正断层上下盘开采诱发断层活化机制及注浆加固治理技术

Mechanism of Fault Activation Induced by Mining in the Upper and Lower Plates of the Normal Fault and the Grouting Reinforcement Technology

摘要

为揭示煤层上盘与下盘不同开采方式下正断层的活化机制，解决采煤工作面揭露断层面临的片帮掉顶、安全性差等问题，采用FLAC3D数值模拟软件分析正断层上盘和下盘开采时断层处正应力和剪应力变化规律，以及断层活化倾向性指标，根据断层两侧位移规律和变形破坏特征揭示采动影响下断层活化机制。研究发现：上盘开采且未揭露断层时，覆岩向采空区侧发生回转，断层上部挤压程度降低，断层上部正应力减小、剪应力增大，发生活化；因上盘开采工作面前方的覆岩易形成楔形体，断层下部正应力和剪应力均增加，未发生活化。当揭露断层后，上盘覆岩缺少煤岩体的有效支撑，较大范围内断层的正应力和剪应力均快速增大且剪应力超过断层抗剪强度，导致断层整体发生滑移。下盘开采时，开采前期覆岩向采空区回转降低断层挤压程度，断层上部正应力减小、剪应力增加，发生活化；断层中下部在开采中期因覆岩塑性区发育至断层处，导致覆岩缺少承载能力而发生滑移活化。开采后期，覆岩缺少煤岩体支撑的同时回转程度加大，断层中下部正应力和剪应力发生突降，断层活化位置向下发育，揭露断层后断层中下部发生活化。基于“断链”为核心的断层治理思路，提出采煤工作面断层破碎带区域治理和局部治理相结合的注浆加固方法，以改善断层学性质、抑制断层带裂隙发育；并在潘二矿11123工作面进行断层治理工程实践，取得较好应用效果。研究结果对断层影响范围内的煤层安全开采具有一定科学意义，所提出的断层破碎带注浆加固方法具有重要的推广应用价值。

Abstract

Objective As a common geological structure in coal mining, faults exhibit a high degree of internal fracture development, poor rock mass integrity, and low mechanical strength. The presence of faults causes the discontinuity of continuous strata, resulting in unique deformation and failure characteristics of the hanging wall and footwall under different mining methods. At present, research on fault activation under different mining methods for the hanging wall and footwall of normal faults mainly focuses on the advancing process of the working face, whereas the evolution of fault normal stress, shear stress, and the activation index remains incompletely understood. Therefore, further investigation of the fault activation mechanism under different mining methods remains necessary. Methods FLAC3D numerical simulation software was utilized to simulate and analyze the fault activation behavior under different mining methods in the hanging wall and footwall under fault occurrence conditions. The Mohr-Coulomb criterion was applied to the rock strata, and the weakening assignment method was adopted to simulate the weak mechanical properties of the fault. Displacement and velocity constraints were applied around and at the bottom of the model, and a vertical stress of 9 MPa was applied at the top to simulate the stress environment of a normal fault. The entire process of 15 mining stages in the hanging wall and footwall, together with a cumulative working-face advance of 300 m until fault exposure, was simulated separately. The fault activation tendency index was derived and established, and the relationship between fault activation tendency and the stress environment was analyzed. A stress measurement line and a fault activation measurement surface were established at the center of the fault above the working face. Based on the calculation formulas for fault normal stress, shear stress, and the fault activation tendency index, the evolution of the fault stress environment and the fault activation slip characteristics under mining disturbance were analyzed. The vertical and horizontal displacements of the overlying strata on both sides of the fault, the deformation characteristics of the fault, and the migration direction of the overlying strata were extracted, and the fault activation mechanism under different mining methods was systematically analyzed. Results and Discussions When the hanging wall was mined and the fault was not exposed, the normal stress in the upper part of the fault decreased, the shear stress increased, the fault was activated, the normal stress and shear stress in the lower part of the fault increased, and the lower part of the fault was not activated. When the fault was exposed, most of the normal and shear stresses of the fault increased rapidly, but the shear stress growth rate was greater than the normal stress growth rate, resulting in the overall activation of the fault. During footwall mining, the normal stress in the upper part of the fault decreased, and the shear stress increased during the early stage of mining, and the upper part of the fault was activated. During the later stage of mining, the normal stress and shear stress in the middle and lower parts of the fault decreased sharply, and the fault activation position developed downward. When the hanging wall was mined, the overlying strata rotated toward the goaf, and the degree of extrusion in the upper part of the fault was reduced. However, the overlying strata in front of the hanging wall mining face easily formed a wedge, which produced an extrusion effect on the fault, resulting in a low degree of fault activation when the fault was not exposed. After the fault was exposed, the overlying rock lacked the supporting rock mass because of the cutoff, resulting in the overall activation of the fault as the shear stress exceeded the shear strength. When the footwall was mined, the upper part of the fault experienced a reduced degree of fault extrusion because of the rotation of the overburden rock toward the goaf during the early stage of mining, resulting in a decrease in normal stress, and the upper part of the fault was activated. In the middle and lower parts of the fault, the plastic zone of the overburden rock developed toward the fault, resulting in a loss of the bearing capacity of the overburden rock, and slip activation occurred. After the fault was exposed, the overburden rock lacked the supporting coal and rock mass, and the degree of overburden rock rebound increased, resulting in fault slip activation. Based on the concept of the "fault chain" as the core of fault treatment, a grouting reinforcement method combining regional treatment and local treatment of the fault fracture zone in the coal mining face was proposed, and shallow, medium, and deep static and dynamic grouting technologies were developed to improve the fault properties and inhibit fracture development within the fault zone. Engineering practice for fault treatment was conducted at the 11123 working face of Pan'er Coal Mine. The occurrences of rib spalling and roof leakage were significantly reduced, and the working face successfully passed through the 5^# abnormal area. Conclusions Based on the numerical investigation of different mining methods in the hanging wall and footwall under normal fault conditions, the study revealed that the fault activation mechanism is associated with the migration of overlying strata during normal fault mining. The characteristics of fault activation and slip at different stages of hanging wall and footwall mining were also clarified. The research findings are of considerable scientific significance for the safe mining of coal seams within fault-influenced zones, and the proposed grouting reinforcement method for fault fracture zones has substantial potential for practical application.

Graphical abstract

关键词

断层活化 / 采动影响 / 断层注浆加固 / 弱化赋值法 / 正断层

Key words

fault activation / mining influence / fault grouting reinforcement / weakening assignment method / normal fault

本刊网刊

断层是煤矿生产活动中最为常见的地质构造，断层构造区内煤岩体裂隙发育程度高、完整性差、强度偏低，往往会因煤层开采打破断层原始应力状态，导致断层出现活化滑移等现象。大量工程实践表明，断层活化滑移会产生顶板冒落、冲击地压和矿井突水等煤矿灾害^[1‒3]。而煤层开采更是导致断层发生活化滑移的重要因素之一，因此，研究煤层开采过程中断层的活化机制，可为工作面过断层期间的安全、高效生产提供科学依据。

目前，学者针对断层活化机制及断层治理进行了大量研究。Islam等^[4]利用边界元法研究发现，煤层开采导致断层附近岩体应力场产生明显变化。潘一山等^[5]利用断层冲击地压模拟试验装置，发现煤层开采会导致断层正应力减小和剪应力增加。赵洪宝等^[6]基于围岩应力场推导了断层滑移倾向性判据，提出断层活化力学机制。戴搏凡等^[7]将3D打印技术与透明解析试验装置相结合，揭示了采动过程中的“卸载拱”演化，展示了采动影响下断层滑移的敏感区域。余伟健等^[8]建立了厚硬顶板采场诱发断层失稳的力学模型，得出断层区岩层失稳判据和断层区岩层失稳形式。王同旭等^[9]使用FLAC3D数值模拟软件，分析断层在煤层开采活动中的能量变化和剪应力变化，得出剪应力突降可以作为断层发生失稳的标志。任政等^[10]定义断层面上剪应力和正应力比值为断层发生滑移的倾向性指标。窦仲四等^[11]认为剪应力和正应力比值越大，断层滑移危险性也越大。于秋鸽^[12]、张丁丁等^[13]通过理论分析推演得出，工作面从下盘向断层推进时断层更易发生活化。郭长升等^[14]发现随着工作面向前推进，断层存在松动区和压紧区，且松动区剪应力上升和压紧区剪应力下降易使断层发生区段滑动。徐晓惠等^[15]通过数值模拟讨论不同条件下逆断层上下盘开采结果，发现下盘开采时的剪应力较上盘开采增加显著，正应力变化较小，下盘开采更易导致断层发生活化。于春生等^[16]认为正断层上盘开采时，下盘岩体发生应力集中现象。李志华^[17]通过相似模拟试验模拟上下盘不同开采方式，发现相对于下盘开采，上盘开采更易形成砌体梁结构或传递梁式平衡结构，断层不易发生活化。孙文斌^[18]、韩科明^[19]、王宏伟^[20]等利用相似模拟试验和数值模拟获得断层应力演化特征和断层滑移特征，发现在煤层开采过程中，断层上方首先受到煤层采动影响并发生活化。王宏伟等^[21]通过相似模拟试验得出，断层面上的最大位移由断层顶部转移至断层中部区域。张宁博等^[22]认为开采对断层的扰动呈现分区性，扰动顺序先是断层上部、再中部、最后下部。目前，针对断层治理已形成了成熟的注浆治理技术^[23‒24]。董书宁等^[25]通过研发三维可视化断层破碎带注浆模拟系统，分析不同断层倾角、浆液水灰比和注浆压力对浆液扩散的影响机制。李智^[26]在现场注浆工程中开展水灰比、注浆压力和注浆段长度对注浆效果影响规律研究，进行了断层注浆堵水关键因素分析。

综上所述，众多学者基于理论分析、相似模拟试验和数值模拟开展了大量关于断层受开采扰动发生活化等方面的研究，对煤层过断层生产活动具有积极的指导意义。然而，关于煤层采动影响下断层活化机制和形式仍尚未完全清晰。本文针对正断层上下盘开采建立数值模型，分析不同开采方式下断层应力演化规律、断层活化特征，揭示断层活化机制；提出以“断链”为核心的断层治理思路，开发一种采煤工作面断层破碎带注浆加固方法，并进行工程实践。研究结果对工作面遇断层时的安全高效开采有一定的指导意义，且断层治理方法具有重要的推广价值。

1 计算模型与方案

以淮南矿区典型工作面为例进行模型构建。基于现场地质资料及岩石力学试验结果，并考虑矿山岩体尺寸效应，数值模拟中采用的岩层物理力学参数见表1^[27]。

根据现场地质条件优化构建的数值模型如图1所示。采用降低断层带模型力学参数的弱化赋值法^[28]模拟断层带进行研究。

图1中箭头方向为工作面推进方向。由图1可知，两个模型的长度、宽度和高度均为600、400、170 m，断层带厚度为6 m，煤层厚度为2 m，为水平煤层。工作面倾向长度为200 m，模型开挖步距为20 m，分15次开挖完成。模型底部边界和四周边界均约束位移和速度，模型顶部为自由边界，施加9 MPa垂直应力^[29]。

2 断层活化规律

2.1 断层活化力学机制

图2为断层带微元体。图2中：{\sigma }_{\mathrm{v}}、{\sigma }_{\mathrm{h}}分别为作用于断层带上的垂直应力、水平应力，MPa；\sigma、\tau分别为作用于断层上的正应力、剪应力，MPa；\theta为断层倾角。

作用于断层上的正应力和剪应力表达式分别为：

\sigma =\frac{{\sigma }_{\mathrm{h}}+{\sigma }_{\mathrm{v}}}{\mathrm{2}}-\frac{{\sigma }_{\mathrm{h}}-{\sigma }_{\mathrm{v}}}{\mathrm{2}}\mathrm{c}\mathrm{o}\mathrm{s}\mathrm{2}\theta（1）

\tau =-\frac{{\sigma }_{\mathrm{h}}-{\sigma }_{\mathrm{v}}}{\mathrm{2}}\mathrm{s}\mathrm{i}\mathrm{n}\mathrm{2}\theta（2）

数值模拟时，断层带选择Mohr‒Coulomb本构模型，故断层带岩体极限抗剪强度{\tau }_{\mathrm{f}}表达式如式（3）所示：

{\tau }_{\mathrm{f}}=\sigma \mathrm{t}\mathrm{a}\mathrm{n}\phi +c（3）

式中：c为断层黏聚力，MPa；\phi为断层内摩擦角，(°)。

受开采扰动影响，当断层带剪应力\tau大于断层带极限抗剪强度时，断层带将发生破坏。

根据断层带上正应力与剪应力关系，建立断层活化倾向性指标T_{\mathrm{s}}为：

T_{\mathrm{s}}=\frac{\tau }{\sigma }（4）

将式（1）、（2）代入式（4）得到：

T_{\mathrm{s}}=\frac{\tau }{\sigma }=\frac{({\sigma }_{\mathrm{v}}-{\sigma }_{\mathrm{h}})\mathrm{s}\mathrm{i}\mathrm{n}\mathrm{2}\theta }{({\sigma }_{\mathrm{h}}+{\sigma }_{\mathrm{v}})+({\sigma }_{\mathrm{v}}-{\sigma }_{\mathrm{h}})\mathrm{c}\mathrm{o}\mathrm{s}\mathrm{2}\theta }（5）

令n={\sigma }_{\mathrm{v}}/{\sigma }_{\mathrm{h}}，则

T_{\mathrm{s}}=T_{\mathrm{s}}(n,\theta )=\frac{(n-\mathrm{1})\mathrm{s}\mathrm{i}\mathrm{n}\mathrm{2}\theta }{(\mathrm{1}+n)+(n-\mathrm{1})\mathrm{c}\mathrm{o}\mathrm{s}\mathrm{2}\theta }（6）

根据式（6）可知，断层活化倾向性指标T_{\mathrm{s}}与垂直应力与水平应力比值n。为分析断层活化力学机制，T_{\mathrm{s}}对n求偏导可得：

\frac{\partial T_{\mathrm{s}}}{\partial n}=\frac{\mathrm{2}\mathrm{s}\mathrm{i}\mathrm{n}\mathrm{2}\theta }{[(\mathrm{1}+n)+{(n-\mathrm{1})\mathrm{c}\mathrm{o}\mathrm{s}\mathrm{2}\theta ]}^{\mathrm{2}}}（7）

由式（7）可知，当时，\partial T_{\mathrm{s}}/\partial n数值始终大于0，因此断层倾向性指标与垂直应力和水平应力比值n成正相关。故垂直应力{\sigma }_{\mathrm{v}}增加和水平应力{\sigma }_{\mathrm{h}}减小将导致断层发生活化。

在煤层上方断层布置断层活化测面（绿色），在断层中部布置应力测线（红色），通过测线和侧面分析煤层开采过程中断层活化规律，如图3所示。

2.2 正断层上盘开采断层活化规律

1）断层应力演化特征

根据式（1）、（2）计算煤层开挖过程中断层测线处正应力和剪应力，结果如图4所示。

由图4（a）可知，正应力在断层倾向位置130 m处存在拐点。第1～10次开挖期间，应力拐点之上正应力逐渐减小，拐点之下正应力逐渐增加。根据文献[14]，定义正应力降低区域为松动区，正应力增长区域为压实区。因此，第1～10次开挖期间断层松动区和压实区未产生变化，较为稳定。第11次开挖后，原拐点之上的松动区开始出现正应力增长现象，成为压实区；原拐点之下的压实区正应力继续增长且增长速度较快。第15次开挖时，断层倾向183～221 m位置处正应力低于初始应力；84～183 m内正应力均大幅度增长，远大于初始应力。根据断层活化倾向性表达式（4）可知，开挖结束后，煤层上方的断层可能在顶部出现活化滑移。

由图4（b）可知，剪应力在断层倾向位置139 m处也存在拐点，应力拐点之上剪应力逐渐增长，应力拐点之下剪应力逐渐降低，但前期应力变化不明显。第11次开挖后，断层上不再有剪应力拐点，煤层上方的断层剪应力均逐渐增加且增长幅度越来越大。第15次开挖时，断层整体剪应力急剧上升。

根据断层活化倾向性表达式可知，正应力降低的同时剪应力上升，断层的活化倾向性增加；当剪应力急剧增长且增长速度快于正应力时，断层活化可能性也增加。因此，在第1～14次开挖期间，断层上部活化可能性较大；第15次开挖时，断层整体可能发生了活化滑移。

2）断层活化倾向性变化规律

由上述分析可知，第10次开挖后断层明显受煤层开挖扰动影响且断层活化倾向性与断层处正应力和剪应力有关。因此，提取FLAC3D中断层带水平应力和垂直应力，按照式（4）计算断层活化倾向性指标T_{\mathrm{s}}。根据Mohr‒Coulomb破坏准则，当断层活化倾向性指标T_{\mathrm{s}}满足式（8）时，断层发生活化。

T_{\mathrm{s}}>\frac{\tau }{\sigma }=\mathrm{t}\mathrm{a}\mathrm{n}\phi +\frac{c}{\sigma }（8）

因断层代黏聚力相对于正应力和剪应力较小，可忽略不计。因此，断层发生活化时，活化倾向性指标应满足式（9）：

T_{\mathrm{s}}>\frac{\tau }{\sigma }=\mathrm{0.488}（9）

以断层发生活化时的临界指标T_{\mathrm{s}}=0.488作为判断断层发生活化的基准值，断层在不同开挖距离下的活化倾向性指标T_{\mathrm{s}}如图5所示。由图5可知：第10次开挖时，受端部应力集中影响，最上部断层的T_{\mathrm{s}}位于活化基准面之上，其余部分位于活化基准面之下；第11次开挖时，断层上部的中间位置开始活化，活化范围为31 m。随工作面继续向断层靠近，断层活化范围逐渐向下发育，第14次开挖时，活化范围为47 m。因此，当正断层上盘开采逐渐靠近断层但未揭露断层时，断层活化范围有限，距离工作面较远。第15次开挖时，煤层上方的断层已全部发生活化。因此，当正断层上盘开采揭露断层时，可能出现覆岩随断层活化产生大范围滑移的现象，威胁工作面安全生产。根据图5可知，正断层上盘开采时，需要在距断层一定距离时采用相关措施对断层进行治理，对岩层压力进行监测，以保证工作面揭露断层时的安全施工。

2.3 正断层下盘开采断层活化规律

1）断层应力演化特征

图6为煤层上方断层正应力和剪应力随煤层开挖逐渐靠近断层时的变化规律。由图6（a）～（c）可知，煤层开挖1～10次期间，正应力在断层倾向位置147 m处存在应力拐点，应力拐点之上正应力降低，应力拐点之下正应力逐渐升高，该期间应力变化幅度较小。分析原因为，煤层开采导致覆岩向采空区方向回转移动，又因工作面位置和断层倾向特征，断层顶部与覆岩运移位置靠近，断层顶部先受到影响，导致挤压程度降低，正应力减小。第11次开挖后，断层顶部正应力降低区域的正应力急剧升高，拐点之上的正应力降低区域向下发育，该部分正应力急剧降低，拐点之下的正应力仍在增加，但增加幅度较小。分析原因为，工作面向断层靠近，断层受开采扰动进一步加剧，使得正应力急剧降低。第15次开挖时，覆岩缺少煤岩支撑体，覆岩整体向采空区移动，断层中下部区域正应力急剧下降。

由图6（d）～（f）可知，煤层第1～10次开挖期间，断层剪应力在111 m附近存在应力拐点，拐点之上剪应力明显升高，拐点之下剪应力增长幅度较小。根据剪应力表达式可知，垂直应力增大和水平应力降低均会导致剪应力增加。因此，当煤层开采逐渐靠近断层时，覆岩运移导致断层在水平方向发生卸荷，因此断层剪应力将增加。第11次开挖后，断层上部剪应力迅速下降，存在向相反方向发育的趋势，断层下部剪应力也迅速增加。第14、15次开挖后，断层上部剪应力与之前方向相反，同时应力数值明显增加，而下部剪应力也发生突降。

继续分析可知：第1～10次开挖期间，正应力降低的同时剪应力增加，根据断层活化指标计算可得，此时断层活化可能性增大。第11次开挖后，断层大部分区域正应力和剪应力均发生突降，根据文献[9‒10]研究可知，剪应力突降是断层发生活化的标志，断层由活化阶段进入滑移错动阶段。第14、15次开挖后，断层上部正应力和剪应力均上升，这部分区域可能在发生活化后又重新稳定。

2）断层活化倾向性变化规律

与分析正断层上盘开采相似，根据断层活化倾向性指标表达式（4），提取第10～15次开挖期间煤层上方断层带的断层活化指标T_{\mathrm{s}}，如图7所示。由图7可知：第10次开挖时，断层上部已经开始发生活化，活化范围为58 m，根据前文正应力和剪应力分析可知，此时断层活化是因为正应力降低和剪应力上升，因此，剪应力突降可作为断层活化的标志。第11～13次开挖期间，中部的T_{\mathrm{s}}位于活化基准面之上，断层发生活化；断层顶部剪应力发生突降，虽位于活化基准面之下，但该部分断层在开挖期间已发生活化，活化范围达94 m。第14次开挖时，断层上部正应力和剪应力均增大，此时T_{\mathrm{s}}小于活化基准值，未发生活化；而断层中下部正应力降低幅度较大，断层压实程度急剧降低，断层发生活化。第15次开挖时，T_{\mathrm{s}}均位于活化基准面之下，但断层下部剪应力和正应力急剧降低，因此断层下部发生滑移错动。

综上所述，工作面逐渐靠近断层时，断层上部因正应力降低和剪应力增加而发生活化；随着工作面临近断层，剪应力发生突降，断层活化范围向下发育至中部，大范围发生活化。因此，当工作面即将揭露断层和揭露断层时，断层下部发生滑移错动，断层上部未发生活化。

3 开采扰动诱发断层活化机制

由第2节可知，正断层上下盘开采过程中断层展现出不同的活化特征，而断层的活化滑移一般表现为上下盘的相对错动，引起周围围岩运动的改变^[21]。为揭示不同开采条件下的断层活化机制，在图1的上盘开采模型和下盘开采模型中断层的上下盘分别取监测点，各点垂直间距为20 m，提取煤层开挖过程监测点的水平和垂直位移。根据模型网格实际尺寸，断层两侧监测点位置如图8所示。

图8中：A、B、C、D、E、F为断层与上盘覆岩交界处的位移监测点；A1、B1、C1、D1、E1、F1为断层与下盘覆岩交界处的位移监测点；U_X和U_Y分别为断层与上盘覆岩交界处位移监测点的水平和垂直方向位移，单位为m；V_X和V_Y分别为断层与下盘覆岩交界处位移监测点的水平和垂直方向位移，单位为m。断层两侧监测点位移变化过程计算方法如下：

U_j={\displaystyle \sum _{i=\mathrm{1}}^{\mathrm{15}}}{U}_j^i-U_j^{\mathrm{1}},i=\mathrm{1,2},...,\mathrm{15},j=X,Z（10）

V_j={\displaystyle \sum _{i=\mathrm{1}}^{\mathrm{15}}}{V}_j^i-V_j^{\mathrm{1}},i=\mathrm{1,2},...,\mathrm{15},j=X,Z（11）

式（10）、（11）中，U_j、V_j为第1～15次开挖期间上、下盘的水平（j=X）、垂直位移（j=Z），U_j^i、V_j^i为第i次开挖期间上盘、下盘的水平（j=X）、垂直（j=Z）位移分量。

根据表达式（10）、（11）计算正断层上盘开采时，A～F和A1～F1处的水平和垂直方向位移随煤层开挖过程的变化规律，如图9所示。图9中：水平位移大于0表示断层向上盘方向移动；反之，为向下盘方向移动。垂直方向位移小于0表示断层向煤层方向移动。

由图9可知：A、B、C处断层的水平方向位移沿着X轴正向逐渐增加，第1～14次开挖期间A、B、C处的水平方向位移增长较为平稳，第15次开挖后水平位移急剧增长，A、B、C处的水平位移最大值为91.5、60.2、23.7 mm。A1、B1、C1处水平位移变化缓慢且C1处水平位移沿X轴负向增长。因此，随着煤层开挖，A（A1）、B（B1）和C（C1）处断层在水平方向位移差逐渐增大，处于膨胀状态，断层水平挤压效果减弱。A、B、C处的垂直位移在煤层开挖后期分别急剧增加至143.7、111.9、87.7 mm；B1、C1处的垂直位移未发生明显变化，近乎为0 mm；A1处垂直位移最后增加至12.5 mm。因此，上盘开采情况下，仅有偏向于上盘一侧的断层在垂直方向发生了明显位移，且越靠近煤层，垂直位移变化越大，垂直方向上挤压程度增大。

图9中，第1～14次开挖期间，D和D1处的水平位移变化几乎相同，垂直位移明显增加，但不同于A（A1）、B（B1）和C（C1）处断层两侧垂直位移变化较为悬殊。对比图9中不同位置的水平和垂直位移可以发现，D（D1）处为断层不同位置水平和垂直位移变化拐点，对应图3处应力拐点的位置。E（E1）、F（F1）处的断层两侧水平位移向X轴负向移动，垂直位移向Z轴负向移动；E、F处的水平和垂直位移总体上大于E1、F1处的水平和垂直位移，因此，在煤层开挖期间，E（E1）、F（F1）处断层水平和垂直方向处于挤压状态。

图10为上盘开采时，第10～15次开挖期间断层水平应力分布及变形形状，其中，将断层的变形形状按照放大因子50进行放大。由图10可知：断层开挖期间，断层上部水平应力降低，发生膨胀；断层下部水平应力增大，发生挤压。因此，断层上部发生活化，下部未发生活化。

上盘开采第13、15次开挖时岩层位移矢量图如图11所示，其中，箭头为岩层位移方向，箭头大小表示位移大小。

由图11（a）可知，第13次开挖时，采空区范围逐渐增大，上覆岩层下沉量增加，导致采空区斜上方的岩层向采空区移动，而下盘岩层位移较小，导致上部断层两侧的岩层产生位移差。根据文献[23]提出的离层空间会导致断层活化可知，煤层开采时上覆关键层会产生一定尺寸的离层空间。因此，断层上部发生活化的原因为：煤层开采时，上盘覆岩产生运移导致上部断层附近的岩层产生位移差，上部断层挤压程度降低导致断层正应力减小，断层发生活化；下部断层附近的岩层移动方向指向断层，导致断层挤压程度增大，断层正应力增大，断层将不易活化。以上对应图5中未揭露断层时断层的活化规律。

图11（b）中，工作面已揭露断层，断层上部附近岩层运移方向平行于断层方向，而断层下部岩层移动方向由指向断层变为竖直方向，因此采空区上部岩层在缺少煤岩体支撑的情况下发生了整体下移，对应图9中第15次开挖垂直方向位移显著增加的情况。因此，揭露断层前后断层与上覆岩体的力学关系如图12所示。

图12中，F₁、F₂为未揭露断层时楔形体覆岩受到的水平与垂直应力，F₃、F₄为揭露断层时楔形体覆岩与断层之间的水平和垂直应力，k₁、k₂、k₃、k₄为揭露断层后力的变化系数，G为上覆岩层中重力，q为煤岩体对上覆岩层的支承力。揭露断层后，上覆岩层作用于断层上的竖向力明显增加，根据图2中力的分解可知，断层上剪应力将增加。因此，上盘开采揭露断层时，断层活化原因：一是，上覆岩层缺少煤岩体支撑使作用于断层上的剪应力增加；二是，因为断层倾向和岩层的位置关系，岩层在缺少支撑时会向下滑移。上述两种情况共同导致断层整体发生活化滑移。

与上盘开采相似，提取断层A（A1）、B（B1）、C（C1）、D（D1）、E（E1）、F（F1）处水平和垂直位移，绘制其随煤层开挖的变化规律，如图13所示。

断层上部A（A1）、B（B1）、C（C1）处在第12或第13次开挖前，水平位移随煤层开采向X轴负向变化，A、B、C处水平位移最大值分别为106.1、61.8、36.7 mm，说明煤层开挖对上部断层水平位移影响较大。第13次开挖后，A（A1）、B（B1）、C（C1）处水平位移突然向X轴正向移动且随着煤层向断层靠近幅度加大；同时，A1、B1处水平位移随煤层开挖逐渐增加，但增速小于A、B处，C1处水平位移变化幅度较小。

第1～11次开挖期间，A（A1）、B（B1）、C（C1）处垂直位移在前期增长未出现差异性变化，断层左右两侧垂直位移均在第12次开挖后呈现差异，但变化趋势相近，C（C1）处在开挖完成后垂直位移数值差距较大。由上述分析可知：第12次开挖前，A（A1）、B（B1）处断层在水平方向处于膨胀状态，之后处于压缩状态；而垂直方向上前期未产生明显差异，后期处于膨胀状态。

由图13可知：D（D1）、E（E1）、F（F1）处断层左右两侧的垂直位移在第14或15次开挖前相差不大，说明开采扰动对该区域断层影响较小；第14或15次开挖后，位于下盘一侧的垂直位移迅速增大，F（F1）处的差值最大为417.09 mm。D（D1）处断层两侧岩体在第13次开挖前远离断层，处于膨胀状态；在第13次开挖后靠近断层，处于挤压状态。E（E1）、F（F1）处断层两侧水平位移前期运动方向相同，处于相对挤压状态；但E处在第14次开挖时迅速向X负方向移动，E（E1）处产生明显位移差，处于膨胀状态。D（D1）、E（E1）、F（F1）处水平位移突变与垂直位移突增相对应，据断层处的几何关系可知，下盘岩体发生了大幅度的向下滑移。

图14为第10～15次下盘开挖期间断层水平应力分布及变形形状，其中，将断层的变形形状按照放大因子50进行放大。由图14可知：断层上部水平应力在开挖前期降低，发生膨胀；开挖后期，水平应力增大，发生挤压。随着下盘煤层开挖，断层中下部水平应力逐渐降低，发生膨胀。因此，断层上部前期发生活化，后期因挤压不再活化，断层中下部发生活化。

图15为正断层下盘第12～15次开挖时的覆岩塑性区结果。图15中，红色圈表示下盘岩层塑性区与断层产生接触，黑色圈表示未发生接触。由图15可知：第12次开挖时，位于下盘的覆岩塑性区先在C（C1）处与断层接触；随着工作面向断层靠近，覆岩塑性区与断层接触位置逐渐向下发育，直至第15次开挖时发育至F（F1）处。覆岩产生塑性区表明岩层结构稳定性发生变化，承载能力降低，岩层将产生较大变形。结合图13可知，C（C1）、D（D1）、E（E1）、F（F1）处垂直和水平位移发生突变与覆岩塑性区和断层产生接触有密切关系。当覆岩塑性区发育至测点时，测点上方岩层缺少有效支撑并在垂直方向产生整体下移，水平方向相应产生沿X轴正向移动的趋势。

图16为下盘开采期间第10、15次开挖时覆岩塑性区分布特征。由图16可知：第10次开挖时，覆岩塑性区呈马鞍形且未影响到断层；第15次开挖时，塑性区也呈马鞍形且影响到上盘塑性区，发育范围波及断层。因此，下盘开采时，若覆岩塑性区呈现马鞍形，会形成图15所示的塑性区发育趋势，导致断层出现图13中突然滑移的现象。

综上所述，正断层上下盘开采时，断层活化展现出不同的活化滑移机制，见表2。由表2可知：工作面距离断层较远时，断层上部活化机制相同，均是覆岩回转导致断层挤压程度降低；当工作面与断层距离较近时，因煤层位置和断层倾向特征的原因，断层活化滑移机制出现差异。因此，当煤层开采遇到断层时，需要根据工作面位置与断层距离等因素，合理选择改变开采工艺或者采取断层治理的技术措施。同时，由第2节分析可知：煤层开挖初期几乎未对断层产生影响；中后期开采时，采空区上方覆岩运移导致断层区域应力环境发生改变，使断层发生活化滑移，且因断层本身具有的弱黏结、低强度等特性，断层易发生剪切失稳。因此，断层活化过程属于链式反应，如图17所示。当煤层未开采或开采程度较低时，断层处于稳定状态；随着煤层开采程度增大，在开采扰动外因和断层自身内因协同作用下，断层开始具备活化滑移条件，触发链式反应；当工作面逐渐靠近断层时，多个外部诱因和内因作用，断层活化形成的灾害链式反应持续发生且程度增大，形成多种复合型的灾害。因此，为控制断层活化导致的各种灾害，必须从灾害源头出发，提出断开链式反应的“断链”治理方案。

4 断层治理方法

针对煤层开采遇到断层的工况，通常采用直接过断层、调斜工作面过断层、停采搬家过断层等，但上述方法可能引起工作面水害和顶板灾害等事故，影响煤矿安全高效开采。现有大量工程实践表明，注浆是控制围岩稳定的重要手段。通过注浆增大断层岩体整体或局部的抗剪强度，有效抑制断层带裂隙发育扩展，降低断层活化滑移的可能性，有助于工作面回采活动正常安全进行。

根据正断层上下盘开采方式下的断层活化过程分析，发现断层活化滑移随工作面向断层推进呈现动态变化的情况。因此，根据断层活化不同阶段的活化特征，提出提升断层开采扰动区域煤岩体承载能力的技术方案^[30]，发明一种采煤工作面断层破碎带注浆加固方法，包括断层区域治理和局部治理相结合的治理思路，如图18所示。具体方案如下：

1）静态治理。根据断层落差、影响程度及影响范围，进行支承压力范围之外的静压预注浆，采用帷幕止浆层注浆、浅孔注浆、中深孔注浆、深孔注浆4种注浆工艺中的一种或多种。

2）动态治理。当采煤工作面回采至超前支承压力影响范围之内时，在静压预注浆基础上，进行断层破碎带的动压预注浆加固，采用浅孔注浆、中深孔注浆、深孔注浆3种注浆工艺中的一种或多种。

3）局部治理。当采煤工作面回采至面内揭露断层后，进行工作面面内浅孔注浆。

在帷幕止浆层注浆时，钻孔孔径Φ取42 mm，孔深为4～6 m，注浆压力为3～5 MPa；浅孔注浆、中深孔注浆、深孔注浆采用在机、风巷内平行布孔，或在机、风巷钻场内集中布孔两种方式中的任意一种或两者相结合的方式布孔。布孔时，钻孔终孔位置分别位于煤岩交界面以上2～3、3～5、5～7 m，对应钻孔深度分别为20～40、40～85、85～130 m，对应注浆压力分别为5～10、10～15、15～20 MPa，对应钻孔封孔长度分别为10～15、15～20、20～25 m。工作面面内浅孔注浆，根据煤壁高度选择三花眼或五花眼布置方式，相邻钻孔间距为4～6 m，注浆压力为3～6 MPa。

采煤工作面断层带采用区域治理和局部治理相结合的方法。区域治理在距超前采煤工作面一定距离实施注浆加固；局部治理在工作面内实施。两种方式结合可以实现分布递进式对断层破碎带进行治理，能够做到全面、动态、无死角地治理断层，且可根据现场实际情况，扩展治理形式，如：采取中空注浆、锚杆注浆等方式控制机头或机尾等局部断层影响范围，丰富断层注浆加固方法。

潘二煤矿11123工作面开采时将遇到F11123‒15断层（落差H=2.5～2.7 m，倾角50°～60°）和F11123‒d17断层（图19），均为正断层，共同构成工作面5^#异常区。顶板岩层受断层影响破碎弱化且工作面回采后受开采扰动诱发断层活化，从而制约工作面安全高效回采。结合断层活化机制和注浆加固技术，提出断层破碎带注浆治理方法。以F11123‒15断层为例，在注浆加固前优先设计帷幕止浆层（施工3排注浆孔，位于巷道肩窝及距顶板1、2 m处，每排钻孔间距6 m，相邻钻孔错开3 m，肩窝处帷幕止浆孔仰角为30°，孔深4 m，注浆压力为3～4 MPa），以提升整体注浆效果；在此基础上，采用浅孔和中深孔相结合的注浆方式对断层带实施注浆加固。断层超前加固注浆孔设计参数见表3。

采用帷幕止浆层、浅孔、中深孔、深孔超前注浆加固后，11123工作面回采揭露断层期间，煤体稳定性显著增强，片帮和漏顶情况明显减少，且连续不超过4架，片帮位置顶板相对完整，对回采影响较小，工作面顺利推过5^#异常区。

5 结 论

1）基于断层活化倾向性指标推导了断层发生活化的力学机制为水平方向卸载和垂直方向加载。正断层上盘开采时，断层处应力具备明显的区域性，即断层上部正应力降低、剪应力升高，断层下部正应力和剪应力均上升；断层活化倾向性指标T_{\mathrm{s}}表明在正断层上盘开采时，断层活化的范围集中在断层上部区域。

2）正断层下盘开采时，断层处正应力和剪应力变化较复杂。断层上部正应力先稳定下降再迅速上升，剪应力先稳定增加后突降再快速反向增加；断层中部正应力稳定下降后突降；断层下部正应力先稳定上升再发生突降，剪应力先上升后突降。断层活化倾向性指标T_{\mathrm{s}}表明，断层活化范围由上部向下部发育，断层上部先发生活化然后再稳定。

3）揭示了上下盘开采时诱发断层活化机制。上盘开采未揭露断层时，覆岩向采空区侧回转导致断层发生活化；下盘开采未揭露断层时，覆岩向采空区侧回转和覆岩塑性区发育导致断层发生活化；上下盘开采揭露断层时，覆岩缺少支撑发生活化滑移。

4）基于以“断链”为核心的断层治理思路，提出采煤工作面断层破碎带注浆加固方法，包括区域治理和局部治理相结合的方案，实现分布递进式对断层破碎带治理。在潘二矿11123工作面进行断层治理工程实践，取得了良好应用效果。

本文围绕煤层开采过程中断层活化规律开展研究，主要通过FLAC3D软件模拟分析断层活化特征和基于断链思想提出断层治理方法。数值模拟方法中主要通过弱化岩体力学参数模拟断层，断层治理效果检测中主要关注局部区域。因此，针对断层这一复杂工况，下一步研究可采用更加精细化的模拟手段，还原断层形态及结构面的特征影响，并采用多种手段充分检验断层局部和区域的治理效果，进一步提高研究成果的工程指导意义。

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基金资助

国家自然科学基金项目(52474090)

国家自然科学基金项目(52374074)

国家自然科学基金项目(52204082)

2024年优秀青年教师培育项目(YQYB2024020)

国家重点研发计划项目(2023YFC2907600)