劉 洋

(1.中煤科工集團西安研究院有限公司 水文地質(zhì)研究所，陜西 西安 710077；2.西安科技大學 地質(zhì)與環(huán)境工程學院，陜西 西安 710054)

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淺埋開采工作面水沙潰涌災害預測及防治對策

劉 洋1，2

(1.中煤科工集團西安研究院有限公司 水文地質(zhì)研究所，陜西 西安 710077；2.西安科技大學 地質(zhì)與環(huán)境工程學院，陜西 西安 710054)

將水沙潰涌作為滲透破壞的一種形式，將被導水裂縫貫穿的潛水含水層轉換成圓形截面，運用完整井理論建立了覆巖破壞涌水裂隙通道的水力坡度表達式，并由Kusaki公式計算得出了影響半徑，利用Zamarin式求解求得水力坡度的臨界值，同時結合覆巖頂板實際破斷情況，將“懸臂”巖梁分為不回轉(θ=0°)和回轉(θ≠0°)2種情況分別給出了是否發(fā)生水沙潰涌的判別式，進而為導水裂隙帶(網(wǎng)絡性)影響范圍內(nèi)的含水砂巖層疏干降排提供了科學的參考依據(jù)和理論基礎；另外，針對冒落性裂縫帶、網(wǎng)絡性裂縫帶所引發(fā)的水沙潰涌災害的特征和類型，提出了相應的配套防治對策，確保了開采工作面不發(fā)生災難性水沙潰涌威脅。

富水沙層；水沙潰涌；水頭高度；水力坡度

0 引 言

神東煤炭集團地處毛烏素沙漠與黃土高原的接壤地區(qū)，2015年實現(xiàn)自產(chǎn)商品煤連續(xù)3 a超過2億t，是中國乃至全球最大的煤炭生產(chǎn)基地。目前主要集中開采淺部煤層資源，該煤層突出賦存特點是埋藏淺(埋深<150 m)、上覆基巖薄(厚度<100 m)，煤層埋藏穩(wěn)定，賦存條件優(yōu)越。在礦井開采初期，人們普遍認為其地處毛烏素沙漠缺水地區(qū)，礦井水文地質(zhì)條件簡單，開采過程中應不會存在水害問題，然而開采實踐表明，由于開采擾動形成的導水沙裂隙通道直接溝通富含潛水的厚松散沙層，導致采掘工作面頻發(fā)潰水或水沙潰涌災害，使該類災害成為影響礦井安全生產(chǎn)的關鍵問題之一[1-2]；淺埋煤層水沙潰涌災害主要案例有：大柳塔煤礦1203工作面在老頂初次垮落時，導水沙通道直接波及富水沙層，引發(fā)涌水潰沙事故，4天內(nèi)淹沒工作面，停產(chǎn)時間達10 d之久，嚴重影響了該礦井的安全生產(chǎn)，造成了巨大的經(jīng)濟損失；在20601工作面開采以前，為了防止薄基巖水沙潰涌災害的發(fā)生，對薄基巖地段進行了大量的“上吐下瀉”疏降水工程，耗資100多萬元，并使切眼后退160 m避開薄基巖區(qū)，造成大量資源嚴重浪費；在瓷窯灣煤礦的建井掘進中，由于局部冒頂形成“天窗”水沙涌入掘進工作面，直到井底車場；上灣煤礦2-2煤在掘進過程中也發(fā)生了類似的水沙潰涌事故。

目前國內(nèi)外預測水沙潰涌災害理論研究較少，現(xiàn)有的水沙潰涌災害預測理論的物質(zhì)源是以具有一定膠結強度、遇水而弱化的沙巖為主體，而陜北淺埋煤層水沙潰涌災害則是由水力攜帶的風積沙所引發(fā)，由于2種災害發(fā)生時的物質(zhì)源存在本質(zhì)差異，前者是塊體、后者是松散體，其發(fā)生機理也勢必不同，這樣就會導致2種災害的預測方法、判別條件發(fā)生改變，現(xiàn)階段用于探究采掘面有無發(fā)生風積沙引發(fā)的水沙潰涌災害預測理論存在空白，急需建立位于潛水位含水層中是否發(fā)生水沙潰涌事故可能性的預測理論，從而能夠對采煤工作面覆巖含水層位的高水頭作用下的疏干降排提供科學依據(jù)，這已成為淺埋煤層開采擾動條件下水沙潰涌災害防治急需解決的技術難題[3-5]。

1 災害預測基本思路及條件

1.1 災害預測基本思路

預測水沙潰涌災害理論國內(nèi)外研究的較少，僅張玉軍等[6]以鐵北煤礦為工程背景，開展過采用以滲透方式發(fā)生破壞的臨界條件下水力坡度作用的預測預報潰沙災害的邊界條件及其推導公式。該災害預測理論與文中最大的區(qū)別是潰出源不同，上述文章潰出的物質(zhì)源主要以界面間的膠結物粘結能力較差且遇水而弱化的砂巖等巖層，但文中特點在于重點研究以風化侵蝕、堆積、受水力作用攜水便可運移的風積沙；除此之外，文獻[7]中還提到，受到網(wǎng)絡性和冒落性兩性影響下裂隙帶中的含水基巖層，唯有采用采后充填或者覆巖層加大厚度且配合疏干降水施工方可以實現(xiàn)，但該方法無法對采煤工作面上覆基巖巖層的實際厚度給出明確的界限，以至于文中給出該方法的實際應用能力和可實施性大大降低。基于此，文中研究以文獻[7]中所涉及到的網(wǎng)絡性裂隙帶影響下的含水沙巖層為基礎，建立預測預報網(wǎng)絡性裂隙帶下的發(fā)生水沙潰涌事故災害發(fā)生的可能性，并明確在潛水位含沙巖層在疏干降水作用的邊界水頭壓力[8-10]。

文中所采用的預測預報水沙潰涌事故研究的大體思路為將沙粒體可發(fā)生運移時所需的水頭壓力坡度臨界值作為判別依據(jù)，在厚度不大的含水層位(潛水)下，視水沙涌出裂隙通道看成完整井，建立完整井流作用的基礎理論表達式以此求得實際條件下的水頭壓力坡度關系式，并在此基礎上建立含水層位的水頭壓力和發(fā)生潰涌沙的安全水頭壓力相關公式。

1.2 水沙潰涌事故發(fā)生的邊界條件

當采煤工作面開采后，網(wǎng)絡導水裂隙發(fā)育帶將波及覆巖含水基巖層位，其含水層中的水將沿裂隙帶所形成的導水沙裂隙涌入采煤面，形成含水覆巖層位的水力勢能陡然下降，構成水力降低漏斗，當其含水層中的移動水足以運移沙顆粒的邊界水頭降低坡度時，采煤面將受到水沙潰涌潰入采空區(qū)導致災害事故發(fā)生嚴重威脅。故此，其水沙運移致突水突沙的臨界條件為

Jr≥Jcr.

(1)

式中Jcr為邊界水頭壓力坡度值；Jr為相距r位置含水層位的真實水頭壓力坡度值。

2 水沙潰涌災害預測預報理論研究

工作面開采后，當覆巖層含水層因采動影響裂隙帶導通采空區(qū)，可以通過實施疏干降水的方式防治水沙發(fā)生潰涌災害，但其含水巖層水頭壓力究竟需要疏排降至多大方可消除對水沙可能發(fā)生潰涌災害的危險性，一直以來是困擾著現(xiàn)場施工人員的一大難題，因此，文中通過對水沙潰涌災害事故開展預測預報理論研究，期望對淺埋深條件下的富水沙層區(qū)域受裂隙帶(網(wǎng)絡性)影響的區(qū)域具有一定的科學指導作用，并由此確定測底消除水沙可能發(fā)生潰涌危害的最低疏干降排水頭高度值。

2.1 確定水力坡度實際值

當覆巖含水巖層中的水沙潰入采空區(qū)時，將導致含水巖層中的水位陡然下降，形成水位降低漏斗，其漏斗中心便為水沙潰涌裂隙裂隙通道，完整的井流示意圖如圖1所示，結合實際情況可采用完整井模型中的穩(wěn)定流的機理開展理論推導，由Darcy’s law知

Qr=KAJr，

(2)

式中K為滲透系數(shù)；A=2πrhr；Qr為r處流量；r為該點與裂隙通道中心位置的間距。

圖1 完整井流示意圖Fig.1 Complete well flow diagram

其中以含水層與下覆巖層的交界面作為參考面，即H等于h，同時采用柱坐標系進行計算，其方程經(jīng)簡化后可得

(3)

邊界條件如下：①h=hw(r=rw)；②h=H0(r=R)。H0為抽水前含水層初始水頭；hw為抽水后抽水井中穩(wěn)定水位。

最終可得潛水完整井穩(wěn)定流量計算公式為

(4)

式中 rw為抽水井半徑，m；K為含水層滲透系數(shù)，m/d；R為影響的半徑，m.

由(2)式可得

(5)

將式(4)帶入式(5)可得

(6)

當r→rw時，由式(9)可得水力坡度為

(7)

由此可知，要想得到圖1裂隙通道中最大的水力坡度值，必須要知道R和rw值。

2.2 R值的提出

當下對確定R值的方法較多，比較常用的如抽水試驗和經(jīng)驗公式2種方法，結合文中為地下含水層應于潛水的特點，對其R值得確定可采用Kusaki公式表示

(8)

其中 K為滲透系數(shù)，m/d；S為含水層中的水位降低的深度值，m.

2.3 邊界水力坡度的取值

目前，對于邊界水力坡度值水沙潰涌臨界水力坡度值得較常用的3種方法[11-13]如下，即第一種是經(jīng)驗公式法，該方法主要是在太沙基公式的基礎上，針對其存在的不足，通過實測和實驗對其進行了修正和發(fā)展；第二種是力學分析法，該方法首先對單個土顆粒在含水層中的受力情況進行分析，確定驅動水壓力和土顆粒的浮容重，然后在考慮土粒間的摩擦阻力與單位土體所受的凝聚力的基礎上，最終推導出臨界水力坡度的計算公式；第三種方法是實驗曲線法，該方法首先通過試驗研究確定臨界水力坡度與含水層滲透系數(shù)、細沙粒含量之間的關系，然后繪制臨界水力坡度與這些因素之間的曲線，最后根據(jù)含水層的具體特性再確定臨界水力坡度。

目前，煤礦防治水推薦使用Zamarin公式，文中對邊界的水力坡度值得取值便可采用經(jīng)驗公式法，計算表達式為

(9)

式中 n為孔隙率；r為容重(水)，kN/m3；rs為容重(土粒)，kN/m3；Jcr為臨界時的水力坡度。

2.4 提出合理的水沙潰涌裂隙寬度值

在采煤面采后覆巖層頂板真實涌水過程時，處于導水裂隙帶內(nèi)部的過水通道截面呈不規(guī)則形狀，因此須將其轉換成圓形的橫截面。

故此，設導水裂隙通道的形狀為寬度B，長度L的矩形，有

(10)

當采煤工作面回采后，覆巖層頂板將呈現(xiàn)出周期性折斷現(xiàn)象，特別是對于淺埋煤層而言，結合地表破壞情況，大多數(shù)覆巖頂板將呈現(xiàn)出切落式的周期性破壞情況，而在其未破壞的“懸臂”巖梁(Ⅰ)與已破壞的巖塊(Ⅱ)之間將出現(xiàn)如圖2所示的導水沙的裂隙通道。圖2中頂板的下沉量為CA段，頂板來壓步距(垮落)設為Ⅰ1和Ⅰ2，即DA段和PC段，巖層的垮落后的角度(α)為∠DAB，∠D′A′B′，∠CDQ，回轉的角度(θ)為∠DOD′.由圖2中可知，受采動影響的“懸臂”巖梁(Ⅰ)在采煤工作面頂板將出現(xiàn)拉應力裂隙區(qū)。故此，在覆巖層中，直接頂板的全部厚度(∑h)、巖塊(Ⅱ)頂板下沉量(W)、采煤厚度(m)及其巖塊的碎脹系數(shù)(Kp)均有一定的關聯(lián)性，如下

W=m-(Kp-1)∑h.

(11)

圖2 淺埋煤層頂板垮落結構示意圖Fig.2 Structure diagram of roof caving in shallowly buried coal seam

由圖2可知，以下為求解導水沙通道的裂隙帶寬度(B)

2.4.1 當“懸臂”巖梁保持不變(θ=0°)時

可把“懸臂”巖梁(Ⅰ)跟四周未破壞的原巖應力狀態(tài)下的巖體視為一體，線段MC表示為裂隙帶寬度(B1)。因∠BAD+∠CAM=∠CAM+∠MAC=90°，得到∠BAD=∠MCA=α，故此B1可得

B1=[m-(Kp-1)∑h]·cosα.

(12)

由公式(12)可以看出，裂隙帶寬度(B)在θ=0°情況時與工作面煤層厚度呈正比例關系，與∑h，α呈反比例關系。故此，從災害防治角度而言，可采用減少煤層開采厚度、分層開采、采后充填等手段來有效地控制導水沙所形成的裂隙帶寬度，從而實現(xiàn)從根本上防治的目的。

2.4.2 當“懸臂”巖梁出現(xiàn)回轉(θ≠0°)時

“懸臂”巖梁(Ⅰ)與跟四周未破壞的巖體中破斷，線段NC表示為裂隙帶寬度(B2)，∠A′OC用δ表示，∠A′FC用ψ表示，下面針對B2進行求解

1)線段OA′確定。延長OB，AC相交于J點，在△BAJ中，∠ABJ=α，AJ=h，可得AB=h/sinα=A′B′；在△OA′B′中，A′B′，OB′，∠OB′A′均為已知，由余弦定理可求得線段OA′長度

OA′=

(13)

為后續(xù)計算方便，OA′用l3表示。

2)∠OA′B′確定。在△OA′B′中，OA′已求，OB′=l1，∠OB′A′=180°-α，由正弦定理可求得∠OA′B′角度

為方便計算，∠OA′B′用β表示。

3)線段OC、∠AOC確定。在△AOC中，AO，AC已求，∠OAC=90°-(α-β)，由余弦定理可求得線段OC長度和∠AOC角度

(14)

(15)

4)∠A′OC確定。∠A′OC=∠AOC-∠AOA′，其中∠AOA′為回轉角，∠AOC已求，則

(16)

為后續(xù)計算方便，∠A′OC用δ表示。

5)線段OF確定。在△OFA′中，A′O，∠A′OF=∠A′OC、∠OA′F=∠OA′B′均已求，由正弦定理可求得線段OF長度

(17)

6)線段CF確定。由CF=OC-OF，可求得線段CF長度

(18)

7)∠A′FC確定。在△OFB′中，OF已求、∠OB′F=180°-α，OB′已知，由正弦定理可求得∠OFB′角度

∠OFB′=φ，

(19)

由于∠OFB′=∠A′FC，則

(20)

為后續(xù)計算方便，∠A′FC用ψ表示。

8)線段CN確定。在△FCN中，CF，∠NFC=∠A′FC已求、∠CNF=90°由此可求得線段CN長度

(21)

最終確定導水沙裂隙裂隙通道B2的寬度為

(22)

2.5 預測公式確定

由式(9)式(10)代入式(1)，可得

(23)

結合Ellenbigger研究成果可知，在抽排水的鉆孔井壁位置，最大的水頭降低深度應視為初始水頭高度的1/2，故

(24)

因此，臨界狀態(tài)下的水頭高度值H0表示為

(25)

對于網(wǎng)絡裂縫帶波及的含水沙層下采煤而言，當覆巖層存在有承壓水的含水沙巖層、且水頭壓力滿足式(25)時，含水沙巖層便存在可能發(fā)生突水涌水的危險性，反之則無危險性存在。

3 防控對策

根據(jù)豎兩帶、橫兩區(qū)理論，人為開采擾動條件下，引發(fā)水沙潰涌裂隙裂隙通道主要為冒落性裂縫帶、網(wǎng)絡性裂縫帶、貫通性裂縫區(qū)，根據(jù)這些裂縫的特征和形態(tài)，須采取不同的防治對策，方能防治水沙潰涌災害的發(fā)生，據(jù)此文中提出“四項控制法”對該類災害進行防控。

3.1 網(wǎng)絡性、冒落性裂縫帶災害防控

網(wǎng)絡性、冒落性裂縫帶溝通含水層時的水沙潰涌防治思路可按下列步驟進行

3.1.1 條件探查

物探結合鉆探，探查開采煤頂板地質(zhì)及水文地質(zhì)條件，主要包括內(nèi)容為：富水異常區(qū)的圈定，含水層厚度、滲透系數(shù)、給水度、補徑排條件，基巖厚度、物理力學性質(zhì)參數(shù)，地表溝谷明流量、洪水量等。

3.1.2 基本因素確定

計算冒落性裂縫帶、導水沙裂縫帶的高度，與開采煤層上覆正常基巖厚度進行比較，分析含水沙層與豎“兩帶”垂向關系，確定基巖類型和工作面不同推進地段的充水水源。

3.1.3 潰水防控

淺埋煤層工作面主要充水水源是大氣降水、地表溝谷段明流、雨季洪流、地下水等多種水源，首先采用文中提出的涌水量預測方法，根據(jù)工作面不同推進地段的充水水源情況，分段預計工作面涌水量；然后在工作面及其兩側順槽分別布置1.5倍預測水量的排水系統(tǒng)，并在薄基巖潰水段工作面兩端各布置1倍預測水量的臨排系統(tǒng)，增強工作面抗災變能力；若涌水量超出礦井排水系統(tǒng)承受能力，在預計水量較大地段開展井下疏降水工程(下泄)，若井下疏降水效果不好，可在地面施工抽水井(上吐)，通過“上吐下泄”的方式降低富水區(qū)地段的工作面涌水強度。

3.1.4 潰沙防控

1)冒落性裂縫帶潰沙防控。首先根據(jù)冒落性裂縫帶高度預計結果，注漿加厚基巖厚度至網(wǎng)絡性裂縫帶范圍內(nèi)；然后采用水沙潰涌災害預計公式，判斷含水沙層是否具有水沙潰涌威脅；再根據(jù)需要疏降的安全水頭高度要求，開展井下疏降水工程(下泄)，同步進行地下水位實時監(jiān)測，若井下疏降水效果差，可在地面施工抽水井(上吐)，通過“上吐下泄”的方式降低水沙潰涌地段的含水層水頭高度，并進行地面塌陷區(qū)治理工程；最后制定水沙潰涌應急預案，在工作面開采前進行水沙潰涌災變演練。

2)網(wǎng)絡性裂縫帶潰沙防控。首先采用水沙潰涌災害預計公式，判斷含水沙層是否具有水沙潰涌的威脅；然后根據(jù)需要疏降的安全水頭高度要求，可單獨或共同開展井上下疏放水工程，并觀測松散層水位，適時掌握水沙潰涌地段的含水層水頭高度，待水頭高度降至安全水位后方能進行開采，回采后對地面塌陷區(qū)進行治理。

淺埋煤層水沙潰涌災害防控體系如圖3所示。

圖3 淺埋煤層水沙潰涌防治體系Fig.3 Prevention system of water-sand inrush disaster in shallowly buried coal seam

3.2 貫通性裂縫區(qū)災害防控

貫穿性裂縫帶產(chǎn)生的主要原因是支架在移架過程中，支護阻力不夠，導致不能形成自穩(wěn)結構的松散層直接作用在產(chǎn)生裂縫的基巖上，由于破裂基巖底部處于臨空狀態(tài)，自身承載能力較低，與支架一起共同承受礦壓、自重及上覆松散層施加的載荷，若支架初撐力或工作阻力不足，這一平衡體系將被打破，從而造成頂板基巖產(chǎn)生切落，并形成貫通性的裂縫區(qū)，對于該災害的防治，只需加強支架支護阻力，防止架前切頂就能實現(xiàn)災害的防治。

4 結 論

1)文中結合滲透壓力影響下的破壞形式之一涌水潰沙特征，提出了一種解決此種災害防治的預測預報方法，即將沙粒體可發(fā)生運移時所需的水頭壓力坡度臨界值作為判別依據(jù)，在厚度較小的含水巖層中，將水沙涌出裂隙通道視為完整井，基于完整井流理論，求得了實際情況的水頭壓力坡度表達式，并由此建立了含水層位的水頭壓力和發(fā)生潰涌沙的安全水頭壓力表達式；

2)根據(jù)煤層開采后的突水涌沙所發(fā)生的真實的水頭壓力坡度與邊界水水頭壓力坡度的判別公式，推導得出了涌水通道內(nèi)實際情況下的水頭壓力坡度計算表達式，并對其涉及到的影響半徑、導水沙通道寬度等參數(shù)給出了相應的計算方法，并在確定臨界水力坡度計算方法的基礎上，推導得出導水沙潰涌災難可能發(fā)生情況時的邊界水頭壓力判別式，為網(wǎng)絡性導水裂縫帶區(qū)域內(nèi)的含水沙巖層的水頭疏干降水提供了科學地理論依據(jù)，由此dehumidifier水沙潰涌災害發(fā)生時判斷公式為

3)根據(jù)豎兩帶、橫兩區(qū)理論，針對冒落性裂縫帶、網(wǎng)絡性裂縫帶所引發(fā)的水沙潰涌災害的特征和類型，提出“條件探查、基本因素確定、潰水防控、潰沙防控”四項控制法災害防控體系；針對貫通性裂縫區(qū)形成的水沙潰涌災害，提出采用增強支架支護阻力來實現(xiàn)對災害的防控。

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Disaster prediction and prevention countermeasures of water-sand inrush in shallow mining face

LIU Yang1，2

(1.HydrogeologyResearchInstitute,Xi’anResearchInstituteofChinaCoalTechnology&EngineeringGroupCrop，Xi’an710077，China；2.CollegeofGeologyandEnvironment，Xi’anUniversityofScienceandTechnology，Xi’an710054，China)

As a form of infiltration failure,the water-sand inrush would be transferred into circular cross section by the unconfined aquifer that is run through by water flowing fracture.The author established the water hydraulic gradient expression of overburden failure water fissure channel by using the theory of complete well,and calculated the influence radius by the Kusaki formula,and determined the critical value of hydraulic gradient using the Zamarin formula.Combined the practical breakage situation of overburden roof at the same time,"cantilever" rock beam was divided into two situations of no-rotation (θ= 0 °) and rotation (θ≠ 0 °),and the discriminant was given for whether occurring of the water-sand inrush hazards.Then the author provided a scientific basis and theoretical basis for drainage of the watery sandstones within the scope of water flowing fractured zone (Networking).Moreover,aimed at the characteristics and type of water-sand inrush disaster induced by the caving fractured zone and the network of fractured zone,corresponding prevention and control countermeasures have been put forward to ensure that the mining working face was not subject to water-sand inrush threat.

9:57 2016/12/229:57 2016/12/229:57 2016/12/229:57 2016/12/22s：water-rich layer of sand；water-sand inrush；head height；hydraulic gradient

10.13800/j.cnki.xakjdxxb.2016.0603

1672-9315(2016)06-0775-07

國家自然科學基金青年科學基金項目(41402265)；陜西省自然科學基礎研究項目(2014JM2-5064)；中煤科工集團西安研究院創(chuàng)新基金項目(2013XAYCX008)

劉 洋(1978-)，男，江蘇鹽城人，博士，副研究員，E-mail：liuyang@cctegxian.com

2016-03-10 責任編輯：高 佳

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