煤巷断层区顶板破断机制分析及支护对策研究

王 琦 ，李术才，李 智，李为腾，王富奇，江 贝，王德超，王洪涛

（1. 山东大学 岩土与结构工程研究中心，济南 250061；2. 兖矿集团有限公司 博士后科研工作站，山东 邹城 273500）

1 引 言

顶板事故作为煤矿生产的五大灾害之一，占煤矿总死亡事故的40%以上，造成人员伤亡比率几乎占井下所有事故死亡人数的一半[1－4]。在各种诱发因素中，断层构造占有较大比重，且断层区可能引发顶板的整体断裂垮落，造成较大的伤亡事故[5]。所以，研究断层构造区巷道顶板破断机制和相应支护对策具有很大的现实意义。

从现有资料来看，很少有针对该问题的相关研究成果，文献[6]将断层附近巷道围岩作为研究对象，并没有真正将断层纳入受力分析结构体系中来。本文以巨野矿区某矿断层区顶板冒落事故原因分析为背景，建立在断层构造下的顶板受力模型，对顶板破断机制进行分析。将研究结果应用于该矿断层区的支护方案设计中，在现有生产条件下，提高煤巷断层区支护效果和施工进度，减少了断层区顶板冒落事故的发生。

2 断层区顶板事故原因分析

从发生的顶板事故实例分析，断层区巷道大变形破断及冒落的主要原因包括以下3点：（1）地质条件突变。由于地质条件的复杂性，煤巷在施工时经常面临地质构造的突变，尤其是突遇断层破碎带等围岩条件急剧变差的情况，常规的方案不能满足突变后的围岩支护需要，加大冒顶事故发生的风险。（2）顶板破断机制不明。遇到断层后，由于相对复杂的顶板构造具有特殊性，对断层区顶板变形破断机制没有明确地认识，使对断层区围岩的支护具有较大盲目性。（3）缺少有针对性的支护对策及方案。断层区顶板事故多数是因为没有做好针对地质突变情况的支护预案或支护方案不合理，导致断层构造出现后不能及时进行有效的支护，错失最佳支护时机，造成顶板安全隐患。

3 断层区顶板破断机制分析

煤巷由断层一盘穿越至另一盘，较为危险的情况是由下降盘水平掘进至上升盘（本文仅研究此种情况），软弱顶板厚度增加，原支护方式不能有效地控制软弱顶板变形，形成了软弱顶板悬臂梁结构，并最终由于悬臂岩梁破断而导致整体结构失稳。在前人关于巷道、隧道等地下工程顶板失稳机制研究成果基础上[7-11]，为方便分析，建立了顶板弹性深梁力学模型（用弹性力学理论进行求解的跨高比符合深梁要求的力学模型）。由于断层有正、逆断层之分，本文将分别建立正断层和逆断层的力学模型进行研究。

3.1 建立力学模型的前提条件

（1）地层条件突变后，顶板地质条件变差，支护强度相对减弱，造成该处顶板产生变形并垮落。根据前人研究成果[12－13]，断层处巷道顶板在横截面上产生如图1所示的变形垮落区，本文在此基础上重点研究沿巷道轴向纵剖面上顶板受力变形破断机理。

（2）将薄直接顶板1通过支护与坚硬顶板紧密贴合，共同视为稳定变形体，不会最终破坏。如图2所示。

（3）巷道穿越断层破碎带过程中导致断层面活化，此时活化的断层面强度急剧降低[14－16]，认为该处活化断层面不能承受拉力和剪力。

（4）断层走向与巷道轴线大角度相交。

图1 巷道顶板垮落横截面示意图Fig.1 Roadway cross-section diagram of roof caving

图2 顶板变形破坏示意图Fig.2 Schematic diagram of roof deformation and failure

3.2 力学模型简化条件的建立

（1）将由n层岩层所组成的直接顶板2视为总厚度为h的整体连续梁，并简化其横截面为矩形。仅将直接顶板2作为研究对象，并按平面应力问题进行近似处理。

（2）断层走向与巷道轴线夹角简化为 90°，认为煤岩是水平的，且都是均质连续的弹性体。

（3）直接顶板2外端设定为固定端约束。

（4）由于老顶的活动比较复杂，为便于研究，把老顶作用力 p1及直接顶板自重γh简化为恒定大小的均布载荷p作用于直接顶板2岩梁上表面，即p= p1+γh。将支护抗力 FS（含围岩自承能力）与FB共同简化为一均布载荷 q作用在下表面，即q=FS+FB。FB为图1中巷帮上方垮落面上的对垮落体的作用力，转化到顶板下方作为支护阻力的一部分。

在上述条件下，建立如图3所示的弹性深梁力学模型[8]。

图3 力学模型Fig.3 Mechanical models

3.3 顶板力学模型解析解

针对上述力学模型，分别计算其应力分量及最大有效剪应力。

3.3.1 正断层模型计算结果

矩形部分（x＞0）应力分量计算结果表示为

楔形部分（x＜0）应力分量计算结果表示为

式（1）、（2）中 0＜α＜90°。

3.3.2 逆断层模型计算结果

矩形部分（x＞0）应力分量计算结果为

楔形部分（x＜0）应力分量计算结果表示为

式（3）、（4）中 90°＜α＜180°。

3.3.3 最大有效剪应力计算

式（1）～（4）所表示的仅是顶煤的表观应力，而直接顶板2在地应力及外部荷载作用下已产生损伤，所以根据损伤力学等效应变假设，并将直接顶板视为各向同性损伤材料，引入连续性因子ψ，该因子可用弹性模量法[17]按进行确定，E~为损伤煤体的弹性模量，E0为未损伤煤体弹性模量。因而，顶煤有效应力可写为[18]

将上述结果代入最大有效剪应力求解公式得出顶煤最大有效剪应力分布。

由公式（6）可知，其中的未知量为：x，y、p、q、q'、ψ、h和 α。对其中的变量进行以下处理或取值：逆断层中断层面作用力q'根据计算结果与工程实际拟合情况，取q'=10q；为进行不同支护强度下的顶板应力分析，p/q分别取5、10和15，即p分别取值5q、10q和15q；为方便工程对比，根据巨野矿区某矿煤巷顶板破断冒落实例分别取 α为67°（正断层）、113°（逆断层）；为使计算结果更具普遍性，将变量h和q取为单位量，即h = 1 m，q =1 MPa。在特定的工况下，ψ为常数，不影响在顶板中的分布规律，此处取ψ=1。

图4为在此前提下计算得到的正断层和逆断层模型顶板最大有效剪应力在不同的 p/q取值下的等值线图。

图4 最大有效剪应力τm*ax等值线图（坐标轴单位：m；等值线数值单位：MPa）Fig.4 Maximum effective shear stress contours(axis unit: m; contour unit: MPa)

正、逆断层的最大有效剪应力分布具有以下不同规律：

（2）除了存在l/h=0～1位置处的共同的极小值点外，正断层还存在另外2个极小值点（l/h=1.5～3范围内）。

3.4 破坏判据确定

围岩作为脆性材料，其破坏形式主要为受拉或剪切破坏。由Mohr-Coulomb准则，深梁顶板破坏形式应属剪切破坏，顶板内某点的极限剪应力为

式中：φ为顶煤内摩擦角；c为顶煤凝聚力。

引入连续性因子ψ，则顶煤内某点的极限有效剪应力为

将式（1）～（4）及顶板围岩的表观单向抗压强度 Rc=2c cosφ / (1 - sin φ)代入，整理得：

式中：K值为极限剪应力变量因子。式（9）中的K集中体现了x、y、p、q等变量对的影响。

矩形部分（x＞0）：

楔形部分（x＜0）

顶板发生破坏的条件为：

即：

根据式（13）编程计算得到的K值随l/h变化规律如图5所示（各变量取值与计算实例取值相同）。

图5 K值等值线图（坐标轴单位：m；等值线单位：MPa）Fig.5 Contours of K(axis unit: m; contour unit: MPa)

分析图5可以得出以下规律：

（1）随l/h增大，K值呈现出3个不同的分布区域，以正断层p/q=10模型计算结果为例进行说明：

区域Ⅰ：l/h=0～1部分，K值分布整体呈水平层状，由上至下逐渐减小。

区域Ⅱ：l/h=1.0～1.6部分，K值在该区域分布较为均一，没有较大变化。

区域Ⅲ：l/h=1.6～3.0部分，K值在该区域随l/h增大增幅（减幅）变大，且向顶梁模型左上方急剧减小。

（2）规律（1）所述3区域分界点随p/q的增大呈现出右移趋势。

（3）正断层、逆断层具有基本相同的分布规律。

3.5 基于与K的顶板破断模式分析

正断层的相关结论：

逆断层的相关结论：

（1）在区域Ⅰ内，破断模式与正断层区域Ⅰ基本相同。不同之处在于逆断层在模型左上角尖点处取得极大值，该位置围岩易首先发生破坏。

（3）在区域Ⅲ内，破断模式与正断层区域Ⅲ相同。

总体来说，断层区煤巷顶板随跨高比 l/h的增大呈现出3种不同的破断模式：模式Ⅰ为顶板产生由下向上的层状剥落；模式Ⅱ为顶板产生斜面状（正断层）或弧面状（逆断层）整体断裂；模式Ⅲ为顶板产生由左上角开始的整体破断。

3.6 工程建议

综合分析以上研究结果，可得出防治断层区顶板破断失稳的相关支护建议：

（1）加大支护强度。增大 q，使 p/q减小，可以有效减小顶板值。

（2）及时支护。减小l值，使未有效支护顶板跨高比减小，防止顶板出现较大的。

（3）断层面附近（区域Ⅰ）巷道顶板下表面加强支护并改善护表效果。防止出现由下向上的顶板剥离失稳，同时可有效防治逆断层尖点处破坏失稳。

（4）改善支护方式，减小悬臂梁的有效跨度或改变弹性梁受力结构，从而改变顶板受力状态。

（5）对于逆断层，在采用上述支护建议的同时，应当加大断层面下方围岩的支护强度，保证q′具有足够大的值。

（6）以“先刚后柔再刚，先抗后让再抗”支护理念为原则进行支护方案设计，既充分发挥支护系统作用，又充分调动围岩的自承能力[19]。

4 支护对策与工程应用

4.1 支护对策研究

基于上述对断层区顶板破断机制的分析，结合现场实践，提出了以锚索梁为主，极破碎处采用注浆加固的煤巷断层区顶板支护对策。该支护采用自行研制的高强让压型锚索箱梁支护系统。该系统核心构件主要包括由箱型支护梁（截面形式为“Ⅱ”形，如图6所示）、锚索让压环（图7为该让压环的两阶段让压试验曲线，让压点分别为20 t和30 t，让压量最大可达 50 mm）、高预应力锚索组成的让压型锚索箱梁和高强锚杆，同时配以钢带、托盘、金属网等附属构件。该支护系统与传统的工字钢、槽钢锚索梁支护系统相比，具有可让压、高刚、高强、护表面积大等显著优点。支护方案如图8所示。

该支护方案可较好地满足基于顶板深梁理论分析结论所对应的支护要求，在理论上对正断层、逆断层均具有较好的支护效果。

（1）锚索箱梁支护系统与锚索（杆）系统相比，可提供更大的支护反力，在悬臂岩梁自由端增大有效支护荷载 q，减小 p/q值，从而减小梁内最大有效剪应力值。

（2）锚索梁通过长锚索将直接顶作用力传递到上部稳定岩层，同时通过与箱型支护梁共同作用，使直接顶由静定的悬臂状态改善为超静定的一端悬臂一端铰支结构，改善了受力状态。

（3）支护系统将锚索预应力通过箱型支护梁及时主动施加至直接顶表面，增大了护表面积和预应力扩散范围，加强了顶板表面支护，改善了护表效果，有效防止了顶板剥离失稳，保持了顶板的完整性。

（4）让压型锚索箱梁系统在安装后即可进行及时传力支护，当围岩压力达到一定程度后变形让压，之后由箱型支护梁进行强力支护。既最大限度地保持了围岩的完整性，减少了围岩强度的降低，又释放了围岩能量，充分发挥了围岩的自承能力。

（5）在顶板断层区极破碎处，采用注浆锚杆与注浆锚索联合加固，提高围岩完整性和自身承载力，维护顶板稳定。

图6 箱型支护梁Fig.6 Box supporting beam

图7 锚索让压环单轴压缩位移-压力试验曲线Fig.7 Displacement-pressure curve of uniaxial compression test

图8 断层区支护方案设计Fig.8 Support scheme design of fault zone

掘进支护时还应注意跨高比与顶板的破断模式有密切关系，因此，在掘进过程中要及时地支护，尽可能的减小跨高比。

4.2 工程实例

巨野矿区某矿煤层埋深大、地应力高、地层条件复杂、存在多处断层构造。在过断层处利用上述理论研究结论进行分析，根据防治断层区顶板破断失稳的相关支护建议，该矿顺槽在断层带采用高强让压型锚索箱梁支护方案组织施工，顺利通过7条断层破碎带，有效地避免了顶板事故的发生。

对施工后的巷道进行监测，结果显示，断层区的巷道变形很快趋于稳定，达到了较好地支护效果。相比架棚支护或其他冒顶后补救措施，具有经济合理、施工简便、缩短工期等显著优势。图9为让压型锚索箱型梁在顺槽断层构造区使用1个月后的变形情况。图 10为476#钢带处围岩变形监测结果。

图9 煤巷断层区让压型锚索箱型梁支护效果Fig.9 Pressure relief anchor box beams supporting effect in fault zone of roadway

图10 煤巷断层区变形监测结果Fig.10 Monitoring results of roadway fault zone deformation

5 结 论

（1）建立了顶板深梁力学模型，对深部巷道断层区顶板受力及破坏机制进行分析，推理计算得到顶板深梁最大有效剪应力和及极限有效剪应力的计算公式，工程实例证明，该模型是合理的。

（3）断层区煤巷锚索梁支护方式可进行及时主动支护，以提高支护强度和护表效果，改善顶板受力状态，有效防止顶板断裂冒落。

（4）让压型箱型锚索梁具有可让压、高刚、高强、护表面积大等显著优点，经过合理搭配调整各构件参数，可很好地满足“先抗后让再抗”、强力支护与让压支护相协调的要求，现场实施结果显示，对煤巷断层区顶板支护具有较好效果。

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