风暴潮下海堤破坏模式及钢板桩加固机制

Failure Mode of Dike and Reinforcement Mechanism of Steel Sheet Pile during Storm Surge

摘要

为研究风暴潮期间的海堤稳定性，基于水槽试验对不同水位、波高下的海堤破坏模式及钢板桩对海堤的加固机制进行了分析.试验结果表明：未加固海堤在低水位大波高下发生破坏，破坏模式为渗流越浪-陆侧坡滑移-挡浪墙倾斜-堤顶冲刷.单排钢板桩在低水位大波高下通过降低海堤内部渗流强度使海堤保持基本稳定；高水位中等波高下海堤发生破坏，破坏模式与未加固海堤相似，但钢板桩有效阻隔了越浪水体的溯源冲刷，降低了堤顶冲刷程度，在此期间钢板桩发生明显变形其最大弯矩迅速增大.双排钢板桩在高水位中等波高下进一步降低渗流和溯源冲刷强度，海堤基本保持稳定，仅部分栅栏板发生滑移；高水位大波高下，其陆侧桩和海侧桩有效阻隔了堤前波浪及堤后越浪水体对堤顶的冲刷，堤顶及挡浪墙保持完好，由于拉杆对钢板桩变形限制，钢板桩最大弯矩要更小且位置更深.研究表明单排钢板桩通过降低渗流强度和阻隔越浪水体的溯源冲刷增强了海堤稳定性.双排钢板桩降低渗流及堤后溯源冲刷的效果更好，且阻隔了堤前波浪冲刷，堤顶在最极端工况下仍保持完整.

Abstract

To investigate the dike stability during the storm surge, this study analyzed the failure modes of the dike under varying water levels and wave heights and the reinforcement mechanisms of the steel sheet piles on the dike based on the flume tests. The experimental results indicate that unreinforced dike failed at low water levels and high wave heights, following a failure process: seepage and overtopping, landward slope sliding, vertical wall tilting, and dike crest scouring. The single-row steel sheet pile kept the dike basically stable by reducing the internal seepage under low water level and high wave height conditions. At high water levels and middle wave heights, the dike eventually failed with a similar failure mode compared to the unreinforced dike. However, the single-row steel sheet pile blocked the headward scour caused by overtopping waves, mitigating the wave scour on the dike crest and generating obvious deformation with a significant increase in the maximum bending moment. The double-row steel sheet piles further reduced seepage and wave scour at high water levels and middle wave heights, and the dike remained stable basically with only several fence panels slipping. At high water levels and wave heights, the seaward pile and landward pile blocked the wave scour on the dike crest caused by waves in front of the dike and wave overtopping behind the dike, respectively, maintaining the dike and vertical wall stability. The maximum bending moments of the double-row steel sheet piles were smaller with deeper locations due to the limitation of the tie rod on the deformation. This research indicated that the single-row steel sheet pile improved the dike stability by reducing seepage and blocking the headward scour caused by wave overtopping. The double-row steel sheet piles reduced seepage and headward scour more effectively and blocked the wave scour in front of the dike, making the dike crest remain stable under the most extreme conditions.

Graphical abstract

关键词

风暴潮 / 海堤稳定性 / 钢板桩 / 孔压 / 弯矩 / 工程地质学.

Key words

storm surge / dike stability / steel sheet pile / pore pressure / bending moment / engineering geology

0 引言

21世纪以来，以台风风暴潮为代表的海洋灾害频发，在全球范围内造成多起重大灾难事故（崔鹏等， 2022；李宏伟等，2024），严重威胁沿海区域人民生命财产安全.风暴潮可造成堤坝溃决并引发洪水，形成风暴潮-溃堤-洪水这一灾害链，加重灾害后果.如2005年美国卡特里娜飓风造成的风暴潮及后续溃堤洪水导致约1 800人死亡，直接经济损失超过200亿美元（Perks， 2007）.由于全球气候变暖，水汽循环加剧，近10年来，我国遭受增水超过2 m以上的强风暴潮频次增加了54%（付翔等，2023），沿海区域防灾减灾工作面临更加艰巨的挑战.

堤坝稳定性是风暴潮-溃堤-洪水这一灾害链最为重要的一环，风暴潮期间，海堤主要的破坏模式可分为3种：冲刷侵蚀破坏、护面块体失稳以及斜坡滑移（Danka et al.， 2015）.风暴潮期间水位升高、波高变大，波浪的冲击作用显著增强，可直接破坏海堤护面结构并冲刷海堤堤体（Genovese et al.，2015； Mitobe et al.，2016； Mikami et al.，2016； Le et al.，2019）.此外，升高的水位在海堤左右两侧形成巨大水头差，加剧海堤内部的渗流作用，导致侵蚀管涌破坏（Perks，2007）.而当海堤面临极端增水时，溢流作用下可造成海堤陆侧坡的整体滑移，导致整个海堤失稳（Danka et al， 2015）.

为提高海堤在风暴潮期间的稳定性，亟需对海堤进行加固.常见的加固方式有加高堤顶加宽堤身、增设护面块体消浪（王飞朋等，2016）、桩体防渗（van Loon-Steensma et al.， 2014； Esteban et al.， 2020）等.其中钢板桩这一桩体结构在日本2011年特大地震-海啸中展现出优异的加固性能，并在日本、丹麦等多个国家开展了工程应用（Saha et al.，2020；Lengkeek，2022）.

针对单排钢板桩对海堤的加固效果，相关学者开展了一系列研究.对于土石海堤，单排桩可提高海堤的抗渗流能力，减小堤坝在高水位下发生管涌侵蚀的概率（Perks，2007）.对于沉箱式海堤，试验结果表明单排钢板桩在高水位下可有效减小沉箱的倾斜角度，减缓其失稳过程（Moriyasu et al.，2016）.嵌入长度足够深的单排钢板桩在超大静水压力下仍能维持较高的挡水高度，从而减缓溃坝过程（Lengkeek，2022）.但单排钢板桩加固海堤仍存在一定弊端，研究表明单排钢板桩在极端高水位下会发生较大变形，进而加剧冲刷程度（Brandon et al.， 2008）.

为解决单排钢板桩在高水位下变形较大的问题，双排钢板桩应用于围堰及海堤加固中.对于双排钢板桩围堰，研究表明在波浪巨大的破碎能量快速冲击下，双排钢板桩围堰通过拉杆的约束力以及桩间土提供的反作用力，其整体变形处于可控状态（朱艳等，2022）.钢板桩的惯性矩是控制其横向变形的重要因素之一，较大的惯性矩可以使确保钢板桩在水位循环作用下变形较小（欧孝夺等，2022）.对于双排钢板桩海堤，研究发现当海啸完全冲毁其陆侧坡时，双排钢板桩的变形仍十分有限，其有效挡水高度几乎没有下降（Mitobe et al.，2016）.但目前双排钢板桩相关研究多以围堰为主，其护面块体形式、防护标准等均与海堤存在较大差异.且现有钢板桩加固研究多以海啸为背景，较少涉及到波浪，而我国遭受的最主要的海洋灾害为台风风暴潮（胡金铭等，2022），风暴潮期间波浪作用时间较长，且伴随水位升高和波浪变大这一复杂水文条件，钢板桩在此期间对海堤的加固机理和变形特征尚不明确.

本文通过水槽模型试验，探究风暴潮期间海堤破坏过程、孔隙水压力及钢板桩弯矩的演化规律，分析单、双排钢板桩对海堤的加固效果，揭示钢板桩在高低水位下的加固机理.

1 试验概况

1.1　物理模型布置

本次试验在同济大学水利港口实验室的波流水槽（长42 m，宽0.8 m，高1.2 m）进行.在水槽中布设海堤及下伏基础，物理模型如图1所示，基础底长5.3 m，高0.4 m，海侧坡率为1∶2，陆侧坡率为1∶3.海堤底长1.2 m，高0.3 m，海陆两侧斜坡斜率均为1∶1.5.使用砂作为海堤工程填料（Aerts，2018）和试验用料（Wang et al.，2020；Peng et al.，2024）是常见的方式，因此本文海堤以及基础均采用0.4~0.5 mm石英砂分层填筑，试验比例尺设为1∶30.

海堤护面结构参考广东大亚湾某海堤并进行简化布置.如图2所示，海堤海侧斜坡依次布设土工布、碎石以及栅栏板，起到消浪及抗冲刷的功能.栅栏板的尺寸计算依据《防波堤与护岸设计规范》，基于设计波高、堤前水深、坡度系数等参数，结合试验比例尺及试验条件，计算得到模型栅栏板长25 cm，宽20 cm，厚度1.7 cm，栅条长16 cm宽统一简化为1.5 cm.试验选取3~5 cm碎石作为垫层，满足规范中碎石尺寸大于栅条孔隙宽度的要求.海堤堤脚处采用格宾护脚，格宾长18 cm，宽10 cm，高4 cm，格宾内部以3~5 cm碎石进行填充，密度为1.5 g/cm³，格宾大小及重量依据实际工程及试验案例进行制备（陈培波，2015）.海堤顶部布设有土工布、格宾、挡浪墙以及土工碎石袋，其中土工布厚度2 mm，重量 300 g/m²；挡浪墙挡浪高度0.1 m.海堤陆侧斜坡采用土工布及土工碎石袋进行防护.

钢板桩模型参考上海长兴船坞围堰工程，按照刚度相似准则进行试验设计.实际案例中为AU23型钢板桩，腹板厚度为13 mm，长18 m，埋深9 m，弹性模量200 GPa，惯性矩为2.868×10^-4 m⁴（朱艳，2022）.根据几何相似准则，试验中钢板桩长度设为0.6 m，埋深0.3 m；根据抗弯刚度相似准则（Ko et al.，2019；韦实等，2020），基于试验比例尺及原型抗弯刚度计算出模型钢板桩的惯性矩，进而计算出模型钢板桩厚度为1.6 mm，采用与原型相似的Q235b钢板进行加工制作.由于加工误差，钢板桩厚度实测值约为1.5 mm，后续钢板桩弯矩按照该厚度进行计算.双排钢板桩之间设立一排拉杆（图3a），拉杆直径为5 mm，横向间距0.2 m，拉杆距离堤顶 0.1 m.为防止水流从钢板桩与玻璃壁接触位置渗流，钢板桩侧壁均使用3 mm厚的橡胶止水条进行防渗（Robertson et al.，2013），并使用一层薄黏土进行固定.

1.2　试验监测及数据处理

试验对海堤溃决过程、孔隙水压力以及钢板桩微应变分别进行监测.海堤溃决过程由4台摄像机记录，其中2台摄像机位于水槽外部拍摄海堤正面，另2台摄像机位于水槽内部分别拍摄海堤前部和海堤后部（图2）.使用微型孔压传感器测量土体孔压变化，其精度0.1%，量程10 kPa，采样频率20 Hz，仪器分为两层埋设于基础内部，标号P1~P7，孔压传感器在达到目标静水位且土体充分饱和后定0.对于钢板桩微应变，每排钢板桩贴有4组应变片并进行防水处理，应变片采用半桥接线方式连接，采样频率1 Hz，应变片位置见图3b.

为定量评估海堤单宽残余坝体体积（简称残余坝体体积），采用记号笔在水槽观察区域画出10 cm×10 cm的网格，基于图像摄影的方法计算残余坝体体积.具体流程如下所示：首先截取摄像机中目标时间对应的视频图像，然后使用Getdata软件标定图像中的坐标系，随后使用像素点描绘海堤残余轮廓，连接成线即可得到海堤轮廓线.轮廓线中各像素点的坐标在软件中自动生成，基于MATLAB计算出海堤残余轮廓线与初始轮廓线包围的面积，即视为单宽残余坝体体积.为减少人工误差，每组试验工况均重复上述操作3次，取平均值作为最终的计算结果.

1.3　试验工况及试验过程

本次试验共设立3组工况：分别为海堤、单排钢板桩海堤以及双排钢板桩海堤，其中单、双排钢板桩的布设位置见图3a.

试验采用规则波，试验波高及水深来自于广东惠州大亚湾石化园区《填海工程可行性研究报告》，原型中10 a、100 a、200 a一遇的极端波高（H_1%）分别为2.41 m、3.85 m及4.21 m，试验中将3种波高依次设定为8 cm、12 cm、16 cm.原型设计高水位及100 a一遇水位距离堤脚为16.33 m及18.0 m，试验将对应水位设定为55 cm及60 cm，在此基础上增设65 cm水位以模拟极端增水.依据波高和水位大小将试验分为9个阶段（图4），阶段1~3水位为55 cm，波高由 8 cm逐渐增大至16 cm.随后水位依次增加至60 cm（阶段4~6）以及65 cm（阶段7~9），每个水位下波高依次增大并作用3个阶段.每组试验均从阶段1开始，随后依次作用每个阶段，海堤发生明显破坏时试验结束.综合考量风暴潮实际作用时间（Le et al.， 2019）以及推波板电机性能限制，每个阶段作用时间设为10 min.

试验模型填筑完成后，启动水泵及阀门向水槽内部加水，达到目标水位线后关闭水泵及阀门.此时水体向海堤及基础内部进行渗透，待浸润线不再进一步发展后对各传感器进行定零，随后进行造波直至海堤破坏.

2 试验结果分析

2.1　未加固海堤

2.1.1　海堤稳定性分析

未加固海堤（简称海堤）在低水位且波高较小时保持稳定，仅在海侧斜坡及挡浪墙处形成冲刷坑.如图5所示，阶段1水位较低（55 cm）、波高较小（8 cm），波浪爬升至堤顶后开始回退，爬升过程中波浪发生破碎，扰动海侧坡处的土颗粒，并在回退过程中带走土颗粒形成冲刷坑（t=600 s）.阶段2波高增大（12 cm），波浪开始冲击挡浪墙，挡浪墙处强烈的湍流对土颗粒同样进行了冲刷并形成冲刷坑（t= 600 s）.阶段1和阶段2形成的两个冲刷坑范围和深度均较小，对海堤的稳定性没有实质影响.

波高进一步增大时达到阶段3时（水位55 cm，波高16 cm），海堤发生失稳，失稳原因为渗流以及越浪冲刷联合作用下的陆侧坡滑移.阶段3波浪较大，堤前大量水体爬升至堤顶并向陆侧渗流，堤后频繁的越浪（t=75 s）在加剧渗流的同时也在直接冲刷陆侧坡（t=100 s）.在渗流和越浪冲刷的联合作用下，陆侧坡发生滑移（t=127 s），上覆护面结构完全失稳，挡浪墙上部土工袋滑落.在失去土工袋对挡浪墙的压实保护后，越浪水体的冲击使挡浪墙发生明显倾斜，挡浪墙与堤顶之间产生了较大的空隙（t=148 s）.越浪水体通过空隙冲刷海堤表面（t= 172 s），堤顶及护面结构迅速破坏，最终海堤失稳（t= 210 s）.

试验结束后对海堤的单宽残余坝体体积进行计算，海堤的初始体积为2 250 cm³，试验结束后残余体积为1 461 cm³，残余体积占初始体积的65%.残余坝体高度为65 cm，陆侧坡坝体高度下降20 cm.

2.1.2　孔压响应

基础上的孔隙水压力可分为两部分：振荡孔压和孔压增量.如图6所示，P1与P2处的孔隙水压力为振荡孔压，表现为随周期性波浪的作用沿基准线（y=0）上下波动.这是由于土体在受到波浪的周期性荷载时，内部产生相应的向上和向下的渗流力，造成孔压的振荡（Zhang et al.，2021）.而P3~P7处的孔压在振荡的同时还呈现上升的趋势，这种孔压上升主要由两个原因导致：（1）波浪爬升过程中水体渗流导致的海堤内部浸润线上升；（2）波浪冲击下土体塑性应变导致的超静孔压（王小雯，2017；Chen et al.，2020）.本试验中振荡孔压较小，经验算不构成瞬态液化（王小雯，2017），对海堤稳定性影响较小，后续将只针对孔压增量进行分析.

各点位孔压增量与波高呈正相关，并在越浪发生时快速上升，降低了海堤稳定性.如图7所示，从阶段1~3，随着波高的逐渐增大，各点位的孔压增量均呈上升趋势，意味着海堤内部渗流强度逐渐增大.而当越浪发生时（阶段3），各点位孔压增量快速上升，如P4、P5测点孔压增量分别突增了43%和52%，主要原因为大量越浪水体从堤顶及陆侧坡处向下渗流，使得这两处浸润线快速抬升.越浪发生时，海堤内部浸润线显著上升，陆侧坡表面渗流力显著增大，平行于陆侧坡表面的渗流力分量增加了水流的侵蚀能力，垂直于陆侧坡表面的渗流力分量则削弱了土颗粒的抗侵蚀能力.越浪水体下渗过程中也在陆侧坡表面额外产生了冲刷力，这进一步增大了水流的侵蚀能力，降低了陆侧坡的稳定性.

2.2　单排钢板桩海堤

2.2.1　海堤稳定性分析

单排钢板桩降低了海堤内部的渗流程度，使海堤在低水位大波高下（阶段3）保持稳定.如图8所示，单排钢板桩海堤在波高较小的阶段1~2均保持稳定，仅局部位置被冲刷.而在更大波高下的阶段3（水位55 cm，波高16 cm），得益于钢板桩良好的抗渗性能，桩后的浸润线高度比未加固海堤下降约20 cm，这使得海堤陆侧坡在该阶段保持稳定.但在该阶段下其堤顶和海侧斜坡处的冲刷坑较大，最大冲深度接近10 cm，挡浪墙向海侧发生倾斜.当水位增加5 cm到达阶段6时（水位60 cm，波高16 cm），越浪水体冲刷陆侧坡，钢板桩顶端发生小幅度变形，但海堤及挡浪墙基本保持稳定.

海堤在更高水位阶段8时发生破坏（水位65 cm，波高12 cm），失稳原因为越浪所导致的海堤陆侧坡滑移.如图8所示，尽管钢板桩起到了良好的抗渗作用，其浸润线高度较低，但高水位下产生的强烈越浪冲刷仍导致海堤陆侧坡发生滑移，其上覆土工防护结构完全失稳（t=58 s）.随后在越浪冲击下挡浪墙完全失稳失去挡浪功能（t=75 s）.失去挡浪墙的防护后，越浪水体进一步冲刷堤顶和陆侧坡，但其堤顶靠海一侧基本保持稳定（t=110 s）.在波浪冲击作用下，单排钢板桩局部弯曲变形.

在单排钢板桩的保护下，海堤整体冲刷程度明显减小，其残余坝体体积更大.如图8所示（t=110 s），在挡浪墙完全失稳后，钢板桩仍保持较高的挡水高度，减少了越浪量和越浪冲刷程度.相比未加固海堤，其残余坝体体积占初始体积的73%，比未加固海堤提高了8%.残余坝体高度为70 cm，陆侧坡坝体高度下降15 cm.

2.2.2　孔压响应

相比海堤工况，单排钢板桩显著减小了桩后测点的孔压增量，但对桩前测点（靠近海侧）的孔压几乎没有影响.如图9所示，以渗流作用最强烈的阶段3为例，加入钢板桩后，桩后测点P5、P7的孔压增量分别下降了32%和23%.主要原因为钢板桩为不透水结构，延长了堤坝内部的渗流路径，使得水体在渗流过程中遭受更大的水头损失，从而表现出更小的孔压和更低的浸润线，这使得陆侧坡在阶段3保持稳定.测点P4的孔压增量也明显减小，其主要原因为该工况下挡浪墙未失效，显著减小了越浪量以及越浪所带来的下渗.而对于桩前测点P3、P6，钢板桩对渗流路径没有影响，其孔压在加入钢板桩前后几乎没有明显变化.

2.2.3　钢板桩弯矩响应

桩身的弯矩分布可以通过微应变计算得到.基于材料力学基本原理，根据桩身同一位置2个应变片的应变值，通过下式可计算出该位置处的弯矩（韦实等，2020）：

M(z)=\frac{EI}{D}\mathrm{\Delta }\epsilon (z)，（1）

式中：\mathrm{\Delta }\epsilon (z)为桩身z深度处两个应变片的微应变差值，D为钢板桩厚度，EI为桩身的抗弯刚度，M（z）为深度z处的桩身弯矩.

波浪作用过程中，单排钢板桩顶端弯矩较小，随后随深度的增加弯矩先增大后逐渐减小.如图10所示，顶端测点SG1的弯矩始终较小，这是由于波浪爬升至该处时已经消耗了大部分能量，该测点受到的波压较小.而SG2测点在阶段3~8的弯矩均最大，如在阶段8其最大弯矩是测点SG1的约3.2倍，主要原因为SG2测点位置位于静水位线附近，该处受到波浪的直接冲击，因此其弯矩较大.而随着深度的进一步增加，SG3测点与SG4测点的最大弯矩逐渐减小，原因为较深位置处的钢板桩测点未受到波浪的直接作用，且越深位置受到的土体被动土压力越大，其变形相对越小.

水位越高钢板桩最大弯矩增长量越大.如图10所示，以波高16 cm的3个阶段为例，水位55 cm时（阶段3）波浪通过冲刷坑后直接冲击钢板桩，钢板桩发生较大变形，SG2及SG3测点的最大弯矩增幅明显.而当水位增高至60 cm时（阶段6），高水位下的波浪冲击位置更靠上，钢板桩在该阶段的变形量更大，以SG2测点为例，其最大弯矩增长13.5 MN· m，为阶段3的2.8倍.而在更高水位65 cm下（阶段8）波浪冲击更猛烈，且频繁的越浪导致海堤陆侧坡冲刷严重，钢板桩受到的被动土压力大幅减小，在波浪冲击和越浪冲刷的联合作用下，钢板桩发生更大变形，SG2测点的最大弯矩增长量达到阶段6的1.6倍.

2.3　双排钢板桩海堤

2.3.1　海堤稳定性分析

双排钢板桩海堤在中低水位下均保持稳定，且相比单排钢板桩海堤进一步减小了堤顶的冲刷程度并加强了挡浪墙的稳定性.如图11所示，由于双排钢板桩更优异的抗渗性能，海堤在低水位下的阶段1~3均保持稳定.在保证海堤稳定同时，双排钢板桩进一步减小了堤顶的冲刷程度，阶段3结束时（水位55 cm，波高 16 cm），堤顶仍未见明显冲刷坑，而此时单排钢板桩海堤堤顶最大冲刷深度已接近10 cm.这主要是因为靠海一侧的钢板桩（简称海侧桩）有效阻隔了波浪回退过程中对土颗粒的冲刷，减轻了堤顶颗粒的流失.而在中等水位阶段6下（水位60 cm，波高 16 cm），堤顶冲刷仍十分有限，挡浪墙保持稳定，而此时单排钢板桩海堤中的挡浪墙已发生明显倾斜，这表明双排钢板桩通过减少桩间土颗粒的流失加强了挡浪墙的稳定性.

尽管双排钢板桩有效减少了堤顶的土颗粒流失，但在阶段6局部位置的栅栏板发生了滑移失稳，失稳原因为堤前更强烈的湍流.相比单排钢板桩海堤，双排钢板桩海堤的挡浪墙一直保持直立未发生明显倾斜，越浪过程中更多水体被挡浪墙阻挡，加剧了堤顶附近的波浪湍流，造成碎石垫层失稳并导致部分栅栏板滑移.

海堤在最高水位（65 cm）的3个阶段作用后堤顶仍基本完整，仅堤前及堤后的局部位置被冲刷.如图11所示，阶段7波高较小（8 cm），海堤未发生明显变化，而阶段8波高较大（12 cm）发生越浪，在堤前及堤后形成了冲刷坑.在波高最大的阶段9（16 cm），尽管挡浪墙充分发挥了挡浪作用，但越浪量仍较大（t=284 s）.越浪导致海堤陆侧坡的护面结构被完全冲毁，并强烈冲刷其表面，该处最大冲刷深度超过20 cm.此外，在波浪回退过程中，强烈的冲刷使得整个海侧坡护面结构完全失稳，在海侧坡附近也形成了明显的冲刷区域.尽管堤前及堤后都有明显的冲刷现象，但在双排钢板桩的防护下，堤顶的冲刷程度仍相当有限（t=600 s），残余坝体高度未有明显下降，堤顶结构近乎完整.

相比单排钢板桩，双排钢板桩通过减小双桩之间的颗粒流失进一步加强了海堤稳定性.单排钢板桩海堤在阶段8未结束时便已发生明显失稳，而双排钢板桩海堤在更大波浪的阶段9结束时仍基本保持稳定，且其残余坝体体积相比单排桩海堤进一步提高了7%，占初始体积的80%，表现出更强的抵御极端工况的能力.残余坝体高度为75 cm，陆侧坡坝体高度下降20 cm.

2.3.2　孔压响应

相比单排钢板桩，双排钢板桩进一步减小了桩后位置的孔压，但放大了双桩之间的孔压.如图12所示，以阶段3为例，相比单排钢板桩海堤，双排钢板桩进一步延长渗流路径增大水头损失，使桩后测点P5、P7的孔压增量进一步减小11%及18%.但对于双桩之间的测点P4，其孔压增量显著增大，达到单排钢板桩的2倍.主要原因为该测点左右均为钢板桩不透水边界，内部渗流水流在此富集，使得该处孔压出现明显抬升.但该现象并未对海堤稳定性造成实质性影响，双排钢板桩海堤在阶段3仍保持稳定.

2.3.3　钢板桩弯矩响应

相比单排钢板桩，双排钢板桩的最大弯矩显著减小，且最大弯矩位置更深.以阶段8为例，对于双排钢板桩，其海侧桩和陆侧桩的最大弯矩仅为单排钢板桩的50%以及29%（图13）.这是由于两种结构形式上的差异造成的：单排钢板桩只有一排桩体承担外力，而双排钢板桩由两排桩体、拉杆以及桩间土形成了整体受力结构共同承担外力（图11），其抵御变形能力更强，因此在相同水文条件作用下其最大弯矩更小.而对于最大弯矩位置，由于双排钢板桩拉杆（位于SG1与SG2之间）对变形的限制，双排钢板桩的最大弯矩位置分别位于SG3以及SG4处，要比单排钢板桩（SG2）更深.

对于双排钢板桩，其陆侧桩的最大弯矩要比海侧桩更小，且最大弯矩位置要更深.如图14所示，任一阶段的海侧桩最大弯矩要大于陆侧桩，以阶段8为例，海侧桩的最大弯矩为陆侧桩的1.77倍，这表明对于双排钢板桩而言，其海侧桩为主要受力体，主要原因为海侧桩直接承受外部的波浪荷载.二者最大弯矩位置也存在差异，海测桩最大弯矩位置位于SG3测点处，而陆侧桩最大弯矩位置则位于SG4测点处，这是由于海测桩承担外力向陆侧倾斜变形时，对桩间土产生斜向下的作用力，这使得陆侧桩在更深位置处受到更大的土体挤压并产生较大变形，因此陆侧桩最大弯矩位置要比海侧桩更深.

3 讨论

3.1　不同水位下钢板桩对海堤的加固机理

低水位时（55 cm），单、双排钢板桩主要通过降低渗流强度提高海堤稳定性.水位较低时，波浪爬升过程中不断向海堤内部渗流，造成土体抗剪强度的衰减，当进一步叠加越浪水体的冲击和下渗时，海堤陆侧斜坡便发生滑移失稳（图15a）.而钢板桩则可以有效延长渗流路径增大水头损失，使桩后的浸润线明显降低（图15b， 15c），进而减少渗流对陆侧坡稳定性的影响.这一点从残余坝体剖面线上也能得到印证，如图15b， 15c所示，低水位下，单双排钢板桩加固的海堤冲刷区域都集中在海侧坡，其陆侧坡均保持稳定完整.

高水位时（65 cm），单、双排钢板桩主要通过阻隔越浪水体的溯源冲刷提高海堤稳定性.高水位时，大量越浪水体直接冲击陆侧坡，其护面结构被迅速冲毁并诱发溯源冲刷，而冲刷面向上发展至钢板桩便被阻隔，未能进一步向靠海一侧的堤顶继续发展（图15b， 15c），有效降低了堤顶的颗粒流失，有效挡水高度下降较少.

相比单排钢板桩，双排钢板桩阻隔堤后溯源冲刷的效果更好，且额外阻隔了堤前波浪对堤顶的冲刷.高水位下，由于双排钢板桩中的陆侧桩位于堤顶最右侧，越浪导致的溯源冲刷未发展至堤顶便被阻隔（图15c），而单排钢板桩位置靠近海堤中部，未能有效保护靠近陆侧的堤顶，堤顶最大冲刷深度接近15 cm（图15b）.双排钢板桩阻隔堤后溯源冲刷的同时，也额外阻隔了堤前波浪的冲刷.双排钢板桩的海侧桩位于堤顶最左侧，波浪冲刷过程中堤顶土颗粒的移动受到阻隔，进而确保了挡浪墙稳定.而单排钢板桩未能阻隔堤前波浪的冲刷，靠海一侧的堤顶形成了冲刷坑并导致挡浪墙失稳.

3.2　水位和波高对钢板桩弯矩的影响

单、双排钢板桩的最大弯矩总体上与波高呈正相关.如图16所示，以水位55 cm为例，单、双排钢板桩的最大弯矩值均随波高的增大而增大，因为更大的波浪带来更强的波浪冲击，使得钢板桩发生更大变形.

水位越高，单、双排钢板桩最大弯矩的增长量越大，但相比单排钢板桩，双排钢板桩的增长量要更小.如图17所示，以波高由12 cm增长至16 cm的过程为例，单、双排钢板桩的最大弯矩增长量总体上与水位呈正相关，主要是因为水位越高，波浪的直接冲击位置越靠上，波浪力的传递路径越短.但相比单排钢板桩，双排钢板桩、拉杆及桩间土形成了整体受力结构，具备更优异的抵抗变形能力，因此在中低水位下（55 cm、60 cm）其海侧桩的最大弯矩增长量仅为单排钢板桩的43%及6%.即使在最高65 cm水位且海侧坡2/3被冲毁的情况下，其海、陆侧桩均未发生明显倾斜变形，海侧桩最大弯矩增长量仍仅为单排钢板桩在更低60 cm水位下的66%，表现出优异的受力性能和抵御大变形的能力.

随波高和水位的增大，双排钢板桩海侧桩最大弯矩增长速率要比陆侧桩更快.为探究该差异，定义α为海、陆桩各阶段最大弯矩之比，各阶段α值如图18所示.根据α大小可将弯矩增长速率的变化分为3个阶段：相近阶段、缓慢增长阶段以及快速增长阶段.在相近阶段（阶段1、2）波浪力较小，海侧桩与陆侧桩的最大弯矩几乎相等，此时α值接近1.而随着波高和水位逐渐增大（阶段3~7），海侧桩的最大弯矩逐渐超越陆侧桩，α值由1逐渐增加至1.4.而当波高进一步增加（阶段8、9），海侧桩的最大弯矩迅速增大，α值由1.4快速增加至2.这表明水文条件越极端，海侧桩承受的最大弯矩增长速率越快，这意味着它将比陆侧桩更快达到屈服并发生破坏.

4 局限性与展望

由于试验室测试条件的限制，本研究在以下几个方面具有局限性.

（1）对于风暴潮期间的水文参数模拟，本研究对实际水文参数进行概化并得到水位及波高，由于试验设备限制，未能对风暴潮期间水位和波高的连续变化进行模拟，后续将使用更先进的造波设备及配套软件，通过自定义编程实现试验过程中水位和波高的连续变化.

（2）本研究所建立的海堤物理模型为土质海堤，该类型海堤具有造价低廉、施工工艺简单等特点，但其建设标准偏低，抵御极端风暴潮能力不足.标准硬质化海堤建设标准高防护能力强，后续将对该类型海堤开展进一步的稳定性及加固研究.

（3）双排钢板桩在最极端水位和波高作用下确保了海堤堤顶完整，但由于波浪冲击和越浪，其护面结构完全失稳且陆侧坡冲刷较为严重.后续将引入潜堤及红树林等结构进行消浪，探究组合式加固海堤方案，以进一步减小海堤受损程度.

（4）越浪量大小对海堤稳定性具有显著影响，该指标是海堤设计的关键因素之一.后续将通过研发物理试验中的越浪收集装置，结合数值模拟方法，对试验中越浪量开展进一步分析，更深入揭示残余坝体高度对越浪量的影响.

5 结论

本研究以风暴潮为背景，开展了单双排钢板桩加固海堤的水槽试验，分析了水位和波高变化下海堤的破坏过程、孔隙水压力及钢板桩弯矩的演化规律，对比探究了单、双排钢板桩对海堤的加固效果，揭示了钢板桩在高低水位下的加固机制.

（1）低水位大波高下，未加固海堤在越浪、渗流作用下发生失稳，失稳原因为陆侧坡滑移.海堤在低水位小波高下（水位55 cm，波高8 cm、12 cm）保持稳定.波高进一步增大时（16 cm）渗流加剧孔压快速上升，越浪频繁发生并强烈冲刷陆侧坡.陆侧坡在渗流和越浪冲刷的联合作用发生滑移，上覆护面结构迅速失稳，进而加剧堤顶冲刷，最终海堤破坏.海堤破坏后，残余坝体体积占初始体积的约65%.

（2）相比未加固海堤，单排钢板桩通过降低渗流强度和阻隔越浪水体的溯源冲刷加强了海堤稳定性.中低水位时（55 cm、60 cm），单排钢板桩显著降低了渗流强度，桩后孔压明显减小，海堤基本稳定.更高水位时（65 cm），海堤陆侧坡在更强烈的越浪作用下发生滑移且挡浪墙失稳，钢板桩发生较大变形最大弯矩增幅较大.破坏过程中，单排钢板桩有效阻隔了越浪水体的溯源冲刷，海堤靠海一侧基本完整，残余坝体体积提高8%.

（3）相比单排钢板桩海堤，双排钢板桩进一步降低渗流及堤后越浪冲刷强度，并阻隔了波浪对堤前的冲刷，堤顶在最极端工况下保持稳定.中低水位时，双排钢板桩进一步减小了渗流、孔压及越浪冲刷，堤顶冲刷范围进一步减小.最极端工况下（水位65 cm，波高16 cm），双排钢板桩的海侧桩及陆侧桩分别起到阻隔堤前波浪冲刷及堤后越浪水体冲刷的作用，海堤堤顶保持完整，挡浪墙未失稳，残余坝体体积进一步提高7%，且钢板桩最大弯矩更小.

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基金资助

国家自然科学基金重点项目(U23A2044)

国家自然科学基金青年项目(42207238)

广西重点研发计划(No. 桂科AB25069121)

福建省自然科学基金面上项目(2022J011253)