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重庆松藻矿区关闭煤矿涌水来源与模式判识研究

康小兵, 李晓雪, 饶丽芳, 张文发, 罗向奎, 王克峰

康小兵,李晓雪,饶丽芳,等. 重庆松藻矿区关闭煤矿涌水来源与模式判识研究[J]. 煤炭科学技术,2023,51(10):220−230. DOI: 10.13199/j.cnki.cst.2022-1640
引用本文: 康小兵,李晓雪,饶丽芳,等. 重庆松藻矿区关闭煤矿涌水来源与模式判识研究[J]. 煤炭科学技术,2023,51(10):220−230. DOI: 10.13199/j.cnki.cst.2022-1640
KANG Xiaobing,LI Xiaoxue,RAO Lifang,et al. Source identification and pattern study of closed coal mines water inflow in Songzao Mining Area, Chongqing City[J]. Coal Science and Technology,2023,51(10):220−230. DOI: 10.13199/j.cnki.cst.2022-1640
Citation: KANG Xiaobing,LI Xiaoxue,RAO Lifang,et al. Source identification and pattern study of closed coal mines water inflow in Songzao Mining Area, Chongqing City[J]. Coal Science and Technology,2023,51(10):220−230. DOI: 10.13199/j.cnki.cst.2022-1640

重庆松藻矿区关闭煤矿涌水来源与模式判识研究

基金项目: 

重庆市国土资源和房屋管理局2015 年度重点前期工作资助项目( 2015-999-03);云南省岩土工程与地质灾害重点实验室(培育)开放基金资助项目(YNYDK-202209)

详细信息
    作者简介:

    康小兵: (1981—),男,江苏丹阳人,副教授,博士。E-mail:Kangxiaobing09@cdut.cn

  • 中图分类号: TD742

Source identification and pattern study of closed coal mines water inflow in Songzao Mining Area, Chongqing City

Funds: 

Key Preliminary Work Funding Project of Chongqing Municipal Bureau of Land, Resources and Housing Management in 2015 (2015-999-03); Yunnan Key Laboratory of Geotechnical Engineering and Geological Hazards (Cultivation) Open Fund Project (YNYDK-202209)

  • 摘要:

    关闭煤矿涌水来源的准确判识、涌水模式的正确划分对科学处置关闭煤矿排水造成的水资源浪费和水环境污染等问题具有重要意义。基于重庆松藻矿区多个关闭煤矿一个水文年的涌水流量动态监测数据、水化学指标及微生物指标数据,采用涌水的流量动态解析、流量−降雨水文序列相关函数等水量分析手段和水化学指标描述性统计、矿井水样间水化学指标Pearson相关函数等水质分析方法,并结合矿区水文地质条件,提出了“水量−水化学−微生物−水文地质条件”多元正−反演分析的关闭煤矿涌水来源综合判识、涌水模式研究的综合方法。研究结果表明:关闭煤矿涌水量对降雨的响应存在骤升缓降、缓升缓降、平稳3种波动类型;涌水水源、导水介质的不同是导致矿井涌水流量动态变化及其对降雨的响应存在时空差异性的主要原因,也是矿井水TDS、pH、化学关联程度和微生物含量变异性大的关键因素;综合水量、水质的特性对关闭煤矿涌水来源进行综合判识,并基于识别结果,提出了降雨入渗型、含水层释水型、老空水溢出型、复合型4种矿区关闭煤矿涌水模式。多元综合分析方法能有效判识岩溶矿区关闭煤矿涌水来源,深化了对关闭煤矿涌水特征的认识,为松藻矿区关闭煤矿涌水的科学防治与环境−资源协调发展提供了理论支撑。

    Abstract:

    Accurate identification of the source of water gushing in closed coal mines and correct division of water gushing modes are of great significance for scientific disposal of water resources waste and water environment pollution caused by closed coal mine drainage. A comprehensive method for water inflow characterization, source identification, and model research for closed coal mines by multivariate analysis of “water quantity–hydrochemistry–microorganism–hydrogeological conditions” is proposed. The method is based on the dynamic monitoring data of water inflow and the water chemical and microbial indexes of several closed coal mines in the Songzao mining area of Chongqing in a hydrological year. Water quality analysis methods, such as flow dynamic analysis of water inflow and flow–rainfall hydro-logical series correlation function, descriptive statistics of water chemical indexes, and the Pearson correla-tion function of water chemical indexes between mine water samples are also used as bases. The method is further coupled with the hydrogeological conditions of the mining area. Results show that there are three types of fluctuations in the response of water inflow from closed coal mines to rainfall: sudden rise and slow drop, slow rise and slow drop, and stable. The difference in water inflow source and water diversion medium is the main reason for the dynamic change in mine water inflow and the temporal and spatial differences in its response to rainfall. It also causes the characteristics of large variability in TDS, pH, chemical correlation degree, and microbial content of mine water. Based on water source identification, four types, rainfall infiltration type, aquifer release type, old empty water overflow type, and compound type, of water gushing modes of closed coal mines in mining areas are proposed. The multivariate comprehensive analysis method identifies the source of water inrush from closed coal mines in karst mining areas effectively, deepens the understanding of the characteristics of water inrush from closed coal mines, and provides theoretical support for the scientific prevention and control of closed coal mine water inrush in Songzao mining area and the coordinated development of environment and resources.

  • 煤炭作为我国的主体能源,是我国能源安全的战略保障,在未来相当长一段时间内,我国以煤炭为主体的能源结构不会发生变化[1-4]。然而,煤炭在促进经济增长的同时,也因高强度、大面积的开采引起地表沉陷、地面构筑物破坏等,对生态环境造成严重破坏[5-7]。传统的垮落式采煤方法,已经不能满足煤炭绿色精准开采的要求[8]。离层注浆是一种基于覆岩移动规律而提出的减损开采煤矿注浆充填新技术[9],自20世纪90年代传入我国,并在抚顺老虎台煤矿成功应用[10],众多开采沉陷学者对其相关理论的研究产生共鸣。

    乔伟等[11]通过理论分析、数值模拟和三维地震监测深入分析了覆岩离层形成的机理,给出了离层发育层位、分布及体积计算的理论方法。许家林等[12-15]基于关键层理论和离层的动态发育特征,提出了“覆岩离层分区隔离注浆充填”技术,使“离层充填体+关键层+分区煤柱”形成共同承载体,支撑上覆岩层,减少地表沉降。马荷雯等[16-17]针对地质条件复杂,难以产生较大离层以及充填率低等问题,提出了覆岩离层多层位梯级注浆,并在淮北矿区进行应用。刘玉成和戴华阳[18]利用理论和数值模拟的方法,建立了预计近水平煤层开采地表沉陷双曲线剖面函数模型,并通过FLAC3D验证了模型的可靠性。杨治林[19]利用弹性理论边值问题,将破断后岩层的结构形态及其运动过程中上覆表土层和岩体对地表沉陷的耦合行为视为一个完全接触性问题,提出了预测地表下沉的边值解法。崔希民等[20]为了实现覆岩与地表下沉计算的统一性,从覆岩与地表等效下沉的角度出发,建立了采动覆岩与地表下沉关系模型,并利用上覆岩层的结构形态,确定了离层层位和离层量的大小。郭文兵等[21]从二维和三维空间对覆岩破坏充分采动进行分析,建立了二维和三维覆岩破坏充分采动理论模型,基于此提出了高强度开采覆岩破坏的充分采动判据。朱庆伟等[22]对离层发展初期固支梁、中期悬臂梁、末期砌体梁结构模型的力学特征和结构变形演化进行了分析,建立了不同阶段的覆岩力学模型,基于此提出了下沉量填满和不填满离层2种情况下的地表下沉预计模型。袁长丰等[23]建立了考虑节理倾角、迹长和迹宽的地质数学模型,推导了基于随机介质理论的上覆节理岩体沉陷概率分布函数,采用扩展后的Gamma分布代替Poisson分布,提出了考虑节理几何特征的上覆节理岩体沉陷预计方程。高超等[24]通过对浅埋深特厚煤层综放开采下地表移动进行分析,基于层状弹性梁板岩层沉陷控制理论和随机介质理论,建立了适用于浅埋深特厚煤层综放开采的地表沉陷预计模型。王军保等[25]通过假定Knothe时间函数中时间影响系数为时间有关的变量,提出了一种基于改性型Knothe时间函数的地表下沉盆地模型,并将得到的模型与改进的Knothe模型结合,建立了一种新的开采沉陷动态预测模型。通过分析固体密实充填的覆岩变形特征,分别在Winkler和Vlazov两种弹性梁理论、连续−离散介质耦合理论、单元层合板理论、等价采高理论基础上,建立了固体密实充填开采地表沉陷预计模型[26-28]。XU 和 XUAN 等[29]通过观测覆岩离层注浆条件下地表下沉规律,基于理论分析,提出了离层区注浆厚度的梯形模型,并与未注浆下的地表最大下沉值进行对比,确定了离层注浆对地表沉陷的控制效果。

    综上所述,众多学者对开采沉陷的研究取得了较丰富的进展,但是以上研究多集中于地表的竖向沉降,而走向方向上,由于采用离层注浆技术,地表沉陷曲线不是简单的先增加后减少。通过对比分析注浆和未注浆条件下的地表沉降,提出了离层注浆开采全过程的地表沉陷“四区”控制模型,即常规区、过渡区、注浆区和控制区,并结合理论分析给出了“四区”的控制范围。结合山西霍尔辛赫矿3501工作面的地质条件,以保护地表焦化厂为目的,基于相似模拟及实际地表观测数据,给出了3501工作面回采过程中的“四区”控制范围。提出的“四区”控制模型为研究离层注浆开采沉陷问题提供了基础理论依据。

    煤层开采过程中,随着工作面的向前推进,覆岩体的原始应力状态遭到破坏,采空区上部岩层内部的应力在次生应力场作用下重新分布,使上覆岩层发生断裂、弯曲和下沉等现象,这种运动现象从采空区发展至地表形成地表沉陷。上覆岩层由于岩性、厚度和空间位置不同,导致岩层的运动并不完全一致,从而在覆岩垂直方向上形成位移差,这种位移差就是离层[30]

    覆岩离层区注浆是一种控制地表沉降的充填方法(图1),它的基本原理是在工作面开采过程中,通过确定关键层的位置、计算关键层的破断步距及其极限跨距时对应的极限采宽、以及导水裂隙带高度,进而选取合适的目标关键层。由地面向目标关键层钻取注浆钻孔,待目标关键层下部开始出现离层时,通过注入粉煤灰浆液等浆体材料使其充满目标关键层下部的离层空间,以支撑目标关键层使其不发生破断,同时注入浆液能够胶结离层下位岩层的空间和裂隙,在遇到膨胀性岩层时,还能够起到膨胀挤压围岩的作用。

    图  1  覆岩离层注浆减沉原理
    Figure  1.  Schematic of overburden separation layer grouting for settlement reduction

    图2 在综合前人研究的基础上,给出了离层注浆开采和传统垮落法开采2种条件下的地表沉降对比情况。传统垮落法开采条件下,随着工作面回采推进,采空区上方形成垮落带、裂隙带以及弯曲下沉带,裂隙带上方由于上覆岩层的非同步破断而形成离层,当离层上位关键层达到极限跨距时,关键层破断使离层闭合,这种岩层的破断形式由下向上传递到地表,在地表形成下沉盆地。由图1 可知,这种传统垮落法开采下的地表沉降量往往较大,下沉盆地较深且陡,容易对地面建筑物、铁路、农田等造成较大的损害。而采用离层注浆开采,由地面向离层空间打注浆钻孔以支撑上位关键层,防止上位关键层的破断,有效减少了地表沉降量,传统垮落法开采引起的地表沉降量是离层注浆开采的数倍。

    图  2  注浆与未注浆条件下地表沉降对比
    Figure  2.  Comparison of ground settlement under grouting and non-grouting conditions

    离层随着工作面的向前推进而自下往上发展,因此离层区注浆并不是从开切眼开始,而是回采一定距离后,待目标关键层下方形成离层时开始进行注浆作业。因此,注浆条件下,由于煤层开采引起的地表沉陷并不是一个简单的“V”字形曲线,而是一个不规则的浅“V”字形。为了进一步分析离层注浆条件下的地表沉陷规律,笔者以关键层理论为依据,对煤层开采过程中引起的地表沉陷进行稳态分析。

    根据离层注浆原理,首先应该对覆岩层中坚硬岩层的极限跨距进行分析,进而确定覆岩中主关键层与亚关键层的位置及其相关参数。

    假设煤层上方第1层岩层为坚硬岩层,则第n层岩层对第1层岩层的载荷为

    $$q_{(n) 1}=\frac{E_1 h_1^3 \displaystyle\sum\limits_{i=1}^n h_i V_i}{\displaystyle\sum\limits_{i=1}^n E_i h_i^3}$$ (1)

    式中:$ {{q}}_{\left({n}\right){1}} $ 为第n层岩层对第1层坚硬岩层的载荷,MPa;$ {{E}}_{{i}} $ 为第i层岩层弹性模量,GPa;$ {{h}}_{{i}} $ 为第i层岩层层厚,m;$ {{V}}_{{i}} $ 为第i层岩层体积力,MN/m3

    假设第n+1层岩层为另一层硬岩层,由于n+1层岩层挠度小于第n层岩层,故第n+1层岩层不随下部岩层发生同步变形,则:

    $$ \begin{array}{c}{{q}}_{\left({n}{+1}\right){1}}{ < }{{q}}_{\left({n}\right){1}}\end{array} $$ (2)

    将式(2)代入式(1),则得到硬岩层的判别公式为

    $$ \begin{array}{c}{{E}}_{{n}{+1}}{{h}}_{{n}{+1}}^{{2}}\displaystyle\sum _{{i}{=1}}^{{n}}{{h}}_{{i}}{{V}}_{{i}}{ > }{{V}}_{{n}{+1}}\displaystyle\sum _{{i}{=1}}^{{n}}{{E}}_{{i}}{{h}}_{{i}}^{{3}}\end{array} $$ (3)

    由煤层上方第1层硬岩层开始计算,满足式(3)即为第2层硬岩层,按照这种方法,依次得到煤层上覆坚硬岩层的具体位置。

    以两端固支梁模型计算,判断各硬岩层的破断距:

    $$ \begin{array}{c}{{L}}_{{{\rm{T}}k}}={{h}}_{{k}}\sqrt{\dfrac{{2}{{R}}_{{{\rm{T}}k}}}{{{q}}_{{k}}}}{,}\left({k}{=1,2,}\cdots{,}{n}\right)\end{array} $$ (4)

    式中:$ {{L}}_{{{\rm{T}}k}} $ 为第k层硬岩层的破断距,m;$ {{h}}_{{k}} $ 为第k层硬岩层层厚,m;$ {{R}}_{{{\rm{T}}k}} $ 为第k层硬岩层抗拉强度,MPa;$ {{q}}_{{k}} $为第k层硬岩层载荷,MPa。

    $ {{L}}_{{{\rm{T}}k}}{ < }{{L}}_{{{\rm{T}}k}{+1}} $ 时,确定第k层岩层为关键层,k+1层岩层为控制第k层关键层垮落的硬岩层。以此类推,最终确定煤层上覆岩层中各关键层的位置。

    工作面沿走向推进过程中,离层自下而上依次发育,直至目标关键层出现离层时开始进行注浆充填。假设目标关键层为亚关键层N,则当亚关键层N−1发生破断时,亚关键层N下方开始出现离层。图3 所示为工作面推进距离达到亚关键层N−1的极限回采距离时对应的地表沉陷稳态情况,曲线1即为此阶段的地表下沉稳态曲线,最大下沉值为 $ {{W}}_{\text{max}(N-1)} $。此时亚关键层N−1达到极限跨距,该亚关键层下方离层量达到最大,即:

    图  3  注浆关键层未形成离层时的地表沉陷稳态分析
    Figure  3.  Steady state analysis of surface subsidence when separation layer is not formed in key grouting layer
    $$ \begin{array}{c}{{L}}_{{{\rm{T}}}{(N-1)}}={{h}}_{{N}{-1}}\sqrt{\dfrac{{2}{{R}}_{{{\rm{T}}}{(N-1)}}}{{{q}}_{{N}{-1}}}}\end{array} $$ (5)

    根据关键层破断步距与覆岩破断角确定关键层达到极限跨距时对应的注浆充填工作面采宽,在走向方向上,表示为极限回采距离。则亚关键层N−1达到极限跨距时注浆充填工作面极限回采距离为

    $$ \begin{array}{c}{{L}}_{{N}{-1}}={{h}}_{{N}{-1}}\sqrt{\dfrac{{2}{{R}}_{{{\rm{T}}}{(N-1)}}}{{{q}}_{{N}{-1}}}}+\dfrac{{2}{{H}}_{{N}{-1}}}{{{\rm{tan}}}\;\theta }\end{array} $$ (6)

    式中:$ {{L}}_{{N}{-1}} $ 为亚关键层N−1达到极限跨距时注浆充填工作面极限回采距离,m;$ {{H}}_{{N}{-1}} $ 为亚关键层N−1与煤层间距,m;θ为煤层上覆岩层破断角,(°)。

    通过计算可以得出,此阶段地表沉陷走向方向的影响范围为

    $$ L_{{\rm{S}} (N-1)}=\frac{2 H_{\text {c }}}{\tan \;\delta}+L_{N-1}=\frac{2 H_{\text {c }}}{\tan\; \delta}+h_{N-1} \sqrt{\frac{2 R_{{\rm{T}} (N-1)}}{q_{N-1}}}+\frac{2 H_{N-1}}{\tan\; \theta} $$ (7)

    工作面继续向前推进,亚关键层N−1破断并在离层中部压实,同时注浆关键层N下方离层开始发育并进行注浆充填。当工作面推进距离为 $ {{L}}_{{N}} $ 时(图4),达到了注浆关键层的极限跨距,注浆关键层下方离层量达到最大为 $ {{S}}_{\text{S}\text{max}} $

    图  4  注浆关键层达到极限跨距时的地表沉陷稳态分析
    Figure  4.  Steady state analysis of surface subsidence when key grouting layer reaches the limit span
    $$ L_N=h_N \sqrt{\frac{2 R_{{\rm{T}} N}}{q_N}}+\frac{2 H_N}{\tan \;\theta} $$ (8)

    式中:$ {{L}}_{{N}} $ 为亚关键层N达到极限跨距时注浆充填工作面回采距离,m;$ {{H}}_{{N}} $ 为亚关键层N与煤层间距,m。

    由于注浆体对注浆关键层起到支撑作用,阻止其发生破断,此时理想状态下(注浆体完全支撑起上位关键层,使其不发生破断)的地表沉降可视为在图3 状态时曲线 1 的延续,即地表最大下沉值 $ {{W}}_{\text{max}N} $ 近似等于 $ {{W}}_{\text{max}(N-1)} $,地表下沉曲线如图4 中曲线 2 所示,此时地表沉陷的影响距离为

    $$ L_{{\rm{S}} N}=\frac{2 H_{\text {c }}}{\tan \;\delta}+L_N=\frac{2 H_{\text {c }}}{\tan \;\delta}+h_N \sqrt{\frac{2 R_{{\rm{T}} N}}{q_N}}+\frac{2 H_N}{\tan\; \theta}$$ (9)

    相较于曲线 1 ,曲线 2 有一段平底长度,平底长度为

    $$ L_N-L_{N-1}=h_N \sqrt{\frac{2 R_{{\rm{T}} N}}{q_N}}-h_{N-1} \sqrt{\frac{2 R_{{\rm{T}} (N-1)}}{q_{N-1}}}+\frac{2\left(H_N-H_{N-1}\right)}{\tan\; \theta} $$ (10)

    曲线 3 为工作面推进距离为 $ {{L}}_{{N}} $ 不进行注浆时的地表沉陷,相较于曲线 2 下沉量明显较大。

    图5 所示,工作面继续向前推进,由于注浆体对注浆关键层的支撑作用,注浆关键层不再破断,离层不再向上发育,并开始沿走向方向发展。图中 $ {{L}}_{\text{y}} $ 为原设计的走向回采长度, $ {{L}}_{\text{x}} $ 为采用离层注浆技术释放的压煤区长度,当工作面推进距离为 $ {{L}}_{\text{y}}\text{+}{{L}}_{\text{x}} $ 时,整个工作面走向的地表稳态沉降如图中曲线 5 所示。根据地表沉降量的大小,将曲线 5 进行“四区”划分,即:常规区(a)、过渡区(b)、注浆区(c)和控制区(d)。

    图  5  工作面注浆开采全过程地表沉陷稳态分析及“四区”划分
    Figure  5.  Steady state analysis of surface subsidence and division of “four zones” in whole process of grouting mining of working face

    图5 所示,注浆条件下,将开切眼侧地表下沉盆地边缘至注浆关键层达到极限跨距时地表下沉盆地平底末端的水平范围称为常规区的范围(la)。理想状态下将常规区范围内的地表下沉曲线视为亚关键层N−1破断时地表下沉曲线的延续,地表下沉曲线的形状为亚关键层N−1破断时地表下沉曲线的一半与盆地平底的结合,地表下沉量最大值近似等于亚关键层N−1破断时地表下沉量的最大值 $ {{W}}_{\text{max}({N}{-1})} $。由图4 可知,亚关键层N−1破断时地表下沉曲线的一半长度为 $ \dfrac{{{H}}_{\text{c}}}{\text{tan}\;\delta }\text{+}\dfrac{{{L}}_{({N}{-1})}}{\text{2}} $,平底的长度为 $ {{L}}_{{N}}{-}{{L}}_{{N}\text{-1}} $。由图5 可知,常规区的长度为

    $$ l_{\rm{a}}=\frac{H_{\text {c }}}{\tan \;\delta}+L_{N} -\frac{L_{N-1}}{2}$$ (11)

    将式(8)和式(10)代入式(11),则有:

    $$l_{\rm{a}}=\frac{H_{\text {c }}}{\tan \;\delta}+\frac{2 H_N+H_{N-1}}{\tan\; \theta}+h_N \sqrt{\frac{2 R_{{\rm{T}} N}}{q_N}}-\frac{h_{N-1}}{2} \sqrt{\frac{2 R_{{\rm{T}} (N-1)}}{q_{N-1}}} $$ (12)

    图5 所示,注浆条件下,将注浆关键层达到极限跨距时工作面侧地表下沉盆地边缘至构筑物安全距离间的水平范围称为注浆区的范围(lc)。注浆区范围内的地表沉降最大值 $ {{W}}_{\text{y}\text{max}} $远小于常规区地表沉降最大值,地表变形满足《建筑物、水体、铁路及主要井巷煤柱留设与压煤开采规范》[31]对构筑物的 Ⅱ 级损坏等级的要求。由图5 可知,注浆区的长度为

    $$ l_{\rm{c}}=L_{\text {y }}+L_{\text {x }}-L_{\mathrm{N}}-\frac{H_{\text {c }}}{\tan\; \delta} $$ (13)

    将式(8)代入式(13),则有:

    $$ l_{\rm{c}}=L_{\text {y }}+L_{\text {x }}-\frac{2 H_N}{\tan\; \theta}-\frac{H_{\text {c}}}{\tan \;\delta}-h_N \sqrt{\frac{2 R_{{\rm{T}} N}}{q_N}} $$ (14)

    图5 所示,注浆条件下,将工作面侧常规区边界至开切眼侧注浆区边界之间的水平范围称为过渡区的范围(lb)。过渡区范围内的地表沉陷原则上均小于图中曲线 2 上升段,即小于注浆关键层极限跨距时地表沉陷曲线上升段的沉降量。过渡区的最小沉降量为开切眼侧注浆区边界的沉降量,最大沉降量为工作面侧常规区边界的沉降量。由图5 可知,过渡区的长度为

    $$ l_{\rm{b}}=L_{{\rm{S}} N}-a $$ (15)

    将式(9)和式(12)代入式(15),则有:

    $$l_{\rm{b}}=\frac{H_{\text {c }}}{\tan \;\delta}-\frac{H_{N-1}}{\tan\; \theta}+\frac{h_{N-1}}{2} \sqrt{\frac{2 R_{{\rm{T}} (N-1)}}{q_{N-1}}}$$ (16)

    图5 所示,注浆条件下,将工作面回采至注浆设计终采线时在工作面侧地表沉陷边缘与安全线之间的范围称为控制区的范围(ld)。该范围内地表有变形,但是地表变形必须满足《建筑物、水体、铁路及主要井巷煤柱留设与压煤开采规范》[31]对构筑物 Ⅰ 级损坏等级的要求。由图5 可知,控制区的长度为

    $$ l_{\rm{d}}=L_{\text {a }}+\frac{H_{\text {c}}}{\tan \;\delta}=20+\frac{H_{\text {c }}}{\tan \;\delta} $$ (17)

    综合以上分析可知,为保证建立的“四区”范围控制模型满足实际工程的需求,“四区”范围需要满足的必要条件为

    $$l_{\rm{a}}+l_{\rm{b}}+l_{\rm{c}}+l_{\rm{d}}=L_{\rm{S}}=L_{\text {y }}+L_{\text {x }}+L_{\text {a }}+\frac{2 H_{\text {c }}}{\tan \;\delta} $$ (18)

    以山西霍尔辛赫煤矿3501工作面为研究背景,3501工作面地面标高在+935~+939 m,工作面标高在+359~+421 m,工作面外切眼长度为120 m,可采长度为332 m,内开切眼长度246 m,可采长度367.6 m。3号煤层平均厚度为5.6 m,煤层倾角在1°~12°,可采储量0.98 Mt。由于工作面回采区域地表有构筑物(主要为地面焦化厂)、道路、农作物等,3501工作面井上下对照情况如图6所示,在开采过程中为了有效保护地面焦化厂,通过覆岩离层注浆技术,尽可能多的释放焦化厂下煤炭资源量,控制地表沉陷。

    图  6  3501工作面井上下对照情况
    Figure  6.  Comparison of up and down wells in No.3501 working face

    根据3501工作面覆岩层的岩性特征(表1),利用关键层的判别准则,确定了其主关键层和亚关键层的位置,并计算得到主(亚)关键层的破断距及对应的极限采宽(表2)。通过实测法计算导水裂隙带高度为76.72 m,为了防止注浆时离层区与导水裂隙带发生贯通,需要留设 5 倍煤层采高左右的围护带厚度(5×5.6 m=28 m),则离层注浆的层位应在煤层104.72 m以上。综上所述,确定注浆层位应在埋深为382 m的中粒砂岩中(亚关键层4)。

    表  1  3501工作面覆岩层及关键层信息
    Table  1.  Information of overlying layer and key layer in No.3501 working face
    地层单位序号岩性厚度/m埋深/m岩性描述关键层判断注浆层位
    上石盒子组1表土层174.65174.65黄土
    2粉砂岩2.85177.50粉砂质结构,含少量云母,半坚硬
    3中粒砂岩10.05188.00石英为主,长石次之,含少量云母,半坚硬主关键层
    4砂质泥岩8.00196.00砂质分布不均匀,与下覆岩层呈明显接触
    5细粒砂岩4.50200.50细粒粉砂质结构,以石英为主,半坚硬
    6粉砂岩6.50207.00粉砂质结构,含少量云母,半坚硬
    7中粒砂岩4.00211.00中粒砂质结构,石英为主,长石次之
    8泥岩2.00213.00松软,具滑面
    9中粒砂岩9.00222.00中粒砂质结构,石英为主,长石次之,巨厚层状亚关键层7
    10泥岩4.00226.00松软,具滑面
    11中粒砂岩3.00229.00中粒砂质结构,与下覆岩层明显接触,半坚硬
    12砂质泥岩12.00241.00砂质分布不均匀,半坚硬
    13细粒砂岩3.00244.00细粒砂质结构,石英为主,长石次之,半坚硬
    14中粒砂岩4.00248.00中粒砂质结构,石英为主,与下覆岩层明显接触
    15砂质泥岩8.50256.50砂质分布不均匀,半坚硬
    16粉砂岩6.10262.60粉砂质结构,断口参差状,半坚硬
    17砂质泥岩9.40272.00砂质分布不均匀,半坚硬
    18中粒砂岩8.00280.00中粒砂质结构,石英为主,长石次之,半坚硬亚关键层6
    19砂质泥岩6.00286.00砂质分布不均匀
    上石盒子组20粉砂岩5.00291.00粉砂质结构,断口参差状,半坚硬
    21中粒砂岩15.00306.00中粒砂质结构,分选差,半坚硬亚关键层5
    22泥岩2.00308.00松软,具滑面,含矿物
    23中粒砂岩4.50312.50断口参差状,分选中等,与下覆岩层明显接触
    24粉砂岩4.50317.00粉砂质结构,小型交错层理,分选好,半坚硬
    25砂质泥岩8.50325.50砂质分布不均匀,断口参差状,半坚硬
    26粉砂岩4.50330.00粉砂质结构,巨厚层状,明显接触
    27中粒砂岩3.00333.00裂隙发育,分选差,明显接触,半坚硬
    28砂质泥岩7.00340.00砂质分布不均匀,半坚硬,明显接触,断口参差
    29粉砂岩4.00344.00粉砂质结构,泥质胶结,半坚硬
    30泥岩3.50347.50松软,具滑面,胶结,致密
    31砂质泥岩2.50350.00砂质分布不均匀,明显接触
    32细粒砂岩6.00356.00巨厚层状,断口参差状,半坚硬
    33砂质泥岩2.00358.00砂质分布不均匀,明显接触
    34细粒砂岩5.50363.50细粒砂质结构,分选好,半坚硬
    35砂质泥岩3.50367.00砂质分布不均匀,泥质胶结,分选中等,半坚硬
    36泥岩5.50372.50松软,具滑面
    37中粒砂岩9.50382.00中粒砂质结构,明显接触,半坚硬亚关键层4注浆
    下石盒子组38砂质泥岩3.00385.00砂质分布不均匀,分选差,断口参差,半坚硬
    39细粒砂岩2.50387.50小型交错层理,分选好,断口参差,半坚硬
    40粗粒砂岩9.95397.45裂隙发育,交错层理,半坚硬亚关键层3
    41泥岩1.05398.50松软,具滑面,半坚硬
    42砂质泥岩5.00403.50小型交错层理,分选好,明显接触
    43粉砂岩3.50407.00粉砂质结构,半坚硬
    44泥岩6.00413.00松软,具滑面,明显接触
    45砂质泥岩11.00424.00砂质分布不均匀,断口参差,半坚硬
    46粗粒砂岩2.00426.00粗粒砂质结构,明显接触,半坚硬
    47泥岩6.00432.00松软,具滑面
    48粉砂岩2.50434.50粉砂质结构,明显接触,半坚硬
    49中粒砂岩10.50445.00中粒砂质结构,分选中等,明显接触亚关键层2
    50泥岩2.00447.00松软,具滑面
    51细粒砂岩4.00451.00小型交错层理,夹岩屑,明显接触,半坚硬
    山西组52砂质泥岩4.60455.60砂质分布不均匀,半坚硬
    53泥岩1.90457.50松软,具滑面,半坚硬
    54中粒砂岩4.00461.50中粒砂质结构,钙质胶结,明显接触,半坚硬
    55细粒砂岩2.50464.50细粒砂质结构,半坚硬
    56泥岩3.60467.60松软,具滑面,夹岩屑,明显接触
    57砂质泥岩3.40471.00砂质分布不均匀,明显接触
    58泥岩1.50472.50松软,含植物化石
    59砂质泥岩2.50475.00砂质分布不均匀,明显接触,半坚硬,块状
    60细粒砂岩12.30487.30细粒砂质结构,小型交错层理,巨厚层状亚关键层1
    615.96493.26块状−粉末状,暗淡光泽,半亮型
    62泥岩1.14494.40块状,富含植物化石,具滑面
    63中粒砂岩1.60496.00中粒砂质结构,小型交错层理,明显接触
    64砂质泥岩5.50501.50砂质分布不均匀,巨厚层状,致密,平行层理
    65细粒砂岩1.10502.60块状,中厚层状,钙质胶结,坚硬
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    表  2  关键层信息及破断距
    Table  2.  Key layer information and breaking distance
    序号类型岩性厚度/m埋深/m距煤层距离/m破断距/m极限采宽/m注浆层位
    1主关键层中粒砂岩10.05188.00305.2694.66379.35
    2亚关键层7中粒砂岩9.00222.00271.2682.32335.30
    3亚关键层6中粒砂岩8.00280.00213.2678.84277.73
    4亚关键层5中粒砂岩15.00306.00187.2651.13225.77
    5亚关键层4中粒砂岩9.50382.00111.2644.46148.22注浆
    6亚关键层3粗粒砂岩9.95397.4595.8143.78133.13
    7亚关键层2中粒砂岩10.50445.0048.2634.3279.61
    8亚关键层1细粒砂岩12.30487.305.9614.2319.79
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    为了控制上覆关键层的下沉,注浆压力必须大于覆岩自重力,由经验公式计算注浆压力应不小于9.55 MPa,浆液扩散半径应在212.98 ~ 227.18 m。为了确保离层注浆效果,保护焦化厂,选择在3501工作面共布置6个注浆钻孔,注浆钻孔的布置位置如图6 所示,注浆层位见表3。注浆过程中,对注浆量、注灰量和注浆压力进行定期监测。

    表  3  3501工作面注浆钻孔信息
    Table  3.  Grouting drilling information of No.3501 working face
    序号钻孔类别数量/个孔深/m
    1注1孔(斜)1382
    2注1-1孔(斜)1419
    3注2孔(直)1397
    4注2-1孔(直)1387
    5注3孔(直)1390
    6注3-1孔(直)1392
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    霍尔辛赫矿3501工作面以山西潞光发电厂、漳泽电厂和杨暴热电公司粉煤灰综合利用股份有限公司等企业排放的粉煤灰为离层注浆材料。通过对粉煤灰浆液进行强度测试和流动性测试,选择水灰比(水:粉煤灰)0.7作为离层注浆浆液的配比。截止工作面回采结束,在煤柱保护区范围内共推进283 m,释放压煤47.5万t;累计注浆量62.44万m³,注灰量48.56万t。

    以3501工作面地质力学参数及采掘工程设计为原型,采用安徽理工大学二维模拟试验台,试验台平台尺寸为2.5 m×0.1 m×1.5 m(长×宽×高)。根据“三带”高度计算结果和现场注浆层位高度,确定模型的几何相似比为1∶200(模型:原型),确定容重相似比为1∶1.6(模型:原型),强度相似比为1∶320,时间相似比为1∶14,其他相似常数依次进行计算。

    相似材料模拟试验(图7)铺设总高度为110 cm,其中煤层以上厚度约为100 cm,模拟的煤层实际埋深约为493 m,其余未模拟出的岩层实际厚度约为293 m,为保证相似模型与工程原型的相似性,根据应力相似比,在模型顶部铺设配重块至对应的应力边界,等效模型上覆岩层的重力作用。

    图  7  模型开挖230 cm(开挖完毕)
    Figure  7.  Model excavation 230 cm (excavation completed)

    通过注浆材料初终凝试验得知,注浆材料的初凝时间普遍在4 d左右,按照现场工作面平均每天推进2.4 m计算,则在一个初凝时间段内工作面共推进9.6 m,按照几何相似比计算,模型在一个初凝时间段内的开挖步距应为4.8 cm,为了计算和操作方便,确定开挖步距为5 cm。试验中采用的注浆材料的初凝时间为2~4 h,夏天温度较高时,其初凝时间为2 h左右。因此,试验按照注浆材料的初凝时间来确定工作面开挖的步距,即模型的开挖步距为5 cm,每开挖一个步距所用时间为2 h。相似材料模型的开挖顺序为从右到左依次进行,每开挖1个步距5 cm,即采用定点相机对模型表面进行拍照。

    模型长度为2.5 m,左右两侧各留宽10 cm煤柱,中部2.3 m区域为开挖区域。工作面采用垮落法开挖,开挖距离到约0.665 m(亚关键层3破断)后,在目标关键层下方的裂隙和离层空间采用预制的注浆材料进行注浆充填。注浆过程中为了防止浆液从模型前后溢流出来,采用白色密封胶泥在模型前后表面对离层空间进行密封,起到阻止浆液从离层空间溢流而出的作用。需要说明的是,白色密封胶泥无定形形态,极软,基本无硬度和强度,因而基本不会对岩层的下沉和离层的发育过程造成任何阻碍。向离层空间注入浆液时,采用注射器+针头的组合器具,从模型后面缓慢推压注入,注浆过程中时刻注意浆液溢流和岩层变化情况。

    通过对开挖过程中进行拍照,记录和分析覆岩裂隙发育和变形破坏过程;通过定点相机拍照并将照片导入软件中分析覆岩的位移下沉情况。

    当工作面开挖距离达到230 cm(图7),模型开挖完毕并静置24 h后,模型右侧的岩层进一步压实稳定,而注浆离层空间发育逐渐变得稳定,离层空间内的浆液向下方岩层渗透一定程度后停止渗透,并逐渐凝固和硬化,留存在离层空间内的浆液固化,对关键层起到支撑作用,关键层的下沉基本不再明显。可见离层注浆对关键层及地表沉陷发挥了良好的控制作用。

    通过提取图7 中地表沉陷数据并转化相似比,制作了地表沉陷随工作面推进距离的下沉曲线,结果如图8 所示。

    图  8  工作面推进过程中地表沉陷观测曲线
    Figure  8.  Observation curve of surface subsidence during advance of working face

    图8 可知,地表下沉曲线呈不规则地“V”字形,自开切眼开始至开采结束为止,工作面地表下沉量先快速增大,到达最大下沉点后,地表下沉量先快速减小,而后减小速率逐渐变缓,地表下沉量的变化沉陷表现出明显的“四区”行为。常规区为开切眼与最大下沉点之间的范围,该范围内的地表下沉量快速增大,地表下沉速率先增大后减小,常规区的最大下沉量为1 589 mm;过渡区为最大下沉点与下沉量减小速率开始变缓时之间的范围,该范围内的地表下沉量逐渐减小,地表下沉速率先增大后减小,过渡区下边界下沉量为最大下沉量1 589 mm,上边界下沉量为497.94 mm;注浆区为过渡区上边界与开采结束时之间的范围,该范围内的地表下沉量进一步减小,下沉速率波动范围稳定;控制区为被保护构筑物的范围,控制区内地表基本无下沉。由相似模拟结果可知,离层注浆有效地控制了地表沉陷。

    为了监测3501工作面注浆过程中减沉区域地表变形情况,3501工作面布设倾向观测线1条,设置观测点23个,编号首字母为Q,布设走向观测线1条,设置观测点27个,编号首字母为Z,测点间距为25 m。上述高程观测值均基于三等水准测量,水平观测值基于GNSS-千寻CORS技术进行观测。主要提取了走向观测线最后一次测量结果,由于Z1~Z5号测点浸水损坏,故提取Z6~Z27的测点数据进行分析,如图9 所示为Z6~Z27的地表下沉量测量值。

    图  9  3501工作面走向地表沉陷观测
    Figure  9.  Observation of No. 3501 working face trend to surface subsidence

    图9 可知,工作面走向观测线上最大下沉点出现在Z6测点,地表最大下沉值为563.5 mm。自Z21测点开始属于焦化厂的受保护范围,由地表沉陷观测可知,Z21~Z27号测点内虽有沉陷,但沉陷量很小。

    除此之外,对Z6~Z27测点的水平变形、倾斜、曲率进行分析,并与《建筑物、水体、铁路及主要井巷煤柱留设与压煤开采规范》中规定的对构筑物 Ⅰ 级损坏等级进行对比(表4)。

    表  4  3501工作面地表变形与构筑物 Ⅰ 级损坏等级指标对比
    Table  4.  Comparison between surface deformation of No. 3501 working face and Grade Ⅰ damage grade of structures
    因素水平变形 / (mm·m−1倾斜 / (mm·m−1曲率 / 10−3m−1
    指标要求≤2.0≤3.0≤0.2
    实测值−1.54~1.81−1.81~1.48−0.124~0.045
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    表4可知,3501工作面的水平变形、倾斜、曲率实测值均满足《建筑物、水体、铁路及主要井巷煤柱留设与压煤开采规范》中规定的对于构筑物 Ⅰ 级损坏等级的要求。

    为了更好地说明注浆减沉的效果,采用概率积分法对3501工作面在注浆和未注浆条件下的地表变现参数进行预测,并与实际测量值进行对比分析,见表5。由表5可知,注浆条件下的地表变形预测值和实测值基本接近,但是注浆条件下的地表下沉量、水平变形、倾斜和曲率均明显小于未注浆条件下的预测值。由此,结合表4表5可知,确定3501工作面采取离层注浆能有效控制地表沉陷,保护地表构筑物。

    表  5  3501工作面地表变形预测值与实测值对比
    Table  5.  Comparison between predicted and measured surface deformation of No.3501 working face
    因素下沉量/ mm水平变形/(mm·m−1)倾斜/(mm·m−1)曲率/10−3 m−1
    未注浆预测3 707.0−12.19~12.20−26.68~24.73−0.33~0.31
    注浆预测620.7−1.99~1.76−3.8~4.09−0.04~0.04
    实测563.5−1.54~1.81−1.81~1.48−0.124~0.045
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    根据3501工作面实际地质情况($ {{L}}_{\text{y}} $为700 m,$ {{L}}_{\text{x}} $为283 m)及表1并结合式(12)、(14)、(16)、(17)可计算出3501工作面的“四区”分布范围,取走向移动角δ为70°,即:$\text { 常规区 } l_{\rm{a}}=261.19 \mathrm{~m},\text { 过渡区 } l_{\rm{b}}=246.09 \mathrm{~m} , $$\text { 注浆区 } l_{\rm{c}}=655.25 \mathrm{~m},控制区 l_{\rm{d}}=199.53 \mathrm{~m} $。由式(19)可知,$ {{l}}_{{{\rm{a}}}}{+}{{l}}_{{{\rm{b}}}}{+}{{l}}_{{{\rm{c}}}}{+}{{l}}_{{{\rm{d}}}}{}{=}{}{1}\;{362.06}\;{{\rm{m}}} $,而 $ {{L}}_{{{\rm{y}}}}{+} {{L}}_{{{\rm{x}}}}{+}{{L}}_{{{\rm{a}}}}{+} ({2}{{H}}_{{{\rm{c}}}}{/} {\tan}\;{\delta } )= 1\;{362.06}\;{{\rm{m}}} $,满足式(18)所述必要条件。

    1)首次提出了采动覆岩离层注浆地表沉陷“四区”控制模型,分别为:常规区、过渡区、注浆区和控制区,结合关键层理论及岩层移动规律,推导了地表沉陷的走向“四区”控制模型理论公式。

    2)采用相似模拟试验观测了3501工作面开采过程中的地表沉陷规律,相似模拟的地表沉陷曲线呈不规则地“V”字形,根据曲线的变化规律,沉陷曲线存在明显的“四区”分布,常规区的最大下沉量为1 589 mm,过渡区上边界下沉量为497.94 mm,注浆区的地表沉陷进一步减小,控制区内地表基本无下沉。

    3)通过对3501工作面开采过程进行沉陷观测及概率积分法预测,确定了焦化厂范围内地表变形满足《建筑物、水体、铁路及主要井巷煤柱留设与压煤开采规范》中规定的对于构筑物 Ⅰ 级损坏等级的要求。

    4)根据3501工作面实际地质情况,计算出走向“四区”的范围分别为:常规区261.19 m,过渡区246.09 m,注浆区655.25 m,控制区199.53 m。

  • 图  1   松藻矿区构造与关闭煤矿分布

    Figure  1.   Songzao mining area structure and closed coal mine distribution map

    图  2   K23煤矿剖面图及煤层分布示意

    Figure  2.   Profile and coal seam distribution diagram of K23 coal mine

    图  3   关闭煤矿涌水(流)量监测动态曲线

    Figure  3.   Dynamic curve of water inflow monitoring in closed coal mine

    图  4   关闭煤矿涌水量自相关函数与涌水量−降雨量互相关函数

    Figure  4.   Self-correlation function of water inflow and cross-correlation function of water inflow and rainfall in closed coal mine

    图  5   关闭煤矿涌水主要阴阳离子与TDS含量关系

    Figure  5.   Relationship between TDS content and main anions and cations in water inflow of closed coal mines

    图  6   关闭煤矿涌水水化学成分Piper三线图

    Figure  6.   Piper triplot of chemical composition of coal mine water inrush

    图  7   降雨入渗型涌水示意

    Figure  7.   Schematic diagram of rainfall infiltration water inflow

    图  8   含水层释水型涌水示意

    Figure  8.   Schematic diagram of aquifer releasing water inflow

    图  9   矿坑老空水溢出型涌水示意

    Figure  9.   Schematic diagram of spilling water from old mine water

    表  1   松藻矿区含隔水层划分及特征[19]

    Table  1   Division and characteristics of aquifer in Songzao mining area[19]

    序号地层代号平均厚度/m含水层类型含水性质主要岩性水质类型
    1T1j4−5505强含水层岩溶裂隙承压含水层石灰岩白云岩HCO3 +SO4 2−−Ca2++Mg2+
    2T1j336隔水层钙质泥岩
    3T1j1−2110中等含水层岩溶裂隙承压含水层石灰岩HCO3 −Ca2++Mg2+
    4T1f1−2178隔水层钙质泥岩
    5T1y2−386中等含水层岩溶裂隙承压含水层泥质灰岩石灰岩HCO3 −Ca2++Mg2+
    6T1y141隔水层钙质泥岩,泥质灰岩
    7P3c51弱含水层岩溶裂隙承压含水层石灰岩HCO3 −Ca2+, HCO3 +SO4 2−−K++Na++Ca2+
    8P3l74隔水层碎屑岩、煤层
    9P2m>100弱含水层岩溶裂隙承压含水层石灰岩HCO3 −K++Na++Ca2+, Cl+HCO3 −K++Na++Ca2+
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    表  2   关闭煤矿涌水水质常规指标及微生物指标统计结果

    Table  2   Statistical results of conventional indexes and microbial indexes of water inflow from closed coal mines

    项目pH质量浓度/(mg·L−1菌落总数/
    (CFU·mL−1)
    总大肠菌群/
    (MPN·100 mL−1)
    TDSNa++K+Mg2+Ca2+ClSO4 2−HCO3
    最小值2.87211.603.198.8861.723.4985.240.00未检出未检出
    最大值7.921556.96273.54129.41410.0730.05640.61423.45620.00200.50
    平均值5.92678.8268.7837.26183.8911.34276.01143.7299.2243.43
    标准偏差2.28440.5379.4837.75115.968.72173.75145.24199.7068.06
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    表  3   矿井水样Pearson相关系数

    Table  3   Pearson correlation coefficient of mine water samples

    煤矿编号K05K07K21K23K27K29K30K33K36
    K051
    K070.980**1
    K210.985**0.960**1
    K230.6090.6670.6551
    K270.822*0.798*0.861**0.867**1
    K290.889**0.893**0.920**0.889**0.973**1
    K300.836**0.855**0.879**0.933**0.959**0.992**1
    K330.6600.6810.719*0.965**0.885**0.909**0.944**1
    K360.964**0.993**0.949**0.6700.797*0.889**0.855**0.6621
    注:*表示在0.05级别(双尾)上显著相关;**表示在0.01级别(双尾)上显著相关;相关性系数大于0.990加粗标下划线。
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    表  4   研究区关闭煤矿涌水特征及来源

    Table  4   Characteristics and sources of water inrush from closed coal mines in study area

    煤矿编号关停年份矿井口
    所在地层
    矿井口
    高程/m
    开采标高/m涌水动态特征涌水水化学特征涌水主要来源
    K05 P3c 383 涌水量小;与降雨弱相关,滞后响应时间≤15 d pH=2.88;
    TDS含量中等
    矿坑老空水
    K07 P3c 370 涌水量中等;与降雨中等相关,滞后响应时间≤15 d pH=3.03;
    TDS含量较高
    矿坑老空水
    K15 2016 T1y 569 +662~+535 涌水量小;与降雨中等相关,滞后响应时间≤15 d 含水层释水
    K21 2015 P2m 499 涌水量小;与降雨强相关,滞后响应时间≤15 d PH=6.52;
    TDS含量高
    大气降雨
    矿坑老空水
    K23 2015 P3c 980 +1019~+841 涌水量中等;与降雨中等相关,滞后响应时间≤15 d pH=7.44;
    TDS含量低
    微生物含量高
    大气降雨
    K27 2014 P3c 851 +1160~+845 涌水量中等;与降雨中等相关,滞后响应时间约1个月 pH=7.55;
    TDS含量较高;
    微生物含量较高
    含水层释水
    K29 2014 T1y 1148 +1380~+950 涌水量大;与降雨弱相关,滞后响应时间约1个月 pH=7.92;
    TDS含量中等;
    微生物含量较高
    含水层释水
    K30 T1y 1106 涌水量大;与降雨中等相关,滞后响应时间约1个月 pH=7.68;
    TDS含量中等
    含水层释水
    K33 2013 P2m 1316 +1460~+1140 涌水量大;与降雨弱相关,滞后响应时间≤15 d pH=7.39;
    TDS含量低
    含水层释水
    K36 2015 P2m 820 +980~+840 涌水量小;与降雨中等相关,滞后响应时间≤15 d pH=2.87;
    TDS含量高
    矿坑老空水
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出版历程
  • 收稿日期:  2022-10-07
  • 网络出版日期:  2023-09-24
  • 刊出日期:  2023-10-19

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