立波和近破波對雙排鋼板樁圍堰作用的試驗研究

朱 艷，林 靖，彭 銘

(1.中船第九設計研究院工程有限公司，上海 200063； 2.同濟大學地下建筑與工程系，上海 200092；3.上海市海洋工程和船廠水工特種工程研究中心，上海 200063； 4.同濟大學巖土及地下工程教育部重點實驗室，上海 200092)

雙排鋼板樁圍堰是由2排鋼板樁、1道或多道鋼拉桿、樁間回填砂共同組成的復合結構。雙排鋼板樁結構動力穩定性好、變形能力強、防滲性能好、工程適應性強，正越來越多地應用于海堤加固、海岸修復等重要工程。海岸帶地區的雙排鋼板樁圍堰將不可避免地受到周期性海浪，甚至極端風暴潮或海嘯等動水壓力作用。按照圍堰面海側基床水深和堰前水深的比值大小，可以將圍堰坐落的基床分為暗基床、中基床、高基床。在不同的基床類型，波高和堰前基床水位條件下將產生遠破波、近破波和立波的動水壓力作用[1]，對雙排鋼板樁圍堰的安全性能會造成不同程度的影響。

現有關于雙排鋼板樁圍堰的研究可以分為靜力分析和動力分析兩大類。在靜力分析方面，侯永茂等[2]對上海某大型船塢工程雙排鋼板樁圍堰進行現場監測,并結合施工工況對大跨度雙排鋼板樁圍堰的變形特性進行了研究。江杰[3]分析了雙排鋼板樁圍堰結構的冗余度，并通過冗余度指標得到不同結構對整體安全性的貢獻。朱艷等[4]基于貝葉斯方法開展了雙排鋼板樁的可靠度分析，發現貝葉斯方法可以有效融合統計數據和現場勘查資料。張玉成等[5-6]采用有限元法對典型圍堰支護結構進行了計算分析，得到了不同參數對圍堰變形的敏感性。吳留偉等[7]研究了濱海超深厚軟土地基中雙排鋼板樁圍堰設計方案與施工技術，并采用有限元模擬得到了不同施工工況下鋼板樁、拉桿的受力狀態以及圍堰變形情況。Khan等[8-9]開展了砂性地基和黏性地基雙排鋼板樁靜力離心機試驗，提出了影響雙排鋼板樁靜力穩定性的設計參數，結果反映了雙排鋼板樁圍堰在靜水壓力和土壓力組合下的受力和變形規律以及各參數的影響，但其受力與海岸帶圍堰所處的動水荷載和風、浪、流作用存在較大差異?，F有靜力分析方面的研究成果可以為理解雙排鋼板樁的結構特征和受力機理提供幫助，但難以為揭示波浪動水壓力作用下雙排鋼板樁受力變形機理提供指導。雙排鋼板樁動力分析方面的研究成果相對較少，而其他結構形式圍堰的波浪荷載方面的研究成果相對較多[10-15]。劉春陽等[16]基于Drucker-Prager本構模型ANSYS軟件，分析了雙排鋼板樁海堤在地震和動水壓力作用下結構的響應規律。Mitobe等[17]以2011年西太平洋大海嘯為背景，開展了雙排鋼板樁堤壩的水槽模型試驗，表明了雙排鋼板樁卓越的動力性能。但其模擬的雙排鋼板樁插入砂性土壩，與本文所述直立式圍堰存在較大差異，而且模型壩高僅為15 cm，未對結構構件、土體等進行監測，僅得到了雙排鋼板樁維持壩高有效性的部分結論?？傮w來看，現有針對波浪作用下雙排鋼板樁的動力性能研究相對缺乏，針對其他結構類型的相關研究成果很難直接應用于指導雙排鋼板樁結構的設計和施工。

為了簡化計算，現有工程設計中常把波浪力簡化為靜力，該方法可以滿足河流圍堰等一般條件下的計算需求，但海岸帶圍堰波浪力幅值相對較高且破壞力較強，采用靜力計算得到的結果常常偏于不安全。本文通過大型水槽模型試驗研究，對比近破波和立波作用時雙排鋼板樁圍堰的不同響應。通過高速攝像機分析圍堰結構的變形發展規律，通過高頻光纖測試技術獲取鋼板樁上的應力數據，進而揭示不同波浪類型作用下雙排鋼板樁圍堰的動力響應規律。

1 模型試驗

1.1 試驗裝置

模型試驗在同濟大學水利工程實驗室的波流水槽試驗裝置上完成(圖1)，水槽長42 m，高1.25 m，寬0.8 m。造波系統由推波板、伺服電機、伺服驅動器、伺服控制器、運動控制卡、AD/DA接口及計算機與外設等部分組成。造波機后側設有直立式消能網，槽尾設有消能坡，可以消除波浪反射影響。造波系統可以模擬規則波、橢圓余弦波、孤立波等國內外常用的頻譜，波高變化范圍為0.02～0.3 m。測試設備采用高速攝像機和光纖測試系統。

圖1 試驗裝置示意圖(單位：cm)

1.2 試驗模型

試驗原型為上海市長興造船基地大跨度雙排鋼板樁圍堰[18]，按照相似比1∶30開展模型試驗。雙排鋼板樁長60 cm，插入基床深度30 cm，圍堰寬30 cm，基床兩側肩寬100 cm，兩側坡腳30°，基床厚50 cm(圖1)。雙排鋼板樁圍堰試驗中基床水深d1為15 cm，堰前水深d為65 cm，其比值d1/d=0.23，小于1/3，屬于高基床。試驗分為3個工況，對應的波高h分別為4 cm、8 cm、12 cm，其中工況1和工況2屬于立波，工況3屬于近破波(表1)。

表1 試驗工況

模型試驗中的鋼板樁用1.5 mm厚的Q235b鋼板制作，高度為600 mm，水槽寬度為800 mm，預留橡膠止水帶，見圖2。雙排鋼板樁頂部鋼拉桿用不銹鋼制作，基床和兩排鋼板樁之間的回填砂均采用中密石英砂，粒徑0.05～0.3 mm，天然摩擦角30°。鋼板與水槽兩側玻璃之間采用U型橡膠止水。

圖2 雙排鋼板樁圍堰模型(單位：mm)

1.3 試驗步驟

步驟1在水槽壁前后側均繪制雙排鋼板樁圍堰定位點和分層填砂定位線，分層鋪填基床石英砂，每層厚度10 cm。

步驟2在鋼板樁的中間粘貼預先制作好的帶有5個測點的光纖串，海側鋼板樁和陸側鋼板樁均布置在迎水面，其中測點間距為115 mm(圖2(a))。

步驟3基床石英砂鋪填完成后，開鋼板樁定位槽，并將鋼板樁放入，兩側回填石英砂直至鋼板樁兩側填砂密實，能夠自立。

步驟4安裝鋼拉桿，調節至30 cm設計寬度，在兩排鋼板樁之間填入石英砂，邊填邊壓實，直至鋼拉桿下方。

步驟5在中間兩根鋼拉桿上粘貼單點光纖應力計(圖2(b))，單點光纖需要現場熔接，待鋼拉桿上的光纖應力計充分干燥后，繼續回填砂，直至與兩排鋼板樁頂部齊平。

步驟6鋼板樁上的光纖串和鋼拉桿上的單點光纖通過導線接入解調儀，在鋼板樁圍堰正面和側面安裝高速攝像機，利用高速攝像機得到鋼板樁圍堰的變形數據，利用光纖測試系統得到鋼板樁和鋼拉桿的應力數據。

步驟7試驗時，水位升至65 cm后靜置30 min，然后作用波高為4 cm(工況1)的余弦波10 min，而后停止5 min，再依次作用波高為8 cm(工況2)和12 cm(工況3)的余弦波10 min。

2 試驗結果與分析

2.1 堰前波型及海床沖刷分析

a.工況1(波高4 cm)。工況1設計波高為4 cm，于圍堰前形成立波，圖3所示為一個完整的波浪行進周期。t=1 s時，波面由下向上達到最大幅值，于圍堰處形成波峰，并隨即發生反射；t=2 s時，水質點由上向下運動達到最大幅值，形成波谷；t=3 s時，水質點再次達到波峰，與反射波部分疊加，形成比t=1 s時更高的波峰。在波浪持續作用下，基床出現波浪形均勻砂紋。

圖3 雙排鋼板樁圍堰前的立波(工況1，波高4 cm)

b.工況2(波高8 cm)。波高為8 cm時，依然形成立波，波浪同樣存在波峰波谷(圖4)。與工況1不同之處在于，由于波高的增加導致波浪反射疊加效果更佳明顯，較大的波谷吸力作用導致靠近海側鋼板樁的基床踢腳處產生明顯沖刷，從而減小了外排鋼板樁的插入深度。

圖4 雙排鋼板樁圍堰前的立波(工況2，波高8 cm)

c.工況3(波高12 cm)。波高為12 cm時，圍堰前形成近破波，見圖5。t=1 s時，波浪在鋼板樁處產生較大沖擊波；t=2 s時，波浪破碎回退，下一次沖擊能正在孕育形成；t=3 s時，波浪再次對鋼板樁產生較大沖擊，迫使外排鋼板樁向內側傾斜，內側土體受擠壓發生向內側變形，外側土體緊貼鋼板樁向內變形。但由于外側土體的約束作用，鋼板樁盡管應力水平處于彈性階段，但變形不能夠完全恢復。而且，變形隨著每一次波浪動荷載逐級累加，使得鋼板樁彎曲度越來越大，應力不斷增大。同時，較大的波浪在基床處產生淤積，一定程度增大了鋼板樁外側的土壓力和變形。

圖5 雙排鋼板樁圍堰前的近破波(工況3，波高12 cm)

對比圖3至圖5可知，近破波工況，波浪在向雙排鋼板樁圍堰推進時向上、向前卷積泥沙，波浪在破碎后，馬上開始下一次沖擊，因此近破波對鋼板樁圍堰的作用是周期性的壓力。而立波對雙排鋼板樁圍堰產生的是波峰壓力和波谷吸力的循環。立波時，在波谷吸力和反射波的作用下，會在海側鋼板樁踢腳處形成沖刷坑，而近破波波浪破碎后沒有反射波，也不存在波谷吸力，因此，不會形成沖刷坑，而是不斷的卷積泥沙，看似外排樁的插入深度增加，但增加的部分砂土密實度非常低，故所增加的深度并不能當成外排樁插入深度的真實增量。

2.2 鋼板樁受力分析

對雙排鋼板樁圍堰進行荷載分析：圍堰海側受到土壓力、周期性改變的動水壓力，以及波浪力(當圍堰前發生立波時，波浪力為波峰壓力和波谷吸力的循環；發生近破波時，僅為波壓力的循環)作用，圍堰陸側受到土壓力和靜水壓力作用。

(1)

(2)

(3)

(4)

(5)

(6)

(7)

式中：H為建筑物所在處波高；L為波長；d為建筑物前水深；ρ為水的密度;g為重力加速度；d1為墻前水深；hs為波浪中線超出靜水面的高度。

由式(1)～(7)計算得到3種工況下立波和近破波水底處、靜水面處和墻底處波浪力如表2所示。

表2 3種工況下的波浪力

2.3 鋼板樁應力變化規律分析

圖6為光纖串測試得到的外排(海側)和內排(陸側)鋼板樁上的應力曲線。

圖6 不同工況內外排鋼板樁應力分布曲線(以拉為正)

在工況1較小立波(波高4 cm)的作用下，外排樁在土壓力作用下產生向外側的變形，由于有鋼拉桿的存在，頂部變形較小，接近基床處變形最大，進入基床后在外側土體側限的作用下，變形逐漸變小。因此，外排樁外表面的應力整體出現負值，但在上端和下段鋼拉桿和基床約束的作用下應力值變小。內排樁在土體的作用下出現整體向陸側變形，由于受到鋼拉桿和基床的約束，其類似單支點板樁受力，中部彎矩較大，測得應力也較大，上下應力較小?？傮w上，由于兩排樁之間回填砂的作用較大，外側波浪力較小，外側波浪的作用僅對外排樁產生影響，對內排樁的影響較小。

在工況2較大立波(波高8 cm)的作用下，隨著外側波浪力增大，應力出現S形反彎狀。兩排樁之間土體的向內側變形使得內排鋼板樁應力明顯增大，基床面附近應力出現最大值。

在工況3近破波(波高12 cm)的作用下，波浪在堰前半周期內發生破碎，產生遠大于立波的動水壓力，使得外排樁產生巨大的向內側向變形，最大位移出現在樁頂，同時，外排鋼板樁在此工況下產生了巨大拉應力，最大彎矩出現在基床面以下40 mm的位置，根據其變形和應力特征，可將其視為懸臂板狀，嵌固點位于基床面以下。盡管有兩排樁之間的土體緩存作用，近破波強大的沖擊能仍然通過鋼拉桿和回填砂傳遞至內排樁，內排樁向內側向變形和應力繼續增大，表明近破波巨大的沖擊能轉化為雙排鋼板樁圍堰的變形能，同時也說明了雙排鋼板樁具有良好的能量吸收能力，降低了波浪對圍堰結構的破壞。

圖7為鋼拉桿的應力測試值。在靜水壓力階段鋼拉桿幾乎不受力，表明靜水壓力作用下兩排樁未發生相對變形。在工況1下，海側鋼板樁向陸側彎曲，陸側鋼板樁向陸側彎曲，但由于海側變形較陸側大，此時，鋼拉桿呈相對受壓狀態；在工況2下，隨著波浪荷載的增加，海側鋼板變形較陸側鋼板變形繼續增大，鋼拉桿上的壓應力達到峰值；當工況3近破波發生時，雙排鋼板樁圍堰在巨大的沖擊能影響下整體向陸側變形，海側鋼板樁在卷積淤高砂的作用下，變形增幅較小，陸側鋼排樁由于漫頂和滲漏沖刷的雙重作用，向陸側變形量增大，隨著周期性的近破波的反復沖擊，拉桿應力逐漸由壓應力向拉應力轉變，但由于海側鋼板樁的變形仍然比陸側大，所以鋼拉桿上的應力尚未達到初始預拉力。

圖7 鋼拉桿所受應力分布規律(以拉為正)

圖8為雙排鋼板樁圍堰及基床在工況1、工況2和工況3下的最終形態。工況1下，雙排鋼板樁圍堰幾乎無明顯可見變形，海側基床呈現波浪式砂紋，堰頂產生少量越浪沖刷，陸側基床保持完好。工況2下，由于前述分析，海側鋼板樁踢腳沖刷，插入深度下降，導致鋼板樁圍堰變形增量較大，產生局部滲漏，引起陸側鋼板樁踢腳少量沖刷。工況3下，盡管近破波波高(12 cm)不及工況2立波疊加后的波高(16 cm)大，然而在巨大的沖擊能下，變形較工況2有明顯增大，鋼板樁脫開水槽玻璃壁，形成較大流量滲漏，同時，破碎波越過海側鋼板樁頂，持續沖刷堰頂填砂和陸側基床，進一步導致圍堰向陸側變形。

圖8 不同工況雙排鋼板樁圍堰及基床最終形態

2.4 有限元數值模擬對比分析

利用前述規范計算波浪力最大值，作為循環荷載的峰值加載于雙排鋼板樁圍堰的海側，開展有限元數值模擬，計算結果見表3。對比光纖測試值可見，計算變形較實測偏小非常多，而計算應力較實測偏大30%左右。

表3 有限元數值模擬計算結果

造成鋼板樁變形計算誤差較大的原因主要有以下兩點：①試驗中存在沖刷和滲漏，有限元計算中未模擬沖刷和滲漏；②真實的狀態是土體發生變形后無法恢復，鋼板樁在壓力和吸力作用下會發生“左搖右擺”，由此在鋼板樁和土體之間產生了間隙，加劇了滲流和滲漏的影響，改變了回填砂的密實度和含水率。這些因素在數值模擬中并未充分考慮。

3 結 論

a.雙排鋼板樁圍堰類似高基床條件下的直立式擋墻，在相同水深和不同波高條件下，可產生立波和近破波。

b.除循環荷載外，立波對雙排鋼板樁圍堰的主要不利作用是反射波導致的海側鋼板樁踢腳沖刷；近破波對雙排鋼板樁圍堰的主要不利作用是巨大的破碎能量和快速沖擊導致鋼板樁變形，可能造成鋼板樁接頭錯位、滲漏、沖刷等事故。本文通過數值模擬和試驗對比分析發現，由于沖刷、滲漏引起的鋼板樁變形遠遠超過常規未考慮這些因素開展的有限元數值模擬結果，故應當在設計計算時給予高度重視，對于重要工程采取考慮多因素影響的可靠度計算，同時，在施工控制方面通過工程措施減少沖刷、滲漏。

c.本文設計的試驗條件為高基床，波浪破碎形態為卷破破碎，在波浪遇到雙排鋼板樁圍堰發生卷破后，波壓力使得雙排鋼板樁圍堰向陸側變形，沖擊能轉化為勢能，波壓力迅速減小。

d.對比立波和近破波試驗，近破波作用下雙排鋼板樁圍堰發生了明顯的向陸側變形，鋼板樁上的彎矩也約為立波作用時的2～3倍。盡管立波會疊加2倍波高，且疊加后的波高大于近破波波高，但立波作用于雙排鋼板樁圍堰時并無較大的沖擊能量，僅僅是由于波高疊加而增加的波壓力，由此可見，僅考慮波高和水位的靜力計算方法對近破波的沖擊能估計不足。在工程設計中，應盡量避免在圍堰前方形成近破波。