李 颖，杨文斌，林子淳，刘鸣洋

(1.中交第一航务工程勘察设计院有限公司，天津300222；
2.交通运输部天津水运工程科学研究所 港口水工建筑技术国家工程研究中心 工程泥沙交通行业重点实验室，天津 300456)

以往有掩护港区的码头工程中，岩基为主区域多采用连片重力式结构形成码头前沿直立岸壁，后方通过回填形成码头作业面。近年来国家政策严格控制用海，不仅限制填海造陆，还要求在港口工程中选用透空性结构型式，保证海洋水体交换。连片重力式结构的应用受到限制，为适应岩基地区的地质条件和实现水体交换功能，传统的重力墩式透空结构成为了较好的替代方案。

由于船舶作业和连片重力式码头结构对顺浪适应性较强，港区防波堤主要以掩护横浪为主。重力墩式结构呈空间受力特性，较大顺向波浪对重力墩式码头结构有较大影响。在顺浪作用下墩式结构周边的波流分布情况和结构受力较为复杂，而有掩护的港区规划岸线一般为近岸结构，码头周边构筑物环境相对复杂，尤其距离后方陆域护岸较近，因此临近构筑物等周边环境对码头结构周边波要素及波浪力的影响不容忽视，这使得重力墩式码头结构与波浪之间的相互作用更为复杂。

重力墩式结构作为一种传统结构形式，一般多用于外海深水码头工程。现行规范[1]分别给出了基于小振幅波理论的小尺度结构物(墩尺寸/波长<0.2)波浪力解析解和基于绕射理论的大尺寸结构物(墩尺寸/波长≥0.2)波浪力解析解。小尺度柱解析解适用于圆形墩柱和长宽比小于1.5的方型墩柱，规范中给出了沿墩柱高度分布的单延米波浪力和波浪总力计算公式。大尺度结构物解析解只适用于圆形墩柱，规范中给了墩柱上波压强和波浪总力的计算公式。规范中的计算公式为单墩结构的解析解，只能通过群桩系数修正和群桩系数或群墩系数来考虑墩柱之间的相互影响，而且波浪方向或群墩柱排布方式较为规则，无法考虑周边构筑物等复杂环境的影响。现行规范提供的计算方法适用条件有限，大多数工程的实际情况都超出规范计算方法的适用范围，所以工程中一般都借助物理模型试验和数值模拟的手段来获得波浪要素和结构所受波浪力。周枝荣等[2]通过波浪物理模型试验对斜向波作用下矩形重力墩式码头波浪力进行研究，提出斜向波作用在矩形重力墩结构上最大总水平波浪力简化计算公式。白景涛等[3]基于某大型矿石码头工程设计，通过物理模型试验对准椭圆形沉箱的波浪力展开研究，总结了准椭圆形墩式沉箱的受力特点。张胡等[4]基于线性绕射理论采用数值模拟手段对大尺寸结构所受波浪力进行研究，并通过物理模型试验得到了较好验证。任效忠等[5-6]应用物理模型试验和数值模拟计算相结合的方式，对规则波和不规则波作用下的准椭圆沉箱波浪力展开系统研究，并对开孔和非开孔两种形式的准椭圆沉箱的波浪力进行对比，分析了群墩系数和波浪力不对称系数的变化规律，研究了波浪力与波浪要素和墩台尺度等因素之间的关系。季新然等[7-9]应用物理模型试验、理论计算方法和数值模拟等多种手段对多向不规则波作用下的大尺度圆形墩柱和群墩结构波浪力展开系统研究，分析总结了不同波浪方向分布和不同墩台布置方式等对波浪爬高、波浪力、波高值等的变化规律。以上研究成果均针对波浪作用下码头圆形或椭圆形墩台之间的相互影响展开研究，并未考虑波浪在矩形群墩间的传播规律及波浪力变化规律，也未考虑近岸临近构筑物等周边环境的影响。此外，张志等[10]针对抛石堤的稳定性、透射特征以及施工情况进行了深入研究，对抛石斜坡堤的性能和稳定性得到了规律性的认识；
另有研究者[11-13]对大型港区的波浪传播特征进行了试验研究和机理分析。

本文以某大型散货码头为依托，对顺浪作用下的近岸矩形重力墩式码头结构开展波浪物理模型试验研究[14]，分析试验数据、对比理论计算结果、总结规律，提出结构设计[15]中的关键点，为后续类似工程的设计提供参考。

工程位于有掩护的港池内，主要受由外海衍射入港池的顺向波浪作用，码头由南向北包含M7(20万t)、M8(10万t)和M9(5万t)共3个泊位，水工结构分别按照30万、20万和10万t级预留，总长度为960 m，宽度为33 m，码头顶高程9.0 m。码头采用重力沉箱墩台结构，沉箱宽度为27.55 m，沉箱长度为15.4 m，墩台之间采用大跨度预应力梁连接，墩台中心距45～47 m。港池总宽772 m，码头前沿线距离东防波堤轴线约975 m，距离码头后方已建护岸轴线约102 m，已建防波堤和护岸均采用抛石斜坡堤结构，护面为人工扭王字块。图1和图2为本工程位置和平面布置，图3和图4分别为码头结构立面图和断面图,由南向北沉箱编号依次为1#～22#。

图1 工程位置图

图3 码头结构立面图(单位：m)

图4 码头结构断面图(单位：m)

本次模型按重力相似准则设计，采用正态、定床模型，试验几何比尺为1:55。试验模拟范围包括整个码头结构、码头后方已建护岸、外侧已建掩护建筑物即东防波堤，以及港区内先期建设泊位，如图2所示。考虑到地形对波浪影响，试验模拟了整个区域范围地形的变化。码头沉箱和上部结构梁板均采用木材和有机玻璃进行加工，斜坡堤结构采用人工块体护面。

整体物理模型港池尺寸为42.5 m×55 m×1.0 m，水池边界如图2所示。造波设备为可移动摇板式造波机。波高采用波高传感器测量，各个墩台和预应力梁所受总力采用总力传感器测量，沉箱墩受到的波浪压强采用SG2008型点压强采集系统进行测量。

模型试验中沉箱的总力方向和压强测点如图5所示。其中规定由沉箱前沿指向后沿为X正方向，对应水平总力Fx为正；
垂直于X方向且由沉箱南侧指向北侧为Y正方向，对应侧向总力Fy为正；
竖直向上为Z正方向，对应浮托力Fz为正。那么，侧向倾覆力矩为Mx，前后倾覆力矩为My。

图5 总力方向定义及压强测点布置(单位：m)

本次试验研究采用不规则波、JONSWAP谱模拟，每组波要素的波列都保持波个数在100以上，每个水位条件下模拟原体波浪作用时间取3 h(原型值)。将前期开展的港区整体物理模型试验数据作为本次试验边界入射波要素，边界入射波要素率定点见图2。波要素率定点波浪主方向定义为完全顺向(平行于该码头轴线)和偏转10°(以该码头轴线为基准偏向后方已建护岸)，主要试验水位和波要素见表1。

表1 试验波要素

3.1 波要素分析

本次试验首先对工程建设前后的码头位置波浪要素进行测量。工程建设前是指码头沉箱墩结构未建设，但码头前沿及沉箱墩基槽已开挖至设计水深，-19 m航道和相应的回旋水域也已疏浚完成。工程建设后是指在“工程建设前”的基础上，本工程沉箱安放完成。

3.1.1 波要素沿程变化情况分析

以极端高水位重现期50 a波浪条件为例，工程建设前，在偏转10°波浪作用下，由码头南端到北端，H1%波高值由4.20 m衰减至2.08 m，衰减幅度约为50%；
在完全顺向波浪作用下，由码头南端到北端，H1%波高值由4.65 m衰减至1.90 m，衰减幅度约为59%。工程建设后，在偏转10°波浪作用下，M7泊位1#沉箱墩南侧H1%=8.09 m，随后逐渐衰减，至M9泊位最北端沉箱北侧H1%=1.46 m，波高衰减了约82%；
在完全顺向波浪作用下，M7泊位1#沉箱墩南侧H1%=7.67 m，至M9泊位最北端沉箱北侧H1%=1.25 m，波高衰减了约84%。相比之下，考虑浅水变形后的理论推导波高要素，由码头南端到北端，H1%波高值由4.8 m衰减至4.1 m，衰减幅度仅为15%。

偏转10°波浪和完全顺向波浪相对码头均偏顺向，波高变化规律一致：工程建设前，在无码头沉箱墩台遮挡作用下，沿波浪传播方向，波高出现沿程衰减趋势，在工程建设后，即按照沉箱墩台后，波高沿程衰减幅度进一步加大。由此可见，在偏顺向波浪作用下，码头沉箱墩台结构对波浪的遮挡作用明显，这一规律与已有研究成果一致。但除了结构自身遮挡原因外，沿程地形变化和码头后方已建斜坡堤护岸等均对波浪的沿程变化起到一定作用。

3.1.2 沉箱墩周边波高分布分析

以工程建设后(安装梁板前)在完全顺向波浪作用下，极端高水位重现期50 a码头结构四周H1%波高分布为例，如图6所示。由试验数据分析可知，沿波浪传播方向，波高的沿程衰减不是线性变化，靠近码头南端的5个沉箱受波浪作用相对较大，1#沉箱墩迎浪侧波高值最大。此外，在完全顺向波浪作用下，沉箱墩台四周波高分布存在差别，靠近南侧3个沉箱侧墙之间的波高明显比沉箱前后沿波高值偏大，墩台前后沿波高分布无明显规律，其余沉箱墩台码头前沿波高均较后沿波高偏大。实验结果表明，沿着波浪传播方向，在靠近南端区域相邻沉箱墩侧墙之间存在明显的反射叠加现象，码头后方斜坡堤护岸沿程对波浪起到一定消能和反射作用。

图6 完全顺向波浪码头沿程H1%波高分布结果(单位：m)

3.2 沉箱波浪力分析

3.2.1 沉箱波浪力沿程变化分析

基于波浪要素试验数据和分析结论，试验进一步选取有代表性沉箱墩进行了波浪力的测量，测量位置如图3所示。表2为极端高水位50 a波浪作用下不同位置处沉箱墩台的波浪总力和总倾覆力矩。由表中数据可知，随着波浪的传播，墩台波浪力与波高变化规律一致，呈衰减趋势。

表2 极端高水位50 a波浪作用下沉箱墩台波浪总力

3.2.2 1#沉箱墩波压强分析

1#沉箱墩作为最外侧受波浪冲击作用的沉箱墩，墩台所受波浪力最大，受地形、群墩结构及后方斜坡堤护岸等综合作用下，1#沉箱墩四周波浪分布也最为复杂，以下针对1#沉箱墩的波浪力进行研究。

1#沉箱墩长度为27.55 m，宽度为15.4 m，墩台顶高程为9.0 m，墩台底高程为-26.0 m，墩台尺寸与波长比值D/L<0.2，墩台属于小尺寸构筑物。参考现行规范[1]中10.3节的“波浪对桩基和墩柱的作用”计算方法，无完全符合适用条件的计算方法，工程设计中近似参考基于绕射理论的大尺度柱波压强计算方法，将矩形1#沉箱墩等效为同等截面面积的圆形墩台。模型试验数据(表3)表明，1#沉箱墩四周外墙均存在波压力和波吸力情况，前后侧波压力和波吸力总体上均大于南北侧，但按照绕射理论分析，墩台南侧(迎浪侧)为波压力，墩台前后侧(计算点同柱体圆心的连线与波向线间的夹角90°)为波压力，墩台北侧(背浪侧)为波吸力，试验结论和绕射理论的波浪规律不一致。本文前述分析表明，码头南端墩台侧墙之间存在明显的反射叠加现象，1#沉箱墩为矩形墩台，墩台长宽比为1.8，该条件超出了现行规范中提出的矩形墩柱长宽比小于1.5的条件。由此分析，1#沉箱墩波浪力受力状态可能介于墩柱结构和直墙结构之间。故下面分别近似按照现行规范[1]中10.1节直墙式结构的立波理论和10.3节大尺度墩柱结构的绕射理论对1#沉箱墩波压强进行分析：南侧外墙分别近似按照南侧为迎浪面的立波理论和绕射理论进行计算，前后侧外墙近似按南侧为迎浪面的绕射理论进行计算，计算波高值均可采用工程建设前测得的行进波高值；
1#沉箱墩北侧分别近似按照南侧为迎浪面的绕射理论和北侧为迎浪面的立波理论计算，按照绕射理论计算时计算波高值可采用工程建设前测得的行进波高值，按照立波理论计算时无试验直接测得的行进波高值，考虑沉箱墩侧墙之间存在明显反射叠加现象，且满足立波波态判断条件，可近似按工程建设后侧墙之间波高的一半取值，如表4所示。图7～图12为1#沉箱墩四周外墙的波压强试验数据和理论计算结果的对比图。对比结果表明，南侧波压力试验数值大小与按绕射理论计算结果较为接近，波压力分布形态与立波理论的计算结果较为接近。北侧波压力试验数值大小介于绕射理论计算结果和立波理论计算结果之间，波压力分布形态与立波理论的计算结果较为接近。前后侧波压力试验数值和分布情况均与绕射理论计算结果存在较大差别。南侧波吸力试验数值和分布情况均与立波理论计算结果较为接近。北侧波吸力试验数值和分布情况均与立波理论计算结果较为接近，与绕射理论计算结果存在一定差别。值得注意的是，无论采用立波理论还是绕射理论进行计算，前后侧外墙均不存在波吸力情况，但试验数据中后侧均存在较大波吸力，且数值要大于南北侧波吸力，模型试验结论与理论分析情况存在较大差别。

表3 极端高水位50 a波浪作用下1#沉箱墩波压强

表4 波压强计算理论和进行波波高取值

图7 1#沉箱墩南侧波压力分布

图10 1#沉箱墩后侧波压力分布

通过物理模型试验和理论分析对比研究，揭示了近岸重力墩式码头结构与顺向波浪的相互作用规律，得到如下结论：

(1)在顺向波浪作用下，近岸重力墩式码头结构距离周边构筑物较近，除了墩台结构自身遮挡作用以外，沿程地形变化和码头周边已建构筑物等均对码头墩台周边波要素和波浪力有一定影响，尤其是码头后方相邻护岸结构的作用不容忽视。

(2)在顺向浪作用下，受地形变化、码头结构和码头后方斜坡堤及其他周边构筑物等影响，本工程重力式墩台周边波高、沉箱及箱梁所受波浪力等沿波浪传播方向呈衰减趋势，较大波高影响范围主要集中在南端5个沉箱范围内，设计中有必要结合波高沿程变化情况，对沉箱墩台进行合理的设计分区，以保证方案的经济合理性。

(3)以1#沉箱墩为例对沉箱墩四周波浪力进行研究，在顺向浪作用下，当矩形沉箱墩长宽比较大时，迎浪面的波浪受力状态介于直墙式结构和墩式结构之间，再加之码头后方斜坡式护岸等临近构筑物的作用，这使得墩台四周尤其是墩台前后沿的波压强分布与绕射理论的墩柱波浪力分布截然不同，采用理论计算方法较难准确计算出墩台的波浪力。

(4)综上所述，建议在类似工程的设计过程中开展有针对性的波浪物理模型试验，以准确模拟工程周边环境及工程本身对码头结构周边波浪要素和结构所受波浪力的影响，从而保证工程设计方案经济合理、安全可靠。

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