切顶卸压无煤柱自成巷技术是一项先进的无煤柱采煤技术，该技术充分利用顶板岩体的碎胀特性，进一步取消了沿空留巷中的充填体[1-3]，通过预裂切顶的方式实现自动成巷[4-5]，预裂切顶的同时，减弱了采空区顶板与巷道顶板间的结构传递，巷道应力环境得到一定改善。目前，切顶卸压无煤柱自成巷技术已于薄煤层[6-7]、中厚煤层[8]、厚煤层[9-10]、坚硬顶板[11]、复合夹煤顶板[12]、高瓦斯[13]、大埋深[14]等不同地质和采矿条件下进行了试验和推广，取得了良好的经济和社会效益。
无煤柱自成巷技术的核心是顶板预裂切缝，预裂效果的好坏直接关系到巷旁矸石的垮落状态及卸压效果，因此对顶板预裂技术的研究至关重要[15-16]。与无煤柱自成巷顶板预裂技术相似的是深孔爆破及水压致裂技术，这2项技术同样可起到卸压和控制地质灾害的目的。WANG等[17]对深孔预裂爆破的机理开展了研究，将该技术应用至神东矿区浅埋煤层工作面顶板垮落控制，以避免或减少大范围顶板来压。高魁等[18]针对深井坚硬顶板沿空留巷充填体应力高、易压坏的特点，提出在充填体旁进行深孔爆破强制放顶的技术。张胜利等[19]提出在综放工作面初采时采用深孔断裂爆破技术进行强制放顶，以解决初采期上隅角瓦斯超限及压力大的问题。张学亮[20]、刘黎[21]等对深孔爆破的技术参数优化进行了研究。HE等[22]提出采用深孔定向水压致裂技术进行厚硬顶板的岩爆控制。康红普等[23-24]系统总结了煤矿井下水力压裂技术的应用现状、设备工艺、检测方法等，重点介绍了该技术在回采工作面坚硬顶板弱化、受多次采动影响的高应力巷道卸压等围岩控制方面的应用情况。于斌等[25]针对特厚煤层高强度综放开采临空顺槽矿压显现剧烈的问题，提出采用水力压裂弱化煤层上覆坚硬基本顶的控制方法，取得了良好的效果。
总结相关研究成果可以发现，通过技术手段改变工作面或巷道围岩结构固有连接状态，是一种控制矿压或减少地质灾害的有效手段。以往的研究多是集中在深孔爆破或水力致裂技术的现场应用案例，而对切顶或致裂参数变化对围岩运动或矿压规律的影响研究较少。无煤柱自成巷顶板预裂技术与常规卸压技术不同的是，该技术实施位置为巷道顶板与采空区顶板的交界处，预裂爆破在促进采空区顶板垮落的同时要减少对巷道顶板的扰动，因此爆破控制更为精准和严格。然而，目前关于该技术的作用效果研究很少。笔者以柠条塔煤矿无煤柱自成巷试验工程为背景，综合运用理论分析、数值计算及现场试验等手段，对预裂成缝的机理及预裂切顶对巷道围岩矿压显现的影响规律进行了研究，研究成果对于完善无煤柱自成巷理论和技术体系有一定意义。
1 工程背景
柠条塔煤矿综采工作面间隔离煤柱宽度为20 m左右，为进一步提高煤炭采出率，减少采掘比，于S1201工作面开展切顶卸压无煤柱自成巷工程试验。S1201工作面所采煤层为延安组第4段顶部的2-2煤，煤层平均厚度4.1 m，倾角0～2°。试验工作面工程地质条件简单，煤层顶底板岩性描述见表1。
S1201工作面走向长3 010.3 m，倾斜长295 m，试验段长度800 m。S1201工作面相邻工作面为S1203和S1201-I工作面，S1203工作面已经采空，S1201-I工作面为接续工作面，如图1所示。由于开始试验时，S1201和S1201-I工作面间的两条巷道已经掘好，因此留巷成功后可将两个工作面之间的煤柱一并采出。
表1 S1201工作面顶底板岩性描述
Table 1 Roof and floor lithologies of the S1201 mining face
顶底板名称岩石名称厚度/m特征描述基本顶石英砂岩5.41～20.63浅白色,柱状结构直接顶粉砂岩2.82～5.04灰色薄层状,具水平层理2-2煤煤层3.85～4.11半亮型煤为主,赋存稳定直接底砂质泥岩0～1.30薄层状,具块状层理基本底细粒砂岩12.50～13.61灰色,具块状、水平层理
图1 无煤柱自成巷试验工作面平面布置
Fig.1 Layout of the mining panels in the test coal mine
2 无煤柱自成巷预裂切顶机理
2.1 聚能张拉成缝原理
切顶卸压无煤柱自成巷技术较常规无煤柱开采技术最显著的区别是采用了顶板预裂技术进行巷道稳定性维护，因此顶板预裂切缝是无煤柱自成巷技术成功实施的基础和关键。预裂切缝的实施位置位于巷道顶板边界处，因此在预裂过程中不仅要保证顶板“切得开”，且不能破坏巷道顶板的完整性。普通爆破模式下，爆生产物和爆轰能量向四周扩散，压力作用较为均匀，且很大一部分能量耗散在破碎岩体上，同样的装药量往往出现破碎区范围广但深度浅的现象。如图2(a)所示，普通爆破模式下，爆生裂缝向四周扩展，部分裂缝不可避免地会延伸至巷道顶板，不仅会破坏其完整性，且会影响巷道原有的支护。
图2 2种爆破模式下顶板岩体裂隙发育趋势
Fig.2 Tendency of rock crack propagation in the two blasting modes
利用岩石的耐压怕拉特性，提出了适用于无煤柱自成巷的双向聚能张拉成型技术[26]。该技术运用爆破手段，在爆破孔内安放聚能爆破装置。炸药起爆后，爆破能量按照人为设定的方向流通，在巷道顶板与采空区顶板交界面方向产生聚能流，并形成强力气楔，集中作用在设定方向上，裂隙内的张拉力大于顶板岩体抗压强度时，裂隙产生并形成切缝线，如图2(b)所示。该技术实施后，由于能量的有效积聚，设定方向的裂缝扩展更加明显，且不会破坏巷道顶板的完整性。
2.2 顶板预裂成缝力学分析
炸药爆破后，首先产生爆轰冲击波，当波的强度达到顶板岩体的抗压强度时，会产生孔壁压碎现象。冲击波在穿过岩石介质及损伤空隙过程中强度逐渐减弱，逐渐演变为应力波。由于岩体的抗拉强度远小于其抗压强度，因此裂缝的扩展主要为应力波张拉作用形成。普通爆破模式下，裂隙扩展方向较为随机，裂缝主要沿最大环向应力方向开裂，当环形应力增大至岩体的动态抗拉强度，损伤裂隙开始扩展。非聚能爆破模式下，裂纹扩展方向与断裂强度因子有关[27]，环向应力σθ需满足:
(1)
根据式(1)可得出裂隙扩展方位角θ0满足:
(2)
式中，KⅠ为裂纹尖端I型断裂强度因子;KⅡ为裂纹尖端II型断裂强度因子。
分析式(2)，倘若cos(θ0/2)=0，可得θ0=±π，没有实际意义，因此只能有
KⅠsin θ0+KⅡ(3cos θ0-1)=0
(3)
此时，θ0≠0，说明裂隙扩展方向在非聚能及聚能模式下形成裂隙分支，从而会破坏巷道顶板的完整性。在聚能爆破模式下，爆破起始阶段聚能装置形成聚能流，聚能流的侵彻作用形成初始导向裂隙，应力波在导向裂隙的引导作用下继续扩展原有裂隙，因此聚能效果理想的情况下裂隙扩展方向即为聚能控制方向。
应力波作用下，岩体单元环向方向拉应力峰值[28]可表示为
(4)
式中，(σθ)m为环向方向拉应力峰值;P为应力波作用下应力峰值;α为衰减指数;
为岩体质点单元距爆破孔中心的距离与孔半径的比值;b为系数。
另(σθ)m=τt，由此可得
r=(bP/τt)1/αr0
(5)
式中，τt为顶板岩体动态抗拉强度;r0为空爆破孔半径。
由于爆破起始阶段已对岩体造成一部分损伤，同时考虑到岩体本身的缺陷，引入损伤因子D0，得到非聚能模式下裂隙发育范围:
(6)
在聚能方向上，由于冲击波的侵彻作用，聚能方向作用能量增多，裂隙扩展范围增大。引入聚能系数ξ，可得聚能作用下裂纹扩展长度:
(7)
无煤柱自成巷技术在实施过程中，预裂切缝超前工作面进行，爆破孔间距的设计应使相邻孔裂隙发育区贯通，形成完整的切缝面。设聚能爆破孔间距为d，则顶板充分切开的条件可表示为
d≤2r
(8)
预裂切缝的作用区域为顶板岩层，不同地质条件下的顶板岩性不同，装药量及孔间距需对应调整。根据柠条塔煤矿S1201工作面采高和顶板岩体的碎胀系数，可得预裂切顶高度理论值为9 m。除去孔底的封泥高度，该工作面预裂切缝作用范围内的顶板岩层主要为石英砂岩，其抗拉强度约为1.4 MPa。根据相似矿区的装药经验，现场单孔采用的装药量为3 200 g(“4卷+4卷+3卷+3卷+2卷”装药结构)，连孔爆破方式，初始损伤因子取0.2，根据式(7)及相关文献[5,27]，代入相关参数可估算出聚能爆破作用下顶板裂纹扩展长度约为309 mm，因此根据式(8)可得孔间距理论设计值应不大于618 mm。综合考虑现场施工条件，孔间距最终取为600 mm。
3 预裂切顶数值模拟研究
3.1 数值计算模型
顶板预裂完成后，工作面回采并留巷。实践证明，切缝高度和角度是影响成巷变形及应力分布最重要的两个参量。本文假设相邻孔已经贯通，采用离散元数值模拟方法，探究切缝高度和角度对巷道围岩变形及应力分布的影响规律。
根据现场工程地质条件，建立UDEC数值计算模型，如图3所示。模型长250 m，高80 m，左右边界和底边界施加固定约束，顶边界为自由边界，施加2 MPa的竖向荷载，用以模拟80 m厚的上覆岩层。模型中，煤层顶板由下向上依次为粉砂岩、石英砂岩、中粒砂岩和泥岩，底板由砂质泥岩和细粒砂岩组成，顶底板岩性力学参数见表2。模拟过程中首先进行巷道开挖并补打锚索支护，待巷道稳定后进行预裂切缝，最后进行工作面开挖，重点探究切顶巷道附近围岩矿压显现规律。
图3 数值计算模型
Fig.3 Numerical calculation model
表2 顶、底板岩性物理力学参数
Table 2 Mechanical parameters of the rock strata
岩性密度/(kg·m-3)弹性模量/GPa内摩擦角/(°)黏聚力/MPa抗拉强度/MPa泥岩250017.2301.80.71中粒砂岩260018.5332.41.10石英砂岩278027.1353.21.40粉砂岩255021.5302.10.80煤层15003.8210.90.35砂质泥岩258018.9303.00.95细粒砂岩265022.8322.50.84
3.2 切顶高度对矿压显现规律的影响
切顶高度模拟过程中保持其他参数不变，顶板支护形式相同，预裂切缝方向垂直于巷道顶板。考虑到顶板岩体的碎胀性，模拟过程中，切顶高度分别取7，9 和11 m。不同切顶高度条件下围岩结构形态及竖向位移场分布如图4所示。
图4 不同切顶高度围岩结构形态及变形特征
Fig.4 Structural states and deformation characteristics of the entry surroundings under different roof cutting heights
整体分析不同切顶高度下巷道围岩垮落形态可知，预裂切缝可切断巷道顶板和采空区顶板间的结构传递，采空区直接顶岩体垮落，基本顶则为一个传递整体，巷道顶板其掩护作用下保持基本稳定。不同切顶高度下，采空区顶板岩体垮落形态及其对切顶短臂结构的承载支撑作用不同，造成巷道顶板变形及稳定性不同。
当切顶高度为7 m时，煤层回采后采空区顶板在7 m高度处沿切缝发生破断切落，但切落过程中对切顶短臂结构施加有一个下坠作用力，垮落岩层与基本顶岩层间未充空间较大，顶板最大变形为339 mm。当切顶高度增加至9 m时，采空区顶板在9 m高度处沿切缝发生破断切落，使得巷道顶板变形量及向采空区侧回转下沉运动得到有效控制。由于顶板切落岩石范围扩大，垮落岩石碎胀后充填采空区程度增加，巷道顶板垂直位移最大值较7 m时有所减小，最终变形为145 mm。当切顶高度继续增大至11 m时，基本顶岩层与垮落岩层间的未充空间再次减小，但增加的切顶高度造成施加在切顶短臂结构上的下坠作用更明显，破坏了顶板形成的铰接岩梁结构。巷道顶板最终变形较切顶9 m时甚至有所增大，最终变形为165 mm。总结发现，切顶高度影响的是采空区矸石的碎胀性及其对切顶短臂结构的作用力。合理的切顶高度应保证巷旁充满，并促使矸石起到有效的承载作用。在一定范围内，增大切顶高度可增大碎胀体积，减少未充空间，但切顶高度增加到一定程度后继续增加可能对顶板稳定性产生不利影响，同时施工费用和施工难度增加。
图5为不用切顶高度条件下实体煤帮上的竖直应力分布曲线。可以发现，切顶高度对卸压效果有一定影响。切顶高度为7 m时，实体煤帮内的应力峰值距巷帮约2.5 m，随着切顶高度增大，应力峰值向深部转移。切顶高度为9 m时，实体煤帮内部应力峰值集中区距巷帮4～5 m，但当切顶高度增加至11 m时，继续增加切顶高度对应力集中区范围影响不明显。从应力强度分析可知，当切顶高度为7,9,11 m时，实体煤帮上应力集中峰值分别为4.8,4.3,4.1 MPa，切顶高度越大，应力集中峰值越小，侧面验证了切顶的卸压作用。
图5 不同切顶高度实体煤帮应力分布
Fig.5 Distribution of the vertical stress in the integrated coal under different roof cutting heights
3.3 切顶角度对矿压显现规律的影响
顶板进行预裂后，采空区上方岩体在上覆岩层自重作用下产生下沉，下沉过程中会与巷道顶板发生不同程度的作用，从而导致顶板变形。为了解决该问题，提出切缝向采空区侧偏转一定角度，以利于顶板垮落并减小其对巷道顶板的影响。本研究中，分别模拟预裂切缝线向采空区方向偏转0°，10°，20°，观察巷道围岩结构及位移场分布特征，如图6所示。
图6 不同切顶角度围岩结构形态及变形特征
Fig.6 Structural states and deformation characteristics of the entry surroundings under different roof cutting angles
当预裂切缝垂直于巷道顶板时，采空区顶板垮落对切顶短臂结构作用一个明显的下坠力，从而增大了巷道变形。此外，当顶板岩层垮落稳定后，垮落的矸石只是对基本顶岩层起到垂直支撑作用，对巷道顶板切顶短臂结构无明显斜撑作用，一定程度上降低了巷道稳定性。切顶角度为0°时，顶板最大变形为315 mm。增大切顶角度为10°后，采空区垮落矸石与巷道顶板间的应力传递减小，减弱了采空区垮落矸石与巷道顶板岩层间的摩擦力，使得巷道顶板变形量及向采空区侧回转下沉运动得到有效控制，由于切缝向采空区偏转，采空区顶板触矸点与巷道顶板距离减小，垂直位移最大值为132 mm，较垂直切缝减小58%。当继续增大到20°时，采空区顶板垮落更为充分，但若采空区顶板岩体碎胀不充分，切顶短臂结构与矸石间的空隙增大，反而不利于巷道稳定，最大下沉量达到206 mm。因此，当切缝角度超过一定值后，继续增大切缝角度，巷道围岩变形可能越来越大。
模拟过程中对不同切顶角度下实体煤帮上的垂直应力进行了监测，如图7所示。不同切顶角度下应力峰值差别很小。虽然增大切顶角度有利于采空区矸石垮落，但增大切顶角度后，作用在下一工作面实体煤上的应力有轻微增大的现象。当切顶角度为0°，10°和20°时，实体煤上的垂直应力最大值分别为4.2，4.6和4.7 MPa。不同切顶角度条件下，巷道顶板切顶短臂结构的长度和重量不同，切缝角度越大，该结构的重量越大，相同支护条件下会一定程度传递至实体煤帮，因此在实际切缝参数确定过程中，应综合考虑现场顶板条件进行合理设计。
图7 不同切顶角度实体煤帮应力分布
Fig.7 Distribution of the vertical stress in the integrated coal under different roof cutting angles
4 预裂切顶现场工程试验
4.1 试验方案
(1)切顶高度方案
除了起到卸压作用，预裂切缝的另一作用是保证采空区顶板岩层顺利垮落并充满采空区，根据岩体碎胀理论，考虑到顶板下沉量和底臌量，理论切顶高度[16]可表示为
(9)
式中，HF为聚能切缝深度，m;M为采高，m;ΔH1为顶板下沉量，m;ΔH2为底臌量，m;K为顶板岩体碎胀系数。
柠条塔矿S1201工作面顶板岩体实测碎胀系数为1.38，考虑到顶板实际下沉量和底臌量，理论切缝高度约为9.21 m。为了探究切顶高度对矿压显现的影响，现场设计了3种切顶方案，切顶深度7,9,11 m各试验了50 m。预裂切顶采用连孔爆破方式，爆破孔直径50 mm。爆破孔内安装聚能管，聚能管外径42 mm，内径36.5 mm，管长1 500 mm。聚能管内安装2级矿用乳化炸药，炸药规格φ35×200 mm/卷，每卷炸药200 g。为了尽量统一各方案的切缝效果，孔口附近装药结构保持不变，变化主要集中在孔底石英砂岩部位。方案1切顶高度为7 m，每孔安装4根聚能管，装药结构为“4卷+3卷+3卷+2卷”，封泥长度1.5 m;方案2切顶高度为9 m，每孔安装5根聚能管，装药结构为“4卷+4卷+3卷+3卷+2卷”，封泥长度1.5 m;方案3切顶高度为11 m，每孔安装6根聚能管，装药结构为“4卷+4卷+4卷+3卷+3卷+2卷”，封泥长度1.5 m，3种方案具体装药结构如图8所示。
图8 现场预裂切顶高度试验方案
Fig.8 Roof cutting height schemes in the field test
(2)切顶角度方案
《无煤柱自成巷110工法规范》中规定，顶板定向预裂切缝钻孔角度应考虑工作面采高，当采高小于1 m时，角度一般为15°～20°，当采高大于1 m时，角度一般小于15°。为了探究切顶角度对矿压显现的影响，现场进行了3种切顶角度试验方案，3种方案中切顶高度9 m保持不变，切顶角度0°,10°和20°各试验了50 m。3种方案中的装药结构相同，均为“4卷+4卷+3卷+3卷+2卷”，具体方案示意如图9所示。
图9 现场预裂切顶角度试验方案
Fig.9 Roof cutting angle schemes in the field test
(3)监测方案
试验巷道S1201胶运巷断面为矩形，宽为6 000 mm，高为3 750 mm，采用锚网索联合支护。每种方案试验段均匀布置5个测点，即每10 m布置一个测点。测量过程中采用十字测点法，为提高测量精度，测点处顶板和两帮均采用喷漆标记，运用塔尺、游标卡尺及顶底板移近仪等精确测量。每个测点位置监测3处位置，即巷中位置、切缝侧位置(距碎石帮200 mm)、实体煤帮位置(距实体煤帮200 mm)。
4.2 试验结果分析
4.2.1 预裂切顶高度对围岩变形的影响
按照试验方案进行预裂切顶后，工作面回采留巷。留巷过程中对3个试验段中的典型测点进行全过程变形监测，选取试验段中部测点的巷中位置进行分析，监测曲线如图10所示。
图10 不同切顶高度典型测点全过程变形监测曲线
Fig.10 Monitoring curves of the roof-to-floor convergence variation under different roof cutting heights
不同切顶高度条件下，留巷围岩变形均经历缓慢增长、快速增长和平衡稳定阶段，但最终变形量和趋于稳定的距离不同。切顶高度为7 m时，顶底板移近变形量最大，滞后工作面约210 m达到稳定。切顶高度增加至9 m后，快速增长段变形加快，但变形量减小，较7 m切顶时减小了约27%，滞后工作面约150 m巷道变形趋于稳定。继续增大切顶高度至11 m后，巷道最终变形变化不大，仍为150 mm左右，但滞后工作面趋于稳定的距离有所减小。
为整体分析巷道变形情况，对稳定后的试验段等距离(每10 m)取点监测，记录切缝侧、巷中和实体煤帮侧的顶底板最终移近变形量，如图11所示。从统计数据可以发现，当切顶高度为7 m 时，切缝侧最大巷道移近量达到493 mm，切缝侧巷道平均变形为356 mm，远大于切顶高度为9 m时的结果。继续增大至11 m时，巷道变形再次有轻微的减少，但变化幅度不大。
图11 现场试验区不同切顶高度顶底板移近量统计
Fig.11 Statistics of the roof-to-floor convergences under different roof cutting heights
现场围岩变形规律实测结果与数值模拟相似。在一定切顶范围内，增大切顶高度有利于减少巷道变形。当切顶高度较大时，矸石垮落碎胀空间增大，从而对顶板岩层起到一定的支撑作用。此外，没必要盲目增大切顶高度，过大的切顶高度效益不显著，切顶高度设计时应综合考虑顶板岩体的岩性、碎胀特性及上覆顶板的垮落和稳定过程。
4.2.2 预裂切顶角度对围岩变形的影响
对不同切顶角度试验段巷中测点全过程变形进行监测，监测结果如图12所示。当切缝孔垂直于巷道顶板时，顶底板移近变形最大。切缝线向采空区方向偏斜10°后，变形减小了约一半，继续增大切顶角度至20°后，巷道围岩变形开始增大。由此可见，无煤柱自成巷中切缝角度不应过小亦不宜过大，应根据现场顶板岩性、采高等情况综合确定。
图12 不同切顶角度典型测点全过程变形监测曲线
Fig.12 Monitoring curves of the roof-to-floor convergence variation under different roof cutting angles
图13为不同切顶角度条件下顶板整体变形统计。当切顶方向垂直于巷道顶板时，此时巷道顶底板变形量最大，试验段切缝侧测点的平均变形量为378 mm，巷中测点顶底板平均移近量为290 mm。当切缝偏向采空区10°时，切缝侧测点平均变形较垂直切缝时减少了约25%，巷中减少了约39%。但是，当继续增大至20°时，巷道顶底板变形较方案2差别不大，甚至有所增大。
由此可见，预裂切缝偏向采空区一定角度后，有利于减弱矸石垮落时对切顶短臂结构的下坠作用，从而减少变形，但过大的切顶角度反而不利于巷道稳定。
4.2.3 最终预裂切顶效果
根据研究结果，最终确定S1201工作面切缝高度为9.0 m，切缝角度为10°，爆破孔间距为600 mm，单孔采用“4卷+4卷+3卷+3卷+2卷”(3 200 g)装药结构，封泥长度1.5 m的装药和切缝参数。预裂爆破后，对孔外及孔内裂缝扩展情况进行探测，孔外采用高清摄像机拍摄，孔内采用ZKXG30钻孔成像仪窥视，预裂效果、垮落效果及最终成巷效果如图14所示。通过图14(a)和(e)可知，无论是孔外还是孔内，裂缝均沿预设方向扩展，验证了聚能张拉爆破技术的可靠性。由图14(b),(c),(d)可知，采空区顶板岩体沿切缝线垮落，形成稳定碎石帮，最终成巷效果良好，验证了切顶参数的合理性。
图13 现场试验区不同切顶角度顶底板移近量统计
Fig.13 Statistics of the roof-to-floor convergences under different roof cutting angles
图14 现场预裂切顶试验效果
Fig.14 Application effects of roof cutting in the field
5 结 论
(1)无煤柱自成巷顶板预裂切缝的有效控制是保证巷道稳定性的关键。非聚能爆破模式下，裂隙扩展方位角可变，破坏巷道顶板的完整性。聚能张拉爆破模式下，可实现裂缝单方向扩展。为达到理想的切顶效果，装药量及孔间距应协调设计，孔间距应小于孔间裂隙扩展长度。
(2)对柠条塔煤矿无煤柱自成巷预裂切顶进行了数值模拟研究。预裂切缝可切断巷道顶板和采空区顶板间的部分结构和应力传递，但不同切顶高度和角度条件下，巷道围岩呈现出不同的响应规律。切顶高度影响的是采空区矸石的碎胀性及其对切顶短臂结构的作用力。在一定范围内，增大切顶高度可增大矸石碎胀体积，减小巷道顶板变形和作用在实体煤帮上的应力峰值，但切顶高度不宜过大，否则会增大施工难度，且会增大留巷变形。切顶角度主要影响采空区顶板在垮落过程中对切顶短臂结构的下坠力及稳定后对切顶短臂结构的斜撑力。切顶方向不宜垂直于顶板，而应向采空区偏斜10～20°，以减小下坠力、增大斜撑力。
(3)对柠条塔煤矿无煤柱自成巷预裂切顶进行了现场工程试验。研究发现，柠条塔煤矿S1201工作面切缝高度设计为9.0 m，切缝角度为10°，爆破孔间距为600 mm，单孔装药量为3 200 g，封泥长度为1.5 m时，可取得较为满意的切顶和成巷效果。
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