侏罗纪巨厚基岩下采煤突水溃砂典型案例分析

2020-12-17吕玉广赵仁乐赵宝相管彦太魏永强

煤炭学报 2020年11期

吕玉广，赵仁乐，彭涛，赵宝相，管彦太，张勇，魏永强,乔伟

(1.内蒙古上海庙矿业有限责任公司，内蒙古鄂尔多斯 016299; 2.临沂矿业集团有限责任公司，山东临沂 276000; 3.西安科技大学地质与环境学院，陕西西安 710054; 4.中国矿业大学资源与地球科学学院，江苏徐州 221116)

我国西北地区浅埋煤层薄基岩下采煤突水溃砂案例较多，华东、华北地区为了增加可采资源量、提高开采上限时此类地质灾害也时有发生[1-2]。近年来，随着西北地区侏罗纪煤田开发强度提高，巨厚基岩下水砂混合突涌地质灾害日益突出[3-5]，如内蒙古上海庙矿区、塔然高勒矿区、宁夏宁东矿区、陕西永陇矿区、黄陇煤田旬耀矿区等。杨鑫等[6]通过对西部风积砂研究，发现砂粒起动是水动能转变为砂动能的过程。张玉军等[7]以地下水动力学为基本原理，研究了突水溃砂的临界条件和预计公式。李江华等[8]通过相似材料模拟试验及理论分析，提出了临界溃砂判据。张杰等[9]在分析榆神矿区水文地质条件的基础上，指出富水砂层、静水压力、薄基岩、采场空间是溃砂的4个必要条件。隋旺华等[10-11]通过试验研究，发现抽冒或水砂突涌后含水层内孔隙水压力表现为剧烈下降并形成瞬时负压，提出了“以颗粒物质的流动行为来认识溃砂产生机理”的观点。蔡光桃等[12]通过分析砂粒的受力情况，建立了以临界水力坡度判别溃砂的方法。范立民等[13-14]以榆林神府矿区为例,提出了以多因素融合为基础的突水溃砂评价技术。以上成果均以浅表松散含水砂层为研究对象，鲜有涉及基岩突水溃砂。

张敏江等[15]通过室内模拟试验，对东北某矿区第三纪和晚侏罗纪厚覆基岩下采煤突水溃砂做了一定的研究，认为水头压力、水力坡度、突水量均具有周期性、间歇式特点，是含水层内部能量聚集、释放循环往复的过程。吕玉广等[16-17]在侏罗纪煤田水害治理技术研究中，发现地质软岩条件下弱含水基岩可以引起短时高强度携砂突水，“离层汇水作用强化了弱含水层短时突水强度，泥砂自封堵作用控制着突水过程为周期性间歇模式”，揭示了弱胶结砂岩裂隙水短时高强度水砂混合突涌机制，提出离层水害必须同时具备岩石力学、水源(富水性)、时间、空间、通道等5个基本条件。任胜文[18]通过砂岩崩解试验，提出突水溃砂必须具备水砂源、通道、动力源、流动空间4个基本条件，与笔者的研究成果有一定的共性。

2015-04-25陕西省铜川市某煤矿综放工作面发生一起顶板突水溃砂事故，人员伤亡重大，国家安全监管部门组织专家对事故原因作了初步分析并通报[19];2017年该矿开展了水文地质补充勘探工作;在补充勘探成果的基础上，彭涛等[20]对该起事故发生的原因与致灾机理进一步分析与探讨;柳昭星等[21]侧重于岩层破断力学分析，提出切顶压架诱发泥石流的观点。由于该起事故是西北侏罗纪煤炭资源开采较为典型的一种地质灾害，致灾机理复杂，笔者在全面收集相关资料的基础上，通过岩石物理力学性质测试、砂岩遇水崩解性试验、目标层段富水性评价、离层水害条件分析等，结合以往研究成果对事故原因和致灾机理进一步分析研究，制定了防范措施。

1 概况

1.1 地质条件

陕西省铜川市某煤矿属于黄陇煤田旬耀矿区，井田总体为轴向近东西的向斜构造，北翼地层倾角2°～5°，南翼地层倾角8°～12°，面积10.775 km2。矿井核定生产能力180万t/a，主采侏罗纪延安组4-2煤层，厚度0～14.80 m，平均8.62 m;底板埋藏深度275.2～593.5 m，平均486.5 m。

顶板含水层:第四系(Q)松散层孔隙含水层、白垩系洛河组(K1l)砂岩裂隙含水层、侏罗系直罗组(J2z)砂岩裂隙含水层、延安组(J2y)砂岩裂隙含水层等，前期地质勘探及后期补充勘探成果表明，各含水层富水性极弱～弱，见地层综合柱状图(图1)。

图1 地层综合柱状Fig.1 Comprehensive column map of strata

1.2 突水溃砂过程

202工作面位于井田西翼，是二采区第2个采煤工作面，开采延安组4-2煤层，底板埋深540～661 m，厚度7～11 m，倾角5°～8°。工作面走向长1 475 m，倾斜宽150 m，采用综放工艺，设计割煤高度3.2 m，放顶煤高度3.8 m。设计在上、下槽内每隔100 m向煤层顶板打1个探水孔，仰角70°，终孔于煤层顶板上法线距离约60 m处。实际仅施工2个探水孔，仰角分别为15°，36°，孔深分别为35和43 m，无水，设计的其他探水孔未再施工。

2015-04-24工作面推采至1 153 m以前，采空区涌水量30～50 m3/h，24日22时8号支架顶板出现淋水，20号支架顶板破碎;25日8时许，7～9号架顶板淋水增大，水色发浑，人员在紧急撤离过程中，听到巨大的声响，并伴有强大气流，短时间内工作面被泥砂掩埋，约450 m巷道有泥砂淤积。经估算，瞬时最大涌水量1 299 m3/h，总出水量32 267 m3，泥砂1 680.45 m3。

中煤科工集团西安研究院有限公司于2017年11月至2018年4月完成水文地质补充勘探任务:地质填图16 km2，采集地面水样8件，地面施工钻孔11个(其中TC-1为“两带”高度探查孔)，采集各类样品63件。2018年提交了水文地质补充勘探成果报告(以下简称《补勘报告》)。

2 事故分析与技术探讨

2.1 事故原因分析

事发后，安全监管部门组织专家进行事故原因分析，根据矿方提供的资料和现场察看情况，专家组给出的初步结论是:受采动影响，宜君组坚硬砾岩层下方形成离层空间;导水裂隙发育到上部洛河组砂岩，将洛河组砂岩裂隙水导入下部的离层空间并积聚;架前贯通裂隙将离层水体导入采场;在导水通道上恰好遇到古河床(地质松散体)，以水砂混合形式涌出，如图2所示(摘自国家安全监管总局、国家煤矿安监局[2016]6号电文)。文献[20]对该起事故原因的认定如图3所示。

图3 文献[20]认定事故原因Fig.3 Causes of accidents identified in References[20]

仍以该起事故为研究对象，文献[21]提出综采支架工作阻力过小，无法承担直接顶全部载荷和基本顶给定载荷，破断岩块滑落失稳，诱发泥石流溃出的观点，如图4所示。

图4 压架切顶诱发泥石流Fig.4 Debris flow induced by top cutting of press frame

对比图2，3，文献[20]与事故调查组专家分析结果基本一致，可以归纳出5个关键环节:① 宜君组岩层相对坚硬(单轴抗压强度23.60～59.48 MPa)，直罗组岩层相对软弱(单轴抗压强度2.1～31.1 MPa)，在较坚硬的宜君组下方形成离层空间;② 洛河组砂岩裂隙含水层富水性较好;③ 导水裂隙发育到上部洛河组，将洛河组裂隙水导入宜君组下方离层空间并积聚;④ 离层水体通过架前贯通性裂隙溃入采场;⑤ 在导水通道上恰好遇到古河床(溃砂体)，形成水砂混合流溃出。

图4所表达的基本观点是:采动裂隙波及到上部洛河组含水层，将洛河组砂岩裂隙水导入下方直罗组;直罗组软弱岩层遇水崩解、泥化，形成泥石流体;高位上关键岩层破断，破断岩块在回转过程中向下产生动载荷，传递至工作面和泥石流体;综采支架工作阻力过小，在架前形成竖向贯通裂缝;泥石流体在冲击下产生向下的动能，沿着贯通裂缝溃入采场。

2.2 技术商榷

(1)根据《补勘报告》，宜君组地层在井田内赋存并不稳定，地层厚度0～24.36 m，平均厚度10.9 m，根据钻孔资料绘制宜君组地层等厚线图(图5)。从图5可以看出，在ZD6-1钻孔和ZK11钻孔附近宜君组地层缺失，而事故发生地点就位于ZD6-1钻孔附近的地层缺失区内，由此可见，宜君组砾岩下方出现离层空腔的判断值得商榷。

图5 宜君组地层等厚线Fig.5 Isopach map of Yijun Strata

(2)图2，3中，导水裂隙已经发育到上部洛河组，可以推断离层空间的下方导水裂隙更加发育，则离层空间的封闭性遭受破坏，裂隙水无法在离层空间内长时间积聚并达到一定的量，应该是以“温和”的形式涌入采场，是否具备携带泥砂的水动力值得商榷。

(3)根据《补勘报告》，井田内没有发现古河床(图2中“地质松散体”或图3中“溃砂体”)，以古河床(地质松散体、溃砂体)来解释砂源值得商榷。

(4)TC-1“两带”高度探测孔设计在201采空区上方(图5)，201工作面于2015年1月回采结束，2018年4月在其上方探测“两带”发育高度是否可行值得商榷。

(5)根据《补勘报告》描述:TC-1孔进入基岩后冲洗液大量消耗(孔内仍有稳定液面)，未取得“两带”高度实测数据。文献[20]“实测冒裂比为15.9，以此计算导水裂隙高度达到230 m”，以此推断导水裂隙深入到高位上的洛河组地层，值得商榷。

(6)根据《补勘报告》:洛河组砂岩单位涌水量0.001 425～0.007 25 L/(s·m)，渗透系数0.000 51～0.003 30 m/d;直罗组砂岩单位涌水量0.000 166 0～0.000 389 1 L/(s·m)，渗透系数 0.000 110 45～0.000 520 00 m/d;延安组砂岩单位涌水量为0.000 356 L/(s·m)，渗透系数0.000 149 m/d。各含水层富水性均为极弱～弱，对洛河组砂岩裂隙水为突水水源的认定值得商榷。

(7)文献[21]认为:支架工作阻力过小造成压架切顶并形成架前贯通裂缝，但没有给出支架实际工作阻力和适宜工作阻力，事故发生前已经回采了1 153 m，并没有出现过切顶压架现象，对支架工作阻力过小和溃涌通道的认定值得商榷。

(8)垮落带内岩层以破断、垮落运动为主，弯曲下沉带内岩层则以整体弯曲下沉为主，图4关键层破断失稳岩体却出现在导水裂隙带上方弯曲下沉带内，值得商榷。

基于以上原因，本文对水砂混合突涌机理进一步研究。

3 事故原因再分析

根据抽水试验成果，4-2煤上部各含水层均为弱～极弱含水层，本身难以发生灾害性突水，而该起事故瞬时水量达到1 299 m3/h，总水量仅3万余m3，突水持续时间短，则符合离层水害特征。根据文献[16-17]，离层汇水作用将围岩中的裂隙水转化为“自由”水体，具备导水通道时，离层水瞬时溃入采场，短时水量大。下文对离层水害发生的基本条件进行详细分析。

3.1 离层水害发生条件

继刘天泉、李白英等提出采后覆岩“上三带”理论后，高延法等[22]基于离层注浆减沉工程实践提出“上四带”理论，将弯曲下沉带下部划分出离层带。笔者在多年工程实践基础上提出:煤层上覆基岩内任何层段均可能产生离层裂隙，砂岩裂隙水长时间向离层裂隙(达到一定规模称为离层空间)内渗透补给，在离层空间内形成自由水体，当具备导水通道时会引发短时高强度突水。离层水害发生需要同时具备5个基本条件:

(1)物理力学条件。地层的非均质性(力学强度差异大)，决定着覆岩内各岩层下沉运动是非协调性的，上硬下软的岩层结构容易在坚硬的岩层下方产生离层。

(2)时间条件。离层空间内积聚的水体来自于砂岩裂隙水，裂隙水向离层空间内渗透补给需要经历一定时间才能达到一定的体量，含水层富水性越弱则需要的汇水时间越长。

(3)水源(富水性)条件。离层空间所处的围岩必须有一定的富水性，砂泥质沉积建造的富水性具有各向异性、各层异性特点，相对富水区更容易形成离层水体，富水性越好所需要的汇水时间越短。

(4)导水通道条件。在没有特殊构造的情况下，导水裂隙是常见的导水通道，即导水裂隙必须波及到离层水体才会发生离层水害。

(5)空间条件。如图6所示，离层1位于导水裂隙带之上，缺少通道条件;离层3位于导水裂隙带或垮落带之内，过早被导水裂隙刺穿，不具备汇水时间条件;离层2位于导水裂隙顶部附近，在导水裂隙刺穿以前汇水时间相对充足，且最终被导水裂隙刺穿。因此，只有位于导水裂隙带顶部附近的离层空间才可以形成离层水害。

图6 离层裂隙空间位置示意Fig.6 Sketch map of off-layer fracture space position

3.2 离层裂隙产生的物质基础

事故矿井有大量的岩石力学试验数据，统计结果表明(表1)，总体上单轴抗压强度较低，成岩性差，符合西北地区弱胶结软岩地层共性特征。但单轴抗压强度两极值区间较大，极软弱、软弱、中硬、坚硬等岩层交替沉积，相对坚硬岩层是一定范围内的关键层，为离层裂隙的形成提供了物质基础。虽然事故地点坚硬的宜君组地层缺失，现有的地层条件足以形成离层裂隙。

3.3 离层空间位置

由于地层沉积结构和力学性质的复杂性，工程探测或数值模拟等方法获得的导水裂隙发育高度未必精准，可以提供参考数据。《建筑物、水体、铁路及主要井巷煤柱留设与压煤开采规范》经验公式虽然强调东部矿区厚煤层分层开采适用条件，本文可以借用经验公式判断引起本起事故的离层空间所处的空间范围，从而确定研究富水性的地层范围，并不强调导水裂隙带计算结果的精准度。有研究结果表明[23]，在相同采高情况下，中东部地区导裂高度大于西部地区导裂高度。可见，本文借用经验公式判断离层空间位置是可行的。

表1 岩石单轴抗压强度试验数据Table 1 Test data of rock uniaxial compressive strength MPa

该矿岩层条件从软弱～坚硬均有分布，选择软岩和坚硬岩石适用公式分别估算导水裂隙发育高度(M为分层采高)。

(1)

这里选择+4 m。

(2)

这里选择+8.9 m。

设计总采高7.0 m(割煤高度3.8 m，放顶煤高度3.2 m)，实际放煤高度可能略大于3.2 m，总采高按7.5 m计算，得导水裂隙发育高度两极值为30.54～77.1 m。

ZD6-1,X23钻孔距离突水溃砂点最近，4-2煤上距洛河组距离分别为59.29，63.44 m，可见，导水裂隙并不必然发育到洛河组地层。

煤层顶板上方30.54 m层段内采动裂隙发育，不满足离层汇水时间条件;煤层顶板上方77.10 m以上的地层中即使形成离层水体，因缺少导水通道条件而与本起事故无关。据此推断引起本起事故的离层空间应该位于煤层顶板上方30.54～77.10 m内。

3.4 水源(富水性)条件

离层空间能否在有限的时间内积聚一定水量，取决于围岩的富水性，因此，以煤层顶板上方30.54～77.10 m层段(厚度46.56 m)作为富水性研究目标层段，从而缩小了富水性研究范围。延安组、直罗组、宜君组以及洛河组均为砂泥质互层型沉积建造，富水性弱且相近，根据文献[24]评价类型划分标准应属于B型:视为同一套地层去评价，不再按地层名称划分。

本文没有岩芯采取率、孔隙(裂隙)率等地质参数;各含水层分别有0～2个钻孔做过抽水试验，单位涌水量和渗透系数数据太少，且抽水试验层段与目标层段(30.54～77.10 m)空间上不对应，不足以刻画目标层的富水性规律。通过钻孔资料，目标层段内砂岩层厚度可知，脆塑性比值可计算得到;根据构造纲要图可计算得到构造分维值，故选择砂岩层厚度、脆塑性比值、构造分维值3种参数评价目标层段的富水性。

3.4.1富水性指数专题图

文献[24-25]提供的富水性指数计算公式包含了砂岩厚度和脆塑性比值2种地学信息，其基本公式为

(3)

式中,Fi为富水性指数;Mc为目标层段内脆性岩层累加厚度，m;Hy为研究层段厚度，本例为46.56 m(30.54～77.10 m)。

根据钻孔柱状图地层信息，统计、计算得到4-2煤顶板上30.54～77.10 m层段内富水性指数列表，导入Surfer绘图软件得到富水性指数等值线图(图7)。从图7可以看出井田西翼局部区域富水性好。

3.4.2构造分维专题图

依据构造分形理论，构造分维值作为评价地质构造复杂程度的指标具有明显的优越性，构造在一定程度上控制着富水性。事故矿井构造简单，断层不发育，一条轴向近东西的向斜贯穿整个井田，是井田主体构造，生产中发现向斜轴部附近高角度张裂隙发育，淋水点较多，工作面涌水量较大，因此，该向斜在很大程度上控制着井田富水特征。

笔者采用相似维来描述构造网络的复杂程度。设F(r)为Rn上任意非空有界子集，N(r)为覆盖F(r)所需的分形基元B的相似集rB的最小个数集合，如果r→0时，N(r)→∞，则定义集合F(r)的相似维Ds为

图7 富水性指数等值线Fig.7 Equivalent chart of water rich index

(4)

在构造纲要图上将井田按边长400 m划分为若干个正方形块段，每个块段的中心点为数据坐标点。将每个方块以边长200，100，50 m进行再分割，记录有构造迹线穿过的网格的数目N(r)，得到r0=200，r0=100,r0=50 m时N(r)，投放到lgN(r)-lgr坐标系中，所得拟合直线的斜率的绝对值即为该块段的相似维Ds。通过上述过程得到相似维Ds数据列表，据此绘制构造分形专题图(图8)。

3.4.3归一化处理

图8 构造纲要及构造分维等值线Fig.8 Outline of structure and the contour map of fractal dimension value

为了将量级和量纲不相同的2种数据进行复合叠加，需要进行归一化处理，使数据限定在0～1。归一化公式为

(5)

式中，Ai为归一化处理后的数据;a,b为归一化区间的两极值，a为下限，取0;b为上限，取1;Xi为归一化前的原始数据;minxi为最小值;maxxi为最大值。

上述2种专题图绘制前已经对数据进行归一化处理。

3.4.4数据叠加

富水性指数共有25个数据(25个钻孔资料);构造分维共有162个数据(162个正方形块段)，两种数据的坐标点没有对应关系、数据量不等，通常采用ArcGIS绘图软件进行矢量叠加[26]，本文采用以下步骤进行数据叠加:

(1)将前文162个块段中心点坐标投绘到富水性指数专题图上，根据富水性指数等值线读取各中心点上富水性指数，记入构造分维值列表，则富水性指数由原来25个数据变成162个数据。

(2)本例仅有2种数据，层序结构简单，无须采用AHP层次分析法或其他方法确定各项数据的权重值，权重值均设为0.5。

(3)同一坐标点上构造分维值与富水性指数分别乘以权重值0.5后再相加，得到富水性综合评价指数列表。

(4)将最终得到的数据列表导入Surfer绘图软件，得到富水性综合指数等值线图，与采掘工程平面图叠合后得到图9。从图9可以看出，井田西部、东部富水性较强，中部富水性较弱，所以二采区的201工作面涌水量较大，202工作面突水溃砂;一采区的118,119等工作面涌水量较大，均与富水性评价结果吻合。突水溃砂点恰好位于二采区的相对富水区(综合评价指数0.6～1.0)，为离层水害的发生提供了水源(富水性)条件。

图9 富水性综合指数等值线Fig.9 Isogram of water-rich comprehensive index

3.5 泥砂来源

浅埋煤层薄基岩下采煤突水溃砂的泥砂一般来源于上部松散含水砂层，深埋煤层厚覆基岩下突水溃砂容易使人联想到古河床，事实上弱胶结岩石在水中也可变成流态泥砂。

从事故矿井采集16组砂岩(直罗组、延安组)做崩解试验，其中8组遇水即崩解，7组6 h后完全崩解，1组饱和吸水后单轴抗压强度仍高达36 MPa。如图10(a)所示，采集一块中粒砂岩，准备一杯清水，做试验前准备;如图10(b)所示，将砂岩放置于清水中;如图10(c)所示，入水48 s后完全崩解成散砂;图10(d):倒于另一广口瓶内。实验证明，侏罗纪弱胶结砂岩遇水有极强的崩解性，在水动力下具有显著的流砂属性，可以形成水砂混合流体。

图10 弱胶结砂岩崩解性实验Fig.10 Disintegrating experiment of weak cemented sandstone

事故矿井历次勘探均没有发现古河床或地质松散体，结合实验结果可以得出结论:突水溃砂的泥砂来源于弱胶结砂岩含水层而非类似于古河床的溃砂体(或称地质异常体)。

3.6 偶发性特点

覆岩内任何层段上均可能产生离层裂隙，但只有位于导水裂隙顶端附近的离层裂隙(离层空间)才可以发生离层水害。我们不可能对任意空间上的岩石做物理力学测试，因此，精准判断离层位置是不现实的。

由于地层厚度的变化、导水裂隙发育高度的差异性以及富水特征的各向异性，离层水害的5个条件同时满足的机率较小，决定了此类事故发生具有一定的偶然性。如，本例中ZD6-1,X23钻孔相距仅60 m，地层厚度变化却很大(表2);相邻的201工作面以及一采区117,118,119,120等工作面均位于相对富水区内，只是表现为采空区涌水量偏大，但没有突水溃砂，正是此类事故偶发性的体现。

表2 地层厚度统计Table 2 Statistical table of strata thickness m

4 防治措施

此类地质灾害需要同时具备物理力学条件、汇水时间条件、水源条件、导水通道条件、离层空间条件等，岩层的物理力学条件不容改变，其他条件者是可以人为控制的，只要改变其中一个或多个条件则可以避免事故的发生。实践中常采取以下2种措施:

(1)疏干开采。工作面回采以前，在工作面2条巷道内每隔100 m施工1组疏放水钻孔，钻孔平面夹角15°～30°，360°全方位覆盖;每一方位角上施工2个钻孔，一个大角度另一个小角度，空间上构成双层结构;疏放水高度以导水裂隙带+4倍采高为限，钻孔深度由钻孔仰角、疏放水高度以及工作面宽度共同确定。通过预先疏放改变地层富水性条件。

(2)预置导流管。在工作面下平巷内，每隔100 m预埋1根钢质导水滤管，导水管与巷道平面夹角30°～45°，终孔于导水裂隙带顶部附近，一旦形成离层空间并蓄水，可以通过导流管及时泄出，无法形成离层水体，从而无法提供携带泥砂的水动力。

内蒙古上海庙矿区在开发初期也曾发生过类似地质灾害，采取上述2项措施后，多年来再未发生类似的事故(参见文献[16-17])。