国内外生产实践表明[1-5]，当采掘工作面接近断层构造带时，冲击地压的发生几率大大增加，发生的频度和强度很高，破坏性极强，甚至可引起地表塌陷和引发局部地震。如，阜新孙家湾煤矿“2·14”特大事故，直接原因是断层构造诱发了冲击地压，导致瓦斯异常涌出而发生瓦斯爆炸，造成214人死亡。义马千秋煤矿“11·3”特大事故，造成75人被困，10人遇难，贯穿整个矿区的F16逆冲大断层是引发此次特大事故的重要因素[4,6]。

可见，断层作为一种普遍存在的地质构造，诱发的煤岩动力灾害将会影响煤炭的安全回采。为此，国内外学者对断层构造影响下的冲击地压灾害作了大量研究。潘一山等[1]把断层冲击地压认为是由断层带介质与上下盘所组成的围岩系统在采掘过程中变形失稳的问题，提出了断层冲击地压发生的判别准则，并通过试验进行了验证;齐庆新和窦林名[3]认为从发生冲击地压的煤岩体结构特征及冲击地压显现特点来看，冲击地压过程实质就是煤岩体受力过程的瞬间滑动失稳过程，即黏滑过程，特别是发生在断层、煤层变薄带附近的冲击地压，更表现为黏滑过程，并通过“煤-砂”岩试样在一定的加载条件下，验证了结构特征在冲击地压发生过程中的作用;姜福兴等[6]研究了断层活化与微震活动的时空关系，认为断层可以分为增压型与减压型，增压型断层可增加冲击地压发生的几率;李志华等[7]以济三矿为背景，分别进行了工作面沿断层上盘与下盘开采的相似模拟试验，分析了超前支承压力、顶板下沉量等因素，并结合数值模拟阐述了采动影响下断层滑移诱发煤岩冲击机理。

综上研究仅是将断层作为一种简单的断裂结构，事实上断层种类的不同决定了地层运动过程原始受力的不同，这将决定什么样的断层或者什么条件下的断层容易诱发冲击地压？一般来说，根据断层的受力特点，逆断层更易诱发煤岩动力灾害。为此，本文采用理论分析、相似模拟实验、数值模拟结合现场实际等多种手段，试图从逆断层构造的原岩应力环境、采动影响下临近逆断层煤体受力情况以及断层活化-失稳滑动阶段对采场冲击效应等方面系统地揭示出逆断层对冲击地压的诱导机制，这将为断层构造诱发的冲击地压监测预警与防治提供借鉴[1,4-15]。

1　逆断层周围原岩应力环境

1.1　逆断层力学成因

逆断层在水平挤压应力σ1与岩层自重应力σw作用下，将形成2组共轭剪切断裂带，如图1(a)所示。由于作用力σ1与σw在传递过程中逐渐损失减小，因此反作用力与小于σ1与σw，在这里可将σ1与σw称为主动力，显然受主动力作用下的剪切破裂面会更加发育，另一组则较差。此时，在剪切面上的正应力σα与剪应力τα满足式(1)和(2)。

(1)

(2)

τ0=C0+σαtan φ0

(3)

式中，τ0为剪切破裂面滑动时的临界剪应力; C0为破裂面黏聚力，φ0为破裂面内摩擦角。

在高水平挤压应力σ1持续作用下(即主动力作用)，主动力一侧煤岩层即将沿剪切破裂面滑动启动时，应满足式(3)。当τα≥τ0时，该侧煤岩层会发生剪切逆向滑动，从而形成上盘，这里把上盘称为主动盘，下盘称为被动盘。可见，两盘的位移主要是上盘运动的结果[8]。由于上盘上升过程中的剪应力需通过断层构造带进行传递，会造成一定的损失，因此，断层下盘的受力强度及其影响范围要小于上盘，与其对应的伴生节理也不如上盘发育。这将为数值模拟的边界条件加载提供理论基础。

两盘沿断层面相对运动过程中，在断层面上的剪应力作用下，断层两盘会形成与断层面平行的同向断裂面以及与断层面小角度相交的节理等伴生构造。与此同时，临近断层面的两盘煤岩体在剪应力作用下发生弯曲，逐渐形成牵引褶皱，翼部弯曲程度逐渐增高，通常上盘呈现背斜，下盘呈现向斜，如图1(b)和(c)所示[8]。若弯曲程度较高，坚硬煤岩层会积聚大量的弹性应变能;在牵引褶曲过程中，还会伴生出煤层的厚薄突变带，该地带很可能存在较高的应力集中情况，这些小尺度的地质构造将为冲击地压的发生提供了有利条件。

1.2　断层两盘力学环境

在以往的研究中，断层面经常被简化为平直面，但实践证明，同一条断层在不同位置揭露，断层面倾角与走向在空间中呈现出较大的变化，即断层产状具有空间曲面特征，类似于山体滑坡出现的上陡下缓的弧形。通常来讲，一般在浅部断层倾角相对较陡，近似平直面;在深部较缓，近似弧面。那么断层面的空间几何形态就会影响原岩应力的分布，造成临近断层两盘一定范围内产生应力集中现象。

本文以义马矿区F16逆冲断层为工程背景，详细分析断层两盘的原岩应力分布特征。

(1)应力环境分析

义马矿区煤层的上覆岩层普遍存在巨厚砾岩，由于巨厚砾岩相对位于地层浅部，且刚度大、强度高，抵抗变形与破坏的能力强，断距较小;深部软弱煤岩层刚度小、强度弱，断距较大。因此，F16断层面总体呈现出浅陡深缓的几何形态。

由于浅部断层倾角陡，位于此位置的巨厚砾岩断距较小或者存在锁固段[9]，相对而言两盘更容易充分接触而闭锁，形成相对稳定的梁结构，不易发生逆冲滑动。然而位于深部的断层倾角较缓，断距较大，在高水平的应力作用下，上盘的软弱煤岩层更易于沿着断层面发生逆冲滑动。但上覆砾岩层容易形成稳定状态，难以发生逆冲滑动，这将限制断层倾角较缓处的软弱煤岩层沿断裂面发生逆冲滑动，因此在断层面缓倾角与陡倾角之间会存在一个临界角，在此临界角下方的软弱煤岩层将会发生塑性流动。在持续强大推力的挤压下，由于断层陡倾角区的坚硬岩层阻碍了软弱煤岩体的逆冲向上运动，起到阻碍作用的区域坚硬煤岩体会产生高度的应力集中，该应力可通过断层构造带传递到下盘的煤岩体中，造成临近断层两盘煤岩体在一定范围内出现应力升高，当临近断层附近应力升高区域采掘作业时，易于发生冲击地压灾害。

(2)力学模型构建

依据上述的理论，提出如下假设，并构建F16逆冲断层的简化力学模型，如图2所示。

① 将义马F16逆冲断层面简化成圆弧形态，q为上覆岩层的载荷集度，T为垂直断层走向的水平方向的构造应力;② 微元ABCD由巨厚砾岩下方与断层面上方的软弱煤岩体组成，视为均质、各向同向的弹性体;③上覆巨厚砾岩难以沿断裂面发生逆冲滑动，微元ABCD沿巨厚砾岩底板和断层面发生了逆冲剪切滑动，在滑动过程中，由于坚硬顶板与断层形成了空间限制，微元体会产生垂直方向的压缩变形，即会产生附加垂直应力;④ 以o为原点，建立直角坐标系xoy，x轴平行于水平应力方向，过E点并与x轴相垂直的方向做y轴;⑤ 圆弧的圆心为o1，半径为R，在断层面上任意一点C与圆心o1连接所成半径与水平面的夹角为α，E为断层面与巨厚砾岩层底板交点，半径o1E与水平面所成夹角为α0，上盘巨厚砾岩层倾角为β0;⑥ 微元的水平位移u与其距原点o的水平距离的关系为线性函数[10]，设o1P的水平位移为u0，E点不发生位移。

根据E点位移的边界条件可得

u=kx

(4)

根据几何关系可知x=R(cos α0-cos α)，再根据P点的水平位移为u0，此时α=π/2，可得

(5)

将式(4)代入式(1)，再对x求导，可得水平应变为

(6)

如图2(b)所示，微元CD面移动到C1D1的水平位移记为uCD，则

(7)

式中,α0≤α≤π/2，0≤α0<π/2。

设线段o1F长为λR，根据几何关系，则CD面竖向位移vCD与CD的长度分别为

vCD=uCD(cot α+tan β0)

(8)

|CD|=Rsin α-λR-yD

(9)

式中,λ为常数且0≤λ≤sin α0，0<β0<π/2，yD为线段AE上一点纵向坐标。

又根据AE的线性函数关系可知

y=-tan β0x+yE

(10)

yE=Rsin α0-λR

(11)

通过式(10)与(11)可得

yD=Rtan β0(cos α-cos α0)+R(sin α0-λ)

(12)

将式(12)代入式(9)，计算出CD长度，根据CD面y方向平均线应变为εy=vCD/|CD|可得

εy=

(13)

将式(6),(13)代入式(14)与(15)，可得到水平构造应力σx以及由其作用下所产生的附加垂直应力σy：

(14)

(15)

式中,E为煤岩体平均弹性模量，μ为煤岩体平均泊松比。

式(14)与式(15)计算出的是水平构造应力与构造应力作用下所产生的附加垂直应力，实际垂直应力σv应等于该处的自重应力γh加上附加垂直应力σy。

σv=σy+γh

(16)

该计算并不能反映出应力的真实值，但可揭示出断层周围应力分布的一种趋势特征。为便于理解，将式(14)和(15)数值化，即煤岩体弹性模量E取3 GPa，泊松比μ取0.25，u0取1 m，α0取π/8，β0取π/3，R取200 m。

如图3所示，上盘水平构造应力及其产生的附加垂直应力随着圆弧角度α的减小而增大，即随断层倾角的增大而增大，但水平构造应力增幅较小，附加垂直应力增幅较大;圆弧角越小，即断层倾角越大，水平构造应力与附加垂直应力增加的速度越快。且在断层圆弧角度α最小处，也就是厚而坚硬岩层和断层面相交位置，构造应力与附加应力达到最大。可见，水平构造应力与附加垂直应力受断层面的几何形态影响显著，在断层周围高于其他区域应力值。

本文采用数值模拟作为参考，下盘煤层埋深约520 m，模型尺寸:长×宽×高=255 m×100 m×94 m，断层面为圆弧形态。采用摩尔库伦模型，模型底面固定，左侧面限制x方向位移，前后两面限制y方向位移，右侧面施加17.14 MPa水平应力，模型顶部沿z向下施加10.01 MPa垂直应力。

如图4所示，水平应力与垂直应力集中区(升高区)共有2处，一处临近软弱煤岩层的上覆坚硬岩层且位于断层附近，且达到应力峰值，这与理论计算出的应力峰值位置一致;另一处位于断层倾角较缓区域，该区域集中程度较小，这是由于底板属于坚硬岩层。图3(a)升高区的垂直应力为自重应力(按下盘煤层的埋深计算)的1～3倍，图3(b)升高区的水平应力为边界加载的1～1.1倍，与垂直应力对比，增加幅度较小，也符合理论计算模型。

2　断层活化失稳对工作面冲击效应

2.1　实验方案

实验台尺寸:长×宽×高=1 800 mm×160 mm×1 300 mm，几何相似比100，容重相似比为1.6，时间相似比为10。断层倾角60°，落差2 m，模拟工作面向断层方向逐步回采过程。在铺设完成后的模型上，间隔一定距离布置散斑点，从断层带开始向两侧布设。

实验采用高速相机配合电脑进行实时图像采集，图像采集频率15 fps，保存速度4 fps。应力测量采用电阻应变式压力盒，主要布置在开挖一侧的煤层底板和断层带部位。在模型中沿煤层底板方向每隔一定距离埋设1个压力盒，沿着断层面倾斜方向每隔一定距离布置2个压力盒，2个压力盒组成1个测点，分别为A、B与C三个测点，用来计算出断层面的正应力与剪应力。其中一个沿断层面倾斜方向布置，另一个沿水平放置，2个压力盒尽可能地靠近。在断层带附近设有5个散斑点作为断层滑移观测点，在示意图中仅作简化标出1个，实验模型如图5所示。

2.2　断层活化-失稳对工作面冲击物理过程

根据相似比，模拟开采进尺5 m，开切眼至断层位置共需开采24步，即开切眼到断层距离为120 m[11]。如图6所示，从开切眼到工作面推进45 m时，上覆岩层位移和煤层应力变化不明显。当工作面推进到50 m，此时距离断层70 m，采空区上方直接顶开始出现离层，随后短时间内顶板迅速垮落;随着工作面继续推进，垮落范围不扩大，采空区后方呈周期性垮落，但断层没有明显滑动位移;当推进到75～80 m，距断层约40 m时，出现了大范围的顶板垮落现象，断层带产生了微小滑移;当距断层约20 m时，断层上盘发生了明显滑动，并加速向采空区方向下滑，随后上盘的上覆岩层整体失稳，剧烈且快速压缩煤体，煤体发生破坏突然向采空一侧冲出，同时伴随声响，实验台出现较大震动。断层的活化失稳过程非常短暂，仅持续约2 s。此过程能够较好的描述出断层活化失稳对采煤工作面所产生的冲击现象。

2.3　冲击前后断层滑移与煤层应力变化规律

从图7,8可知，工作面距离断层较远时，断层两盘的滑移量呈线性增加趋势，但增加量很小;当工作面距断层20 m左右时，断层滑移量迅速增加，是之前滑动累计量的16倍，说明断层发生了突然的失稳破坏，导致上覆岩层失稳滑落，从而造成对煤体的冲击。

工作面未开采时，煤层各测点的应力值约为5 MPa。当断层失稳滑动前后，从图9可得到如下结论:

(1)断层滑动启动前，7号测点的煤体应力值为9.5 MPa，8号测点为6.9 MPa，7号测点应力值约为8号的1.4倍，但曲线较为平稳，这是由于逐渐靠近断层开采时，随着断层两盘滑移量的增加，断层活化程度加剧，上盘煤体应力难以向另一盘传递，形成了断层支承压力，工作面超前支承压力与断层支承压力相互叠加效应在7号测点显现，如此叠加作用下煤柱处于高应力状态，易于发生失稳破坏而诱发冲击。

(2)断层失稳滑动过程中，7号与8号测点的应力值突然降低，分别降到5和6 MPa，即降低了47%与13%，然而断层带上C点剪应力却增大。这是由于煤柱在断层支承压力与超前支承压力的叠加作用下发生了局部破坏，使得煤柱承载力降低，导致断层面上的剪应力升高，随后断层带发生失稳破坏，使得断层上盘的部分岩层失稳滑落而冲击煤体，在此动载冲击作用下煤体应力迅速升高，7号测点应力峰值为13.7 MPa，8号测点峰值为12.4 MPa，分别约为原来的1.5倍与1.8倍，这使煤柱发生了进一步的破坏，引起较大的冲击现象。煤柱应力突然降低可视为断层滑动启动的关键点。

(3)两盘相对滑动过程中，断层面的剪应力经历升高—减小—升高过程，煤层应力呈现出降低—升高—降低过程，待滑动停止后，应力将会达到新的平衡，最终煤层应力与断层面剪应力达到稳定状态。稳定后，煤层应力与峰值相比，处于较低水平;断层面剪应力与滑动过程的峰值相比，处于较高水平。

3　工程实践分析

笔者以义马千秋矿为工程背景，选取21221工作面与21201工作面局部区域作为研究对象，采用数值模拟并结合现场实际分析F16逆冲断层对近邻采掘工作面冲击地压发生的影响作用。

3.1　工作面概况

如图10(a)所示，21221回采工作面北邻21201采空区，南邻实体煤层，靠近F16逆冲大断层，西邻千耿边界煤柱，东邻21采区下山煤柱，该工作面下巷距地表约800 m，运输巷外段约900 m为沿空掘巷，轨道巷为实体煤巷。F16逆冲断层延展约45 km，近东西走向，倾向南略偏东，断层倾角浅陡深缓，浅部倾角约为75°，深部倾角为15°～35°，落差50～450 m，水平错距120～1 080 m。21221工作面所采煤层为2号煤层，其厚度为10.6～35.5 m，平均厚度为19.8 m，煤层倾角9°～14°。直接顶为深灰色泥岩，厚度18.2～129.7 m，分布稳定。基本顶为巨厚坚硬的砾岩、砂岩、细砂岩、粉砂岩与泥岩，由西向东变厚。直接底为砾岩、含砾泥岩与粉砂岩。基本底为泥岩或

细砂岩，泥岩0～14.5 m，细砂岩0～11.6 m，不稳定。现场观测表明:以往工作面直接顶初次垮落步距平均为17 m，基本顶初次垮落步距平均40 m[4,12]。

3.2　数值模型构建

(1)三维地质模型

选用研究区域的勘探钻孔数据、井下钻孔数据与煤层等值线数据进行分析处理，以AUTOCAD为平台，借助其二次开发功能，开发出空间DEM闭合成体的建模程序，分别对F16逆冲断层下盘与上盘分区建模，结合实体的交、差、并布尔运算，构建出逼近真实三维几何形态的采场煤岩层、地质构造等，最终生成三维精细化地质模型。该模型沿工作面走向与倾向的长度各为1 200 m，模型整个高度约为1 000 m，并在模型中相应位置布置21181、21201与21221工作面。模型中不同的颜色代表不同岩性的地层，如图10(b)所示。

(2)地质模型数值化

借助ANSYS平台对地质模型进行网格划分，模型中的21181、21201与21221工作面进行了六面体单元精细划分，其他位置进行了四面体单元划分。最后，将划分好的网格文件读入到FLAC3D的主程序中，重新赋予煤岩层的物理力学性质，具体流程如图11(a),(b)所示。

(3)数值模拟方案

模型底面固定，顶面为自由端，断层上盘xz侧面在y方向施加水平应力，水平应力与自重应力的比例约为1.2∶1，其余侧面限制水平方向位移。采用Mohr-Coulomb准则判断煤岩体材料的屈服，采用应变软化模型来反映煤体破坏后随变形发展强逐渐下降的性质。在逆冲断层带上生成空间接触面Interface，用来模拟采动影响下断层两盘的相对滑动。如图11(c)所示，通过逐步回采21181、21201与21221工作面，模拟分析逐渐靠近F16断层采掘工作面的应力与弹性能的分布特征以及断层滑移特征。已回采区域的煤岩体进行力学物理参数的弱化处理。除表土层外的煤岩层力学参数见表1。

表1　计算采用岩体力学参数
Table 1　Mechanical parameters of stratum

3.3　“6·5”冲击主因分析

21201工作面曾发生了“6·5”冲击地压事故，距下巷口725～830 m内的巷道发生严重底臌，10 m2的巷道断面急剧缩小到1 m2左右，通过数值计算21201下巷的弹性能密度分布可知，如图12(a)～(c)所示，回采巷道掘进完成后，但并未回采，此时21201下巷的工作面实体煤弹性能积聚程度很高，距巷道上帮煤壁15 m左右为能量峰值位置，说明在21201下巷的冲击能量主要来自工作面实体煤方向。图11(c)标着21201工作面一端为开切眼位置，从下巷口到开切眼处是逐渐靠近断层面的，因此距离下巷口越远，受断层影响程度就会更高，如图12(d)所示，距下巷口700 m左右时，靠近断层一侧能量较高，说明此区域已受到F16断层影响。

如通过图13所示，21181工作面回采后，由于采空区垮落压实，应力得以恢复。21201工作面在80 m时，超前工作面影响区的垂直应力保持在20～25 MPa；当工作面推进到240 m时，超前影响区的垂直应力上升到25～30 MPa；随着工作面继续向前推进，超前工作面垂直应力集中程度变化不大，但超前工作面应力集中影响区不断增大，F16逆断层一侧的实体煤应力集中影响区也在不断扩大。当工作面推进到660 m时，靠近断层一侧的实体煤全部处于高应力状态。也就是说当工作面21201工作面回采完毕时，21221工作面全部处于应力集中状态，应力集中系数约为1.3。开采实践证明，21221工作面在采掘作业过程中冲击动力现象明显。

在距煤层上方50 m的断层面上沿着工作面走向每隔100 m布置1个监测点，获得21201工作面采动影响下断层滑移的变化量。如图14(a)所示，在全部回采过程中，距开切眼距离400 m左右时，即距下巷口800 m左右，F16断层滑移变化量达到最大值约0.25 mm，说明此区域容易受到断层的影响，且与“6·5”冲击事件的影响范围相对应。如图14(b)所示，当工作面回采250 m左右时，工作面超前垂直应力峰值达到最大值30.3 MPa，且距下巷口930 m左右，在一定程度上说明了“6·5”冲击事件主因是受到断层周围的构造应力、21181采空区形成的工作面侧向支承压力与工作面超前支承压力的叠加作用。当煤体受高应力作用下而呈极限平衡状态时，若在临界区域进行巷道维修等人工作业或F16断层活化时，产生的动载扰动容易诱发冲击地压。

3.4　“11·3”冲击主因分析

21221工作面下巷在掘进过程中曾发生了“11·3”重大冲击地压事故，下巷380 m向里发生严重的挤压垮冒，发生位置深约800 m[4,6,11-12]。

由于义马千秋煤矿存在上覆巨厚砾岩，21201与21181工作面回采后，上覆砾岩层并不能充分垮落，将对21221工作面形成更大的侧向支承压力，另外，由于两工作面的回采会造成F16断层活化程度大幅度升高，21221工作面将会受到较大的断层支承压力。21221下巷已邻近F16断层，但F16逆冲断层是一个空间曲面形态，掘进过程中会更加靠近F16断层，因此受构造应力与断层支承压力影响也会越来越大。如图15所示，下巷完全处于高应力状态。如图16所示[13]，21221下巷电磁辐射强度明显高于上巷，说明靠近F16断层区域的矿压显现更加剧烈。图17表明，断层煤柱是能量集中区域，但根据现场反映，巷道下帮的断层煤柱打卸压钻孔时，动力现象少，而上帮的21221工作面实体煤卸压过程中煤炮不断，动力现象较多，虽然与数值模拟有所差异，但从整体上也说明了下巷煤体的高能量特征。

综上分析“11·3”冲击事件主因是受到强侧向支承压力、强断层支承压力与强构造应力叠加作用。在此高应力状态下，巷道的掘进作业扰动会引起发冲击地压，但最严重的是若断层煤柱发生破坏，会引起断层两盘突然发生滑动，高能应力波与滑动产生的动载必然会诱发更大的冲击地压灾害。

4　临近逆断层开采诱发冲击模式

根据以上分析认为临近逆断层开采的煤体受力过程是随着工作面与断层距离的变化而不断演变的，因此逆断层对冲击地压的诱发模式是不同的。在无其他力源作用的理想条件下，依据工作面煤体受力特点，把逆断层诱发的冲击地压大致分为3种模式，如图18所示。

(1)随着逐渐靠近逆断层回采，在一定区域内构造应力开始显现，距断层越近构造应力可能会显现的更加强烈，此时工作面煤体主要受构造应力与超前支承压力叠加作用，由此诱发的冲击地压属于构造应力型冲击地压。

(2)当更靠近逆断层开采时，断层开始活化，正由于断层的活化，上覆岩层的高应力难以向断层另一盘的深处充分传递，断层支承压力对煤体的作用开始显现。随着与断层距离的不断靠近，断层活化程度不断增高，断层支承压力的作用也越来越显著，此时工作面煤体主要受到断层支承压力、超前支承压力与构造应力的叠加作用，在此条件下发生的冲击地压属于断层活化型冲击地压。

(3)当工作面接近逆断层达到一定极限距离时，断层带由活化最终演变成失稳破坏，会导致顶板失稳滑落而冲击煤体(煤柱)，同时两盘失稳滑动会释放高能应力波，在动载叠加作用的同时工作面煤体受到超前支承压力、强断层支承压力与构造应力的静载叠加作用，即动载与静载的叠加作用将会大大增加冲击地压的发生机率。由此条件诱发的冲击地压属于断层失稳滑动型冲击地压。

通过借助监测手段分析所属模式，可知采场的受力特征，以采取针对性的方法进行防治。实际上井下的断层构造多数较为复杂，如落差较大的断层并不是单一存在，其周边会出现若干小断层，甚至会出现若干断层相互切割的情况。因此，针对复杂断层构造下的采场冲击危险性的定量评价仍需探索研究。

5　结　　论

(1)基于逆断层成因，认为起阻碍软弱煤岩体逆冲向上运动的区域坚硬煤岩体将会产生应力集中，断层两盘煤岩体在一定范围内会出现应力升高。建立的圆弧形态逆断层的简化力学模型表明，水平构造应力与附加垂直应力受断层面的几何形态影响显著，在断层周围高于其他区域应力值。

(2)以义马千秋煤矿为例，采用三维精细化数值模拟技术与现场监测结合，认为“6·5”冲击事件主因是构造应力、侧向支承压力与工作面超前支承压力的叠加作用;“11·3”冲击事件主因是强侧向支承压力、强断层支承压力以及强构造应力的叠加作用。

(3)临近逆断层开采的煤体受力过程是一个时空演变过程。工作面煤体所受到的超前支承压力、断层支承压力、两盘失稳滑落对煤体冲击以及断层突然失稳破坏所产生的高能应力波随着工作面与断层不同距离不同产生不同的作用效果，基于其作用的效果的不同，将断层诱发的冲击地压分为构造应力模式、断层活化模式与断层失稳滑动模式。

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