孔令磊，劉昊檳，王從李

（1.中交第一航務(wù)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 工程概況

深中通道西人工島是繼港珠澳大橋之后又一采用鋼圓筒圍護(hù)結(jié)構(gòu)+拋石斜坡堤成島方案的工程案例[1]。其中，鋼圓筒直徑28 m，高35.5～40.5 m，筒底位于持力層或進(jìn)入風(fēng)化巖層0.5 m；圓筒之間插入副格弧形鋼板形成副格倉以圍閉島體結(jié)構(gòu)。人工島共計采用57 個鋼圓筒，并設(shè)置分隔圍堰將島體分為大島和小島兩部分。鋼圓筒圍護(hù)結(jié)構(gòu)合龍后，向島內(nèi)回填中粗砂形成陸域，并在島內(nèi)開展深井降水聯(lián)合堆載預(yù)壓加固軟土地基；島壁結(jié)構(gòu)采用擠密砂樁[2-3]進(jìn)行地基加固。西人工島鋼圓筒平面布置如圖1，島壁結(jié)構(gòu)斷面如圖2。

圖1 西人工島鋼圓筒平面布置圖Fig.1 Layout plan of the steel cylinder of west artificial island

圖2 西人工島島壁結(jié)構(gòu)斷面圖Fig.2 Structure section of west artificial island wall

深中通道西人工島海域地質(zhì)條件較復(fù)雜，地層中存在不均勻硬質(zhì)夾層，在鋼圓筒振沉前，采用DSM（英文全稱：Deep Slurry Mixing，即深層泥漿攪拌）工法對地基進(jìn)行預(yù)處理，DSM 法硬土層輔助貫入[4-5]是采用專業(yè)性船舶對水下硬層地質(zhì)進(jìn)行處理的施工技術(shù)，利用處理機(jī)鉆頭對硬層進(jìn)行機(jī)械攪拌，使其松散，同時將膨潤土與海水?dāng)嚢瓒傻臐{體在硬層噴射，進(jìn)行地質(zhì)改良，最終達(dá)到標(biāo)準(zhǔn)貫入擊數(shù)N值降低且穿透硬層的目的，從而實現(xiàn)鋼圓筒的順利貫入。

鋼圓筒在人工島建設(shè)期間經(jīng)歷了筒體合龍成島、島內(nèi)回填至-5 m 標(biāo)高并抽排水、島內(nèi)排水板打設(shè)、島內(nèi)回填堆載預(yù)壓及島壁擠密砂樁施工等階段，不同階段筒體受力工況不一，其位移變形狀態(tài)也存在各自特性。

2 鋼圓筒位移情況

由于國內(nèi)采用鋼圓筒圍護(hù)結(jié)構(gòu)快速成島工藝的工程案例較少，現(xiàn)有設(shè)計規(guī)范對圓筒施工期位移穩(wěn)定的理論研究有待進(jìn)一步系統(tǒng)深化。為確保施工期圓筒安全，對西人工島鋼圓筒提出嚴(yán)格的監(jiān)測要求，并參照碼頭設(shè)計規(guī)范及國際同類型工程，提出鋼圓筒傾斜度≤1.5%，即筒頂?shù)乃轿灰茟?yīng)小于筒體高度的0.015 倍。根據(jù)工程實踐及監(jiān)測結(jié)果表明，實際施工過程中出現(xiàn)部分鋼圓筒施工期傾斜超出設(shè)計限制情況，具體如下：

X22、X23、X35、X36、X42 筒體累計位移量超出了設(shè)計要求，各超限筒體位移量分別為628.25 mm、587.85 mm、633.29 mm、611.70 mm、718.05 mm。

3 鋼圓筒位移超限原因分析

3.1 地質(zhì)情況分析

根據(jù)深圳至中山跨江通道先行工程施工圖設(shè)計工程地質(zhì)勘查報告[6]，西人工島區(qū)域位于珠江口采砂坑區(qū)域，上部多為N值較小的淤泥層，但部分區(qū)域存在N值較大的夾砂層，而且部分鋼圓筒需沉入N值較大的強(qiáng)風(fēng)化甚至中風(fēng)化花崗巖中，這對鋼圓筒的振沉十分不利。

考察X22、X23、X35、X36、X42 等5 個位移超限筒位的島內(nèi)外側(cè)勘察地質(zhì)鉆孔分布情況，如表1 所示。顯然，該5 個筒位筒底地質(zhì)分布均呈現(xiàn)外（海側(cè)）硬，內(nèi)（島側(cè)）軟的特點，筒底持力層的分布不均勻是鋼圓筒持續(xù)較大的向島內(nèi)側(cè)傾斜位移的一大誘因。但同時可以發(fā)現(xiàn)，在內(nèi)側(cè)分布最厚的黏土層僅為1.6 m，島內(nèi)側(cè)筒底較軟的持力層厚度相當(dāng)有限，對筒體傾覆穩(wěn)定性影響不大。

表1 超限筒體內(nèi)外側(cè)底部土層統(tǒng)計表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 地基預(yù)處理情況

根據(jù)鋼圓筒附近的勘探孔地質(zhì)柱狀圖資料，結(jié)合DSM 船處理極限深度及處理技術(shù)要求等限制條件，對鋼圓筒圓周輪廓線位置實施DSM 處理。但由于地層分布不均，處理機(jī)處理能力等因素影響，不同鋼圓筒不同部位的處理均勻度存在一定差別。對X22、X23、X35、X36、X42 超限筒位DSM 處理情況進(jìn)行統(tǒng)計，結(jié)果見表2。

表2 超限鋼圓筒前期DSM 地基處理情況匯總表Table 2 Summary table of DSM foundation treatment in the early stage of the over-limit steel cylinder

3.3 施工期各工況鋼圓筒位移情況及成因分析

3.3.1 成島期（島體合龍前）

島內(nèi)鋼圓筒合龍前的成島期，由于受珠江口漲退潮流方向不同影響，筒體位移存在時而向島內(nèi)傾，時而向島外傾的特點，截止島內(nèi)合龍，X22、X23、X35、X36、X42 筒位呈向島內(nèi)位移的趨勢，筒體位移量為16.0～45.9 mm，該階段位移量相對較小。

3.3.2 -5 m 以下回填砂及抽排水期

-5 m 以下島內(nèi)回填[7]及抽排水期各筒位移量為142.2～351.7 mm，在近2 個月時間內(nèi)，筒體位移量最大達(dá)到約351 mm，該期間鋼圓筒受到島內(nèi)土體回填下沉，島內(nèi)抽降水施工影響（見圖3），鋼圓筒在受到向內(nèi)側(cè)旋轉(zhuǎn)的力矩作用下，筒體呈現(xiàn)整體式向內(nèi)側(cè)傾斜位移特性，筒體在內(nèi)側(cè)不斷加載及降排水下發(fā)生快速的向島內(nèi)位移的趨勢。

圖3 島內(nèi)回填-5 m 鋼圓筒受力工況Fig.3 Stress condition of-5 m steel cylinder backfilled in the island

3.3.3 -5 m 標(biāo)高排水板打設(shè)期

回填砂至-5 m 并抽排水完成后，島內(nèi)開始施打排水板[8]，由于排水板的打設(shè)，島內(nèi)下部軟土地基出現(xiàn)顯著快速的固結(jié)沉降，并伴隨土體的壓縮，如圖4 所示，由于大島-5 m 標(biāo)高打設(shè)排水板周期較長，在島內(nèi)-5 m 回填標(biāo)高情況下，島內(nèi)地基出現(xiàn)較為明顯的沉降量，因此，受到內(nèi)側(cè)土體沉降引發(fā)的負(fù)摩阻力作用，在打板期間鋼圓筒受力特性仍為明顯的向內(nèi)旋轉(zhuǎn)力矩，筒體持續(xù)產(chǎn)生顯著的向島內(nèi)側(cè)的傾斜位移。

圖4 島內(nèi)-5 m 標(biāo)高排水板打設(shè)期鋼圓筒受力工況Fig.4 Stress condition of steel cylinder during setting period of-5 m elevation drainage slab in the island

3.3.4 -5 m 以上回填堆載預(yù)壓期

島內(nèi)排水板打設(shè)完畢后進(jìn)入-5 m 以上回填砂期，期間由于回填工序滯后，大島內(nèi)基本回填至-1.0～-2.0 m 標(biāo)高位置即暫停施工。由于島內(nèi)上部回填砂的增加，鋼圓筒島內(nèi)側(cè)土壓力合力點逐漸上移，在島外側(cè)土壓力不變的情況下，內(nèi)外側(cè)土壓力趨于平衡。當(dāng)島內(nèi)土體固結(jié)沉降后期逐漸減小時，筒體所受的負(fù)摩阻力也逐漸減小，如圖5所示。因此，鋼圓筒在堆載預(yù)壓后期向島內(nèi)側(cè)的位移逐漸趨于穩(wěn)定，該期間筒體發(fā)生向內(nèi)側(cè)傾斜位移的主要因素為島內(nèi)土體對其作用的負(fù)摩阻力。

圖5 島內(nèi)回填堆載預(yù)壓期鋼圓筒受力工況Fig.5 Stress condition of steel cylinder during preloading period of backfilling in island

綜上所述，在-5 m 以下回填砂及抽排水、排水板打設(shè)期及-5 m 以上回填堆載期間，鋼圓筒發(fā)生持續(xù)的向島內(nèi)位移，直至超過筒體1.5%的傾斜標(biāo)準(zhǔn)。在前期抽水期及打板期位移速率較快，后期進(jìn)入-5 m 以上回填期后位移速率顯著降低。超限筒體各階段位移量匯總?cè)绫? 所示。

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

3.3.5 島壁擠密砂樁施工期

前期對5 個超限筒體中3 個筒體外側(cè)有擠密砂樁施工（距筒體3.5 m），以鋼圓筒外擠密砂樁開始打設(shè)時間節(jié)點為界限，統(tǒng)計前后15 d 時間內(nèi)的鋼圓筒位移速率，如表4 所示。統(tǒng)計周期內(nèi)大島內(nèi)處于打板期，數(shù)據(jù)顯示，X22、X35 號鋼圓筒位移速率在擠密砂樁開工后減小1 mm/d 左右，X42 號鋼圓筒位移速率增加0.6 mm/d。擠密砂樁打設(shè)對鋼圓筒位移影響規(guī)律不明顯，暫認(rèn)為擠密砂樁打設(shè)時產(chǎn)生的擠土效應(yīng)，經(jīng)過軟土應(yīng)力傳遞對3.5 m 外的鋼圓筒作用微小。

表4 擠密砂樁打設(shè)前后鋼圓筒位移速率統(tǒng)計表Table 4 Statistical table of displacement rate of steel cylinder before and after the sand compaction pile driving

4 結(jié)語

深中通道西人工島島內(nèi)地基處理及島壁結(jié)構(gòu)拋石基本完成后的監(jiān)測結(jié)果表明筒體位移及傾斜收斂，安全受控。綜合以上分析，鋼圓筒圍護(hù)結(jié)構(gòu)部分筒體在施工期出現(xiàn)了較為明顯的位移，其具體成因與地質(zhì)條件及施工期筒體內(nèi)外側(cè)地基加固導(dǎo)致的土側(cè)壓力、水壓力密切相關(guān)。由于大直徑鋼圓筒在筒內(nèi)回填砂后的理論計算模型與現(xiàn)有重力式碼頭或直立式擋墻設(shè)計有所區(qū)別，采用傳統(tǒng)的設(shè)計理論及建模分析計算與實際結(jié)果存在一定出入，因此筒體結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性研究尚待與工程實踐相結(jié)合開展深化研究。