矿山采掘岩体渗透变形灾变机理及防控,Ⅱ：底板突水*

隋旺华

(中国矿业大学， 资源与地球科学学院， 矿山水害技术基础研究实验室， 徐州 221116， 中国)

刘国昌先生发表的《在矿山水文地质勘探中对矿山井巷坚固性与露天开采边坡稳定性的工程地质评价》一文(刘国昌， 1958)，对我国矿山工程地质工作提出富有指导性的研究方向，文中提出的水文地质工程地质工作内容至今仍有不少是热点和难点，堪称矿山水文地质工程地质的“立典”之作(李廷栋， 1991)。在地下水渗透稳定性方面，该文重点关注了地下水进入坑道后对岩体裂隙的渗透损伤、冒顶及流砂冲溃灾害、底板承压水突水、动水压力造成的岩土体潜蚀、多年冻土热动态变化诱发岩土体松散(或者液化)。在《高应力的地区矿区工程地质问题(以金川矿区为例)》一文中(刘国昌， 1983)，先生再次强调了裂隙渗水对竖井围岩稳定性的重要作用。

渗透变形和破坏问题是影响矿山建设和安全生产的主要水文地质工程地质问题之一，在我国矿山工程地质发展过程中始终得到研究者和工程师的重视，反映在诸如建立矿业类院校的水文地质工程地质专业(狄乾生， 1988， 1998)和矿井水文地质工程地质工作中(柴登榜， 1983；

肖有权， 1983；

余霈， 1986；

李德安， 1987；

狄乾生等， 1988；

胡社荣， 1992；

于双忠等， 1994)以及矿井疏排水岩溶地面塌陷(卞昭庆， 2000)、矿山突水水压与结构面强度关系(许兵， 2000)、地下水对边坡稳定性的影响(卢世宗， 2000)、矿山安全地质(卞政修等， 1988；

隋旺华， 2021)等研究工作中。

矿山地下工程中渗透变形破坏的主要表现形式有底板突水、顶板突水及溃砂、防水闸墙与围岩界面渗透破坏、断层或者水体下防水煤柱渗透变形、断层带突水、陷落柱突水、井壁渗水破坏等等(崔广心等， 1991；

张咸恭， 1993；

虎威岳， 2005；

隋旺华等， 2007， 2008， 2019a， 2019b；

武强， 2013；

范立民等， 2015；

隋旺华， 2017， 2022a， 2022b；

董书宁等， 2020；

丁甲等， 2021)。

矿山地下工程渗透变形破坏的诱因是由于采掘活动破坏了处于动态平衡状态的地下水流场和地下应力场环境，其失稳机理及防控的科学问题体现了多场(渗流场、应力场、化学场、温度场等)、多相(固液气及流固耦合)、岩体结构界面地下水作用失稳等复杂科学问题(许兵等， 1976)，因此，底板突水是一个典型的水文地质与工程地质交叉结合的问题，还涉及到矿业工程、安全科学与工程、岩土力学、渗流力学等多学科，需要多学科应对。

经过多年的研究和工程实践积累，在解决矿山渗透变形失稳方面，已经形成了从水文地质工程地质勘探入手，预测评价和防控的一系列方法手段。

笔者选择以下专题讨论矿山采掘岩体渗透变形灾变机理及防控问题：顶板突水溃砂、底板突水、防水闸墙等。

本文主要讨论底板突水问题。矿山底板突水是常见的渗透变形破坏类型，尤其是华北型煤田随着开采深度的加大，底板面临着高承压含水层的威胁，有的矿区煤层底板隔水层水压高达10MPa以上，灾难性的高压水突出淹井事故影响巨大。例如，近年来发生在骆驼山矿、古城矿、桃园矿的底板突水事故造成巨大经济损失甚至人员伤亡。对底板突水灾害的预测评价和治理虽然取得了长足的进展，但是还没有从根本上解决这一水患。不同学科对深部高压突水科学问题的本质认识不同，因此，有必要进一步厘清底板突水的机理，以适应向地球深部进军的国家战略需求，也可为其他深地工程的水害防控提供参考。

1.1 提 出

人们对于底板突水机理的认识来源于生产实践，我国的矿井水文地质工作者在防治底板突水的实践中，最早认识到水压及底板隔水层厚度之间的关系。

表 1 突水系数的演变和应用

1964年原煤炭工业部组织了焦作矿区矿井水防治水文地质勘查(时称煤炭部焦作水文地质会战)，王友瑜等(1983，1985)一批矿井水文地质学者将底板突水分为3种类型：工作面煤层底板突水、煤层底板岩巷突水和断层突水。针对第1种突水类型，首次提出采用底板含水层水压及隔水层厚度之比来判断底板突水是否发生，即：

K=P/M

(1)

式中：P为水压，用水头高度表示(m)；
M为隔水层厚(m)。

用该参数反映“水压及隔水层厚度的综合均衡与突水的关系、矿山压力破坏底板深度及底部导水岩层与突水的关系”(管恩太， 2010， 2012)。当时采用的水压是水头值，因此，K值没有量纲。针对的突水机理是矿压与水压综合作用的突水，按照当时焦作矿区开采的焦西矿、韩王矿、演马庄矿、李封矿、王封矿等L8石灰岩含水层造成的12例突水资料，获得了第1类底板突水的条件是K=3.6～5.6。

1.2 演 变

表 1反映了底板突水系数的提出、演变和应用的时间脉络。“焦作会战”期间，煤炭科学研究院西安煤田地质勘探研究所的学者提出了煤层底板突水系数的概念(表 1中序号1和2)：

T=p/M

(2)

式中：T为突水系数，发生突水时的突水系数称为临界突水系数，记为Ts；
p为水压(MPa，提出时采用kg·cm-2)；
M为隔水层厚(m)。

底板临界突水系数的物理含义是单位厚度隔水层底板所能承受的极限水压值。根据当时收集的峰峰、焦作、淄博和井陉矿区已经发生的底板突水资料，统计了不同矿区的临界突水系数，其值为0.06～0.15MPa·m-1，并以此作为采掘底板可能突水的指标(表 2)。由于该指标没有考虑其他水文地质工程地质条件，实际上是一个反映综合因素的指标。

表 2 不同矿区临界突水系数统计Table2 Statistics of critical water inrush coefficients in different mining areas

为了考虑岩层性质、厚度、组合等对底板突水的影响，又参考匈牙利的经验，提出了岩石等效系数的概念，将其他岩层统一换算成泥岩厚度(泥岩的质量等值系数为1)进行评价(杨成田， 1981)。之后，计算等效隔水层厚度时，又稍有变化，提出了岩石强度比值系数(砂岩的强度比值系数为1)。1978～1979年煤科院西安分院和峰峰、邯郸等矿务局，在等效隔水层厚度上减去了底板破坏深度，对突水系数公式进行了修正(杨成田， 1981；

管恩太， 2010， 2012；

刘其声， 2009)，这是对突水系数的第1次修订(表 1中序号3)。煤炭工业部1984年颁布的“矿井水文地质规程”和1986年颁布的“煤矿防治水工作条例”采用了修正后的突水系数，第1次将突水系数从技术法规角度固定下来，用于指导煤矿底板水害防治，该两项技术法规在2009年煤矿防治水规定颁布后均已废止。“下三带”理论提出后， 1992年煤矿安全规程修订时，又将底板含水层的导升高度从底板隔水层厚度中减去，这是对突水系数的第2次修订(表 1中序号5)。2005年虎威岳(2005)又从底板“三带”划分的角度提出了突水系数的修正公式(表 1中序号6)， 2009年刘其声(2009)提出了突水系数计算的统一表达式(表 1中序号7)。

1.3 回 归

2009年“煤矿防治水规定”将突水系数恢复为最初的表达式(2)(表 1中序号8)，回归突水系数作为一个统计值的初衷，也避免了对先期大量突水资料进行再统计的繁琐(实际上有些数据也难以重新获得)，该公式适用于回采和掘进工作面。就全国实际资料看，底板受构造破坏块段突水系数一般不大于0.06MPa·m-1，正常块段不大于0.1MPa·m-1。在2018年煤矿防治水细则修订中，继续沿用了该公式，但是适用范围修改为采煤工作面，要求“一般不得大于”0.06MPa·m-1或者0.1MPa·m-1。并且明确了水压应该从含水层顶面算起，水位值取近3年含水层观测水位最高值。2022年国家矿山安全监督局颁布的煤矿防治水“三区”管理办法，以突水系数为依据，把底板水威胁区域划分为可采区、缓采区和禁采区，进一步明确了突水系数作为底板突水判据的技术标准和安全监督执法依据作用。也充分说明了突水系数概念简明，现场技术人员易于掌握，总体上是实用可行的。

1.4 内 涵

突水系数提出时，并非根据理论推导而来。为了寻求突水系数的理论依据，学者们对比分析了斯列萨列夫公式(卡明斯基等， 1954；

潘元伯， 1986)，认为可以从梁或者板的受力分析获得突水系数的理论依据(霍振奇， 1985；

苗合坤， 1985；

陈钢， 1986；

刘登宪， 2007)，这些推导过程中都是把隔水层底部的水压作为一个均布荷载，把隔水层作为一个两端固定的梁或者4端固定的板。斯列萨列夫公式采用的破坏准则是最大拉应力准则，即当梁在均布压力作用下产生的最大拉应力达到岩石的抗拉强度时，梁即发生破坏。如果按照最大剪应力准则，突水系数物理概念比较接近于双端固定梁的破坏的力学机理(霍振奇， 1985)。但是，以上解析都忽略了一个基本问题，那就是岩层的渗透力学特性和地下水的渗透作用。

当底板突水形成稳定渗流时，采空区底板的水压力看作0，这时，可以把作用在隔水层底板的水压看成是隔水层底板到煤层底板采空区之间的水头差ΔP=γwH(图 1)，而隔水层厚度看成是渗透路径的长度，K值(式(1))即为稳定渗流时隔水层顶底板间的水力坡度i。可见，虽然研究者并未从渗流失稳的临界水力坡度出发来考虑系数K，但是，其物理实质是水力坡度的概念，如式(3)所示：

i=Δh/L

(3)

式中：i为水力坡度，无量纲；
L为渗透路径长度，可看作底板隔水层的厚度；
Δh为沿着渗透路径的水头降，可以看作底板隔水层底部和顶部的水头差(H)，即作用在隔水底板上的水压。

图 1 底板突水时的水压力Fig. 1 Water pressure when water inrush occurs from seam floor

由此可见，突水系数的表达完全可以看成是底板岩层发生渗流稳定时的水力坡度。这一点可以回归到最初对突水案例进行统计时的表达式(1)。

渗透力的大小则由式(4)计算：

J=γwiV

(4)

式中：J为渗透力(kN)；
i为水力坡度，无量纲；
γw为水的重力密度(kN·m-3)；
V为渗流作用的体积(m3)。

对松散地质介质的渗透力可以看成是分布在土体内部的体积力。

作用在裂隙岩体的渗透力对岩体裂隙施加垂直于裂隙壁的法向静水压力造成岩石裂隙扩容，同时对岩体裂隙施加与裂隙水流方向一致的切向动水压力或者拖曳力(柴军瑞等， 2001；

仵彦卿等， 2001；

毛昶熙等， 2009)，作用在一面裂隙壁的剪应力大小为：

(5)

式中：b为裂隙宽度。

岩体的极限水力坡度可以通过实测获得。例如，金沙江某水电站破碎带岩体的极限水力坡度为40，临界水力坡度为20(唐军峰等， 2010)。

通过煤层底板钻孔的压水试验可以获得其阻水能力(王振安， 1983；

高德福， 1990；

尹尚先等， 2008)。姜振泉教授团队通过全应力-应变曲线分析提出岩层的临界抗渗强度的概念(即，全应力-应变曲线上导致岩石开始形成裂隙性渗流的平均应力值)，在兖州矿区煤系中进行的钻孔压水试验表明底板岩体的临界抗渗强度为1.79～2.77MPa·m-1，下组煤断层破碎带的临界抗渗强度为0.148～0.335MPa·m-1，而不同岩层段的临界水力坡度达到20.6～124.1(姜振泉等， 2002；

黄震等， 2014，2015；

钱自卫等， 2021；

王显辉， 2022；

张蕊等， 2022)。淮北杨庄矿六煤层底板断层破碎带实测抗渗强度为0.12MPa·m-1(吴基文等， 2003)。

针对底板临界抗渗强度的研究是更接近突水物理实质的研究，将底板渗透变形破坏研究向前推进了一步。今后，如何将阻渗强度和突水系数之间的物理机制结合起来考虑，更好地利用已有大量的突水系数科学数据积累，是值得进一步探讨的课题。

底板突水预测评价方法可以分为基于岩体工程地质力学及渗流力学的计算评价方法和泛决策分析方法两大类(靳德武， 2000， 2002， 2003)。从方法演进的角度，分述如下。

2.1 静力平衡法

底板突水预测评价的静力平衡法是用于露天矿底板突水评价的，露天矿采场基底面积较大，忽略黏土岩层底板的内摩擦力和黏聚力，则有(卡明斯基， 1954；

为贴近现在习惯表达，符号稍有改变)：

γ岩t=γw(s+t)

(6)

式中：γ岩为底板隔水岩层的重力密度；
t为隔水岩层的厚度；
s为采矿场掌子面上水压面的超高值。

刘国昌(1958)介绍该公式时，指出要考虑由于地下排水作用造成的水力坡度增高对松散岩石的潜蚀作用和对裂隙岩石的滑动影响；

还要考虑内摩擦力和黏聚力的作用。

静力平衡法考虑因素比较简单，对于地下工程底板突水仅仅作为近似参考。

2.2 斯列萨列夫公式法及其扩展

斯列萨列夫公式是建立在严格的材料力学基础上的底板安全水头表达式(卡明斯基等， 1954；

杨成田， 1981；

潘元伯， 1986)：

(7)

式中：H安为安全静水压力的理论值；
Kp为隔水层底板岩层的抗拉强度；
t为隔水岩层的厚度；
l为巷道宽度，采矿工作面时取掌子面前空间的宽度(卡明斯基等， 1954)；
γ为底板隔水岩层的重力密度。利用该公式计算出的安全水压值和实际作用在隔水底板上的水压值进行对比，评价底板突水的危险性，并且可以确定应该疏降的水压大小。该公式的关键是如何确定底板岩层的抗拉强度指标，因为底板岩性和岩体结构的复杂性，显然采取室内试验获得的抗拉强度值难以反映实际情况，所以主张采用底板突水资料或者压水试验资料进行反算(杨成田， 1981)。式(7)也常被改写成计算底板安全厚度t的表达式，在此不再赘述。

表 3 不同岩体结构类型的底板岩层平均阻渗强度取值建议(张新武， 2016；

王显辉， 2022)Table3 Recommended average impermeability strength for the floor rock with different structural types

基于梁板理论的公式在不断改进，例如，推导了考虑完整梁抗剪强度的计算公式(苗合坤， 1984)；

四边固支板模型、“砌体梁”模式和有断层底板的破坏(钱鸣高等， 1995；

张金才等， 1997)；

底板损伤突水模型(施龙青等， 1998)；

底板弹性岩梁力学模型(郭敬中等， 2011)；

考虑地应力作用的关键层分层破坏模式和临界水压(黎良杰等， 1995；

王妍等， 2019；

鲁海峰等， 2020)；

弹性力学固支梁破坏模式的极限水压(沈义东， 2021)等等。这些改进从不同方面更加接近底板突水的力学机理，但是由于公式相对复杂，生产技术人员仍然习惯于采用形式简单的斯列萨列夫公式。将煤矿采区底板看成是一个四边固定由复杂岩石组成的矩形板，并推导出采区底板最易破裂点的水压方程式，建立了P，h临界曲线法，依据水压和隔水层底板厚度的关系及实际统计数据进行突水判别(葛亮涛等， 2001)，是走向生产实际应用的又一重要途径。

2.3 突水系数法及其衍生

突水系数法就是经过统计矿区的底板突水产生的条件获得临界突水系数Ts，预测评价新的工作面是否发生底板突水，上文中已经详细叙述。目前虽然已经回归到最初的简单表达形式(2)，但是，对其进行的科学研究以及后续改进对于认识底板突水机理、完善预测评价方法仍具有重要意义。例如，对隔水岩柱和底板破坏深度的等效厚度的改进(段水云， 2003)；

基于有效应力概念的矿井临界突水系数修正公式(杨天鸿等， 2011)，考虑了渗流作用，将有效应力原理引入突水系数计算和突水危险性评价，进一步反映了突水的力学本质；

底板临界突水系数非线性P-M方程和预测方法的建立(段宏飞， 2012)等等。

带压安全系数法起源于底板阻水强度的概念(左如松等， 2002；

黄震等， 2014；

王显辉， 2022)，表达式为式(8)：

A=Pm/P

(8)

式中：A为带压安全系数；
Pm为实测底板阻渗强度；
P为水压，计算时可采用含水层近3年水压最高值(王一栋， 2014；

张新武， 2016；

王显辉， 2022)。

其中：抗渗强度Pm为可以根据各层岩层的实测值确定后累加，也可以根据岩体结构特征取经验值(表 3)(王显辉， 2022)。

如果式(8)分子分母都除以隔水层厚度也就变成两个水力坡度之比了，再次佐证采用水力坡度概念表述突水系数的本质是科学的。

当采用阻渗强度安全系数法时，要考虑不同岩层的阻渗强度，一般采用钻孔进行实测，实测时选取代表性底板岩层。当然，如何采用钻孔压水试验数据更好地代表大范围底板阻渗强度值得深入研究。

在底板突水系数评价方法基础上，建立了考虑其他因素的底板突水预测评价方法，例如，质量比值系数和强度比值突水系数改进公式(刘钦等， 2011)；

突水系数-底板隔水层厚度法，简称Ts-M法(李伟， 2012)；

突水系数-单位涌水量法，简称Ts-q法(乔伟等， 2009；

李伟， 2012；

朱开鹏， 2020)等等。这些改进在一定程度上弥补了单纯采用突水系数进行预测评价的不足，但是由于采取的评价指标具有一定的相关性，因此，在反映其物理机理方面仍需进一步研究。

2.4 “下三带”法

“下三带”理论和方法由李白英教授提出，通过实测发现在矿压和水压联合作用下，采动煤层底板可以划分为“由矿压产生的底板导水破坏带、具有阻隔水能力的隔水层带和由矿压和水压联合作用而产生的承压水导升带”(李加祥等， 1990)；

之后，又将“承压水导升带”看成原始导高与采动再导升高度之和。“下三带”理论底板突水预测最初提出的判别如式(9)：

λ=F2MⅡ-P

(9)

式中：λ为判别值；
MⅡ为隔水带厚度；
F2为每米隔水带平均阻抗水能力；
P为水压。

1999年将“下三带”重新命名为：底板导水破坏带h1；

保护带h2；

承压水导升带h3(李白英， 1999)。并指出第一带普遍存在，其他两带不一定都存在。类比水体下开采，提出了承压水上开采等级和允许采动等级。通过图示方法，利用“下三带”将底板突水安全性划分为安全、不够安全、不安全、易突水和很危险5类。定量评价方法则是在计算有效保护层厚度基础上，仍然利用突水系数法、阻水系数法评价底板是否突水。

2.5 渗流动力学方法

利用渗流动力学和岩体工程地质力学的基本理论，分析研究底板岩体(包括破碎岩体)中的渗流失稳突水，反映了底板突水的本质，有较为严密的理论推证。

基于采场底板关键层力学模型，建立了采动岩体渗流的动力学模型及失稳突水判据(缪协兴等， 2004， 2007)。判别式需要通过试验获取岩层的渗透率k和达西流偏离因子b。采用流固耦合数值模型模拟煤层底板(包括含陷落柱底板)损伤破裂和渗流的演化过程，解释了底板导水通道形成的过程(陆银龙， 2013)。针对层状岩体 Forcheimer 型非达西渗流建立了层状岩体失稳判别方法，主要根据岩层的厚度、渗透率和非达西流因子β。通过渗流失稳试验和断裂力学理论解释层状或者破碎岩体的失稳机理，提出渗流突变失稳准则和判据(孙明贵等， 2005；

梁德贤， 2016；

陈阁， 2018)。这些方法从渗流动力学的理论出发，由于其建模时的假设和限于矿山的技术条件缺乏重要参数的积累，因此，在日常技术评价工作中推广应用较难。

突水临界指数判据方法是对比底板隔水层承受的水压和其中的最小主应力，见式(10)，当其大于1时，就判断为突水。

从一定程度上反映了水压和隔水层应力之间的关系。

I=Pw/σ2

(10)

式中：I为临界突水指数；
Pw为底板隔水岩体承受的水压；
σ2为底板隔水岩体的最小主应力(李抗抗等， 1997)，可采用实测值(林旭东， 2019)。

从岩体工程地质力学角度，研究煤层开采围岩体的渗透稳定性，综合考虑不同地质模型和不同突水机制，以结构面形成强渗通道的条件和依据作为判据(许学汉， 1992)，这是从本质上研究底板突水机理、监测、预警及防治的一条很好的途径，但是底板岩体结构和煤系断层结构研究受到地质条件的隐蔽性的限制，这种思路的进一步应用客观上难度较大。

2.6 基于地理信息系统的方法

采用地理信息系统可以将影响底板突水的各个因素进行量化处理，并拟合出发生突水的可能性与各影响因素的关系，以此进行新采区或者新工作面的底板突水预计(孙亚军等， 1990；

张大顺等， 1994；

孙苏南等， 1996)。与物联网(IoT)技术相结合，进一步丰富了地理信息系统在底板突水预测中的应用(孟祥瑞等， 2013)。脆弱性指数法以地理信息系统为平台，提取主控因素并确定其权重，划分突水脆弱性分区，后期又扩展出不同类型的脆弱性指数法(武强等， 2007a， 2007b， 2007c， 2009， 2013)， 该方法也成为煤矿防治水细则推荐的方法之一。

2.7 基于机器学习的方法

近几年来，基于机器学习的方法在底板突水中的应用方兴未艾，例如，早期的基于统计的信息分析方法(靳德武， 2003)、聚类分析(陈凯等， 2013；

陈恋等， 2021)、专家系统方法(张敏江， 1989)、人工神经网络(施龙青等， 2020；

陈建平等， 2021；

江泽华等， 2021；

尹会永等， 2021；

秋兴国等， 2022)、基于支持向量机的方法(李颖， 2007；

张风达， 2016)、多元信息融合方法(张心彬等， 2006；

尹会永等， 2008)等等。随着人工智能理论和技术的发展，促使传统研究范式的改变，有可能对目前积累的大量案例，包括不同地质条件、赋存环境和开采条件获得的底板突水数据进行再分析和再认识，建立更加符合实际的预测方法。

3.1 抗渗安全系数

根据上述对突水系数内涵的分析，从临界水力坡度角度可以建立底板突水预测方法。

底板突水发生渗流后，经过一段时间，可以形成稳定的渗流场，其稳定水力坡度可表示为：

(11)

式中：is为底板渗流的稳定水力坡度；
H为作用在隔水底板上的承压水头(m)；
M为底板隔水层厚度(m)。

底板发生突水的临界水力坡度icr与稳定水力坡度is的比值称为抗渗安全系数：

(12)

当F>Fs时，底板渗流失稳，发生突水。Fs为评价底板隔水层是否突水的安全系数，一般情况下可以取为1，如果矿区有经验值可以按照经验值获取。

底板岩体突水的临界水力坡度综合反映了底板岩体抵抗渗透变形破坏的能力，其确定途径有三：各个矿区可以从已有的突水系数的统计值推得；

根据底板实际的钻孔压水试验获得；

根据岩体结构特征等进行估算。

底板岩体突水的临界水力坡度的影响因素包括底板岩体的完整性、岩性、渗透率、底板破坏深度、断层影响、地应力环境、水力损伤等。底板发生渗流破坏失稳时的临界水力坡度icr与相关因素的关系可以定性地表达为：

(13)

式中：icr为临界水力坡度；
GSI为地质强度指标；
KV为围岩岩体完整性系数；
σm为平均地应力；
Gs为岩体的比重；
Cc为隔水层导水通道贯穿系数；
n为岩体的裂隙率或者溶隙率；
b为裂隙宽度；
D为岩体的水力损伤因子；
P为底板含水层作用在隔水底板的水压力。

选取主要因素，并考虑到量纲统一，推荐：

(14)

式中：
地质强度指标GSI反映了岩体与岩石强度的关系；

岩体完整性系数KV采用岩体纵波速和岩石纵波速之比的平方，反映岩体结构特征及完整程度；

岩体导水通道贯穿系数Cc是描述底板、底板破坏带或者断层带导水情况的修正系数，根据统计综合分析确定；

水力损伤因子D可以通过循环崩解实验获得。

3.2 底板突水危险源辨识与危险性评价

底板突水危险源是采掘过程中可能导致矿井突水事故发生危险的根源或状态，底板突水危险源辨识是选择突水防控措施和建立监测预警系统的基础。目前，危险源辨识方法较多，可以依据危险源辨识方向和人的意识进行分类，详见有关文献(隋旺华， 2021)。基于渗透变形破坏原理和事故树的底板危险源辨识如图 2所示。底板突水辨识、评价和防控的主要步骤见图 3。

底板突水危险性评价分为静态评价和动态评价。目前采用的大多是基于恒定权重的静态危险性评价，通过研究，笔者团队初步建立了改进动态变权-未确知测度理论的底板突水危险性动态评价模型和脆弱性-时间序列模型(Wang et al.，2022)。

图 2 基于渗透变形破坏原理和事故树的底板突水危险源辨识(据Wang et al.(2022)修改)Fig. 2 Hazard identification of water inrush from seam floor based on principle of seepage failure and fault tree analysis (Modified after Wang et al.(2022))

图 3 底板突水危险源辨识评价和防控分析过程(据Wang et al.(2022)修改)Fig. 3 Process of analysis hazard identification， evaluation and control of seam floor water inrush(Modified after Wang et al.(2022))

图 4 某工作面基于抗渗安全系数的注浆后底板突水危险性动态评价Fig. 4 Dynamic risk assessment of seam floor water inrush based on the safety factor against seepage failure after grouting in a mine panel

应用本文提出的抗渗安全系数或者传统的突水系数，结合采动过程，可以建立简便的动态评价方法。该方法既可以用于未治理底板的评价，又可以用于治理效果评价。如图 4为根据抗渗安全系数对淮北矿区某矿一工作面底板区域超前注浆后进行的动态评价，可见整个煤层开采过程中，抗渗安全系数均大于1，说明开采是安全的。该结论已经获得实际开采验证。动态评价的方法可以反映开采过程中底板突水危险性的动态变化，有利于开采过程中针对性的防控。

3.3 主动防控原理

主动防控措施包括采取措施减小稳定水力坡度is和增大临界水力坡度icr两个方面。减小稳定水力坡度的措施就是疏降底板含水层水压，这是成熟的技术措施。增大临界水力坡度的措施，包括增加岩体的整体性、降低岩体的渗透性、减少隔水层裂隙和断层的贯通性，底板隔水层注浆加固可以达到这些目的。目前技术上逐渐成熟并正在煤炭系统推广应用的底板区域超前注浆改造技术，可以同时达到上述3个方面的目的。充填开采也是控制底板突水的采矿措施之一。

采掘底板突水产生过程和机理可以分为3类。一是采掘揭露直接导通致灾突水(包括沟通导水断裂、导水陷落柱)，临界突水系数小，隔水层厚度所起作用不大，防控的关键是封堵导水通道，可以通过沿断层带、陷落柱及其派生裂隙带的注浆加固实现。二是渗透变形破坏致灾突水(包括完整、块状、碎裂岩体的渗透变形破坏、断层破碎带、陷落柱充填带、断层面、断层裂隙带、陷落柱围岩界面的渗透破坏)，采用临界水力坡度的概念进行预测评价，隔水层有实际抵抗渗透破坏的作用，其厚度具有意义，可以通过疏降含水层水压或者注浆加固进行治理。三是采掘矿压作用和水压劈裂联合致灾突水，可以采用断裂力学的评价方法，并要考虑到多场耦合作用，也可以采用等效临界水力坡度的方法进行评价，其治理方法除了可以采用疏降、注浆外，还可以采用充填开采控制底板岩体破坏、采用顶板卸压技术控制底板应力分布，以控制底板突水的发生，例如，针对超前区域改造后仍有部分底板突水的情况，采取的顶板水力卸压技术(王朋朋等， 2022)。

从本文对突水系数法的来源、演变和物理实质的分析来看，突水系数法自20世纪60年代提出至今，经过几代矿井水文地质工程地质工作者的实践检验。体现了中国矿井地质工作者的集体智慧，是对世界矿井水文地质学的贡献。突水系数综合反映了水压、底板隔水层厚度、底板岩体构造发育程度等几个因素。突水系数并非根据薄板理论提出，而是一个统计概念，但是其物理机理符合渗流动力学原理，简便易行，而且成为国家法规和技术规范的依据，也作为区域超前注浆治理的设计和评价的重要依据(郭庆， 2020；

冉德立， 2020；

国家矿山安全监督管理局， 2022；

李凯等， 2022)

当然，对突水系数在实际应用中存在的问题，值得进一步完善和修正。尹尚先等(2020， 2021)指出突水系数不适合于隔水层厚度超出80m的情形，并提出5类带压开采治理模式，提出巨厚隔水层带压开采评价方法(式(15))。

P0>3σ3-σ1-Pp+σt

(15)

式中：P0为底板岩体水力破裂的起裂压力；
σ1和σ3为底板岩体内的最大和最小主应力；
Pp为孔隙水压力；
σt为岩石的抗拉强度。该判别式与钻孔水压致裂法测量地应力时的临界破裂压力表达式近似，反映了矿压和水压联合作用底板破裂致灾突水的机理。矿压水压联合作用下，水压的致裂作用可能产生水楔劈裂作用(王则才， 2005)。对于深部开采能否根据临界水力坡度进行渗透变形失稳判别，需要进一步研究。

基于对突水系数物理内涵的认识，宜因地制宜地研究和选择各地不同地质采矿条件的底板岩体的临界水力坡度， 不宜对不同地质条件、不同工程条件进行统一取值。

底板突水机理、预测、评价及防控技术研究虽然经历了长期的过程，但是，面临深部高水压、高地应力环境和高强度开采扰动等复杂地质采矿因素，为保障开采安全，值得深入研究的问题还很多，仍然需要矿山水文地质工程地质科研人员和工程技术人员经过长期艰苦努力才能有所突破。当前，应该集中力量攻克的科学和技术难题包括：底板突水的水文地质概念模型和水文地质结构模型(王振安， 1983；

靳德武， 2002)；

底板突水临界水力坡度的表达与计算；

采动岩体抗渗透破坏机理及其评价方法；

注浆改造底板岩体的抗渗透变形破坏机理及评价方法；

区域超前注浆改造对底板水文地质结构和环境的影响，以及注浆改造底板岩体的采动及爆破效应；

高矿压和高水压的协同作用下断层带、陷落柱活化及其诱发底板突水的机理及评价方法(王铁记等， 2020)；

深部开采底板突水与周期来压、与工作面“见方”关联性机制及防控(张勃阳， 2016；

王铁记等， 2020)；

赋存地应力环境及其采掘演变对底板突水的成灾影响及防控意义；

底板改造前后突水危险性的动态评价方法；

数字孪生技术等在底板突水预测评价监测和预警中的应用；

人因工程学在底板突水防控及应急处置中的应用等。

本文从刘国昌先生对我国矿山水文地质工程地质学发展的奠基作用谈起，综述了煤矿底板突水系数提出、改进和应用的历史，并从渗透变形破坏产生的力学机理重新阐释了突水系数的物理含义，主要结论如下：

(1)突水系数从物理机理上可以看成是底板岩层发生渗流稳定时的水力坡度。基于底板岩体结构临界抗渗水力坡度建立了底板突水判别的抗渗安全系数方法，给出了底板临界抗渗水力坡度的概念表达形式。

(2)分析了底板突水评价方法的演进，建立了基于抗渗安全系数的底板突水危险性动态评价方法，用于底板改造前后煤层开采过程中底板突水危险性评价。

(3)基于底板渗透变形突水灾变机理，提出了减小稳定水力坡度和增大临界水力坡度两方面主动防控措施，具体包括疏降底板含水层水压、底板隔水层注浆加固、充填开采等。最后，展望了矿山底板突水面临的科学技术难题和进一步研究的方向。

致谢及后记底板突水是一个非常复杂的水文地质工程地质问题，这方面浩瀚的文献也反映了我国水文地质工程地质工作者勇于实践追求真理的探索步伐。本文综述时，难免挂一漏万，对有些学术观点的评述也不一定恰当，还请各位海涵。实践是检验真理的唯一标准。科学的理论和方法将在实践中不断地完善和修正。底板突水有关研究和实践也表明在矿山水文地质工程地质科学研究中进一步做具体事、做细致事的重要性，使我们的研究更进一步接近基础科学和实践需求。本文写作过程中，多次与有关专家学者探讨，感谢中煤科工集团西安研究院刘其声研究员、郑煤集团管恩太副总工程师、淮北矿业集团倪建明副总工程师等专家学者，给予的指导和提供的科学数据及资料。感谢王丹丹博士在底板突水动态评价中所作的工作和有关图件编辑时提供的帮助，感谢姚鑫海硕士生提供的编辑帮助。

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