段寶福 柴明星 張正欣 孫宗軍

(1.山東科技大學(xué)土木工程與建筑學(xué)院,山東 青島 266590;2.山東省土木工程防災(zāi)減災(zāi)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,山東 青島 266590;3.青島瑞翰科技集團(tuán),山東 青島 266061)

鉆爆法作為巖巷掘進(jìn)中的主要技術(shù),對巷道掘進(jìn)效率的提升有重要影響。特別是在中深孔爆破掘進(jìn)中,直眼掏槽的爆破進(jìn)尺和效率高于斜眼掏槽,而在多數(shù)工作面受限的巷道中,直眼掏槽更是主要的掏槽方式[1]。

為了提高巷道掘進(jìn)效率,不少學(xué)者對含空孔直眼掏槽爆破進(jìn)行了深入研究。LANGEFORS等[2]總體分析了直眼掏槽的碎巖機(jī)理,構(gòu)建了空孔直徑影響爆破作用的半理論半經(jīng)驗(yàn)公式。STEPANOV等[3]通過理論和模型試驗(yàn),探究了同時(shí)起爆平行炮孔的爆破效果,得到了該種爆破方式下的最大碎巖范圍。SHAPIRO等[4]對不同形狀的掏槽爆破技術(shù)進(jìn)行了分析,得出了最佳形狀的掏槽孔布置方案。李洪偉等[5]通過電子雷管的模型試驗(yàn),研究了直眼掏槽爆破掏槽孔與輔助孔間延期時(shí)間對掏槽爆破效果的影響,給出了孔間最佳延期時(shí)間范圍,并通過對直眼掏槽爆破過程進(jìn)行數(shù)值模擬,驗(yàn)證了最佳延期時(shí)間。王遠(yuǎn)來等[6]針對直眼掏槽孔打孔數(shù)量過多的問題,通過理論分析確定了炮孔和空孔間距的取值范圍,通過數(shù)值分析和工程實(shí)例得出空孔處應(yīng)力集中的變化規(guī)律,并給出適用的炮孔直徑和孔間距。汪平[7]開展了單空孔直眼掏槽爆破、三空孔直眼掏槽爆破和三空孔直眼掏槽爆破改進(jìn)共3種方案的現(xiàn)場爆破效果對比試驗(yàn),試驗(yàn)結(jié)果表明:適當(dāng)提高空孔的數(shù)量,增大掏槽爆破的補(bǔ)償空間,可顯著提高巷道爆破掘進(jìn)效率。范興俊[8]對直眼掏槽爆破的各種形式進(jìn)行了總結(jié),依據(jù)爆轟波理論和爆轟波衰減規(guī)律設(shè)計(jì)了九孔菱形中部間隔裝藥的掏槽方式,并結(jié)合LS-DYNA數(shù)值模擬方法進(jìn)一步確定了該方式的粉碎圈和裂隙圈范圍,從而驗(yàn)證了掏槽方式的可行性。

現(xiàn)有研究大多傾向于掏槽孔爆破半徑和破碎機(jī)理,在角柱形掏槽孔間距、布孔方式和起爆方式分析方面有待進(jìn)一步深入。本研究通過理論推導(dǎo),得出了理論最適宜孔間距,據(jù)此建立不同孔間距、不同布孔方式和不同起爆方式的數(shù)值模型,并結(jié)合工程實(shí)例進(jìn)行了綜合分析,分析結(jié)果有助于提高巖巷掘進(jìn)效率和經(jīng)濟(jì)效益。

1 最適宜爆破孔和空孔間距理論計(jì)算

現(xiàn)階段,常用計(jì)算裂隙的經(jīng)驗(yàn)公式為

式中,R′L為裂隙圈半徑,mm;rb為爆破孔半徑,mm;Pd為不耦合裝藥爆腔壓力,Pa;ST為巖石抗拉強(qiáng)度,Pa;α1為應(yīng)力波衰減系數(shù);λ為側(cè)向應(yīng)力系數(shù),可進(jìn)行如下計(jì)算

式中,μd為動(dòng)態(tài)泊松比;μ為靜態(tài)泊松比。

式(1)、式(2)中相關(guān)參數(shù)取值見表1。

表1 巖石材料相關(guān)參數(shù)Table 1 Parameters related to rock materials

式(1)中,Pd可進(jìn)行如下計(jì)算:

式中,ρ0為炸藥密度,kg/m3;D為炸藥的爆轟速度,km/s;D炮為炮孔直徑,mm;D藥為藥卷直徑,mm;n為壓力增加系數(shù)。

確定爆破孔和空孔間距還需要考慮空孔處的裂隙區(qū),即[9]:

式中,σ孔為孔壁切向應(yīng)力,N;Rr為反射拉伸波形成的裂隙半徑,mm。

在工程實(shí)踐中,掏槽孔的最優(yōu)參數(shù)需要滿足多種因素和限制條件,方可適應(yīng)復(fù)雜的工程環(huán)境。為有效防止碎石填滿空孔,導(dǎo)致能量浪費(fèi),并滿足補(bǔ)償空間理論[10]的要求,本研究考慮到爆破孔和空孔的最小間距,計(jì)算公式為[11]

式中,R1為考慮巖石碎脹的爆破孔和空孔間距,mm;rd為空孔半徑,mm;h為裝藥系數(shù),即裝藥長度與炮眼長度之比,一般取0.7[12];K為巖石膨脹系數(shù)。

通過式(5)計(jì)算,能夠得出符合補(bǔ)償空間理論的爆破孔和空孔間距,依據(jù)該式得出的限制間距,有助于進(jìn)一步獲得最適宜間距取值。

2 直眼掏槽爆破數(shù)值模型

2.1 工程背景

本研究以山西天地王坡煤業(yè)有限公司3206高抽巷為例進(jìn)行分析。該巷道設(shè)計(jì)長度為2 162.5 m,是3206工作面瓦斯抽放專用巷。3206高抽巷斷面形狀為矩形,巷道掘進(jìn)斷面寬3.5 m、高3.4 m,掘進(jìn)斷面面積11.9 m2。工作面巖石以石英砂巖和砂質(zhì)泥巖為主,堅(jiān)固性系數(shù)為4～8,屬中硬巖石。

結(jié)合巷道基本情況以及表1,得出R′L=264 mm,Rr=68 mm,R1=111 mm。進(jìn)一步計(jì)算得,Rmax=R′L+Rr=332 mm,Rmin=111 mm。本研究選擇R=Rr+R1=179 mm作為最適宜間距,是因?yàn)樵撝堤幱谧畲蠛妥钚≈捣秶鷥?nèi),滿足補(bǔ)償空間理論等因素的限制條件,作為最適宜間距最為合適。

對于理論得出的最適宜間距還需要多種方式進(jìn)一步驗(yàn)證其適用性。因此假定最適宜間距為179 mm,運(yùn)用數(shù)值模擬軟件建立多種數(shù)值模型進(jìn)行分析,在此基礎(chǔ)上,結(jié)合工程實(shí)際爆破效果予以評(píng)價(jià)。

2.2 數(shù)值模型參數(shù)和尺寸選擇

數(shù)值模型為邊長1 000 mm、高10 mm的立方體,采用solid164單元類型,巖石和空氣部分占據(jù)整個(gè)模型,爆破孔和空孔直徑均為42 mm,模型網(wǎng)格按照10 mm劃分,四周設(shè)置無反射邊界,約束上下面的豎向位移。

爆破孔和空孔的最小間距采取140、170、200、230 mm 4種間隔,根據(jù)不同的延時(shí)次數(shù),又分為同時(shí)起爆、兩段毫秒延時(shí)起爆和三段毫秒延時(shí)起爆3種情況,并且每種延時(shí)情況又分為多種布孔方式,如圖1～圖3所示。理論上說,雖然空孔直徑越大越好,但是為了施工方便,本研究使空孔和爆破孔的直徑相同。對于同時(shí)起爆,圖1中,模型1橫向爆破孔間距是縱向爆破孔間距的2倍,模型2橫向和縱向爆破孔間距均相同。對于兩段毫秒延時(shí)起爆,模型1、模型2與圖1中模型相同,起爆方式不同;模型3炮孔間距相同,炮孔間距為炮孔和空孔間距的2倍;模型4爆破孔與模型3相同,空孔的橫縱距離均為爆破孔間距的1/2。對于三段毫秒延時(shí)起爆,模型1、模型2與圖2中模型3、模型4相同,起爆方式不同。

圖1 同時(shí)起爆模型Fig.1 Simultaneous detonation models

圖2 兩段毫秒延時(shí)起爆模型Fig.2 Two-segment millisecond delay initiation models

圖3 三段毫秒延時(shí)起爆模型Fig.3 Three-segment millisecond delay initiation models

2.3 材料參數(shù)及本構(gòu)方程

模型采用多物質(zhì)流固耦合(ALE)算法,其中將炸藥和空氣部分作為流體處理,巖石部分作為固體處理。相互作用采用*constrained_lagrange_in_solid[13]關(guān)鍵字來設(shè)定。巖石本構(gòu)方程選擇*MAT_PLASTIC_KINEMATIC模型,該模型可描述各向同性硬化和隨動(dòng)硬化塑性模型,還可以考慮應(yīng)變率的影響,適用于梁、殼和實(shí)體單元,計(jì)算效率很高。巖石材料的具體參數(shù)取值見表2。炸藥計(jì)算模型采用*MAT_HIGH_EXPLOSIVE_BURN,為了保證炸藥順利起爆設(shè)定炸藥的狀態(tài)方程為*EOS_JWL,炸藥材料和狀態(tài)方程的具體參數(shù)取值見表3。空氣材料選擇*MAT_NULL,其狀態(tài)方程*EOS_LINEAR_POLYNOMIAL[14-15],空氣材料的具體參數(shù)取值見表4。

表2 砂巖基本物理力學(xué)參數(shù)Table 2 Basic physical and mechanical parameters of sandstone

表3 JWL狀態(tài)方程參數(shù)Table 3 Parameters of JWL state equation

表4 空氣材料和狀態(tài)方程參數(shù)Table 4 Air material and equation of state parameters

2.4 數(shù)值計(jì)算模型可靠性驗(yàn)證

數(shù)值模型建立后需驗(yàn)證其可靠性,確保模擬結(jié)果能夠有效反映基本爆破機(jī)理[16]。在爆破孔和空孔連接方向均勻地選擇7個(gè)測點(diǎn),得出的振動(dòng)速度與薩道夫斯基公式理論解對比如圖4所示。

圖4 振動(dòng)速度數(shù)據(jù)對比曲線Fig.4 Comparison curves of vibration velocity data

由圖4可知:數(shù)值計(jì)算解和理論公式得出的結(jié)果變化趨勢基本一致,后者總體上小于前者,原因在于實(shí)際工程中巖層中存在多種裂隙和不同巖層等多種因素的影響,這些因素能夠有效降低振動(dòng)效應(yīng),起到了類似減震溝[17-18]的減振效果,但總體變化趨勢一致,且結(jié)果相差不大,因此使用該模型模擬爆破具有一定的可靠性。

3 數(shù)值模擬計(jì)算結(jié)果分析

3.1 不同間距對比

依據(jù)含空孔掏槽爆破巖石的開裂機(jī)理,結(jié)合數(shù)值模擬計(jì)算,從中能夠得出同類型布孔方式條件下,不同間距的對比方式。本研究主要分析空孔被填滿情況、爆破孔和空孔連接處測點(diǎn)的有效應(yīng)力和最終裂隙擴(kuò)展情況。由于篇幅有限,故以同時(shí)起爆模型1(圖1(a))為例,分析間距判別方法。

3.1.1 空孔被擠壓程度

同時(shí)起爆模型1各間距空孔處的應(yīng)力分布特征如圖5所示。

圖5 同時(shí)起爆模型1各間距空孔處應(yīng)力分布Fig.5 Stress distribution at each spacing empty hole in No.1 simultaneously detonate model

由圖5可知:在140 mm間距中,空孔在150 μs時(shí)被碎石填滿,空孔被完全擠壓;對比170 mm間距的空孔,雖然所?？湛椎捏w積很小,但是滿足了補(bǔ)償空間理論,且所用時(shí)間也較長,說明相比于140 mm間距,170 mm間距優(yōu)勢更為明顯,但是為了防止后續(xù)爆生氣體的二次氣楔作用所產(chǎn)生的碎巖將剩余的空間填滿,因此有必要對此間距做進(jìn)一步分析;200 mm間距的空孔剩余體積較大,約占原來的1/4,剩余的體積較多,且對比170 mm間距情況所用時(shí)間僅僅推遲了10 μs,雖然保證了空間被完全占據(jù),但是所?？臻g過大;由于230 mm間距所示的空間甚至小于200 mm間距的空間,故直接排除。由此可以推出較為優(yōu)勢的間距為170～200 mm,并排除140 mm間距的情況,這與理論公式所得數(shù)據(jù)相近。

3.1.2 爆破孔和空孔連接處測點(diǎn)的有效應(yīng)力

在模型爆破孔和空孔連接方向均勻布置7個(gè)測點(diǎn),得到有效應(yīng)力的時(shí)程曲線。將各個(gè)曲線的穩(wěn)定有效應(yīng)力進(jìn)行統(tǒng)計(jì),而后篩除小于砂巖抗拉強(qiáng)度的應(yīng)力值,取7個(gè)應(yīng)力值的平均值作為該間距的有效應(yīng)力,再對比4種間距的有效應(yīng)力,從中取最小值即可作為較優(yōu)應(yīng)力,具體數(shù)據(jù)曲線如圖6所示。

圖6 同時(shí)起爆模型1有效應(yīng)力隨間距變化曲線Fig.6 Variation curve of effective stress with distance for No.1 simultaneous detonation model

由圖6可知:有效應(yīng)力隨著間距的變化先下降后增長再下降,變化起伏較大;在170 mm處達(dá)到最低值,該處有效應(yīng)力大于砂巖的抗拉強(qiáng)度且又處于曲線的最低值,因此符合最適宜條件。

3.1.3 裂隙擴(kuò)展情況

1 000 μs時(shí),同時(shí)起爆模型1的最終裂隙分布特征如圖7所示。

由圖7可知:所有情形下的裂隙均延伸出了邊界,最終所有孔均貫通。其中200 mm間距的裂隙范圍明顯少于其他情況,230 mm間距的裂隙在空孔周圍沒有很好地粉碎,裂隙較少。而140 mm間距和170 mm間距兩種情況均在空孔處具有較好的粉碎效果,但由于排除了140 mm間距的情況,所以170 mm間距的情況較好。

3.1.4 最適間距

綜合3種判斷方法,只有170 mm間距的情況最為突出,因此在此種布孔方式下,170 mm為最適宜間距。

最終通過32組應(yīng)力波分析和32組裂隙擴(kuò)展情況分析,得出各模型的最適宜間距取值見表5。

表5 各模型最適宜間距Table 5 Optimal spacing of each model mm

3.2 不同布孔方式對比

由3.1節(jié)得出各種布孔方式的最適宜間距后,通過對比相同起爆段數(shù)的模型,能夠得出最優(yōu)布孔方式,本研究以兩段毫秒延時(shí)起爆模型(圖2)為例進(jìn)行分析。

3.2.1 爆破孔和空孔連接處測點(diǎn)的有效應(yīng)力

兩段毫秒延時(shí)模型間距的有效應(yīng)力隨間距的變化曲線如圖8所示。

圖8 兩段毫秒延時(shí)起爆各模型有效應(yīng)力隨間距變化曲線Fig.8 Variation curves of effective stress with spacing of each model of two-segment millisecond delay initiation

由圖8可知:各模型的最適宜孔間距均選擇為曲線中的最小值(表5),并且均符合在大于砂巖抗拉強(qiáng)度的基礎(chǔ)上取最小值的條件。因此,本研究在此基礎(chǔ)上直接對比各模型最適宜孔間距的有效應(yīng)力最小值,發(fā)現(xiàn)模型4中170 mm間距為最適宜孔間距,并且該模型的有效應(yīng)力整體較小。

3.2.2 裂隙擴(kuò)展情況

1 000 μs時(shí),兩段毫秒延時(shí)爆破模型中的最適宜間距裂隙擴(kuò)展情況如圖9所示。

圖9 兩段毫秒延時(shí)起爆各最適宜間距最終裂隙分布Fig.9 Distribution of the final cracks at each optimal distance between two-segment millisecond delay initiations

由圖9可知:模型2的裂隙開裂范圍最小,模型3最大,模型1開裂范圍呈長方形分布,模型2開裂范圍集中在空孔處,模型3和模型4開裂范圍呈菱形分布。巖石碎裂程度方面,模型3和模型4巖石已經(jīng)粉碎,而模型1中存在較大的巖層,模型2巖石粉碎程度太高,范圍過小,說明用于粉碎空孔附近處巖石的能量過剩,能量分布不均勻。因此綜合分析,模型3和模型4較優(yōu),再結(jié)合有效應(yīng)力分析,模型4最優(yōu)。

3.2.3 最優(yōu)布孔方式

依據(jù)上述分析方法得出各模型的最優(yōu)布孔方式為同時(shí)起爆模型1(圖1(a))、兩段毫秒延時(shí)起爆模型4(圖2(d))和三段毫秒延時(shí)起爆模型2(圖3(b))。

3.3 不同起爆順序?qū)Ρ?/h3>

按照3.2節(jié)得出各種起爆方式的最優(yōu)布孔方式后,通過對比不同起爆時(shí)間的模型,能夠得出最優(yōu)起爆方式。

3.3.1 爆破孔和空孔連接處測點(diǎn)的有效應(yīng)力

3種最優(yōu)布孔方式的有效應(yīng)力隨間距的變化曲線如圖10所示。

圖10 不同起爆順序下各模型有效應(yīng)力隨間距變化曲線Fig.10 Effective stress variation curves of each model with spacing under different initiation sequences

由圖10可知:模型4和模型2的變化趨勢均為先下降后上升,模型1的變化較為波動(dòng),呈先下降后上升再下降的變化規(guī)律。模型1有效應(yīng)力整體較大,因此直接排除;模型4的有效應(yīng)力均小于模型2,因此兩段毫秒延時(shí)起爆模型4較優(yōu)。

3.3.2 裂隙擴(kuò)展情況

1 000 μs時(shí),170 mm孔間距下同時(shí)起爆模型1、兩段毫秒延時(shí)起爆模型4和三段毫秒延時(shí)起爆模型2的裂隙擴(kuò)展情況如圖11所示。

圖11 最優(yōu)模型間距裂隙分布Fig.11 Distribution of cracks with optimal model spacing

由圖11可知:模型4和模型2在空孔附近處裂隙較為密集,開裂情況較好,模型1空孔附近裂隙相對較少且不夠密集。在外部相鄰爆破孔開裂情況中,模型1開裂較差,甚至部分沒有開裂,而模型4和模型2雖然裂隙不多也并未向外擴(kuò)展,但是在該處形成了一定的破碎,裂隙呈菱形分布,通過分析可以排除同時(shí)起爆模型1。模型4和模型2的內(nèi)部裂隙開裂都較為均勻,對于兩者需進(jìn)一步開展適宜性分析,但兩者均采用相同的布孔方式,故可以認(rèn)為該布孔方式最優(yōu)。

3.3.3 最優(yōu)模型

由上述分析可知:兩段毫秒延時(shí)起爆模型4和三段毫秒延時(shí)起爆模型2為較優(yōu)解,兩者為同種布孔方式、不同起爆方式,再結(jié)合3.3.1節(jié)分析可知,模型4的有效應(yīng)力較優(yōu),因此得出最優(yōu)起爆順序?yàn)閮啥魏撩胙訒r(shí)起爆,最優(yōu)布孔方式為兩段毫秒延時(shí)起爆模型4,最適間距為170 mm。該結(jié)論與第1節(jié)理論公式推導(dǎo)出的結(jié)果相差不大,在工程實(shí)踐中可以適當(dāng)調(diào)整孔間距。

4 工程實(shí)例分析

4.1 爆破參數(shù)設(shè)計(jì)

依據(jù)2.1節(jié)的工程背景,新方案以兩段毫秒延時(shí)起爆為最優(yōu)起爆順序,兩段毫秒延時(shí)起爆模型4(圖2(d))為最優(yōu)布孔方式,170 mm為最適宜間距,(其他爆破參數(shù)與舊方案相同);舊方案的掏槽方式為兩段毫秒延時(shí)起爆模型2(圖2(b))。新方案炮孔布置如圖12所示,工作面各類炮孔參數(shù)取值見表6。

圖12 炮孔布置示意(單位:mm)Fig.12 Schematic of the layout of blasting holes

表6 巷道爆破參數(shù)Table 6 Blasting parameters of roadway

4.2 爆破效果分析

通過對比新舊方案的爆破效果,進(jìn)一步探討新方案能否提高巖巷掘進(jìn)效率,現(xiàn)場實(shí)踐效果如圖13至圖15所示。

圖13 現(xiàn)場炮孔布置Fig.13 On-site blasting holes layout

圖14 巷道掘進(jìn)效果Fig.14 Excavation effect of roadway

圖15 新舊方案爆破效果對比Fig.15 Comparison of the blasting effects of the new and original schemes

由圖13和圖14可知:現(xiàn)場根據(jù)理論模型和數(shù)值模型設(shè)置了相同的布孔方式和間距,掘進(jìn)深度也符合預(yù)期,巷道成型完整,沒有出現(xiàn)超欠挖現(xiàn)象。由圖15可知:新方案的矸石更小,破碎更完全,舊方案矸石較大,但兩者的碎石大小均在可接受范圍內(nèi)。

新舊方案的巷道主要爆破條件和技術(shù)經(jīng)濟(jì)指標(biāo)對比見表7。

表7 新舊方案主要爆破條件和技術(shù)經(jīng)濟(jì)指標(biāo)Table 7 Main blasting conditions and technical and economic indicators of the new and original schemes

結(jié)合表7分析可知:在施工措施和巖層相同的條件下,通過5次爆破掘進(jìn)試驗(yàn),新方案與舊方案相比,平均爆破進(jìn)尺增加了0.17 m,炮孔利用率提高了5%,槽腔體積增大了1.35 m3,單循環(huán)出巖量增加0.5 m3,可見新方案能夠有效提高巖巷掘進(jìn)效率。在爆破耗材方面,掏槽藥量降低0.7 kg,每循環(huán)消耗炸藥量降低2.66 kg,炸藥單耗降低0.11 kg/m3,每米巷道消耗雷管降低1.7個(gè),反映出新方案不僅提高了掘進(jìn)效率,還大大降低了爆破耗材,提高了經(jīng)濟(jì)效益。兩種方案中巖石爆破均比較充分,工作面巖石碎塊均勻,大塊率較低。多次爆破中除了個(gè)別出現(xiàn)少量大塊外,巖石均比較集中,大小處于較易拋擲的范圍,大幅降低了人工清矸的工作量。

4.3 峰值振動(dòng)速度對比

在距離工作面300 m處設(shè)立振速測試儀,并將其安置在頂部錨網(wǎng)處,主要監(jiān)測巷道頂部的合速度峰值振動(dòng)速度,具體數(shù)據(jù)見表8。

表8 合速度峰值振動(dòng)速度監(jiān)測結(jié)果Table 8 Monitoring results of combined speed peak vibration speed cm/s

由表8可知:新方案的合速度峰值振動(dòng)速度普遍小于舊方案,綜合5次試驗(yàn)結(jié)果,取其平均值發(fā)現(xiàn)新方案的振動(dòng)速度更小,對巷道的整體穩(wěn)定影響更小。新方案的合速度峰值振速比舊方案平均減少了0.12 cm/s,可見新方案不僅能夠提高掘進(jìn)效率和經(jīng)濟(jì)效益,而且能夠減少振動(dòng)帶來的影響,保障了巷道掘進(jìn)安全施工。

5 結(jié) 論

(1)結(jié)合補(bǔ)償空間理論和應(yīng)力集中效應(yīng),對裂隙半徑經(jīng)驗(yàn)公式進(jìn)行改進(jìn),限制了半徑的最小值,并得出理論最適宜孔間距為179 mm;數(shù)值計(jì)算發(fā)現(xiàn)最適宜孔間距出現(xiàn)在有效應(yīng)力最低處,結(jié)合數(shù)值計(jì)算和現(xiàn)場數(shù)據(jù),驗(yàn)證了最適宜孔間距取值的可行性和可靠性。

(2)理論分析結(jié)果、數(shù)值模擬結(jié)論和現(xiàn)場爆破效果在最適宜孔間距方面表現(xiàn)出一致性,綜合分析發(fā)現(xiàn),最優(yōu)起爆順序?yàn)閮啥魏撩胙訒r(shí)起爆,最優(yōu)布孔方式為兩段毫秒延時(shí)模型4,最適孔間距為170 mm,數(shù)值計(jì)算結(jié)果、實(shí)際工程結(jié)論與理論結(jié)果差別較小,在實(shí)際工程中可適當(dāng)小范圍調(diào)整孔間距。

(3)結(jié)合山西天地王坡煤業(yè)有限公司3206高抽巷現(xiàn)場爆破數(shù)據(jù),發(fā)現(xiàn)新方案相比于舊方案爆破進(jìn)尺增加0.17 m,炮孔利用率提高5%,每循環(huán)消耗炸藥量降低2.66 kg,每米巷道消耗雷管降低1.7個(gè),振動(dòng)速度平均降低0.12 cm/s,提高了經(jīng)濟(jì)效益和巷道掘進(jìn)效率,減少了振動(dòng)帶來的潛在危害。

(4)本研究僅在數(shù)值模擬軟件中模擬了多種參數(shù)的變化,未在實(shí)際工程中進(jìn)行詳細(xì)的參數(shù)變化分析,下一步可在工程施工中改變相關(guān)參數(shù),進(jìn)一步研究參數(shù)變化對爆破效果的影響。