近岸矩形重力墩式碼頭結構與順向波浪相互作用研究

李 穎，楊文斌，林子淳，劉鳴洋

(1.中交第一航務工程勘察設計院有限公司，天津300222；2.交通運輸部天津水運工程科學研究所 港口水工建筑技術國家工程研究中心 工程泥沙交通行業重點實驗室，天津 300456)

以往有掩護港區的碼頭工程中，巖基為主區域多采用連片重力式結構形成碼頭前沿直立岸壁，后方通過回填形成碼頭作業面。近年來國家政策嚴格控制用海，不僅限制填海造陸，還要求在港口工程中選用透空性結構型式，保證海洋水體交換。連片重力式結構的應用受到限制，為適應巖基地區的地質條件和實現水體交換功能，傳統的重力墩式透空結構成為了較好的替代方案。

由于船舶作業和連片重力式碼頭結構對順浪適應性較強，港區防波堤主要以掩護橫浪為主。重力墩式結構呈空間受力特性，較大順向波浪對重力墩式碼頭結構有較大影響。在順浪作用下墩式結構周邊的波流分布情況和結構受力較為復雜，而有掩護的港區規劃岸線一般為近岸結構，碼頭周邊構筑物環境相對復雜，尤其距離后方陸域護岸較近，因此臨近構筑物等周邊環境對碼頭結構周邊波要素及波浪力的影響不容忽視，這使得重力墩式碼頭結構與波浪之間的相互作用更為復雜。

重力墩式結構作為一種傳統結構形式，一般多用于外海深水碼頭工程。現行規范[1]分別給出了基于小振幅波理論的小尺度結構物(墩尺寸/波長<0.2)波浪力解析解和基于繞射理論的大尺寸結構物(墩尺寸/波長≥0.2)波浪力解析解。小尺度柱解析解適用于圓形墩柱和長寬比小于1.5的方型墩柱，規范中給出了沿墩柱高度分布的單延米波浪力和波浪總力計算公式。大尺度結構物解析解只適用于圓形墩柱，規范中給了墩柱上波壓強和波浪總力的計算公式。規范中的計算公式為單墩結構的解析解，只能通過群樁系數修正和群樁系數或群墩系數來考慮墩柱之間的相互影響，而且波浪方向或群墩柱排布方式較為規則，無法考慮周邊構筑物等復雜環境的影響。現行規范提供的計算方法適用條件有限，大多數工程的實際情況都超出規范計算方法的適用范圍，所以工程中一般都借助物理模型試驗和數值模擬的手段來獲得波浪要素和結構所受波浪力。周枝榮等[2]通過波浪物理模型試驗對斜向波作用下矩形重力墩式碼頭波浪力進行研究，提出斜向波作用在矩形重力墩結構上最大總水平波浪力簡化計算公式。白景濤等[3]基于某大型礦石碼頭工程設計，通過物理模型試驗對準橢圓形沉箱的波浪力展開研究，總結了準橢圓形墩式沉箱的受力特點。張胡等[4]基于線性繞射理論采用數值模擬手段對大尺寸結構所受波浪力進行研究，并通過物理模型試驗得到了較好驗證。任效忠等[5-6]應用物理模型試驗和數值模擬計算相結合的方式，對規則波和不規則波作用下的準橢圓沉箱波浪力展開系統研究，并對開孔和非開孔兩種形式的準橢圓沉箱的波浪力進行對比，分析了群墩系數和波浪力不對稱系數的變化規律，研究了波浪力與波浪要素和墩臺尺度等因素之間的關系。季新然等[7-9]應用物理模型試驗、理論計算方法和數值模擬等多種手段對多向不規則波作用下的大尺度圓形墩柱和群墩結構波浪力展開系統研究，分析總結了不同波浪方向分布和不同墩臺布置方式等對波浪爬高、波浪力、波高值等的變化規律。以上研究成果均針對波浪作用下碼頭圓形或橢圓形墩臺之間的相互影響展開研究，并未考慮波浪在矩形群墩間的傳播規律及波浪力變化規律，也未考慮近岸臨近構筑物等周邊環境的影響。此外，張志等[10]針對拋石堤的穩定性、透射特征以及施工情況進行了深入研究，對拋石斜坡堤的性能和穩定性得到了規律性的認識；另有研究者[11-13]對大型港區的波浪傳播特征進行了試驗研究和機理分析。

本文以某大型散貨碼頭為依托，對順浪作用下的近岸矩形重力墩式碼頭結構開展波浪物理模型試驗研究[14]，分析試驗數據、對比理論計算結果、總結規律，提出結構設計[15]中的關鍵點，為后續類似工程的設計提供參考。

1 工程概述

工程位于有掩護的港池內，主要受由外海衍射入港池的順向波浪作用，碼頭由南向北包含M7(20萬t)、M8(10萬t)和M9(5萬t)共3個泊位，水工結構分別按照30萬、20萬和10萬t級預留，總長度為960 m，寬度為33 m，碼頭頂高程9.0 m。碼頭采用重力沉箱墩臺結構，沉箱寬度為27.55 m，沉箱長度為15.4 m，墩臺之間采用大跨度預應力梁連接，墩臺中心距45～47 m。港池總寬772 m，碼頭前沿線距離東防波堤軸線約975 m，距離碼頭后方已建護岸軸線約102 m，已建防波堤和護岸均采用拋石斜坡堤結構，護面為人工扭王字塊。圖1和圖2為本工程位置和平面布置，圖3和圖4分別為碼頭結構立面圖和斷面圖,由南向北沉箱編號依次為1#～22#。

圖1 工程位置圖

圖3 碼頭結構立面圖(單位：m)

圖4 碼頭結構斷面圖(單位：m)

2 模型試驗方法

本次模型按重力相似準則設計，采用正態、定床模型，試驗幾何比尺為1:55。試驗模擬范圍包括整個碼頭結構、碼頭后方已建護岸、外側已建掩護建筑物即東防波堤，以及港區內先期建設泊位，如圖2所示。考慮到地形對波浪影響，試驗模擬了整個區域范圍地形的變化。碼頭沉箱和上部結構梁板均采用木材和有機玻璃進行加工，斜坡堤結構采用人工塊體護面。

整體物理模型港池尺寸為42.5 m×55 m×1.0 m，水池邊界如圖2所示。造波設備為可移動搖板式造波機。波高采用波高傳感器測量，各個墩臺和預應力梁所受總力采用總力傳感器測量，沉箱墩受到的波浪壓強采用SG2008型點壓強采集系統進行測量。

模型試驗中沉箱的總力方向和壓強測點如圖5所示。其中規定由沉箱前沿指向后沿為X正方向，對應水平總力Fx為正；垂直于X方向且由沉箱南側指向北側為Y正方向，對應側向總力Fy為正；豎直向上為Z正方向，對應浮托力Fz為正。那么，側向傾覆力矩為Mx，前后傾覆力矩為My。

圖5 總力方向定義及壓強測點布置(單位：m)

本次試驗研究采用不規則波、JONSWAP譜模擬，每組波要素的波列都保持波個數在100以上，每個水位條件下模擬原體波浪作用時間取3 h(原型值)。將前期開展的港區整體物理模型試驗數據作為本次試驗邊界入射波要素，邊界入射波要素率定點見圖2。波要素率定點波浪主方向定義為完全順向(平行于該碼頭軸線)和偏轉10°(以該碼頭軸線為基準偏向后方已建護岸)，主要試驗水位和波要素見表1。

表1 試驗波要素

3 試驗數據與理論計算分析

3.1 波要素分析

本次試驗首先對工程建設前后的碼頭位置波浪要素進行測量。工程建設前是指碼頭沉箱墩結構未建設，但碼頭前沿及沉箱墩基槽已開挖至設計水深，-19 m航道和相應的回旋水域也已疏浚完成。工程建設后是指在“工程建設前”的基礎上，本工程沉箱安放完成。

3.1.1 波要素沿程變化情況分析

以極端高水位重現期50 a波浪條件為例，工程建設前，在偏轉10°波浪作用下，由碼頭南端到北端，H1%波高值由4.20 m衰減至2.08 m，衰減幅度約為50%；在完全順向波浪作用下，由碼頭南端到北端，H1%波高值由4.65 m衰減至1.90 m，衰減幅度約為59%。工程建設后，在偏轉10°波浪作用下，M7泊位1#沉箱墩南側H1%=8.09 m，隨后逐漸衰減，至M9泊位最北端沉箱北側H1%=1.46 m，波高衰減了約82%；在完全順向波浪作用下，M7泊位1#沉箱墩南側H1%=7.67 m，至M9泊位最北端沉箱北側H1%=1.25 m，波高衰減了約84%。相比之下，考慮淺水變形后的理論推導波高要素，由碼頭南端到北端，H1%波高值由4.8 m衰減至4.1 m，衰減幅度僅為15%。

偏轉10°波浪和完全順向波浪相對碼頭均偏順向，波高變化規律一致：工程建設前，在無碼頭沉箱墩臺遮擋作用下，沿波浪傳播方向，波高出現沿程衰減趨勢，在工程建設后，即按照沉箱墩臺后，波高沿程衰減幅度進一步加大。由此可見，在偏順向波浪作用下，碼頭沉箱墩臺結構對波浪的遮擋作用明顯，這一規律與已有研究成果一致。但除了結構自身遮擋原因外，沿程地形變化和碼頭后方已建斜坡堤護岸等均對波浪的沿程變化起到一定作用。

3.1.2 沉箱墩周邊波高分布分析

以工程建設后(安裝梁板前)在完全順向波浪作用下，極端高水位重現期50 a碼頭結構四周H1%波高分布為例，如圖6所示。由試驗數據分析可知，沿波浪傳播方向，波高的沿程衰減不是線性變化，靠近碼頭南端的5個沉箱受波浪作用相對較大，1#沉箱墩迎浪側波高值最大。此外，在完全順向波浪作用下，沉箱墩臺四周波高分布存在差別，靠近南側3個沉箱側墻之間的波高明顯比沉箱前后沿波高值偏大，墩臺前后沿波高分布無明顯規律，其余沉箱墩臺碼頭前沿波高均較后沿波高偏大。實驗結果表明，沿著波浪傳播方向，在靠近南端區域相鄰沉箱墩側墻之間存在明顯的反射疊加現象，碼頭后方斜坡堤護岸沿程對波浪起到一定消能和反射作用。

圖6 完全順向波浪碼頭沿程H1%波高分布結果(單位：m)

3.2 沉箱波浪力分析

3.2.1 沉箱波浪力沿程變化分析

基于波浪要素試驗數據和分析結論，試驗進一步選取有代表性沉箱墩進行了波浪力的測量，測量位置如圖3所示。表2為極端高水位50 a波浪作用下不同位置處沉箱墩臺的波浪總力和總傾覆力矩。由表中數據可知，隨著波浪的傳播，墩臺波浪力與波高變化規律一致，呈衰減趨勢。

表2 極端高水位50 a波浪作用下沉箱墩臺波浪總力

3.2.2 1#沉箱墩波壓強分析

1#沉箱墩作為最外側受波浪沖擊作用的沉箱墩，墩臺所受波浪力最大，受地形、群墩結構及后方斜坡堤護岸等綜合作用下，1#沉箱墩四周波浪分布也最為復雜，以下針對1#沉箱墩的波浪力進行研究。

1#沉箱墩長度為27.55 m，寬度為15.4 m，墩臺頂高程為9.0 m，墩臺底高程為-26.0 m，墩臺尺寸與波長比值D/L<0.2，墩臺屬于小尺寸構筑物。參考現行規范[1]中10.3節的“波浪對樁基和墩柱的作用”計算方法，無完全符合適用條件的計算方法，工程設計中近似參考基于繞射理論的大尺度柱波壓強計算方法，將矩形1#沉箱墩等效為同等截面面積的圓形墩臺。模型試驗數據(表3)表明，1#沉箱墩四周外墻均存在波壓力和波吸力情況，前后側波壓力和波吸力總體上均大于南北側，但按照繞射理論分析，墩臺南側(迎浪側)為波壓力，墩臺前后側(計算點同柱體圓心的連線與波向線間的夾角90°)為波壓力，墩臺北側(背浪側)為波吸力，試驗結論和繞射理論的波浪規律不一致。本文前述分析表明，碼頭南端墩臺側墻之間存在明顯的反射疊加現象，1#沉箱墩為矩形墩臺，墩臺長寬比為1.8，該條件超出了現行規范中提出的矩形墩柱長寬比小于1.5的條件。由此分析，1#沉箱墩波浪力受力狀態可能介于墩柱結構和直墻結構之間。故下面分別近似按照現行規范[1]中10.1節直墻式結構的立波理論和10.3節大尺度墩柱結構的繞射理論對1#沉箱墩波壓強進行分析：南側外墻分別近似按照南側為迎浪面的立波理論和繞射理論進行計算，前后側外墻近似按南側為迎浪面的繞射理論進行計算，計算波高值均可采用工程建設前測得的行進波高值；1#沉箱墩北側分別近似按照南側為迎浪面的繞射理論和北側為迎浪面的立波理論計算，按照繞射理論計算時計算波高值可采用工程建設前測得的行進波高值，按照立波理論計算時無試驗直接測得的行進波高值，考慮沉箱墩側墻之間存在明顯反射疊加現象，且滿足立波波態判斷條件，可近似按工程建設后側墻之間波高的一半取值，如表4所示。圖7～圖12為1#沉箱墩四周外墻的波壓強試驗數據和理論計算結果的對比圖。對比結果表明，南側波壓力試驗數值大小與按繞射理論計算結果較為接近，波壓力分布形態與立波理論的計算結果較為接近。北側波壓力試驗數值大小介于繞射理論計算結果和立波理論計算結果之間，波壓力分布形態與立波理論的計算結果較為接近。前后側波壓力試驗數值和分布情況均與繞射理論計算結果存在較大差別。南側波吸力試驗數值和分布情況均與立波理論計算結果較為接近。北側波吸力試驗數值和分布情況均與立波理論計算結果較為接近，與繞射理論計算結果存在一定差別。值得注意的是，無論采用立波理論還是繞射理論進行計算，前后側外墻均不存在波吸力情況，但試驗數據中后側均存在較大波吸力，且數值要大于南北側波吸力，模型試驗結論與理論分析情況存在較大差別。

表3 極端高水位50 a波浪作用下1#沉箱墩波壓強

表4 波壓強計算理論和進行波波高取值

圖7 1#沉箱墩南側波壓力分布

圖10 1#沉箱墩后側波壓力分布

4 結論與建議

通過物理模型試驗和理論分析對比研究，揭示了近岸重力墩式碼頭結構與順向波浪的相互作用規律，得到如下結論：

(1)在順向波浪作用下，近岸重力墩式碼頭結構距離周邊構筑物較近，除了墩臺結構自身遮擋作用以外，沿程地形變化和碼頭周邊已建構筑物等均對碼頭墩臺周邊波要素和波浪力有一定影響，尤其是碼頭后方相鄰護岸結構的作用不容忽視。

(2)在順向浪作用下，受地形變化、碼頭結構和碼頭后方斜坡堤及其他周邊構筑物等影響，本工程重力式墩臺周邊波高、沉箱及箱梁所受波浪力等沿波浪傳播方向呈衰減趨勢，較大波高影響范圍主要集中在南端5個沉箱范圍內，設計中有必要結合波高沿程變化情況，對沉箱墩臺進行合理的設計分區，以保證方案的經濟合理性。

(3)以1#沉箱墩為例對沉箱墩四周波浪力進行研究，在順向浪作用下，當矩形沉箱墩長寬比較大時，迎浪面的波浪受力狀態介于直墻式結構和墩式結構之間，再加之碼頭后方斜坡式護岸等臨近構筑物的作用，這使得墩臺四周尤其是墩臺前后沿的波壓強分布與繞射理論的墩柱波浪力分布截然不同，采用理論計算方法較難準確計算出墩臺的波浪力。

(4)綜上所述，建議在類似工程的設計過程中開展有針對性的波浪物理模型試驗，以準確模擬工程周邊環境及工程本身對碼頭結構周邊波浪要素和結構所受波浪力的影響，從而保證工程設計方案經濟合理、安全可靠。