水压作用下防砂安全煤岩柱失稳机理及留设方法

水压作用下防砂安全煤岩柱失稳机理及留设方法
许延春;杜明泽;李江华;曹旭初
【摘要】In terms of the problems of instability and sand inrush of coal and rock pillar in working face of wedge area under special geological conditions,such as thick loose aquifer,thin bedrock,and so on,taking the water inrush and sand inrush disaster from No.11071 working face of Zhaogu No.1 Coal Mine as an example,combined with geological drilling data,a geological model of wedge shape preserving water pressure mining-sand inrush is established.Through clay liquid plastic limit
test,dried and saturated water absorption and disintegration test,it is concluded that bottom clay and weathered mudstone has a good water-proof performance,and can form a "wedge protect pressure" structure.On this basis,through the experiment of weathered mudstone mining crack extension under water pressure,the inherent disaster-causing mechanism of instability of coal and rock pillars of sand layer that is affected by mining damage under water pressure is studied.The results show that under a high water pressure,the mined crack in weathered mudstone extends to pipeline,thus the sand-proof properties of the protective layer
fail.Considering the damage thickness of weathered zone of coal pillar,the method of setting up the sand-prevention safety coal and rock pillar under water pressure was put forward,and an engineering application was carried out in No.11191 working face and achieved the expected results.Research results complement the design method of sand prevention safety coal and
rock pillars in China,and can reduce the coal mine collapse sand disasters and accidents.%针对厚松散含水层、薄基岩等特殊地质条件下楔形区工作面防砂安全煤岩柱失稳渍砂的问题,以赵固一矿11071工作面突水溃砂灾害为例,结合地质钻孔资料,建立了楔形保水压采动溃砂地质模型.通过黏土液塑限试验,风化带岩石干燥饱和吸水率和崩解试验,得出了底黏及风化带泥类岩具有良好的隔水性能,可形成楔形保水压结构.并在此基础上,通过水压作用下风化带泥类岩采动裂隙扩展试验研究了受采动损伤的煤岩柱保护层在水压作用下失稳的内在致灾机理.结果表明:在高水压的作用下,风化带泥类岩采动裂隙扩展为管道,防砂煤岩柱保护层的阻砂性能失效;考虑煤岩柱保护层的损伤厚度,提出了水压作用下防砂安全煤岩柱的留设方法,并在11191工作面进行了工程应用,取得了预期效果.研究成果补充完善了我国防砂安全煤岩柱的留设方法,可减少煤矿溃砂事故.
【期刊名称】《煤炭学报》
【年(卷),期】2017(042)002
【总页数】7页(P328-334)
【关键词】水压;楔形区;风化带;裂隙扩展;突水溃砂;防砂煤岩柱
【作者】许延春;杜明泽;李江华;曹旭初
【作者单位】中国矿业大学(北京)资源与安全工程学院,北京100083;国家煤矿水害防治工程技术研究中心(北京),北京100083;中国矿业大学(北京)资源与安全工程学院,北京100083;国家煤矿水害防治工程技术研究中心(北京),北京100083;中国矿业大学(北京)资源与安全工程学院,北京100083;国家煤矿水害防治工程技术研究中心(北京),北京100083;中国矿业大学(北京)资源与安全工程学院,北京100083;国家煤矿水害防治工程技术研究中心(北京),北京100083
【正文语种】中文
【中图分类】TD823.2;TD74
近年来，随着西部煤炭资源的开发以及华东、华北等地的许多矿区开采上限不断提高，薄基岩煤层工作面开采突水溃砂灾害愈发突出，榆神府矿区瓷窑湾和大柳塔煤矿等相继发生突水溃砂灾害[1]。

随着采矿技术的发展，我国在水体下开采方面进
行了大量的研究，积累了丰富的实践经验，但不同地区水文地质条件的差异、松散层的富水程度以及提高开采上限的程度等因素，使得我国在厚松散含水层、薄基岩等特殊地质条件下的开采仍然存在一系列问题，突水溃砂事故时有发生，严重威胁着煤矿的安全生产[2-4]。

厚松散含水层下安全开采也成为一个攻关难题。

隋旺华等[5-6] 研究了近松散层开采孔隙水压力变化及其对水砂突涌的前兆意义，并通过水砂突涌的水力坡度试验，分析了裂隙宽带和初始水头压力与涌砂量的关系，得出了涌砂量随裂隙尺寸与初始水头压力的增加而增加的关系；杨伟峰等[7-8]通
过水砂流运移过程的模拟试验，定量化地研究了水砂混合流孔隙水压力的变化规律，并将水砂混合流运移过程划分为3个阶段；许延春等[9-10]研究了上覆含黏砂土的流动性，认识到含黏砂土具有渗漏自愈性，并通过相似材料模拟试验及理论分析，从覆岩裂隙破坏发展规律及松散层砂土颗粒性质入手，研究了近松散含水层工作面溃砂机理；伍永平等[11]通过建立溃砂伪结构物理力学模型，以泥砂起动理论为基础，探讨了浅埋采场溃砂发生的条件；刘亚群等[12]通过PFC2D模拟软件对上覆
松散层渗透变形破坏、水砂混合流运移过程进行了数值模拟，研究了浅埋煤层开采下突水溃砂的上覆松散层渗透破坏、水砂耦合流动及突涌规律；许家林等[13]针对祁东煤矿多起采煤工作面突水灾害问题，采用现场测试和模拟试验方法，得出了工作面突水灾害的发生实质是覆岩运动的复合破断；张杰等[14]通过不同岩块端角接触面高度滤砂试验，得出了满足裂隙滤砂的合理端角接触面高度；张蓓等[15]基于
颗粒流和液体流2种流体力学理论，提出了预测突水溃砂流量的溃砂漏斗和突水
口2种模型，探讨了地质钻孔导致隆德煤矿突水溃砂事故的形成机理和防治对策。

综上所述，现有的研究成果多集中在厚松散含水层与基岩大面积接触以及浅埋深、孔隙水压不大的情况下，而对于厚松散含水层薄基岩楔形区局部保持高水压下工作面防砂安全煤岩柱失稳的机理研究较少，尤其是水压作用下近松散层覆岩(风化岩体)的破坏致灾机理鲜有研究。

随着山东巨野、河南赵固、安徽淮北、江苏大屯等
厚松散含水层矿区的开发，其松散层厚度不小于100 m，含水层原始水压不小于
1 MPa，此类问题将越来越多。

因此，在已有研究的基础上，笔者针对我国罕见
的厚松散含水层下楔形区工作面突水溃砂灾害的实例，通过室内试验研究了水压作用下防砂安全煤岩柱失稳的机理，并提出了有效的留设方法，以期为控制厚松散含水层、薄基岩等特殊地质条件下楔形区防砂安全煤岩柱失稳提供理论基础与应用参考。

赵固一矿主采二1煤层，厚度3.92～6.90 m，平均6.14 m，分层综采，上分层
开采3.3～3.5 m，第2分层开采全厚。

第四系、新近系松散层厚度大，厚度384.25～518.85 m，平均453 m，底部砂层厚度2.17～14 m，平均厚度5.60 m，砂层底部分布厚度较大的黏土层，厚度5.71～63.84 m，平均厚度34.51 m。

煤
层顶板基岩厚度13.87～95.54 m，平均44.81 m，坡度均1∶20。

基岩段可视为中硬覆岩。

地质与水文地质条件总体上呈现松散层厚度大，富水性弱，埋深大，基岩薄的特征。

薄基岩区松散层剖面如图1所示。

由于基岩界面为倾斜面，松散地层为近似水平沉积，因此在松散地层底部形成与基岩面斜交接触的“楔形”区域。

该地质条件下，按照《建筑物、水体、铁路及主要井巷煤柱留设与压煤开采规程》弱富水性含水砂层留设防砂安全煤岩柱，即防砂安全煤岩柱垂高(Hs)应大于或等于垮落带的最大高度(Hm)加上保护层厚度(Hb)，其
关系式为
2011-07-07，11071工作面基本顶初次来压期间发生突水溃砂事故。

顶板出现淋水，并逐渐增大，随后伴有黄砂。

淋水持续了30多个小时后开始衰减。

据统计，工作面最大涌水量达到120 m3/h，工作面和两巷共积泥砂3 000 m3左右，表明防砂安全煤岩柱已经失稳。

本次溃砂事故并非独立事件，大屯矿区徐庄矿7172工作面也曾因处在基岩面局部隆起形成的“楔形”区域而出现突水溃砂事故。

根据以往薄基岩的开采经验，若含水砂层下方有厚的黏土层而形成底黏区，则厚黏土的隔水性能使工作面能够实现安全开采；若含水砂层在松散层底部形成砂砾赋存区，则邻近工作面的开采会波及到含水砂层，使含水砂层疏水降压，实现安全开采。

而11071工作面发生突水溃砂，根据地质钻孔揭露特征，分析认为工作面上覆松
散含水层与基岩并非大面积接触，其含水层上、下厚黏土层与基岩风化带岩体共同形成了楔形密封结构，含水砂层在密封条件下局部保持高水压，其他工作面开采未能疏降该砂层水位。

11071工作面留设的防砂安全煤岩柱，在采动的影响下导水
裂缝带波及含水砂层，受采动损伤的风化带保护层在水压作用下采动裂隙进一步发生扩展，导致风化带保护层的阻砂性能失效。

因此，11071工作面的溃砂机理可
认为是楔形保水压采动溃砂，其地质模型如图2所示。

为掌握楔形保水压采动溃
砂发生的动态过程，必须对含水层底部的厚黏土层、基岩风化带的隔水性能以及水压作用下风化带保护层失效的作用机理有所认识。

本文通过黏土的液塑限试验，岩石的干燥饱和吸水率和崩解试验来确定底粘及风化带岩体的隔水性能，并在此基础上，通过水压作用下风化带保护层采动裂隙的扩展规律揭示防砂安全煤岩柱保护层的失稳机理，并提出了合理的留设方法。

黏土的隔水性通过液塑限试验确定。

松散层底部厚黏土层是矿井防止松散层底砂突水溃砂的关键隔水层，该黏土层的隔水性能与其工程性质是密切相关的。

因此，利用覆岩破坏高度观测孔在埋深460～520 m不同深度取5份土样，并对土样进行液、塑限试验，测试结果见表1。

由表1可知，土样的塑性指数基本都>17，平均
17.64，一般认为塑性指数>10有隔水性，>17有良好的隔水性；液性指数均<0，该黏土处于低液限半固结状态，表明该黏土具有差的流动性，可使其他邻近工作面开采对夹砂层水无疏降作用，保持夹砂层的高水压。

已有的研究表明[16]，当岩石的干燥饱和吸水率>15%时，说明岩石具有良好的隔水性和再生隔水性。

采用GZX-9076MBE数码电热鼓风干燥箱对松散层底界面的风化带岩石试样进行
干燥，在煮沸条件下进行岩石试样强制饱和，然后过滤称重，按照饱和吸水率公式[17]，计算得出岩石的干燥饱和吸水率，试验结果如图3所示。

可见，泥类岩、砂岩的干燥饱和吸水率随距离松散层底界面深度的增加整体上呈先降低后趋于平稳的规律。

具体表现为：泥类岩的干燥饱和吸水率较大，距松散层0～5 m内达到30%以上，说明风化带泥类岩具有良好的阻隔水性能；而砂岩的干燥饱和吸水率在0.5%～2.5%内波动，说明砂岩的阻隔水性能差。

钻孔资料显示，距离松散层底界面0～10 m的基岩段，泥类岩占较大比例，其中0～5 m以铝质
泥岩为主，5～10 m以砂质泥岩为主，说明松散层底界面下的风化带泥类岩为隔
水性能良好的保护层。

风化作用会使岩石原有的矿物被分解而产生次生黏土矿物，使其状态更趋于黏土化，从而降低岩石的强度及耐崩解性，因此，岩石的耐崩解性可反映其隔水性能及结构稳定性。

将风化带岩石试样放入烧杯中，注清水至淹没试样，每隔一段时间，观察并记录试样的崩解状态，并将试样的状态进行分类，观察时间为1,5,10,20和30 min,然后是1,2,4,8,16,24 h。

试验结果如图4所示。

可见，铝质泥岩试样极易崩解，入水后即刻开始崩解，30 min左右基本崩解完全，按照岩石崩解形态分类[18]，最终崩解形态为Ⅰ型、Ⅱ型；砂质泥岩发生崩解的速率较铝质泥岩缓慢，24 h左右崩解成碎片状，最终崩解形态为Ⅱ型、Ⅲ型、Ⅳ型；砂岩的耐崩解性较强，24 h后形态变化不明显，最终崩解形态为Ⅳ型。

说明一方
面泥类岩在风化作用下，尤其是铝质泥岩，其性能趋于黏土化，阻隔水能力增强，对抑制松散含水层水体下泄十分有利，另一方面在动态水流的作用下易软化结构失稳。

而砂岩的耐崩解性强，因而导水裂隙在砂岩段不易弥合。

试验结果表明，黏土和风化带泥类岩具有良好的隔水性能，可形成楔形密封结构，含水层在楔形密封结构下局部保持高水压，且邻近工作面的开采未能疏水降压。

试验装置采用透明圆筒容器盛装岩石试件，采用重力相似弗劳德模型法，按几何比λ=200对装置模型和岩石试件尺寸进行设计，圆筒容器内径设计为70 mm(考虑试件的尺寸和密封)，试件上方视为含水层，利用注水加压装置设置含水层初始水压力并作为含水层的补给水源。

通过压力表对含水层的水压力进行实时监测。

岩石裂隙涌水扩展试验装置示意如图5所示。

试验岩样取自松散层下风化带泥类岩，高径尺寸设计为50 mm ×60 mm，中部设置裂隙(采用垫片控制)。

制作裂隙垫片宽度为10 mm，厚度为0.2 mm。

考虑试验参数水平的多样性以及典型性，注水压力选取0.10和0.15 MPa两个参数，旨在说明不同水压作用下试样裂隙扩展的动态机制。

试验结果表明，该条件下风化带泥类岩裂隙扩展的临界水压力介于0.10～0.15 MPa，水压超过裂隙扩展的临界水压力后，裂隙扩展为管道，阻砂性失效。

试验前后试件的形态如图7所示。

试验展现了受采动损伤的风化带泥类岩在动态高水压水流的作用下，采动裂隙扩展成管道，保护层的阻砂性能失效的动态过程，揭示了水压作用下防砂安全煤岩柱失稳的内在机理。

考虑水压作用对采动损伤的风化带保护层阻砂性能的不利影响，在原防砂安全煤岩柱公式的基础上，提出了适用于水压作用下防砂安全煤岩柱留设公式，即增加水压作用下煤柱损伤厚度(Hp)，计算公式为
Hp的取值方法。

风化作用使泥类岩保护层趋于黏土化，虽然其隔水性能有利于抑
制水体下泄，但在动态水压水流的作用下，保护层易软化结构失稳。

因此，煤柱的损伤厚度可以根据岩石受风化的程度来确定。

岩石点荷载法在定量确定岩石的风化程度方面已经有所应用[19]，笔者通过岩石的点荷载试验来确定煤柱损伤厚度。

试验采用SD-1型岩石点荷载仪，取样位置在楔形区11191工作面运输巷1号钻场1顶2,11171联络巷2号钻场2顶3和11171工作面运输巷西3号钻场3顶2孔，按照《工程岩体试验方法标准(GB/T 50266—99)》对二1煤顶板探查钻孔所取的泥类岩试样进行测试，将测试所得数据转化为标准点荷载强度进行分析，得出泥类岩(铝质泥岩和砂质泥岩)的试验结果如图8所示。

可见，泥类岩的标准点荷载强度随距离松散层底界面深度的增加整体上呈先增大后趋于平稳的规律。

对于11191工作面来说，距离松散层底界面0～5 m内，泥类岩的强度基本为0，说明该阶段岩石风化严重，颗粒间黏聚作用遭到破坏，易崩解失稳，在高水压的作用下可形成管状通道，阻砂性能丧失；而对于11171工作面来说，0～10 m范围内泥类岩强度基本为0。

因此，若对整个所选试验的区域来讲，煤柱损伤带应取较大值，即Hp=10 m；若对进行了试验的具体工作面，煤柱损伤带的确定值较整个区域确定的值小时，可以按具体试验结果精确确定，即11191工作面可将松散层下5 m范围内风化带泥类岩确定为煤柱损伤厚度，即Hp=5 m。

该矿11191工作面同样开采二1煤层，位于楔形区，煤层顶分层采高3.5 m，其地质条件与11071工作面类似。

11191工作面准备期间在回风巷和运输巷每隔100 m布置一个钻场，每个钻场布置不同数量的顶板探测孔对顶板岩层特征和富水性进行补充探测，部分顶板探测出砂钻孔见表2。

钻孔出流砂，多数钻孔未能测出水量。

按照大采高中硬覆岩公式对覆岩破坏垮落带高度进行预计[20]，上分层采高
M=3.5 m时，垮落带高度为
保护层厚度取2.1M，即Hb=7.35 m，则工作面的最小防砂安全安全煤岩柱厚度
为
工程实际应用时防砂安全煤岩柱厚度取34 m。

11191工作面在出砂钻孔位置基岩厚度大于34 m时，采高为3.5 m，满足楔形区防砂安全煤岩柱的留设条件，实现了安全开采。

表明水压作用下防砂安全煤岩柱的留设方法和尺寸是可行的。

(1) 针对厚松散含水层、薄基岩等特殊地质条件下楔形区防砂安全煤岩柱失稳溃砂的问题，以赵固一矿11071工作面突水溃砂灾害为例，结合地质条件，建立了楔
形保水压采动溃砂的地质模型，分析得出了水压作用下风化带泥类岩保护层阻砂性能失效是防砂安全煤岩柱失稳溃砂的主要原因。

(2) 通过黏土的液塑限性试验、岩石的干燥饱和吸水率和崩解试验，得出松散层底部厚黏土层具有良好的隔水性能；风化带泥类岩在距离松散层底部0～5 m内干燥饱和吸水率较大，耐崩解性差，隔水性能较强，与厚黏土层可共同形成楔形保水压结构；砂岩试样的干燥吸水饱和率较低，耐崩解性强，隔水性能差。

(3) 通过风化带保护层岩石裂隙扩展试验表明，受采动影响的风化带泥类岩在高水压水流的作用下裂隙扩展为管道，阻砂性能失效，揭示了防砂安全煤岩柱保护层失稳的动态过程。

(4) 考虑水压作用对采动损伤的风化带保护层阻砂性能的不利影响，提出了水压作用下最小防砂安全煤岩柱厚度的留设公式，即Hs ≥ Hm + Hb + Hp，其中增加
了水压作用下煤柱损伤厚度(Hp)，以及水压作用下煤柱损伤厚度(Hp)的取值方法。

该公式经工程应用表明可行，可为类似地质条件水体下安全开采及防砂安全煤岩柱的留设提供理论基础和应用参考。