我国煤炭资源开采深度以10～25 m/a的速度增加[1]，近年来中东部矿区普遍进入深部开采且可采资源日益枯竭，煤炭开采逐渐向西部转移。随着西部矿区的大范围、高强度开采，西部煤炭开采深度由原来的普遍100～300 m不断增加，目前部分矿井采深已达600～750 m。因此，西部煤炭开采也需面对深部开采时采场和巷道围岩变形严重，矿压显现剧烈，煤岩动力灾害频发等问题[1-2]。新街矿区位于内蒙古自治区鄂尔多斯市伊金霍洛旗，赋存大量优质煤炭资源，是我国煤炭的重要供给区，部分矿井受到冲击地压灾害的严重威胁，制约了煤炭安全高效开采，因此研究该区域冲击地压发生规律及防治方法具有重要意义。
针对冲击地压发生机理及防治方法，诸多学者开展了卓有成效的研究和探索。齐庆新等提出了诱发冲击的“三因素”理论[3]，提出以应力控制为中心，以单位应力梯度为表征的冲击地压应力控制理论[4];窦林名等提出了冲击地压的强度弱化减冲理论[5]，动静载叠加原理[6];潘一山[7-8]提出了冲击地压扰动响应失稳理论，从机制、预测和防治方面形成了一个完整体系;谭云亮等[9]研究了深部应变型、断层滑移型和坚硬顶板型3类冲击地压的致灾机制，提出了以冲击地压类型为导向的监测预警及组合式卸压解危方法;潘俊锋等[10]提出了冲击地压启动理论，将冲击地压发生分为启动阶段、能量传递阶段和冲击地压显现3个阶段。煤矿现场中冲击地压多发生在工作面巷道，以往针对巷道冲击地压机理，学者们建立了冲击巷道围岩力学模型、揭示了巷道围岩能量积聚释放规律，提出了巷道围岩控制方法。如张晓春等[11]建立了巷道片帮型冲击地压的层裂板压曲模型，认为巷道冲击由巷壁形成的层裂板结构压曲失稳引起;黄庆享等[12]建立了煤层平巷冲击地压的损伤断裂力学模型，认为薄煤层壳弯曲变形压裂失稳引发冲击地压;高明仕[13]建立了冲击地压巷道围岩“强弱强”结构力学模型，对巷道在外部震源作用下破坏机理及表现出的“强弱强”特征进行研究，提出了巷道冲击失稳判据及围岩控制方法;姜福兴等[14]建立了沿空巷道力学模型，认为沿空巷道围岩高应力区附近的高应力差区域是冲击地压易显现区域;马念杰等[15]提出了巷道蝶型冲击理论，阐明了冲击地压发生条件，给出了“蝶型冲击三准则”，为巷道冲击地压预测、预报及防治提供新思路;成云海等[16]建立了工作面端头覆岩结构力学模型，明确了有效控制巷道冲击载荷的原理;JIANG 等[17]将局部能量释放率指标用于深部隧道冲击失稳判别;XU 等[18]提出了冲击地压能量释放率概念，结合微震监测对巷道冲击危险区进行预测;康红普等[19]分析了冲击地压巷道围岩变形与破坏特征，提出了冲击地压巷道支护形式选择原则，为冲击地压巷道围岩控制提供指导。
上述研究成果极大地推动了冲击地压理论及防治技术发展。然而，结合新街矿区矿井具体开采条件，针对工作面采动后覆岩结构形态、应力、载荷作用方式等诱发邻空巷道冲击失稳的研究仍鲜有报道。冲击地压的发生归根结底是由开采扰动所引起，采动覆岩结构形态及形成的采动应力场、能量场对诱发冲击地压至关重要。笔者在前人研究基础上，以新街矿区红庆河煤矿为典型研究对象，通过建立不同开采阶段采场顶板结构力学模型，对邻空巷道围岩所受动静载进行精细描述，结合工作面采动应力及能量演化规律，得出新街矿区邻空巷道冲击失稳发生规律，进而提出相应防治措施。
1 开采条件及邻空巷道冲击失稳特征
1.1 工作面开采条件
红庆河煤矿位于东胜煤田新街矿区，设计产能1 500万t/a，采用立井开拓方式，主采3-1煤。首采工作面为3-1101工作面，位于矿井南翼，3-1103为首采工作面接续工作面，平均赋存深度707.15 m，工作面长度210 m，回采长度2 480 m，煤层厚度5.52～7.20 m，平均6.36 m，采用长壁后退式一次采全高采煤法，每日推进约8 m，工作面布置3条巷道，分别为3-1101工作面辅运巷，3-1103工作面运输巷及辅运巷。在3-1101工作面回采过程中，3-1101工作面旧辅运巷道发生严重冲击变形，影响生产，在距旧辅运巷道30 m处重新掘进3-1101工作面辅运巷，3-1101,3-1103工作面及巷道布置如图1所示。在3-1103工作面回采过程中冲击地压主要发生在3-1101工作面辅运巷(邻空巷道)，表现为巷道瞬间顶板下沉、片帮、底臌、锚杆锚索崩断等动力现象，严重影响工作面安全生产，成为红庆河煤矿安全高效开采的主要制约因素。
图1 3-1101,3-1103工作面及巷道布置(局部)
Fig.1 Layout of 3-1101,3-1103 longwall faces and roadways (partial)
笔者主要对发生在邻空巷道的冲击地压进行研究，选取3-1103工作面回采过程中邻空巷道冲击失稳频发区域附近的18-12号钻孔对上覆岩层进行分析，钻孔柱状图(局部)如图2所示。通过对直接顶和部分基本顶岩层进行岩石力学实验可知顶板岩石抗压强度为65～75 MPa，普遍较大。厚度较大、强度较高的中粒砂岩和细粒砂岩(亚关键层Ⅰ，Ⅱ)的破断运动将对工作面及巷道矿压显现产生显著影响。
图2 18-12号钻孔柱状图(局部)
Fig.2 Drilling histogram for No.18-12 (partial)
1.2 邻空巷道冲击失稳显现
以某次3-1101工作面辅运巷冲击地压事故为例分析邻空巷道围岩变形破坏特征。
当3-1103工作面推进271.0 m时，邻空巷道超前工作面50 m范围垛式支架支护正常，无安全阀损坏现象，巷道破坏不严重，超前支架以外260 m巷道发生冲击失稳，伴随强冲击波，震感强烈，巷道煤尘扬起，能见度极差，巷道冲击失稳特征如图3所示。通过对3-1101工作面辅运巷冲击破坏处巷道尺寸进行实地测量，得到超前工作面不同位置巷道顶底板移近量和两帮收缩量变化规律如图4所示。
图3 3-1101辅运巷道冲击失稳现场照片
Fig.3 Coal burst photos of 3-1101 subsidiary roadway
图4 3-1101辅运巷道变形特征
Fig.4 Deformation characteristics of 3-1101 subsidiary roadway
由图4可知，3-1101工作面辅运巷超前工作面65 m(超前支架以外)处顶底板移近量最大约2.0 m，两帮收缩量达0.8 m;远离工作面，顶底板移近量和两帮收缩量均减小，在工作面前方325 m处减为0.1,-0.2 m。可知此次邻空巷道冲击失稳范围为超前工作面65～325 m，且随距工作面距离加大而减弱。
1.3 邻空巷道冲击失稳原因初步分析
根据红庆河煤矿3-1煤层赋存条件、开拓布置方式及回采过程中冲击失稳案例，分析得出以下诱因:
(1)开采深度大、开采强度高，煤层及上覆岩层强度大，且煤层具有强冲击倾向性，顶底板岩层具有弱冲击倾向性，是巷道发生冲击的基础条件;
(2)地表沉降量仅为6%左右，说明采空区上方岩层存在大范围悬空现象，上覆悬顶的大范围突然垮落产生的矿震应力波可能诱发巷道冲击;
(3)在该区域地质条件下，宽煤柱的应力集中及其影响范围比小煤柱大很多，采用大区段煤柱可能是引发冲击失稳的原因;
(4)目前采取的各种顶板弱化和卸压解危措施并未达到预期效果，高应力集中、高能量积聚区依然存在;受开采扰动影响时，可能诱发冲击事故。
综上，针对红庆河煤矿生产过程中出现的巷道冲击地压事故，应从采场覆岩结构形态、煤柱及巷道围岩受载特征出发，对工作面及煤柱采动应力、能量分布特征进行研究，以得出邻空巷道冲击失稳发生规律，并提出相应防治措施。
2 顶板结构及邻空巷道受载分析
2.1 工作面不同开采阶段顶板结构
根据岩层运动相关理论，建立3-1101工作面已采，3-1103工作面初次来压、周期来压及充分采动3个开采阶段的双工作面顶板结构模型。
(1)3-1103工作面初次来压阶段
当3-1101工作面已采，3-1103工作面开采至初次来压阶段，双工作面采空区顶板形成非对称“T”型结构，如图5(a)所示。3-1101工作面上覆亚关键层Ⅰ,Ⅱ(SKSⅠ,SKSⅡ)均破断，沿工作面布置方向形成“双斜砌体梁”结构;3-1103工作面上覆亚关键层Ⅰ破断，亚关键层Ⅱ未破断，出现悬顶现象，沿工作面布置方向形成“单斜砌体梁”结构。此时3-1103工作面矿压显现较缓和，顶板载荷向工作面两端头煤岩体传递，局部区域出现应力集中、能量积聚现象，为诱发邻空巷道冲击失稳提供了条件。
图5 双工作面顶板结构模型
Fig.5 Roof structure of double longwall faces
(2)3-1103工作面周期来压阶段
3-1103工作面周期来压阶段，上覆亚关键层Ⅱ破断，沿工作面布置方向形成“双斜砌体梁”结构，双工作面采空区顶板形成对称“T”型结构，如图5(b)所示。亚关键层Ⅱ破断将对亚关键层Ⅰ、工作面及两端头煤岩体产生动载作用，若受载煤岩体已存在高应力集中或大量弹性能积聚，在动载作用下易发生邻空巷道冲击失稳。
(3)3-1103工作面充分采动阶段
3-1103工作面充分采动阶段，双工作面采空区顶板形成对称“T”型结构，如图5(c)所示。此时双工作面上覆高位厚硬岩层发生大范围运动，使顶板储存的弹性能充分释放，增加了亚关键层Ⅱ对其下方煤岩体动载扰动，形成强烈扰动动载;当煤岩体所受总应力或能量超过其发生冲击失稳临界值时，邻空巷道发生冲击失稳。与周期来压阶段相比，由于双工作面上覆岩层大范围运动，形成更加强烈的动载效应，此阶段邻空巷道冲击失稳发生几率更大。
2.2 邻空巷道受载分析
在3-1103工作面不同开采阶段，工作面前方邻空巷道(3-1101辅运巷)受到已采3-1101工作面采空区侧向支承压力的影响基本相同，采空区侧向支承压力形成的采空区侧向静载应力σj可通过数值模拟或现场实测进行估算，分布规律如图6所示。3-1103工作面前方邻空巷道围岩主要受到3-1101工作面采空区侧向支承压力、本工作面超前支承压力及上覆厚硬岩层破断动载的叠加影响，达到某个临界载荷时就有可能发生冲击失稳。工作面前方煤岩体所受载荷在不同开采阶段有所不同，应根据各开采阶段顶板结构具体分析，然后对邻空巷道受载状态进行精细描述。
图6 3-1103工作面前方采空区侧向静载分布示意
Fig.6 Schematic of the gob side static load distribution in front of 3-1103 longwall face
(1)3-1103工作面初次来压阶段受载分析
3-1103工作面自开切眼至工作面初次来压阶段沿工作面推进方向顶板结构及工作面前方动静载叠加情况，如图7(a)所示。
图7 初次来压和充分采动阶段工作面前方动静载叠加示意
Fig.7 Dynamic and static combined loading in front of longwall face when initial weighting stage and full mining stage
3-1103工作面初次来压阶段，工作面邻空侧端头附近及工作面前方邻空巷道围岩所受静载主要为3-1101工作面采空区形成的侧向静载应力σj及3-1103工作面超前支承压力形成的超前静载应力σjc。
工作面支承压力大小及分布规律受煤层采深、采高，顶板岩性及其结构等诸多因素影响，通常采用极限平衡理论对工作面顶板支承压力分布进行分析[20-21]，可得极限平衡区和弹性区支承压力分布为
(1)
式中，σy为垂直应力;ξ为三轴应力系数;p为工作面支护阻力;c，φ为煤体黏聚力和内摩擦角;f为煤层与顶底板接触面摩擦因数;m为采高;x为任一点距煤壁距离;x0为极限平衡区宽度;K为应力集中系数;γ为岩层容重;H为采深;λ为侧压系数。
根据式(1)可估算出3-1103工作面初次来压、周期来压(充分采动)阶段超前静载应力σjc,σjz。
3-1103工作面初次来压阶段，邻空巷道围岩所受动载荷主要为亚关键层Ⅰ初次破断时产生的矿震[22]，矿震释放应力波并向工作面前方煤岩体传播(图7(a))，最终形成的扰动动载大小与震源处能级、传播模式及衰减特征等因素有关。
现场微震监测得到矿震能量一般为顶板破断释放能量的η倍，结合初次来压阶段亚关键层Ⅰ初次破断前积聚弹性能计算式[23]，可得初次来压阶段亚关键层Ⅰ破断产生的矿震能量为
(2)
式中，Uk为矿震能量;η为能量转换系数，可取0.1%～1%[24];Uwc为亚关键层Ⅰ初次破断前积聚的弹性能;qc为亚关键层Ⅰ上覆岩层载荷;lc为亚关键层Ⅰ初次破断步距;E为顶板岩层的弹性模量;J为惯性矩。
文献[25]对煤矿井下震动波传播规律原位试验数据进行拟合分析，得到质点峰值振动速度与矿震能量间关系为
(3)
式中，Vpm为质点峰值振动速度。
考虑震动波在传播过程中的衰减现象，文献[26]开展了煤矿井下震动波传播规律原位试验，得到矿震引起的质点振动速度衰减规律为
VL=V0L-μ
(4)
式中，VL为传播距离L处质点峰值振动速度;V0为震源处质点峰值振动速度;L为震动波传播距离;μ为衰减指数，可取1.526[27]。
矿震应力波在煤岩体中产生的动载[22]可表示为
σdP/S=ρVP/S(VP)P/S
(5)
式中，σdP/S为P波、S波产生的动载;ρ为介质密度;VP/S为P波、S波传播速度;(VP)P/S为质点由P波、S波传播引起的峰值振动速度。
研究表明，覆岩关键层破断产生的高能量矿震中S波振幅远比P波大，动力破坏强度也更大[28]，因此，选取S波进行顶板破断扰动动载估算。
通过式(2)～(5)可得3-1103工作面初次来压阶段亚关键层Ⅰ破断时产生的扰动动载为
(6)
(2)3-1103工作面充分采动阶段受载分析
根据2.1节分析可知，充分采动阶段比周期来压阶段邻空巷道更易发生冲击失稳，因此在工作面初次来压后，主要对3-1103工作面充分采动阶段工作面前方邻空巷道受载状态进行分析。当3-1103工作面开采至充分采动阶段时沿工作面推进方向顶板结构及工作面前方动静载叠加情况，如图7(b)所示。
此时3-1103工作面前方邻空巷道围岩所受静载来源与初次来压阶段基本一致，所受动载荷的主要来源为亚关键层Ⅰ,Ⅱ周期破断时所产生的扰动动载(图7(b))，根据文献[29]可知，当亚关键层Ⅰ单独破断时所引起的扰动动载较小，当两组亚关键层Ⅰ,Ⅱ同步破断时所引起的扰动动载最大，在工作面推进过程中扰动动载将出现大小交替变化现象。为确保邻空巷道围岩所受动载荷估算的合理性，应按两组亚关键层同步破断时产生的强扰动动载进行确定。
同理可得3-1103工作面充分采动阶段亚关键层Ⅰ,Ⅱ同步破断时产生的扰动动载为
σdz=0.064 5ρVS[η(UwzⅠ+UwzⅡ)]0.356 6L-μ=
(7)
式中，UwzⅠ,UwzⅡ分别为亚关键层Ⅰ,Ⅱ同步破断前积聚的弹性能;qzⅠ,qzⅡ分别为亚关键层Ⅰ,Ⅱ上覆岩层载荷;lzⅠ,lzⅡ分别为亚关键层Ⅰ,Ⅱ周期破断步距。
2.3 邻空巷道冲击失稳判据
针对特定的煤层赋存条件及开采工艺，煤岩体发生冲击失稳所需的临界载荷(应力)基本是一定的，主要受煤岩岩性、冲击倾向性、采区开拓布置，开采工艺等因素影响，假设某种条件下发生冲击失稳的临界应力为σbmin[30]。
根据式(6),(7)可得邻空巷道在初次来压及充分采动阶段所受的扰动动载。通过前文分析可知，邻空巷道围岩所受总载荷由采空区侧向静载、超前静载及扰动动载“三载荷”动静叠加组成:
σ=σj+σjc(σjz)+σdc(σdz)
(8)
因此，当根据式(8)计算所得邻空巷道围岩所受“三载荷”叠加应力达到临界应力σbmin时，邻空巷道将发生冲击失稳。
3 邻空工作面采动应力及能量演化
本节采用FLAC3D数值模拟软件对不同区段煤柱宽度条件下，3-1103工作面充分采动阶段采动应力及能量演化规律进行研究。
3.1 数值模型的建立
根据矿井地质资料构建三维模型，模型尺寸为650 m(X)×550 m(Y)×164 m(Z)，包含815 100个网格单元和883 620个节点，如图8所示。上覆未模拟岩层用均布荷载代替，模型底部采用固定边界，其余面均为滚支边界。模型四周煤柱尺寸参考以往相关文献设置为50 m[31]，需要指出在保证计算效率的情况下模型边界煤柱尺寸对消除模型边界效应影响仍有待深入研究。计算采用摩尔-库仑破坏准则，布置3-1101和3-1103两个工作面。基于Hoek-Brown强度准则[32]确定的模拟用煤岩物理力学参数见表1。
图8 三维模型及工作面布置示意
Fig.8 Schematic of 3D model and longwall faces
表1 煤岩物理力学参数
Table 1 Physical and mechanical parameters of coal and rock mass
岩性密度/(kg·m-3)剪切模量/GPa体积模量/GPa黏聚力/MPa内摩擦角/(°)抗拉强度/MPa砂质泥岩25104.25.64.7344.3粉砂岩27505.06.93.0323.6砂质泥岩25103.55.25.0334.5细粒砂岩26502.93.92.8363.5中粒砂岩28502.44.23.0383.7中砾岩26002.54.23.2323.0细粒砂岩26403.34.43.1352.9粉砂岩27504.56.72.9343.3煤层13801.22.32.6251.3砂质泥岩24703.84.85.0344.6充填体17000.21.00.4150
3.2 模拟方案
首先在模型中开挖回采巷道及工作面开切眼，采用Fish语言编程对巷道进行锚杆支护、工作面布置液压支架，然后分别对3-1101,3-1103工作面进行分步开采，同时滞后工作面10 m对采空区进行充填，每次充填长×宽×高=210 m×10 m×6.4 m的范围，充填体力学参数见表1。
在3-1103工作面前方5，10，15，20，30，50，150，200，250 m,3-1101辅运巷顶板中部分别布置监测线，在直接顶岩层中布置1个监测面，研究区段煤柱宽度为5，7.5，10，20，30，40 m时，3-1103工作面开采后，邻空巷道顶板垂直应力、工作面顶板垂直应力及能量密度分布规律。工作面周围应力测线布置如图9所示。
图9 工作面应力测线布置示意
Fig.9 Schematic of stress monitoring lines in longwall face
图10 不同煤柱宽度邻空巷道顶板垂直应力变化规律
Fig.10 Variation of vertical stress of gob side roadway with different width coal pillar
3.3 工作面采动应力、能量密度演化规律
3.3.1 邻空巷道顶板垂直应力变化规律
图10为不同宽度煤柱条件下邻空巷道顶板所受垂直应力变化规律。由图10可知，邻空巷道顶板垂直应力随远离工作面先增大，在工作面前方约30 m处达到最大值6.00～9.27 MPa，然后减小，减小速率约为0.01 MPa/m。在工作面前方250 m处垂直应力降为4.59～8.21 MPa，此处巷道顶板基本处于稳定状态，可知邻空巷道超前工作面危险范围约为250 m。在模拟煤柱宽度范围内，邻空巷道顶板垂直应力随煤柱宽度增大先增大后减小;若邻空巷道处在采动影响较小区域(稳压区)则垂直应力趋于稳定;当煤柱宽度在20 m范围内时，减小区段煤柱宽度可降低邻空巷道顶板压力，有效改善邻空巷道受力环境，降低邻空巷道失稳风险。
3.3.2 工作面顶板垂直应力变化规律
通过在工作面前方不同位置布置应力监测线，得到不同煤柱宽度条件下工作面前方顶板所受垂直应力变化规律，限于篇幅仅给出4种典型模拟结果，如图11所示。
图11 不同煤柱宽度工作面前方垂直应力变化规律
Fig.11 Variation of vertical stress in front of longwall face with different coal pillar width
由图11可知，不同煤柱宽度条件下，3-1103工作面前方垂直应力受3-1101工作面采空区影响，呈左高右低，非对称分布。3-1103工作面邻空侧端头处顶板垂直应力集中使工作面前方约250 m范围内邻空巷道围岩受到高静载作用，此为邻空巷道易发生冲击失稳的重要原因。随着远离工作面，煤柱垂直应力、工作面顶板垂直应力均先增大后减小，在工作面前方约15 m处达到最大值。在模拟煤柱宽度范围内，区段煤柱垂直应力随煤柱宽度减小而降低，再次说明适当减小煤柱宽度不但可以降低邻空巷道顶板压力，还可改善煤柱受力状态。3-1103工作面邻空侧端头处顶板垂直应力峰值σm介于35.50～45.50 MPa，与煤柱宽度b呈线性负相关关系，减小速率约为0.23 MPa/m，应力集中系数Ks介于2.2～2.7，与煤柱宽度b呈线性负相关关系，减小速率约为0.01/m(图12)。
图12 不同煤柱宽度顶板垂直应力峰值及应力集中系数变化规律
Fig.12 Variation of peak values of vertical stress and coefficient of stress concentration with different coal pillar width
3.3.3 工作面顶板能量密度分布规律
通过在直接顶岩层中布置应力监测面，计算得到不同煤柱宽度条件下顶板不同区域能量密度分布规律，同样仅给出4种典型模拟结果，如图13所示。
由图13可知，不同煤柱宽度条件下，3-1103工作面邻空侧端头处(图13中标注的“三角”区)顶板均出现不同程度的能量积聚现象，能量密度峰值Em介于42.50～62.50 MJ/m3，与煤柱宽度b呈线性负相关关系，减小速率约为0.55 MJ/(m3·m)，本文定义能量积聚系数为煤层开采后顶板能量密度峰值与初始能量密度值之比，用Ke表示，能量积聚系数Ke介于2.6～3.8，与煤柱宽度b呈线性负相关关系，减小速率约为0.03 m(图14)。当煤柱宽度超过20 m时工作面后方煤柱内出现能量积聚现象;煤柱越宽，工作面后方邻空侧煤柱冲击失稳风险越大。
图13 不同宽度煤柱顶板能量密度分布规律
Fig.13 Distribution of energy density with different coal pillar width
图14 不同煤柱宽度顶板能量密度峰值及能量积聚系数
Fig.14 Variation of peak values of energy density and coefficient of energy accumulation with different coal pillar width
图15 不同煤柱宽度顶板垂直应力、能量密度峰值及邻空巷道垂直应力峰值
Fig.15 Variation of peak values of vertical stress and energy density of roof and vertical stress of gob side roadway with different coal pillar width
综上，当煤柱宽度在20 m范围内时，减小煤柱宽度可降低邻空巷道顶板压力，改善邻空巷道围岩应力环境，但工作面邻空侧端头处顶板垂直应力和能量密度均有所增加(图15)，将影响邻空巷道受载状态，因此从降低邻空巷道围岩静载，减少冲击失稳角度出发，选择合理区段煤柱宽度时应同时考虑以上因素。以工作面邻空侧端头处顶板垂直应力、能量密度峰值总降幅的20%为基准，对应煤柱宽度约为10 m，认为煤柱宽度大于10 m时，煤柱宽度增加引起的工作面邻空侧端头处顶板垂直应力、能量密度峰值降低更显著，再综合考虑煤柱稳定性、邻空巷道顶板压力及煤柱煤炭损失，得出合理区段煤柱宽度为10～20 m，同时应加强工作面邻空侧端头顶板支护，减少邻空巷道冲击失稳发生。
4 邻空巷道冲击失稳规律及防治
4.1 邻空巷道冲击失稳规律分析
基于工作面前方邻空巷道动静载叠加力学模型和邻空工作面采动应力及能量演化规律分析发现:
(1)工作面顶板存在厚硬岩层，不同层位岩层破断可组合形成不同类型的顶板结构，在工作面不同开采阶段，近场顶板破断形成静载，远场厚硬顶板瞬时破断引起扰动动载，此时邻空巷道围岩受到采空区侧向静载、本工作面超前静载及扰动动载的相互叠加影响，埋深较大时，巷道围岩处于高静载状态，轻微的扰动动载就会使叠加总载荷达到冲击临界载荷，诱发邻空巷道冲击失稳。
(2)邻空巷道受相邻采空区及本工作面采动影响，工作面邻空侧端头处顶板存在应力集中和弹性能积聚现象，不合理的区段煤柱使邻空巷道受载环境变差，巷道稳定性降低，抵抗动载扰动能力减弱，易发生邻空巷道冲击失稳。
(3)邻空巷道顶板、两帮受高静载和强扰动动载作用，高应力、能量经巷道“顶—帮—底”传递，在巷道底板形成高水平应力。由于巷道两帮底角支护薄弱，在高水平应力作用下巷道两帮底角产生向巷道内侧运动的趋势，在一定条件下迅速运动，为底板破坏提供了条件，当积聚能量达到煤岩体冲击失稳临界值时将引起底板瞬时鼓起，引发冲击失稳。
4.2 邻空巷道冲击失稳防治
基于上述研究，结合红庆河煤矿邻空巷道冲击地压防治经验，提出新街矿区邻空巷道冲击地压灾害防治措施，具体如下:
(1)针对工作面上覆厚硬岩层大范围破断产生的扰动动载，应根据采场顶板结构采取“定时、定位”精准有效的定向水压致裂、定向拉张爆破切顶卸压[33]等措施，及时避免扰动动载产生，并切断应力波传播，避免或降低扰动动载对巷道围岩的影响。
(2)对于煤岩采动静载应力调控，在矿井建设初期就应设计合理的巷道、工作面布置方式，选用较小煤柱(10～20 m)护巷，将邻空巷道布置在采动应力降低区，避免或改善巷道围岩的恶劣应力环境。可采用定向水压致裂或定向拉张爆破切顶卸压技术对邻空巷道采空侧顶板进行超前致裂、卸压，削弱采空区侧向静载向本工作面传递，还可对工作面前方煤体进行大直径钻孔卸压，转移和释放煤岩体静载应力，通过采取以上措施以降低集中静载应力，降低冲击失稳发生几率。
红庆河煤矿对邻空侧顶板进行定向拉张爆破切顶卸压，阻断或减缓了动静载向巷道围岩传递，同时对工作面前方煤体进行大直径钻孔卸压，释放了静载应力，有效减少了邻空巷道冲击失稳发生频次、降低了冲击失稳强度，现场施工如图16所示。
图16 现场切顶卸压及钻孔卸压
Fig.16 Pressure release by roof cutting and drilling on site
(3)在采取“切断动载源+降低集中静载应力”措施后，若还未有效控制巷道冲击地压事故，可采用恒阻大变形吸能锚杆[34]对巷道两帮顶角、底角进行加强锚固，以控制巷道围岩大变形、及时吸收释放弹性能，实现巷道防冲、减冲。
5 结 论
(1)邻空工作面初次来压阶段，邻空巷道围岩所受静载较大，扰动动载较小;周期来压(充分采动)阶段，邻空巷道围岩所受静载及扰动动载均较大，亚关键层同步破断时形成强扰动动载，易诱发邻空巷道冲击失稳。建立了初次来压、充分采动阶段工作面前方邻空巷道动静载叠加力学模型，提出了基于采空区侧向静载、超前静载及扰动动载的邻空巷道“三载荷”动静叠加原理，并给出了发生冲击失稳的应力判据。
(2)当煤柱宽度在20 m范围内时，邻空巷道顶板垂直应力随区段煤柱宽度减小而降低。工作面邻空侧端头处顶板存在应力集中和能量积聚现象，合理选择区段煤柱宽度，加强工作面端头支护，使邻空巷道处于低应力环境，可减少邻空巷道冲击失稳发生。
(3)工作面近场顶板破断形成静载，远场厚硬顶板瞬时破断形成扰动动载，邻空巷道围岩受“三载荷”叠加影响，高应力、能量经巷道“顶—帮—底”传递，使巷道围岩形成应力集中、能量积聚，达到煤岩体冲击失稳临界值时，诱发邻空巷道冲击失稳。针对新街矿区工作面上覆厚硬岩层的邻空巷道冲击地压灾害，提出了“切断动载源+降低集中静载应力+恒阻大变形吸能锚杆锚固”的防治措施。
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