預切縫位置及深度對SBM 滾刀破巖的影響

楊仁樹 ， 康一強 ， 楊立云 ， 劉 康 ， 丁晨曦 ， 樊謹豪

(1.中國礦業大學(北京) 力學與土木工程學院, 北京 100083；2.北京科技大學 土木與資源工程學院, 北京 100083)

煤炭是國民經濟增長的能源保障，是社會穩定發展的“壓艙石”[1]。2022 年，全國原煤總產量達45.6億t，煤炭消費量占能源消費總量的56.2%。煤炭仍然在能源體系中占主體地位。我國煤炭以井工開采為主，占礦井總數的90%。豎井作為礦產資源開采的咽喉，其工程量按出矸量計算僅占礦井建設工程總量的12%～30%，而施工工期卻占總工期的30%～55%。

目前，豎井掘進主要有鉆爆法、鉆井法、和豎井全斷面掘進機(SBM，Shaft Boring Machine)3 種施工方法。SBM 施工具有綠色、安全、機械化程度高等特點，是實現“打井不下井”目標的關鍵裝備，也是建井技術的發展方向。然而，目前SBM 應用并不廣泛，特別是隨著資源開采深度的逐年提升，適用于硬巖開挖的千米深豎井SBM 研發國內外均處于起步階段，主要原因在于其破巖效率不高，導致掘進速度慢[2]。盤形滾刀是SBM 實現破巖目的的主要部件，研究其破巖規律，對提高掘進效率具有重要科學意義。

盤形滾刀自20 世紀50 年代中期被應用以來就廣泛受到學者們的關注?；趬汉墼囼灪颓懈钤囼灥玫降腃SM 模型[3]被廣泛應用于滾刀受力預測和巖石破碎結果的分析。ROSTAMI[4]通過測試切割試驗中巖石與滾刀之間的接觸壓力的分布規律，提出了考慮刀刃寬度的滾刀受力預測公式。ZHANG 等[5]通過離散元數值方法模擬得到滾刀與巖石之間的接觸壓力，并得到接觸壓力的高斯分布和洛倫茲分布函數函數表達式。PAN 等[6]通過大量的切割試驗，對CSM模型進行了修正，可以對滾刀受力情況更好的預測和分析。YANG 等[7]研究了節理對巖石破碎效果的影響，并指出了刀具間距與穿透深度的最佳比值。張旭輝等[8]通過建立基于JH-2 本構的數值模型，研究了滾刀距離單側自由面不同距離時巖石的破碎特征。LI等[9]研究了多滾刀旋轉切割條件下巖石的破壞特征和滾刀受力隨安裝半徑的變化規律。龔秋明等[10-11]通過研究滾刀受力特性，結合現場實測數據，提出了基于TBM 工作參數的巖石可鉆性評價方法和可掘性預測模型。這些研究很好的指導了滾刀的設計和布置方式，但是，在高強度和高耐磨性地層中，僅僅通過調整滾刀的外形和尺寸很難進一步提高破巖效率，這一問題仍然是限制SBM 掘進效率的主要因素之一。因此，研發新型高效的破巖機構對于提高SBM 的掘進效率至關重要。

近年來，為了提高滾刀的破巖效率，超聲波[12]、脈沖激光[13-14]、微波[15]和預切縫[16-17]等輔助破巖技術被相繼開發[18]。其中水射流切割輔助破巖技術具有破巖連續、高效和經濟效益顯著等優點，并且已經進行工業應用。

水射流切割為巖體創造了新的自由面，預切縫條件下的巖體破碎規律與完整巖體明顯不同。諸多學者針對這一問題開展了相關研究，CHENG 等[19-20]研究表明，峰值貫入力隨預切縫深度的增加而減小，隨切口與滾刀距離的增加而略有增大。隨著切口深度的增加，比能量先顯著降低，后逐漸趨于穩定。淺切口試件中形成的內部裂紋主要有淺拉伸裂紋和深垂直劈裂裂紋。而較深的切縫條件下，試件內部裂紋向預切縫底部延伸。ZHANG 等[21]研究表明，切削力比無預置切口時降低30%以上，而破巖比能隨巖石碎片分形維數的增加而線性增加。LI 等[22]研究了預切縫與滾刀同軸與否對滾刀破巖規律的影響，結果表明，預切縫具有誘導裂紋擴展的作用，通過促進巖石的拉伸破壞，從而達到了輔助盤形滾刀破碎巖石的效果。這些研究很好的解釋了預切縫條件下平面型刀盤上滾刀的破巖規律。然而為了提高聚渣效率，SBM 常采用錐形刀盤，滾刀貫入巖石的方向與掘進機推力方向并不一致，而目前鮮有該工況下的相關研究報道。

基于此，筆者指出了預切縫條件下的SBM 錐形刀盤的滾刀破巖工況特點。進而，基于Cohesive 單元方法，建立了預切縫條件下的滾刀破巖數值模型。以完整巖體為對照組，對比分析了不同切縫深度和距離對滾刀的受力特征和巖石破碎特征的影響規律，指出了預切縫條件下滾刀破巖模式，定量分析了巖石破碎過程中拉伸與剪切作用占比，揭示了巖石破碎規律和機理。從破巖面積、破巖比能耗、滾刀受力、巖渣破碎程度4 個方面綜合分析，得到了特定巖石條件下水射流切縫的最佳距離和深度取值范圍。

1 數值方法和模型建立

1.1 預切縫下的滾刀破巖工況

SBM 需要豎直方向反重力向上排渣。若使用類似于TBM(Tunnel Boring Machine)的平面型刀盤，不僅聚渣困難，而且巖渣會被重復破碎，嚴重限制其開挖效率。因此，刀盤經常被設計成圓錐形或W 型，因為它們形成的開挖面可以使巖渣聚集在最低點，有效提高排渣效率。然而，這種構型的刀盤結構設計改變了盤形滾刀與巖石的相互作用方式，促使滾刀貫入方向與巖石表面的夾角由90°變為一個銳角。

圖1 展示了TBM 與SBM 的盤形滾刀破巖模型。TBM 的推力方向與巖體開挖面相互垂直。這種滾刀與巖石的相互作用方式已經被廣泛研究。然而，SBM的推力方向則與巖體開挖面呈接近于45°的銳角。這種工況下，滾刀的受力特征及其破巖規律與TBM 存在顯著差異。

圖1 TBM 和SBM 的滾刀破巖模型Fig.1 Disc-cutter breaking rock model for TBM and SBM

1.2 數值模型的建立

推力作用是刀具產生破巖作用的主要誘導因素，即巖石的碾壓破碎主要通過切向滾動完成，而法向推力則主導裂紋的擴展[23]。因此，不考慮切向滾動破巖作用時，可將破巖過程視為平面問題，從而對滾刀作用下巖石的裂紋擴展過程進行模擬，很多學者據此開展了一系列研究[24]。筆者為了研究預切縫條件下SBM滾刀貫入巖石的破碎過程及特征，建立了如圖2 所示的數值模型。

圖2 數值模型示意Fig.2 Schematic diagram of numerical model

圖3 Cohesive 單元斷裂力學響應示意Fig.3 Fracture principle of cohesive element

圖2 中，P為豎直向下貫入最大深度，設為20 mm；S為水射流切縫距滾刀中心軸線的距離，分別設置為30、50、70、90 mm；L為預切縫的深度，據現有技術水平[25-26]，將其分別設置為10、20、30、40、50、60、70、80、90、100 mm，切縫寬度設置為2 mm；Fn和Fs分別為滾刀貫入過程中的受到的法向力和側向力；δn和δs分別為法向相對位移和切向相對位移。巖石部件尺寸為800 mm× 800 mm × 2 mm，巖面傾斜角度為45°。

采用常見的刃寬為20 mm 的CCS 型滾刀進行模擬研究，同時設置了預切縫的完整巖體試驗作為對照組，共計41 個模型。式(1)為模型的部分邊界的位移控制方程，其余設置為自由邊界。

式中，Ux、Uy、Uz分別為模型邊界處沿著x、y、z方向的位移。

通過掃掠法，將巖石部件劃分為(2±0.1)mm 網格。利用Python 腳本，在網格界面插入厚度為0 的Cohesive 單元。以只考慮彈性變形的三角形基體單元模擬巖石內部晶體顆粒。而Cohesive 單元模擬顆粒之間的膠結面，同時也是潛在斷裂面。

當相鄰的2 個巖石單元發生相對位移，基體單元1 的底邊A'B'相對于基體單元2 的底邊AB產生法向相對位移δn和切向相對位移δs。通過式(2)、(3)所示的一組應力-應變關系定義Cohesive 單元的斷裂準則。

式中，GT為Cohesive 單元破壞過程中的斷裂總能量；GII為剪切斷裂能；η為材料特有的混合模態斷裂參數，對于脆性材料取2[28]。

本研究以灰砂巖為研究對象，相關參數選取見表1[29]。根據選定的參數，建立了直徑為50 mm，高度分別為25、100 mm 圓柱體試件，并進行單軸壓縮與巴西劈裂模擬測試，其應力-應變曲線與巖樣的力學測試結果如圖4 所示。

表1 模型參數設置Table 1 Parameter list of model

圖4 巖石力學參數對比測試Fig.4 Comparisons of experimental and numerical simulation

2 巖石破碎過程及破碎形態分析

2.1 不同切縫參數下巖石的破碎特征

圖5 為部分切縫參數下巖石的破碎形態。其中，圖5(a)為切縫距離S=50 mm，切縫深度L分別為30、50、70 mm 時的破碎結果，圖5(b)為切縫深度L=40 mm 時，切縫距離S分別為30、70、90 mm 時的破碎結果。

圖5 不同切縫參數下巖石的破碎形態Fig.5 Fragmentation morphology of rocks under different cutting parameters

由圖5 可以發現，所有模型中巖石試樣在與滾刀接觸的位置均發生了高度破碎，從而形成粉碎區，這一現象對應于實際中滾刀破巖的密實核區。在密實核區的下(左)側，均有主裂紋由密實核外圍擴展至切縫底端，形成以切縫為邊界的塊狀巖渣。部分模型中塊狀巖渣的次生裂紋會擴展至預切縫處，從而導致塊狀巖渣的進一步破碎。而在密實核的上(右)側僅有少數裂紋可以擴展至巖體表面形成巖渣。這導致其主體破碎區域集中于滾刀下側，具有明顯的非對稱破碎特征。

圖6 對比了豎井全斷面掘進機滾刀作用下完整巖體[27]與預切縫巖體的破碎形式。在無切縫的一側，2 者破碎情況基本一致，Hertz 裂紋不能全部擴展至表面，僅在密實核外側形成少量巖渣。而另一側，有預切縫的巖體與完整巖體的破碎特征存在顯著區別。隨著切縫深度和距離的增加，其形成的破碎區域的深度和范圍也對應增加。同時，預切縫也改變了巖體的連續性，裂紋難以穿過預切縫，形成更多的巖渣。由此可見切縫深度與切縫距離均為影響破碎范圍的關鍵因素。

圖6 滾刀破巖模型Fig.6 Models of rock-breaking by cutter

2.2 滾刀貫入過程中裂紋形成過程

為進一步探究滾刀作用下巖石的破裂力學機制，提取每一個破壞后的Cohesive 單元的 Ⅰ 型和 Ⅱ 型斷裂能，若滿足式(5)則認為該單元主要以剪切破壞為主，否則認為以拉伸破壞為主。

圖7 為滾刀貫入作用下巖石內部裂紋的形成過程，其中，圖7 (a)為完整巖體的破碎過程，圖7(b)為水射流切縫深度為50 mm，切縫位置距離滾刀對稱軸為30 mm 時的破碎過程。紅色表示剪切破壞為主的裂紋，綠色表示拉伸破壞為主的裂紋。

圖7 滾刀貫入作用下巖石的破碎過程Fig.7 Rock fragmentation process under the penetration of disc cutter

對于完整巖石而言，破碎過程可分為3 個主要階段。第1 個階段，滾刀的正下方小范圍的巖石的形成以剪切作用主導的粉碎性破壞，粉碎區的范圍隨著貫入深度的增大而增大。在實際中，巖石粉末會在滾刀的貫入作用下形成被壓密核。第2 階段，在滾刀對稱軸的下側，一條剪切作用形成的主裂紋由密實核的外圍開始擴展，直到與巖石表面貫通，形成塊狀巖渣。密實核的外圍同時會隨機形成數條Hertz 裂紋，呈散射狀向巖石深部延伸，且裂紋的擴展由剪切作用主導轉化為張拉作用。第3 階段，在滾刀貫入深度進一步增大時，宏觀裂紋數量并不會顯著增加，但Hertz 裂紋會繼續擴展一小段距離。

對于預切縫的巖石，其破碎過程同樣可以分為3個階段：密實核形成、塊狀巖渣形成、Hertz 裂紋擴展。密實核形成階段與完整巖石類似，滾刀正下方小范圍的巖石的形成以剪切作用主導的粉碎性破壞。而在塊狀巖渣的形成階段，與完整巖石破碎過程存在顯著區別。由于預切縫改變了巖體內部的應力分布，并為巖渣的脫落提供一定的補償空間，由密實核區向外衍生的主裂紋會向預切縫底部擴展，而不是擴展至巖石表面。主裂紋中段的斷裂形式以拉伸為主，而在接近預切縫底部時轉變為剪切斷裂。在Hertz 裂紋擴展階段，密實核周圍的裂紋以拉伸斷裂的形式進一步擴展，靠近預切縫方向的部分次生裂紋，可能擴展至與預切縫貫通，導致巖渣進一步破碎。在遠離預切縫側的Hertz 裂紋也會以拉伸為主的破碎模式進一步擴展，但多數不會與巖體表面貫通，所以難以形成更多的巖渣。

2.3 不同預切縫參數下裂紋長度

由上述巖石破碎特征可知，豎井掘進機滾刀作用下，高度破碎的粉狀巖渣主要由剪切破環形成，而塊狀巖渣的形成則主要是拉伸破壞的結果。為了定量分析巖體破碎過程中2 種作用的具體分布情況，進一步統計了滾刀貫入深度為20 mm 時，各組巖石試件內部剪切裂紋和張拉裂紋的累計長度如圖8 所示。

圖8 巖石內部裂紋累計長度Fig.8 Accumulated length of internal cracks in rocks

剪切裂紋累計長度會隨著切縫距離的增加逐漸增加，由密實核至預切縫底端的主裂紋路徑更長，其擴展需要的能量也更大，對應需要的滾刀貫入深度也更大，滾刀作用位置的密實核也會更加破碎，從而導致剪切裂紋的累計長度更大。同時，剪切裂紋累計長度隨著切縫深度的增加逐漸減小。更深的預切縫可以為巖石破碎提供更大的補償空間，導致塊狀巖渣更容易形成，在密實核區域較小時，其下側的巖體即發生破裂，導致剪切裂紋的累計長度呈減小的趨勢。

結合圖7(b)中的裂紋擴展及分布情況可知，拉伸裂紋是導致塊狀巖渣形成的裂紋主體，同時也是次生裂紋和Hertz 裂紋的末端。拉伸裂紋總長度隨著切縫深度的增大，呈現先增大后減小的趨勢。在切縫深度由10 mm 逐步增大至70 mm 的過程中，由密實核外圍延伸出來的主裂紋擴展至預切縫底端的距離增大，形成塊狀巖渣的主裂紋長度增大，從而導致拉伸裂紋累計長度明顯增大。同理，預切縫與滾刀距離越大，拉伸裂紋的累計長度也越大。然而，在切縫深度大于70 mm 后，拉伸裂紋累計長度隨切縫深度的增大出現一定程度的降低。這是因為在滾刀破巖的第3 階段，塊狀巖渣的體積更大，可以承受更多來自滾刀和密實核的壓力，不易被二次破碎，其內部的次生裂紋更少。

總體來看，預切縫條件下，巖石破碎過程以剪切破壞為主。拉伸裂紋在裂紋總長度中的占比隨著切縫深度的增大而逐漸升高，而切縫距離對這一參數的影響不明顯。實驗條件下，拉伸裂紋占所有裂紋總長度的11.17%～40.31%。

3 滾刀受力特征分析

滾刀破巖過程中的受力情況是影響破巖效率和滾刀壽命的關鍵參數。為研究切縫參數對滾刀受力特征的影響規律，提取了滾刀貫入過程中，滾刀在豎直方向(貫入力)和水平方向(側向力)上的受力曲線，并對其峰值和平均值進行統計。圖9 為滾刀在貫入破巖過程中的受力情況。其中，圖9(a)為滾刀貫入力，圖9(b)為滾刀側向力。由圖9 可以發現，無論是破碎完整巖體還是預切縫后的巖體，滾刀受到的側向力均略小于貫入力，2 者較為接近，這顯著區別于平面型刀盤帶動下的滾刀。

圖9 滾刀受力特征Fig.9 Variation of cutter force with the pre-crack parameter

完整巖體條件下，滾刀的貫入力峰值為4.36 kN，均值為1.68 kN，側向力峰值為3.86 kN，均值為1.38 kN。貫入力與側向力的峰值為其均值的2～3 倍。同等條件下，預切縫可有效減小滾刀在破巖過程中的受力。滾刀在破碎含有預切縫的巖體時，在豎直方向的貫入力和水平方向的側向力均隨著切縫深度的增大而減小。切縫距離分別為90、70、50、30 mm 時滾刀貫入力峰值變化范圍分別為3.91～3.33、3.73～3.16、3.73～2.75、2.98～2.44 kN，整體上呈減小趨勢，較完整巖體時降低了44.0%～10.3%，而隨著切縫距離的增大滾刀貫入力略有增大。滾刀受到的側向力也具有同樣的規律，較完整巖體降低了35.2%～6.5%。說明預切縫能夠降低滾刀受到的載荷，從而保護滾刀刀刃，有效延長滾刀壽命。

在預切縫距離一定時，滾刀破巖時貫入力與側向力均值都隨著切縫深度的增大，整體上呈小幅度減小趨勢，而在切縫深度在60 mm 以上時，2 個方向上均為在小范圍內跳動，而非明顯的減小，說明加深預切縫可以在特定閾值范圍內降低滾刀破巖過程中的受力情況。本研究條件下，與完整巖體相比，貫入力均值降低49.3%～22.6%，側向力均值降低43.2%～7.2%。

4 破巖效率分析

滾刀破巖體積是指完全脫離巖體的巖渣總體積，是評價破巖效率的首要參數。在對破碎區域面積進行統計后，乘以模型厚度即可求得各模型的破巖體積，統計結果如圖10 所示。

圖10 破巖體積隨切縫參數變化規律Fig.10 Rock breaking volume with the pre-crack parameter

由圖10 可以發現，4 種切縫距離下，破巖體積均隨著切縫深度的增大，呈現先增大后趨于穩定的變化規律，切縫深度大于60 mm 時，破巖面積增大不再明顯。當切縫間距分別為30、50、70、100 mm 時，隨著切縫深度由10 mm 增大到100 mm，其破巖體積分別由2 006、1 450、1 940、940 mm3增大到6 330、8 490、8 690、9 604 mm3。同等切縫深度下，破巖體積隨切縫距離的增大而增大，但增大的幅度逐漸減小。這說明一直增大切縫距離和切縫深度并不能持續提高破巖體積。

與完整巖體條件下對比，并非所有的預切縫都提高了滾刀的破巖體積。而是當切縫距離和深度都達到特定閾值后，才能有效提高滾刀的破巖體積，計算的結果中最高可以使得破巖體積提高1 倍。然而，由于預切縫的存在，不僅改變了形成塊狀巖渣的主裂紋擴展方向，同時也阻斷了次生裂紋的擴展，導致較小的預切縫距離和深度反而會制約滾刀破巖，造成破巖體積小于完整巖體的情況。

比能(SE)是表征滾刀破巖效率最關鍵參數，可通過破巖過程中滾刀做功與破巖體積的比值計算得到。滾刀破巖所做的功可以通過式(6)計算得到。

式中，W為滾刀破巖做的功；F(P)為滾刀侵入巖石dP深度時對應的貫入力；模擬過程中共有n個分析步，Fi為第i分析步中滾刀的貫入力；ΔPi為第i分析步滾刀的侵入深度增量。

進一步，SE可以通過式(7)計算得到，即

式中，V為巖石表面脫落的巖渣體積。

圖11 為4 種切縫距離下滾刀破巖比能耗隨切縫深度的變化規律。其中，完整巖體的滾刀破巖比能耗為3.25 MJ/m3。與其對比可以發現，當預切縫距離與深度都較低時，破巖比能耗遠大于完整巖體。這是因為此時滾刀作用在預切縫和完整巖體上的貫入力接近，而在預切縫的影響下破巖體積較小。如切縫深度為10 mm 時，預切縫條件下滾刀破巖比能耗是完整巖體的1.78～4.00 倍。

圖11 破巖比能耗隨切縫參數的變化規律Fig.11 Specific energy with the pre-crack parameter

隨著切縫深度的增大，滾刀受力呈小幅減小趨勢，即滾刀對巖石做功微幅減小，而滾刀破巖體積先增大后趨于穩定，導致了滾刀破巖比能耗都先減小后趨于穩定。切縫深度由10 mm 增大到100 mm 時，4 種切縫距離下的滾刀破巖比能耗都逐漸降低。切縫深度小于60 mm 時，切縫距離為70 mm 模型中破巖比能耗最低。而切縫深度大于60 mm 后，破巖比能耗基本保持在1 MJ/m3左右，較完整巖體降低約69.2%。這說明在特定閾值范圍內，增加預切縫的深度可有效降低滾刀破巖比能耗。因此，本研究條件下，建議切縫距離為70～90 mm，切縫深度為60～80 mm，因為在此區間后，破巖體積不在明顯增大，破巖比能耗也不再明顯降低。

5 滾刀作用下巖體破碎系數定量評價

為量化分析預切縫參數對滾刀作用下巖石破碎程度之間關系，計算了巖石破碎后裂紋的分形維數[30-31]。計盒維數作為分形維數的一種，是量化分析不規則多裂紋問題的有效手段。如圖12(a)所示，以切縫距離為30 mm，切縫深度為40 mm 時的滾刀破巖時裂紋圖像為例，演示了分形維數的計算流程，在對具有相同圖幅且像素相同(1 024 pixel×1 024 pixel)的裂紋圖像二值化后，通過Matlab 編寫程序，對裂紋圖像進行了自動分割，并統計含有裂紋盒子的數量，進而分形維數D可以通過式(8)計算得到[32]。其中，δ為盒子邊長；N(δ)為含有裂紋的盒子個數。

圖12 巖石破碎形態分形維數計算流程Fig.12 Calculation process of fractal dimension of rock fragmentation morphology

如圖13 所示，采用不同尺寸盒子覆蓋裂紋圖像時，其數據點擬合程度較高，呈明顯的線性關系，說明滾刀作用下巖體破碎形成的裂紋符合分形規律。預切縫深度為40 mm，切縫距離為30 mm 時，破碎巖體裂紋的分形維數為1.441 9。相同巖體狀態下，完全破碎時的分形維數為1.894 2，則此時巖體的破碎系數為0.761。

圖13 L=40 mm、S=30 mm 破碎裂紋的分形維數計算Fig.13 Calculation of fractal dimension of fractal cracks at L=40 mm, S=30 mm

圖14 為所有形式預切縫巖石試件在滾刀作用下的破碎系數。巖石的破碎系數集中在0.656～0.828。整體來看，預切縫與滾刀的間距越小，破碎系數越大。而在切縫距離越小時破巖體積卻越小，說明預切縫間距較小時，限制了滾刀破巖范圍的同時，使得破碎巖體塊度更小。在形成以切縫為邊界的塊狀巖渣后，滾刀的擠壓導致次生裂紋擴展。最終，塊狀巖渣被二次破碎，造成能量的浪費。

圖14 破碎系數隨切縫參數的變化Fig.14 Fragmentation coefficient with cutting seam parameters

在特定切縫距離下，隨著切縫深度的增大，破碎系數先增大后減小。切縫深度由0 增大到70 mm 時，破巖體積快速上升，破碎系數同步增大，說明此時塊狀巖渣穩步增多，破巖效率在逐步提升。而在切縫深度大于70 mm 后，破碎系數逐漸減小，此時破巖體積緩慢增大，甚至趨于穩定，說明破碎巖體的塊度增大，以切縫為邊界的巖渣整體剝落，避免了次生裂紋的產生，降低了比能耗。

6 結 論

(1)預切縫后，巖石在SBM 滾刀作用下具有非對稱破壞特征，其破碎過程可以分為密實核形成、塊狀巖渣形成和Hertz 裂紋擴展3 個階段。與完整巖體破碎時的最大差異在于塊狀巖渣形成階段，拉伸裂紋由密實核向預切縫底端擴展，形成以預切縫為邊界的巖渣。

(2)預切縫可以顯著減小SBM 滾刀破巖過程中的貫入力和側向力。貫入力峰值較完整巖體時降低了44.0%～10.3%。側向力峰值降低了35.2%～6.5%，有利于延長滾刀壽命。

(3)預切縫間距及深度較小時，會限制滾刀破巖范圍，同時使得破碎巖體塊度更小，導致比能耗較高。合理的切縫距離和深度會提高滾刀破巖體積，降低破巖比能耗。

(4)實驗條件下，預切縫距離為70～90 mm，深度60～80 mm 時破巖效果最佳，破巖體積較無切縫時提高約1 倍，破巖比能耗降低約69.2 %。