深埋巷道过高水压断层控制对策研究

张小兵，潘夏辉

（1.国家能源投资集团有限责任公司，北京 100011；2.河南理工大学土木工程学院，河南焦作 454003）

随着我国煤炭开采深度的不断增大，深埋巷道工程实例日益增多[1-4]。由于深埋巷道所处的高应力环境，巷道围岩在开挖后会表现出与浅部明显不同的变形破坏特征，如非线性大变形、分区破裂等[5-7]。而当深埋巷道开挖通过导水断层构造带时，断层岩体的软弱性以及充水高压性将进一步恶化巷道周边围岩的力学行为变化特征[8-9]，易造成突水或坍塌事故，给煤矿安全生产带来严峻挑战。

针对断层影响下巷道围岩的变形破坏特征，李跃文[10]、郝长胜[11]、谢俊[12]等借助数值模拟软件对不同工程条件下巷道围岩的应力场、变形场以及塑性区展开分析研究，指出断层构造会造成巷道围岩应力分布不均，导致巷道顶板岩层裂隙较为发育且易垮落；在分析得到近断层巷道围岩变形破坏特征的基础上，张念志[13]和王其洲[14]运用结构补偿原理，研究提出新型高强稳定型支护技术方案；任超[15]、宁太勇[16]、胡雪奎[17]提出以超前预注浆、U 型钢棚、分段不等强支护、关键部位锚索强化等综合治理方法安全、快速通过断层。这些研究成果帮助解决了巷道过断层破碎带施工危险与支护困难的难题，然而其研究对象大多是不含水断层或浅埋巷道，没有考虑高应力与高水压耦合作用下围岩的力学与渗透性质变化问题[18]，难以对高水压深埋巷道围岩稳定控制提供有效数据支撑。为此，以邢东煤矿一条过导水断层深埋巷道为背景，考虑岩石破坏后的强度下降与渗透率突变问题，首先对无支护条件下断层附近深埋巷道围岩位移、塑性区、渗透系数以及涌水量变化规律展开数值模拟研究，然后在此基础上提出“超前预注浆+锚网梁+锚索+工字钢棚+喷浆”联合支护控制对策[19-20]。

1 工程概况

邢东煤矿主采2#煤层平均厚度3.9 m，平均埋深1 038 m，侧压系数约为1.5；煤层直接顶板为厚3.34 m 的铝土质粉砂岩，其上为2.66 m 厚的粉细砂岩，再上则为10.14 m 厚的粉砂岩；煤层直接底板为3.5 m 厚的粉砂岩，往下为1.08 m 厚的薄煤层，再往下则为10.5 m 厚的粉砂岩。在该水平开拓工程中，2228 工作面运料巷长度262 m，沿着煤层底板掘进，截面形状为矩形，宽高分别为5.0、3.5 m。巷道掘进期间遭遇1 处倾角为36°，倾向为134°，宽度为5.0 m，落差为5.0 m，水压为8.7 MPa 的SF29断层破碎带，给巷道围岩稳定控制带来巨大威胁。2228 工作面运料巷掘进遭遇断层示意图如图1。

图1 2228 工作面运料巷掘进遭遇断层示意图Fig.1 Schematic diagram for material roadway of 2228 working face through a fault

2 数值模拟模型

2.1 数值模型建立

根据圣维南原理，采用FLAC3D建立的过断层深埋巷道开挖数值模拟模型如图2。

图2 过断层高应力巷道开挖数值模拟模型Fig.2 Numerical simulation model for the excavation of high-stress roadway through a fault

该模型长、宽、高分别为60、54、33.5 m，共包含371 472 个网格节点和355 320 个单元。模型边界条件设置为底面固定、前后法向位移约束、左右施加压力36.0 MPa、顶面施加压力24.0 MPa。模拟巷道开挖掘进时，设置巷道每次掘进距离为3 m 且令巷道表面水压力为0。

2.2 围岩本构模型及参数设置

由于岩石在达到承载极限后，其强度会随着塑性应变的增大而逐渐减小，最终趋于稳定；但由于岩石内摩擦角变化幅度很小，可以认为基本不变[22]。因此，在设置岩石本构模型为应变软化模型的条件下，可以认为岩石在不同阶段强度的变化主要表现为岩石黏聚力的变化。

此外，考虑断层内高压水会向巷道发生渗透，设置岩石为各向同性渗透模型，但由于岩石出现破坏后，其微裂隙会大幅度扩展而导致渗透系数提高，因此，采用式（1）来描述岩石的渗透率变化特征[23]：

式中：K 为岩石破坏后的渗透率；K0为岩石初始渗透率；α 为岩石体积应变增透系数；εv为岩石体积应变。

根据不同岩石的三轴压缩以及渗透率测试结果[24-26]，取得的粉砂岩、粉细砂岩、煤岩及断层岩体的物理、力学见表1，渗透参数见表2。

表1 巷道周边岩层的物理、力学与渗透参数Table 1 Physical and mechanical parameters of the roadway surrounding rocks

表2 巷道周边岩层的渗透参数Table 2 Permeability parameters of the roadway surrounding rocks

3 高水压断层影响下深埋巷道变形破坏特征

3.1 变形特征

深埋巷道逐渐往高水压断层方向掘进时，无支护条件下巷道围岩的位移变化曲线如图3。

由图3（a）可知，受断层倾向的影响，高水压断层对深埋巷道顶板位移的影响要明显强于底板，主要表现为：随着巷道的向前推进，巷道顶板最大竖向位移将逐渐增大且增大速率越来越快，其在单进尺内（巷道掘进面与断层间距由12 m 缩减至9 m）的增长幅度可达到500 mm 以上；而巷道底板最大竖向位移则增长变化很小，其值稳定在200 mm 左右。当深埋巷道掘进面与断层间距等于12 m 时，巷道顶板将在断层后方约12～18 m 的位置出现大约600 mm 的位移，意味着该范围内岩体已发生失稳，将发生冒顶坍塌事故。出现这种现象的原因在于，高水压导水断层会阻碍巷道开挖释放的高应力向深处传递，导致巷道围岩在巷道与断层之间产生附加应力，且这种附加应力随着巷道与断层间距的减小而不断增大，因此，越靠近断层位置的岩体，其在巷道开挖后产生的位移就越大，当位移达到一定程度时，岩体就会因应变过大而丧失稳定。

图3 深埋巷道向断层掘进过程中围岩的位移变化曲线Fig.3 Displacement curves of surrounding rocks during the process of deep-buried roadway through a fault

由图3（b）可以看出，随着巷道的向前推进，巷道两帮岩体的水平位移将逐渐增大且增大速率越来越快；同时受断层倾向的影响，巷道左右两帮岩体水平位移分布表现出非对称性，巷道左帮岩体的水平位移增长幅度要明显大于右帮。当巷道掘进面与断层间距小于15 m 时，随着巷道的向前掘进，巷道左帮位于断层后方12～21 m 以及右帮位于断层后方9～15 m 间的岩体水平位移将急剧增大，其单进尺最大增长幅度分别为1 200、220 mm，说明这2 处位置岩体最容易在巷道后续掘进过程中失稳。

由图3（c）可知，随着深埋巷道掘进面逐渐向高水压断层靠近，巷道掘进面法向位移将逐渐增大，且增大幅度在掘进面与断层间距小于21 m 后愈加明显。当掘进面与断层间距由21 m 减小至18 m 时，巷道掘进面法向位移将从215 mm 突增至576 mm，说明此时掘进面处岩体已处于极不稳定的状态，需采取措施进行处理以防止塌方。

综上所述，当深埋巷道掘进面与高水压断层间距大于21 m 时，巷道顶底板以及两帮的收敛位移分别为240、260 mm；但当深埋巷道掘进面与高水压断层间距小于21 m 时，巷道顶底板、两帮以及掘进面收敛位移则分别会达到560、750、570 mm 以上，严重影响巷道正常使用，甚至诱发冒顶、片帮或塌方事故。因此，为保证深埋巷道掘进安全，需至少在巷道掘进面与高水压断层间预留21 m 以上的岩体厚度，并对巷道前方岩体采取加固措施。

3.2 破坏特征

深埋巷道逐渐往高水压断层方向掘进时，无支护条件下深埋巷道围岩的塑性区深度分布如图4。

图4 深埋巷道向断层掘进过程中围岩塑性区深度分布曲线Fig.4 Depth distribution curves of surrounding rock plastic zone during the process of deep-buried roadway through a fault

当巷道掘进工作面与断层间距大于21 m 时，巷道围岩塑性区深度随巷道向前掘进变化很小，其在巷道顶底板、两帮以及掘进工作面前方位置分别为3.3、2.5、3.0 m。而当巷道掘进工作面与断层间距小于21 m 时，随着巷道的向前掘进，断层附加水-岩应力对巷道影响越来越明显，导致巷道四周围岩塑性区深度大大增加，尤其是巷道顶板、左帮以及掘进面前方。当巷道掘进工作面与断层间距为12 m 时，巷道围岩在顶板、底板、左帮、右帮以及掘进面前方的最大塑性区深度分别为8.7、4.2、6.3、4.8、5.8 m，并出现在断层后方约9～15、15～27、9～18、6～21、6.2 m 的位置。此时深埋巷道顶板以及左帮岩体的塑性区将与高水压断层连通，这意味着，此时巷道与断层之间将会产生导水裂隙通道，进而断层中的高压水将大量涌向巷道，诱发突水事故。

3.3 突水特征

深埋巷道向高水压断层方向掘进过程中围岩的涌水量变化曲线如图5。

图5 深埋巷道向断层掘进过程中围岩涌水量变化曲线Fig.5 Variation curves of water inflow from surrounding rocks during the process of deep-buried roadway through a fault

当深埋巷道距断层距离大于27 m 以上时，由于隔水层较厚，断层内高压水向巷道的渗流速度相对缓慢，此时整个巷道内涌水量要小于30 m3/h，巷道内的排水设备能够满足正常排水的要求。随着巷道掘进面逐渐向断层靠近，巷道与断层之间的岩体破坏范围逐渐加大，其渗透路径大大缩短而渗透率大大增加，导致断层向巷道内的涌水量呈指数式增大；当巷道掘进面距断层距离等于18 m 时，巷道整体涌水量将达到360 m3/h 以上，此时巷道的水就很难及时排出，存在极大的淹井风险。从涌水量大小上看，巷道顶板、掘进工作面、左帮、底板以及右帮涌水量分别占了整个巷道涌水量的48%、29%、14%、5%、4%，可见，巷道顶板是断层内高压水向巷道发生突水的主要部位，其次是掘进工作面和左帮。

无支护条件时深埋巷道不同推进距离下断层周边岩体的渗透系数变化图如图6。

当巷道掘进工作面距断层距离为21 m 时，巷道顶底板以及两帮围岩的塑性屈服面积相对较小且其破坏程度相对较轻，此时，巷道围岩渗透系数仅在顶底板以及两帮浅部约2 m 的区域提高了0.5～1.0 倍左右。随着巷道掘进工作面向高水压断层的靠近，巷道掘进工作面附近围岩的塑性区范围将逐渐扩大并与断层连通，同时其破坏程度亦趋严重（尤其是巷道顶板以及左帮），导致巷道顶板以及左帮塑性区范围内的岩体渗透系数大大增加，局部区域渗透系数增长可达20 倍以上，进而断层内高压水向巷道内发生涌水的速度也急剧变大。

4 深埋巷道过高水压断层支护对策

4.1 深埋巷道过高水压断层支护方案

由上述高水压断层影响下深埋巷道的变形破坏特征分析结果可知：①当巷道掘进面距断层距离大于21 m 时，无支护下巷道围岩收敛位移、塑性区以及涌水量虽然能大致保持稳定，但其值仍偏大，而且当工作面回采时，受回采应力的影响，其值必然还将进一步增大而影响巷道使用；②当巷道掘进面距断层距离小于21 m 时，随着巷道的向前推进，巷道围岩必然会发生失稳以及突水事故。

因此，为保证运料巷能安全顺利通过SF29断层破碎带，拟对该巷道采取以下工程支护措施：

1）超前预注浆。对掘进面前方50 m 进行超前探水工作，如钻进过程中发现钻孔出水，则立即执行“见水即注”方针，浆液先稀后稠，注浆终压为18 MPa。同时在巷道掘进至断层30 m 时设置钻场，对断层破碎带及其附近的含水岩层进行预注浆加固，预注浆范围为巷道两侧18 m。

2）对常规断面进行锚网梁、锚索联合支护。对远离断层25 m 的深埋巷道常规断面采用锚网梁、锚索联合支护，运料巷支护结构示意图如图7。其中，顶板锚杆采用直径22 mm，长度3.0 m，间排距0.7 m×0.8 m 的高强锚杆；顶板锚索采用桁架锚索与单体锚索交替联合布置，桁架锚索采用直径17.8 mm，总长9.5 m，锚固长度1.8 m，排距1.6 m，预紧力不低于140 kN 的高强预应力钢绞线，单体锚索则采用直径21.8 mm，总长8.8 m，锚固长度1.8 m，排距1.6 m，预紧力不低于140 kN 的高强预应力钢绞线，单体锚索与桁架锚索采用桁架进行连接。帮部锚杆采用直径18 mm，长度2.5 m，间排距0.7 m×0.8 m的猛螺纹钢锚杆；帮锚索采用直径17.8 mm，总长6.3 m，锚固长度1.8 m，排距1.6 m，预紧力不低于140 kN 的高强预应力钢绞线；每排布置的2 根帮部锚索采用槽钢进行连接。

图7 运料巷支护结构示意图Fig.7 Schematic diagram of the supporting structure of haul road

3）对关键部位采用“工字钢棚+喷浆”进行加强支护。对断层破碎带附近25 m 范围内的深埋巷道岩体除采用锚网梁、锚索联合支护外，再采用“工字钢棚+喷浆”方式进行二次加强支护，其中，工字钢型号为12#，喷浆材料为喷射混凝土，厚度为100 mm。

4.2 支护后深埋巷道开挖变形破坏特征

为研究“超前预注浆+锚网梁+锚索+工字钢棚+喷浆”联合支护条件下高应力巷道的开挖变形破坏特征，在此前模拟基础上对巷道不同位置进行相应的支护模拟。由此取得的不同支护结构的物理、力学参数见表3。

表3 不同支护结构的物理、力学参数Table 3 Physical and mechanical parameters of different supporting structures

此外，考虑注浆可以有效提高加固范围内岩体的力学强度，采用式（2）来计算注浆加固岩体的物理、力学参数。

式中：T0、Tr分别为加固前、后岩石的力学参数值；n 为岩石孔隙率；S 为浆液力学参数值。

采用“超前预注浆+锚网梁+锚索+工字钢棚+喷浆”联合支护后，深埋巷道掘进通过高水压断层过程中围岩位移变化曲线如图8。

图8 联合支护后断层附近巷道围岩位移变化曲线Fig.8 Displacement curves of roadway surrounding rocks near the fault after combined supports

由图8 可以看出，联合支护后巷道顶底板以及两帮依然会在断层附近出现最大的位移，但它们的值却都能够在巷道开挖过程中最终趋于稳定。其中巷道顶底板最终收敛位移为80～90 mm，而两帮收敛位移则为80～110 m，比无支护条件下至少减少了60%。可见，“超前预注浆+锚网梁+锚索+工字钢棚+喷浆”联合支护能够有效控制高水压断层附近巷道围岩的变形。

采用“超前预注浆+锚网梁+锚索+工字钢棚+喷浆”联合支护后，深埋巷道掘进通过高水压断层过程中围岩塑性区深度变化曲线如图9。

图9 联合支护后断层附近巷道围岩塑性区深度变化曲线Fig.9 Depth distribution curves for surrounding rock plastic zone of roadway near the fault after combined supports

由图9 可以看出，联合支护后巷道顶底板塑性区深度在断层位置约为3.2 m，在其余位置则约为2.2 m；巷道两帮塑性区深度在断层位置约为1.8 m，在其余位置则约为1.3 m。相比无支护条件，巷道围岩塑性区性深度减小了至少50%以上，这说明，联合支护后断层附近巷道围岩承载能力以及受力条件得到了极大改善，其破坏范围和破坏程度大大减小，围岩稳定性明显增强。

采用“超前预注浆+锚网梁+锚索+工字钢棚+喷浆”联合支护后，深埋巷道掘进通过高水压断层过程中围岩涌水量变化曲线如图10。

图10 联合支护后断层附近巷道围岩涌水量变化曲线Fig.10 Variation curves of water inflow from surrounding rocks of roadway near the fault after combined supports

由于超前预注浆封闭了巷道与断层之间岩体以及断层破碎带本身的导水原生裂隙，使得巷道围岩渗透系数大大降低，因此，相比于无支护条件，巷道围岩涌水量也大大降低，当巷道掘进面距断层30 m时，巷道围岩涌水量为0.46 m3/h。随着巷道向断层方向的逐渐推进，由于巷道表面渗水面积逐渐扩大，同时巷道开挖导致浅部围岩发生破坏，围岩渗透系数又将有所提高。因此，掘进面距高水压断层越近，巷道涌水量增长幅度越大；随着掘进面的逐渐远离，巷道涌水量增长速率又逐渐减小，最终整个巷道涌水量将稳定在16 m3/h 左右。由此可知，采用联合支护也能够有效防止深埋巷道过高水压断层时突水事故的发生。

5 结 论

1）当深埋巷道掘进面距高水压断层小于21 m，随着巷道的向前掘进，无支护条件下巷道顶底板、两帮以及掘进面位移将呈指数式增大，并且断层后方12～21 m 的顶板以及左帮部位是巷道围岩首先失稳的区域。

2）深埋巷道掘进面距高水压断层间距为12 m时，无支护条件下巷道围岩在顶板以及左帮的最大塑性区深度分别为8.7、6.3 m，此时，巷道顶板以及左帮岩体塑性区将与高断层连通形成导水裂隙通道，诱发突水事故。

3）随着巷道的向前推进，无支护条件下深埋巷道顶板、掘进面及左帮涌水量将分别占整个巷道涌水量的48%、29%、14%，说明巷道顶板是断层内高压水向巷道发生突水的主要部位。

4）采用“超前预注浆+锚网梁+锚索+工字钢棚+喷浆”联合支护后，高水压断层附近巷道围岩的收敛位移、塑性区深度以及涌水量将分别被控制在110 mm、3.2 m 以及16 m3/h 以内。