桩基双挡板透空式码头水平波浪力试验研究

尹亚军，郑 城，许忠厚，黄 璐，高晨晨

（1.中交第二航务工程勘察设计院有限公司，武汉430071；2.浙江水资源管理中心，杭州310012；3.中交水运规划设计院有限公司，北京100007；4.中交上海港湾工程设计研究院有限公司，上海200032；5.河海大学港口海岸及近海工程学院，南京210098）

桩基双挡板透空式码头水平波浪力试验研究

尹亚军1，郑 城2，许忠厚3，黄 璐4，高晨晨5

（1.中交第二航务工程勘察设计院有限公司，武汉430071；2.浙江水资源管理中心，杭州310012；3.中交水运规划设计院有限公司，北京100007；4.中交上海港湾工程设计研究院有限公司，上海200032；5.河海大学港口海岸及近海工程学院，南京210098）

以沈家湾客运码头拟建二期工程为依托，通过物理模型试验研究了桩基双挡板透空式码头的挡板所受水平波浪力的分布规律，并将试验值与公式计算值进行对比。结果表明，相对波高H/d、相对波长L/d、后挡板结构形式、后挡板相对入水深度s2/d对前后挡板所受水平波浪力均有显著影响。此外，孙龙、盛祖荫基于桩基码头物模试验拟合的水平波浪力公式比海港水文规范推荐的公式及合田良实公式更适用于前挡板的水平波浪力计算。

桩基双挡板透空式码头；水平波浪力；物理模型试验

桩基挡板透空式码头是一种新型码头结构形式，兼有码头与防波堤的双重功能，具有防止泥沙淤积，改善港内水质条件，造价低等优点。目前桩基挡板透空式码头在国内成功运用的案例有东营港一期扩建工程、沈家湾客运站码头工程等。其中，东营港为单挡板结构，沈家湾为双挡板。当前针对桩基挡板透空式结构的波浪作用力的研究成果较多，但主要集中于单挡板结构［1-4］，针对双挡板的研究成果相对较少［5］。因而，本文依托沈家湾客运码头拟建二期工程，通过物理模型试验，针对桩基双挡板码头的挡板所受水平波浪力进行研究。

1物理模型试验设计

1.1试验设备

物理模型试验在河海大学风浪水槽中进行，水槽长80 m，高1.5 m，宽1 m，水槽一端安装有液压式推板造波机，另一端铺设消能缓坡，以减小波浪反射。同时在水槽的中后部用隔板将水槽分隔成等间距的两部分，物理模型试验在外侧的50 cm宽水槽内进行，从而减少波浪的二次反射。波高和波浪力的测量和采集均采用北京水科院研制的DJ800多功能检测系统及配套传感器。

1.2试验参数

此次物理模型试验是严格按照实际工程设计的，试验过程中高水位越浪是允许的，在此前提下研究前后挡板所受水平波浪力，模型比尺为1：25。采用不规则波作为入射波，不规则波的谱型选用改进的JON⁃SWAP谱，试验波要素如表1所示（已转化为模型值）。模型试验中，前挡板开孔（开孔率0.407），挡板底部与泥面距离记为s1，s1取18 cm，水深d减去s1即为t1；后挡板分为开孔和不开孔两种形式，后挡板底部与泥面的距离记为s2，水深d减去s2即为t2。后挡板开孔时（开孔率0.407），s2取18 cm；后挡板不开孔时，s2取0、6、14、18 cm这四种情况，前后挡板的结构如图1-a、图1-b所示。当后挡板底部距离泥面0 cm时，前后挡板的压力探头分布情况如图1-c所示。

图1 挡板结构与压力测点分布图Fig.1 Baffle structure and distribution of wave pressure measuring points

表1 试验波要素Tab.1 Table of wave parameters

2试验结果分析

试验分析中所用的P为压强峰值1/3大值的平均值，H为波高1/3大值的平均值，纵坐标的刻度为挡板上压力测点与码头面的距离，横轴对应于纵轴上的刻度为静水位至码头面的距离。

2.1相对波高对水平波浪力分布影响

图2～图4为不同水深下，前后挡板相对波压强随相对波高变化的分布图，相对波高的定义为波高与水深的比值。

图2表明，d=41 cm时，相对波高越大，前后挡板的相对波压强越小。这是由于静水位与码头面的距离太小，导致大部分波浪均能越过挡板，而相对波高越大，越浪越严重，能量损失越多，相对波压强就越小。此外，前后挡板在静水位下约半倍波高处的波压强最大，前挡板上波压强分布较为均衡，后挡板的上部及底部所受波压强明显小于中部。

图3表明，d=36 cm时，相对波高越大，前后挡板所受相对波压强越大。这是由于静水位与码头面的距离大于半倍波高，只有波峰尖部少部分浪能越过挡板，波浪的大部分能量均直接作用在前挡板上，因而相对波高越大，挡板所受相对波压强越大。同时，前挡板的中下部所受波压强受相对波高影响较小，挡板上部受相对波高的影响较大，这是因为波高越大，单位面积的水面上的总波能就越大，挡板所受的水平波浪力就越大，同时挡板静水位以上受波峰直接作用区域的水平波浪力比静水位下间接受波峰作用区域的水平波浪力增加得更大。在周期相同的情况下，波浪透过前挡板的能力接近，因而相对波高越大，透过前挡板作用在后挡板的波高越大。同理，后挡板的静水位以下几乎不受相对波高的影响，静水位以上受相对波高影响明显。

图4表明，d=20 cm时，相对波高越大，前后挡板所受相对波压强越大，且静水位以上波峰直接作用区域所受波压强受相对波高的影响明显，静水位以下波压强受相对波高的影响较小。

可见，在无越浪或越浪较小时，相对波高越大，前后挡板所受水平波浪力越大，且挡板静水位以上部位受相对波高影响更为显著；而在越浪很大时，相对波高越大，挡板所受相对波压强反而减小。

2.2相对波长对水平波浪力分布影响

图5为相对波压强随相对波长变化分布图，相对波长定义为波长与水深的比值。图5表明前挡板的中上部及后挡板的上部的相对波压强受相对波长的影响较小，挡板的下部受相对波长的影响显著。相对波长越长，在波高相同的情况下，单宽波峰线长度的波能流就越大，作用在前挡板上的水平波浪力就越大，因而前挡板所受相对波压强就越大。同时，相对波长越长，波浪透过前挡板的能力越强，反射波就越小，导致入反射波叠加后的波高就小于相对波长较小的波浪，挡板静水位以上直接受波峰作用的水平波浪力就会小于相对波长小的波浪，就会形成图5-a所示的相对波压强分布特征。由于相对波长越长，透过前挡板的波能越多，后挡板所受的水平波浪力就越大，如图5-b所示。

图2 相对波压强随相对波高变化分布图（d=41 cm）Fig.2 Distribution of relative wave pressure caused by relative wave height（d=41 cm）

图3 相对波压强随相对波高变化分布图（d=36 cm）Fig.3 Distribution of relative wave pressure caused by relative wave height（d=36 cm）

图4 相对波压强随相对波高变化分布图（d=20 cm）Fig.4 Distribution of relative wave pressure caused by relative wave height（d=20 cm）

图5 相对波压强随相对波长变化分布图（d=36 cm）Fig.5 Distribution of relative wave pressure caused by relative wave length（d=36 cm）

2.3后挡板结构形式对水平波浪力分布影响

图6为相对波压强随后挡板结构形式分布图。图6表明后挡板开孔后，前后挡板所受的相对波压强均减小。其中，前挡板静水位以下，相对波压强减小不明显，而静水位以上，相对波压强减小较为显著。同样，后挡板静水位附近的相对波压强减小较为显著，静水位以下较深处减小不明显。后挡板在开孔情况下，就会有部分波浪穿过开孔，因而作用在后挡板上形成的反射波就会较不开孔的情况下有所减小，入反射波叠加后的波高就会有所减小，因而挡板所受波压强就会减小。

2.4后挡板入水深度对水平波浪力分布影响

图7～图8为相对波压强随后挡板入水深度变化分布图。图7表明，d=41 cm时，前挡板相对波压强在后挡板相对入水深度从0.55增加到0.85间变化不明显，而当后挡板相对入水深度增加到1时，前挡板相对波压强显著减小，挡板上相对波压强分布明显不均衡。挡板相对入水深度从0.55增加到0.65时，后挡板上相对波压强明显增加，但分布规律仍相同，最大相对波压强出现在静水面下约半倍波高处。挡板相对入水深度增加到0.85时，后挡板上部的相对波压强显著增大，最大波压强出现在挡板上部。随着挡板相对入水深度增加到1时，后挡板上部的波压强迅速增大。可见，码头后挡板相对入水深度太大易导致后挡板顶部受到过大的波压强作用，这是由于波峰作用过来时，码头下透空室里的水体迅速增加，而静水位与码头面板距离很小，容纳迅速增加水体的空间有限，同时后挡板又非开孔，这就导致突然涌来的水体无法迅速排走，因而在后挡板上部形成巨大的冲击压强，整个挡板所受波压强显著增大，此种情况容易导致后挡板与纵梁连接处受损，实际工程中应避免此类挡板结构设计。

图8表明，d=36 cm时，前后挡板相对波压强随后挡板入水深度的变化规律与图7相同。在后挡板相对入水深度增加大到1时，后挡板顶部所受的相对压强明显小于图7，没有形成过大的冲击压强。这是由于水深变小，静水面与码头面板的距离变大，使得波峰作用过来时，码头面下容纳迅速增加水体的空间变大，减小了水体对后挡板上部的冲击压强。

图6 相对波压强随后挡板结构形式变化分布图（d=36 cm）Fig.6 Distribution of relative wave pressure caused by the back baffle structure（d=36 cm）

图7 相对波压强随后挡板入水深度变化分布图（d=41 cm，H=13.6 cm，t=2.0 s）Fig.7 Distribution of relative wave pressure caused by underwater penetration of the back baffle（d= 41 cm，H=13.6 cm，t=2.0 s）

图8 相对波压强随后挡板入水深度变化分布图（d=36 cm，H=12.6 cm，t=2.4 s）Fig.8 Distribution of relative wave pressure caused by underwater penetration of the back baffle（d= 36 cm，H=12.6 cm，t=2.4 s）

3水平波浪力计算方法讨论

当前针对桩基挡板透空式结构的挡板所受水平波浪力的计算方法还较少，主要是借鉴直墙式建筑物的水平波浪力的计算方法，如我国《海港水文规范》［6］8.1.3.1节推荐的直墙式建筑物所受波浪水平力计算公式（以下简称规范公式）、日本合田良实［7-8］计算公式等。同时，也有学者通过物理模型试验研究桩基结构所受水平波浪力，如孙龙、盛祖荫通过研究双层梁板桩基码头的波浪力，提出了桩基结构水平波浪力的计算公式（以下简称孙龙公式）。通过将这3种公式的计算值与本文的试验值进行对比，分析这3种公式的计算效果。由于后挡板的波浪作用特性较前挡板更加复杂，研究成果很少，故主要讨论前挡板水平波浪力的计算方法。

图9 水平波浪力公式计算值与试验值对比图Fig.9 Comparison of the horizontal wave force measured in the experiment and calculated by different formulas

孙龙公式［1］主要运用于码头前沿为不完全立波状况，公式主要内容如下：（1）波峰点处（η=Hr/2+ξ0）的波压强：p0=0；（2）码头前沿反射波高：Hr=KrH，Kr为反射系数，码头前沿为部分反射波况取Kr=1.3～1.7；（3）水面超高；（4）水底（Z=d）处波压强；（5）静水面（Z=0）处波压强：；（6）静水位下某一深度（Z=Z0）处波压强式中H为入射波高，d为码头前沿水深，L为波长，γ为水重度。

规范公式［6］适用于H/L≥1/30且d/L=0.139～0.2的直墙式建筑物上的立波作用力计算，公式主要内容为：（1）静水位以上H+hs的波压强为0，其中；（2）水底波压强为；（3）静水位处波压强为；（3）直立墙墙底处的波压强为；（4）静水位以上及以下的波压强均按直线分布，式中H为入射波高，d为静水位至泥面水深，d1为建筑物直墙式结构底部至静水位水深，L为波长，γ为水重度。

合田良实公式［7-8］适用于直墙式建筑物的波压强的计算，公式主要内容为：（1）静水位以上波压力为0的高度：η=1.5H；（2）静水位处波峰的波压强为：p1=α1γH，其中；（3）墙底处的波压强为：p3=α3p1，其中；（4）静水位以上及以下的波压强均按直线分布，式中H为入射波高，d为静水位至泥面水深，d1为建筑物直墙式结构底部至静水位水深，L为波长，γ为水重度。

图9为3种公式的水平波浪力计算值与试验值的对比图。其中，孙龙公式计算值与试验值吻合较好，但计算值较实测值整体偏大，规范公式及合田良实公式计算值较试验值显著偏大。规范公式及合田良实公式是针对直墙式建筑物，应用于桩基挡板透空结构时，由于部分波能从挡板底部及挡板开孔处透过，因而作用于挡板上的水平波浪力小于直墙式建筑物所受水平波浪力。此外，经过挡板作用形成的反射波高也小于直墙式建筑物作用形成的反射波高，因而作用在挡板上的入反射叠加的波高小于直墙式建筑物。故试验值小于规范公式及合田良实公式是可以理解的。相比之下，基于桩基码头物模试验拟合的孙龙公式更具有参考价值。

4结论

本文依托沈家湾客运码头拟建二期工程断面物理模型试验，研究了桩基双挡板透空式码头水平波浪力的分布规律，并且讨论了前挡板水平波浪力的计算方法，主要结论如下：

（1）越浪明显时，前后挡板所受相对波压强随相对波高H/d增大而减小；无越浪或越浪较小时，前后挡板所受相对波压强随H/d增大而增大，且挡板静水位以上受H/d影响比静水位以下更为明显。

（2）前挡板中下部所受相对波压强随相对波长L/d的增大而增大，受L/d影响明显，前挡板中上部随L/d的增大而减小，受L/d影响较小；后挡板所受相对波压强随L/d增大而增大，挡板中下部受L/d影响大。

（3）后挡板开孔能够减小前后挡板所受的相对波压强。

（4）码头后挡板的相对入水深度t2/d不宜超过0.85，否则在高水位时，后挡板上部形成过大的冲击压强，影响挡板的安全稳定。

（5）基于直墙式建筑的水平波浪力计算公式计算得到的前挡板的水平波浪力显著偏大，而基于桩基码头物模试验拟合的孙龙公式与试验值更为接近，对挡板水平波浪力的计算更具有参考价值。

［1］孙龙，盛祖荫.双层梁板桩基码头的波浪力计算［J］.水运工程，2000（7）：24-28. SUN L，SHENG Z Y.Wave force calculation for double⁃layered slab&girder wharf on piled foundation［J］.Port&Waterway Engi⁃neering，2000（7）：24-28.

［2］董霞.桩基挡板透空式防波堤结构波压力特性研究［D］.南京：河海大学，2006.

［3］邵杰.不规则波作用下挡板式透空堤水动力特性研究［D］.南京：河海大学，2010.

［4］王伟.单挡板透空式防波堤透浪系数和波浪力研究［D］.南京：河海大学，2011.

［5］虞丹君，冯卫兵，李艳波，等.桩基双挡板透空式防波堤水平波压力试验与计算［J］.水运工程，2015（1）：19-24. YU D J，FENG W B，LI Y B，et al.Experiment study and calculation of horizontal wave pressure of piled baffle penetrated breakwa⁃ter［J］.Port&Waterway Engineering，2015（1）：19-24.

［6］JTS 145-2-2013，海港水文规范［S］.

［7］Goda Y.Random seas and design of maritime structures［M］.Singapore：World Scientific Publishing Co.Pte Ltd.，2000.

［8］李玉成.直墙式建筑物的波浪力──对合田波压力新计算方法的评述［J］.大连工学院学报，1980（1）：91-99. LI Y C.Wave pressure on vertical walls⁃review of Goda′s new method for calculation of wave pressures［J］.Journal of Dalian Univer⁃sity of Technology，1980（1）：91-99.

Experiment study of horizontal wave force of piled double baffles permeable wharf

YIN Ya⁃jun1,ZHENG Cheng2,XU Zhong⁃hou3,HUANG Lu4,GAO Chen⁃chen5
(1.CCCC Second Harbor Consultants Co.,Ltd.,Wuhan 430071,China;2.Zhejiang Water Resource Management Institute,Hangzhou 310012,China;3.CCCC Water Transportation Consultants Co.,Ltd.,Beijing 100007,China;4. CCCC Shanghai Harbor Engineering Design&Research Institute Co.,Ltd.,Shanghai 200032,China;5.College of Harbor,Coastal and Offshore Engineering,Hohai University,Nanjing 210098,China)

Based on the second⁃stage engineering of Shenjiawan passenger terminal,physical model experi⁃ment was carried out to study the horizontal wave force distribution of the piled double baffles permeable wharf. And the comparison of the horizontal wave force measured in the experiment and calculated by different formulas was done.The results show that relative wave height(H/d),relative wave length(L/d),back baffle structure and under⁃water penetration of the back baffle have the obvious effects on the horizontal wave force.Furthermore,the formula derived by Sun Long and Sheng Zuyin based on the piled wharf experiment is more suitable for the horizontal wave force calculation of the piled double baffles permeable wharf than the formula suggested by Code of hydrology for sea harbor and derived by Goda.

piled double baffles permeable wharf;horizontal wave pressure;physical model experiment

TV 139.16;U 656.1

A

1005-8443（2016）04-0336-06

2015-07-13；

2016-04-13

尹亚军（1990-），男，江苏省南通人，助理工程师，主要从事港口水运及近海工程的研究与设计工作。

Biography：YIN Ya⁃jun(1990-),male,assistant engineer.