李雪艷, 付 聰, 范慶來, 王 崗

(1.魯東大學(xué)海岸研究所,山東 煙臺(tái) 264025;2.河海大學(xué)港口海岸與近海工程學(xué)院,江蘇 南京 210098)

斜坡堤本身具有對(duì)波浪反射弱、對(duì)地基不均勻沉降不敏感、施工較簡單等優(yōu)點(diǎn),目前在筑港、海洋、河流和城市護(hù)岸中廣泛應(yīng)用?？紤]到堤頂設(shè)置胸墻結(jié)構(gòu)可以大大降低工程造價(jià),節(jié)省工程材料,同時(shí)堤頂可作為通道或碼頭,因此成為目前我國斜坡堤中較為常用的防浪結(jié)構(gòu)之一。由于斜坡堤堤頂胸墻的受力情況,直接影響其后方掩護(hù)水域的平穩(wěn)和工程設(shè)施的安全,系統(tǒng)探討胸墻迎浪面所受波浪力的影響因素,對(duì)于保護(hù)工程設(shè)施的安全運(yùn)行和保證工程建成后的經(jīng)濟(jì)效益具有重要的實(shí)際意義。

關(guān)于胸墻越浪量、受力和穩(wěn)定性等方面的研究,國內(nèi)外學(xué)者已做了較多的工作。在胸墻越浪量方面,羅興遠(yuǎn)[1]采用圖像分析法獲取弧形胸墻斜坡式護(hù)岸的越浪量結(jié)果,并與傳統(tǒng)稱重法的結(jié)果進(jìn)行了對(duì)比。Kortenhaus等[2]比較系統(tǒng)地研究了直立堤時(shí)曲線形式防浪墻對(duì)其越浪量和波浪力的影響,通過改變防浪墻的幾何尺寸來降低越浪量與減少波浪力。Tuan等[3-5]基于淺水方程(NLSW)和雷諾時(shí)均諾維斯托克斯(RANS)方程建立了評(píng)估斜坡堤直立墻越浪量特性的數(shù)值模型,并與物理模型試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行了對(duì)比。陳國平等[6]針對(duì)坡面的護(hù)面結(jié)構(gòu)形式、胸墻高度和墻趾超高等對(duì)胸墻越浪量的影響進(jìn)行了研究。在胸墻受力和穩(wěn)定性方面,Anand[7]等對(duì)隨機(jī)波作用下曲線形式防浪墻的水動(dòng)力進(jìn)行了研究。N?rgaard[8]等對(duì)深水和淺水波入射條件下,堆石防波堤直立墻所受波浪力進(jìn)行了數(shù)值模擬。琚烈紅[9]和王登婷[10]采用模型試驗(yàn)獲取斜坡堤胸墻迎浪面不同測(cè)點(diǎn)的波浪壓強(qiáng),比較了斜坡堤弧形胸墻與直立墻的受力,并分析了越浪與受力之間相互影響關(guān)系。李玉龍等[11]、吳蘇舒等[12]、焦穎穎等[13]也針對(duì)弧形防浪墻的受力做了較多研究。李雪艷等[14-15]就直立堤弧墻進(jìn)行了部分相關(guān)的水動(dòng)力數(shù)值模擬研究。前人主要對(duì)某一直立堤或斜坡堤胸墻的越浪量、受力和穩(wěn)定性等進(jìn)行相關(guān)的數(shù)值或物理模型試驗(yàn)研究,鮮有針對(duì)斜坡堤不同結(jié)構(gòu)型式胸墻所受波浪力影響因素進(jìn)行較為系統(tǒng)地分析與討論。因此,有針對(duì)性地開展此類研究對(duì)于斜坡堤胸墻的工程設(shè)計(jì)具有一定的指導(dǎo)意義。

本文在前期研究工作的基礎(chǔ)上,針對(duì)前仰式、深弧式、后仰式和直立式4種較為常見的胸墻結(jié)構(gòu),開展一系列的物理模型試驗(yàn),旨在探求典型胸墻結(jié)構(gòu)所受波浪力的影響因素,分析不同影響因素與胸墻受力的關(guān)系,從而為實(shí)際工程設(shè)計(jì)提供理論指導(dǎo)與參考。

1 試驗(yàn)設(shè)計(jì)

1.1 試驗(yàn)設(shè)備和儀器

典型胸墻模型試驗(yàn)在大連理工大學(xué)海岸和近海工程國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室的溢油水槽(圖1)中進(jìn)行。水槽長23 m,寬0.8 m,高0.8 m。水槽的前端為實(shí)驗(yàn)室自制的DL-3型液壓驅(qū)動(dòng)造波機(jī),可產(chǎn)生波形平穩(wěn)、重復(fù)性好的規(guī)則波,造波周期為0.5～3.0 s。水槽的末端安裝有消能網(wǎng),用以吸收波浪能量以減少波浪反射。

圖1 試驗(yàn)水槽Fig.1 Experimental wave flume setup

模型試驗(yàn)開展前,采用試驗(yàn)室研制生產(chǎn)的 DLY-1型波高、濾波、應(yīng)變混合式測(cè)量儀(圖2)和浪高儀(圖3)進(jìn)行波浪要素的測(cè)定和湊波。波高測(cè)量范圍不小于30 cm,絕對(duì)誤差小于1 mm,試驗(yàn)前進(jìn)行標(biāo)定,標(biāo)定線性度大于0.999。采用天津水運(yùn)科學(xué)研究所生產(chǎn)的SG-2000型多點(diǎn)壓力測(cè)量系統(tǒng)(圖 4),通過在胸墻測(cè)點(diǎn)的迎浪面鉆孔安裝壓力傳感器(圖 5),測(cè)量其波浪壓強(qiáng)。壓力傳感器的自振頻率為 500 Hz,采樣間隔為 0.003 s。典型胸墻模型放置在水槽的末端,消能網(wǎng)前方約1 m左右的位置(圖6)。

圖2 波高、濾波、應(yīng)變混合式測(cè)量儀Fig.2 Wave height,filtering,and strain measuring apparatus

圖3 浪高儀Fig.3 Wave gauge

圖4 多點(diǎn)壓力采集系統(tǒng)Fig.4 Multipoint pressure acquisition system

圖5 壓力傳感器Fig.5 Pressure transducer

1.2 模型設(shè)計(jì)

圖6 模型斷面布置示意圖Fig.6 Schematic of the experiment setup

為了增強(qiáng)防波堤的掩護(hù)效果,減少工程投資,針對(duì)目前實(shí)際工程中所采用的胸墻斷面型式,共設(shè)計(jì)前仰式、深弧式、后仰式 3種斜坡堤弧形胸墻結(jié)構(gòu)。作為對(duì)比,同時(shí)考慮了直立式胸墻結(jié)構(gòu)。其中,前仰式胸墻圓弧前傾,對(duì)初始作用水體的方向改變較其它胸墻大;后仰式胸墻圓弧后傾,且胸墻下部與斜坡護(hù)面相切;深弧式胸墻弧形上下對(duì)稱。通過分析具有不同結(jié)構(gòu)特點(diǎn)胸墻的受力影響因素,為工程設(shè)計(jì)提供理論指導(dǎo)和技術(shù)支持。

胸墻均采用有機(jī)玻璃制作,圓弧部分的高度d2=12 cm,圓弧上部距離胸墻頂1 cm。前仰式胸墻半徑R=11 cm,圓心到胸墻圓弧起點(diǎn)的垂直距離為4 cm;深弧型胸墻半徑R=7 cm,圓心到胸墻圓弧起點(diǎn)的垂直距離為6 cm;后仰式胸墻半徑R=8 cm,圓心到胸墻圓弧起點(diǎn)的垂直距離為7 cm(圖7)。

圖7 典型胸墻結(jié)構(gòu)示意圖Fig.7 Schematic of typical crest walls

斜坡堤堤身高40 cm,寬80 cm,共設(shè)計(jì)3個(gè)斜坡坡度,分別為1.25、1.75、2.25。護(hù)面采用重約0.5 kg的扭王字塊體,采用規(guī)則排列,保證波浪作用時(shí)斜坡不受損壞;護(hù)面塊體下方為9～14 g的塊石。胸墻迎浪面中心線兩側(cè)間隔布置兩排共7個(gè)壓力傳感器,其邊緣距離中心線0.5 cm(圖8);由于受壓力傳感器的大小限制,不同胸墻起始點(diǎn)壓力傳感器的坐標(biāo)位置不同,7個(gè)壓力測(cè)點(diǎn)的具體坐標(biāo)值列于表1。

1.3 試驗(yàn)組次

圖8 胸墻迎浪面點(diǎn)壓力傳感器布置示意圖Fig.8 Schematic of pressure transducers on the surface of crest walls

表1 4種結(jié)構(gòu)型式胸墻不同壓力測(cè)點(diǎn)的坐標(biāo)值Tab.1 Location of pressure transducers for four types of crest walls

本文的試驗(yàn)水深d分別為40 cm和45 cm,規(guī)則波的波高H分別為6 cm、8 cm、10 cm和12 cm,周期T分別為1.0、1.2、1.5、1.8和 2.0 s。將周期T代入線性微幅波理論公式計(jì)算出其代表波長。40 cm水深時(shí),波長L分別為1.464、1.937、2.616、3.269、3.695 m;45 cm水深時(shí),波長L分別為1.493、1.998、2.728、3.428、3.884 m。每一個(gè)胸墻模型不同水深、波高和周期進(jìn)行組合,共確定 40個(gè)試驗(yàn)組次,每個(gè)組次至少重復(fù)試驗(yàn)3次。

2 試驗(yàn)結(jié)果分析與討論

2.1 斜坡堤胸墻波浪力歷時(shí)曲線

根據(jù)胸墻迎浪面每一瞬時(shí)不同測(cè)點(diǎn)上的波浪壓強(qiáng),積分求和得到每一瞬時(shí)胸墻迎浪面所受波浪力和波浪力矩,具體的計(jì)算方法可參見文獻(xiàn)[14]。以斜坡坡度 1.75的前仰式胸墻為例,其波浪力歷時(shí)曲線見圖9所示。圖9a、圖9b和圖9c分別為胸墻所受水平波浪力Fx、垂直波浪力Fy、波浪力矩M歷時(shí)曲線的試驗(yàn)結(jié)果,垂直波浪力正值表示胸墻受到垂直向下的作用力。圖9橫坐標(biāo)為時(shí)間t。

圖9 d=40cm,T=1.2s,H=10cm情況下前仰式胸墻所受波浪力歷時(shí)曲線Fig.9 Time series of wave forces on a leaning-front crest wall when,d=40cm,T=1.2s,and H=10cm

由圖9a可以看出,本試驗(yàn)測(cè)得的前仰式胸墻上的水平波浪力歷時(shí)曲線與琚烈紅[9]和王穎[16]測(cè)量得到的弧形胸墻上的波浪力歷時(shí)曲線呈現(xiàn)相似的現(xiàn)象,一個(gè)周期內(nèi)胸墻所受水平波浪力的變化共有 2個(gè)階段: 第一個(gè)階段是波浪在行進(jìn)過程中受到胸墻的阻礙,對(duì)胸墻的第一次沖擊而形成比較大的作用力;第二個(gè)階段是波浪沿著胸墻上涌,部分動(dòng)能轉(zhuǎn)化為勢(shì)能,當(dāng)波浪達(dá)到最高點(diǎn)回落時(shí),再次對(duì)胸墻作用而形成第二次沖擊。由于第一次波浪沖擊作用及上升過程動(dòng)能的損耗,第二次沖擊相對(duì)第一次較小。

由圖9b可以看出,垂直方向波浪力歷時(shí)曲線較水平波浪力復(fù)雜,在一個(gè)周期內(nèi)共出現(xiàn)3個(gè)峰值。在波浪沖擊胸墻的初始階段,便產(chǎn)生一個(gè)較大的瞬時(shí)沖擊力。隨著后續(xù)水體的上涌,出現(xiàn)第二個(gè)峰值。在波浪回落過程時(shí)由于水流重力的作用,胸墻出現(xiàn)第三個(gè)峰值。由于胸墻迎浪面所受波浪力主要為沿水槽來波方向的作用力,因此胸墻所受波浪力矩主要與所測(cè)得的水平波浪力相關(guān)。結(jié)合圖9a和圖9c也可以看出,胸墻波浪力矩歷時(shí)曲線與水平波浪力歷時(shí)曲線的變化過程非常相似,也包括兩個(gè)變化階段,且水平波浪力達(dá)到最大時(shí)波浪力矩也達(dá)到最大值[9,16]。

值得一提的是,由于本文后續(xù)工作主要是討論胸墻波浪力的影響因素,考慮到文章篇幅的限制,本文暫不考慮垂向力隨相關(guān)因素的變化,在后續(xù)研究中將進(jìn)行分析討論。

2.2 相對(duì)波高與波長對(duì)波浪力的影響

以斜坡坡度1.75為例,圖10和圖11分別給出了前仰式、深弧式、后仰式和直立式胸墻相對(duì)波高與波長對(duì)其所受波浪力和波浪力矩的影響。其橫坐標(biāo)為入射波相對(duì)波長L/d,縱坐標(biāo)為胸墻無量綱化的波浪力 F/(ρgAd2)或波浪力矩 M/(ρgAdd2)。其中 ρ 為水體密度(kg/m3),g為重力加速度(N/kg),A為波幅(m),L為波長(m),d為水深(m),d2為胸墻高(m)。

入射波相對(duì)波高 H/d在 0.13～0.3的范圍內(nèi)變化時(shí),胸墻所受水平波浪力隨著相對(duì)波高的增大而增大(圖10)。具體而言,水深d=40 cm,相對(duì)波高H/d=0.3時(shí),4種胸墻結(jié)構(gòu)所受水平波浪力均達(dá)到最大值,前仰式、深弧式、后仰式和直立式所受水平波浪力極值分別為 1.25、1.35、1.38 和 0.90(圖 10a～圖 10d)。水深d=45 cm,相對(duì)波高H/d=0.27時(shí),前仰式、深弧式、后仰式和直立式胸墻所受水平波浪力均達(dá)到最大值,對(duì)應(yīng)極值分別為 2.24、2.31、2.40和 1.72(圖10e～圖 10h)。

入射波相對(duì)波長L/d在3.32～9.24的范圍內(nèi)變化時(shí),斜坡堤典型胸墻迎浪面所受水平波浪力隨著相對(duì)波長的增大呈現(xiàn)先增大、后減少、再增大的變化趨勢(shì)(圖10)。具體而言,水深d=40 cm時(shí),前仰式與直立式胸墻在相對(duì)波高H/d=0.20、0.25和0.30情境下,胸墻水平波浪力的峰值出現(xiàn)在相對(duì)波長L/d=9.24,在相對(duì)波高H/d=0.3時(shí)對(duì)應(yīng)的極值分別為1.25和 0.90;在相對(duì)波高 H/d=0.15情境下,胸墻水平波浪力的峰值出現(xiàn)在相對(duì)波長 L/d=4.84,對(duì)應(yīng)的極值分別為0.61和0.43。深弧式與后仰式胸墻在相對(duì)波高H/d=0.3情境下,胸墻水平波浪力的峰值出現(xiàn)在相對(duì)波長 L/d=9.24,對(duì)應(yīng)的極值分別為 1.35和1.38;在相對(duì)波高H/d=0.15、0.20和0.25情境下,胸墻水平波浪力的峰值出現(xiàn)在相對(duì)波長 L/d=4.84,在相對(duì)波高 H/d=0.25時(shí)對(duì)應(yīng)的極值分別為 1.07和1.13(圖10a～圖10d)。水深d=45 cm時(shí),不同相對(duì)波高條件下,前仰式、深弧式、后仰式和直立式胸墻所受水平波浪力的峰值均出現(xiàn)在相對(duì)波長 L/d=9.24,在相對(duì)波高H/d=0.27時(shí)對(duì)應(yīng)的極值分別2.24、2.31、2.40 和 1.72(圖 10e～圖 10h)。

入射波相對(duì)波高 H/d在 0.13～0.3的范圍內(nèi)變化時(shí),胸墻所受波浪力矩隨著相對(duì)波高的增大而單調(diào)增加(圖 11)。具體而言,水深 d=40 cm,相對(duì)波高H/d=0.3時(shí),4種胸墻結(jié)構(gòu)所受波浪力矩均達(dá)到最大值,前仰式、深弧式、后仰式和直立式所受波浪力矩極值分別為 0.16、0.18、0.17 和 0.11(圖 11a～圖 11d)。水深d=45 cm,相對(duì)波高H/d=0.27時(shí),前仰式、深弧式、后仰式和直立式胸墻所受波浪力矩均達(dá)到最大值,對(duì)應(yīng)極值分別為0.27、0.30、0.31和0.21(圖11e～圖 11h)。

入射波相對(duì)波長L/d在3.32～9.24的范圍內(nèi)變化時(shí),斜坡堤典型胸墻迎浪面所受波浪力矩隨著相對(duì)波長的增大同水平波浪力的變化趨勢(shì)相似,也呈現(xiàn)先增大、后減少、再增大的變化趨勢(shì)(圖 11)。具體而言,水深d=40 cm時(shí),前仰式與直立式胸墻在相對(duì)波高 H/d=0.20、0.25和 0.30情境下,胸墻波浪力矩的峰值出現(xiàn)在相對(duì)波長 L/d=9.24,在相對(duì)波高H/d=0.3時(shí)對(duì)應(yīng)的極值分別為0.16和0.11;在相對(duì)波高 H/d=0.15情境下,胸墻波浪力矩的峰值出現(xiàn)在相對(duì)波長L/d=4.84,對(duì)應(yīng)的極值分別為0.055和0.043。深弧式胸墻在相對(duì)波高 H/d=0.30情境下,胸墻波浪力矩的峰值出現(xiàn)在相對(duì)波長 L/d=9.24,對(duì)應(yīng)的極值為0.18;在相對(duì)波高H/d=0.15、0.20和0.25情境下,胸墻波浪力矩的峰值出現(xiàn)在相對(duì)波長 L/d=4.84,在相對(duì)波高H/d=0.25時(shí)對(duì)應(yīng)的極值為0.13。后仰式胸墻在相對(duì)波高H/d=0.15、0.25和0.3情境下,胸墻波浪力矩的峰值出現(xiàn)在相對(duì)波長 L/d=4.84,在相對(duì)波高 H/d=0.3時(shí)對(duì)應(yīng)的極值為 0.17;在相對(duì)波高H/d=0.2情境下,胸墻波浪力矩的峰值出現(xiàn)在相對(duì)波長 L/d=9.24,對(duì)應(yīng)的極值為 0.11(圖 11a～圖 11d)。水深d= 45 cm時(shí),不同相對(duì)波高條件下,前仰式、深弧式、后仰式和直立式胸墻所受波浪力矩的峰值均出現(xiàn)在相對(duì)波長 L/d=9.24,在相對(duì)波高 H/d=0.27時(shí)對(duì)應(yīng)的極值分別0.27、0.30、0.31和0.21(圖11e～圖11h)。

圖10 不同結(jié)構(gòu)型式胸墻所受波浪力與入射波相對(duì)波高與波長的關(guān)系Fig.10 Wave forces versus relative wave heights and wave lengths of different crest walls a-d: d=40 cm;e-h: d=45 cm

從入射波相對(duì)波高與波長對(duì)斜坡堤胸墻所受波浪力(矩)影響的結(jié)果可以看出,相對(duì)波高與波長均對(duì)斜坡堤胸墻所受波浪力(矩)影響顯著。在本次試驗(yàn)范圍內(nèi),胸墻迎浪面所受波浪力和波浪力矩均隨著相對(duì)波長的增大呈現(xiàn)先增大、后減少、再增大的變化趨勢(shì)。而斜坡堤胸墻所受波浪力和波浪力矩均隨著相對(duì)波高的增大呈現(xiàn)單調(diào)增加的變化趨勢(shì)。

2.3 斜坡坡度對(duì)波浪力的影響

以前仰式胸墻為例,圖12和圖13分別給出了水深 d=35 cm條件下,斜坡坡度為1.25、1.75和2.25時(shí),胸墻所受波浪力和波浪力矩與斜坡坡度的關(guān)系。其橫坐標(biāo)為斜坡坡度 i,縱坐標(biāo)為前仰式胸墻無量綱化的波浪力 F/(ρgAd2)或波浪力矩 M/(ρgAdd2),各變量含義如前所述。

圖11 不同結(jié)構(gòu)型式胸墻所受波浪力矩與入射波相對(duì)波高和波長的關(guān)系Fig.11 Wave moments versus relative wave heights and wave lengths of different crest walls a–d: d=40cm;e–h: d=45 cm

圖12 前仰式胸墻所受波浪力與斜坡坡度關(guān)系Fig.12 Wave forces on the leaning-front crest wall versus the slope

圖13 前仰式胸墻所受波浪力矩與斜坡坡度關(guān)系Fig.13 Wave moments on the leaning-front crest wall versus the slope

斜坡坡度i在1.25～2.25的范圍內(nèi)變化時(shí),前仰式胸墻迎浪面所受波浪力和波浪力矩隨著斜坡坡度的增大而減小。具體而言,在周期T=1.0 s,相對(duì)波高H/d=0.29和0.34條件下,胸墻所受波浪力和波浪力矩隨斜坡坡度增大而減小的速率較相對(duì)波高 H/d=0.17和0.23時(shí)大。周期T=1.2 s、1.5 s和1.8 s,相對(duì)波高H/d=0.34時(shí),胸墻所受波浪力和波浪力矩隨斜坡坡度增大而減小的速率較相對(duì)波高 H/d=0.17、0.23和0.29時(shí)大。此外,周期T=1.8 s、不同相對(duì)波高條件下,胸墻所受波浪力和波浪力矩隨斜坡坡度增大而減小的速率較T=1.0 s、1.2 s和1.5 s時(shí)小。

由不同波浪要素條件下,前仰式胸墻所受波浪力和波浪力矩隨斜坡坡度變化的分析結(jié)果可以看出,斜坡坡度對(duì)胸墻所受波浪力和波浪力矩影響顯著。胸墻所受波浪力和波浪力矩均隨著斜坡坡度的增大而呈現(xiàn)減小的變化趨勢(shì)。這是由于波浪在上升相同高度的情況下,較緩坡度的斜坡長度較長,因此損耗的波浪能量較大,作用到胸墻上的波浪力會(huì)相對(duì)地減小。

2.4 斜坡堤胸墻結(jié)構(gòu)型式對(duì)波浪力的影響

圖14和圖 15分別給出了斜坡堤胸墻結(jié)構(gòu)型式與其所受波浪力和波浪力矩的關(guān)系。其橫坐標(biāo)為相對(duì)波高H/d,縱坐標(biāo)為斜坡堤胸墻無量綱化的波浪力F/(ρgAd2)或波浪力矩 M/(ρgAdd2),各變量含義如前所述。

斜坡堤胸墻的結(jié)構(gòu)型式對(duì)其所受波浪力影響顯著。斜坡堤弧形胸墻所受波浪力明顯大于直立式胸墻。在斜坡堤弧形胸墻中,前仰式胸墻所受波浪力最小而后仰式胸墻所受波浪力最大。具體而言,小周期(T=1.0 s和T=1.2 s)作用時(shí),前仰式、深弧式和后仰式胸墻所受波浪力的遞增速率與大周期(T=1.5 s、T=1.8 s和T=2.0 s)作用時(shí)相比略大。此外,相同波高與周期條件下,與小水深(d=40 cm)作用時(shí)相比,大水深(d=45 cm)作用時(shí),弧形胸墻所受波浪力遠(yuǎn)大于直立式胸墻所受波浪力。

斜坡堤胸墻的結(jié)構(gòu)型式對(duì)其所受波浪力矩影響也顯著。與對(duì)胸墻所受波浪力的影響相似,斜坡堤弧形胸墻所受波浪力矩明顯大于直立式胸墻,在斜坡堤弧形胸墻中,前仰式胸墻所受波浪力矩最小而后仰式胸墻所受波浪力矩最大。具體而言,在本試驗(yàn)水深條件下(d=40 cm、d=45 cm),與大周期(T=1.5 s、T=1.8 s和 T=2.0 s)作用時(shí)相比,小周期(T=1.0 s和T=1.2 s)作用時(shí),弧形胸墻所受波浪力矩遠(yuǎn)大于直立式胸墻所受波浪力矩。

由斜坡堤胸墻結(jié)構(gòu)型式對(duì)胸墻所受波浪力和波浪力矩的影響分析結(jié)果可以看出,相同波浪要素條件下,斜坡堤弧形胸墻迎浪面所受波浪力(矩)大于直立式胸墻迎浪面所受波浪力(矩)。這是由于斜坡堤弧形胸墻能夠改變上涌水體的運(yùn)動(dòng)方向,水體在運(yùn)動(dòng)過程中的速度方向發(fā)生改變,甚至水體水平方向速度與來波方向相反,從而對(duì)弧形胸墻產(chǎn)生更大的反作用力。在斜坡堤弧形胸墻中,后仰式胸墻迎浪面所受波浪力(矩)最大,前仰式胸墻受力最小,深弧式胸墻受力居中。這是由于后仰式胸墻整體后傾,且其下部與斜坡護(hù)面相切,有效減少了后仰式胸墻前的壅水,便于引導(dǎo)更多的水體爬上后仰式胸墻,并對(duì)其產(chǎn)生較大的沖擊作用。前仰式胸墻下部與斜坡護(hù)面存在一定的角度,沿斜坡上爬的破碎水體首先沖擊前仰式胸墻底部,損耗部分能量后進(jìn)而沿著胸墻上爬,對(duì)前仰式胸墻產(chǎn)生沖擊作用。在實(shí)際工程中,應(yīng)特別注意前仰式胸墻底部的沖刷,確保胸墻的穩(wěn)定。

通過對(duì)不同結(jié)構(gòu)型式胸墻受力進(jìn)行統(tǒng)計(jì)分析可以得出,前仰式胸墻迎浪面所受水平波浪力是直立式胸墻的1.16～1.81倍,所受波浪力矩是直立式胸墻的1.05～2.07倍;深弧式胸墻迎浪面所受水平波浪力是直立式胸墻的1.18～2.14倍,所受波浪力矩是直立式胸墻的1.23～2.71倍;后仰式胸墻迎浪面所受水平波浪力是直立式胸墻的1.21～2.45倍,所受波浪力矩是直立式胸墻的1.28～3.55倍。

3 結(jié)論

本文通過規(guī)則波物理模型試驗(yàn),對(duì)不同結(jié)構(gòu)型式斜坡堤胸墻所受波浪力的影響因素進(jìn)行了研究。在本次試驗(yàn)條件范圍內(nèi),主要得出以下結(jié)論:

1)入射波相對(duì)波長L/d在3.32～9.24的范圍內(nèi)變化時(shí),斜坡堤胸墻迎浪面所受到的波浪力和波浪力矩隨著相對(duì)波長的增大,呈現(xiàn)先增大、后減少、再增大的變化趨勢(shì)。入射波相對(duì)波高H/d在0.13～0.30的范圍內(nèi)變化時(shí),斜坡堤胸墻所受到的波浪力和波浪力矩隨著入射波波高的增大而增大。

2)斜坡坡度對(duì)胸墻迎浪面所受波浪力和波浪力矩影響顯著。斜坡坡度i在1.25～2.25的范圍內(nèi)變化時(shí),胸墻迎浪面所受波浪力和波浪力矩均隨著斜坡坡度的增大而減小。

3)相同波浪要素條件下,斜坡堤弧形胸墻迎浪面所受波浪力(矩)大于直立式胸墻所受波浪力(矩)。在斜坡堤弧形胸墻中,后仰式胸墻迎浪面所受波浪力(矩)較其它兩種胸墻(深弧式和前仰式)迎浪面所受波浪力(矩)大。

圖14 不同結(jié)構(gòu)型式胸墻所受波浪力比較Fig.14 Comparison of wave forces on different types of crest walls

4)前仰式胸墻迎浪面所受水平波浪力是直立式胸墻的1.16～1.81倍,所受波浪力矩是直立式胸墻的1.05～2.07倍;深弧式胸墻迎浪面所受水平波浪力是直立式胸墻的1.18～2.14倍,所受波浪力矩是直立式胸墻的1.23～2.71倍;后仰式胸墻迎浪面所受水平波浪力是直立式胸墻的1.21～2.45倍,所受波浪力矩是直立式胸墻的1.28～3.55倍。

圖15 不同結(jié)構(gòu)型式胸墻所受波浪力矩比較Fig.15 Comparis on of wave moments on different types of crest walls

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