关于富水构造型底板突水系数计算方法的探讨

樊振丽

(1.天地科技股份有限公司 开采设计事业部，北京 100013；2.煤炭科学研究总院 开采研究分院，北京 100013)

随着我国煤矿开采水平的不断延伸、开采深度及强度的增大，许多矿井将面临更加复杂的水文地质条件，特别是华北型煤田下组煤开采受灰岩岩溶承压含水层的威胁日益严重[1-3]。目前，对底板水害的评价方法主要有突水系数法、脆弱性指数法及五图双系数法等，其中，突水系数法以其简单、实用的优点被广泛应用于煤层底板突水危险性评价以及矿井的生产实践中。

众所周知，突水系数法是以典型大水矿区底板突水资料为基础，经统计分析于1964年焦作水文地质大会提出的，计算式为Ts=P(水压)/M(底板隔水层厚度)。煤炭科技及现场工程人员经几十年的实践和研究，认为煤层底板突水是受含水层水压、富水性及渗透性、底板隔水层厚度、矿山压力、底板岩层组合以及地质构造等多种因素综合作用的结果，且初始的突水系数计算公式评价结果在不同矿井出现了不适用等情况，因而国内相关科研机构及学者在实践中不断深入研究探讨，使突水系数计算公式不断得以改进，所考虑的引发底板突水的各项影响因素逐渐接近客观实际[4-5]。2018年6月4日，国家煤矿安全监察局印发的《煤矿防治水细则》将初始公式作为评价底板突水危险性的计算公式，即仅以含水层水压和底板隔水层厚度作为计算要素获取突水系数值。笔者认为初始突水系数计算式作为统计意义的经验公式是底板突水综合要素的量值反映，具有相对较好的适用性，但是，该公式毕竟在一些矿区出现了小于突水系数临界值突水或者大于甚至远大于突水系数临界值未突水的情况，鉴于此，从学术角度探讨矿山压力(对应计算要素为底板破坏带深度)、底板岩层组合(对应计算要素为等效隔水层厚度)、奥灰原始导升带、含水层富水性、地质构造等作为突水系数计算要素，从而解决特定煤层水文地质条件下的底板突水评价问题是有意义的。

国内许多学者和科研机构在将底板突水主控因素作为突水系数计算要素方面做了大量工作[6-8]。目前，较完善的突水系数公式考虑了底板破坏深度、有效隔水层厚度、奥灰原始导升带、奥灰顶部隔水层等计算要素，形成式(1)改进型突水系数计算式[9]。

(1)

式中，P为煤层底板隔水层承受的水压力，MPa;Mi为底板隔水层中第i层岩层厚度，m；ξi为底板隔水层中第i层岩层等效隔水系数(无岩溶化灰岩、泥灰岩为1.3，泥岩、泥灰岩、黏土、页岩为1.0，砂质页岩为0.8，褐煤为0.7，砂岩为0.4，砂、砾石、碎石、岩溶化灰岩、垮落裂缝带为0)；Cp为采矿对底板扰动的破坏深度，m；Hd为承压水导升高度，m；M0为奥灰顶部充填隔水层厚度，m。

式(1)较全面地体现了底板突水主控因素，但是底板含水层的富水性和地质构造这两大重要因素并未以计算要素的形式出现。含水层的富水性呈现不均一性，水压仅是含水层属性的表现因素之一，某区域水压高并不代表其富水性好，若该区域不富水则不易发生底板突水或突水量不大。而承压水体上的开采实践证明，构造使得底板相对隔水层变薄，构造区域往往是发生底板突水的危险区。

煤矿现场钻探反映出，若某区域灰岩含水层富水性差，即使突水系数大也不容易突水；某区域突水系数再小，但是存在断层、陷落柱等导水构造，突水危险性骤增。因此，本文探讨一种研究思路将含水层富水性和地质构造因素转化为突水系数计算要素，从而解决上述问题。

1 含水层富水性计算要素表征

1.1 含水层富水性与底板突水的关联分析

根据肥城、焦作、淄博、峰峰、郑州、西山、霍州、晋北等矿区突水资料的分析[8,10-12]，以突水点规模为依据，将突水点单位涌水量与突水量进行关联分析，如表1所示。

表1 突水规模与含水层富水性(q)关联性统计

注：①小型突水：Q≤60m3/h；②中等突水：60m3/h1800m3/h。

由表1统计可知，当含水层富水性指标q≤0.1L/(s·m)(传统弱富水性)时，以发生小型突水为主，且突水次数占比较小；发生大型及特大型底板突水时，含水层富水性指标q>5L/(s·m)，即在传统的极强富水性含水层(段)时才发生大型及特大型突水；小型突水最易发生在0.11L/(s·m)时，且在1

由此可见底板突水的发生与否和突水点规模与岩溶含水层富水性息息相关。若隔水层厚度一定，底板岩层完整的条件下，开采区段底部含水层富水性越强，发生突水的可能性越大，且突水规模越大。当使用初始突水系数公式计算值较大时，富水性参数q≤0.1L/(s·m)时，底板突水可能性小；另外，统计显示当q≤0.05L/(s·m)时，即使初始公式突水系数值大，底板仍有极大可能不突水。

1.2 含水层富水性影响系数

由岩溶发育特征和富水性对底板突水关联分析结果可知，使用突水系数法评价底板突水危险性时，须考虑含水层富水性特征。当含水层富水性弱(q≤0.05L/(s·m))时，底板基本无突水事故，含水层向采掘空间充水水源和强度不足，这种情况下应弱化突水系数；当含水层富水性参数为0.055L/(s·m)时多发生大型和特大型突水，易发生灾难性后果，应注意防范底板水害，并提供安全预防级别，预测时应增大富水性的影响程度。据此提出含水层富水性影响系数(Kω)，以反映底板含水层富水性对底板突水危险性评价的贡献，Kω赋值见表2。

表2 不同富水性级别含水层富水性影响系数(Kω)取值

注：Kω赋值依据突水系数折减效果及现场突水案例符合程度综合确定，随底板突水样本的增加，应适时修正。

2 地质构造计算要素表征

构造因素是底板突水的关键因素和最重要的控制因素[13]。初始突水系数计算公式应用时，存在突水系数安全区在构造的影响下突水的情况。针对这种情况，提出构造规模指数(Sc)和构造底板完整性系数(Kc)的概念。

定义标准统计单元格内(1000m×1000m)，断层、陷落柱和褶皱轴部及其影响区面积占整个单元格的比值为构造规模指数(Structure Scale Index)。

构造规模指数的表达式：

Sc=Sf+Sk+Sfa

(2)

式中，Sc为构造规模指数；Sf为断层规模指数；Sk为岩溶陷落柱规模指数；Sfa为皱褶轴影响指数。

断层规模指数表达式：

(3)

式中，S为统计单元格面积，m2；Lfi为第i条断层落在单元格内走向长度，m；Hi为第i条断层落差，m；n1为统计单元格中的断层数。

岩溶陷落柱规模指数表达式：

(4)

式中，Ssi为第i个岩溶陷落柱横截面面积，m2；hi为第i个陷落柱垂高，m；n2为统计单元格中的岩溶陷落柱个数。

褶皱轴影响指数表达式：

(5)

式中，Lfai为第i个褶皱轴落在单元格中走向长度，m；Di为第i个褶皱翼核垂高，m；n3为统计单元格中的褶皱轴个数。

将式(3)～(5)代入式(2)中，可得：

(6)

利用式(6)计算出井田全部构造规模指数后，将各个统计单元格构造规模指数进行归一化处理，评价井田受构造影响程度。

归一化公式为：

(7)

归一化的构造规模指数反映了不同区块对底板突水的构造控制程度，利用突水系数法进行突水危险性评价时，主要体现在构造对底板隔水层完整性影响系数参数中。底板隔水层完整性系数(Kc)反映了构造对底板突水相对隔水层完整性的影响程度，Kc值越大，底板越破碎，抵抗水压的能力越差，越易发生底板突水。不同构造规模指数下底板完整性系数见表3。

表3 构造规模指数与底板完整性系数取值

3 富水构造型突水系数全要素计算式

将含水层富水性和地质构造作为突水系数法的计算要素，在公式(1)的基础上提出富水构造型突水系数计算公式：

(8)

该公式不仅考虑了含水层水压、相对隔水层厚度、底板采动破坏带、承压水导升带和奥灰含水层顶部隔水层，还将岩溶含水层富水性和构造影响这两个重要因素纳入底板突水评价中，形成全计算要素的突水系数计算式。

4 初始突水系数与富水构造型突水系数评价结果对比

4.1 评价区概况

河东煤田离柳矿区某矿刚进入下组煤开采，主采太原组9号煤，煤层平均采厚4m，采用长壁后退式综采一次采全高采法，全部垮落法管理顶板，9号煤层开采主要受底板奥灰水害威胁。

煤层底板隔水层承受的奥陶系灰岩含水层水压变化范围为0.52～3.42MPa，水压等值线如图1所示；奥陶系峰峰组富水性极不均匀，浅埋区强于深埋区，富水性大部区域属中等级别，即0.1

图1 9号煤层底板隔水层所受奥灰含水层水压等值线

煤层底板下伏太原组、本溪组和奥陶系峰峰组地层，煤层底板距奥灰峰峰组含水层57.3～67.5m，如图2所示。下组煤至奥陶系峰峰组顶界地层以泥岩类地层为主，较软弱，易受采动影响而破坏形成采动破坏带、层间离层裂隙，但是，在不受构造影响的情况下，该段隔水层隔水性能良好，是抵抗底板突水的重要地质屏障。

图2 9号煤层至奥灰含水层间隔水层厚度等值线

4.2 初始突水系数计算式评价

4.3 富水构造型突水系数计算式评价

利用富水构造型突水系数法进行评价，需逐步分析各计算要素的取值，除了水压通过地勘资料获得外，其他计算要素要根据采区或钻孔信息进行获取。

(1)含水层富水性系数Kω：井田范围奥陶系峰峰组含水层富水性处于0.05

(2)底板完整性系数Kc：井田构造简单，仅在井田西南部9号拐点区域发育有4条断层，东部9号煤层大巷掘进时发现了4个陷落柱，根据井田构造发育情况，划分评价网格，计算构造规模指数、底板完整性系数[14]。

(3)等效隔水层厚度ΣMi·ξi：根据各钻孔煤层至奥灰含水层不同岩性地层的分层厚度、等效隔水系数，计算获取各钻孔的等效隔水层厚度。9号煤层距离峰峰组顶界等效隔水层分布如图4所示。

图4 9号煤层至奥灰等效隔水层厚度等值线

由图2和图4可知，9号煤层有效隔水层厚度较实际煤层底板至奥灰顶界面之间的相对隔水层厚度均有折减，但折减幅度不大，说明下组煤底板至奥灰含水层泥岩类地层比重大，底板岩层具有良好的隔水性能。

(4)底板破坏带深度Cp：根据《建筑物、水体、铁路及主要井巷煤柱留设与压煤开采规范》，考虑采深、倾角和工作面斜长因素，底板采动破坏带深度计算公式：

Cp=0.0085H+0.1665α+0.1079L-4.3579

(9)

式中，H为开采深度，m；α为煤层倾角，(°)。

断层带附近的采动导水破坏带深度比正常岩层中增大约0.5～1.0倍。

9号煤层平均埋深约373m；煤层倾角平均5°；工作面斜长200m。代入式(9)计算可得9号煤层底板破坏深度约21.23m。

(5)奥灰承压水导升带高度hd：承压水导升带的存在与奥灰含水层之上地层的原生裂隙关系密切，若该层原生裂隙越发育，则承压水导升带越高，反之则相反。该矿奥灰含水层之上为本溪组泥岩、铝土岩类隔水层，原生裂隙不发育，承压水越过隔水层而导升的可能性小，因此，这里取承压水导升带高度为0。

(6)奥灰含水层顶部充填隔水层厚度M0：根据钻探资料，钻孔进入奥灰含水层后，多数钻孔即出现大小不一的涌水量，可见本矿奥灰顶部风化带充填不好，无充填隔水层存在，故M0取值为0。

将以上取值代入公式(8)计算各钻孔的富水构造型突水系数，通过插值运算，绘制煤层底板突水危险性分区图(图5)。

图5 富水构造型突水系数等值线

由图5可知，富水构造型突水系数法评价结果突出了富水性、构造的影响，与初始突水系数法评价结果相比，该评价结果预警意义显著。正常块段突水危险区有3个，其中Ⅰ区受水压和断层影响明显，突水系数突破了0.1MPa/m的临界值；Ⅱ区主要受断层影响，突水系数明显增大；Ⅲ区受陷落柱影响显著。矿井采掘工程表明，若依据原始突水系数评价结果，下组煤开拓大巷属安全区，但实际上出现巷道底板突水现象，而富水构造型突水系数法可以对该情形进行预测，是该方法的优势所在。

5 结束语

(1)煤层底板突水是多重地质、采矿因素综合影响的结果。初始突水系数计算式采用水压和隔水层厚度2个计算要素反映众多影响因素对底板突水的作用结果，在水压低、采动影响适中等历史背景条件下具有其合理性和实用性，但是其并非普适于各个矿井。随着深部开采、地质复杂矿井、富水性不均底板等矿井的增多，进行多计算要素形式的探讨研究是有实践意义的。

(2)探索性地将底板含水层的富水性和地质构造对底板突水的作用，以量化的计算要素形式纳入突水系数的计算，提出含水层富水性系数和底板完整性系数及其计算方法。

(3)富水构造型突水系数法所反映的含水层富水性和构造区威胁，均是基于已探明的水文地质条件和构造分布而形成的评价结果，因此，矿井应进一步查明未采区水文地质条件，采用先进探测技术对含水层富水性、地质构造进行探查，查明其富水性和导水性特征，进而进一步修正突水系数法的评价结果。