切頂沿空留巷雙向聚能爆破關(guān)鍵參數(shù)研究

趙志鵬，歐陽烽，何富連，3，許旭輝，楊 陽，徐瑞陽

（1.晉能控股煤業(yè)集團(tuán)塔山煤礦，山西 大同 037000；2.中國礦業(yè)大學(xué)（北京）能源與礦業(yè)學(xué)院，北京 100083；3.中國礦業(yè)大學(xué)（北京）共伴生能源精準(zhǔn)開采北京市重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京 100083）

切頂卸壓沿空留巷是1 種新型的無煤柱開采工藝，其工藝的核心是在切頂側(cè)頂板進(jìn)行雙向聚能爆破，使頂板定向斷裂成縫，實(shí)現(xiàn)人工卸壓切頂，改變了上覆圍巖的結(jié)構(gòu)以及受力狀態(tài)，使留巷頂板不受采空區(qū)頂板垮落運(yùn)動時(shí)的應(yīng)力傳遞影響，并利用垮落矸石的碎脹性充填采空區(qū)，實(shí)現(xiàn)了無煤柱開采[1-3]。

切頂卸壓沿空留巷技術(shù)由于減少了因留設(shè)煤柱而形成的應(yīng)力集中及沖擊地壓等動力災(zāi)害、資源回收率高、巷道掘進(jìn)率低、有效地緩解采掘交替緊張等優(yōu)點(diǎn)，因而被廣泛的應(yīng)用。其中合理的爆破裝置及參數(shù)選擇對于頂板能否斷裂成縫起到?jīng)Q定性的作用，國內(nèi)眾多的學(xué)者在這方面進(jìn)行了大量的研究：何滿朝等[4]針對光面爆破和當(dāng)前聚能控制爆破存在的不足，提出了雙向聚能拉伸爆破新技術(shù)；梁洪達(dá)等[5]采用理論分析、數(shù)值模擬等手段研究了不同模式下雙向聚能拉伸爆破應(yīng)力波傳播及裂紋演化規(guī)律；楊仁樹等[6]綜合采用高速紋影實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)和空氣沖擊波超壓測試系統(tǒng)，對不同材質(zhì)的切縫藥包進(jìn)行爆炸沖擊波與爆生氣體的傳播機(jī)制研究，結(jié)果表明不銹鋼管聚能效果最佳，其次為PVC 管，有機(jī)玻璃管；岳中文等[7]通過分析不同炮孔間距下的爆生裂紋擴(kuò)展規(guī)律，得到了炮孔間距較短時(shí)，裂紋擴(kuò)展速度、裂尖動態(tài)應(yīng)力強(qiáng)度因子均較大，且有利于爆生裂紋的定向擴(kuò)展的結(jié)論；張志呈等[8]總結(jié)和探討了爆破巖石裂紋起裂、擴(kuò)展、分岔和止裂的規(guī)律，并用斷裂力學(xué)研究其作用機(jī)制；楊建輝[9]等基于數(shù)值模擬軟件ANSYS/LS-DYNA 研究了聚能管壁厚和切縫寬度對聚能爆破效果的影響，研究結(jié)果表明聚能管最優(yōu)切縫寬度為4 mm；最優(yōu)壁厚為3 mm。

上述研究成果更多的是通過室內(nèi)試驗(yàn)和數(shù)值模擬的方法對聚能爆破參數(shù)進(jìn)行研究，但很少結(jié)合雙向聚能爆破參數(shù)的爆破現(xiàn)場試驗(yàn)進(jìn)行研究，而工程地質(zhì)條件的差異性必然影響爆破參數(shù)選取，因此，基于切頂卸壓開采工藝，采用理論分析、數(shù)值模擬及現(xiàn)場試驗(yàn)相結(jié)合的方式研究雙向聚能爆破的關(guān)鍵參數(shù)，對煤礦留巷頂板預(yù)裂切縫參數(shù)設(shè)計(jì)、施工具有一定的指導(dǎo)意義。

1 雙向聚能爆破巖體破裂原理

聚能爆破原理圖如圖1。

圖1 聚能爆破原理圖Fig.1 Schematic diagram of shaped charge blasting

雙向聚能爆破技術(shù)是將炸藥裝在炮孔連線方向有聚能效應(yīng)的聚能管中。炸藥起爆后，首先產(chǎn)生的爆轟產(chǎn)物流沿著聚能孔向外直接作用于孔壁巖石，參照不耦合裝藥情況時(shí)[10]，巖石沖擊壓力p1為：

式中：ρ0為爆轟產(chǎn)物的密度；D 為炸藥的爆速；VC為炮孔裝藥體積；Vb為炮孔體積；n 為炮孔內(nèi)爆炸產(chǎn)物碰撞孔壁時(shí)的壓力增大系數(shù)，n=8～11。

在非聚能方向，由于聚能管的密度大于波陣面上爆轟產(chǎn)物的密度，以及聚能管的壓縮性小于爆轟產(chǎn)物的壓縮性，所以在非聚能方向爆轟能量得到衰減，并且爆轟波會反射形成反射沖擊波，進(jìn)一步減弱了非聚能方向孔壁巖石的破壞[11]。由于聚能方向與非聚能方向孔壁壓力差的存在，導(dǎo)致藥包爆炸時(shí)候在聚能方向巖石產(chǎn)生剪切力τ，在爆轟產(chǎn)物沖擊壓力p1與剪切力τ 的作用下聚能方向巖石與臨近巖石發(fā)生局部塑性滑移而形成壓縮核，如圖1（b）。于是得到聚能爆破爆轟產(chǎn)物作用下巖石聚能方向孔壁導(dǎo)向裂紋的長度[12]：

形成初始導(dǎo)向裂紋后，沖擊波衰減為應(yīng)力波，應(yīng)力波對初始導(dǎo)向裂紋的作用主要是拉伸作用，因此，應(yīng)力波作用下初始裂紋擴(kuò)展可看作Ⅰ型（張開型）裂紋擴(kuò)展，當(dāng)裂紋尖端的動態(tài)應(yīng)力強(qiáng)度因子大于其動態(tài)斷裂韌度時(shí)裂紋擴(kuò)展[13-15]。爆生氣體的作用要滯后于應(yīng)力波的作用，在爆生氣體準(zhǔn)靜態(tài)壓力作用下，當(dāng)裂紋尖端的應(yīng)力強(qiáng)度因子大于其斷裂韌度時(shí)裂紋繼續(xù)擴(kuò)展。應(yīng)力波與爆生氣體的作用也存在共同作用階段，該階段兩者共同控制著裂紋的擴(kuò)展。

2 雙向聚能爆破數(shù)值分析

2.1 單孔聚能爆破數(shù)值模擬

采用非線性動力分析軟件LS-DYNA 進(jìn)行雙向聚能爆破的數(shù)值模擬，通過數(shù)值分析對爆破參數(shù)的選擇進(jìn)行借鑒。采用軟件中的SOLID164 單元建立模型，為了防止網(wǎng)格畸變對計(jì)算結(jié)果產(chǎn)生影響，采用流固耦合的算法來模擬巖石所受爆破作用，炸藥和空氣采用ALE 網(wǎng)格，巖體和PVC 管等結(jié)構(gòu)采用Lagrange 網(wǎng)格建模，將結(jié)構(gòu)耦合在空氣中，通過關(guān)鍵字*CONSTRAINED-LAGRANGE-IN-SOLID 實(shí)現(xiàn)耦合作用。

煤礦許用三級乳化炸藥材料模型采用*MAT_HIGH_EXPLOSIVE_BURN，炸藥爆轟壓力用JWL 狀態(tài)方程來表示，即：

式中：p 為爆轟產(chǎn)物的壓力，MPa；A、B、R1、R2、ω均為材料常數(shù)；V 為爆轟產(chǎn)物相對體積；E 為爆轟產(chǎn)物的初始內(nèi)能密度。

三級乳化炸藥材料參數(shù)見表1。

表1 三級乳化炸藥材料參數(shù)Table 1 Material parameters of class III emulsion explosive

空氣材料選用*MAT_NULL 模型，其狀態(tài)方程用*EOS_LINEAR_POLYNOMIAL 來描述；空氣材料參數(shù)見表2。

表2 空氣材料參數(shù)Table 2 Air material parameters

PVC 聚能管為熱相關(guān)材料，其力學(xué)行為較為復(fù)雜，在爆破反應(yīng)初始階段具有一定的強(qiáng)度，但在爆轟產(chǎn)物的沖擊以及高溫作用下，聚能管將發(fā)生破壞[16-17]，為此，選用塑性隨動模型來模擬聚能管，利用關(guān)鍵字*MAT_ADD_EROSION 設(shè)置使其在爆炸開始一段時(shí)間后失效，聚能管的材料參數(shù)為：密度1.43 kg/m3；彈性模量3.59 GPa；泊松比0.32。由于爆破過程中炮孔周圍巖石處于大應(yīng)變、高應(yīng)變率和高壓力的狀態(tài)，根據(jù)此特點(diǎn)，巖石模擬采用HJC 模型；但該模型為壓縮損傷模型，并不能準(zhǔn)確的模擬巖石材料的拉剪損傷，因此通過LS_DYNA 關(guān)鍵字*MAT_ADD_EROSION 添加拉伸應(yīng)力與剪應(yīng)變損傷失效準(zhǔn)則，進(jìn)而來模擬巖石的動力破壞效果[18]。巖石的材料參數(shù)參考細(xì)砂巖，巖樣物理力學(xué)參數(shù)見表3。

表3 巖樣物理力學(xué)參數(shù)Table 3 Physical and mechanical parameters of rock sample

為了簡化模型、提高計(jì)算效率，聚能爆破數(shù)值模擬采用準(zhǔn)二維模型[19]進(jìn)行模擬，模型尺寸為50 cm×50 cm×0.1 cm，四周邊界選用無反射邊界條件，采用掃掠網(wǎng)格劃分，在模型正中間布置1 個(gè)炮孔，采用不耦合裝藥，設(shè)計(jì)炮孔直徑為50 cm，藥卷直徑為35 cm，設(shè)置炸藥、空氣、巖石的網(wǎng)格尺寸統(tǒng)一為0.1 cm，聚能管外徑42 mm，內(nèi)徑36.5 mm，聚能孔直徑4 mm，網(wǎng)格尺寸為0.025 cm。單孔聚能爆破模型如圖2。

圖2 單孔聚能爆破模型Fig.2 Single hole shaped charge blasting model

單孔聚能爆破測點(diǎn)與普通爆破炮孔壁的壓力時(shí)程曲線如圖3。

圖3 各測點(diǎn)壓力時(shí)程曲線Fig.3 Pressure time history curves of each measuring point

通過圖3 曲線可知聚能爆破中爆轟產(chǎn)物作用于聚能方向孔壁上的時(shí)間與普通爆破模式下基本相同，但由于聚能管的聚能作用使孔壁巖石的爆轟產(chǎn)物壓力達(dá)到519 MPa，約為普通爆破的1.89 倍。通過曲線可知由于聚能管的約束作用，在18 μs 時(shí)，垂直聚能方向孔壁巖石才受到壓力的作用，作用力較小；由于聚能管的破壞失效、聚能方向爆轟產(chǎn)物擠壓、應(yīng)力波的反射等因素影響，其壓力值顯著上升，在60 μs 壓力值達(dá)到48.0 MPa，之后在不斷的波動。

通過數(shù)值模擬計(jì)算得到了單孔聚能爆破的von Mises 應(yīng)力分布過程及巖石損傷演化歷程，單孔聚能爆破過程如圖4 和圖5。

圖4 單孔聚能爆破巖石損傷過程Fig.4 Rock damage process of single hole shaped charge blasting

圖5 單孔聚能爆破von Mises 應(yīng)力傳播過程Fig.5 Von Mises stress propagation process of single hole shaped charge blasting

由圖5 可知，在5.9 μs 時(shí)，由于聚能管的約束作用，聚能爆破模型聚能方向孔壁出現(xiàn)應(yīng)力集中，但非聚能方向無應(yīng)力集中現(xiàn)象；在5.9～17.9 μs 時(shí)，應(yīng)力波沿著聚能方向呈扇形向外傳播，高應(yīng)力促使聚能方向巖石破壞損傷，并出現(xiàn)初始導(dǎo)向裂紋；當(dāng)17.9～90 μs 時(shí)，隨著應(yīng)力波的傳播，巖石的損傷區(qū)在應(yīng)力的作用下不斷擴(kuò)大，但由于應(yīng)力波的衰減，導(dǎo)致巖石損傷度不斷減小；此階段應(yīng)力主要集中在初始裂紋尖端，導(dǎo)致裂紋尖端不斷失穩(wěn)破壞，并沿著聚能方向擴(kuò)展。90 μs 之后，圍巖壓應(yīng)力損傷區(qū)域基本不變，炮孔周圍巖石的應(yīng)力大幅度減小，在大量爆生氣體的準(zhǔn)靜態(tài)作用下，裂紋尖端在張拉應(yīng)力下擴(kuò)展，直至裂紋貫通。最終該聚能爆破在巖石中形成了單一的貫穿裂紋。因此該雙向聚能爆破模型能夠?qū)⒏嗟谋芰孔饔糜诰勰芊较颍⒈Ｗo(hù)其他方向巖體的完整性，該模型能夠有效地定向斷裂頂板，形成單一的貫穿裂紋。

2.2 雙孔聚能爆破數(shù)值分析

雙孔聚能爆破模型采用準(zhǔn)二維模型進(jìn)行模擬，分別建立炮孔間距為400、500、600 mm 的3 個(gè)爆破模型，各模型的材料參數(shù)、網(wǎng)格大小、邊界條件均與單孔爆破相同，由此來研究雙孔聚能爆破炮孔間應(yīng)力場疊加規(guī)律以及裂紋擴(kuò)展規(guī)律，為合理的選擇現(xiàn)場聚能爆破孔間距提供依據(jù)。

以炮孔間距為500 mm 的雙孔聚能爆破為例，分析炮孔間應(yīng)力場疊加規(guī)律，以及炮孔間裂紋擴(kuò)展的影響。雙孔聚能爆破炮孔間距500 mm 時(shí)的壓應(yīng)力傳播圖如圖6。

圖6 炮孔間距500 mm 時(shí)的壓應(yīng)力傳播圖Fig.6 The propagation diagram of compressive stress when the blast hole spacing is 500 mm

由圖6 可知，兩炮孔起爆后在聚能方向產(chǎn)生的應(yīng)力波不斷向炮孔間距中心傳播，當(dāng)65 μs 時(shí)，兩應(yīng)力波在炮孔間距中心相遇，進(jìn)而產(chǎn)生應(yīng)力疊加效應(yīng)，在75 μs 時(shí)，兩炮孔連線中心單元應(yīng)力達(dá)到峰值11.3 MPa，遠(yuǎn)大于單孔聚能爆破作用的5.6 MPa。之后應(yīng)力波繼續(xù)傳播，炮孔聚能方向的裂隙將會受到相鄰炮孔爆炸應(yīng)力波的疊加作用，導(dǎo)致裂紋尖端拉應(yīng)力集中作用增強(qiáng)，促使裂紋進(jìn)一步的擴(kuò)展。

不同炮孔間距下炮孔連線中心單元處的壓應(yīng)力時(shí)程曲線如圖7。

圖7 不同炮孔間距中心測點(diǎn)壓力時(shí)程曲線Fig.7 Pressure time history curves of center measuring point with different blasthole spacing

由圖7 可知，當(dāng)炮孔間距為400 mm 時(shí)，巖石中心測點(diǎn)單元的壓力峰值為12.16 MPa；當(dāng)炮孔間距為500 mm 時(shí)，巖石中心測點(diǎn)單元的壓力峰值為11.15 MPa；當(dāng)炮孔間距為600 mm 時(shí)，巖石中心測點(diǎn)單元的壓力峰值為9.55 MPa。從中可以得知炮孔間距越小，相鄰炮孔間的應(yīng)力疊加作用越強(qiáng)，炮孔間的巖體損傷破碎范圍就越大，反之，間距過大又導(dǎo)致裂紋無法貫通。在利用雙向聚能爆破切頂中，需要兩炮孔間的裂隙基本貫通，但不能使炮孔之間的巖體大面積破碎損傷，因此合理的選擇炮孔間距尤為重要。

不同炮孔間距的徑向貫穿裂紋圖如圖8，從圖可知，當(dāng)炮孔間距為400 mm 時(shí)，由于炮孔間距短導(dǎo)致應(yīng)力疊加作用強(qiáng)，巖體破壞的范圍較大，裂紋的面積也較大；當(dāng)炮孔間距為500 mm 時(shí)，裂紋剛好貫通，能形成良好的切縫效果；當(dāng)炮孔間距為600 mm時(shí)，炮孔間的應(yīng)力疊加作用減弱，裂紋無法貫通。

圖8 不同炮孔間距下徑向裂隙圖Fig.8 Radial fracture diagram under different hole spacing

3 聚能爆破試驗(yàn)及應(yīng)用效果評價(jià)

3.1 試驗(yàn)工作面概況

所研究工作面可采走向長度1 725 m，傾斜長度180 m，煤層傾角1°～4°，平均傾角3°，工作面位置如圖9。煤層平均厚度2.4 m，結(jié)構(gòu)簡單、含1～3 層巖性為灰黑色砂質(zhì)泥巖的夾矸。直接頂為6.4～11.5 m 的粉砂質(zhì)泥巖、泥巖；基本頂為12.9～19.0 m 的中粗砂巖、細(xì)砂巖；底板為粉砂質(zhì)泥巖、泥巖，厚度為0.94～1.0 m，煤層綜合柱狀圖10。工作面開采方式為切頂卸壓無煤柱開采，沿空留巷采用以“切頂卸壓+補(bǔ)強(qiáng)錨索支護(hù)”為主的工藝，通過對頂板爆破定向斷裂的方式形成切縫，在局部范圍切斷工作面頂板應(yīng)力傳遞，減弱巷道頂板壓力，維護(hù)巷道頂板完整性。

圖9 巷道位置平面圖Fig.9 Roadway location plan

圖10 8206 工作面煤層綜合柱狀圖Fig.10 Coal seam comprehensive histogram of 8206 working face

3.2 試驗(yàn)參數(shù)的選取及制定爆破試驗(yàn)方案

3.2.1 爆破孔深度

為使工作面切頂范圍內(nèi)巖體垮落碎脹后能夠有效充填采空區(qū)，進(jìn)而對采空區(qū)上覆巖層起到必要支撐作用，減緩成巷上覆巖的下沉及回轉(zhuǎn)變形。參考文獻(xiàn)［20］中給出了復(fù)合頂板切頂高度為：

式中：HF為切頂高度，m；HM為煤層采高，取工作面最大采高3.0 m；△H1為頂板下沉量，m；△H2為底鼓量，m；K 為碎脹系數(shù)，直接頂細(xì)砂巖碎脹系數(shù)取1.42，偽頂泥巖取碎脹系數(shù)1.32，試驗(yàn)中碎脂系數(shù)取1.34。

不考慮頂板下沉量和底鼓量，計(jì)算得HF=8.8 m，初步確定切頂高度為9 m；為減小切落頂板垮落時(shí)對留巷頂板的摩擦力作用，且使頂板更容易垮落，要求留巷切縫孔與鉛垂線成15°夾角，最終確定爆破孔深度為9.6 m。

3.2.2 炮孔直徑50 mm

雙向聚能管采用特制PVC 聚能管，聚能管外徑為42 mm，內(nèi)徑為36.5 mm，管長為1 500 mm，聚能孔直徑為4 mm。炸藥采用煤礦許用三級乳化炸藥，炸藥規(guī)格為直徑φ35 mm×300 mm/卷，電雷管采用同一段煤礦許用瞬發(fā)電雷管，爆破孔口采用水炮泥封孔。裝水炮泥的炮袋為φ42 mm×300 mm 塑料或紙質(zhì)炮袋，水炮泥外剩余部分用黏土炮泥封實(shí)。炮泥、炮袋材質(zhì)均應(yīng)符合現(xiàn)行《煤礦安全規(guī)程》相關(guān)規(guī)定。

3.2.3 試驗(yàn)方案

在工作面輔運(yùn)巷距切眼20～80 m 處進(jìn)行聚能爆破預(yù)裂頂板試驗(yàn)，試驗(yàn)分為8 段進(jìn)行，距切眼20～50 m 處，通過單孔爆破試驗(yàn)確定合理的裝藥量，單孔試驗(yàn)每段6 m（試驗(yàn)距離根據(jù)結(jié)果改進(jìn)），共計(jì)5 段；50～80 m 分為3 段，50～60 m 段進(jìn)行間距400 mm 聯(lián)孔隔爆破試驗(yàn)，在60～70 m 段，進(jìn)行間距500 mm 連續(xù)爆破試驗(yàn)，70～80 m 進(jìn)行600 mm 的連續(xù)爆破試驗(yàn)。爆破試驗(yàn)方案見表4。

表4 爆破試驗(yàn)方案Table 4 Blasting test scheme

3.3 聚能爆破試驗(yàn)效果

在爆破試驗(yàn)后，需進(jìn)行鉆孔窺視觀察其爆破效果，單孔直接進(jìn)行爆破孔窺視，聯(lián)孔爆破試驗(yàn)是在爆破后補(bǔ)打窺視孔進(jìn)行窺視。在煤巷內(nèi)經(jīng)過多次窺視后發(fā)現(xiàn)方案5 預(yù)裂效果較好，確定其裝藥結(jié)構(gòu)4+4+3+3+2；再進(jìn)行聯(lián)孔爆破試驗(yàn)，得到3 個(gè)試驗(yàn)的鉆孔窺視圖如圖11，發(fā)現(xiàn)間距400 mm 時(shí)，鉆孔四周破壞嚴(yán)重，裂隙發(fā)育，其預(yù)裂效果不佳；間距500 mm 時(shí)，鉆孔壁上的裂隙對稱分布，其它方向巖石無明顯損傷，預(yù)裂效果較好；間距600 mm 時(shí)，孔壁上無明顯裂隙；綜上，炮孔間距500 mm 時(shí)預(yù)裂效果最佳。

圖11 鉆孔窺視圖Fig.11 Drilling view

為了對聚能爆破的效果進(jìn)行更好的評價(jià)，在聚能爆破切頂后，對工作面進(jìn)行長時(shí)間的礦壓觀測，將工作面支架沿傾向根據(jù)離切頂線的位置分為：未切頂側(cè)支架（編號為3#、11#、19#、27#、35#）、工作面中部支架（編號為43#、51#、59#、67#、75#）、切頂側(cè)支架（編號為83#、91#、99#、107#、115#）3 部分，記錄得到了各部分液壓支架最大工作阻力，工作面傾向不同位置液壓支架最大工作阻力如圖12。

圖12 工作面傾向不同位置液壓支架最大工作阻力Fig.12 Maximum working resistance of hydraulic support at different positions of working face inclination

從圖12 分析可知，未切頂側(cè)支架最大工作阻力達(dá)到41.3 M Pa，平均值為31.5 MPa；工作面中部支架最大工作阻力為40.6 MPa，平均值為30.7 MPa；切頂側(cè)支架最大工作阻力為40.3 MPa，平均值為27.3 MPa。可以看出切頂側(cè)來壓強(qiáng)度最小，切頂側(cè)最大工作阻力較未切頂側(cè)降低了13%；并且切頂側(cè)支架在一段時(shí)間內(nèi)支架最大工作阻力變化波動小。綜上所述，預(yù)裂爆破切縫后工作面支架工作阻力顯著降低，切頂卸壓效果明顯，說明聚能爆破效果較好，驗(yàn)證了爆破參數(shù)的合理性。

4 結(jié) 語

1）基于巖石爆破理論分析了雙向聚能爆破的作用規(guī)律，通過ANSYS/LSDYNA 軟件建立單孔聚能爆破模型、不同炮孔間距下的雙孔聚能爆破模型；數(shù)值分析表明雙向聚能爆破能有效的將爆破能量作用于聚能方向孔壁，導(dǎo)致巖體損傷并形成初始導(dǎo)向裂紋，其他方向孔壁巖石的損傷較小，在應(yīng)力波及爆生氣體作用下裂紋擴(kuò)展形成單一的貫穿裂紋。雙孔爆破模型表明相鄰炮孔產(chǎn)生應(yīng)力波疊加作用能夠增大裂紋尖端的應(yīng)力強(qiáng)度，促進(jìn)裂紋的擴(kuò)展，且炮孔間距越小，疊加作用越強(qiáng)；炮孔間距500 mm 時(shí)，兩炮孔間能形成良好的貫通裂紋。

2）基于數(shù)值模擬結(jié)果、前人的研究成果、所研究工作面的工程地質(zhì)條件，制定了現(xiàn)場的爆破試驗(yàn)方案，根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果，4+4+3+3+2 的單孔裝藥結(jié)構(gòu)能夠有效的預(yù)裂頂板。通過鉆孔窺視發(fā)現(xiàn)：炮孔間距500 mm 時(shí)，孔壁有對稱的單一貫通裂紋，其聯(lián)孔爆破效果最佳。

3）為了更好的評價(jià)聚能爆破的效果，在聚能爆破切頂后，對工作面不同位置處的液壓支架工作阻力進(jìn)行觀測，發(fā)現(xiàn)切頂側(cè)的液壓支架工作阻力明顯要小，平均小13%。說明聚能爆破切頂效果較好，驗(yàn)證了爆破參數(shù)的可行性。