钱海亮，曾波存，周兴涛，孙晓伟，安雪锋，胡嘉懿

(1.中交第二航务工程局有限公司，湖北 武汉 430040；2.湖北文理学院土木工程与建筑学院，湖北 襄阳 441053;3.中国地质大学(武汉)工程学院，湖北 武汉 430074 )

随着我国经济的腾飞，工程建设也在如火如荼地开展，水中、水底或其他一些介质中进行的爆破作业需求不断增加。水下爆破由于其高效、快捷的特点已经被广泛应用于许多工程建设领域，如水利水电建设[1]、港口码头修建[2]、桥梁建造[3]、航道整治[4]等。但是水下爆破在给工程建设带来极大便利的同时，由于其装药结构、起爆方式、爆破环境及波动传播途径上的复杂性与特殊性[5]，也带来了许多安全问题，对周围建(构)筑物和水域带来了一定的不利影响，与陆地爆破相比，其对周边环境的影响更为突出，其主要危害效应有水中冲击波的破坏效应及爆破地震波的破坏效应等。水下爆破由于研究难度大、涉及问题复杂且需要有专用防水设备，对其研究相对陆地爆破较少。目前学者和工程技术人员主要通过工程试验、数值计算和理论分析等方法对水下爆破的破坏效应开展研究，研究内容主要集中于水下爆破危害效应的形成机理与预测、危险性评价及其防控等方面。

在水下爆破危害效应的形成机理与预测方面，刘志[6]利用高速摄影技术研究了水下爆炸冲击波波阵面传播规律；司剑锋[7]通过对静水、动水、水下裸爆、水下钻孔等不同条件下的爆破水击波进行现场测试， 研究了水下炸礁工程爆破水击波特性及其衰减规律；赵根等[8]从水下爆破机理、水下爆破器材、水下爆破设计及优化等方面详细总结了水下爆破技术的最新研究进展。目前，工程实践中主要以质点峰值振动速度作为主要判据来衡量水下爆破产生的地震波对周围建 (构)筑物的影响，并采用萨道夫斯基公式来预测水下爆破振动速度的大小[9-11]；针对萨道夫斯基公式未考虑水下爆破复杂的场地条件、水压力及爆破孔网参数等因素的影响，刘亚群等[12]基于灰色关联分析的遗传神经网络法建立了水下爆破中质点峰值振动速度智能预测模型。在水下爆破危害效应的危险性评价方面，赵根等[13]研究了爆破水击波对鱼类的影响超压安全控制标准；贾钦基等[14]采用层次分析与模糊数学相结合的综合评价方法对水下爆破影响区域危险等级进行了评价。在水下爆破振动危害效应防控方面，陈春歌等[5]采用数值模拟的方法分析了水下爆破冲击波的危害及安全控制措施；杨建等[15]、彭亚雄等[16]、胡伟才等[17]、张兵文等[18]基于现场测试及数值模拟方法研究了水下气泡帷幕对水击波峰值压力的衰减效应机理。

综合以上研究分析发现，水下爆破工程存在毗邻环境复杂多样、影响因素众多、爆破动态效应难以预测等问题，现场监测数据对水下爆破危害效应的研究至关重要。目前，有关沉管隧道对接端深基坑止水墙水下爆破对周围环境不利影响的研究较少。因此，本文基于爆破动态效应的现场监测数据，分析了襄阳汉江鱼梁州沉管隧道对接端深基坑止水墙水下爆破所引起的邻近建(构)筑物爆破振动效应，探讨了该水下爆破所致周围水域水击波的动水压力衰减特性，以为类似工程的水下爆破地震动减震及危害效应防控提供借鉴。

1 工程概况

襄阳市东西轴线道路工程过汉江段采用隧道工程方案，线路两穿汉江和鱼梁洲，隧道工程包含：樊城明挖隧道段314 m、西汊沉管隧道段351 m、鱼梁洲暗埋隧道段3 580 m、东汊沉管隧道段660 m、东津明挖隧道段495 m，其中东汊沉管段和西汊沉管段均采用轴线干坞预制方案(见图1)。沉管预制完成后、浮运出坞前，需在对接端深基坑内部注水，然后拆除沉管对接端深基坑支护结构，即东汊沉管浮运安装前，需爆破拆除东汊干坞坞门支护结构和东津明挖隧道对接端深基坑支护结构。对接端深基坑支护结构拆除过程中，先拆除深基坑内钢/混凝土支撑，然后爆破拆除塑性混凝土止水墙，最后拆除锁口钢管桩。

图1 某隧道工程项目平面布置图

东汊干坞坞门周边需着重考虑的建(构)筑物为： 坞门两侧岸堤格型地下连续墙(即地连墙)永久支护结构，距坞门直线距离约45 m的待浮运沉管，距坞门直线距离约345 m的污水处理厂球型罐体建筑物，见图2。东津明挖隧道对接端周边需着重考虑的建(构)筑物为：对接端两侧一字型地连墙永久支护结构，距对接端直线距离约9 m已现浇成型的暗埋段隧道主体结构，距对接端北侧直线距离约138 m的城市景观河水闸，距对接端直线距离约220 m的新建图书馆，见图3。

图2 东汊干坞坞门周边的环境

图3 东津明挖隧道对接端周边的环境(东汊干坞往东津方向)

2 爆破参数设计与安全监测

2.1 爆破参数设计

东汊干坞坞门支护结构及东津明挖隧道对接端深基坑支护结构爆破拆除高差大、厚度薄，是典型的高耸薄墙结构，一般有两种钻孔爆破布孔方式： 第一种布孔方式是从深基坑止水墙内向外钻水平孔；第二种布孔方式是从深基坑止水墙顶向下钻垂直孔。但深基坑止水墙内侧有一排钢管锁扣桩，不具备钻设水平孔的条件，只能从止水墙顶向下钻设垂直孔。因此，采用垂直钻孔的水下爆破方案。根据汪旭光院士主编的《爆破手册》[9]中所建议的水下砖石混凝土的钻孔爆破装药量计算方法，并考虑到本项目沉管隧道对接端止水墙拆除时有钢管桩的影响，将炮孔布置在靠钢管桩一侧，计算得到1 m长度钻孔爆破装药量为2.02 kg。本工程塑性混凝土抗压强度为5～10 MPa，其坚固性系数为0.5～1.0，通过查《爆破手册》[9]表5-1-2可知，炸药单耗取0.4 kg/m3，考虑受水深影响的炸药爆速降低系数，根据长江科学院张正宇等[19]所提出的修正方法，经计算可知，东汊干坞对接端、东津明挖隧道对接端的炸药单耗量分别为1.28 kg/m3、1.55 kg/m3。

考虑到四道塑性混凝土止水墙厚度仅为1.2 m，孔深均超过18 m，即使在止水墙中轴线上钻孔，孔底偏差大于0.6 m就会钻穿，因此为了保证钻孔垂直精度，采用液压岩心钻机钻孔，钻孔孔径取Φ75 mm。为了避免止水墙留根底影响后期沉管安装，孔深均超深钢管桩切割位置1.5 m，结合东汊干坞坞门支护结构及东津明挖隧道对接端深基坑支护结构需要爆破拆除的高度，确定钻孔孔深为19.6～28.0 m。为了尽量避免爆破对深基坑止水墙内侧锁扣钢管桩的破坏，且避免其变形，以便于其被顺利拔出，同时为了避免出现个别大块爆破飞石影响后期水下清渣，将炮孔布置在两根锁扣钢管桩之间的咬口连接处，则炮孔间距均为 1.48 m。考虑到药卷与炮孔直径匹配的关系，采用Φ60 mm 乳化炸药药卷，上层部分采用Φ32 mm药卷。

为了避免爆破对地连墙永久支护结构的影响，考虑深基坑止水墙与地连墙永久支护结构存在施工缝且接触面有限等因素，在与两侧地连墙永久支护结构的连接处顺深基坑止水墙轴线布置1～3个空孔，作为减震孔，其孔径与主爆孔一致。 东汊干坞对接端布置28个爆破孔(主爆孔)、2 个空孔(减震孔)，炮孔布置见图4(a)；东津明挖隧道对接端布置29个爆破孔(主爆孔)、6个空孔(减震孔)，炮孔布置见图4(b)。其中，主爆孔、减震孔分别以Z、J开头的编号表示。主爆孔主要采用连续装药结构，为了减弱水上部分的单耗，主爆孔底部采用Φ60 mm 乳化炸药连续装药，上部4.5 m的范围采用Φ32 mm 乳化炸药连续装药，孔口堵塞1.5 m，则东汊干坞对接端、东津明挖隧道对接端的单孔连续装药量分别为45 kg、66 kg。采用电子雷管微差起爆网路时，两孔之间间隔17 ms；同时为了严格控制爆破危害效应，选用高精度电子数码雷管，采用微差顺序起爆网路。

图4 对接端炮孔布置示意图

2.2 爆破安全监测

爆破作业区环境复杂，要严格控制作业安全，且施工场地条件差，工程地处一级水源地，塑性混凝土止水墙与地连墙永久支护结构紧邻，距离待浮运沉管45 m，距离暗埋段隧道主体结构仅8 m，故爆破危害效应的控制是本次水下爆破拆除的重大难点。爆破必须确保周围保护物的安全，否则将严重影响预制沉管与周边建筑物的安全以及后期沉管浮运的按期施工。因此，需要在东汊干坞坞门以及东津明挖隧道对接端深基坑支护结构爆破拆除过程中进行爆破安全监测，研究不同爆破部位产生的危害效应(爆破振动、空气冲击波、 噪声、水中冲击波等)对保护对象可能造成的不利影响，并根据监测数据对保护对象受到的影响进行分析评估，水下爆破监测点布置见图5和图6。

图5 水下爆破监测点布置示意图

图6 典型的水下爆破现场实际监测点布置图

爆破振动监测采用美国Mini-Seis爆破测振仪[见图7(a)]，主要监测干坞坞门及对接端两侧岸堤地连墙永久支护结构、待浮运沉管、暗埋段隧道主体结构以及周边重要的建(构)筑物，如污水处理厂球型罐体建筑物、城市景观河水闸、新建图书馆等，并在这些重要的爆破部位各布置1个爆破振动监测点，每个监测点上均布设1套三向质点振动速度传感器进行爆破振动监测。爆破水击波动水压力监测采用MiniMate Plus测试系统[见图7(b)]和Blast-Pro测试系统[见图7(c)]。其中，MiniMate Plus测试系统可监测最大水深为46 m，可测量最大爆破水击波动水压力为0.324 MPa，分辨率为0.01 KPa；Blast-Pro测试系统可测量最大爆破水击波动水压力为34.5 MPa，分辨率为0.14 kPa。爆破水击波动水压力测点主要布置在待浮运沉管附近水域、汉江水域内，测试传感器没入水下6 m，按近密远疏的原则布置。

另外，沉管对接端止水墙拆除爆破时，炸药在水下爆炸过程中释放的能量除了作用于破碎塑性混凝土(岩体)之外， 部分能量释放在水体中形成的主要危害之一就是水中冲击波，可能会对施工水域的水生生物产生较大的影响。因此，在沉管对接端止水墙爆破拆除时，采用在外侧汉江水域布设气泡帷幕的方式进行近体防护，以减弱爆破产生的水中冲击波对水中生物的影响。

2.3 爆破控制标准分析

沉管对接端止水墙拆除爆破控制的重点是爆破振动。但由于受周边建筑物的限制，止水墙距被保护的建(构)筑物(岸堤永久支护结构、待浮运沉管、暗埋段隧道主体结构、城市景观河水闸、新建图书馆、泵房以及周边的民房)较近，其中岸堤永久支护结构与沉管对接端止水墙紧邻，暗埋段隧道主体结构和待浮运沉管距离沉管对接端止水墙仅为8～47 m，因此爆破振动、爆破飞石及爆炸水击波也是本次爆破控制的重点。现有的国家规范《爆破安全规程》(GB 6722—2014)[20]中未明确规定爆破振动近场区的钢筋混凝土结构的爆破振动安全控制标准。根据以往类似的工程经验认为，钢结构和钢筋混凝土结构具有很强的抗振性能，爆破振动速度控制值较高。例如葛洲坝大江围堰混凝土芯墙、山西禹门口提水工程进口围堰、东风水电站导流洞进出口围堰等的爆破拆除中，由于围堰体均距主体建筑物很近，有些还是紧连，最近处实测到的质点振速为20 cm/s 左右，而紧邻爆区的质点振速还会更大，但爆破拆除后这些建筑物均未发生破坏。按照《爆破安全规程》(GB 6722—2014)[20]中“表13-1爆破振动速度的安全允许标准”和“表13-8爆破水中冲击波超压峰值对鱼类影响安全控制标准”的规定，并参考既往工程经验，综合分析确定了沉管对接端止水墙拆除爆破振动速度安全允许标准和沉管对接端止水墙拆除爆破水击波动水压力峰值控制标准，分别见表1和表2。

表1 沉管对接端深基坑止水墙拆除爆破质点振动速度安全允许标准

表2 沉管对接端深基坑止水墙拆除爆破水击波动水压力峰值控制标准

3 爆破监测结果分析

3.1 周围环境爆破振动监测结果分析

东汊干坞对接端深基坑止水墙爆破质点振动速度峰值的监测结果，见表3。

由表3可知：东汊干坞对接端的南侧地连墙顺轴向爆破振动速度峰值达到8.16 cm/s，小于支护结构爆破振动速度安全允许标准下限10 cm/s(见表1)；北侧地连墙的竖直向速度振动速度峰值达到8.07 cm/s，小于支护结构爆破振动速度安全允许标准下限10.0 cm/s(见表1)；由于干坞内水体黏滞阻尼的减震效应，东汊干坞对接端干坞深基坑内待浮运沉管的最大爆破振动速度峰值(竖直向)为3.70 cm/s，明显小于预制沉管爆破振动速度安全允许标准下限10.0 cm/s(见表1)；污水处理厂球形罐体结构的最大爆破振动速度峰值(径向)为0.29 m/s，明显小于其爆破振动速度安全允许标准上限3.5 cm/s。因此，东汊干坞对接端爆破对其附近干坞深基坑内待浮运沉管、远场区的污水处理厂球形罐体等重要结构的影响较小，爆破振动速度峰值均在设计的安全允许值以内；东汊干坞对接端爆破对附近的地连墙等爆破振动近场区内薄壁支护结构的影响较大，其爆破振动速度峰值均超过安全允许值。同时，由表3还可知：爆破振动近场区内地连墙等薄壁支护结构的爆破振动速度峰频较高，超过50 Hz；而爆破振动远场区内污水处理厂球形罐体等结构的爆破振动速度峰值频率较低，小于5 Hz；东汊干坞对接端干坞深基坑内待浮运沉管的爆破振动速度峰频较高，超过50 Hz。由此可见，爆破振动近场区内地连墙等薄壁支护结构的爆破振动速度呈现高峰值、高峰频特征；爆破振动远场区内污水处理厂球形罐体等地面结构的爆破振动速度呈现低峰值、低峰频特征;东汊干坞对接端附近干坞内待浮运沉管的爆破振动速度呈现低峰值、高峰频特征。

表3 东汊干坞对接端深基坑止水墙爆破质点振动速度峰值的监测结果

东津明挖隧道对接端止水墙爆破质点振动速度峰值的监测结果，见表4。

表4 东津明挖隧道对接端止水墙爆破质点振动速度峰值的监测结果

由表4可知：东津明挖隧道对接端的南侧地连墙径向爆破振动速度峰值达到7.20 cm/s，接近支护结构爆破振动速度安全允许标准下限8.0 cm/s(见表1)；北侧地连墙的径向爆破振动速度峰值达到7.49 cm/s，接近支护结构爆破振动速度安全允许标准下限8.0 cm/s(见表1)；东津明挖隧道对接端附近城市景观河水闸结构的最大爆破振动速度峰值(顺轴向)为1.30 m/s，明显小于其爆破振动速度安全允许标准下限8 cm/s；东津明挖隧道对接端附近新建图书馆结构的最大爆破振动速度峰值(竖直向)为0.18 m/s，明显小于其爆破振动速度安全允许标准上限3.5 cm/s。同时，由表4还可知：爆破振动近场区内地连墙等薄壁支护结构的爆破振动速度峰值频率较高；而爆破振动远场区内城市景观河水闸、新建图书馆等结构的爆破振动速度峰值频率较低。由此可见，爆破振动近场区内地连墙等薄壁支护结构的爆破振动速度呈现高峰值、高峰频特征；爆破振动远场区内城市景观河水闸、新建图书馆等地面结构的爆破振动速度呈现低峰值、低峰频特征；东津隧道对接端深基坑内暗埋段主体结构的爆破振动速度峰频(竖直向)超过10 Hz，爆破振动速度峰值低于安全允许标准值。

为了进一步研究场地地形、爆源距离等因素对周围建 (构) 筑物的爆破振动效应的影响特性，本文根据《爆破安全规程》(GB 6722—2014)[20]的规定，采用萨道夫斯基(Sadaovsk)公式来预测具有不同爆源水平距离的爆破质点振动速度，其公式如下：

(1)

式中：v为爆破振动速度(cm/s)；Q为最大单段药量(kg)；R为爆源水平距离，即保护对象至爆区中心的距离(m)；k、α分别为与爆源至保护对象间的地形、地质条件有关的系数和衰减指数，主要通过现场试验确定，根据类似地区实测振动结果的统计分析，本次取k=32.1、α=1.54。

将各质点爆破振动速度峰值的监测值和理论值与爆源水平距离的变化关系曲线绘制于图8。

注：DC-DQS表示东汊干坞对接端南侧地连墙；DC-DQN表示东汊干坞对接端北侧地连墙；DJ-DQS表示东津明挖隧道对接端南侧地连墙；DJ-DQN表示东津明挖隧道对接端北侧地连墙；DC-ZST表示东津明挖隧道对接端暗埋段隧道主体结构；DC-CG表示东汊干坞对接端干坞内待浮运沉管；DJ-CJ表示东津明挖隧道对接端附近城市景观河水闸；DJ-XT表示东津明挖隧道对接端附近新建图书馆；DC-WS表示东汊干坞对接端附近的污水处理厂球形罐体。

由图8可见，当爆源水平距离小于50 m时，随着爆源水平距离的增大，各质点爆破振动速度峰值的监测值和理论值都快速衰减，此区间属于爆破振动近场区，但由于萨达夫斯基公式没有考虑水的影响及爆破影响因素的复杂性，理论计算值明显小于实际监测值；当爆源水平距离位于50～150 m范围内时，随着爆源水平距离的增大，各质点爆破振动速度峰值的衰减趋势变缓，此区间属于爆破振动过渡区；当爆源水平距离大于150 m时，各质点爆破振动速度峰值理论值与近场区内监测值相比很小，此区间属于爆破振动远场区。

同时,将表4、表3与图8对比可知，东津明挖隧道对接端爆破区附近新建图书馆的爆源水平距离(220 m)比东汊干坞对接端爆破区附近污水处理厂球形罐体的爆源水平距离(345 m)小，然而污水处理厂球形罐体结构的三向爆破振动速度峰值(顺轴向0.20 cm/s、径向0.29 cm/s、竖直向0.15 cm/s)大于或接近新建图书馆结构的三向爆破振动速度峰值(顺轴向0.09 cm/s、径向0.05 cm/s、竖直向0.18 cm/s)，分析其原因认为：由于污水处理厂球形罐体位于东汊超大型干坞深基坑边缘(见图2)，且其临坑侧地基得到了明显的加固处理，高陡的坑边地形引起爆破地震动在此处局部放大效应；而东津明挖隧道对接端图书馆周边地形平坦，不存在地形造成的爆破地震动放大效应。

3.2 周围水域爆破水击波监测结果分析

沉管对接端深基坑止水墙拆除爆破时，一部分炸药能量从被爆体中逸出至水中或者爆破时生成的高压气体直接作用于水中形成水击波，其动水压力峰值随传播距离的增加很快衰减，持续时间一般在几个毫秒以内；另外还有部分炸药能量通过岩体或被爆体以应力波的形式作用于水中，产生水体振动而形成脉动水压力。由于大部分炸药能量被用来破碎、抛掷被爆体，只有小部分能量形成水击波，另外岩坎爆破拆除为有限水域，水击波在传播中经过多次折射与反射，还将耗散部分能量。因此，在工程实际中，要从理论上计算爆破水击波效应是非常困难的，对于较重要的工程，一般通过现场爆破试验或参考类似工程的实测资料，来确定适用于工程的爆破水击波动水压力计算值。

由于沉管对接端深基坑止水墙爆破拆除时，内侧有钢管桩阻挡，爆破时生成的高压气体不能直接作用于内侧水域形成水击波对待浮运沉管以及暗埋段隧道主体结构造成影响。因此，本研究考虑水击波作用于止水墙外侧汉江水域，即研究由爆破所诱发的汉江水域水击波对水生生物(鱼类)的影响。本文主要根据类似工程爆破水击波动水压力计算的经验公式来预测爆破所诱发的水击波动水压力的理论值，并对汉江水域各测点所得到爆破水击波动水压力峰值监测值与爆源水平距离之间的函数关系进行非线性拟合，所采用的经验公式以及拟合得到的公式，见表5。

表5 类似工程爆破水击波动水压力计算所采用的经验公式及本研究所得拟合公式

由表5可知，本研究所得到的爆破水击波动水压力峰值的拟合公式系数明显大于类似工程的经验公式系数，反映了沉管隧道对接端深基坑止水墙水下爆破作用的特殊性及其影响因素的复杂性，可为今后类似工程案例爆破动水压力预测提供借鉴。

东汊干坞对接端深基坑止水墙爆破所诱发的水击波动水压力峰值监测结果和东津明挖隧道对接端止水墙爆破所诱发的水击波动水压力峰值监测结果，分别见表6和表7。

表6 东汊干坞对接端爆破水击波动水压力峰值的监测结果

表7 东津明挖隧道对接端爆破水击波动水压力峰值的监测结果

由表6和表7可知：在爆破振动近场区的汉江水域内产生的爆破水击波动水压力峰值达到了0.786 MPa，但随着爆源水平距离的增加，爆破水击波动水压力峰值迅速衰减，爆破水击波的影响范围较小；此外，由于内侧锁扣钢管桩的阻挡作用以及水体黏性阻尼的减震效应，待浮运沉管附近水域内的水击波动水压力峰值仅为0.200 MPa，表明爆破引起的水击波动水压力对其不产生影响，不会影响沉管对接端封门的止水结构。

汉江水域各监测点爆破水击波动水压力峰值的监测值和拟合值及基于表5经验公式所得预测值与爆源水平距离的变化关系曲线对比，见图9。

图9 汉江水域各监测点爆破水击波动水压力峰值的监测值和拟合值及基于表5经验公式所得预测值与爆源水平距离的变化关系曲线对比

由图9可见：当爆源水平距离小于50 m时，随着爆源水平距离的增加，各监测点爆破水击波动水压力峰值的监测值和预测值都快速衰减，此区间属于爆破振动近场区，但由于爆破影响因素的复杂性及沉管对接端止水墙水下爆破作用的特殊性，经验公式的预测值明显小于实际监测值；当爆源水平距离位于50～150 m范围内时，随着爆源水平距离的增加，各监测点爆破水击波动水压力峰值的监测值和预测值衰减趋势变缓，此区间属于爆破振动过渡区；当爆源水平距离大于150 m时，各监测点爆破水击波动水压力峰值的监测值和预测值明显小于近场区内监测值和预测值，此区间属于爆破振动远场区。

4 结 论

本文通过对沉管隧道对接端深基坑止水墙水下爆破对周围环境的影响研究，主要得到如下结论：

(1) 当爆源水平距离小于50 m时，爆破振动速度峰值和爆破水击波动水压力峰值均随爆源水平距的增加而快速衰减，爆源附近方圆50 m范围内属于爆破振动近场区；当爆源水平距离在50～150 m范围内时，爆破振动速度峰值与爆破水击波动水压力峰值的衰减速率均随爆源水平距离的增加而变缓，爆源附近方圆50～150 m范围内属于爆破振动过渡区；当爆源水平距离大于150 m时，爆破振动速度峰值和爆破水击波动水压力峰值的监测值和预测值明显小于近场区内监测值和预测值，爆源附近方圆150 m范围外属于爆破振动远场区。

(2) 爆破振动近场区内地下连续墙等薄壁支护结构爆破振动速度呈现高峰值、高峰频特征；爆破振动远场区内污水处理厂球形罐体等地面结构爆破振动速度呈现低峰值、低峰频特征；而对接端附近干坞内待浮运沉管爆破振动速度呈现低峰值、高峰频特征。

(3) 对接端深基坑止水墙爆破对其近场区内地下连续墙等薄壁支护结构的影响较大，其爆破振动速度峰值可超过其安全允许值，需考虑减震与隔震措施。

(4) 大型干坞深基坑的坑边高陡地形将对爆破地震动产生局部放大效应，导致其附近地面建(构)筑物的爆破振动效应增强。

(5) 由于干坞深基坑内水体黏滞阻尼的减震效应，待浮运沉管的爆破振动速度峰值及水击波动水压力峰值均明显小于安全允许值，爆破危害效应不会对其造成影响。爆破振动近场区内水击波动水压力的峰值较大，但爆破水击波的影响范围较小。