2016年4月，陕西黄陇煤田某煤矿工作面推进过程中发生压架切顶和顶板泥石流并发灾害，工作面和巷道被含杂泥、砂、石的流体瞬间淤积，11名作业人员当场被埋身亡，造成重大经济损失。该类型灾害首次在黄陇煤田发生，事故中的泥石流灾害与以往所发生的顶板溃水溃沙(砂)灾害、金属矿井下泥石流和煤矿井下断层或采空区泥石流有明显不同。溃水溃沙(砂)是指近松散层采掘时含沙(砂)量较高的水沙(砂)混合流体溃入井下工作面的一种矿井地质灾害[1-2]，因此溃沙(砂)灾害的物源为松散层或浅部弱胶结地层，动能来源为水压和自重，发生灾害的采场埋深相对较浅，而且上覆基岩较薄(<100 m)[3-5];金属矿井下泥石流[6-7]为地表黄土地层或岩石碎屑混合体在雨水作用下沿着崩落法采矿工艺产生的裂缝通道进入采场而形成的灾害类型;煤矿井下断层或采空区泥石流[8-9]为断层带物质或采空区岩石碎屑在地下水的作用下沿通道涌至作业空间，该类型灾害多见于采空区下采场或巷道揭露断层情况;而黄陇煤田煤层厚、埋深大[10]，事故工作面采场埋深约500 m，基岩厚度大于400 m，根据现场溃涌物判识，流体的物源为采场上部弱胶结地层。另外，工作面同时发生切顶压架现象，即灾害动力源除包括自重和含水层水压外，还包括矿山压力作用。因此，从物源与动力源角度分析，该灾害与以往常见的溃沙(砂)灾害、金属矿井下泥石流和煤矿断层或采空区泥石流发生机制上有明显区别，国内外也鲜有有类似灾害类型见诸文献。
目前，我国溃水溃沙(砂)研究主要针对西北浅埋煤层及华东、华北等矿区近松散层区域[1]，文献[11]对西北浅埋矿区溃水溃沙(砂)灾害形成机理进行研究，提出了榆神府矿区溃水溃沙危险性分区标准;文献[12-17]利用模型试验针对溃水溃沙(砂)的临界条件及与裂缝尺寸、溃沙颗粒特征、孔隙水压力等因素的关系，文献[3,18-21]从理论上分析了溃水溃沙(砂)中颗粒受力、溃涌通道和水力坡度等影响因素，建立了溃沙(砂)判别方法和启动条件;文献[22]得出浅埋煤层矿压显现产生的贯通裂隙是产生溃水溃沙(砂)的主要因素。
以往发生的煤矿断层或采空区泥石流主要针对形成泥石流的断层或采空区条件及水文地质条件进行分析，文献[8]认为井下类泥石流的产生是断层作用、含水层、特殊的地形及巷道开拓共同作用的结果;文献[23]指出较宽断层带物质接触含水砾岩层形成流体。该类型灾害与地表泥石流形成条件类似[9,24]。而关于金属矿井下泥石流研究中[7,25-27]，除了岩石碎屑、黄土、降雨等因素，着重考虑了金属矿床开采过程中放矿、爆破等工艺对泥石流形成的影响。
在采场切顶压架研究方面，根据文献[28]，我国长臂采场大面积压架主要出现在西北浅埋采场、近松散承压含水层下采场、特厚煤层大采高采场和大同矿区坚硬顶板条件下的采场。相关研究也是针对上述区域，文献[28-29]分析浅埋煤层采场切顶压架的主要原因是关键层结构的滑落失稳，根本原因是上部松散层含水层载荷传递作用;文献[30-31]分析采场压架事故主要由工作面支架初撑力、工作阻力以及可缩量的不足共同引起的;文献[32]得到水沙造成岩块间摩擦因数降低，水沙涌入工作面开采时易发生滑落失稳、来压剧烈和台阶下沉现象。
综上所述，溃水溃沙(砂)与煤矿断层或采空区泥石流形成机理类似，均为固液两相介质在水动力条件下沿通道发生运动的过程，两者的发生均不存在矿山压力的作用;金属矿井下泥石流发生机制中主要受放矿、爆破等采矿工艺的影响;而本文所述事故工作面出现压架切顶现象，矿山压力显现严重，因此矿山压力作用对泥石流体的溃涌产生了重要影响，其形成机制明显有别于上文几类泥石流灾害。因此，笔者针对事故工作面出现的压架切顶诱致的井下泥石流灾害，借鉴西北浅埋煤层和东部近松散层煤层采场压架切顶相关理论[28-29，31-32]，从采场压架切顶和泥石流形成机制和影响因素等方面探究深埋采场压架切顶诱致泥石流的灾变机制和防控技术，研究有助于认识和了解深埋采场泥石流灾害，并对类似条件采场灾害防治具有重要的借鉴和指导意义。
某煤矿位于黄陇煤田旬耀矿区，主采侏罗系4-2号煤层。井田地质构造简单，无大型断裂构造发育。地层由新到老依次为:第四系(Q)、白垩系洛河组(K1l)、宜君组(K1y)、侏罗系直罗组(J2z)、延安组(J2y)和富县组(J1f)。直罗组地层为强度较低的砂泥岩互层，属弱胶结地层[33]。井田划分为2个采区，东侧为一采区，西侧为二采区，事故工作面为二采区第2个工作面(即b工作面，如图1所示)，其走向长1 470 m，倾向长150 m，煤厚平均9.7 m，采用综采放顶煤回采工艺，自然垮落法管理顶板。工作面综合柱状如图2所示。
图1 某煤矿井田范围示意
Fig.1 Indication of mine field scope in a coal mine
当b工作面回采至1 145 m时，出现多处压架和支架煤壁切顶现象，大量泥、砂、石突然溃入工作面，淤积在采场及巷道，溃入泥、砂、石总量为2 291.65 m3，瞬时溃入水量3 816.8 m3。淤积物中有泥、砂及岩块、煤块，岩块大小不一，成分以泥岩和砂质泥岩为主，胶结松散、轻碰易碎，固体物质中泥砂含量占50%～60%(图3)。
图2 b工作面综合柱状
Fig.2 b working face comprehensive columnar
图3 井下事故现场实景
Fig.3 Site scene of underground accident
在直接顶上方存在厚度不等、强度不同的多层岩层，其中对采场上覆局部或直至地表的全部岩层活动起控制作用的岩层称为关键层，前者称为亚关键层，后者称为主关键层。关键层的断裂将导致全部或相当部分上覆岩层产生整体运动[34]。关键层的存在直接影响采场矿压显现及应力分布，基于关键层理论[35-36]，按照载荷和破断距判据对b工作面覆岩关键层进行分析计算。
载荷判据:
q1(x)|n+1<q1(x)|n
(1)
式中，q1(x)|n+1，q1(x)|n分别为计算到第n+1层与n层时，第1层关键层所受载荷，其中，
分别为第1层、第i层岩层的弹性模量，h1，hi分别为第1层、第i层岩层的厚度，γi为第i层的容重，代入式(1)化简后得
(2)
破断距判据:
ln<ln+1(n=1,2,…,k)
(3)
其中，ln为第n层的破断距;k为由式(1)确定的硬岩层层数;
分别为岩层的极限抗拉强度和厚度，代入式(3)经计算分析，可得到关键层位置(表1)。
由表1可知，b工作面覆岩中存在5层关键层，其中洛河组中134 m厚的中砾岩为主关键层，其下存在4层亚关键层。b工作面导水裂缝带发育高度现场实测值为175 m，裂采比为17.5，处于亚关键层IV中粒岩的中间位置，未波及到主关键层，这与地表未出现塌陷、地裂缝和沟谷小溪中仍有流水等现象相吻合，说明覆岩破坏范围波及的关键层为关键层I,II和III。
该矿一采区回采中并未发生切顶压架灾害，因此为对比分析b工作面事故形成机理，选取一采区某工作面进行覆岩关键层分析(表2)。一采区工作面覆岩中存在4层关键层，由煤厚7.5 m和裂采比17.5判断导水裂缝带未波及到亚关键层III和主关键层，因此覆岩破坏范围波及的关键层为关键层I和II。
表1 某煤矿二采区b工作面顶板覆岩关键层层位分析
Table 1 Analysis of key stratum of roof overburden in b working face of No.2 mining area of a coal mine
地层编号岩性厚度hi/m埋深∑h/m抗拉强度RT/MPa弹性模量Ei/GPa容重γi/(kN·m-3)关键层判别第四系17黏土1212——12.516中粒砂岩68801.061.82425.815中砾岩481283.182.93627.214中粒砂岩141421.061.82425.813中砾岩1342763.182.93627.2主关键层12中粒砂岩122881.061.82425.8洛河组11中砾岩483363.182.93627.2亚关键层IV10中粒砂岩143501.061.82425.89中砾岩43543.182.93627.28中粒砂岩403941.061.82425.8亚关键层III7中砾岩43983.182.93627.26中粒砂岩354331.061.82425.8亚关键层II5粉砂岩114442.321.31525.6直罗组4砂质泥岩124560.421.26325.83泥岩224780.391.14826.2亚关键层I延安组2砂质泥岩154930.421.26325.8直接顶1煤层105030.430.50013.3
表2 某煤矿一采区工作面覆岩关键层层位分析
Table 2 Analysis table of key strata in overburden stratum of a coal mine working face
地层系统编号岩性厚度hi/m埋深∑h/m抗拉强度RT/MPa弹性模量Ei/GPa容重γi/(kN·m-3)关键层判别第四系12黏土1212——12.511中粒砂岩93961.061.82425.8洛河组10砂岩2703663.183.16727.0主关键层9中粒砂岩694351.061.82425.8亚关键层III宜君组8砾石154502.712.93627.07泥岩284780.391.14826.2直罗组6粗粒砂岩164941.003.94025.85泥岩95030.391.14826.24粗粒砂岩255281.003.94025.8亚关键层II3中粒砂岩85361.061.82425.8延安组2泥岩205560.391.14826.2亚关键层I1细粒砂岩135691.061.82425.8直接顶
根据关键层理论[37]，当采动覆岩中存在多层硬岩层时，某些相邻硬岩层可能产生复合效应，其对岩层的控制作用比两个单一硬岩层所起的作用大得多，这种两关键层的相互作用影响即称之为关键层的复合效应。通过上述计算可知，二采区b工作面关键层II和III距离相近、岩性相同、厚度相近，产生的破断距离相近，致使容易产生复合破断，因此为复合关键层，并可由式(4)[34]判断，经计算式(4)左边计算结果为1.091，超出右边阈值1，说明关键层II和关键层III易产生复合破断。而一采区工作面破断关键层不满足复合关键层条件，不存在关键层复合破断。因此，关键层复合破断是b工作面产生压架切顶现象的主要原因之一。
(4)
式中，σ1和σ2分别为关键层II和关键层III的抗拉强度;E1,j，h1,j，γ1,j为关键层II上软岩层组各分层的弹性模量、厚度、容重，当j=0时，即关键层II上的弹性模量、厚度、容重;E2,j,h2,j,γ2,j为关键层III上软岩层组各分层的弹性模量、厚度、容重，当j=0时，即关键层III上的弹性模量、厚度、容重;H为表土层厚度;γ为表土层容重。
为分析上述关键层复合破断效应对下部岩层及工作面产生的影响，根据文献[38]对复合破断效应进行分析。岩层断裂失稳前实际储存于其中的弹性应变能We为
(5)
其中，岩层极限跨距Lmax为
(6)
初始屈服跨距Lini为
(7)
岩层断裂瞬间储存于其中的弹性应变能(We)转化为断裂面表面能(Wf)和破断岩块的初始动能(Ek)两部分，当岩层厚度一定时，产生竖直断裂面所需的表面能一定，占比<1，因此岩层断裂瞬间储存的弹性应变能转变为初始动能的应变能为
Ek=αWe (α<1)
(8)
式中,α为能量转化系数。
根据中粒砂岩物理力学性质，选取脆性跌落系数β=0.75，根据式(6),(7)计算得关键层II的极限跨距Lmax为31.07 m，初始屈服跨距为20.71 m。另外，泊松比ν=0.25，选取单位宽度，其余参数选取详见表1，因此计算得到关键层II储存的弹性应变能为1.52 MJ。选取α为0.5，得到关键层II破断的初始动能为0.76 MJ。同理可得到关键层III破断的初始动能为1.015 MJ。根据动能定理[39]，可计算关键层II和III复合破断后初始速度为0.782 m/s，下部各岩层在受到上部关键层复合破断作用后累计变形量取值0.5 m，则关键层II和III作用到下部岩层上的时间为0.64 s。根据动量定理可得
Ft=Gt+mv
(9)
其中，m为基本顶岩块质量;G为基本顶岩块重力;t为冲击作用时间;F为冲击作用力。将上述相关参数代入式(9)可得到单位宽度2层关键层破断瞬间产生的作用力为65 143 kN。
根据文献[40]，关键层II和III破断后产生的载荷作用仅部分作用于下部地层，下部地层所受载荷与上部硬岩及其以上载荷产生的作用力比值为载荷传递系数，根据文献[41]计算可得关键层II和III对下部关键层I产生的载荷传递系数为0.29。因此，关键层II和III破断后作用于下部地层的静止载荷集度约为17 618 kN。
综上，关键层II和III破断后的动载作用力和静载作用力均大于工作面额定工作阻力，因此是造成工作面压架切顶的主要动力来源，关键层II和III破断时产生的动载冲击效应造成下部泥石流体地层产生向下动能，因此关键层II和III的复合破断是工作面压架切顶和泥石流的动力源头。
利用UDEC软件建立模型，计算b工作面回采过程中覆岩塑性破坏和应力分布特征。模型长600 m，宽313 m，岩层参数详见表1。模型节理采用摩尔-库伦面接触滑移模型。模型左右边界为变形约束边界，定义X方向位移为0;下边界为固定边界，X,Y方向位移均为0;上边界为自由边界，将模型上边界到地表之间的地层转化为垂向均布载荷施加到上边界，重力加速度g=9.8 m/s2，施加应力为4.66 MPa。为避免煤层开采产生的边界效应，根据煤层开采岩层移动角范围合理留设开挖边界，该模型自左侧边界115 m处开始回采，回采步距为50 m。模型中布置3条测线，测线1位于4-2号煤顶界面，测线2距4-2号煤顶界面49 m处的泥岩顶界面，测线3距4-2号煤顶界面99 m处的中粒砂岩顶界面。3条测线测点数目为40个。
由计算结果可知:① 关键层出现复合破断，在工作面回采仅100 m时，煤层顶板泥岩地层出现塑性破坏(图4(a))，回采到140 m时洛河组底部砂岩出现塑性破坏，到160 m时塑性区完全发育且两层中粒砂岩同时发生塑性破坏(图4(b))，说明关键层II和III出现同步破断;② 复合破断后出现载荷向下传递效应,由图5可知，开挖前测点垂直应力测线1为11 MPa、测线2为9.76 MPa、测线3为8.42 MPa，开挖后测线1为24.9 MPa、测线2为22.5 MPa、测线3为14.5 MPa，最大应力集中系数分别为2.14,1.98,1.92，因此垂向上越靠近煤层应力集中系数越大，反应在工作面支架上的作用力就越大。上述数值计算中关键层出现复合破断和向下的载荷传递效应，造成采场矿压显现强烈，与理论分析相一致。
图4 工作面开采覆岩塑性破坏分区
Fig.4 Partial map of plastic failure of roof rock in working face mining
图5 测线1,2,3中测点随工作面推采Y方向应力变化曲线
Fig.5 Stress curves of measuring point in model line 1,2,3 with Y direction of mining face
试验采用长×宽×高为2.8 m×0.2 m×1.4 m的试验台，采用金属配重块加载，利用光学散斑、数码照相机和压力盒等方式采集数据。考虑到边界效应、试验条件等因素影响，取煤厚10 m、倾角0°、几何相似比150∶1、应力相似比225∶1、容重相似比1.5∶1。在直接顶和关键层II下方布置2条应力采集测线。
试验过程中顶板出现切顶下沉，且产生倾斜纵向贯通裂隙，图6(a),(b)分别为模型回采120 m和180 m时覆岩破坏图，回采至180 m时覆岩破坏波及到关键层II和关键层III，该2层关键层出现同步破断，图7为模型开挖180 m时覆岩散斑位移，上覆破断岩块位移差异较小，基本为同步变化，下部岩层出现贯通工作面的纵向裂隙，为泥石流形成提供了通道。
图6 模型回采120，180 m时覆岩破坏状态
Fig.6 Overburden failure of 120，180 m model excavation
图7 模型回采180 m时覆岩散斑位移
Fig.7 Speckle displacement of overburden rock in 180 m model excavation
图8 测线2中2398号土压应力盒应力随时间变化曲线
Fig.8 Curve of stress change with time of No.2398 earth pressure stress box in line 2
图8为关键层II下部测线的2398号应力盒采集的应力变化数据曲线，可以看出关键层II在破断时应力盒应力陡增，约增大0.004 1 MPa，增幅约20倍，随后迅速降低至0.002 6 MPa，比破断前增大约13倍。模型试验虽然与实际地层情况有较大差距，但对采动覆岩破坏现象仍能提供定性参考，因此通过应力盒应力变化表明关键层II破断时对下部岩层产生冲击载荷，破断后载荷传递至下部地层造成应力集中。相似模拟的关键层复合破断和破断后的冲击载荷效应与理论分析和数值计算结果相一致。
b工作面是在一采区多个工作面和二采区首采工作面(即a工作面)回采后回采的，工作面已推进1 145 m，说明事故的发生存在诱发因素，只有弄清事故发生的诱发因素，控制和避免其发生，才能防范此类型灾害。
根据砌体梁理论[34]，岩层由于抗拉强度较小，岩梁先在两侧支撑位置上端裂开，而后在梁的中间底部开裂，随着岩块的转动形成强大的水平挤压力，使岩块间形成三铰拱式的平衡。考虑到岩层断裂时，断裂面与垂直面成一断裂角θ，则咬合点的关系如图9所示。根据三铰拱的平衡原理，成拱且使岩块保持平衡的水平推力T为
T=qL2/(8h)
(10)
式中，q为裂隙体梁的载荷集度;L为跨距;h为基本顶岩层的厚度。
图9 岩层断裂时岩块咬合点处力的平衡
Fig.9 Balance of force at the bite point of the rock mass when the main roof breaks
岩梁两端支撑位置的剪切力[32]为:R=qL/2。根据咬合点处力的平衡类型，a种类型(图9(a))平衡条件为
R/T≤tan(φ-θ)
(11)
b种类型(图9(b))平衡条件为
R/T≤tan(φ+θ)
(12)
且a种情况比b种情况更易滑落失稳，说明节理面倾向方向与工作面推进方向一致时，岩层破断结构更不易取得平衡，即工作面矿压显现比较严重;相反则对控制顶板有利。
由图1可得，b工作面推进方向为NE86°，另外，根据对b工作面回风巷节理裂隙产状统计情况(图10,11)可知，b工作面覆岩节理倾向方向绝大多数与工作面推进方向相反，属于b种情况类型，对顶板控制较为有利。按照b种情况的平衡条件计算:① 对于亚关键层I，由其内摩擦角φ为31.85°可知:0°<θ≤48.68°，即断裂面与垂直面夹角大于48.68°时，亚关键层I易发生滑落失稳;② 对于亚关键层II，由其内摩擦角为30.26°可知:0°<θ≤43.28°，即断裂面与垂直面夹角大于46.1°时，亚关键层II易发生滑落失稳;③ 对于亚关键层III，可计算得0°<θ≤46.1°，即断裂面与垂直面夹角大于46.1°时，亚关键层III易发生滑落失稳。由节理倾角分布(图11)可知，b工作面节理倾角绝大部分为大于45°的高角度倾角且走向方向与工作面倾斜方向平行，因此，亚关键层I,II和III均容易产生滑落失稳。由关键层分析可知，亚关键层II和III为复合关键层，2者滑落失稳易形成复合破断效应，造成采场矿压显现强烈。
图10 b工作面回风巷节理走向玫瑰花
Fig.10 Rose chart of joint trend of return air along trough in b working face
图11 b工作面回风巷节理倾角、倾向玫瑰花
Fig.11 Joint inclination and tendency rose diagram of return air along slot in b working face
煤层回采后，覆岩必然经历变形、破坏和失稳的过程，结构岩块的回转在一定程度上是不可避免的，其回转变形必然导致工作面顶板下沉，致使支架承受的载荷增加，而为了防止结构岩块沿工作面发生切落，支架所能承受载荷应包括结构岩层失稳时所形成的载荷。因此，通过结构岩块滑落失稳时作用于支架上的力来估算支架工作阻力，以判断支架工作阻力能否满足对结构岩块及其上覆载荷的承载作用。根据结构岩块平衡条件:
P=QA+B-Ttan(φ-θ)
(13)
式中，QA+B为A,B岩块自重及其上覆载荷。
经计算，亚关键层I在滑落失稳时作用于支架上的力最大为5 598.22 kN/m，最小为5 240.7 kN/m。该煤矿b工作面采用的支架型号为ZF7600/20/38，额定工作阻力为7 600 kN，控顶距为5.235 m，额定支护强度为0.99～1.02 MPa。当亚关键层I破断时，根据支架控顶距5.235 m，按照支架承受控顶距内基本顶破断岩块全部自重计算，所需支架支撑强度最小为1.001 MPa，超出了支架额定支护强度下限，另外加上关键层II和III复合破断效应影响，b工作面回采期间，支架工作阻力较小导致来压期间安全阀长时间开启，顶板急速下沉，致使产生大面积压架切顶，图12为b工作面支架压力历时曲线，可看出事故发生前支架工作压力陡然增大，增幅约40%，并持续到事故发生。
图12 b工作面支架压力历时曲线
Fig.12 Pressure diachronic curves of support in b working face
b工作面是在相邻a工作面回采后进行的，工作面a,b间煤柱宽度为20 m，a工作面倾向支承压力与b工作面支承压力产生叠加，造成b工作面支承压力峰值增大。通过UDEC软件对a,b工作面依次回采进行模拟计算，得到支承压力分布规律(图13)。
图13 a,b工作面依次回采时测线1测点Y方向应力曲线
Fig.13 Stress curves in Y direction of measuring point of line 1 during mining in working faces a and b
由图13可知，a工作面临近煤层的测线1显示支承压力峰值为21.9 MPa，留设20 m宽煤柱后进行b工作面回采计算，得到回采进尺为100,125,150 m时测线1测点支承压力曲线，可知100,125,150 m支承压力峰值均比a工作面单独回采时增大，且工作面间煤柱和b工作面倾斜方向分别增大了16.1,3.4 MPa，增幅分别为73.5%和15.5%。因此，临近工作面开采时，前工作面开采后形成的倾向支承压力会与新工作面开采过程中产生的支承压力发生叠加，造成应力集中系数增大，使工作面矿山压力显现增强，诱发了切顶压架灾害。
直罗组地层属于半干旱气候下河流相沉积，主要为泥岩类地层。b工作面位于向斜构造轴部，应力集中，顶板岩层破碎，事故发生后的淤积物固体岩块成分主要为泥岩和砂质泥岩，占固体物质的40%～50%，可判断主要来源于直罗组地层和煤层上覆直接顶延安组地层。
4.1.1 力学性能影响分析
b工作面上方直罗组地层富水性极弱，存在古河床相松散体，RQD值平均48%，岩石质量和完整性差。室内抗压强度2.10～27.57 MPa，平均15.86 MPa;抗拉强度0.25～1.19 MPa，平均0.73 MPa，属于软弱岩石类。泥岩软化系数0.35～0.51，平均0.45;砂质泥岩软化系数0.34～0.71，平均0.53;粉砂岩软化系数0.52;泥质粉砂岩软化系数0.49。由此可知，b工作面上方直罗组地层胶结性差，力学性质差，遇水后物理力学性质明显降低，在采动过程中容易变形、破坏，生成大量裂隙。
4.1.2 矿物成分影响分析
通过X衍射对直罗组泥岩进行成分分析，如图14所示，研究区的泥岩除石英外主要是以高岭石与伊利石为主，由于高岭石、伊利石等矿物颗粒小、亲水性好，当水贯入岩石的孔隙、裂隙中时，岩粒的吸附水膜增厚引起岩石体积膨胀，而这种膨胀具有不均匀性，导致岩石内产生不均匀应力，造成部分胶结物会被稀释、软化或溶解，于是岩石颗粒碎裂解体[42-43]。
图14 直罗组泥岩平均岩块成分分析
Fig.14 Analysis of average block composition of mudstone in Zhiluo Formation
4.1.3 崩解速率影响分析
图15为泥岩试样崩解速率变化曲线，试验中泥岩遇水后迅速崩解，崩解速率在0.8～1.2 min达到最大值，4 min后崩解完全，崩解速率大，表明直罗组泥岩类地层遇水后极易崩解和泥化。这与现场溃涌物胶结松散、轻碰易碎的特征相吻合。
图15 泥岩试样崩解速率变化曲线
Fig.15 Sample disintegration rate
直罗组在井田范围内厚度自二采区到一采区逐渐变薄，一采区基本缺失，这也是一采区未发生泥石流灾害的主要原因。
4.2.1 含水层水力梯度影响
采用三角作图法分析二采区洛河组含水层水力梯度(图16)，结合钻孔水位资料(ZD6-1为事故工作面钻孔)可计算得出二采区西翼(含事故工作面部分)水力梯度为1.413%，二采区东翼(不含事故工作面部分)水力梯度为0.793，由此可知，二采区西翼水力梯度大，水动力条件好，为洛河含水层排泄点区域。根据现场覆岩破坏范围实测结果及前文研究成果，采动裂隙范围波及洛河组含水层，厚度达115 m，水压超过1 MPa，导致含水层中地下水在自重作用下沿采动裂隙迅速进入直罗组泥岩地层原生或次生裂隙中，由于该地层中含有大量亲水矿物，致使地层遇水后物理力学性质降低并发生崩解、泥化，这为泥石流体形成提供了充足水源。根据文献[21]中关于泥砂在水动力作用下启动的判据判断，洛河组含水层水力梯度条件满足了直罗组泥岩地层泥化崩解的泥石流体在具备通道的条件下溃涌的水动力条件。因此可得洛河组含水层为泥石流形成提供了充足水源和水动力条件。
图16 二采区洛河组含水层水力梯度计算
Fig.16 Hydraulic gradient calculation chart of Luohe formation aquifer in No.2 mining area
4.2.2 工作面缓慢推进速度影响
直罗组泥岩类地层遇水崩解后失去自稳结构，直接作为载荷作用在延安组地层上，根据前文计算关键层I破断给采场支架造成的支架工作强度已经接近其额定工作强度上限，直罗组泥岩由于含有大量亲水矿物成分，因此浸水厚的直罗组泥岩自重明显增大，因此直罗组泥岩遇水崩解后造成采场支架载荷增大，达到或超过其额定工作强度上限，从而影响了正常推进速度(图17)，事故发生月份工作面推进速度平均3 m/d，缓慢的推进速度加深了直罗组地层崩解、泥化的程度。另外，由于受采动影响的岩体破坏是一个渐进过程，岩体的力学性能、损伤演化及断裂发展等都具有显著的时效特征，岩体的破坏是由局部单元破坏到总体失稳的过程[44]，根据文献[45]采动覆岩破坏过程中载荷传递具有时间效应，推采速度减慢造成载荷传递时间效应增大，增大了采动覆岩中“结构”的负荷，致使打破“结构”的平衡条件，造成其失稳破坏，因此工作面推进速度缓慢是诱发覆岩结构破断失稳的重要因素。
图17 b工作面推采月进度直方图
Fig.17 Monthly progress histogram of pushing and mining in b working face
图18为采场压架切顶诱致泥石流形成示意，采动裂隙导通洛河组含水层，下部直罗组地层遇水后崩解、泥化，随着缓慢推采，泥化程度逐渐加深，从而部分地层转化为泥石流体;复合关键层破断后发生滑落失稳向下产生巨大动能和载荷，传递至工作面和泥石流体地层，造成压架切顶及纵向贯通裂缝，泥石流体在冲击下产生向下的巨大动能，从而溃涌至采场。因此，泥石流体中固体物质来源为直罗组弱胶结泥岩类地层，溃涌动力源为复合关键层滑落失稳，溃涌通道为压架切顶后产生的纵向贯通裂缝。
图18 采场压架切顶诱致泥石流体溃涌示意
Fig.18 Significance of mud-rock fluid burst induced by roof cutting of mining support
分析导致直罗组弱胶结泥岩类地层形成泥石流体的因素包括:① 煤层采动裂隙发育:煤层回采导致覆岩裂隙发育、贯通，导通上部富水地层;② 含水层水动力条件强:上部含水层水力梯度大，工作面处于地下水排泄区，致使地下水沿采动裂隙进入直罗组地层;③ 工作面推进速度缓慢:工作面推进速度缓慢造成直罗组地层泥化程度增大，崩解更加充分;④ 泥岩类地层中高岭石、伊利石等易崩解矿物成分含量高:高岭石、伊利石等矿物成分遇水易崩解，致使直罗组地层遇水后物理力学性质明显降低;
诱发压架切顶因素包括:① 支架工作阻力过小:工作面支架无法承担直接顶全部载荷和基本顶给定载荷，破断岩块易产生切落失稳，造成压架切顶;② 节理裂隙产状:工作面倾斜方向平行于节理裂隙走向方向、节理裂隙倾角接近垂直，致使破断岩块不易取得平衡结构，易产生滑落失稳;③ 临近工作面倾向支承压力:相邻工作面倾向支承压力与现有工作面支承压力产生叠加，增大了支承压力峰值，造成覆岩破坏范围增大，支架载荷增大，矿压显现严重。
综上所述，工作面泥石流灾变需具备物源和动力源2个客观必要条件，而2个客观必要条件是在多个诱发因素叠加下产生的。事故工作面发生物源条件为弱胶结的直罗组泥岩类顶板，动力条件为复合关键层滑落失稳;工作面节理裂隙、支架工作阻力、临近工作面影响、工作面推进速度和含水层水力梯度为形成必要条件的诱致因素。一采区缺少泥石流形成的客观必要条件，因此并未发生切顶压架和泥石流灾害，从侧面验证了分析的正确性。
泥石流灾害形成有其发生的客观必要条件和诱发因素，要在弄清其客观条件的基础上，控制或避开其灾变诱发因素，从而达到避免或防治此类灾害的目的。
客观必要条件包括物源和动力源，物源的分析判识需采用钻探取芯、室内物理力学试验、矿物成分分析及崩解试验等方法综合确定;动力源主要采用关键层理论及覆岩破坏规律进行综合分析，并从能量角度对关键层破断后的冲击效应进行量化分析，确定其对采场的危害程度。在此基础上对诱发客观条件形成的因素进行控制和优化，如物源上方含水层的疏放，切断物源形成的水力条件;统计工作面节理裂隙产状，优化工作面布置参数;根据直接顶载荷和基本顶给定载荷，合理确定支架工作阻力;限高开采，降低覆岩破坏范围，避免产生动力源;保持正常合理推采速度，避免出现滞采情况;优化工作面开采顺序，避免出现应力叠加等。
因此，针对压架切顶诱发泥石流体溃涌灾害可采用“查清客观必要条件、避免和控制诱发因素”的防治技术，具体技术路线如图19所示。
图19 井下泥石流灾害防控技术
Fig.19 Disaster prevention and control technology in underground mine
(1)采用理论分析研究了b工作面覆岩关键层赋存特征，得到b工作面覆岩中存在5层关键层，采动破坏波及关键层I,II和III，而且关键层II和III为复合关键层，其破断易产生复合效应，并从能量角度对其进行了量化，得到复合破断为采场切顶压架的动力来源，且数值模拟和模型试验结果与理论分析结果相一致。
(2)根据b工作面节理裂隙发育产状和破断岩块失稳判据对上覆关键层进行分析，得到关键层I,II和III易产生滑落失稳;通过计算得到采场支架工作阻力过小，无法承担直接顶载荷和直接顶给定载荷，易产生压架现象;利用数值计算得到临近工作面倾斜支承压力造成b工作面支承压力峰值增大了15.5%～73.5%。
(3)通过分析井下泥石流体固体物质，得到其物源为直罗组泥岩类地层，并通过崩解试验和矿物成分分析等手段，揭示了其易于崩解、软化的特征规律和原因。工作面缓慢的推进速度和洛河组含水层较强的水动力条件致使直罗组泥岩类地层转变为泥石流体。
(4)通过对比一采区和二采区覆岩结构，得到一采区未发生泥石流灾害的主要原因在于缺少物源(直罗组泥岩类地层)和动力源(关键层复合破断)。
(5)分析总结采场切顶压架和泥石流体溃涌形成机理，得到切顶压架诱致泥石流体溃涌灾变机制包括其形成的客观条件(物源和动力源)和诱发条件(支架工作阻力、工作面开采走向和顺序、工作面推进速度、水力梯度)，因此形成了“查清客观条件、控制和避免诱发条件”的防控关键技术。
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