大连港梳式透空防波堤设计及施工组织设计毕业论文.doc

I 大连港梳式透空防波堤设计大连港梳式透空防波堤设计及施工组织设计毕业论文及施工组织设计毕业论文 目 录 前前 言言 1 1 1 1 设计资料设计资料 2 2 1 1 地理位置 2 1 2 水文条件 2 1 2 1 水位 2 1 2 2 波浪 2 1 2 3 海流 3 1 2 4 冰凌 3 1 3 泥沙条件 3 1 4 地质条件 4 1 5 地震条件 4 2 2 总平面布置总平面布置 5 5 2 1 防波堤的布置原则 5 2 1 1 防波堤轴线布置原则 5 2 1 2 口门的布置原则 5 2 2 梳式防波堤的布置方案 5 2 2 1 梳式防波堤的概况及设计条件 5 2 2 2 梳式防波堤的具体设计 5 3 3 防波堤的设计方案比选防波堤的设计方案比选 7 7 3 1 防波堤结构形式比选 7 3 2 防波堤结构设计比较 10 3 3 防波堤断面结构设计 11 3 3 1 胸墙高程 11 3 3 2 堤身主体宽度 11 3 3 3 基床尺寸 12 4 4 防波堤的力学特性防波堤的力学特性 1313 4 1 水平波浪力折减系数 13 4 2 波浪反射系数 14 4 3 翼板的力学特性 15 4 4 地基应力分析 15 II 4 5 波浪与梳式防波堤相互作用的模拟 16 4 6 波浪透射系数 19 5 5 防波堤的力学验算防波堤的力学验算 2121 5 1 防波堤各应力标准值计算 21 5 1 1 堤身自重力标准值 永久作用 21 5 1 2 波浪力标准值计算 可变作用 22 5 1 3 地震惯性力 偶然作用 28 5 2 防波堤稳定性验算 31 5 2 1 结构断面沿堤底的抗滑稳定性验算 31 5 2 2 结构断面沿堤底的抗倾稳定性验算 33 5 2 3 结构断面沿基床底面的抗滑稳定性验算 34 5 3 地基承载力验算 36 5 3 1 承载能力极限状态设计 36 5 3 2 设计状况及与之对应的设计组合 39 5 4 地基整体稳定性验算 43 5 4 1 承载能力极限状态 44 5 4 2 设计状况及与之对应的设计组合 44 5 5 地基沉降计算 46 5 5 1 e p 值 46 5 5 2 压缩层深度的确定 46 5 6 堤前护底块石的稳定重量和厚度计算 48 5 6 1 波态的确定 48 5 6 2 护底块石的稳定重量计算 48 5 6 3 护底厚度计算 48 5 7 沉箱吃水 干舷高度和浮游稳定计算 48 5 7 1 浮游稳定 49 5 7 2 沉箱吃水计算 51 5 7 3 干舷高度计算 51 6 6 施工组织设计施工组织设计 5353 6 1 工程概况 53 6 1 1 工程概况 53 6 1 2 工程地质情况 53 6 1 3 施工环境条件及分析 54 6 1 4 施工重点及难点分析 54 6 2 施工总体部署 54 6 2 1 施工总体目标 55 6 2 2 施工指导及施工组织安排 55 6 2 3 施工组织机构 55 6 2 4 临时工程安排 57 6 3 施工进度编制计划 57 6 3 1 施工进度计划说明 57 6 3 2 施工进度计划横道图 57 6 4 施工准备与资源配备计划 58 III 6 4 1 施工前准备 58 6 4 2 技术准备 58 6 4 3 物资 设备进场计划 58 6 4 4 人力资源安排计划 59 6 5 各分部分项工程的主要施工方法 60 6 5 1 施工工艺 60 6 5 2 施工准备及测量定位 60 6 5 3 土石方开挖 61 6 5 4 新技术 新材料 新工艺 新设备的应用措施 61 6 6 施工现场平面布置 61 6 6 1 施工现场布置依据 62 6 6 2 施工现场布置 62 6 7 主要施工管理计划 62 6 7 1 进度施工管理计划 62 6 7 2 质量施工管理计划 62 6 7 3 安全施工管理计划 63 6 7 4 文明施工管理计划 63 6 8 确保工程质量的技术组织措施 64 6 8 1 质量目标 64 6 8 2 质量保证体系 64 6 8 3 保证工程质量的组织措施 66 6 8 4 保证工程施工质量的制度措施 67 6 8 5 针对本工程保证施工质量的技术措施 68 6 9 3 保证安全的组织措施 69 6 9 4 制度保证措施 70 6 9 5 保证安全的的技术措施 72 6 10 确保工期的技术组织措施 74 6 10 1 组织保证措施 74 6 10 2 制度保证措施 74 6 10 3 技术保证 74 6 10 4 设备物资保证 75 6 10 5 施工环境与后勤保证 75 6 10 6 施工期间的资金保证专项措施 75 6 11 确保文明施工的技术组织措施 75 6 11 1 文明施工管理目标 75 6 11 2 确保文明施工的组织措施 76 6 12 专项方案及措施 76 6 12 1 测量定位专项措施 76 6 12 2 职业健康保证措施 77 6 12 3 施工环境安全专项措施 78 6 12 4 现场消防安全专项措施 78 6 12 5 施工现场临时用电安全措施 78 6 12 6 季节性施工技术措施 79 6 12 7 文明施工与环境保护措施 79 IV 6 12 8 危险源辨识及预防方案 82 6 12 9 应急救援预案 83 结结 论论 8686 致致 谢谢 8787 参考文献参考文献 8888 附附 录录 8989 1 前 言 直立式防波堤在亚洲和欧洲比较多 特别是意大利和日本 在直立式防波堤中 半个世纪以来向着消浪 透流 轻型方向发展的趋势非常明显 1961 年加拿大人加兰 Jordan 根据吸音板的原理开发了多孔式沉箱直立堤 并于 1964 年在加拿大克毛港 Campeau 建成 在此之后开孔沉箱直立堤和与其原理相同的 消浪结构发展很快 到目前为止 研究开发的直立式防波堤有 半圆型堤 多孔凹型曲 面堤 波浪自稳防波堤 曲面纵向开孔堤 防冲击型堤 矩型纵向开孔堤 直立开孔 沉箱堤 钢管桩透空堤 遮帘式透空堤 软基着底式轻型堤等 随着我国国民经济的发展 港口建设突飞猛进 七五 计划开始 国家在大连市 大窑湾开辟了新港区 根据远期规划 大窑湾湾口将建设三座防波堤一南防波堤 简称 南堤 岛式防波堤 简称岛堤 北防波堤 简称北堤 届时三堤可掩护全湾近百个泊 位 近期的一期工程 列入 七五 八五 国家重点工程 建设南堤和岛堤 大窑湾防波堤的建设引起了口门处流速的变化 工程前大窑湾湾口最大流速 0 57m s 按传统直墙实体型式 全部防波堤工程完成后南北口门流速将分别为 1 3m s 1 52m s 横流流速分别为 0 57m s 和 0 67m s 左右 国际航运界普遍认为口门允许横 流流速小于 4m s 顺流流速小于 1 3m s 大连港引水要求在大窑湾具体情况下的口 门流速不超过 0 77m s 老港区口门流速仅 0 25m s 可见按传统结构建设防波堤已不 能保证航行安全 因此大连港防波堤采用新的结构形式 梳式透空结构 将大大减小 南北口门流速 有效的解决了口门流速问题 另外该结构形式大大减小了防波堤的自 重 大窑湾湾口岛堤持力层下卧软弱红色次生亚粘土层 采用传统结构要大挖大填 这些因素导致工程投资大幅度增加 为了在保证防波堤使用功能的前提下大幅度降低 造价 进行了梳式防波堤结构的开发研究 最终结果表明 采用梳式透空防波堤 大 大减小了防波堤的自重 可以避免地基的大挖大填 节省了成本 降低了施工难度 本设计的主要结构 先对梳式结构进行论述 然后对其结构的合理性进行论证 在后对结构的稳定性验算 最后得出结论 通过本文的设计知 梳式透空防波堤 结构型式新颖 性能优良 除在消浪机制方 面有所突破外 在透流方面也有所革新 且大大减小了防波堤的自重 将透流孔开于下 部 既透流又尽量减少过浪 很有新意 2 1 设计资料 1 1 地理位置 该工程位于大连港大窑湾湾口 按照相关规划 大窑湾湾口要建三座防波堤 南 堤 岛堤和北堤 本设计所做的就是岛堤 岛堤未建之前 南堤已先期建成 后改建 成 8 万吨级散粮码头 待岛堤完工之后 再行建设北堤 1 2 水文条件 水文资料包括水位 波浪 海流 冰凌等 1 2 1 水位 设计高水位 高潮 10 4 00m 设计低水位 低潮 90 0 44m 校核高水位 重现期 50 年 5 10m 校核低水位 重现期 50 年 1 08m 乘潮水位 乘潮历时 2h 保证率 94 2 40m 本水位资料由大连筑港零点起算 1 2 2 波浪 岛堤设计施工前 大窑湾门琉璃砣子测波站有 1983 年 7 月 1986 年 6 月三年的实 测资料统计 老虎滩海洋站有 1963 1994 三十二年的实测资料 但是 一期工程南防 波堤改建为 8 万吨级散粮泊位后 进港航道将由设计的 10 7m 加深至 13 5m 航道开 挖后堤前波浪发生了很大的变化 以前的观测资料失去了参考价值 为此 大连理工 大学进行了相关模型试验 确定了开挖航道后岛堤前波要素 见表 1 1 表 1 1 波浪要素 Tab 1 1 Wave characteristics 水位校核高水位设计高水位设计低水位校核低水位乘潮水位 T s9 49 48 78 76 9 L m102 4599 7081 3476 61 H1 m7 947 877 716 68 H4 m6 956 926 336 233 3 H5 m6 776 746 186 10 H13 m5 865 865 465 46 注 1 表中带 为极限波高值 表示无数据 乘潮水位重现期为 5 年 其余水位重现 3 期为 50 年 1 2 3 海流 1 南堤未建时的海流 未建南堤时 大窑湾湾口处于自然状态 观测资料表明 大窑湾湾口海流主要为 往复潮流 涨潮流速大于落潮流速 表层流速大于底层流速 大潮期实测最大涨潮流 速为 0 41m s 0 57m s 最大落潮流速为 0 25m s 0 29m s 此时 大窑湾余流甚小 余流流速一般小于 0 1m s 2 南堤建成后的海流 南堤建成后 大窑湾湾口过水断面明显减小 口门流速将会增大 同时 北堤完 工后 整个大窑湾湾口只剩下南北两个口门过水 尽管工程回填会使湾内纳潮量有所 减少 但由于过流断面急剧缩窄 口门流速势必进一步增大 为此 大连理工大学进 行了相关的数值计算 口门流速数值计算值见表 1 2 表 1 2 口门流速数值计算值 Tab 1 2 The calculated values of flow velocity by numerical simulation for breakwater gap 位置南口门北口门 潮态急涨急落急涨急落 建设 阶段 口门 宽度 流速 m s 流向 流速 m s 流向 流速 m s 流向 流速 m s 流向 3000 72318 550 70143 410 65301 260 6585 21 岛堤 3500 69317 000 66134 60 3001 25 1320 971 26151 891 07 2306 390 95 3129 8 北堤 3500 95316 400 95141 200 93296 80 83126 40 注 1 为大连理工大学计算值 南京水利科学研究院计算值为 1 30m s 2 为大 连理工大学计算值 南京水利科学研究院计算值为 1 52m s 3 为大连理工大学计算 值 南京水利科学研究院计算值为 1 28m s 表示无数据 1 2 4 冰凌 大窑湾濒临北黄海 本海区一般无严重冰情 由于大窑湾伸入陆地 冬季有结冰 现象 但岛堤附近水深较大且面向外海不易结冰 因此 冰凌可不予考虑 1 3 泥沙条件 大窑湾为典型的基岩港湾 两侧半岛狭窄 沿岸基岩广露 无河流入海 且岩岸 4 侵蚀缓慢 泥沙来源甚少 湾内水质清湛 平均含沙量小于十万分之一 二十多年来 水下地形极为稳定 拟建岛堤位处大窑湾湾口 底质表层虽是海相淤泥质土 但为全 新世以来漫长历史时期的产物 其土质粘重 不易起动 外海东南向波浪较强 但其 频率很低 且因岛堤区底标深达 10 5m 波浪掀沙力很弱 据此 可以认为岛堤区航 道开挖后回淤的可能性不大 1 4 地质条件 据地质勘察资料 岛堤区海底土质大致可分为三层 表层为全新世海相沉积 以 淤泥和淤泥质亚粘土为主 局部有灰色亚粘土 亚砂土等 土质呈灰黑色 流塑 软 塑状 层位稳定连续 层厚 4m 8m 中层为更新世陆相洪坡积 呈黄色 主要为砾石 砂卵石 砾砂 局部削夹亚粘土 弧砂土透镜体 层位连续 层厚 1 0m 4 5m 此层 为持力层 下层为基岩 主要为震旦纪石灰岩和泥质板岩等副变质岩 岩石风化程度 相差很大 局部强风化残积物形成次生红色亚粘土 各土层物理力学指标如表 1 3 表 1 3 各层土的物理力学指标 Tab 1 3 Geology physics mechanics property of each soil layer 各层土的名称 物理力学指标 W kN eIpIL Cp kPa Ccq kPa N 击 R kPa 淤泥 Q4 2m 50 淤泥质亚粘土 42 3817 81 15210 732 047 285 25 78 75 亚粘土 Q4 1m 33 4219 00 92510 291 455 5510 210 119 2120 亚粘土 Q3apl 21 2820 90 5728 990 3828 849 5 9 4180 亚砂土 Q3apl 28 6419 40 7816 302 087 2029 53 857 7180 砾石 砾砂 27 1350 次生红色亚粘土 32 3119 10 95112 520 7838 5011 517 0019 0150 强风化板岩 350 强风化灰岩 400 注 1 表示无数据 1 5 地震条件 经国家地震局全国地震烈度评定委员会审定 国家地震局地质研究所提出大窑湾 新港区地震烈度为 VI 度 故本设计中岛堤结构设计地震烈度取用 VI 度 5 2 总平面布置 2 1 防波堤的布置原则 2 1 1 防波堤轴线布置原则 1 为了方便施工 防波堤布置了一处折线 其余轴线都为直线 2 防波堤轴线布置与码头线布置相配合 所围面积有足够的面积和水深供船舶 在港内航行 调头 停泊并留有发展余地 3 轴线与强浪方向斜交 减弱波压力 4 充分利用有利的地质地形条件 减少防波堤投资 2 1 2 口门的布置原则 1 口门的位置选在天然水深较深 并与进港航道协调的地段 2 进入口门的航向与强浪方向夹角控制在 30 35 范围内 口门段的流速控 制在 2 5kn 以下 以利进口船舶的操作 3 口门的朝向避免了强浪对港口水域主要部分的直射 4 由于与海岸线正对的方向海流波浪很小 口门的布置型式采用正向式 2 2 梳式防波堤的布置方案 2 2 1 梳式防波堤的概况及设计条件 大窑湾港区湾口掩护采用双口门全掩护的布置形式 即建设南堤 岛堤和北堤掩护 全湾 南防波堤现己建成 由于大窑湾一期工程设计船型为 5 万吨级集装箱船 船长为 289 5m 同时 8 万吨级散粮泊位的建设使航道底高程需加深至 13 5m 2 2 2 梳式防波堤的具体设计 设计中口门宽度为 350m 岛堤长度为 640m 主要依据如下 1 对港内泊稳影响很小 根据实测资料 防波堤所掩护的外海 E S 向大浪频 率很低 H 1 10 1 0M 的年频率仅为 1 44 经核算口门宽度为 350m 后对港内 泊稳条件及码头业天数影响甚微 2 码头面上水可满足使用要求 通过整体物理模型试验得出 口门宽度设计为 350m 时 造成码头面上水的波浪重现期将由原设计的 25 降至约 10 3 码头结构稳定性满足规范要求 经核算码头各项稳定性尚可满足规范要求 6 4 口门宽度设计为 350m 后 口门束流问题也得以缓解 流速为 1 9kn 若岛堤 采用适当的透空结构 口门流速将会降至 1 5km 以下 图 2 1 防波堤总平面布置图 7 3 防波堤的设计方案比选 3 1 防波堤结构形式比选 岛堤结构型式的研究是岛堤工程中最重要的问题 设计过程中共考虑了以下 18 种 结构方案 方沉箱削角 圆沉箱削角 圆沉井 混合堤 斜坡堤 直墙开圆孔 错位 沉箱 双插板 单插板 方沉箱开孔 圆沉箱开孔 双层圆筒 预应力管桩 单排管 柱 钢管桩 浮式防波堤 T 型沉箱 梳式结构 随着设计的深入 最后保留了方沉箱 方沉箱开孔 圆沉箱 双层圆筒 斜坡堤 钢管桩 T 型沉箱 梳式结构 8 种方案进 行比选 上述 8 种方案可分为桩基 斜坡式 直立式三类 桩基方案的主要优点是地基勿 需处理 节省了基础部分的工程量 但由于波浪荷载大而基岩面较高 不仅基桩密 桩 径大 而且需要嵌岩 所以造价很贵 施工难度也较大 而在恶劣环境中 钢结构的耐久 性较差 即使进行防腐 其使用寿命仍很难与港内的重力式沉箱码头相匹配 故设计不推 荐桩基方案 斜坡式方案的主要优点是构造简单 工程经验丰富 施工 维护简便 对地基的适应 性强 可以回避地基处理问题 但存在问题较多 首先因口门宽度已临近掩护标准所限 定的上限 故堤头只能采用直立式 这不仅使结构及施工复杂化 而且堤头处断面突变易 发生波能集中而导致损坏 此外 因本防波堤为岛式堤 堤心大量的石方及外层护面块 体均需水上抛填吊放 效率低 工期长 加之造价较高 故斜坡式方案也不在推荐之列 直立堤类共六个方案 按截面形状可分为圆形与矩形两种 圆形结构的优点是可以 消减部分波浪力 且波浪力荷载为法向荷载 所以构件受力条件也较好 特别是双层圆筒 结构 消能效果非常理想 但因同属重力式结构 在外力差别不大时圆形结构的外径通 常较大 这不仅增加了基础部分的工程量 而且限制了主体结构的制作与运输条件 圆 形结构两种方案即圆沉箱与双层圆筒的尺寸都超出大连地区现有的施工能力 即使实施 其造价亦会相当高 所以设计不推荐 其余四个矩形沉箱方案中 一为传统的实体结构 一为开孔消浪结构 另外两个为透 空结构 实体结构虽在设计 施工等方面经验丰富 但基于岛堤水深 浪大 地基软弱 等特点 此方案己无可取之处 后三个方案投资接近 但透空结构性能更好 其中以梳式 结构方案最为突出 此方案堤身主体采用钢筋混凝土矩形沉箱 沉箱两侧上部设翼板用 于挡浪 下部透空 由带翼板沉箱构成的堤体在平面上呈梳齿状 故称为梳式结构方案 最初此方案的设计意图主要是解决口门流速问题 但在其后的研究中发现它具有许多其 他的优点 首先是消浪方面 在模型试验中发现 由于堤体透空破坏了堤前波浪的反射 状态 故堤前反射波浪较小 叠合波高小 波浪力也随之减小 另外 由于堤体外壁受波 相位差较大 故对长周期波的消浪效果很好 比常规的消浪构造更为有效 常规的消浪 构造是消浪孔室 而大量的试验研究与理论分析己证明 消浪孔室的尺度如达不到波长 8 的数量级 效果就不理想 为解决泊稳问题而设计的消浪孔室结构是成功的 因为重现 期为 1 2a 的波浪的波长只有 30 50m 但为了减小结构上的波浪力 就要应付高重现 期的波浪 岛堤工程的设计波浪波长己达 120m 物理模型试验表明 在这种长波作用下 普通消浪孔室的作用己很不理想 而本方案的大相位差结构对消减长周期波波浪力则是 有效的 此外因堤体在纵向透空而在横向有所补偿 故对分散地基应力十分有利 经过深入研究 梳式结构方案除具有上述的消浪效果好 波浪力小和地基应力小 次 生红色亚粘土无需处理的优点外 还具有以下特点 1 在各方案中造价最低 2 沉箱除两侧外伸翼板外 为一常规的矩形沉箱 构造非常简单 可在大连一航局 三公司预制厂预制 质量 工期均有保证 3 数学模型与物理模型试验结果表明 此方案的口门海流流速可低于 1 5kn 试验 结果还表明 岛堤采用透空结构后 因堤体过流 堤头的挑流作用有所缓解 口门海流主 流向与航道轴线夹角由 27 减小至 9 并且避免出现涡流 满足通航需要 4 可实现港内外的水体交换 有利于环境保护 5 结构型式新颖 性能优良 本方案除在消浪机制方面有所突破外 在透流方面 也有所革新 日本的双层圆筒结构和半圆结构两种透流堤的透流孔开口都比较靠上 应 该说这不尽合理 因为波能在上部的分布密度大 而在下部的分布密度小 本方案将透 流孔开于下部 既透流又尽量减少过浪 很有新意 6 经过较系统的科研 理论依据充分 结合本工程的设计与国家重点科技项目攻 关计划 深水防波堤新型结构型式研究 共对梳式结构进行了 160 组次的物理模型试 验研究 总结了沉箱净距 翼板位置 透空率与结构波浪力之间的关系 并据此对本工 程的具体方案进行了优化 经比选 设计采用了梳式结构方案 并根据试验结果对其进行了设计优化 结果为 沉箱中心距 18m 平面空实比为 1 2 翼板底高程 3m 翼板距堤体前沿线约 8m 基床 顶面应力 514 9kPa 次生红色业粘土无需处理 方案工程费为 16348 万元 梳式结构方案是一透空结构 为了判明透过的波浪对港内的影响 后面的内容进行 了深入的论证 主要结论如下 1 梳式结构方案的透浪率很小 梳式结构方案虽是一透空结构 但其透浪面积较 小 透空率仅 11 7 同时本方案的透流孔是开在下部的 孔顶高程为 3m 距设计低水位 约 3 5m 由于波能集中于上部 故透过的波能应远小于 11 7 2 斜向波无法直接由透流孔进入 大窑湾岛堤所掩护的主浪向是 E 向 岛堤法向 与主浪向夹角为 26 目前梳式结构方案的透流孔洞长 16m 宽 6m 洞口的投影角为 20 所以 E 向浪透过透流孔时只能以反射 再绕射的方式进入 无法直接进入 3 大浪掩护能力与实体堤相当 我国目前设计的防波堤都是允许越浪的 梳式结 构方案虽因下部透空会有一定的波浪进入 但为保证掩护效果采用适当加高堤顶的方式 9 以对下部透浪进行补偿 在岛堤工程中通过模型试验对此问题进行定量研究 确定了以 下标准 岛堤若为普通实体式 堤顶高程按规范取用 9 0m 岛堤若为实体消浪式 消浪效 果较好时 因堤体反射率低 堤前波高小 堤顶高程可降至 8m 岛堤若为普通透空式 因 堤体透过部分波能 需适当提高顶高程 减少越浪进行补偿 堤顶高程可取用 10 0m 岛 堤若为透空消浪式 因透空与消浪两种效果的自行补偿 堤顶高程可以仍取用 9 0m 梳 式结构方案为透空消浪式 堤顶高程取用 9 0m 4 小浪对港内影响小 小浪进入港区虽对港内建筑物无害 但会影响港内的泊 稳条件 对大窑湾一期工程而言 影响泊稳条件的 E 向浪 其无法直接由透流孔进入 不 存在上述问题 若在大窑湾底部修建码头 正向浪可能由透流孔进入 影响湾底码头的 泊稳条件 但因岛堤掩护的外海浪频率较低 同时岛堤距湾底约 8km 由透流孔进入的波 浪传至湾底时会有所衰减 影响不大 综上所述 岛堤采用梳式结构方案无论从经济 施工还是性能角度来讲均有明显优 势 梳式结构集消浪 透流 降低地基应力及环保等功能于一体 不仅能适应大窑湾岛 堤的特殊工程条件 而且因结构新颖 性能优良 具有较大的推广应用价值 图 2 2 防波堤结构单元组成示意图 10 图 2 3 防波堤示意图 图 2 4 防波堤整体结构示意图 3 2 防波堤结构设计比较 梳式岛堤结构沉箱主尺度为 12 OX16 OX14 Om 箱身间隔 不计翼板 6m 与其受力 稳定情况相同的传统沉箱结构主尺度为 18 4Xl6 4X14 Om 自重 1930t 者仅钢筋混凝 土即相差 330t 基床顶最大应力几乎相同 但梳式结构地基应力扩散属空间问题 地 11 基不需处理 传统沉箱方案地基应力扩散属平面问题 地基必须处理 计算成果见下 表 3 1 表中 Ks 为基床顶抗滑安全系数 Ks 为基床底抗滑安全系数 Ko 为抗倾安全系数 1 为基床顶最大应力 2 为基床顶最小应力 Ks Ks Ko 按交通部港口工程技 术规范 1987 规定最小值分别为 1 3 1 3 1 6 表 3 1 计算成果表 Tab 3 1 Result of Calculation 方沉箱梳 式 方案 水位 结果 校核高水位设计高水位校核高水位设计高水位 Ks1 361 471 441 57 Ks 1 361 451 571 68 Kc1 541 691 531 68 1662 1606 0662 0601 5 20000 3 3 防波堤断面结构设计 3 3 1 胸墙高程 按 港口工程设计手册 中 根据使用要求 按允许少量越浪考虑 堤顶定在 设计高水位以上 0 6 0 7 倍设计波高值处 即 顶高程 5 1 0 6 0 7 x5 1 8 16 8 67 m 由于本防波堤为透空防波堤 为了弥补透空结构的防浪效果 取胸墙高程为 9 0m 上部结构取 2m 的弧形结构 胸墙的底面高程 应高出施工水位 0 3 1 5m 即 胸墙底高程 5 1 0 3 0 5 5 4 6 6 m 取胸墙底面高程为 6 0m 3 3 2 堤身主体宽度 堤身宽度由稳定性计算确定 按 港口工程设计手册 中 堤宽与堤高的比值多在 0 8 以上 在结构设计比 12 较中选择了 16m 3 3 3 基床尺寸 按 港口工程设计手册 中 P513 在非岩石地基上的基床厚度通常不小于 1 5 2 0m 本防波堤持力层为更新世陆相洪坡积层 主要为砂卵石 砾砂 高程为 18 5m 按 港口工程设计手册 中 P513 外坡一般采用 1 2 1 3 内坡一般采用 1 1 5 1 2 由此 该港区的防波堤基床为暗基床 内肩宽 16 5m 外肩宽 25m 此处内 外坡度同时确定为 1 2 暗基床采用抛石机床 10 100kg 块石 图 3 1 防波堤剖面图 13 4 防波堤的力学特性 4 1 水平波浪力折减系数 在防波堤设计中水平波浪力是控制荷载 因此 水平波浪力的确定至关重要 梳式防波堤单宽水平波浪力是规范计算的直墙式建筑物 传统直立堤 所受的单宽 水平波浪力乘以单宽水平波浪力折减系数 单宽水平波浪力折减系数是梳式防波堤所受的单宽水平波浪力与直墙式建筑物所 受的水平波浪力之比 为了求得折减系数 K 分别测定了梳式结构和传统实体直墙结构 具有与梳式结构 相同的胸墙 所受的水平波浪力 根据大量试验资料分析 可以发现波峰和波谷作用时折减系数 K 与波浪周期 波 长 波高 水深 梳齿宽度 沉箱主体长度 梳齿间距 翼板位置 翼板底距海底高 度具有良好的线性相关性 可归纳出如下公式 4 1 式中 g 重力加速度 9 81m S T 一波浪周期 S L 一波长 m H 一波高 m d 堤前水深 m A 一梳齿宽度 m a 一梳齿间距 m b 翼板位置 m c 翼板底距海底高度 利用测得的 330 个试验数据进行最小二乘法拟合可得出以下经验公式 4 2 该线性拟合公式的相关系数 K O 611 根据回归方程的相关性要求 当数据点数大 于 300 时 相关系数大于 0 113 显然式 2 远远满足要求 试验数据表明 当 c 0 翼 板伸至海底不透浪 时 K 值可达到 0 8 或更小 即梳式结构所受的水平波浪力比传统 实体直墙结构减小 20 以下 示范工程甲 T 9 4s L 99 7m H 7 87m d 14m A 12m a 6m 6 7 6m c 7m 计算 K 值为 0 79 即胸墙采用系统研究的型式 水平波浪力可减少 21 针对性研究得出 胸墙采用阶梯型结构 实测水平波浪力可减少 27 示范工程采 用此胸墙 采用透空式结构 水平波浪力可减少 38 以上为规则波作用时的折减系数 实验证明 不规则波作用时单宽折减系数为规则 14 波作用时的 0 72 倍 4 2 波浪反射系数 波浪反射率是消浪结构另一项重要指标 它不仅对波浪力有影响 同时对堤前行 驶的船舶也有很大影响 对于规则波 根据波浪理论 入射波水面波动方程为 4 3 反射波水面波动方程可为 4 4 式中 分别为入射波和反射波的波幅 分别为入射波和反射波的相位角 k 为波数 为入射波与 x 轴 防波堤轴线 之间的夹角 为波浪圆频率 测试时 在结构物之前布置两个波高仪 其坐标为 X1 Yl 和 X2 Y2 根据文 献 6 的方法 入射波和反射波的波幅为 4 5 4 6 式中 15 则反射系数为 4 7 对于不规则波 其波谱由不同频率的组成波线性叠加而得 对于每一个组成波可 以采用上式方法求得其反射系数 而后由不同组成波的能量分配比例关系求得整个频 谱的反射系数 分析表明 反射系数主要与翼板位置 b 与波长 L 之比 b L 有关 而与梳齿间距 a 及波高 H 的关系不大 通过回归分析 可得反射系数与 b L 的相关方程 4 8 4 3 翼板的力学特性 对于一般防波堤沉箱构件只按静力学进行强度 裂缝计算并配筋 不再进行其他 验算 由于翼板是梳式结构的重要构件因此进行了一系列的计算分析 计有 线弹性有 限元分析 非线性有限元分析 疲劳分析 自由振动分析等 通过分析得出以下结论 为 翼板设计提供了根据 1 按经典薄板理论计算的应力值比按考虑了横向剪切变形厚板理论应力值相比 前者偏大 2 线弹性分析 E 匕非线性分析在应力和配筋等方面偏于安全 非线性分析考虑 了混凝土开裂 压碎 钢筋屈服 考虑了当混凝土的应力超过极限强度时不平衡力要 释放给相邻单元 从而削弱了应力的集中 并且开裂区的裂缝在分布上趋向平衡 3 按规范计算的波压力荷载与按模型试验实测的波压力相比 前者偏大 4 当按规范计算的波压力进行疲劳验算时 波峰作用下钢筋的疲劳应力为较大 的正值 波谷作用下钢筋应力为负值 因而存在疲劳问题 当以模型试验实测值对翼 板进行疲劳验算时 波峰作用下钢筋的疲劳应力为较小的正值 波谷作用下钢筋疲劳 应力为负值 不存在疲劳问题 5 疲劳问题出现时 为简化计算 翼板配筋可用现行交通部港口工程混凝土结 构设计规范 JTJ267 s8 计算的钢筋量乘以 1 2 的扩大系数 可不再进行疲劳验算 6 翼板的自振周期较小 一般为 0 01 0 02 秒 与波浪周期相差甚远 动力反 应很小 不会发生共振 4 4 地基应力分析 梳式防波堤结构堤身仍为方沉箱 对大窑湾岛堤而言是 3 个沉箱中取出 1 个 代 之以沉箱翼板 工程量大量减少 自重大为减轻 虽然水平波浪力得以大幅度减小 但为满足抗倾 抗滑稳定要求 经计算分析堤 身沉箱在垂直堤轴线方向的尺寸要适当增加 这对减少基床应力有利 基床顶应力为 16 4 9 式中 基床顶应力 P 垂直荷载 F 沉箱底面积 M 倾覆力矩 b 沉箱宽或断面宽度 h 垂直堤轴线方向的长度或断面高度 从上式可见 力矩产生的基床应力与断面高度的平方成反比 从而可有效地降地 基应力 由于地基应力的减小 可用砂卵石层做持力层 避免地基处理和大挖 挖除砂卵 石层和其下的次生红色砂质粘土 大填 填 的块石 从而节省工程量 缩短工期 降低工程投资 4 5 波浪与梳式防波堤相互作用的模拟 图 4 1 为梳式防波堤的一个结构单元 每个单元包括矩形沉箱 两侧翼板和胸墙 3 部分结构 2 个翼板分别位于矩形沉箱主体的两侧 胸墙位于沉箱的顶部 结构的主要 尺寸参数有 A a b 和 c 当 c 参数不为 0 时 水流和波浪则可以通过翼板下方的开口 进入港内 17 图 4 1 梳式防波堤结构单元示意 图 4 2 波浪作用于梳式防波堤时的波面情况 李玉成等在大连理工大学海岸和近海工程实验室 对梳式防波堤进行了物理模型 试验研究 从三百多组试验数据当中 归纳出了防波堤水平波浪力折减系数的经验公 式和堤前反射系数经验公式 为梳式结构与实体直墙结构相比的单宽水平波浪力折 减系数 即当波峰传至防波堤时 梳式防波堤上与相同尺寸直墙防波堤上最大单宽水 平波浪力的比值 本文定义和分别为规则波和不规则波作用在梳式防波堤上 时的最大单宽水平波浪力的折减系数 定义为梳式防波堤的堤前反射系数试验结果 表明 与各尺寸参数具有明显的线性关系 不规则波的平均周期与规则波的周期相同 且不规则波的与规则波波高相同时 小于 且与比值的统计平均 值为 0 72 即不规则波作用时有更大的波浪力折减 主要与翼板位置与波长之比有关 其经验公式关系表达式分别见式 4 10 4 11 和 4 12 4 10 4 11 4 12 式中 g 重力加速度 9 81m S T 一波浪周期 S L 一波长 m H 一波高 m 18 d 一堤前水深 m A 一梳齿宽度 m a 一梳齿间距 m b 一翼板位置 m c 一翼板底距海底高度 在本研究中 数值模型比尺为 1 27 各参数的取值为 T 9 4s L 99 7m H 7 87m d 14m A 12m a 6m b 7 6m c 7m 1 27 本节将分别对规则波浪和不规则波浪与梳式防波堤的相互作用进行数值模拟应用 二阶 stoke 波理论生成规则波浪 波浪条件与上文中用于验证水槽时的情况相同 应 用 JONSWAP 谱生成不规则波浪 不规则波的平均周期与规则波的周期相同 且不规则 波的与规则波波高相同 除了防波堤结构表面为壁面条件 外 水槽模型的边界条件与上文相同 结构置于 x 50m 处 源域与防波堤前墙之间距 离为 20m 整个模型采用了 387498 个结构化的六面体单元进行计算 通过数值计算可得规则波浪作用下梳式防波堤上的最大总水平波浪力 不规则波 浪作用下梳式防波堤上的最大总水平波浪力 和直墙上的最大水平波浪力 并进一步求 得规则波浪作用下梳式防波堤的水平波浪力折减系数 和不规则波浪作用下梳式防波堤 的水平波浪力折减系数应用 Coda 两点法计算反射率 通过 x 46 1 和 x 46 5 处 采集的波面时间序列值 进行入反射波分离 求得结构的反射系数表 4 1 中列出了数 值计算与经验公式的结果比较 可见二者符合较好 进一步验证了该数值模型的有效性 以往的物理模型试验研究表明 梳式防波堤上总水平波浪力的减小主要归结为 2 个原因 其一 由于翼板与沉箱前沿相距距离 波浪击堤自翼板和自沉箱前沿的反射 不同步而有一个相位差 此相位差一方面减少反射率 同时使翼板所受波浪力峰值与 沉箱主体前沿所受波浪力峰值有相位差 从而减少所受波浪力最大值 其二 当 c 不 等于 0 时 翼板下方的空洞形成透浪 部分波能会透过结构传播到港内 透过的波浪 在沉箱主体后墙及翼板后侧也产生波浪力 作用在沉箱主体前墙和翼板前侧的波浪力 和前述波浪力也会产生相位差 导致作用在防波堤上的总波浪力减小这一现象可以通 过对沉箱主体上与翼板上单位宽度波浪总力的数值计算结果得到验证 图 4 3 证明了 2 组波浪力之间存在一个相位差 通过计算可以得到此相位差约为入射波浪周期的 11 将波峰作用时的沉箱上的压强垂直分布翼板上的压强垂直分布以及直墙上 的压强垂直分布沿墙高度进行比较图 4 4 可见在相同高度处的和均小于 积分后得到的沉箱上的单位宽度波浪力 与沉箱对应高度的直墙上 单位宽度波浪力 翼板上的单位宽度波浪力 与 翼板对应高度的直墙上单位宽度波浪力 比小约 23 比小约 18 结果表明 与传统的直墙结构相比 梳式结构有效减小了防波堤 19 所受水平波浪总力 图 4 3 矩形沉箱与翼板上水平波浪力的相位差 图 4 4 和的结果比较 4 6 波浪透射系数 透空式梳式防波堤是翼板部分透空的一种梳式防波堤形式 根据实际工程需要 通过调节翼板的高度 起到减小波浪力减小堤前反射和控制透射波高的综合效果董国 海李玉成等的研究表明反射系数主要与参数 b L 有关 这是由于梳式防波堤的反射系 数主要取决于入射波和反射波的相位关系 同时 以往仅对参数 C 6 原型尺寸 的 20 透空式的梳式结构进行了相关研究 故本文对透空式梳式防波堤透射系数的基本规律 研究主要考虑参数 c d 和 b L 对透浪系数的影响 文中基于上节建立起来的波浪与梳 式防波堤的作用模型 一共进行了 40 组数值计算 考虑了不同的参数 c d 和 b L 对透 浪系数的影响 并根据数值结果拟合出一组经验公式 用于计算波浪透空式梳式防波 堤的透浪系数 计算所用水深为 0 52m 波高为 0 08m 波浪周期为 1 15 1 5s 翼板至 胸墙正面距离 b 的取值范围为 0 22 0 71m 相应的 b L 为 0 11 0 37 翼板下方透空 的尺寸 c 范围为 0 05 0 35 则相应的 c d 为 0 1 0 7 参数的选取基本上覆盖了工程 实际中结构参数的选取范围 根据数值计算结果 本文通过最小二乘法拟合出了一组关于透浪系数的经验公式 考虑了主要的影响因素 可以直观方便地计算出梳式防波堤后的透浪系数该公式的相 关系数为 0 992 拟合经验公式如下 4 13 当 b L 一定时 透射系数的数值结果随 c d 的变化见图 4 5 可见随 c d 的增加 呈明显的线性增加 即随着翼板下部透空部分长度 c 的增加 防波堤后的透浪量也逐 渐增加 当 c d 一定时 透射系数随 b L 的变化见图 4 6 其变化规律呈抛物线 形式 当 b L 小于 0 25 时 随着 b L 的增加而增加 当 b L 在 0 25 附近时透射系 数得到最大值 该值接近 0 3 其后随着 b L 的增加而减小 式 4 13 得到的经验 公式结果也同时在图 4 5 和图 4 6 中显示 可见拟合的经验公式可以很好地反映波浪 透射系数的变化 可为工程设计提供参考 图 4 5 透射系数随 c d 的变化 图 4 6 透射系数随 b L 的变化 21 5 防波堤的力学验算 5 1 防波堤各应力标准值计算 5 1 1 堤身自重力标准值 永久作用 沉箱内填 10 100kg 块石 假定填至标高 10m 时 堤身各部分自重力标准值及对 后踵稳定力矩的计算结果详见表 5 1 表 5 1 直立堤自重力标准值及力矩 4 00m0 44m 1 08m5 10m 自重力 标准值 kN m 对后踵力 矩 kN m m 自重力 标准值 kN m 对后踵力 矩 kN m m 自重力 标准值 kN m 对后踵力 矩 kN m m 自重力 标准值 kN m 对后踵力 矩 kN m m 胸墙 595 29582 72595 29582 72595 29582 72495 27972 72 前壁 548 8614297 8548 8614297 8555 114460 36548 8614297 8 后壁 411 6421440 75411 6421440 754271494 5411 6421440 75 两侧壁 363 45396 49363 45396 494276340 95363 45396 49 底板 450 956696 61450 956696 61450 956696 61450 956696 61 纵隔墙 248 953696 91248 953696 91256 23804 57248 953696 91 横隔墙 222 163299 08222 163299 08256 23804 57222 163299 08 内角 43 02638 2443 02638 2448 57721 2643 02638 24 底角 20 58305 1320 58305 1320 58305 1120 58305 13 后趾 106 18193106 18193106 18192 98106 18193 箱内填 积砂石 2547 0637824 412547 0637824 412547 0637824 412547 0637824 41 箱内填 10 100k g 块石 2131 2831649 722131 2831649 72254739770 762131 2831649 72 封顶混 凝土 245 133640 78245 133640 78433 756440 99245 133640 78 8839 61 2 132013 9 7 9091 21 2 135816 6 6 9922 39 150002 5 9 8600 91 2 127295 6 3 设 计 水 位 力 和 力 矩 项 目 22 5 1 2 波浪力标准值计算 可变作用 1 设计高水位时波浪力标准值计算 7 87m 1 H 99 70mL 4 10 d 14m 0 0790 L H 0 1404 L d 1 8 14 166mdH 根据 海港水文规范 JTJ213 98 以下简称 水文规范 第 8 1 1 条判断防 波堤前产生远破波 根据 水文规范 第 8 1 6 条计算 静水面以上高度 H 处的波浪压力强度为零 静水面处的波浪压力强度按下式计算 14 175 4 14 HKKps 21 a kP 式中 系数 水底坡度 i 的函数 1 K 系数 波坦 L H 的函数 2 K 系数 分别表 8 1 6 1 和表 8 1 6 2 采用 1 K 2 K 表 5 2 系数 1 K 底坡 i 10 1 25 1 40 1 50 1 60 1 80 1 100 1 1 K 1 891 541 401 371 331 291 25 注 坡底 i 可取建筑物前一定距离内的平均值 23 表 5 3 系数 2 K 波坦 L H 14 15 16 17 18 19 2021 22 2 K 1 011 061 121 171 211 261 301 341 37 波坦 L H 2324 25 26 27 28 29 30 2 K 1 411 441 461 491 501 521 541 55 本设计中取 1 25 1 35 1 K 2 K 静水面以上的波浪压力强度按直线变化 静水面以下深度 Z H 2 处的波浪压力强度 9 923 4 15 sz pp7 0 a kP 水底处波浪压力强度按下式计算 当 d H 1 7 时 8 505 sd pp6 0 a kP 当 d H 1 7 时 7 088 4 16 sd pp5 0 a kP 墙底面上的波浪浮托力按下式计算 47 13 4 17 2 d u bp p mKN 式中 波浪浮托力分布图的折减系数 取 0 7 2 校核高水位时波浪力标准值计算 7 94m 1 H 102 45mL 5 1 10 d 15 1m 24 0 0775 L H 0 1473 L d 1 8 14 292mdH 根据 海港水文规范 JTJ213 98 以下简称 水文规范 第 8 1 1 条判断防 波堤前产生远破波 根据 水文规范 第 8 1 6 条计算 静水面以上高度 H 处的波浪压力强度为零 静水面处的波浪压力强度按下式计算 14 175 4 18 HKKps 21 a kP 式中 系数 水底坡度 i 的函数 1 K 系数 波坦 L H 的函数 2 K 系数 分别表 8 1 6 1 和表 8 1 6 2 采用 1 K 2 K 表 5 2 系数 1 K 底坡 i 10 1 25 1 40 1 50 1 60 1 80 1 100 1 1 K 1 891 541 401 371 331 291 25 注 1 坡底 i 可取建筑物前一定距离内的平均值 表 5 3 系数 2 K 波坦 L H 14 15 16 17 18 19 2021 22 2 K 1 011 061 121 171 211 261 301 341 37 波坦 L H 2324 25 26 27 28 29 30 2 K