煤巷斷層區頂板破斷機制分析及支護對策研究

王 琦 ，李術才，李 智，李為騰，王富奇，江 貝，王德超，王洪濤

（1. 山東大學 巖土與結構工程研究中心，濟南 250061；2. 兗礦集團有限公司 博士后科研工作站，山東 鄒城 273500）

1 引 言

頂板事故作為煤礦生產的五大災害之一，占煤礦總死亡事故的40%以上，造成人員傷亡比率幾乎占井下所有事故死亡人數的一半[1－4]。在各種誘發因素中，斷層構造占有較大比重，且斷層區可能引發頂板的整體斷裂垮落，造成較大的傷亡事故[5]。所以，研究斷層構造區巷道頂板破斷機制和相應支護對策具有很大的現實意義。

從現有資料來看，很少有針對該問題的相關研究成果，文獻[6]將斷層附近巷道圍巖作為研究對象，并沒有真正將斷層納入受力分析結構體系中來。本文以巨野礦區某礦斷層區頂板冒落事故原因分析為背景，建立在斷層構造下的頂板受力模型，對頂板破斷機制進行分析。將研究結果應用于該礦斷層區的支護方案設計中，在現有生產條件下，提高煤巷斷層區支護效果和施工進度，減少了斷層區頂板冒落事故的發生。

2 斷層區頂板事故原因分析

從發生的頂板事故實例分析，斷層區巷道大變形破斷及冒落的主要原因包括以下3點：（1）地質條件突變。由于地質條件的復雜性，煤巷在施工時經常面臨地質構造的突變，尤其是突遇斷層破碎帶等圍巖條件急劇變差的情況，常規的方案不能滿足突變后的圍巖支護需要，加大冒頂事故發生的風險。（2）頂板破斷機制不明。遇到斷層后，由于相對復雜的頂板構造具有特殊性，對斷層區頂板變形破斷機制沒有明確地認識，使對斷層區圍巖的支護具有較大盲目性。（3）缺少有針對性的支護對策及方案。斷層區頂板事故多數是因為沒有做好針對地質突變情況的支護預案或支護方案不合理，導致斷層構造出現后不能及時進行有效的支護，錯失最佳支護時機，造成頂板安全隱患。

3 斷層區頂板破斷機制分析

煤巷由斷層一盤穿越至另一盤，較為危險的情況是由下降盤水平掘進至上升盤（本文僅研究此種情況），軟弱頂板厚度增加，原支護方式不能有效地控制軟弱頂板變形，形成了軟弱頂板懸臂梁結構，并最終由于懸臂巖梁破斷而導致整體結構失穩。在前人關于巷道、隧道等地下工程頂板失穩機制研究成果基礎上[7-11]，為方便分析，建立了頂板彈性深梁力學模型（用彈性力學理論進行求解的跨高比符合深梁要求的力學模型）。由于斷層有正、逆斷層之分，本文將分別建立正斷層和逆斷層的力學模型進行研究。

3.1 建立力學模型的前提條件

（1）地層條件突變后，頂板地質條件變差，支護強度相對減弱，造成該處頂板產生變形并垮落。根據前人研究成果[12－13]，斷層處巷道頂板在橫截面上產生如圖1所示的變形垮落區，本文在此基礎上重點研究沿巷道軸向縱剖面上頂板受力變形破斷機理。

（2）將薄直接頂板1通過支護與堅硬頂板緊密貼合，共同視為穩定變形體，不會最終破壞。如圖2所示。

（3）巷道穿越斷層破碎帶過程中導致斷層面活化，此時活化的斷層面強度急劇降低[14－16]，認為該處活化斷層面不能承受拉力和剪力。

（4）斷層走向與巷道軸線大角度相交。

圖1 巷道頂板垮落橫截面示意圖Fig.1 Roadway cross-section diagram of roof caving

圖2 頂板變形破壞示意圖Fig.2 Schematic diagram of roof deformation and failure

3.2 力學模型簡化條件的建立

（1）將由n層巖層所組成的直接頂板2視為總厚度為h的整體連續梁，并簡化其橫截面為矩形。僅將直接頂板2作為研究對象，并按平面應力問題進行近似處理。

（2）斷層走向與巷道軸線夾角簡化為 90°，認為煤巖是水平的，且都是均質連續的彈性體。

（3）直接頂板2外端設定為固定端約束。

（4）由于老頂的活動比較復雜，為便于研究，把老頂作用力 p1及直接頂板自重γh簡化為恒定大小的均布載荷p作用于直接頂板2巖梁上表面，即p= p1+γh。將支護抗力 FS（含圍巖自承能力）與FB共同簡化為一均布載荷 q作用在下表面，即q=FS+FB。FB為圖1中巷幫上方垮落面上的對垮落體的作用力，轉化到頂板下方作為支護阻力的一部分。

在上述條件下，建立如圖3所示的彈性深梁力學模型[8]。

圖3 力學模型Fig.3 Mechanical models

3.3 頂板力學模型解析解

針對上述力學模型，分別計算其應力分量及最大有效剪應力。

3.3.1 正斷層模型計算結果

矩形部分（x＞0）應力分量計算結果表示為

楔形部分（x＜0）應力分量計算結果表示為

式（1）、（2）中 0＜α＜90°。

3.3.2 逆斷層模型計算結果

矩形部分（x＞0）應力分量計算結果為

楔形部分（x＜0）應力分量計算結果表示為

式（3）、（4）中 90°＜α＜180°。

3.3.3 最大有效剪應力計算

式（1）～（4）所表示的僅是頂煤的表觀應力，而直接頂板2在地應力及外部荷載作用下已產生損傷，所以根據損傷力學等效應變假設，并將直接頂板視為各向同性損傷材料，引入連續性因子ψ，該因子可用彈性模量法[17]按進行確定，E~為損傷煤體的彈性模量，E0為未損傷煤體彈性模量。因而，頂煤有效應力可寫為[18]

將上述結果代入最大有效剪應力求解公式得出頂煤最大有效剪應力分布。

由公式（6）可知，其中的未知量為：x，y、p、q、q'、ψ、h和 α。對其中的變量進行以下處理或取值：逆斷層中斷層面作用力q'根據計算結果與工程實際擬合情況，取q'=10q；為進行不同支護強度下的頂板應力分析，p/q分別取5、10和15，即p分別取值5q、10q和15q；為方便工程對比，根據巨野礦區某礦煤巷頂板破斷冒落實例分別取 α為67°（正斷層）、113°（逆斷層）；為使計算結果更具普遍性，將變量h和q取為單位量，即h = 1 m，q =1 MPa。在特定的工況下，ψ為常數，不影響在頂板中的分布規律，此處取ψ=1。

圖4為在此前提下計算得到的正斷層和逆斷層模型頂板最大有效剪應力在不同的 p/q取值下的等值線圖。

圖4 最大有效剪應力τm*ax等值線圖（坐標軸單位：m；等值線數值單位：MPa）Fig.4 Maximum effective shear stress contours(axis unit: m; contour unit: MPa)

正、逆斷層的最大有效剪應力分布具有以下不同規律：

（2）除了存在l/h=0～1位置處的共同的極小值點外，正斷層還存在另外2個極小值點（l/h=1.5～3范圍內）。

3.4 破壞判據確定

圍巖作為脆性材料，其破壞形式主要為受拉或剪切破壞。由Mohr-Coulomb準則，深梁頂板破壞形式應屬剪切破壞，頂板內某點的極限剪應力為

式中：φ為頂煤內摩擦角；c為頂煤凝聚力。

引入連續性因子ψ，則頂煤內某點的極限有效剪應力為

將式（1）～（4）及頂板圍巖的表觀單向抗壓強度 Rc=2c cosφ / (1 - sin φ)代入，整理得：

式中：K值為極限剪應力變量因子。式（9）中的K集中體現了x、y、p、q等變量對的影響。

矩形部分（x＞0）：

楔形部分（x＜0）

頂板發生破壞的條件為：

即：

根據式（13）編程計算得到的K值隨l/h變化規律如圖5所示（各變量取值與計算實例取值相同）。

圖5 K值等值線圖（坐標軸單位：m；等值線單位：MPa）Fig.5 Contours of K(axis unit: m; contour unit: MPa)

分析圖5可以得出以下規律：

（1）隨l/h增大，K值呈現出3個不同的分布區域，以正斷層p/q=10模型計算結果為例進行說明：

區域Ⅰ：l/h=0～1部分，K值分布整體呈水平層狀，由上至下逐漸減小。

區域Ⅱ：l/h=1.0～1.6部分，K值在該區域分布較為均一，沒有較大變化。

區域Ⅲ：l/h=1.6～3.0部分，K值在該區域隨l/h增大增幅（減幅）變大，且向頂梁模型左上方急劇減小。

（2）規律（1）所述3區域分界點隨p/q的增大呈現出右移趨勢。

（3）正斷層、逆斷層具有基本相同的分布規律。

3.5 基于與K的頂板破斷模式分析

正斷層的相關結論：

逆斷層的相關結論：

（1）在區域Ⅰ內，破斷模式與正斷層區域Ⅰ基本相同。不同之處在于逆斷層在模型左上角尖點處取得極大值，該位置圍巖易首先發生破壞。

（3）在區域Ⅲ內，破斷模式與正斷層區域Ⅲ相同。

總體來說，斷層區煤巷頂板隨跨高比 l/h的增大呈現出3種不同的破斷模式：模式Ⅰ為頂板產生由下向上的層狀剝落；模式Ⅱ為頂板產生斜面狀（正斷層）或弧面狀（逆斷層）整體斷裂；模式Ⅲ為頂板產生由左上角開始的整體破斷。

3.6 工程建議

綜合分析以上研究結果，可得出防治斷層區頂板破斷失穩的相關支護建議：

（1）加大支護強度。增大 q，使 p/q減小，可以有效減小頂板值。

（2）及時支護。減小l值，使未有效支護頂板跨高比減小，防止頂板出現較大的。

（3）斷層面附近（區域Ⅰ）巷道頂板下表面加強支護并改善護表效果。防止出現由下向上的頂板剝離失穩，同時可有效防治逆斷層尖點處破壞失穩。

（4）改善支護方式，減小懸臂梁的有效跨度或改變彈性梁受力結構，從而改變頂板受力狀態。

（5）對于逆斷層，在采用上述支護建議的同時，應當加大斷層面下方圍巖的支護強度，保證q′具有足夠大的值。

（6）以“先剛后柔再剛，先抗后讓再抗”支護理念為原則進行支護方案設計，既充分發揮支護系統作用，又充分調動圍巖的自承能力[19]。

4 支護對策與工程應用

4.1 支護對策研究

基于上述對斷層區頂板破斷機制的分析，結合現場實踐，提出了以錨索梁為主，極破碎處采用注漿加固的煤巷斷層區頂板支護對策。該支護采用自行研制的高強讓壓型錨索箱梁支護系統。該系統核心構件主要包括由箱型支護梁（截面形式為“Ⅱ”形，如圖6所示）、錨索讓壓環（圖7為該讓壓環的兩階段讓壓試驗曲線，讓壓點分別為20 t和30 t，讓壓量最大可達 50 mm）、高預應力錨索組成的讓壓型錨索箱梁和高強錨桿，同時配以鋼帶、托盤、金屬網等附屬構件。該支護系統與傳統的工字鋼、槽鋼錨索梁支護系統相比，具有可讓壓、高剛、高強、護表面積大等顯著優點。支護方案如圖8所示。

該支護方案可較好地滿足基于頂板深梁理論分析結論所對應的支護要求，在理論上對正斷層、逆斷層均具有較好的支護效果。

（1）錨索箱梁支護系統與錨索（桿）系統相比，可提供更大的支護反力，在懸臂巖梁自由端增大有效支護荷載 q，減小 p/q值，從而減小梁內最大有效剪應力值。

（2）錨索梁通過長錨索將直接頂作用力傳遞到上部穩定巖層，同時通過與箱型支護梁共同作用，使直接頂由靜定的懸臂狀態改善為超靜定的一端懸臂一端鉸支結構，改善了受力狀態。

（3）支護系統將錨索預應力通過箱型支護梁及時主動施加至直接頂表面，增大了護表面積和預應力擴散范圍，加強了頂板表面支護，改善了護表效果，有效防止了頂板剝離失穩，保持了頂板的完整性。

（4）讓壓型錨索箱梁系統在安裝后即可進行及時傳力支護，當圍巖壓力達到一定程度后變形讓壓，之后由箱型支護梁進行強力支護。既最大限度地保持了圍巖的完整性，減少了圍巖強度的降低，又釋放了圍巖能量，充分發揮了圍巖的自承能力。

（5）在頂板斷層區極破碎處，采用注漿錨桿與注漿錨索聯合加固，提高圍巖完整性和自身承載力，維護頂板穩定。

圖6 箱型支護梁Fig.6 Box supporting beam

圖7 錨索讓壓環單軸壓縮位移-壓力試驗曲線Fig.7 Displacement-pressure curve of uniaxial compression test

圖8 斷層區支護方案設計Fig.8 Support scheme design of fault zone

掘進支護時還應注意跨高比與頂板的破斷模式有密切關系，因此，在掘進過程中要及時地支護，盡可能的減小跨高比。

4.2 工程實例

巨野礦區某礦煤層埋深大、地應力高、地層條件復雜、存在多處斷層構造。在過斷層處利用上述理論研究結論進行分析，根據防治斷層區頂板破斷失穩的相關支護建議，該礦順槽在斷層帶采用高強讓壓型錨索箱梁支護方案組織施工，順利通過7條斷層破碎帶，有效地避免了頂板事故的發生。

對施工后的巷道進行監測，結果顯示，斷層區的巷道變形很快趨于穩定，達到了較好地支護效果。相比架棚支護或其他冒頂后補救措施，具有經濟合理、施工簡便、縮短工期等顯著優勢。圖9為讓壓型錨索箱型梁在順槽斷層構造區使用1個月后的變形情況。圖 10為476#鋼帶處圍巖變形監測結果。

圖9 煤巷斷層區讓壓型錨索箱型梁支護效果Fig.9 Pressure relief anchor box beams supporting effect in fault zone of roadway

圖10 煤巷斷層區變形監測結果Fig.10 Monitoring results of roadway fault zone deformation

5 結 論

（1）建立了頂板深梁力學模型，對深部巷道斷層區頂板受力及破壞機制進行分析，推理計算得到頂板深梁最大有效剪應力和及極限有效剪應力的計算公式，工程實例證明，該模型是合理的。

（3）斷層區煤巷錨索梁支護方式可進行及時主動支護，以提高支護強度和護表效果，改善頂板受力狀態，有效防止頂板斷裂冒落。

（4）讓壓型箱型錨索梁具有可讓壓、高剛、高強、護表面積大等顯著優點，經過合理搭配調整各構件參數，可很好地滿足“先抗后讓再抗”、強力支護與讓壓支護相協調的要求，現場實施結果顯示，對煤巷斷層區頂板支護具有較好效果。

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