受潜堤掩护的防汛墙越浪量综合试验研究

贾晓，徐嵬，袁华

（1.上海河口海岸科学研究中心，上海 201201；2.上海中交水运设计研究有限公司，上海 200092；3.河海大学研究生院，江苏 南京 210098）

0 引言

在目前部分海岸防浪防洪工程设计中，会发现其外围存在一定的掩护设施，诸如挡沙潜堤、护滩潜堤或者其他工程目的设置的顺坝结构。此时，如何在防汛墙设计中综合考虑这类工程的消浪影响，在保证防洪安全的前提下，优化堤型结构，节约工程量，是设计及工程科研应该考虑的问题。

针对防汛墙的防洪安全，主要研究目的是确定在极端条件下防汛墙的越浪量问题，而能够直接使用的资料并不多，通过单一的技术手段不可能很好地解决此类问题。将该问题进行详细分析，研究涉及到的问题见图1。

图1 潜堤后方陆域防汛墙防洪问题研究思路Fig.1 Research thought for the flood control problem of the land seawall behind submerged breakwater

从图1分析可以看出，该问题的研究需要涉及3个基本方面，按照先后顺序，分别是：1）采用水槽试验确定潜堤的透浪系数；2）将该系数代入合理的数值模型，得到极端条件下的设计波要素；3）采用该波浪要素作为物理模型试验要素，进行越浪量试验，最终评价防汛墙的防洪安全，并优化堤型。

关于潜堤的透浪系数，目前的研究成果基本是基于室内波浪二维断面试验确定的。在早期，Van der Meer等[1]对潜堤的透浪系数进行了研究；在上世纪50年代，南京水利科学研究院就对直立式矩形潜堤结构进行了试验，杨正己等[2]的研究成果被引入《海堤工程设计规范》。自新世纪以来，许多学者进行了不规则波条件下的越浪量公式的拟合，同样普遍采用了二维水槽断面的模型试验数据。邹红霞等[3]、冯卫兵等[4]等均基于各自的研究成果提出了抛石潜堤的透浪系数经验公式，其结构形式均为淹没水深（a/H）、相对堤顶宽度（B/H）和波陡（H/L）的函数。

对于越浪或透浪堤后的设计波要素，早期通常是将堤前波要素乘以相应的折减系数，在计算得到的或者规范内的绕射系数，分段予以计算并迭加，获得了透浪防波堤后的波浪绕射特征[5]。随着计算机技术水平提高，部分科技工作者尝试在数值模型中引入透射，目前常见的技术手段是在Boussinesq方程中引入孔隙层和在SWAN模型中引入Obstacle参数等。张娜等[6]、毛丹红等[7]均将物理模型得到的透浪系数，通过孔隙层的方法引入MIKE21-BW模块，取得了较好的成果。但基于Boussinesq方程的BW模块对计算稳定性要求很高，且不能考虑风能输入，而基于波作用平衡方程（谱方程）的SWAN模型能较好地模拟风能输入等各种源汇项，且在新版本（自40.71始）中引入了透射的Obstacle选项，可以设置透浪系数，是适用于透浪掩护区域的风浪场计算的数值模型。

防汛墙的海岸防洪问题，本质是防汛墙的越浪量问题，其为港口防浪工程以及海堤、防汛堤设计中的一个十分重要的问题，目前直立式防波堤较典型的计算方法，分别有合田良实法[8]、Allosop 法[9]、俞聿修方法[10]、Franco L 法[11]及浙江省海塘水文规程法[12]。

1 问题的提出

在上海某港区改造工程的设计中，为充分利用岸线资源，将江堤重新进行规划。新规划的江堤位于潜堤掩护的某港区后方，工程地理位置见图2。

图2 工程地理位置图Fig.2 Geographical location of the project

工程所临江面水域宽阔，最长风区达十余km，而上海市防汛要求较高，要求海塘及堤防能在设计标准为200 a一遇极端高潮位（6.34 m）叠加12级风（下限风速，32.7 m/s）产生风浪的恶劣条件下不越浪。港区外围的挡沙堤堤顶高程在4.9～5.0 m，在该极端条件下呈潜堤状态，但仍然有一定的消浪作用。工程平面布置见图3。

图3 港区布置图Fig.3 Port area layout

防汛墙设置于码头面的后方，防汛墙前沿有较长的码头平台，码头面上的淹没水深为0.68m，防汛墙试验断面结构见图4。

图4 原设计典型断面结构图（五泊位，8-8）Fig.4 Typical section structure of original design （No.5 berth，8-8）

研究根据设计工况，推算潜堤后方的设计波要素，然后根据重力相似准确设计水槽断面试验，测量防汛墙上的越浪量，论证防汛墙规划的可行性，并优化堤顶高程和堤型结构。

2 透浪系数的确定

首先在长江口大范围风浪数学模型中，对工程水域周边的波浪概况进行了概算。根据长江口风浪模型计算分析，在不同风向的条件下，挡沙堤外侧的波高略有差异，但是周期与波长基本差不多。

故在比尺为1∶15的水槽物理模型中，保持原型条件下周期5.5 s，波长约为42m的试验条件，调整入射波高，得到不同波高下的透浪系数。试验结果与各家的经验公式结果进行了对比，见图5。

图5 透浪系数试验数据与其他经验公式对比Fig.5 Comparison of the transmission coefficient test data with other empirical formulas results

在设计水文条件下，在挡沙堤东侧，各向的入射波高普遍在2.2～2.6m，此时的透浪系数约为0.60左右；在挡沙堤西侧，受邮轮码头和挡沙堤前抛石潜堤的影响，各向的波高普遍在1.2～1.5 m，此时的透浪系数约为0.75左右。故在数值模型中，将挡沙堤分为两段，分别设置不同的透浪系数，保证数值模拟的准确性。

3 设计波要素的确定

通常情况下，在港内波要素的计算中，为了准确的计算波浪绕射，需要采用相位复演类型的数值模型，如缓坡方程模型或Boussinesq方程模型，但是该两类模型往往对透浪的模拟较为困难，且较难准确的加入风能输入。在本工程中，不但透浪对港区波况起着更为显著的作用，且因港区宽阔，风能输入引起的波高增加也值得重视。

目前，SWAN模型可以完整的考虑风能输入项，也可以通过相位解耦的方式计算波浪绕射，在引入透浪系数后，SWAN模型同样可以准确的模拟波浪的透射过程，故SWAN模型适用于本次波浪要素的数值计算。

港池内有两个走向的码头线，分别为SE-NW向码头线和E-W向码头线，本次试验断面位于E-W向的码头面上（见图6中的A区域）。经过数值计算及分析，N向为该典型断面的最不利风向。在N向12级风的条件下，港区内及工程周边水域的波况分别见图6和图7。

图6 正向入射（N）波作用下港区附近波高矢量图Fig.6 Vector diagram of the wave height under the north forward incident wave near the port

图7 N向工程周边水域波高矢量图Fig.7 Vector diagram of the wave height with north wind surrounding the project

试验采用来浪向与码头面基本垂直的N向波要素作为典型断面的试验条件，具体数值见表1。

表1 模型试验采用波浪要素Table1 Wave parameters of the model test

4 越浪量与堤顶高程关系

影响防汛墙越浪量的因素很多，且各因素间存在交叉影响，各自的影响机制很难分析清楚，目前主要还是通过物理模型试验的方法，测量越浪量。试验遵照《波浪模型试验规程》相关规定，采用正态模型，按照Froude数相似律设计。根据设计潮位、波浪要素、试验断面及试验设备条件等因素，模型比尺取为1∶15。采用不规则波进行试验，波谱采用JONSWAP谱。将按模型比尺换算后的特征波要素输入计算机，产生造波讯号，控制造波机产生相应的不规则波序列。越浪量试验的模型设计见图8。

图8 越浪量试验模型设计图Fig.8 over topping model test design

在试验中发现，波浪冲击防汛墙后，因原设计断面堤顶高程较高，达9.3m，沿墙面上爬水体不能到达堤顶，只有一些零星水花飞过堤顶。为了达到节约工程量和美化景观的目的，本次研究进行了防汛墙堤顶高程优化试验。通过测量不同堤顶高程的越浪量，分析堤顶高程降低的可能性。堤顶高程与越浪量的关系见图9。

图9 越浪量与堤顶高程关系（8-8断面）Fig.9 Relationship between the crest elevation and over topping （8-8 section）

为了进一步降低越浪量，设计中考虑在原反L型防汛墙迎浪侧上缘增加45°的鹰嘴挑檐结构，结构宽度0.4m，试验中发现挑檐结构反浪效果非常好，同等高程的越浪量均远小于直立堤型式，增加了挑檐的防汛墙在堤顶高程降低至8.34m时，仍然没有越浪产生。模型中挑檐结构对波浪的反卷情况见图10。

图10 挑檐结构的反浪效果Fig.10 effect of the reflexed wave on the overhanging eave structure

5 结语

本论文基于实际工程项目，采用数值模拟和物理模型试验多种技术手段，对潜堤后防汛墙的越浪量进行了研究，得到了防汛墙顶高程与越浪量的关系，并验证了优化堤型的越浪量。研究表明：采用水槽断面试验确定潜堤的透浪系数，然后引入SWAN模型模拟潜堤后方水域的波况，在技术上是可行的；采用水槽断面试验可以较为准确地测定防汛墙的越浪量，并进一步确定堤顶高程与越浪量的关系；引入挑檐结构可以较大程度地降低直立防汛墙的越浪量，在波高较小的地区可以广泛推广。

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