神东矿区首层煤炭资源开采过程中多次发生溃水溃砂灾害。神东矿区首层煤炭资源普遍赋存深度为100～150 m，平均煤层厚度为5 m，埋深浅、厚度大、基岩薄、上覆松散层厚度大是首采煤层典型赋存特征。煤矿溃水溃砂灾害的发生条件和致灾机理十分复杂，与砂土体赋存形式、覆岩破坏及基岩裂隙发育形态、煤层覆岩厚度和强度、上覆含水层的规模和性质、覆岩破坏形式、开采方式等很多因素有关[1]。
针对浅埋薄基岩工作面溃水溃砂问题众多学者开展了大量研究。许家林等提出了覆岩体系中关键层的判别方法以及不同关键层组合条件对覆岩破坏特征的影响机制[2]。黄庆享等通过陕北浅埋煤层保水开采的模拟研究与采动损害实测，揭示采动覆岩裂隙主要由上行裂隙和下行裂隙构成，采动裂隙带的导通性决定着覆岩隔水层的隔水性。实验分析上行裂隙带发育高度的计算公式，模拟测定下行裂隙带的发育深度，基于采动裂隙发育程度与采高和隔水岩组的关系，提出以隔采比为指标的隔水性判据[3-5]。侯忠杰基于“短砌体梁”结构和“台阶岩梁”结构理论，对浅埋煤层砌体梁理论的适用性开展了研究[6]。隋旺华等深入分析溃砂颗粒在突水溃砂过程中的受力情况，深入研究了水力坡度、裂隙发育、能量演化在水砂启动中的作用机制，形成了一整套溃水溃砂机理、预警、防治的理论技术体系，并在现场实践中取得了良好的应用效果[7-10]。许延春等通过开展含黏砂土流动性试验和厚松散层内部微变形规律进行研究，探讨了砂土体特征对溃水溃砂灾害启动的影响机理，针对裂隙岩体损伤开展了注浆加固效果试验，得到了不同岩性定量评价注浆效果的方法，为现场实践提供了理论依据[11-13]。郭惟嘉等研制了新型的岩层结构运动演化数控机械模拟试验系统，从模拟实验角度再现了覆岩涌水溃砂灾害孕育、发展及发生的全过程，获得工作面开采过程中覆岩变形破坏、裂隙发育扩展、水砂通道形成及水砂突涌参数和特征[14]。张敏江等通过室内模拟试验研究井下弱胶结流砂层的突涌机理，提出了动水压力是弱胶结砂层破坏和移动的主要原因的论断[15]。范立民以大柳塔煤矿1203和20601工作面为例，研究了神府矿区矿井溃砂灾害形成的地质环境条件、防治思路及方法[16]。蔡光桃和武伟对采煤冒裂带上覆松散土层在有采动裂隙的情况下发生渗透变形破坏的种类、机理进行了研究，得出了采煤冒裂带上覆松散土层发生从上往下渗透变形破坏的临界水力坡度与松散土层的物理力学性质和裂缝宽度的关系[17]。
众多专家结合神东矿区地质采矿条件和具体溃水溃砂灾害从覆岩裂隙、松散层砂土体属性和实验模拟角度对薄基岩厚松散含水层工作面溃水溃砂机理开展了深入研究并取得了丰硕成果。大量现场灾害经验表明溃水溃砂灾害均伴随着工作面切顶压架的发生，说明工作面切顶导致贯通性裂隙形成是溃水溃砂灾害发生的必要因素。笔者针对神东矿区浅埋薄基岩工作面覆岩特征建立了组合承载结构模型，利用相似材料模拟实验验证了理论模型的正确性，推导得出了薄基岩厚松散层下回采组合结构失稳对应的覆岩压力计算公式，提出了通过合理选择支架类型可以避免切顶引起“水砂通道”形成的治理方法。以期为榆神府矿区薄基岩厚松散含水层工作面安全开采提供经验参考。
1 浅埋薄基岩工作面溃水溃砂实例
哈拉沟煤矿22402工作面为四盘区首采工作面，工作面长度为300 m，推进长度2 144.5 m。工作面设计采高5.2 m。初采区域基岩厚度29.5～64.7 m，松散层厚度15～40 m，其中含水松散层厚度25～30 m。2009-07-28T16:07，工作面推进至距离开切眼40 m位置，92架处顶板有少量黄砂流入工作面支架大脚处，并伴有少量淋水。19时，86～106架有轻微溃砂，水砂涌出量约0.5 m3/h;120架有泥水淋出，涌出量稳定在2～3 m3/h;136架处有淋水，涌出量约0.5 m3/h;148架有泥浆淋出，涌出量约1 m3/h，较稳定;150～160架间顶板淋水量增加，溃砂范围很快扩大至工作面机尾段;21时，150～160架之间水砂溃涌严重，积砂高度达到工作面运输机电缆槽高度，导致支架立柱与电缆槽全部被积砂封堵，支架推移油缸无法伸缩，造成支架及溜槽无法正常移动，工作面机尾段无法正常推进，井下溃水溃砂概况如图1所示。
图1 溃水溃砂灾害处理现场
Fig.1 Site of water and sand burst accident
2009-07-30T04:00，工作面机头段顶板来压，工作面20～47架处有水砂涌出，7月31日8时左右，工作面溃砂现象基本停止。井下溃砂地点对应地表位置在距工作面回风巷50 m，运输巷197 m处，形成了1个直径约47 m左右的圆形塌陷区。塌陷区呈漏斗状，漏斗深度约12 m左右，漏斗周边出现较大裂缝，如图2所示。
图2 溃砂点地表塌陷概况
Fig.2 Surface subsidence of main roof during initial weighting
2 覆岩组合承载结构模型的建立
2.1 溃水溃砂工作面矿压特征分析
22402工作面推进35 m时，采场覆岩发生初次来压，未来压期间支架阻力平均为4 300 kN，来压期间支架阻力平均为5 500 kN，立柱安全阀开启、煤壁片帮、底臌现象严重，呈现明显的动压显现，采场伴随切顶现象发生，并出现溃砂灾害，工作面推进至40 m时初次来压结束。
随着工作面继续推进，采场覆岩发生周期性破断。工作面推进50 m时，发生第1次周期来压，未来压期间支架阻力平均为3 470 kN，来压期间支架阻力平均为5 000 kN，工作面推进至55 m时第1次周期来压结束;工作面推进63 m时，发生第2次周期来压，未来压期间支架阻力平均为3 620 kN，来压期间支架阻力平均为5 170 kN，工作面推进至70 m时第二次周期来压结束。初采期间矿压显现情况如图3所示。
22402工作面初次来压呈现明显的动压显现，架前切落的同时伴随着溃水溃砂灾害的发生;由于浅埋薄基岩工作面覆岩破断受基岩与松散层厚度影响较大，周期来压步距为7～16 m，来压持续长度为2～8 m，工作面多次来压情况见表1。
图3 22402工作面初采区域矿压特征
Fig.3 Strata behaviors of the initial mining area of 22402
working face
表1 22402工作面初采区域来压统计
Table 1 Statistical table of weighting at the initial mining area of 22402 working face
来压步距/m持续长度/m来压强度/kN未来压强度/kN动载系数切顶位置是否溃涌405.05 5004 2701.29架前有155.05 0003 4701.44157.05 1703 6201.4392.35 3193 4201.56
2.2 组合承载结构模型的建立
不仅主控岩层具有承载能力，同时部分软弱岩层也具有相应的承载能力，即:软弱岩层随主控岩层断裂后，满足一定条件的部分软弱岩层断裂岩块也可形成具有稳定承载能力、类似砌体梁结构的铰接结构。由于软弱岩层在主控岩层控制下协调运动，因此可将主控岩层与其上覆软弱岩层形成的承载结构视为一个整体，据此可建立如下理论模型。“主控层-软弱层”组合承载结构如图4所示，图中岩层1在组合承载结构中起到主要控制作用，即主控岩层，2～n层岩层为软弱岩层，A1,A2,…，An为各断裂岩块与岩层间铰接点，C1,C2,…，Cn为同一岩层相邻断裂岩块间的铰接点。
“主控层-软弱层”组合承载结构理论模型与传统的砌体梁结构、关键层结构及组合关键层结构有着本质的区别，该结构同时考虑了主控岩层及软弱岩层的承载能力，主控岩层及其所控部分软弱岩层均能形成铰接结构且作为一组组合承载结构共同控制覆岩运动。
组合承载结构的适用条件:① 主控岩层破断跨度内部软弱岩层无断裂线;② 软弱岩层断裂岩块能形成稳定铰接结构。从以下2个方面对该理论模型的合理性进行论证:
(1)论证主控岩层破断跨度内部分软弱岩层无断裂。将A点力移至中性轴建立x坐标轴，A岩块属于点接触，推导可得A岩块各部位所受弯矩:
(1)
其中，i为岩块块度；n=x/L，为断裂岩块各部位，令
为各层位岩层容重，N/m3;Ej为第j层岩层的弹性模量，(j=1,2,…,n)。A岩块各部位应力为
(2)
图4 “主控层-软弱层”组合承载结构模型示意
Fig.4 Model of “main control-weak layer” composite structure
在i及θ1不变情况下，将A岩块内部最大拉应力及对应位置拟合绘制σmax随i，θ1的变化曲线，如图5所示，主控岩层固支端破断前各岩层弹性模量及抗拉强度均相近且主控岩层厚度最大，所以主控岩层断裂前其所控软弱岩层内部均无断裂。
图5 不同i及θ1对应σmax与KEi比值变化曲线
Fig.5 Ratio of σmax and KEi at different i and θ1
(2)软弱岩层断裂岩块稳定性论证。主控岩层及其所控部分软弱岩层断裂岩块均形成具有稳定承载能力的铰接结构时，主控岩层、上覆可形成铰接结构的软弱岩层断裂岩块中直接顶对A岩块的支撑力QA与未断裂岩体部分对A岩块的挤压力T的比值(QA/T)随回转角度的变化规律如图6所示。
图6 铰接结构稳定性判据
Fig.6 Hinged structure stability criterion
临界回转角度为图中曲线。当i=0.1～0.5的主控岩层断裂岩块均不会发生滑落失稳，其上覆可形成铰接结构的软弱岩层断裂岩块回转角度与主控岩层断裂岩块相同，可做垂线判断断裂岩块回转角度是否超出临界回转角度边界。
(3)“主控层-软弱层”组合承载结构合理性分析。当主控岩层及其上覆软弱岩层弹性模量、抗拉强度均相近且主控岩层厚度最大时，在主控岩层断裂步距内软弱岩层断裂岩块不会继续断裂，当i=0.1～0.5且在临界回转角度范围内的软弱断裂岩块必然形成稳定的承载结构。此时，覆岩可形成“主控层-软弱层”组合承载结构，参与形成组合承载结构的岩层层数可结合图6进行分析确定。
2.3 薄基岩厚松散层下回采组合结构稳定性分析
当薄基岩工作面覆岩较薄、仅具有一层主控岩层时，必然最多仅具有一层组合承载结构;当薄基岩工作面覆岩稍厚、具有多层主控岩层时，则覆岩将具有多层组合承载结构，由于计算主控岩层层位时下部主控岩层破断步距大于上部主控岩层破断步距，可认为高位主控岩层破断步距均满足i<0.5。
基于已有的短砌体梁及台阶岩梁结构，提出图7适用于断裂岩块块度i<0.5时的特殊岩梁结构，该结构与传统的短砌体梁及台阶岩梁之间均有明显的区别，考虑到这类结构具有单岩块、单向回转的特征，因此将该结构命名为“单回转岩块”结构[18-19]。
图7 单回转岩块结构受力分析
Fig.7 Single-turn rock block structure force analysis diagram
与台阶岩梁结构分析相同，B岩块被下方已经冒落的矸石支撑，但是断裂岩块A,B间的挤压力TAB方向与两者之间的断裂面垂直。可以看出，前方岩体对A岩块不产生摩擦作用，直接顶对A岩块作用力为QA，同时矸石对B岩块支撑力FR等于QB,q2L及TAB、分力等4者的合力。对B岩块进行受力分析，垂直方向满足:
FR=PB+q2L+TABsin θ+Ffcos θ
(3)
式中，FR为矸石对B岩块的支撑力，kN;PB为B岩块自重力，kN;L为A,B两个断裂岩块的有效长度，m;TAB为A,B两个断裂岩块间的垂直作用力，kN;q2为B岩块上覆协同运动岩层施加的载荷，kN/m2;θ为断裂岩块A的回转角度，(°);Ff是A,B两个断裂岩块间的摩擦力，kN;φ为A,B两个断裂岩块间的摩擦角，(°)。
对A岩块进行受力分析，垂直方向满足:
QA=PA+q1L-TABsin θ-Ffcos θ
(4)
其中，QA为直接顶对A岩块的支撑力，N;PA为A岩块自身的重力，N;q1为A岩块上覆协同运动岩层施加的线载荷，N/m，当覆岩切落后，q1为基本顶断裂岩块上覆切落岩层的总重力。A断裂岩块回转过程属于动态平衡过程，相对于A点的力矩满足:
(5)
其中，l0为支架最大控顶距，m；l为来压时直接顶悬顶长度，m;Δ为A,B两个断裂岩块间的铅垂距离，m。支架推过B岩块后，岩块B发生切落并与下方冒落矸石接触，B岩块总下沉量为
W2=M-(Kp-1)∑h
(6)
其中，Kp为直接顶的碎胀系数;h为A,B两个断裂岩块的厚度，m。结合以上分析可知，直接顶对单块回转岩块的支撑力为
(7)
覆岩切落后PA+q1L=γL∑H,单回转岩块A保持稳定时支架载荷需满足:F=BQA+B∑h(l0+l)γ(B为两相邻支架中心的距离，m)，此时覆岩施加在支架上的载荷为
(8)
哈拉沟煤矿薄基岩区基岩顶部组合结构包括2种类型:“简支梁-简支梁”组合承载结构及“单回转岩块-简支梁”组合承载结构。
覆岩厚度较大、主控岩层较多时，覆岩将同时形成多组“主控层-软弱层”组合结构，各组结构均具有滑落及回转2种失稳形式，由于回转失稳属于动态平衡过程，对采场影响较小，因此重点研究滑落失稳问题。结合公式可知，组合承载结构不发生滑落失稳需要满足:
(9)
即
(10)
引入组合承载结构稳定性指标:
(11)
式中，ζ为基岩破断角，(°)；G为组合承载结构稳定性指标。
当G≥1时，组合承载结构稳定;当G<1时，组合承载结构发生滑落失稳。
对于“单回转岩块-简支梁”组合承载结构，由于第1层岩层形成单回转岩块结构，单回转岩块与上覆协同运动岩层产生离层，因此该类组合结构稳定性重点考虑第2～n层岩层，形成简支梁结构。
将“主控层-软弱层”组合结构中各岩层自下而上分别标记为1，2，…,n(1<2<3<…<n)，各岩块挠度均向下且同一位置弯曲下沉挠度相同,即
ω1=ω2=ω3=…=ωn
“主控层-软弱层”组合结构各层位岩层挠度:
ωj=DqjL4/(EjIj)
(12)
其中，D为岩层断裂前固支梁状态下的挠度计算系数;Ij为第j层岩层的惯性矩。将其他不能形成稳定铰接结构的岩层重量视为对j=1,2,…,n岩层的载荷。
“主控层-软弱层”组合结构的回转失稳属于动态平衡过程，因此其滑落失稳是影响结构稳定性的主要因素。均布冲击载荷作用下“主控层-软弱层”组合结构各岩层所受均布载荷:
(13)
式中，Qd为第n-1组承载结构所受均布冲击载荷，Qd=KdQ，Q为第n组承载结构的重力。冲击过程中“主控层-软弱层”组合结构滑落失稳需满足:
(14)
其中，
为“主控层-软弱层”组合结构中各岩层平均容重，N/m3;Hj为各层位岩层厚度，m。为便于分析，将冲击载荷Qd等效为Hd厚的岩层重力，公式可简化为
tan φ-1}(H1+H2+…+Hn)
(15)
当
(16)
时，“主控层-软弱层”组合结构将保持稳定;当
tan φ-1} (H1+H2+…+Hn)
(17)
时“主控层-软弱层”组合结构将发生滑落失稳。在“主控层-软弱层”组合结构发生滑落失稳且产生明显错位时，组合结构中各岩块将失去相应的承载能力，并继续以载荷形式对下方结构产生冲击作用[20-21]。
3 “组合承载结构”相似材料模拟实验
以哈拉沟煤矿22402工作面覆岩地层信息为参照，采用控制变量法在松散层厚度不变的情况下设计基岩厚度为25，30，35及45 m四种工况的相似模拟实验，研究不同“基载比”条件下覆岩结构破坏特征。试验台长×宽×高=2.2 m×0.30 m×2.0 m，模型几何相似比为1∶100，覆岩地层分布情况如图8所示，各类岩层配比见表2，松散层采用石英砂模拟，模型前部利用透明亚克力板约束。
图8 22402工作面初采阶段覆岩柱状
Fig.8 Column of overburden rock in the initial mining
stage of 22402 working face
表2 各类岩层相似材料配比统计
Table 2 Statistics of similar materials in various rock layers
岩层配比骨料∶胶料石灰∶石膏水含量∶固体量中砂岩4∶17∶31∶9泥岩5∶11∶11∶9中砂岩7∶11∶21∶9中砂岩6∶13∶71∶9泥岩5∶15∶21∶9泥质砂岩5∶11∶11∶9煤层7∶11∶41∶9
基岩厚度分别为25，30，35，45 m的实验模型对应的基载比分别为0.625，0.750，0.875，1.125。随着模拟工作面的推进，覆岩直接顶破断并冒落，冒落覆岩厚度分别为8，11，15，16 m，对应推进距离分别为24，40，43，45 m，直接顶冒落状态如图9所示。相关实验信息统计情况见表3。
根据实验结果可以看出，基载比对主控岩层破断步距的影响方面:初次来压前4类工况中直接顶均发生初次破断冒落，随着基载比的增加，直接顶初垮步距与冒落厚度均呈现增大趋势，当基载比为0.875～1.150时，直接顶初垮步距及冒落厚度增幅减小。
图9 基载比为0.625的直接顶初垮状态
Fig.9 Direct roof initial collapse diagram with a base load ratio of 0.625
表3 相似模拟实验中覆岩破断特征统计
Table 3 Statistical table of overburden fracture characteristics in similar simulation experiments
工况 1234基岩厚度/m25303545松散层厚度/m40404040基载比0.6250.750.8751.125直接顶初垮步距/m24404345直接顶初垮冒落厚度/m8111516初次来压步距/m30505056初次来压时冒落厚度/m25141315初次来压覆岩结构整体冒落下位冒落,中上位“简支梁-简支梁”结构下位冒落,中上位“简支梁-简支梁”结构下位冒落,中上位“简支梁-简支梁”结构周期来压步距/m58～109～1113～15周期来压时冒落厚度/m25558周期来压覆岩结构整体冒落下位冒落,中上位“单回转岩块-简支梁”结构下位冒落,中上位“单回转岩块-简支梁”结构下位冒落,中上位“单回转岩块-简支梁”结构单回转岩块层位高度/m无5.0～12.55.0～12.58.0～15.5“三带”分布仅垮落带“两带”“两带”“两带”是否波及地表初次来压充分波及初次来压充分波及初次来压充分波及初次来压基本波及上位岩层破断程度较破碎完整岩块完整岩块较完整,仅呈现裂隙发育
初垮步距稳定于45 m，冒落厚度稳定于15～16 m。随着工作面继续推进采场发生初次来压，随着基载比的增加，初次来压步距呈现增大趋势，直接顶冒落厚度呈现减小趋势，当基载比为0.750～1.125时，初次来压步距稳定于50～56 m，初次来压时直接顶冒落厚度稳定并趋于13～15 m。基载比由0.625增加至1.125过程中周期来压步距呈现明显整体增大的趋势，由5 m增加至13～15 m，直接顶冒落岩层厚度呈现减小的趋势并稳定于5～8 m，相对于初次来压，周期来压期间冒落岩层厚度明显减小。基载比大于1.125时，初次来压期间直接顶冒落厚度为13～15 m，此时基本顶位于该冒落岩层上方，周期来压期间直接顶冒落厚度为5～8 m，因此基本顶位于煤层上方8 m附近。
基载比对覆岩结构形态的影响方面:基载比由0.625增加至1.125过程中，下位岩层发生冒落，基载比大于0.75时中上位岩层断裂岩块块度为i=0.09～0.50，部分岩层可形成稳定简支结构，覆岩表现为下位冒落、中上位“简支梁-简支梁”组合承载结构，当基载比小于0.625时，初次破断期间覆岩将发生贯通至地表的切落;基载比由0.625增加至1.125过程中，对于块度i>0.50的中位岩层断裂岩块，将形成单回转岩块结构，该层位岩块架后切落始终存在，对于块度0.25<i<0.50的上位岩层断裂岩块，将形成简支梁结构，整体覆岩形成协同运动的承载结构，覆岩表现为下位冒落、中上位“单回转岩块-简支梁”组合承载结构。结合以上分析可以看出，相似模拟结果与前文提出的组合承载结构覆岩破坏形式一致，验证了理论模型的正确性。
22402工作面初采区域支架实测阻力平均介于5 000～6 000 kN，且来压期间呈现明显的动压显现。22402工作面当时使用支架类型为最大支撑阻力5 500 kN型支架，由于支架性能未能满足实际来压需要导致切顶，覆岩裂隙导通工作面与基岩上部含水松散层，溃水溃砂灾害原理示意图如图10所示。
图10 切顶压架导致水砂通道形成示意
Fig.10 Schematic diagram of the formation of water sand
channel by cutting the top press
4 结 论
(1)以哈拉沟煤矿22402工作面初采区域溃水溃砂灾害为例，分析了神东矿区浅埋薄基岩工作面溃水溃砂灾害特征，结合矿压实测数据初步分析了本次溃水溃砂灾害原因为工作面切顶压架导致基岩裂隙连通含水松散层。
(2)针对神东矿区浅埋薄基岩工作面切顶压架导致覆岩裂隙贯通工作面与松散含水层导致溃水溃砂灾害的问题，建立了覆岩组合承载结构模型，
时，主控岩层及其锁孔软弱层均能形成承载结构。基于覆岩组合承载结构模型对薄基岩厚松散层下回采组合结构稳定性进行了分析，推导得出了覆岩切顶判据，即
(3)开展了不同基岩厚度的“基载比”系列相似材料模拟实验，分别模拟了基载比为0.625,0.750,0.875,1.125四种工况条件下覆岩破坏结构特征：基载比由0.625增加至1.125过程中，块度i>0.50的中位岩层断裂岩块形成单回转岩块结构，块度0.25<i<0.50的上位岩层断裂岩块形成简支梁结构，整体覆岩形成协同运动的承载结构。基载比大于0.750时，中上位岩层断裂岩块块度为i=0.09～0.50，部分岩层可形成稳定简支结构，相对安全；基载比小于0.625时，初次破断期间覆岩将发生贯通至地表的切落并形成贯通式水砂通道；结合22402工作面溃水溃砂灾害发生位置矿压实测数据验证了理论模型的正确性。
(4)研究得到了作为工作面溃水溃砂必要条件的切顶压架形成机理，因此可以通过合理的支架选型阻断水砂通道的形成，从而避免溃水溃砂灾害的发生，为榆神府矿区类似地质条件下工作面安全开采提供理论基础和应用参考。
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