深中通道西人工岛钢圆筒成岛应用及稳定性分析

孔令磊，刘昊槟，王从李

（1.中交第一航务工程局有限公司，天津 300461；2.中交一航局第一工程有限公司，天津 300456）

1 工程概况

深中通道西人工岛是继港珠澳大桥之后又一采用钢圆筒围护结构+抛石斜坡堤成岛方案的工程案例[1]。其中，钢圆筒直径28 m，高35.5～40.5 m，筒底位于持力层或进入风化岩层0.5 m；圆筒之间插入副格弧形钢板形成副格仓以围闭岛体结构。人工岛共计采用57 个钢圆筒，并设置分隔围堰将岛体分为大岛和小岛两部分。钢圆筒围护结构合龙后，向岛内回填中粗砂形成陆域，并在岛内开展深井降水联合堆载预压加固软土地基；岛壁结构采用挤密砂桩[2-3]进行地基加固。西人工岛钢圆筒平面布置如图1，岛壁结构断面如图2。

图1 西人工岛钢圆筒平面布置图Fig.1 Layout plan of the steel cylinder of west artificial island

图2 西人工岛岛壁结构断面图Fig.2 Structure section of west artificial island wall

深中通道西人工岛海域地质条件较复杂，地层中存在不均匀硬质夹层，在钢圆筒振沉前，采用DSM（英文全称：Deep Slurry Mixing，即深层泥浆搅拌）工法对地基进行预处理，DSM 法硬土层辅助贯入[4-5]是采用专业性船舶对水下硬层地质进行处理的施工技术，利用处理机钻头对硬层进行机械搅拌，使其松散，同时将膨润土与海水搅拌而成的浆体在硬层喷射，进行地质改良，最终达到标准贯入击数N值降低且穿透硬层的目的，从而实现钢圆筒的顺利贯入。

钢圆筒在人工岛建设期间经历了筒体合龙成岛、岛内回填至-5 m 标高并抽排水、岛内排水板打设、岛内回填堆载预压及岛壁挤密砂桩施工等阶段，不同阶段筒体受力工况不一，其位移变形状态也存在各自特性。

2 钢圆筒位移情况

由于国内采用钢圆筒围护结构快速成岛工艺的工程案例较少，现有设计规范对圆筒施工期位移稳定的理论研究有待进一步系统深化。为确保施工期圆筒安全，对西人工岛钢圆筒提出严格的监测要求，并参照码头设计规范及国际同类型工程，提出钢圆筒倾斜度≤1.5%，即筒顶的水平位移应小于筒体高度的0.015 倍。根据工程实践及监测结果表明，实际施工过程中出现部分钢圆筒施工期倾斜超出设计限制情况，具体如下：

X22、X23、X35、X36、X42 筒体累计位移量超出了设计要求，各超限筒体位移量分别为628.25 mm、587.85 mm、633.29 mm、611.70 mm、718.05 mm。

3 钢圆筒位移超限原因分析

3.1 地质情况分析

根据深圳至中山跨江通道先行工程施工图设计工程地质勘查报告[6]，西人工岛区域位于珠江口采砂坑区域，上部多为N值较小的淤泥层，但部分区域存在N值较大的夹砂层，而且部分钢圆筒需沉入N值较大的强风化甚至中风化花岗岩中，这对钢圆筒的振沉十分不利。

考察X22、X23、X35、X36、X42 等5 个位移超限筒位的岛内外侧勘察地质钻孔分布情况，如表1 所示。显然，该5 个筒位筒底地质分布均呈现外（海侧）硬，内（岛侧）软的特点，筒底持力层的分布不均匀是钢圆筒持续较大的向岛内侧倾斜位移的一大诱因。但同时可以发现，在内侧分布最厚的黏土层仅为1.6 m，岛内侧筒底较软的持力层厚度相当有限，对筒体倾覆稳定性影响不大。

表1 超限筒体内外侧底部土层统计表Table 1 Statistical table of soil layers at the bottom of the inner and outer sides of the over-limit steel cylinder

3.2 DSM 地基预处理情况

根据钢圆筒附近的勘探孔地质柱状图资料，结合DSM 船处理极限深度及处理技术要求等限制条件，对钢圆筒圆周轮廓线位置实施DSM 处理。但由于地层分布不均，处理机处理能力等因素影响，不同钢圆筒不同部位的处理均匀度存在一定差别。对X22、X23、X35、X36、X42 超限筒位DSM 处理情况进行统计，结果见表2。

表2 超限钢圆筒前期DSM 地基处理情况汇总表Table 2 Summary table of DSM foundation treatment in the early stage of the over-limit steel cylinder

3.3 施工期各工况钢圆筒位移情况及成因分析

3.3.1 成岛期（岛体合龙前）

岛内钢圆筒合龙前的成岛期，由于受珠江口涨退潮流方向不同影响，筒体位移存在时而向岛内倾，时而向岛外倾的特点，截止岛内合龙，X22、X23、X35、X36、X42 筒位呈向岛内位移的趋势，筒体位移量为16.0～45.9 mm，该阶段位移量相对较小。

3.3.2 -5 m 以下回填砂及抽排水期

-5 m 以下岛内回填[7]及抽排水期各筒位移量为142.2～351.7 mm，在近2 个月时间内，筒体位移量最大达到约351 mm，该期间钢圆筒受到岛内土体回填下沉，岛内抽降水施工影响（见图3），钢圆筒在受到向内侧旋转的力矩作用下，筒体呈现整体式向内侧倾斜位移特性，筒体在内侧不断加载及降排水下发生快速的向岛内位移的趋势。

图3 岛内回填-5 m 钢圆筒受力工况Fig.3 Stress condition of-5 m steel cylinder backfilled in the island

3.3.3 -5 m 标高排水板打设期

回填砂至-5 m 并抽排水完成后，岛内开始施打排水板[8]，由于排水板的打设，岛内下部软土地基出现显著快速的固结沉降，并伴随土体的压缩，如图4 所示，由于大岛-5 m 标高打设排水板周期较长，在岛内-5 m 回填标高情况下，岛内地基出现较为明显的沉降量，因此，受到内侧土体沉降引发的负摩阻力作用，在打板期间钢圆筒受力特性仍为明显的向内旋转力矩，筒体持续产生显著的向岛内侧的倾斜位移。

图4 岛内-5 m 标高排水板打设期钢圆筒受力工况Fig.4 Stress condition of steel cylinder during setting period of-5 m elevation drainage slab in the island

3.3.4 -5 m 以上回填堆载预压期

岛内排水板打设完毕后进入-5 m 以上回填砂期，期间由于回填工序滞后，大岛内基本回填至-1.0～-2.0 m 标高位置即暂停施工。由于岛内上部回填砂的增加，钢圆筒岛内侧土压力合力点逐渐上移，在岛外侧土压力不变的情况下，内外侧土压力趋于平衡。当岛内土体固结沉降后期逐渐减小时，筒体所受的负摩阻力也逐渐减小，如图5所示。因此，钢圆筒在堆载预压后期向岛内侧的位移逐渐趋于稳定，该期间筒体发生向内侧倾斜位移的主要因素为岛内土体对其作用的负摩阻力。

图5 岛内回填堆载预压期钢圆筒受力工况Fig.5 Stress condition of steel cylinder during preloading period of backfilling in island

综上所述，在-5 m 以下回填砂及抽排水、排水板打设期及-5 m 以上回填堆载期间，钢圆筒发生持续的向岛内位移，直至超过筒体1.5%的倾斜标准。在前期抽水期及打板期位移速率较快，后期进入-5 m 以上回填期后位移速率显著降低。超限筒体各阶段位移量汇总如表3 所示。

表3 位移超限筒各阶段位移量值Table 3 Displacement value of each stage of over-limit displacement steel cylinder

3.3.5 岛壁挤密砂桩施工期

前期对5 个超限筒体中3 个筒体外侧有挤密砂桩施工（距筒体3.5 m），以钢圆筒外挤密砂桩开始打设时间节点为界限，统计前后15 d 时间内的钢圆筒位移速率，如表4 所示。统计周期内大岛内处于打板期，数据显示，X22、X35 号钢圆筒位移速率在挤密砂桩开工后减小1 mm/d 左右，X42 号钢圆筒位移速率增加0.6 mm/d。挤密砂桩打设对钢圆筒位移影响规律不明显，暂认为挤密砂桩打设时产生的挤土效应，经过软土应力传递对3.5 m 外的钢圆筒作用微小。

表4 挤密砂桩打设前后钢圆筒位移速率统计表Table 4 Statistical table of displacement rate of steel cylinder before and after the sand compaction pile driving

4 结语

深中通道西人工岛岛内地基处理及岛壁结构抛石基本完成后的监测结果表明筒体位移及倾斜收敛，安全受控。综合以上分析，钢圆筒围护结构部分筒体在施工期出现了较为明显的位移，其具体成因与地质条件及施工期筒体内外侧地基加固导致的土侧压力、水压力密切相关。由于大直径钢圆筒在筒内回填砂后的理论计算模型与现有重力式码头或直立式挡墙设计有所区别，采用传统的设计理论及建模分析计算与实际结果存在一定出入，因此筒体结构稳定性研究尚待与工程实践相结合开展深化研究。