Numerical simulation on explosion venting processes and venting enhancement methods of the coal mine air shaft based on CESE method
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摘要:
为揭示煤矿风井泄爆过程、探寻增强泄爆效果方法，针对现行泄爆方法和多种改进泄爆方法，建立了系列全尺寸三维仿真模型，利用LS−DYNA软件的CESE求解器，进行了全过程流固耦合模拟分析。结果表明：现行防爆门在泄爆过程中会引发较强烈的反射冲击波且不能快速有效地予以消弱，致使风硐中先后出现可对风机造成二次冲击的2道冲击波；去除防爆门立壁结构对提升泄爆效果作用不明显，但可使防爆门受到的冲击明显减弱；在一定范围内，减轻防爆门质量对提高泄爆效果的作用较为有限，且会使防爆门吸收的爆炸能量明显增加；在增量不大的情况下，增大防爆门到风井和风硐交岔点的距离即能有效改善泄爆效果；侧向和正向先行泄爆方法均能明显增强泄爆效果，并对防爆门有显著的减冲和保护作用，在算例条件下，最优可使反射波超压峰值下降49.4%和28.3%；防爆门开启时间、泄爆面积和防爆门到风井/风硐交岔点的距离是影响泄爆效果的重要因素；风井达到良好泄爆效果所需要的开启时间比现行防爆门要短得多；仅在井口设置防爆门存在不能消减风硐中第1道冲击波超压峰值的局限性。基于对风井泄爆过程、机理和方法的新认识，提出了以“两区域多通道”泄爆为特征的主辅防爆门协同泄爆方法，以系统提升风井泄爆效果和防爆水平。
Abstract:In order to disclose the explosion venting processes of the air shaft and explore the venting enhancement methods in coal mines, a series of full-size 3D simulation models had been established for the current and several improved explosion venting methods, and the whole process of fluid- solid coupling simulations analysis was carried out using the CESE solver of LS−DYNA software. The results shown that, the current explosion-proof door will cause strong reflected shock wave and cannot be quickly and effectively attenuated during the explosion venting process, resulting in the emergence of two shock waves in the air tunnel that can cause secondary impacts on the air turbine. Removing the explosion-proof door wall structure to enhance the effect of explosion venting was not obvious, but can make the explosion-proof door to the impact of a significant decrease. Within a feasible range, reducing the mass of the explosion-proof door to improve the effect of explosion venting was more limited, and will make the explosion-proof door absorbed by the explosion energy increased significantly. In small increments, increasing the distance from the explosion-proof door to the intersection of the air shaft and air tunnel can improve the effectiveness of explosion venting. Both lateral and forward advance explosion venting methods can significantly enhance the venting effect, and there was a significant shock absorption and protection for explosion-proof door. Optimized to reduce reflected wave overpressure peak by 49.4% and 28.3% under arithmetic conditions. The opening time of the explosion-proof door, the area of explosion venting and the distance from the explosion-proof door to the intersection of the air shaft and air tunnel were key factors in the effectiveness of explosion venting. The opening time required to achieve a favorable explosion venting effect in the air shaft was much shorter than that of the current explosion-proof door. The limitations of setting explosion-proof door only at the shaft entrance cannot reduce the overpressure peak of the first shockwave in the air tunnel. Based on the new understanding of the explosion venting process, mechanism and method of air shaft, a coordinated explosion venting method of main and auxiliary explosion-proof doors characterized by “two-area multi-channel” was proposed to systematically improve the venting effect and the explosion-proof level of air shaft.
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0. 引 言
目前，随着世界经济的发展，对资源的需求日益增大，许多矿山已经逐渐往深部开采迈进，因此深部岩体的开采未来会逐渐常态化[1-3]。在地下金属矿山巷道掘进中主要采用钻爆法[4]，矿山矿体情况复杂，根据掘进面岩性分为岩石点位与矿石点位2种，其中矿石点位矿岩硬度大、强度高，同时矿岩由于重力以及构造运动多处于高应力状态[5]，在原位应力的影响下使得爆生裂纹扩展困难，掘进难度大，效率低下[6]。提高掘进效率的关键在于掏槽，在地下矿山中深孔爆破中，由于断面面积的影响，设备难以灵活摆放，通常采用直眼掏槽，矿岩的抗爆能力随着炮孔深度的增加也随之增强，炮孔底部岩石不易破碎[7-8]。因此，掏槽区炮孔多为同时起爆，用炮孔间的应力叠加来提高破碎程度。但在中深孔爆破中，由于炮孔深度深，掏槽腔体积小，炮孔底部矿岩膨胀空间小，碎石难以抛出，掏槽难以形成。
针对以上问题，宗琦等[9]针对立井深孔分段直眼掏槽进行了研究，通过爆破作用特性分析了其掏槽破岩机理。高全臣等[10]针对中深孔岩巷爆破提出了分层分段掏槽方法，通过浅-深2种炮孔先后起爆来提高掏槽效果。YANG等[11]在硬岩深孔开挖爆破中，在不改炮孔布局的情况下采用孔内上下分段的方案，有效解决了硬岩竖井深孔爆破中炮孔利用率低的问题。随着数码电子雷管的广泛运用，普通雷管已经逐渐被替代，与普通雷管相比，电子雷管延时精度提高10倍以上，数码电子雷管的出现使得孔间延时、逐孔起爆得以实现[12-13]。KATSABANIS[14]采用花岗岩进行模型试验，研究了不同孔间延时下的裂纹扩展、岩石破碎情况。 MA等[15]采用模型试验及数值模拟方法，开展了孔间延期时间对裂纹扩展的影响研究，从围岩体的损伤控制、能量利用率和爆破载荷的预裂纹穿透率3个角度进行了分析。SAADATMAND 等[16]采用数值模拟软件对孔间延期时间对岩石的破坏和损伤效果进行了研究，认为孔间延时有利于裂纹的扩展，提高爆破效果。
目前许多学者采用各种方法对深部岩体爆破进行了研究，但多从损伤的角度进行研究探索，而从应力的角度对孔间延时、孔内分段爆破的研究成果相对较少。因此，本文基于电子雷管的精确延时控制能力，在首钢杏山铁矿原巷道掘进布孔方案基础上，提出将孔内分段与孔间、孔内延时相结合的分阶段爆破方案，并采用LS-DYNA数值模拟软件，对原方案和分阶段方案从应力的角度进行对比分析，探明分阶段方案较于原方案在应力上优势。同时基于现场试验，对孔间、孔内分阶段延时爆破的优势以及合理的延期时间进行研究探索。
1. 数值模拟模型以及参数
1.1 模型参数
现场掘进断面如图1所示，仅对掏槽进行研究，故对图中所示掏槽区域进行建模。采用LS-DYNA有限元模拟软件，建立模型如图2所示，模型尺寸为2 m×2 m×4.4 m（长×宽×高），炮孔深度3.7 m，底部岩体深度0.7 m，网格单元尺寸为1.5 cm×1.5 cm×2.5 cm，采用ALE耦合算法。其中图2b为炮孔、空孔间距以及孔径数据，图2c为炮孔以及空孔编号，其中1号孔为掏槽孔（炮孔直径45 mm），2～5号孔为空孔（炮孔直径90 mm），6～9号孔为掏槽辅助孔（炮孔直径45 mm）。分别采用4种方案（表1）进行模拟计算，总计算时间2 000 μs，起爆方式采用孔底起爆，模型底部设置固定边界条件，模型顶面为自由面，不设置边界条件，模型的底面以及四周侧面均设置为无反射边界条件，防止爆炸应力波在边界反射。孔口炮泥堵塞处为孔顶，炮孔底部称为孔底。
表 1 各方案掏槽起爆顺序以及延时Table 1. Cutting initiation sequence and delay time setting of each scheme方案 孔内分段比例 孔间延期时间/μs 孔内延期时间/μs 1 原方案（不分段） — — 2 4.4/5.6 0 25 3 4.4/5.6 25 25 4 4.4/5.6 25 200 图3为炮孔装药结构。原方案装药结构如图3a所示：1号掏槽孔、6～9号掏槽辅助孔均不分段。分阶段方案装药结构如图3b所示：1号掏槽孔不分段，仅对6～9号掏槽辅助孔进行孔内分段，上下两段占炮孔长度的比例为4.4/5.6，上下段之间炮泥堵塞长度250 mm。在2种装药结构中，各孔装药量一致，未发生变化。
爆破方案见表1，共设置4种，其中方案1为原爆破方案，方案2～4为孔内分段方案。原方案以及孔内分段方案具体各孔起爆顺序以及延时时间见表2。为了便于描述，将孔间25 μs延时、孔内25 μs延时方案简写为25 μs方案，其余方案同理，分别为0-25 μs、25-200 μs。后文现场试验中同理。
表 2 各方案孔间以及孔内时设置Table 2. Inter-hole and in-hole delay settings of each scheme炮孔编号 炮眼类型 原方案
起爆时间/μs不同延时/μs 0-25 μs
(上段、下段)25 μs
(上段、下段)25-200 μs
(上段、下段)1 掏槽孔 0 0 0 0 2～5 空孔 — — — — 6 掏槽辅助 490 500、525 500、525 500、700 7 掏槽辅助 990 500、525 525、550 525、725 8 掏槽辅助 520 500、525 550、575 550、750 9 掏槽辅助 1020 500、525 575、600 575、775 1.2 材料参数
在LS-DYNA数值模拟中，掏槽区岩体选用MAT_JOHNSON_HOLMQUIST_CONCRETE材料模型，该模型能较好地模拟高压力和高应变条件下的受力状态，参考相关文献[17]，选取相近力学参数进行数值模拟，岩体材料相关参数见表3。
表 3 矿石材料特性参数Table 3. Characteristic parameters of ore materialsρ1/(g·cm−3) G1/GPa Fc/MPa T/MPa 3.46 32.09 130 6.8 炸药采用LS-DYNA中的高能炸药模型MAT_HIGH_EXPLOSIVE_BURN以及EOS_JWL状态方程模拟爆炸过程。爆轰过程压力和比容的关系[18]如式（1）所示。
$$ {p_j} = A\left( {1 - \frac{\omega }{{{R_1}V}}} \right){{\text{e}}^{ - {R_1}V}} + B\left( {1 - \frac{\omega }{{{R_2}V}}} \right){{\text{e}}^{ - {R_2}V}} + \frac{{\omega {E_0}}}{V} $$ (1) 式中：Pj为爆轰产物压力，GPa；V为爆轰产物相对体积；E0为初始比内能，J/m3；ω、A、B、R1、R2等均为状态方程系数，为与材料性质相关的常数。炸药相关参数见表4[19]。
表 4 炸药相关参数Table 4. Related parameters of explosivesρ2/(g·cm−3) D/(m·s−1) Pcj/GPa A/GPa B/GPa 1.12 4510 9.53 3.264 0.0581 R1 R2 ω E01 5.8 1.56 0.35 0.0323 表3、4中，ρ1为岩体密度；G1为岩体剪切模量；Fc为岩体抗压强度；T为岩体抗拉强度；ρ2为炸药密度；D为炸药爆轰速度；Pcj为炸药爆轰压力；E01为炸药初始比内能。
炮孔孔口以及上下分段之间采用炮泥堵塞，选用MAT_SOIL_AND_FOAM材料模型，参数设置为[20]：炮泥密度ρ3取1 800 kg/m3；炮泥抗剪强度G3取16 MPa；炮泥体积模量K取1.3 GPa。空气模型采用材料本构模型MAT_NULL，状态方程选用EOS_LINEAR_POLYNOMIAL加以描述，参数设置为：空气密度ρ4取0.001 29 g/cm3；空气初始比内能E04取0.25 J/cm3；C1—C6为多项式方程的系数，C0—C3=0，C4=C5=0.4，C6=0；V4为空气初始相对体积，取1.0。
2. 数值模拟结果分析
2.1 模型侧面有效应力传播云图
为观察模型内部有效应力情况，如图4所示，隐藏1/4模型单元，观察模型内部有效应力传播情况。
图4为各方案下的有效应力云图，图4a为原方案下的有效应力传播云图，可以看到，炮孔相互之间应力效果叠加较弱。对比图4b—4d孔内分段爆破的有效应力传播云图可知，采用孔间短延时起爆后，掏槽区有效应力水平得到提高。
2.2 炮孔侧面岩体有效应力分析
为了揭示分阶段对炮孔周边有效应力的影响，如图5所示，将模型从一对称中线处剖开，在其中一半的剖面上，距离炮孔10 cm处从下至上间隔10 cm取点，取点路径分别为S1、S2。分别提取各点的有效应力，绘制出有效应力峰值-距离曲线和各方案下S1、S2路径峰值应力对比曲线，如图6所示。同时绘制出各路径下的有效应力峰值平均值，如图7所示。
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图 6 各方案下S1、S2路径有效应力峰值对比曲线Figure 6. Comparison curves of effective stress peaks in S1、S2 paths under different working conditions![]()
图 7 下段炮孔底部有效应力云图Figure 7. Effective stress cloud diagram at the bottom of the lower hole图6各图为各方案的S1、S2路径上的峰值应力对比曲线图。从图6a可以看到，采用分阶段爆破方案后，有效应力峰值明显提高，同时分阶段爆破使得沿炮孔方向的峰值应力曲线发生明显变化。原方案为“波浪”状变化，整体有效应力峰值在130～150 MPa波动。分阶段方案有效应力呈现“锯齿”状波动状态，呈现逐渐上升，迅速下降，后又逐渐上升的趋势，有效应力峰值在170～210 MPa范围内波动，3种分阶段方案在此路径上有效应力峰值相差不大。
图6b为S2路径上的有效应力峰值对比曲线，其中灰色区域为堵塞段，由于未装药，有效应力峰值在此区域降低。蓝色区域为炮孔下段装药区，绿色区域为上段装药区。当孔间延时由0变化为25 μs时，S2路径有效应力峰值波形发生变化，峰值左移约半个周期。当孔间延时为25 μs，孔内延时分别为25和200 μs时，S1路径和S2路径有效应力峰值峰值以及波动形态未发生变化，说明孔间延时的变化会影响掏槽区有效应力峰值状态，孔内延时不会影响掏槽区有效应力峰值状态。从上段绿色区域中可以看到，孔间延时为25 μs时，上段炮孔的有效应力峰值由下至上呈现一个完整的变化周期。而当孔间延时为0时，呈现为有效应力峰值由下至上递增的变化方式，上段炮孔的下部应力明显低于孔间延时为25 μs时。在爆破中，破岩难度随炮孔深度递增而增大，炮孔底部有效应力峰值越大，爆破效果越好。因此，孔间存在一定的延时，有利于孔底岩石的破碎。
通过计算，S1路径上，原方案平均有效应力峰值为126 MPa，采用分阶段爆破后，平均有效应力峰值为177.2、177.4和176.8 MPa，提升幅度在40%以上。S2路径上，原方案平均有效应力峰值为119.4 MPa，采用分阶段爆破后，平均有效应力峰值为177.6、180.0和180.3 MPa，提升幅度均在48%以上。
2.3 炮孔底部应力分析
分别从下段炮孔底部以及上段底部处，沿平行与自由面方向对模型进行切面，观察该处有效应力云图情况，分别如下图7、图8 所示。
图7为为炸药起爆后第2 000 μs时刻，即t=2 000 μs时各方案下段炮孔底部有效应力云图，从图7a中可以看到，采用原方案爆破时，炮孔间应力叠加效果弱，炮孔底部残余应力范围小，残余应力在100 MPa左右的区域呈“十字形”状分布。而从图7b、c、d中可以看到，在相同时刻，采用孔间0与25 μs延时爆破后，掏槽孔间的应力叠加效果有明显增强，炮孔底部岩体处于较高残余应力状态，残余应力在100 MPa左右的区域分布呈“菱形”状，相较于原方案，残余应力范围更广。
图8为t=2 000 μs各方案上段炮孔底部有效应力云图，原方案由于未分段，此处仅有分阶段方案的有效应力云图。从图8可以看出，整体应力叠加规律于下段炮孔底部一致，残余应力在100 MPa以上的范围相对下段炮孔底部较小，且呈现“十字形”分布。残余应力在20～60 MPa之间的区域相较于下段炮孔底部更广，这些应力来源于下段装药区爆破后传播到此处的应力。
2.4 炮孔底部岩体有效应力峰值分析
分别对下段炮孔底部以及上段炮孔底部有效应力情况进行分析，按图9所示与模型侧面平行的L0方向以及与模型侧面夹角45°的L45方向进行取点。
因模型为对称模型，固仅选1/4区域取点，路径上间隔10 cm取点，L0路径取点方向为中心炮孔与外围炮孔连线方向，L45路径取点方向为中心炮孔与空孔连线方向。为了避免网格畸变对结果的影响，炮孔壁附近的取点位置至少与孔壁间隔1个单元网格。将所得有效应力峰值与距离中心炮孔距的关系曲线绘制如图10所示。
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图 10 各方案下段炮孔底部有效应力峰值−距离曲线Figure 10. Effective stress peak-distance curve at the bottom of the hole under different working conditions图10中，各分阶段方案有效应力峰值曲线变化规律基本一致，曲线基本重合，以下取25 μs-25 μs方案分析。
图10a中，各分阶段方案在L0路径上距离中心炮孔0～60 cm范围内的岩体其有效应力峰值水平明显高于原方案，炮孔附近的提升尤为巨大，中心孔壁处应力由123.73 MPa提升至270.12 MPa，提升幅度为118%。通过计算，采用分阶段方案后，距离中心孔0～30 cm范围内（即掏槽区域内）平均有效应力峰值由103.81 MPa提升至191.22 MPa，提升幅度为84.2%，掏槽区的有效应力峰值得到极大的提升，距离中心孔60 cm后各方案有效应力峰值大小以及变化规律基本一致。
图10b为下段炮孔底部L45路径上的有效应力峰值变化曲线，可以看出，沿L45路径方向，在距离中心孔0～40 cm范围内的岩体有效应力峰值均得到不同程度的提升，距离10 cm处的岩体从83.75 MPa提升至170.95 MPa，提升幅度为104%，30 cm处的岩体从58.84 MPa提升至81.90 MPa，提升幅度为39%。通过计算发现，0～30 cm范围内平均有效应力峰值由77.86 MPa提升至150.12 MPa，提升幅度为92.68%。L45路径上，距离中心炮孔40 cm后各方案的应力大小以及变化规律基本一致。L45路径平均有效应力峰值略低于L0路径，其原因在于空孔的存在使得部分压缩波反射为拉伸波，拉伸波和压缩波相互抵消部分，导致L45路径有效应力峰值降低。
图11为各方案上段炮孔底部有效应力峰值-距离曲线，各分阶段方案有效应力峰值曲线变化规律一致，变化规律与图10类似，此处仅取重点数据说明，同样取25 μs-25 μs方案展开分析。图11a为上段炮孔底部L0路径上的有效应力峰值变化曲线，整体变化规律与图10a一致，但数值大小存在明显区别。通过计算发现，0～30 cm范围内平均有效应力峰值由180.56 MPa提升至281.32 MPa，提升幅度为55.8%。图11b为上段炮孔底部L45路径上的有效应力峰值变化曲线，灰色区域为空孔位置，无法提取单元数据。沿L45路径方向，0～30 cm范围内的平均有效应力峰值由154.70 MPa提升至237.34 MPa，提升幅度为53.4%。
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图 11 各方案上段炮孔底部有效应力峰值-距离曲线Figure 11. Effective stress peak-distance curve at the bottom of upper hole in each working condition3. 现场试验
为了进一步探究分阶段方案的实用性，在首钢唐山杏山铁矿进行了现场试验，试验地点选取岩性良好具有代表性的掘进巷道进行。杏山铁矿地下巷道为三心拱巷道，掘进方案为直眼桶形掏槽设计，如图巷道宽度4.8 m，高度3.85 m，巷道断面面积为17.43 m2。
试验选在矿石点位，掘进面岩性为磁铁矿，密度3.46 t/m3，普氏系数f=14。全工作面炮孔布置如下图12所示，炮孔深度3.7 m，空孔直径90 mm，其余炮孔直径45 mm。装药结构以及参数如图3所示，分阶段方案中，6—9号掏槽辅助孔为孔内分段装药，分阶段方案仅对结构以及延时进行变化，单孔装药量不变，掏槽区总装药量17.75 kg。掏槽区采用乳化药卷Φ36 mm×450 mm，单卷药量0.5 kg，周边孔采用空气间隔装药，所有炮孔均为不耦合装药，掏槽区炮孔不耦合系数为1.25。现场试验方案见表5、表6。
表 5 原传统爆破方案Table 5. Original traditional blasting scheme炮孔编号 1 6 7 8 9 延期时间/ms 0 490 990 520 1 020 表 6 分阶段爆破试验方案Table 6. Stage and subsection blasting test schemems 炮孔
编号炮眼
类型0 ms-25 ms
(上段、下段)25 ms-25 ms
(上段、下段)25 ms-200 ms
(上段、下段)1 掏槽孔 0 0 0 2—5 空孔 6 掏槽孔 500、525 500、525 500、700 7 掏槽孔 500、525 525、550 525、725 8 掏槽孔 500、525 550、575 550、750 9 掏槽孔 500、525 575、600 575、775 注：表中时间为具体的起爆时间。0 ms即为第一个起爆，500 ms即为第500 ms起爆。同一格子中的2个时间分别为上段药卷起爆时间和下段药卷起爆时间。例：500 ms、525 ms即为上段药卷在第500 ms起爆，下段药卷在第525 ms起爆。其余同理。 起爆后，待到炮烟及粉尘散尽，将巷道顶板周围浮石清理完成确保安全后，使用卷尺对掏槽区进行各孔残孔深度得测量，最终将爆破结果进行统计。各方案试验次数均在3次以上，爆破情况如图13所示，取典型案例进行说明分析。各方案平均进尺如图14所示。0、25 ms为短延时，200 ms为长延时。
从图14中可以看到，原方案爆破后掏槽区进尺为2.5 m，采用分阶段爆破后0 ms-25 ms、25 ms-25 ms和25 ms-200 ms等3方案掏槽区进尺分别为2.55、3.2以及2.0 m，25 ms-200 ms方案掏槽能力最弱，其次为原方案，25 ms-25 ms方案效果最佳。
对比图13中各图可以发现，25 ms-200 ms方案由于爆破后，掏槽底部破碎的岩石挤死无法抛出，导致掏槽效果差。而原方案孔底未出现碎石挤死情况，但其进尺同样较低，分析认为由于掏槽辅助孔起爆顺序为对向起爆，导致孔间应力叠加效果差，破岩能力弱，因此炮孔底部岩石无法破碎，导致进尺低，掏槽效果差。
对比图13b、c、d可以看到，不同于25 ms-200 ms方案，其余方案未出现掏槽底部碎石挤死无法抛出的情况。分析认为采用孔内200 ms延时时，上段起爆后存在部分碎石未抛出，导致下段起爆后碎石抛掷受阻，下部碎石无法完全抛出，从而发生挤死现象。而采用孔内25 ms延时时，上段起爆后无法抛出的碎石在动能消耗完前，与下段炮孔起爆后先抛出碎石相互碰撞，使得孔内长延时时上段的无法抛出的碎石被推出去，从而降低了后续碎石抛出的受阻率，避免下段发生碎石无法抛出挤死的现象。表明在硬岩中采用直眼掏槽分阶段爆破时，孔内采用较短的延时能获得更好的效果。
对比0 ms-25 ms和25 ms-25 ms这2个方案试验结果，相对于孔间0 延时，孔间25 ms延时效果更好。分析认为当孔间延时为0时，由于孔深较深，并且碎石相对于原岩存在一定的体积膨胀，而中心孔爆破后产生空间不足容纳上段爆破后的所有碎石，导致上段炮孔存在部分岩体无法破碎，增大了下段炮孔的抵抗线，导致下段爆破难度增加，最终掏槽效果差。而采用孔间25 ms延时后，由于上段之间交错起爆，单一炮孔起爆时，空间足以容纳产生的碎石，并且该炮孔起爆后为下一起爆孔产生的碎石提供了额外的膨胀空间，使得炮孔均能顺利抛出，从而提高掏槽效果。说明在硬岩中采用直眼掏槽分阶段爆破时，孔间一定的延时能获得更好的效果。
为做对比，选用25 ms-200 ms分阶段爆破设计，在岩石点位进行试验，岩性为花岗岩，密度2.7 t/m3，坚硬系数f=10，炮孔深度以及装药参数均不改变。爆破后效果如图15所示，岩石点位硬度较低，顶板时有落石，因此爆破清渣后立即喷浆支护，该图为试验炮爆破后，后续爆破炮孔打眼完毕时。岩石点位爆破后断面平整，断面平均进尺3.55 m，掏槽进尺3.7 m，掏槽炮孔利用率100%。和矿石点位不同，在岩石点位，采用孔间短延时、孔内长延时方案可以获得良好的掘进效率。矿石点位硬度高爆破难度大，和岩石点位有很大的区别，针对不同岩性的掘进面，应根据岩性情况选择不同的掘进方案。
4. 结 论
1）相较于传统连续装药方案，分阶段方案会使得掏槽区的有效应力峰值波动方式发生明显改变，由“波浪”状更改为“锯齿”状，同时峰值有明显的提高。孔间延时的变化会使得掏槽区不同路径上有效应力峰值波动状态发生改变。
2）在地下铁矿矿石点位，即高硬度岩体的掘进爆破中，孔间短延时能够明显提高掏槽区应力状态，上段装药区有效应力峰值分布更合理，同时能够给予相邻炮孔额外的膨胀空间，可以避免出现碎岩挤死，无法抛出的情况。
3）采用孔内分段的方法，上段爆破后可以为下段提供自由面，降低下段炮孔抵抗线，提高炮孔爆破效率。采用孔内短延时设置，下段爆破时可起到一定的加强抛掷作用，提高进尺。
4）岩石点位掘进爆破时，岩石硬度相对较低，相同药量下爆破难度低，采用孔间短延时、孔内长延时方案时，后爆孔能够充分利用前爆孔提高的自由面，掘进效果良好。而在矿石硬岩掘进中，矿石强度高，破碎难度大，采用孔间短延时能够利用前爆孔的残余应力，提高孔间应力叠加效果，从而提高爆破效果。采用孔内短延时能够提高上段破碎岩石的抛掷效果，为后爆孔提高充分的破碎以及抛掷孔间。
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图 2 我国煤矿立风井井口段全尺寸几何模型
Figure 2. Full-size geometric model for wellhead section of coal mine vertical air shafts in China
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图 6 井筒和风硐中的冲击波超压时程曲线
Figure 6. Pressure time curves at monitoring points set in air shaft and fan drift
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图 8 有无立壁条件下防爆门加速度时程曲线
Figure 8. Acceleration curves of explosion door with and without ring part
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图 9 不同防爆门质量条件下风硐出口处超压时程曲线
Figure 9. Overpressure curves at monitoring point near fan drift exit with different mass of explosion door
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图 10 不同井基高度条件下风硐出口处超压时程曲线
Figure 10. Overpressure curves at monitoring point near fan drift exit with different height of shaft foundation
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图 11 侧向先行泄爆条件下风硐出口处超压时程曲线
Figure 11. Overpressure curves at monitoring point near fan drift exit under lateral advance explosion venting conditions
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图 12 正向先行泄爆条件下风硐出口处超压时程曲线
Figure 12. Overpressure curves at monitoring point near fan drift exit under vertical advance explosion venting conditions
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图 13 侧向先行泄爆过程的流场云图
Figure 13. Flow contours under the lateral advance explosion venting condition
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图 14 正向先行泄爆过程的流场云图
Figure 14. Flow contours under vertical advance explosion venting condition
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图 15 主辅防爆门泄压效果对比
Figure 15. Pressure relief effect comparison between main explosion door and auxiliary explosion doors
表 1 改进模型
Table 1 Improved models
模型名称 研究目的 模型描述 无立壁结构模型 立壁结构对泄爆效果的影响 去除防爆门的立壁结构，将其质量摊在剩余结构上，门体质量保持不变，如图4a所示 不同门体质量模型 （减轻）门体质量对泄爆效果的影响 减小防爆门厚度，将其质量m由m0分别减至0.50m0、0.25m0，构成2组轻质化模型；对防爆门施加固定约束，模拟门体质量无穷大 不同井基高度模型 防爆门到交岔点的距离对泄爆
效果的影响将井基高度h分别增加至3.6 m和7.2 m，建立防爆门到交岔点距离不同的模型，如图4b所示 侧向先行泄爆模型 井基开挖先行泄爆孔洞对泄爆
效果的影响井基分别增高至1.8 m和3.6 m，对应沿周向开挖单层（6孔）、双层（12孔）矩形泄爆孔，尺寸为0.8 m×1.0 m；侧向先行泄爆孔面积Slat分别为0.38S0和0.76S0；防爆盖板厚度δ取3 mm和1 mm，如图4c所示 正向先行泄爆模型 防爆门设先行泄爆孔对泄爆
效果的影响沿防爆门周向阵列布置泄爆孔；各组泄爆孔直径为400、600、800 mm；正向先行泄爆孔面积Sver分别为0.18S0、0.41S0、0.72S0；开孔后防爆门质量保持不变；防爆盖板厚度δ取3 mm和1 mm，如图4d所示 
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表 2 冲击波波阵面主要参数对比
Table 2 Comparison of main parameters of shock wave front
对比参数 密度 /（kg·m−3） 温度/ K 气流速度/（m·s−1） 理论值 1.82 341.1 143.4 模拟值 1.80 339.3 141.4
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表 3 常规改进方法模拟结果
Table 3 Results of general improved methods
试验组别 防爆门最大
动能/MJ风硐口反射
波峰值超压/kPa全开
时间/ms特征点D对应
高度/m基本模型 1.94 62.3 71 1.26 去除立壁 1.11 61.0 68 1.23 m=0.50m0 2.43 59.2 50 1.96 m=0.25m0 2.71 54.7 37 2.84 h=3.6 m 2.04 52.4 71 1.45 h=7.2 m 2.01 40.1 71 1.62
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表 4 先行泄爆方法模拟结果
Table 4 Results of advance explosion venting methods
试验组别 防爆门最大
动能/MJ风硐口反射
波峰值超压/kPa全开
时间/ms基本模型 1.94 62.3 71 Slat=0.38S0，δ=3 mm 1.45 50.5 78 Slat=0.76S0，δ=3 mm 1.10 37.5 84 Slat=0.76S0，δ=1 mm 0.99 31.5 89 Sver=0.18S0，δ=3 mm 1.16 56.5 88 Sver=0.41S0，δ=3 mm 0.55 53.1 — Sver=0.72S0，δ=3 mm 0.10 50.5 — Sver=0.72S0，δ=1 mm 0.09 44.7 — 注：最后3组试验，因防爆门未达到全开高度，故无全开时间。
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