滿 軻，劉曉麗

(1. 北方工業(yè)大學土木工程學院，北京 100144；2. 清華大學水沙科學與水利水電工程國家重點試驗室，北京 100084)

光面爆破是較為傳統(tǒng)的施工工法，技術成熟且爆破質量可控。該技術取決于爆破參數的選擇，而爆破參數的選擇又主要取決于以下兩類參數：一類為炸藥、雷管、導爆索等爆破耗材的物理、化學性質；另一類為待開挖巖土介質的力學及物理特性，以及與爆破耗材的匹配性；再者爆破參數的擬定還受限于具體的施工水平[1?4]。其中，在眾多的爆破參數中，掏槽方式這一參數的遴選對于光面爆破的開挖掘進效率、爆破后硐室的周邊成型，以及爆后圍巖損傷程度等方面均具有決定性的作用[5]。無論哪種掏槽方式(如直眼掏槽、楔形掏槽、螺旋掏槽、桶式掏槽等)，其主要目的是通過掏槽形成大的槽腔，也就是產生更大的臨空面及掏槽空間，提高爆破效率，從而利于施工工序的組織銜接，降低開挖施工成本[6?7]。同時，合理的掏槽方式可以降低對周邊圍巖的損傷，保證爆破硐室成型良好。

許多學者研究了爆炸振動的動態(tài)響應，如爆炸引起的速度、加速度、波的傳播、損傷和應力瞬變等。Kahriman[8]、Korichi等[9]、Huang等[10]、Ghasemi等[11]、Dehghani等[12]和Singh等[13]研究了振動速度、振幅和頻率的特征，并說明了振動速度、裝藥量、距爆破現場的距離和地質不連續(xù)性之間的衰減關系。Duan等[14]研究了爆破過程中圍巖的應力分布和應力波的傳播方式。Adhikari等[15]對兩個礦井巷道的峰值顆粒速度(PPV)和相應的圍巖損傷進行了研究，結果表明：巖體損傷與PPV高度相關。Li等[16]對爆破和地震動荷載作用下圍巖的動態(tài)變形破壞進行了分析，從理論上闡述了巖體的動態(tài)破壞過程。

此外，單仁亮等[17? 18]辨析了爆生氣體與爆炸沖擊波作用的差異性，在此基礎上提出了準直眼掏槽方式，其主掏槽眼稍微傾斜，槽底炮孔間距較大，次掏槽眼垂直于自由面，并將此掏槽方式予以工程應用，取得了較好的爆破效果。楊國梁等[19]發(fā)現在掏槽爆破施工時，隨著炮孔深度增加，巖石夾制作用愈加嚴重，拋擲效果更差，針對此工程難題，研究并提出了復式楔形掏槽爆破技術，其直孔與斜孔交叉布置，與傳統(tǒng)的復式楔形掏槽具有明顯的區(qū)別。言志信等[20]結合巖土介質的物理、力學特性，基于介質應力-應變本構關系，特別是通過爆炸波的傳播屬性，借助爆破振動技術，分析了采集到的爆破振動速度與振動頻率的關聯(lián)機制，與既有的爆破安全標準相對應，闡明并提出了新的爆破振動安全振速建議標準。閆孔明等[21]以龍門山斷裂帶附近某核廢料處置場為研究對象，對不同工況時的加速度響應予以監(jiān)測，通過地震波波動機制研究軟弱夾層和斜坡效應對場地的動力響應及其對應的標準反應譜，發(fā)現軟弱夾層的加速度放大效應與輸入地震動的峰值密切相關。

在此基礎上，結合爆破振動分析理論，對不同掏槽方式的爆破效果予以分析。爆破振動信號持續(xù)時間較短(一般為毫秒級別)、突變快(信號轉變迅速)、平穩(wěn)性差(波峰波谷轉化劇烈)等特點，其頻譜分析包含了爆破振動的諸多信號特征(頻率、持續(xù)時間、振動速度等)。其中，爆破振動的頻率與工程結構體響應之間存在著很大的聯(lián)系。正是由于爆破振動的因素，致使工程結構體相應地予以動力響應，進而可分析爆破振動反應譜對工程結構體的破壞效應。同時，通過對爆破振動反應譜曲線的詳細分析，刻畫工程結構體的動態(tài)響應，進而辨析工程結構體對爆破振動響應的差異性，從而體現工程結構體對爆破振動的極大值響應[22?24]。工程結構體對爆破振動響應可分別產生位移、速度和加速度反應值，這些不同類型的振動反應譜，是工程結構體反應譜分析的依據與必要前提。

鑒于此，本文以吉林永吉一山嶺隧道爆破施工為例，爆破施工巷道最大埋深32 m，其斷面寬度4.3 m，高3.13 m，凈斷面積12.17 m2，斷面形狀為直墻半圓拱。工程圍巖主要為花崗巖，其靜態(tài)抗壓強度為150 MPa，抗拉強度為13 MPa。巷道賦存地質環(huán)境中含水較少，可忽略不計。進而設計了不同掏槽方式下的爆破試驗，同時進行了爆破振動監(jiān)測，并對獲得的爆破振動信號進行了頻譜分析，從而對該工程的動態(tài)響應予以對比分析和探討。

1 掏槽方式設計與爆破試驗

根據爆破掏槽布設原理，并結合現場的地質情況及試驗條件，共布置了三種掏槽方案，分別為：直眼掏槽、單楔形掏槽，以及復合楔形掏槽。掏槽孔布置如圖1～圖3，每種掏槽方式的掏槽孔參數如表1～表3所示。

圖 1 直眼掏槽爆破方案 /mm Fig.1 Blasting scheme of parallel hole cutting

設計原則是：首先，在其它爆破參數不變的情況下，只改變掏槽方式；其次，每種掏槽方式的鉆孔數量及裝藥總量盡可能的保持一致，只是掏槽孔的分布有所區(qū)別；再者，每種掏槽方式在掌子面的展布區(qū)域面積均為大致相同的展布面積；最后，不同掏槽方式所用的雷管等爆破耗材數量保持一致。在此基礎上，每種掏槽方式的優(yōu)劣性才能有互相對比研究的基礎，分析出的結果才科學可信，避免了其它爆破參數因素對特定設計的掏槽方式及掏槽效果的影響。巖石爆破本身具有較大的離散性，由多種因素共同決定，如巖石物理力學性質、炸藥特性、波阻抗、賦存環(huán)境、施工水平、爆破參數設計等因素。本文針對的是三種不同掏槽方式而設計的相應掏槽參數，并且在同一地質段內而實施的爆破試驗。每種掏槽方式均開展了一次爆破試驗，進尺為2 m。

對于本項目的掏槽設計，掏槽范圍在隧道掌子面的中下部，掏槽孔數目及深度保持一致。特別是掏槽孔的裝藥量保持一致，每次爆破設計的炸藥單耗基本保持一致。

不同掏槽方式均有其各自的優(yōu)缺點與適應性，本文為了對不同掏槽方式予以比較，在保證裝藥總量與掏槽鉆孔數量盡可能一致的條件下，設計三種不同的掏槽方式。需要說明的是，設計的三種掏槽方式受制于鉆孔數量、裝藥量、開挖斷面、鉆孔深度等先決因素，并不是每種掏槽方式中的最優(yōu)化方法。同時，本文的爆破試驗方法也是對不同掏槽方式的研究提供了一個思路，著重于掏槽形式(掏槽孔的空間分布)差異而導致的掏槽響應及其效果。

圖 2 單楔形掏槽 /mm Fig.2 Blasting scheme of single wedge hole cutting

本文研究的是不同掏槽方式在其他爆破參數盡可能一致的前提下，專注于考慮“布孔形式及其空間分布”這一關鍵因素而開展的研究。但是，每種掏槽方式的設計未必是其相對應的最佳掏槽方式，這是必須提及的地方，亦是后續(xù)研究的重點方向。

1.1 直眼掏槽設計

直眼掏槽設計掏槽孔為7個孔，圍繞著中心孔，6個周邊孔等間距布置，鄰孔之間夾角為60°。根據直眼掏槽的原理，需在中間設置空孔，合理利用空孔效應，裝藥孔與空孔之間的巖體受到剪切應力與拉伸應力，使得其中的巖體易于掏出[25 ? 26]。

其中，周邊均勻布設的6個孔為裝藥孔，中心孔為空孔，不裝藥。周邊6個孔所用的雷管段別一致，均為1段雷管，保證其可同時起爆。這種設計方式可利用中心孔預先鉆取出來的臨空體積，更易于周邊爆破孔能量的釋放和掏槽腔體的形成。

輔助孔分為5圈，首先靠近掏槽孔的8號、9號、10號孔為第一級輔助孔，位于掏槽孔上方，其目的是及時利用掏槽孔腔體，下壓巖石，充分利用掏槽后的爆破效果。11號、12號孔布設于掏槽孔下部，為第二級輔助孔，其目的同樣是利用已形成的掏槽腔體，巖石向上爆發(fā)。13號～21號孔為第三級輔助孔，22號～32號孔為第四級輔助孔，33號～46號孔為第五級輔助孔，47號～67號孔為周邊孔，69號～74號孔為底孔，68和75號孔為底角孔。周邊孔間距為399 mm。各個掏槽孔孔深均比其它鉆孔深10%，即孔深為2.2 m。

圖 3 雙楔形掏槽 /mm Fig.3 Blasting scheme of double wedge hole cutting

表 1 直眼掏槽爆破參數表Table 1 Blasting parameters of parallel hole cutting

表 2 單楔形掏槽爆破參數表Table 2 Blasting parameters of single wedge hole cutting

表 3 雙楔形掏槽爆破參數表Table 3 Blasting parameters of double wedge hole cutting

各個孔內的裝藥量按照內圈輔助孔藥量大，外圈輔助孔藥量逐漸減小的原則布設。需說明的是，底孔和底角孔受到的挾制作用更大，所需藥量須增大，特別是底角孔所受的夾制更厲害。

同時，爆破次序、雷管段別按照從內到外依次起爆的順序，使得炮孔起爆具有一定的層次和時間間隔，同樣需說明的是，同一圈次炮眼的起爆必須為同時起爆，保證可產生良好的光面爆破效果。

炮眼設計如圖1所示，爆破參數如表1所示。

1.2 單楔形掏槽設計

單楔形掏槽設計掏槽孔為7個孔，分為1個中心孔和6個掏槽孔。圍繞著中心孔，6個楔形掏槽孔分左右兩列豎直布置，每列各3個掏槽孔。中心孔為直孔，垂直于掌子面鉆?。?個楔形掏槽孔為斜孔，與掌子面平面呈80°的夾角，鉆孔角度均朝向中心孔[27?28]。

其中，6個楔形掏槽孔為裝藥孔，中心孔亦為裝藥孔，但中心孔藥量較楔形掏槽孔藥量少。周邊6個孔所用的雷管段別一致，均為1段雷管，保證其可同時起爆。而中心孔雷管段別采用跳段為3段雷管，稍晚于楔形掏槽孔起爆。這種設計方式可利用楔形掏槽孔預先爆破出來的臨空體積，并疊加中心孔的進一步爆破，利于清除楔形掏槽腔體底部的凸起巖坎，更易于掏槽腔體的形成。

輔助孔同樣分為5圈，首先靠近掏槽孔的8號、9號、10號孔為第一級輔助孔，位于掏槽孔上方。11號、12號孔布設于掏槽孔下部，為第二級輔助孔。與直眼掏槽的區(qū)別是，該爆破循環(huán)的第一級及第二級輔助孔采用的雷管段別為同一段雷管，均為5段，這是在保證掏槽腔體可以較好塑形的前提下，考慮到其它孔的雷管段別盡量要與第一次的保持一致。因為單楔形掏槽腔體掏槽影響范圍較直眼掏槽影響范圍更大，第一級和第二級輔助孔的最小抵抗線與掏槽腔體之間的距離基本相等，可以同一段雷管同時引爆。

與直眼掏槽一樣，13號～21號孔為第三級輔助孔，22號～32號孔為第四級輔助孔，33號～46號孔為第五級輔助孔，47號～67號孔為周邊孔，69號～74號孔為底孔，68號和75號孔為底角孔。周邊孔間距為399 mm。

各個掏槽孔孔深均比其它鉆孔深，掏槽孔底在掌子面后方須保持落在同一平面上，孔深垂直掌子面的投影長度為2.2 m，均比其它孔深約10%。同時兩列掏槽孔落在炮孔底部的距離為221 mm，保持有一定的距離，更利于爆破腔體的形成，防止夾角(80°)過小致使炮孔底部相交，避免炮眼打穿。

各個孔內的裝藥量按照內圈輔助孔藥量大，外圈輔助孔藥量逐漸減小的原則布設。需說明的是，底孔和底角孔受到的挾制作用更大，所需藥量須增大，特別是底角孔所受的夾制更厲害。

同時，爆破次序、雷管段別按照從內到外依次起爆的順序，使得炮孔起爆具有一定的層次和時間間隔，同樣需說明的是，同一圈次炮眼的起爆必須為同時起爆，保證可產生良好的光面爆破效果。

炮眼設計如圖2所示，爆破參數如表2所示。

1.3 雙楔形掏槽設計

雙楔形掏槽設計掏槽孔為11個孔，分為1個中心孔、4個一級掏槽孔和6個二級掏槽孔。圍繞著中心孔，10個楔形掏槽孔分左右四列豎直布置，左右各兩列，第一列各2個一級掏槽孔，第二列各3個二級掏槽孔。中心孔為直孔，垂直于掌子面鉆??；10個楔形掏槽孔為斜孔，與掌子面平面呈80°的夾角，鉆孔角度均朝向中心孔。第一級掏槽孔與第二級掏槽孔水平距離為250 mm[19]。

其中，10個楔形掏槽孔為裝藥孔，中心孔為空孔。第一級掏槽孔所用的雷管段別一致，均為1段雷管，保證其可同時起爆。第二級掏槽孔跳段為3段雷管，稍晚于第一級掏槽孔起爆。這種設計方式采用的是分層分級爆破，利用楔形掏槽孔陸續(xù)爆破出來的臨空體積，不斷疊加，達到良好的掏槽效果。同時，中心空孔提前形成的臨空面，使得每次爆破的掏槽更為有效，并可清除楔形掏槽腔體底部的凸起巖坎，更易于掏槽腔體的形成。

輔助孔分為4圈，首先靠近掏槽孔的12號、13號孔為第一級輔助孔，位于掏槽孔下方。14號～22號孔為第二級輔助孔。與直眼掏槽和單楔形掏槽的區(qū)別是，位于掏槽孔上方編號為20號、21號、22號的3個炮孔與該圈次14號～19號炮孔距離掏槽孔的距離基本一致，因此，可將其擬定為一個圈次級別的輔助孔，也就是第二級輔助孔。

23號～33號孔為第三級輔助孔，34號～47號孔為第四級輔助孔，48號～68號孔為周邊孔，70號～75號孔為底孔，69號和76號孔為底角孔。周邊孔間距為399 mm。

第一級掏槽孔的孔底在掌子面后方須保持落在同一平面上，孔深垂直掌子面的投影長度為1 m。第二級掏槽孔的孔底在掌子面后方須保持落在同一平面上，孔深垂直掌子面的投影長度為2.2 m，均比其它孔深約10%。第一級掏槽孔落在炮孔底部的距離為212 mm，保持有一定的距離。第二級掏槽孔落在炮孔底部的距離為324 mm，保持有一定的距離，更利于爆破腔體的形成，防止夾角(80°)過小或者分級掏槽孔之間距離過小致使炮孔底部相交，避免炮眼打穿。

各個孔內的裝藥量按照內圈輔助孔藥量大，外圈輔助孔藥量逐漸減小的原則布設。需說明的是，底孔和底角孔受到的挾制作用更大，所需藥量須增大，特別是底角孔所受的夾制更厲害。

同時，爆破次序、雷管段別按照從內到外依次起爆的順序，使得炮孔起爆具有一定的層次和時間間隔，同樣需說明的是，同一圈次炮眼的起爆必須為同時起爆，保證可產生良好的光面爆破效果。

炮眼設計如圖3所示，爆破參數如表3所示。

按照“掏槽眼-輔助眼-周邊眼-底眼-底角眼”的排序依次順序起爆，每種掏槽方式設計的爆破雷管段別參數均為8段毫秒雷管(1段、3段、5段、7段、8段、9段、15段、19段)，并且對應每種炮孔的雷管段別也基本保持一致，目的是盡量使得每次的試驗結果更具有可比對性。其中，掏槽眼的炮泥堵塞長度為600 mm，其他炮孔的炮泥堵塞長度為300 mm。

2 爆破試驗結果

在爆破現場，實施了不同掏槽方式下的爆破試驗，爆破過程中同時予以了爆破振動監(jiān)測；爆破后通過統(tǒng)計分析巷道的超欠挖情況、周邊孔的半孔率、巖渣拋擲及破碎塊度分布，以及當次的炮孔利用率等參數綜合衡量該掏槽方式下的爆破效果。

采用三種掏槽方式實施爆破，均能達到較好的炮孔利用率，開挖進尺分別為1.9 m、1.8 m和1.9 m，均超過了90%(炮孔深度為2 m)。從爆破后的效果分析，直眼掏槽方式其周邊孔的半孔率較高，而單楔形掏槽和雙楔形掏槽的光面爆破效果一般，炮孔周邊壁面凹凸較大。從爆破后的巖渣爆堆分布來看，單楔形掏槽和雙楔形掏槽的拋擲距離較遠，特別是單楔形掏槽，而直眼掏槽的巖渣主要分布在掌子面前方較近的地方，拋擲距離有限。從爆破后巖渣的均一程度分析，單楔形和雙楔形掏槽后的巖渣大小較直眼掏槽更為均一。

進一步分析上述現象，顯然是由于掏槽孔的布設方式變化從而導致了爆破效果的差異性。根據爆破原理可知，直眼掏槽的掏槽孔與周邊輔助孔的抵抗線均為相同的數值，而單楔形掏槽和雙楔形掏槽的抵抗線數值大小不一，因此，導致在同一段位雷管起爆的情況下，直眼掏槽更容易實現良好的光面爆破效果。其次，無論是單楔形掏槽還是雙楔形掏槽，相較于直眼掏槽，其爆破臨空面更為寬泛，自由面更大，受到巖體的夾制作用更小，導致其巖渣的拋擲距離更遠。再者，雙楔形掏槽相較于單楔形掏槽，在掏槽腔內的二次爆破可使第一次爆破后產生的巖石更為破碎，同時，第一次掏槽爆破產生的臨空面也為第二次掏槽爆破提供了良好的自由面，二者因素相互疊加影響，不僅利于掏槽效果的實現，更利于掏槽腔及整個掌子面待開挖巖石的破碎。

相較于直眼掏槽與單楔形掏槽、雙楔形掏槽的起爆由不同段別的雷管依次引爆。微差爆破可減少單段起爆藥量，明顯降低爆破振動效應。一般認為，當微差延期在半個主振周期區(qū)域內，干擾降振效果表現突出。相應地，其反應頻譜峰值較直眼掏槽與單楔形掏槽低，更有利于工程結構的抗震。

進一步分析不同掏槽方式的力學機理，布孔方式和起爆時差是影響掏槽效果的兩個重要因素，非對稱布孔和微差起爆有利于形成槽洞，較大的槽腔有利于后續(xù)掏槽孔或者輔助孔的起爆，并且反應譜響應有較大差異。

對于直眼掏槽，掏槽孔內的裝藥孔同時起爆，理論上無起爆時差，未能提供進一步的自由面，導致掏槽效果一般。掏槽腔體內的巖石首先是受到爆轟波壓力直接作用，同時，直眼掏槽孔其中一般均設置有空孔，空孔的作用主要包括4個方面：1)為應力波的反射提供自由面；2)空孔周邊應力集中作用；3)卸壓作用；4)為破碎巖石提供膨脹空間。直眼掏槽中巖石的破碎，主要是通過應力波與爆轟氣體的綜合作用。爆炸應力波遇空眼后，產生很強的反射拉伸波，從空眼邊緣向裝藥眼方向形成強烈片狀拉伸破裂。

對于單楔形掏槽，掏槽孔布孔方式為斜向設置，相較于直眼掏槽內的掏槽裝藥孔，楔形掏槽炮孔內的單位炸藥量，其在垂直于掌子面自由端的方向能夠實施更大的爆轟壓力與應力波，并且受到的槽腔外部巖石夾制作用小，從而有利于掏槽腔體內巖石的掏出與拋擲；掏槽孔兩列炮眼之間，形成貫通破壞面；各炮眼裝藥爆炸形成的破碎圈在炮眼底相交，巖石充分破碎，使槽腔內巖石在炮眼底面與腔外巖石分離。所有炮眼裝藥爆炸形成的垂直于掘進工作面的作用力分量足夠大，使槽腔兩端面與槽腔外巖石之間因剪切而破壞，實現槽腔內巖石與槽腔外巖石分離，進而被拋出工作面，在工作面形成有效的爆破槽腔。

對于雙楔形掏槽，掏槽炮孔分段微差起爆，有一定的起爆時差，第一段雷管引爆的掏槽體，可為后續(xù)的掏槽孔起爆創(chuàng)造出良好的臨空面。后續(xù)掏槽孔抵抗線隨之變化，內楔形掏槽首先起爆，不僅可進一步增大掏槽腔體體積，并且能夠解決掌子面中底部存有根底的問題；由于臨空面的進一步擴大，外楔形的掏槽孔抵抗線減小，更易被掏槽，并且臨空面提供了一個較大的可供前期已被掏出巖體的可膨脹空間，均可降低爆破對圍巖的擾動影響，其反應譜峰值與頻率均有相應的響應。

可見，合理的掏槽方式對光面爆破效果影響至關重要。

3 爆破信號的頻譜分析

采用爆破振動監(jiān)測技術，可實現對每一循環(huán)爆破參數的精確刻畫，以實現更為精準的爆破，使得圍巖的損傷范圍可控，從而確保開挖設施的長期安全。鑒于此，下面從工程設施的爆破振動響應頻譜角度(加速度頻譜、速度頻譜、位移頻譜)對三種不同掏槽方式的爆破效果予以分析[29?31]。

文中爆破振動測試系統(tǒng)選用成都中科測控有限公司生產的TC-4850爆破振動記錄儀。炸藥爆炸后，振動波會沿著傳播介質向外傳播，振動儀的拾振器接收到振動波時就會產生電壓輸出，當電壓信號大于觸發(fā)電平值時，爆破振動記錄儀將會自動記錄該振動信號，信號采集器根據儀器的設置將對輸入信號進行調理，再經過A/D轉換，最后儲存在每個通道的存儲器中，如圖4所示。

圖 4 爆破測振系統(tǒng)Fig.4 Blasting vibration monitoring system

根據地質資料分析，初步考慮巷道頂部爆破振動速度最大，認為巷道頂部抗振能力最差，因此將3臺爆破振動速度傳感器布置在巷道頂部，同時在巷道側壁處布置傳感器，每個測點安放1個三向(徑向、垂向、切向)傳感器，傳感器基座通過石灰粉耦合嵌固在圍巖表面。同時，每個爆破循環(huán)之后，爆破振動的測點同步緊跟布置，每個測點的傳感器離掌子面的距離均保持一致。

阻尼對結構的動態(tài)響應有很大的影響作用，為了觀察阻尼比系數對反應譜曲線的影響，分別取阻尼比為0.025、0.05和0.075三種結構阻尼比系數。此處重點對加速度、速度和位移隨著頻譜頻率變化的反應關系予以分析。

3.1 加速度頻譜分析

加速度反應譜表征了振動體系能夠予以爆破響應的最大能量特征，如圖5～圖7所示。

圖 5 直眼掏槽典型加速度反應譜Fig.5 Typical acceleration response spectrum under straight parallel hole cutting

圖 6 楔形掏槽典型加速度反應譜Fig.6 Typical acceleration response spectrum under single wedge hole cutting

圖 7 雙楔形掏槽典型加速度反應譜Fig.7 Typical acceleration response spectrum under double wedge hole cutting

從圖5～圖7可知，加速度反應譜的主峰大都集中在低頻率段區(qū)間，表明了當振動體系的自振周期較大時，加速度反應譜容易達到最大響應。同時，可看出當阻尼越大時，加速度反應譜曲線越平滑，峰值點越少，表明了阻尼的存在對設施的振動響應是一個有益的消耗；越大的阻尼，設施能夠予以響應的振動能量越大。

進一步分析，加速度反應譜曲線波形的主峰值不僅是在低頻段，并且間或會有兩個主峰值，但后續(xù)則突降為一個相對穩(wěn)定的數值?？梢?，開挖結構體系的反應峰值會隨其自振頻率的增大(自振周期的偏低)，而出現明顯的減小，亦即是基本呈現出反比遞減的趨勢。

相比較而言，直眼掏槽不但加速度幅值最大，達到了2500 cm2/s，遠遠大于單楔形掏槽的幅值800 cm2/s和雙楔形掏槽的幅值1150 cm2/s (阻尼為0.025時)，而且頻率最為復雜，特別是隨著振動的衰減，在高頻段，仍具有較大的加速度反應。

最大加速度反應譜值可用來表征爆破振動引起的某一對應頻率的地下結構體可能發(fā)生的最大響應程度。從上述分析可知，阻尼系數對振動體系的影響還是很大的，隨著阻尼系數的增加，加速度響應會逐漸下降，但趨于一致。同時，從加速度反應譜曲線的變化趨勢發(fā)現，相對于直眼掏槽，無論是單楔形掏槽還是雙楔形掏槽，雖然爆破最大段藥量有所增加，但加速度反應頻譜的動力響應峰值有一定程度的降低，且響應分布趨于更加均勻。

3.2 速度頻譜分析

通過計算，求解得到不同掏槽方式的典型速度反應譜曲線，如圖8～圖10所示。

圖 8 直眼掏槽典型速度反應譜Fig.8 Typical velocity response spectrum under straight parallel hole cutting

圖 9 楔形掏槽典型速度反應譜Fig.9 Typical velocity response spectrum under single wedge hole cutting

從各測點典型速度反應譜曲線可以看出，阻尼比系數越來越大時，速度響應值越來越低；但隨著頻率的增大，不同阻尼比情況時的速度響應整體下降趨勢及其響應值接近一致。

圖 10 雙楔形掏槽典型速度反應譜Fig.10 Typical velocity response spectrum under double wedge hole cutting

比較三種不同掏槽方式，以阻尼比為0.025為例，直眼掏槽其速度反應譜的響應峰值接近2 cm/s，而單楔形掏槽其速度反應譜的響應峰值為1.8 cm/s，雙楔形掏槽其速度反應譜的響應峰值為1.35 cm/s，雙楔形掏槽響應值最小，而直眼掏槽響應值最大。這也從一個側面證實了單楔形掏槽方式對于本振動體系更易產生破壞，使得設施更易受損，需在爆破開挖時，采用該種掏槽方式予以注意。特別是若采用直眼掏槽方式爆破，爆后的支護措施需立即跟上，對周邊圍巖及時支護加固，從而保持開挖設施的長期穩(wěn)定。

同時，直眼掏槽方式其峰值振動頻率區(qū)間更為寬泛，這些頻率均處于低頻范圍內，對于工程結構體系均是不利的。若地下結構體系的自振頻率與爆破振動頻率接近時，地下結構體對爆破振動速度響應就會得到加強。若爆破產生振動波的頻率比結構設施的自振頻率高很多時，其相應的地下結構體振動響應就很微弱。因此，離爆源較遠的地下結構體相對于近區(qū)的地下結構體，根據理論分析，其更容易發(fā)生共振破壞現象，根本原因就是由于遠區(qū)爆破振動頻率更低，接近于結構體自身頻率，易產生互相響應。因此，直眼掏槽方式，無論是從速度響應峰值，還是從振動頻率范圍而言，均不利于該工程體系的開挖，而雙楔形掏槽方式更具優(yōu)勢。

3.3 位移頻譜分析

位移反應譜對于結構體的響應和破壞，具有非常重要的影響。爆破對結構體的破壞作用，最主要就是體現在結構體的質點產生不同大小的位移，從而影響其整體的穩(wěn)定性。圖11～圖13為各測點爆破振動典型位移反應譜。

從3.1節(jié)和3.2節(jié)中可知，隨著結構體阻尼系數的增加，結構體對爆破振動的位移動力響應程度有明顯的減弱。根據上述的位移反應譜曲線，可獲得該體系在特定的爆破振動強度下的最大相對位移值。其中，對于三種掏槽方式而言，直眼掏槽位移響應峰值為6.2×10?3cm，單楔形掏槽位移響應峰值為4.8×10?3cm，雙楔形掏槽位移響應峰值為4.5×10?3cm，可見直眼掏槽的響應峰值最大，雙楔形掏槽的響應峰值最小。該結論與3.1節(jié)和3.2節(jié)的加速度和速度反應峰值一致，充分說明了在該工程體系中，宜采用的掏槽方式為雙楔形掏槽。

圖 11 直眼掏槽典型位移反應譜Fig.11 Typical displacement response spectrum under straight parallel hole cutting

圖 12 楔形掏槽典型位移反應譜Fig.12 Typical displacement response spectrum under single wedge hole cutting

圖 13 雙楔形典型位移反應譜Fig.13 Typical displacement response spectrum under double wedge hole cutting

需說明的是，從原始記錄信號推導獲得的位移、速度和加速度反應譜中，很難了解到爆破振動波自身的波動特性變化，尤其是對結構體具有重要影響的低頻率段的振動波，還需通過傅里葉變換、小波變換、小波包分析、Hilbert-Huang變換等方法對爆破振動波形進行具體的提取與分析。

4 結論

通過不同掏槽方式下的爆破試驗，以及與之同步開展的爆破振動監(jiān)測，對獲得的爆破振動信號進行了頻譜分析，獲得了以下結論。

(1)根據對比設計的原則，布設了三種掏槽方式，分別是直眼掏槽、單楔形掏槽、以及雙楔形掏槽。并對每種掏槽方式的鉆孔數量、雷管段別、裝藥量等參數進行了設計。

(2)在現場實施了不同掏槽方式下的爆破試驗，結果表明：三種掏槽方式均可實現良好的炮孔利用率，直眼掏槽的光面效果良好，單楔形和雙楔形掏槽爆破后巖渣大小均一，利于出渣。

(3)從加速度反應譜、速度反應譜和位移反應譜角度對爆破后體系的動力響應予以分析，發(fā)現直眼掏槽無論是加速度響應峰值，還是速度和位移響應峰值均為最大，而雙楔形掏槽的上述對應響應峰值均為最小，并且直眼掏槽能量更多集中在低頻部分，對于工程穩(wěn)定性更為不利。充分說明在該工程體系中，宜采用雙楔形掏槽方式進行爆破設計。

需說明的是，本論文試驗次數有限，僅限于對比三種掏槽方式，并將其對比效果予以了嘗試性應用，在后續(xù)的工作中，需加大現場爆破試驗量，獲得更多的試驗數據，本文獲得結論適宜于其中開展的掏槽爆破試驗數據。本文獲得的位移、速度和加速度反應譜，與爆破振動波自身的波動特征并不相同，該反應譜是在爆破振動波動與結構體系的動力響應之間建立的一個聯(lián)系，為結構體系的最大響應峰值提供參考，并能為爆破參數設計提供理論依據。