低透空率樁基防波堤消浪效果研究

孫驍帆，聞 學，劉鵬飛

(1.中交第三航務工程勘察設計院有限公司，上海 200032；2.岱山縣交通運輸局，浙江 舟山 316299)

樁基防波堤是透空防波堤的一個常見種類，其本身不是一個新型的結構形式，其在現代港口工程上的研究和應用至少可追溯至20世紀50年代[1-2]，其中我國在20世紀80年代已有工程案例[3]。實際上，除了上述標準化的工程之外，在淺灘、內湖上常見的密排木樁，理論上也屬于該結構類型，其產生年代可能更久遠。上述的樁基防波堤，多處于不直接遭受外海大浪影響的半開敞水域或內河、內湖水域，水深一般較淺，且對于控制波浪透射的要求相對不高。國外工程中，提出了密排樁防波堤的概念并進行應用；國內工程中，除純樁基防波堤外，也有工程利用樁基上部擋板結構起到主要的波浪掩護效果，其樁群正向投影面上的透空率較大，樁基自身提供的波浪掩護效果在整個結構中相對次要。近年的一些工程中，受限于港址條件、用海政策、使用需求等因素，對樁基防波堤所處的水深、波浪環境適應性及其掩護效果均提出更高的要求，設計考慮采用一種更低透空率樁基防波堤予以實現。本文基于模型試驗和現場觀測資料分析，對該類型防波堤的消浪效果進行研究分析。

1 樁基防波堤消浪效果研究現狀

樁基防波堤消浪效果的相關研究包括了理論和模型試驗分析等，并對其波浪透射系數Kt得出了一些半理論半經驗公式。

對于單排樁，一些估算公式簡化認為其Kt僅與樁基的相對間距有關，定義η=b/(b+D)為其透空率(其中D為樁徑，b為樁的凈間距)，例如Hartmann[4]基于波高與能量的關系及能量的傳播得出：

(1)

Massel[5]加入波浪散射的影響，得出：

(2)

還有一些公式則綜合考慮了入射波高Hi、水深d、波長L(或波數k=2π/L)等其他因素，例如Hayashi等[6-7]基于波浪理論和孔口出流控制方程，得出：

(3)

其中：

(4)

(5)

式中：C為樁間隙的流量系數，取0.9～1.0；e為系數，取1.1。

對于淺水長波條件下，即th(kd)/(kd)≈1時，近似有：

(6)

上述式(1)(2)(6)在不同波浪和透空率條件下的斷面試驗對比中，各自體現出一定的吻合性，其試驗范圍大致在：η=0.05～0.70、Kt=0.2～0.9。同時，有關試驗顯示，在η相同的情況下，波陡Hi/L較大時，Kt相對較小，表明密排樁在波陡相對較大的條件下消浪效果更好。

王瑜[8]通過斷面試驗和數據相關分析，擬合得到淺水小波高條件下Kt與Hi、波周期T及相對水深d/L之間的經驗關系式：

Kt=0.028 7+0.909 3(1-0.000 28η)-

11.59Hi/(gT2)+0.11d/L

(7)

對于單排樁，透空率η在0.5以上時的波浪掩護效果較弱，須將其降低至較小值時，方可有明顯效果；常規條件下，如須將正向波浪透射系數Kt控制在0.3左右，所需的η大致在0.05以下(上述均未考慮堤頂越浪影響)。

此外，也有學者對方樁、異型樁、多排樁等結構進行了研究[9-11]，其消浪性能有一定差異，且多排樁的效果優于單排樁。

對于由上部結構實現主要消浪效果的樁基防波堤，有關研究[12-13]多針對擋板豎向尺度進行分析，我國現行規范[14]也給出了其透浪系數的經驗公式，類似結構在水深較淺、擋板底面距泥面較近(波浪力允許)的情況下，Kt試驗值可達到0.3左右[15]。

2 低透空率樁基防波堤的應用

由于單排密排樁防波堤需要極小的透空率保證其消浪效果，施工中難以實現，實際工程中常采用帶擋板的上部結構進行擋浪，但當水深較深、波浪較大時，因擋板受力因素，其入水深度及相應的消浪效果也將受限；另外，也可采用多排樁的形式，通過增加樁的數量彌補單排樁施工間距偏大帶來的不足，但同時也將增大工程投資。因此，常規樁基防波堤形式的適用性存在一定局限性。

在浙江岱山島北部的燕窩山陸島交通碼頭工程中，由于選址水域(圖1)北向開敞，且外側海域水深較深(10 m左右)，港址波浪掩護條件相對較差(正向50 a一遇H1%>6 m)；而基于用海政策、地質條件及港內淤積等因素，防波堤不宜采用非透水構筑物形式；同時，交通碼頭對于港內泊穩安全又有相對較高的標準，研究表明防波堤的透射系數需控制在0.3左右方可滿足運營要求，已有樁基防波堤形式在該條件下難以同時滿足消浪效果和自身結構安全。為應對不利的建設條件和較苛刻的使用要求，設計采用了新型低透空率樁基防波堤，其密排樁結構見圖2。通過樁側加肋板(樁頂至泥面范圍)，使結構在正投影面上不透空，僅存在曲折的空隙；同時將相鄰樁位適量前后交錯偏移，使其凈間距加大，降低施工難度；另外，為消除樁頂越浪影響，將密排樁與其所掩護的碼頭水工相結合，碼頭面(前沿擋坎)高程在設計高水位以上4.2 m，8級風波況下基本不越浪。

圖1 工程位置

圖2 低透空率樁基防波堤密排樁截面(單位：mm)

該結構的密排樁在樁位上介于單排樁和多排樁之間，而在樁的數量上應歸類為單排異型樁，但前文所述的透空率η概念在該結構中不適用，可定性將其歸納為低透空率樁基結構。

該工程建設防波堤總長650 m，軸線處水深10 m左右(85高程)，碼頭布置于堤內側，泊位長度400 m(圖3)，設計客運年通過能力(188萬人+14萬輛車)/a。截至2020年底，已完成防波堤的全部樁基施工。

圖3 防波堤及碼頭總平面及模型試驗布置(單位：m)

3 消浪效果的模型試驗分析

3.1 試驗條件

上述工程案例的防波堤結構，在設計階段進行了多方案的模型試驗比選和優化工作，模型試驗包括斷面物理模型、大范圍及工程水域數學模型和整體物理模型。

模型試驗所采用的堤前波浪要素由大范圍數學模型推算得出，見表1。其中，50 a一遇的波要素主要用于驗算防波堤結構，即其自身穩定，而波浪掩護效果主要通過7～8級風(10 min平均風速)作用下的波況進行分析。斷面物理模型試驗采用正向波浪，數學模型試驗和整體物理模型試驗對正向、斜向浪均進行試驗。

表1 模型試驗防波堤前沿波浪要素

3.2 斷面物理模型試驗

由于密排樁間隙較小，斷面試驗[16-17]比尺適當取大為1:30～1:20，試驗包括純樁基情況和樁基防波堤與碼頭結構相結合情況，其中又包含密排樁有無肋板、樁基防波堤與碼頭結構是否相連等不同方案。主要試驗組次的透射系數Kt見表2，對該系列試驗結果可歸納總結為：

表2 斷面模型試驗波浪透射系數Kt

1)密排圓樁(η=0.024～0.111時)在設計高水位情況下，受樁頂越浪影響，Kt介于0.52～0.64，總體較大。

2)密排圓樁在設計低水位情況下，越浪影響較小，Kt介于0.29～0.57，明顯隨透空率的減小而減小。

3)加入碼頭結構后，受其上部結構的擋浪作用，高水位時Kt降低至0.36。

4)樁側加肋板后，因防波堤的實際透空性下降，Kt進一步降低，而通過試驗觀察發現，當樁基防波堤與碼頭結構不相連時，高水位時波浪仍可由樁頂與碼頭下部之間翻越，因此高水位時Kt仍明顯大于低水位。

5)采用帶肋板的錯位密排樁，并與其所掩護的碼頭水工相結合，盡管增大了樁間凈距，但仍可將Kt控制在1/3左右，且高、低水位時的Kt相差不大。

6)加入上部結構時，相同結構方案下，高水位時Kt總體略小于低水位，該情況是由于高水位時上部結構發揮了更大的擋浪效果；8級風波況下Kt總體略小于7級風，其原因可能是8級風波陡稍大。

3.3 數學模型試驗

上述樁基防波堤結構與碼頭結構相結合，碼頭水域位于防波堤后沿，其波浪條件受透射和繞射等綜合影響。為此，建立工程區的波浪數學模型[18]，并基于斷面試驗情況，將透射因素在模型中進行概化處理，推算不同波況影響下的港內波高分布。

由于該防波堤平面位置、軸線方位主要由當地水深、潮流場及海床沖淤情況確定，波浪數學模型主要用于解決防波堤長度和港內泊穩條件問題。首先采用忽略波浪透射影響的模型，試驗得出滿足特定波浪條件(該工程設置為8級風波況下停泊區H4%≤0.6 m所需的防波堤長度；然后加入波浪透射影響(正向浪按Kt=0.3進行驗證，其余浪向由模型自適應)，計算得出各主要波向下，7、8級風疊加設計高水位時，傳播至內側不同碼頭泊位的H4%分別介于0.4～0.8 m、0.5～1.0 m，基本可滿足工程使用需要。

3.4 整體物理模型試驗

通過比尺1:60的整體物理模型試驗[19]，進一步研究其港內波浪情況。其結果顯示：

1)針對密排樁與碼頭水工脫開的結構方案，相同樁間距情況下(該試驗η=0.13)，有肋板情況相對無肋板時，Kt減小幅度可達15%～65%，正向、斜向浪之間差別不大，均有明顯效果。

2)上述結構方案，各主要波向下，7、8級風疊加設計高水位時，傳播至內側碼頭泊位的H4%分別介于0.52～0.84 m、0.70～1.08 m(原文獻中采用有效波高Hs，本文換算至H4%)。

3)針對密排樁與碼頭水工相結合的結構方案，控制波向下，7、8級風疊加設計高水位時，傳播至內側碼頭泊位的H4%降低至0.44～0.68 m、0.52～0.85 m，內外比波高K(整體試驗包含不同波向，區別于正向透浪系數Kt)介于0.2～0.3。

4 消浪效果的現場觀測分析

在防波堤密排樁沉樁及部分上部結構安裝施工完成后，在堤外、堤內布置了2個臨時測波站W1、W2(圖3)，在寒潮期進行了1個月的同步觀測(碼頭工程停工期，附近無船舶干擾)。測期環境風力、波浪與模型試驗條件基本屬同一量級，共有3次過程風力(10 min平均風速)達到7級，瞬時極大風速均達8級以上，外側波向主要集中于ENE—NNW向，最大H1/10為2.28 m，內側最大H1/10為0.69 m。測期風速、波高過程線見圖4。

圖4 觀測期風與波浪過程線

根據實測資料計算堤內外比波高K，得到統計分析結果如下：

1)比波高K大部分在0.10～0.45，占總樣本的94%，其中0.1～0.3區間占50%左右。

2)比波高K與外側波高大小、波向的關系不明顯(圖5)。

圖5 實測同步外側、內側波高相關分布

3)比波高K與外側波陡δ(=H1/10/L)的關系明顯，δ>0.05時，K≥0.3的累積頻率僅約10%，而δ<0.03時，K≥0.3的累積頻率達50%左右(圖6)，即波陡越大，防波堤的消浪效果越強(圖7)，該情況與前文所述研究成果相符。

圖6 不同波陡下比波高K累積頻率曲線

圖7 實測比波高K與波陡δ聯合頻率分布

4)比波高K與潮位的高低呈一定關系，對測期潮位按潮高保證率小于25%、25%～75%、大于75%劃分為高、中、低等，發現3種潮位下K≥0.3的累積頻率分別約為38%、22%、13%(圖8)，表明高潮位下的消浪效果較弱，該情況與模型試驗情況存在差異。

圖8 不同潮位下比波高K累積頻率曲線

為分析上述實測與試驗不符的現象原因，統計了波陡δ與潮位的關系見圖9，發現較低潮位時的波陡總體大于較高潮位時，該現象可解釋為何低潮位時的K較小。而前述模型試驗各組次中給定的δ在高、低水位時差異不大(如8級風正向浪對應設計高、低水位的δ均為0.055)，該情況下，K的大小受δ以外的其他因素決定。

圖9 堤外實測波陡與潮位相關關系

5 結論

1)密排圓樁防波堤及利用上部擋板結構消浪的樁基防波堤在工程中已得到一定應用，對其消浪效果也形成了相關試驗成果和經驗公式。

2)在深水大浪條件下，特別是消浪效果要求較高的工程中，常規樁基防波堤的適用性較差，為此設計提出了新型低透空率樁基防波堤。通過模型試驗及現場觀測，驗證了該新型防波堤的消浪效果：斷面模型試驗在設計波況下，正向波浪投射系數Kt可控制在0.30～0.35；整體模型試驗考慮了不同波向影響，對應內外比波高K可控制在0.2～0.3；實測環境下，外部H1/10≥0.6 m的序列中K≤0.3的頻率約占75%，K≤0.2約占55%，K與波陡大小呈反比關系，實測所得高潮位時段的波陡相對小于低潮位，相應時段K值稍大。

3)在深水條件下，圓樁加側面肋板結構的低透空率樁基防波堤的消浪效果可達到或超出采用擋板結構的樁基防波堤在淺水條件下的水平，具有一定的可推廣性。限于客觀條件，未詳細對該類型結構中主要參數(樁、肋板尺度及間距)對消浪效果的影響進行控制變量試驗，后續可進一步開展相關研究。