波浪與高樁承臺式結構作用的試驗研究*

張慈珩， 郭 泉， 楊會利， 耿寶磊

(1. 交通運輸部天津水運工程科學研究院， 港口水工建筑技術國家工程實驗室， 天津300456；2. 天津大學， 天津300072； 3. 河海大學， 江蘇 南京210098)

嵊泗縣位于杭州灣以東、 長江口東南， 北緯30°24′～31°04′、 東經121°30′～123°25′， 是浙江省最東部、 舟山群島最北部的海島縣， 歷來是軍事要塞， 又是國際海輪進出長江口的必經之道， 與長江三角洲各地區特別是上海市有著密切的聯系，特殊的區位優勢是嵊泗縣經濟和社會發展的重要條件。 而擬建的泗礁島車客渡碼頭工程位于嵊泗主島西北側， 是區域重要的客運交通樞紐， 其具體位置及周邊態勢見圖1。

圖1 工程位置及周邊態勢

關于高樁承臺式結構與波浪的相互作用問題，徐博等[1]基于RANS 模型建立波浪與高樁承臺相互作用的三維數值模型， 研究了承臺受到的水平及豎向波浪力時程特性、 承臺周圍流場以及凈空對波浪荷載的影響規律； 張忠中[2]則針對福建目前海上風電發展情況及工程海域特點， 結合工程實例， 研究高樁承臺在海上風機基礎中的應用；而黃津等[3]以工程實例為研究對象， 依據實際結構尺寸建立高樁碼頭的有限元模型， 探討波浪力對高樁碼頭結構的影響； 劉逸敏等[4]則以深海橋梁建設中廣泛采用的群樁基礎為研究對象， 發展了淹沒承臺下樁柱波浪作用力的工程計算方法；另外周靜姝等[5]、 周子明[6]則研究了承臺結構在波浪作用下的水動力特性問題。

本文依據前人的研究成果并依托相關工程實例， 進行一定比尺的物理模型試驗， 測量高樁承臺結構的堤前后波高、 上水越浪情況及結構受力，分析波浪透射率， 并對堤前擋浪板夾縫處的流速進行測量。 通過分析波浪對不同形式高樁承臺結構的作用效果， 進而為該類工程結構設計提供建議與依據。

1 試驗條件

1.1 試驗水位

試驗水位條件為: 50 a 一遇的極端高水位3.01 m， 設計高水位2.06 m， 設計低水位-1.89 m。

1.2 波浪條件

試驗波要素參考已有的研究成果[7]， 碼頭處測點布置見圖2[8]， 并選取2#點位置的波浪作為試驗波浪條件； 試驗主要針對重現期為50 a 一遇的波浪情況， 具體波要素見表1。

圖2 計算點布置

表1 試驗波要素

1.3 工程結構方案

工程設計方案遵照《防波堤與護岸設計規范》[9]要求， 其中原設計直樁方案平面與斷面見圖3， 結構形式為常規高樁承臺結構， 共布置4排樁。 其中迎浪側第3 排為消浪排樁結構， 采用φ2 000 mm直樁， 樁間有插入式肋板， 肋板插入底高程至泥面， 肋板間距50 mm； 胸墻高度為1. 5 m， 頂高程為7. 5 m； 后3 排均采用φ2 000 mm直樁。

圖3 原設計直樁方案(高程: m； 尺寸: mm。 下同)

原設計斜樁(斜度5∶1)方案平面與斷面見圖4， 其在原設計直樁方案基礎上， 將第1 排消浪直樁改為斜度5∶1 的消浪斜樁， 其他因素與原設計直樁方案相同。

圖4 原設計斜樁(斜度5：1)方案

修改方案的斷面結構形式見圖5， 將原設計直樁方案的4 排直樁更改為4 排斜度為6∶1 的斜樁；胸墻高度為1.2 m， 頂高程為5.7 m； 第1 排為消浪樁， 同樣在樁間布置了和原方案相同的肋板結構。

圖5 修改方案斷面

2 試驗設備及方法

2.1 相似準則與模型比尺

模型按重力相似準則設計， 結構斷面尺寸滿足幾何相似； 另外根據試驗場地、 現有塊體質量及試驗要求， 選用的模型幾何比尺為31.75， 時間比尺為5.63， 力比尺為32 006。

2.2 試驗設備

試驗在交通運輸部天津水運工程科學研究院波浪試驗大廳水槽中進行， 水槽長65 m、 寬1 m、高1.3 m。 造波機為電機伺服驅動推板吸收式造波機， 可以產生規則波與不規則波。

另外模型的高程用水準儀控制， 長度用鋼尺測量， 水位通過測針進行測量， 波高采用三維浪高儀， 并通過日本三井造船廠開發的多方向波測量系統對波高進行采集分析， 模型波浪力采用SG2008 型微型點壓力采集系統對采集到的點壓力進行處理， 試驗過程中使用攝像機記錄波面過程和上水、 越浪等試驗現象。

2.3 試驗方法

1)波浪模擬。 試驗采用頻譜不規則波， 頻譜考慮《港口與航道水文規范》[10]中規定的波譜， 選用JONSWAP 譜。

2)越浪量測量。 越浪量統計即在測量點用接水裝置接取越浪水體， 通過測量質量或體積從而得到模型的越浪量。 不規則波截取一個完整波列的總越浪水體作為相應歷時的總越浪量， 然后計算單寬平均越浪量， 并按照相似準則， 將模型越浪量換算成原體越浪量。

3)堤后次生波測量。 為驗證掩護效果， 在堤后布置波高傳感器測量因透射和越浪產生的堤后次生波， 堤后共布置了10 個波高傳感器， 距防波堤后 沿 距 離 分 別 為3.18、 19.05、 34.93、 50.80、66.68、 82.55、 98.43、 114.30、 130.18、 146.05 m，傳感器布置見圖6。

圖6 堤后次生波傳感器布置

4) 波壓力測量。 依據《波浪模型試驗規程》[11]和試驗要求， 在迎浪側消浪樁、 擋板、 碼頭面頂部布置波壓力傳感器； 各傳感器高程見圖7。試驗在兩種水位重現期為50 a 的波浪作用下， 按照迎浪面2.7 m(即一樁與兩側消浪板寬度之和)計算單位寬度的總力。

圖7 波壓力傳感器布置

5) 堤前波生流流速測量。 消浪樁間縫隙較小， 為50 mm， 在波浪作用下消浪樁前后產生較大的水位差， 進而會產生較大的流速， 易造成樁局部沖刷， 故需要對消浪樁間的流速進行測量。流速測量在原設計方案直樁結構中進行， 測量點底高程為-13.71 m(模型上距底5 cm)， 測點正對消浪樁間縫隙， 測點位置見圖8。

圖8 底流速傳感器布置

3 試驗結果與分析

3.1 堤后次生波

在重現期為50 a 的波浪作用下， 極端高水位作用時堤后次生波波高結果對比見圖9a)、 b)，設計高水位作用時堤后次生波波高結果對比見圖9c)、 d)； 極端高水位作用時堤后次生波透射率(堤后與堤前波高之比)結果對比見圖10a)、 b)，設計高水位作用時堤后次生波透射率結果對比見圖10c)、 d)。

圖9 堤后次生波波高對比

圖10 堤后次生波透射率對比

可以看出， 原設計直樁方案在極端高水位重現期為50 a 的波浪條件下， 堤后次生波波高較大，兩種不同波浪累計頻率下的平均透射率為22.7%，在設計高水位、 重現期為50 a 的波浪條件下， 兩種不同波浪累計頻率下的平均透射率為17.2%；另外隨著與堤距離的增加， 次生波的波高和透射率逐漸衰減， 且在堤后附近位置處衰減較快， 之后衰減速度放緩； 針對整個試驗結果而言， 堤后最大波高值可達2.0 m。

原設計斜樁(斜度5∶1)方案在極端高水位、 重現期為50 a 的波浪作用下， 兩種不同波浪累計頻率下的平均透射率為26.45%， 在設計高水位重現期為50 a 條件下， 兩種不同波浪累計頻率下的平均透射率為20.7%， 堤后最大波高值可達2.16 m，可見原設計斜樁(斜度5∶1)方案堤后最大波高和平均透射率均大于原設計直樁方案。 此斜樁方案對比原設計的直樁方案， 前排的消浪直樁換成斜樁， 分析可知斜消浪樁與直消浪樁相比， 斜消浪樁的堤后次生波透射率會增大， 并導致堤后的最大波高也增大； 另外斜消浪樁后的波高及其透射率也會隨著與堤距離的增加而衰減， 對于直消浪樁和斜消浪樁兩種設計方案， 波高的衰減幅值在兩種水位和兩種波浪累計頻率下基本一致， 但直消浪樁后的次生波透射率衰減更快， 且衰減幅值更大， 這種現象在設計高水位時表現得更加明顯，分析后認為是設計高水位時堤后次生波受越浪量的影響比極端高水位時小造成的。

修改方案斜樁(斜度6∶1)試驗中， 根據透射率結果可知: 在極端高水位、 重現期50 a 的波浪條件下， 兩種不同波浪累計頻率下的平均透射率為28.6%， 設計高水位、 重現期為50 a 條件下， 兩種不同波浪累計頻率下的平均透射率為25.0%；綜合整個試驗結果， 堤后最大波高可達2.63 m；隨著與堤距離的增加， 次生波波高與透射率也逐漸衰減， 與原方案相同； 該方案與原方案中的兩種形式相比， 其胸墻頂高程降低， 平均透射率增加， 堤后最大波高也顯著增大； 堤后次生波和透射率都比原設計的兩種方案要大， 且衰減速度和衰減幅值也更大， 在極端高水位作用時此現象更加明顯； 在5#傳感器(圖6)之后的水域， 該修改方案的波高以及透射率結果已經小于原設計斜樁(斜率5∶1)方案的結果， 分析主要是修改方案的頂高程較低， 在極端高水位作用時堤頂越浪量遠大于原設計直樁和斜樁方案的越浪量， 造成1#傳感器位置處(圖6)修改方案的波高和透射率結果比原設計方案的波高和透射率結果大得多； 而修改方案的透射衰減速度更快， 這是因為通過越浪在堤后產生的次生波的衰減速度要大于透過消浪樁間縫隙的波浪在堤后產生的次生波所導致。

3.2 越浪情況

極端高水位和設計高水位(重現期均為50 a)的波浪作用下， 各方案越浪量及越浪沖擊最遠距離(距胸墻前沿)結果見表2(越浪率為一個波列中越浪波數量與波列中波總數量的百分比)。

表2 越浪情況結果

根據試驗結果可知， 原設計直樁方案在極端高水位和設計高水位(重現期均為50 a)波浪作用下， 越浪量分別為252.6 和18.3 L∕(m·s)， 越浪沖擊范圍分別為7.0 和3.2 m； 原設計斜樁(斜度5∶1)方案在極端高水位和設計高水位(重現期均為50 a)波浪作用下， 越浪量分別為178.6 和13.2 L∕(m·s)，越浪沖擊范圍分別為7.6 和3.8 m； 與原直樁方案相比可知將直樁換為斜樁時， 越浪量顯著降低， 結合兩原設計方案堤后次生波波高和透射率結果分析可知， 堤前波浪更易透過原設計方案的斜樁消浪樁， 即在波浪沿斜面爬升的過程中有更多的水體透過消浪樁的縫隙進入堤后， 從而使越過堤頂進入堤后的水體減少， 造成所測得的越浪量減小；另外修改斜樁(斜度6∶1)方案試驗在兩種水位(重現期均為50 a)的條件下， 越浪量分別為486.6 和131.1 L∕(m·s)； 越浪沖擊范圍分別為11.1 和6.4 m。 且在極端高水位(50 a 重現期)下， 越浪率高達63%； 該修改方案與原設計方案的兩種形式相比， 由于胸墻頂高程較低， 導致越浪量遠大于兩種原設計方案的越浪量， 且越浪沖擊范圍也更大， 此形式下的結構更應注意頂面的排水問題。

3.3 波浪力

3.3.1 原設計直樁方案

統計各傳感器數據， 各處測點的最大壓強均出現在極端高水位， 結構頂板表面最大壓強出現在6#波壓力傳感器， 可達113.43 kPa， 分析其主要是由于越浪水體沖擊造成的； 而結構迎浪面最大壓強出現在15#波壓力傳感器， 可達91.32 kPa； 水平力最大值出現在極端高水位， 可達4 255.22 kN∕2.7 m，見圖7a)。

3.3.2 修改斜樁(斜度6∶1)方案試驗

統計各傳感器數據， 由試驗結果可知各測點最大壓強均出現在極端高水位， 此時結構頂板表面最大壓強出現在5#波壓力傳感器， 可達58.48 kPa；結構迎浪面最大壓強出現在14#波壓力傳感器， 可達85.87 kPa； 水平力最大值出現在極端高水位，可達3 975.28 kN∕2.7 m， 見圖7b)。

該修改方案與原直樁方案相比， 所受的水平力最大值減小， 各處所受最大壓力也相應減小。

3.4 堤前流速

針對原直樁方案測量堤前流速， 不同水位條件下， 消浪樁前波生流流速結果見表3。 可以看出， 在極端高水位(重現期為50 a)的波浪條件下，最大流速可達6.64 m∕s； 設計高水位(重現期為50 a)的波浪條件下最大瞬時流速為5.79 m∕s。 由于流速較大， 易造成樁局部沖刷， 故在工程設計中對于此類消浪樁結構， 應考慮對消浪樁內外采取一定的防護措施。

表3 消浪樁前波生流流速結果

4 結論

1)在同等條件下， 消浪直樁后的堤后次生波的波高和透射率都小于消浪斜樁， 故消浪直樁方案對于樁后水域而言具備更好的泊穩條件； 但由于消浪斜樁有斜面存在， 波浪在斜面爬升的過程中能量會被損耗， 從而在入射波和反射波疊加后， 消浪斜樁前的波高會小于消浪直樁前的波高， 此時對于樁前水域， 消浪斜樁擁有更好的泊穩條件。

2)本工程設計方案采用消浪樁結構， 消浪樁間距較小， 僅為50 mm； 根據直樁試驗中觀測到的流速結果可知， 樁間縫隙處流速較大， 容易造成該處局部沖刷， 故對于該類消浪樁， 應采用適宜的方式對消浪樁內外做一定的防護。

3)本工程修改方案的擋浪墻頂高程僅為5.7 m， 根據試驗觀測結果可知， 其越浪量及對碼頭上部結構的沖擊均較大， 同時還會引起堤后次生波的增大， 堤后兼作碼頭時， 不利于船舶的泊穩； 另外在極端高水位情況下， 越浪沖擊距離也較大， 故應注意結構上部設施的安全以及排水問題。

4)本工程所采用的消浪結構， 所受波浪沖擊較大， 由于物理模型縮尺效應的影響， 其破波作用由于夾氣量的不同， 模型破波沖擊會弱于原型，而時間比尺又會造成模型的受力時間長于原型從而使結構響應偏于保守， 故在相關設計時應注意受力沖擊的取值問題。

5)本工程位于島嶼群內， 海域地形條件復雜，受地形折射和島嶼掩護影響， 波浪傳播也十分復雜； 而受二維斷面物理模型限制， 模型中無法反映波浪方向、 周邊地形結構等因素的影響； 因此建議后續研究可采用整體波浪物理模型， 對波浪分布、 波浪對結構物的作用做進一步的模擬研究。