粉質黏土層預埋承插式混凝土管道對爆破振動的動力響應*

夏宇磬，蔣 楠,，姚穎康，周傳波，羅學東，吳廷堯

（1. 中國地質大學（武漢）工程學院，湖北 武漢 430074；2. 江漢大學爆破工程湖北省重點實驗室，湖北 武漢 430024；3. 江漢大學武漢爆破有限公司，湖北 武漢 430024）

城市綜合管廊未遍及的老城區(qū)，其地下管線的分布往往錯綜復雜。隨著我國地下交通網絡的不斷擴張和城市建筑物密集的進一步增大，埋地承插式混凝土給排水管道作為城市鋪設最廣泛的一種管道，相鄰給排水管道的城市地鐵隧道或基坑工程爆破施工情況屢見不鮮。爆破作為重要的巖體開挖手段，爆破振動產生的地震波不可避免地對鄰近混凝土給排水管道的安全性和可用性產生嚴重影響。因此，為保證爆破施工鄰近承插式混凝土管道的安全運行，研究爆破振動作用下管道的動力響應特征及其爆破振動安全判據具有重要的理論意義及實際應用價值。

目前，《爆破安全規(guī)程》[1]對地面建筑物以及地下構筑物明確了爆破振動速度及頻率的判據，但缺乏與埋地管道相關的爆破振動安全判據。針對爆破振動作用對不同埋地管道的影響已開展了大量的研究工作[2-5]。鄭爽英等[6]使用極差分析法確定了埋地輸氣管道受爆破振動作用其管壁厚度、管道埋深、管徑、運行內壓等對管道振動速度響應以及應力特征影響的貢獻程度；Mokhtari 等[7]結合三維有限元軟件和CEL 方法，對X65 鋼管的不同結構參數在其受爆破沖擊作用下動力響應的影響進行了研究，得出了管道最大等效應變隨著內壓的增高或者管徑與厚度之比的減小而減小等規(guī)律，為鋼管的抗爆設計提供了依據；Song 等[8]通過現(xiàn)場試驗和數值模擬研究了炸藥質量、炸藥與管道接觸面積以及管道壁厚等因素對于管道受爆破作用的影響，分析了鐵管受爆破作用后的3 種不同破壞狀態(tài)；Jiang 等[9]以北京地鐵16 號線輸氣管道正上方地表振速監(jiān)測結果為基礎，結合數值計算，提出了在地鐵開挖爆破作用下輸氣管道振動速度峰值與藥量、爆心距和管道埋深的預測公式；王海濤等[10]通過開展室內模型試驗，模擬地鐵隧道開挖，對臨近管道動力響應特征進行研究，結合考慮疲勞強度設計值，確定混凝土管道的安全振動速度峰值；張黎明等[11]對埋地鋼管進行現(xiàn)場爆破試驗，監(jiān)測爆破過程中鋼管的振動速度和應變變化特征，預測了管道能承受的地表最大峰值振速為20.37 cm/s，并計算了不同距離最大段裝藥量下管道的安全距離。

關于管道爆破振動安全判據方面的研究，大多數偏重于將管道視為一體的剛性結構，忽視管道之間的連接來討論管道動力響應以及安全判據，這其實是一種簡化的處理。但是，在實際工程中，無論是輸氣球墨鑄鐵管道還是混凝土輸水管道，都存在法蘭連接或者膠圈連接。為此，本文中，針對承插式混凝土管道，通過現(xiàn)場全尺寸爆破試驗，結合對管道管身、承插口的振動速度和動應變的監(jiān)測，分析管道的動力響應特征，并建立管道在爆破振動作用下的安全振動速度判據。

1 現(xiàn)場爆破試驗

1.1 管道埋設與炮孔布置

爆破試驗場地位于武漢市經濟開發(fā)區(qū)硃山路與硃山一路交匯處，爆破所在地地質情況主要為強風化石英砂巖。現(xiàn)場使用機械挖掘出管道溝槽，溝槽深0.7 m，墊土高0.4 m，并將混凝土管道拼接后放入溝槽內，管道覆土及墊土為粉質黏土，在武漢地區(qū)具有普遍性。現(xiàn)場管道埋設及炮眼鉆孔如圖1 所示。

圖 1 現(xiàn)場管道埋設與炮眼鉆孔Fig. 1 Pipe laying and hole drilling on site

現(xiàn)場受爆破作用的混凝土管道采用膠圈承插式接頭，柔性接口，混凝土管道每節(jié)2.5 m，共4 節(jié)，內徑為1 000 mm，外徑為1 200 mm，管道符合混凝土和鋼筋混凝土管道國家標準要求[12]，試驗所用管道總長為10 m，管道上部覆土厚達2 m，管道底部回填土、管道覆土分層夯實，壓實度達到給水排水管道工程施工及驗收標準規(guī)范要求[13]，管道兩端約束情況可視為與實際埋地管道相同。管道埋設與炮孔布置空間位置如圖2 所示。

針對爆破對地下管線的影響規(guī)律研究，實施同等藥量、不同爆心距的4 次試驗。4 次試驗中炮孔深度均為4 m，炮孔為垂直炮孔，直徑為90 mm；裝藥結構為炮孔底部連續(xù)耦合裝藥，裝藥長度為106 cm，孔底起爆；試驗場地較大，場地邊坡離爆源較遠，最小抵抗線為炸藥重心距場地地表的垂直距離，為347 cm。現(xiàn)場開展由遠及近不同爆心距下4 次爆破試驗，并在混凝土管道內不同位置使用TC-4850 爆破振動測試儀進行爆破振動速度監(jiān)測，使用DH5956 動態(tài)應變測試系統(tǒng)進行爆破動應變監(jiān)測。表1 為4 次爆破試驗炮孔布置相關參數。

圖 2 管道埋設與炮孔布置示意圖Fig. 2 Schematic diagram of pipe laying and hole drilling on site

表 1 現(xiàn)場爆破試驗參數Table 1 Parameters for field blasting experiments

1.2 管道應變與振動速度監(jiān)測

為準確反映管道在爆破振動作用下的動力響應特征，試驗中采用動態(tài)應變測試系統(tǒng)DH5956 來監(jiān)測管道受爆破振動作用時的動應變特征，所使用的應變片為單軸應變片，長度為80 mm，120 Ω 型號，連接線為1/4 橋，應變片布設位置如圖3 所示。該儀器最高采樣頻率為100 kHz，具有極強的抗干擾能力，可以精準記錄管道在爆破動力作用下動應變的變化過程。

圖 3 爆源與管道相對位置及動應變監(jiān)測點布置Fig. 3 Relative position between explosion source and pipeline, and arrangement of dynamic strain monitoring points

同時，試驗中采用爆破振動速度監(jiān)測儀TC-4850，其三矢量低頻振動速度傳感器集X、Y、Z 三個方向一體，并配備相應三矢量合成分析軟件。傳感器在管道底部縱向布設，布設位置見圖4。通過信號輸入，抗干擾接頭與TC-4850 監(jiān)測儀相連。該儀器振動速度監(jiān)測量程為0.001～35.4 cm/s，該范圍能完全覆蓋此次爆破試驗管道內的振動速度數據。同時，該儀器所監(jiān)測的爆破振動頻率范圍為1～500 Hz，涵蓋了此次的爆破試驗振動頻率。

圖 4 管道內振動速度監(jiān)測儀的布設Fig. 4 Layout of vibration velocity monitors in the pipeline

爆破振動速度監(jiān)測儀TC-4850 與動態(tài)應變測試系統(tǒng)連接的應變片均布設在混凝土管道內部，兩者能記錄同一次爆破沖擊動力作用下管道的振動速度和動應變的特征。爆破振動監(jiān)測系統(tǒng)的布設如圖3～5 所示。

圖 5 爆破試驗現(xiàn)場管道內監(jiān)測系統(tǒng)的布設Fig. 5 Layout of pipeline monitoring system in the experiments

圖3 為爆源與管道相對平面示意圖，4 節(jié)管道1～4 按照規(guī)范拼接完成后，連接處的承插口分別命名為承插口1-2、承插口2-3、承插口3-4，其中截面2-2 位于管道2 的中間。應變測試系統(tǒng)DH-5956 連接的應變片布設在管道2 中間截面2-2 處和承插口2-3 處。在截面2-2 布設了4 處應變監(jiān)測點，分別位于管道截面的上（頂部）、下（底部）、左（迎爆側）、右（背爆側）。每處應變監(jiān)測點布置沿管道軸向與沿管道環(huán)向的2 個應變片，截面2-2 共布設8 個應變片。同理，在承插口2-3 處布設2 處應變監(jiān)測點，位于管道截面2-3 的下（管底）、右（背爆側）部。每次試驗后，將動態(tài)應變測試儀器調零。

爆破振動速度檢測儀共布設6 臺，沿管道縱向，使用石膏穩(wěn)固連接在管道底部，其位置如圖4 所示，管道內部振動速度監(jiān)測儀器均布置在承插口截面附近，管道內儀器D2 與D3 相鄰，在承插口2-3 兩側。爆破試驗現(xiàn)場炸藥埋設完畢后，開啟爆破振動監(jiān)測儀和動應變監(jiān)測系統(tǒng)，由遠及近依次起爆4 個炮孔。

2 管道動應變及振動速度特征試驗結果分析

2.1 管身動應變特征分析

2.1.1 管身環(huán)向應變

管道2 中間截面2-2 的4 個應變監(jiān)測點分別布置在管頂、管肩兩側（迎爆側與背爆側）、管底，每個監(jiān)測點均布置有環(huán)向、軸向應變片，4 次試驗管道應變特征曲線如圖6 所示，負值代表受壓，正值代表受拉。

圖 6 4 次試驗中截面2-2 環(huán)向應變曲線Fig. 6 Circumferential strain curves of section 2-2 in four experiments

從圖6 可以看出，當管道距離爆源較遠時（試驗I、II），管道頂部的環(huán)向應變監(jiān)測點（1 號監(jiān)測點）及管道底部的環(huán)向應變監(jiān)測點（2 號監(jiān)測點），在應力波作用下，管道均以受壓為主，且2 次試驗中1 號監(jiān)測點壓應力峰值均小于2 號監(jiān)測點環(huán)向應變壓應力峰值，即管道頂部環(huán)向所受壓應力小于管道底部環(huán)向所受壓應力，這是由于管道底部先于頂部受到應力波的直接作用，管道頂部處于背爆側，應力波經過土-管道-空氣界面的折射反射后強度衰減。

管道頂部和底部環(huán)向應變都較小，應變曲線經歷過壓應力峰值，隨后有十分微弱的拉壓變化，但拉應變較之壓應變要小，最后2 個應變曲線拉壓振蕩隨后降低歸零，可能是管道頂部與底部受應力波折射與反射后形成的拉伸或壓縮應力波作用及管道受壓后彈性應變能的釋放所導致的。

當管道距離爆源較近時（試驗Ⅲ、Ⅳ），管道頂部環(huán)向（1 號監(jiān)測點）仍以受壓為主，但管道底部環(huán)向（2 號監(jiān)測點）以受拉為主，其首先受到相對較小拉應力，然后變化為受壓達到相對較大峰值，隨后迅速轉化為受拉，最后應變穩(wěn)定在受拉區(qū)域。混凝土動彈性模量為40.4 GPa 時[14]，試驗Ⅳ下，監(jiān)測點2 環(huán)向受拉應變峰值為46.98×10?6，則所受動拉應力為1.89 MPa，遠低于混凝土極限動抗拉強度[15]，但應變曲線穩(wěn)定在受拉區(qū)域，可能是因振動導致連接線不穩(wěn)定所致。但是從4 次試驗可以看出，爆源由遠及近時，爆源與管道的相對方位逐漸由左下方轉移到正下方，管道底部所受動應力逐漸由受壓轉換為受拉，同時混凝土材料抗拉強度遠小于抗壓強度，管道更容易受到破壞。

在4 次試驗中，管道2 兩邊管肩處3、4 號環(huán)向應變監(jiān)測點均以受拉為主，且迎爆側（2 號監(jiān)測點）拉應變峰值均大于背爆側（4 號監(jiān)測點）拉應變峰值，管肩迎爆側（3 號監(jiān)測點）拉應變峰值總是接近管道底部（2 號監(jiān)測點）壓應變峰值，應變峰值隨爆心距的減小而增大。

由管道2 中間截面處4 個應變監(jiān)測點環(huán)向應變分布曲線來看，管道環(huán)向受爆破應力波作用，主要破壞形式為受拉破壞，其中管道底部與左肩迎爆側所受應力峰值相近，管道頂部與管道管肩背爆側所受應力峰值相近。

2.1.2 管身軸向應變

對截面2-2 內4 個應變監(jiān)測點的軸向應變進行分析，具體應變曲線如圖7 所示。

圖 7 4 次試驗中截面2-2 軸向應變曲線Fig. 7 Axial strain curves of section 2-2 in four experiments

因現(xiàn)場3、4 號監(jiān)測點軸向應變片松動，導致測量數據失實，只監(jiān)測到管道頂部和底部軸向應變數據。4 次試驗下，管道軸向應變特征以受壓為主，隨著管道與爆源距離的減小，管道應變峰值增大。

爆心距較大時(試驗I、II)，管道底部首先受到壓應變，隨后應變狀態(tài)迅速由受壓轉為受拉，最后曲線振蕩歸零。當爆源與管道距離由遠及近時，應變大小特征逐漸由管底軸向應變大于管頂軸向應變轉變?yōu)楣茼斴S向應變大于管底軸向應變。

4 次試驗中，管道頂部軸向受力特征均為受壓應力，當壓應力隨爆心距減小而增大的時候，最大壓應變?yōu)?1.91×10?6，則其所受動態(tài)壓應力遠小于混凝土抗壓強度，且經過觀察管道2 上所監(jiān)測斷面未受到破壞。應變曲線最終未歸零，可能是因振動導致連接線不穩(wěn)定所導致。

2.2 管道承插口應變特征分析

圖 8 承插口監(jiān)測點環(huán)向應變曲線Fig. 8 Hoop strain curves at monitoring points for bell-and-spigot joints

爆破試驗中，有兩監(jiān)測點布置在承插口2-3 截面的附近，兩應變片均布設在管道靠近插口的管道內壁上，5 號監(jiān)測點位于管肩背爆側，設有環(huán)向應變片，6 號監(jiān)測點位于管底，設有軸向應變片。具體應變曲線如圖8 所示。由圖8 可得，承插口2-3 截面附近管道底部軸向應變片與管肩背爆側環(huán)向應變片在應力波作用下均受拉應力作用，隨后應變穩(wěn)定在受拉區(qū)域，且相同試驗下拉應力峰值遠大于管道2 中間截面應變峰值，爆源較近時，管道承插口附近有較大殘余應變。可能原因是5、6 號應變片布置在承插口附近區(qū)域，管道之間的連接為非剛性連接，受爆破作用，承插口兩端管身發(fā)生相對位移，以承插口為支點轉動產生較大力矩，致使承插口處承口與插口處產生較大應力，該應力遠大于混凝土材料的抗拉強度，動應變監(jiān)測儀器所記錄到的動應變是因承口與插口處的力矩產生的，而不是管道材料受爆破應力波作用而產生的。試驗現(xiàn)場觀察到承插口2-3 處，插口部分有混凝土掉塊、裂縫等現(xiàn)象，而管身處未觀察到可見的裂縫，這與試驗所測得應變結果一致。

2.3 管道振動速度分布特征分析

管道內6 臺振動速度監(jiān)測儀器共記錄下4 次爆破試驗中，管道X（爆源與管道中心連線的方向）、Y（垂直方向）、Z（管道軸向）3 個方向的振動速度-時程曲線數據，其中爆破試驗I 中D2 號儀器測得的振動時程曲線如圖9 所示，4 次試驗詳細振動速度數據見表2。

由圖9 和表2 可以得出，管道內振動速度隨管道與爆源距離的減小而增大，4 次試驗下，管道內X 方向為振動速度最大的方向，即爆源與管道中心點連線的方向振動速度最大。同一次試驗下，與爆源同一平面上的承插口2-3 截面附近兩側管道振動速度最大，并由中間分別向兩端遞減，監(jiān)測點D2、D3 和D1、D4 雖各分布在承插口截面2-3 兩側，且因兩對監(jiān)測點對稱于爆源與承插口2-3 截面連線方向，兩者所受爆破振動作用后振動速度大小相近，所測管道振動速度結果較準確。

圖 9 試驗Ⅰ中管道D2 處振動速度時程曲線Fig. 9 Time history curves of vibration velocity measured by sensor D2 in experiment Ⅰ

表 2 4 次爆破振動速度數據Table 2 Vibration velocity data in four experiments

由4 次爆破試驗管道的振動速度及動應變監(jiān)測數據可得：

(1)同一爆源作用下，與爆源直線距離最近的管道質點振動速度最大，并向管道兩邊遞減；管道與爆源距離越近，管道整體爆破振動速度越大。

(2)當爆心距由遠及近時，在爆破振動作用下，帶膠圈承插口的混凝土管道頂部、底部環(huán)向受力特征逐漸由受壓轉換為受拉，管肩兩側始終受拉應力作用，且管肩迎爆側與管道底部所受應力峰值相近，管道頂部與管肩背爆側所受應力峰值相近，管道管身在4 次爆破試驗過程中未發(fā)生破壞。

(3)在相同爆源作用下，管道管身及承插口呈現(xiàn)出不協(xié)調響應，即：管道承插口附近區(qū)域較管身區(qū)域所受爆破有害效應作用大得多，具體表現(xiàn)為與爆源相同距離的承插口處與管道處動應變峰值相差較大，承插口處管身轉動力矩產生的應變遠大于管道管身因應力波引起的應變。在試驗Ⅲ以及試驗Ⅳ時，管道承插口處最大拉應變峰值為1.064×10?3，超過混凝土管道極限拉應變[16]，管道發(fā)生破壞。

通過上述試驗可知，承插口連接式管道受爆破作用最易破壞的位置出現(xiàn)在管道與管道之間連接處。所以，分析爆破振動作用下管道的安全穩(wěn)定性問題時，考慮管道之間的連接處是更加合理的。

3 承插式混凝土管道爆破振動安全判據

3.1 基于承插口失效的振動速度安全判據

混凝土給排水管道可以分為2 個部分，管身以及連接相鄰管身的承插口，本試驗所用給排水管道采用的是以橡膠圈為密封材料的柔性接頭管道，柔性接口是能承受一定量的軸向線變位和相對變位的管道接口。此次試驗中，爆破振動會使柔性接頭兩側管身產生相對位移。根據《GB50268—2008 給水排水管道工程施工驗收規(guī)范》中規(guī)定的預（自）應力混凝土管沿曲線安裝接口的允許轉角，內徑為800～1 400 mm 的管道允許轉角為1.0°[12]。當管道偏轉角度大于1°時，管道可能產生功能性損壞，進而導致管道承插口密封性降低，產生漏水等事故。同樣，當爆破振動作用下管道產生的轉角大于1°時也可能導致管道相應功能性損傷，所以使用此規(guī)范中管道偏轉角度規(guī)范來判定管道受爆破振動承插口是否產生損壞是科學的。

基于所監(jiān)測的4 次試驗中管道爆破振動時程曲線數據，對其積分可得到受爆破振動作用時管道的位移-時程曲線。如圖10 所示，通過積分計算，可得到兩相鄰儀器之間在同一時間位移相差最大的值，由此可得到截面3 個承插口受爆破振動作用產生的角度變化。

根據3.3 節(jié)可知，爆破振動作用下，管道X 方向的振動速度是3 個振動方向中速度最大的，則管道沿X 方向受爆破作用產生的位移也最大，通過判斷管道承插口沿X 方向彎曲變化情況可知承插口是否在4 次試驗中受到功能性損傷。

由圖10 可以清晰地看出，4 次爆破試驗中，與爆源同一橫截面的管道承插口2-3 受爆破振動作用的影響最大，管道的相對位移以及偏轉角度最大。如圖11 所示，管道受爆破振動作用的偏轉角度等于承插口2-3 兩旁的管道偏轉角度θL、θR之和，則4 次試驗管道的偏轉角度如表3 所示。

根據2.2 節(jié)圖8(a)所示，爆破試驗Ⅲ和試驗Ⅳ，承插口2-3 所在的5 號監(jiān)測點所在的管肩背爆側環(huán)向動應變峰值分別為1.96×10?4和2.10×10?4，6 號監(jiān)測點所在的管底處軸向動應變峰值分別為1.15×10?4和1.064×10?3，其所受動拉應力遠大于管道混凝土極限動抗拉強度，管道承插口處混凝土材料發(fā)生破壞。

圖 10 管道承插口X 方向的相對位移Fig. 10 Relative displacement of bell-and-spigot joints in X direction

圖 11 承插口偏轉角示意圖Fig. 11 Deflection angle of bell-and-spigot joints

另一方面，通過振動速度測試數據進行處理得到的管道偏轉角度結果表明：4 次試驗中，試驗Ⅲ和試驗Ⅳ管道承插口2-3 偏轉角大于規(guī)范中所規(guī)定的管道最大允許轉角，管道失效，與承插口動應變數據所得出的結論一致。

表 3 4 次試驗承插口2-3 偏轉角度Table 3 Deflection angles of bell-and-spigot joint 2-3 in four experiments

當爆源與管道承插口在同一橫截面上時，承插口受到爆源爆炸后應力波作用發(fā)生的位移及偏轉角較爆源與管身同一橫截面時要大。相同條件下，爆源與承插口同一截面視為最不利位置。通過圖12 將偏轉角度與承插口處爆破速度進行擬合，結合規(guī)范中規(guī)定的管道最大偏轉角度，可算出此種地質條件下內徑為1 000 mm 的埋地承插口混凝土管道X 方向最大安全振動速度。

圖 12 管道偏轉角度與X 方向振動速度擬合曲線Fig. 12 Fitting curve between pipe deflection angle and vibration velocity in X direction

管道X 方向振動速度峰值與承插口2-3 累積偏轉角度統(tǒng)計關系為：

式中： θ 為承插口最大累積偏轉角度，(°)；v 為管道X 方向振動速度峰值，cm/s。

此次爆破試驗中，各承插口均受到爆破振動累積作用，其偏轉角度也是管道受各次爆破振動影響累積的結果，所以管道最大振速方向的單次安全振動速度應小于5 cm/s。

3.2 基于管身破壞的振動速度安全判據

根據2.1 節(jié)管身動應變特征分析結果，除管道承插口外，管身受爆破振動作用產生的動力響應也不可忽視。管身軸向主要受動壓應力作用，環(huán)向主要受動拉應力作用，又因混凝土材料抗壓強度較大而抗拉強度較小，則管身受爆破振動作用以受拉破壞為主。

通過建立D6 號振動速度監(jiān)測儀所測管道X 方向振動速度峰值與截面2-2 所測極限拉應變峰值的函數關系，結合管道材料極限拉應變大小，可得管道管身受爆破振動作用極限振動速度，以此可簡單便捷地通過管道振動速度的值來判斷管道管身混凝土是否受到爆破振動破壞。圖13 為4 次管道X 方向振動速度與動拉應變擬合曲線。

圖 13 管道X 方向振動速度峰值與動拉應變峰值擬合曲線Fig. 13 Fitting curve between peak vibration velocity and peak dynamic tensile strain in X direction

管道X 方向振動速度峰值與動拉應變峰值ε 的統(tǒng)計關系為：

不同強度混凝土材料極限拉應變峰值大小為(0.75～1.15)×10?6，即裂縫出現(xiàn)不穩(wěn)定擴展時對應的極限拉應變值[15]。為保證管身混凝土材料在應力波作用下的安全，管道受爆破振動作用下X 方向最大振動速度為19.7 cm/s。

對比承插口與管身的失效判據，承插口2-3 處在爆破試驗Ⅲ中底部軸向應變峰值和管肩背爆側環(huán)向應變峰值均超過1.15×10?4，大于混凝土材料極限拉應變峰值，承插口失效；管身在4 次爆破試驗中，最大拉應變峰值均小于1.15×10?4，管身能承受管道最大振動速度為19.7 cm/s。可知同種試驗條件下管道承插口較之管身更易受到爆破振動有害效應的影響，膠圈承插式混凝土管道整體的破壞應以承插口處的失效判據來判定，管道最大振速方向的安全振動速度應控制在5 cm/s 以內。

4 結 論

（1）管道受爆破應力波作用，管身環(huán)向頂部以受壓為主，管身管肩兩側以受拉為主，管身與爆源距離由遠及近時，管身底部受力狀態(tài)逐漸由受壓轉變?yōu)槭芾夜苌淼撞颗c管肩迎爆側應力峰值相近，管身頂部與管肩背爆側應力峰值相近。軸向上，管身頂部與底部受力特征主要以受壓為主。

（2）受爆破振動作用，管道內與爆源同一橫截面處的管道振動速度最大，且呈現(xiàn)出由中間向兩邊衰減的趨勢，爆源離管道越近，管道內振動速度越大；管道內X 方向為振動速度最大的方向，即爆源與管道中心點連線的方向振動速度最大。

（3）管道受相同爆破振動作用下，管道管身與承插口之間出現(xiàn)不協(xié)調動力響應特征，管道承插口處較管身更易受到爆破振動有害效應的破壞，管道受外力作用下最薄弱的位置為承插口處。

感謝武漢爆破有限公司謝先啟院士及其團隊相關領導賈永勝、劉昌邦、黃小武、錢坤、王威、岳端陽等對本試驗給予的大力支持。