江麗麗，翟春佳，金珠鵬，張 晴，

(1.重慶工程職業(yè)技術(shù)學(xué)院，重慶 402260；2.中國(guó)礦業(yè)大學(xué)(北京) 能源與礦業(yè)學(xué)院，北京 100083；3.黑龍江科技大學(xué) 礦業(yè)工程學(xué)院，黑龍江 哈爾濱 150027)

我國(guó)多地煤炭資源開(kāi)采過(guò)程中均面臨急傾斜煤層賦存情況，如新疆、寧夏、山西、甘肅、重慶、甘肅和淮南地區(qū)等[1，2]。隨著我國(guó)主要煤炭資源開(kāi)采區(qū)域向西部的轉(zhuǎn)移，近一半的礦井為急傾斜煤層開(kāi)采，因此急傾斜煤礦的開(kāi)采研究成為了當(dāng)務(wù)之急[3-5]。近些年，隨著煤層開(kāi)采深度的增加，尤其在急傾斜特厚煤層條件下，沖擊地壓頻繁發(fā)生對(duì)工人生命安全以及生產(chǎn)極其不利[6]。

就急傾斜煤層動(dòng)力災(zāi)害而言，對(duì)于沖擊地壓影響下工作面附近煤體的應(yīng)力狀態(tài)研究不夠充分，且沒(méi)有提出急傾斜煤礦條件下沖擊地壓作用的可靠機(jī)理。為了克服上述缺陷，以窯街三號(hào)井LW5521-20工作面內(nèi)發(fā)生的“3.24”沖擊地壓事故為例，建立急傾斜特厚煤層水平分段開(kāi)采力學(xué)模型，并從動(dòng)靜載疊加機(jī)理出發(fā)，對(duì)此條件下沖擊地壓機(jī)理進(jìn)行了分析。基于此提出有針對(duì)性的防治措施，并在現(xiàn)場(chǎng)進(jìn)行應(yīng)用。

1 工程概況

1.1 采區(qū)地質(zhì)概況

甘肅蘭州窯街三號(hào)井為窯街煤電集團(tuán)的骨干生產(chǎn)礦井之一，該井田內(nèi)五采區(qū)主采2#煤層平均傾角高達(dá)60°，煤層均厚為58.89m。五采區(qū)內(nèi)2#煤層采用綜合機(jī)械化放頂煤水平分段開(kāi)采工藝，關(guān)于該采區(qū)內(nèi)工作面開(kāi)采布局剖面情況如圖1所示。

圖1 五采區(qū)內(nèi)工作面開(kāi)采布局剖面圖

圖1中+1400m水平位置為L(zhǎng)W5521-20工作面，此工作面平均埋深為520m，水平分段采高為14.5m，工作面寬為68m。工作面采高為2.8m，放頂煤厚度為11.7m，采放比1：4.18。工作面內(nèi)運(yùn)輸平巷沿煤層頂板掘進(jìn)，軌道平巷沿煤層底板掘進(jìn)。根據(jù)地應(yīng)力測(cè)試結(jié)果，整個(gè)礦井的側(cè)壓系數(shù)為1.5～1.8，且LW5521-20工作面受F607-1斷層影響而側(cè)壓系數(shù)偏高，大約為1.8左右。

1.2 “3.24”沖擊地壓事故

2016年3月24日凌晨1點(diǎn)48分于LW5521-20工作面內(nèi)發(fā)生了一起嚴(yán)重的沖擊地壓事故，事后調(diào)查發(fā)現(xiàn)此次事故的震源位于覆巖層中。根據(jù)蘭州市地震管理局監(jiān)測(cè)結(jié)果反映，“3.24”沖擊地壓事故的震級(jí)高達(dá)2.4級(jí)。此次事故造成了頂板側(cè)工作面內(nèi)的液壓支架壓架、損壞，且運(yùn)輸平巷內(nèi)出現(xiàn)底板嚴(yán)重鼓起、開(kāi)裂。此一系列的沖擊顯現(xiàn)對(duì)礦井的安全生產(chǎn)造成了嚴(yán)重的阻礙作用。

2 誘發(fā)沖擊地壓機(jī)理

2.1 動(dòng)靜載疊加誘沖機(jī)理

大量的理論研究和現(xiàn)場(chǎng)實(shí)踐表明，沖擊地壓的發(fā)生是由動(dòng)、靜載荷疊加作用造成的，表達(dá)式為[7]：

σs+σd>σbmin

(1)

式中，σs為煤巖體中的高集中靜載荷，MPa；σd為震源形成的動(dòng)載荷，MPa；σbmin為煤巖體發(fā)生沖擊地壓時(shí)的臨界載荷，MPa。

式(1)表明采掘空間周?chē)簬r體中積聚的靜載荷越高，震源形成的動(dòng)載擾動(dòng)越劇烈，則沖擊地壓發(fā)生的可能性也就越大。

2.2 急傾斜特厚煤層內(nèi)煤體承載特性

眾多文獻(xiàn)[8，9]研究表明急傾斜特厚煤層的側(cè)向支承應(yīng)力沿煤層傾向方向呈正態(tài)分布規(guī)律，基于此建立了平面應(yīng)變模型對(duì)煤體的承載特性進(jìn)行分析，如圖2所示。

圖2 傾斜特厚煤層受力分析的平面應(yīng)變模型

圖2(a)中，σsr、σsf、σsm和pz分別代表頂板側(cè)面支承應(yīng)力、底板側(cè)面支承應(yīng)力、峰值應(yīng)力和上覆采空區(qū)矸石對(duì)煤體施加的垂向載荷。此外，lLW、m、和θ分別表示工作面寬度、煤層厚度和傾角。區(qū)域Ⅰ可以看做一個(gè)直角三角形煤體，且區(qū)域Ⅰ和區(qū)域Ⅱ內(nèi)煤體受力狀態(tài)完全不同，因此有必要針對(duì)這兩個(gè)區(qū)域分別進(jìn)行受力分析。

2.2.1 區(qū)域Ⅰ內(nèi)煤體受力分析

區(qū)域Ⅰ內(nèi)直角三角形煤體的具體受力情況如圖3所示，其中AC面受均布載荷σ1作用(為便于對(duì)區(qū)域Ⅰ和區(qū)域Ⅱ內(nèi)煤體受力分析，對(duì)人為分割A(yù)C面上受力情況進(jìn)行簡(jiǎn)化處理)，BC面受力相對(duì)復(fù)雜。考慮到應(yīng)力邊界條件，C點(diǎn)處應(yīng)力值σ2=N0。N0為AC面上的支承應(yīng)力，其表達(dá)式為：

圖3 區(qū)域I內(nèi)直角三角形煤體受力分析圖

將σ1值和煤體的物理力學(xué)參數(shù)代入式(2)，可求解出N0值。

該直角三角形煤體的靜力平衡方程為：

上覆采空區(qū)矸石施加于AB面上的垂向載荷pz通過(guò)頂煤向下傳遞，因此工作面受到頂煤的垂向力Fv大小為：

Fv=Fz+Gm

(4)

式中，Gm為頂煤自重力，滿足Gm=γm·lLW·hm，kN；hm為頂煤厚度，m。

LW5521-20工作面內(nèi)共有35架液壓支架(型號(hào)為ZF4800/17/31，四柱支撐)，由頂板側(cè)向底板側(cè)編號(hào)為1#—35#。每間隔1個(gè)支架安裝一個(gè)壓力表，用來(lái)記錄液壓支架內(nèi)支柱的支撐應(yīng)力pc。關(guān)于液壓支架的工作阻力fc和承載應(yīng)力ps為：

式中，d為支柱的直徑，取值0.2m；b為液壓支架的寬度，取值1.6m；Lk為液壓支架的控頂距，取值4.44m。

基于式(5)，可推導(dǎo)出頂煤對(duì)液壓支架的垂向應(yīng)力pv大小為：

由式(6)可知，液壓支架的承載應(yīng)力ps可通過(guò)監(jiān)測(cè)支柱的支撐應(yīng)力pc確定，進(jìn)而求出頂煤對(duì)液壓支架的垂向應(yīng)力pv值。

圖4為“3.24”沖擊地壓事故發(fā)生時(shí)LW5521-20工作面內(nèi)液壓支架支柱支撐應(yīng)力pc的分布規(guī)律，以及頂煤對(duì)液壓支架的垂向應(yīng)力pv的分布規(guī)律?？拷敯鍌?cè)和底板側(cè)頂煤對(duì)液壓支架的垂向應(yīng)力pv-roof和pv-floor可用第1#和35#液壓支架的承載應(yīng)力ps1和ps35表示。液壓支架支柱的額定支撐應(yīng)力pcr為38MPa，當(dāng)pc=pcr時(shí)液壓支架安全閥開(kāi)啟。LW5521-20工作面中部的pc和pv值遠(yuǎn)高于靠近頂板側(cè)和底板側(cè)的，且靠近頂板側(cè)的pc和pv值要高于靠近底板側(cè)的。

圖4 “3.24”沖擊地壓發(fā)生時(shí)pc和pv分布規(guī)律

由圖4中pv的離散數(shù)據(jù)值，可積分求解出Fv：

式中，pvi(i=2n-1，1≤n≤18)為不同位置處頂煤對(duì)液壓支架的垂向應(yīng)力。

式中，γ為巖體平均容重，取值25kN/m3；λ為側(cè)壓系數(shù)，取值1.8。

因此，BC面上最初受力[FBC]ini大小為：

2.2.2 區(qū)域Ⅱ內(nèi)煤體受力分析

區(qū)域Ⅱ內(nèi)煤體受力分析如圖5所示，σx和σy分別對(duì)應(yīng)于煤體的最小主應(yīng)力σ3和最大主應(yīng)力σ1，且煤體受到的側(cè)面支承應(yīng)力沿Ox軸呈對(duì)稱(chēng)性分布。綜合考慮區(qū)域Ⅰ和區(qū)域Ⅱ內(nèi)煤體可知，煤體受到的側(cè)面支承應(yīng)力沿Ox軸呈非對(duì)稱(chēng)性分布。

圖5 區(qū)域Ⅱ內(nèi)煤體受力分析圖

由圖5(a)可知，頂板側(cè)和底板側(cè)的峰值應(yīng)力大小均為K(γHcosθ+λγHsinθ)(K表示應(yīng)力集中系數(shù)，H表示埋深)。圖5(b)為煤體在極限平衡區(qū)內(nèi)的應(yīng)力狀態(tài)，其對(duì)應(yīng)的極限平衡方程式為：

m(σx+dσx)-mσx-2σyfdx=0

(10)

式中，f為巖體與煤體間的摩擦系數(shù)，取值0.6。

基于極限平衡區(qū)應(yīng)力條件，可求解出：

式中，c為煤體的黏聚力，取值4.2MPa；φ為煤體的內(nèi)摩擦角，取34°。

當(dāng)x=0時(shí)極限平衡區(qū)內(nèi)煤體應(yīng)力邊界條件為：

聯(lián)立式(10)—(12)可推導(dǎo)出AC面與峰值應(yīng)力σsm點(diǎn)的距離x0：

將σ1=0.78MPa代入式(2)，得N0=18.56MPa，且工作面埋深H=520m?，F(xiàn)有研究結(jié)果[10]表明傾斜煤層側(cè)面支承應(yīng)力集中系數(shù)K取值為2.4～2.8，在此取值K=2.6。進(jìn)而求解出σsm=69.59MPa，x0=18.33m?？梢?jiàn)頂板側(cè)的支承應(yīng)力峰值更加靠近工作面，可看做是工作面誘發(fā)沖擊地壓的靜載源。

2.3 微震事件的動(dòng)載荷計(jì)算

急傾斜特厚煤層水平分段開(kāi)采時(shí)，采空區(qū)自由空間導(dǎo)致覆巖結(jié)構(gòu)不穩(wěn)定，進(jìn)而誘使關(guān)鍵層發(fā)生破斷而形成高能量微震事件，可認(rèn)為是動(dòng)載源。微震事件P波和S波產(chǎn)生的動(dòng)載荷σdP和σdS分別為[11]：

式中，ρ為煤巖介質(zhì)的平均密度，kg/m3；CP和CS分別為P波和S波的傳播速度，m/s；vpp和vps分別為P波和S波峰值質(zhì)點(diǎn)震動(dòng)速度。

根據(jù)礦山震動(dòng)波傳播試驗(yàn)，可知震動(dòng)波內(nèi)質(zhì)點(diǎn)峰值速度衰減公式為：

式中，ld為震動(dòng)波傳播距離；vpm為峰值質(zhì)點(diǎn)震動(dòng)速度；vp(ld)為質(zhì)點(diǎn)距離震源距離為ld時(shí)震動(dòng)速度。

文獻(xiàn)[12]指出S波振幅遠(yuǎn)大于P波的，且前者表現(xiàn)出較強(qiáng)的動(dòng)態(tài)破壞。因此，聯(lián)立式(14)和(15)可推導(dǎo)出S波產(chǎn)生的動(dòng)載荷為：

式中，vpsm為S波峰值質(zhì)點(diǎn)震動(dòng)速度；σdS(ld)為距離震源距離為ld時(shí)S波產(chǎn)生的動(dòng)載荷。

2.4 沖擊臨界載荷的計(jì)算

文獻(xiàn)[13]研究表明煤體的沖擊臨界載荷與其單軸抗壓強(qiáng)度相關(guān)，當(dāng)煤體的單軸抗壓強(qiáng)度小于16MPa時(shí)，沖擊臨界載荷為70MPa。五采區(qū)內(nèi)2#煤層的平均單軸抗壓強(qiáng)度為13.1MPa，因此可以確定LW5521-20工作面的沖擊臨界載荷值為70MPa。

3 “3.24”沖擊地壓實(shí)例分析

基于動(dòng)靜載疊加原理，以“3.24”沖擊地壓事故為實(shí)例進(jìn)行詳細(xì)分析。LW5521-20工作面內(nèi)沖擊地壓事故情況如圖6所示。

圖6 “3.24”沖擊地壓實(shí)例分析圖

由圖6(a)可知，覆巖破斷形成了動(dòng)載震源，其以應(yīng)力波的形式傳播至高靜載應(yīng)力區(qū)，此時(shí)動(dòng)靜載疊加作用下致使煤體中該區(qū)域成為沖擊危險(xiǎn)區(qū)(紅色區(qū)域)?！?.24”沖擊地壓事故中大能量微震事件震級(jí)ML=2.4，據(jù)此計(jì)算出震源釋放的最大能量Ed0為2.29×106J(基于經(jīng)驗(yàn)公式logEd0=1.8+1.9ML)。

SOS微震監(jiān)測(cè)系統(tǒng)于2016年11月份開(kāi)始安裝運(yùn)行，因此之前的“3.24”沖擊地壓事故無(wú)法精確預(yù)測(cè)。圖6(b)為2016年11月份大能量微震事件定位剖面圖，可知大能量微震事件的能級(jí)主要在105～106J之間，且主要集中于鋁質(zhì)泥巖(子關(guān)鍵層)內(nèi)。統(tǒng)計(jì)表明大能量微震事件距離運(yùn)輸平巷左幫垂距在13.4～15.8m之間，平均垂距14.6m?；诖?，可反向推斷出“3.24”沖擊地壓事故發(fā)生時(shí)震源位置距離運(yùn)輸平巷左幫垂距為14.6m。

文獻(xiàn)[14]指出能級(jí)為106～107J的S波的峰值質(zhì)點(diǎn)震動(dòng)速度為12.17m/s，取震源處傳輸介質(zhì)密度為2500kg/m3，S波的傳播速度為2480m/s，將這些參數(shù)代入式(16)可求出S波的動(dòng)載荷σdS(ld)表達(dá)式。由于靜載荷σsm高達(dá)69.59MPa，基于動(dòng)靜載疊加原理，當(dāng)σsm+σdS(ld)>70MPa時(shí)，沖擊地壓就會(huì)發(fā)生，可知最小動(dòng)載荷需大于0.41MPa。據(jù)此計(jì)算出S波的最遠(yuǎn)傳播距離為30.66m，進(jìn)而可知lcb最大值為16.06m(以動(dòng)載源為圓心，以30.66m為半徑畫(huà)輔助圓與支承應(yīng)力峰值點(diǎn)延長(zhǎng)線相交)。此外，SOS微震監(jiān)測(cè)結(jié)果表明工作面附近煤體內(nèi)也存在大能量微震事件，能級(jí)在104～105J，這是導(dǎo)致工作面內(nèi)液壓支架損壞的主要因素?；诖?，可推測(cè)“3.24”沖擊地壓事故發(fā)生時(shí)煤體內(nèi)的微震事件能級(jí)至少在104～105J。以能級(jí)為104～105J的微震事件為研究點(diǎn)，其S波的峰值質(zhì)點(diǎn)震動(dòng)速度可達(dá)3.5m/s，取震源處傳輸介質(zhì)密度為1400kg/m3，S波的傳播速度為2480m/s，將這些參數(shù)代入式(16)可求出S波的動(dòng)載荷ΔσdS(ld′)表達(dá)式(假設(shè)煤體內(nèi)動(dòng)載源處于lcb線附近)?；谑?6)，液壓支架損壞時(shí)所需要的最小額外承載應(yīng)力ps為：

式中，Δpc為液壓支架支柱損壞所需要的額外載荷，滿足Δpc=pcm-pc。其中，pcm=60MPa，pc為圖4中現(xiàn)場(chǎng)所測(cè)離散數(shù)據(jù)值。

根據(jù)工作面附近煤體內(nèi)微震事件在不同液壓支架位置處引起的額外動(dòng)載荷ΔσdS與液壓支架損壞時(shí)所需要的最小額外承載應(yīng)力Δps之差，來(lái)斷定液壓支架是否損壞。當(dāng)ΔσdS-Δps≥0時(shí)，液壓支架發(fā)生損壞。由圖7可知，1#—21#液壓支架發(fā)生了損壞，進(jìn)而計(jì)算出ld′的最小值為27.3m?！?.24”沖擊地壓事故現(xiàn)場(chǎng)調(diào)研結(jié)果發(fā)現(xiàn)，1#—24#液壓支架發(fā)生了損壞，理論分析與現(xiàn)場(chǎng)調(diào)研結(jié)果基本相一致。這是因?yàn)閷?shí)際中工作面附近煤體內(nèi)的微震事件可能位于lcb線以?xún)?nèi)，進(jìn)而造成了更多液壓支架損壞。

圖7 液壓支架損壞判定曲線

至于運(yùn)輸平巷，其底煤較為堅(jiān)硬且無(wú)支護(hù)，水平構(gòu)造應(yīng)力較大(側(cè)壓系數(shù)為1.8)，因此底煤中積聚有較高的靜載荷。受工作面附近煤體內(nèi)微震事件造成的額外動(dòng)載荷疊加影響，滿足式(1)時(shí)巷道底板發(fā)生沖擊破壞。

4 防沖措施和效果檢驗(yàn)

4.1 堅(jiān)硬頂板深孔預(yù)裂爆破

當(dāng)“3.24”沖擊地壓事故發(fā)生后，后續(xù)LW5521-20工作面恢復(fù)生產(chǎn)時(shí)，超前工作面30～150m的運(yùn)輸平巷內(nèi)實(shí)施了深孔預(yù)裂爆破措施，關(guān)于1#—3#爆破孔優(yōu)化后的設(shè)計(jì)參數(shù)見(jiàn)表1。堅(jiān)硬頂板深孔預(yù)裂爆破剖面示意圖如圖8所示。

表1 深孔預(yù)裂爆破的優(yōu)化設(shè)計(jì)參數(shù)

圖8 堅(jiān)硬頂板深孔預(yù)裂爆破剖面

4.2 煤體卸壓爆破

由于頂板側(cè)支承應(yīng)力的峰值應(yīng)力更靠近工作面，因此有必要對(duì)運(yùn)輸平巷周?chē)后w實(shí)施卸壓爆破措施，致使高集中應(yīng)力向煤體深部轉(zhuǎn)移。在超前工作面30—150m的運(yùn)輸平巷內(nèi)采用煤體卸壓爆破措施，關(guān)于4#—21#卸壓爆破孔的設(shè)計(jì)參數(shù)見(jiàn)表2。煤體卸壓爆破剖面如圖9所示。

表2 煤體卸壓爆破的設(shè)計(jì)參數(shù)

圖9 煤體卸壓爆破剖面

4.3 工作面支護(hù)優(yōu)化設(shè)計(jì)

LW5521-20工作面回采期間其內(nèi)的一些液壓支架支柱的支撐應(yīng)力pc接近于極限載荷pcm，極易受覆巖破斷形成的動(dòng)載擾動(dòng)而損壞。當(dāng)前液壓支架的額定工作阻力fs-r為4800kN，工作面附近煤體內(nèi)微震事件在液壓支架位置處引起的額外動(dòng)載荷ΔσdS最大值為0.93MPa。液壓支架需要抵御額外動(dòng)載荷ΔσdS所需要的額外承載應(yīng)力fs-add大小代入式(4)計(jì)算為6603kN。因此，液壓支架總支撐阻力fs-t需大于11403kN時(shí)才能夠抵御動(dòng)靜載疊加作用。為保證工作面回采安全及液壓支架選型方便，液壓支架額定工作阻力可定為12000kN。

4.4 防沖措施有效性檢測(cè)

當(dāng)LW5521-20工作面恢復(fù)生產(chǎn)時(shí)，采取了上述一系列防沖措施后，在運(yùn)輸平巷內(nèi)采用鉆屑法進(jìn)行效果檢驗(yàn)。在運(yùn)輸平巷內(nèi)超前工作面5～60m范圍內(nèi)，每間隔20m打一鉆屑孔，監(jiān)測(cè)結(jié)果如圖10所示。

圖10 鉆屑法監(jiān)測(cè)結(jié)果

2016年3月26日鉆屑量監(jiān)測(cè)結(jié)果為采取一系列防沖措施前的，可見(jiàn)鉆屑孔內(nèi)大部分點(diǎn)的煤粉量高于臨界煤粉量；2016年3月31日鉆屑量監(jiān)測(cè)結(jié)果為采取一系列防沖措施后的，可見(jiàn)此時(shí)鉆屑孔內(nèi)所有點(diǎn)的煤粉量均低于臨界煤粉量。鉆屑量監(jiān)測(cè)結(jié)果表明一系列防沖措施有效降低了煤體內(nèi)積聚的高集中應(yīng)力，減小了發(fā)生沖擊地壓的可能性。

實(shí)施深孔預(yù)裂爆破措施后的微震監(jiān)測(cè)結(jié)果如圖11所示。

圖11 實(shí)施深孔預(yù)裂爆破措施后的微震監(jiān)測(cè)結(jié)果

在2017年3月25日—4月1日期間(深孔預(yù)裂爆破措施實(shí)施后初始階段)，日微震事件總能量較高，此時(shí)預(yù)裂爆破效果還未完全顯現(xiàn)出來(lái)；在2017年4月2日—4月17日期間(深孔預(yù)裂爆破措施實(shí)施后中期階段)，日微震事件總頻率顯著增加，而日微震事件總能量有所下降，這表明此階段堅(jiān)硬頂板中裂隙得到充分發(fā)育，頂板強(qiáng)度有所下降，造成低能量微震事件頻發(fā)；在2017年4月18日—4月25日期間(深孔預(yù)裂爆破措施實(shí)施后最后階段)，日微震事件總能量和總頻率均大幅度下降，這表明堅(jiān)硬頂板中積聚的彈性能被充分釋放，減小了工作面發(fā)生沖擊地壓的危險(xiǎn)性。

此外，采取上述一系列防沖措施后，LW5521-20工作面及其運(yùn)輸平巷再?zèng)]發(fā)生過(guò)沖擊地壓。這說(shuō)明在急傾斜特厚煤層水平分段開(kāi)采期間，采用深孔預(yù)裂爆破、煤體卸壓爆破以及液壓支架參數(shù)優(yōu)化等方法，可有效防治沖擊地壓的發(fā)生。

5 結(jié) 論

1)基于急傾斜特厚煤層水平分段開(kāi)采期間煤體的受力狀態(tài)，將煤體分為區(qū)域Ⅰ和區(qū)域Ⅱ分別進(jìn)行分析，可知區(qū)域Ⅰ內(nèi)三角形煤體處于極限應(yīng)力平衡狀態(tài)，且采動(dòng)應(yīng)力峰值處于區(qū)域Ⅱ內(nèi)承載煤體的深部。

2)確定了急傾斜特厚煤層極限平衡區(qū)內(nèi)煤體的支承應(yīng)力分布規(guī)律，且其水平分段開(kāi)采期間頂板和底板附近的側(cè)面支承應(yīng)力沿Ox軸呈非對(duì)稱(chēng)分布(區(qū)域Ⅰ和區(qū)域Ⅱ內(nèi)煤體綜合考慮確定)。頂板附近的側(cè)面支承應(yīng)力的峰值應(yīng)力更靠近工作面，以此應(yīng)力峰值作用點(diǎn)視為工作面誘發(fā)沖擊地壓的靜載源。

3)當(dāng)覆巖中懸頂破斷引起的動(dòng)載荷和煤體承受的高集中靜載荷疊加作用超過(guò)沖擊臨界載荷時(shí)，就會(huì)發(fā)生沖擊地壓顯現(xiàn)。此外，當(dāng)工作面附近煤體內(nèi)震源引起的動(dòng)載荷與液壓支架上的初始靜載荷疊加作用超過(guò)液壓支架的承載能力時(shí)，則液壓支架將會(huì)發(fā)生損壞，最終造成工作面內(nèi)出現(xiàn)動(dòng)力顯現(xiàn)。

4)采用深孔預(yù)裂爆破、煤體卸壓爆破以及液壓支架參數(shù)優(yōu)化等方法，可以有效地防治急傾斜特厚煤層水平分段開(kāi)采期間沖擊地壓的發(fā)生，具有良好的防治效果。