通風措施對于改善高樁碼頭上部結構耐久性的模擬分析

鄭永來，余坤龍，潘坦博，章 欽

（同濟大學土木工程學院，上海200092）

高樁碼頭作為主要的港口碼頭結構形式之一，具有砂石用量省、削浪效果好、結構簡單等優(yōu)點，適用于各種可以沉樁的地基，尤其是軟土地基［1］，因此廣泛應用于我國沿海及沿江港口。

但是沿海地區(qū)較為惡劣的環(huán)境使得高樁碼頭的耐久性面臨嚴峻的挑戰(zhàn)。大量工程經(jīng)驗表明：高樁碼頭結構的耐久性受碳化、波浪力、硫酸鹽浸入等環(huán)境因素的影響，海洋環(huán)境中氯離子腐蝕是導致結構劣化的主要原因［2-4］。特別地，近海鹽霧易于累積在碼頭橫梁、縱梁所形成的半密閉梁格空間內(nèi)從而引起碼頭上部結構的耐久性問題。鹽霧與混凝土表面接觸時，在濃度梯度力的驅動下通過混凝土保護層到達鋼筋表面，破壞其表面鈍化膜，導致鋼筋局部銹蝕［5-6］。在某些運行水位與碼頭臨海側邊縱梁底部凈空較小的碼頭結構中，這種由于鹽霧積累導致上部結構耐久性遭破壞的風險更是大幅度提高。

目前，關于高樁碼頭耐久性的研究主要集中于提升建筑材料本身耐久性上，達波等［7］采用線性極化電阻法（LPR）和交流阻抗譜法（EIS）研究了阻銹劑種類及摻量對珊瑚混凝土（CAC）中鋼筋腐蝕性能的影響；盧靜、王光華等［8］采用冷噴涂技術，針對海洋環(huán)境中各類鋼鐵構件采用不同合成材料制備防腐涂層；熊建波、王勝年等［9］研究了不同硅烷浸漬放在海工混凝土結構中的保護效果，其結果表明膏狀BS1701硅烷的保護效果最佳；同濟大學的趙明等［10］將礦粉、硅灰摻入混凝土中形成復合膠凝材料，并在硫酸環(huán)境中探究材料的抗酸性能，并給出pH=2時腐蝕速度、深度與時間的關系；復旦大學的何斌等［11］使用氰凝材料對碼頭鋼筋混凝土結構進行填充防腐堵漏的修復過程，修復后有效地改善了碼頭外觀，提高了結構耐久性，滿足設計要求。

當前這些考慮建筑材料層面增強高樁碼頭上部結構耐久性的方法均面臨著新材料的施工工藝復雜、施工質(zhì)量難以得到保證等問題，同時采用新材料大幅增加了施工成本，不利于建港投資控制。另一方面，近海大氣中的鹽霧主要產(chǎn)生自近海破波帶，該區(qū)域距碼頭工程前沿有一定距離，而鹽霧濃度隨離海距離的增加呈指數(shù)下降［12］，因此碼頭工程前沿線新風的鹽霧濃度低于近海環(huán)境鹽霧源的濃度，而碼頭梁格空間所形成的局部封閉效應以及碼頭下水面的蒸騰作用使得鹽霧在此空間內(nèi)不斷富集，從而導致梁格空間內(nèi)鹽霧濃度顯著高于碼頭前沿自然風的鹽霧濃度［13］。如果進入梁格空間的新風能夠使梁格內(nèi)的流場分布均勻，消除空氣低流動區(qū)，那么累積的鹽霧可以被迅速抽離碼頭上部結構，從而在源頭上降低上部結構的耐久性風險。目前國內(nèi)外對此研究較少。河海大學的莊寧等［13］研究了高樁碼頭梁格空間通風孔設置對鹽霧消散的影響，研究結果表明，縱梁設置通風孔能有效改善梁格空間的氣流分布，孔布置在縱梁兩端距離橫梁1.2 m時，對鹽霧的消散效果最明顯。

本文基于數(shù)值方法，對不同工作水位條件下碼頭邊縱梁對梁格空間的遮蔽效應進行研究，并以設置通風孔道的措施對遮蔽效應較強的梁格空間進行通風優(yōu)化，通過對幾種不同通風孔布置方式下梁格內(nèi)的空氣流場特性進行研究，提出增強碼頭上部結構耐久性的設計建議。

1 計算模型及研究方案

為了探究具有不同臨水面凈空的高樁碼頭在自然通風條件下梁格空間內(nèi)部的流場分布特征以及不同輔助通風措施對其內(nèi)部通風效果的影響。選取中國東南沿海典型的高樁碼頭結構形式為研究對象。

我國東南沿海某集裝箱碼頭地處亞熱帶季風氣候，基礎是預應力高強度混凝土（PHC）管樁和現(xiàn)澆橫梁，上部結構由5根縱梁和預制-現(xiàn)澆疊合板構成。碼頭縱、橫梁及板截面尺寸如圖1所示。

圖1 梁與板的橫截面（單位：mm）Fig.1 Lateral section of beams and slabs(unit：mm)

試驗分為自然通風組與輔助通風組，共18個模型。每組模型的流入風速相同，為5m·s-1，風向設計為垂直縱梁向陸域方向。

自然通風組研究了自然通風條件下9種遮擋比的梁格空間內(nèi)氣場變化。遮擋比的定義如式（1）所示。遮擋比S隨水位的升高而增大，對梁格空間內(nèi)氣流影響十分顯著。自然通風組的各項數(shù)據(jù)如表1所示。

式中：hw為水位線距離邊梁底面的凈高度；hb為邊梁高度，如圖2所示。

表1 不同模型的h w、h b與遮擋比Tab.1 Details of control series

圖2 h b和h w的示意Fig.2 Schematic diagram of h b and h w

在自然通風組的基礎上輔助通風組研究了不同布置方式和通風孔半徑（R）對通風性能的影響。通風孔的布置位置如圖3所示，具體坐標見表2。通風孔位置均選于低應力區(qū)，最大程度保護了結構的完整性。

表2 不同通風孔布局及通風口半徑（輔助通風組）Tab.2 Comparison of different layout sand radiuses of air vents(auxiliary ventilation series)

試驗采用3種通風布局方案，以確定通風孔布局對梁格間氣流的影響。方案1：通風孔設置在縱梁，與橫梁的水平距離為c，與板的垂直距離為d；方案2：通風孔位于梁板，與橫梁的距離為b，與縱梁的距離為a；方案3：結合了方案1與方案2的特點，將通風孔布置在縱梁和板上。每種方案的開孔半徑以50mm的增量從50mm到150mm遞增。

圖3 通風口布置示意Fig.3 Schematic layouts of vent holes

試驗采樣點位于板底面以下5 cm，水平布置如圖4所示，采樣點所采集的數(shù)據(jù)記錄在矩陣當中。

2 數(shù)學模型及數(shù)值模擬

基于大型通用有限元模擬軟件ANSYS CFX模塊建立三維物理模型。在建立物理模型時，為了滿足計算效率和建模復雜度之間的平衡，將模型簡化為梁板結構，以此代表碼頭上層結構。該方法在單側自然通風的研究中得到了廣泛的應用［14-16］。

2.1 控制方程

圖4 采樣點的布置（單位：mm）Fig.4 Layout of sampling points（unit：mm）

ANSYS CFX求解器基于納維-斯托克斯（NS）方程并通過補充湍流模型對流體力學問題進行求解。為實現(xiàn)可接受精度盡量節(jié)約計算資源的原則，采用k-ω湍流模型作為流體求解補充方程。該湍流模型在國內(nèi)外研究［17-20］中已經(jīng)得到了廣泛的應用。

不可壓縮流體的連續(xù)性方程、動量方程和能量方程如下。

連續(xù)性方程：

動量方程：

能量方程：

式中：u為空氣流速；ρ為流體密度；t為時間；μ為動力黏性系數(shù)；g為重力加速度；T為空氣溫度；K為導熱系數(shù)；cp為定壓比熱容。

考慮空氣密度變化引起的浮力效應，采用Boussinesq解，將浮力項進行近似，近似結果如式（6）所示：

式中：ρref為空氣的參考密度；β是空氣的熱膨脹系數(shù)；Tref為工作溫度。

BaselineModel（BSL）是基于k-ω雙方程湍流模型的一個改進模型［21］，它保證了標準k-ω模型在近壁面的求解精度和計算穩(wěn)定性。與標準k-ω模型相比，在ω方程中引入了附加的交叉擴散項，并對模型常數(shù)進行了修正，具體形式如下：

式中：k為湍流動能；ω為比耗散率；Γk和Γω表示湍流有效擴散項；G k和Gω表示湍流生成項；Y k和Yω表示湍流耗散項；Dω表示湍流交叉擴散項。

2.2 求解方法及邊界條件

求解控制方程的離散化采用了二階展開式，壓力速度耦合采用SIMPLE算法進行求解，時間的離散采用隱式一階格式，時間步長按收斂條件判斷數(shù)（CFL）為1設定。計算邊界條件為給定進口流速，入口邊界為空氣入口，風速選取東南沿海地區(qū)3級常風5m·s-1［22］，邊界條件選用inlet，1個標準大氣壓，湍流強度設為5%；出口邊界為壓力出口，邊界條件選用outlet［23］。所有固體表面均采用無滑移邊界，碼頭在建模時設置為絕熱，邊界條件如表3所示。

表3 邊界條件Tab.3 Boundary conditions

2.3 網(wǎng)格敏感性分析

為評估計算流體力學（CFD）計算數(shù)值中網(wǎng)格劃分尺寸對計算結果的不確定性［24］，引入GCI（grid convergence index）指數(shù)對上述影響進行定量評價，該方法被廣泛應用于離散化誤差［25］的評估。研究采用5種網(wǎng)格劃分方式，分別為n1、n2、n3、n4和n5，其平均單元長度分別為10 cm、30 cm、50 cm、70 cm和100 cm。以無輔助通風系統(tǒng)的自然通風為例，如表4所示，隨著單元長度的減小，所選變量的GCI減小，表明數(shù)值離散化誤差減小。中細網(wǎng)格的離散誤差在5.7%以內(nèi)，誤差控制良好。

表4 離散誤差的計算Tab.4 Calculations of discretization error

在通風孔附近，分別采用2個平均單元長度為20 cm和10 cm的網(wǎng)格進行模擬。模擬結果表明，在進風口與出風口處，會產(chǎn)生微小的速度差；在其他位置，2種網(wǎng)格劃分方法得到的速度和溫度分布幾乎一致，說明網(wǎng)格的進一步細化并不會對數(shù)值結果產(chǎn)生顯著的變化。出于對計算量的考慮，無需繼續(xù)增加網(wǎng)格密度，采用平均單元長度為20 cm的網(wǎng)格。

2.4 計算域選取

高樁碼頭梁格剖面圖見圖5，網(wǎng)格重構中最大網(wǎng)格尺寸取0.2m，網(wǎng)格重構迭代間隔取2，即每迭代2步就進行網(wǎng)格重繪的檢查；迎風面邊縱梁通風孔為壓力進口，另一邊縱梁設置為壓力出口；由于通過梁格的氣流應為自由出流，模擬室外環(huán)境條件的外部空間要求足夠大且為靜止狀態(tài)，板沿縱梁方向前后為28m，沿橫梁方向左右為20m，板底部距離計算域邊界為20m，距離頂部邊界為20m（圖6）。

圖5 梁格空間剖面Fig.5 Sectional drawing of gridiron space

3 計算結果及分析

3.1 遮擋比對梁格內(nèi)部空氣流動的影響

圖6 計算域尺寸示意（單位：m）Fig.6 Dimension of air calculation domain（unit：m）

表5 不同遮擋比比較Tab.5 Comparison of different shield ratios

通過分析自然通風組的情況，計算梁格空間處的風量、大氣壓強等，由此推算鹽霧集聚情況。表5給出了自然通風條件下，進風口風速為5 m·s-1時，梁格的不同遮擋比對空間的氣流的平均風速影響；圖7繪制了遮擋比（S）與平均風速關系曲線。

圖7 平均風速隨遮擋比的變化Fig.7 varies with versus shield ratio

分析圖7和表5，總體來說，平均風速隨遮擋比的增大而減小，這表明在自然通風組中，海平面以上至結構的擴展區(qū)域對氣流起著關鍵作用；D、E、F和G計算域之間的風速分布變化波動幅度較小，表明平均風速對在0.14～0.25范圍內(nèi)的遮擋率不敏感；低平均風速出現(xiàn)在高遮擋比范圍內(nèi)（如A區(qū)和B區(qū)），這是由于海平面過高時，進風口被壓縮成較小的尺寸，導致進風口過低的進風量無法在梁格空間引起有效擾動。

需要注意的是，當S小于0.14時，如計算域H和I，隨著S的減小，急劇增加，并最終接近進風口風速（5 m·s-1）。結果表明，只要S足夠小，即hw遠大于hb，結構對氣流的遮擋效應可以忽略不計。在這種情況下，梁格空間內(nèi)的流場可以被自然風充分擾動，可及時排出積累在梁格空間內(nèi)的鹽霧。

經(jīng)計算，擬合函數(shù)的相關系數(shù)平方（COD）的值為0.951 09，曲線擬合效果較好。式（9）為碼頭離水面距離設計提供依據(jù)。

結合式（8）、式（9），可以得出當遮擋比S達到1.15時，為=0，此極端狀況下，鹽霧完全停滯在梁格內(nèi)部，對碼頭結構耐久性造成極大威脅。此時，需采用縱梁開孔的輔助通風法來改善梁格內(nèi)空氣的流動。因此，有必要針對遮擋比等于臨界通風遮擋比的情況提出相應的輔助通風措施，并對其效果進行研究。

3.2 通風孔布置對梁格內(nèi)部空氣流動的影響

輔助通風組以遮擋比S=1.15的自然通風模型為基準模型，建立9個模型。圖8為每種方案在不同采樣高度沿橫梁方向的計算空氣流速（vh），不同位置的采樣高度H*由式（10）進行標準化：

式中：H*為標準化后的采樣高度，即采樣點在梁格中的相對位置；y為板底部與采樣點的垂直距離；hb為梁格的高度（如圖2所示）。

梁格空間在沿垂直方向劃分為3個區(qū)域（I、II、III區(qū)域），對于自然通風模型，梁格空間內(nèi)空氣流速vh隨著H*增加而增加。當H*小于0.5時，vh不超過0.2m·s-1，表明上部梁格自然通風不良，橫梁、縱梁和面板形成的密閉空間氣流較弱，容易富集鹽霧。當H*大于0.6，空氣流速迅速上升至約1m·s-1，表明隨著采樣點與板底之間的垂直距離的增大，梁格產(chǎn)生的遮擋效應逐漸消失。

圖8 每種方案在不同高度下沿橫梁方向的速度分布Fig.8 Velocity profiles along cross-beam direction at different heights for each scheme

分析圖8a，當開孔半徑為最大的150mm時：區(qū)域I中，方案3-1中vh最大達到0.93 m·s-1，略大于方案2-1中的vh的最大值0.84 m·s-1，而方案1-1與自然通風組的vh最值分別為0.29 m·s-1和0.02 m·s-1，較前兩者相比較小，方案2-1與方案1-1的開孔面積相似，但通風效率高得多，這是由于方案2-1中所有開孔均正對外部氣流，而方案1-1中只有進風口正對外部氣流；在區(qū)域I與區(qū)域II的臨界面中，各方案vh的差異逐漸縮小至小于0.14 m·s-1，這是因為3種開孔方案所引起的湍流在梁板附近區(qū)域；區(qū)域II中，各方案空氣流速vh差異不大，最大值僅為0.18m·s-1，且所有方案的vh均處在較低值，變化不明顯，這表明區(qū)域II是開孔輔助通風影響最小的區(qū)域，梁格在該區(qū)域中具有最強遮擋效果；區(qū)域III中，所有方案的空氣流速vh均呈現(xiàn)巨大的增長趨勢，方案3-1風速增至1.51m·s-1略高于方案1-1的1.42 m·s-1、方案2-1的1.11 m·s-1以及控制組的0.99 m·s-1。很顯然，自然通風模型的空氣流速vh的增長明顯慢于具有輔助通風孔的3個方案，這是因為輔助通風模型梁格的遮擋高度被通風孔分割，而自然通風模型保持了完全的遮擋高度。

分析圖8b、8c可以得出，當通風孔半徑縮減到100 mm和50 mm時，各區(qū)域內(nèi)空氣流速的變化情況與開孔半徑為150 mm的輔助通風組相似。在區(qū)域I內(nèi)，通風孔半徑為100 mm時，方案1-2、2-2、3-2的vh的最大值較開孔半徑150mm分別下降48.3%、47.6%、39.8%；通風孔半徑為50 mm時，方案1-3、2-3、3-3的vh的最大值分別下降至150mm時的62%、57%、58%。這是因為通風面積的減小，相應的氣流湍流度減小，導致空氣流速的下降。在區(qū)域II內(nèi)，各個方案的空氣流速vh效果相差不大，因為輔助通風措施的效果被半密閉梁格所抑制。在區(qū)域III內(nèi)，各方案的空氣流速之間沒有明顯的差異，說明通風孔的半徑和布置方式對下部位置的空氣流速的影響非常有限。比較分析區(qū)域I中空氣流速分布，所有輔助通風開孔方案中，在板上開孔（方案2）與板和縱梁聯(lián)合開孔（方案3）的效果接近，其流速遠大于在縱梁上開孔（方案1）。這表明縱梁上的通風孔對于輔助通風效果貢獻最小，若采取該方案，鹽霧可能于梁格中聚集。

圖9給出了采樣點縱向在板下5cm的平面上沿橫梁方向距進風口不同距離處的風速圖。其中bi代表從近海邊起水平方向的第i根縱梁，縱梁與縱梁之間形成的區(qū)域為計算域，用bi-bi+1表示，代表第i根樁與第i+1根縱梁形成的子梁格。

對于自然通風模型，空氣流速vh在0.07～0.31m·s-1的范圍內(nèi)變化，且與進風口距離d關系不大。分析圖9a，在b1-b2子梁格中，當輔助通風孔孔徑為150mm時，所有方案的vh均大于自然通風模型的值，方案1-1、2-1、3-1中出現(xiàn)的vh最大值分別比自然通風模型大333%、267%和633%，并且方案3-1的vh近似等于方案1-1與2-1值的和。可以采用線性疊加方法，估計第1子梁格（b1-b2）中通風孔布局改變所帶來的通風性能改善，即當且僅當?shù)谝蛔恿焊竦那闆r下，采用綜合開孔的輔助通風量改善約為縱梁開孔與板開孔所產(chǎn)生的通風量改善的總和；在第2子梁格（b2-b3）中，所有方案的vh在入口處均急劇下降，然后緩慢上升，與子梁格中間達到局部最大，與自然通風模型走向一致；在第3子梁格（b3-b4）中，方案1-1的vh值與自然通風模型的值十分接近，這表明當通風孔布置在縱梁上時，遠離進風口的位置不會有明顯的通風改善。而在板上開孔的方案（方案2與方案3）依然有效，vh的變化與第2子梁格走向相仿。方案1-1、方案2-1和方案3-1的局部最大vh值分別為0.37 m·s-1、0.86 m·s-1和0.93 m·s-1；在最后一個子梁格（b4-b5）中，方案1-1與自然通風模型之間的vh差異可以忽略不計，而方案2-1和3-1中的vh最大值也分別達到0.46 m·s-1和0.68 m·s-1。

圖9 距進風孔不同間隔的速度分布Fig.9 Velocity profiles versus different distance from air inlet

分析圖9b、9c，當通風孔半徑為100 mm與50 mm時，空氣流速vh的分布矢量圖與半徑為150 mm時風速相似。顯然，布置縱梁通風孔僅對前2個梁格有明顯的通風改善，而且板上開孔能改善全部子梁格內(nèi)空間氣流分布，有效緩解由于梁格空間鹽霧集聚造成結構腐蝕的現(xiàn)狀。

圖10為9種方案在垂直面上梁格空間詳細空氣流速矢量圖，直觀展現(xiàn)了梁格內(nèi)的氣流運動。

分析圖10，如前所述，方案3-1、3-2和3-3提供了最佳的通風量，通風效果優(yōu)于方案1、略優(yōu)于方案2，流速矢量圖表現(xiàn)出良好的流體運動。這表明不同通風方式下即使通氣孔大小相同，其通風量也會有較大差異。

圖10 9種方案的速度矢量Fig.10 Vector of air flow of 9 schemes

綜上所述，縱梁橫向開孔通風效率不高，板式通風孔和綜合通風孔的通風方式均能提供合理的通風，但前者通風孔面積僅為后者的1/2左右，結合成本與施工難度，在工程實踐中宜選擇板式通風口。

4 結論

基于數(shù)值方法研究了在自然通風和輔助通風條件下高樁碼頭梁格空間內(nèi)的空氣流通特性，得出了以下結論：

（1）通過非線性擬合，得到平均風速與遮擋比之間的關系式；在自然通風組中，存在一個遮擋比臨界值1.15（定義為邊縱梁高度與迎風面的高度比）使得自然通風驅動下的梁格空間內(nèi)的流場擾動最弱，此時鹽霧易于在梁格空間內(nèi)積聚。在此臨界值以下的高樁梁板式碼頭結構應考慮設置輔助通風措施。

（2）高樁碼頭梁格內(nèi)部的氣流分布隨通風孔的布置而變化，縱梁開孔僅在近海側2個子梁格效用明顯，板上開孔法以及綜合開孔法在各個子梁格中均有作用，明顯改善了梁格內(nèi)空氣流通特性。

（3）開孔半徑對梁格內(nèi)部的空氣流通特性變化趨勢影響不大，但開孔孔徑變小會大幅降低梁格進風口區(qū)域空氣的流速。通風孔的布置和半徑對梁格下部位置的空氣流速影響非常有限。

（4）板上開孔法和綜合開孔法均為可接受的輔助通風開孔形式，但前者達到相同輔助通風效果所需的開孔半徑更小，對結構強度的影響較小，降低了施工成本，因此在工程實踐中更具推廣價值。