P积分限为P0到PR，得

-dP=Jrdr

(6)

将式(4)代入式(6)得

(7)

整理可得

(8)

将式(8)代入式(3)，整理可得地下水呈紊流状态的渗透系数计算公式为

(9)

式中，Kc为渗透系数，cm/s;Q为压水流量，L/min;L为测试段长度，m;P0,PR分别为压水孔和观测孔中的压力水头，m;r0, R分别为压水孔孔径及其与观测孔的孔间距，m。

根据测试结果分析可知，当压水孔压力维持在9.35 MPa时，压水孔流量维持在33.72 L/min，观测孔压力稳定在0.86 MPa，可以认为压水孔和观测孔之间岩体的水流达到稳定流状态，满足式(9)的地下水呈紊流状态下的渗透系数计算公式的适用条件。同理，可以利用式(9)计算其他压力梯度下压水水流稳定时的岩体渗透系数，计算结果如表2和图4所示。

由图4可知，渗透系数-渗透压差关系曲线具有明显的分段特征，存在2个重要的特征点，即水力劈裂点和压裂破坏点。在水力劈裂点前，渗透系数-渗透压差关系曲线可近似看作平行于横坐标轴的直线，此阶段渗透系数随渗透压差的增大虽然也显现出增大趋势，但增大幅度较小，渗透性能整体较弱，渗透系数可以认为是岩体的原始渗透系数。在水力劈裂点至压裂破坏点间，渗透系数-渗透压差关系曲线可近似看作具有一定斜率的直线，此阶段渗透系数呈现突增趋势，水力劈裂点就是渗透系数突变点，在压裂破坏点时渗透系数达到峰值，此时压水孔与观测孔出现相对一致的压力变化，两孔间形成了稳态渗流。在压裂破坏点后，即压水孔压力降低阶段，渗透系数-渗透压差关系曲线也可近似看作具有一定斜率的直线，此阶段渗透系数呈现陡降趋势，但与压水孔压力增大的前2个阶段曲线特征相比，在相同的渗透压差条件下，此阶段的渗透系数较前2个阶段大，表明测试段岩体前期因高水压致裂产生的裂隙，部分出现了弹性变形回弹而闭合，部分发生了不可逆的压裂破坏，与前面的测试结果分析结论一致。

分析渗透系数-渗透压差关系曲线3个阶段的渗透系数变化特征表明，岩体渗透性能评价应采用产生水力劈裂前的渗透系数计算结果太原组灰岩注浆前的渗透系数为1.1×10-5～3.43×10-4 cm/s，渗透性等级属弱～中等透水，注浆后岩体产生水力劈裂前的渗透系数为2.26×10-7～2.31×10-6 cm/s，渗透性等级属极微～微透水，可见注浆前后岩体渗透性能显著变弱，表明太原组灰岩堵源注浆效果良好。

3.2 力学强度定量评价

为了定量评价岩体抵抗水力劈裂的能力，文献[14]提出临界抗渗强度σm的概念，其定义为岩体产生水力劈裂时的渗透压差Ps与测试段岩体间距R的比值，太原组灰岩注浆后岩体产生水力劈裂的渗透压差为7.33 MPa，两测试孔间距4 m，计算可得太原组灰岩注浆后岩体的临界抗渗强度为1.83 MPa/m。

分析煤层底板突水水文地质概念模型可知，隔水层抵抗水力劈裂的能力主要依赖于垂直岩体层面的阻水能力。然而，根据临界抗渗强度的定义可知，现场压水试验测得的是岩体顺层方向的阻水能力。由于岩体顺层方向的渗透性强于垂直层面的渗透性，而岩体抵抗水力劈裂的能力在相同的地下水头压力和应力条件下又与渗透性成反比，因此临界抗渗强度所反映的阻水能力必然低于突水时岩体实际呈现的阻水能力。此外，根据测试结果分析可知，岩体产生水力劈裂后，其渗透压差仍在不断增大，表明其抗渗强度也在不断增大。因此，综合上述两点考虑，认为可以用临界抗渗强度来定量评价注浆后岩体的力学强度。

太原组灰岩底板承受奥灰水压5.64 MPa，选择其作为注浆目标层位前，考虑了矿井最下一层煤开采的底板采动破坏深度不会波及太原组灰岩，根据阻水系数的消能试验测试原理[12]，层厚为4 m的太原组灰岩，在临界抗渗强度为1.83 MPa/m时，足以抵抗奥灰水的劈裂破坏，加上太原组灰岩距最下一层煤底板间距78 m，可以消除煤层底板奥灰突水的威胁，能够达到堵源注浆工程目的。

4 结 论

(1)钻孔高压压水试验是定量评价注浆效果的可靠方法，符合注浆堵水工程效果定量评价方法的实质要求，采用增加压力梯度稳压慢速压水的方法对堵源注浆后太原组灰岩进行现场压水测试，得到了注浆后太原组灰岩渗透性能和力学强度的实测数据。

(2)高压压水试验过程中，注浆后太原组灰岩表现出良好的隔水性能，产生水力劈裂的压力为7.74 MPa，岩体中不存在明显的软弱结构面，渗流通道主要为原有裂隙，高压压水仅使裂隙间的连通程度提高，阻水性能呈现出高阻弱渗的特点，水力劈裂产生的裂隙在后期压力降低阶段，部分出现了弹性变形回弹而闭合，部分发生了不可逆的压裂破坏。

(3)利用紊流渗透定律计算的岩体渗透系数-渗透压差关系曲线表现出明显的分段特征，水力劈裂点前，渗透系数可作为注浆后太原组灰岩的原始渗透系数，渗透性等级属极微～微透水，与注浆前太原组灰岩弱～中等透水的渗透性等级对比，渗透性能显著变弱，表明堵源注浆效果良好。

(4)可根据临界抗渗强度来评价注浆后太原组灰岩抵抗水力劈裂的力学强度，经计算其临界抗渗强度为1.83 MPa/m，根据阻水系数的消能试验测试原理，注浆后的太原组灰岩足以抵抗5.64 MPa奥灰水的劈裂破坏，可以消除煤层底板奥灰突水的威胁，能够达到堵源注浆工程目的。

参考文献(References):

[1] 武强.我国矿井水防控与资源化利用的研究进展、问题和展望[J].煤炭学报,2014,39(5):795-805.

WU Qiang.Progress,problems and prospects of prevention and control technology of mine water and reutilization in China[J].Journal of China Coal Society,2014,39(5):795-805.

[2] 国家安全生产监督管理总局,国家煤矿安全监察局.煤矿防治水规定[S].北京:煤炭工业出版社,2009.

[3] 崔芳鹏,武强,刘德民,等.煤矿突水灾害综合预防与治理技术[J].煤矿安全,2015,46(3):175-177.

CUI Fangpeng,WU Qiang,LIU Demin,et al.Comprehensive technique for coal mine water disaster prevention and treatment[J].Safety in Coal Mines,2015,46(3):175-177.

[4] 赵庆彪.奥灰岩溶水害区域超前治理技术研究及应用[J].煤炭学报,2014,39(6):1112-1117.

ZHAO Qingbiao.Ordovician limestone karst water disaster regional advanced governance technology study and application[J].Journal of China Coal Society,2014,39(6):1112-1117.

[5] 赵庆彪,赵兵文,付勇刚,等.大采深矿井地面区域治理奥灰水害关键技术研究[J].煤炭科学技术,2016,44(8):14-20.

ZHAO Qingbiao,ZHAO Bingwen,FU Yonggang,et al.Research on key technology to control Ordovician limestone water disaster on surface region of deep mining depth mine[J].Coal Science and Technology,2016,44(8):14-20.

[6] 丛山,万中杰,王桂森,等.矿山帷幕注浆堵水工程设计与施工[M].北京:地质出版社,2011:12-185.

[7] 中华人民共和国国土资源部.DZ/T 0285—2015矿山帷幕注浆规范[S].北京:中国标准出版社,2015.

[8] 黄小广.注浆效果检测方法的评价[J].煤矿安全,2001(10):38-39.

HUANG Xiaoguang.Evaluate grouting effect detection method[J].Safety in Coal Mines,2001(10):38-39.

[9] 刘再斌,南生辉,郭晓山,等.陷落柱治理注浆工程效果检查技术[J].煤炭工程,2008,40(6):59-61.

LIU Zaibin,NAN Shenghui,GUO Xiaoshan,et al.Grouting effect checking technique of collapse column control[J].Coal Engineering,2008,40(6):59-61.

[10] 康红普,冯志强.煤矿巷道围岩注浆加固技术的现状与发展趋势[J].煤矿开采,2013,18(3):1-7.

KANG Hongpu,FENG Zhiqiang.Status and development tendency of roadway grouting reinforcement technology in coal mine[J].Coal Mining Technology,2013,18(3):1-7.

[11] 黄勇,周志芳,傅胜,等.基于高压压水试验的岩体透水率变化研究[J].工程地质学报,2013,21(6):828-834.

HUANG Yong,ZHOU Zhifang,FU Sheng,et al.Study on variation of rock mass permeability with high pressure permeability test[J].Journal of Engineering Geology,2013,21(6):828-834.

[12] 肖有才.煤层底板突水的“破裂致突、渗流致突”机理与工程实践[D].徐州:中国矿业大学,2013:18-53.

[13] 胡巍.岩体裂隙与管道动水注浆浆液扩散封堵机理研究[D].徐州:中国矿业大学,2013:1-2.

[14] 姜振泉,季梁军,左如松,等.岩石在伺服条件下的渗透性与应变、应力的关联性特征[J].岩石力学与工程学报,2002,21(10):1442-1446.

JIANG Zhenquan,JI Liangjun,ZUO Rusong,et al.Correlativity among rock permeability and strain,stress under servo-control condition[J].Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering,2002,21(10):1442-1446.

[15] 刘启蒙,李文平,姬中奎,等.实测阻水系数评价奥灰突水危险性方法研究[J].煤田地质与勘探,2007,35(4):38-40.

LIU Qimeng,LI Wenping,JI Zhongkui,et al.The method of actual measurement coefficient of water-resisting to evaluate dangerousness of Ordovician limestone water invasion[J].Coal Geology and Exploration,2007,35(4):38-40.

[16] 黄伟,陈占清,靳向红,等.圆板状岩样破坏过程中的渗透特性试验研究[J].实验力学,2010,25(4):420-424.

HUANG Wei,CHEN Zhanqing,JIN Xianghong,et al.Experimental research on permeability of round slice rock specimen in its failure process[J].Journal of Experimental Mechanics,2010,25(4):420-424.

[17] ZHANG R,JIANG Z Q,SUN Q,et al.The relationship between the deformation mechanism and permeability on brittle rock[J].Nat Hazards,2013,66:1179-1187.

[18] 盛金昌,许孝臣,姚德生,等.流固化学耦合作用下裂隙岩体渗透特性研究进展[J].岩土工程学报,2011,33(7):996-1006.

SHENG Jinchang,XU Xiaochen,YAO Desheng,et al.Advances in permeability evolution infractured rocks during hydro-mechanical-chemical processes[J].Chinese Journal of Geotechnical Engineering,2011,33(7):996-1006.

[19] 杨建平,陈卫忠,吴月秀,等.裂隙岩体等效渗透系数张量数值法研究[J].岩土工程学报,2013,35(6):1183-1188.

YANG Jianping,CHEN Weizhong,WU Yuexiu,et al.Numerical study on equivalent permeability tensor of fractured rock masses[J].Chinese Journal of Geotechnical Engineering,2013,35(6):1183-1188.

[20] 黄震,姜振泉,曹丁涛,等.基于钻孔压水试验的岩层阻渗能力研究[J].岩石力学与工程学报,2014,33(S2):3573-3580.

HUANG Zhen,JIANG Zhenquan,CAO Dingtao,et al.Study of impermeability of rock stratum based on water injection test[J].Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering,2014,33(S2):3573-3580.

[21] 黄震,姜振泉,孙强,等.深部巷道底板岩体渗透性高压压水试验研究[J].岩土工程学报,2014,36(8):1535-1543.

HUANG Zhen,JIANG Zhenquan,SUN Qiang,et al.High-pressure water injection tests on permeability of deep rock mass under tunnels[J].Chinese Journal of Geotechnical Engineering,2014,36(8):1535-1543.

[22] 黄震,姜振泉,孙晓倩,等.深部岩体在高压水头作用下的渗透性状况试验[J].采矿与安全工程学报,2015,32(4):651-656.

HUANG Zhen,JIANG Zhenquan,SUN Xiaoqian,et al.Experimental examination of permeability of deep rock mass under high water pressure[J].Journal of Mining and Safety Engineering,2015,32(4):651-656.

[23] 张新敏,蒋中明,冯树荣,等.岩体高压压水试验的渗透系数取值方法探讨[J].水力发电学报,2011,30(1):155-159.

ZHANG Xinmin,JIANG Zhongming,FENG Shurong,et al.Study on the determination of permeability coefficient of fractured rock mass under high pressure test condition[J].Journal of Hydroelectric Engineering,2011,30(1):155-159.

[24] 周盛全.煤系岩溶含水层注浆改造参数优化与效果评价[D].淮南:安徽理工大学,2015:1-2.

[25] 中华人民共和国国家发展和改革委员会.DLT 5331-2005 水电水利工程钻孔压水试验规程[S].北京:中国水利水电出版社,2005.

[26] 袁东,张奇华.基于压水试验的均质含水层渗透系数计算方法[J].长江科学院院报,2014,31(8):77-80.

YUAN Dong,ZHANG Qihua.Method of calculating permeability coefficient using water pressure test in homogeneous aquifer[J].Journal of Yangtze River Scientific Research Institute,2014,31(8):77-80.

[27] 钱家忠,赵卫东,潘国营.单一流迳基岩裂隙水流态的实验研究[J].焦作工学院学报,2000,19(3):192-195.

QIAN Jiazhong,ZHAO Weidong,PAN Guoying.The experimental study of motion type of the flow in a single fracture[J].Journal of Jiaozuo Institute of Technology,2000,19(3):192-195.

[28] 蒋中明,陈胜宏,冯树荣,等.高压条件下岩体渗透系数取值方法研究[J].水利学报,2010,41(10):1228-1233.

JIANG Zhongming,CHEN Shenghong,FENG Shurong,et al.Study on the method for evaluating rock mass permeability coefficient[J].Journal of Hydraulic Engineering,2010,41(10):1228-1233.

[29] 梁德贤,姜振泉,曹丁涛.高压压水试验渗透系数的求取[J].采矿与安全工程学报,2016,33(2):324-328.

LIANG Dexian,JIANG Zhenquan,CAO Dingtao.Calculation of hydraulic conductivity in high water-pressure test[J].Journal of Mining and Safety Engineering,2016,33(2):324-328.

[30] 丁留谦,许国安.三维非达西渗流的有限元分析[J].水利学报,1990(10):49-54.

DING Liuqian,XU Guo’an.Finite element analysis of three dimensional non-Darcy’s seepage flow[J].Journal of Hydraulic Engineering,1990(10):49-54.