(2)着床困难;

(3)刃脚设计难度大且着床后底部封堵困难。经过对墩位处的地质情况反复勘测和调研,决定采取将桥基处坡面岩石爆破后再开挖以降低岩面的施工方案 。

2. 2 爆破方案选择

水下岩石开挖爆破一般采用下列两种方法:水下裸露药包爆破或水下钻孔爆破。水下裸露药包爆破效果差,工期特别长, 炸药单耗大、水下冲击波影响范围大, 一般用于水下孤石处理;而水下钻孔爆破需要潜水员携带钻孔工具潜入水底钻孔布药, 效率低,进度慢, 有时还会造成潜水员伤亡,虽爆破效果不错,但存在操作困难,成本高,安全性差,工期较长等缺点。为避免以上缺点,采用深水钻岩爆破技术,即利用水上浮平台作为作业平台,采用潜孔钻机成孔,在浮平台上进行装药。与上述两种水下岩石爆破方法相比, 该法有如下特点:所有作业全在水面浮平台上进行,安全程度高;进度快,工期短;投入少, 经济效益好。

2. 3 技术设计方法

(1)采取适当加大超钻,相应增大单孔爆破面积,以减少钻孔数,并确保不留根底;

(2)采用宽孔距爆破技术和水耦合无堵塞装药结构, 并适当加大单耗,提高破碎效果;

(3)炸药选用2岩石乳化炸药, 此炸药特点是威力大, 水抗性能强, 并且冲击、摩擦、热感度和火焰感度均很低,使用过程安全。布药时将药包顺内导管装入孔中并与导爆管连接组成起爆网络;

(4)采用塑料导爆管非电起爆系统,利用等微差爆破技术,严格控制分段药量,保障周围设施的安全。

2. 4 技术设计

(1)炮眼布置。被爆岩体需一次爆破到位, 且岩石爆破后应破碎、松散、易清理。根据4、5墩墩位处被爆岩面大小,经计算分别布眼126个和138个, 采用宽孔距布孔,梅花形排列。

(2)炮孔深度。炮孔深度L=H+h。其中, H表示岩石的开挖深度, 根据设计提供的地质资料推算, 本工程开挖深度H 取300 ～500 cm ;h 为超钻深度h =0. 3H,经计算,实际钻孔深度L =390 ～650 cm 。

(3)单孔装药量计算。Q=K1K abH。其中,K1为水深影响系数,水深18～20 m时,取值为1.2～1.4; K 为单位用药量,玄武岩取K =1. 6 kg m/;H为开挖深度;a为炮孔间距,为2. 0 m ;b为炮孔排距,为1. 5 ～2. 0 m 。

(4)外套管直径D=120 mm,炮孔直径d=100 mm,药卷直径d=80 mm。

(5)装药结构。水压力作用下,炸药的起爆感度要降低,因此, 为使炸药可靠起爆, 装药结构采用连续装药结构,每个炮孔旋转两组雷管,每组两个雷管。

(6)采用孔内高段别雷管,孔外微差网路, 孔外采用低段别毫秒雷管簇连,从一端到另端逐组起爆。

(7)爆破振动预估及最大分段药量确定。Qmax=R(VkpCK/0)。其中, Vkp为地层质点振动的临界速度;R为自爆源中心至被保护物或测点的距离;K0为介质系数,主要取决于爆破地震波传播途径的介质性质;C为控制爆破修正系数;a为衰减指数,一般爆破取1.0～2.0。根据观测资料表明,水下钻孔爆破引起的地震衰减相对较慢, 为简便计算, 假定不考虑在水域中衰减,计算距离从岸边算起。最大分段药量可按下式计算:Qm ax=R(v /k)。其中, 取v=3 cm /s, k=200,a=1.7;当距离为80 m时,Qmax=315 kg;当距离为120 m时, Qmax=1 063 kg。

2. 5 安全措施

合理选取爆破参数和单位炸药消耗量, 减小爆破振动和水中冲击波。采用多段微差起爆, 减小爆破振动。装药时, 每装2～3卷药包进行一次深度测量,防止卡药。装药时药孔上部预留20～40 cm不装,防止产生大量飞石。按设计连接爆破网络, 网络施工必须按操作规程进行,认真细致,不可马虎大意。严格检查起爆材料的质量,精心进行测定。水下爆破时,地面上人员撤离到爆破现场200 m以外。在上、下游1 500 m 处设立警戒,禁止人员在警戒线内游泳或潜水。

3. 1 钻孔

本工程深水钻岩爆破采用双套管法, 外套管用以定位 ,内套管用以护孔及作为装药作业的通道 。配备 2 台 BTG JD-2型冲击回旋式潜孔钻机 , 在水上浮动钻孔平台上进行钻孔 。钻孔浮动平台由浮箱和连接梁拼组而成, 四角布置有定位锚机 。定位采取在测量仪器的控制下, 钻机在平台上移位或通过平台四角上的电动锚机进行平台移位 ,定位十分方便,钻机钻进成孔同时双套管跟进 ,每台钻机每工作台班钻孔 7 ～ 8 个。

3. 2 装药

装药前测定实际钻孔深度, 核准装药量后, 在作业平台上通过套管进行装药 。采用反向装药 ,即在孔底放 1 ～ 2 卷底药 , 而后旋转第一组起爆药包 ,注意雷管朝向孔底 ,药卷用炮棍压紧后 ,放入第二组起爆药包, 注意使雷管朝向孔底 ,以利传爆。

3. 3 连接网路

因为平台上存有闲散电流 ,布药时采用塑料导爆管非电起爆系统 , 利用高段位等微差起爆技术 。按设计的簇连组数 ,将各炮孔导爆管收拢,然后连结成加强复式网路 ,每组导爆管不超过 30 根 ,严格控制分段药量 ,保障周围设施的安全,每次爆破装药量控制在 900 kg以内。

3. 4 起爆

起爆网络连接完毕并经检查无误后, 人员及设备撤离至安全地带, 人在岸上操作, 封航后起爆 。每墩分为 5次起爆,其中两次较大的爆破均分 3 组等微差逐组起爆 ,各组起爆间隔 150 m s,起爆后约 0. 5 s完成全过程。

3. 5 清基

水下爆破作业完成后, 即可进行开挖清碴工作 。用浮吊带动抓土斗清理爆渣, 抓土斗为六瓣式,容量1 m,此法作业快、效率高。

爆破时,使用CD-1型传感器、INV 306A型大容量多功能数据采集分析仪对爆破震动速度进行监测, 距爆区50 m 、100 m 、150 m 处各布置一个测点,测得震动速度分别为2. 6 cm /s、1. 8 cm /s、1. 0 cm /s,小于允许值,标明爆破是安全的。爆炸瞬间, 水面成波浪式翻起1 m左右高度, 随后水面滚动成团, 高出水面0.5 m 左右,持续时间约1 m in,没有产生飞石。被爆基岩非常破碎,块度大部分在10 cm 以下,最大不超过20 cm。每次爆破后对现场进行全面检查,结果显示准爆率为100%。爆破区底部基本平整,个别地方超挖0. 5 m ,完全达到了设计爆破效果。

本工程利用深水钻岩爆破技术对钢沉井刃脚处的岩壁进行处理, 工期比预期提前了1个月, 所有作业全部在浮平台上进行,避免了水下作业,投入少, 安全性高,收到了明显的经济和社会效益。

对于刃脚基础反力，国内规范仅根据不同类别的土样粗略地给出了地基承载力的范围，工程实践中对于刃脚踏面的地基承载力又往往采用传统的条形基础或者环形基础的计算方法计算．采用模型试验和有限元方法对已加固砂土上的圆形和环形基础的地基承载力进行了分析；分基础底面光滑和基础底面粗糙两种情况对刚性环形基础的地基极限承载力进行了计算．但工程实践中，为了顺利下沉，刃脚均具有斜侧面部分，且这些文献中的基础内外侧土体高度一致，并无高差，与沉井下沉时实际情况不一致．刃脚斜面的水平投影宽度往往比刃脚踏面宽度大很多，对于这一部分地基承载力，工程中常将斜面投影到水平面上，按刃脚踏面的计算方法计算斜侧面投影宽度D的承载力．这种计算方法缺乏理论依据．近年虽对环形基础的地基极限承载力进行了相关的研究，将矩形气压沉箱刃脚简化为环形基础，并用滑移线法进行求解，均是由基础底部滑向基础外．

沉井下沉时，沉井内部的土体不断被挖走．由于沉井外侧原地面与内侧开挖面巨大的压力差，使得沉井刃脚继续下沉时挤压下部土体，下部土体破坏的同时被挤向沉井的内部．通过分析同样指出由于刃脚内部的土体被吸走，刃脚内外侧形成压力差，存在压力松弛区；因此，土体的滑移是由刃脚基础底部滑向基础内部，也即刃脚处外侧土体有向内侧土体滑动的趋势．本文正是基于此假定，对环形沉井刃脚的斜侧面地基承载力进行建模分析，并把理论计算结果与现场实测结果进行了对比．

工程简介

采用的工程实例为上海某路的钢筋混凝土圆形沉井．外径24m，沉井井壁下部厚度为1．25m，上部为1．0m．开始下沉时刃脚标高+4．01m顶部标高+22．84m高18．83m．刃脚斜面的水平投影宽度0．7m，斜面α1=73．74°，刃脚斜面的高度为2．4m．终沉时刃脚标高为－14．144m．沉井开始使用传统方式下沉，当累积下沉量为13．295m时，开始使用压沉方式下沉．现场在刃脚斜面沿周长安装了2个土压力计（TYLY1，TYLY2，以下用Y1，Y2表示二者的压力）对土压力进行实测．

实测结果及计算结果对比分析

总体上看，随着沉井的下沉，斜面的反力呈增大的趋势．因为在下沉过程中，踏面先接触未被破坏的土体，踏面下的土体被踏面挤压破坏后变成斜面下的土体，之后又经过刃脚斜面的挤压、切割，也即斜面下的土体受到双重挤压，其在被斜面切割、挤压前就已经部分破坏、重塑，丧失了部分强度，具有类似土体液化的效应 另由于该沉井斜面比较陡，为 73．74°，刃脚斜面的刃片效应体现得比较明显，因此斜面反力很小．从图6中还可以看出Y1 比Y2 小，且斜面地基反力与土塞高度是正相关的关系．实测结果与计算分析结果具有一致性．斜面上的土压力计埋置于整个斜面的中间位置，斜面承载力随着外摩擦角的增大而增大，但内侧增大较小．基于此，统一取δ=0．5 ．应该注意的是：刃脚斜面土压力计的埋置方式为垂直于斜面，因而计算斜面反力时，应为图2中的σn．斜面的反力计算值比实测值大很多，几乎是2倍多，原因很可能是斜面下土体在被斜面挤压前就已经破坏、重塑，丧失了部分强度．从数值上看，刃脚斜面上的反力非常小，仅仅为同一位置的踏面反力的10%左右，因而在以后的设计中，可以考虑使用本文的滑移线理论计算刃脚斜侧面的地基承载力，由于斜面反力计算值比实测值要大一些，因此斜面计算值乘以10的系数，同时忽略踏面的反力．

滑移线的模式主动区和被动区近似直线，过渡区近似对数螺线，斜面的滑移线弧度相对要更大点．极限承载力沿宽度 或水平投影宽度 都是内小外大 且基本上沿宽度呈线性分布 ．黏聚力 内摩擦角 外摩擦角 土体重度 、堆载与地基极限承载力都呈正向关系．但是各种土性参数对各点单位宽度的地基极限承载力和总的竖向承载力的影响程度不一样．相对而言，各点的承载力的增大与堆载的增加或黏聚力的增大呈线性关系，且增大的幅度不会改变；内摩擦角增大时，承载力的增大幅度最大；外摩擦角对斜面的地基极限承载力影响还是比较大的；当土体重度发生变化时，其内侧计算点的地基极限承载力不会改变．实测的刃脚斜面反力比刃脚踏面反力要小很多，仅为10%左右．可认为是由于斜面下的土已被踏面破坏，属于重塑土，丧失部分强度．在以后的设计中，可以考虑使用本文的滑移线理论计算刃脚斜侧面的地基承载力，然后乘以10的系数，且忽略刃脚踏面反力的作用．