逆冲断层附近一般存在较高的原岩应力场，而这些地区往往是煤矿动力灾害的高发区域。近几年来，围绕逆冲断层冲击地压问题，国内外学者分别从理论分析、数值模拟、工程实践等方面开展了大量研究。例如李振雷等[1]建立了断层力学模型，分析了上行解锁和下行解锁的力学条件;王涛等[2]采用相似模拟实验研究了覆岩运动和断层应力演化规律，认为断层滑移对工作面煤体造成非稳态冲击和加卸载作用;蔡武等[3]综合分析了数值模拟、相似模拟和现场微震监测结果，认为开采扰动引起的侧压系数降低是诱发断层活化的重要原因，断层活化激发动载和煤柱高静载叠加导致了冲击地压发生;王爱文等[4]通过相似模拟实验，分析了覆岩结构演化和断层活化的耦合关系，认为覆岩多层空间结构演化诱发断层活化，断层活化导致空间结构外部岩体回转;赵善坤[5]通过逆冲断层相似模拟试验，发现开采活动诱发了逆冲断层“活化”，使得煤层底板应力和声发射数急剧增加；姜福兴等[6]估算了巷道围岩应力，认为由逆冲断层等应力叠加导致了煤体大范围滑移;吕进国等[7]基于逆断层滑动的力学分析，理论计算了煤层沿断层逆冲滑动的临界角度。王宏伟等[8]分析了义马矿区冲击地压的诱因，认为F16断层斜切巨厚砾岩层是冲击地压的外因。齐庆新等[9]对煤岩体结构黏滑特性进行了研究，认为摩擦因数变化是导致煤岩黏滑的主要原因。同时，逆冲断层附近常常诱发地震，学者们对逆冲断层发震机理也格外关注。例如殷有泉等[10-11]认为逆冲断层地震是一种位移极值点型失稳，并伴随有力的突跳。潘岳等[12]采用折迭突变模型分析了逆冲断层主震机制，认为围岩围压越大，逆冲断层倾角越小，围岩切向刚度与断层抗剪强度在拐点处斜率比值越小，则地震越剧烈。
上述文献提到采动对逆冲断层具有卸荷作用，但并没有对卸载条件下逆冲断层失稳机理展开深入研究。因此，为解决逆冲断层冲击地压发生机理问题，科学指导断层冲击地压的工程防治，笔者基于逆冲断层冲击地压的工程分析，阐释了采动引起的逆冲断层卸荷效应，分析了断层失稳过程，研究了逆冲断层卸载失稳瞬态的位移场时空演化规律，初步建立了逆冲断层卸载失稳力学模型。
1 F16逆冲断层冲击地压工程分析
义马矿区为典型的断层控制型冲击地压矿区，该矿区冲击地压灾害的发生主要受边界F16断层影响，矿区内分布有5座矿井，各井田与F16断层相对位置关系如图1所示。义马矿区南边界为F16断层，该断层为逆冲断层，落差为50～500 m，倾角为15～75°，走势为上陡下缓，深部埋深大于1 000 m，浅部出露于地表，延伸长度约为16 km，断层走向为近东西，倾向为南北，可采井田大部分分布于F16断层下盘。F16断层剖面如图2所示，断层两侧地层从上至下依次为:侏罗系上统J3、中侏罗统J2和三叠系谭庄组T3，其中侏罗系上统岩层主要为巨厚的杂色粗砾岩，中侏罗统岩层以砾岩、紫红色粉砂岩和泥岩为主，三叠系岩层顶部以泥岩为主、中上部以石英砂岩为主、下部以泥岩和石英砂岩为主。
图1 义马矿区内F16断层位置
Fig.1 Location of F16 fault in Yima mining area
图2 F16逆冲断层剖面
Fig.2 Section of F16 thrust fault
义马矿区中部分布有渑池—义马向斜，向斜轴部走向为近东西向，北翼地层倾角较缓，一般6°～25°，南翼被F16断层破坏，产状多陡倾、直立或倒转。2-3煤为义马矿区主采煤层，煤层厚度为0～31.32 m，沿地层发育，由南到北随着埋深增大而逐渐增厚，受构造推覆作用，在F16断层处达到最大。
义马矿区各矿井首先开采北部浅部区域，然后由北向南逐步回采，使得开采区域与F16断层距离逐渐减小。图3为2006—2011年跃进煤矿通过ARAMIS微震系统，监测到的大能量微震事件数及年平均能量的统计情况，所谓大能量微震事件指的是造成了回采空间破坏的冲击事件。由图3可以看出，随着开采活动向F16断层靠近(即年份的增加)，大能量微震事件数呈增加的变化趋势，由2006年的8次最大增加到2010年的21次，同时事件释放能量也显著增大，2006年冲击事件平均能量为1.32 MJ，2011年为41.3 MJ，增大倍数为31.29倍。由于F16逆冲断层控制着5座邻近矿井，随着开采活动接近断层，开采范围地进一步扩大，井田内部及矿井群间的高位覆岩将产生联动效应[13]，并对F16断层活化造成显著影响。
开采扰动将导致F16断层活化，并诱发严重的冲击地压灾害，例如2011年千秋煤矿“11·3”重大断层冲击地压事故。据不完全统计，义马矿区92.5%的冲击事件发生在距F16断层小于1 000 m的范围内[14]。图4为跃进煤矿2006—2012年采掘期间发生的冲击地压位置图，由图中可以看出，北部浅埋区域冲击事件相对较少(23070孤岛工作面为例外)，大部分冲击事件集中在离F16断层较近的25080,25110和23150工作面，并且98.15%(54个冲击事件中的53个)的冲击地压发生在距F16断层小于868 m的区域，77.78%(54个冲击事件中的42个)的冲击地压发生位置距F16断层小于537 m，仅1次冲击事件发生在距断层大于1 000 m的区域。
图3 跃进煤矿2006—2011年大能量微震事件分布
Fig.3 Distribution of seismic events with large energy in Yuejin Coal Mine from 2006 to 2011
综上可推测，随着开采范围与F16断层距离的减小，断层冲击地压危险性增大，发生冲击地压释放的能量显著增高。
2 开采扰动逆冲断层失稳过程
基于第1节分析，随着煤体被大面积采出，覆岩在采动应力作用下破断、垮落，应力地连续性传递被迫中断，势必造成围岩应力场重分布，使得断层某一侧的应力水平降低，即产生卸荷效应，该效应将对断层的稳定性造成重要影响。为研究采动条件下逆冲断层的卸荷效应及失稳过程，笔者采用相似模拟、数值模拟的手段研究了覆岩运移规律、断层及围岩应力场演化特征、断层滑移行为，并对断层失稳全过程进行了分析。
2.1 覆岩运移特征
根据F16逆冲断层的地质信息，建立相似模拟实验模型如图5所示，实验台尺寸为:长×高×厚=5.0 m×1.5 m×0.4 m，相似材料采用河沙为骨料、石膏和碳酸钙作为胶结物，模型几何相似比al=200，时间相似比at=14.14，容重相似比aγ=1.56，应力相似比as=312，弹性模量和强度相似比aE=aσ=20.06。模型长度方向上两侧为固定边界约束，顶部直接模拟到地表。模型建立过程中，先搭建断层下盘岩层，断层带采用煤介质进行填充(由于逆冲推覆作用，部分煤体运移至断层带)，后搭建断层上盘岩层，然后整体由下至上逐层铺料建模，最终实现断层模型的搭建。实验过程中煤层从下盘逐步向断层上盘开挖，同时采用应力传感器监测上盘、断层处和下盘3个不同位置的煤层应力，通过表面布点监测回采过程中的覆岩变形。
图4 跃进煤矿2006—2012年冲击事件定位
Fig.4 Location of rock bursts in Yuejin Coal Mine from 2006 to 2012
图5 相似模拟实验模型
Fig.5 Model of F16 fault in similarity simulation test
在煤层开采过程，当工作面向断层推进时，上方覆岩平衡状态被打破，顶板岩层在弯矩作用下发生下沉、离层、破断、回转等运动，并随开采扰动前移，诱发裂隙向上方、前方延伸，煤层开采1 500 m时的覆岩破坏情况如图6所示，其裂隙带形态为近似梯形，下部垮落带纵向裂隙发育，断块多为长方体交错叠加，上部基本为横向离层裂隙，纵向贯通裂隙较少，顶板弯曲变形、呈层带状。图6中黑色虚线区域为开采造成的覆岩卸压带，该区域相对于回采前新生大量裂隙，造成区域内岩石力学性质大幅弱化，传递横纵向载荷的能力显著降低，同时下沉位移使得该区域存在附加空间，为断层-围岩系统向该区域运移创造了有利边界条件。
断层下盘围岩卸荷作用，使得断层附近应力场重新调整，进一步造成断层中间部分段产生少量微裂隙(图6放大部分)，裂隙方向基本与断层方向一致，同时覆岩高位横向裂隙向断层方向延伸，并有与断层原生裂隙带贯通的趋势。
图6 覆岩破坏情况
Fig.6 Failure image of overlging strata
图7 覆岩变形
Fig.7 Deformation of overlying strata
通过实时监测实验过程中覆岩部分测点(D4～D9)的位移，得到顶板下沉位移随工作面推进的变化情况如图7所示。由图7可知，当断层处于活化阶段时，顶板下沉位移相对较小，测点最大位移变化量小于1 m(根据相似比换算成实际位移);当断层发生失稳时，覆岩受断层错动影响而发生联动下切，D5测点切落位移最大，达到-3.0 m，整个顶板岩层下沉位移呈U型，说明覆岩中部受断层失稳影响最大。
由上述分析可知，围岩卸荷效应将对断层稳定性造成极大干扰，同时断层错动后也将引起覆岩的联动失稳，故推测在断层冲击地压的发生过程中2者之间相互影响、连锁响应。
2.2 应力场演化规律
基于相似模拟实验的应力传感器监测数据，得到开采过程中的煤层采动应力变化曲线如图8所示。采动引起开采空间围岩的卸荷作用，造成工作面前方煤体垂向应力逐渐增加，最大应力达到33.87 MPa，应力集中系数为2.97(图8中蓝色曲线)。采动造成的卸荷效应主要影响断层下盘的围岩压力，而对上盘采动应力影响不大，如图8所示，断层失稳前上盘煤体垂向应力几乎无变化，仅在断层失稳时才发生突变，即卸荷效应作用范围是有限的。
图8 煤层采动应力变化
Fig.8 Variation of mining-induced stress in coal seam
为进一步研究采动卸荷引起的断层系统应力场变化特征，笔者采用FLAC3D建立了F16断层数值模型，断层采用interface命令形成面接触，通过工作面分段等时步开挖模拟煤层采动，得到了采动前后模型纵向剖面的应力场分布情况如图9所示。由图9可知，煤层开挖1 500 m后，采空区顶底板围岩形成大面积的应力降低区域，即卸荷区，最大水平主应力由初始的-40 MPa左右减小至-20 MPa以下，同时断层下盘煤层底板深部出现应力集中区域，最大主应力水平为-60.0～-77.5 MPa。采动卸荷作用，还导致F16断层应力调整，使得断层线周边岩体交替出现应力集中区和应力降低区，其中上盘以应力降低区为主，最大主应力降低至-20 MPa及以下，局部甚至出现拉应力;下盘以应力集中区为主，局部应力超过-60 MPa。由应力场可知，卸荷作用导致断层不同位置的应力具有显著的差异。
图9 回采前后应力对比
Fig.9 Comparison of stress before and after coal mining
2.3 断层滑移特征
采动卸荷效应还包括对断层滑移的影响。笔者采用数值模拟方法，得到工作面推进至断层附近(回采1 500 m)时的F16逆冲断层剪切位移变化情况如图10所示。图10中断层线蓝色段剪切位移为0 m，说明由于采动卸荷作用，该断层段两侧岩体已脱离，同时这两段位置与图9中应力降低区基本一致。由此推测开采扰动造成该区域围岩应力降低(或裂隙向断层带发育)，从而使得断层两侧岩体变形减小、产生缝隙。而图10中其余部分均产生剪切位移，包括上下段，上段较短，剪切位移为0.4～0.6 m，下段较长，剪切位移分布范围较大，为0～1.4 m，可见F16逆冲断层主要的滑移段为下部区域，故断层深部可能是冲击地压的震源。
图10 断层剪切位移
Fig.10 Shear displacement of F16 fault
同时，为确定断层上下段的滑移方向，将数值模型垂向位移变化提取，得到其位移场如图11所示。由图11可知，采动卸荷作用使得煤层覆岩向下变形，该段断层下盘一侧围岩的垂向位移为-0.50～-0.75 m，大于上盘一侧垂向位移(-0.25～-0.50 m)，因此可知断层上端错动方向为逆时针(如图10)。而对于F16断层深部段，其下盘大部分区域垂向位移为向上的变化趋势，上盘位移主要向下变化，故断层深部段滑移方向为顺时针。因此，断层滑移阶段，不同位置断层的错动方向也具有差异性。
图11 断层及围岩系统垂向位移场
Fig.11 Vertical displacement field of fault and surrounding rock system
2.4 断层失稳过程分析
参考尖点突变理论[15-16]，当断层系统刚度属性满足失稳条件时，其平衡曲面在x-q坐标系上的投影如图12所示。断层系统失稳为一个过程，即图12中O—D段。同时参考马瑾等[17]提出的地震亚失稳阶段，可根据断层剪应力-剪应变本构关系曲线斜率将逆冲断层失稳过程分为线性稳态(I)、非线性稳态(II)、亚失稳(III)和失稳(IV)4个阶段，如图13所示。
图12 断层失稳过程
Fig.12 Rupture procedure of thrust fault
图13 断层失稳的4个阶段
Fig.13 Four phrases of thrust fault rupture
结合相似模拟和数值模拟结果可知，采动引起的卸荷效应是断层由稳态向非稳态转变的一个重要诱因。随着工作面向断层推进，顶板岩层逐渐弯曲、垮断、整体下沉，同时断层采动侧岩体应力降低，使得断层及围岩剪应力增大、剪应变增加，断层系统由线性稳态向非线性稳定转变。当工作面靠近断层时，覆岩卸荷效应影响至断层附近，裂隙向断层带延伸，断层剪应力可能并不会增加许多，但剪应变急剧增大，断层系统临界失稳，即亚失稳阶段。此时断层系统处于非稳定平衡状态，稍有扰动增量(比如矿震、放炮或采煤机割煤)，断层即进入失稳阶段，断层系统扰动响应将趋于无穷大，并伴随着能量大量释放[18]。
3 逆冲断层卸载失稳瞬态过程研究
由第2节分析可知，与地震不同的是，煤矿断层冲击地压完全是由采动卸荷效应引起的，表现为断层系统的卸载失稳。实际上，虽然断层失稳是在很短的时间内发生的，但将时间尺度放大，它仍是一个由若干断层单元相互作用形成的连锁响应，弄清该响应机制，对于探索逆冲断层卸载失稳机理意义重大。因此，笔者开展了逆冲断层的单侧卸载实验，研究了断层失稳瞬间的围岩变形场、断层带滑移场的时空演化规律，分析了断层瞬态失稳过程。
实验试样选自受F16逆冲断层显著影响的冲击地压矿井千秋煤矿，岩性为红色粉砂岩，尺寸为300 mm×200 mm×50 mm，加工过程中将立方体岩块沿对角线切割，两侧岩块以模拟断层上下盘，中间切割面以模拟断层线，断层线两侧接触面采用磨石机磨平，以保证良好接触。断层线与Y轴夹角为32°，断层线长度为312 mm，断层下盘背面沿断层线布置编号为S1～S10的10组应变片，基于实际地应力数据，首先在试样X,Y方向分别同速率加载至9.31 MPa和6.21 MPa，然后X方向一侧以0.5 μm/s的速度进行卸载，同时保持Y方向负荷不变。当X向应力卸载至1.16 MPa时，观测到逆冲断层失稳现象。
在实验过程中，试样正面采用高速摄像机拍摄喷射散斑后的断层高清图像，背面通过应变花及应变采集装置监测断层下盘的应变情况。试样尺寸、加卸载方案及监测布局如图14所示。
图14 断层实验系统结构
Fig.14 Layout of fault experiment system
3.1 断层岩体变形场演化特征
根据应变数据采集系统获得的大量应变数据(采样频率为1 000 Hz)，处理后得到卸载开始后83～93 s时间段断层法向、剪切应变增量(相对于第83.0 s)的变化曲线，如图15所示，其中S1组的法向应变片S1-2损坏，数据无法使用，纵坐标原点为图14(a)中的O点，相邻应变花间距为31.2 mm，应变曲线纵轴单位大小为20 μm。
图15 断层法向、剪切应变增量变化曲线
Fig.15 Curves of normal and shear strain increment of thrust fault
由图15可知，在85.0 s左右时断层发生错动，引起下盘围岩应变的波动，图中可明显看到应变的跳动，即代表震源激发的应力波沿断层线传播，引起围岩应变变化。对比正应变和剪应变增量变化可知，断层滑移瞬间S9剪应变为先增加后“突降”，S4～S8剪应变为先增加后降低，而S1～S3,S10剪应变为先“突降”后“突增”最后降低;各应变花正应变变化规律为:S9-2为先增大后降低最后趋于稳定，S5-2～S8-2为先略微增大或不变后降低至稳定，S2-2～S4-2为先“突降”后“突增”，S10-2为逐渐增加至稳定。由此推测S9可能为震源点，应力波由震源向两端传播，由于中部受约束剪切应变波动较小，而上下两端由于边界约束解除，应变波动有所增加。在断层错动过程中，剪应变应首先存在一个累积的过程，当剪应变增加至临界值时，两侧围岩弹性变形能释放，应力发生突降，错动停滞瞬间，应力将恢复并突增。
3.2 断层滑移场变化规律
根据高速摄像机可将断层滑移瞬间的多幅图片进行对比分析，得到断层滑移场的变化情况。高速摄像机的采样频率为1 000 Hz，采样间隔为1 ms，单个像素大小为30 μm。
图16为断层滑移测点的布置示意，分别在断层上部、中部和下部布置3个测点，测点x方向位移随时间变化情况如图17所示。图17中测点x位移不仅包含错动位移，还有测点围岩的变形。由图17可知，断层失稳瞬间，上部测点更加不稳定，震动频率较其他测点要高，同时该测点出现两次滑移。断层错动后，上部和中部测点趋于稳定，下部测点仍受滑移扰动影响。
图16 断层不同区域的位移测点布置
Fig.16 Layout of 3 observation points of thrust fault
图17 断层不同区域的x向位移变化
Fig.17 x displacement in different zones of thrust fault
3.3 逆冲断层卸载失稳模型
对于逆冲断层，开采扰动引起的断层带-围岩系统产生卸荷效应，造成断层带上不同部位应力场有所差异(图9(b))，进而导致断层存在不同的错动方式(图10)。该断层失稳方式实质上均是由差应力|σx-σy|引起的，只是差应力的方向不同，而断层瞬态失稳过程应是相同的。
基于逆冲断层卸载滑移实验，建立断层系统模型如图18所示。针对断层带-围岩系统，由于构造运动作用，断层带介质必然存在大量损伤，其力学性质将远不如围岩，假设系统受力过程中围岩介质主要服从线弹性本构关系，则围岩可抽象成微杆单元的集合，相邻杆之间采用胡克体连接。假设断层带介质符合圣维南体模型(由一个弹簧和一个滑片组成)，则当外界应力大于摩擦阻力时，滑片失稳。
图18 断层系统简明力学模型
Fig.18 Model of thrust fault and surrounding rock
由于围岩介质具有非均质性，在一对剪应力力偶作用下，围岩将产生复杂的剪应变场，并且断层附近围岩剪应变显著大于远场围岩[19]。对于单侧卸载逆冲断层，由于卸荷效应围岩承载的剪应力更低，故产生的剪应变将相对更小。因此，建立断层系统失稳瞬态的模型如图19所示，在剪应力τ作用下，断层带近场围岩产生较大的剪切变形，并产生一个剪应力τ′作用于断层带(圣维南体)，由于断层带是非均质的，其各个圣维南体单元可视为独立的。随着外界剪应力τ增加，断层带中不同位置的剪应力τ′也将随之增大，当某一单元的τ′率先到达圣维南体中滑片的摩擦极限时，该单元将发生失稳，并发生错动、释放变形能(图19中红色0号单元)，该点即为此次断层失稳的震源。0号单元错动同时连带与其连接的围岩杆单元(0′)震动，并通过胡克体(0-1和0-2)带动相邻围岩杆单元(1′和2′)震动，然后震动能量传递至震源相邻断层带单元(1和2)，诱使处于临界失稳的断层带单元(1和2)发生错动，并带动围岩杆单元(1′和2′)持续震动，从而导致周边断层带单元和围岩杆单元依次震动，即震动波的传递顺序为:0号圣维南体单元—0′围岩杆单元—(0-1和0-2)胡克体—围岩杆单元(1′和2′)—1和2号圣维南体单元—……—n和m号圣维南体单元—结束，作用结果是使得携带断层失稳能量的应力波由震源向远场传递，最终完成整个断层系统的失稳，即一次黏滑事件。逆冲断层黏滑与煤岩体结构黏滑[9]类似，均是由动摩擦因数小于静摩擦因数导致，但逆冲断层黏滑释放能量要远大于后者。
图19 断层卸载失稳瞬态过程
Fig.19 Process of thrust fault rupture
开采扰动下逆冲断层的失稳问题，根据应力状态和滑移方向可分成两类，一类是垂向为主卸载方向，造成断层逆时针滑移，引起顶板冲击地压;另一类是水平方向为主卸载方向，造成断层顺时针滑移，导致底板冲击地压(图10,11)。根据断层系统失稳模型(图19)，第1类震源在煤层上覆岩层，该位置临近的断层正应力较低，其临界摩擦阻力较小，因此断层失稳时释放能量较少;第2类震源在断层深部，其本身原岩应力较高，采动卸荷造成该区域应力进一步增大，震源单元临界摩擦阻力较大，故该类断层失稳将释放巨大的能量。因此根据义马矿区冲击地压释放能量级别，推测其断层冲击地压可能以第2类为主。
4 结 论
(1)基于义马矿区冲击地压工程分析，发现随着开采范围与F16断层距离地减小，断层冲击地压发生危险性增大，冲击地压释放能量显著增高。
(2)采动造成断层系统产生卸荷效应，使得覆岩裂隙向断层延伸并诱发断层产生新裂纹，断层带交替出现应力集中区和降低区，同时断层带局部离层、上部逆时针滑移、下部逆时针错动。
(3)断层错动瞬间应变总体上突降-突增逐渐-降低至稳定的变化趋势，对应于断层滑移的启动—停止—稳定的过程。
(4)断层失稳瞬间，上部测点更加不稳定，并出现两次滑移。断层错动后，上部和中部测点趋于稳定，而下部测点仍受滑移扰动影响。
(5)卸载效应引起断层失稳过程可分为线性稳态(I)、非线性稳态(II)、亚失稳(III)和失稳(IV)4个阶段;断层失稳是由震源单元-围岩杆单元-相邻围岩杆单元-相邻断层带单元等一系列微单元相互作用、连锁失稳的综合结果。
本文基于实验室等手段初步提出了逆冲断层卸载失稳瞬态的力学模型及失稳的4个力学阶段，但对于断层失稳的各个阶段，仍需要进一步深入研究。笔者下一步拟以米级大尺寸断层试样结合高频监测手段开展实验，对所提出的断层系统失稳瞬态力学模型作进一步验证。断层滑移实际是一个加速蠕变失稳的过程，对于断层不稳定蠕变问题，在后续机理研究中将给与重点考虑。
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