【《连云港直立式防波堤设计》18000字（论文）】

PAGEPAGE5连云港直立式防波堤设计摘要学者投入到研究轻型防波堤的行列中来。些基本尺寸参数。关键词：波浪侵蚀传统型防波堤直立防波堤泥沙淤积目录TOC\o"1-3"\h\u10132摘要 111189第一章绪论 4187271.1引言 442511.2目的及意义 5321481.3直立式防波堤介绍 5175611.4国内外研究现状 632235第二章总平面设计 9159442.1码头尺寸 9127762.2港口水域各部分尺寸 1330252.3进港航道尺寸 1699652.4防波堤轴线 1717793第三章结构比选 186844重力式直立堤 1817943 18187063.3射水堤和喷气堤 19241723.4结构总选 1931536第四章防波堤设计及稳定性运算 2010078防波堤的设计条件 2042414.1.1气象 20276974.1.2水文 21128904.1.3海岸地貌及淤积趋势 24145184.1.4地质 24121064.1.5地震 24128014.1.6设计船型尺度 2411320防波堤断面设计、胸墙设计 2521873防波堤的稳定性运算 2730042防波堤堤前护底块石的稳定和厚度计算 3922871第五章结论与展望 4024297参考文献 41第一章绪论1.1引言20世纪初期以来，土地资源和能源被大量的开采和消耗，为场争夺发展空间的海洋战争。3.6洋资源十分丰富，大致可分为矿产资源、生物能源、医药资源及可再生能源四类，而矿产资源在我们视野范围内包括石油、天然气、可燃冰、锰结核、海底热；种物质等等；可再生能源则更是接近我们的日常生活所倡导的可持续发展，像风能、潮汐能、波浪能等都在我们日常生活中屡见不鲜。证了港口水域船舶和建筑物的安全，因而对于港口的安全有重要的意义。更是加强了人员往来，促进经济发展，连云港早已成为我国重要的交通枢纽城市。1.2目的及意义1.3直立式防波堤介绍下部1.4国内外研究现状国内外的研究学者对直立堤很感兴趣，做出了大量的物理数学模型、数学模型试验研究，通过大量的数值计算和模拟运行，取得了非常多的研究成果。破碎波波浪力由于复杂的破碎机理，各个专家对这个问题研究的结果差异比较大，因此还需要做进一步更深入的研究;非破波波浪力彼此比较接近，有较为完善的计算方法。合田良实的方法是通过大量的物模试验还有对原型防波堤的检验而提出的，可应用在计算任何波态下的不规则波对直墙的波浪力，通过之后各国一些学者的试验研

究和对一些工程实践的总结，最后认为合田的方法适用于暗基床与中基床，但是不适用于高基床与宽基肩的情况。王登婷，通过破碎波的试验研究，不同坡度的水下斜坡平台对直墙波浪力的对比分析，对直墙上波浪力的计算方法提了建议和修正;康海贵等结合高精度压力传感器，采用激光粒子图像测速(PIV)技术，对中、高基床两种典型堤型条件下近破波对直墙建筑物冲击过程的流场变化的特性进行了研究，深入探讨近破波对直墙建筑物的作用机理;王永学等采用VOF方法通过建立的二维数值波浪水槽模型，对破碎波的作用在直立堤上波浪力计算方法进行了探讨。基于势流理论建立了波浪与直立堤相互作用的解析模型，解析解与用Matlab

编制的有限元数学模型数值的结果吻合较好，表明分析模型，对工程实践具有一定的应用价值。侯鹏“采用神经网络改进的BP算法，建立了应用在波浪冲击计算的前馈型神经网络的预测模型，并用规则波物理模型的试验值对数模进行了校正对比，从而初步探讨了人工神经网络应用在波浪力预测的应用价值关于非破波压力的研究，法国工程师Sainflou"给出了

有限水深情况下非破波波压力的一次近似。直立式防波堤的结构形式分为重力式和桩式两类，其中重力式最常用。近些年来，随着港口技术的不断发展，在一般重力式直立堤的基础上，又研制出大量可减少波浪，增加稳定和免于或减少地基处理的新型结构，如：消能方块，大直径圆筒，消能沉箱，削角直立堤等。直立式防波堤，是防波堤的其中一种建筑形式。正向波浪在直墙堤前将发生完全或者不完全反射，形成立波（或者说驻波）。完全立波波高大约是两倍原始波高，波长不变；在墙面和墙前半波长处波峰和波谷交替出现，称为波腹；在墙前四分之一波长处的水面几乎不动，称为波节。这样，直墙将承受立波的浮托力和压力，因此常常用钢筋混凝土沉箱或者混凝土巨块构筑，波浪较小时也可采用木笼，近来也有用大型管柱排列的结构。直墙堤适用于岩基或者是较密实的地基，墙底常铺一层碎石基床，堤外基床面视要铺设护面块石，堤内侧可兼作码头去使用。容许越浪时堤顶的高程可降低，有时候还采用削角顶盖和带消浪空室的沉箱来减少立波压力。斜向波浪或不规则波的方向谱分量，并在直墙前反射形成三向波，峰谷呈棋盘状交替出现，确定沿堤线波浪的合压力需要考虑直墙分段的影响。直立式的防波堤所受的荷载主要由于水平波浪力和浮托力起初开始用的JC法计算直立堤的可靠性将被两力视为独立的变量谢世楞[12]、郄禄文[13]

分别将已经改进的JC相关法还有HL的相关法其应用在了直立堤的可靠性的实验计算中,结果是这样显示，考虑两波浪力的相关性，后防波堤可靠度减小说明两波浪力之间的相关性一定是不可忽略。袁建新[14]他用蒙特卡洛法的计算方式检验了直立堤的可靠性计算其精度式高于一次二阶矩法，但是在失效的概率及其小时，蒙特卡洛的这种计算效率非常的低下。张磊[15]于是就提出用直接的积分法计算直立堤的精度，和可靠度,较高,但他所利用的二维Gumbel逻辑法分布这仅仅只适用于边缘分布

这些都为Gumbel分布的大体情况。Copula的函数可变量之间的相关性基于变化的边缘分布来构造一个多维的联合概率分布[16]由于Copula函数的对边缘分布类型这个是没有特别限制并且适用于每个变量之间的非线性相关的描述,近年以来，在海洋水文[17,

18,

19]这个领域得到了广泛应用，Goda等[20

21将这个成果用于可靠性的研究中;董胜等[22]将这个结果应用于海洋平台的设计中。这个在直立堤的可靠计算里头,使用Copula函数弄出它们联合的概率分布来表达波浪力之间的相关性继而积分求取可靠度。还有直立式的消浪护岸这个说法最早是在直立式防波堤岸壁还有码头等一起为港区营造良好的停泊条件继而发展起来的。护岸的这种功能：消减波浪的能量效果这个其实是通过在水质点在运动速度较大的地方设置了阻碍流体构造物，来达到阻拦波浪引起的水质点运动这个目的，使其发生紊流。消浪方式到底根据哪一种消浪方式来起决定作用，即阻止一下水质点它的水平运动或者说是垂直运动，我们需要将消浪的结构进行分类，分为两类:一类是阻碍直立壁的水质点的垂直方向上的运动，通过设置阻碍水质点；上下方向运动的搁板式的消浪结构或者提高壁面的粗糙度来实现;另一类的是阻碍波浪直接到达直立壁前水质点存在着的水平方向的运动，再来设置特殊消浪室使水体可以垂直方向的运动来获得消浪效果，开孔沉箱等这样的是属于这类消浪结构。直立式防波堤是最常用的海上防护建筑和护岸建筑之一，作用于其上的主要荷载是波浪力。预测沉箱型防波堤上的波浪力具有挑战性，特别是在强烈依赖波浪反射的冲击荷载和影响结构附近波浪特性的波浪破碎的情况下。近年来，数值模型得到了进一步的发展，它们的应用变得越来越有吸引力，例如能够模拟复杂自由表面流动的光滑粒子流体动力学(SPH)数值模型。国家土木工程实验室(LNEC)开发的SPH数值模型通过比较波浪与垂直墙相互作用的数值结果进行了验证，该数值结果使用了在一个LNEC׳s水槽中进行的物理模拟试验获得的数据。数值结果与物理模型试验吻合良好。自由液面高度估计良好，数值结果与实验数据的一致性指数约为90.5-99.1%，平均值为95.5%。垂直壁面上的压力显示出高强度和短持续时间的冲击载荷，数值结果和实验数据之间的一致性指数约为68.8–94.4%，平均值约为86.2%。考虑到所涉及的复杂现象很难用数值和实验方法精确模拟，物理试验和数值结果之间取得了很好的一致。这些体位于反射式直立堤前，可以看作是吸收波浪力的浮体。精确地考虑了浮体与防波堤之间的水动力相互作用，而采用多重散射法估计了浮体之间的相互作用现象。为了解决这个问题，阵列中每个浮子周围的流场被细分为环形流体区域，在每个区域中进行速度势的轴对称本征函数展开。波浪对结构影响的测量涉及到重大的科学和工程挑战.本文考虑了基于一阶斯托克斯波发生器理论产生的规则的、几乎破碎的pgbgand破碎波，研究了波浪对垂直防波堤影响的变异性。利用高速压力和测力装置进行了四次小型液压实验，重复120次。观测到的压力场和总力具有很高的变异性，反映了研究现象的随机性。在几乎破碎和破碎的波浪中，力的变化是相似的。最大测力在最小测力的166%~177%之间。与力分布和最大压力点有关，破碎波观测到的变率较高。为了处理观测中的这种变化，提出了适用于力(GeV)和压力(Gamma)的概率分布。弹性透水海底抛物面波浪与防波堤相互作用进行了理论研究。基于浅水反射波理论和波致渗流压力Biot固结理论，采用本征函数展开法，得到了一阶消弧面波反射和波致渗流压力的解析解。数值计算结果表明了水深、防波堤几何形状对消弧面波引起的渗流抬升力和倾覆力矩的影响。与Airy波理论相比，在一定的浅水条件下，浅水波理论能更有效地解释波浪载荷预测中的波非线性效应。作为水深、有效波高和沉箱宽度等重要设计变量的函数。给出了各种典型滑动距离的表达式，如有效滑动距离。然后利用导出的单个滑动距离的统计特性来计算风暴期间允许的单个滑动距离的第一通过概率。在波浪气候和平均水深随时间变化的情况下，提出了一种随时间变化的第一通道概率的计算方法。最后，提出了允许个体滑动距离的初步设计准则。利用规范阵列获得了立式防波堤前超大型波浪的剖面图。将这些剖面与准决定论(QD)理论得到的剖面进行了比较.在场中进行的实验证实了空间强非均匀波场的QD理论。建立了一个二维欧拉-拉格朗日模型来研究垂直防波堤前的冲刷.采用Navier-Stokes方程和k-ɛ湍流闭合模型描述流体相.从拉格朗日的观点来看，泥沙相被视为离散沙粒的集合，冲刷被引入为颗粒介质的运动。在MBS模型的基础上，用数值程序对沙粒的运动进行了跟踪，其中粒子间的频繁碰撞是用弹簧和弹着点系统来描述的。数值结果与实验测量结果的比较表明，该数值模型成功地预测了冲刷剖面和稳定流场。结果表明，在冲刷过程中，泥沙输移率下降，冲刷/沉积模式达到半平衡形态。沙粒以三种不同的方式输送，即超浓流模式、跃移模式和悬浮模式。利用垂直动量传递的概念来描述这些不同模式同时存在的特征。稳定流的上层环流单元之间的垂直动量传递明显地将泥沙移向上层，而颗粒在超浓层中的垂直运动不明显，泥沙颗粒的动量得以保持。两种情况下的水动力特性存在较大差异，在完全驻波的情况下，在垂直防波堤前明显产生了稳定流动的环流单元。在部分驻波情况下，未观察到再循环细胞。两种情况下湍流参数的分布完全不同，即动力学粘度、湍流动能、湍流产生率、动能和湍流能量耗散率。在部分驻波中，湍流参数在超顶区有较大幅度的增加，但湍流产生量的增加是非常显著的。还观察到，在部分驻波情况下，反节点和节点的水平轨道速度和垂直轨道速度与完全驻波的情况不接近于零。第二章总平面设计2.1码头尺寸码头年作业量为2500万吨；船型尺度：100000DWT散装船250×43.0×20.3×14.5泊位通过能力：T——年日历的天数，通常取365；G——设计船型的实际载货量（t）;tz——装卸一艘设计船型所需时间（h）;P——设计船时效率（t/h）;td——昼夜小时数，取24h;t——昼夜非生产时间之和（h）,可取2-4h;——泊位利用率，参照表2-1；tf——船舶的装卸辅助作业，技术作业时间以及船舶靠离泊时间之和，参照表2-2；表2-1货类分泊位的泊位利用率取值范围泊 货种和泊位数位利用率（%） 流向散粮12~3≧4进口0.47~0.50.64~0.700.65~0.70出口——————PAGEPAGE6表2-2部分单项作业时间项目靠泊时间离泊时间开工准备结束公估联检时间/h0.5~1.000.50~0.750.75~1.000.75~1.001.50~2.001.00~2.00假设泊位数为5，则根据表2-1，ρ为0.65~0.70，取=0.65；根据表2-2，靠泊时间取0.65h,0.6h,0.85h,0.75h,1.65h,联检1.5h,则tf=0.65+0.6+0.85+0.75+1.65+1.5=6;p1000t/h,设计船型的第二章总平面设计第二章总平面设计PAGEPAGE7N——码头泊位数；Q——码头年量；Pt——单个泊位的年通过能力；个泊位。2.1.2码头岸线长度（1）布置形式的选择：（2）码头岸线长度：个泊位，所以可以算出单个泊位长度从而计算出码头岸线长度。2-12-42-5d2-3选取。端部泊位：第二章总平面设计第二章总平面设计PAGEPAGE7中间泊位：L—设计船长；设计船长为250m,根据表2-3，富余长度d为30m。d——富余长度；表2-3富余长度d设计船长L/m<4041~8586~150151~200201~230>230富余值d/m58~1012~1518~2022~2530图2-1连续布置多泊位长度中间泊位：PAGEPAGE82.1.3陆域纵深的确定码头陆域纵深作为一个专有名词，意指码头岸线中的陆域部分直接或间接用于港口生产和辅助生产用地的尺200~400m之间。件杂货码头生产区分类如下：40~50m,50m。（2）前方库（场）区：前方库（场）的长度一般为泊位长度减20~30m,在设置布局上大致与泊位相对应。前面计算出泊位长度为280m,故前方库（场）区的长度为250m、宽度为100m。（3）后方库（场）区：一般情况下，紧邻前方库场布置，宽度为100m。2.1.4码头前沿高程程来计算码头前沿高程。同时在计算算水位与超高值之和时，根据表2-4中的基本标准和复合标准来选取掩护港口的码头前沿高程，并分别计算同时取大值。表2-4有掩护情况下高程选取设计要求基本标准复核标准计算水位设计高水位（高潮累计频率10%潮位）极端高水位（重现期为50年一遇的年极值高水位）超高值/m1.0~1.50~0.5本港区设计高水位最大值为北港区的5.4m,极端高水位最大值为北港区的6.75m。若按照码头前沿高程的基本标准计算，则为6.4m~6.9m，如若根据复核标准计算则为6.75m~7.25m。根据取大值的计算标准，则码头前沿高程设计为7m。2.2港口水域各部分尺寸2.2.1港口水深港口水深由富余水深、码头前沿水深、海港航道水深三部分组成。富余水深富余水深的构成：0.01~0.02m,0.01m。20m以内为第二章总平面设计第二章总平面设计PAGEPAGE90.2m。因本港口水深小于20m,故此处误差选取则为0.2m。船舶抛锚引起的富裕量：10万吨级船，在不利的下锚状态时，锚爪突出海底面1.3m。2-5。2-690度时，下沉量0.52m。表2-5十万吨级船在不同航速下船体下沉值船舶航速/kn4681012船体下沉值/m0.240.350.520.781.15表2-6船、浪夹角与下沉量Z的关系()0(180)10(170)20(160)30(150)40(140)50(130)60(120)70(110)80(100)90(90)Z/H4%0.240.320.380.420.440.460.480.490.500.52码头前沿水深0.22-6计算。DTZ1Z2Z3Z4

（2-6）D——码头前沿设计水深（m）;T——设计船型满载吃水（m），为14.5m;Z1——龙骨下最小富余深度（m）;Z2——波浪富余深度（m）;Z3——船舶因配载不均匀而增加的尾吃水（m），件杂货船Z3=0m;PAGEPAGE10Z4——备淤深度（m），一般不小于0.4m,此处取为0.5m;船舶龙骨下最小富裕深度Z12-7土，所以Z1=0.2m。表2-7龙骨下最小富余水深的取值海底底质 Z1/m海底底质 Z1/m含沙或含黏土的块状土 0.4含淤泥的沙、含黏土沙、松沙土 0.3淤泥土 0.2岩石土 0.6码头前沿波浪富余水深Z2按下式（2-7）计算。Z2K(H4%)Z1

（2-7）K——系数，顺浪取0.3，横浪取0.5，此处取0.5；H4%——码头前允许停泊的波高（m）,在有掩护的水域通常小于1m,此处取为1m;波浪富余水深Z20.510.20.3mD=14.5+0.2+0.3+0+0.5=15.5m。3）海港航道水深船舶在外航道航行，其航速一般不超过10~12kn,通常是6~8kn,在接近口门时4~6kn,与确定码头水深相比，航道水深需要考虑船舶航行时船体下沉增加的富余水深。DTZ0Z1Z2Z3Z4

（2-8）第四章防波堤设计及稳定性运算第四章防波堤设计及稳定性运算PAGEPAGE19Z0——2-5取值,1.15；龙骨下的最小富余深度Z12-8设计船舶吨级为100000DWT，所以Z1=0.4m表2-8航行时龙骨下的最小富余深度Z1(m)船舶吨级/t土壤类别DWT<50005000<DWT<1000010000<DWT<5000050000<DWT<100000100000<DWT<300000淤泥土0.20.20.30.40.4含淤泥沙、含黏土的沙、松沙0.30.30.40.50.6含沙或含黏土的块状土0.40.40.50.60.6岩石土0.50.60.70.80.8波浪富裕水深Z2260.52Z3Z40.5。D=14.5+1.15+0.4+0.52+0+0.5=17.07m。2.2.2锚地锚地按功能和位置可划分为港外锚地和港内锚地。船舶锚泊方式为八字锚，当夹角为60时效果最佳。船舶锚泊时所占水域尺度按表2-9计算。表2-9船舶锚泊所需水域尺度环境条件所需水域尺度/m底质好，风、浪、流弱R=L+4.5D环境条件差R=L+4.4D+25注：R——圆形水域半径；D——锚地水深；L——设计船长。锚地水深大约为码头前沿水深，故在此处便取码头前沿水深作为锚地水深，即锚地水深为15.5m。当风浪弱时，R=250+4.515.5=319.75m;当环境条件差时,R=250+4.415.5+25=343.2m。取大值，因此船舶锚泊所需水域尺度为343.2m。2.2.3回旋水域回旋水域又称转头水域，船舶的回转大致可分为转舵阶段、过渡阶段及定常回转阶段三个部分。在有掩护水域，港作拖船条件较好的情况下，通常可以借岸标定位的码头，其回旋圆直径为2.0L,即两倍船长，500m。2.2.4制动水域3~450000t55倍设计船长，为1250m。2.3进港航道尺寸2.3.1航道宽度船舶以风流压偏角在导航中线左右摆动前进所占用的水域宽度称为航迹带宽度。规范规定按下式2-9计算确定。An(LsinB) （2-9）n——船舶漂移倍数，按表2-10取值；——风流压偏角，按表2-10取值；船长；B——船宽；表2-10满载船舶漂移倍数n和风流压偏角值风力横风≦7级横流V（m/s）V≦0.250.25<V≦0.50.5<V≦0.750.75<V≦1.0n1.811.691.591.45()371014根据资料记载，连云港实测最大流速为0.88m/s,因此n为1.45,为14。航迹带宽度A1.45250in144)150m。b船舶错船富裕间距取值为设计船宽值，即b=43m。3）船舶与航道底边间的富裕间距C船舶与航道底边间的富裕间距C按下表2-11取值。2-11C船速/kn≦6>6C/m0.75BB在进港航道中船速一般>6kn,C43m。W=2A+b+2C=300+43+86=429m航道弯曲半径由于航道整段都为直线，因此不需要考虑航道弯曲半径。航道水深航道水深在第二节部分已经计算出，为17.07m。2.4防波堤轴线台嘴之间建折线型防波堤，设口门。第三章结构比选重力式直立堤重力式直立堤意指以其物体的自重来维持其基本稳定，基本构件为墙身、上部结构及基床，功能可以参考重力式码头。普遍的重力式直立堤大致函括钢筋混凝土沉箱、混凝土方块和大直径圆筒等。在直墙堤前，正向波浪将出现完全或不完全反射的现象，从而产生了立波，也即驻波。完全意义上的立波，其波高大约是原始波高的两倍有余，但其波长大致不变；波腹则是在墙面和墙前，当半波长处波峰与波谷交替出现，则出现；波节则是指在墙前四分之一波长处水面几乎不动。因此直墙将承受来自立波的压力和浮托力，故常采用钢筋混凝土沉箱或混凝土巨块构筑，波浪较小时也可采用木笼。浮体布置成一列，同时采用锚锭来将其固定浮漂在海上，浮体宽不小于波长一半。优点是建造速度快，活动自如，为水库、内河等临时性防波设施贡献较大；其缺点在于锚系在海底的强度较小。锚锭系统作用是固定消波浮体并承受波浪对浮体的作用力。为了防止浮涵相互碰撞，浮涵可布置为两排或若干排，每排浮涵之间的间隙距离应略小于其长度，各排浮涵相互错位遮掩排列。3.3射水堤和喷气堤喷气堤是通过空压机做功，使气体与波浪的能量相互抵消；射水堤是通过机械对水目前的技术条件不适合射水堤和喷气堤作长期防波堤使用。3.4结构总选择。透空堤选用沉箱墩式透空堤。第四章防波堤设计及稳定性运算防波堤的设计条件气象气温夏季温、湿度偏高。827.1℃；1月份平均气温则达到其最低值，1.0℃。多年平均气温14.1℃极端最高气温38.4℃极端最低气温-11.8℃日最高气温≥35℃的日数平均每年出现3d。降水950%以上，1～36%。多年平均降水量 883mm年最多降水量 年最少降水量 521mm日最多降水量 451mm（1985年9月1日，为罕见特大暴雨）风况E5.2m/s,27m/s。雾多年平均雾日数（能见度≦1km）20日,雾日数36。与此同时，在3～410点便基本消散。相对湿度年平均相对湿度70％。灾害性天气台风1.5次。早在19979711号”台风对连云港地区的造成的影响较大，根据检测报告显示实测最大风速高达32m/s。寒潮3~5近年来较为平稳，基本在左右徘徊。雷暴。水文潮汐大，潮流流速则相应偏小。验潮情况1951年开始，于海峡中部，到19866相差不大。潮汐性质根据多年来连云港报潮所潮位资料统计得出，本海域属正规半日潮，日潮不等现象不显著。基面关系连云港当地平均海面高程在连云港理论最低潮面高程以上2.94m，“56”黄海基面高程在连云港理论最低潮面高程以上2.87m。4）潮位特征值各站潮位特征值（以连云港理论最低潮面起算）见表4-1。表4-1各站潮位特征值地点项目报潮所庙岭渔轮厂站连云港站庙岭煤码头站墟沟船厂站最高高潮位6.506.105.895.885.945.89最低低潮位–0.45–0.360.650.560.620.59平均高潮位4.614.785.085.005.095.06平均低潮位1.281.231.511.391.471.43平均潮差3.393.543.573.613.623.63最大潮差6.485.615.085.105.145.19最小潮差1.821.811.821.86平均海平面2.942.973.253.153.253.21统计年限1951~19721987~19941994.8.1~1994.8.315）设计水位根据上述资料统计分析，初步得出本次规划各港区的工程设计水位如表4-2。表4-2各港区工程水位设计水位表地点项目庙岭、墟沟港区北港区东港区设计高水位5.365.405.35设计低水位0.450.500.48极端高水位6.706.756.60极端低水位–0.73–0.73–0.70波浪4.6m，由寒潮大风造成的风涌混合浪。水域大多数为波高浪。规划港区处的设计波要素（五十年一遇，设计高水位时）如表4-3。表4-3各港区设计波要素表项目位置主浪向H1％(m)H1/10(m)T(s)庙岭港区NE~E2.42.14.9.墟沟港区NE~E1.91.74.7北港区东段ESE~SE3.12.76.5东港区西段（现军港西侧）NE~ENE4.43.87.9E~ESE4.23.67.7东港区中段（旗台咀附近）NE~ENE5.04.38.4E~SE4.53.98.1东港区东段（旗台咀以东）NE~ENE5.64.98.4E~SE5.24.58.1海流实测最大流速统计详见表4-4。表4-4各站实测最大流速表（流速：cm/s 流向：度）观测时间位置测点涨潮落潮流速流向流速流向1994.8.21.12时东口门湾口1994.8.22.14时横断面（大潮）A28829588128A354302281781994.8.27.15时东口门湾口1994.8.28.17时横断面A27029062131（小潮）A352300421401994.8.7.11时东口门至西大堤纵断1994.8.8.13时面B26633564140B346320221501994.8.4.10时~西大堤C135302301701994.8.5.12时内外两侧C24428251278*PAGEPAGE201994.9.4.11时~1994.9.5.13时东口门外侧D7420853511997.7港区东南高公岛附近1#6320570192#591816814外海区9#6220152510#65218634余流连云港区域余流流速小，大致分布在3~20cm/s之间，与此同时，其港区内的余流方向基本偏西，港区外海区则呈现偏北及偏东北向趋势，且其表层余流流向时常受风向影响。海岸地貌及淤积趋势1997年连云港西大堤建成后，使主要港区受到掩护，从东口门进入港区的泥沙量为一年60万方，相较与西大堤建成前的泥沙进入量，还是十分低，港区基本处于微淤状态。航道的回淤大致集中在弯道段及其东侧，最大淤积强度为0.4m/a，回门段航道回淤强度较小，为0.1m/a左右。地质本区基底地层为前震旦纪变质岩，在岩层的上部存有第四纪堆积物，表层为全新世海相淤泥层，厚度在4～30米，近岸浅薄，海峡中部、东部较深，西部较浅。地震70.1g，建筑物可按此标准设防。设计船型尺度250×43.0×20.3×14.5250×43.0×20.3×14.5100000DWT散货船第四章防波堤设计及稳定性运算第四章防波堤设计及稳定性运算PAGEPAGE23防波堤断面设计、胸墙设计沉箱墩式透空堤断面图如图4-1所示图4-1沉箱墩式防波堤设计高水位：5.4m;设计低水位：0.5m;极端高水位：6.75m;极端低水位：-0.73m堤顶高程按《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=5.40+(0.6~0.7)x4.6=8.16~8.62(m)取堤顶高程为8.6m。上部结构平台的底面高程，应高出施工水位0.3~0.5m。即:平台底高程=3.50+(0.3~0.5).=3.8~4.0(m)取上部结构平台的底面高程为4.0m。4.2.2堤身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，堤宽≥0.8X28.0=22.40m由于持力层为粘土，按0.85倍计算，堤宽=0.85X28.0=23.7m.2~30.5-（2~3）×4.6=-8.7~-13.3m;取为-10m。挡浪结构顶部高程挡浪结构顶部应高出设计高水位1倍波高，即为5.4+4.6=10m。沉箱宽度箱式结构宽度一般约为6倍波高，为27.6m。基床尺寸该港区防波堤基床为明基床，明基床的内外肩宽分别为堤身宽度的0.4和0.6倍，内肩宽为0.4×27.6=11.04m，外肩宽为0.6×27.6=16.56m。内坡一般为1:1.5~1:2,外坡一般为1:2~1:3，此处内坡和外坡都取为1:2。基床厚度为2m。胸墙设计胸墙采用混凝土结构，胸墙尺寸如图4-2所示，尺寸单位mm。图4-2胸墙断面设计图堤身高度26m,26m,水下部分设有抛石2m,24m。堤顶高程为10m，设计低水位高程为0.5m,所以堤身高度为24+10-0.5=33.5m。沉箱长度沉箱长度取为10m。沉箱高度沉箱高度为堤身高度－胸墙高度=33.5-7=26.5m。翼板厚度翼板厚度取为1m。沉箱间距5m。防波堤的稳定性运算H1%4.2m

H5%3.4m;

T=6.1s（50年）；H1%3.0m;

T=6.08s（重现期10年）；PAGEPAGE244.6m300m重度：钢筋混凝土沉箱：25KN/m315KN/m3；混凝土胸墙：，24KN/m314KN/m3；沉箱内填积砂石：18KN/m39KN/m3；沉箱内块石：18KN/m311KN/m3；基床块石：，11KN/m3。51m，13m10m27.6m,26.5m翼板重量太小，可忽略自重。胸墙和翼板起到挡浪并连接两沉箱的作用。稳定性运算包括结构断面沿堤底的抗滑稳定性验算、结构断面沿堤底的抗倾稳定性验算和结构断面沿基床底面的抗滑稳定性验算。计算时应分别用设计高水位、设计低水位、极端高水位对防波堤进行稳定性计算。结构断面沿基床底面的抗滑稳定性验算设计高水位以下计算所出现的力和单位如图4-3所示。图4-3计算图当采用设计高水位计算时，静水面处为设计高水位处，高程为5.4m。d=26+5.4-0.5=30.9

d1=30.9-2=28.9m，所以为低基床；第四章防波堤设计及稳定性运算第四章防波堤设计及稳定性运算PAGEPAGE25按设计重现期为50年计算，所以波态为立波。因为d=30.9m>1.8H,0.05<d30.90.103<0.12;L 300所以立波作用力可按下式计算。波面高程当处于设计高水位时，波峰刚好到达胸墙顶部，此时整个堤身都在水面下。但更大，增加了结构的安全性。、q查表确>=。求时，=0.027，=1.314, q=0.726;kpa,同理求得kpa,=33.257kpa在静水面以上处的墙面波压力强度按下式计算nmax[0.6366184.23264(H/d)1.67,1.0][0.81,1.0],取n=0.9;kpa单位长度墙身上的水平总波浪力此波浪力可分为两部分，一部分为作用在沉箱和胸墙上的波浪力，另一部分为作用在翼板和胸墙上的波浪力，分别用和表示。=2339.285×（0.044+0.443+0.18+0.11）=1818KN/m单位长度墙底面上的波浪浮托力P因为沉箱和翼板分别长10m和5m,所以波浪力P为10+5’=25980KN计算面以上的结构物自重11.0KN/m3h9.0KN/m3由于两10KN/m3计算。沉箱由混凝土组成，其厚度为1m。结构断面沿基床底面的抗滑稳定性承载能力极限状态设计表达式：0——结构重要性系数，取1.0——1.3；1.2；P——计算面以上的水平波浪力标准值（KN）;G——自重力分项系数，取1.0；G——作用在计算面上的结构物自重力标准值（KN）；u——波浪浮托力分项系数，持久组合极端高水位时取1.2，其它水位时取1.3；短暂组合取1.2；pu——作用在计算面上的波浪浮托力标准值（KN）;f——沿计算面的摩擦系数设计值，取0.5；第四章防波堤设计及稳定性运算第四章防波堤设计及稳定性运算PAGEPAGE294.3.2结构断面沿堤底的抗滑稳定性验算设计高水位dd=30.9-2=28.9m。波面高程PAGEPAGE30*B2.31042.5907T0.59411.09;*、q查表确>=。在静水面以上处的墙面波压力强度按下式计算nmax[0.6366184.23264(H/d)1.670.83,1.0],n=0.9;kpa；单位长度墙身上的水平总波浪力此波浪力可分为两部分，一部分为作用在沉箱和胸墙上的波浪力，另一部分为作用在翼板和胸墙上的波浪力，分别用和表示。=2339.285×（0.044+0.443+0.18+0.11）=1818KN/m=2449.285×（0.044+0.443+0.18）=1560KN/m单位长度墙底面上的波浪浮托力KN/mPAGEPAGE32P因为沉箱和翼板分别长10m和5m，所以波浪力p为10=25970KN/m计算面以上的结构物自重11.0KN/m3h9.0KN/m3由于两10KN/m3计算。沉箱由混凝土组成，其厚度为1m。胸墙重：（27.6×3+10×4+17.6×4×1）×14×10=22120KN2沉箱重（混凝土）：26.5×[10×2+（27.6-2）×2]×15=28302KN沉箱内填积物：（10-2）×（27.6-2）×26.5×10=54272KN总重：22120+28302+54272=104694KN结构断面沿基床底面的抗滑稳定性承载能力极限状态设计表达式：pPGGu）f0——结构重要性系数，取1.0——1.3；1.2；P——计算面以上的水平波浪力标准值（KN）;G——自重力分项系数，取1.0；G——作用在计算面上的结构物自重力标准值（KN）；u——波浪浮托力分项系数，持久组合极端高水位时取1.2，其它水位时取1.3；短暂组合取1.2；pu——作用在计算面上的波浪浮托力标准值（KN）;f——沿计算面的摩擦系数设计值，取0.6；0pP=1.0×1.2×24115=28938KNGGu）f=（1.01046941.24146）×0.659831NpPGGu）f所以满足要求设计低水位设计低水位时作用在结构物上的波浪力更小，所以一定满足抗滑要求。极端高水位此水位经计算波浪仍为立波。此时，计算面在堤底，不在基床底，所以d取值不包括基床高度，这里d=32.25-2=30.25m。波面高程=0.972、q查表确>。* *求时，=0.027，=1.314, q=0.697;=112.819kpa,同理求得=25.206kpa,=29.324kpa在静水面以上处的墙面波压力强度按下式计算nmax[0.6366184.23264(H/d)1.670.82,1.0],n=0.9;hc/dd3.578m;c n2p 2

kpa;ac (n1)(n单位长度墙身上的水平总波浪力此波浪力可分为两部分，一部分为作用在沉箱和胸墙上的波浪力，另一部分为作用在翼板和胸墙上的波浪力，分别用p'和p'’表示。' 2

p

c c2h 2p ppc

[2accoc(1c)bcdc]4 2 d 第四章防波堤设计及稳定性运算第四章防波堤设计及稳定性运算PAGEPAGE33=2241.903×（0.047+0.471+0.170+0.099）=1764.378KN/m' 2

p

2h 2pp

[2accoc(1c)bc]c 4 2 d =2241.903×（0.047+0.471+0.170）=1542.429KN/m单位长度墙底面上的波浪浮托力puc

pdcB404.72

KN/m;PAGEPAGE34P因为沉箱和翼板分别长10m和5m,所以波浪力P为10p'+5p'’=25356KNc c计算面以上的结构物自重11.0KN/m3h9.0KN/m3由于两10KN/m3计算。沉箱由混凝土组成，其厚度为1m。胸墙重：（27.6×3+10×4+17.6×4×1）×14×10=22120KN2沉箱重（混凝土）：26.5×[10×2+（27.6-2）×2]×15=28302KN沉箱内填积物：（10-2）×（27.6-2）×26.5×10=54272KN总重：22120+28302+54272=104694KN结构断面沿基床底面的抗滑稳定性承载能力极限状态设计表达式：pPGGu）f0pP=1.0×1.2×25356=30427KNGGu）f=（1.01046941.24047）×0.659903NpPGGu）f所以符合要求。结构断面沿堤底的抗倾稳定性验算结构满足抗倾稳定性要求需要满足以下公式：0 MpuMu)GMG/d0——结构重要性系数，取1.0——1.21.3；1.2；Mp——水平波浪力的标准值波峰作用时对计算面后踵或波谷作用时对计算面前趾的倾覆力矩（KN·m）u——波浪浮托力分项系数，持久组合极端高水位时取1.2，其它水位时取1.3；短暂组合取1.2；Mu——波浪浮托力的标准值波峰作用时对计算面后踵或波谷作用时对计算面前趾的倾覆力矩（KN·m）G——自重力分项系数，取1.0；Mu——堤身自重力的标准值波峰作用时对计算面后踵或波谷作用时对计算面前趾的倾覆力矩（KN·m）d——结构系数，取1.25；单位长度上墙身上的水平总波浪力矩：Mc1

pac11

cc)]

poc

[512hc

hc2

pbc

pdcd3

2

(3d

4( )d d

24d极端高水位d3=271270(1pac11(

cc)]0.0132

3d dpoc24d

[512hcd

4(d

)2

=0.103第四章防波堤设计及稳定性运算第四章防波堤设计及稳定性运算PAGEPAGE35pbcpdc

=0.021=0.004M' c =0.013+0.103+0.021+0.004=0.141271270cM'=38249KN·m/mcM'' c =0.013+0.103+0.021=0.137271270cM''=37164KN·m/mcM=10M'+5M''=568310KN·mp c cG=104694KN

M=GB=1444777KN·mpu=4047KN

GMu

2puB=55849KN·m2MpMu)=748991KN·mGMG/d=1155822KN·m0

pMpuMu)GMG/d，所以符合抗倾要求。设计高水位d3=236548(1pac11(

cc)]0.0142

3d dpoc24d

[512hcd

4(d

)2

=0.106pbcpdc

=0.022=0.00424dPAGEPAGE36M' c =0.014+0.106+0.022+0.004=0.146271270cM'=39605KN·m/mcM'' c =0.014+0.106+0.022=0.142271270cM''=38520KN·m/mcM=10M'+5M''=588650KN·mp c cG=104694KN

M=GB=1444777KN·mpu=4146KN

GMu

2puB=57215KN·m2MpMu)=775038KN·mGMG/d=1155822KN·m0

pMpuMu)GMG/d，所以符合抗倾要求。设计低水位极端高水位和设计高水位都满足抗倾