Application of pillar-free self-formed roadway technology under the influence of reserse faults: Strata behavior law and surrounding rock control
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摘要:
为探究逆断层活化对无煤柱自成巷稳定性的影响，通过理论分析、数值模拟、工程实践、现场监测的方法，对逆断层活化作用机理和影响区域进行系统研究。结果表明，在水平构造应力和自重应力的双重作用下，逆断层对工作面超前支承压力及采后顶板压力有显著的影响。当工作面靠近逆断层时，逆断层开始局部活化；工作面到达逆断层位置时，受工作面采动剧烈影响，导致逆断层全面活化，超前支承压力急剧增加，应力集中系数为4.75。揭露逆断层之后，上覆岩层的压力由逆断层上盘传递到采空区后方，造成采空区后方支承压力升高，经模拟分析判断出逆断层下盘对工作面围岩稳定性有显著影响，影响范围为85 m，该范围是围岩控制重点区段。利用具有高恒阻力、高延伸率和高预紧力超常力学特性的恒阻大变形锚索、精准顶板预裂卸压技术和成巷围岩联合支护技术，得到巷道围岩滞后工作面150~190 m范围内保持稳定，该技术可以实现围岩变形有效控制。
Abstract:To explore the influence of reverse fault activation on the stability of the application of the pillar-free self-formed roadway technology, this study systematically investigated the influencing scope and mechanisms of the reverse fault activation through theoretical analysis, numerical simulations, engineering practice, and field monitoring. The results show that, under the combined action of horizontal tectonic stress and dead weight stress, reverse faults have a significant influence on both the advanced abutment pressure of working faces and the pressure on the roadway roof after coal mining. The reverse fault was locally activated when the working face was close to the reverse fault. In contrast, it was completely activated when the working face reached the reverse fault due to the influence of intense coal mining along the working face. As a result, the advanced abutment pressure of the working face sharply increased, with a stress concentration coefficient of 4.75. After the reverse fault was exposed, the load of the overlying strata was transferred from the hanging wall of the reverse fault to the rear goaf, leading to an increase in the abutment pressure of the rear goaf. The simulation analysis indicates that the foot wall of the reverse fault had a significant influence on the stability of the surrounding rocks of the working face. The influencing scope was 85 m and was the key area for surrounding rock control. Using the constant resistance and large deformation anchor with supernormal mechanical characteristics, such as high and constant resistance, high elongation, and high preload, as well as precise roof pre-splitting for pressure relief and the combined support technology for roadway surrounding rocks, this study enabled the roadway surrounding rocks 150-190 m behind the working place to remain stable. Therefore, this technology can effectively control the instability and deformation of surrounding rocks.
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煤炭是我国主体能源，为了减少煤炭资源浪费、提高采出率、减少巷道掘进量，消除应力集中的影响、解决采掘接续紧张和上隅角瓦斯超限等问题[1-3]，切顶卸压无煤柱自成巷技术在全国矿井广泛应用，即110工法，每个工作面回采只需掘进一条巷道，另外一条巷道通过切顶卸压自动成巷且不需留设煤柱[4]。从现场留巷效果可以看出，无煤柱自成巷技术可以有效切断采空区顶板应力向巷道顶板的传递路径，减弱或消除采场侧向和超前支承压力，在现场成功应用，给矿山企业带来了可观的经济效益和社会效益，解决了采矿工程中一系列棘手的问题[5-9]。
由于采矿工程地质条件非常复杂，采动条件下断层易于诱发冲击地压等动力地质灾害[10]，此过程中产生的问题有待解决。在常规采煤过程中，王军等[11]针对巷道底臌问题，研究了断层破碎带巷道底臌的影响因素，其次用有限元模拟了原有支护和返修支护条件下底臌形成过程，提出了返修支护方案。林远东等[12]对断层受采动影响是否发生活化的难题，对断层进行系统的研究，研究结果表明断层的稳定性由应力比和应力比状态量的关系确定。于秋鸽等[13-14]对断层面是否会产生离层空间、影响断层面离层空间的因素、断层在开采空间传递所起的作用3个问题进行研究，分析了断层在开采空间的传递作用及其影响因素。同时对开采沉陷中断层活化模式进行分类。王宏伟等[15]针对断层滑移失稳的问题，通过相似模拟和数值模拟，总结了断层滑移失稳时的前兆信息。蔡武等[16]对断层活化类型力学机制及其动静叠加诱冲机理的问题进行了研究，并验证了机理的合理性；为了进一步探讨断层破坏机理，宋彦琦等[17]采用预制断层的方法探讨其端部应力场分布和演化模式；宋卫华等[18]剖析了正断层破碎带在动静载组合下的破碎活化机理，提出了可行的联合支护方法。另外，杨军[19]、高玉兵[20]等针对正断层对切顶卸压无煤柱自成巷的影响存在的问题进行了研究，提出了可行性围岩控制方案。
上述学者对断层的研究非常丰富，但无煤柱自成巷技术在逆断层条件下的应用鲜有研究，为了解决逆断层活化引起的矿山压力对采场及巷道影响的难题，本文利用无煤柱自成巷技术以贵州青龙煤矿21606工作面试验为工程背景，建立开采工作面巷道及工作面围岩顶板支承压力力学模型，结合三维数值模拟软件与现场监测矿压数据，分析逆断层活化影响下工作面在不同位置巷道及采场围岩矿山压力显现规律，提出相应的围岩控制技术。
1 工程概况
贵州青龙煤矿目前主采16号煤层。21606工作面与21608工作面相邻，为了减少巷道掘进，降低巷道和采场的围岩压力，在21606工作面运输巷道实施切顶卸压无煤柱自成巷技术，所留巷道为21608回采工作面服务。21606工作面走向长度为1 556 m，倾向方向第一切眼115 m，第二切眼50 m。煤层厚度范围为1.0~4.1 m，平均厚度为2.6 m，埋深220~380 m，平均埋深为300 m，煤层倾角范围为2°~14°，平均倾角为5°。煤层上覆岩层依次为1.7 m的炭质粉砂岩、4.9 m的粉砂岩和10.8 m的细砂岩，底板岩层为0.6 m的泥岩、4.9 m的粉砂岩。
在21606工作面开采方向上存在断裂带，该断裂带为6F160逆断层，倾角38°，落差7.5 m，在运输巷道距离第一切眼180 m。21606运输巷道存在过断层爬坡，断裂带附近超高段最高4.9 m，单体支护高度最高4.3 m，单体支护长度不够，支护效果差，且断裂带较为破碎，存在巷道顶板垮落风险。工作面断层位置和岩性柱状如图1所示。
21606工作面运输巷道沿煤层掘进为矩形断面，巷道宽为4.5 m，高为2.7 m，永久支护采用锚网梯+锚索联合支护。
2 无煤柱自成巷跨逆断层矿压显现规律模拟
本文采用FLAC3D数值模拟软件分析在逆断层活化影响下巷道和采场的矿山压力显现规律，对巷道和采场支承压力及其影响范围进行研究。煤层平均倾角为5°，属于近水平煤层，根据21606工作面的实际情况，建立水平煤层和岩层的三维模型，模型尺寸长×宽×高为400 m×200 m×65 m，本构模型选用经典的摩尔−库伦模型。侧面位移、底部位移设为固定边界。模型的单元数为1 047 834，节点数为184 725，其中切缝炮孔为直径0.048 m、长度为10 m的单元，切缝单元的力学参数对应于巷道顶板的力学参数，在模型工作面开挖之前用FLAC3D内置Delete命令删除，切缝炮孔与垂直方向夹角为15°。在逆断层上下盘接触之间设置接触面，接触面法向刚度为1.6×1010 N/m，切向刚度为2.5×1010 N/m，抗拉强度为1.1×105 Pa，内摩擦角为30°，黏聚力为2.3×106 Pa。模型如图2所示。根据岩石力学参数实验确定煤层和顶底板岩性力学参数，见表1。
表 1 顶底板岩性力学参数Table 1. Mechanical parameters of the lithologies of the coal seam and its roof and floor岩层名称 体积模量K/GPa 剪切模量G/GPa 抗拉强度T/MPa 黏聚力 C/MPa 内摩擦角 φ/(°) 密度 ρ/(kg·m−3) 泥质砂岩 2.56 2.36 0.75 2.16 36 2 469 石灰岩 50.00 23.00 5.00 6.00 45 2 600 泥岩 6.08 3.47 0.61 1.20 30 2 465 细砂岩 2.10 1.35 1.29 3.20 42 2 873 粉砂岩 10.80 8.13 1.84 2.75 38 2 462 炭质粉砂岩 5.12 4.73 2.01 2.45 40 2 530 16号煤 4.91 2.01 0.15 1.25 28 1 380 在逆断层下盘工作面回采时，当工作面推进100 m时(设定推进方向与坐标轴正方向相反)，距离断层为95 m，采场主要受上覆岩层采动的影响，工作面超前支承压力为19.2 MPa，应力集中系数为3.8(图3a)。当工作面推进150 m时，距离断层45 m(图3b)，工作面超前支承压力为20.6 MPa，应力集中系数为4.29，在开采扰动作用下，逆断层局部活化，断层区域也出现应力集中现象。当工作面推进195 m时，距离断层为0 m(图3c)，工作面超前支承压力为22.8 MPa，应力集中系数为4.75，在水平构造应力和自重应力的双重作用下，上覆岩层位移发生突变，对煤体有瞬时加载效应，逆断层全面活化，导致应力高度集中。
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图 3 工作面推进不同距离超前支承压力演化过程Figure 3. Evolution process of the advanced abutment pressure with advance on the working face过断层后，在逆断层上盘工作面回采时，当工作面推进235 m时，距离断层为25 m(图3d)，工作面超前支承压力为9.88 MPa，应力集中系数为2.05，断层在开采扰动下活化，下盘相对于上盘开始明显滑移，采场顶板压力和巷道侧向支承压力在断层位置急剧上升，顶板压力得以释放，此时超前支承压力显著降低。当工作面推进295 m时，距离断层85 m(图3e)，工作面超前支承压力为8.23 MPa，应力集中系数为1.71。当工作面推进355 m时，距离断层为145 m(图3f)，工作面超前支承压力为5.36 MPa，应力集中系数为1.12，工作面远离断层，应力回归到正常水平。由图3a—图3f数据分析可知，逆断层下盘工作面回采超前应力比上盘工作面回采超前应力大，当工作面推进150、195 m时应力集中系数显著增大，工作面推进235 m时应力集中系数显著降低，可以看出逆断层下盘对工作面围岩稳定性影响较大，影响距离为80 m，逆断层上盘对工作面围岩稳定性无显著影响。
无煤柱自成巷开采技术在21606运输巷道实施之后，由图3可以看出，运输巷道顶板压力明显小于轨道巷道顶板压力，运输巷道煤柱的侧向支承压力也显著减小，说明无煤柱自成巷技术降低了采空区向煤柱传递的顶板压力。
3 无煤柱自成巷跨逆断层围岩控制技术
工作面回采扰动，不仅破坏断层及其围岩的应力平衡状态，而且有可能改变逆断层原来的运动方式，在构造应力和自重应力的作用下，使采场上覆岩层动压更剧烈，顶板发生下沉、离层、破断、回转等运动，为了避免开采引起的动压造成事故，本文利用双向聚能定向爆破切缝技术、恒阻大变形锚索、U型钢、单体液压支柱及一字梁、工字钢及架棚的协同控制下，实现围岩稳定性有效控制。
1)恒阻大变形锚索支护技术
恒阻大变形锚索由恒阻装置、钢绞线、托盘和锁具组成(图4)。其中，恒阻装置包括恒阻套管和恒阻体。其变形过程如图5所示。
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图 5 恒阻大变形锚索变形过程p0—围岩变形前压力；p1—围岩变形中压力；p2—围岩变形后压力Figure 5. Deformation process of the constant resistance and large deformation anchor cable为了避免在工作面回采扰动下逆断层活化对巷道围岩稳定性的影响，现场对巷道顶板采用“恒阻大变形锚索+W钢带+金属网”补强支护，恒阻锚索设计长度为11.3 m，满足巷道顶板围岩的支护要求。
2)双向聚能定向爆破切缝技术
凝聚态炸药的瞬时爆轰平均压力
$\bar p_{\rm{j}} $ [21]为：$$ {{\bar p_{\text{j}}}} = \frac{{{\rho _0}v_{\text{j}}^2}}{{2\left( {\gamma + 1} \right)}} $$ (1) 式中：ρ0为炸药密度，取值1 200 kg/m3；vj为炸药爆速，取3 600 m/s；
$\gamma $ 为与凝聚态炸药性质和装药密度相关的常数，取值3。不耦合装药的柱状药包，爆炸后炮孔壁上冲击波峰值压力pb为：
$$ {p_{\text{b}}} = {{ \bar p_{\text{j}}}} {\left( {\frac{{{r_{\text{e}}}}}{{{r_{\text{b}}}}}} \right)^{2\lambda }}{\left( {\frac{{{l_{{\text{e}}}}}}{{{l_{\text{b}}}}}} \right)^\lambda }n $$ (2) 式中：rb为炮孔半径，取为24 mm；re为药卷半径，取16 mm；le为药卷总长度，取3 m；lb为炮孔装药段长度，取6.3 m；n为爆轰产物作用增大系数，取值10；λ为侧压系数。
根据爆炸应力波衰减规律，岩石破裂区损伤半径Rs[22]计算公式为：
$$ {R_{\text{s}}} \leqslant 2{r_{\text{b}}}\left[ {1 + {{\left( {\frac{{\lambda {p_{\text{b}}}}}{{\left( {1 - {D_0}} \right){\sigma _{\text{t}}} + {\sigma _{\text{0}}}}}} \right)}^{1/\alpha }}} \right] $$ (3) 式中：D0为岩体初始损伤；σt为顶板岩体的抗拉强度；σ0为原岩应力；α为岩体中爆炸应力波的衰减指数，与顶板岩性和爆破方式有关。
若要达到良好的切缝效果，相邻两孔的损伤裂隙应贯通，其判据条件为2个聚能爆破孔产生的损伤深度之和大于孔距，双孔爆破力学模型如图6所示。爆破的判据条件可导出为[23]：
$$ d \leqslant 2{r_{\text{b}}}\left[ {1 + {{\left( {\frac{{\lambda {p_{\text{b}}}}}{{(1 - {D_0}){\sigma _{\text{t}}} + {\sigma _0}}}} \right)}^{1/\alpha }}} \right] $$ (4) 式中：rb=24 mm，σ0=4.8 MPa，σt=1.7 MPa，λ=0.43，D0=0.1，α=1.36，pb=1691 MPa，计算得d≤636 mm，为了使相邻切缝炮孔爆破之后产生的裂隙贯通，取d=500 mm。
切缝深度H的计算公式如下[4]：
$$ H = \left( {{H_{\text{G}}} - \Delta {H_{\text{1}}} - \Delta {H_{\text{2}}}} \right)/\left( {k - 1} \right) $$ (5) 式中：ΔH1为顶板下沉量；ΔH2为底臌量；HG为采高；k为岩石的碎胀系数。
在不考虑底臌和顶板下沉的情况下，工作面采高HG为2.6 m时，碎胀系数1.35，计算可得H=7.4 m。由于基本顶岩层厚度大，切缝深度设计为7.4 m不能使基本顶充分垮落，同时考虑到施工条件，综合考虑情况下预裂切缝孔深度设计为H=10.0 m。现场采用3+2+2+2+1的装药方式，聚能管安装于爆破孔内，每孔5根聚能管，爆破孔口采用炮泥封孔，封孔长度为2.5 m。
3)采空区侧向挡矸支护技术
当工作面回采的过程中，切顶成巷帮在顶板不断下沉过程中逐渐压实，受采动影响减小，用“可缩性U型钢+钢筋网”进行挡矸支护，可伸缩U型钢排距500 mm。
4)巷道围岩临时支护技术
工作面推进过程中，超前工作面断层破碎带采用工字钢、超前管棚施工等方式维护顶板。滞后工作面的沿空留巷受采空区上覆岩层动压较明显，且岩石垮落到稳定需要一定时间，因此，距工作面较近的滞后区域采用“四列单体液压支柱+一字梁”进行支护，等留巷段顶板稳定以后，可以撤掉临时支护。整体支护如图7所示。
4 巷道和工作面矿压规律分析
4.1 巷道变形量分析
随着工作面的推进，轨道巷道随采随垮，因此，本文只在运输巷道布置测点，测点布置如图1所示。运输巷道的1号测点在工作面过断层前距离断层45 m，由图8和图9可以看出，巷道1号测点处两帮变形量为243 mm，顶底板变形量为312 mm，随着工作面推进距离变大，由于巷道围岩受采动和断层活化的影响，在水平构造应力和自重应力的作用下，工作面超前支承压力和侧向支承压力对巷道变形量影响最为明显，巷道在0~75 m范围内变形速率处于高位区间，巷道顶底板变形速率最大值为29 mm/d，平均值为12.7 mm/d，巷道两帮变形速率最大值为22 mm/d，平均值为6.6 mm/d。在75~190 m范围内，工作面由断层下盘过渡到断层上盘，工作面离断层有一定的安全距离，摆脱了断层活化的影响，巷道主要受到采空区顶板矸石垮落的影响，巷道变形速率趋于平缓，在190 m以外采空区离层区域已经被垮落矸石压实，采场与巷道趋于稳定，因此，巷道没有发生变形。
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图 8 1号测点巷道变形量(距断层45 m)Figure 8. Roadway deformation at No.1 measuring point (45 m in front of the fault)![]()
图 9 1号测点变形速率(距断层45 m)Figure 9. Roadway deformation rates at No.1 measuring point (45 m in front of the fault)2号测点布置在断层位置，由图10和图11可以看出，巷道2号测点处两帮变形量为251 mm，顶底板变形量为496 mm，巷道顶底板在75~90 m范围内变形速率处于高位区间，巷道顶底板变形速率最大值为32 mm/d；巷道两帮在0~135 m范围内变形速率最大值为20 mm/d。此处是断层的活化位置，在采动的影响下，断层产生相对滑移，使巷道的断面产生严重变形。在80~170 m范围内，断层上下盘不再有明显的滑移，巷道两帮变形速率趋于平缓，在170 m以外巷道变形量趋于稳定，没有明显发生变形。
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图 10 2号测点变形量(距断层0 m)Figure 10. Roadway deformation at No.2 measuring point (0 m away from fault)![]()
图 11 2号测点变形速率(距断层0 m)Figure 11. Roadway deformation rates at No.2 measuring point (0 m away from the fault)3号测点布置在工作面过断层后距离断层65 m处，此处两帮变形量为198 mm，顶底板变形量为285 mm，由图12和图13可以看出，巷道在0~60 m范围内变形速率处于高位区间，巷道顶底板变形速率最大值为27 mm/d，平均值为13.44 mm/d，巷道两帮变形速率最大值为25 mm/d，平均值为8.31 mm/d，此处的巷道变形量明显降低，说明巷道已经摆脱了断层活化的影响。在60~150 m范围内巷道变形速率处于平缓区间，在150 m以外巷道变形量趋于稳定，没有明显发生变形。
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图 12 3号测点变形量(过断层后距断层65 m)Figure 12. Roadway deformation amplitude at No.3 measuring point (65 m behind the fault)![]()
图 13 3号测点变形速率(过断层后距断层65 m)Figure 13. Roadway deformation rates at No.3 measuring point (65 m mbehind the fault)4.2 单体液压支柱受力分析
巷道恒阻大变形锚索和单体液压支柱受力监测点与位移测点位置布置相同。由图14和图15看出，0~90 m范围内，1号监测点液压单体支柱受力最大值为23 MPa，平均值为17.1 MPa，受力变化速率最大值为4 MPa/d，受力变化速率平均值为0.96 MPa/d；恒阻大变形锚索受力最大值为331 kN，平均值为311 kN，受力变化速率最大值为9.8 kN/d，受力变化速率平均值为2.73 kN/d；此处采场来压比较迅速，恒阻大变形锚索和液压单体受力快速增加。90~140 m范围内，1号监测点液压单体支柱受力最大值为20.9 MPa，平均值为19.96 MPa，受力变化速率最大值为1 MPa/d，受力变化速率平均值为0.55 MPa/d；恒阻大变形锚索受力最大值为330.2 kN，平均值为329.44 kN，受力变化速率最大值为1.5 kN/d，受力变化速率平均值为0.46 kN/d；此处为断层所在范围，恒阻大变形锚索和液压单体支柱受力值急剧增加。在140 m之外逐渐趋于稳定。
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图 14 恒阻大变形锚索和单体液压支柱3个测点受力曲线Figure 14. Curves of forces applied to the constant resistance and large deformation anchor cable and the single hydraulic prop at three measuring points![]()
图 15 恒阻大变形锚索和单体液压支柱3个测点受力变化速率Figure 15. Curves of the rates of change of forces applied to the constant resistance and large deformation anchor cable and the single hydraulic prop at three measuring points0~20 m范围内，2号监测点液压单体支柱受力最大值为19.3 MPa，平均值为16.06 MPa，受力变化速率最大值为5 MPa/d，受力变化速率平均值为1.92 MPa/d；恒阻大变形锚索受力最大值为301 kN，平均值为283.8 kN，受力变化速率最大值为11 kN/d，受力变化速率平均值为6 kN/d；受断层影响较大。20~140 m范围内，2号监测点液压单体支柱受力最大值为24.2 MPa，平均值为22.01 MPa，受力变化速率最大值为0.6 MPa/d，受力变化速率平均值为0.21 MPa/d；恒阻大变形锚索受力最大值为333.1 kN，平均值为329.84 kN，受力变化速率最大值为25.5 kN/d，受力变化速率平均值为2.63 kN/d。
0~20 m范围内，3号监测点液压单体支柱受力最大值为13.8 MPa，平均值为10.4 MPa，受力变化速率最大值为3.7 MPa/d，受力变化速率平均值为1.58 MPa/d；恒阻大变形锚索受力最大值为275.4 kN，平均值为272.48 kN，受力变化速率最大值为2.3 kN/d，受力变化速率平均值为1.34 kN/d。 20~140 m范围内，3号监测点液压单体支柱受力最大值为19.8 MPa，平均值为17.23 MPa，受力变化速率最大值为0.8 MPa/d，受力变化速率平均值为0.24 MPa/d；恒阻大变形锚索受力最大值为320.2 kN，平均值为314.18 kN，受力变化速率最大值为18.6 kN/d，受力变化速率平均值为2.96 kN/d。
在140 m左右之外，恒阻大变形锚索和液压单体支柱受力都没有发生明显变化，则说明巷道顶板已经稳定。由此可以看出，过断层之后，巷道顶板压力明显下降。
4.3 液压支架受力分析
为了对比巷道顶板切顶与未切顶侧液压支架压力变化特征，选取具有代表性的靠近运输巷道的2号液压支架和靠近轨道巷道的75号液压支架作为研究对象，如图16和图17所示，分析在工作面推进过程中，液压支架的压力变化情况。可以看出，在工作面推进整个过程中，2号液压支架压力的最大值是28.1 MPa，平均值为21.4 MPa，周期来压步距约为31 m，动压系数为1.31。75号液压支架压力的最大值是38.1 MPa，平均值为25.68 MPa，周期来压步距约为50 m，动压系数为1.48。在逆断层影响下，2号液压支架压力最大值减少6.2%，压力平均值减少16.67%，周期来压步距和动压系数也明显减小，说明顶板切顶卸压效果明显，使基本顶垮落，采空区空间得以充分地充填，有效减弱了基本顶周期来压强度及动压对巷道的影响，提高了巷道的使用质量，降低了维护成本。
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图 17 非切缝侧液压支架压力Figure 17. Hydraulic support pressure on the side free from roof cutting5 结 论
a. 由于逆断层倾角与落差较大的特点，在采动影响下上盘和下盘相互滑移，由数值模拟结果可知，下盘回采工作面超前压力明显高于上盘，上盘有更好的上覆岩层的承载能力，逆断层下盘更容易活化失稳，即下盘为主动盘。
b. 利用无煤柱自成巷开采技术过逆断层时，在采动影响下逆断层活化对工作面超前支承压力有显著的影响，在逆断层揭露之前，工作面相距逆断层越近，逆断层相对滑移量急剧增加导致巷道及采场的支承压力上升越明显，数值模拟结果显示逆断层活化的影响范围为130 m，为现场围岩控制加强支护提供科学的指导。
c. 对比工作面过逆断层前后矿压显现规律，在工作面经过逆断层时，逆断层破碎带造成巷道围岩变形量及变形速率、液压单体支架受力及变化速率都明显增加。利用无煤柱自成巷围岩控制技术，工作面周期来压强度明显减小，使围岩变形控制在合理范围之内，经过分析得出巷道围岩滞后工作面150~190 m范围内趋于稳定，留巷效果良好。
d. 本文根据实际工程背景，只讨论了逆断层活化对无煤柱自成巷稳定性的影响。由于不同类型断层形成的应力水平均有差异，对采场及巷道产生的影响也不同，因此，需要对正断层、平移断层等其他构造类型做进一步补充研究并结合现场实际加以验证。
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图 3 工作面推进不同距离超前支承压力演化过程
Fig. 3 Evolution process of the advanced abutment pressure with advance on the working face
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图 5 恒阻大变形锚索变形过程
p0—围岩变形前压力；p1—围岩变形中压力；p2—围岩变形后压力
Fig. 5 Deformation process of the constant resistance and large deformation anchor cable
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图 8 1号测点巷道变形量(距断层45 m)
Fig. 8 Roadway deformation at No.1 measuring point (45 m in front of the fault)
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图 9 1号测点变形速率(距断层45 m)
Fig. 9 Roadway deformation rates at No.1 measuring point (45 m in front of the fault)
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图 10 2号测点变形量(距断层0 m)
Fig. 10 Roadway deformation at No.2 measuring point (0 m away from fault)
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图 11 2号测点变形速率(距断层0 m)
Fig. 11 Roadway deformation rates at No.2 measuring point (0 m away from the fault)
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图 12 3号测点变形量(过断层后距断层65 m)
Fig. 12 Roadway deformation amplitude at No.3 measuring point (65 m behind the fault)
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图 13 3号测点变形速率(过断层后距断层65 m)
Fig. 13 Roadway deformation rates at No.3 measuring point (65 m mbehind the fault)
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图 14 恒阻大变形锚索和单体液压支柱3个测点受力曲线
Fig. 14 Curves of forces applied to the constant resistance and large deformation anchor cable and the single hydraulic prop at three measuring points
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图 15 恒阻大变形锚索和单体液压支柱3个测点受力变化速率
Fig. 15 Curves of the rates of change of forces applied to the constant resistance and large deformation anchor cable and the single hydraulic prop at three measuring points
表 1 顶底板岩性力学参数
Table 1 Mechanical parameters of the lithologies of the coal seam and its roof and floor
岩层名称 体积模量K/GPa 剪切模量G/GPa 抗拉强度T/MPa 黏聚力 C/MPa 内摩擦角 φ/(°) 密度 ρ/(kg·m−3) 泥质砂岩 2.56 2.36 0.75 2.16 36 2 469 石灰岩 50.00 23.00 5.00 6.00 45 2 600 泥岩 6.08 3.47 0.61 1.20 30 2 465 细砂岩 2.10 1.35 1.29 3.20 42 2 873 粉砂岩 10.80 8.13 1.84 2.75 38 2 462 炭质粉砂岩 5.12 4.73 2.01 2.45 40 2 530 16号煤 4.91 2.01 0.15 1.25 28 1 380 
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