动静载组合下巷道过断层破碎带支护技术_宋卫华.pdf

第 47 卷 第 6 期 煤田地质与勘探 Vol. 47 No.6 2019 年 12 月 COAL GEOLOGY dynamic and static load; joint support; support range; fault fracture zone; Changping mine of Jinmei Group 煤矿地下采掘过程中，断层是影响正常生产的 复杂地质构造之一。 断层破碎带岩体的承载能力弱、 岩性复杂，支护难度大，给地下工程安全造成极大 威胁[1-3]。对此，相关学者做了大量的研究，在断层 ChaoXing 136 煤田地质与勘探 第 47 卷 破碎机理研究方面，姚再峰等[4]采用 UDEC 离散元 数值方法， 分析了特大断面煤巷过断层的破碎机理， 并提出了相应的围岩措施； 肖同强等[5]采用 FLAC3D 数值计算方法，建立了包含断层的计算模型，并对 模型的稳定机理进行了研究，得出断层附近破碎围 岩煤巷锚杆支护围岩稳定机理；孟庆彬等[6]基于 TSP、震波、瞬变电磁等综合物探超前地质预报技 术， 揭示了巷道掘进前方地层中的断层与含水特性， 并确立了巷道过断层的合理位置；在巷道直接过断 层方面，赵毅鑫等[7]计算了巷道过极复杂断层带的 超前管棚注浆支护参数，并针对施工后的管棚支护 巷道变形量进行了现场实测，总结了超前管棚注浆 支护技术在巷道通过复杂断层带的成功经验；文 献[8-11]介绍了深部区域地表注浆、U 型棚、中空锚 杆注浆等一系列措施在巷道直接过断层的应用。在 诸多研究中，大多是针对规模较大断层构造进行分 析并给出相应的应对策略；然而，在实际工程中， 对巷道掘进影响最大的是规模较小的断层构造。为 了使采掘进度不受影响，不但要求巷道安全、经济、 快速地通过落差较小且发育的断层构造，还需确定 巷道穿越断层的合理加强支护范围。因此，本文对 动静载组合下的正断层破碎带进行了破碎活化分 析，确定了巷道支护范围，针对长平矿 5303 回采巷 道过断层破碎带提出了合理的支护技术。 1 工程背景概述 晋煤集团长平矿 5303 综采工作面， 东部为 5302 工作面，北部为三盘区大巷，西部 5304 工作面，南 部为五盘区大巷图 1a。煤层总厚度为 5.70 m，煤 层倾角 010，平均为 5。5303 工作面两条回采巷 道埋深496533 m，间距 60 m，巷道断面为矩形， 宽 5.6 m，高 4.2 m。由煤层柱状图 1b 可知，5303 回采巷道直接顶为砂质泥岩，厚 0.6 m。老顶为中粒 砂岩，以石英为主，暗黑色矿物次之，具斜层理， 钙质胶结， 厚 6.75 m。 直接底为砂质泥岩， 厚 0.1 m。 老底为粉砂岩，厚 9.80 m。 图 1 工作面巷道布置图 Fig.1 Working face roadway layout 两条回采巷道沿煤层倾向布置， 由西翼第一辅运 巷开始， 沿着 3 号煤层顶板由北向南掘进， 整体趋势 为中间低两端高，掘进坡度为 110。根据三维地 震勘探资料显示，巷道分别在距离停产线 446 m、 554 m、1 753 m 处将遇到 SF213、SF227、SF272 正 断层， 如图 1a 所示。 断层地质构造要素如表 1 所示。 表 1 5303 工作面断层地质构造要素 Table 1 Geological structure elements of faults in working face 5303 断层名称 位置/ m 走向/ 倾向/ 倾角/ 断距/ m SF213 446 90 180 75 4.5 SF227 554 90 180 75 4.0 SF272 1 753 90 0 65 5.5 工程实践中，断层构造处的自重应力无法根据 经验公式计算取得，因此采用应力解除法测得在断 层处自重应力为 11.2316.875 MPa。 2 动静载下正断层破碎带破碎活化分析 根据上述地质条件， 随着 5303 工作面回采巷道 向正断层掘进，断层破碎带将会在原始自重应力下 受到巷道超前应力影响，即静载应力场随着超前应 力的逐步增大而增大，在靠近断层附近发生突变， 达到最大值，在断层处达到最小值；随着巷道穿越 断层，又逐步增大到最大值，然后再恢复到正常状 态[12]，如图 2 所示。 在此外载荷变化下，正断层破碎带岩石将产生 新的微裂纹、微节理，导致岩石内部性质不断恶化， 严重影响岩石的宏观行为，表现为岩石应变软化、 刚度和强度劣化，甚至宏观断裂破坏[13 ]。在此 ChaoXing 第 6 期 宋卫华等 动静载组合下巷道过断层破碎带支护技术 137 图 2 静载变化曲线 Fig.2 Static load variation curve 过程中，当钻眼爆破等采掘活动产生的动载作用于 裂纹尖端时，裂纹将产生扩展，进而使得破碎岩体 强度降低。若岩石损伤度 D 大于岩石初始损伤 D0， 岩石则进入损伤疲劳阶段。因此，为了将动静载下 破碎带微观裂隙扩展与宏观岩石破碎联系起来，在 节理、裂隙密集的断层破碎带，其裂纹扩展、破坏 需引入断裂损伤力学机制进行分析。 在巷道穿越断层破碎带的 T 时间段内，宏观上 把动静载作用下的应力场分为静载应力场和动载应 力场。基于最大主应力准则[14]，认为当岩石应力场 的最大主应力大于岩石的断裂应力时，岩石就会发 生断裂，其平衡方程为 dsf σσσσ 1 式中 σ为最大主应力， MPa； d σ为静载最大主应力， MPa； s σ为动载最大主应力，MPa； f σ为岩石断裂 应力，MPa。 考虑到破碎带岩石在动载下的扩展有时存在单 向或者多向压缩，因此，通过内积对岩石断裂损伤 进行微观分析。 根据内积物理意义[15]，设 s σ为三维空间中的α 向量， d σ为三维空间中的β向量，其中 d σ与 s σ在三 维空间中的夹角为θ。因此，动载对静载的投影向 量表达式为 cosθ ，， ， αβαβββ βααα α αααβαα  2 在内积空间中，假设静载应力场变化规律如 图 2 所示的情况下，受到动载的岩石破坏情况可以 分为以下 3 种 ① 动静载的协同效应 此阶段， 静载作为破碎带破碎活化的主要因素， 导致岩石内部积蓄能量。而动载应力波传导在岩石 裂纹尖端，使得岩石裂纹尖端扩展，导致岩石内部 能量释放，使微裂纹在平行于断层接触面上产生拉 伸破坏，岩石材料进入非线性损伤阶段。 由式2可知，动静载的“协同效应”程度可 由cosθββ α 来衡量，其中cos0cos1θθ称 为“协同系数”。当cosθ越趋近于 1 时，表明动载对 静载的协同程度越大。由于动载与静载方向夹角不 能由内积求出，故通过 Lemaitre 等效应力概念[16]， 并引入损伤参量推导出其表达式为 C I cos 1 θ K D   3  1/2 2/3 C 3/2 /γ E HV S K 4 将式4代入到式3中，得到协同系数表达式为   1 I /2 2/3 3/2 / cos 1 γ E HV θ DS   5 式中 KC为岩石未受损伤时的应力强度；DI为动载 损伤参量；γ为无量纲常数，与岩石物理力学性质 和形状无关，用试验标定法测定；E、H 为被压碎岩 石的弹性模量和硬度；V 为压痕体积； S 为径向裂纹 长度。 ② 动静载的变异倾向 此阶段表现为动载独立于静载， 静载使岩石中 一系列闭合的不连续界面扩展，界面内蓄能量释 放，造成岩石内部损伤，岩石进入损伤疲劳阶段。 此时，动载应力波作用于岩石，使岩石裂纹贯通， 岩石刚度和强度劣化， 岩石宏观表现为受到更多剪 切破坏。 动静载的“变异效应”程度可由sinθββ α 来度量，其中sin0sin1θθ称为“变异系数”。当 sinθ越趋近于 1， 表明动载对静载的变异效应愈大。 具体表达式为 C s sin 1 θ K D   6 将式4代入到式6中，得到变异系数表达式为   1 s /2 2/3 3/2 / sin 1 γ E HV θ DS   7 式中 s D 为动载损伤参量；其余参数同上。 ③ 动静载组合效应 a. 当cos1θ 或sin0θ 时，表示岩石在动静 载同时叠加下，岩石的等效应力大于岩石动态断裂 应力，岩石主要受到拉伸破坏。 b. 当sin1θ 或cos0θ 时，表示动载与静载 在三维空间中呈 90分布，动载对岩石产生剪切破 坏，静载对岩石产生拉伸破坏。 因此，从宏观角度来说，在 5303 工作面回采巷 道揭露断层之前，必须改善巷道前方断层破碎带岩 性，以增大岩石的断裂应力，使得动静载之和小于 岩石的断裂应力，防止岩石宏观断裂；从微观角度 ChaoXing 138 煤田地质与勘探 第 47 卷 来说，针对破碎带岩体应以改善围岩强度为前提， 防止岩石由内部损伤引起裂纹扩展， 造成岩石破碎。 在此基础上，对巷道加强主动支护，保证巷道的后 期稳定。 3 巷道穿越断层破碎带破坏范围确定 巷道施工要求巷道采取特殊手段安全稳定地通 过特殊地质构造，从经济角度考虑，确定加强支护 的范围对于维持巷道稳定同样至关重要。据表 1 可 知，SF213、SF227 与 SF272 断层规模相似，同属于 小断层构造。因此，以 SF213 正断层为例，确定巷 道穿越断层的塑性破坏范围。 由于动静载组合对破碎带岩石的剪切拉伸破 坏，使破碎带附近伴生的微节理、微裂隙进一步加 重，导致破碎扩展区和破碎影响区范围增大，如图 3 所示。 图 3 破碎带塑性破坏模型 Fig.3 Model of plastic failure of fractured zone 巷道揭露正断层破碎带前，断层处应力场重新 分布，当正断层破碎带稳定后，其平衡方程[17]为 **** 1313 cossinsincosσ μασμασασα 8 式中 * 1 σ为断层平衡时垂直应力，MPa； * 3 σ为断层 平衡时水平应力，MPa； α 为断层倾角，；μ为 地层沿断面滑动时的摩擦系数，tanμψ，ψ 为断 面摩擦角，。 将式8中垂直应力 * 1 σ代入式9可以计算巷道 过断层破碎带时塑性区范围[17]。     42 11 42 22 * 1 2 1 sin1 33 1cos2 1sin2 cos 3 1cos23 1cos2 RR RR c                9 式中 1 R 为巷道净断面半径，m； 2 R 为巷道围岩塑 性破坏区范围，m；λ为侧压系数；为巷道围岩内 摩擦角，；θ′为任意一点极坐标极角，；c 为巷 道围岩黏聚力，MPa； * 1 σ为断层平衡时垂直应力， MPa。 SF213、SF227 和 SF272 断层走向均为 90，巷 道属于垂直过断层破带。由式8可知，μ的取值决 定破碎带扩展区和影响区范围大小。当正断层达到 滑动上限0μ时，扩展停止；当断层达到滑动下 限0μ时，存在断层影响区。由此，根据围岩塑 性破坏区范围和支护影响范围几何关系，并联立 式8构建平衡方程 12 22cotLLRα 10  122 222cotLLLRα 11 式中 L为破碎带宽度，m； 1 L 为扩展区宽度 m； 2 L 为影响区宽度，m。 由式10可得扩展区宽度为 2 1 2cot 2 RαL L   12 由式11可得影响区宽度为  21 2 2cot2 2 RαLL L   13 以矩形巷道掌子面中心为原点，在不考虑 SF227 断层对 SF213 断层影响的情况下，将巷道尺 寸、煤岩参数及现场实测断层处垂直应力数值代入 式9，得出巷道围岩塑性破坏区范围为 15.7 m，将 现场探测断层破碎带宽度 4 m 代入式12，计算出 SF213 断层的扩展区宽度为 2.2 m；由式13计算出 其影响区宽度为 5.6 m。因此，确定 SF213 断层的 破坏范围为 L2L12L242.225.62≈20 m。 从式12、式13可以看出，在不考虑断层之 间影响的情况下， 破碎带扩展区宽度与断层的倾角 有关，断层倾角越小，扩展区范围越大；破碎带影 响区取决于断层倾角与断层摩擦角的差值， 差值越 小，则破碎带影响区范围越大。然而，考虑其他断 层影响，断层构造处构造应力呈幂函数增长，断层 处岩体的应力状态发生进一步改变[2]。动载荷的产 生将使破碎带扩展区和影响区变形增大， 积蓄的能 量释放。由此得出结论，在断层相互影响下，巷道 过断层的塑性破坏区范围要比上述理论计算数值 要大。 4 过断层破碎带支护方案 从以上分析可知， 对于 5303 巷道过小断层构造 需要解决 3 个问题第一，防止断层破碎带岩石在 动静载下进入非线性损伤破裂阶段；第二，防止由 静载增大而导致破碎带继续扩展；第三，确定出合 理的巷道过断层方案。因此，针对 5303 工作面巷道 采用以超前预注浆为基础，加密锚杆、锚索单体支 柱加工字钢的联合支护方法。 4.1 超前预注浆 根据对动静载下正断层破碎带的破碎活化分 ChaoXing 第 6 期 宋卫华等 动静载组合下巷道过断层破碎带支护技术 139 析， 确定 5303 工作面巷道过断层破碎带的首要措施为 超前预注浆。从宏观角度，破碎带围岩注浆加固后， 巷道浅部的松散破碎岩体和深部塑性区岩体受到注浆 浆液粘结加固作用，不仅使岩石的黏聚力和内摩擦角 得到了一定程度的提高， 而且使岩石的断裂应力提高， 则岩石在动静载的影响下不易被破坏，有效地防止破 碎扩展；从微观角度，浆液在巷道掌子面前方破碎煤 岩体裂缝等软弱面流动时，会不断地凝固粘结这些煤 岩体内的裂隙，形成条带状凝结固体，使破碎岩石以 整体形式存在，动静载的影响使岩石不足以进入非连 续破坏损伤阶段，从而进一步遏制了岩石的破裂。 a. 注浆材料 结合 5303 工作面巷道围岩条件， 注浆材料需要满足采煤工作面、掘进工作面等的时 效性。故工程注浆确定采用联邦双液注浆材料，具 体性能参数见表 2。 表 2 注浆材料抗压强度对比 Table 2 Compressive strength comparison of grouting materials 抗压强度/MPa 水灰比 2 h 4 h 1 d 3 d 28 d 0.8︰1 12.8 16.5 18.5 20.6 21.8 1︰1 10.2 11.8 12.5 13.6 15.1 1.3︰1 6.8 7.2 7.9 8.6 10.2 b. 注浆压力及流量 5303 工作面埋深大于 500 m，根据注浆地层深度计算的最低设计注浆压 力为 8 MPa，但在注浆过程中，因为黏度变化和其 他因素作用而造成注浆压力减小，所以最终注浆压 力选取 1015 MPa，注浆流量为 2030 L/min。 c. 注浆钻孔参数 在破碎巷道掘进工作面布置 3 排钻孔，分别为 110 号钻孔，如图 4 所示。15 号钻孔与钻孔横向间距 1 000 mm；68 号钻孔横向 间距 2 000 mm， 上下钻孔纵向间距 1 500 mm；910 号钻孔横向间距为 4 000 mm，距离巷道底板 600 mm。110 号钻孔均按表 3 参数施工。钻孔直径为 42 mm，按 110 号钻孔依次施工。 d. 钻孔深度 钻孔深度过长注浆效果不佳，钻孔 深度太短注浆工序繁杂影响施工进度，因此，对于不 同宽度的破碎带进行分段前进式循环注浆，每次循环 注浆加固长度为 10 m。 图 4 钻孔布置断面图单位mm Fig.4 Layout of cross-section of boreholes 表 3 超前注浆钻孔参数 Table 3 Parameters of advance grouting boreholes 参 数 1号 2号 3号 4号 5号 6号 7号 8号 9号 10号 X –2 –1 0 1 2 –2 0 2 –2 2 Y 1.5 1.5 1.5 1.5 1.5 0 0 0 –1.5 –1.5 外插角/ 15 12 0 12 15 10 0 10 15 15 倾角/ 8 13 15 13 8 0 0 0 8 8 4.2 联合支护 在注浆基础上，动载扰动已不足以使岩体进入 非线性损伤断裂阶段。为提高巷道围岩稳定性，针 对 5303 回采巷道采用加密锚杆、锚索支护单体支 柱加工字钢的联合支护方法。此联合支护方法不仅 能够增大破碎围岩残余强度，促使围岩自身承载能 力提高，而且还能提高顶板的抗剪切能力，阻止顶 板岩石破裂面的发展，破裂岩体滑移，使得巷道顶 板和两帮得以稳定。 a. 单体支柱工字钢支护 巷道断面为矩形断 面， 宽 5.6 m， 高 4.2 m， 净断面 21.06 m2， 采用 DW42- 250/110X 型单体支柱配合 12 号工字钢进行支护， 如图 5 所示。在顺槽断面打设 3 根单体支柱，在距 离巷道左右两帮各 200 mm 打设 1 根单体支柱，为 满足运输及工作面安全出口尺寸需要，中间 1 根单 体支柱距两帮的支柱间距为 2 545 mm，单体支柱排 距为 1 500 mm。单体支柱初撑力不低于 90 kN，单 体支柱之间使用硬链防倒。 ChaoXing 140 煤田地质与勘探 第 47 卷 图 5 巷道支护断面图单位mm Fig.5 Cross-section of roadway support b. 高强度锚网支护 采用22-M24-2400 型锚杆， 顶板每排 6 根单体锚杆，间、排距 1 000 mm，顶角锚 杆距巷帮 200 mm。采用 SKP22-1/1720-6300 型锚索， 矩形布置， 每排 2 根， 间距 2 000 mm， 排距 1 000 mm， 距巷帮 1 700 mm，锚索均垂直顶板打设。采用 10 号 铁丝编织的金属经纬网护顶，网格为 35 mm35 mm， 规格为 5 600 mm1 100 mm，如图 6a 所示。 巷帮每排 5 根单体锚杆，排距 1 000 mm，间距 900 m，顶底角锚杆与顶底板距离300 mm。采用10 号 铁丝编织的金属经纬网护帮，网格为35 mm35 mm， 规格为 4 200 mm1 100 mm，图 6b 所示。 4.3 数值模拟 以 SF213 正断层为模拟对象，根据 SF213 采掘 工程平面图及煤层地质柱状图， 建立 150 m100 m 70 m 六面体模型，选择库伦–摩尔本构模型，如图7 所示。断层面使用弱面参数[18]，断层落差为4.5 m， 断层面倾角为75。 破碎带岩层参数按照各岩层参数 进行1/20的强度折减法取值[19]，注浆区围岩参数按 照表2中0.8︰1水灰比设置， 其它岩层均赋以正常试验 测定的岩石参数， 如表4所示。 将六面体上界面设置为 自由边界，施加实测自重应力14.6 MPa，其他表面设 置为固定边界，施加初始水平应力11.6 MPa。注浆范 围按照理论计算结果设置为巷道过断层破碎带前后 10 m。 图 6 巷道锚网支护图单位mm Fig.6 Anchor net support of roadway 图 7 六面体模型 Fig.7 Hexahedron model 表 4 岩层物理力学参数 Table 4 Rock physical and mechanical parameters 岩性 密度/kgm–3 剪切模量/GPa 体积模量/GPa 黏聚力/MPa 抗拉强度/MPa 内摩擦角/ 石灰岩 2 610 6.00 8.00 4.5 4.00 36 细粒砂岩 2 540 1.60 2.70 3.0 2.00 35 砂质泥岩 2 500 2.40 5.20 3.5 2.60 32 煤层 1 400 0.46 0.85 2.0 0.15 30 中粒砂岩 2 580 2.50 3.30 4.0 1.20 37 粉砂岩 2 630 3.80 5.00 6.0 2.50 35 断层破碎带 1 300 0.20 0.10 0.2 0.10 17 注浆加固带 2 200 3.00 2.00 3.0 1.50 20 按照巷道断面尺寸，从断层下盘开挖巷道。分 别对无任何支护、注浆加固后的垂直应力变化进行 对比分析；对无任何支护、注浆加固后巷道顶板侧 帮位移量变化进行对比分析；无任何支护、注浆加 固后巷道围岩塑性区变化进行对比分析。 如图 8 所示，巷道开挖后，破碎带6670 m前 方垂直应力相对于破碎带后方垂直应力降低。垂直 应力在断层破碎带两侧约 10 m 范围内释放， 巷道顶 板围岩被破坏。注浆加固后，破碎带围岩垂直应力 从 0.2 MPa 恢复到 1.26 MPa，达到正常应力释放状 ChaoXing 第 6 期 宋卫华等 动静载组合下巷道过断层破碎带支护技术 141 态。因此，确定在此范围内超前注浆不仅能较好地 提高围岩自身性质，改善巷道围岩岩性，而且验证 了在此范围加固断层破碎带符合理论计算结果。 图 8 巷道顶板垂直应力变化曲线 Fig.8 Vertical deation curve of roadway roof 如图 9 所示， 巷道在向断层破碎带掘进过程中， 巷道顶板表面位移量先增大后减小，最大值达到 0.55 m，巷道侧帮表面位移量先增大后减小，最大 值达到 0.38 m。注浆加固后，顶板位移量最大值下降 了 0.32 m， 侧帮位移量最大值下降了 0.27 m。 进一步 验证了超前注浆能够改善断层破碎带围岩的性质， 其范围为断层破碎带前后各 10 m。 图 9 巷道表面位移变化曲线 Fig.9 Roadway surface displacement 如图 10a 所示，注浆前巷道塑性区范围半径达 到 9.8 m，整体呈现椭圆形；超前预注浆加固后，围 岩塑性区顶板最大值为 1.4 m， 两帮的塑性区宽度最 大值为 1.3 m，底板为 1.3 m，如图 10b 所示。由此 可知，经过注浆加固后，巷道顶板及两帮塑性区范 围均有所减少，尤其顶板塑性区发生较大变化，说 明注浆加固有效控制了围岩的破坏。 从以上数值模拟结果可知，巷道穿越断层破碎 带采用超前预注浆加固效果明显。巷道围岩垂直应 力释放提高，两帮收敛量与顶板下沉量明显降低， 围岩塑性区大幅度减小，应力释放速率减缓，表明 此方案具有可行性。 图 10 塑性区分布图 Fig.10 Plactic zone distribution 4.4 工程应用 根据上述钻孔布置方案及支护方案，长平矿 5303 工作面巷道在揭露 SF213 断层前约 12 m 时开 始超前注浆，并及时进行联合支护。为了检验巷道 围岩变形量，采用十字布点法对破碎带巷道表面位 移进行监测。在 SF213 断层构造带 50 m 范围内，不 超过 20 m 布置一个测站， 共 3 个测站， 如图 11 所示。 图 11 巷道表面位移量测点布置图 Fig.11 Layout of surface displacement observation points of roadway 如图 12 监测结果显示，注浆加固后，支护初期 巷道顶板下沉量、 顶底板收敛量和两帮变形速率均较 快，开挖两周左右后，各项位移曲线逐渐变缓，第三 周后围岩速率逐渐趋于 0。 顶板最大位移量 220 mm， 侧帮最大位移量 110 mm，与模拟结果相符。表明超 前注浆联合支护方案能够使巷道安全、 快速穿越断 层破碎带，效果较好。 5 结 论 a. 巷道过断层破碎带，宏观上，当动静载最大 主应力之和大于岩石断裂应力时，岩石发生断裂破 坏；微观上，动静载产生协同效应、变异效应和共 ChaoXing 142 煤田地质与勘探 第 47 卷 图 12 巷道表面位移量监测数据 Fig.12 Monitoring data of roadway surface displacement 同效应，使岩石发生不同形式的断裂损伤，断裂损 伤程度大小取决于协同系数和变异系数。 b. 巷道开挖后， 由于动静载影响导致断层应力 场重新分布，使断层破碎带两侧一定范围内的扩展 区和影响区范围增大。根据巷道过断层的塑性破坏 范围表达式，确定其塑性破坏范围大小取决于断层 的倾角与断层摩擦角。 c. 为保证 5303 工作面回采巷道能够稳定穿越 断层破碎带，确定其方案为以超前预注浆改善围岩 强度为前提，而后采用加密锚杆、锚索支护单体支 柱加工字钢的联合支护方法。根据理论计算和数值 模拟结果，确定注浆与加强支护范围为断层破碎带 前后各 10 m。 参考文献 [1] 师修昌，孟召平，张娟，等. 断层面摩擦强度对工作面开采影 响数值模拟分析[J]. 煤田地质与勘探，2016，446113–118. SHI Xiuchang， MENG Zhaoping， ZHANG Juan， et al. Numerical analysis on the influence of frictional strength of fault plane on working face mining[J]. Coal Geology Exploration，2016， 446113–118. [2] 刘伟韬，姬保静，何寿迎. 断层破碎带变形破坏失稳过程模 拟[J]. 煤田地质与勘探，2009，37333–37. LIU Weitao，JI Baojing，HE Shouying. Simulation of the dis- tortion and destruction process of fractured fault zone[J]. Coal Geology Exploration，2009，37333–37. [3] 刘咸卫，曹运兴，刘瑞，等. 正断层两盘的瓦斯突出分布特征 及其地质成因浅析[J]. 煤炭学报，2000，256571–575. LIU Xianwei，CAO Yunxing，LIU Rui，et al. Analysis on dis- tribution features of gas outburst from two walls of normal fault and geological origin[J]. Journal of China Coal Society，2000， 256571–575. [4] 姚再峰，卫文彬，魏臻，等. 过断层特大断面厚煤顶煤巷破坏 机理及围岩控制技术[J]. 煤矿安全，2015，46322–24. YAO Zaifeng，WEI Wenbin，WEI Zhen，et al. Coal roadway failure mechanism and surrounding rock control for thick roof coal with large section passing through fault[J]. Safety in Coal Mines，2015，46322–24. [5] 肖同强，柏建彪，李金鹏，等. 断层附近煤巷锚杆支护破碎围 岩稳定机理研究[J]. 采矿与安全工程学报，2010，274 482–486. XIAO Tongqiang，BAI Jianbiao，LI Jinpeng，et al. Stabilization mechanism of crushed surrounding rock in coal roadway with bolt support near fault[J]. Journal of Mining Safety Engineer- ing，2010，274482–486. [6] 孟庆彬，韩立军，齐彪，等. 复杂地质条件下巷道过断层关键 技术研究及应用[J]. 采矿与安全工程学报， 2017， 342 199– 207. MENG Qingbin，HAN Lijun，QI Biao，et al. Study and ap- plication of key technology for roadway crossing faults under complex geological conditions[J]. Journal of Mining Safety Engineering，2017，342199–207. [7] 赵毅鑫，姜耀东，孟磊，等. 超前管棚注浆支护技术在极复杂 断层带中的应用[J]. 采矿与安全工程学报，2013，302 262–266. ZHAO Yixin，JIANG Yaodong，MENG Lei，et al. Supporting technique with advanced pipe-shed grouting in extremely com- plicated faulting zone[J]. Journal of Mining Safety Engineer- ing，2013，302262–266. [8] 刘泉声，卢超波，卢海峰，等. 断层破碎带深部区域地表 预注浆加固应用与分析[J]. 岩石力学与工程学报，2013，32 增刊 23688–3695. LIU Quansheng， LU Chaobo， LU Haifeng， et al. Application and analysis of ground surface pre-grouting strengthening deep fault fracture zone[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engi- neering，2013，32S23688–3695. [9] 郭李刚. 锚网索、 注浆、U 型棚复合支护在掘进巷道过断层影 响区的应用[J]. 煤，2018，27130–31. GUO Ligang. Application of composite mesh of anchor mesh， grouting and U-shaped shed in affected area of excavation road- way passing fault[J]. Coal，2018，27130–31. [10] 杜正发，陈志强，龙翔，等. U 型金属棚锚筋喷联合支护在白 源煤矿的应用[J]. 江西煤炭科技，2015274–76. DU Zhengfa， CHEN Zhiqiang， LONG Xiang， et al. Application of combined support of U-type metal arch and anchoring bar shotcreting in Baiyuan colliery[J]. Jiangxi Coal Science Tech- nology，2015274–76. [11] 陶文斌，马海峰，罗勇，等. 大断面巷道过大落差逆断层破碎 带支护技术[J]. 煤炭工程，2016，48156–58. TAO Wenbin， MA Haifeng， LUO Yong， et al. Support technology for large section roadway crossing thrust fault fracture zone with ChaoXing 第 6 期 宋卫华等 动静载组合下巷道过断层破碎带支护技术 143 large drop[J]. Coal Engineering，2016，48156–58. [12] 勾攀峰， 晁建伟， 孙光中. 回采巷道过断层顶板应力分布特征 研究[J]. 能源技术与管理，200741–3. GOU Panfeng，CHAO Jianwei，SUN Guangzhong. Study on distribution law of roof stress of roadway cutting through fault[J]. Energy Technology and Management，200741–3. [13] 赵伏军，谢世勇，潘建忠，等. 动静组合载荷作用下岩石破碎数 值模拟及试验研究[J]. 岩土工程学报，2011，3381290–1295. ZHAO Fujun，XIE Shiyong，PAN Jianzhong，et al. Numerical simulation and experimental research on rock fragmentation un- der dynamic-static combined loads[J]. Chinese Journal of Geo- technical Engineering，2011，3381290–1295. [14] 杨军， 高文学， 金乾坤. 岩石动态损伤特性实验及爆破模型[J]. 岩石力学与工程学报，2001，203320–323. YANG Jun，GAO Wenxue，JIN Qiankun. Experiment on dy- namic damage property of rock and new damage model for rock fragmentation by blasting[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering，2001，203320–323. [15] 张韵华，汪琥庭，宋立功，等. 高等工程数学[M]. 合肥中 国科学技术大学出版社，2016. [16] LEMAITRE J. An equivalent strain hypothesis[J]. Journal of En- gineering Material and Technology，1985，107183–89. [17] 王苏龙， 张天仓. 红庆梁煤矿巷道过断层破碎带施工[J]. 建井 技术，2016，37619–21. WANG Sulong，ZHANG Tiancang. Construction of mine roadway passed through broken zone of fault in Hongqingli- ang mine[J]. Mine Construction Technology，2016，376 19–21. [18] 蔡胜海. FLAC3D断层模拟中接触面法与弱化法的研究及应用[D