高飽和黏性土中爆炸波作用下直埋鋼管（空管）動態(tài)響應*

龔相超，鐘冬望，司劍峰，何 理

（1. 武漢科技大學理學院工程力學系，湖北 武漢 430065；2. 三峽大學三峽庫區(qū)地質(zhì)災害教育部重點實驗室，湖北 宜昌 443002）

我國城市化的高速發(fā)展推動了城市管網(wǎng)的建設，地下生命線的規(guī)模在不斷擴大，守護地下生命線安全的責任也越來越重。與此相矛盾的是：工程中往往需要在服役管道附近進行爆破作業(yè)，而我國現(xiàn)行的《爆破安全規(guī)程(GB6722—2014)》和《中華人民共和國石油天然氣管道保護法》中都沒有明確規(guī)定埋地管道的安全振速標準，使得在爆破方案制定、爆破作業(yè)進行和爆破安全監(jiān)理時缺少法律法規(guī)層面的指導。

近幾年，我國專家學者們對確保爆炸波作用下埋地管道安全的振速標準的研究較多，所推薦的地表峰值振速安全閾值為2～15 cm/s[1-4]，范圍很大。應該承認：這些標準都有一定的參考價值，各有成功的工程案例為背景，但大都缺乏深入的機理研究，因此，所推薦的振速標準缺乏公信力。國外學者提出的安全閾值一般在5～10 cm/s 范圍內(nèi)[5]，很多公司按5 cm/s 的標準執(zhí)行。在Siskind 等[6]的報告中，還記錄有峰值振速分別達6.4、31.8 和145 cm/s 爆炸作業(yè)中毗鄰管道未被破壞的工程案例，甚至在美國陸軍工兵部隊試驗中的峰值速度高達427 cm/s，報道稱未見泄露發(fā)生。

實際上不同材質(zhì)和型號的管道，相同爆炸波作用下的響應差異可能是很大的：動應力（應變）水平不同；管道的強度（屈服）極限和抗沖擊性能也不同。尤為關(guān)鍵的是：不同裝藥和場地條件下，爆炸波的產(chǎn)生和衰減差異性特別大。而單一的振速標準并不能反映出這些差異性。

關(guān)于爆炸波作用下埋地管道的計算，代表性的研究有：Dowding 提出的計算公式，該式由具有恒定幅值的平面波推到而來[7]；Esparza 等根據(jù)模型和現(xiàn)場試驗數(shù)據(jù)提出的經(jīng)驗公式[8]；George 等基于諧波假設采用圓柱薄殼模型推導出的半理論半經(jīng)驗公式[9]；還有Amir 等基于爆炸波壓力衰減規(guī)律并采用彈性地基梁模型推導出的半理論半數(shù)值計算式[10]。這些研究成果都有各自的適用條件，Dowding 的計算式[7]可作為遠場平面波作用下埋地管道響應的上限；Esparza 經(jīng)驗公式[8]強調(diào)適用的場地條件和實驗環(huán)境；后兩類半理論公式[9-10]采用了不同模型且對爆炸波做了簡化，其適用范圍需進一步研究。

從現(xiàn)有成果來看，爆炸波作用下埋地管道動態(tài)響應機理的實驗研究、抗震計算和理論研究并不多。本文中，對爆炸波近中場作用下直埋于高飽和土中的鋼質(zhì)管道進行系列實驗研究；分析管道在不同的爆心距和爆源埋深條件下，不同位置測點峰值應變的衰減規(guī)律；研究管道應變、加速度以及管道和地面速度頻譜特征；以期所得結(jié)果可為深入研究爆炸波作用下埋地管道沖擊振動機理提供可靠資料和依據(jù)，實驗數(shù)據(jù)可對類似工程抗爆設計提供參考。

1 實驗概況

1.1 實驗管道

實驗中采用3 根不同公稱直徑的20#無縫鋼管作為研究對象。鋼管的外徑D、壁厚δ、總長L 見表1。鋼管的材料力學性能參數(shù)：楊氏模量Ep，210 GPa；泊松比μ，0.30；屈服極限σps，245 MPa；密度ρ，7 850 kg/m3；抗拉強度σpb，410 MPa；延伸率ξ，25%。

1.2 實驗場地和管道

實驗場地為內(nèi)湖湖區(qū)改造通過填埋黃黏土建設而成。實驗場緊鄰污水處理池，土體含水率和飽和度隨土深變化很大，飽和度為60%～100%，土深0.5、1.0、1.5 m 處的含水率分別為19.3%、27.1%和39.8%。管道埋設如圖1 所示，3 根不同口徑的鋼管埋深不同、平行鋪設，管道和爆源之間全部用原土人工一層層回填并踩實，各管道和爆源的位置如圖2 所示。

表1 管道幾何參數(shù)Table 1 Geometrical parameters of pipes

1.3 實驗實施

管道S3、S2 和S1 各分4 個截面并分別貼19、18 和17 片BX120-3AA 型電阻應變片，待測管道截面和測試點應變片布設如圖1 和圖3 所示。使用4 臺UT34XX 系列動態(tài)應變儀，共48個通道，采樣頻率設為儀器最高采樣頻率128 kHz。采用4 臺TC-4850 爆破振動測試儀測振，分別布置在3 根管道端部和管道中部正上方地表，采樣頻率為8 kHz。三向加速度傳感器布置在管道S2 管端，用1 臺UT3404 四通道采集數(shù)據(jù)，采樣頻率為128 kHz。速度和加速度傳感器X、Y、Z 方向如圖3 所示。爆源布置如圖2 所示，將2#巖石乳化炸藥做成球形藥包，耦合裝藥，小藥量下可將爆源簡化成點源。爆心距R 指爆源到管道中心線的垂直距離，爆源埋深H 指爆源到水平面的鉛垂距離，裝藥量為Q。

實驗方案如表2 所示，共進行42 炮次。實驗中測得的應變、速度和加速度數(shù)據(jù)量很大，僅選取有代表性的實驗數(shù)據(jù)，對管道動態(tài)響應的幾個特征量進行分析。

圖1 埋設管道照片F(xiàn)ig. 1 The buried pipe

圖2 管道和爆源位置Fig. 2 Location of pipes and explosive source

圖3 管道S3 應變片的位置Fig. 3 Location of strain gauges on pipe S3

表2 實驗方案Table 2 Experimental schemes

2 實驗結(jié)果分析

2.1 應變分析

2.1.1 峰值應變同比例距離相關(guān)性分析

表3 實驗參數(shù)Table 3 Experimental parameters

表4 校驗結(jié)果Table 4 Results of check

圖4 不同測點的動應變波形對比Fig. 4 Comparison of dynamic strain waveforms at different measured points

因此峰值動應變應為比例距離的函數(shù)，參考量綱分析[11]的結(jié)果，可采用下式擬合：

式中：k 為綜合影響因數(shù)，α 為衰減指數(shù)。

2.1.2 峰值應變衰減規(guī)律分析

根據(jù)圓形截面管土相對剛度因數(shù)αs定義式:

式中：r0=(D-δ)/2 為管道平均半徑；Ed為土體變形模量，取8 MPa[12]；其他參數(shù)含義和取值見1.1 節(jié)。各管道的管土相對剛度因數(shù)分別為13.53、5.93、0.693。管土相對剛度因數(shù)小于1 時，該管道為柔性管道；管土相對剛度因數(shù)大于1 時，該管道為剛性管道。同樣荷載作用下，柔性管道將產(chǎn)生更大的環(huán)向應變。剛性管道在振動中管土相對滑移更嚴重，應變傳遞因數(shù)小于1，使得應力水平降低，因此本文中重點分析柔性S3 管的實驗數(shù)據(jù)。

取爆源埋深H=1.5 m，爆心距R=2.2，2.7，3.2 m，S3 管測點的峰值應變數(shù)據(jù)整理如表5～7 （數(shù)據(jù)不完整的測點未列出）所示。數(shù)據(jù)表明：在近距離局部沖擊下，管道產(chǎn)生了較大的環(huán)向和軸向應變，45°方向的應變較小，忽略管道表面壓力，各測點可近似為兩向應力狀態(tài)。比較所有的同測點環(huán)向和軸向動應變時程，兩者達到峰值的時間差均在幾個至十幾毫秒內(nèi)，且有的測點具有相同的極性（或拉或壓）。

表5 S3 管不同測點的最大峰值應變(R=2.2 m)Table 5 The maximum peak strains at different measured points of pipe S3 (R=2.2 m)

表6 S3 管不同測點的最大峰值應變(R=2.7 m)Table 6 The maximum peak strains at different measured points of pipe S3 (R=2.7 m)

表7 S3 管不同測點的最大峰值應變(R=3.2 m)Table 7 The maximum peak strains at different measured points of pipe S3 (R=3.2 m)

比較S2 和S3 管道截面3 測點3 環(huán)向和軸向應變數(shù)據(jù)，比例距離在4～8 范圍內(nèi)，如圖5～6 所示：近中場（對于土中爆炸土中傳播的爆炸波，本文中認為為近中場，為遠場）爆炸波作用下，S3 管道產(chǎn)生較大的環(huán)向應變，軸向比環(huán)向衰減指數(shù)大（絕對值）。同樣爆心距下，S3 管道環(huán)向和軸向峰值應變絕對差值較大，S2 管道軸向和環(huán)向應變差值較小，S1 管的也較小。這是由于S1 管道和S2 管道管土相對剛度因數(shù)大、靠近地面受到反射波影響更大的緣故。

圖5 S333 應變衰減曲線(R=2.7 m，H=1.5 m)Fig. 5 Strain decay curves of S333 (R=2.7 m, H=1.5 m)

圖6 S233 應變衰減曲線(R=2.7 m，H=1.0 m)Fig. 6 Decay curves of S332 strain (R=2.7 m, H=1.0 m)

對比爆源埋深H=1.5 m 時S3 管同一測點的環(huán)向或軸向應變，其最大峰值拉應變和壓應變相對大小隨著爆心距的改變而發(fā)生變化，如圖7 所示。爆心距R=2.2 m 時，軸向拉應變遠比壓應變大；而爆心距R=2.7，3.2 m 時，拉應變峰值和壓應變峰值均大體相當。這是因為隨著比例距離的增大，爆炸波波形發(fā)生了變化的緣故，由壓縮波向地震波轉(zhuǎn)換。據(jù)文獻[13]：比例距離小于6 時，以壓縮波為主；6～30 的比例距離范圍內(nèi)為波形轉(zhuǎn)換區(qū)，比例距離大于30 時為爆破地震波區(qū)。本文實驗中比例距離恰好處于3～9 范圍內(nèi)，應變波波形轉(zhuǎn)換特征明顯。

圖7 S331Z 最大拉和壓應變(H=1.5 m)Fig. 7 The maximum tension and compression strains of S331Z (H=1.5 m)

綜合R=2.2，2.7，3.2 m，比例距離在3～9 范圍內(nèi)，埋深H=1.5 m 時各藥量的實驗數(shù)據(jù)，S331Z 峰值拉應變衰減曲線如圖8 所示。盡管隨著數(shù)據(jù)量的增大，數(shù)據(jù)的離散性有所增大，但決定系數(shù)仍然達0.835 53，高度正相關(guān)，衰減指數(shù)為-2.745。在比例距離3～6 范圍內(nèi)，爆炸波作用下的峰值動應變可達幾百個微應變，但衰減較快，比例距離大于6 以后，峰值動應變就衰減為幾十個微應變了。其他測點情況相同，取S332 測點環(huán)向和軸向數(shù)據(jù)擬合，如圖9 所示。軸向應變數(shù)據(jù)相關(guān)性較好，環(huán)向數(shù)據(jù)離散性較大。結(jié)合表5～7 和圖9 可以看出：管道各點應變分布情況比較復雜，小比例距離下，迎爆面產(chǎn)生的環(huán)向和軸向應變較大，隨著比例距離的增大，頂面和底面也會產(chǎn)生較大的動應變。

圖8 S331Z 峰值拉應變衰減曲線Fig. 8 Decay curve of maximum tension strain for S331Z

圖9 S332Z 和S332H 最大應變Fig. 9 Maximum strains of S332Z and S332H

2.1.3 應變頻譜特征

一般情況下，爆炸波主頻率較天然地震波主頻率高，小藥量爆炸波的主頻率高于大藥量的，可達50 Hz以上。然而由于土體強阻尼的作用，管土結(jié)構(gòu)響應頻率較低。取爆源埋深H=1.5 m，爆心距R=2.7 m的S3 管實驗數(shù)據(jù)做FFT 分析，采樣頻率為128 kHz, 分析采樣時間為512 ms。4 個測點動應變頻譜如圖10所示。可以看出，無論是環(huán)向應變，還是軸向應變，各藥量下都有一個最大峰值頻率，且峰值頻率較其他極值占優(yōu)，峰值頻率在3～10 Hz 之間。然而峰值頻率所含頻譜信息量有限，對比各藥量的峰值頻率無明顯規(guī)律；分析測振儀給出的主頻，也無明顯規(guī)律且數(shù)值上存在越變；因此采用質(zhì)心頻率進行研究[14]，定義式如下：

圖10 動應變頻譜(R=2.7 m, H=1.5 m)Fig. 10 Spectra of dynamic strains (R=2.7 m, H=1.5 m)

式中：fi為傅里葉譜中頻率，Ai為頻率幅值。

本實驗各測點的動應變頻譜呈單峰或多峰結(jié)構(gòu)，且峰值頻率和質(zhì)心頻率不高，最大峰值頻率小于10 Hz，質(zhì)心頻率小于50 Hz，因此管道動應變信號為低頻信號。

取0～200 Hz 低頻段計算質(zhì)心頻率，質(zhì)心頻率均低于50 Hz，且質(zhì)心頻率隨藥量增大呈冪函數(shù)衰減關(guān)系，衰減指數(shù)（絕對值）在0.78～0.89 之間，如圖11 所示。

圖11 動應變質(zhì)心變頻率衰減曲線(R=2.7 m, H=1.5 m)Fig. 11 The decay curves of dynamic strain centroid frequencies (R=2.7 m, H=1.5 m)

2.2 振動速度分析

2.2.1 峰值振動速度

爆炸波幅值隨深度增大而衰減，這是由于爆炸波傳播至地面時，會產(chǎn)生強烈的反射波，因此地表峰值振速比地下的大。而管道受到土體約束，管土的力學性質(zhì)差異明顯，管土之間存在滑移，所以地表振速遠比管道振速大。取埋深H=2.0 m、爆心距R=2.7 m 時的實驗數(shù)據(jù)，S3 管道振動的峰值粒子速度和地表振動的峰值粒子速度合成值如表8 所示，按X、Y、Z 軸最大值合成，雖然一般情況下三者最大值不是同時發(fā)生，但時間間隔很小，合成值比實際值略大。

表8 S3 管道振動的峰值粒子速度和地表振動的峰值粒子速度(R=2.7 m, H=2.0 m)Table 8 Peak particle velocities of S3 pipe and ground vibrations (R=2.7 m, H=2.0 m)

S3 管道振動的峰值粒子速度和地表振動的峰值粒子速度的比值隨藥量的不同有所波動，但在波動幅度并不大。兩者隨比例距離衰減曲線如圖12 所示，呈良好的冪函數(shù)衰減關(guān)系，S3 管衰減指數(shù)（絕對值）比地面的大，地面的衰減指數(shù)也比一般文獻中的大，這是由于實驗條件為土中爆炸，傳播介質(zhì)為黏土且處于爆炸波近中場的緣故。實驗數(shù)據(jù)表明：S3 管道振動的峰值粒子速度和地表振動的峰值粒子速度之間具有很強的相關(guān)性，兩者近似有線性比例關(guān)系，如圖13 所示。

2.2.2 振動速度頻譜

圖12 S3 管道振動的峰值粒子速度和地表振動的峰值粒子速度隨比例爆距的衰減Fig. 12 Attenuation of peak particle velocity with scaled explosion distance for vibrations of S3 pipe and ground

取埋深H=1.5 m、爆心距R=2.7 m 時的數(shù)據(jù)，做3 個藥量下S3 管振動速度頻譜圖，采樣頻率為8 kHz，采樣時間為5 s，如圖14 所示，隨著藥量的增加，管道振動速度頻譜的主頻段向低頻區(qū)域偏移。地面振速頻譜和管道頻譜圖相類似，如圖15所示，兩者頻率成分都主要集中在低頻段，差別不大。與動應變頻譜相比，振動速度譜頻帶更寬；大體上速度峰值頻率比應變峰值頻率高；主頻段向高頻區(qū)移動。振速譜中Z 軸方向呈多峰狀態(tài)，存在多個峰值頻率。隨著藥量的增加，第1 峰和第2 峰的峰值頻率值有所降低，第2 峰值幅值和頻寬所占比重增大，而在動應變的頻譜中第2 峰值頻率幅值和頻寬被削弱，第1 峰值頻段占據(jù)主導地位，這是土體對管道的強阻尼作用的結(jié)果。

仍采用質(zhì)心頻率來研究S3 管和地表振動的頻譜特性。分析埋深H=2 m、爆心距R=2.2 m 時的實驗數(shù)據(jù)，取0～200 Hz 低頻段計算質(zhì)心頻率，S3 管和地表振速質(zhì)心頻率如表9 所示。比較兩者振速質(zhì)心頻率，大體上小藥量時，管道質(zhì)心頻率比地表質(zhì)心頻率高，隨著藥量增大，兩者關(guān)系反轉(zhuǎn)。究其原因：前者是管道本身固有頻率遠較土體優(yōu)勢頻率高，管道振速頻率要受到兩者綜合影響；后者是近中場小比例距離下，較大藥量引發(fā)的爆炸波波形演化不充分所致。

圖13 S3 管道振動的峰值粒子速度(PPVPV)和地表振動的峰值粒子速度(PPVGV)的關(guān)系Fig. 13 Relations between peak particle velocities of S3 pipe vibrations (PPVPV) and ones of ground vibrations (PPVGV)

圖14 管道S3 振動速度頻譜Fig. 14 Vibration velocity spectra of pipe S3

圖15 地表振動速度頻譜(Q=100 g)Fig. 15 Vibration velocity spectra of ground (Q=100 g)

表9 管道S3 和地面振動速度質(zhì)心頻率(R=2.7 m, H=2.0 m)Table 9 Centroid frequencies of pipe S3 and ground vibration velocities (R=2.7 m, H=2.0 m)

直觀上振速質(zhì)心頻率的變化規(guī)律仍不明顯，借鑒文獻[14]的研究，爆炸波主頻主要受到爆源（主要是爆炸空腔半徑）、爆心距和傳播介質(zhì)性質(zhì)的影響，質(zhì)心頻率與藥量和爆心距有如下關(guān)系式：

式中：縱波波速cp為一常數(shù)。對式(4)變形，兩邊取對數(shù)，有：

計算并擬合出的曲線如圖16 和17 所示，雖然數(shù)據(jù)離散性較大，但衰減規(guī)律很明顯。Z 方向數(shù)據(jù)離散性很大，這是管道間和地面的反射波對Z 方向振動影響更大的緣故。

圖16 S3 管振速質(zhì)心頻率衰減Fig. 16 Centroid frequency attenuation of pipe S3 vibration velocity

圖17 地面振速質(zhì)心頻率衰減Fig. 17 Centroid frequency attenuation of ground vibration velocity

2.2.3 管道峰值應變和地表峰值振速相關(guān)性

取H=1.5 m 和R=2.2 m 時的數(shù)據(jù)，做管道峰值應變和地表峰值振速相關(guān)性分析，結(jié)果如圖18 所示。因為管道峰值應變和地表峰值振速都同比例距離具有相同形式的衰減關(guān)系，兩者高度正線性相關(guān)是必然的，因此可以通過地表峰值振速來判定管道的動應變水平。

圖18 S3 管道的應變和地表振動峰值粒子速度（PPVGV）的關(guān)系Fig. 18 Relationships between strain of pipe S3 and peak particle velocity of ground vibration (PPVGV)

2.3 振動加速度分析

爆炸波和天然地震波的加速度也存在明顯差異。當前已記錄到的天然地震加速度最大值為1.3g，而本實驗中S2 管上測得的峰值振動加速度（PPVA）高達6.73g， PPVA（由3 個方向峰值合成）變化范圍更大。取埋深H=1.5 m，爆心距R=2.7 m，S2 管道加速度實驗數(shù)據(jù)如表10 所示。雖然PPVA 在整體上同藥量減小呈衰減趨勢，但和S2 管道峰值振動速度(PPVV) 相比，其離散性大，擬合后相關(guān)性也不如PPVV 的高。50 g 和200 g 藥量的S2 管加速度頻譜如圖19 所示。比較管道的加速度譜和速度譜，加速度譜頻譜成分更復雜，峰值頻率比速度峰值頻率高，主頻段也向高頻段移動。加速度譜3 個方向上均呈多峰狀態(tài)，存在多個峰值頻率，且隨著藥量增加第2 個峰值以及其后波峰幅值變小，頻寬變大。頻譜中出現(xiàn)多處工頻干擾。加速度質(zhì)心頻率（H=1.5 m，R=2.7 m）如表11 所示，質(zhì)心頻率隨藥量增加變化不大。

表10 S2 管道振動的峰值加速度(H=1.5 m, R=2.7 m)Table 10 Peak particle vibration acceleration of pipe S2 (H=1.5 m, R=2.7 m)

表11 加速度質(zhì)心頻率(H=1.5 m, R=2.7 m)Table 11 Centroid frequencies of acceleration (H=1.5 m, R=2.7 m)

圖19 管道S2 的加速度頻譜(Q=50 g)Fig. 19 Acceleration spectra of pipe S2 (Q=50 g)

2.4 振速信號微分與積分

爆炸波是復合波,含有多種頻率成分,且速度的峰值頻率和加速度的峰值頻率并不相同。理論上可以通過一種振動信號得到其他兩種信號，但在積分過程中會出現(xiàn)零線飄移等問題，同時考慮到測量的便捷性、頻譜特征量的讀取以及后期標準的制定，采用振動速度作為基準測量信號是較好的選擇。取埋深H=2.0 m、爆心距R=2.2 m 時S3 管道的振速數(shù)據(jù)，微分和積分后得到位移和加速時程，S3 管位移峰值dmax、振速峰值vmax、加速度峰值amax如表12 所示。

對比表8 和表12 的S3 管振動速度數(shù)據(jù)：小藥量時，爆心距R=2.2 m 管道振速值比爆心距R=2.7 m的大，這是必然的，但隨著藥量的增大，爆心距R=2.2 m 時管道的振速值和爆心距R=2.7 m 時管道的振速值相對差值變小，這是由于管道和土體的相對滑移變大所致。

本實驗中實測S2 管的加速度峰值在（0.10～6.73） g 之間，變化范圍很大?？傮w來說：管道位移為mm量級，速度為cm/s 量級，加速度為m/s2量級，位移、速度及加速度量級變化范圍大,具有位移小加速度大的特點，頻譜成分復雜。而埋地管道在天然地震波作用下，具有較大的位移和較小的加速度值[15]，頻譜成分也相對簡單，和爆炸波作用下的響應差異明顯。管道抗震設計的擬靜力學方法中，將地震波簡化為單一頻率正弦波來計算的做法能否引入到工程爆破抗震計算中來，和有些學者主張將天然地震波抗震標準降低1～2 度作為爆破抗震標準，這些都是值得深入研究和探討的。

表12 S3 管加速度、速度和位移峰值(H=2.0 m, R=2.2 m)Table 12 Peak acceleration, peak velocity and peak displacement of S3 (H=2.0 m, R=2.2 m)

3 結(jié) 論

天然地震波由于震源深、傳播距離遠，波形演化較充分，引發(fā)的埋地管道應變以軸向應變?yōu)橹?。遠場爆炸波和天然地震波引發(fā)的管道響應類似，天然地震波的一些結(jié)論和研究成果可以引入到爆炸波抗震計算中來。而在爆炸波近中場，管道由于受到壓縮波（或沖擊波）的局部沖擊作用，管道會產(chǎn)生較大的環(huán)向應變，這點和天然地震波是不同的。（1）高飽和土中爆炸波引起的管道動態(tài)響應，由于近中場存在波形演變，隨著比例距離的不同而有所不同。本文實驗比例距離在3～9 范圍內(nèi)，管道產(chǎn)生了較大的環(huán)向應變。峰值應變大小和管土相對剛度因數(shù)密切相關(guān)，因數(shù)越小所產(chǎn)生的環(huán)向應變越大。對于柔性管道，環(huán)向應變和軸向應變量級相當，甚至大于軸向應變。（2）從動應變時間歷程曲線可以看出：有的測點環(huán)向和軸向的峰值應變出現(xiàn)時間大致相同，且具有相同的極性（拉伸或壓縮）。若像天然地震波抗震計算那樣僅采用軸向應力（應變）作為管道強度安全的判據(jù)明顯是低估了動應力水平。（3）管道峰值應變隨比例距離增大呈現(xiàn)冪函數(shù)衰減規(guī)律。同一埋深下，比例距離小衰減指數(shù)（絕對值）大，比例距離大衰減指數(shù)小，總體在1.6～2.9 之間。經(jīng)傅氏譜分析得到的動應變質(zhì)心頻率隨藥量增加也呈冪函數(shù)衰減規(guī)律。（4）小比例距離（3～9）下，管道峰值振動粒子速度、地表峰值振動粒子速度和管道峰值動應變?nèi)咧g高度正相關(guān)，近似具有線性關(guān)系，這表明采用地表振速來表征管道振動和應變水平是可行的。（5）通過頻譜分析可知：振速質(zhì)心頻率比加速度質(zhì)心頻率低，爆炸波作用下管道各測量的質(zhì)心頻率都在10～60 Hz之間，振動頻率較低。振速質(zhì)心頻率在考慮爆腔因素后，隨比例距離增大亦呈冪函數(shù)形式衰減。（6）在爆炸波近中場沖擊作用下，埋地管道動應變頻譜、振速和加速度頻譜，頻率成分都很豐富，且主頻較天然地震波高。爆炸波近中場時頻特征和天然地震波有著明顯的差異，因此能否將天然地震波的抗震標準和研究成果直接用于工程爆破的抗震計算中來，值得進一步探討。