CN103255741B - 海岸消波防浪的群桩结构 - Google Patents

Abstract

本发明针提供一种海岸消波防浪的群桩结构，包括呈离散分布于海岸的墩柱群，该墩柱群中的各墩柱沿海浪主波向分布，且各墩柱的分布根据桩体所承受的水平波浪力确定。其充分利用波浪对桩体的反射、绕射及桩体间流体的内部紊动，改变波浪的输移模式，耗散波能，降低波高，改变波浪作用下的底沙起动输移，悬沙分布及其输沙模式。

Description

海岸消波防浪的群桩结构

技术领域

本发明涉及一种海岸消波防浪的群桩结构，此结构可以广泛用于近海防浪工程建设，能够减小港口结构物所承受的波浪荷载，使堤坝顶高降低、断面面积减少，围护港池，维持水面平稳并保护港口作业免受波浪、冰棱的影响，有效节约投资的同时还能起到防止滩地淘刷、保滩促淤、环境保护的作用。

背景技术

在分析近海建筑物或构造物外力时，需要考虑各种动力因素的随机特性，原因是存在潮汐、台风和海啸等气候因素的影响。由于相关工程耗资巨大，事故后果严重，因此，不仅要严格论证和检验近海建筑物或构造物的安全程度，还需要分析研究其经济耐用性。波浪是影响近海海岸工程设计、施工及使用的主要因素之一，因此，采取性能良好的消波防浪措施，不仅能够提高工程的使用性和安全性，还能降低工程的预算和施工难度，同时也对环境起到了较好的保护作用。

海洋工程中，现有的抵御风浪侵袭的做法是建设连续土石结构的防浪堤，但此种做法具有以下缺点：1、工程量巨大、破坏相关海域的海底环境、阻绝水体的交换自净功能；同2、工程预算常常不可控；3、建成后的防浪堤功能单一，面对浪高远大于堤顶高度的巨浪时往往所起的作用有限：一般现有的防波堤、防浪堤预防海浪的高度为2至3米，但极端情况下的海浪高度可达到十米甚至数十米，此时传统堤防工程的作用就十分有限，由于海岸线太长，建造更高更长的防波堤也不可能实现。比如：2004年印尼海域发生里氏9级强烈地震引发海啸的浪高曾达到34.5米，2011年日本9级地震引发的海啸越过防波堤等防御设施后也达到了23.6米的浪高；4、防浪堤服役年限后的维修拆除面临诸多工程难题。综上所述可知：现有的防波防浪技术不能很好地应对海洋灾害的威胁，因此，当前迫切需要结合工程技术问题和经济问题研究出一种工作性能良好的消波防浪构造。

另外，现有的防波堤无论是在施工过程，还是在使用过程中，都会造成当地地形地貌的较大改变和水中生态体系的破坏，同时也会使围护区域内水体的自净交换功能丧失，造成大面积水体污染。而且施工过程涉及的大体积沙石的运输迁移，也是一个相应的污染过程，而且在一定服役期后，传统类型防波堤的维护更换和拆迁工作也会产生相当多的工程和环境问题。因此当前也迫切需要研究出一种能够同时满足工程需要和环境保护需要的消波防浪构造。

发明内容

本发明针对现有技术的不足，提供一种海岸消波防浪的群桩结构，不同于现有的连续土石结构防浪堤和一般意义上的透空式防浪堤，该种消浪构造采用离散的群桩布置，并利用桩体对海浪进行能量捕捉，控制波能，进而利用群桩之间海水的紊流运动消减波能，降低波高。在达到预期防浪目标的前提下，利用预制桩技术，减少土石施工量，缩短施工周期，降低工程预算，尽可能少的影响相关海域环境，保证水体交换自净功能的运行。

为解决以上的技术问题，本发明将采取以下的技术方案：

一种海岸消波防浪的群桩结构，包括呈离散分布于海岸的墩柱群；该墩柱群中的各墩柱沿海浪主波向分布，且各墩柱的分布根据桩体所承受的水平波浪力确定；在D/L≤0.2、相邻桩中心距l≥4D的情况下，当H/d≤0.2且d/L≥0.2或H/d＞0.2且d/L≥0.35时，各墩柱所承受的水平波浪力P满足下式：

P＝P_Dmaxcosωt|cosωt|+P_Imaxsinωt

$P_{D\max }=C_D\frac{{\mathrm{\γDH}}^2}{2}{K}_1$

$K_1=\frac{2k(S_2-S_1)+sh2{\mathrm{kS}}_2-sh2{\mathrm{kS}}_1}{8sh2kd}$

$P_{Imax}=C_M\frac{{\mathrm{\γAH}}^2}{2}{K}_2$

$K_2=\frac{{\mathrm{shkS}}_2-{\mathrm{shkS}}_1}{chkd}$

P_Dmax和P_Imax对高度为S₂的断面的力矩M分别为

$M_{Dmax}=C_D\frac{{\mathrm{\γDH}}^{2}L}{2\mathrm{\π}}{K}_3$

$M_{I\max }=C_M\frac{\mathrm{\γ}AHL}{4\mathrm{\π}}{K}_4$

$K_3=\frac{1}{16sh2kd}\[k^2(S_2-S_1)+k(S_2-S_1)sh2{\mathrm{kS}}_2-\frac{1}{2}(ch2{\mathrm{kS}}_2-ch2{\mathrm{kS}}_1)\]$

$K_4=\frac{1}{chkd}\[k(S_2-S_1){\mathrm{shkS}}_2-({\mathrm{chkS}}_2-{\mathrm{chkS}}_1)\]$

另外，当P_Dmax≤0.5P_Imax时，ωt＝270°，P_max＝P_Imax，M_max＝M_Imax；

当P_Dmax＞0.5P_Imax时，

$\mathrm{\ω}t=\arcsin (-0.5\frac{P_{Imax}}{P_{Dmax}}),$

$P_{max}=P_{Dmax}(1+0.25\frac{P_{Imax}^2}{P_{Dmax}^2}),$

$M_{max}=M_{Dmax}(1+0.25\frac{M_{Imax}^2}{M_{Dmax}^2});$

其中：P_Dmax为速度分力P_D的最大值；P_Imax为惯性分力P_I的最大值；ωt为海浪的相位角，ω＝2π/T，T为海浪的平均周期，t为时间，单位为s；γ为水的重度，单位为kN/m³；H为海浪的波高，单位为m，式中H＝H_1％，H_1％表示最大波高保证率为1％对应的波高；D为方形断面墩柱垂直于海浪波向方向的宽度或者圆形断面墩柱的直径，单位为m；k＝2π/L，L为海浪的波长，单位为m；sh为双曲正弦函数，ch为双曲余弦函数；A为墩柱的断面面积，单位为m²；C_D、C_M均与雷诺数Re有关，按照《海港水文规范》中规定取值；对于P_Dmax或M_Dmax的表达式中，S₁＝0，S₂＝d+η_max；对于P_Imax和M_Imax的表达式中S₁＝0，S₂＝d+η_max-H/2；d为海水深度；当H/d≤0.2和d/L＜0.2或是H/d＞0.2和d/L＜0.35时，上述表达式中的P_Dmax或M_Dmax分别乘以修正系数α和β；

当0.04≤d/L≤0.2时，上述表达式中的P_Imax和M_Imax值分别乘以试验系数γ_p和γ_m；

α、β、γ_p和γ_m通过查阅《海港水文规范》确定；

在相邻桩的中心距l＜4D情况下，各墩柱所承受的水平波浪力应为相邻桩

中心距l≥4D的情况下各墩柱所承受的水平波浪力P乘以群桩系数K；当D/L＞0.2时，

$P_{max}=C_M\frac{{\mathrm{\γ\πD}}^{2}H}{8}thkd$

$M_{\max }=C_M\frac{{\mathrm{\γD}}^{2}HL}{16}*\frac{(kdshkd-chkd+1)}{ch2kd}.$

根据以上的技术方案，相对于现有技术，本发明具有以下的有益效果：

本发明的原理是：所述群桩消浪构造布置于波浪的前进路径中，波浪遇到桩身的阻挡，即会产生反射和绕射现象，根据波能守恒原理可知，前进波加上反射波的波能等于入射波波能，所以前进波的波能必然小于原波波能，而绕射现象的存在使桩后的波能重新分布，波能密度减小。同时桩间水体的反射、绕射、折射现象重叠出现，波浪不规则运动，水体剧烈振荡产生紊流现象，紊流运动造成波能的大量耗散，随即达到消波减浪的作用。

由此可知：本发明充分利用波浪对桩体的反射、绕射及桩体间流体的内部紊动，改变波浪的输移模式，耗散波能，降低波高，改变波浪作用下的底沙起动输移，悬沙分布及其输沙模式。

附图说明

图1是波浪对无基座单桩柱作用示意图；

图2是平行双排圆桩布置平面图；

图3是错位三排混合桩布置平面图；

图4是群桩布置侧面图；

图5是群桩防浪构造数值模拟计算模型；

图6是群桩防浪构造数值模拟计算结果；

图7是桩间水体紊流运动数值模拟效果；

图8是群桩防浪构造数值模拟计算结果详图；

图9是桩间水体紊流运动数值模拟效果详图；

图1至9中：d为水深；D为直径；η_max为波峰在静水面以上的高度，η为平均高度；S₁和S₂分别为计算时参考的断面距离基床的高度。桩体左侧为入射波和反射波叠加范围，右侧为绕射波和透射波叠加范围。

具体实施方式

附图非限制性地公开了本发明所涉及优选实施例的结构示意图；以下将结合附图详细地说明本发明的技术方案。

根据具体的情况，充分考虑并根据桩所承受的横向荷载，桩所穿过的整个土层性质，桩侧土的抗力系数、桩身的抗弯刚度与强度进行设计，其中桩的断面尺寸、桩间距和桩的布置是设计的主要方面。

群桩构造的施工采用预制桩技术，借鉴海上平台、跨海大桥桥墩及其他高桩式水中建筑物的施工方法进行施工方案的制定。

本发明的具体设计步骤如下：

一、本构造分为基床、桩体两部分，在与其它防浪设施一起作用时还应包括与其共同抵御风浪的所有防浪设施。该群桩构造可根据具体的工程目标、海岸形态，波浪的传播特性，地形、地物及人工建筑物所引起的波浪折射、绕射、反射和破碎等情况进行设计施工，其中桩型的选取与当地波浪力的分布密切相关。

二、桩体根据垂直于波向的直径D(圆形断面桩)或宽度b(矩形断面桩)与波长L的比值D/L或b/L≤0.2定义为小直径桩柱；当比值大于0.2时，定义为大直径墩柱。在计算未破波对桩体的作用力时，前者采用莫里逊公式计算水平波浪力，而后者通常采用由绕射理论得出的公式计算其承受的水平波浪力。参考相关文献，以下不经推导，以圆形断面桩为例，给出两种情况下桩身承受的最大水平总波浪力计算方法，作为桩体设计的依据。相关元素意义参见附图说明。

1.当D/L≤0.2时，

P＝P_Dmaxcosωt|cosωt|+P_Imaxsinωt

其中，P_D为速度分力，P_I(t)为惯性分力。

$P_{D\max }=C_D\frac{{\mathrm{\γDH}}^2}{2}{K}_1$

$K_1=\frac{2k(S_2-S_1)+sh2{\mathrm{kS}}_2-sh2{\mathrm{kS}}_1}{8sh2kd}$

$P_{Imax}=C_M\frac{{\mathrm{\γAH}}^2}{2}{K}_2$

$K_2=\frac{{\mathrm{shkS}}_2-{\mathrm{shkS}}_1}{chkd}$

(1)当P_D□max≤0.5P_I□max时

P_max＝P_Imax

其相位ωt＝270°

(2)当P_Dmax＞0.5P_Imax时

$P_{max}=P_{Dmax}(1+0.25\frac{P_{Imax}^2}{P_{Dmax}^2})$

其相位 $\mathrm{\ω}t=\arcsin (-0.5\frac{P_{Imax}}{P_{Dmax}}).$

P_Dmax和P_Imax对高度为S₂的断面的力矩M(kN·m)分别为

$M_{Dmax}=C_D\frac{{\mathrm{\γDH}}^{2}L}{2\mathrm{\π}}{K}_3$

$M_{I\max }=C_M\frac{\mathrm{\γ}AHL}{4\mathrm{\π}}{K}_4$

$K_3=\frac{1}{16sh2kd}\[k^2(S_2-S_1)+k(S_2-S_1)sh2{\mathrm{kS}}_2-\frac{1}{2}(ch2{\mathrm{kS}}_2-ch2{\mathrm{kS}}_1)\]$

$K_4=\frac{1}{chkd}\[k(S_2-S_1){\mathrm{shkS}}_2-({\mathrm{chkS}}_2-{\mathrm{chkS}}_1)\]$

(1)当P_Dmax≤0.5P_Imax时

M_max＝M_Imax

(2)当P_Dmax＞0.5P_Imax时

$M_{max}=M_{Dmax}(1+0.25\frac{M_{Imax}^2}{M_{Dmax}^2})$

●γ为水的重度(kN/m³)；H为波高(m)，因此处计算波压力，所以采用最大波高保证率1％，即采用H_1％；D为桩柱垂直于波向方向的宽度(m)，对于圆桩为直径；A为桩柱的断面面积(m²)，对于圆形断面为A＝πD²/4；θ为相位角，θ＝kx-ωt，k＝2π/L，ω＝2π/T，L为波长(m)，T为平均周期，t为时间(s)，当波峰通过桩柱中心线时，t＝0；

●C_D和C_M与雷诺数Re有关，《海港水文规范》中规定：对于圆形桩柱，C_D＝1.2，C_M＝2.0；对于方形或a/b≤1.5的矩形断面的垂直柱桩，则以上公式中的D应改为b，A改为ab，C_D＝2.0，C_M＝2.2；

●计算作用在整个桩柱上的总波浪力及其力矩时，对于P_Dmax或M_Dmax，式中S₁＝0，S₂＝d+η_max，即对应于ωt＝0的波峰位置；对于P_Imax和M_Imax，式中S₁＝0，S₂＝d+η_max-H/2，即对应于ωt＝270°的位置。当桩柱的断面沿高度变化时(如桩柱在水位变动区加防护套筒等)，需绘制波浪力的分布图，沿高度选择几个特征点，计算各点的水平波浪力，，再由波浪力的分布图得出最大水平总波浪力；

●因上述公式是采用小振幅波理论得出的，故按照《海港水文规范》中规定，上述公式的适用范围为H/d≤0.2和d/L≥0.2或H/d＞0.2和d/L≥0.35。对于H/d≤0.2和d/L＜0.2或是H/d＞0.2和d/L＜0.35的情况，应对按照上述公式算出的P_Dmax和M_Dmax值分别乘修正系数α和β；对于0.04≤d/L≤0.2的情况，对于P_Imax和M_Imax值分别乘以试验系数γ_p和γ_m。系数α、β、γ_p和γ_m可查阅《海港水文规范》；

●作用于墩子桩基(N根桩)上的总波浪力和总波浪力矩分别为 $P_{sum}=\underset{n=1}{\overset{N}{\Σ}}{P}_n$ 和 $M_{sum}=\underset{n=1}{\overset{N}{\Σ}}{M}_n;$

●当群桩中的相邻桩中心距l≥4D时，各桩可按照单桩波浪力的公式计算；当相邻桩的中心距l＜4D时，则应乘以群桩系数K：

K可由上表查出；

●当桩表面有附着生物时，应考虑表面糙率和直径增大对波浪力的影响，用乘以系数n考虑，ε为附着生物的平均厚度，一般附生时(相对糙率ε/D≤0.02时)，取n＝1.15，中等附生时(0.02＜ε/D＜0.04时)，取n＝1.15，严重附生时(ε/D≥0.04时)，取n＝1.40。

2.当D/L＞0.2时，

$P_{max}=C_M\frac{{\mathrm{\γ\πD}}^{2}H}{8}thkd$

$M_{\max }=C_M\frac{{\mathrm{\γD}}^{2}HL}{16}*\frac{(kdshkd-chkd+1)}{ch2kd}$

●P_max为整个圆柱体上的最大波浪力，M_max为其对水底的最大力矩。此处C_M为根据绕射理论得出的，是D/L的函数，系数C_M的值可在相关文献中查出。

●对于D/L＞0.2的大直径圆柱体组成的群墩结构，即相邻柱体的中心距l≤4D时，需考虑群墩系数得出作用于群墩中某个墩上的水平总波浪力，K_G为群墩系数，则P_G＝K_GP_max。K_G的选取可参见由严恺主编的《海岸工程》中P283-P286，对于更加复杂的群墩排列情况，需通过模拟实验确定群墩波浪力。

3.任何相位作用时作用在圆柱底面上的总波浪浮托力P_u及其对圆柱中轴线的浮托力矩M_u为：

$P_u=\frac{{\mathrm{\γHD}}^2}{4}*\frac{chk(d-z)}{chkd}(f_{2}sin\mathrm{\ω}t-f_{0}cos\mathrm{\ω}t)$

$M_u=\frac{{\mathrm{\γHD}}^3}{32}*\frac{chk(d-z)}{chkd}(f_3\sin \mathrm{\ω}t+f_{1}cos\mathrm{\ω}t)$

系数f₀、f₁、f₂和f₃的选取请参见《海港水文规范》。

4.当H/d≥0.1和D/d＝0.4时，为了考虑波浪的非线性影响，计算圆柱墩的最大水平总波浪力和最大总波浪力矩时，采用对线性波结果乘以系数α_P和α_M的方法得出结果。系数α_P和α_M可由《海港水文规范》查取。

5.考虑作用在桩体上的破波作用力时，可由美国《海滨防护手册》中推荐的经验方法计算:

$\mathrm{Re}=\frac{u_{max}D}{v}$

当雷诺数Re≤5×10⁵时，

当雷诺数Re＞5×10⁵时，

破波波浪力对水底面的最大力矩为：M_max＝1.11d_bP_max

其中：v为流体的动粘滞度，一般可取10^-6m²/s；

u_max为破波质点水平速度最大值，

H_b为破波高,当海底坡度i≤1/50时，可取H_b＝0.78d_b；当海底坡度较陡时，H_b与d_b的比值可另外实验确定。

三、基床可分为明基床和暗基床两种形式。在波浪荷载较小，波浪对桩前砂底冲刷较小的情况下，也可不进行基床的布置。基床的设置相关海上桩基设计规程。对于采用明基床的结构，高度S₁和S₂采用下列公式：

S₁＝d-d₁，

S₂＝d+η_max-H/2

各幅附图中，图1给出了单桩计算简图。

图2是平行双排圆桩布置平面图；图3至图5举例说明了群桩消浪构造可采用多种形式的群桩布置。决定群桩布置形式的主要因素是主波向的方向，当地具体海底地形环境和工程预期目标。

根据图5给出的数值计算模型，我们采用了相关方法进行数值模拟计算，得出相关结果参见图6至图9，图中用颜色区别于各区域中的波浪高度。由于波浪受到桩体的反射作用，图6、图8显示了在群桩消浪构造前方波浪产生的驻波现象及波浪在桩表面上的爬高，对比了构造前方和后方的波浪高度，说明了群桩消浪构造的作用。图7、图8利用数值模拟，表现了桩间水体剧烈振荡产生的紊流现象。

以下将本申请所涉及的各符号所表达的相应含义统一罗列如下：

d为水深；

D是桩柱垂直于波向方向的宽度(m)，对于圆形断面桩柱即为直径；

L为水波波长；

η_max为波峰在静水面以上的高度；

η为水波平均高度；

S₁和S₂分别为计算时参考的断面距离基床的高度；

P_D为速度分力，P_Dmax为速度分力最大值；

P_I(t)为惯性分力，P_Imax为惯性分力最大值；

γ为水的重度(kN/m³)；

H为波高(m)；

H_1％采用最大波高保证率1％的波高；

A为桩柱的断面面积(m²)

θ为波的相位角；

k＝2π/L；

ω＝2π/T；

T为入射水波的平均周期；

t为时间(s)；

C_D和C_M是与雷诺数Re有关的系数，通过查阅《海港水文规范》得到；

α、β、γ_p和γ_m是系数，通过查阅《海港水文规范》得到；

l是群桩中的相邻桩中心距；

K是群桩系数，参见说明书中列表；

系数n和附着生物的平均厚度ε为考虑表面糙率和直径增大对波浪力的影响时采用的数据；

P_u为波浪浮托力，M_u为波浪浮托力对柱体中轴线的浮托力矩；

系数f₀、f₁、f₂和f₃由《海港水文规范》查取；

系数α_P和α_M由《海港水文规范》查取；

v为流体的动粘滞度。

Claims (2)

1.一种海岸消波防浪的群桩结构，其特征在于，包括呈离散分布于海岸的墩柱群；该墩柱群中的各墩柱沿海浪主波向分布，且各墩柱的分布根据桩体所承受的水平波浪力确定；在D/L≤0.2、相邻桩中心距l≥4D的情况下，当H/d≤0.2且d/L≥0.2或H/d＞0.2且d/L≥0.35时，各墩柱所承受的水平波浪力P满足下式：

P＝P_Dmaxcosωt|cosωt|+P_Imaxsinωt

$P_{Dmax}=C_D\frac{{\mathrm{\γDH}}^2}{2}{K}_1$

$K_1=\frac{2k(S_2-S_1)+sh2{\mathrm{kS}}_2-sh2{\mathrm{kS}}_1}{8sh2kd}$

$P_{Imax}=C_M\frac{{\mathrm{\γAH}}^2}{2}{K}_2$

$K_2=\frac{{\mathrm{shkS}}_2-{\mathrm{shkS}}_1}{chkd}$

P_Dmax和P_Imax对高度为S₂的断面的力矩M分别为

$M_{Dmax}=C_D\frac{{\mathrm{\γDH}}^{2}L}{2\mathrm{\π}}{K}_3$

$M_{\mathrm{Im}ax}=C_M\frac{\mathrm{\γ}AHL}{4\mathrm{\π}}{K}_4$

$K_3=\frac{1}{16sh2kd}\[k^2(S_2-S_1)+k(S_2-S_1)sh2{\mathrm{kS}}_2-\frac{1}{2}(ch2{\mathrm{kS}}_2-ch2{\mathrm{kS}}_1)\]$

$K_4=\frac{1}{chkd}\[k(S_2-S_1){\mathrm{shkS}}_2-({\mathrm{chkS}}_2-{\mathrm{chkS}}_1)\]$

另外，当P_Dmax≤0.5P_Imax时，ωt＝270°，P_max＝P_Imax，M_max＝M_Imax；

当P_Dmax＞0.5P_Imax时，

$\mathrm{\ω}t=arcsin(-0.5\frac{P_{Imax}}{P_{Dmax}}),$

$P_{max}=P_{Dmax}(1+0.25\frac{P_{Imax}^2}{P_{Dmax}^2}),$

$M_{max}=M_{Dmax}(1+0.25\frac{M_{Imax}^2}{M_{Dmax}^2});$

其中：P_Dmax为速度分力P_D的最大值；P_Imax为惯性分力P_I的最大值；ωt为海浪的相位角，ω＝2π/T，T为海浪的平均周期，t为时间，单位为s；γ为水的重度，单位为kN/m³；H为海浪的波高，单位为m，式中H＝H_1％，H_1％表示最大波高保证率为1％对应的波高；D为方形断面墩柱垂直于海浪波向方向的宽度或者圆形断面墩柱的直径，单位为m；k＝2π/L，L为海浪的波长，单位为m；sh为双曲正弦函数，ch为双曲余弦函数；A为墩柱的断面面积，单位为m²；C_D、C_M均与雷诺数Re有关，按照《海港水文规范》中规定取值；对于P_Dmax或M_Dmax的表达式中，S₁＝0，S₂＝d+η_max；对于P_Imax和M_Imax的表达式中S₁＝0，S₂＝d+η_max-H/2；d为海水深度；

当H/d≤0.2和d/L＜0.2或是H/d＞0.2和d/L＜0.35时，上述表达式中的P_Dmax或M_Dmax分别乘以修正系数α和β；

当0.04≤d/L≤0.2时，上述表达式中的P_Imax和M_Imax值分别乘以试验系数γ_p和γ_m；

α、β、γ_p和γ_m通过查阅《海港水文规范》确定；

在相邻桩的中心距l＜4D情况下，各墩柱所承受的水平波浪力应为相邻桩中心距l≥4D的情况下各墩柱所承受的水平波浪力P乘以群桩系数K；

当D/L＞0.2时，

$P_{max}=C_M\frac{{\mathrm{\γ\πD}}^{2}H}{8}thkd$

$M_{\max }=C_M\frac{{\mathrm{\γD}}^{2}HL}{16}*\frac{(kdshkd-chkd+1)}{ch2kd}.$

2.根据权利要求1所述海岸消波防浪的群桩结构，其特征在于，群桩系数K取值如下：

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