深部開采厚隔水層底板破壞模式及突水防控技術

孫建

（冀中能源股份有限公司 邢東礦，河北 邢臺 054001）

1 概 況

為了研究底板突水的機理并為底板突水災害防控提供理論依據和指導，國外學者先后提出了相對隔水層、安全水壓值、能量釋放點等概念，國內學者先后提出并發展了突水系數法、原位張裂和零位破壞理論、板模型理論及下四帶理論、關鍵層理論等成果[1]，在一定時期內很好的解決了底板突水災害的評價和控制問題。為研究底板的斷裂結構及破壞特征，白海波等[2]采用雙標量型彈塑性損傷本構模型，研究了采動底板的導水通道演化規律；尹尚先等[3]將底板隔水層劃分為極薄、薄、中、厚及巨厚五種類型，其中隔水層厚度大于60 m 且大于底板破壞帶高度與承壓水導升高度之和，突水系數高于0.1 MPa/m 時為厚隔水層，并研究了奧灰的突水機理及裂隙帶發育高度；郭惟嘉等[4]研究了底板巖體與孔隙水的應力分布規律，并將深部礦井底板突水劃分為完整隔水巖層突水、隱伏構造突水和固有導水通道3 類；魯海峰等[5]系統研究了沿層理面剪切出現分層、端部壓剪及彎拉破壞的力學判據。以上研究成果為研究深部開采底板的破壞模式提供了理論基礎，但更多集中于對淺部礦井及其薄隔水層底板突水致災機制的研究，而針對深部開采厚隔水層底板破壞的研究相對較少，尤其是深部開采厚隔水層底板的破壞模式亟需深入研究。

基于此，本文結合邢東礦-980 水平底板突水實際情況，分析深部開采厚隔水層底板的底板破壞特征，研究其應力擾動和破壞模式，并提出適于深部高承壓水上安全開采的突水防控技術，為深部煤炭資源的安全高效開采提供理論依據和技術保障。

2 深部開采厚隔水層底板破壞特征

邢東礦采用立井分水平開拓方式，開采水平為-760 m 水平和-980 m 水平。礦井開采至今，處于淺部的-760 水平無底板承壓水突水發生，而處于深部的-980 水平回采10 個工作面，僅有淺部的2121、2122、2123、2124 工作面及深部采用突水防控技術的2129 工作面未發生突水外，其余均發生了底板承壓水突水，且受采場礦壓顯現與底板隱伏斷層、裂隙溝通影響，底板的破裂行為具有一定差異。

2.1 邢東礦工程地質特征

-980 水平工作面受褶曲和斷層影響局部煤層傾角變化較大，采用全部垮落法處理采空區。距2號煤底板約170 m 的奧陶系灰巖含水層為井田的主要含水層，其厚度大、富水性強，補給水源穩定，儲量大，水壓最高達13.75 MPa；且2 號煤被斷層分割嚴重，開采至今未揭露逆斷層，因此開采時一旦斷層導通奧灰水涌入礦井，將危及礦井的安全。-980 水平工作面回采順序依次為2121、2123、2122、2127、2124、2222、2125、2126、2228、2129 工作面，工作面布置如圖1 所示，部分工作面的開采技術參數見表1。

表1 邢東礦-980 水平工作面開采技術參數及突水特征Table 1 Mining technical parameters and water outburst characteristics of No.-980 horizontal working face in Xingdong Mine

圖1 -980 水平工作面布置Fig.1 The working face layout of No.-980 horizontal

其中出水最嚴重的為2228 工作面，其在工作面采線與軌道巷交叉口揭露了SF27 斷層組，該處埋深約1 000 m，底板奧灰水壓高達10.2 MPa，峰值水量達2 649 m3/h；其余工作面在回采前均采用了直流電法、槽波、瞬變電磁及鉆孔勘探等多種方法綜合探測，在底板60 m 以淺內未發現斷層及密集裂隙帶。

2.2 深部開采厚底板破壞特征

由于2125 工作面突水點位于軌道巷與停采線交叉點附近，底板突水后工作面停采并予以密閉，停采前涌水量為4.98～79.8 m3/h，最大79.8 m3/h，之后再未對工作面涌水數據進行詳細記錄，故本文僅分析邢東礦深部-980 水平2126、2127、2222 及2228 工作面開采后底板的水力破裂行為，其地面臨近水文鉆孔的水位及底板突水量變化曲線如圖2所示。

圖2 底板突水量及其地面臨近水文鉆孔水位變化曲線Fig.2 The water outburst from the floor and the water level change curve of the surface near the hydrological borehole

2.2.1 2126 工作面

根據圖2 可知，2126 工作面突水前，距切眼1 000 m 處的地面水4 觀測孔水位提前15 d 出現異常降低，距突水11 d 時水位下降0.014 m，突水后35 d 內水位下降了4.751 m。

工作面推進約316 m 時，軌道巷采線附近底板出水；自底板突水至停采，工作面共推采197 m。底板突水后，隨突水時間持續，底板突水量并未迅速達到峰值，而是在初始突水量30 m3/h 的基礎上，3.5 h 內快速增加至70 m3/h，后水量維持在80～130 m3/h；而峰值水量為278 m3/h，距底板初始出水時間約46 d，之后水量逐漸降低，并保持在100 m3/h 左右。從底板突水量特征分析，2126 工作面底板并未直接溝通底板奧陶系灰巖水，只有當底板局部地段隱伏斷層或采動底板裂隙發育時，底板突水才出現峰值水量；底板突水水量由小到大需要較長時間才穩定，突水具有緩沖持續性特點，故底板奧灰水更多表現為導水通道相對不暢通，推測在底板深部有隱伏節理斷層存在，溝通了底板裂隙而導致底板突水。

2.2.2 2127 工作面

突水時，2127 工作面累計推進至切眼外300 m處。突水前1 d，距2127 工作面突水點水平距離為800 m 的20041 奧灰觀測孔水位下降明顯，至突水當天降為-14.084 m，單日降幅達到4.38 m；突水44 d 后，水位降至最低-33.917 m，突水后水位降深達19.833 m，突水總量約40 萬m3。

工作面突水初始位置由下巷后方采空區向外出水，水量約20 m3/h，水發渾、有臭味，水面處H2S濃度可達70 PPm，并伴有瓦斯溢出；約5 h 后工作面出水量明顯增大，在工作面8、15、42 架向推移桿處流水，并匯至下巷轉載機處水量40～50 m3/h，工作面突水后停止回采，突水逐漸變清。工作面突水量隨突水時間延續或工作面推進呈明顯的跳躍型增長特征。從底板突水量分析，工作面突水水量峰值210 m3/h，水量不大，表明底板破裂裂隙并未直接溝通奧灰水，導水通道并不暢通，亦可能由于底板深部隱伏節理斷層的存在導致奧灰水間接溝通了底板采動裂隙而誘發突水。

2.2.3 2222 工作面

突水前6 d，距2222 工作面切眼724 m 的水9地面奧灰觀測孔水位出現異常下降，降幅約423 mm/h，并遠超過歷史同期及周圍奧灰觀測孔水位下降速度；至突水時，地面水9 觀測孔水位累計下降了9.4 m；回采后期，突水約7 個月后，水9 孔水位達最大降幅，降低了62.806 m。工作面推進178.8 m 時，底板突水，突水總量約148 萬m3。

初始突水時，工作面總水量約為10 m3/h，逐漸增大至20 m3/h。工作面停采，采取施工泄水巷、重開切眼、甩支架等一系列措施后，繼續推采，突水43 d 后工作面水量峰值為275 m3/h，152 d 后水量逐漸減小至66 m3/h；之后水量再次增大，水量維持在200～285 m3/h，232 d 后達峰值285 m3/h，后又減小。因此，2222 工作面突水具有明顯的兩階段突水特征，兩階段峰值水量僅相差10 m3/h，相差不大，但首階段峰值水量持續時間相對短，約30 d，而第二階段峰值水量持續時間較長，持續時間約84 d，約為首階段的2.5 倍。分析認為，初次突水后，受工作面停采并采取控制措施影響，采動應力擾動強度降低，底板破裂裂隙溝通能力及破裂深度降低，從而使得采動底板裂隙溝通隱伏斷層及底板奧灰水的能力減弱，水量逐漸降低。而第二階段，由于工作面恢復與初采一致，在采動作用下底板裂隙破裂深度增加，與隱伏斷層及奧灰水的溝通程度再次增加，待通過該地段后峰值水量逐漸降低。底板破壞帶距F22 斷層下盤奧灰80 m 左右，承受水壓13.3 MPa，在高水壓作用下使奧灰水沿斷層薄弱面侵入到底板破壞帶附近。分析認為，斷層并未直接溝通底板奧灰水，而是在采動作用下底板裂隙溝通了斷層，并與底板深部隱伏斷層相聯通而溝通了底板奧灰水。

2.2.4 2228 工作面

2228 工作面突水前5 d，距2228 工作面突水點1 600 m 的地面水2 觀測孔水位由37.244 m 開始出現異常下降，突水前約26.5 h 水位開始快速下降，工作面突水時，水位降低至-49.233 m，累計降幅達86.477 m，出水水源為奧灰水。

突水前約12.5 h，工作面上巷推進約148.7 m后周期來壓；突水時，工作面恰推進至軌道巷交叉口SF27 斷層組處，且工作面再次劇烈來壓，支架壓力快速增加，底板鼓起，隨即底板發生出水，水量約60 m3/h，工作面停采。2228 工作面突水1 d 后，水量逐步增至200 m3/h；約5 d 后水量增至1 100 m3/h，突水第9 d 水量在4 h 內由1 319 m3/h激增至2 360 m3/h，突水第10 d 水量達到峰值2 649 m3/h，之后水量逐步減小，2 d 后水量穩定在1 750 m3/h 左右。突水約42 d 后，水量首次降至1 000 m3/h 以下；42～57 d 內水量基本穩定在1 000 m3/h 左右，期間由于地面分支孔注漿作用，水量曾分別增至1 020 m3/h、1 500 m3/h。隨注漿持續，水量波動降低，并穩定在205 m3/h。因此，2228 工作面底板突水量遠遠大于采動底板裂隙溝通深部隱伏斷層構造時的水量，2228 工作面為明顯貫穿型斷裂與工作面采動剪切帶相交，呈突發性突水，開采擾動誘發了斷層溝通底板奧陶系灰巖水而形成了大規模瞬時突水。

因此，2126、2127 及2222 工作面是以采動底板裂隙溝通底板深部隱伏斷層為主的誘發突水，2228 工作面為貫穿型斷層突水。而不管是采動底板裂隙溝通底板深部隱伏斷層突水還是貫穿斷層突水，使得峰值水量出現的時間均在10 d 后，并未在短時內形成突水峰值，主要是因為底板奧灰水距2 號煤距離高達170 m，需要底板高承壓水與采動應力及裂隙的耦合水力破裂作用，增加了裂隙擴展導通的孕育時間。

3 深部開采厚隔水層底板破壞模式

-980 水平各突水工作面突水期間的礦壓顯現特征具有明顯差異，且突水量與底板裂隙破裂類型密切相關，基于此，可研究底板突水期間主導底板裂隙破裂的應力擾動類型及滲流類型，劃分深部開采底板的破壞模式。

3.1 深部開采底板破壞的應力擾動模式

統計了-980 水平各突水工作面突水期間的礦壓顯現特征，以此研究深部開采底板破裂的主導應力擾動模式。

2127 工作面突水前，已回采300 m，且回采過程中無明顯的礦山壓力顯現現象；工作面突水期間，工作面礦壓顯現劇烈，連續抽樣統計了81 d內工作面98 個綜采支架的載荷數據（時間間隔為4 h），統計期間2127 工作面隨回采推進支架載荷及推進速度變化如圖3 所示。

圖3 2127 工作面支架載荷及推進速度變化曲線Fig.3 The curve of support load and advancingspeed in No.2127 face

與圖2（b） 對比可知，底板突水與采場來壓存在明顯的相關性規律特征；支架載荷高時，采場推進速度明顯降低。工作面突水約3 d 時，21 個支架壓死，其中26 個立柱和16 個平衡被壓壞，6 架支架立柱頂梁窩被壓穿，4 架底座立柱底窩被壓穿；突水后前67 d 內，工作面周期來壓距離10～15 m，67 d 后約20 m。同時，工作面突水量隨突水時間延續或工作面推進呈明顯的跳躍型增長特征，即工作面壓力顯現時突水量明顯增大，呈現明顯的遠場基本頂失穩動載擾動底板水力破裂特征。且采場來壓擾動時，底板破壞深度以淺的淺部裂隙張開，底板導水通道相對暢通，采場后方導水裂隙內的水首先充填淺部裂隙，充滿后從采場煤壁位置涌出，表現為20041 鉆孔水位下降一段時間后采場支架前底板滯后出水；采場壓力顯現結束后，淺部裂隙部分閉合，導水通道相對不暢通，底板出水逐漸減少，水量基本都從采空區涌出，20041 觀測孔奧灰水位相對上升，如圖2（a） 所示。故2127工作面底板以遠場基本頂動載擾動作用為主，使得底板淺部的裂隙與深部隱伏斷層導升擴展裂隙間接溝通突水。

同樣，在2228 工作面，初始突水期間，工作面來壓頻繁，礦壓顯現明顯。由于2228 工作面回采區域內構造復雜，揭露斷層多達13 條，構造附近裂隙發育、地層破碎；工作面未受采動影響時，水壓高達10.2 MPa 以上的奧灰水，也無法突破隔水層，施工的底板超前鉆孔均未發生出水現象。但根據地面治理注2 孔和運2 孔探查實際，SF27 斷層組在奧灰含水層內落差較2 煤增大，使奧灰含水層和2 煤層間距變??；在遠場動載擾動作用下底板破裂深度增加并使SF27 斷層組破裂，并直接溝通奧灰水，為動載誘發斷層突水。

而在2126 及2222 工作面底板突水期間，底板突水量并不大，采場無明顯的周期來壓顯現，突水量也未呈現明顯與來壓一致的跳躍規律。且底板突水水量由小到大需要較長時間才穩定，突水具有緩沖持續性特點，故底板奧灰水更多表現為導水通道相對不暢通，形成了以近場支承壓力作用為主的靜載擾動底板淺部裂隙與隱伏斷層的導升擴展裂隙間接溝通誘發底板突水。

3.2 深部開采厚隔水層底板破壞模式分類

結合邢東礦深部-980 水平的底板突水過程及水量特征，并根據底板突水涌水量大小，可對其水力破裂模式進行分類，見表2。

表2 -980 水平底板破壞模式分類Table 2 Floor failure mode classification of No.-980 horizontal

根據表2，邢東礦-980 水平煤層開采后，底板的破裂類型主要分為采動裂隙溝通底板深部的隱伏構造和貫穿斷層活化兩種。根據其突水量特點，2228 工作面由于貫穿煤層的斷層活化，使得采場底板直接溝通了底板奧陶系灰巖，斷層破碎帶在底板水壓作用下被沖刷形成完整的管道式突水通道，并導致突水量猛增而形成管涌；其余工作面由于采動裂隙溝通了底板深部隱伏構造，但底板深部隱伏構造并未完全活化而形成管道式突水通道，僅以隱伏破裂帶內裂隙與采動裂隙的溝通為主，使得導水通道相對不暢，形成了裂隙流。底板突水時，采場內礦壓顯現行為不同，并呈現工作面正常開采和基本頂來壓擾動底板突水兩種，以此可將主導底板產生破裂的應力擾動類型劃分為近場靜載和遠場動載兩種，其中遠場動載主導時疊加有近場靜載的作用即呈現動載組合類型，并以遠場動載作為主導應力誘發底板突水為主。

4 深部開采厚隔水層底板突水防控技術

4.1 地面水平分支孔底板注漿加固

根據前述，邢東礦深部底板奧灰承壓水壓力高13 MPa 以上，底板奧灰含水層距2 號煤層底板深度在170 m 以上，且底板深部隱伏斷層或裂隙弱面在一定程度上可導通底板奧灰含水層，從而導致底板突水。綜合考慮施工工程量、注漿加固效果、施工空間及成本等因素影響，現場采用了地面定向水平井技術施工長距離水平分支孔區域治理技術，封堵-980 水平底板深部奧灰含水層與底板淺部采動破壞帶的水力聯系，并將奧灰頂部巖溶裂隙含水層改造成為相對隔水層，實現對底板高承壓水突水防控。

經過前期注漿加固，現場2125 工作面、2126工作面、2228 工作面回采時均發生了底板突水災害，說明區域注漿加固效果不明顯。因此為進一步保證2129 工作面開采的安全性，對2129 工作面底板注漿加固時，水平孔間距加密為60 m，治理層位改為奧灰頂面下50 m 以淺，并確保2129 工作面治理區域范圍達到工作面南側外推220 m 區域，工作面北側外推90 m，工作面切眼及停采線附近外推93 m，鉆孔布置時盡最大可能利用原-980 工程鉆孔。2129 工作面共施工區域探查治理孔14 個，分別將孔目標層位控制在奧灰含水層頂面下70～90 m 和10～50 m。此外6 個前期施工鉆孔也對該工作面邊角區域進行了覆蓋，其層位控制在奧灰含水層頂面下117～78 m。因此，2129 工作面底板深部隱伏斷層或裂隙弱面及含水層得到了不同空間層次的注漿改造，2129 工作面未突水。

4.2 切頂卸壓

基本頂失穩來壓導致的動載荷越高，底板應力擾動系數越大，加之承壓水的水力導升擴展作用，基本頂失穩極易導致底板突水。故為控制基本頂的失穩破斷距離，降低由于遠場基本頂動載擾動導致的底板應力擾動強度，可采取水力壓裂切頂卸壓防控底板突水。邢東礦后期為控制-980 水平2129 工作面底板突水，在2129 工作面回采巷道兩側分別采取施工了水力壓裂頂板卸壓鉆孔，有效降低采場內基本頂破斷和巷道外側頂板的破斷范圍。施工時，鉆孔直徑為56 mm，鉆進過程中降低了鉆進速度，減小鉆機進給力，保證了鉆孔的直線性。應用該技術后，2129 工作面回采過程中未發生劇烈的采場來壓現象，有效弱化了基本頂失穩的動載荷作用。

5 結 論

以華北型煤田邢東礦高承壓水上煤炭開采為背景，獲得了深部開采厚隔水層底板的典型破壞模式和應力擾動模式，提出了相應的深部開采底板突水防控技術，主要結論如下。

（1） 根據深部開采厚隔水底板的突水量變化和底板破壞特征，將作用于底板的應力擾動模式細化為遠場基本頂失穩的動載荷和近場支承壓力的靜載荷擾動模式兩類，前者底板突水量隨支護載荷和推進速度的變化呈現出明顯的突變增加，后者無明顯的礦山壓力顯現。

（2） 深部開采厚隔水層底板破壞模式為采動裂隙與底板深部隱伏構造和貫穿斷層直接溝通奧灰含水層破壞模式，前者最大突水量在較長時間內達到低值，而后者在較短時間內達到較高的最大值。

（3） 提出了以“地面水平分支孔底板注漿加固+切頂卸壓”為主的深部開采底板突水防控技術，現場開采實踐防控效果較好。