鄭永來，余坤龍，潘坦博，章 欽

（同濟(jì)大學(xué)土木工程學(xué)院，上海200092）

高樁碼頭作為主要的港口碼頭結(jié)構(gòu)形式之一，具有砂石用量省、削浪效果好、結(jié)構(gòu)簡單等優(yōu)點(diǎn)，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(yīng)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(yán)峻的挑戰(zhàn)。大量工程經(jīng)驗(yàn)表明：高樁碼頭結(jié)構(gòu)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(dǎo)致結(jié)構(gòu)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(jié)構(gòu)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(qū)動下通過混凝土保護(hù)層到達(dá)鋼筋表面，破壞其表面鈍化膜，導(dǎo)致鋼筋局部銹蝕［5-6］。在某些運(yùn)行水位與碼頭臨海側(cè)邊縱梁底部凈空較小的碼頭結(jié)構(gòu)中，這種由于鹽霧積累導(dǎo)致上部結(jié)構(gòu)耐久性遭破壞的風(fēng)險(xiǎn)更是大幅度提高。

目前，關(guān)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(dá)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(shù)，針對海洋環(huán)境中各類鋼鐵構(gòu)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(jié)構(gòu)中的保護(hù)效果，其結(jié)果表明膏狀BS1701硅烷的保護(hù)效果最佳；同濟(jì)大學(xué)的趙明等［10］將礦粉、硅灰摻入混凝土中形成復(fù)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(guān)系；復(fù)旦大學(xué)的何斌等［11］使用氰凝材料對碼頭鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)進(jìn)行填充防腐堵漏的修復(fù)過程，修復(fù)后有效地改善了碼頭外觀，提高了結(jié)構(gòu)耐久性，滿足設(shè)計(jì)要求。

當(dāng)前這些考慮建筑材料層面增強(qiáng)高樁碼頭上部結(jié)構(gòu)耐久性的方法均面臨著新材料的施工工藝復(fù)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(fēng)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(yīng)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(dǎo)致梁格空間內(nèi)鹽霧濃度顯著高于碼頭前沿自然風(fēng)的鹽霧濃度［13］。如果進(jìn)入梁格空間的新風(fēng)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(jié)構(gòu)，從而在源頭上降低上部結(jié)構(gòu)的耐久性風(fēng)險(xiǎn)。目前國內(nèi)外對此研究較少。河海大學(xué)的莊寧等［13］研究了高樁碼頭梁格空間通風(fēng)孔設(shè)置對鹽霧消散的影響，研究結(jié)果表明，縱梁設(shè)置通風(fēng)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(yīng)進(jìn)行研究，并以設(shè)置通風(fēng)孔道的措施對遮蔽效應(yīng)較強(qiáng)的梁格空間進(jìn)行通風(fēng)優(yōu)化，通過對幾種不同通風(fēng)孔布置方式下梁格內(nèi)的空氣流場特性進(jìn)行研究，提出增強(qiáng)碼頭上部結(jié)構(gòu)耐久性的設(shè)計(jì)建議。

1 計(jì)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(fēng)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(fēng)措施對其內(nèi)部通風(fēng)效果的影響。選取中國東南沿海典型的高樁碼頭結(jié)構(gòu)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(fēng)氣候，基礎(chǔ)是預(yù)應(yīng)力高強(qiáng)度混凝土（PHC）管樁和現(xiàn)澆橫梁，上部結(jié)構(gòu)由5根縱梁和預(yù)制-現(xiàn)澆疊合板構(gòu)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(yàn)分為自然通風(fēng)組與輔助通風(fēng)組，共18個模型。每組模型的流入風(fēng)速相同，為5m·s-1，風(fēng)向設(shè)計(jì)為垂直縱梁向陸域方向。

自然通風(fēng)組研究了自然通風(fēng)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(fēng)組的各項(xiàng)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(fēng)組的基礎(chǔ)上輔助通風(fēng)組研究了不同布置方式和通風(fēng)孔半徑（R）對通風(fēng)性能的影響。通風(fēng)孔的布置位置如圖3所示，具體坐標(biāo)見表2。通風(fēng)孔位置均選于低應(yīng)力區(qū)，最大程度保護(hù)了結(jié)構(gòu)的完整性。

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

試驗(yàn)采用3種通風(fēng)布局方案，以確定通風(fēng)孔布局對梁格間氣流的影響。方案1：通風(fēng)孔設(shè)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(fēng)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(jié)合了方案1與方案2的特點(diǎn)，將通風(fēng)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(fēng)口布置示意Fig.3 Schematic layouts of vent holes

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

2 數(shù)學(xué)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(jì)算效率和建模復(fù)雜度之間的平衡，將模型簡化為梁板結(jié)構(gòu)，以此代表碼頭上層結(jié)構(gòu)。該方法在單側(cè)自然通風(fēng)的研究中得到了廣泛的應(yīng)用［14-16］。

2.1 控制方程

圖4 采樣點(diǎn)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(bǔ)充湍流模型對流體力學(xué)問題進(jìn)行求解。為實(shí)現(xiàn)可接受精度盡量節(jié)約計(jì)算資源的原則，采用k-ω湍流模型作為流體求解補(bǔ)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(yīng)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(dǎo)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(yīng)，采用Boussinesq解，將浮力項(xiàng)進(jìn)行近似，近似結(jié)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(jìn)模型［21］，它保證了標(biāo)準(zhǔn)k-ω模型在近壁面的求解精度和計(jì)算穩(wěn)定性。與標(biāo)準(zhǔn)k-ω模型相比，在ω方程中引入了附加的交叉擴(kuò)散項(xiàng)，并對模型常數(shù)進(jìn)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(kuò)散項(xiàng)；G k和Gω表示湍流生成項(xiàng)；Y k和Yω表示湍流耗散項(xiàng)；Dω表示湍流交叉擴(kuò)散項(xiàng)。

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(jìn)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(shè)定。計(jì)算邊界條件為給定進(jìn)口流速，入口邊界為空氣入口，風(fēng)速選取東南沿海地區(qū)3級常風(fēng)5m·s-1［22］，邊界條件選用inlet，1個標(biāo)準(zhǔn)大氣壓，湍流強(qiáng)度設(shè)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(shè)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(jì)算流體力學(xué)（CFD）計(jì)算數(shù)值中網(wǎng)格劃分尺寸對計(jì)算結(jié)果的不確定性［24］，引入GCI（grid convergence index）指數(shù)對上述影響進(jìn)行定量評價，該方法被廣泛應(yīng)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(fēng)系統(tǒng)的自然通風(fēng)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(xì)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(jì)算Tab.4 Calculations of discretization error

在通風(fēng)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(jìn)行模擬。模擬結(jié)果表明，在進(jìn)風(fēng)口與出風(fēng)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(jìn)一步細(xì)化并不會對數(shù)值結(jié)果產(chǎn)生顯著的變化。出于對計(jì)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(jì)算域選取

高樁碼頭梁格剖面圖見圖5，網(wǎng)格重構(gòu)中最大網(wǎng)格尺寸取0.2m，網(wǎng)格重構(gòu)迭代間隔取2，即每迭代2步就進(jìn)行網(wǎng)格重繪的檢查；迎風(fēng)面邊縱梁通風(fēng)孔為壓力進(jìn)口，另一邊縱梁設(shè)置為壓力出口；由于通過梁格的氣流應(yīng)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?fàn)顟B(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(jì)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(jì)算結(jié)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(jì)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(fēng)組的情況，計(jì)算梁格空間處的風(fēng)量、大氣壓強(qiáng)等，由此推算鹽霧集聚情況。表5給出了自然通風(fēng)條件下，進(jìn)風(fēng)口風(fēng)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(fēng)速影響；圖7繪制了遮擋比（S）與平均風(fēng)速關(guān)系曲線。

圖7 平均風(fēng)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(fēng)速隨遮擋比的增大而減小，這表明在自然通風(fēng)組中，海平面以上至結(jié)構(gòu)的擴(kuò)展區(qū)域?qū)饬髌鹬P(guān)鍵作用；D、E、F和G計(jì)算域之間的風(fēng)速分布變化波動幅度較小，表明平均風(fēng)速對在0.14～0.25范圍內(nèi)的遮擋率不敏感；低平均風(fēng)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(jìn)風(fēng)口被壓縮成較小的尺寸，導(dǎo)致進(jìn)風(fēng)口過低的進(jìn)風(fēng)量無法在梁格空間引起有效擾動。

需要注意的是，當(dāng)S小于0.14時，如計(jì)算域H和I，隨著S的減小，急劇增加，并最終接近進(jìn)風(fēng)口風(fēng)速（5 m·s-1）。結(jié)果表明，只要S足夠小，即hw遠(yuǎn)大于hb，結(jié)構(gòu)對氣流的遮擋效應(yīng)可以忽略不計(jì)。在這種情況下，梁格空間內(nèi)的流場可以被自然風(fēng)充分?jǐn)_動，可及時排出積累在梁格空間內(nèi)的鹽霧。

經(jīng)計(jì)算，擬合函數(shù)的相關(guān)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(shè)計(jì)提供依據(jù)。

結(jié)合式（8）、式（9），可以得出當(dāng)遮擋比S達(dá)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(jié)構(gòu)耐久性造成極大威脅。此時，需采用縱梁開孔的輔助通風(fēng)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(fēng)遮擋比的情況提出相應(yīng)的輔助通風(fēng)措施，并對其效果進(jìn)行研究。

3.2 通風(fēng)孔布置對梁格內(nèi)部空氣流動的影響

輔助通風(fēng)組以遮擋比S=1.15的自然通風(fēng)模型為基準(zhǔn)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(jì)算空氣流速（vh），不同位置的采樣高度H*由式（10）進(jìn)行標(biāo)準(zhǔn)化：

式中：H*為標(biāo)準(zhǔn)化后的采樣高度，即采樣點(diǎn)在梁格中的相對位置；y為板底部與采樣點(diǎn)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(fēng)模型，梁格空間內(nèi)空氣流速vh隨著H*增加而增加。當(dāng)H*小于0.5時，vh不超過0.2m·s-1，表明上部梁格自然通風(fēng)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(dāng)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(diǎn)與板底之間的垂直距離的增大，梁格產(chǎn)生的遮擋效應(yīng)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(dāng)開孔半徑為最大的150mm時：區(qū)域I中，方案3-1中vh最大達(dá)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(fēng)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(fēng)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(jìn)風(fēng)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?yàn)?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(fēng)影響最小的區(qū)域，梁格在該區(qū)域中具有最強(qiáng)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(fēng)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(fēng)模型的空氣流速vh的增長明顯慢于具有輔助通風(fēng)孔的3個方案，這是因?yàn)檩o助通風(fēng)模型梁格的遮擋高度被通風(fēng)孔分割，而自然通風(fēng)模型保持了完全的遮擋高度。

分析圖8b、8c可以得出，當(dāng)通風(fēng)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(fēng)組相似。在區(qū)域I內(nèi)，通風(fēng)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(fēng)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?yàn)橥L(fēng)面積的減小，相應(yīng)的氣流湍流度減小，導(dǎo)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?yàn)檩o助通風(fēng)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(fēng)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(fēng)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(yuǎn)大于在縱梁上開孔（方案1）。這表明縱梁上的通風(fēng)孔對于輔助通風(fēng)效果貢獻(xiàn)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(diǎn)縱向在板下5cm的平面上沿橫梁方向距進(jìn)風(fēng)口不同距離處的風(fēng)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?yàn)橛?jì)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(fēng)模型，空氣流速vh在0.07～0.31m·s-1的范圍內(nèi)變化，且與進(jìn)風(fēng)口距離d關(guān)系不大。分析圖9a，在b1-b2子梁格中，當(dāng)輔助通風(fēng)孔孔徑為150mm時，所有方案的vh均大于自然通風(fēng)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(fēng)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?？梢圆捎镁€性疊加方法，估計(jì)第1子梁格（b1-b2）中通風(fēng)孔布局改變所帶來的通風(fēng)性能改善，即當(dāng)且僅當(dāng)?shù)谝蛔恿焊竦那闆r下，采用綜合開孔的輔助通風(fēng)量改善約為縱梁開孔與板開孔所產(chǎn)生的通風(fēng)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(dá)到局部最大，與自然通風(fēng)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(fēng)模型的值十分接近，這表明當(dāng)通風(fēng)孔布置在縱梁上時，遠(yuǎn)離進(jìn)風(fēng)口的位置不會有明顯的通風(fēng)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(fēng)模型之間的vh差異可以忽略不計(jì)，而方案2-1和3-1中的vh最大值也分別達(dá)到0.46 m·s-1和0.68 m·s-1。

圖9 距進(jìn)風(fēng)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(dāng)通風(fēng)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(fēng)速相似。顯然，布置縱梁通風(fēng)孔僅對前2個梁格有明顯的通風(fēng)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(jié)構(gòu)腐蝕的現(xiàn)狀。

圖10為9種方案在垂直面上梁格空間詳細(xì)空氣流速矢量圖，直觀展現(xiàn)了梁格內(nèi)的氣流運(yùn)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(fēng)量，通風(fēng)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(yùn)動。這表明不同通風(fēng)方式下即使通氣孔大小相同，其通風(fēng)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(fēng)效率不高，板式通風(fēng)孔和綜合通風(fēng)孔的通風(fēng)方式均能提供合理的通風(fēng)，但前者通風(fēng)孔面積僅為后者的1/2左右，結(jié)合成本與施工難度，在工程實(shí)踐中宜選擇板式通風(fēng)口。

4 結(jié)論

基于數(shù)值方法研究了在自然通風(fēng)和輔助通風(fēng)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(jié)論：

（1）通過非線性擬合，得到平均風(fēng)速與遮擋比之間的關(guān)系式；在自然通風(fēng)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(fēng)面的高度比）使得自然通風(fēng)驅(qū)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(jié)構(gòu)應(yīng)考慮設(shè)置輔助通風(fēng)措施。

（2）高樁碼頭梁格內(nèi)部的氣流分布隨通風(fēng)孔的布置而變化，縱梁開孔僅在近海側(cè)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(jìn)風(fēng)口區(qū)域空氣的流速。通風(fēng)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(fēng)開孔形式，但前者達(dá)到相同輔助通風(fēng)效果所需的開孔半徑更小，對結(jié)構(gòu)強(qiáng)度的影響較小，降低了施工成本，因此在工程實(shí)踐中更具推廣價值。