卷破波沖擊新型樁板橋梁結構水動力特性試驗研究

徐 普, 張晟宇, 鄭中凱, 劉秋江, 邱俊峰

(1.福州大學 土木工程學院,福州 350116; 2.福建省交通規劃設計院有限公司 近海公路建設與養護新材料技術應用交通運輸行業研發中心,福州 350004)

近海橋梁是沿海地區經濟圈快速交通網絡的重要組成部分,常受到波浪的沖擊作用。波浪從外海向橋梁結構所處近海環境傳播過程中,水深變淺,波高增加,波陡增加,波浪能量在波峰附近聚焦,當波峰處水質點運動速度大于波浪傳播速度時,波浪發生卷曲破碎[1],卷破波在傳播演化過程中波形將發展為不同的形態[2]。一個發展完全的卷破波對結構的沖擊荷載相較相同波高規則波顯著提高,會對近海橋梁結構產生嚴重的威脅[3]。

近年來國內外學者對波浪沖擊結構物開展了廣泛的研究,高俊亮等[4]利用OpenFOAM軟件研究了孤立波作用于水平板的水動力特性,分析了相對凈空與水平板寬度對波浪力、透射系數和反射系數的影響;谷音等[5]開展了海嘯波沖擊近海橋梁結構的波浪力試驗研究,分析了波速和淹沒系數對波浪力的影響;康啊真等[6]開展了聚焦波浪沖擊啞鈴型橋梁圍堰試驗研究,分析了圍堰吃水深度、最大波幅、入射角度對測點波面位移及波浪力的影響;魏凱等[7]利用Flow-3D軟件模擬破碎波沖擊橋墩,分析了不同入射波高和周期下的破碎波浪特性;Hong等[8-9]基于水槽模型試驗研究了破碎波對透空式箱型板的作用力,試驗結果表明透空式結構受力與凈空高度密切相關;Zhu等[10]在波浪水槽中對單樁所受破碎規則波浪力和破碎不規則波浪力進行了試驗研究,結果表明最大沖擊波壓力的分布受水深和底坡度的影響;Wienke等[11-12]通過建立波浪水槽試驗模型,分別利用移動獨立柱體和聚焦波的方法模擬了不同階段的卷破波沖擊獨立樁體,試驗結果表明樁體所受卷破波沖擊作用力的大小和波浪破碎階段密切相關;Hyoungsu等[13-14]通過數值分析了不同破碎階段的卷破波沖擊下透空式面板受到的水平力和豎向力,探究了凈空高度的影響性;魏凱等[15]開展了卷破波斜向沖擊方型橋墩模型的水槽試驗,探明了波浪砰擊荷載和砰擊角度的關系;Tai等[16]在波浪水槽中進行了卷破波沖擊直立圓柱試驗,結果表明不同階段卷破波的沖擊力峰值差異明顯。目前試驗研究主要集中于卷破波沖擊獨立樁體或圓柱橋墩,而對卷破波沖擊樁板整體橋梁斷面結構水動力特性研究較少。

本文針對福建省濱海國道涉海淺灘段設計的新型樁板橋梁結構,通過波浪水槽開展卷破波沖擊新型樁板橋梁結構斷面水動力特性試驗研究,觀測卷破波對新型樁板橋梁結構的沖擊過程,并與規則波沖擊作用進行對比。根據波浪爬高和所受波浪力的實測值分析橋梁結構最不利破碎波形,并進一步揭示入射波高、波浪周期、水深對波浪爬高和新型樁板橋梁結構所受水平和豎向波浪力的影響規律。

1 試驗布置

1.1 試驗裝置

試驗在福州大學土木工程學院水利館試驗大廳的波浪水槽內進行,水槽總長55.0 m,寬1.0 m,高1.5 m。如圖1所示,水槽首尾為鋼筋混凝土結構,中間槽身邊壁為玻璃材質,底面為坡度為0°的整澆混凝土面。水槽主體包括:水槽槽體、造波裝置和消浪柵格三個部分,模型試驗在中間試驗段進行。如圖2所示,在波浪破碎區域布設高幀率攝像機,捕捉波浪破碎過程,并通過逐幀分析,確認并記錄下不同階段卷破波出現的位置;在模型側面、蓋梁的迎浪面處和模型遠端分別布設浪高儀①～③,浪高儀①測量沖擊后的波浪爬高,浪高儀②測量沖擊前的行進爬高,浪高儀③測量入射波高;三分力傳感器兩端與鋼架通過螺栓連接,其采集頻率為2 048 Hz、綜合精度為1%、量程為Fx=Fy=Fz=1.0 kN,用于測量橋梁結構受到的水平和豎向波浪力;樁板橋梁結構上部固定在鋼架上,下部的樁與水槽底部緊密接觸;鋼架上部固定在水槽頂面支架上,兩側通過四根單杠限制位移,形成一個整體模型結構。

圖1 試驗裝置布置圖Fig.1 Layout of the test device

(a)

(b)圖2 模型儀器安裝示意圖Fig.2 Schematic diagram of model instrument installation

1.2 試驗模型

此次試驗研究模型來源于福建省G228 國道公路工程(涉海段),由于標高受限又無法采用填土路基方案,擬設計無支座的樁板結構橋梁。如圖3所示,橋梁結構由蓋梁、梁板和樁柱一體化橋墩組成,擬采用三墩一排的形式,即遠岸側為1號橋墩、中間為2號橋墩、近岸側為3號橋墩,橋墩為圓柱形,橫向和縱向間距分別為4.50 m和10.00 m,海床以上部分墩長為4.74 m,墩徑為0.80 m;蓋梁寬度為11.75 m,厚度為0.80 m;面板寬度為11.75 m,厚度為0.70 m;擋浪墻高度為1.50 m,厚度為0.50 m。工程段落所處海床平臺朝遠岸側方向為坡度為1/15的斜坡,在重現期100年高水位下,海床平臺處最大水深為3.24 m,坡腳處水深為6.74 m,平均波周期為13.81 s,波浪經爬坡破碎最大波高為2.84 m,波面高度達1.98 m。

圖3 橋梁結構三維斷面示意圖Fig.3 Schematic diagram of three dimensional section of bridge structure

為降低比尺效應,考慮樁板橋梁與波浪水槽尺寸,選擇模型縮尺比為λ=1/15,符合波浪模型試驗規程模型長度縮尺比應大于1/60的要求。采用量綱分析法,結合實際試驗環境,按照幾何、運動和動力相似原則進行縮尺比換算,得到實際模型尺寸為:墩直徑5.5 cm、高31.6 cm、橫跨30.0 cm、縱跨66.6 cm,蓋梁長78.3 cm、寬9.3 cm、高5.3 cm,面板長84.0 cm、寬78.3 cm、高4.6 cm,擋墻長84.0 cm、寬1.4 cm、高10.0 cm。為固定面板、蓋梁和橋墩形成整體結構,采用小直徑螺絲連接,試驗中波浪力有略微影響,但對幅值及整體影響很小,基本可以忽略。為模擬試驗生成卷破波,水槽底部設置斜坡海床平臺,長360.0 cm、高23.3 cm,斜坡段長350.0 cm、高23.3 cm。

1.3 試驗工況

根據工程實際海洋環境條件,重現期100年高水位時,海床平臺上水深為3.24 m,破碎波高為2.84 m,平均波周期為13.81 s,根據波浪參數的縮尺比λH=1/15、λd=1/15和λT=1/150.5得出各項試驗參數。如表1所示,基于控制變量法設置12組水深d、波高H、周期T的組合工況,并通過預實驗得到其工況下各階段卷破波前鋒面位置。如圖4所示,將卷破波根據波舌與靜水面相應的位置分為三個階段,破碎前階段時波浪前沿面與水平面垂直,破碎中階段波舌前傾,破碎后階段時波舌傾倒至水平面。試驗將重點關注卷破波對橋梁面板、蓋梁與樁基整體結構的沖擊作用,忽略邊壁阻塞效應的影響。

表1 模型試驗工況及其工況下三個階段卷破波前鋒面位置Tab.1 The model test conditions and wave-front positions of three stages of plunging waves under the test conditions

圖4 卷破波的三個階段示意圖Fig.4 Schematic diagram of three stages of plunging waves

1.4 數據處理

水槽造波前,對靜水狀態下三分力傳感器所測的樁板結構浮力進行調零處理,消除浮力的影響,三分力傳感器裝置采用倒裝連接,可消除結構自重的影響。造波穩定后,三分力傳感器采集60個周期的波浪力數據,通過FFT-EMD降噪方法處理,2.1節中選取展示幅值最大的3個周期波浪力時程,2.2節為對所有周期的波浪力幅值取平均值。

如圖5所示,將原試驗數據經過EMD分解為高頻數據和低頻數據,對高頻數據進行FFT閾值降噪處理,將去噪后數據與低頻數據、殘余信號重新合成。降噪流程中的EMD分解首先需要尋找原始信號X(t)的局部極大值點和極小值點,用樣條曲線連接極值點得到極大值、極小值包絡線,計算第i次迭代的平均包絡線后使用Gk(t)=X(t)進行第一次迭代,從殘差信號中減去平均包絡線,若Gk(t)不符合IMF標準,則重新開始尋找和計算,若符合,則從原型號中扣除Gk(t),得到殘值,重復上述步驟,直到原信號殘值只剩單調序列或常值數列,將符合IMF標準的Gk(t)與最后一項殘差疊加。對高頻信號進行FFT運算,需要將N點序列的時域信號x(n)轉化為頻域信號X(k)信號,根據線性插值法設置閾值,抑制信號噪聲,對降噪后的頻域信號進行傅里葉逆變換,得到降噪后的時域信號。

圖5 FFT-EMD數據降噪流程圖Fig.5 FFT-EMD data noise reduction flowchart

FFT-EMD數據降噪方法通過分解卷破波沖擊載荷的短時動態力與準靜態力,提取準靜態力,可有效消除測量波浪力峰值處的振蕩,濾波前后的波浪力對比如圖6所示。可以看出,降噪處理后的水平和豎向波浪力曲線更加光滑,并呈周期性波動,更符合實際卷破波沖擊作用的波浪力。

(a) 水平波浪力降噪結果

(b) 豎向波浪力降噪結果圖6 FFT-EMD數據降噪效果圖Fig.6 FFT-EMD data noise reduction effect

2 試驗結果分析

2.1 卷破波沖擊作用歷時響應

2.1.1 波浪爬高

圖7為規則波和卷破波沖擊橋梁結構試驗過程,通過預實驗得到的三個階段卷破波前鋒面位置,移動樁板橋梁結構模型,分別觀測三個階段卷破波沖擊結構的過程,測得各個階段卷破波沖擊樁板橋梁模型的波浪爬高以及瞬時峰值水平和豎向波浪力,并與相同工況下規則波沖擊作用進行對比分析。

(a) 規則波

(b) 破碎前階段卷破波

(c) 破碎中階段卷破波

(d) 破碎后階段卷破波圖7 規則波和卷破波沖擊橋梁結構試驗實況圖Fig.7 Tests of regular waves and plunging waves impacting the bridge structure

根據工程所處最不利海洋環境條件,選取模型試驗工況為波高H=18 cm,波周期T=3.6 s,水深d=45 cm,計算得出卷破波沖擊前和沖擊后波面高程歷時曲線,如圖8所示,沖擊后波面高程除以沖擊前波面高程為波浪爬高放大率。通過圖8(d)可以看出,在三個階段卷破波中,破碎前階段卷破波沖擊后的波面高程最大,爬高最為顯著,而破碎后階段卷破波沖擊后的波面高程最小,爬高相對較小,破碎前階段卷破波波浪爬高放大率顯著大于破碎后階段卷破波。破碎前階段和破碎中階段卷破波沖擊新型樁板橋梁結構后會出現十分明顯的波面爬高現象,破碎前階段卷破波沖擊前波面高程為1.96 m,沖擊后波面高程為3.29 m,波浪爬高放大率為168%;破碎中階段卷破波沖擊前波面高程為1.68 m,沖擊后波面高程為2.86 m,波浪爬高放大率為170%。從圖7(b)和(c)可以看出,該現象是由于破碎前階段卷破波和破碎中階段卷破波的前端斜向上沖擊樁板橋梁結構,卷破波與蓋梁發生砰擊后,波浪沿著面板兩側爬升。破碎后階段卷破波沖擊新型樁板橋梁結構后的波浪爬高現象相對更不明顯,沖擊前波面高程為1.51 m,沖擊后波面高程為1.96 m,波浪爬高放大率為130%。從圖7(d)可以看出,該現象是由于破碎后階段卷破波的前端斜向下沖擊樁板橋梁結構,卷破波與橋墩發生砰擊后,波浪的爬高現象會受到蓋梁和面板的阻礙。可以得出卷破波沖擊樁板橋梁結構后的波浪爬高現象的顯著程度與不同的階段卷破波的沖擊方向傾角還有樁板橋梁與卷破波發生砰擊的位置有關。

(a) 破碎前階段卷破波波面高程

(b) 破碎中階段卷破波波面高程

(c) 破碎后階段卷破波波面高程

(d) 三個階段卷破波波面高程對比圖8 卷破波沖擊橋梁結構前后的波面高程Fig.8 Wave surface elevations before and after the impact of plunging wave on the bridge structure

2.1.2 波浪力

圖9為波高H=18 cm,波周期T=3.6 s,水深d=45 cm工況下三個階段卷破波沖擊作用下新型樁板橋梁結構所受水平和豎向波浪力歷時曲線。可以看出,破碎前階段卷破波的水平波浪力幅值顯著大于豎向波浪力幅值,破碎前階段卷破波水平波浪力幅值可達豎向波浪力幅值的4.48倍,破碎中階段卷波浪水平波浪力幅值可達豎向波浪力幅值的1.90倍,而破碎后階段卷破波的水平波浪力幅值和豎向波浪力幅值差異并不明顯。從圖9(d)可以看出,卷破波的水平波浪力隨著波浪的破碎程度不斷下降,而豎向波浪力稍有上升。破碎前階段卷破波水平破壞力最強,其水平波浪力幅值為115.77 kN,可達其他兩個階段卷破波水平波浪力幅值的1.86和2.82倍;破碎后階段卷破波的豎向波浪力幅值最大,可達43.96 kN,僅為破碎前階段卷破波水平波浪力幅值的38%。

(a) 破碎前階段卷破波波浪力

(b) 破碎中階段卷破波波浪力

(c) 破碎后階段卷破波波浪力

(d) 三個階段卷破波波浪力幅值對比圖9 卷破波沖擊作用下橋梁結構所受波浪力Fig.9 Wave forces on the bridge structure under the impact action of plunging wave

2.1.3 與規則波沖擊對比

圖10為在波高H=18 cm,波周期T=3.6 s,水深d=45 cm工況下,破碎前階段卷破波沖擊橋梁結構前后的波面高程與規則波對比。可以看出,沖擊前破碎前階段卷破波和規則波的波面高程相差很小,沖擊后破碎前階段卷破波沖擊樁板組合式橋梁結構時后爬高現象顯著,爬高后的波面高程最大可達規則波爬高后的波面高程的1.99倍。

(a) 沖擊前波面高程

(b) 沖擊后波面高程圖10 規則波和破碎前階段卷破波沖擊橋梁結構前后的波面高程Fig.10 Wave surface elevations before and after impacts of regular and the plunging wave in the stage about breaking on the bridge structure

圖11為規則波和破碎前階段卷破波作用下橋梁結構所受波浪力對比,可以看出,在相同的波浪工況條件下,破碎前階段卷破波的豎向沖擊作用相比規則波作用更小,而水平沖擊作用相比規則波更大。破碎前階段卷破波水平波浪力幅值最大可達規則波水平波浪力幅值的3.08倍,而破碎前階段卷破波的豎向波浪力幅值比規則波的豎向波浪力幅值低24.3%。可見,破碎前階段和破碎中階段卷破波沖擊樁板組合式橋梁結構后會出現明顯的波面爬高現象,隨著卷破波從破碎前階段演化至破碎后階段,卷破波的水平波浪力不斷下降,豎向波浪力不斷上升,破碎前階段波浪爬高現象最顯著,水平破壞力最強,破碎后階段波浪爬高現象最不明顯,水平破壞力最小。

(a) 水平波浪力

(b) 豎向波浪力圖11 規則波和破碎前階段卷破波沖擊作用下橋梁結構所受波浪力Fig.11 Wave forces on the bridge structure under the impact of regular wave and plunging wave in the stage about breaking

破碎前階段和破碎中階段卷破波主要對蓋梁和蓋梁與橋墩連接處造成砰擊,破碎后階段卷破波和規則波主要對橋墩上部造成砰擊。由于卷破波的破碎過程具有隨機性,方型截面蓋梁與圓形截面橋墩相比更容易承受到卷破波破碎過程中的強烈砰擊,受到更大的波浪力,且梁板與橋墩對卷破波的阻擋效應加劇了連接處水質點的運動,對橋墩上部造成更明顯的砰擊現象。

2.2 海洋環境參數影響分析

2.2.1 入射波高的影響

選擇表1中編號1～4的工況研究入射波高對波浪爬高和波浪力的影響,波面高程變化情況和橋梁結構所受波浪力分別如圖12和圖13所示。由圖12可以看出,隨著入射波高從2.63 m增大至2.84 m,規則波沖擊前后波面高程變化都不明顯,卷破波沖擊前波面高程變化不顯著,而沖擊后波面高程變化顯著。規則波沖擊前后最大波面高程增幅為8.2%;破碎前階段卷破波的沖擊前波面高程增幅最大,增幅為10%,卷破波沖擊后波面高程都會明顯增大,破碎中階段卷破波波面高程會逐漸超過破碎前階段,增幅最明顯的是破碎后階段卷破波,增幅可達32.8%,說明入射波高的增加對規則波和卷破波沖擊前的波面高程的影響程度都不顯著,對沖擊后卷破波的波面高程影響程度明顯大于規則波。

(a) 沖擊前波面高程

(b) 沖擊后波面高程圖12 波面高程隨波高變化情況Fig.12 Variation of wave surface elevations with wave heights

(a) 水平波浪力

(b) 豎向波浪力圖13 波浪力隨波高變化情況Fig.13 Variation of wave forces with wave heights

由圖13可以看出,隨著入射波高從2.63 m增大至2.84 m,規則波和破碎后階段卷破波的水平波浪力變化不明顯,而豎向波浪力顯著增大。規則波的水平波浪力的增幅為14.13%,而豎向波浪力增幅達到97.8%;破碎中階段卷破波水平波浪力增幅為41.02%,豎向波浪力增幅為60.9%,破碎中階段的豎向波浪力會逐漸超過破碎前階段和破碎后階段,說明入射波高的增加對破碎前階段和破碎中階段卷破波水平波浪力影響大于規則波,而對卷破波的豎向波浪力影響小于規則波,三個階段卷破波中破碎中階段的波浪力受入射波高影響最顯著。

2.2.2 波浪周期的影響

選擇表1中編號5～8的工況研究波浪周期對波浪爬高和波浪力的影響,波面高程變化情況和橋梁所受波浪力如圖14和圖15所示。從圖14可以看出,隨著波浪周期從13.75 s增大至14.35 s,規則波沖擊前后波面高程變化不明顯,卷破波沖擊前后波面高程變化相對更明顯。沖擊前后規則波的波面高程增幅最大僅為2.2%;沖擊前后波面高程增長幅度最大的都是完成階段卷破波,增幅分別為9.1%和12.3%,破碎后階段卷破波沖擊前波面高程會超過破碎中階段,說明波浪周期的增加對卷破波沖擊前后的波面高程的影響都大于規則波,對破碎后階段卷破波沖擊前后的波面高程影響最顯著。

(a) 沖擊前波面高程

(b) 沖擊后波面高程圖14 波面高程隨周期變化情況Fig.14 Variation of wave surface elevations with periods

(a) 水平波浪力

(b) 豎向波浪力圖15 波浪力隨周期變化情況Fig.15 Variation of wave forces with periods

通過圖15可以看出,隨著波浪周期的增加,規則波和破碎后階段卷破波的水平波浪力變化不明顯,豎向波浪力都顯著增大。規則波的水平和豎向波浪力增幅分別為3.2%和37.4%;破碎中階段卷破波的水平波浪力增幅可達34.2%,破碎前階段的豎向波浪力增幅為15.9%,破碎前階段豎向波浪力會超過破碎中階段,說明波浪周期的增加對破碎前階段和破碎中階段卷破波影響顯著大于規則波,對豎向波浪力的影響小于規則波,破碎前階段卷破波豎向波浪力影響最為顯著。

2.2.3 水深的影響

選擇表1中編號9-12的工況研究水深對波浪爬高和波浪力的影響,波面高程變化情況和橋梁所受波浪力如圖16和圖17所示。從圖16可以看出,隨著水深從6.60 m增大至7.05 m時,沖擊前后規則波的波面高程變化并不明顯,三個階段卷破波沖擊前后的波面高程增幅顯著。規則波沖擊前波面高程出現了1.86%的降幅,規則波沖擊后波面高程的增幅為12.1%;卷破波沖擊前破碎后階段卷破波的波面高程增大最顯著,增幅為23%,沖擊后破碎中階段卷破波的波面高程增幅最大,增幅為29.4%,破碎中階段卷破波沖擊后波面高程會逐漸超過破碎前階段,說明水深的增加對卷破波沖擊前后的波面高程影響顯著大于規則波,對破碎中階段卷破波沖擊后的波面高程影響最顯著。

(a) 沖擊前波面高程

(b) 沖擊后波面高程圖16 波面高程隨水深變化情況Fig.16 Variation of wave surface elevations with water depths

(a) 水平波浪力

(b) 豎向波浪力圖17 波浪力隨水深變化情況Fig.17 Variation of wave forces with water depths

從圖17可以看出,隨著水深的增加,規則波和破碎后階段卷破波的水平波浪力增幅不明顯,豎向波浪力都增幅顯著。規則波的水平和豎向波浪力增幅分別為18.41%和82.9%,破碎前階段卷破波的水平波浪力增幅為42.8%,破碎中階段卷破波豎向波浪力逐漸超過破碎后階段,增幅為55.6%,說明水深的增加對破碎前階段和破碎中階段卷破波的水平波浪力影響大于規則波,對破碎中階段豎向波浪力的影響最為顯著。

3 結 論

本文針對福建省濱海國道涉海淺灘段設計的新型樁板橋梁結構,通過波浪水槽開展1∶15縮尺模型卷破波沖擊試驗,測量和分析不同海洋環境工況下卷破波沖擊新型樁板橋梁結構前后波面高程和波浪力,并與規則波沖擊作用進行對比,主要得出以下結論:

(1) 三個階段卷破波沖擊新型樁板橋梁結構后波浪爬高顯著不同,破碎前階段和破碎中階段卷破波與蓋梁發生砰擊后會沿著面板兩側爬升,出現明顯的波面爬高現象;破碎后階段卷破波與橋墩發生砰擊后受到蓋梁和面板的阻擋作用,波面爬高現象不明顯。在相同的波浪作用條件下,卷破波的波面爬高現象相較于規則波更顯著,爬高現象最顯著的破碎前階段卷破波沖擊后的波面高程可達規則波的1.99倍。

(2) 在新型樁板橋梁結構所處重現期100年的最不利工況下,卷破波從破碎前階段傳播演化到破碎后階段,其水平波浪力不斷減小,豎向波浪力不斷增大。破碎前階段卷破波的水平波浪力可達破碎中階段和破碎后階段卷破波水平波浪力的1.86倍和2.82倍,在相同的波浪作用條件下,破碎前階段卷破波的水平波浪力可達規則波的3.08倍。

(3) 波浪特征參數是卷破波沖擊樁板橋梁結構水動力特性影響的重要因素,入射波高增加會使破碎中階段沖擊后波面高程和豎向波浪力超過其他破碎階段卷破波;波浪周期增加會使破碎后階段卷破波沖擊前波面高程和破碎前階段卷破波豎向波浪力超過破碎中階段。

(4)水深對卷破波沖擊樁板橋梁結構水動力特性影響顯著,水深的增加會使破碎中階段卷破波在沖擊樁板橋梁結構后波面高程和豎向波浪力超過其他破碎階段卷破波,對破碎后階段卷破波的水平波浪力影響較小。