幾內(nèi)亞灣長周期涌浪作用下島式碼頭防波堤穩(wěn)定性試驗研究

鄧夕貴，張亞敬，謝守鵬，金瑞佳，陳漢寶

(1.中國港灣工程有限責任公司，北京100027； 2.交通運輸部天津水運工程科學(xué)研究所 港口水工建筑技術(shù)國家工程研究中心 工程泥沙交通行業(yè)重點實驗室，天津 300456)

幾內(nèi)亞灣屬長周期涌浪作用為主的海灣，具有波浪周期長、波高大且浪向集中的特點。南大西洋在中高緯度區(qū)域受溫帶氣旋影響產(chǎn)生風浪，在長距離傳播過程中，高頻波浪衰減較快，當傳至幾內(nèi)亞灣時轉(zhuǎn)變?yōu)橹虚L周期涌浪以及熱帶(6°N～15°S)生成的短周期風浪，形成了幾內(nèi)亞灣外海長周期涌浪為主、風浪為輔的波浪特征[1]。眾多研究表明，長周期涌浪會穿過防波堤影響港內(nèi)泊穩(wěn)條件及破壞結(jié)構(gòu)物穩(wěn)定性。圍繞長周期波浪傳播對海工建筑物影響的研究很多，姜云鵬等[2-3]采用斷面物理模型試驗，研究了長周期波浪沖擊對斜坡式結(jié)構(gòu)頂部胸墻的沖擊作用，結(jié)果表明國內(nèi)規(guī)范和美國CEM手冊經(jīng)驗公式未充分考慮長周期波浪破碎對胸墻受力的影響。邴曉等[4]介紹了英國標準BS6349、美國陸軍工程兵團《海岸工程手冊》、日本《港口設(shè)施技術(shù)標準》中直墻所受波谷力的計算原理，并對應(yīng)用范圍和參數(shù)選取進行了推薦。戈龍仔等[5]針對印度洋海域深水涌浪條件下大型扭工字護面塊體在施工過程中多次出現(xiàn)的破壞現(xiàn)象，采用物理模型試驗分析了深水涌浪條件下護面塊體破壞機理，揭示了搖動導(dǎo)致桿件斷裂并引起防波堤破壞的原因。鄧夕貴等[6]研究了強浪向和其他不同方向波浪作用下，不同水位往復(fù)循環(huán)后防波堤堤身動態(tài)平衡形態(tài)的形成規(guī)律。于定勇[7]采用物理模型試驗通過對胸墻迎浪面的波浪壓強分布、總水平作用力和波浪作用高度的試驗改進了規(guī)范中斜坡堤胸墻波浪力計算方法。

綜上，長周期涌浪海域防波堤設(shè)計不能簡單地照搬國內(nèi)外規(guī)范，應(yīng)充分考慮其使用條件，在有條件的情況下采用物理模型試驗進行研究。在中長周期波海域，當越浪量較大時，越浪水體越過胸墻對背浪側(cè)護面塊石造成瞬間沖擊力非常大，極易造成塊石失穩(wěn)，導(dǎo)致防波堤破壞。本文以幾內(nèi)亞灣島式碼頭防波堤工程為例，通過三維物理模型試驗對防波堤擋浪墻穩(wěn)定性及越浪量進行分析，對防波堤設(shè)計進行了優(yōu)化，可為類似工程提供參考依據(jù)。

1 模型試驗資料

1.1 模型實例

模型試驗以貝寧某離岸碼頭防波堤工程[8-10]為研究對象，該工程位于貝寧東南部迪法省，離岸距離約400 m。防波堤采用斜坡式防波堤，總長約352 m，防波堤頂高程7.0 m，擋浪墻頂高程同樣為7.0 m，堤心石采用1～500 kg塊石，堤外側(cè)采用700～1 300 kg 塊石墊層，墊層上部采用7 t人工塊體阻擋外海波浪，防波堤內(nèi)側(cè)采用500～1 500 kg塊石護面，堤趾同樣采用500～1 500 kg塊石防止人工塊體滑動，護底塊石質(zhì)量為50～100 kg，防止沖刷破壞，堤身坡度為1：1.5，堤頭采用10 t扭王字塊阻擋外海波浪。防波堤平面布置如圖1所示，堤身及堤頭斷面如圖2所示。

圖1 防波堤平面布置Fig.1 Layout of the breakwater圖2 堤身及堤頭斷面圖Fig.2 Section of the breakwater

1.2 試驗水位和波浪要素

本工程水文信息以當?shù)乩碚摶鏋榛鶞?，極端高水位2.20 m，極端低水位-0.10 m。波浪方向選取為SSE、S、SSW三個方向。試驗波浪要素如表1所示。

表1 試驗波要素Tab.1 Wave parameters

2 試驗方法

2.1 試驗設(shè)施和模型制作

模型試驗在交通運輸部天津水運工程科學(xué)研究院綜合試驗廳中完成。模型按重力相似準則設(shè)計，采用正態(tài)、定床模型。試驗場地為42 m×30 m×1 m的矩形水池，如圖3所示，采用幾何比尺λ=25，時間比尺λt=5，力比尺λF=15 625。模型中各種塊石按重力比尺挑選，粒徑級配符合《防波堤與護岸設(shè)計規(guī)范》[11]中對于斜坡堤的規(guī)定，同時滿足《水運工程模擬試驗技術(shù)規(guī)程》(JTJ/T231-2021)[12]的要求。造波采用總長40 m可移動推板式不規(guī)則波造波機及其控制系統(tǒng)，為消除邊壁反射影響，在港池四周設(shè)置消波筐，模型制作完成效果圖如圖3所示。

圖3 模型制作完成效果Fig.3 Completed model圖4 波高傳感器布置圖Fig.4 Layout of wave height sensors圖5 設(shè)計方案壓力傳感器布置圖(單位:mm)Fig.5 Layout of the wave pressure sensors

試驗采用不規(guī)則波進行。不規(guī)則波采用頻譜模擬，頻譜采用《港口與航道水文規(guī)范》(JTS 145-2015)[13]中的JONSWAP譜。波浪力采用SG2008型微型點壓力采集系統(tǒng)，波況采用SG2008型波高傳感器，傳感器布置如圖4～圖5所示。

2.2 試驗方法

進行整體穩(wěn)定性試驗時，每個水位條件下模擬原體波浪作用時間取3 h(原體值，下同)，以便觀察斷面在波浪累積作用下的變化情況。根據(jù)《水運工程模擬試驗技術(shù)規(guī)程》(JTJ/T231-2021)規(guī)定，護面塊體的穩(wěn)定性試驗每組至少重復(fù)3次。當3次試驗現(xiàn)象差別較大時，增加重復(fù)次數(shù)，每次試驗護面塊體均重新擺放。

(1)護底塊石穩(wěn)定性判斷。

在波浪累積作用下觀察護底形狀改變情況，依據(jù)其表面是否發(fā)生明顯變形、是否失去護底功能判斷其穩(wěn)定性。

(2)護面塊體穩(wěn)定性判斷。

試驗過程中通過觀察扭王字塊位移情況進行判斷，在試驗中當位移變化在半倍塊體邊長以上、滑落或跳出，即判斷為失穩(wěn)。當波浪累積作用下出現(xiàn)局部縫隙加大至半倍塊體邊長以上，也判斷為失穩(wěn)。

(3)越浪量測量。

通過觀察找到三維試驗中越浪最嚴重位置，用寬度為0.2 m的接水槽對越浪量進行收集，隨后通過測量重量或體積得到模型的越浪量。按相似準則，將模型越浪量換算成原體越浪量。單寬平均越浪量按下式計算

(1)

式中：q為單寬平均越浪量，m3/(m·s)；V為1個波列作用下的總越浪水量，m3；b為收集越浪量的接水區(qū)域?qū)挾?，m；t為1個波列作用的持續(xù)時間，s。

3 試驗結(jié)果與分析

3.1 SSE、SSW向浪條件下試驗結(jié)果

由于入射波高較小，SSE向波浪作用下，防波堤外側(cè)最大波高位于東堤頭和堤身拐角處#10附近，極端高水位時有效波高2.23 m，極端低水位時有效波高2.03 m，防波堤內(nèi)側(cè)最大波高位于東堤頭內(nèi)側(cè)#16附近，極端高水位時有效波高0.30 m，極端低水位時有效波高0.28 m。堤頂未形成越浪，堤身及堤頭各部位均保持穩(wěn)定。試驗照片見圖6所示。

SSW向波浪作用下，極端高水位時有效波高4.48 m，極端低水位時有效波高4.08 m，防波堤內(nèi)側(cè)最大波高位于東堤頭內(nèi)側(cè)#14附近，極端高水位時有效波高0.50 m，極端低水位時有效波高0.45 m。極端高水位時堤身有兩處發(fā)生越浪，越浪量為2.05 L/(m·s)、0.34 L/(m·s)，堤身及堤頭各部位均保持穩(wěn)定。試驗照片見圖7所示。

圖6 SSE向試驗Fig.6 Test of SSE-wave direction圖7 SSW向試驗Fig.7 Test of SSW-wave direction

3.2 S向波浪條件下試驗結(jié)果

S向波浪作用下，防波堤外側(cè)最大波高位于東堤頭和堤身拐角處#12附近，極端高水位時有效波高5.41 m，極端低水位時有效波高4.93 m，防波堤內(nèi)側(cè)最大波高位于東堤頭內(nèi)側(cè)#16附近，極端高水位時有效波高0.67 m，極端低水位時有效波高0.61 m。

在極端高水位，重現(xiàn)期50 a不規(guī)則波(H13%=3.92 m，Tm=15.78 s)連續(xù)作用3 h下，堤身外側(cè)護底塊石、堤趾塊石、扭王字塊及擋浪墻均穩(wěn)定，波浪傳播至防波堤前大量越過擋浪墻，直接作用于后方護面塊石上，造成塊石失穩(wěn)，經(jīng)過約450個波，折合原型時間約2 h后失穩(wěn)嚴重，已經(jīng)露出堤心石(圖8)，其他地方也有部分塊石發(fā)生失穩(wěn)現(xiàn)象，經(jīng)過測量越浪量達47 L/(m·s)。

圖8 S向波浪作用下塊石失穩(wěn)Fig.8 Instability of block stone under S-wave direction action

從測力結(jié)果發(fā)現(xiàn)，每延米擋浪墻受到最大水平力為137.5 kN，最大垂向力為93.75 kN，以擋浪墻底摩擦系數(shù)為0.6考慮，通過下式計算證明擋浪墻是穩(wěn)定的

0.6×(G-FV)>FH

(2)

式中：G為擋浪墻重量；FV為擋浪墻所受最大浮托力；FH為擋浪墻所受最大水平力。

通過模型試驗觀察到的實際發(fā)生的防波堤內(nèi)側(cè)塊石失穩(wěn)導(dǎo)致的擋浪墻失穩(wěn)，與按規(guī)范計算所得的擋浪墻未失穩(wěn)的判斷相悖。這是因為防波堤外側(cè)護面塊體質(zhì)量通常明顯大于內(nèi)側(cè)護面塊體或塊石，而規(guī)范公式并未考慮越浪對防波堤內(nèi)側(cè)護面塊石的淘刷引起的擋浪墻失穩(wěn)，因此規(guī)范公式不再適用于反映和判斷因內(nèi)側(cè)塊石失穩(wěn)導(dǎo)致的擋浪墻失穩(wěn)現(xiàn)象。

3.3 優(yōu)化方案試驗

針對S向波浪作用后，擋浪墻后側(cè)塊石失穩(wěn)情況，對防波堤結(jié)構(gòu)進行優(yōu)化，加高防波堤東西走向段擋浪墻頂高程，由7.0 m提高為8.6 m，且增長擋浪墻后方底座，保證越浪不會破壞后方護面塊石，見圖9所示。試驗結(jié)果顯示，仍有越浪現(xiàn)象，但較原頂高程為7.0 m情況大大改觀，越過防波堤波浪直接作用到擋浪墻平臺上，有效地保護了護面塊石，經(jīng)過測量，越浪量為4.62 L/(m·s)，滿足不高于5 L/(m·s)設(shè)計要求，越浪高度約為0.5 m，經(jīng)過約2 h后發(fā)現(xiàn)后方護面塊體穩(wěn)定，未發(fā)生失穩(wěn)破壞，如圖10所示。

圖9 擋浪墻優(yōu)化方案Fig.9 Optimization scheme of crown wall圖10 優(yōu)化方案試驗結(jié)果Fig.10 Optimization scheme test result

重新測試優(yōu)化的擋浪墻在波浪作用下的受力情況，傳感器布置如圖11所示。測試位置為斜坡堤身中間位置，極端高水位、波浪重現(xiàn)期50 a不規(guī)則波作用下，擋浪墻受到的水平波浪力和垂直波浪力時間歷程曲線如圖12～圖13所示。

圖11 優(yōu)化方案壓強傳感器布置圖(單位：mm)Fig.11 Layout of pressure sensor

圖12 水平力時間歷程曲線Fig.12 Horizontal force time course curve圖13 垂直力時間歷程曲線Fig.13 Vertical force time course curve

每延米擋浪墻受到的最大水平力時刻為822.5 s，此時的水平力為191.34 kN/m，浮托力為29.90 kN/m，受到最大浮托力時刻為790.5 s，此時水平力為58.53 kN/m，浮托力為96.74 kN/m，為保證擋浪墻在波浪作用下不發(fā)生水平滑移，需要比較擋浪墻受到的水平力和底部摩擦力，擋浪墻受力見表2。從受力校核來看，擋浪墻處在臨界失穩(wěn)的狀態(tài)，從試驗中觀察可以看出，擋浪墻并沒有發(fā)生失穩(wěn)破壞，將擋浪墻后方水平板加厚保證擋浪墻的穩(wěn)定性[14-15]。

表2 極端高水位擋浪墻受力計算表Tab.2 Force of crown wall in extreme high water level

4 結(jié)論

本文基于貝寧島式碼頭防波堤項目，針對幾內(nèi)亞灣長周期波浪作用下結(jié)構(gòu)物的穩(wěn)定性，通過三維波浪整體物理模型試驗分析防波堤護面塊體、墊層和擋浪墻穩(wěn)定性以及防波堤的越浪量得出如下結(jié)論：

(1)S向波浪作用下，越浪量達47 L/(m·s)，越浪水體越過擋浪墻，直接作用于后方護面塊石上，造成塊石失穩(wěn)，進而導(dǎo)致?lián)趵藟κХ€(wěn)。擋浪墻測力結(jié)果滿足規(guī)范公式，規(guī)范公式并未考慮越浪對防波堤內(nèi)側(cè)護面塊石的掏刷引起的擋浪墻失穩(wěn)，該現(xiàn)象值得關(guān)注。

(2)試驗結(jié)果表明：在長周期波浪海域，在允許越浪的防波堤設(shè)計中應(yīng)注意擋浪墻的穩(wěn)定性不能僅用規(guī)范公式計算。本文再次驗證了三維港池整體物理模型試驗在研究防波堤穩(wěn)定性、堤頂越浪量等方面的必要性。

(3)文章研究成果可為長周期涌浪作用下島式防波堤設(shè)計提供參考。