郑永来，余坤龙，潘坦博，章 钦

（同济大学土木工程学院，上海200092）

高桩码头作为主要的港口码头结构形式之一，具有砂石用量省、削浪效果好、结构简单等优点，适用于各种可以沉桩的地基，尤其是软土地基［1］，因此广泛应用于我国沿海及沿江港口。

但是沿海地区较为恶劣的环境使得高桩码头的耐久性面临严峻的挑战。大量工程经验表明：高桩码头结构的耐久性受碳化、波浪力、硫酸盐浸入等环境因素的影响，海洋环境中氯离子腐蚀是导致结构劣化的主要原因［2-4］。特别地，近海盐雾易于累积在码头横梁、纵梁所形成的半密闭梁格空间内从而引起码头上部结构的耐久性问题。盐雾与混凝土表面接触时，在浓度梯度力的驱动下通过混凝土保护层到达钢筋表面，破坏其表面钝化膜，导致钢筋局部锈蚀［5-6］。在某些运行水位与码头临海侧边纵梁底部净空较小的码头结构中，这种由于盐雾积累导致上部结构耐久性遭破坏的风险更是大幅度提高。

目前，关于高桩码头耐久性的研究主要集中于提升建筑材料本身耐久性上，达波等［7］采用线性极化电阻法（LPR）和交流阻抗谱法（EIS）研究了阻锈剂种类及掺量对珊瑚混凝土（CAC）中钢筋腐蚀性能的影响；卢静、王光华等［8］采用冷喷涂技术，针对海洋环境中各类钢铁构件采用不同合成材料制备防腐涂层；熊建波、王胜年等［9］研究了不同硅烷浸渍放在海工混凝土结构中的保护效果，其结果表明膏状BS1701硅烷的保护效果最佳；同济大学的赵明等［10］将矿粉、硅灰掺入混凝土中形成复合胶凝材料，并在硫酸环境中探究材料的抗酸性能，并给出pH=2时腐蚀速度、深度与时间的关系；复旦大学的何斌等［11］使用氰凝材料对码头钢筋混凝土结构进行填充防腐堵漏的修复过程，修复后有效地改善了码头外观，提高了结构耐久性，满足设计要求。

当前这些考虑建筑材料层面增强高桩码头上部结构耐久性的方法均面临着新材料的施工工艺复杂、施工质量难以得到保证等问题，同时采用新材料大幅增加了施工成本，不利于建港投资控制。另一方面，近海大气中的盐雾主要产生自近海破波带，该区域距码头工程前沿有一定距离，而盐雾浓度随离海距离的增加呈指数下降［12］，因此码头工程前沿线新风的盐雾浓度低于近海环境盐雾源的浓度，而码头梁格空间所形成的局部封闭效应以及码头下水面的蒸腾作用使得盐雾在此空间内不断富集，从而导致梁格空间内盐雾浓度显著高于码头前沿自然风的盐雾浓度［13］。如果进入梁格空间的新风能够使梁格内的流场分布均匀，消除空气低流动区，那么累积的盐雾可以被迅速抽离码头上部结构，从而在源头上降低上部结构的耐久性风险。目前国内外对此研究较少。河海大学的庄宁等［13］研究了高桩码头梁格空间通风孔设置对盐雾消散的影响，研究结果表明，纵梁设置通风孔能有效改善梁格空间的气流分布，孔布置在纵梁两端距离横梁1.2 m时，对盐雾的消散效果最明显。

本文基于数值方法，对不同工作水位条件下码头边纵梁对梁格空间的遮蔽效应进行研究，并以设置通风孔道的措施对遮蔽效应较强的梁格空间进行通风优化，通过对几种不同通风孔布置方式下梁格内的空气流场特性进行研究，提出增强码头上部结构耐久性的设计建议。

1 计算模型及研究方案

为了探究具有不同临水面净空的高桩码头在自然通风条件下梁格空间内部的流场分布特征以及不同辅助通风措施对其内部通风效果的影响。选取中国东南沿海典型的高桩码头结构形式为研究对象。

我国东南沿海某集装箱码头地处亚热带季风气候，基础是预应力高强度混凝土（PHC）管桩和现浇横梁，上部结构由5根纵梁和预制-现浇叠合板构成。码头纵、横梁及板截面尺寸如图1所示。

图1 梁与板的横截面（单位：mm）Fig.1 Lateral section of beams and slabs(unit：mm)

试验分为自然通风组与辅助通风组，共18个模型。每组模型的流入风速相同，为5m·s-1，风向设计为垂直纵梁向陆域方向。

自然通风组研究了自然通风条件下9种遮挡比的梁格空间内气场变化。遮挡比的定义如式（1）所示。遮挡比S随水位的升高而增大，对梁格空间内气流影响十分显著。自然通风组的各项数据如表1所示。

式中：hw为水位线距离边梁底面的净高度；hb为边梁高度，如图2所示。

表1 不同模型的h w、h b与遮挡比Tab.1 Details of control series

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

在自然通风组的基础上辅助通风组研究了不同布置方式和通风孔半径（R）对通风性能的影响。通风孔的布置位置如图3所示，具体坐标见表2。通风孔位置均选于低应力区，最大程度保护了结构的完整性。

表2 不同通风孔布局及通风口半径（辅助通风组）Tab.2 Comparison of different layout sand radiuses of air vents(auxiliary ventilation series)

试验采用3种通风布局方案，以确定通风孔布局对梁格间气流的影响。方案1：通风孔设置在纵梁，与横梁的水平距离为c，与板的垂直距离为d；方案2：通风孔位于梁板，与横梁的距离为b，与纵梁的距离为a；方案3：结合了方案1与方案2的特点，将通风孔布置在纵梁和板上。每种方案的开孔半径以50mm的增量从50mm到150mm递增。

图3 通风口布置示意Fig.3 Schematic layouts of vent holes

试验采样点位于板底面以下5 cm，水平布置如图4所示，采样点所采集的数据记录在矩阵当中。

2 数学模型及数值模拟

基于大型通用有限元模拟软件ANSYS CFX模块建立三维物理模型。在建立物理模型时，为了满足计算效率和建模复杂度之间的平衡，将模型简化为梁板结构，以此代表码头上层结构。该方法在单侧自然通风的研究中得到了广泛的应用［14-16］。

2.1 控制方程

图4 采样点的布置（单位：mm）Fig.4 Layout of sampling points（unit：mm）

ANSYS CFX求解器基于纳维-斯托克斯（NS）方程并通过补充湍流模型对流体力学问题进行求解。为实现可接受精度尽量节约计算资源的原则，采用k-ω湍流模型作为流体求解补充方程。该湍流模型在国内外研究［17-20］中已经得到了广泛的应用。

不可压缩流体的连续性方程、动量方程和能量方程如下。

连续性方程：

动量方程：

能量方程：

式中：u为空气流速；ρ为流体密度；t为时间；μ为动力黏性系数；g为重力加速度；T为空气温度；K为导热系数；cp为定压比热容。

考虑空气密度变化引起的浮力效应，采用Boussinesq解，将浮力项进行近似，近似结果如式（6）所示：

式中：ρref为空气的参考密度；β是空气的热膨胀系数；Tref为工作温度。

BaselineModel（BSL）是基于k-ω双方程湍流模型的一个改进模型［21］，它保证了标准k-ω模型在近壁面的求解精度和计算稳定性。与标准k-ω模型相比，在ω方程中引入了附加的交叉扩散项，并对模型常数进行了修正，具体形式如下：

式中：k为湍流动能；ω为比耗散率；Γk和Γω表示湍流有效扩散项；G k和Gω表示湍流生成项；Y k和Yω表示湍流耗散项；Dω表示湍流交叉扩散项。

2.2 求解方法及边界条件

求解控制方程的离散化采用了二阶展开式，压力速度耦合采用SIMPLE算法进行求解，时间的离散采用隐式一阶格式，时间步长按收敛条件判断数（CFL）为1设定。计算边界条件为给定进口流速，入口边界为空气入口，风速选取东南沿海地区3级常风5m·s-1［22］，边界条件选用inlet，1个标准大气压，湍流强度设为5%；出口边界为压力出口，边界条件选用outlet［23］。所有固体表面均采用无滑移边界，码头在建模时设置为绝热，边界条件如表3所示。

表3 边界条件Tab.3 Boundary conditions

2.3 网格敏感性分析

为评估计算流体力学（CFD）计算数值中网格划分尺寸对计算结果的不确定性［24］，引入GCI（grid convergence index）指数对上述影响进行定量评价，该方法被广泛应用于离散化误差［25］的评估。研究采用5种网格划分方式，分别为n1、n2、n3、n4和n5，其平均单元长度分别为10 cm、30 cm、50 cm、70 cm和100 cm。以无辅助通风系统的自然通风为例，如表4所示，随着单元长度的减小，所选变量的GCI减小，表明数值离散化误差减小。中细网格的离散误差在5.7%以内，误差控制良好。

表4 离散误差的计算Tab.4 Calculations of discretization error

在通风孔附近，分别采用2个平均单元长度为20 cm和10 cm的网格进行模拟。模拟结果表明，在进风口与出风口处，会产生微小的速度差；在其他位置，2种网格划分方法得到的速度和温度分布几乎一致，说明网格的进一步细化并不会对数值结果产生显著的变化。出于对计算量的考虑，无需继续增加网格密度，采用平均单元长度为20 cm的网格。

2.4 计算域选取

高桩码头梁格剖面图见图5，网格重构中最大网格尺寸取0.2m，网格重构迭代间隔取2，即每迭代2步就进行网格重绘的检查；迎风面边纵梁通风孔为压力进口，另一边纵梁设置为压力出口；由于通过梁格的气流应为自由出流，模拟室外环境条件的外部空间要求足够大且为静止状态，板沿纵梁方向前后为28m，沿横梁方向左右为20m，板底部距离计算域边界为20m，距离顶部边界为20m（图6）。

图5 梁格空间剖面Fig.5 Sectional drawing of gridiron space

3 计算结果及分析

3.1 遮挡比对梁格内部空气流动的影响

图6 计算域尺寸示意（单位：m）Fig.6 Dimension of air calculation domain（unit：m）

表5 不同遮挡比比较Tab.5 Comparison of different shield ratios

通过分析自然通风组的情况，计算梁格空间处的风量、大气压强等，由此推算盐雾集聚情况。表5给出了自然通风条件下，进风口风速为5 m·s-1时，梁格的不同遮挡比对空间的气流的平均风速影响；图7绘制了遮挡比（S）与平均风速关系曲线。

图7 平均风速随遮挡比的变化Fig.7 varies with versus shield ratio

分析图7和表5，总体来说，平均风速随遮挡比的增大而减小，这表明在自然通风组中，海平面以上至结构的扩展区域对气流起着关键作用；D、E、F和G计算域之间的风速分布变化波动幅度较小，表明平均风速对在0.14～0.25范围内的遮挡率不敏感；低平均风速出现在高遮挡比范围内（如A区和B区），这是由于海平面过高时，进风口被压缩成较小的尺寸，导致进风口过低的进风量无法在梁格空间引起有效扰动。

需要注意的是，当S小于0.14时，如计算域H和I，随着S的减小，急剧增加，并最终接近进风口风速（5 m·s-1）。结果表明，只要S足够小，即hw远大于hb，结构对气流的遮挡效应可以忽略不计。在这种情况下，梁格空间内的流场可以被自然风充分扰动，可及时排出积累在梁格空间内的盐雾。

经计算，拟合函数的相关系数平方（COD）的值为0.951 09，曲线拟合效果较好。式（9）为码头离水面距离设计提供依据。

结合式（8）、式（9），可以得出当遮挡比S达到1.15时，为=0，此极端状况下，盐雾完全停滞在梁格内部，对码头结构耐久性造成极大威胁。此时，需采用纵梁开孔的辅助通风法来改善梁格内空气的流动。因此，有必要针对遮挡比等于临界通风遮挡比的情况提出相应的辅助通风措施，并对其效果进行研究。

3.2 通风孔布置对梁格内部空气流动的影响

辅助通风组以遮挡比S=1.15的自然通风模型为基准模型，建立9个模型。图8为每种方案在不同采样高度沿横梁方向的计算空气流速（vh），不同位置的采样高度H*由式（10）进行标准化：

式中：H*为标准化后的采样高度，即采样点在梁格中的相对位置；y为板底部与采样点的垂直距离；hb为梁格的高度（如图2所示）。

梁格空间在沿垂直方向划分为3个区域（I、II、III区域），对于自然通风模型，梁格空间内空气流速vh随着H*增加而增加。当H*小于0.5时，vh不超过0.2m·s-1，表明上部梁格自然通风不良，横梁、纵梁和面板形成的密闭空间气流较弱，容易富集盐雾。当H*大于0.6，空气流速迅速上升至约1m·s-1，表明随着采样点与板底之间的垂直距离的增大，梁格产生的遮挡效应逐渐消失。

图8 每种方案在不同高度下沿横梁方向的速度分布Fig.8 Velocity profiles along cross-beam direction at different heights for each scheme

分析图8a，当开孔半径为最大的150mm时：区域I中，方案3-1中vh最大达到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与自然通风组的vh最值分别为0.29 m·s-1和0.02 m·s-1，较前两者相比较小，方案2-1与方案1-1的开孔面积相似，但通风效率高得多，这是由于方案2-1中所有开孔均正对外部气流，而方案1-1中只有进风口正对外部气流；在区域I与区域II的临界面中，各方案vh的差异逐渐缩小至小于0.14 m·s-1，这是因为3种开孔方案所引起的湍流在梁板附近区域；区域II中，各方案空气流速vh差异不大，最大值仅为0.18m·s-1，且所有方案的vh均处在较低值，变化不明显，这表明区域II是开孔辅助通风影响最小的区域，梁格在该区域中具有最强遮挡效果；区域III中，所有方案的空气流速vh均呈现巨大的增长趋势，方案3-1风速增至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以及控制组的0.99 m·s-1。很显然，自然通风模型的空气流速vh的增长明显慢于具有辅助通风孔的3个方案，这是因为辅助通风模型梁格的遮挡高度被通风孔分割，而自然通风模型保持了完全的遮挡高度。

分析图8b、8c可以得出，当通风孔半径缩减到100 mm和50 mm时，各区域内空气流速的变化情况与开孔半径为150 mm的辅助通风组相似。在区域I内，通风孔半径为100 mm时，方案1-2、2-2、3-2的vh的最大值较开孔半径150mm分别下降48.3%、47.6%、39.8%；通风孔半径为50 mm时，方案1-3、2-3、3-3的vh的最大值分别下降至150mm时的62%、57%、58%。这是因为通风面积的减小，相应的气流湍流度减小，导致空气流速的下降。在区域II内，各个方案的空气流速vh效果相差不大，因为辅助通风措施的效果被半密闭梁格所抑制。在区域III内，各方案的空气流速之间没有明显的差异，说明通风孔的半径和布置方式对下部位置的空气流速的影响非常有限。比较分析区域I中空气流速分布，所有辅助通风开孔方案中，在板上开孔（方案2）与板和纵梁联合开孔（方案3）的效果接近，其流速远大于在纵梁上开孔（方案1）。这表明纵梁上的通风孔对于辅助通风效果贡献最小，若采取该方案，盐雾可能于梁格中聚集。

图9给出了采样点纵向在板下5cm的平面上沿横梁方向距进风口不同距离处的风速图。其中bi代表从近海边起水平方向的第i根纵梁，纵梁与纵梁之间形成的区域为计算域，用bi-bi+1表示，代表第i根桩与第i+1根纵梁形成的子梁格。

对于自然通风模型，空气流速vh在0.07～0.31m·s-1的范围内变化，且与进风口距离d关系不大。分析图9a，在b1-b2子梁格中，当辅助通风孔孔径为150mm时，所有方案的vh均大于自然通风模型的值，方案1-1、2-1、3-1中出现的vh最大值分别比自然通风模型大333%、267%和633%，并且方案3-1的vh近似等于方案1-1与2-1值的和。可以采用线性叠加方法，估计第1子梁格（b1-b2）中通风孔布局改变所带来的通风性能改善，即当且仅当第一子梁格的情况下，采用综合开孔的辅助通风量改善约为纵梁开孔与板开孔所产生的通风量改善的总和；在第2子梁格（b2-b3）中，所有方案的vh在入口处均急剧下降，然后缓慢上升，与子梁格中间达到局部最大，与自然通风模型走向一致；在第3子梁格（b3-b4）中，方案1-1的vh值与自然通风模型的值十分接近，这表明当通风孔布置在纵梁上时，远离进风口的位置不会有明显的通风改善。而在板上开孔的方案（方案2与方案3）依然有效，vh的变化与第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值分别为0.37 m·s-1、0.86 m·s-1和0.93 m·s-1；在最后一个子梁格（b4-b5）中，方案1-1与自然通风模型之间的vh差异可以忽略不计，而方案2-1和3-1中的vh最大值也分别达到0.46 m·s-1和0.68 m·s-1。

图9 距进风孔不同间隔的速度分布Fig.9 Velocity profiles versus different distance from air inlet

分析图9b、9c，当通风孔半径为100 mm与50 mm时，空气流速vh的分布矢量图与半径为150 mm时风速相似。显然，布置纵梁通风孔仅对前2个梁格有明显的通风改善，而且板上开孔能改善全部子梁格内空间气流分布，有效缓解由于梁格空间盐雾集聚造成结构腐蚀的现状。

图10为9种方案在垂直面上梁格空间详细空气流速矢量图，直观展现了梁格内的气流运动。

分析图10，如前所述，方案3-1、3-2和3-3提供了最佳的通风量，通风效果优于方案1、略优于方案2，流速矢量图表现出良好的流体运动。这表明不同通风方式下即使通气孔大小相同，其通风量也会有较大差异。

图10 9种方案的速度矢量Fig.10 Vector of air flow of 9 schemes

综上所述，纵梁横向开孔通风效率不高，板式通风孔和综合通风孔的通风方式均能提供合理的通风，但前者通风孔面积仅为后者的1/2左右，结合成本与施工难度，在工程实践中宜选择板式通风口。

4 结论

基于数值方法研究了在自然通风和辅助通风条件下高桩码头梁格空间内的空气流通特性，得出了以下结论：

（1）通过非线性拟合，得到平均风速与遮挡比之间的关系式；在自然通风组中，存在一个遮挡比临界值1.15（定义为边纵梁高度与迎风面的高度比）使得自然通风驱动下的梁格空间内的流场扰动最弱，此时盐雾易于在梁格空间内积聚。在此临界值以下的高桩梁板式码头结构应考虑设置辅助通风措施。

（2）高桩码头梁格内部的气流分布随通风孔的布置而变化，纵梁开孔仅在近海侧2个子梁格效用明显，板上开孔法以及综合开孔法在各个子梁格中均有作用，明显改善了梁格内空气流通特性。

（3）开孔半径对梁格内部的空气流通特性变化趋势影响不大，但开孔孔径变小会大幅降低梁格进风口区域空气的流速。通风孔的布置和半径对梁格下部位置的空气流速影响非常有限。

（4）板上开孔法和综合开孔法均为可接受的辅助通风开孔形式，但前者达到相同辅助通风效果所需的开孔半径更小，对结构强度的影响较小，降低了施工成本，因此在工程实践中更具推广价值。