橡膠壩導流堤對高樁碼頭后方流場影響分析

高洋洋，朱佳慧，王立忠，沃恩海，張卓先

(1. 浙江大學 海洋學院，浙江 舟山 316021；2. 海洋感知技術與裝備教育部工程研究中心，浙江 舟山 316021；3. 浙江省海港投資運營集團有限公司，浙江 寧波 315040)

高樁梁板式碼頭具有結構輕、對軟土地基適應性強等優點，在海港碼頭工程中應用廣泛[1-3]。碼頭工程的建成包括船舶的停靠，對鄰近海域的潮流及沖淤情況產生顯著影響[4-5]。由于碼頭樁群是阻水建筑物且排列較為密集，樁群之間流場相互作用，多重阻水效應使碼頭下方樁群內部水流流速降低，水流挾沙能力減弱，促使泥沙于樁基附近及碼頭后方落淤，導致碼頭下方及后方區域淤積嚴重，影響碼頭樁基基礎的穩定性及安全性。碼頭樁群寬度的增加，將會增大阻水面積及總阻力，加劇碼頭樁群周圍流場和底床沖淤變化，同時碼頭的地理位置、泊位的走向和布置等均會對淤積產生影響，當迎流角增大到一定程度，碼頭周圍淤積體將偏向碼頭后沿[6]。然而碼頭下方樁基及后方水域狹小，施工疏浚不便，難以進行清淤作業，泥面淤積高度逐年增加，同時為了滿足碼頭前沿船舶靠泊水深要求，碼頭前沿需進行定期浚深，碼頭樁基前后泥面高差不斷增大。通過對浙江省海港碼頭進行調查發現部分碼頭樁基前后泥面高差最大已達10余米，樁基承受側向土壓力較大，極易導致樁基基礎損傷斷裂，存在嚴重安全隱患，亟需解決碼頭下方及后方區域清淤減載問題。

國內外已針對導流堤束水沖沙特性開展了大量的物理模型試驗、數值模擬和理論方面相關研究。部分學者采用聲學多普勒測速儀(acoustic doppler velocimetry， 簡稱ADV)對導流堤附近的流場進行了測量，研究了導流堤周圍的馬蹄渦、三維流速、湍動能、雷諾應力分布及沖刷特性等流場特性[7-12]。Kuhnle等[9]提出在固定底床和沖刷底床上的流場特性存在顯著不同，強烈的橫向流動是造成沖刷的主要原因。Pandey等[13]對導流堤附近平衡條件下的最大沖刷深度進行了研究，發現最大平衡沖刷深度隨著臨界速度比、水深—粒徑比、混合沉積物的弗勞德數、水深—導流堤長度比的增大而增大，隨著粒徑—導流堤長度比的增大而減小。Kuhnle等[14]研究了不同布置角度的導流堤沖刷特性，研究結果表明，當導流堤與下游成45°時沖刷深度最大，反之，當導流堤與下游垂直時沖刷作用最小；而Koken[15]則研究發現最大沖刷深度出現在90°的導流堤附近。Zhang等[16]通過改變丁壩的走向角度，研究了沖刷孔的演變過程，結果表明，沖刷孔的面積和體積均為時間的冪函數，可將其演變過程分為初始階段、沖刷階段和平衡階段3個階段。

另外，部分學者開展了導流堤附近流場沖刷特性的數值模擬[17-21]及理論研究[22-25]。Giglou等[17]研究了斜丁壩周圍的湍流流場及其角度、水力條件和沉積形態等參數的影響，結果表明，丁壩入海角度對沉降區的長度和寬度有顯著影響，當丁壩入海角從90°增加到120°時，沉降區寬度和長度分別增大約71%和92%。Yazdi等[20]用標準k-ε模型開展了導流堤附近流態研究，結果表明，對于不同角度的導流堤，回流區的長度和寬度近似恒定，流量對回流區尺寸的影響較小，而導流堤的長度影響較大。孫志林等[24]基于三維流場數值模擬研究發現丁壩壩頭橫向流速在沖刷過程中起著關鍵作用，通過考慮豎向流速修正了橫向平板繞流的勢流解。Pandey等[25]提出了一種新的用于估算丁壩附近最大沖刷深度的關系，并且與平衡階段最大沖刷深度吻合精度較高。然而目前關于導流堤束水沖沙研究主要針對碼頭前沿水域，對于碼頭下方及后方清淤減淤措施研究相對匱乏，亟需開展深入研究。

橡膠壩作為一種擋水建筑物，主要是用高強度合成纖維為骨架，外涂橡膠為保護層加工成膠布，錨固于海床上形成壩袋，再經充脹形成的擋水壩[26]。與傳統的導流堤相比，選擇橡膠作為導流堤結構載體，具有原材料易于獲取運輸、結構簡單、施工便捷、拆卸方便、造價低、壩體跨度大、重量輕等優點，在完成作業后，可通過逐步排水，使壩袋坍落，進行回收再利用，具有環保性，在內河河道中可以起到清除淤泥、護理河道的作用，已被廣泛用于內河河道整治中。目前通常采用絞吸式挖泥船、耙吸挖泥船、射流清淤等工程措施對碼頭進行清淤減淤[27-30]，然而大多成本較高且需要頻繁采取措施進行清淤。針對高樁梁板式碼頭下方樁基及后方水域狹小，疏浚施工不便，難以進行清淤作業等難題，提出了采用充水式橡膠壩導流堤對碼頭下方及后方清淤減淤的工程措施，研究了布置不同型式的橡膠壩導流堤后碼頭后方速度流場情況，揭示碼頭后方斷面流速分布、渦量場及雷諾應力分布隨橡膠壩導流堤布置型式的變化規律。

1 新型充水式橡膠壩導流堤布置方案

浙江省海港碼頭大多采用高樁梁板式結構，碼頭后方普遍存在泥沙淤積嚴重的問題，針對碼頭后方水域狹窄，不便進行清淤施工作業的情況，首次提出采用充水式橡膠壩導流堤對碼頭后方水域進行清淤減載的工程方案，具體布置方案如圖1所示，充水式橡膠壩布置于碼頭后方，下部采用錨定基礎進行固定，通過后方海堤上的水泵對橡膠壩進行充水，形成導流堤，減小碼頭后方過水斷面面積，達到束水沖沙的效果。提出6種橡膠壩導流堤布置型式，分別為垂直導流堤、下挑式導流堤、上挑式導流堤、離岸短堤、正八字型導流堤與倒八字型導流堤，其中，垂直導流堤、下挑式導流堤和上挑式導流堤與后方堤防相連，離岸短堤、正八字型導流堤與倒八字型導流堤均為離岸式布置型式，各導流堤布置型式示意及具體位置如圖2和表1所示。在此基礎上開展了不同布置型式橡膠壩導流堤對碼頭后方流場的影響特性數值模擬研究。

圖1 充水式橡膠壩布置示意Fig. 1 Arrangement of rubber dam filled with water

表1 不同布置型式導流堤參數Tab. 1 Parameters of the diversion dikes in different configurations

圖2 不同布置型式導流堤Fig. 2 Diversion dikes with different configurations

2 計算模型

2.1 控制方程

基于計算流體力學Flow-3D軟件對碼頭后方不同布置型式橡膠壩導流堤繞流流場進行了數值模擬研究，采用不可壓縮黏性流體的控制方程Navier-Stokes方程，式(1)～(4)表示直角坐標系下的連續性方程和動量方程。

(1)

(2)

(3)

(4)

式中：u、v、w分別為x、y、z方向的速度；Ax、Ay、Az分別為3個方向的流動面積分數；p為壓力；Gx、Gy、Gz分別為重力加速度在3個方向的分量；VF為體積分數；fx、fy、fz分別為三個方向對應的黏性加速度。

(5)

(6)

(7)

其中，τij代表液體剪應力，i為作用面，j為作用方向，μ為動力黏滯系數。剪應力表達式如下：

(8)

(9)

(10)

(11)

(12)

(13)

湍流模型采用了標準k-ε模型，該k-ε兩方程模型包含了k方程(湍動能方程)和ε方程(湍動能耗散率方程)，表達式如下[31]：

(14)

(15)

式中：kT為湍動能，εT為湍動能的耗散率，DiffkT為湍動能擴散項，PT為湍動能生成項。PT表達式如下:

(16)

Diffε為湍動能耗散率擴散項，表達式如下：

(17)

式中：υε為湍動能耗散系數，εT為湍動能耗散率。

Flow-3D軟件采用VOF法來追蹤自由液面，VOF法定義了一個流體體積分數α，α代表一個單元內流體所占體積與單元體積之比。Flow-3D中流體體積分數α的輸運方程表達式如下：

(18)

2.2 模型建立

高樁碼頭后方流場計算模型如圖3所示，為簡化計算模型，選取了一個典型碼頭泊位，斜樁樁基全部簡化為豎向樁基，并根據實際樁基形狀及尺寸建立模型進行數值模擬。計算域坐標原點位于碼頭泊位中心向海側平移100 m處，計算域長度為686 m，從碼頭前沿400 m至碼頭后方海堤；寬度為540 m，由碼頭泊位向兩側各延伸100 m；高度為35 m。碼頭前沿泥面高度為7.5 m，并向海側延伸，碼頭后方淤積泥面坡度為1∶33，海堤堤防坡度為1∶3。垂直橡膠壩導流堤方案網格示意如圖4所示，綜合考慮導流堤尺寸及模型計算效率，采用結構化網格，局部進行加密。計算模型入口邊界條件采用速度邊界，根據碼頭附近潮流測站實測結果，潮流垂向平均最大流速為1.25 m/s，在入口處定義海流來流速度為U0=1.25 m/s；出口邊界和上部邊界采用壓力邊界條件，向岸側邊界和底部邊界采用壁面邊界條件；向海側邊界采用對稱邊界條件。

圖3 計算模型Fig. 3 computational model

圖4 邊界條件與計算網格示意Fig. 4 Sketch of boundary condition and computational mesh

2.3 數值模型驗證

為了驗證數值模型的可靠性，首先采用k-ε湍流模型開展垂直導流堤繞流流場的數值模擬研究，流場計算域大小與Jeon 等[11]模型一致，流場計算域大小為6.5 m×0.9 m×0.21 m，導流堤長度L=0.3 m，寬度W=0.04 m。如圖5所示，坐標原點設置在垂直導流堤與邊界相接處，x、y、z方向分別代表順流向、橫流向和豎直向，入口邊界距離垂直導流堤1.5 m，出口邊界距離垂直導流堤5 m。網格采用均勻結構性網格，Δx=Δy=Δz=0.02 m，網格總數約為15.3萬。入口流速U0=0.144 m/s，出口采用自由出流邊界，其他邊界均采用對稱邊界，初始時間步長設置為0.01 s。數值計算結果與Jeon 等[11]得到的物理模型試驗及數值計算結果進行了對比分析，對不同x斷面處的流速分布進行了驗證。

圖5 計算模型及網格劃分Fig. 5 Computational model and mesh

開展水深z=0.105 m不同斷面(x/L=-3.33，-0.90， 1.67， 3.33， 13.33)的時均順流向與橫流向流速模擬結果與Jeon等[11]結果的對比分析，如圖6所示，其中、分別代表x、y方向的時均流速分量，采用入口流速U0進行無量綱化。經過對比分析發現，文中所采用的計算模型能較好的捕捉垂直導流堤布置后流場的順流向與橫流向流速，與Jeon等[11]試驗結果吻合較好，拐點的存在與位置表明剪切層的形成，證明了該計算模型的有效性。

圖6 流速結果對比Fig. 6 Comparison of velocity results

3 結果與分析

3.1 瞬時速度流場特征

圖7～8分別表示不同橡膠壩導流堤布置方案下碼頭后方流場的瞬時三維流線拓撲圖及瞬時渦量圖。當在碼頭后方布置接岸導流堤時，由于接岸導流堤的阻流作用，在導流堤迎流面與海堤之間區域會形成一個回流區，存在順時針旋轉的渦旋。由于接岸導流堤的挑流作用，橫流面積的減小使得導流堤上游部分流體向碼頭樁基側流動，在導流堤堤頂與碼頭后沿樁基之間存在明顯流速增大區域，并且上挑式導流堤流速增幅最為顯著。同時接岸導流堤的屏蔽效應會導致背流面流速顯著降低。在接岸導流堤后方挑流區域與屏蔽區域之間，可以觀察到順時針旋轉的渦旋。通過對比布置垂直導流堤、上挑式導流堤及下挑式導流堤后的流場變化情況可以發現，上挑式導流堤迎流面及后方形成的渦旋尺度即回流區范圍最大，下挑式導流堤的屏蔽效應最為顯著，垂直導流堤的挑流效果介于兩者之間。

圖7 瞬時三維流線圖Fig. 7 Instantaneous three-dimensional streamline

圖8 瞬時渦量圖Fig. 8 Instantaneous vorticity contours

與接岸堤不同，在離岸短堤后方可以觀察到交替脫落的旋渦，在離岸短堤兩側靠近堤頂附近存在明顯流速增大區域。由于離岸堤堤頭距離碼頭后沿樁基距離較近，除了碼頭后沿樁基與離岸短堤之間區域出現流速增大外，在碼頭下方流速也出現增大的趨勢，后沿樁基附近流場受到旋渦脫落的影響，三維流線較為紊亂。在八字型導流堤布置方案中，在兩個導流堤之間均觀察到了不同尺度的旋渦，下游導流堤的存在抑制了上游導流堤后方旋渦在沿岸流方向上的發展，使得旋渦附著在兩個導流堤之間。在正八字型導流堤之間可以觀察到兩個旋轉方向的旋渦共存。正八字型及倒八字型導流堤布置后，流場變化及影響范圍明顯小于離岸短堤，導流堤軸線與順流向之間角度的存在增強了其導流效果，三維流線更為順直。

從瞬時渦量圖中可以看出，由于導流堤一側與海堤相接，導致近海堤一側出現剪切層附著，并伴隨負渦出現。在垂直導流堤堤頂后方可以觀察到明顯的負渦脫落，脫落位置靠近碼頭后沿樁基與后排引橋位置。與垂直導流堤相比，下挑式導流堤旋渦脫落位置向下游偏移，在引橋樁基下游發生旋渦脫落；而上挑式導流堤在堤頂下游150 m左右觀察到旋渦脫落現象，在背流面靠近海堤一側可觀察到少量正渦。與垂直導流堤相比，在離岸短堤后方存在明顯交替脫落的正負旋渦。正(倒)八字型導流堤由于兩個導流堤間距較小，上游導流堤產生的剪切層附著在下游導流堤，出現了明顯的剪切層附著現象，在下游導流堤后方觀測到不對稱分布的旋渦脫落。

3.2 垂向平均流速分布

圖9表示不同橡膠壩導流堤布置方案下碼頭后方流場垂向平均流速分布，垂向平均流速分布即對流速沿水深方向(垂向)求取平均值，由于碼頭前沿靠近外海一側流速變化較小，圖中僅顯示碼頭前沿200 m至后方海堤堤腳范圍。如圖所示，接岸導流堤的存在減小了碼頭后方流場的過流面積，其挑流作用使得水流向碼頭樁基一側偏斜，接岸導流堤堤頂與碼頭后沿樁基之間的流場流速迅速增大，在導流堤背流面，由于其遮蔽效應，該區域流速大幅減小，靠近海堤區域流速接近于零，下挑式導流堤的屏蔽效應最為顯著。上挑式導流堤垂向平均流速增幅顯著，最大值達到1.833 m/s，與入口處流速相比增大46.6%，在堤頂至下游220 m區域內平均流速增大20%左右，在堤頂下游90～150 m范圍內平均流速增大40%以上。下挑式導流堤在碼頭樁基附近流速增幅與上挑式導流堤相比較小，垂向平均流速最大值為1.600 m/s，與入口處流速相比增大28%，在堤頂下游110～200 m范圍內平均流速增大20%以上。垂直導流堤平均流速增幅介于上挑式導流堤與下挑式導流堤之間，垂向平均流速最大值為1.743 m/s，流速增幅為39.4%，在堤頂至堤頂下游230 m范圍內平均流速增大20%以上。由于在離岸短堤后方存在交替脫落的旋渦，流場內流速波動較大，兩側垂向平均流速顯著增大，最大值達到1.940 m/s，增幅為55.2%。當布置離岸短堤后，平均流速影響范圍靠岸側至海堤處，靠海側約延伸至堤頂向外160 m處，在堤頂至下游(碼頭側)80 m范圍內平均流速增大20%以上。但與接岸堤相比，由于過水斷面減小較小，離岸堤的影響范圍更小。

圖9 垂向平均流速分布Fig. 9 Depth average velocity distribution

3.3 碼頭后方不同斷面處流場特性

為了定量對比不同導流堤布置型式對碼頭后方流場的影響，分別選取了距離碼頭后沿樁基5 m、25 m、45 m、65 m斷面處流速進行分析。圖10為碼頭后方布置垂直導流堤后不同斷面處順流向及橫流向流速分布，其中垂直導流堤堤頂位置位于x=0 m處。

圖10 垂直導流堤布置后不同y斷面處順流向流速u/U0及橫流向流速v/U0分布Fig. 10 Streamwise velocity u/U0 and transverse velocity v/U0 distribution at different y cross sections with a vertical diversion dike

隨著與樁基距離的增大，順流向流速u/U0增大區域逐漸減小，并且屏蔽效應更加顯著，在Δy=65 m斷面，從堤頂下游80 m至出口處降低至0.2U0以下。在距離碼頭后沿基樁Δy=5 m斷面處，順流向流速影響范圍約為堤頂下游150 m區域內，距離導流堤堤頂下游60～120 m范圍內流速增大20%以上。橫流向流速v/U0從距離碼頭樁基5 m到65 m呈現增大趨勢，越接近垂直導流堤堤頂，流速增大越顯著。在距離碼頭后沿樁基5 m、25 m斷面處，出現明顯負向流速。在Δy=65 m 斷面，在堤頂至下游20 m范圍內橫流向流速幅在0.7U0以上，在靠近碼頭后沿樁基的Δy=5 m斷面處，堤頂下游50 m至100 m范圍內橫流向流速增幅仍可達到0.5U0左右。

圖11表示碼頭后方布置下挑式導流堤后不同斷面處順流向及橫流向流速分布，下挑式導流堤堤頂位于x=50 m處。順流向流速從距離碼頭基樁5 m到65 m影響范圍逐漸減小，并且出現屏蔽區域。在Δy=5 m斷面處，順流向流速影響范圍一直延伸至出口處，在距離導流堤堤頂下游100 m處及125～210 m范圍內流速增幅達到20%以上。橫流向流速從距離碼頭樁基5 m到65 m影響范圍逐漸增大，在距離后沿樁基45 m、65 m斷面處出口邊界附近出現負向流速。在Δy=45 m斷面處，橫流向流速增大范圍最大，在導流堤堤頂上游50 m至下游170 m范圍內橫流向流速幅值在0.3U0以上。

圖11 下挑式導流堤布置后不同y斷面處順流向流速u/U0及橫流向流速v/U0分布Fig. 11 Streamwise velocity u/U0 and transverse velocity v/U0 distribution at different y cross sections with a down-warping diversion dike

圖12為上挑式導流堤布置后，不同斷面處順流向及橫流向流速分布等值線圖，上挑式導流堤堤頂位于x=-50 m處。順流向流速在距離碼頭基樁25 m處流速增幅最為顯著，各斷面在靠近出口處存在明顯屏蔽效應。在Δy=25 m斷面處，順流向流速影響范圍約為堤頂下游210 m區域內，距離導流堤堤頂下游50～180 m范圍內流速增大20%以上。在距離碼頭后沿樁基5 m、25 m、45 m斷面流速增大區域均較大，挑流效果顯著。橫流向流速在Δy=65 m斷面位置處受到導流堤后方旋渦的影響，出現負向流速，在Δy=5 m 斷面處，距離堤頂下游220～300 m范圍內橫流向流速幅值在0.5U0以上。

圖12 上挑式導流堤布置后不同y斷面處順流向流速u/U0及橫流向流速v/U0分布Fig. 12 Streamwise velocity u/U0 and transverse velocity v/U0 distribution at different y cross sections with an up-warping diversion dike

圖13為離岸短堤布置下，順流向及橫流向流速分布，離岸短堤位于x=0 m處。由于離岸短堤距離碼頭后沿樁基30 m，順流向流速在距離碼頭基樁25 m、45 m、65 m處均出現較大范圍流速衰減，屏蔽效應顯著。在Δy=5 m斷面處，順流向流速在距離導流堤堤頂下游10～80 m范圍內流速增大20%以上。橫流向流速受到離岸短堤后方旋渦脫落的影響，出現正負交替的流速，在Δy=25 m斷面處，分別以x=50 m、150 m、230 m為分界，在導流堤堤頂至下游20 m及180～200 m范圍內橫流向流速幅值在0.5U0以上，在堤頂下游70～130 m范圍內橫流向流速幅值在0.3U0以上。

圖13 離岸短堤布置后不同y斷面處順流向流速u/U0及橫流向流速v/U0分布Fig. 13 Streamwise velocity u/U0 and transverse velocity v/U0 distribution at different y cross sections with a short diversion dike

圖14 不同x斷面流速及雷諾應力分布Fig. 14 Distributions of velocity and Reynolds stress at different x cross sections

4 結 語

首次提出了采用充水式橡膠壩導流堤對碼頭后方水域進行清淤減載的工程方案，基于計算流體力學Flow-3D軟件建立了碼頭后方流場三維數學模型，研究了不同布置型式橡膠壩導流堤對碼頭后方流場變化的影響，對不同布置型式導流堤下瞬時及時均速度流場、斷面流場特性等進行了分析，得到的主要結論如下：

1) 針對碼頭后方水域狹窄、不便進行清淤施工作業等難題，首次提出了采用充水式橡膠壩導流堤對碼頭后方水域進行清淤減載的工程方案，并提出了垂直導流堤、下挑式導流堤、上挑式導流堤、離岸短堤、正八字型導流堤和倒八字型導流堤6種不同型式的橡膠壩導流堤布置型式。

2) 上挑式導流堤迎流面及后方形成的渦旋尺度即回流區范圍最大，下挑式導流堤的屏蔽效應最為顯著，垂直導流堤的挑流效果介于兩者之間。與垂直導流堤相比，在離岸短堤后方存在明顯交替脫落的正負旋渦。由于受到下游導流堤的抑制作用，正八字型導流堤與倒八字型導流堤在兩個導流堤之間存在明顯旋渦附著。

3) 各導流堤布置方案均能在碼頭后方出現流速增大區域，其中垂直導流堤和上挑式導流堤挑流作用最為顯著，垂向平均流速最大增幅可達39.4%和46.6%。在距離碼頭后方樁基5 m處順流向流速增幅約在20%以上。