公路煤系地層隧道揭煤全巖斷面爆破掏槽優化研究

謝全敏，陳前峰，周圣國，王智德，楊文東

(武漢理工大學 土木工程與建筑學院，湖北 武漢 430070)

0 引言

在山區公路隧道建設中有時會遇到煤系地層，由于公路線形的限制，隧道必須穿越煤系地層，在揭煤全巖斷面中爆破技術是確保施工安全十分重要的一環[1]。公路煤系地層隧道在揭煤全巖斷面中爆破時，爆破設計既要達到爆破效果，又要控制振動，降低爆破振動效應對工作面前方煤層的擾動，防止煤層內部吸附態瓦斯受擾動而發生解吸，使煤層瓦斯壓力保持在一定水平，降低石門揭煤時煤與瓦斯突出事故發生的可能[2]。《煤礦安全規程》等[3-5]規定，對于煤系地層隧道施工爆破，為防止明火引燃瓦斯，爆破時必須采用特殊的煤礦許用延時電雷管，雷管最長延期時間為130 ms，延時電雷管總共只有5段，嚴禁跳段使用。因此在保證掏槽爆破質量和安全的前提下，需盡可能減少掏槽孔占用的雷管段數，保障后續輔助眼、周邊眼和底板眼擁有一定的延期時間。而在延時雷管段數少的情況下，斜眼掏槽技術是有效且被廣泛應用的方法[6-8]；巖巷二階二段掏槽技術也具有比較好的適用性[9-10]；楔直復合型掏槽技術(即楔形掏槽孔結合中心裝藥孔的掏槽形式，中心裝藥孔起爆后可破碎掏槽底部殘余巖石并將其拋擲)較為成熟，但一般施工中難以達到精密的鉆孔要求，且第一階掏槽孔所受夾制作用大，易導致爆破效果不理想，致使后續炮眼爆破更為困難[11-13]。目前這些掏槽技術主要適用于開挖斷面較小的煤礦巖巷爆破技術方案[14-16]，而對于大斷面公路煤系地層隧道，適用于開挖斷面較小的煤礦巖巷的爆破技術(尤其是掏槽爆破技術)應用于大斷面公路煤系地層隧道還需要進行深入的研究[17-18]。為此，本研究以某高速公路隧道為研究對象，采用二階二段掏槽技術作為公路煤系地層隧道揭煤全巖斷面爆破的掏槽形式，在此基礎上對其參數進行數值試驗分析并優化，探討各類參數變化情形下對破巖效果和爆破振動效應的影響，為某高速公路隧道煤前全巖斷面掏槽形爆破設計提供技術參考。

1 煤系地層隧道揭煤全巖斷面爆破二階二段掏槽技術

(1)二階二段掏槽技術原理

二階二段掏槽一般布置形式見圖1。煤系地層隧道揭煤全巖斷面施工方法一般采用上下臺階開挖法，對于上半斷面大小而言，掏槽孔占用兩個段別雷管是合理的，由于兩段掏槽孔深不同，掏槽區被分為一深一淺兩個臺階。

圖1 二階二段掏槽孔及中心孔布設形式(單位：cm)Fig.1 Layout of 2-step 2-segment cut holes and center holes (unit: cm)

(2)二階二段掏槽技術參數

二階二段掏槽同一排掏槽孔的間距a應滿足

Rc≤a≤2Rp，

(1)

式中，Rc為巖體粉碎區域的半徑；Rp為巖體裂隙區域的半徑。式(1)可簡化為：

a=2(2bP/σtd)1/βr0，

(2)

式中，b=μd/(1-μd)，μd為煤巖動泊松比；P為煤巖初始波壓力；σtd為煤巖體動單軸抗拉強度；β為爆炸應力波對應的衰減指數，β=2-b；r0為炮眼直徑和藥包直徑。

楔形掏槽孔底距應滿足炮孔巖石爆破形成的裂隙區要互相重合，且使槽腔底部巖石破碎充分，則一階掏槽孔孔底距e為：

e=2(1+α)/αRc，

(3)

式中，e為一階掏槽孔孔底距，一般控制在30 cm左右；α為衰減指數，爆炸沖擊波對應的衰減指數為α=2+b,二階掏槽孔的孔底間距f應滿足：

Rp≤f≤2Rp。

(4)

二階掏槽孔孔底距f與圍巖性質相關，一般為50 cm左右。若一階和二階掏槽孔水平傾角依次為α，β，則兩階掏槽孔排間孔口距分別為：

L一階=e+2h/tanα，

(5)

L二階=f+2H/tanβ，

(6)

式中，h為一階掏槽孔垂直深度；H為二階掏槽孔垂直深度；α為一階階掏槽孔水平傾角，一般控制在70°～80°之間；β為二階掏槽孔水平傾角，一般控制在75°～85°之間。

一階掏槽孔排間孔口距一般為140～180 cm；二階掏槽孔排間孔口距一般為100～150 cm。其余孔口距(包括中心孔孔口距)均為a。

受雷管段數的限制，二階二段掏槽爆破使用的雷管段數不宜超過兩段；一階掏槽孔垂深為二階掏槽孔垂深的50%～60%，所有炮孔的裝藥系數均按《煤礦安全規程》和《鐵路瓦斯隧道技術規范》等規范要求設計。

2 隧道揭煤全巖斷面爆破二階二段掏槽成腔機理力學分析

隧道揭煤全巖斷面爆破二階二段掏槽力學模型如圖2所示。

圖2 二階二段掏槽力學模型Fig.2 Mechanical model of 2-step 2-segment cut

A′G′，E′L′，B′H′，D′J′，F′K′，C′I′為一階掏槽孔，面A′B′C′D′為掌子面；L一階為一階槽口寬；e為一階槽底寬;a為同排炮孔口距；h為炮孔垂深；h/sinα為炮孔斜深;α為掌子面與炮孔水平夾角。AI，FN，EM，BJ，CK，GO，HP，DL為二階掏槽孔;面ABCD為掌子面;L二階為二階槽孔口間距;f為一階槽孔底間距;H為炮孔垂深;H/sinβ為炮孔斜深;β為掌子面與炮孔水平夾角；XX′，YY′，ZZ′為中心孔;H′為炮孔垂深與二階掏槽孔同深。

假設掏槽孔爆破后形成的槽腔為臺階形，模型中除掌子面以外，依據Mohr-Coulomb準則，面BCKJ，ADLI在爆生氣體作用下發生剪切破壞；面ABJI，DCKL破壞分為兩個部分，在裝藥段內，炸藥爆破已經生成了相互貫通的裂隙，此范圍內的剪切阻力可不予考慮。在裝藥段以外，與面BCKJ，ADLI分析形式相同；二階掏槽槽底面IJKL受爆生氣體作用，主要破壞形式為受拉破壞，其抗拉阻力與巖石抗拉強度和槽底面積相關。一階掏槽破壞形式與二階掏槽類似，后續只對二階掏槽孔進行成腔機理受力分析，不再贅述。

(1)二階掏槽成腔阻力分析

面BCKJ，ADLI剪切阻力為:

(7)

式中，c為巖體黏聚力；φ為巖體內摩擦角；σ1為正應力，σ1=γz。

上述提到面ABJI,DCKL在裝藥段內，剪切阻力可不予考慮。在非裝藥段，面ABJI,DCKL剪切阻力為:

Q′ABJI=Q′DCKL=(c+σ2tanφ)3al,

(8)

二階掏槽槽底面IJKL上的抗拉阻力為:

Fd=3afσtd,

(9)

式中σtd為巖石的動態抗拉強度。

掏槽成腔過程中的阻力除了各個面上的剪切和抗拉阻力外，還存在巖石向外被拋擲時與槽腔巖壁間的摩擦阻力，其值與巖石拋擲速度、被拋擲巖石總質量、槽腔直徑和巖石摩擦系數相關。掏槽成腔過程中爆生氣體與破碎的巖石屬于氣固二相流，摩擦阻力可表示為:[10]

(10)

式中，D為槽腔平均直徑；λm為破碎巖石與槽腔巖壁摩擦系數；vp為破碎巖石在槽腔腔體內運動速度；M為槽腔內爆生氣體與破碎巖石氣固混合物質質量，M=A·L·ρp，其中ρp為腔體內氣固混合物質密度；A為槽腔斷面面積；L為槽腔長度。

二階掏槽孔成腔時的總阻力Q為:

Q=(Q′ABJI+Q′DCKL)sinβ+QBCKJ+QADLI+Ff+Fd。

(11)

(2)二階掏槽成腔動力分析

掏槽成腔動力源自炮孔內炸藥爆炸后產生的爆生氣體壓力，在爆生氣體壓力作用下，槽腔內巖石發生運動，圖3為成腔動力力學分析圖。

圖3 二階掏槽成腔動力學分析圖Fig.3 Analysis chart of dynamics in cavity forming of second-step cut

由于煤系地層中炮孔非裝藥段均用炮泥堵塞，堵塞效果好，故可采用等熵膨脹計算爆炸后的氣體壓力值。單個炮孔炸藥爆炸后，炮孔壁上爆破動載荷為P，單個炮孔裝藥段所含炸藥爆炸后提供的動力為：

F動=P·lc·r0，

(12)

式中，lc為裝藥段長度；r0為炮孔直徑。

則二階掏槽孔炸藥爆炸后為槽腔內巖石在自由面方向上提供的合動力為：

F總=8F′動=8F動cosβ=8P·lc·r0·cosβ。

(13)

(3)二階二段掏槽與單楔形掏槽比對分析

結合以上對掏槽成腔阻力和成腔動力分析可知，對于二階二段掏槽和單楔形掏槽而言，掏槽成腔均需滿足：

F總≥Q。

(14)

由式(13)可知，掏槽成腔總動力與裝藥量、炮孔直徑、炮孔傾角相關。若以上參數相同，則二階二段掏槽與單楔形掏槽的成腔總動力相同。

(4)二階二段掏槽成腔效果影響因素

一階掏槽孔要破碎巖體的體積V1，二階掏槽孔要破碎巖體的體積積V2，則V1，V2二者間滿足：

Ks≤V2/(V2-V1+V′1)，

(15)

式中Ks為被爆巖石的碎脹系數。理想狀態下，二階掏槽孔起爆時，一階掏槽區內巖石恰好完全拋擲出，即V′1=0。則理想狀態下，V1，V2二者間滿足：

V2/V1≤Ks/(Ks-1)。

(16)

綜上分析可知，對于二階二段掏槽獲得理想的爆破效果的手段有：增加一階掏槽與二階掏槽起爆間隔時間，使一階掏槽區內巖石有充足的時間破碎并拋出；在滿足式(16)的前提下，適當加深一階掏槽孔垂深(增大一階掏槽槽腔體積)，在增加碎脹空間的同時亦可降低二階掏槽成腔阻力。

3 不同參數對掏槽爆破效果和爆破振動效應的影響

由式(1)～式(16)初步計算得煤系地層圭嘎拉隧道揭煤全巖斷面二階二段掏槽技術參數，部分參數取整后見表1。

表1 全巖斷面二階二段掏槽參數Tab.1 Parameters for 2-step 2-segment cut in whole rock section

3.1 中心孔裝藥量對爆破效果的影響

上述提到二階二段掏槽中，中心孔爆破可以有效削弱二階槽腔底部巖石破裂面的抗拉阻力，繼而中心孔破巖程度決定著二階掏槽孔爆除槽腔體內剩余巖石的難易度。為了比對中心孔裝藥量對掏槽爆破效果和爆破振動效應的影響，將中心孔裝藥直徑由32 mm提高為35 mm，裝藥系數一致為0.67，通過數值試驗進行觀察分析。

模型尺寸為270 cm×200 cm×270 cm，一階掏槽孔長為1.27 m，二階掏槽孔長為2.48 m，中心孔長為2.4 m，其中各孔裝藥長度均為炮孔長度的2/3，炮孔剩余部分堵塞，炸藥與黏土炮泥間添加一節水炮泥。一階與二階掏槽炮孔裝藥直徑32 mm，中心孔裝藥直徑分別為32，35 mm，掏槽底部預留巖石厚度30 cm。除掌子面外，其余面均定義為無反射邊界。模型邊界條件設置為黏滯邊界，其范圍包括模型水平方向左右兩側、豎直方向底部以及模型前后兩側邊界。所建模型包含609 859個單元、627 731 個節點，見圖4。

圖4 二階二段掏槽爆破網格模型Fig.4 Network model of 2-step 2-segment cut blasting

圖5為中心孔裝藥直徑分別為32，5 mm時，掏槽區中線縱剖面上巖石破碎范圍及有效應力三維云圖。

圖5 掏槽區中線縱剖面巖石破碎范圍及有效應力云圖Fig.5 Rock fragmentation ranges of longitudinal section at centerline of cutting area and nephograms of effective stress

炸藥爆炸后，中心孔藥直徑為35 mm時，縱剖面上中心孔爆轟應力波強度明顯均大于32 mm時，掏槽區巖石整體破碎范圍與32 mm時相近，但在起爆點與炮孔裝藥段附近巖石垂向爆生裂紋較32 mm時密集。

為探究裝藥量不同對掏槽爆破應力波影響規律，取掏槽中心區段和掏槽邊界區段起始測點見圖6。

圖6 掏槽中心區段及邊界區段測點Fig.6 Measuring points at central segment and boundary segment of cut

圖7為兩種裝藥條件下掏槽中心區段(掏槽孔口A至孔底部分B)和掏槽邊界區段(掏槽邊界中點C至孔底邊界部分D)上各點有效應力峰值分布情況，坐標原點均為掏槽孔口處。

圖7 中心孔不同裝藥直徑有效應力峰值隨掏槽深度變化Fig.7 Effective peak stresses at center holes with different diameters varying with cut depth

由圖7可知，兩種裝藥條件下，孔口至堵塞末端有效應力峰值逐漸增大，而在炮孔裝藥段有效應力峰值呈現脈沖式規律波動，在孔底至掏槽底部區段，有效應力水平趨于平緩。在掏槽中心區段，裝藥直徑為32，35 mm時，有效應力均值分別為168.9，214.0 MPa。增大藥卷直徑使裝藥量增大19.6%，有效應力均值增大26.7%，利于掏槽區巖石破碎。兩種裝藥條件下，孔口至堵塞末端巖石單元有效應力峰值相近。裝藥直徑為35 mm時炮孔裝藥段有效應力峰值總體上較大，且在孔底至掏槽底部區段其均值較裝藥直徑32 mm時大15 MPa左右，增大了掏槽底部保留區巖石的損傷程度，不利于下一循環施工且可能增加瓦斯逸出量；在掏槽邊界區段，有效應力峰值隨掏槽深度變化規律與掏槽中心區段相似。裝藥直徑為32，35 mm時，有效應力均值分別為151.1，196.1 MPa。增大裝藥直徑使有效應力峰值在裝藥段和掏槽底部增加29.8%左右。

在掏槽模型底部選取測點繪制速度、加速度時程曲線如圖8所示，探究中心孔不同裝藥直徑對爆破振動效應的影響。

圖8 不同裝藥直徑掏槽底部動力時程曲線Fig.8 Dynamic time-history curves of cut bottom with different charge diameters

兩種裝藥條件下，掏槽底部測點振動和速度峰值分別為26.5，33.9 cm/s，加速度峰值分別為1.86×10-6，3.52×10-6cm/μs2，增大裝藥直徑使振動速度增大27.9%左右、加速度增大89.2%左右。增大藥卷直徑對增強爆破振動效應作用比較顯著，其對提升有效應力水平的正收益遠低于爆破振動效應的負收益。

對模型進行3軸切片，得到掏槽區關鍵截面巖石破碎形態，見圖9。

圖9 不同裝藥直徑掏槽區關鍵截面巖石破碎形態Fig.9 Rock fragmentation patterns at key sections in cutting area with different charge diameters

由圖9可知，中心孔裝藥直徑由32 mm增至35 mm 后，炸藥爆炸應力波強度增大。5#～8#炮孔連線水平截面上，中心孔底部附近巖石破碎范圍明顯增大，且伴生更為密集的爆生裂隙，利于降低矸石大塊率及拋矸，裂隙貫穿底部預留巖石，兩種裝藥條件下一階孔與中心孔破碎區均已貫通。同時由于一階掏槽孔與中心孔炸藥爆炸應力波疊加，致使一階掏槽孔孔口及中下部爆腔略微增大，掌子面反射拉伸裂紋有所增加；1#～3#炮孔連線垂直截面上，中心孔孔口處巖石豎向爆腔擴大，破碎區進一步向掌子面侵蝕，且掏槽孔底保留區巖石損傷程度增大，不利于下一個循環掌子面施工與圍巖穩定，兩種裝藥條件下炮孔利用率相近；裝藥直徑增大后，炮孔軸向中垂截面上，中心孔附近巖石豎向破碎范圍向兩側擴散。二階掏槽孔與中心孔間巖石爆除量較裝藥直徑為32 mm時大。但兩種裝藥條件下二階掏槽孔與中心孔均已相互貫通，對后續槽腔內氣固混合物的拋出均不構成阻礙。

裝藥直徑為32，35 mm時，掏槽區巖石單元失效數分別為184 838，191 708，增大裝藥直徑使槽腔巖石破碎程度增大3.7%。結合圖9，說明裝藥直徑32 mm時已有足夠的爆轟應力用于破除腔體內巖石，再增大中心孔裝藥直徑對于擴大槽腔、提高炮眼利用率作用較小，且會造成更大的爆破振動效應，使工作面前方煤層受擾動作用增大，增加了石門揭煤時煤與瓦斯突出的風險。同時對下一循環掌子面圍巖損傷增大，不利于下一個工作面施工。綜上所述，在揭煤全巖斷面掏槽爆破作業時，應選用直徑為32 mm 的3級煤礦許用炸藥，以保證爆破作業的經濟性、安全性。

3.2 一階掏槽孔深度對掏槽爆破效果的影響

由式(16)及其分析可知，增大一階掏槽槽腔體積可以有效降低二階掏槽成腔阻力，有利于提高爆破效率。為了驗證理論分析的正確性，將一階掏槽孔垂深由1.2 m提升至1.4 m，同時保持一階掏槽孔底距與裝藥系數不變，比對一階掏槽槽腔體積不同時掏槽區巖石破碎效果，修改后的相關參數見表2。

表2 一階孔垂深修改后掏槽參數Tab.2 Cutting parameters after modification of first-step hole vertical depth

通過數值試驗分析后，得到一階掏槽孔不同垂深掏槽中心區段和掏槽邊界區段有效應力峰值分布情況，見圖10。

圖10 一階孔不同垂深有效應力峰值隨掏槽深度變化Fig.10 Effective peak stresses of first-step hole at different vertical depths varying with cut depth

由圖10可知，在掏槽中心區段，兩種垂深條件下曲線總體走勢相同。一階孔深度為1.2，1.4 m時，有效應力均值分別為168.8，169.7 MPa，垂深增加16.7%使有效應力均值增大0.53%。一階孔垂深為1.4 m時，孔口至堵塞末端有效應力水平整體略低于垂深1.2 m，不利于堵塞段巖石破碎，而在掏槽底部其有效應力水平略高，可能會增大底部保留區巖石的損傷程度。兩種條件下裝藥段有效應力均值分別為259.4，264.4 MPa，增大垂深后裝藥段有效應力增大了1.9%，加大一階孔垂深對裝藥段有效應力水平提升并不明顯；在掏槽邊界區段，應力規律與掏槽中心區段類似。一階孔深度為1.2，1.4 m時，有效應力均值分別為151.1,144.2 MPa，垂深增加邊界處的有效應力水平反而減小近4.6%，不利于槽腔形成。分析其原因可能為增大垂深致使一部分炸藥能量用于抵抗更大的深部巖石夾制作用，降低了能量利用率。

圖11為一階孔不同垂深時掏槽關鍵截面巖石破碎形態。由圖11可知，一階孔垂深增加后，在4#～11#炮孔連線中點水平截面，一階孔孔口破碎范圍減小，中心孔破碎范圍明顯擴大，且掏槽底部裂隙更為密集，保留區巖石損傷程度增加。同時因為一階孔深度增加，需要破碎、拋擲的一階掏槽槽腔體積隨之增大，而《煤礦安全規程》等規范限制炮孔裝藥系數上限為0.67，因此被爆巖石體積與裝藥量不成比例，且一階孔加深需克服更大的巖石夾制作用，消耗了一部分炸藥能量，致使一階孔爆破效果不佳，增大了二階掏槽成腔阻力，影響了巖石整體破碎效果；同樣在7#～9#炮孔連線垂直截面和距一階孔底0.2 m處Z軸中垂截面兩個關鍵截面上，整體掏槽效果均隨著一階孔垂深增加而有所下降，因此增加一階孔垂深可能會降低掏槽效率，在揭煤全巖斷面掏槽爆破作業時，一階掏槽孔深定為1.2 m。

圖11 一階孔不同垂直深度掏槽區關鍵截面巖石破碎形態Fig.11 Rock fragmentation patterns at key sections in cutting area of first-step hole with different vertical depths

3.3 一階掏槽孔傾角對掏槽爆破效果的影響

為了比對一階掏槽孔傾角對掏槽爆破效果的影響，將一階掏槽孔傾角由70°改為75°，裝藥系數和垂深保持不變，修改后的掏槽參數見表3。

表3 一階掏槽孔傾角修改后掏槽參數Tab.3 Cutting parameters after modification of inclination angle of first-step cut hole

通過數值試驗分析后，得到一階掏槽孔不同傾角掏槽中心區段和掏槽邊界區段有效應力峰值分布情況，見圖12。

圖12 一階孔不同傾角有效應力峰值隨掏槽深度變化Fig.12 Effective peak stresses of first-step hole with different inclination angles varying with cut depth

在掏槽中心區段，一階掏槽傾角為70°，75°時，有效應力均值分別為168.8，171.3 MPa，增大掏槽傾角對有效應力水平影響較小；在掏槽邊界區段，增大一階掏槽傾角使得掏槽深度在0.8～1.0，1.4～1.6 m和1.8～2.4 m區間內應力水平降低，不利于堵塞段和孔底巖石的破碎，增大了掏槽底部成腔阻力。而在1.0～1.4 m和1.6～1.8 m區間內有效應力均有一定程度的升高，即應力水平不均勻，易造成槽腔巖體整體破碎程度不均勻，可能提升矸石大塊率，不利于拋矸與后續出渣。

圖13為不同一階掏槽孔傾角槽腔巖石破碎形態。

圖13 一階掏槽孔不同傾角槽腔巖石破碎形態Fig.13 Rock fragmentation patterns of cavity of first-step hole with different inclination angles

一階掏槽孔傾角增大后，在5#～8#炮孔連線水平截面上，由于一階孔與中心孔中夾巖石厚度增加，繼而其破碎更為困難，致使一階孔中上區段巖石破碎范圍減小，中部“凸出狀”巖體大塊度增加，不利于后續拋渣；在7#～9#炮孔連線垂直截面上，巖石整體破碎程度降低，爆生裂隙未延伸至掏槽底部，增大了底部成腔阻力；在炮孔軸向中垂截面上，槽腔內爆生裂隙數量減少，中心孔與二階掏槽孔間未被爆除巖石厚度增加，二者之間未貫通，同樣增加了二階掏槽孔成腔阻力。可見一階掏槽孔由70°增至75°降低了整體掏槽效率。

綜上所述，考慮提高掏槽效率、降低爆破振動效應的前提下，在揭煤全巖斷面掏槽爆破作業時應采用表1的掏槽參數，同時在施工時需根據實際爆破情況進行參數的調整。

3.4 現場爆破試驗與測試

根據本研究成果，在圭嘎拉隧道右洞里程YK16+408—YK16+506進行了現場爆破試驗與測試，在上述其他掏槽參數不變的情況下，爆破試驗參數為：裝藥直徑32 mm和35 mm，一階掏槽孔深1.2 m和1.4 m，一階掏槽孔傾角70°和75°。其測試統計結果見表4。

由表4可知，裝藥直徑由32 mm增大到35 mm時，槽腔巖石破碎程度增大不明顯，約為3.5%，但爆破振動速度增大顯著，約為27.5%，不利于振動控制。一階孔深度為由1.2 m增大到1.4 m時，爆破槽腔體積減小，約為12.5%，不利于槽腔形成。一階掏槽孔傾角由70°增至75°后，掏槽效率降低，約為8.2%，不利于掏槽。這些測試結果表明，現場爆破試驗結果與理論研究結論一致。

表4 現場爆破試驗測試結果Tab.4 Test result of field blasting experiment

4 結論

本研究以某高速公路隧道為研究對象，采用理論分析與數值模擬方法對煤系地層隧道揭煤全巖斷面爆破掏槽技術進行了研究，主要研究結論為：

(1)通過理論分析，確定了煤系地層隧道揭煤全巖斷面爆破掏槽形式為二階二段掏槽方法，并對二階二段掏槽形成的力學機理進行了分析，獲得了一些規律。

(2)由數值模擬獲得：裝藥直徑由32 mm增大到35 mm時，使槽腔巖石破碎程度僅增大為3.7%，說明裝藥直徑32 mm時已有足夠的爆轟應力用于破除腔體內巖石；一階孔深度為由1.2 m增大到1.4 m時，不利于槽腔形成，整體掏槽效果均隨著一階孔垂深增加而有所下降；一階掏槽孔傾角由70°增至75°后，不利于拋矸與后續出渣，降低了整體掏槽效率。

(3)綜合考慮掏槽效率提高與爆破振動效應控制，得到了煤系地層隧道揭煤全巖斷面掏槽中心孔裝藥直徑為32 mm，一階孔垂深1.2 m，一階孔傾角為70°，二階孔垂深為2.4 m和二階孔傾角為75°。

上述研究成果為隧道煤前全巖斷面掏槽形爆破設計提供了重要依據，也可為類似公路煤系地層隧道爆破設計提供參考。