侏羅紀巨厚基巖下采煤突水潰砂典型案例分析

呂玉廣，趙仁樂，彭 濤，趙寶相，管彥太，張 勇，魏永強,喬 偉

(1.內蒙古上海廟礦業有限責任公司，內蒙古 鄂爾多斯 016299; 2.臨沂礦業集團有限責任公司，山東 臨沂 276000; 3.西安科技大學 地質與環境學院，陜西 西安 710054; 4.中國礦業大學 資源與地球科學學院，江蘇 徐州 221116)

我國西北地區淺埋煤層薄基巖下采煤突水潰砂案例較多，華東、華北地區為了增加可采資源量、提高開采上限時此類地質災害也時有發生[1-2]。近年來，隨著西北地區侏羅紀煤田開發強度提高，巨厚基巖下水砂混合突涌地質災害日益突出[3-5]，如內蒙古上海廟礦區、塔然高勒礦區、寧夏寧東礦區、陜西永隴礦區、黃隴煤田旬耀礦區等。楊鑫等[6]通過對西部風積砂研究，發現砂粒起動是水動能轉變為砂動能的過程。張玉軍等[7]以地下水動力學為基本原理，研究了突水潰砂的臨界條件和預計公式。李江華等[8]通過相似材料模擬試驗及理論分析，提出了臨界潰砂判據。張杰等[9]在分析榆神礦區水文地質條件的基礎上，指出富水砂層、靜水壓力、薄基巖、采場空間是潰砂的4個必要條件。隋旺華等[10-11]通過試驗研究，發現抽冒或水砂突涌后含水層內孔隙水壓力表現為劇烈下降并形成瞬時負壓，提出了“以顆粒物質的流動行為來認識潰砂產生機理”的觀點。蔡光桃等[12]通過分析砂粒的受力情況，建立了以臨界水力坡度判別潰砂的方法。范立民等[13-14]以榆林神府礦區為例,提出了以多因素融合為基礎的突水潰砂評價技術。以上成果均以淺表松散含水砂層為研究對象，鮮有涉及基巖突水潰砂。

張敏江等[15]通過室內模擬試驗，對東北某礦區第三紀和晚侏羅紀厚覆基巖下采煤突水潰砂做了一定的研究，認為水頭壓力、水力坡度、突水量均具有周期性、間歇式特點，是含水層內部能量聚集、釋放循環往復的過程。呂玉廣等[16-17]在侏羅紀煤田水害治理技術研究中，發現地質軟巖條件下弱含水基巖可以引起短時高強度攜砂突水，“離層匯水作用強化了弱含水層短時突水強度，泥砂自封堵作用控制著突水過程為周期性間歇模式”，揭示了弱膠結砂巖裂隙水短時高強度水砂混合突涌機制，提出離層水害必須同時具備巖石力學、水源(富水性)、時間、空間、通道等5個基本條件。任勝文[18]通過砂巖崩解試驗，提出突水潰砂必須具備水砂源、通道、動力源、流動空間4個基本條件，與筆者的研究成果有一定的共性。

2015-04-25陜西省銅川市某煤礦綜放工作面發生一起頂板突水潰砂事故，人員傷亡重大，國家安全監管部門組織專家對事故原因作了初步分析并通報[19];2017年該礦開展了水文地質補充勘探工作;在補充勘探成果的基礎上，彭濤等[20]對該起事故發生的原因與致災機理進一步分析與探討;柳昭星等[21]側重于巖層破斷力學分析，提出切頂壓架誘發泥石流的觀點。由于該起事故是西北侏羅紀煤炭資源開采較為典型的一種地質災害，致災機理復雜，筆者在全面收集相關資料的基礎上，通過巖石物理力學性質測試、砂巖遇水崩解性試驗、目標層段富水性評價、離層水害條件分析等，結合以往研究成果對事故原因和致災機理進一步分析研究，制定了防范措施。

1 概 況

1.1 地質條件

陜西省銅川市某煤礦屬于黃隴煤田旬耀礦區，井田總體為軸向近東西的向斜構造，北翼地層傾角2°～5°，南翼地層傾角8°～12°，面積10.775 km2。礦井核定生產能力180萬t/a，主采侏羅紀延安組4-2煤層，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。

頂板含水層:第四系(Q)松散層孔隙含水層、白堊系洛河組(K1l)砂巖裂隙含水層、侏羅系直羅組(J2z)砂巖裂隙含水層、延安組(J2y)砂巖裂隙含水層等，前期地質勘探及后期補充勘探成果表明，各含水層富水性極弱～弱，見地層綜合柱狀圖(圖1)。

圖1 地層綜合柱狀Fig.1 Comprehensive column map of strata

1.2 突水潰砂過程

202工作面位于井田西翼，是二采區第2個采煤工作面，開采延安組4-2煤層，底板埋深540～661 m，厚度7～11 m，傾角5°～8°。工作面走向長1 475 m，傾斜寬150 m，采用綜放工藝，設計割煤高度3.2 m，放頂煤高度3.8 m。設計在上、下槽內每隔100 m向煤層頂板打1個探水孔，仰角70°，終孔于煤層頂板上法線距離約60 m處。實際僅施工2個探水孔，仰角分別為15°，36°，孔深分別為35和43 m，無水，設計的其他探水孔未再施工。

2015-04-24工作面推采至1 153 m以前，采空區涌水量30～50 m3/h，24日22時8號支架頂板出現淋水，20號支架頂板破碎;25日8時許，7～9號架頂板淋水增大，水色發渾，人員在緊急撤離過程中，聽到巨大的聲響，并伴有強大氣流，短時間內工作面被泥砂掩埋，約450 m巷道有泥砂淤積。經估算，瞬時最大涌水量1 299 m3/h，總出水量32 267 m3，泥砂1 680.45 m3。

中煤科工集團西安研究院有限公司于2017年11月至2018年4月完成水文地質補充勘探任務:地質填圖16 km2，采集地面水樣8件，地面施工鉆孔11個(其中TC-1為“兩帶”高度探查孔)，采集各類樣品63件。2018年提交了水文地質補充勘探成果報告(以下簡稱《補勘報告》)。

2 事故分析與技術探討

2.1 事故原因分析

事發后，安全監管部門組織專家進行事故原因分析，根據礦方提供的資料和現場察看情況，專家組給出的初步結論是:受采動影響，宜君組堅硬礫巖層下方形成離層空間;導水裂隙發育到上部洛河組砂巖，將洛河組砂巖裂隙水導入下部的離層空間并積聚;架前貫通裂隙將離層水體導入采場;在導水通道上恰好遇到古河床(地質松散體)，以水砂混合形式涌出，如圖2所示(摘自國家安全監管總局、國家煤礦安監局[2016]6號電文)。文獻[20]對該起事故原因的認定如圖3所示。

圖3 文獻[20]認定事故原因Fig.3 Causes of accidents identified in References[20]

仍以該起事故為研究對象，文獻[21]提出綜采支架工作阻力過小，無法承擔直接頂全部載荷和基本頂給定載荷，破斷巖塊滑落失穩，誘發泥石流潰出的觀點，如圖4所示。

圖4 壓架切頂誘發泥石流Fig.4 Debris flow induced by top cutting of press frame

對比圖2，3，文獻[20]與事故調查組專家分析結果基本一致，可以歸納出5個關鍵環節:① 宜君組巖層相對堅硬(單軸抗壓強度23.60～59.48 MPa)，直羅組巖層相對軟弱(單軸抗壓強度2.1～31.1 MPa)，在較堅硬的宜君組下方形成離層空間;② 洛河組砂巖裂隙含水層富水性較好;③ 導水裂隙發育到上部洛河組，將洛河組裂隙水導入宜君組下方離層空間并積聚;④ 離層水體通過架前貫通性裂隙潰入采場;⑤ 在導水通道上恰好遇到古河床(潰砂體)，形成水砂混合流潰出。

圖4所表達的基本觀點是:采動裂隙波及到上部洛河組含水層，將洛河組砂巖裂隙水導入下方直羅組;直羅組軟弱巖層遇水崩解、泥化，形成泥石流體;高位上關鍵巖層破斷，破斷巖塊在回轉過程中向下產生動載荷，傳遞至工作面和泥石流體;綜采支架工作阻力過小，在架前形成豎向貫通裂縫;泥石流體在沖擊下產生向下的動能，沿著貫通裂縫潰入采場。

2.2 技術商榷

(1)根據《補勘報告》，宜君組地層在井田內賦存并不穩定，地層厚度0～24.36 m，平均厚度10.9 m，根據鉆孔資料繪制宜君組地層等厚線圖(圖5)。從圖5可以看出，在ZD6-1鉆孔和ZK11鉆孔附近宜君組地層缺失，而事故發生地點就位于ZD6-1鉆孔附近的地層缺失區內，由此可見，宜君組礫巖下方出現離層空腔的判斷值得商榷。

圖5 宜君組地層等厚線Fig.5 Isopach map of Yijun Strata

(2)圖2，3中，導水裂隙已經發育到上部洛河組，可以推斷離層空間的下方導水裂隙更加發育，則離層空間的封閉性遭受破壞，裂隙水無法在離層空間內長時間積聚并達到一定的量，應該是以“溫和”的形式涌入采場，是否具備攜帶泥砂的水動力值得商榷。

(3)根據《補勘報告》，井田內沒有發現古河床(圖2中“地質松散體”或圖3中“潰砂體”)，以古河床(地質松散體、潰砂體)來解釋砂源值得商榷。

(4)TC-1“兩帶”高度探測孔設計在201采空區上方(圖5)，201工作面于2015年1月回采結束，2018年4月在其上方探測“兩帶”發育高度是否可行值得商榷。

(5)根據《補勘報告》描述:TC-1孔進入基巖后沖洗液大量消耗(孔內仍有穩定液面)，未取得“兩帶”高度實測數據。文獻[20]“實測冒裂比為15.9，以此計算導水裂隙高度達到230 m”，以此推斷導水裂隙深入到高位上的洛河組地層，值得商榷。

(6)根據《補勘報告》:洛河組砂巖單位涌水量0.001 425～0.007 25 L/(s·m)，滲透系數0.000 51～0.003 30 m/d;直羅組砂巖單位涌水量0.000 166 0～0.000 389 1 L/(s·m)，滲透系數 0.000 110 45～0.000 520 00 m/d;延安組砂巖單位涌水量為0.000 356 L/(s·m)，滲透系數0.000 149 m/d。各含水層富水性均為極弱～弱，對洛河組砂巖裂隙水為突水水源的認定值得商榷。

(7)文獻[21]認為:支架工作阻力過小造成壓架切頂并形成架前貫通裂縫，但沒有給出支架實際工作阻力和適宜工作阻力，事故發生前已經回采了1 153 m，并沒有出現過切頂壓架現象，對支架工作阻力過小和潰涌通道的認定值得商榷。

(8)垮落帶內巖層以破斷、垮落運動為主，彎曲下沉帶內巖層則以整體彎曲下沉為主，圖4關鍵層破斷失穩巖體卻出現在導水裂隙帶上方彎曲下沉帶內，值得商榷。

基于以上原因，本文對水砂混合突涌機理進一步研究。

3 事故原因再分析

根據抽水試驗成果，4-2煤上部各含水層均為弱～極弱含水層，本身難以發生災害性突水，而該起事故瞬時水量達到1 299 m3/h，總水量僅3萬余m3，突水持續時間短，則符合離層水害特征。根據文獻[16-17]，離層匯水作用將圍巖中的裂隙水轉化為“自由”水體，具備導水通道時，離層水瞬時潰入采場，短時水量大。下文對離層水害發生的基本條件進行詳細分析。

3.1 離層水害發生條件

繼劉天泉、李白英等提出采后覆巖“上三帶”理論后，高延法等[22]基于離層注漿減沉工程實踐提出“上四帶”理論，將彎曲下沉帶下部劃分出離層帶。筆者在多年工程實踐基礎上提出:煤層上覆基巖內任何層段均可能產生離層裂隙，砂巖裂隙水長時間向離層裂隙(達到一定規模稱為離層空間)內滲透補給，在離層空間內形成自由水體，當具備導水通道時會引發短時高強度突水。離層水害發生需要同時具備5個基本條件:

(1)物理力學條件。地層的非均質性(力學強度差異大)，決定著覆巖內各巖層下沉運動是非協調性的，上硬下軟的巖層結構容易在堅硬的巖層下方產生離層。

(2)時間條件。離層空間內積聚的水體來自于砂巖裂隙水，裂隙水向離層空間內滲透補給需要經歷一定時間才能達到一定的體量，含水層富水性越弱則需要的匯水時間越長。

(3)水源(富水性)條件。離層空間所處的圍巖必須有一定的富水性，砂泥質沉積建造的富水性具有各向異性、各層異性特點，相對富水區更容易形成離層水體，富水性越好所需要的匯水時間越短。

(4)導水通道條件。在沒有特殊構造的情況下，導水裂隙是常見的導水通道，即導水裂隙必須波及到離層水體才會發生離層水害。

(5)空間條件。如圖6所示，離層1位于導水裂隙帶之上，缺少通道條件;離層3位于導水裂隙帶或垮落帶之內，過早被導水裂隙刺穿，不具備匯水時間條件;離層2位于導水裂隙頂部附近，在導水裂隙刺穿以前匯水時間相對充足，且最終被導水裂隙刺穿。因此，只有位于導水裂隙帶頂部附近的離層空間才可以形成離層水害。

圖6 離層裂隙空間位置示意Fig.6 Sketch map of off-layer fracture space position

3.2 離層裂隙產生的物質基礎

事故礦井有大量的巖石力學試驗數據，統計結果表明(表1)，總體上單軸抗壓強度較低，成巖性差，符合西北地區弱膠結軟巖地層共性特征。但單軸抗壓強度兩極值區間較大，極軟弱、軟弱、中硬、堅硬等巖層交替沉積，相對堅硬巖層是一定范圍內的關鍵層，為離層裂隙的形成提供了物質基礎。雖然事故地點堅硬的宜君組地層缺失，現有的地層條件足以形成離層裂隙。

3.3 離層空間位置

由于地層沉積結構和力學性質的復雜性，工程探測或數值模擬等方法獲得的導水裂隙發育高度未必精準，可以提供參考數據。《建筑物、水體、鐵路及主要井巷煤柱留設與壓煤開采規范》經驗公式雖然強調東部礦區厚煤層分層開采適用條件，本文可以借用經驗公式判斷引起本起事故的離層空間所處的空間范圍，從而確定研究富水性的地層范圍，并不強調導水裂隙帶計算結果的精準度。有研究結果表明[23]，在相同采高情況下，中東部地區導裂高度大于西部地區導裂高度。可見，本文借用經驗公式判斷離層空間位置是可行的。

表1 巖石單軸抗壓強度試驗數據Table 1 Test data of rock uniaxial compressive strength MPa

該礦巖層條件從軟弱～堅硬均有分布，選擇軟巖和堅硬巖石適用公式分別估算導水裂隙發育高度(M為分層采高)。

(1)

這里選擇+4 m。

(2)

這里選擇+8.9 m。

設計總采高7.0 m(割煤高度3.8 m，放頂煤高度3.2 m)，實際放煤高度可能略大于3.2 m，總采高按7.5 m計算，得導水裂隙發育高度兩極值為30.54～77.1 m。

ZD6-1,X23鉆孔距離突水潰砂點最近，4-2煤上距洛河組距離分別為59.29，63.44 m，可見，導水裂隙并不必然發育到洛河組地層。

煤層頂板上方30.54 m層段內采動裂隙發育，不滿足離層匯水時間條件;煤層頂板上方77.10 m以上的地層中即使形成離層水體，因缺少導水通道條件而與本起事故無關。據此推斷引起本起事故的離層空間應該位于煤層頂板上方30.54～77.10 m內。

3.4 水源(富水性)條件

離層空間能否在有限的時間內積聚一定水量，取決于圍巖的富水性，因此，以煤層頂板上方30.54～77.10 m層段(厚度46.56 m)作為富水性研究目標層段，從而縮小了富水性研究范圍。延安組、直羅組、宜君組以及洛河組均為砂泥質互層型沉積建造，富水性弱且相近，根據文獻[24]評價類型劃分標準應屬于B型:視為同一套地層去評價，不再按地層名稱劃分。

本文沒有巖芯采取率、孔隙(裂隙)率等地質參數;各含水層分別有0～2個鉆孔做過抽水試驗，單位涌水量和滲透系數數據太少，且抽水試驗層段與目標層段(30.54～77.10 m)空間上不對應，不足以刻畫目標層的富水性規律。通過鉆孔資料，目標層段內砂巖層厚度可知，脆塑性比值可計算得到;根據構造綱要圖可計算得到構造分維值，故選擇砂巖層厚度、脆塑性比值、構造分維值3種參數評價目標層段的富水性。

3.4.1富水性指數專題圖

文獻[24-25]提供的富水性指數計算公式包含了砂巖厚度和脆塑性比值2種地學信息，其基本公式為

(3)

式中,Fi為富水性指數;Mc為目標層段內脆性巖層累加厚度，m;Hy為研究層段厚度，本例為46.56 m(30.54～77.10 m)。

根據鉆孔柱狀圖地層信息，統計、計算得到4-2煤頂板上30.54～77.10 m層段內富水性指數列表，導入Surfer繪圖軟件得到富水性指數等值線圖(圖7)。從圖7可以看出井田西翼局部區域富水性好。

3.4.2構造分維專題圖

依據構造分形理論，構造分維值作為評價地質構造復雜程度的指標具有明顯的優越性，構造在一定程度上控制著富水性。事故礦井構造簡單，斷層不發育，一條軸向近東西的向斜貫穿整個井田，是井田主體構造，生產中發現向斜軸部附近高角度張裂隙發育，淋水點較多，工作面涌水量較大，因此，該向斜在很大程度上控制著井田富水特征。

筆者采用相似維來描述構造網絡的復雜程度。設F(r)為Rn上任意非空有界子集，N(r)為覆蓋F(r)所需的分形基元B的相似集rB的最小個數集合，如果r→0時，N(r)→∞，則定義集合F(r)的相似維Ds為

圖7 富水性指數等值線Fig.7 Equivalent chart of water rich index

(4)

在構造綱要圖上將井田按邊長400 m劃分為若干個正方形塊段，每個塊段的中心點為數據坐標點。將每個方塊以邊長200，100，50 m進行再分割，記錄有構造跡線穿過的網格的數目N(r)，得到r0=200，r0=100,r0=50 m時N(r)，投放到lgN(r)-lgr坐標系中，所得擬合直線的斜率的絕對值即為該塊段的相似維Ds。通過上述過程得到相似維Ds數據列表，據此繪制構造分形專題圖(圖8)。

3.4.3歸一化處理

圖8 構造綱要及構造分維等值線Fig.8 Outline of structure and the contour map of fractal dimension value

為了將量級和量綱不相同的2種數據進行復合疊加，需要進行歸一化處理，使數據限定在0～1。歸一化公式為

(5)

式中，Ai為歸一化處理后的數據;a,b為歸一化區間的兩極值，a為下限，取0;b為上限，取1;Xi為歸一化前的原始數據;minxi為最小值;maxxi為最大值。

上述2種專題圖繪制前已經對數據進行歸一化處理。

3.4.4數據疊加

富水性指數共有25個數據(25個鉆孔資料);構造分維共有162個數據(162個正方形塊段)，兩種數據的坐標點沒有對應關系、數據量不等，通常采用ArcGIS繪圖軟件進行矢量疊加[26]，本文采用以下步驟進行數據疊加:

(1)將前文162個塊段中心點坐標投繪到富水性指數專題圖上，根據富水性指數等值線讀取各中心點上富水性指數，記入構造分維值列表，則富水性指數由原來25個數據變成162個數據。

(2)本例僅有2種數據，層序結構簡單，無須采用AHP層次分析法或其他方法確定各項數據的權重值，權重值均設為0.5。

(3)同一坐標點上構造分維值與富水性指數分別乘以權重值0.5后再相加，得到富水性綜合評價指數列表。

(4)將最終得到的數據列表導入Surfer繪圖軟件，得到富水性綜合指數等值線圖，與采掘工程平面圖疊合后得到圖9。從圖9可以看出，井田西部、東部富水性較強，中部富水性較弱，所以二采區的201工作面涌水量較大，202工作面突水潰砂;一采區的118,119等工作面涌水量較大，均與富水性評價結果吻合。突水潰砂點恰好位于二采區的相對富水區(綜合評價指數0.6～1.0)，為離層水害的發生提供了水源(富水性)條件。

圖9 富水性綜合指數等值線Fig.9 Isogram of water-rich comprehensive index

3.5 泥砂來源

淺埋煤層薄基巖下采煤突水潰砂的泥砂一般來源于上部松散含水砂層，深埋煤層厚覆基巖下突水潰砂容易使人聯想到古河床，事實上弱膠結巖石在水中也可變成流態泥砂。

從事故礦井采集16組砂巖(直羅組、延安組)做崩解試驗，其中8組遇水即崩解，7組6 h后完全崩解，1組飽和吸水后單軸抗壓強度仍高達36 MPa。如圖10(a)所示，采集一塊中粒砂巖，準備一杯清水，做試驗前準備;如圖10(b)所示，將砂巖放置于清水中;如圖10(c)所示，入水48 s后完全崩解成散砂;圖10(d):倒于另一廣口瓶內。實驗證明，侏羅紀弱膠結砂巖遇水有極強的崩解性，在水動力下具有顯著的流砂屬性，可以形成水砂混合流體。

圖10 弱膠結砂巖崩解性實驗Fig.10 Disintegrating experiment of weak cemented sandstone

事故礦井歷次勘探均沒有發現古河床或地質松散體，結合實驗結果可以得出結論:突水潰砂的泥砂來源于弱膠結砂巖含水層而非類似于古河床的潰砂體(或稱地質異常體)。

3.6 偶發性特點

覆巖內任何層段上均可能產生離層裂隙，但只有位于導水裂隙頂端附近的離層裂隙(離層空間)才可以發生離層水害。我們不可能對任意空間上的巖石做物理力學測試，因此，精準判斷離層位置是不現實的。

由于地層厚度的變化、導水裂隙發育高度的差異性以及富水特征的各向異性，離層水害的5個條件同時滿足的機率較小，決定了此類事故發生具有一定的偶然性。如，本例中ZD6-1,X23鉆孔相距僅60 m，地層厚度變化卻很大(表2);相鄰的201工作面以及一采區117,118,119,120等工作面均位于相對富水區內，只是表現為采空區涌水量偏大，但沒有突水潰砂，正是此類事故偶發性的體現。

表2 地層厚度統計Table 2 Statistical table of strata thickness m

4 防治措施

此類地質災害需要同時具備物理力學條件、匯水時間條件、水源條件、導水通道條件、離層空間條件等，巖層的物理力學條件不容改變，其他條件者是可以人為控制的，只要改變其中一個或多個條件則可以避免事故的發生。實踐中常采取以下2種措施:

(1)疏干開采。工作面回采以前，在工作面2條巷道內每隔100 m施工1組疏放水鉆孔，鉆孔平面夾角15°～30°，360°全方位覆蓋;每一方位角上施工2個鉆孔，一個大角度另一個小角度，空間上構成雙層結構;疏放水高度以導水裂隙帶+4倍采高為限，鉆孔深度由鉆孔仰角、疏放水高度以及工作面寬度共同確定。通過預先疏放改變地層富水性條件。

(2)預置導流管。在工作面下平巷內，每隔100 m預埋1根鋼質導水濾管，導水管與巷道平面夾角30°～45°，終孔于導水裂隙帶頂部附近，一旦形成離層空間并蓄水，可以通過導流管及時泄出，無法形成離層水體，從而無法提供攜帶泥砂的水動力。

內蒙古上海廟礦區在開發初期也曾發生過類似地質災害，采取上述2項措施后，多年來再未發生類似的事故(參見文獻[16-17])。

5 結 論

(1)根據弱含水層短時高強度突水特征，判斷為一起離層次生水害事故;對巖石物理力學測試數據分析結果表明，4-2煤上覆巖層為軟、硬巖層交互型沉積結構，具備產生離層裂隙(空間)的物質條件;借助“兩帶”高度經驗公式，確定了引起本起事故的離層空間位于4-2煤上方30.54～77.10 m層段內。

(2)選用砂巖層厚度、脆塑性比值、構造分維值3種地學參數，研究了4-2煤頂板30.54～77.10 m層段內地層的富水性規律，突水潰砂點位于相對富水區內，為離層水體的形成提供了水源(富水性)條件。

(3)通過砂巖浸水崩解性試驗，證明延安組、直羅組砂巖遇水極易崩解，在水動力作用下具有流砂屬性，可以形成水-砂混合流。

(4)此類事故具有偶發性特點，根據離層水害發生的5個基本條件，制定了疏干開采或預置導流管等防治技術措施。