張 堯陳 剛胡金春*國志興譚 駿劉欽政

(1.國家海洋局 海洋減災(zāi)中心,北京100194;2.浙江省水利河口研究院,浙江 杭州310020)

海堤潰堤機理和潰堤越浪量閾值的試驗分析

張 堯1,陳 剛2,胡金春2*,國志興1,譚 駿1,劉欽政1

(1.國家海洋局 海洋減災(zāi)中心,北京100194;2.浙江省水利河口研究院,浙江 杭州310020)

通過對不同幾何結(jié)構(gòu)和護面材質(zhì)的海堤開展大量組次物理模型試驗,得出越浪水體強烈的剪切力導(dǎo)致的后坡侵蝕和護面塊體滑動被證明是海堤失穩(wěn)的主要觸發(fā)因素。建議工程標準和規(guī)范中考慮越浪流速和剪切力,將有利于潰堤風險的評估和預(yù)判。然而實驗數(shù)據(jù)顯示,海堤在越浪強度遞增過程中的受壓達到峰值的先后順序為堤頂-擋浪墻-后坡。因此,瞬時水動力沖擊導(dǎo)致的疲勞性破壞可能是另一種潰堤機理,雖沒有在試驗中出現(xiàn),但需要時刻警惕。不同于廣泛使用的允許越浪量,本項工作提出了針對我國沿海典型海堤類型的潰堤越浪量閾值建議值。這使得通過經(jīng)驗公式計算和預(yù)測潰堤風險變成可能。潰堤越浪量很大程度上受護面材質(zhì)、后坡坡度和擋浪墻高度影響,但在試驗中沒有體現(xiàn)對堤頂寬度的敏感性。試驗結(jié)果表明,對于相同的海堤結(jié)構(gòu)和堤頂高程,相對于沒有擋浪墻的海堤增設(shè)擋浪墻有可能是對海堤穩(wěn)定性的一種降低。但這還需要進一步被其他研究者和工程師討論驗證。

越浪;海堤;潰堤;護面;剪切力;壓力;荷載;擋浪墻

海堤等海岸防護工事可預(yù)防風暴潮、海浪等對沿海社區(qū)的破壞,是保護人民生命財產(chǎn)安全的重要屏障。我國大約75%的大陸海岸沿線修建了海堤[1],但其中存在大量的不達標海堤。每年海洋災(zāi)害過程中,都出現(xiàn)一定數(shù)量的海堤被破壞、決口甚至潰塌。海堤的防護性能很大程度上取決于其本身的構(gòu)造特征和水文動力環(huán)境。海堤越浪過程是對浪、潮、流、結(jié)構(gòu)特征等因素的一個綜合響應(yīng)。過大的越浪量和越浪強度可能會造成海堤潰堤。因此可靠的越浪量評估方法和海堤潰堤機理的探索一直是海岸工程防護的熱點和訴求。越浪研究在過去的三十年中受到了廣泛的關(guān)注,得到了極大的發(fā)展[2-4]。海洋災(zāi)害風險防控中通常采用允許越浪量,因此以往大部分的研究工作都集中在允許越浪量的評估計算和數(shù)據(jù)庫的建立[5-6],這些研究成果可以很好地描述和預(yù)測海堤越浪現(xiàn)象。越浪量計算方法大致可以分為3類：經(jīng)驗公式法、數(shù)值計算法、物理試驗法。從性能和表現(xiàn)上來看,它們相互依賴,因此通常被組合互補使用。

越浪量計算經(jīng)驗公式大多基于物理試驗數(shù)據(jù)和實地觀測調(diào)查數(shù)據(jù),將主要影響變量參數(shù)化擬合形成[7-9]。凈空高度的指數(shù)方程表達被廣泛采用到越浪量的計算中。早些時候,這些公式的應(yīng)用范圍被限制在特定的海堤結(jié)構(gòu)。后來研究者們通過增加影響變量的數(shù)量和公式的復(fù)雜程度,有效地提高了計算的準確性和應(yīng)用范圍。與此同時,一種基于神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)法的系統(tǒng)被提出,并且適用于很廣泛的海堤幾何結(jié)構(gòu)[10-13]。

總之,在水文環(huán)境參數(shù)和結(jié)構(gòu)特征被給定的情況下,這些方法都可相對便捷、直接地計算出海堤越浪量。隨著現(xiàn)代計算資源的高速發(fā)展,對越浪過程的數(shù)值模擬已經(jīng)成為了一個較為成熟的手段,對復(fù)雜的水-結(jié)構(gòu)物相互作用過程進行描述[14-17]。通過對不同水動力環(huán)境和海堤結(jié)構(gòu)的組合開展大量的數(shù)值模擬,可詳細計算和分析水面變形、速度、非靜態(tài)壓力等重要數(shù)據(jù)。數(shù)值模型不同于物理試驗的波譜范圍限制,只要從數(shù)學方法上被正確表達,可以模擬很廣的波浪譜范圍。目前數(shù)值模型從計算精度和計算范圍可以被分為三類：相位/水深平均模型;相位解析模型[18-20];全三維Naver-Stokes計算流體力學模型[21-22]。計算成本和精度會隨著近似程度的提升而增大。相位/水深平均模型有著最低的近似精度和最高的計算效率。它的快速計算可以有效地對時長較長的越浪過程進行統(tǒng)計分析。但由于垂向平均和靜態(tài)壓力場的采用導(dǎo)致的精度上限嚴重阻礙了非靜壓、非線性和高耗散等過程的計算。最受歡迎的相位解析模型Boussinesq在計算精度和計算效率上保持了一個較好的平衡。非靜壓特性和高階近似精度計算的結(jié)果基本可令人滿意[23-24]。然而如果波浪破碎造成的氣泡和多個水-空氣界面出現(xiàn),相位解析模型的單一界面假設(shè)會導(dǎo)致一個計算精度的上限。最后,全三維Naver-Stokes模型可將水花、渦旋、紊流和多界面等現(xiàn)象模擬地極度接近于真實,但由于其計算精度和成本非常高,模擬計算的時長較長而應(yīng)用尺度也相對較小。

(陳 靖 編輯)

無論是經(jīng)驗公式還是數(shù)值模型都對物理試驗驗證的依賴都較大。因此,針對越浪過程的物理模型試驗顯得尤為重要[25-27]。試驗通常按照比尺縮小在波浪池或水槽中開展。采用精密儀器對水動力參數(shù)進行測量和記錄。波浪、風、結(jié)構(gòu)孔隙等很難被數(shù)學表述組合到一起,但在物理試驗中可以被較好模擬。但相對較窄的造波波譜、比尺問題和測量誤差都是或多或少無法避免的。此外相較于前兩者方法,開展多組次物理試驗的成本極高。

最終,拋開這3類方法的優(yōu)缺點,仍然有一些問題制約了海堤越浪研究。通常海堤在很強的越浪強度下有潰堤的風險,而之前的研究大多是在假設(shè)海堤安全的前提下關(guān)注被廣泛采用的允許越浪量。很少有研究關(guān)注海堤潰堤時的潰堤越浪量閾值。越浪水體厚度、流速、剪切力、壓力對海堤失穩(wěn)有直接的影響因此應(yīng)該被更多地研究[28-30]。本項工作通過大量的物理試驗較為清晰地闡述了海堤越浪潰堤過程中水-結(jié)構(gòu)物相互作用機理;提出了針對我國沿海典型海堤類型的潰堤越浪量閾值建議值,為海堤潰堤風險預(yù)判提供了基礎(chǔ);并開展了針對結(jié)構(gòu)結(jié)合特征、護面材質(zhì)、擋浪墻等潰堤越浪量影響因子的定量分析。測量數(shù)據(jù)和分析結(jié)果可為沿岸地區(qū)的海洋災(zāi)害防災(zāi)減災(zāi)提供科學參考。

1 物理試驗

通常海洋災(zāi)害中的潮位上升和風暴增水會導(dǎo)致海堤堤前的水深增加,因此海浪可以在破碎和耗散能量之前傳播到距離海堤非常近的位置。尤其是低頻長波海浪由于蘊含能量較大,爬升和穿透性極強,破壞力很大。過大的越浪強度和水量會威脅海堤結(jié)構(gòu)自身的安全。以往的海堤破壞資料顯示海堤的頂部和內(nèi)坡受到了嚴重的破壞,護面塊體有滑落缺失現(xiàn)象[31-32]。但至于進一步的海堤潰決機理,就沒有系統(tǒng)的資料總結(jié)。因此為了徹底搞清海堤潰堤機理,我們針對我國典型海堤斷面類型開展了多個組次的物理試驗,直到海堤模型失穩(wěn)潰堤。在相同的水動力條件下,不同的潰堤越浪量影響因素如堤頂寬度、后坡坡度、擋浪墻高度和護面材料被定量地細致分析。

我們使用了浙江省水利河口研究院的大型試驗水槽(圖1),長70 m,寬1.2 m,深1.7 m。Froude數(shù)和Strouhal數(shù)被采用在重力和慣性力作用下的試驗比尺的選?。?/p>

式中：U表示速度;T表示時間;L是長度;下標m和o分別表示模型和原型。綜合考慮了水槽的尺寸,確定了長度比尺λ=20∶1。因此,表1描述了所有其他比尺的選取。試驗時長相當于原型2 h以上的風暴潮和臺風浪作用,足夠時長來獲取一定的統(tǒng)計數(shù)據(jù)。試驗所用基準概化斷面如圖2所示,堤頂高程為7.8 m,堤頂擋浪墻為1 m,迎潮面坡度為1∶3,后坡坡度為1∶2,堤頂寬度為6 m。

圖1 試驗水槽(70 m×1.2 m×1.7 m)Fig.1 Experimental flume(70 m×1.2 m×1.7 m)

表1 實物與模型物理量之間的關(guān)系Table 1 Experimental scaling

圖2 試驗蓋化基準斷面Fig.2 Baseline generalized section

本試驗不規(guī)則海浪模擬采用標準的JONSWAP波浪譜分布。不同時刻的潮位、有效波高、譜峰周期采用2006年第8號臺風桑美的后報結(jié)果。

壓力、水位的測量采用中國水利水電科學研究院生產(chǎn)的DJ800型多功能監(jiān)測系統(tǒng),它是由計算機、多功能監(jiān)測儀和各種傳感器組成的數(shù)據(jù)采集和處理系統(tǒng),能做動、靜態(tài)壓力測量,最小的采集時間間隔為0.01 s。水位采用電容式波高儀,主要用于動態(tài)水位測量,誤差＜ ±1%;點壓力傳感器是硅橫向壓阻式的,在傳感器的背后,安裝一根塑料管,塑料管的另一端與大氣相通,測量范圍-2～10 kPa,分辨率0.01 kPa,誤差＜ ±0.3%。根據(jù)以往的研究,波浪對涉水建筑物產(chǎn)生沖擊作用時,存在一個瞬時快速上升的沖擊力,其變化較為復(fù)雜。由于沖擊壓力的作用時間非常短,不同的采樣頻率所得結(jié)果會有較大的差別,為了采集到最大的瞬時沖擊壓力,需要采用較小的采樣間隔,但過小的采樣間隔會引起頻率分辨率Δf增大,導(dǎo)致數(shù)據(jù)精度降低,本次試驗滿足測點數(shù)、采樣時間要求的前提下實際采用的最小時間間隔為0.02 s。在將模型放置波浪水槽之前,先利用放置于試驗斷面前的波高儀,按工況率定波浪要素,然后放入概化斷面進行試驗。在堤后安放容器承接越浪水體,可稱重得出越浪量;在擋浪墻、堤頂、后坡分別安置壓力傳感器(圖3),可測得越浪水體沖擊海堤時的壓強,在每個工況組合試驗均重復(fù)測量3次,取其平均值作為試驗結(jié)果,以減小偶然因素的影響。

圖3 壓力傳感器分布Fig.3 Distribution of the pressure sensors

2 結(jié)果分析

因為在每次試驗的前半段時間里低水位情況下還沒有波浪越過堤壩模型,因此每次試驗的最后1 h記錄的浪、水位和對應(yīng)的越浪量等數(shù)據(jù)被用來做基礎(chǔ)分析(表2)。先針對基準蓋化斷面做了試驗,隨著水位和浪高的增加,越浪量逐漸增大。為使測量的越浪量值域范圍更廣,我們在初始測試中確保了海堤模型的絕對堅固。當水位達到了相當于實際潮位7.39 m的時候(僅低于擋浪墻頂部1 m),測得的越浪量為0.837 m3/(m·s)。然而之后的測試海堤模型模仿了實際工程中的海堤材料和構(gòu)造,我們發(fā)現(xiàn)大部分海堤會在0.117～0.424 m3/(m·s)的越浪量范圍內(nèi)完全失穩(wěn)潰決。因此我們在0.085～0.424 m3/(m·s)越浪量范圍內(nèi)進行了加密試驗,細致地探究潰堤的整個過程(表3)。

表2 后報各時刻潮位、波高和越浪量試驗結(jié)果Table 2 Measured overtopping rates during the hindcast storm

表3 越浪量的加密測試Table 3 Concentrated measurement of overtopping rates

圖4給出了隨著越浪量增加擋浪墻處所受的最大壓強的垂向變化。隨著越浪量增大,越浪水體壓強急速增大,尤其是越浪量從0.263 m3/(m·s)增大至0.338 m3/(m·s)時,越浪量增大了28.5%,而對應(yīng)的最大壓強增加了近100%,因此,從越浪水體的能量上來分析,隨著越浪量增大,個別極大單波引起的越浪水體對后坡及堤頂?shù)钠茐哪芰σ搽S之加強,且增幅要遠大于越浪量量值的增幅。垂向壓強最大值位置出現(xiàn)在了距堤頂1 m左右的高度。圖5中相應(yīng)的前4%的統(tǒng)計極值分析也體現(xiàn)了相似的趨勢。圖6和圖7給出了堤頂和后坡受壓最大值和4%的統(tǒng)計極值的水平分布情況。后坡承受的荷載要遠小于堤頂。但當越浪量接近潰堤越浪量范圍0.263～0.338 m3/(m·s)時,堤頂受壓達到一定上限并不再顯著增加。為了更加清晰地描述在潰堤過程前后擋浪墻、堤頂、后坡的受壓分布變化,圖8給出了相應(yīng)4個越浪量時刻的壓力分布彩色條。圖8a(q=0.117 m2/s)顯示壓力大部分分布在堤頂迎水側(cè)前部,而后坡和擋浪墻并沒有很大荷載分布;圖8b(q=0.263 m2/s)顯示一定量的壓強在堤頂后半部分出現(xiàn);圖8c(q=0.305 m2/s)顯示接近潰堤時刻堤頂已經(jīng)滿負荷載,并且擋浪墻受壓開始急劇上升;圖8d(q=0.338 m2/s)顯示即將潰堤時,堤頂和擋浪墻受壓達到峰值上限,而后坡的受壓也開始顯著增大。因此海堤在越浪強度遞增過程中的受壓達到峰值的先后順序為堤頂-擋浪墻-后坡。

圖4 四級越浪量(m2/s)所對應(yīng)的擋浪墻受壓最大值的垂向變化Fig.4 The vertical change of the maximum pressure that the wave wall experienced correspondingly to the four grades of wave overtopping rates(m2/s)

圖5 四級越浪量(m2/s)所對應(yīng)的擋浪墻受壓4%最大值的垂向變化Fig.5 The vertical change of the 4%of the maximum pressure that the wave wall experienced correspondingly to the four grades of wave overtopping rates(m2/s)

圖6 四級越浪量(m2/s)所對應(yīng)的最大壓強沿堤頂-后坡的分布Fig.6 The maximum pressure corresponding to the four grades of wave overtopping rates(m2/s)and its distribution along the dike top and the landward slope

圖7 四級越浪量(m2/s)所對應(yīng)的4%最大壓強沿堤頂-后坡的分布Fig.7 The 4%of the maximum pressure corresponding to the four grades of wave overtopping rates(m2/s)and its distribution along the dike top and the landward slope

圖8 最大越浪壓強在海堤表面的整體分布Fig.8 The overall distribution of the maximum overtopping pressure on the dike surface

在試驗中,雖然后坡所承受的正向壓力最小,但由于越浪水流較大的剪切力導(dǎo)致的后坡逐漸侵蝕可能是觸發(fā)海堤失穩(wěn)和潰堤的主要因素。一旦間歇性水動力荷載和沖刷導(dǎo)致任何后坡表面的變形,流速達到啟動臨界值,后坡護面塊體就會開始松動。后坡進而逐漸失穩(wěn)導(dǎo)致潰堤。圖9描述了試驗中潰堤過程的幾個瞬間快照,越浪水體可以直接拍打在堤頂或者越過堤頂直接沖刷后坡。后坡沖刷和護面塊體滑落被觀察到是觸發(fā)潰堤的“扳機”。表4給出了試驗中測得的2種混凝土護面塊體(混凝土板和螺母塊體)的啟動流速。根據(jù)不同翹起高度,啟動流速在7.3～10.4 m/s范圍。而潰堤越浪量0.263～0.305 m3/(m·s)所對應(yīng)的后坡沖刷流速為11.2～13.4 m/s,完全超出了啟動流速的范圍。因此,如果可以在工程標準和規(guī)范中增加越浪過程中的沖刷流速和剪切力,可能會有利于潰堤風險的定量評估和預(yù)判。

圖9 潰堤過程的3個瞬間快照Fig.9 The 3 instant snapshots of the dike failure process

表4 護面材質(zhì)抗沖能力測試數(shù)據(jù)Table 4 Initiating velocity for concrete pavement

表5 不同護面潰堤越浪量閾值范圍Table 5 Measured failure overtopping rates for varying pavement

除了蓋化基準斷面的測試,我們還針對不同的斷面結(jié)構(gòu)和護面材質(zhì)做了多組試驗,試圖分析總結(jié)后坡坡度、堤頂寬度、擋浪墻和護面的選取對潰堤越浪量閾值的影響。表5描述了在基準斷面的基礎(chǔ)上其他條件不變的情況下,不同護面材質(zhì)所對應(yīng)額潰堤越浪量。結(jié)果顯示混凝土護面最為堅固而草皮護面最為脆弱。不用泥漿黏合的干砌塊石和碎石護面的堅固性能遠小于混凝土護面,這說明了帶有空隙的護面材質(zhì)可能對越浪水流的剪切力非常敏感,所以不可作為建造堤壩的首要選擇。在實驗中對于同樣的護面材料,海堤的穩(wěn)定性很大程度上依賴于后坡坡度和擋浪墻高度,但其顯現(xiàn)出對堤頂寬度很小的敏感性。表6中,對于干砌塊石護面,后坡坡度越陡,海堤潰堤越浪量越小、越不穩(wěn)定;對于混凝土板護面,在實驗范圍內(nèi)后坡坡度對潰堤越浪量沒有明顯影響,這可能是因為平滑護面對水流剪切不敏感。但在大多數(shù)情況下,平緩后坡應(yīng)該是對海堤在抵御海洋災(zāi)害過程中的安全、堅固有促進作用。

表6 不同后坡坡度的潰堤越浪量閾值范圍Table 6 Measured failure overtopping rates for varying landward slope

表7 不同擋浪墻高度的潰堤越浪量閾值范圍Table 7 Measured failure overtopping rates with or without the dike-mounted wall

大部分的海堤都采用了在堤頂設(shè)置擋浪墻的形式,可以阻止或減少越浪。但在試驗中對于相同高程來說有無擋浪墻,越浪過程完全不同。無擋浪墻時,越浪過程很平順,海堤破壞位置的分布也更加擴散;而對于設(shè)置擋浪墻來說,激起的水體會迅速上沖到一定高度,回落直接砸在堤頂或直接沖刷后坡。表7的結(jié)果顯示無論是混凝土還是干砌塊石護面,測得的潰堤越浪量都對擋浪墻高度表現(xiàn)出了一定的敏感性。對于這兩種護面來說,撤走擋浪墻可以分別增加35%和18%的潰堤越浪量,這意味著更高的安全性。與此同時,從表3和圖10的試驗數(shù)據(jù)可得出,在同樣的高程、幾何結(jié)構(gòu)和水動力條件下,無擋浪墻比有1 m擋浪墻的海堤所測得的越浪量更小。因此我們很謹慎地做出一個推測：擋浪墻看起來可能不完全是加固海堤結(jié)構(gòu)的一個合理設(shè)置。當然,這可能還和越浪形態(tài)和機理有關(guān),需要領(lǐng)域內(nèi)其他學者和工程師的進一步討論和驗證。

圖10 有無擋浪墻的加密試驗測得的越浪量Fig.10 The overtopping rates measured with and without wave wall in the encryption tests

3 結(jié)論和展望

海堤潰堤機理可能是非常復(fù)雜的并且取決于很多因素。在本項試驗工作中,后坡護面塊體的侵蝕和滑落是海堤失穩(wěn)的主要誘因。一旦間歇性越浪水體拍打和沖擊造成海堤表面的隆起或者凹陷,護面塊體就開始被急速剪切的水流沖刷松動進而滑落。因此護面塊體的臨界啟動流速應(yīng)該被考慮到工程標準和規(guī)范中,可能會對潰堤風險的預(yù)判有很大幫助。但是受壓測試表明,在整個潰堤過程中堤頂承受的非靜態(tài)水動力荷載最大,而擋浪墻受壓也急劇增加。所以受壓達到峰值的先后順序為：堤頂-擋浪墻-后坡。因此,除了試驗中出現(xiàn)的后坡滑塌失穩(wěn),水動力正面沖擊導(dǎo)致的疲勞破壞也可能導(dǎo)致發(fā)生潰堤過程,需要被時刻警惕。

不同于允許越浪量,潰堤越浪量在本項工作中被首次提出作為海堤安全的重要指標。護面材料、后坡坡度、擋浪墻高度等對潰堤越浪量閾值有顯著影響。平緩的后坡有利于海堤穩(wěn)定和安全;而孔隙率較高的海堤護面被證明對越浪水流的剪切作用非常敏感,不建議被優(yōu)先考慮。在相同結(jié)構(gòu)特征、高程和水動力環(huán)境下,有擋浪墻的海堤相對無擋浪墻的海堤更加容易失穩(wěn)。這一點需要通過更多的相關(guān)研究開展進一步的討論和驗證。本文初步提出了中國沿海典型海堤的潰堤越浪量閾值范圍建議值,在這些試驗數(shù)據(jù)被應(yīng)用到評價潰堤風險之前,需要通過更多的實際案例來驗證和修正。

[1] CHENG D L,YU Y H,XIE S M.Prospect of development of seawall construction in China[C]∥Annual conference of Specialized Committee on the protection and utilization of tidal flat in Chinese Water Conservancy Association,2011.成迪龍,俞元洪,謝士猛.我國海堤建設(shè)發(fā)展前景展望[C]∥中國水利學會灘涂濕地保護與利用專業(yè)委員會學術(shù)年會,2011.

[2] POPE J,LOCKHART J N.The coastal engineering manual[J].Coastal Engineering Manual,2006,1100：2-6.

[3] PULLEN T,ALLSOP N W H,BRUCE T,et al.Eur Otop∶wave overtopping of sea defences and related structures∶assessment manual[M/OL].[S.L.]：Boyens Medien Gmb H,2007,[2017-03-08].http：∥www.overtopping-manual.com.

[4] Van DER MEER J W.Technical Report-Wave run-up and wave overtopping at dikes[M].Delft：The Netherlands,2002.

[5] GODA Y.Derivation of unified wave overtopping formulae for seawalls with smooth,impermeable surfaces based on selected CLASH datasets[J].Coastal Engineering,2009,56(4)：385-399.

[6] XIAO H,HUANG W,TAO J.Numerical modelling of wave overtopping a levee during Hurricane Katrina[J].Computers&Fluids,2009,38(5)：991-996.

[7] FRANCO C,FRANCO L.Overtopping formulas for caisson breakwaters with nonbreaking 3D waves[J].Journal of Waterway,Port,Coastal,and Ocean Engineering,1999,125(2)：98-108.

[8] OWEN M W.Design of seawalls allowing for wave overtopping[J].Technical Report Ex,1980,924：39.

[9] Van DER MEER J W,BRUCE T.New physical insight and design formulas on wave overtopping at sloping and vertical structures[J].Journal of Waterway Port Coastal&Oceon Engineering,2013,140(6)：1-18.

[10] Van GENT M R A,Van DEN BOOGAARD H F P,POZUETA B,et al.Neural network modelling of wave overtopping at coastal structures[J].Coastal Engineering,2007,54(8)：586-593.

[11] VERHAEGHE H,DE ROUCK J,Van DER MEER J.Combined classifier-quantifier model：A 2-phases neural model for prediction of wave overtopping at coastal structures[J].Coastal Engineering,2008,55(5)：357-374.

[12] VICTOR L,Van DER MEER J W,TROCH P.Probability distribution of individual wave overtopping volumes for smooth impermeable steep slopes with low crest freeboards[J].Coastal Engineering,2012,64(6)：87-101.

[13] ZANUTTIGH B,FORMENTIN S M,Van DER MEER J W.Prediction of extreme and tolerable wave overtopping discharges through an advanced neural network[J].Ocean Engineering,2016,127：7-22.

[14] HUBBARD M E,DODD N.A 2D numerical model of wave run-up and overtopping[J].Coastal Engineering,2002,47(1)：1-26.

[15] LI T,TROCH P,DE ROUCK J.Wave overtopping over a sea dike[J].Journal of Computational Physics,2004,198(2)：686-726.

[16] LIN P,LIU X,ZHANG J.The simulation of a landslide-induced surge wave and its overtopping of a dam using a coupled ISPH model[J].Engineering Applications of Conputational Fluid Mechanics,2015,9(1)：432-444.

[17] REEVE D E,SOLIMAN A,LIN P Z.Numerical study of combined overflow and wave overtopping over a smooth impermeable seawall[J].Coastal Engineering,2008,55(2)：155-166.

[18] KENNEDY A B,CHEN Q H,KIRBY J T,et al.Boussinesq modeling of wave transformation,breaking and runup.i：one dimension[J].Journal of Waterway Port Coastal&Ocean Engineerings,2000,126：39-47.

[19] ZHANG Y,KENNEDY A B,PANDA N,et al.New Boussinesq System for nonlinear water waves[J/OL].[2017-03-08].https：∥www.researchgate.net/publication/261180828_New_Boussinesq_System_for_Nonlinear_Water_Waves.DOI：10.9753/icce.v33.waves.4

[20] ZHANG Y,KENNEDY A B,PANDA N,et al.Boussinesq-Green-Naghdi rotational water wave theory[J].Coastal Engineering,2013,73(3)：13-27.

[21] CRESPO A J C,GOMEZ-GESTEIRA M,DALRYMPLE R A.3D SPH simulation of large waves mitigation with a dike[J].Journal of Hydraulic Research,2007,45(5)：631-642.

[22] SHAO S,JI C,GRAHAM D I,et al.Simulation of wave overtopping by an incompressible SPH model[J].Coastal Engineering,2006,53(9)：723-735.

[23] ZHANG Y,KENNEDY A B,AARON S DONAHUE,et al.Rotational Surf Zone Modeling for O(μ4)Boussinesq-Green-Naghdi Systems[J].Ocean Modelling,79：43-53.

[24] ZHANG Y,KENNEDY A B,TOMICZEK T,et al.Validation of Boussinesq-Green-Naghdi modelling for surf zone hydrodynamics[J].Ocean Engineering,2016,111(2)：299-309.

[25] FRANCO L,GEERAERTS J,BRIGANTI R,et al.Prototype measurements and small-scale model tests of wave overtopping at shallowrubble-mound breakwaters：the Ostia-Rome yacht harbour case[J].Coastal Engineering,2009,56(2)：154-165.

[26] KOBAYASHI N,WURJANTO A.Wave overtopping on coastal structures[J].Journal of Waterway Port Coastal&Ocean Engineering,1989,115(2)：235-251.

[27] TROCH P,GEERAERTS J,Van DE WALLE B,et al.Full-scale wave overtopping measurements on the Zeebrugge rubble moundbreakwater[J].Coastal Engineering,2004,51：609-628.

[28] CHEN X,HOFLAND B,ALTOMARE C,et al.Forces on a vertical wall on a dike crest due to overtopping flow[J].Coastal Engineering,2015,95(95)：94-104.

[29] NORGAARD J Q H,ANDERSEN T L,BURCHARTH H F.Wave loads on crown walls of rubble mound breakwaters in deep and shallow-water wave conditions[J].Coastal Engineering,2013,80(4)：137-147.

[30] SCHUTTRUMPF H F R,OUMERACI H.Layer thickness and velocities of wave overtopping flow at seadikes[J].Coastal Engineering,2005,52(6)：473-495.

[31] EVANGELISTA S.Experiments and numerical simulations of dike erosion due to a wave impact[J].Water,2015,7(10)：5831-5848.

[32] PONTILLO M,SCHMOCKER L,GRECO M,et al.1D numerical evaluation of dike erosion due to overtopping[J].Journal of Hydraulic Research,2010,48(5)：573-582.

[33] Ministry of Transport of the People’s Republic of China.Wave model test regulation：JTJ/T 234-2001[S].Beijing：China Communications Press,2001.中華人民共和國交通部.波浪模型試驗規(guī)程：JTJ/T 234-2001[S].北京：人民交通出版社,2001.

[34] FITZGERALD C J,TAYLOR P H,ORSZAGHOVA J,et al.Irregular wave runup statistics on plane beaches：Application of a Boussinesq-type model incorporating a generating-absorbing sponge layer and second-order wave generation[J].Coastal Engineering,2016,114(2)：309-324.

[35] ZHANG Y,KENNEDY A B,PANDA N,et al.Generating-absorbing sponge layers for phase-resolving wave models[J].Coastal Engineering,2014a,84(2)：1-9.

Abstract：This study as one of the keys in the marine hazard mitigation service system in China reveals explicitly the major mechanism of sea dike failure caused during wave overtopping.A large number of groups of wave flume experiments conducted for the sea dikes with different geometric structures and armor block materials indicate that the landward slope erosion and the armor block sliding of the dike caused by strong shearing force of the overtopping water body are proved to be the major trigger factors for the sea dike instability.It is,therefore,recommended that the competent velocity and shearing force of the overtopping process should be taken into account in the engineering standards and specifications,which would be helpful to the evaluation and anticipation of the dike failure risk.However,the experimental data indicate that the order of the peak pressures that the sea dike experienced in the overtopping process is dike top-wave wall-landward slope.Therefore,the fatigue failure caused by the instantaneous hydrodynamic impact might be probably another mechanism of the dike failure.Although this does not occur in the experiments,it should be kept in mind always.Instead of the tolerable overtopping rates that have been adopted widely,the recommended values of the wave overtopping threshold causing the sea dike failure are proposed for the typical types of sea dikes present along the coast of China.This makes the empirical formula calculation and prediction of the dike failure risk becomes possible.The overtopping rate for the dike failure is to a large extent influenced by the armor block material,the falling gradient of the landward slope and the height of the wave wall,but shows little sensibility to the width of the dike top in the experiments.The experimental results show that under the case that the sea dike has the same structure and dike-top elevation,the adding of wave wall may reduce the stability of the sea dike,relatively to the dike without wave wall.But,this will need to be tested and verified further by other researchers and engineers in the future.

Key words：wave overtopping;sea dike;dike failure;armor block;shearing force;pressure;load;wave wall

Received：February 3,2017

Experimental Study on Mechanism of Sea-dike Failure due to Wave Overtopping

ZHANG Yao1,CHEN Gang2,HU Jin-chun2,GUO Zhi-xing1,TAN Jun1,LIU Qin-zheng1
(1.National Marine Hazard Mitigation Service,State Oceanic Administration,Beijing 100194,China;2.Zhejiang Institute of Hy draulics and Estuary,Hangzhou 310020,China)

P736

A

1002-3682(2017)03-0009-12

10.3969/j.issn.1002-3682.2017.03.002

2017-02-03

國家海洋局海洋減災(zāi)中心科研項目——風暴潮災(zāi)害海堤潰堤越浪量影響因子研究(2015AA018);國家自然科學基金項目——區(qū)域尺度災(zāi)害性海浪的非靜壓荷載分析和風險分布評價的模型方法研究(51609043);海岸災(zāi)害及防護教育部重點實驗室開放基金(2016001)

張 堯(1988-),男,博士,主要從事海岸海洋工程方面研究.E-mail：yzhang@nmhms.gov.cn

*通訊作者：胡金春(1975-),男,高級工程師,碩士,主要從事海岸及近海工程方面研究.E-mail：358540234@qq.com