電子雷管在巖巷爆破中掏槽孔微差時(shí)間試驗(yàn)研究及數(shù)值模擬

李洪偉 黃昕旭 吳立輝 楊賽群 管月強(qiáng) 吳延夢(mèng)

(安徽理工大學(xué)化學(xué)工程學(xué)院,安徽 淮南 232000)

目前，電子雷管在巖巷掘進(jìn)爆破現(xiàn)場(chǎng)已大范圍推廣使用，但仍沿用非電導(dǎo)爆管雷管的爆破設(shè)計(jì)，未能充分發(fā)揮電子雷管高延期精度、可任意設(shè)置起爆時(shí)間的優(yōu)點(diǎn)[1-3]。因此，為提高巖巷掘進(jìn)爆破效率，需要解決基于電子雷管條件下的巖巷掘進(jìn)爆破理論技術(shù)與工程實(shí)際不匹配的問題。

目前對(duì)巖巷掘進(jìn)爆破已有較多研究，MOHAMMADI等[4]通過流固耦合的數(shù)值模擬計(jì)算方法，對(duì)炸藥在巖石內(nèi)部爆炸生成的氣體與巖石之間的耦合作用關(guān)系進(jìn)行了數(shù)值模擬，得出爆后巖石在爆生氣體作用下的運(yùn)動(dòng)規(guī)律;HUANG等[5]通過現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)，研究了直眼掏槽爆破同時(shí)起爆和延時(shí)起爆之間爆破振動(dòng)波形和頻率的差異，進(jìn)一步分析了不同延期起爆時(shí)間對(duì)爆破振動(dòng)的影響;XIE等[6]通過數(shù)值模擬對(duì)表征巖石破碎狀態(tài)的RHT方程的相關(guān)參數(shù)進(jìn)行了研究，在此基礎(chǔ)上運(yùn)用RHT模型對(duì)不同側(cè)壓力系數(shù)下的掏槽槽腔損傷差異進(jìn)行了討論;黃寶龍[7]、單仁亮等[8]通過模型試驗(yàn)對(duì)準(zhǔn)直眼掏槽爆破的掏槽孔孔口間距、炮孔排距、掏槽孔傾角等因素對(duì)掏槽爆破效果的影響進(jìn)行研究，認(rèn)為掏槽孔傾角對(duì)準(zhǔn)直眼掏槽爆破影響最大;國(guó)志雨[9]通過模型試驗(yàn)和數(shù)值模擬相結(jié)合的方法，分析了四角九孔、雙空孔菱形、復(fù)式桶型3種直眼掏槽方式的優(yōu)缺點(diǎn)，為巖巷掘進(jìn)最佳掏槽方式選取提供了依據(jù)。

上述研究多是從改變炸藥性能、掏槽方式、掏槽孔網(wǎng)參數(shù)等角度出發(fā)，對(duì)掏槽爆破破巖機(jī)理進(jìn)行分析。由于非電導(dǎo)爆管雷管延期時(shí)間固定、延期精度差的限制，使得對(duì)掏槽孔與輔助孔之間合理延期時(shí)間的研究有待進(jìn)一步深入[10-12]。本研究根據(jù)電子雷管高延期精度、可任意設(shè)置起爆時(shí)間的特點(diǎn)，對(duì)直眼掏槽爆破掏槽孔與輔助孔之間最佳延期時(shí)間的選擇進(jìn)行研究，并分析延期時(shí)間對(duì)掏槽爆破的影響機(jī)理，為巖巷爆破現(xiàn)場(chǎng)延期時(shí)間設(shè)定提供參考。

1 試驗(yàn)方案

1.1 模型構(gòu)建

試驗(yàn)?zāi)Ｐ蜑榘霃?00 mm、高350 mm的圓柱體水泥砂漿試塊，按水泥∶河沙∶水=1∶3∶0.7的質(zhì)量配比制作，試塊的力學(xué)參數(shù)取值見表1。

表1 水泥砂漿試塊相關(guān)參數(shù)Table 1 Relevant parameters of cement mortar test block

選擇復(fù)式桶型掏槽布孔，中心空孔直徑為2 cm，掏槽孔與空孔中心間距為5 cm，輔助孔與空孔間距為10 cm，炮孔直徑為1.2 cm，炮孔深度為13 cm，使用502膠水和沙子進(jìn)行堵塞，堵塞長(zhǎng)度為5 cm，如圖1所示。單孔裝藥量為一發(fā)電子雷管+0.6 g RDX。

圖1 模型試驗(yàn)炮孔布置Fig.1 Layout of the blasting holes of model test

1.2 試驗(yàn)方案

為分析直眼掏槽爆破掏槽孔與輔助孔間延期時(shí)間對(duì)掏槽爆破效果的影響，試驗(yàn)變量設(shè)定為掏槽孔與輔助孔間延期時(shí)間。根據(jù)工程實(shí)際經(jīng)驗(yàn)和相關(guān)理論公式[12]，計(jì)算出模型試驗(yàn)掏槽孔與輔助孔間的最佳延期時(shí)間為1.5 ms左右，在此基礎(chǔ)上設(shè)計(jì)了4組試驗(yàn)方案，見表2。

表2 模型試驗(yàn)方案Table 2 Schemes of model test

2 結(jié)果與討論

2.1 高速攝影儀觀測(cè)分析

試驗(yàn)采用Memrecam HX-3型高速攝影儀對(duì)不同延期條件下的槽腔形成過程進(jìn)行拍攝，拍攝參數(shù)為:幀率10 000 f/s(試驗(yàn)方案M-4的拍攝幀率為8 000 f/s)，分辨率為960×960。定義第一幅出現(xiàn)裂紋照片的前一幅照片拍攝時(shí)間為t=0 ms。

2.1.1 同時(shí)起爆(試驗(yàn)方案M-1)

同時(shí)起爆(試驗(yàn)方案M-1)的掏槽槽腔形成過程如圖2所示。

由圖2可知:t=0.5 ms時(shí)，槽腔巖體在爆炸沖擊波壓縮下向中間空孔移動(dòng)，中間空孔略有縮小;模型表面在爆炸應(yīng)力波壓縮下產(chǎn)生褶皺，且范圍逐漸擴(kuò)大[13-16]。t=1.0 ms時(shí)，中間空孔在槽腔巖體的擠壓下完全消失，以空孔為中心的模型表面在爆生氣體的推動(dòng)下迅速鼓起。t=2.5 ms時(shí)，因爆生氣體推動(dòng)而形成的鼓包邊緣處產(chǎn)生環(huán)向裂隙，鼓包表面產(chǎn)生細(xì)密裂紋，且裂紋在爆生氣體的楔入下迅速擴(kuò)展加深，并在空孔處產(chǎn)生大量白色煙霧。t=4.2 ms時(shí)，槽腔拋擲巖體邊緣處溢出的爆生氣體速度達(dá)到最大，槽腔巖體在爆生氣體的推動(dòng)下完全拋擲。t=∞ ms時(shí)，產(chǎn)生漏斗狀的掏槽槽腔。

圖2 試驗(yàn)方案M-1的掏槽槽腔形成過程Fig.2 Formation process of cutting cavity in test scheme M-1

2.1.2 延期1 ms起爆(試驗(yàn)方案M-2)

延期1 ms起爆(試驗(yàn)方案M-2)的掏槽槽腔形成過程如圖3所示。

圖3 試驗(yàn)方案M-2掏槽槽腔形成過程Fig.3 Formation process of cutting cavity in test scheme M-2

由圖3可知:t=0.6 ms時(shí)，中間空孔在爆炸沖擊波壓縮下逐漸縮小，模型表面在爆炸應(yīng)力波壓縮下產(chǎn)生褶皺，呈波浪狀向外擴(kuò)展且范圍逐漸擴(kuò)大。t=1 ms時(shí)，輔助孔開始起爆，模型表面只形成范圍較小的鼓包，并未為輔助孔起爆提供第2自由面，同時(shí)空孔處開始產(chǎn)生少量煙霧。t=2.9 ms時(shí)，以空孔為中心的模型表面在爆生氣體的推動(dòng)下迅速鼓起，鼓包表面產(chǎn)生大量細(xì)密裂紋;同時(shí)，鼓包邊緣處開始產(chǎn)生環(huán)向裂隙并外溢少量爆生氣體。t=5.3 ms時(shí)，槽腔拋擲巖體表面及邊緣處溢出的爆生氣體速度達(dá)到最大，槽腔巖體在爆生氣體的推動(dòng)下完全拋擲、破碎。t=∞ms時(shí)，產(chǎn)生漏斗狀的掏槽槽腔。

試驗(yàn)方案M-2與試驗(yàn)方案M-1相比，槽腔拋擲巖體完全拋出時(shí)表面裂紋更多，槽腔直徑更小。原因是同時(shí)起爆的最大單響藥量大于延期1 ms起爆，起爆瞬間產(chǎn)生的爆炸沖擊波和高溫高壓氣體作用范圍更大，槽腔直徑也相應(yīng)更大;而延期1 ms起爆時(shí)，掏槽孔與輔助孔之間的爆炸沖擊波和爆生氣體相互疊加，使得槽腔拋擲巖體破碎更充分、裂紋更多。

2.1.3 延期3 ms起爆(試驗(yàn)方案M-3)

延期3 ms起爆(試驗(yàn)方案M-3)的掏槽槽腔形成過程如圖4所示。

由圖4可知;t=0.6 ms時(shí)，中間空孔在爆炸沖擊波壓縮下逐漸縮小;模型表面在爆炸應(yīng)力波壓縮下產(chǎn)生褶皺，呈波浪狀向外擴(kuò)展。t=3 ms時(shí)，輔助孔

圖4 試驗(yàn)方案M-3掏槽槽腔形成過程Fig.4 Formation process of cutting cavity in test scheme M-3

開始起爆，此時(shí)以空孔為中心的模型表面在掏槽孔爆炸產(chǎn)生的爆生氣體推動(dòng)下鼓起，鼓包邊緣處開始產(chǎn)生環(huán)向裂隙;同時(shí)，鼓包表面產(chǎn)生大量細(xì)密裂紋，并在空孔處產(chǎn)生大量煙霧。模型表面鼓包的形成及鼓包邊緣的環(huán)形裂隙，表明掏槽孔包含的槽腔巖體向外拋擲了一段距離，這為輔助孔起爆提供了第2自由面。t=3.9 ms時(shí)，槽腔拋擲巖體邊緣的環(huán)向裂隙加深、擴(kuò)大，并溢出少量爆生氣體;同時(shí)，鼓包表面在輔助孔爆炸產(chǎn)生的沖擊下產(chǎn)生更加細(xì)密的裂紋。t=4.4 ms時(shí)，槽腔巖體完全拋離，并在拋擲巖體邊緣外泄大量爆生氣體;同時(shí)，拋擲體表面原本細(xì)密的裂隙在爆生氣體的楔入下逐漸增大。t=∞ ms時(shí)，產(chǎn)生漏斗狀的掏槽槽腔。

試驗(yàn)方案M-3與試驗(yàn)方案M-2相比，輔助孔起爆時(shí)，掏槽孔包含的槽腔巖體已形成明顯拋擲，槽腔拋擲巖體完全拋出時(shí)表面裂紋更少，大塊更多。原因是延期1 ms起爆時(shí)，掏槽孔與輔助孔間起爆延時(shí)較短，兩股爆炸沖擊波和爆生氣體相互疊加、相互作用更加緊密，使得槽腔拋擲巖體破壞更加充分、裂隙更多。

2.1.4 延期5 ms起爆(試驗(yàn)方案M-4)

延期5 ms起爆(試驗(yàn)方案M-4)的掏槽槽腔形成過程如圖5所示。

圖5 試驗(yàn)方案M-4掏槽槽腔形成過程Fig.5 Formation process of cutting cavity in test scheme M-4

由圖5可知:t=1.25 ms時(shí)，中間空孔在爆炸沖擊波壓縮下逐漸縮小;模型表面在爆炸應(yīng)力波壓縮下產(chǎn)生褶皺，呈波浪狀向外擴(kuò)展且范圍逐漸變大。t=5 ms時(shí)，輔助孔開始起爆，此時(shí)由掏槽孔起爆引起的槽腔拋擲巖體右上部產(chǎn)生明顯的環(huán)形裂隙，環(huán)形裂隙邊緣第1次溢出大量爆生氣體，推動(dòng)槽腔巖體進(jìn)一步向外拋擲。t=5.75 ms時(shí)，槽腔巖體進(jìn)一步向外拋擲，拋擲巖體左下部在爆生氣體的推動(dòng)下進(jìn)一步產(chǎn)生環(huán)向裂紋;同時(shí)，拋擲巖體表面裂紋進(jìn)一步擴(kuò)展加深，原先較大塊拋擲巖體進(jìn)一步分裂成若干小塊。t=8.5 ms時(shí)，槽腔巖體完全拋擲，拋擲巖體的環(huán)形裂紋邊緣再次逸散大量爆生氣體，槽腔巖體進(jìn)一步分裂。t=∞ ms時(shí)，產(chǎn)生漏斗狀的掏槽槽腔。

試驗(yàn)方案M-4與試驗(yàn)方案M-3相比，輔助孔起爆時(shí)，掏槽孔包含的槽腔巖體拋擲距離更遠(yuǎn)，槽腔拋擲巖體完全拋出時(shí)表面裂紋進(jìn)一步減少，大塊進(jìn)一步增多。原因是輔助孔與掏槽孔間延期時(shí)間較大，輔助孔和掏槽孔起爆產(chǎn)生爆炸沖擊、爆生氣體未能有效銜接，形成裸露爆破。

2.2 試驗(yàn)結(jié)果分析

對(duì)試驗(yàn)結(jié)束后的槽腔體積、槽腔深度及碎巖塊度進(jìn)行測(cè)量，并將爆后直徑大于53 mm的碎巖定為大塊度碎巖。其中，爆后槽腔體積、槽腔深度等數(shù)據(jù)，見表3。

表3 爆后槽腔參數(shù)及炮孔利用率Table 3 Cavity parameters and hole utilization rate after blasting

為了更加直觀地分析不同延期條件下掏槽爆破碎巖塊度分布情況，根據(jù)試驗(yàn)爆后塊度篩分結(jié)果繪制了碎巖塊度分布直方圖，如圖6所示。

圖6 碎巖塊度分布直方圖Fig.6 Histogram of fragmentation distribution

由表3和圖6可知:從槽腔體積角度看，延期1 ms起爆時(shí)最小，延期3 ms起爆時(shí)最大，同時(shí)起爆大于延期1 ms起爆;從槽腔深度角度看，延期1 ms起爆時(shí)最大，炮孔利用率最高，延期3 ms起爆次之，同時(shí)起爆最小;從碎巖塊度的角度看，同時(shí)起爆大塊率最高，延期1 ms起爆最小。根據(jù)高速攝影儀的拍攝結(jié)果可知:同時(shí)起爆炸藥集中在炮孔中下部，可視為集中藥包起爆，封堵段易形成大塊;同時(shí)起爆最大單響藥量大于延期起爆，起爆瞬間產(chǎn)生的爆炸沖擊波、高溫高壓氣體作用范圍更大，所以同時(shí)起爆槽腔體積、槽腔塊度大于延期1 ms起爆。延期1 ms起爆時(shí)，掏槽孔未能為輔助孔起爆提供第2自由面，輔助孔起爆受槽腔巖體的夾制作用，形成的槽腔體積較小，但掏槽孔與輔助孔間爆炸沖擊波與爆生氣體相互疊加，使得槽腔底部巖體的破碎、拋擲巖體間的摩擦、碰撞更加充分。因此，延期1 ms起爆炮孔利用率最高、大塊率最低。延期3 ms起爆時(shí)，掏槽孔起爆后為輔助孔起爆提供了新自由面，降低了輔助孔起爆所受到的夾制作用，提高了槽腔體積和炮孔利用率，且掏槽孔與輔助孔之間的爆炸能量的相互作用也較為緊密，使得槽腔拋擲巖體大塊率較低。延期5 ms起爆時(shí)，掏槽孔起爆后雖然為輔助孔起爆提供了新自由面，但掏槽孔與輔助孔爆炸沖擊波和爆生氣體相互作用大大降低，輔助孔的爆破能量未能充分利用，導(dǎo)致槽腔體積、炮眼利用率均低于延期3 ms起爆，大塊率也有所上升。因此，延期時(shí)間為1～3 ms可取得較為理想的掏槽效果。

3 數(shù)值模擬分析

3.1 模型構(gòu)建

為了便于觀察分析，節(jié)省計(jì)算時(shí)間，建立了2D模型，模型包含巖石、炸藥、空氣3種介質(zhì)。其中，巖石介質(zhì)在爆炸時(shí)會(huì)產(chǎn)生較大變形甚至破壞斷裂，根據(jù)這種特點(diǎn)在數(shù)值模擬中采用流固耦合的ALE算法[17-18]，巖石為L(zhǎng)agrange算法，炸藥和空氣設(shè)置為Euler算法。建模尺寸為半徑400 cm的1/4圓，中心空孔直徑為100 mm，掏槽孔與空孔中心間距為50 cm，輔助孔與空孔中心間距為100 cm，各炮孔直徑均為42 mm，模型邊界設(shè)置為無(wú)反射自由邊界，采用cm-g-μs單位制。巖石單元類型選擇SOLID164，劃分單元117 685個(gè)，節(jié)點(diǎn)236 756個(gè)，單元最小尺寸為邊長(zhǎng)1 cm的等邊菱形。建模結(jié)果如圖7所示。

圖7 數(shù)值模型及觀測(cè)單元選取Fig.7 Numerical model and selection of observation units

3.2 模型參數(shù)及狀態(tài)方程選取

選用*MAT_HIGH_EXPLOSIVE_BURN材料模型及JWL狀態(tài)方程[19]來(lái)定義和描述炸藥爆轟，公式為

式中，P為爆轟壓力，GPa;V為爆轟產(chǎn)物相對(duì)體積;E為初始比內(nèi)能，GPa;A、B為表征壓力的參數(shù)，GPa;R1、R2為無(wú)量綱常數(shù);ω表示壓力與內(nèi)能的變化比。

2號(hào)巖石乳化炸藥的相關(guān)參數(shù)取值見表4。

表4 2號(hào)巖石乳化炸藥相關(guān)參數(shù)[20]Table 4 Related parameters of no.2 rock emusion explosive

空氣采用MAT_NULL模型及EOS_LINEAR_POLYNOMIAL狀態(tài)方程進(jìn)行描述，其線性多項(xiàng)式狀態(tài)方程為

式中，P為爆轟壓力，MPa;E0為單位體積內(nèi)能，MPa;μ為動(dòng)力黏性系數(shù);ρ為當(dāng)前流體密度，g/cm3;ρ0為初始流體密度，g/cm3;C0～C6為與材料性質(zhì)相關(guān)的參數(shù)?？諝庀嚓P(guān)參數(shù)取值見表5。

表5 空氣相關(guān)參數(shù)[21]Table 5 Relevant parameters of air materials

巖石選用*MAT_PLASTIC_KINEMATIC材料模型，該模型中應(yīng)變率用Cowper-Symonds模型表示，采用與應(yīng)變率有關(guān)的函數(shù)表示屈服應(yīng)力[22]:

式中，σy為巖石屈服應(yīng)力，MPa;σ0為巖石初始屈服應(yīng)力，MPa;為應(yīng)變率，s-1;C和P'為應(yīng)變率參數(shù)，無(wú)量綱;ε為巖石有效塑性應(yīng)變;β為硬化參數(shù)，0≤β≤1;Ep為巖石塑性硬化模量，GPa。Ep可采用下式進(jìn)行計(jì)算:

式中，Etan為切線模量，MPa;E'為彈性模量，MPa。

巖石材料選擇花崗巖，花崗巖的相關(guān)參數(shù)取值見表6。

表6 巖石材料參數(shù)[23]Table 6 Rock material parameters

同時(shí)，添加*MAT_ADD_EROSION失效準(zhǔn)則，對(duì)巖石失效單元進(jìn)行刪除，以便形成爆破裂紋擴(kuò)展過程，設(shè)置失效時(shí)的最小拉應(yīng)力(Pmin)為25 MPa。

3.3 數(shù)值模擬結(jié)果及分析

通過后處理軟件LS-PREPOST對(duì)數(shù)值模擬結(jié)果進(jìn)行觀測(cè)，由于篇幅有限，僅對(duì)爆后裂紋擴(kuò)展結(jié)果和瞬時(shí)速度的傳播規(guī)律進(jìn)行分析。

3.3.1 裂紋擴(kuò)展結(jié)果

延期1、3、5 ms起爆時(shí)，由掏槽孔起爆引起的槽腔破碎過程、原因及結(jié)果基本相同，且掏槽孔起爆1 ms后槽腔破碎范圍不再變化。由數(shù)值模擬得到的裂紋擴(kuò)展結(jié)果(圖8)可知:同時(shí)起爆與延時(shí)起爆相比，相鄰掏槽孔與輔助孔間的巖體介質(zhì)破碎更加充分;同時(shí)起爆相鄰輔助孔間未形成明顯的貫穿裂紋，而延期起爆相鄰輔助孔間形成了明顯貫穿裂紋。延期1 ms起爆，輔助孔裂隙圈范圍最大;隨著延期時(shí)間的增大，輔助孔起爆產(chǎn)生的裂隙圈范圍越來(lái)越小。

圖8 數(shù)值模擬裂紋擴(kuò)展結(jié)果Fig.8 Crack propagation results by numerical simulation

3.3.2 瞬時(shí)速度傳播規(guī)律分析

為了詳細(xì)分析不同延期條件下輔助孔起爆時(shí)對(duì)槽腔內(nèi)巖體的破壞作用，通過后處理軟件LS-PRE POST選取位于輔助孔與空孔之間的單元H33705、H37833(圖7(b))觀測(cè)瞬時(shí)速度，討論不同延期時(shí)間對(duì)掏槽爆破的影響。本研究選擇單元H33705、H37833瞬時(shí)速度峰值時(shí)，選取各曲線第一個(gè)正(負(fù))峰值，而非各曲線最大(小)峰值，所獲得的單元瞬時(shí)速度與時(shí)間的關(guān)系曲線如圖9所示。

圖9 所選單元的瞬時(shí)速度—時(shí)間關(guān)系曲線Fig.9 Relation curves of the instantaneous velocity and time of the selected units

對(duì)所觀測(cè)單元的兩段速度峰值及其時(shí)間數(shù)據(jù)進(jìn)行匯總，結(jié)果見表7。

表7 觀測(cè)單元速度峰值Table 7 Peak velocity of the monitoring units

根據(jù)觀測(cè)單元所在位置，可知每個(gè)觀測(cè)單元的兩段速度峰值分別由掏槽孔和輔助孔起爆引起。掏槽孔起爆使觀測(cè)單元產(chǎn)生的瞬時(shí)速度為正，輔助孔起爆使觀測(cè)單元產(chǎn)生的瞬時(shí)速度為負(fù)。由表7可知:不同延期時(shí)間下，掏槽孔起爆后對(duì)模型質(zhì)點(diǎn)瞬時(shí)速度的影響差異較小;輔助孔起爆對(duì)模型質(zhì)點(diǎn)瞬時(shí)速度的影響中，延期1 ms起爆質(zhì)點(diǎn)瞬時(shí)運(yùn)動(dòng)速度最大，同時(shí)起爆次之，延期3 ms與5 ms最小(二者數(shù)值差異不大)。與同時(shí)起爆相比，延期起爆輔助孔所受夾制作用更小，但延期時(shí)間過長(zhǎng)后，掏槽孔與輔助孔之間爆炸能量相互作用降低，不利于提高槽腔破壞效果。根據(jù)延期1、3、5 ms起爆單元的瞬時(shí)運(yùn)動(dòng)曲線可知:掏槽孔起爆1 ms內(nèi)單元H33705和單元H37833仍受爆炸應(yīng)力波的影響往復(fù)運(yùn)動(dòng)，掏槽孔起爆超過1 ms后曲線完全趨于平緩，所以輔助孔延期1 ms起爆與掏槽孔間爆炸能量相互疊加作用最緊密，爆后效果最好。

4 結(jié) 論

(1)利用電子雷管高延期精度的優(yōu)點(diǎn)設(shè)計(jì)模型試驗(yàn)，得到了較為精準(zhǔn)的孔間最佳延期時(shí)間范圍。研究發(fā)現(xiàn):當(dāng)掏槽孔與輔助孔間的延期時(shí)間為1～3 ms時(shí)，掏槽孔與輔助孔間的爆炸能量相互作用最緊密，并為輔助孔起爆提供了新自由面，降低了輔助孔起爆受到的夾制作用。

(2)通過對(duì)直眼掏槽爆破過程進(jìn)行數(shù)值模擬，再現(xiàn)了不同孔間延期時(shí)間下的槽腔裂紋擴(kuò)展與應(yīng)力波傳播過程，驗(yàn)證了最佳延期時(shí)間。掏槽孔起爆超過1 ms后對(duì)槽腔巖體的影響逐漸消失，并且隨著孔間延期時(shí)間的增大，輔助孔起爆產(chǎn)生的應(yīng)力波波后負(fù)壓區(qū)范圍逐漸減小，導(dǎo)致破碎圈范圍也逐漸減小。

(3)由于試驗(yàn)?zāi)Ｐ统叽巛^小，邊界效應(yīng)對(duì)試驗(yàn)結(jié)果有一定的影響，后續(xù)將增大試驗(yàn)?zāi)Ｐ统叽绾吞砑釉囼?yàn)?zāi)Ｐ蛧鷫涸O(shè)施，模擬巖巷爆破現(xiàn)場(chǎng)條件，進(jìn)一步開展電子雷管延期時(shí)間優(yōu)化設(shè)置的研究。