柳昭星，董書寧，靳德武，郭小銘，劉英峰，楊 建，郭 康，尚宏波

(1.西安科技大學 地質(zhì)與環(huán)境學院，陜西 西安 710054; 2.中煤科工集團西安研究院有限公司，陜西 西安 710054; 3.陜西省煤礦水害防治技術重點實驗室，陜西 西安 710077)

2016年4月，陜西黃隴煤田某煤礦工作面推進過程中發(fā)生壓架切頂和頂板泥石流并發(fā)災害，工作面和巷道被含雜泥、砂、石的流體瞬間淤積，11名作業(yè)人員當場被埋身亡，造成重大經(jīng)濟損失。該類型災害首次在黃隴煤田發(fā)生，事故中的泥石流災害與以往所發(fā)生的頂板潰水潰沙(砂)災害、金屬礦井下泥石流和煤礦井下斷層或采空區(qū)泥石流有明顯不同。潰水潰沙(砂)是指近松散層采掘時含沙(砂)量較高的水沙(砂)混合流體潰入井下工作面的一種礦井地質(zhì)災害[1-2]，因此潰沙(砂)災害的物源為松散層或淺部弱膠結地層，動能來源為水壓和自重，發(fā)生災害的采場埋深相對較淺，而且上覆基巖較薄(<100 m)[3-5];金屬礦井下泥石流[6-7]為地表黃土地層或巖石碎屑混合體在雨水作用下沿著崩落法采礦工藝產(chǎn)生的裂縫通道進入采場而形成的災害類型;煤礦井下斷層或采空區(qū)泥石流[8-9]為斷層帶物質(zhì)或采空區(qū)巖石碎屑在地下水的作用下沿通道涌至作業(yè)空間，該類型災害多見于采空區(qū)下采場或巷道揭露斷層情況;而黃隴煤田煤層厚、埋深大[10]，事故工作面采場埋深約500 m，基巖厚度大于400 m，根據(jù)現(xiàn)場潰涌物判識，流體的物源為采場上部弱膠結地層。另外，工作面同時發(fā)生切頂壓架現(xiàn)象，即災害動力源除包括自重和含水層水壓外，還包括礦山壓力作用。因此，從物源與動力源角度分析，該災害與以往常見的潰沙(砂)災害、金屬礦井下泥石流和煤礦斷層或采空區(qū)泥石流發(fā)生機制上有明顯區(qū)別，國內(nèi)外也鮮有有類似災害類型見諸文獻。

目前，我國潰水潰沙(砂)研究主要針對西北淺埋煤層及華東、華北等礦區(qū)近松散層區(qū)域[1]，文獻[11]對西北淺埋礦區(qū)潰水潰沙(砂)災害形成機理進行研究，提出了榆神府礦區(qū)潰水潰沙危險性分區(qū)標準;文獻[12-17]利用模型試驗針對潰水潰沙(砂)的臨界條件及與裂縫尺寸、潰沙顆粒特征、孔隙水壓力等因素的關系，文獻[3,18-21]從理論上分析了潰水潰沙(砂)中顆粒受力、潰涌通道和水力坡度等影響因素，建立了潰沙(砂)判別方法和啟動條件;文獻[22]得出淺埋煤層礦壓顯現(xiàn)產(chǎn)生的貫通裂隙是產(chǎn)生潰水潰沙(砂)的主要因素。

以往發(fā)生的煤礦斷層或采空區(qū)泥石流主要針對形成泥石流的斷層或采空區(qū)條件及水文地質(zhì)條件進行分析，文獻[8]認為井下類泥石流的產(chǎn)生是斷層作用、含水層、特殊的地形及巷道開拓共同作用的結果;文獻[23]指出較寬斷層帶物質(zhì)接觸含水礫巖層形成流體。該類型災害與地表泥石流形成條件類似[9,24]。而關于金屬礦井下泥石流研究中[7,25-27]，除了巖石碎屑、黃土、降雨等因素，著重考慮了金屬礦床開采過程中放礦、爆破等工藝對泥石流形成的影響。

在采場切頂壓架研究方面，根據(jù)文獻[28]，我國長臂采場大面積壓架主要出現(xiàn)在西北淺埋采場、近松散承壓含水層下采場、特厚煤層大采高采場和大同礦區(qū)堅硬頂板條件下的采場。相關研究也是針對上述區(qū)域，文獻[28-29]分析淺埋煤層采場切頂壓架的主要原因是關鍵層結構的滑落失穩(wěn)，根本原因是上部松散層含水層載荷傳遞作用;文獻[30-31]分析采場壓架事故主要由工作面支架初撐力、工作阻力以及可縮量的不足共同引起的;文獻[32]得到水沙造成巖塊間摩擦因數(shù)降低，水沙涌入工作面開采時易發(fā)生滑落失穩(wěn)、來壓劇烈和臺階下沉現(xiàn)象。

綜上所述，潰水潰沙(砂)與煤礦斷層或采空區(qū)泥石流形成機理類似，均為固液兩相介質(zhì)在水動力條件下沿通道發(fā)生運動的過程，兩者的發(fā)生均不存在礦山壓力的作用;金屬礦井下泥石流發(fā)生機制中主要受放礦、爆破等采礦工藝的影響;而本文所述事故工作面出現(xiàn)壓架切頂現(xiàn)象，礦山壓力顯現(xiàn)嚴重，因此礦山壓力作用對泥石流體的潰涌產(chǎn)生了重要影響，其形成機制明顯有別于上文幾類泥石流災害。因此，筆者針對事故工作面出現(xiàn)的壓架切頂誘致的井下泥石流災害，借鑒西北淺埋煤層和東部近松散層煤層采場壓架切頂相關理論[28-29，31-32]，從采場壓架切頂和泥石流形成機制和影響因素等方面探究深埋采場壓架切頂誘致泥石流的災變機制和防控技術，研究有助于認識和了解深埋采場泥石流災害，并對類似條件采場災害防治具有重要的借鑒和指導意義。

1 地質(zhì)條件及事故概況

某煤礦位于黃隴煤田旬耀礦區(qū)，主采侏羅系4-2號煤層。井田地質(zhì)構造簡單，無大型斷裂構造發(fā)育。地層由新到老依次為:第四系(Q)、白堊系洛河組(K1l)、宜君組(K1y)、侏羅系直羅組(J2z)、延安組(J2y)和富縣組(J1f)。直羅組地層為強度較低的砂泥巖互層，屬弱膠結地層[33]。井田劃分為2個采區(qū)，東側為一采區(qū)，西側為二采區(qū)，事故工作面為二采區(qū)第2個工作面(即b工作面，如圖1所示)，其走向長1 470 m，傾向長150 m，煤厚平均9.7 m，采用綜采放頂煤回采工藝，自然垮落法管理頂板。工作面綜合柱狀如圖2所示。

圖1 某煤礦井田范圍示意

當b工作面回采至1 145 m時，出現(xiàn)多處壓架和支架煤壁切頂現(xiàn)象，大量泥、砂、石突然潰入工作面，淤積在采場及巷道，潰入泥、砂、石總量為2 291.65 m3，瞬時潰入水量3 816.8 m3。淤積物中有泥、砂及巖塊、煤塊，巖塊大小不一，成分以泥巖和砂質(zhì)泥巖為主，膠結松散、輕碰易碎，固體物質(zhì)中泥砂含量占50%～60%(圖3)。

圖2 b工作面綜合柱狀

圖3 井下事故現(xiàn)場實景

2 采場覆巖破壞特征分析

2.1 理論分析

在直接頂上方存在厚度不等、強度不同的多層巖層，其中對采場上覆局部或直至地表的全部巖層活動起控制作用的巖層稱為關鍵層，前者稱為亞關鍵層，后者稱為主關鍵層。關鍵層的斷裂將導致全部或相當部分上覆巖層產(chǎn)生整體運動[34]。關鍵層的存在直接影響采場礦壓顯現(xiàn)及應力分布，基于關鍵層理論[35-36]，按照載荷和破斷距判據(jù)對b工作面覆巖關鍵層進行分析計算。

載荷判據(jù):

q1(x)|n+1

(1)

(2)

破斷距判據(jù):

ln

(3)

由表1可知，b工作面覆巖中存在5層關鍵層，其中洛河組中134 m厚的中礫巖為主關鍵層，其下存在4層亞關鍵層。b工作面導水裂縫帶發(fā)育高度現(xiàn)場實測值為175 m，裂采比為17.5，處于亞關鍵層IV中粒巖的中間位置，未波及到主關鍵層，這與地表未出現(xiàn)塌陷、地裂縫和溝谷小溪中仍有流水等現(xiàn)象相吻合，說明覆巖破壞范圍波及的關鍵層為關鍵層I,II和III。

該礦一采區(qū)回采中并未發(fā)生切頂壓架災害，因此為對比分析b工作面事故形成機理，選取一采區(qū)某工作面進行覆巖關鍵層分析(表2)。一采區(qū)工作面覆巖中存在4層關鍵層，由煤厚7.5 m和裂采比17.5判斷導水裂縫帶未波及到亞關鍵層III和主關鍵層，因此覆巖破壞范圍波及的關鍵層為關鍵層I和II。

表1 某煤礦二采區(qū)b工作面頂板覆巖關鍵層層位分析

Table 1 Analysis of key stratum of roof overburden in b working face of No.2 mining area of a coal mine

地層編號巖性厚度hi/m埋深∑h/m抗拉強度RT/MPa彈性模量Ei/GPa容重γi/(kN·m-3)關鍵層判別第四系17黏土1212——12.516中粒砂巖68801.061.82425.815中礫巖481283.182.93627.214中粒砂巖141421.061.82425.813中礫巖1342763.182.93627.2主關鍵層12中粒砂巖122881.061.82425.8洛河組11中礫巖483363.182.93627.2亞關鍵層IV10中粒砂巖143501.061.82425.89中礫巖43543.182.93627.28中粒砂巖403941.061.82425.8亞關鍵層III7中礫巖43983.182.93627.26中粒砂巖354331.061.82425.8亞關鍵層II5粉砂巖114442.321.31525.6直羅組4砂質(zhì)泥巖124560.421.26325.83泥巖224780.391.14826.2亞關鍵層I延安組2砂質(zhì)泥巖154930.421.26325.8直接頂1煤層105030.430.50013.3

表2 某煤礦一采區(qū)工作面覆巖關鍵層層位分析

Table 2 Analysis table of key strata in overburden stratum of a coal mine working face

地層系統(tǒng)編號巖性厚度hi/m埋深∑h/m抗拉強度RT/MPa彈性模量Ei/GPa容重γi/(kN·m-3)關鍵層判別第四系12黏土1212——12.511中粒砂巖93961.061.82425.8洛河組10砂巖2703663.183.16727.0主關鍵層9中粒砂巖694351.061.82425.8亞關鍵層III宜君組8礫石154502.712.93627.07泥巖284780.391.14826.2直羅組6粗粒砂巖164941.003.94025.85泥巖95030.391.14826.24粗粒砂巖255281.003.94025.8亞關鍵層II3中粒砂巖85361.061.82425.8延安組2泥巖205560.391.14826.2亞關鍵層I1細粒砂巖135691.061.82425.8直接頂

根據(jù)關鍵層理論[37]，當采動覆巖中存在多層硬巖層時，某些相鄰硬巖層可能產(chǎn)生復合效應，其對巖層的控制作用比兩個單一硬巖層所起的作用大得多，這種兩關鍵層的相互作用影響即稱之為關鍵層的復合效應。通過上述計算可知，二采區(qū)b工作面關鍵層II和III距離相近、巖性相同、厚度相近，產(chǎn)生的破斷距離相近，致使容易產(chǎn)生復合破斷，因此為復合關鍵層，并可由式(4)[34]判斷，經(jīng)計算式(4)左邊計算結果為1.091，超出右邊閾值1，說明關鍵層II和關鍵層III易產(chǎn)生復合破斷。而一采區(qū)工作面破斷關鍵層不滿足復合關鍵層條件，不存在關鍵層復合破斷。因此，關鍵層復合破斷是b工作面產(chǎn)生壓架切頂現(xiàn)象的主要原因之一。

(4)

式中，σ1和σ2分別為關鍵層II和關鍵層III的抗拉強度;E1,j，h1,j，γ1,j為關鍵層II上軟巖層組各分層的彈性模量、厚度、容重，當j=0時，即關鍵層II上的彈性模量、厚度、容重;E2,j,h2,j,γ2,j為關鍵層III上軟巖層組各分層的彈性模量、厚度、容重，當j=0時，即關鍵層III上的彈性模量、厚度、容重;H為表土層厚度;γ為表土層容重。

為分析上述關鍵層復合破斷效應對下部巖層及工作面產(chǎn)生的影響，根據(jù)文獻[38]對復合破斷效應進行分析。巖層斷裂失穩(wěn)前實際儲存于其中的彈性應變能We為

(5)

其中，巖層極限跨距Lmax為

(6)

初始屈服跨距Lini為

(7)

巖層斷裂瞬間儲存于其中的彈性應變能(We)轉化為斷裂面表面能(Wf)和破斷巖塊的初始動能(Ek)兩部分，當巖層厚度一定時，產(chǎn)生豎直斷裂面所需的表面能一定，占比<1，因此巖層斷裂瞬間儲存的彈性應變能轉變?yōu)槌跏紕幽艿膽兡転?/p>

Ek=αWe(α<1)

(8)

式中,α為能量轉化系數(shù)。

根據(jù)中粒砂巖物理力學性質(zhì)，選取脆性跌落系數(shù)β=0.75，根據(jù)式(6),(7)計算得關鍵層II的極限跨距Lmax為31.07 m，初始屈服跨距為20.71 m。另外，泊松比ν=0.25，選取單位寬度，其余參數(shù)選取詳見表1，因此計算得到關鍵層II儲存的彈性應變能為1.52 MJ。選取α為0.5，得到關鍵層II破斷的初始動能為0.76 MJ。同理可得到關鍵層III破斷的初始動能為1.015 MJ。根據(jù)動能定理[39]，可計算關鍵層II和III復合破斷后初始速度為0.782 m/s，下部各巖層在受到上部關鍵層復合破斷作用后累計變形量取值0.5 m，則關鍵層II和III作用到下部巖層上的時間為0.64 s。根據(jù)動量定理可得

Ft=Gt+mv

(9)

其中，m為基本頂巖塊質(zhì)量;G為基本頂巖塊重力;t為沖擊作用時間;F為沖擊作用力。將上述相關參數(shù)代入式(9)可得到單位寬度2層關鍵層破斷瞬間產(chǎn)生的作用力為65 143 kN。

根據(jù)文獻[40]，關鍵層II和III破斷后產(chǎn)生的載荷作用僅部分作用于下部地層，下部地層所受載荷與上部硬巖及其以上載荷產(chǎn)生的作用力比值為載荷傳遞系數(shù)，根據(jù)文獻[41]計算可得關鍵層II和III對下部關鍵層I產(chǎn)生的載荷傳遞系數(shù)為0.29。因此，關鍵層II和III破斷后作用于下部地層的靜止載荷集度約為17 618 kN。

綜上，關鍵層II和III破斷后的動載作用力和靜載作用力均大于工作面額定工作阻力，因此是造成工作面壓架切頂?shù)闹饕獎恿碓矗P鍵層II和III破斷時產(chǎn)生的動載沖擊效應造成下部泥石流體地層產(chǎn)生向下動能，因此關鍵層II和III的復合破斷是工作面壓架切頂和泥石流的動力源頭。

2.2 數(shù)值計算

利用UDEC軟件建立模型，計算b工作面回采過程中覆巖塑性破壞和應力分布特征。模型長600 m，寬313 m，巖層參數(shù)詳見表1。模型節(jié)理采用摩爾-庫倫面接觸滑移模型。模型左右邊界為變形約束邊界，定義X方向位移為0;下邊界為固定邊界，X,Y方向位移均為0;上邊界為自由邊界，將模型上邊界到地表之間的地層轉化為垂向均布載荷施加到上邊界，重力加速度g=9.8 m/s2，施加應力為4.66 MPa。為避免煤層開采產(chǎn)生的邊界效應，根據(jù)煤層開采巖層移動角范圍合理留設開挖邊界，該模型自左側邊界115 m處開始回采，回采步距為50 m。模型中布置3條測線，測線1位于4-2號煤頂界面，測線2距4-2號煤頂界面49 m處的泥巖頂界面，測線3距4-2號煤頂界面99 m處的中粒砂巖頂界面。3條測線測點數(shù)目為40個。

由計算結果可知:① 關鍵層出現(xiàn)復合破斷，在工作面回采僅100 m時，煤層頂板泥巖地層出現(xiàn)塑性破壞(圖4(a))，回采到140 m時洛河組底部砂巖出現(xiàn)塑性破壞，到160 m時塑性區(qū)完全發(fā)育且兩層中粒砂巖同時發(fā)生塑性破壞(圖4(b))，說明關鍵層II和III出現(xiàn)同步破斷;② 復合破斷后出現(xiàn)載荷向下傳遞效應,由圖5可知，開挖前測點垂直應力測線1為11 MPa、測線2為9.76 MPa、測線3為8.42 MPa，開挖后測線1為24.9 MPa、測線2為22.5 MPa、測線3為14.5 MPa，最大應力集中系數(shù)分別為2.14,1.98,1.92，因此垂向上越靠近煤層應力集中系數(shù)越大，反應在工作面支架上的作用力就越大。上述數(shù)值計算中關鍵層出現(xiàn)復合破斷和向下的載荷傳遞效應，造成采場礦壓顯現(xiàn)強烈，與理論分析相一致。

圖4 工作面開采覆巖塑性破壞分區(qū)

圖5 測線1,2,3中測點隨工作面推采Y方向應力變化曲線

2.3 模型試驗

試驗采用長×寬×高為2.8 m×0.2 m×1.4 m的試驗臺，采用金屬配重塊加載，利用光學散斑、數(shù)碼照相機和壓力盒等方式采集數(shù)據(jù)?？紤]到邊界效應、試驗條件等因素影響，取煤厚10 m、傾角0°、幾何相似比150∶1、應力相似比225∶1、容重相似比1.5∶1。在直接頂和關鍵層II下方布置2條應力采集測線。

試驗過程中頂板出現(xiàn)切頂下沉，且產(chǎn)生傾斜縱向貫通裂隙，圖6(a),(b)分別為模型回采120 m和180 m時覆巖破壞圖，回采至180 m時覆巖破壞波及到關鍵層II和關鍵層III，該2層關鍵層出現(xiàn)同步破斷，圖7為模型開挖180 m時覆巖散斑位移，上覆破斷巖塊位移差異較小，基本為同步變化，下部巖層出現(xiàn)貫通工作面的縱向裂隙，為泥石流形成提供了通道。

圖6 模型回采120，180 m時覆巖破壞狀態(tài)

圖7 模型回采180 m時覆巖散斑位移

圖8 測線2中2398號土壓應力盒應力隨時間變化曲線

圖8為關鍵層II下部測線的2398號應力盒采集的應力變化數(shù)據(jù)曲線，可以看出關鍵層II在破斷時應力盒應力陡增，約增大0.004 1 MPa，增幅約20倍，隨后迅速降低至0.002 6 MPa，比破斷前增大約13倍。模型試驗雖然與實際地層情況有較大差距，但對采動覆巖破壞現(xiàn)象仍能提供定性參考，因此通過應力盒應力變化表明關鍵層II破斷時對下部巖層產(chǎn)生沖擊載荷，破斷后載荷傳遞至下部地層造成應力集中。相似模擬的關鍵層復合破斷和破斷后的沖擊載荷效應與理論分析和數(shù)值計算結果相一致。

3 采場壓架切頂影響因素分析

b工作面是在一采區(qū)多個工作面和二采區(qū)首采工作面(即a工作面)回采后回采的，工作面已推進1 145 m，說明事故的發(fā)生存在誘發(fā)因素，只有弄清事故發(fā)生的誘發(fā)因素，控制和避免其發(fā)生，才能防范此類型災害。

3.1 工作面頂板節(jié)理裂隙產(chǎn)狀對切頂壓架的影響

根據(jù)砌體梁理論[34]，巖層由于抗拉強度較小，巖梁先在兩側支撐位置上端裂開，而后在梁的中間底部開裂，隨著巖塊的轉動形成強大的水平擠壓力，使巖塊間形成三鉸拱式的平衡?？紤]到巖層斷裂時，斷裂面與垂直面成一斷裂角θ，則咬合點的關系如圖9所示。根據(jù)三鉸拱的平衡原理，成拱且使巖塊保持平衡的水平推力T為

T=qL2/(8h)

(10)

式中，q為裂隙體梁的載荷集度;L為跨距;h為基本頂巖層的厚度。

圖9 巖層斷裂時巖塊咬合點處力的平衡

巖梁兩端支撐位置的剪切力[32]為:R=qL/2。根據(jù)咬合點處力的平衡類型，a種類型(圖9(a))平衡條件為

R/T≤tan(φ-θ)

(11)

b種類型(圖9(b))平衡條件為

R/T≤tan(φ+θ)

(12)

且a種情況比b種情況更易滑落失穩(wěn)，說明節(jié)理面傾向方向與工作面推進方向一致時，巖層破斷結構更不易取得平衡，即工作面礦壓顯現(xiàn)比較嚴重;相反則對控制頂板有利。

由圖1可得，b工作面推進方向為NE86°，另外，根據(jù)對b工作面回風巷節(jié)理裂隙產(chǎn)狀統(tǒng)計情況(圖10,11)可知，b工作面覆巖節(jié)理傾向方向絕大多數(shù)與工作面推進方向相反，屬于b種情況類型，對頂板控制較為有利。按照b種情況的平衡條件計算:① 對于亞關鍵層I，由其內(nèi)摩擦角φ為31.85°可知:0°<θ≤48.68°，即斷裂面與垂直面夾角大于48.68°時，亞關鍵層I易發(fā)生滑落失穩(wěn);② 對于亞關鍵層II，由其內(nèi)摩擦角為30.26°可知:0°<θ≤43.28°，即斷裂面與垂直面夾角大于46.1°時，亞關鍵層II易發(fā)生滑落失穩(wěn);③ 對于亞關鍵層III，可計算得0°<θ≤46.1°，即斷裂面與垂直面夾角大于46.1°時，亞關鍵層III易發(fā)生滑落失穩(wěn)。由節(jié)理傾角分布(圖11)可知，b工作面節(jié)理傾角絕大部分為大于45°的高角度傾角且走向方向與工作面傾斜方向平行，因此，亞關鍵層I,II和III均容易產(chǎn)生滑落失穩(wěn)。由關鍵層分析可知，亞關鍵層II和III為復合關鍵層，2者滑落失穩(wěn)易形成復合破斷效應，造成采場礦壓顯現(xiàn)強烈。

圖10 b工作面回風巷節(jié)理走向玫瑰花

圖11 b工作面回風巷節(jié)理傾角、傾向玫瑰花

3.2 支架工作阻力過小對壓架切頂?shù)挠绊?/h3>

煤層回采后，覆巖必然經(jīng)歷變形、破壞和失穩(wěn)的過程，結構巖塊的回轉在一定程度上是不可避免的，其回轉變形必然導致工作面頂板下沉，致使支架承受的載荷增加，而為了防止結構巖塊沿工作面發(fā)生切落，支架所能承受載荷應包括結構巖層失穩(wěn)時所形成的載荷。因此，通過結構巖塊滑落失穩(wěn)時作用于支架上的力來估算支架工作阻力，以判斷支架工作阻力能否滿足對結構巖塊及其上覆載荷的承載作用。根據(jù)結構巖塊平衡條件:

P=QA+B-Ttan(φ-θ)

(13)

式中，QA+B為A,B巖塊自重及其上覆載荷。

經(jīng)計算，亞關鍵層I在滑落失穩(wěn)時作用于支架上的力最大為5 598.22 kN/m，最小為5 240.7 kN/m。該煤礦b工作面采用的支架型號為ZF7600/20/38，額定工作阻力為7 600 kN，控頂距為5.235 m，額定支護強度為0.99～1.02 MPa。當亞關鍵層I破斷時，根據(jù)支架控頂距5.235 m，按照支架承受控頂距內(nèi)基本頂破斷巖塊全部自重計算，所需支架支撐強度最小為1.001 MPa，超出了支架額定支護強度下限，另外加上關鍵層II和III復合破斷效應影響，b工作面回采期間，支架工作阻力較小導致來壓期間安全閥長時間開啟，頂板急速下沉，致使產(chǎn)生大面積壓架切頂，圖12為b工作面支架壓力歷時曲線，可看出事故發(fā)生前支架工作壓力陡然增大，增幅約40%，并持續(xù)到事故發(fā)生。

圖12 b工作面支架壓力歷時曲線

3.3 相鄰工作面傾向支承壓力的影響

b工作面是在相鄰a工作面回采后進行的，工作面a,b間煤柱寬度為20 m，a工作面傾向支承壓力與b工作面支承壓力產(chǎn)生疊加，造成b工作面支承壓力峰值增大。通過UDEC軟件對a,b工作面依次回采進行模擬計算，得到支承壓力分布規(guī)律(圖13)。

圖13 a,b工作面依次回采時測線1測點Y方向應力曲線

由圖13可知，a工作面臨近煤層的測線1顯示支承壓力峰值為21.9 MPa，留設20 m寬煤柱后進行b工作面回采計算，得到回采進尺為100,125,150 m時測線1測點支承壓力曲線，可知100,125,150 m支承壓力峰值均比a工作面單獨回采時增大，且工作面間煤柱和b工作面傾斜方向分別增大了16.1,3.4 MPa，增幅分別為73.5%和15.5%。因此，臨近工作面開采時，前工作面開采后形成的傾向支承壓力會與新工作面開采過程中產(chǎn)生的支承壓力發(fā)生疊加，造成應力集中系數(shù)增大，使工作面礦山壓力顯現(xiàn)增強，誘發(fā)了切頂壓架災害。

4 泥石流誘發(fā)因素

4.1 弱膠結地層礦物成分及其物理力學性能對泥石流形成的影響

直羅組地層屬于半干旱氣候下河流相沉積，主要為泥巖類地層。b工作面位于向斜構造軸部，應力集中，頂板巖層破碎，事故發(fā)生后的淤積物固體巖塊成分主要為泥巖和砂質(zhì)泥巖，占固體物質(zhì)的40%～50%，可判斷主要來源于直羅組地層和煤層上覆直接頂延安組地層。

4.1.1力學性能影響分析

b工作面上方直羅組地層富水性極弱，存在古河床相松散體，RQD值平均48%，巖石質(zhì)量和完整性差。室內(nèi)抗壓強度2.10～27.57 MPa，平均15.86 MPa;抗拉強度0.25～1.19 MPa，平均0.73 MPa，屬于軟弱巖石類。泥巖軟化系數(shù)0.35～0.51，平均0.45;砂質(zhì)泥巖軟化系數(shù)0.34～0.71，平均0.53;粉砂巖軟化系數(shù)0.52;泥質(zhì)粉砂巖軟化系數(shù)0.49。由此可知，b工作面上方直羅組地層膠結性差，力學性質(zhì)差，遇水后物理力學性質(zhì)明顯降低，在采動過程中容易變形、破壞，生成大量裂隙。

4.1.2礦物成分影響分析

通過X衍射對直羅組泥巖進行成分分析，如圖14所示，研究區(qū)的泥巖除石英外主要是以高嶺石與伊利石為主，由于高嶺石、伊利石等礦物顆粒小、親水性好，當水貫入巖石的孔隙、裂隙中時，巖粒的吸附水膜增厚引起巖石體積膨脹，而這種膨脹具有不均勻性，導致巖石內(nèi)產(chǎn)生不均勻應力，造成部分膠結物會被稀釋、軟化或溶解，于是巖石顆粒碎裂解體[42-43]。

圖14 直羅組泥巖平均巖塊成分分析

4.1.3崩解速率影響分析

圖15為泥巖試樣崩解速率變化曲線，試驗中泥巖遇水后迅速崩解，崩解速率在0.8～1.2 min達到最大值，4 min后崩解完全，崩解速率大，表明直羅組泥巖類地層遇水后極易崩解和泥化。這與現(xiàn)場潰涌物膠結松散、輕碰易碎的特征相吻合。

圖15 泥巖試樣崩解速率變化曲線

直羅組在井田范圍內(nèi)厚度自二采區(qū)到一采區(qū)逐漸變薄，一采區(qū)基本缺失，這也是一采區(qū)未發(fā)生泥石流災害的主要原因。

4.2 含水層水力梯度和工作面緩慢推采速度對泥石流形成的影響

4.2.1含水層水力梯度影響

采用三角作圖法分析二采區(qū)洛河組含水層水力梯度(圖16)，結合鉆孔水位資料(ZD6-1為事故工作面鉆孔)可計算得出二采區(qū)西翼(含事故工作面部分)水力梯度為1.413%，二采區(qū)東翼(不含事故工作面部分)水力梯度為0.793，由此可知，二采區(qū)西翼水力梯度大，水動力條件好，為洛河含水層排泄點區(qū)域。根據(jù)現(xiàn)場覆巖破壞范圍實測結果及前文研究成果，采動裂隙范圍波及洛河組含水層，厚度達115 m，水壓超過1 MPa，導致含水層中地下水在自重作用下沿采動裂隙迅速進入直羅組泥巖地層原生或次生裂隙中，由于該地層中含有大量親水礦物，致使地層遇水后物理力學性質(zhì)降低并發(fā)生崩解、泥化，這為泥石流體形成提供了充足水源。根據(jù)文獻[21]中關于泥砂在水動力作用下啟動的判據(jù)判斷，洛河組含水層水力梯度條件滿足了直羅組泥巖地層泥化崩解的泥石流體在具備通道的條件下潰涌的水動力條件。因此可得洛河組含水層為泥石流形成提供了充足水源和水動力條件。

圖16 二采區(qū)洛河組含水層水力梯度計算

4.2.2工作面緩慢推進速度影響

直羅組泥巖類地層遇水崩解后失去自穩(wěn)結構，直接作為載荷作用在延安組地層上，根據(jù)前文計算關鍵層I破斷給采場支架造成的支架工作強度已經(jīng)接近其額定工作強度上限，直羅組泥巖由于含有大量親水礦物成分，因此浸水厚的直羅組泥巖自重明顯增大，因此直羅組泥巖遇水崩解后造成采場支架載荷增大，達到或超過其額定工作強度上限，從而影響了正常推進速度(圖17)，事故發(fā)生月份工作面推進速度平均3 m/d，緩慢的推進速度加深了直羅組地層崩解、泥化的程度。另外，由于受采動影響的巖體破壞是一個漸進過程，巖體的力學性能、損傷演化及斷裂發(fā)展等都具有顯著的時效特征，巖體的破壞是由局部單元破壞到總體失穩(wěn)的過程[44]，根據(jù)文獻[45]采動覆巖破壞過程中載荷傳遞具有時間效應，推采速度減慢造成載荷傳遞時間效應增大，增大了采動覆巖中“結構”的負荷，致使打破“結構”的平衡條件，造成其失穩(wěn)破壞，因此工作面推進速度緩慢是誘發(fā)覆巖結構破斷失穩(wěn)的重要因素。

圖17 b工作面推采月進度直方圖

5 采場壓架切頂誘致泥石流形成機制

圖18為采場壓架切頂誘致泥石流形成示意，采動裂隙導通洛河組含水層，下部直羅組地層遇水后崩解、泥化，隨著緩慢推采，泥化程度逐漸加深，從而部分地層轉化為泥石流體;復合關鍵層破斷后發(fā)生滑落失穩(wěn)向下產(chǎn)生巨大動能和載荷，傳遞至工作面和泥石流體地層，造成壓架切頂及縱向貫通裂縫，泥石流體在沖擊下產(chǎn)生向下的巨大動能，從而潰涌至采場。因此，泥石流體中固體物質(zhì)來源為直羅組弱膠結泥巖類地層，潰涌動力源為復合關鍵層滑落失穩(wěn)，潰涌通道為壓架切頂后產(chǎn)生的縱向貫通裂縫。

圖18 采場壓架切頂誘致泥石流體潰涌示意

分析導致直羅組弱膠結泥巖類地層形成泥石流體的因素包括:① 煤層采動裂隙發(fā)育:煤層回采導致覆巖裂隙發(fā)育、貫通，導通上部富水地層;② 含水層水動力條件強:上部含水層水力梯度大，工作面處于地下水排泄區(qū)，致使地下水沿采動裂隙進入直羅組地層;③ 工作面推進速度緩慢:工作面推進速度緩慢造成直羅組地層泥化程度增大，崩解更加充分;④ 泥巖類地層中高嶺石、伊利石等易崩解礦物成分含量高:高嶺石、伊利石等礦物成分遇水易崩解，致使直羅組地層遇水后物理力學性質(zhì)明顯降低;

誘發(fā)壓架切頂因素包括:① 支架工作阻力過小:工作面支架無法承擔直接頂全部載荷和基本頂給定載荷，破斷巖塊易產(chǎn)生切落失穩(wěn)，造成壓架切頂;② 節(jié)理裂隙產(chǎn)狀:工作面傾斜方向平行于節(jié)理裂隙走向方向、節(jié)理裂隙傾角接近垂直，致使破斷巖塊不易取得平衡結構，易產(chǎn)生滑落失穩(wěn);③ 臨近工作面傾向支承壓力:相鄰工作面傾向支承壓力與現(xiàn)有工作面支承壓力產(chǎn)生疊加，增大了支承壓力峰值，造成覆巖破壞范圍增大，支架載荷增大，礦壓顯現(xiàn)嚴重。

綜上所述，工作面泥石流災變需具備物源和動力源2個客觀必要條件，而2個客觀必要條件是在多個誘發(fā)因素疊加下產(chǎn)生的。事故工作面發(fā)生物源條件為弱膠結的直羅組泥巖類頂板，動力條件為復合關鍵層滑落失穩(wěn);工作面節(jié)理裂隙、支架工作阻力、臨近工作面影響、工作面推進速度和含水層水力梯度為形成必要條件的誘致因素。一采區(qū)缺少泥石流形成的客觀必要條件，因此并未發(fā)生切頂壓架和泥石流災害，從側面驗證了分析的正確性。

6 防控技術

泥石流災害形成有其發(fā)生的客觀必要條件和誘發(fā)因素，要在弄清其客觀條件的基礎上，控制或避開其災變誘發(fā)因素，從而達到避免或防治此類災害的目的。

客觀必要條件包括物源和動力源，物源的分析判識需采用鉆探取芯、室內(nèi)物理力學試驗、礦物成分分析及崩解試驗等方法綜合確定;動力源主要采用關鍵層理論及覆巖破壞規(guī)律進行綜合分析，并從能量角度對關鍵層破斷后的沖擊效應進行量化分析，確定其對采場的危害程度。在此基礎上對誘發(fā)客觀條件形成的因素進行控制和優(yōu)化，如物源上方含水層的疏放，切斷物源形成的水力條件;統(tǒng)計工作面節(jié)理裂隙產(chǎn)狀，優(yōu)化工作面布置參數(shù);根據(jù)直接頂載荷和基本頂給定載荷，合理確定支架工作阻力;限高開采，降低覆巖破壞范圍，避免產(chǎn)生動力源;保持正常合理推采速度，避免出現(xiàn)滯采情況;優(yōu)化工作面開采順序，避免出現(xiàn)應力疊加等。

因此，針對壓架切頂誘發(fā)泥石流體潰涌災害可采用“查清客觀必要條件、避免和控制誘發(fā)因素”的防治技術，具體技術路線如圖19所示。

圖19 井下泥石流災害防控技術

7 結 論

(1)采用理論分析研究了b工作面覆巖關鍵層賦存特征，得到b工作面覆巖中存在5層關鍵層，采動破壞波及關鍵層I,II和III，而且關鍵層II和III為復合關鍵層，其破斷易產(chǎn)生復合效應，并從能量角度對其進行了量化，得到復合破斷為采場切頂壓架的動力來源，且數(shù)值模擬和模型試驗結果與理論分析結果相一致。

(2)根據(jù)b工作面節(jié)理裂隙發(fā)育產(chǎn)狀和破斷巖塊失穩(wěn)判據(jù)對上覆關鍵層進行分析，得到關鍵層I,II和III易產(chǎn)生滑落失穩(wěn);通過計算得到采場支架工作阻力過小，無法承擔直接頂載荷和直接頂給定載荷，易產(chǎn)生壓架現(xiàn)象;利用數(shù)值計算得到臨近工作面傾斜支承壓力造成b工作面支承壓力峰值增大了15.5%～73.5%。

(3)通過分析井下泥石流體固體物質(zhì)，得到其物源為直羅組泥巖類地層，并通過崩解試驗和礦物成分分析等手段，揭示了其易于崩解、軟化的特征規(guī)律和原因。工作面緩慢的推進速度和洛河組含水層較強的水動力條件致使直羅組泥巖類地層轉變?yōu)槟嗍黧w。

(4)通過對比一采區(qū)和二采區(qū)覆巖結構，得到一采區(qū)未發(fā)生泥石流災害的主要原因在于缺少物源(直羅組泥巖類地層)和動力源(關鍵層復合破斷)。

(5)分析總結采場切頂壓架和泥石流體潰涌形成機理，得到切頂壓架誘致泥石流體潰涌災變機制包括其形成的客觀條件(物源和動力源)和誘發(fā)條件(支架工作阻力、工作面開采走向和順序、工作面推進速度、水力梯度)，因此形成了“查清客觀條件、控制和避免誘發(fā)條件”的防控關鍵技術。