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在煤矿巷道顶板事故中，顶板淋水一直是影响巷道稳定性中不可忽略的关键因素[1]，由于矿井岩层地质赋存条件的复杂性和差异性，致使顶板淋水的来源多种多样[2]。对于淋水顶板巷道破坏机理的研究是目前采矿地下工程中研究的热点问题，国内外学者对此问题展开了大量研究，取得众多研究成果。朱珍德等[3]通过研究发现淋水顶板的水-岩作用实质是一种从顶板岩石微观结构变化导致其宏观力学特性改变的过程，这种复杂作用的微观演化过程是工程岩体强度软化直至破坏的关键所在；姚强岭等[4]从微观及宏观上探究了富水煤层顶板失稳机理，即：受巷道开挖扰动影响形成的顶板裂隙，使直接顶与基本顶含水层之间产生水力联系，因粉砂质泥岩由亲水性矿物组成，且微结构裂隙发育，吸水后易膨胀，在三向应力作用下，产生崩解破坏，同时由于支护承载性能减弱，巷道顶板产生失稳；李海龙等[5]发现小纪汗煤矿煤层裂隙水对底板岩层的侵蚀软化作用明显；冯夏庭等[6]通过试验发现裂隙内的水或化学溶液使岩石的破裂程度明显增加；WASANTHA P L P等[7]阐述了含水率对岩石抗压强度特性的主要影响，提出了将含水量参数与岩石的强度联系在一起的研究思路。
目前对于特定积水采空区下的巷道失稳研究较少。笔者通过现场实测分析了积水采空区下巷道围岩失稳规律，结合实验室测试(矿物组分分析、水质分析、崩解特性、力学特征)与FLAC3D数值模拟等研究结果，研究黑龙矿积水采空区下2104运输巷的巷道失稳机理。
黑龙煤矿目前开采2号上水平煤层和9煤、10煤和11煤下水平煤层2组煤层，2104运输巷平均埋深219 m，走向长度902 m，与2102回风巷相邻。巷道沿10+11煤煤层底板掘进，9、10+11煤煤层平均厚度6 m，顶板条件为直接顶由均厚3 m的顶煤和1 m的泥岩组成，而均厚13.7 m坚硬致密的石灰岩构成基本顶；底板条件为均厚2.2 m的泥岩组成直接底板，均厚2 m的细砂岩组成的基本底。
9煤与2煤的层间距约84 m，2104运输巷上覆有2煤的采空区，采动后导水裂隙带发育高度为92～112 m；结合物探实测结果，主要水害威胁来自于2煤的采空区积水，其中2104运输巷120～300 m段为采空区积水主要影响区域。
受采空区积水影响，2104工作面运输巷掘进期间，巷道部分区域钻孔淋水现象明显，如图1a所示；回采期间，淋水区域巷道变形严重，帮部变形剧烈，顶板产生破碎下沉现象，如图1b所示、图1c所示；锚杆(索)脱落，钢梁变形，如图1d所示。采取补强加固措施后，虽延缓采动影响的巷道变形，但大幅降低了回采速度与生产效率，相邻2102回风巷富水区域亦面临同样的顶板安全隐患。
图1 受上层采空区积水影响的2104运输巷失稳实况
Fig.1 Deformation and failure of No.2104 lane affected by water-storage in upper goaf
在2104工作面运输巷260—360 m段布置巷道表面位移测站，测站每20 m布置一组，共5组，监测布置方案如图2所示。
图2 巷道监测布置方案
Fig.2 Mining gateway monitoring layout scheme
测站分别对2104运输巷掘进和回采阶段的巷道稳定性特征进行监测：顶底板移近量、两帮移近量等[8]，选取非淋水区域的测站1和淋水区域的测站5数据进行分析，巷道表面位移曲线如图3所示。
图3 巷道表面位移
Fig.3 Mining gateway surface displacement
由图3可知，巷道两帮及顶底板移近量随时间均呈现递增趋势。由图3a可知，非淋水巷道掘进初期(0～8 d)，受巷道掘进扰动影响，两帮移近量迅速增加至22.9 mm，顶底板移近增加至32.1 mm；巷道掘进至50 d，随巷道掘进距离的增加，围岩移近速度日趋缓和，顶底板和两帮移近速度由3.49和2.91 mm/d降为0.25和0.22 mm/d。由图3b可知，淋水巷道掘进1个月内，巷道围岩变形严重，顶底板平均移近速度4.36 mm/d，两帮平均移近速度3.32 mm/d；30 d后架设钢棚，围岩移近速度减缓，顶底板和两帮移近速度降为0.24和0.12 mm/d，90 d后围岩变形趋于稳定。
由图3c可知，非淋水巷道至工作面前方距离75～150 m时，巷道最大移近量为1.8 mm，基本不移动；33 d后，工作面回采至距巷道50 m附近，顶底板和两帮的移近速度增加至3.28 mm/d和1.79 mm/d，当距工作面15 m时，达到围岩移近速度峰值为18.83和13.26 mm/d。由图3d可知，淋水巷道回采过程中，从距离工作面前方150 m到前方50 m，围岩变形量持续增加，顶底板和两帮移近量分别增至27.1和10.8 mm，在33—43 d内围岩移近迅速增加，顶底板移近速度由5 mm/d增至17.71 mm/d，两帮移近速度由4.79 mm/d增至13.9 mm/d；并在在45—48 d时，达到峰值为27.83和29.68 mm/d。
整理统计巷道表面位移监测数据，掘进及回采期间2104运输巷移近量见表1。由表1及监测结果可知：
1)2104运输巷在掘进过程中，围岩受到淋水侵蚀，引起以帮部变形为主的围岩变形，变形量反复剧增，及时采取补强措施后，延缓围岩失稳，同时围岩变形受掘进扰动影响时间由50 d延至90 d。掘进期间淋水围岩顶底板和两帮移近量是非淋水围岩的1.37倍和1.98倍。
表1 围岩移近量统计
Table 1 Statistics of surrounding rock deformation
位置围岩移近量/mm掘进期间回采期间合计淋水巷顶底169.9322.2492.1两帮154.9250.2405.1非淋水巷顶底123.6153.5277.1两帮78.2100.4178.6
2)2104工作面在回采过程中，由于支承压力增加，巷道围岩应力二次分布，塑性区扩大，围岩变形增加，回采二次扰动产生的围岩变形高于掘进扰动产生的围岩变形。回采期间非淋水围岩顶底板及两帮移近量是掘进期间的1.24倍和1.28倍。
3)2104运输巷上覆空区水受采动影响，与围岩相互作用，围岩强度降低，塑性区范围增大，围岩持续保持流变，故淋水巷道失稳程度远高于非淋水围岩[9-10]。回采期间淋水围岩顶底及两帮的移近量是非淋水巷道的1.77倍和2.27倍。
试样取自黑龙煤矿2104运输巷顶板，按照GB/T 482—2008《煤层煤样采取方法》采集样品，将采集的样品以保鲜膜包裹，防止其污染和氧化。试验前，在巷道淋水和非淋水区域，分别采集顶板泥岩试样，将2种样品敲碎，放入陶瓷研钵中研磨成粉末状0.037～0.075 mm[11]。利用X射线衍射仪(Ultima IV)进行XRD分析。发电机设置为40 kV和30 mA，扫描范围为3°～85°，测试速率为2θ为1°/min。按照标准比对方法，得到如图4所示的XRD衍射图谱，并对其进行定量分析，分析结果见表2。
图4 黑龙煤矿顶板泥岩矿物成分的X衍射图谱
Fig.4 X-ray diffraction pattern of roof mudstone mineral composition in Heilong Mine
表2 2104工作面运输巷泥岩定量分析结果
Table 2 Quantitative analysis results of roadway in No.2104 working face
岩石样品矿物质量分数/%石英斜长石高岭石白云母白云石黄铁矿泥岩(非淋水)33.913.823.225.61.02.4泥岩(淋水)34.24.032.225.81.62.1
由上述测定结果可知：
1)2104运输巷围岩泥岩矿物成分中，石英、白云母和高岭石为主要组成部分，占总成分的80%～90%；斜长石为次要组成部分，占总成分的4%～14%；并含有少量的白云石和黄铁矿，占总成分的3.4%～3.7%。
2)从岩石主要矿物成分来看，高岭石为膨胀性软岩，占总成分的23.2%～32.2%，其岩石强度低，孔隙率大，吸水易膨胀变形；且因矿井上部采空区积水与白云母之间的水化作用，地下水渗透到白云母的矿物结晶格架，改变岩石内部结构，降低岩石的黏聚力，这是巷道围岩产生严重失稳的一个重要原因。
3)矿物成分分析表明，淋水后泥岩样品中斜长石含量较干燥样品减少9.8%，高岭石含量增加9%。相关研究资料[12]表明，斜长石(NaSi3O8)的阴离子与地下水在碱性条件下易发生水解作用，生成高岭石(Al(Si4O10)(OH)8)。这些水解溶蚀作用一方面改了矿井采空区积水的pH值，另一方面也使岩石内部矿物质和微观结构发生改变，降低了岩体的力学强度，促进了巷道围岩的进一步变形。
里龙煤矿2104运输巷顶板淋水主要来源为上覆采空区积水，通过对上覆采空区水样及淋水水样成分测试，对比分析水样中pH值及离子浓度变化，验证矿井水与2104运输巷围岩是否发生水解溶蚀作用，能否改变顶板泥岩的矿物成分。
在上覆2号煤层空区排水口处，取A水样5 L；2104运输巷顶板淋水处取B水样5 L，对水样进行化学成分的化验分析，矿井水样检测结果见表3。
表3 黑龙煤矿矿井水检测结果
Table 3 Test results of ground water in Heilong Mine
成分离子质量浓度/(mg·L-1)A样B样Ca2+9794Mg2+3530K+4.736.55Na+63.569.2NH+46.532.43Fe3+0.52<0.03Cl-17.114.0SO2-430.726.6F-<0.04<0.06CO2-30<5HCO-30537HNO-30.104<0.016HNO-200.124PO2-40.0290.104总硬度362357pH5.627.78
由表3可知，黑龙煤矿2煤采空区水样的pH为5.62，根据煤质检测结果，黑龙煤矿煤质硫分较高，以及含有的黄铁矿等含硫矿物开采过程中的氧化，矿井水应呈酸性[13]，但2104运输巷处顶板淋水水样pH测试为7.78，离子浓度测试中K+浓度增加1.82 mg/L，Na+浓度增加5.7 mg/L，Fe3+浓度下降至0.03 mg/L以下，说明斜长石遇水后产生水解反应，生成了高岭石，K+和Na+浓度增加，抑制了H+的产生，因此表明采空区积水与顶板岩层发生水解作用后，顶板淋水溶液呈现弱碱性。
将50 mm×100 mm的顶板泥岩标准试件，置于2 000 mL烧杯中，采用黑龙煤矿采空区积水浸泡至试件崩解，观察随浸泡时间延长其岩样结构以及水体的混浊状态差异，试件的崩解过程[14]如图5所示。
通过常规崩解试验，发现顶板泥岩试件采用矿井采空区积水浸泡后，1 h后开始出现较浅裂纹，3～6 h试件出现较大破损，试件周身分别产生横向和纵向裂纹，12～24 h试件被分割成7段，裂纹扩展为裂隙，48 h试件断裂滑落成3截，表明顶板泥岩遇采空区积水后，原生裂隙扩展贯通，变为碎块状，且泥化现象严重。
图5 黑龙煤矿顶板泥岩试件崩解试验
Fig.5 Disintegrate experiment of roof mudstone in Heilong Mine
为减小煤岩样的侧向加工损伤风险，采用砂线切割机将其制成ø50 mm×100 mm的标准试件[15-16]。试件制备后，将其烘干为质量不再减少，分为2组，第1组为干燥试件，第2组为采空区积水浸泡成的饱水试件。采用YAW-1000kN型电液伺服压力试验机，测试干燥和饱水试件的抗压强度、抗拉强度、弹性模量和泊松比等力学性质参数，巷道顶底板与煤层的物理力学参数测试结果，见表4。
表4 巷道顶底板与煤层的物理力学参数
Table 4 Physical mechanics parameters of roof and floor of gateway and coal seam
岩样及分组含水率/%抗压强度/MPa抗拉强度/MPa内摩擦角/(°)黏聚力/MPa容重/(N·m-3)弹性模量/GPa泊松比顶板石灰岩097.815.3730.659.382571311.000.26泥岩033.193.0823.775.44216238.230.18泥岩0.59(饱水)20.742.1520.844.13213576.150.21煤层煤014.851.6229.841.70125663.130.25煤2.28(饱水)9.640.7527.090.94129021.770.28底板泥岩018.411.9626.874.28212397.450.20泥岩0.80(饱水)11.681.4824.743.24210045.990.22细砂岩035.404.8019.868.292568412.270.23
由表4可知，顶底板泥岩及煤岩在饱水状态软化明显，顶板泥岩、煤岩和底板泥岩的单轴抗压强度分别下降38%、35%、37%；抗拉强度分别下降了30.0%、53.7%、24.5%；黏聚力分别下降17.5%、55.9%、19.7%；内摩擦角分别减小12.3%、9.3%、7.9%；弹性模量分别下降25.3%、43.4%、19.6%；泊松比分别增加16.7%、12.0%、10.0%。
综合实验室测试结果可知，顶板泥岩淋水弱化是由于化学、物理和力学的共同作用造成。
1)偏酸性矿井水与顶板泥岩中的黏土性矿物成分存在水化和水解溶蚀作用，使围岩矿物成分和微观结构改变。
2)由于水-岩膨胀作用，岩石浸水后颗粒表面水膜增厚，连结力削弱，颗粒间距加大，纵向膨胀应力导致岩石纵向裂隙的产生。
3)在岩体的不连续面边界(如岩体的裂隙面、节理面和断层面等结构面)上产生润滑效果增强效应，使不连续面上的摩擦阻力减小，从而沿不连续面诱发岩体的相对剪切滑动，降低了岩体的内摩擦角，使岩体产生横向裂隙[17]。
4)受地下水侵蚀作用，岩体结构面充填物含水率发生改变，引起充填物的物理性能的弱化，使其由固态向塑态直至液态转化，降低岩体的力学强度，相应的黏聚力和内摩擦角降低。
通过对淋水顶板的水-岩相互作用研究，发现巷道失稳受采空区积水与围岩的物理和化学作用的影响显著，这种作用改变了岩石内部结构，致使其力学性能弱化。为进一步验证淋水弱化后巷道失稳机理，运用有限差分模拟软件FLAC3D，对掘进和回采期间的2104运输巷稳定性进行反演模拟[18-19]。
结合工程地质条件和实验室测得的围岩物理力学参数，共建立3个模型，模型Ⅰ：非淋水巷道模型，50 m×50 m×5 m，网络以巷道为中心，放射状布置；模型Ⅱ为淋水巷道模型，在模型Ⅰ基础上，结合实际情况，将巷道上方4 m及下部1 m设为淋水影响区域；模型Ⅲ：200 m×100 m×50 m模型尺寸，网格均匀划分，纵向划分淋水区域，0～40 m为淋水区域，40～100 m为非淋水区域，研究区域局部加密，此模型为考虑2104工作面采动影响的情况。Ⅰ、Ⅱ模型直接开挖；考虑回采支承压力的影响，模型Ⅲ：采用分步开挖计算，每次推进6 m，计算平衡后，执行下一步开挖，共推进60 m，根据工作面塑性区和巷道垂直位移分布情况，判断巷道变形特征。所有数值模拟模型岩体均采用Coulumb-Mohr本构关系，因存在地质构造应力影响，取侧压系数为1.2，模型底部固支，设置为限制位移边界，顶面为均布载荷边界，施加模拟覆岩载荷5.5 MPa，四周同样为载荷边界，施加模拟载荷6.6 MPa，2104运输巷支护参数见表5。
表5 巷道支护参数
Table 5 Gateway support parameters list
项目顶锚杆帮锚杆锚索A3圆钢A3圆钢玻璃钢钢绞线规格ø18mm×2200mmø18mm×2000mmø18mm×2000mmø15.24mm×6300mm药卷规格每孔K2335、Z2360各1支每孔K2335、Z2360各1支每孔K2335、Z2360各1支每孔1支K2335和2支Z2360 托板10mm厚钢板长宽各150mm 木托板 木托板 16mm厚钢板制作,长宽各300mm锚杆锚固力≥60kN≥60kN≥70kN≥120kN锚杆数量每排5根每排3根每排3根每排2根锚杆间排距1000mm×1000mm1000mm×1000mm1000mm×1000mm2000mm×2000mm锚杆外露长度螺母外10mm—40mm(固定前探梁的外露50—80mm)钢绞线外露不大于300mm布置角度 顶角锚杆80°,其余垂直巷道顶板垂直巷道两帮垂直巷道帮部垂直巷道顶板
非淋水及淋水巷道掘进时期塑性区如图6所示。
图6 巷道塑性区
Fig.6 Mining gateway plastic zone
由图6可知，非淋水巷道及淋水巷道在覆岩压力作用下，塑性区破坏范围大小不同，非淋水巷道顶板、底板及两帮塑性破坏最大破坏范围分别为2.8、1.0和1.8 m，主要为剪切破坏。淋水巷道顶板、底板及两帮塑性区最大破坏范围为3.4、1.9和2.3 m，主要为剪切破坏和拉伸破坏，较非淋水巷道，顶板、底板及两帮破坏范围分别增加21.4%、90%和27.8%。非淋水及淋水巷道掘进时期位移如图7所示。
由图7可知，较非淋水巷道，淋水巷道的两帮和底板变形受淋水影响较大，两帮移近量为148.2 mm，底板最大位移为37.5 mm，顶板最大位移为123.2 mm，分别为非淋水巷道的1.66、1.59和1.16倍。
结合监测数据、试验和模拟结果可知，巷道掘进期间，由于围岩是以黏土矿物发育为主的软岩，煤体内开挖巷道，围岩应力集中，巷道塑性区破坏范围较大，在巷道空间内围岩位移明显；而积水采空区下巷道，由于采动形成导水裂隙，采空区积水与黏土矿物互相作用，围岩强度下降，塑性区破坏范围增大，巷道失稳加剧。
图7 巷道表面垂直位移
Fig.7 Vertical displacement of mining gateway
考虑回采支承压力的作用，对回采过程巷道失稳特征进行模拟，通过对比不同推进距离下巷道围岩的变形特征，分析回采影响下巷道破坏特征，不同推进距离下，巷道表面位移如图8所示。
由图8可知，受支承压力影响，回采期间巷道位移均呈现递增趋势，而且随着推进距离的增加，巷道变形逐渐加快，且支承压力对淋水和非淋水巷道的影响程度不同。非淋水巷道受支承压力作用，推进至60 m时，顶板、正帮(工作面侧)和负帮(采空区侧)最大位移分别是回采前的5.7倍、8.1倍和2.6倍，底板位移基本不增加；淋水巷道受支承压力作用，推进至60 m时，顶板、底板、正帮和负帮最大位移分别是回采前的7.0、1.3、4.2和1.7倍；淋水巷道的顶板、底板、正帮和负帮最大位移分别是非淋水巷道的1.50、3.85、1.40和1.03倍。
回采过程中的巷道模拟结果数据表明，支承压力对巷道顶板和两帮的影响显著。非淋水和淋水巷道顶板及两帮的位移，随着支承压力的增大而迅速增加，巷道实体煤侧帮由于靠近工作面，其受采动影响产生的位移远高于业空白侧帮，同时由于顶板及两帮的变形，缓解了底鼓压力，底板位移的增加缓慢。在巷道淋水区域，由于回采扰动，顶板水疏干后重新浸水，失水与饱水反复交替，围岩与采空区积水长期接触，在水的侵蚀和风化作用下，围岩变形量反复剧增，使软岩巷道变形进一步加剧，引起恶性循环，导致巷道失稳程度加剧。
图8 不同推进距离巷道表面垂直位移
Fig.8 Vertical displacement diagram of mining gateway with different propulsion distance
1)运用现场监测、实验室测试分析及数值模拟反演等研究手段，揭示采空区积水条件下淋水顶板巷道失稳机理。2104运输巷现场监测结果表明：淋水顶板巷道掘进期间，围岩受采空区积水侵蚀，围岩强度降低，围岩持续保持流变，淋水巷道扰动时间增加80%。回采期间，随支承压力的增加，应力二次分布，巷道塑性区增大，较非淋水巷道，淋水巷道稳定性较差。
2)巷道顶板岩石实验室测试结果表明：2104运输巷失稳根本原因为顶板泥岩是黏土性矿物发育的软岩，围岩强度较低；偏酸性采空区积水与巷道顶板泥岩相互作用，围岩矿物成分和微观结构改变，顶板的横向和纵向裂隙增加，顶板岩体的泥化和弱化显著。
3)数值模拟反演结果表明：掘进期间，巷道受掘进扰动，应力集中，较非淋水巷道，淋水巷道的围岩塑性破坏区范围增大21.4%～90.0%，巷道顶板、底板及两帮变形量分别增加16.6%、58.9%和65.6%；回采期间，随支承压力增加，巷道顶板失水饱水反复交替，巷道在水侵蚀和风化作用下，变形量反复剧增，巷道失稳程度加剧，顶板、底板、工作面侧帮和采空压侧帮最大移近量分别是非淋水巷道的1.50、3.85、1.40和1.03倍。
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