楊 濤 ，閆醫(yī)慧 ，張 杰 ，林海飛 ，何義峰 ，張一銘 ，高守世

（1.西安科技大學 能源學院, 陜西 西安 710054；2.西安科技大學 教育部西部礦井開采及災害防治重點實驗室,陜西 西安 710054；3.西安科技大學 安全科學與工程學院, 陜西 西安 710054）

0 引 言

目前，煤炭資源的持續(xù)開采已經(jīng)使各礦區(qū)逐步過渡到下煤層的開采[1]。近年來在陜北淺埋煤層群開采過程中頂板突水事故的發(fā)生對中國能源安全構成了威脅[2-4]。由于榆神府礦區(qū)煤層頂板有天然保水屏障?隔水土層，所以目前對頂板突水的研究不再局限于采場附近小范圍基巖的破壞，而需要綜合考慮在基巖?土體?水體的協(xié)同作用下隔水層的穩(wěn)定性。對于存在上覆松散含水層的煤層開采后，隔水土層的穩(wěn)定性與覆巖中導水通道的分布以及裂隙滲流規(guī)律有著密切的聯(lián)系[5]。開采擾動及水體滲透的作用使得隔水土層滲透性增強，將導致潛水層水流沿裂隙流向工作面，嚴重時將引發(fā)煤礦頂板突水事故[6-8]。神府礦區(qū)井田煤層埋藏較淺，各可采煤層導水裂隙帶高度在大部分地區(qū)大于相鄰兩煤層間的距離，導水裂隙帶互相疊加，大部分地區(qū)導水裂隙帶可直達地表，溝通第四系松散層潛水和地表水。然而在實際生產(chǎn)過程中頂板涌水機理相對復雜，從薄基巖淺埋煤層頂板突水因素考慮，隔水土層是一層特殊且關鍵的隔水地層，不能以普通隔水基巖或者地表松散土層一概而論[9-11]。筆者前期通過建立孔隙水壓解析力學模型分析了隔水土層孔隙水壓的波動與頂板突水之間的規(guī)律。土層與基巖性質差異較大，不同埋深的土層之間也有性質差異，那么對于厚土層?基巖層之間協(xié)同隔水性能的判定，需要充分考慮上述差異性。范立民等[12-13]提出將含水層底部的土層與基巖風化帶一起構成隔水巖組來開采煤層，許延春[14]根據(jù)黏土液塑限試驗結果，認識到深部飽和黏土處于半固態(tài)或硬塑狀態(tài)，建議允許將埋深大的厚層黏土作為防砂安全煤柱的保護層；崔廣心[15]指出深部土是典型的“土不土、巖不巖”的特殊類型土，是一種土向軟巖過渡的特殊性質土，認為深部土的研究與淺部土的不同在于：淺表土常規(guī)土力學以研究土的承載能力有關，而深部土研究以土對結構的荷載為主。劉世奇[16]通過建立散體相似模型對底層中巖體、黏土層這兩種不同力學性質的地層組合的采動協(xié)同變形及其力學傳遞方式展開了研究。目前，也有一些學者從微觀角度以及固液耦合作用角度來描述裂隙，黃慶享等[17]提出隔水土層“上行裂隙”與“下行裂隙”的發(fā)育及彌合，并提出以隔采比來判定隔水土層的穩(wěn)定性。張杰等[18-19]通過固?液耦合試驗提出采用長壁間隔式開采來抑制采動裂隙在隔水土層中的發(fā)展并提出土采比的不同將導致隔水土層發(fā)生不同的破壞形式并用試驗驗證，為淺埋煤層頂板突水提供參考依據(jù)。

以薄基巖淺埋煤層群開采時土?巖協(xié)同隔水穩(wěn)定性為研究目標，擬通過原位鉆孔土力學試驗來獲取隔水土層性質，根據(jù)性質的不同將隔水土層分層，再根據(jù)理論計算以及現(xiàn)場觀測對隔水土層在重復開采擾動以及上覆松散潛水含水層滲流作用下破壞形式進行研究，為淺埋煤層群下行開采頂板突水提供了一定的理論依據(jù)。

1 不同埋深土層性質差異分析

1.1 狀態(tài)異性

神府礦區(qū)地處陜北黃土高原北部和毛烏素沙漠東南緣，地形西北高東南低，海拔一般+1 100～+1 350 m，地表大部分被第四系及新近系松散層覆蓋，基巖沿溝谷兩岸出露。韓家灣煤礦水文地質類型屬中等，該區(qū)地貌單元大致為風積沙地貌。該地松散含水層水儲量分布不均且變化較大，加之季節(jié)性降雨會使地表徑流水量不穩(wěn)定，進一步增大了下行開采水害預測難度。

韓家灣煤礦隔水土層全區(qū)分布，厚度一般10～55 m。經(jīng)過原位鉆孔試驗、室內液相指數(shù)測試試驗發(fā)現(xiàn)隔水土層天然可塑，形態(tài)從硬塑到堅硬均有分布（圖1）。

圖1 液相指數(shù)與埋深之間的關系Fig.1 Relationship between liquid index and buried depth

由試驗數(shù)據(jù)得上圖，對數(shù)據(jù)擬合處理得出線性擬合方程，擬合方程為y（液相指數(shù)）= ?0.006 87x（埋深）+0.158 01，R2=0.931 67，擬合度較好。令上述擬合方程中y=0，則可求得韓家灣煤礦紅土的平均變性界限深度為23 m。以此為界限將韓家灣煤礦土層埋深小于變性界限深度的土層稱為上層位隔水土層，這層土呈現(xiàn)為塑性狀態(tài)，具有良好的延展性和可塑性；將韓家灣煤礦土層埋深大于變性界限深度的土層稱為下層位隔水土層，這層土呈現(xiàn)為固結狀態(tài)，具有良好的硬度及固結性，性質類似于基巖。筆者為區(qū)分隔水土層與普通基巖在狀態(tài)上隨著埋深的變化特征，為此提出隔水土層隨埋深變化的狀態(tài)異性，示意如圖2 所示。

圖2 “煤?覆巖?土層”三位一體結構模型Fig.2 “Coal-overburden-soil”trinity structure model

1.2 不同層位土層滲流特性試驗

由于基巖較薄，煤層開采初期會對隔水層產(chǎn)生弱的擾動，產(chǎn)生細小的裂隙?？梢詫⒋穗A段描述為突水孕育的階段，即水在裂隙中的滲流階段。裂隙寬度小，水流過裂隙時所受到的阻力大，這里可將此階段的裂隙滲流等效為低速的多孔介質滲流進行描述，方程可表示為：

式中：v為流體流速；k為滲透系數(shù)；η為動力黏度系數(shù)；p為含水層的壓力；?為梯度算子。

隔水土層在開采擾動作用下通常同時發(fā)生應力變形和滲流作用，當隔水土層厚度較大、開采煤層厚度較小時，煤層開采對隔水土層的擾動較小，不會使隔水土層發(fā)生大的拉伸、剪切破壞，但土體的體積、孔隙、結構等物理特性會發(fā)生變化從而導致隔水土層的滲透性發(fā)生變化，在自重應力作用下，含水層的水向下運動形成滲透水壓差，從而引起水體通過隔水土層出現(xiàn)滲透現(xiàn)象。我們可以通過變水頭試驗法得到不同層位隔水土層的滲透系數(shù)。

圖3 中，Q 為出水量；A 為土樣橫斷面積；r 為土樣厚度。設試驗過程中任意時刻t作用于土樣兩端的水頭差為Δh，經(jīng)過dt微時段后，管中水位下降dh，則dt時段內流入試樣的水量微增量為：

圖3 變水頭試驗裝置示意Fig.3 Schematic of variable head experimental device

式中：s為玻璃管橫截面積；右端的負號表示流入水量隨Δh的減少而增加。

根據(jù)達西定律，dt時段內流入土樣的滲流量為

式中：A為土樣的橫斷面積；i為水力梯度；r為土樣長度根據(jù)水流連續(xù)原理，應有dVe=dV0，即：

從而得土樣的滲透系數(shù)：

通過選定幾組不同的Δh1、Δh2值，分別測出他們所需的時間Δt，利用上式計算土體的滲透系數(shù)k，然后取平均值，作為該土樣的滲透系數(shù)?？梢栽诂F(xiàn)場選3 組土樣，分別試驗求出其滲透系數(shù)，然后取平均值，作為該礦區(qū)的滲透系數(shù)。此試驗適用于測定透水性較小的粘性土的滲透系數(shù)。

通過試驗研究表明，黏土的平均孔隙直徑在0.14～0.19 μm，黏土的滲透系數(shù)k在10?6～10?5cm/s。當滲透系數(shù)降低一個或數(shù)個數(shù)量級時，可判斷黏土隔水穩(wěn)定性完好。對韓家灣煤礦選取土樣進行試驗發(fā)現(xiàn)埋深在20 m 時隔水土層滲透系數(shù)降低了一個數(shù)量級，之后隨著隔水土層深度的增加滲透系數(shù)保持不變，表明埋深在20 m 以下的隔水土層隔水性能良好。試驗測得數(shù)據(jù)如圖4 所示。

圖4 滲透系數(shù)與上層位隔水土層頂界面以下深度關系Fig.4 Relationship between permeability coefficient and depth below the top interface of upper aquifuge soil layer

2 上層位土裂隙發(fā)育機理

煤層頂板上覆巖層的垮落是導致裂隙發(fā)育的根本原因，而隔水土層上部潛水重力是工作面頂板突水的動力。一方面，水會對隔水土層起到軟化作用，另一方面，水在重力作用下會對隔水土層產(chǎn)生擠入破壞作用。在這兩方面的作用下，裂隙不斷延伸拓展。

前人通過大量的試驗及現(xiàn)場測定發(fā)現(xiàn)，隔水土層裂隙在潛水的軟化作用以及采動應力恢復作用下[20-21]，土層裂隙會出現(xiàn)彌合現(xiàn)象，將會進一步增加隔水保護層厚度。這是由于采空區(qū)內應力恢復是由上覆巖體垮落堆積、下沉壓縮而形成的，而上覆巖體及隔水土層在垮落及斷裂破壞過程中形成的大量裂隙、孔隙等空間也將在采空區(qū)應力恢復的過程中被壓縮。

當上煤層開采對隔水土層產(chǎn)生的影響較弱時，下煤層開采在采動應力恢復以及潛水的軟化作用下使得隔水土層中的大量裂隙閉合，形成孔隙系統(tǒng)，但因此形成滲流優(yōu)勢面，在下煤層重復開采擾動應力以及水壓力作用下，新的裂隙在原裂隙面基礎上再次發(fā)生擴展。

潛水在重力作用下使得裂隙結構面發(fā)生拉?張型擴展位移，增大裂隙結構面的張開度。自然條件下，地下水順著巖體裂隙向下滲流，并對其中的裂隙進行沖刷侵蝕破壞使之擴展。

裂隙受水壓力作用擴展過程中，裂隙應在長寬深3 個方向破裂及延伸。相應有3 個流動方向，但具體條件下將裂隙受裂隙水壓擴展問題簡化成在裂隙長、寬的二維破裂。設L為裂隙的發(fā)展方向，裂隙面上任一點L處的壓力為P，由于裂隙表面是粗糙的，則裂隙面上的阻力與該點的壓力成正比，其比例系數(shù)為裂隙面的粗糙系數(shù)K。裂隙承受的壓力包括潛水含水層水壓和部分上覆載荷。

如圖5 所示沿裂隙的發(fā)展方向取一微元，長度為dL，寬度為dB，其(承受的水)壓力為P+，裂隙面產(chǎn)生的阻力為KP+。根據(jù)水流運動定律，L方向上有：

圖5 上層位隔水土層裂隙擴展力學模型Fig.5 Mechanical model of crack propagation in upper aquifuge soil layer

式中：v為流體流速；ρ為水的密度。

因為地下水流速度隨時間變化很小，所以可以忽略所有二階微量，得：

解得：

式中：p0為潛水層含水層水壓及部分上覆荷載總壓力。

飽和土體內任一平面上受到的總應力可分為由土骨架承受的有效應力和由孔隙水承受的孔隙水壓力兩部分，二者之間關系總是滿足下式：

式中：σ為作用在飽和土體中任意面上的總應力；σ′為有效應力，作用于同一平面的土骨架上；u為孔隙水壓力，作用于同一平面的孔隙水上。

引起土的體積壓縮和抗剪強度變化的原因，并不取決于作用在土體上的總應力，而是取決于總應力與孔隙水壓力之間的差值，即有效應力。

由于含水層骨架具有一定的支撐載荷能力，所以上覆載荷只有部分傳遞至隔水土層。則作用在隔水土層上的全部總載荷為

則裂隙巖體中潛水的水頭壓力表達式為

在穩(wěn)定的滲流場中孔隙水壓力的大小不隨時間而變化，則

代入上式得

式中：h為松散含水層的水位高度；γw為水的容重；H為表土層的厚度；γb為表土層平均容重；l為載荷傳遞系數(shù)，取0.75；H′為含水層的厚度；γsat為含水層平均容重

載荷傳遞系數(shù)l的大小與含水層骨架顆粒的粒徑大小、骨架巖性等有關[22]。當含水層以大粒徑礫石、砂礫為主時，顆粒相對松散，含水層滲透性能相對較好，有效應力相對較低，即作為骨架的承載性能相對較弱，載荷傳遞系數(shù)較大，更多的將載荷傳遞到基巖頂界面。而當含水層以細砂、黏土等小粒徑骨架為主時，骨架顆粒緊密，有一定的承載性能，載荷傳遞系數(shù)較小。

由上式裂隙水滲入巖體內部時的壓力與裂隙參數(shù)的關系可知，水壓力隨著裂隙的深度及裂隙的粗糙度的增大而衰減。可以得出裂隙水滲入裂隙的深度：

由上式可知，原始水壓越大，則滲入的裂隙深度越大，并且裂隙寬度越大時裂隙的深度也越大。當總載荷p0小于或等于上層位隔水土層抗拉強度σT時，則認為裂隙不再繼續(xù)擴展，則裂隙的發(fā)育深度為

在實際計算中對隔水土層裂隙進行概化，認為在單位面積內隔水土層裂隙為一條，其寬度之和作為單裂隙計算的寬度，使計算模型簡化為單裂隙模型。

榆神府礦區(qū)隔水土層裂隙分為永久裂隙和臨時裂隙兩種類型，永久裂隙一般位于采空區(qū)外圍，開采結束后，裂隙發(fā)育穩(wěn)定，臨時裂隙位于工作面前方，當臨時裂隙寬度發(fā)育最大時，其裂隙總寬度B計算公式為：

式中：g為單個裂隙寬度；e為水平移動系數(shù)；ω為采場上覆下層位土層撓度；R為主要影響半徑

3 下層位土?巖協(xié)同承載作用

張永雙等[23]基于對新近系硬黏土工程特性的全面分析，認為深部硬黏土應分類為“硬土/軟巖”類，即屬于巖、土之間的過渡類型。崔廣心[24]在進行深厚表土層中地下結構物的物理模擬試驗中發(fā)現(xiàn)，深部土的密度可達2.3×103～2.7×103kg/m3（與巖石近似）。由于隔水層往往在導水裂隙帶或彎曲下沉帶出現(xiàn)，則煤層開采后，下層位隔水土層由于與基巖性質相似，因此與巖層將發(fā)生同步的移動變形，將隔水土層部分固結的、與基巖性質相似的高強度土層（下層位土層）視為橫跨采空區(qū)上端的具有一定承載能力的梁，采用彈性力學的方法分析煤層上覆固結土層受力情況。

實際開采中，直接頂和老頂破斷垮落后，其上薄基巖一般由破碎巖體支撐著，碎石對上部基巖作用一定的分布反力，若假設薄基巖下的支撐介質具有彈性抗力，即假設符合彈性地基條件，則可將薄基巖簡化為下圖6 所示的復合隔水層彈性地基基礎板。

圖6 復合隔水層彈性地基模型Fig.6 Elastic foundation model of composite aquifuge

將壓實后的破碎巖石視為彈性地基，進而獲得支撐載荷f(x,y)的表達式為：

式中：ki為彈性地基系數(shù)；ω為采場上覆下層位土層撓度。

彈性地基系數(shù)與煤巖層厚度之間的關系[25]：

煤層及其上方i-1 層基巖組成的“組合體”的彈性地基系數(shù)ki：

式中：km為煤體的彈性地基系數(shù)；k1，···，ki?1為各巖層的彈性地基系數(shù)；Em為煤體的彈性模量；Ei為任一巖層的彈性模量；hi為煤層上方各巖層厚度；hc為綜合采高。

煤層開采后，采掘空間內原來承受上部載荷的煤炭被開采，在頂板初次來壓斷裂前，上部巖層處于一種四邊固支的情況。將下層位隔水土層視為由上覆松散層、上層位隔水土層以及垮落帶矸石共同支撐的四邊固支的彈性地基矩形薄板（厚度遠小于其長度和寬度，并且作用于板的載荷垂直于板的平面），構建頂板復合隔水層力學模型（圖7）。取隔水層的中性面為x-y平面，垂直于中性面的方向為z軸，其中工作面推進方向為y軸方向，長度為a；工作面傾向方向為x軸方向，長度為b。

圖7 土?巖復合隔水層力學模型Fig.7 Mechanical model of soil-rock composite aquiclude

為便于分析計算，假設下層位隔水土層之上巖土層包括上層位隔水土層以及上覆松散含水層的有效應力視為均布載荷，此外還有含水層的孔隙水壓力；根據(jù)隔水層賦存特征及實際的開采條件，周圍巖體對其支承視為固支邊界，其中固支邊為x=0，x=b，y=0，y=a。邊界條件滿足：

根據(jù)彈性薄板理論，采用瑞利-里茨法取滿足四邊固支的頂板下層位隔水土層一階撓度表達式[26]：

式中，A為撓度函數(shù)的系數(shù)。

依據(jù)最小勢能原理，可以求得頂板復合關鍵層撓度函數(shù)系數(shù)A為：

式中：γs為上層位土層的容重；hs為上層位土層的厚度；γ1為隔水土層上覆巖層的平均容重；h1為隔水土層上覆巖層的厚度；γx為下層位土層的容重；hx為下層位土層的厚度；ps為潛水水頭壓力；f為支撐載荷；D為下層位土層的抗彎剛度，

式中：Ex為下層位土層的彈性模量；μx為下層位土層的泊松比。

則：

將主要應變分量εx，εy，γxy用ω表示，就得到

將主要應力分量σx，σy和τxy用ω表示，就得到

根據(jù)彈性地基板撓度與應力之間的關系，由撓曲方程可分別求出隔水層中σx，σy和τxy的應力表達式：

根據(jù)諸多文獻的研究成果，以及調研現(xiàn)場實際情況分析可知，當采場覆巖達到充分采動狀態(tài)后，采場覆巖沉降變形將達到最大值；此后，盡管長壁綜采工作面繼續(xù)推進，采場覆巖的沉降變形值仍維持最大值不再繼續(xù)增加，即采場覆巖沉降變形屬于“給定變形”?？紤]到這一特點，對上述力學方程做進一步求解，設采場覆巖板結構“給定變形”條件下下層位土層最有可能率先在長邊中部位置出現(xiàn)最大拉應力，坐標為（y=a/2，x=0,b），此時最大拉應力σt為：

因此，下層位隔水土層不產(chǎn)生拉伸破壞，而處于整體穩(wěn)定狀態(tài)時必須滿足：σt<[σt]。上式為采動影響下下層位隔水土層穩(wěn)定性的力學判據(jù)。當下層位隔水土層長邊中部位置處產(chǎn)生的拉應力小于或等于拉伸強度閾值時，下層位隔水土層整體結構處于穩(wěn)定狀態(tài)，不會產(chǎn)生拉伸破壞；當長邊中部位置處產(chǎn)生的拉應力大于其拉伸強度閾值時，采場覆巖下層位隔水土層產(chǎn)生拉伸破壞，覆巖下層位隔水土層發(fā)生破斷。

4 工程實踐

韓家灣主采煤層2?2、3?1和4?2，研究區(qū)2?2煤層平均采高為4.3 m，3?1煤平均采高為2.7 m，4?2煤平均采高為1.9 m，目前該礦2?2煤已經(jīng)開采完畢，3?1煤層進入末采期，正在回采4?2煤214201 工作面，對其回采有影響的含水層是井田沉積的大面積位于隔水土層上方的薩拉烏蘇孔隙潛水層，煤巖層綜合柱狀圖如圖8 所示。

圖8 煤巖層綜合柱狀圖Fig.8 Coal rock comprehensive histogram

目前，韓家灣煤礦4?2煤214201 工作面推進長度a為2 000 m，傾向長度b為240 m，潛水水頭壓力ps為1.57 MPa，通過計算可得下層位隔水土層最大撓曲度ω為1.21 m，彈性地基系數(shù)ki為0.643，代入式（28）計算得出σt為0.18 MPa，而根據(jù)試驗所知下層位隔水土層的抗拉強度闕值為1.13 MPa，不滿足下層位處于整體穩(wěn)定狀態(tài)的條件，因此韓家灣煤礦214201 工作面推進過程中下層位隔水土層隨基巖層的破斷而發(fā)生拉伸破壞。

綜合韓家灣礦水文孔測得韓家灣隔水土層厚度為45.57 m，上更新統(tǒng)薩拉烏蘇組（Q3s）孔隙潛水含水層水位高度13.87 m，含水砂層厚度4.55 m，代入式（13）得p0=0.785 MPa，又有4?2煤埋深193.11 m，主要影響角正切值1.85，由此計算可得影響半徑為104.38 m，神府礦區(qū)韓家灣煤礦淺埋煤層群開采時的綜合采高為7.06 m，進而計算可得土層最大下沉量為5.3 m，開采移動系數(shù)e=0.305，代入式（16）得裂隙總寬度B=1.47 m，與文獻[27]描述的榆神府礦區(qū)地裂隙寬度在0.01～2.21 m 相符，將p0=0.785 MPa，B=1.47 m，根據(jù)工程經(jīng)驗取K=0.3，上層位隔水土層的抗拉強度取0.02 MPa，代入式（15）計算可得裂隙的發(fā)育深度L=17.98 m，我們定義韓家灣埋深小于23 m的隔水土層稱為上層位隔水土層，通過計算可得上層位隔水土層仍具備隔水能力。此外，隔水土層裂隙在潛水的軟化作用下以及采動應力恢復作用下，土層裂隙會出現(xiàn)彌合現(xiàn)象，將會進一步增加隔水保護層厚度。根據(jù)韓家灣的隔水土層的賦存特點，選取埋深在10～55 m 的土層層位，水頭壓力選取0.6～1.2 MPa 的水壓值，縱向裂隙侵入角受基巖破斷的影響，一般較小，這里選取0°的角度進行單裂隙模擬方案設計。分別施加對應應力函數(shù)分布，來模擬不同埋深層位，其中水壓使用Fish 語言植入動態(tài)水壓梯度。將模型通過COMSOL 構建后，進行賦值有限元計算。模擬結果如圖9 所示。

圖9 裂隙模型構建Fig.9 Construction of fracture model

由圖10 可知，隨著下行開采的重復擾動，上層位隔水土層的非貫穿裂隙會出現(xiàn)彌合，從土體裂隙介質大變形角度來看，隨著水頭壓力的增大，裂隙彌合度分別增大至0.12、0.37、0.73、0.98，裂隙彌合由尖端開始，結束于裂隙尾端。模擬結果與“上層位隔水土層仍具備隔水能力”的現(xiàn)場實際結果相吻合。目前韓家灣井田內第四系松散層潛水隨著礦井煤炭資源的高強度開發(fā)，除水庫附近地段尚存部分松散層潛水外，其余地段第四系松散層潛水儲量隨著補給量變動，所以仍要做好雨季相關的礦井防治水工作。

圖10 上層位隔水土層裂隙應力恢復過程Fig.10 The fracture stress recovery process of upper aquifuge soil layer

5 結 論

1）通過對韓家灣不同深度的土取樣、測樣得出韓家灣煤礦紅土的平均變性界限深度為23 m，筆者將隔水土層隨埋深變化的特性定義為狀態(tài)異性。并以此為界限將韓家灣煤礦土層埋深小于變性界限深度的土層稱為上層位隔水土層，反之為下層位隔水土層。

2）在厚松散層富含潛水淺埋煤層條件下，揭示了韓家灣煤礦下行開采過程中上層位隔水土層裂隙發(fā)育機理，并建立了潛水滲入上層位隔水土層裂隙力學模型得到了在采動及滲流作用下裂隙發(fā)育形態(tài)；通過采用彈性薄板理論，在“給定變形”條件下得出了下位隔水土層處于整體穩(wěn)定狀態(tài)時的力學判據(jù)。

3）結合現(xiàn)場工程地質條件，通過理論計算得出韓家灣煤礦214 201 工作面推進過程中下層位隔水土層隨基巖層的破斷而發(fā)生拉伸破壞，上層位隔水土層裂隙發(fā)育深度為17.98 m，上層位隔水土層仍具備隔水能力，并通過COMSOL 數(shù)值模擬軟件模擬了上層位隔水土層應力恢復過程，表明了韓家灣煤礦下煤層在開采過程中幾乎不會發(fā)生突水事故，但仍要加強雨季礦井防水工作。