不同爆破掏槽形式的反应频谱综合分析

满 轲，刘晓丽

(1. 北方工业大学土木工程学院，北京 100144；2. 清华大学水沙科学与水利水电工程国家重点试验室，北京 100084)

光面爆破是较为传统的施工工法，技术成熟且爆破质量可控。该技术取决于爆破参数的选择，而爆破参数的选择又主要取决于以下两类参数：一类为炸药、雷管、导爆索等爆破耗材的物理、化学性质；另一类为待开挖岩土介质的力学及物理特性，以及与爆破耗材的匹配性；再者爆破参数的拟定还受限于具体的施工水平[1−4]。其中，在众多的爆破参数中，掏槽方式这一参数的遴选对于光面爆破的开挖掘进效率、爆破后硐室的周边成型，以及爆后围岩损伤程度等方面均具有决定性的作用[5]。无论哪种掏槽方式(如直眼掏槽、楔形掏槽、螺旋掏槽、桶式掏槽等)，其主要目的是通过掏槽形成大的槽腔，也就是产生更大的临空面及掏槽空间，提高爆破效率，从而利于施工工序的组织衔接，降低开挖施工成本[6−7]。同时，合理的掏槽方式可以降低对周边围岩的损伤，保证爆破硐室成型良好。

许多学者研究了爆炸振动的动态响应，如爆炸引起的速度、加速度、波的传播、损伤和应力瞬变等。Kahriman[8]、Korichi等[9]、Huang等[10]、Ghasemi等[11]、Dehghani等[12]和Singh等[13]研究了振动速度、振幅和频率的特征，并说明了振动速度、装药量、距爆破现场的距离和地质不连续性之间的衰减关系。Duan等[14]研究了爆破过程中围岩的应力分布和应力波的传播方式。Adhikari等[15]对两个矿井巷道的峰值颗粒速度(PPV)和相应的围岩损伤进行了研究，结果表明：岩体损伤与PPV高度相关。Li等[16]对爆破和地震动荷载作用下围岩的动态变形破坏进行了分析，从理论上阐述了岩体的动态破坏过程。

此外，单仁亮等[17− 18]辨析了爆生气体与爆炸冲击波作用的差异性，在此基础上提出了准直眼掏槽方式，其主掏槽眼稍微倾斜，槽底炮孔间距较大，次掏槽眼垂直于自由面，并将此掏槽方式予以工程应用，取得了较好的爆破效果。杨国梁等[19]发现在掏槽爆破施工时，随着炮孔深度增加，岩石夹制作用愈加严重，抛掷效果更差，针对此工程难题，研究并提出了复式楔形掏槽爆破技术，其直孔与斜孔交叉布置，与传统的复式楔形掏槽具有明显的区别。言志信等[20]结合岩土介质的物理、力学特性，基于介质应力-应变本构关系，特别是通过爆炸波的传播属性，借助爆破振动技术，分析了采集到的爆破振动速度与振动频率的关联机制，与既有的爆破安全标准相对应，阐明并提出了新的爆破振动安全振速建议标准。闫孔明等[21]以龙门山断裂带附近某核废料处置场为研究对象，对不同工况时的加速度响应予以监测，通过地震波波动机制研究软弱夹层和斜坡效应对场地的动力响应及其对应的标准反应谱，发现软弱夹层的加速度放大效应与输入地震动的峰值密切相关。

在此基础上，结合爆破振动分析理论，对不同掏槽方式的爆破效果予以分析。爆破振动信号持续时间较短(一般为毫秒级别)、突变快(信号转变迅速)、平稳性差(波峰波谷转化剧烈)等特点，其频谱分析包含了爆破振动的诸多信号特征(频率、持续时间、振动速度等)。其中，爆破振动的频率与工程结构体响应之间存在着很大的联系。正是由于爆破振动的因素，致使工程结构体相应地予以动力响应，进而可分析爆破振动反应谱对工程结构体的破坏效应。同时，通过对爆破振动反应谱曲线的详细分析，刻画工程结构体的动态响应，进而辨析工程结构体对爆破振动响应的差异性，从而体现工程结构体对爆破振动的极大值响应[22−24]。工程结构体对爆破振动响应可分别产生位移、速度和加速度反应值，这些不同类型的振动反应谱，是工程结构体反应谱分析的依据与必要前提。

鉴于此，本文以吉林永吉一山岭隧道爆破施工为例，爆破施工巷道最大埋深32 m，其断面宽度4.3 m，高3.13 m，净断面积12.17 m2，断面形状为直墙半圆拱。工程围岩主要为花岗岩，其静态抗压强度为150 MPa，抗拉强度为13 MPa。巷道赋存地质环境中含水较少，可忽略不计。进而设计了不同掏槽方式下的爆破试验，同时进行了爆破振动监测，并对获得的爆破振动信号进行了频谱分析，从而对该工程的动态响应予以对比分析和探讨。

1 掏槽方式设计与爆破试验

根据爆破掏槽布设原理，并结合现场的地质情况及试验条件，共布置了三种掏槽方案，分别为：直眼掏槽、单楔形掏槽，以及复合楔形掏槽。掏槽孔布置如图1～图3，每种掏槽方式的掏槽孔参数如表1～表3所示。

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

设计原则是：首先，在其它爆破参数不变的情况下，只改变掏槽方式；其次，每种掏槽方式的钻孔数量及装药总量尽可能的保持一致，只是掏槽孔的分布有所区别；再者，每种掏槽方式在掌子面的展布区域面积均为大致相同的展布面积；最后，不同掏槽方式所用的雷管等爆破耗材数量保持一致。在此基础上，每种掏槽方式的优劣性才能有互相对比研究的基础，分析出的结果才科学可信，避免了其它爆破参数因素对特定设计的掏槽方式及掏槽效果的影响。岩石爆破本身具有较大的离散性，由多种因素共同决定，如岩石物理力学性质、炸药特性、波阻抗、赋存环境、施工水平、爆破参数设计等因素。本文针对的是三种不同掏槽方式而设计的相应掏槽参数，并且在同一地质段内而实施的爆破试验。每种掏槽方式均开展了一次爆破试验，进尺为2 m。

对于本项目的掏槽设计，掏槽范围在隧道掌子面的中下部，掏槽孔数目及深度保持一致。特别是掏槽孔的装药量保持一致，每次爆破设计的炸药单耗基本保持一致。

不同掏槽方式均有其各自的优缺点与适应性，本文为了对不同掏槽方式予以比较，在保证装药总量与掏槽钻孔数量尽可能一致的条件下，设计三种不同的掏槽方式。需要说明的是，设计的三种掏槽方式受制于钻孔数量、装药量、开挖断面、钻孔深度等先决因素，并不是每种掏槽方式中的最优化方法。同时，本文的爆破试验方法也是对不同掏槽方式的研究提供了一个思路，着重于掏槽形式(掏槽孔的空间分布)差异而导致的掏槽响应及其效果。

图 2 单楔形掏槽 /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参数尽可能一致的前提下，专注于考虑“布孔形式及其空间分布”这一关键因素而开展的研究。但是，每种掏槽方式的设计未必是其相对应的最佳掏槽方式，这是必须提及的地方，亦是后续研究的重点方向。

1.1 直眼掏槽设计

直眼掏槽设计掏槽孔为7个孔，围绕着中心孔，6个周边孔等间距布置，邻孔之间夹角为60°。根据直眼掏槽的原理，需在中间设置空孔，合理利用空孔效应，装药孔与空孔之间的岩体受到剪切应力与拉伸应力，使得其中的岩体易于掏出[25 − 26]。

其中，周边均匀布设的6个孔为装药孔，中心孔为空孔，不装药。周边6个孔所用的雷管段别一致，均为1段雷管，保证其可同时起爆。这种设计方式可利用中心孔预先钻取出来的临空体积，更易于周边爆破孔能量的释放和掏槽腔体的形成。

辅助孔分为5圈，首先靠近掏槽孔的8号、9号、10号孔为第一级辅助孔，位于掏槽孔上方，其目的是及时利用掏槽孔腔体，下压岩石，充分利用掏槽后的爆破效果。11号、12号孔布设于掏槽孔下部，为第二级辅助孔，其目的同样是利用已形成的掏槽腔体，岩石向上爆发。13号～21号孔为第三级辅助孔，22号～32号孔为第四级辅助孔，33号～46号孔为第五级辅助孔，47号～67号孔为周边孔，69号～74号孔为底孔，68和75号孔为底角孔。周边孔间距为399 mm。各个掏槽孔孔深均比其它钻孔深10%，即孔深为2.2 m。

图 3 双楔形掏槽 /mm Fig.3 Blasting scheme of double wedge hole cutting

表 1 直眼掏槽爆破参数表Table 1 Blasting parameters of parallel hole cutting

表 2 单楔形掏槽爆破参数表Table 2 Blasting parameters of single wedge hole cutting

表 3 双楔形掏槽爆破参数表Table 3 Blasting parameters of double wedge hole cutting

各个孔内的装药量按照内圈辅助孔药量大，外圈辅助孔药量逐渐减小的原则布设。需说明的是，底孔和底角孔受到的挟制作用更大，所需药量须增大，特别是底角孔所受的夹制更厉害。

同时，爆破次序、雷管段别按照从内到外依次起爆的顺序，使得炮孔起爆具有一定的层次和时间间隔，同样需说明的是，同一圈次炮眼的起爆必须为同时起爆，保证可产生良好的光面爆破效果。

炮眼设计如图1所示，爆破参数如表1所示。

1.2 单楔形掏槽设计

单楔形掏槽设计掏槽孔为7个孔，分为1个中心孔和6个掏槽孔。围绕着中心孔，6个楔形掏槽孔分左右两列竖直布置，每列各3个掏槽孔。中心孔为直孔，垂直于掌子面钻取；6个楔形掏槽孔为斜孔，与掌子面平面呈80°的夹角，钻孔角度均朝向中心孔[27−28]。

其中，6个楔形掏槽孔为装药孔，中心孔亦为装药孔，但中心孔药量较楔形掏槽孔药量少。周边6个孔所用的雷管段别一致，均为1段雷管，保证其可同时起爆。而中心孔雷管段别采用跳段为3段雷管，稍晚于楔形掏槽孔起爆。这种设计方式可利用楔形掏槽孔预先爆破出来的临空体积，并叠加中心孔的进一步爆破，利于清除楔形掏槽腔体底部的凸起岩坎，更易于掏槽腔体的形成。

辅助孔同样分为5圈，首先靠近掏槽孔的8号、9号、10号孔为第一级辅助孔，位于掏槽孔上方。11号、12号孔布设于掏槽孔下部，为第二级辅助孔。与直眼掏槽的区别是，该爆破循环的第一级及第二级辅助孔采用的雷管段别为同一段雷管，均为5段，这是在保证掏槽腔体可以较好塑形的前提下，考虑到其它孔的雷管段别尽量要与第一次的保持一致。因为单楔形掏槽腔体掏槽影响范围较直眼掏槽影响范围更大，第一级和第二级辅助孔的最小抵抗线与掏槽腔体之间的距离基本相等，可以同一段雷管同时引爆。

与直眼掏槽一样，13号～21号孔为第三级辅助孔，22号～32号孔为第四级辅助孔，33号～46号孔为第五级辅助孔，47号～67号孔为周边孔，69号～74号孔为底孔，68号和75号孔为底角孔。周边孔间距为399 mm。

各个掏槽孔孔深均比其它钻孔深，掏槽孔底在掌子面后方须保持落在同一平面上，孔深垂直掌子面的投影长度为2.2 m，均比其它孔深约10%。同时两列掏槽孔落在炮孔底部的距离为221 mm，保持有一定的距离，更利于爆破腔体的形成，防止夹角(80°)过小致使炮孔底部相交，避免炮眼打穿。

各个孔内的装药量按照内圈辅助孔药量大，外圈辅助孔药量逐渐减小的原则布设。需说明的是，底孔和底角孔受到的挟制作用更大，所需药量须增大，特别是底角孔所受的夹制更厉害。

同时，爆破次序、雷管段别按照从内到外依次起爆的顺序，使得炮孔起爆具有一定的层次和时间间隔，同样需说明的是，同一圈次炮眼的起爆必须为同时起爆，保证可产生良好的光面爆破效果。

炮眼设计如图2所示，爆破参数如表2所示。

1.3 双楔形掏槽设计

双楔形掏槽设计掏槽孔为11个孔，分为1个中心孔、4个一级掏槽孔和6个二级掏槽孔。围绕着中心孔，10个楔形掏槽孔分左右四列竖直布置，左右各两列，第一列各2个一级掏槽孔，第二列各3个二级掏槽孔。中心孔为直孔，垂直于掌子面钻取；10个楔形掏槽孔为斜孔，与掌子面平面呈80°的夹角，钻孔角度均朝向中心孔。第一级掏槽孔与第二级掏槽孔水平距离为250 mm[19]。

其中，10个楔形掏槽孔为装药孔，中心孔为空孔。第一级掏槽孔所用的雷管段别一致，均为1段雷管，保证其可同时起爆。第二级掏槽孔跳段为3段雷管，稍晚于第一级掏槽孔起爆。这种设计方式采用的是分层分级爆破，利用楔形掏槽孔陆续爆破出来的临空体积，不断叠加，达到良好的掏槽效果。同时，中心空孔提前形成的临空面，使得每次爆破的掏槽更为有效，并可清除楔形掏槽腔体底部的凸起岩坎，更易于掏槽腔体的形成。

辅助孔分为4圈，首先靠近掏槽孔的12号、13号孔为第一级辅助孔，位于掏槽孔下方。14号～22号孔为第二级辅助孔。与直眼掏槽和单楔形掏槽的区别是，位于掏槽孔上方编号为20号、21号、22号的3个炮孔与该圈次14号～19号炮孔距离掏槽孔的距离基本一致，因此，可将其拟定为一个圈次级别的辅助孔，也就是第二级辅助孔。

23号～33号孔为第三级辅助孔，34号～47号孔为第四级辅助孔，48号～68号孔为周边孔，70号～75号孔为底孔，69号和76号孔为底角孔。周边孔间距为399 mm。

第一级掏槽孔的孔底在掌子面后方须保持落在同一平面上，孔深垂直掌子面的投影长度为1 m。第二级掏槽孔的孔底在掌子面后方须保持落在同一平面上，孔深垂直掌子面的投影长度为2.2 m，均比其它孔深约10%。第一级掏槽孔落在炮孔底部的距离为212 mm，保持有一定的距离。第二级掏槽孔落在炮孔底部的距离为324 mm，保持有一定的距离，更利于爆破腔体的形成，防止夹角(80°)过小或者分级掏槽孔之间距离过小致使炮孔底部相交，避免炮眼打穿。

各个孔内的装药量按照内圈辅助孔药量大，外圈辅助孔药量逐渐减小的原则布设。需说明的是，底孔和底角孔受到的挟制作用更大，所需药量须增大，特别是底角孔所受的夹制更厉害。

同时，爆破次序、雷管段别按照从内到外依次起爆的顺序，使得炮孔起爆具有一定的层次和时间间隔，同样需说明的是，同一圈次炮眼的起爆必须为同时起爆，保证可产生良好的光面爆破效果。

炮眼设计如图3所示，爆破参数如表3所示。

按照“掏槽眼-辅助眼-周边眼-底眼-底角眼”的排序依次顺序起爆，每种掏槽方式设计的爆破雷管段别参数均为8段毫秒雷管(1段、3段、5段、7段、8段、9段、15段、19段)，并且对应每种炮孔的雷管段别也基本保持一致，目的是尽量使得每次的试验结果更具有可比对性。其中，掏槽眼的炮泥堵塞长度为600 mm，其他炮孔的炮泥堵塞长度为300 mm。

2 爆破试验结果

在爆破现场，实施了不同掏槽方式下的爆破试验，爆破过程中同时予以了爆破振动监测；爆破后通过统计分析巷道的超欠挖情况、周边孔的半孔率、岩渣抛掷及破碎块度分布，以及当次的炮孔利用率等参数综合衡量该掏槽方式下的爆破效果。

采用三种掏槽方式实施爆破，均能达到较好的炮孔利用率，开挖进尺分别为1.9 m、1.8 m和1.9 m，均超过了90%(炮孔深度为2 m)。从爆破后的效果分析，直眼掏槽方式其周边孔的半孔率较高，而单楔形掏槽和双楔形掏槽的光面爆破效果一般，炮孔周边壁面凹凸较大。从爆破后的岩渣爆堆分布来看，单楔形掏槽和双楔形掏槽的抛掷距离较远，特别是单楔形掏槽，而直眼掏槽的岩渣主要分布在掌子面前方较近的地方，抛掷距离有限。从爆破后岩渣的均一程度分析，单楔形和双楔形掏槽后的岩渣大小较直眼掏槽更为均一。

进一步分析上述现象，显然是由于掏槽孔的布设方式变化从而导致了爆破效果的差异性。根据爆破原理可知，直眼掏槽的掏槽孔与周边辅助孔的抵抗线均为相同的数值，而单楔形掏槽和双楔形掏槽的抵抗线数值大小不一，因此，导致在同一段位雷管起爆的情况下，直眼掏槽更容易实现良好的光面爆破效果。其次，无论是单楔形掏槽还是双楔形掏槽，相较于直眼掏槽，其爆破临空面更为宽泛，自由面更大，受到岩体的夹制作用更小，导致其岩渣的抛掷距离更远。再者，双楔形掏槽相较于单楔形掏槽，在掏槽腔内的二次爆破可使第一次爆破后产生的岩石更为破碎，同时，第一次掏槽爆破产生的临空面也为第二次掏槽爆破提供了良好的自由面，二者因素相互叠加影响，不仅利于掏槽效果的实现，更利于掏槽腔及整个掌子面待开挖岩石的破碎。

相较于直眼掏槽与单楔形掏槽、双楔形掏槽的起爆由不同段别的雷管依次引爆。微差爆破可减少单段起爆药量，明显降低爆破振动效应。一般认为，当微差延期在半个主振周期区域内，干扰降振效果表现突出。相应地，其反应频谱峰值较直眼掏槽与单楔形掏槽低，更有利于工程结构的抗震。

进一步分析不同掏槽方式的力学机理，布孔方式和起爆时差是影响掏槽效果的两个重要因素，非对称布孔和微差起爆有利于形成槽洞，较大的槽腔有利于后续掏槽孔或者辅助孔的起爆，并且反应谱响应有较大差异。

对于直眼掏槽，掏槽孔内的装药孔同时起爆，理论上无起爆时差，未能提供进一步的自由面，导致掏槽效果一般。掏槽腔体内的岩石首先是受到爆轰波压力直接作用，同时，直眼掏槽孔其中一般均设置有空孔，空孔的作用主要包括4个方面：1)为应力波的反射提供自由面；2)空孔周边应力集中作用；3)卸压作用；4)为破碎岩石提供膨胀空间。直眼掏槽中岩石的破碎，主要是通过应力波与爆轰气体的综合作用。爆炸应力波遇空眼后，产生很强的反射拉伸波，从空眼边缘向装药眼方向形成强烈片状拉伸破裂。

对于单楔形掏槽，掏槽孔布孔方式为斜向设置，相较于直眼掏槽内的掏槽装药孔，楔形掏槽炮孔内的单位炸药量，其在垂直于掌子面自由端的方向能够实施更大的爆轰压力与应力波，并且受到的槽腔外部岩石夹制作用小，从而有利于掏槽腔体内岩石的掏出与抛掷；掏槽孔两列炮眼之间，形成贯通破坏面；各炮眼装药爆炸形成的破碎圈在炮眼底相交，岩石充分破碎，使槽腔内岩石在炮眼底面与腔外岩石分离。所有炮眼装药爆炸形成的垂直于掘进工作面的作用力分量足够大，使槽腔两端面与槽腔外岩石之间因剪切而破坏，实现槽腔内岩石与槽腔外岩石分离，进而被抛出工作面，在工作面形成有效的爆破槽腔。

对于双楔形掏槽，掏槽炮孔分段微差起爆，有一定的起爆时差，第一段雷管引爆的掏槽体，可为后续的掏槽孔起爆创造出良好的临空面。后续掏槽孔抵抗线随之变化，内楔形掏槽首先起爆，不仅可进一步增大掏槽腔体体积，并且能够解决掌子面中底部存有根底的问题；由于临空面的进一步扩大，外楔形的掏槽孔抵抗线减小，更易被掏槽，并且临空面提供了一个较大的可供前期已被掏出岩体的可膨胀空间，均可降低爆破对围岩的扰动影响，其反应谱峰值与频率均有相应的响应。

可见，合理的掏槽方式对光面爆破效果影响至关重要。

3 爆破信号的频谱分析

采用爆破振动监测技术，可实现对每一循环爆破参数的精确刻画，以实现更为精准的爆破，使得围岩的损伤范围可控，从而确保开挖设施的长期安全。鉴于此，下面从工程设施的爆破振动响应频谱角度(加速度频谱、速度频谱、位移频谱)对三种不同掏槽方式的爆破效果予以分析[29−31]。

文中爆破振动测试系统选用成都中科测控有限公司生产的TC-4850爆破振动记录仪。炸药爆炸后，振动波会沿着传播介质向外传播，振动仪的拾振器接收到振动波时就会产生电压输出，当电压信号大于触发电平值时，爆破振动记录仪将会自动记录该振动信号，信号采集器根据仪器的设置将对输入信号进行调理，再经过A/D转换，最后储存在每个通道的存储器中，如图4所示。

图 4 爆破测振系统Fig.4 Blasting vibration monitoring system

根据地质资料分析，初步考虑巷道顶部爆破振动速度最大，认为巷道顶部抗振能力最差，因此将3台爆破振动速度传感器布置在巷道顶部，同时在巷道侧壁处布置传感器，每个测点安放1个三向(径向、垂向、切向)传感器，传感器基座通过石灰粉耦合嵌固在围岩表面。同时，每个爆破循环之后，爆破振动的测点同步紧跟布置，每个测点的传感器离掌子面的距离均保持一致。

阻尼对结构的动态响应有很大的影响作用，为了观察阻尼比系数对反应谱曲线的影响，分别取阻尼比为0.025、0.05和0.075三种结构阻尼比系数。此处重点对加速度、速度和位移随着频谱频率变化的反应关系予以分析。

3.1 加速度频谱分析

加速度反应谱表征了振动体系能够予以爆破响应的最大能量特征，如图5～图7所示。

图 5 直眼掏槽典型加速度反应谱Fig.5 Typical acceleration response spectrum under straight parallel hole cutting

图 6 楔形掏槽典型加速度反应谱Fig.6 Typical acceleration response spectrum under single wedge hole cutting

图 7 双楔形掏槽典型加速度反应谱Fig.7 Typical acceleration response spectrum under double wedge hole cutting

从图5～图7可知，加速度反应谱的主峰大都集中在低频率段区间，表明了当振动体系的自振周期较大时，加速度反应谱容易达到最大响应。同时，可看出当阻尼越大时，加速度反应谱曲线越平滑，峰值点越少，表明了阻尼的存在对设施的振动响应是一个有益的消耗；越大的阻尼，设施能够予以响应的振动能量越大。

进一步分析，加速度反应谱曲线波形的主峰值不仅是在低频段，并且间或会有两个主峰值，但后续则突降为一个相对稳定的数值。可见，开挖结构体系的反应峰值会随其自振频率的增大(自振周期的偏低)，而出现明显的减小，亦即是基本呈现出反比递减的趋势。

相比较而言，直眼掏槽不但加速度幅值最大，达到了2500 cm2/s，远远大于单楔形掏槽的幅值800 cm2/s和双楔形掏槽的幅值1150 cm2/s (阻尼为0.025时)，而且频率最为复杂，特别是随着振动的衰减，在高频段，仍具有较大的加速度反应。

最大加速度反应谱值可用来表征爆破振动引起的某一对应频率的地下结构体可能发生的最大响应程度。从上述分析可知，阻尼系数对振动体系的影响还是很大的，随着阻尼系数的增加，加速度响应会逐渐下降，但趋于一致。同时，从加速度反应谱曲线的变化趋势发现，相对于直眼掏槽，无论是单楔形掏槽还是双楔形掏槽，虽然爆破最大段药量有所增加，但加速度反应频谱的动力响应峰值有一定程度的降低，且响应分布趋于更加均匀。

3.2 速度频谱分析

通过计算，求解得到不同掏槽方式的典型速度反应谱曲线，如图8～图10所示。

图 8 直眼掏槽典型速度反应谱Fig.8 Typical velocity response spectrum under straight parallel hole cutting

图 9 楔形掏槽典型速度反应谱Fig.9 Typical velocity response spectrum under single wedge hole cutting

从各测点典型速度反应谱曲线可以看出，阻尼比系数越来越大时，速度响应值越来越低；但随着频率的增大，不同阻尼比情况时的速度响应整体下降趋势及其响应值接近一致。

图 10 双楔形掏槽典型速度反应谱Fig.10 Typical velocity response spectrum under double wedge hole cutting

比较三种不同掏槽方式，以阻尼比为0.025为例，直眼掏槽其速度反应谱的响应峰值接近2 cm/s，而单楔形掏槽其速度反应谱的响应峰值为1.8 cm/s，双楔形掏槽其速度反应谱的响应峰值为1.35 cm/s，双楔形掏槽响应值最小，而直眼掏槽响应值最大。这也从一个侧面证实了单楔形掏槽方式对于本振动体系更易产生破坏，使得设施更易受损，需在爆破开挖时，采用该种掏槽方式予以注意。特别是若采用直眼掏槽方式爆破，爆后的支护措施需立即跟上，对周边围岩及时支护加固，从而保持开挖设施的长期稳定。

同时，直眼掏槽方式其峰值振动频率区间更为宽泛，这些频率均处于低频范围内，对于工程结构体系均是不利的。若地下结构体系的自振频率与爆破振动频率接近时，地下结构体对爆破振动速度响应就会得到加强。若爆破产生振动波的频率比结构设施的自振频率高很多时，其相应的地下结构体振动响应就很微弱。因此，离爆源较远的地下结构体相对于近区的地下结构体，根据理论分析，其更容易发生共振破坏现象，根本原因就是由于远区爆破振动频率更低，接近于结构体自身频率，易产生互相响应。因此，直眼掏槽方式，无论是从速度响应峰值，还是从振动频率范围而言，均不利于该工程体系的开挖，而双楔形掏槽方式更具优势。

3.3 位移频谱分析

位移反应谱对于结构体的响应和破坏，具有非常重要的影响。爆破对结构体的破坏作用，最主要就是体现在结构体的质点产生不同大小的位移，从而影响其整体的稳定性。图11～图13为各测点爆破振动典型位移反应谱。

从3.1节和3.2节中可知，随着结构体阻尼系数的增加，结构体对爆破振动的位移动力响应程度有明显的减弱。根据上述的位移反应谱曲线，可获得该体系在特定的爆破振动强度下的最大相对位移值。其中，对于三种掏槽方式而言，直眼掏槽位移响应峰值为6.2×10−3cm，单楔形掏槽位移响应峰值为4.8×10−3cm，双楔形掏槽位移响应峰值为4.5×10−3cm，可见直眼掏槽的响应峰值最大，双楔形掏槽的响应峰值最小。该结论与3.1节和3.2节的加速度和速度反应峰值一致，充分说明了在该工程体系中，宜采用的掏槽方式为双楔形掏槽。

图 11 直眼掏槽典型位移反应谱Fig.11 Typical displacement response spectrum under straight parallel hole cutting

图 12 楔形掏槽典型位移反应谱Fig.12 Typical displacement response spectrum under single wedge hole cutting

图 13 双楔形典型位移反应谱Fig.13 Typical displacement response spectrum under double wedge hole cutting

需说明的是，从原始记录信号推导获得的位移、速度和加速度反应谱中，很难了解到爆破振动波自身的波动特性变化，尤其是对结构体具有重要影响的低频率段的振动波，还需通过傅里叶变换、小波变换、小波包分析、Hilbert-Huang变换等方法对爆破振动波形进行具体的提取与分析。

4 结论

通过不同掏槽方式下的爆破试验，以及与之同步开展的爆破振动监测，对获得的爆破振动信号进行了频谱分析，获得了以下结论。

(1)根据对比设计的原则，布设了三种掏槽方式，分别是直眼掏槽、单楔形掏槽、以及双楔形掏槽。并对每种掏槽方式的钻孔数量、雷管段别、装药量等参数进行了设计。

(2)在现场实施了不同掏槽方式下的爆破试验，结果表明：三种掏槽方式均可实现良好的炮孔利用率，直眼掏槽的光面效果良好，单楔形和双楔形掏槽爆破后岩渣大小均一，利于出渣。

(3)从加速度反应谱、速度反应谱和位移反应谱角度对爆破后体系的动力响应予以分析，发现直眼掏槽无论是加速度响应峰值，还是速度和位移响应峰值均为最大，而双楔形掏槽的上述对应响应峰值均为最小，并且直眼掏槽能量更多集中在低频部分，对于工程稳定性更为不利。充分说明在该工程体系中，宜采用双楔形掏槽方式进行爆破设计。

需说明的是，本论文试验次数有限，仅限于对比三种掏槽方式，并将其对比效果予以了尝试性应用，在后续的工作中，需加大现场爆破试验量，获得更多的试验数据，本文获得结论适宜于其中开展的掏槽爆破试验数据。本文获得的位移、速度和加速度反应谱，与爆破振动波自身的波动特征并不相同，该反应谱是在爆破振动波动与结构体系的动力响应之间建立的一个联系，为结构体系的最大响应峰值提供参考，并能为爆破参数设计提供理论依据。