造缝切顶能够改变坚硬顶板破断形态和滑移路径，从而实现对采场强矿压的有效控制[1-5]。定向造缝切顶可以按照人为设想的方式改变坚硬顶板的垮落特征，从而最大限度控制采场矿压。水压致裂和爆破是最为常用的造缝切顶方法，然而早期的水力致裂和爆破在钻孔四周产生不定向的裂缝，难以实现定向造缝。为了实现这2种技术的定向造缝，国内外学者进行了大量深入的研究：黄炳香等[6-8]在水压致裂前在钻孔内预先切槽，利用缝槽尖端的应力集中便于裂缝起裂和向切槽方向扩展；张天锡、FOURNEY等[9-10]提出在炮孔壁内预制切槽，并在有机玻璃上进行了切槽爆破实验，发现裂缝均沿着切槽方向扩展且平整光滑；魏炯、岳中文、陈勇等[11-13]提出在相邻钻孔之间布置导向孔(空孔)来提高爆破的定向性，并利用焦散线法分析了爆破过程中导向孔周围的主应力差的演化规律，揭示了导向孔的作用机理。此外，一些学者通过改变装药的结构来实现定向造缝，例如，杨仁树等[14-16]研发了基于切缝药包的定向爆破技术，分析了在不耦合装药情况下该技术的爆破效果以及定向造缝机制；杨仁树等[17]提出了基于对称双缝聚能管的定向聚能爆破技术，并在神东矿区、大同矿区、韩城矿区等多个矿区尝试并推广应用；何满潮、王成虎、朱淳等[18-22]为了服务N110无煤柱开采中造缝切顶，提出了双向聚能拉伸爆破技术，并基于SPH-FEM方法揭示其定向造缝机制，建立了该技术的孔间距理论模型及计算公式。
为了进一步发展定向爆破技术，笔者团队开发了一种带有枪身和弹壳的聚能射孔装备——高能射孔枪，并将其应用到煤矿坚硬岩层定向造缝切顶中，进而形成了一种坚硬顶板复合爆破定向造缝技术。相较于一般矿用定向弱化技术，该技术的侵彻深度深、炮孔间距大，不仅适用于近场基本顶定向致裂，而且可实现中高位关键层的深孔定向造缝。
坚硬顶板复合爆破定向造缝技术涉及射孔和高压劈裂。射孔是油气开发的重要环节，国内射孔技术经过多年的发展，先后形成了深穿透聚能射孔、复合射孔、定向射孔、全通径射孔、负压及动态负压射孔、泵送射孔和定面射孔等一系列射孔技术及工艺[23-24]；相比于国内的射孔技术，国外以油气增产为目的先后研发和完善了定方位射孔技术、连续油管射孔技术、点源射孔技术和油管输送与有杆泵联作技术、轻气增效射孔技术等[25]。国内外射孔技术的发展和完善提高了射孔完井和增产改造效果，此外射孔优化方法和射孔检测技术的不断丰富和进步又提高了射孔安全性和成功率[26]。目前在射孔和高压劈裂方面的研究主要集中在射孔深度、射孔枪结构设计、射孔和高压劈裂的油气增产效果等方面。在射孔深度方面，肖强强[27]建立了聚能射流侵彻土壤-混凝土组合体深度的理论模型，开展了混凝土和土壤-混凝土组合的聚能射流侵彻实验，得出土壤-混凝土组合体能够降低射孔深度；王德宝等[28]采用ANSYS软件建立了平顶药型罩的射流数值模型，发现了该类型药罩会产生一级射流和二级射流现象，从而提高了金属粒子流的射流速度，进而增加了射孔深度；郭萌萌等[29]基于准定常侵彻理论，得到了聚能射流侵彻钢筋混凝土深度的理论计算公式。在射孔枪结构设计方面，张为雨等[30]建立了复合射孔全过程的爆炸冲击载荷数学模型，构建了复合射孔枪的质量评价方法；霍一飞等[31]采用LS-DYNA建立了复合射孔数值模型，分析了炸药量对爆燃压力P以及射孔枪残余塑性应变的影响规律，提出了基于动态塑性流变的射孔枪结构设计新方法；常建平等[32]建立了聚能射流轴对称数值模型，分析了药型罩锥角，药型罩壁厚及材料、炸药类型对聚能射流形态的影响规律，优化了药型罩锥角和壁厚、炸药类型。在射孔和高压劈裂的油气增产效果方面，袁结连等[33]在河南油田不同区域开展了26次聚能射孔和高压气体劈裂的现场实验，得出复合射孔技术对提高低孔、低渗油藏产能的效果显著。
以上研究中水压致裂、双向聚能拉伸爆破等技术难以在大钻孔间距下实现人造裂缝的精准定向；油气行业复合射孔技术以增透提产为目的，虽已近接近成熟和完善，但其施工地层埋深大部分超过几千米，与煤矿的作业环境和目的具有明显区别。因此，针对煤矿特殊的地层环境和要求，需分析坚硬顶板复合爆破新技术的关键设备、造缝机制和工艺流程，确定射孔劈裂的参数，并进行工业验证。本文将介绍坚硬顶板复合爆破定向造缝技术的关键设备，阐明基于聚能射流和高压劈裂的定向成缝机制，分析复合爆破定向造缝技术的工艺流程，优化坚硬顶板复合爆破射孔弹尺寸及助推剂用量；在塔山煤矿8311工作面临空巷道开展复合爆破定向造缝工业实验，分析临空巷道复合爆破切顶卸压效果。
1 坚硬顶板复合爆破定向造缝技术
本节具体介绍复合爆破定向造缝技术的关键设备、切缝机制及针对工作面的坚硬顶板的造缝切顶工艺流程。
1.1 关键设备
坚硬顶板复合爆破定向造缝技术的核心设备为一种特殊结构的高能射孔枪，其结构组成如图1所示。高能射孔枪由射孔弹、助推剂、连接轴、管串和角线构成。射孔弹是实现聚能射流定向成孔的部件，其由金属壳、炸药和金属药罩组成，通过金属壳和金属药罩将炸药密封在一定空间内；助推剂为饼形圆柱体结构，用于产生高压气体实现二次劈裂岩石；管串用于固定和封装射孔弹及助推剂，射孔弹依次正反放置于管串内部，而助推剂位于相邻射孔弹之间，实现2者空间上合理布置；连接轴位于管串的端部，用于连接相邻管串，实现深孔厚岩层一次爆破切顶；角线通过卡槽固定在射孔弹激发点上，从而将射孔弹连接在一起，通过导爆索触发角线实现一次性激发所有射孔弹。
图1 高能射孔枪
Fig.1 High energy perforating gun
1.2 切缝机制
坚硬顶板复合爆破定向造缝技术的切顶分为两个过程，首先是利用射孔弹的聚能射流形成定向孔道，其次是助推剂爆燃产生高压气体沿着孔道二次劈裂岩石，即具体的定向成缝的机制可分为聚能射流机制和高压劈裂机制。
1.2.1 聚能射流机制
聚能射流通过射孔弹实现，具体是首先利用射孔弹内炸药爆破产生的高压气体，其次在金属壳约束下高压气体将金属药罩以极快的速度向中心挤压聚拢，变形的金属药罩在中心轴线处发生碰撞抵消径向速度，形成一束沿着轴向高速运动的金属离子流，进而侵彻岩层。聚能射流定向成孔过程具体包括金属离子流形成及侵彻岩石。为了直观的解释金属离子流形成和侵彻岩石2个过程，采用显示动力学软件AUTODYN和LS-DYNA，建立DP36RDX25型号的射孔弹聚能射流模型分析以上2个过程，如图2～4所示。
(1)金属离子流形成过程。
如图2所示，射孔弹中的高性能炸药被金属壳和金属药罩密封在一定空间内。当射孔弹触发点被激发后高性能产生炸药反应，金属粒子流形成过程如下：状态①，炸药爆炸后瞬间产生爆轰波，爆轰波压力达到17.7 GPa；状态②，随着爆炸反应继续，爆轰波范围不断扩大，其压力也增加到22.9 GPa；在状态③，爆轰波产生的压力作用在金属药罩的上表面，金属药罩迅速向中心轴线汇集；状态④，爆轰波范围继续扩大，能覆盖大部分金属药罩，此时压力也增加到峰值28.6 GPa。在爆轰波的挤压作用下，金属药罩进一步向中心轴线汇集；状态⑤，压垮的金属药罩在中心轴线上形成一束高速金属离子流，其头部速度高达5 220 m/s。
图2 聚能射流
Fig.2 Shaped energy jet
金属药罩被挤压成高速金属离子流过程主要发生在图2状态④～⑤。为了能够直观的展现挤压金属药罩的过程，如图3所示，给金属药罩、炸药以及金属壳体赋予不同颜色。
图3 金属离子流形成过程
Fig.3 Formation process of metal ion current
爆炸反应后生产大量高压气体向中心轴线方向挤压金属药罩，使金属药罩产生2个方向的速度——轴向和径向速度；随着进一步挤压金属药罩，其在中心轴线汇集，进而径向速度相互抵消而只保留轴向速度，最终形成了一束沿着轴线方向高速运动的金属离子流。
(2)金属离子流侵彻岩石过程。
如图4(a)所示，在高速运动的金属离子流的冲击作用下，侵彻界面上形成了“三高”区域——高压、高温和高应变率，该区域的压力峰值达22.6 GPa。显然金属离子流在侵彻面上的冲击压力远大于岩石的抗压强度，导致其发生破碎失效进而形成定向孔道。如图4(b)所示，侵彻过程消耗金属离子流动能导致其速度不断降低，在侵彻面的冲击压力也逐步降低。
图4 岩石侵彻面上的压力
Fig.4 Pressure on rock penetrating surface
当金属粒子流速度为2 070 m/s时，侵彻面的冲击压力为2 749 MPa；当金属粒子流速度为228 m/s时，侵彻面的冲击压力为534 MPa；当在侵彻面的冲击压力小于岩石抗压强度时，侵彻停止。
1.2.2 高压劈裂机制
如图5所示，利用聚能射流效应的高速金属离子流在钻孔两侧的相反方向上形成定向孔道。
图5 高压劈裂岩层
Fig.5 Rock splitting by high pressure gas
射孔弹爆炸过程也会引爆夹在相邻射孔弹间的助推剂，使其在钻孔的密闭空间内急速爆燃产生大量的高压气体，高压气体进入定向孔道内，在“气楔”作用下沿着相邻孔道形成连续平整的孔缝融合面，达到劈裂岩石的作用。
1.3 造缝切顶工艺
如图6所示，为了实现定向造缝切顶卸压还需要巷道内钻孔、安装高能射孔枪、封孔等操作。图6(a)中在巷道内钻取一定直径和深度的钻孔后，将高能射孔枪放置到钻孔内，引出导爆索后封孔。激发导爆索引爆射孔弹，在钻孔两侧相反方向形成定向孔道，如图6(b)所示。引爆射孔弹的同时也激发爆燃，并迅速产生高压气体，高压气体进入孔道形成孔缝融合的径向连续裂缝面，从而实现了精准控制坚硬顶板垮落，如图6(c)所示。
图6 复合爆破定向造缝切顶工艺
Fig.6 Process of roof cutting with the DRSBCB
2 坚硬顶板复合爆破定向造缝技术关键参数选取
复合爆破定向造缝技术依靠高能射孔枪对岩石进行劈裂，而劈裂的效果直接受到射孔弹尺寸和助推剂用量影响，因此必须选择合适的射孔弹尺寸及助推剂用量，并加以地面复合爆破实验验证。
2.1 射孔弹尺寸
为了应对不同岩性、钻孔间距条件下的工况，团队研发了一系列特定尺寸的射孔弹，并采用金属药罩的口径表征射孔弹尺寸。在射孔弹形状不变的条件下，金属药罩口径越大聚能射流产生的高速金属离子流越长，侵彻岩层深度越深。在射孔弹应用到煤矿坚硬顶板造缝切顶时需针对特定顶板选择合适的射孔弹尺寸。
为了分析射孔弹尺寸对侵彻岩石的影响规律，进而确定射孔弹金属药罩口径，如图7所示利用LS-DYNA的流固耦合算法建立8个不同尺寸射孔弹的聚能射流数值模型。在这些模型中射孔弹形状不变而只变化射孔弹尺寸：在10～80 mm内每间隔10 mm构建一个射孔弹数值模型。
图7 射孔弹尺寸
Fig.7 Size of perforating charge
为进一步展现射孔弹聚能射流数值模拟中参数设置，如图8(a)所示，以金属药罩口径为40 mm的射孔弹进行说明。图8(a)中聚能射流的炸高(射孔弹与侵彻目标的距离)为30 mm，金属药罩的锥角和厚度分别为60°和1.5 mm、金属壳体厚度为4.0 mm，岩石的长度为480 mm，直径为130 mm；为了反演无限空间内应力的传播，数值模型中空气和岩石边界选用无反射边界条件，同时给岩石施加10 MPa的围压(现场实测塔山矿8311工作面巷道顶板的中粒砂岩层的水平应力为10 MPa)；炸药类型为RDX，金属壳体和金属药罩分别为钢材和金属粉末药罩(以紫铜为主并加入一定量的铅和钨，待混合均匀后由模具压制而成)，岩石选择塔山煤矿8311工作面的坚硬顶板(中粒砂岩层)。
射孔弹聚能射流的目的是为助推剂二次高压劈裂提供定向孔道，判断射孔效果的标准为孔道尺寸，具体为其直径和深度[34]。通过LS-PROPOST软件可以直接测量孔道直径以及深度，如图8(b)所示。如图9所示，统计不同金属药罩口径下的射孔孔道深度和直径。
图8 口径40 mm射孔弹的射流数值模拟
Fig.8 Numerical simulation of jet of 40 mm perforating charge
图9 射孔弹尺寸对射孔孔道尺寸的影响
Fig.9 Effect of perforating charge size on perforating channel
由图9可知，① 当射孔弹金属药罩的口径分别为10、20、30、40、50、60、70和80 mm时，侵彻岩石的射孔孔道的深度分别为99、191、263、378、466、513、618和654 mm，而孔道直径分别为3、7、11、13、17、19、22和24 mm；② 聚能射流在岩石中形成的射孔孔道的深度、直径均与射孔弹金属药罩口径成正比，具体来说，孔道的深度和直径分别约为金属药罩口径的8.8倍和0.32倍。
坚硬顶板复合爆破定向切缝技术中的钻孔间距设计为1.5 m，而高能射孔枪在岩层的两侧反向射孔。笔者在大量坚硬顶板复合爆破实验中发现裂缝扩展的长度约为射孔孔道长度的2倍，即两侧射孔深度之和超过750 mm，单侧超过350 mm即可。根据射孔弹金属药罩口径对射孔孔道尺寸的影响规律，射孔弹金属药罩的口径选择40 mm以上即可。
2.2 助推剂用量
助推剂为高氯酸钾复合推进剂，其由69%～76%高氯酸钾、16%～20% 环氧树脂、5%～8%丁腈橡胶和1%～3% 固化剂混合组成，其产气量为323 cm3/kg，具有燃速高、压力指数大等优点。在高能射孔枪中用于二次劈裂的助推剂被制作成直径45 mm、高度15 mm标准的饼形圆柱体。如图10所示，将助推剂堆叠在一起后布置在相邻射孔弹间。同样以塔山煤矿中粒砂岩层为例，采用AUTODYN软件分析助推剂堆叠数量分别为2片、4片和6片时的岩石二次劈裂效果。
图10 助推剂
Fig.10 Booster
岩石二次劈裂过程采用助推剂是一种典型固体火药，其发生爆燃后产生大量高压气体。数值模拟中涉及到炸药、空气、岩石以及火药。针对炸药、空气和岩石已经建立成熟的本构模型，其中炸药和空气分别采用Jones Wilkens Lee和Null本构模型，而岩石采用Holmquist Johnson Cook本构模型，模型具体参数见表1～3。然而长期以来一直缺乏描述火药爆燃相变过程的状态方程及参数。为了描述火药爆燃过程，在AUTODYN软件中构建一种Powder Burn本构模型，共由3个部分组成，分别为固态状态方程、气态反应产物状态方程和反应速比。固态状态方程、气态反应产物状态方程的参数详见表4；反应速比获取过程如下：Powder Burn本构模型采用指数函数描述气态反应产物组成，给出气体的压力；进而通过Vieille定律以及火药密度、火药密度系数，给出固体的燃烧速率；基于固体的燃烧速率和几何形状得到反应速比，具体参数详见表5。采用AUTODYN建立3个助推剂爆燃沿孔道劈裂岩石的数值模型，其中助推剂数量为2片、4片和6片并给出数值模拟结果，如图11所示。文献[35]中粒砂岩的损伤因子在0.7以上时可以认为其发生破坏，图11中当助推剂为4片时，射孔孔道之间损伤区域可以相互贯穿，因此选择4片助推剂即可。
图11 助推剂用量对岩层劈裂效果的影响
Fig.11 Effect of boosting amount on splitting rock
表1 Jones Wilkens Lee本构模型参数
Table 1 Parameters of Jones Wilkens Lee constitutive model
参数数值参数数值炸药初始密度ρ0/(kg·m-3)1 787R14.1爆炸速度D/(m·s-1)8 390R21.0CJ面压力PCJ/GPa34ω0.35A1/GPa581.4E0/(GJ·m-3)9.0B1/GPa6.8
表2 Null本构模型参数
Table 2 Parameters of Null constitutive model
空气初始密度ρ0/(kg·m-3)系数C0C1C2C3C4C5空气的单位体积内能E/(MJ·m-3)1.2930000.40.400.25
表3 Holmquist Johnson Cook本构模型参数
Table 3 Parameters of Holmquist-Johnson-Cook constitutive model
参数数值单轴抗压强度f /MPa90.2密度ρ0 /(kg·m-3)2 500剪切模量G/GPa15.2特征化黏聚力强度A30.31特征化应力硬化系数B31.52特征化应变率硬化系数C30.007应力硬化指数N0.79静水压力下的抗拉强度T1 /MPa10特征化等效应力强度Smax7材料发生塑性变形时的压力Pcrush /MPa35.1材料发生塑性变形时的体积应变μcrush5.23×10-4静水压力Plock/MPa8×102体积应变μlock0.1损伤常数D10.04损伤常数D21压力常数K1/GPa45压力常数K2/GPa25压力常数K3/GPa250
表4 固态状态方程和气态反应产物状态方程参数
Table 4 Parameters of a state equation for solid and a state equation for gas reaction product
固态状态方程气态反应产物状态方程体积模量/GPa参考温度/K比热容/(J·(kg · K)-1)导热系数/(J·(kg·m)-1)G/m-1cC1/(J·(kg·K)-1)C2/(J·(kg·m)-1)D/(g·m-3)eg/(kg·m-3)13.529300600.667001.868 71.051×106
表5 计算反应速比所需的参数
Table 5 Parameters to calculate reaction speed ratio
参数取值气体压力指数Pg /kPa1.0×10-55.0×1051.0×1061.5×1062.0×1062.5×1063.0×1063.5×1064.0×1061.0×109燃烧速率b·/(m·s-1)0.030 1580.030 1580.030 1580.030 1580.030 1580.030 1580.030 1580.030 1580.030 1580.030 158火药密度ρs/(g·m-3)1×10-6123456789火药密度系数γ1111111111
2.3 地面复合爆破实验
为了验证坚硬顶板复合中射孔弹尺寸及助推剂用量的合理性，开展地面复合爆破实验，分析复合爆破的造缝切顶效果。
在直径5.0 m、高1.4 m的圆饼状混凝土靶上进行复合爆破实验，模拟坚硬顶板复合爆破劈裂过程，从而验证相邻孔间裂缝延展情况。
如图12(a)所示，在混凝土靶的中心位置以及直径为3.0 m的圆上钻取直径75 mm、深度1.4 m的7个钻孔；将上述7个钻孔分为3组，每相邻两孔间距为1.5 m，一组内的钻孔同时放入长度为1.0 m高能射孔枪，如图12(b)所示，射孔弹的口径为40 mm、助推剂数量4片；在高能射孔枪底部放置10 mm厚钢板，顶部引出雷管线后填塞速固水泥封孔，同时采用砂袋压实；第1组试验完成后，观察2个钻孔完整程度，如果靶沿射孔方向完全裂开或缝隙很大不具备继续试验条件，则终止试验；如果裂缝很小或只有射流孔，则依次继续进行下2组试验。
图12 地面复合爆破实验
Fig.12 Ground experiment of the DRSBCB
如图13所示，试件所受围压较小，加之复合爆破能量定向劈裂的作用，裂缝扩展沿2个钻孔连线方向整体贯通试件。试验结果证实了坚硬顶板复合爆破定向造缝的可行性，射孔通道为裂缝面定向连通提供了保障，最终裂缝面长度约为射孔孔道长度的2倍。因本次射孔管串长度为1.0 m，试件高度为1.4 m，所以封孔长度有限，上下仅为0.2 m，造成爆破冲孔，部分能量从孔口耗散，从图13中散落的封口沙袋可以得出这一结论。
图13 地面复合爆破试验结果
Fig.13 Ground test results of the DRSBCB
3 工程应用
基于前文地面实验、数值模拟等研究结论，结合笔者团队在大空间采场坚硬顶板控制方面的研究成果[36-40]，以晋能控股集团塔山煤矿为工程背景，开展坚硬顶板复合爆破定向造缝技术的工程应用。
3.1 工程背景
如图14(a)所示，晋能控股集团塔山煤矿的8311工作面主采山4号煤层，煤层厚度在3.2～3.6 m，平均厚度3.4 m，埋深350～500 m。为了解决8311工作面接替压力，同时提高采出率，在8311工作面回采前掘进8312工作面的2312巷，2个工作面之间留设6.0 m煤柱。8311工作面和8312工作面上方赋存6.5 m的中粒砂岩层(基本顶)，其弹性模量E=52 GPa，泊松比ν=0.31，现场实测的周期垮落步距在20～40 m，具体的顶板赋存情况如图14(b)所示。
如图14(c)所示，在8311工作面回采后，8312工作面的临空巷道2312发生矿压显现，巷道出现底臌、对穿锚索失效、煤壁和煤柱破碎等现象。
3.2 坚硬顶板复合爆破切顶方案
在2311回采巷道内A 段(图14)采用坚硬顶板复合爆破技术切割上覆6.5 m的中粒砂岩层。爆破孔的孔间距为1.5 m，并使用黄土和膨润土混合制作的炮泥封孔。钻孔深度和直径分别为16.0 m和φ75mm，而钻孔与水平面的夹角为75°，封口高度为7 m，如图15所示。
图14 工程背景
Fig.14 Engineering background
图15 复合爆破孔装药结构
Fig.15 Explosive installation with the DRSBCB
巷道内使用的高能射孔枪的具体参数如下：① 管串的外径最大值为φ65 mm，位于连接轴处，而弹架管为外径为φ51 mm；② 管串长度为1 m和2 m，根据切顶岩层厚度选择3个2 m管串和1个1 m管串；③ 助推剂直径45 mm，高度15 mm，根据2.2节，在相邻射孔弹间布置4片；④ 射孔弹，根据2.1节，选择金属药罩口径40 mm的射孔弹，型号为DP36RDX25-B，其炸药装药量25 g，每个钻孔共计放置70发射孔弹；⑤ 射孔弹密度为10孔/m；⑥ 射孔方向为0°和180°。
井下安装高能射孔枪过程如图16所示，将射孔弹和堆叠的助推剂依次间隔放入管串中，采用角线将射孔弹触发点依次串联在一起，从而完成高能射孔枪组装。依次将高能射孔枪塞入钻孔内，采用连接头连接，最后采用炮泥封孔并引出导爆索。
图16 巷道内高能射孔枪安装
Fig.16 Installation of high-energy perforating gun in a roadway
为了验证复合爆破定向造缝技术的岩层劈裂效果，如图17所示，在地面和井下进行实验并观测劈裂结果。由图17可知，裂缝面平整、连续，满足造缝切顶要求。
图17 复合爆破定向造缝的岩石劈裂效果
Fig.17 Rock slitting effect with the DRSBCB
3.3 现场实测
为验证复合爆破定向切顶卸压效果，如图18(a)所示，分别在距离开切眼120 m处和A段内布置测站，监测煤柱深度为1、2、3、4和5 m的垂直应力，给出回采过程中各点的煤柱垂直应力峰值。
由图18(b)可知，① 切顶后不同深度煤柱垂直应力峰值均有所降低，但是降低幅度不同。煤柱深度为4和5 m的煤柱应力峰值降低幅度最大，分别为44%和42%，其次为煤柱深度2和3 m，降低幅度为31%和16%，而在1 m深度的煤柱卸压效果不明显，仅降低了10%。② 煤柱垂直应力峰值平均降低31%，说明复合爆破造缝切顶达到很好的卸压效果。
图18 复合爆破切顶前后煤柱垂直应力峰值
Fig.18 Vertical stress peak of coal pillar before and after roof cutting by the DRSBCB
4 结 论
(1)复合爆破技术定向造缝的机制是聚能射流冲击岩石侵彻面上形成的压力远大于岩石的强度，造成岩石发生破碎，形成定向孔道；二次爆燃产生的高压气体进入射孔孔道内，在“气楔”作用下在相邻的射孔孔道内形成连续平整的裂隙面。
(2)在射孔弹口径为40 mm、助推剂为4片时，复合爆破定向造缝技术可以实现1.5 m钻孔间距下的砂岩层劈裂。
(3)现场实测在采用复合爆破定向造缝技术后临空巷道煤柱的垂直应力峰值平均降低31%，有效的控制了其矿压。
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