近断层深埋巷道掘进变形破坏规律

崔魏，崔峰，潘夏辉，张勃阳

（1.陕西陕煤陕北矿业有限公司 韩家湾煤炭公司，陕西 榆林 719100；2.陕西延长石油矿业有限责任公司 魏墙煤业公司，陕西 榆林 719100；3.河南理工大学 能源科学与工程学院，河南 焦作 454000）

0 引 言

随着我国浅部煤炭资源开采枯竭，煤炭开采逐渐转向深部，深部巷道掘进面临的工程地质环境（高地应力、高水压和不良地质构造带等）变得复杂［1-3］。断层作为一种常见的地质构造，往往存在一条由松散岩石、泥岩等充填物组成的破碎带，致使其附近煤岩体应力分布不均，从而引起深部巷道变形过大或支护结构失效等问题，严重制约煤炭的开采效率［4-5］。

针对断层附近巷道在掘进和工作面回采期间产生的变形破坏问题，国内外众多学者开展了一系列研究。在巷道围岩变形破坏特征方面，林海等［6］通过现场调研和数值模拟指出，断层面剪切滑移破坏、围岩松软破碎、支护结构针对性差是造成大断面巷道变形破坏的原因；陈建泉［7］对东欢坨矿2284工作面开切巷进行了锚杆受力状况监测，得出DF38断层影响下该开切巷的顶板破坏特征；王襄禹等［8］对红岭煤矿近断层采动巷道掘进期间围岩变形破坏机制进行了数值模拟与工程应用研究，指出断层附近岩体易产生非对称应力和大变形，并在一些关键部位发生剪切滑移破坏。在巷道支护技术方面，刘传宝［9］通过分析孙疃煤矿矿井地质和矿压实际资料，提出过大断层的巷道最优支护技术方案和措施，探讨了复杂地质情况下支护的客观规律性；钱学森［10］利用FLAC2D分析了近断层采动影响下巷道围岩变形规律及其稳定性影响因素，提出高强锚网索支护技术；郝长胜等［11］利用FLAC3D分析了多断层构造应力下回采巷道变形破坏特征，提出锚杆+金属网+锚索+钢筋梯子梁的联合支护方案；蒋康前等［12］在总结刘庄煤矿穿断层破碎带软岩巷道围岩破坏特征的基础上，提出巷道围岩分步耦合支护技术方案，包括预留巷道围岩变形量、初次锚网索喷耦合支护、滞后围岩注浆加固以及帮角和底板锚注浆加固。

以上研究成果为近断层巷道掘进与安全生产提供了保障。然而，由于深埋巷道地质环境复杂，且受断层构造影响，其在开挖过程中表现出的变形破坏特征和浅部的明显不同［13-15］。因此，以上针对近断层浅埋巷道所做的研究无法为近断层深埋巷道围岩稳定控制提供有效指导。本文以窑街煤电集团有限公司海石湾煤矿一条深埋进风巷道为例，考虑其与断层净间距不断变化，研究近断层深埋巷道掘进过程中围岩应力、位移、塑性区和剪应变的演化特征，在此基础上，分析断层倾角、破碎带宽度和侧压力系数对巷道围岩稳定性的影响，以期为近断层深埋巷道安全开挖与支护结构设计提供数据支撑。

1 工程概况

海石湾煤矿主采煤层为煤二层，平均厚度21 m，底板埋深约930 m，侧压力系数1.5。其中，6223-2工作面进风巷断面为4.5 m×3.0 m的矩形，掘进期间遭遇落差8 m、宽度3.6 m、倾角70°的F4-1逆断层破碎带，如图1所示。该回风巷正常段采用锚网支护，穿越断层段采用工字钢架棚支护，巷道围岩物理力学参数如表1所示。

图1 6223-2工作面平面布置图Fig.1 Layout plan of 6223-2 working surface

2 数值模拟模型与方案设计

2.1 模拟模型建立

由图1可知，随着深埋进风巷向前掘进，其与F4-1逆断层的间距逐渐减小，必然导致巷道围岩变形破坏特征发生变化。为此，截取其中一段并采用FLAC3D建立巷道掘进数值模拟模型（图2），该模型宽60 m、高33 m、厚4 m，包含253 299个节点和200 640个单元。模型边界条件设置为底面法向约束、四周以及顶面应力约束。岩体本构关系采用应变软化模型，内摩擦角始终保持不变，峰前内聚力值随残余阶段塑性指数值增大线性减小至残余内聚力值，具体如表1所示。巷道支护采用null单元模拟巷道掘进范围内岩体；采用shell结构单元模拟工字钢架棚支护，弹性模量和泊松比分别取212 GPa和0.2；深埋巷道与断层破碎带间的净间距d设为15，9，5，2，0 m，并分别计算。

图2 近断层深埋巷道掘进数值模拟模型Fig.2 Numerical simulation model of deep roadway excavation near a fault

表1 深埋巷道围岩物理力学参数Tab.1 Physical and mechanical parameters of surrounding rock of deep roadway

2.2 模拟方案设计

考虑到矿井工程地质条件十分复杂，巷道侧压力系数、断层倾角和破碎带宽度可能发生变化，为进一步研究断层对深埋巷道变形破坏的影响，本文在实际工程基础上，设计以下模拟方案：

（1）不同侧压力系数λ。保持其余参数不变，令λ分别为0.3，0.6，1.0，1.5，2.5。

（2）不同断层倾角θ。保持其余参数不变，令θ分别为30°，60°，90°，120°，150°。

（3）不同破碎带宽度b。保持其余参数不变，令b分别为0.9，1.8，3.6，7.2，14.4 m。

3 数值计算结果分析

3.1 近断层深埋巷道掘进变形破坏规律

3.1.1 巷道围岩应力变化规律

随着近断层深埋巷道向前掘进，深埋巷道与断层间的净间距不断减小，其顶板与近断层巷帮不同位置围岩的最大与最小主应力差分布曲线如图3所示。由于巷道围岩应力卸载，导致近断层深埋巷道高应力由浅部逐渐往深处转移并不断衰减；当围岩最大与最小主应力差超过围岩本身强度时，围岩发生破坏，导致承载能力降低，围岩最大与最小主应力差迅速下降。因此，巷道掘进后，由巷道表面向围岩深处，围岩最大与最小主应力差呈单峰型分布，即在浅部破坏区内随着距巷道表面距离增大，围岩最大与最小主应力差逐渐增大。当距巷道表面2～3 m时，围岩最大与最小主应力差达到最大，之后随着距巷道表面距离的增大，围岩最大与最小主应力差逐渐恢复至原始应力水平。

图3 巷道距断层不同距离时围岩的应力分布曲线Fig.3 Stress distribution curves of surrounding rock with different distances between roadway and fault

由图3还可看出，随着深埋巷道距断层距离减小，巷道顶板与近断层巷帮的围岩最大与最小主应力差先增大后减小。d＝2 m时，巷道顶板与近断层巷帮的应力集中系数达到最大，分别为3.37和3.02。原因在于，断层岩体较为破碎，这对于巷道高应力向深部传递有一定阻隔作用，因此，当应力集中点位于断层与巷道之间时，随着断层与巷道净距减小，巷道围岩附加应力将逐渐增大，进而其应力集中系数也随之增大。当应力集中点位于断层内部时，由于断层岩体承载力较低，承受荷载有限，因此，最大应力集中系数反而随断层与巷道净距的减小而减小。

对比近断层深埋巷道顶板与近断层巷帮围岩应力可以发现，虽然巷道顶板围岩应力集中系数普遍大于近断层巷帮的，但从断层与深埋巷道净间距变化对围岩应力变化幅度影响看，F4-1逆断层对深埋巷道近断层巷帮围岩应力的影响明显强于对顶板的影响，说明随着巷道向前掘进，近断层巷帮围岩变形破坏特征变化也更加明显。

3.1.2 巷道围岩位移变化规律

当近断层深埋巷道与断层净间距为0时，巷道围岩竖直与水平位移云图如图4所示。由于断层岩体性质较弱且易在断层与巷道间产生附加应力，因此，深埋巷道在靠近断层破碎带时，巷道围岩位移将出现明显的不均匀分布现象。由图4（a）可知，巷道围岩最大沉降和隆起分别出现在巷道顶底板中心位置，约为180 mm和60 mm，可见，断层对巷道顶板位移的影响要强于对底板的影响。此外，近断层巷帮岩体竖直位移的减小速率要明显小于远离断层巷帮的，因此，距巷道表面距离相同时，巷道近断层巷帮围岩的竖向位移要大于远离断层巷帮的。由图4（b）可知，巷道两帮围岩最大水平位移均出现在巷道侧墙中心位置处，由于断层影响，巷道两帮围岩位移分布存在明显差异，表现为近断层巷帮围岩的最大水平位移比远离断层巷帮的大100 mm，近断层巷帮围岩位移在20 mm以上的区域比远离断层巷帮大将近6.5 m。由此可见，断层的存在将会显著增大邻近巷道顶板与近断层巷帮围岩的位移，为控制围岩稳定，需对巷道靠近断层一侧的围岩进行位移监测并加强支护。

图4 深埋巷道靠近断层时围岩的位移分布云图Fig.4 Cloud diagram of displacement distribution of deep roadway surrounding rock near a fault

巷道距断层不同距离时围岩的最大位移变化曲线如图5所示。由图5可知，随着深埋巷道与断层净间距减小，深埋巷道围岩位移逐渐增大且增速越来越大。深埋巷道与断层净间距大于5 m时，随着深埋巷道向断层靠近，其围岩位移变化并不明显；深埋巷道与断层净间距小于5 m时，随着巷道向断层靠近，巷道围岩位移呈指数式增大。由此可见，断层对其附近5 m内的巷道围岩变形有重要影响，对5 m外的深埋巷道围岩变形影响较小。巷道与断层净间距为0时，巷道顶板、底板、近断层巷帮、远离断层巷帮围岩最大位移分别比无断层影响下（巷道与断层净间距＞15 m）大84.7%，39.2%，169.7%，3.5%，说明随着深埋巷道向前掘进，本工程条件下的断层主要造成巷道顶板及近断层巷帮围岩位移的大幅增大，而对远离断层巷帮围岩位移影响很小，可忽略不计。因此，在保证巷道安全且节约支护成本的条件下，在巷道与断层净距小于5 m时，应对巷道顶板和近断层巷帮围岩进行加固处理。

图5 巷道距断层不同距离时围岩的最大位移变化曲线Fig.5 Maximum displacement curves of surrounding rock with different distances between roadway and fault

3.1.3 巷道围岩塑性区变化规律

深埋巷道距断层距离不同时，其围岩塑性区分布如图6所示。深埋巷道距断层15 m时，巷道掘进后，围岩塑性区破坏深度在顶板、底板、近断层巷帮以及远离断层巷帮处分别为3.2，2.4，1.7，1.8 m。随着巷道向断层靠近，巷道围岩塑性区破坏深度在顶板、底板以及近断层巷帮逐渐增大，而在远离断层巷帮则有所减小，但增大以及减小的幅度都不大。对比巷道围岩位移变化规律可知，在巷道围岩塑性区变化不大的情况下，巷道围岩位移变化明显的原因可能为越靠近断层，巷道围岩在屈服区的破坏程度越严重，因此，需研究巷道周边围岩剪应变分布情况。

图6 巷道距断层不同距离时围岩塑性区分布图Fig.6 Plastic zone distribution diagram of surrounding rock with different distances between roadway and fault

3.1.4 巷道围岩剪应变变化规律

深埋巷道与断层间距发生变化时巷道围岩剪应变分布如图7所示。巷道距断层15 m时，巷道掘进后，围岩剪应变主要集中在顶底板由两边角向深部中心扩展交汇的“Λ”形破坏区域内，约为0.075；巷道两帮围岩剪应变值相对较小，约为0.018；巷道距断层5 m时，巷道围岩在近断层巷帮剪应变值有所增大，也呈“Λ”形分布，而巷道顶底板以及远离断层巷帮岩体剪应变则变化不明显；随着巷道距断层距离进一步减小，巷道岩体剪应变在底板以及远离断层巷帮变化不大，近断层巷帮以及顶板逐渐向围岩深处扩展，同时，塑性区域内的剪应变将逐渐增大至0.15，这也解释了巷道近断层巷帮以及顶板围岩在塑性区内基本保持不变的情况下，位移呈指数式增大的原因。

图7 深埋巷道距断层距离不同时围岩的剪应变分布图Fig.7 Shear strain distribution diagram of surrounding rock with different distances between roadway and fault

3.1.5 巷道围岩稳定控制对策与监测结果

由近断层巷道围岩开挖变形破坏分析结果可知，当巷道距断层较近时，应对巷道顶板以及近断层巷帮的岩体进行注浆和加强支护。实际工程巷道在开挖后先喷50 mm厚的混凝土并进行工字钢棚支护；之后进行巷道内部滞后注浆，注浆材料采用高水材料；最后采用高强度预应力左旋螺纹钢锚杆进行二次支护，其中锚杆直径20 mm、排距800 mm，在近断层巷帮、顶板以及远离断层巷帮分别布置4，6，3根。工程监测结果表明，采用上述支护方案后，开挖支护后巷道表面岩体位移很快趋于稳定，且两帮以及顶底板移近量均能够控制在100 mm内，保证了巷道断面的使用要求。

3.2 侧压力系数对近断层深埋巷道变形破坏影响

不同侧压力系数下近断层深埋巷道收敛位移变化曲线如图8所示。侧压力系数越大，巷道掘进卸载的水平应力值亦越大，这必然导致巷道围岩最大与最小主应力差变化幅度随之增大。因此，当巷道与断层净间距相同时，随着侧压力系数增大，巷道顶底板以及两帮的收敛位移将逐渐增大且增速变大，即巷道围岩收敛位移大小与侧压力系数呈指数递增关系。当侧压力系数分别为0.3，0.6，1.0，1.5，2.5时，随着巷道掘进，巷道围岩收敛位移发生明显改变的位置节点分别为d＝2 m，d＝2 m，d＝5 m，d＝5 m和d＝9 m，说明侧压力系数越大，断层对临近巷道围岩变形影响作用越明显。对比巷道顶底板以及两帮收敛位移大小可知，侧压力系数对巷道顶底板收敛位移的影响程度明显强于两帮的。因此，侧压力系数越大的近断层深埋巷道越应重视对巷道顶底板围岩的稳定控制。

图8 不同侧压力系数下近断层深埋巷道收敛位移变化曲线Fig.8 Convergent displacement curves of deep roadway near a fault with different lateral pressure coefficients

断层与巷道净间距为0时，不同侧压力系数下近断层深埋巷道围岩的塑性区分布如图9所示。侧压力系数为0.3时，近断层深埋巷道顶底板仅在两边角位置出现小范围塑性区，破坏深度约为1.2 m，断层内部近断层巷帮出现大范围塑性区且呈明显的半“X”形分布，其破坏深度约达4.0 m；远离断层巷帮围岩破坏宽度与巷道高度相当，约为1.8 m。随着侧压力系数增大，巷道围岩塑性区破坏深度在顶底板处逐渐增大，近断层巷帮出现先减小后逐渐增大的变化规律，在远离断层巷帮基本保持不变。侧压力系数为2.5 m时，近断层深埋巷道顶板、底板以及近断层巷帮的塑性区破坏深度分别为6.4，3.8，6.1 m。可见，侧压力系数变化对近断层深埋巷道顶板以及近断层巷帮围岩破坏特征影响极大。

图9 不同侧压力系数下近断层深埋巷道围岩的塑性区分布Fig.9 Plastic zone distribution of surrounding rock in deep roadway near a fault with different lateral pressure coefficients

3.3 断层倾角对近断层深埋巷道变形破坏的影响

随着巷道向前掘进，不同断层倾角下深埋近断层巷道收敛位移变化曲线如图10所示。由于断层倾角变化，巷道掘进后围岩整体力学性质以及附加应力分布特征发生改变，导致巷道收敛位移发生变化。由图10可知，断层与巷道净间距大于5 m时，断层倾角变化对巷道围岩收敛位移变化影响很小。断层与巷道净间距小于5 m时，随着断层倾角增大，巷道顶底板收敛位移呈现先减小后增大、再减小再增大的变化规律，两帮收敛位移则出现先增大后减小；断层倾角为90°时，巷道顶底板以及两帮收敛位移均最大。当d＝0时，巷道两帮以及顶底板收敛位移随断层倾角变化分别为300 mm和137 mm，说明巷道两帮收敛位移随断层倾角变化比顶底板敏感得多。

图10 不同断层倾角下近断层深埋巷道收敛位移曲线Fig.10 Convergent displacement curves of deep roadway near a fault with different fault dips

d＝0时，不同断层倾角下近断层深埋巷道围岩的塑性区分布如图11所示。随着断层倾角增大，断层性质由逆断层变为正断层，导致巷道顶底板以及近断层巷帮塑性区破坏范围均呈现先减小后增大、再减小再增大的变化规律；远离断层岩体塑性区则变化不大。断层倾角为90°时，深埋巷道顶板、底板以及近断层巷帮围岩塑性区破坏深度最大，分别达到6.4，4.5，3.6 m。

图11 不同断层倾角下近断层深埋巷道围岩塑性区分布图Fig.11 Plastic zone distribution of surrounding rock in deep roadway near a fault with different fault dips

3.4 破碎带宽度对近断层深埋巷道变形破坏影响

随着巷道不断向前掘进，不同破碎带宽度下近断层深埋巷道收敛位移变化曲线如图12所示。破碎带宽度越大，断层对高应力传递的阻隔作用越明显，因此，当巷道距断层较近时，随着破碎带宽度增加，深埋巷道顶底板以及两帮的收敛位移逐渐增大。由图12可知，巷道距断层净间距大于5 m时，巷道围岩位移随破碎带宽度变化并不明显，巷道距断层净间距小于5 m时，巷道围岩顶底板以及两帮收敛位移均与破碎带宽度呈指数衰减关系，即破碎带宽度达到7.2 m后，巷道围岩位移随破碎带宽度增加的变化很小。对比巷道顶底板以及两帮收敛位移的变化情况可知，破碎带宽度对巷道顶底板收敛位移的影响程度与两帮大体相当。

图13为d＝0时不同破碎带宽度下近断层深埋巷道围岩的塑性区分布。由图13可以看出，随着破碎带宽度增加，巷道围岩在顶底板以及两帮的塑性区变化很小，仅在断层与普通岩体交界处存在少许差别。不同破碎带宽度下巷道围岩收敛位移不一致，说明破碎带宽度增加提高了巷道周边塑性区围岩的破坏程度。

图13 不同破碎带宽度下近断层深埋巷道围岩塑性区图Fig.13 Plastic zone distribution of surrounding rock in deep roadway near a fault with different fault zone width

4 结 论

（1）深埋巷道与断层净间距大于5 m时，随着巷道向断层推近，巷道围岩位移变化不明显；深埋巷道与断层净间距小于5 m时，随着巷道向断层推近，巷道围岩位移呈指数式增大。

（2）随着深埋巷道向断层推近，巷道围岩塑性区破坏深度在顶板、底板以及两帮变化很小；越靠近断层，巷道顶板以及近断层巷帮塑性区围岩的剪应变越大。

（3）近断层深埋巷道围岩收敛位移大小与侧压力系数呈指数递增关系；随着侧压力系数增大，巷道围岩塑性区破坏深度在顶底板位置逐渐增大，近断层巷帮先减小后增大。

（4）断层与巷道净间距大于5 m时，断层倾角变化对巷道围岩收敛位移变化影响很小；断层与巷道净间距小于5 m时，巷道顶底板与底板收敛位移均在断层倾角90°时达到最大。

（5）随着破碎带宽度增加，巷道围岩塑性区变化很小，巷道围岩顶底板以及两帮收敛位移在巷道距断层净间距小于5 m时，与破碎带宽度呈指数衰减关系。