煙臺港西港區開孔直立堤設計淺析

隋建國，崔冠辰，李元音

（1.煙臺港集團有限公司，山東 煙臺 264000；2.中交第一航務工程勘察設計院有限公司，天津 300222）

煙臺港西港區開孔直立堤設計淺析

隋建國1，崔冠辰2，李元音2

（1.煙臺港集團有限公司，山東 煙臺 264000；2.中交第一航務工程勘察設計院有限公司，天津 300222）

港口工程發展到今天，適合建港的岸線已經越來越少，人們已經不得不把結構建在在自然條件相對惡劣的地區。作為類似工程的一個典型代表，煙臺西港二期防波堤建在10 m厚的軟粘土地基上，并且需要對抗周期9 s以上的波浪，本文對該工程直立堤段的設計參數選取和計算方法進行了簡要論述，希望能為類似工程的建設提供參考。

煙臺西港；開孔直立堤；軟粘土地基；長周期波浪

1 港區概況

煙臺西港區位于煙臺市西北35 km處龍洞嘴附近，遠離市區，臨近經濟開發區，與蓬萊市接壤，-10 m以上深水岸線貼岸，水深條件良好。北部區域工程方案包括液體化工泊位、通用散貨泊位及礦石碼頭泊位等20余個泊位及修船設施和工作船碼頭等附屬設施，最終港域面積7.7 km2，航道水深-24.5 m。工程航道利用東側深槽，減少開挖量。

煙臺西港區防波堤二期項目位于煙臺市西部的套子灣西側，地處煙臺經濟技術開發區大季家東北海域，距煙臺芝罘港區約30 km，二期防波堤總長3 912.11 m，其中直立堤段1 130.3 m，直立堤段設計水深-19.0 m。

2 工程自然條件

2.1 設計潮位

國家海洋局第一海洋研究所對煙臺套子灣西海岸海區建港條件進行了調查和部分水文要素的短期觀測，并于1994年12月完成了《煙臺初旺灣—蘆洋灣自然環境調查報告》。潮位是利用初旺灣驗潮站1987年3月4日～4月13日一個月的潮位資料和煙臺同步資料及煙臺1953～1994年長期資料統計分析，用差比方法求得本工程海域的設計參數。

設計高水位2.46 m；設計低水位0.25 m；極端高水位3.56 m；極端低水位-0.95 m。

表1 無掩護時50年一遇波浪要素

表2 無掩護時10年一遇波浪要素

2.2 地質概況

根據地質勘查報告，直立式防波堤段鉆孔編號為F48～F59，其中F48～F53孔在防波堤軸線以北，F54～F59在防波堤軸線上，通過比較防波堤軸線上的各鉆孔柱狀圖可知F57孔所反映出來的地質條件最差，故選取F57孔作為代表進行整體穩定計算。土層分布見圖1。

從地質剖面圖中不難看出，防波堤軸線所在處，從泥面向下10 m都是淤泥質粉質粘土。

根據各土層的力學指標分析，這10 m厚的淤泥的快剪指標都很低，很難在上面建重力式結構。淤泥下面的粉質粘土層標準貫入擊數在12擊左右，要想作為重力式結構的持力層也需要進行一定的處理。

圖1 工程地質剖面

3 結構方案

直立式防波堤段需要建在軟粘土上，地基的處理十分關鍵，由于表層的10 m淤泥的力學指標過低，所以對其進行開挖換填處理。作為持力層的粉質粘土的特點是在工程前期強度很低，但如果能讓其排水固結，其強度會有顯著增長，故采取打排水板的方式讓其通過基床向上排水固結。為了讓粘土更好的固結，也為了防止地基失穩，采用5.5 m厚的基床，并將基床在斷面方向向兩側延伸了20 m，以提供足夠的邊載。由于防波堤所處的海域波浪條件比較惡劣，波高達6.5 m，周期9.6 s，為了能讓防波堤對后方碼頭形成更好的掩護效果，決定采用開孔式沉箱結構，并在胸墻上設置消能腔。結構斷面如圖2所示。

圖2 直立堤開孔沉箱結構斷面

4 結構計算

在煙臺西港區二期防波堤直立段的設計計算中有幾個值得關注的問題：一是地基承載力和整體穩定計算時的參數選取，二是波浪力的處理，三是胸墻的穩定，四是開孔墻的配筋計算。下面對這四個問題在實際設計過程中的解決方式進行簡要論述。

4.1 地基承載力和整體穩定計算

作為持力層的粘土的特點是施工前期強度低而后期隨著固結的逐漸進行，強度將有顯著的增長，所以施工前期地基發生失穩的可能性較大，而后期由于荷載較大，整體穩定將上升為主要因素，故本次設計中將地基承載力作為施工期的控制因素，而把結構的整體穩定作為使用期的控制因素。

在地基承載力計算過程中，考慮了由于打排水板，地基土在基床重量的作用下固結而產生的強度增長。地基承載力的參數選取如下：土體內摩擦角φ值均取為0.1°，c值在有十字板的深度上使用十字板的各鉆孔均值，實際操作中由于各鉆孔獲得十字板強度的深度不同，所以用各鉆孔的十字板數據插值得到同一高程處的十字板強度，再將各鉆孔插值得到的相同高程的十字板強度取平均值作為該高程處的c值。在沒有測十字板強度的深度上，首先使用固快的c和φ計算所有土層的ci+Σγihitanφi，包括有十字板強度的土層，然后將十字板強度和ci+Σγihitanφi按高程繪制在同一張圖上，用一個系數k去修正ci+Σγihitanφi值，使之在有十字板強度的高程上能盡量接近十字板強度曲線，由于粘土有結構性，所以這個修正系數k很可能會大于1。若基床厚hb，容重γb，認為各個土層在基床自重作用下若完全固結所增加的強度為 hbγbtanφi，粘土在基床自重作用下施工期的固結度取 80 %（理論計算顯示60天時間足以讓排水板貫穿的各層達到90 %以上的固結度，由于未經實踐檢驗，在實際計算中只使用了80 %），所以增加的強度為0.8hbγbtanφi，最后將0.8hbγbtanφi加到各層的k×(ci+Σγihitanφi)或插值得到的十字板強度上作為該層的c值。

在整體圓弧穩定的計算過程中分別使用快剪指標、十字板指標和三軸指標三類指標進行計算，取穩定性最差者。計算過程考慮固結而產生的強度增長，同時還考慮了波浪力的傾覆作用和土工格柵的穩定作用，波浪和土工格柵的考慮方式如下：首先計算不計波浪力和土工格柵作用時圓弧的圓心（x，y），半徑R，穩定力矩MR和滑動力矩MO，計算出波浪力合力FW和合力作用點（xw，yw）。

認為土工格柵發揮的拉力為100 kN/m（試驗測定土工格柵能提供的最大拉力為300 kN/m），則考慮波浪的滑動矩為：

考慮了土工格柵的穩定矩為：

計入波浪力和土工格柵的穩定系數：

4.2 波浪力的處理和胸墻穩定

由于沉箱本身開孔，所以首先前墻承受的波浪力和實體直立墻不同，其次是波浪會進入沉箱，對各個墻都會產生作用，包括胸墻。考慮到在這樣一個相對封閉的空間里波浪的反射疊加會非常復雜，故在實際設計過程中對波浪力進行試驗測定，為構件的配筋計算和胸墻穩定提供指導性依據。

物理模型試驗由交通運輸部天津水運工程科學研究院負責開展，如圖3所示為試驗過程中波浪力測點在沉箱各面墻及胸墻上的分布情況。試驗對比了沉箱開孔與不開孔時前墻承受的波浪力情況，并測定了沉箱開孔情況下胸墻底承受的波浪力。

圖3 壓力測點布置

表4和表5為試驗測定的沉箱開孔和不開孔時各墻承受的波浪力，從試驗結果來看，前墻承受的波浪力開孔時小于不開孔時，內部各墻承受的波浪力與前墻大致在一個水平上。基于安全考慮，實際設計過程中對波浪力做如下處理：

1）沉箱前墻開孔段（高程1.8～-3.8 m）的波浪力乘以 0.8，以模擬前墻開孔段可削減部分波浪力的情況。考慮波浪在沉箱內的反射比較復雜，內部各墻承受的波浪力均按實體墻承受全部波浪力計算；

2）根據《防波堤設計與施工規范》（JTS 154-1-2011）附錄G削角直立堤波壓力計算一章，考慮胸墻削角高度段（高程7.5～4.0 m）的波浪力斜壓向防波堤產生的效果。以物理模型試驗的結果作為依據，計算胸墻在波浪浮托力和自重作用下的穩定情況。

表4 開孔沉箱單延米最大水平力對應各面受力情況

表5 不開孔沉箱單延米最大水平力對應各面受力結果

4.3 開孔墻的配筋計算

1）配筋計算方法

圖4 前墻開孔示意

前墻開孔示意如圖4，由于-6.25 m以上部分開有三排孔，所以該部分的計算方法與常規沉箱有所不同。

前墻配筋時仍然遵循1.5L以上和1.5L以下采用不同的計算模式的規定，沉箱倉格縱向跨度L按4.4 m計，則1.5L=6.6 m，底板頂面高程-12.85 m，所以計算模式以高程-6.25 m為界區分。-6.25 m以下部分仍按三邊固定一邊簡支的板計算內力。

按著計算模式的不同，把開孔區域分為①～⑧八個區域，其中①～③按單寬懸臂梁計算，荷載取懸臂梁所在高程段的最高點和最低點處荷載的平均值q，則懸臂梁根部彎矩為：

④～⑦按兩端固定的單寬梁計算，荷載除考慮梁所在高程段的荷載平均值q1外，還應考慮上下兩側的懸臂梁傳遞過來的荷載q2，懸臂梁傳遞過來的荷載的計算如圖5。對于梁所在高程段的荷載q1在跨中和支座處產生的彎矩分別用式（5）、（6）計算：

對于上下兩側懸臂梁傳遞過來的荷載 q2在跨中和支座處產生的彎矩分別用式（7）、（8）計算：

式（7）、（8）中的a值意義如圖5所示。最后將對應的彎矩相加計算配筋。

圖5 懸臂梁傳遞的荷載示意

⑧區域按多跨連續梁計算。值得注意的是④區只需考慮下側的懸臂梁荷載，⑦區只需上側懸臂梁傳遞過來的荷載，而⑧區不再考慮⑦區的荷載傳遞，只需考慮所在高程段的荷載即可。

2）計算方法可行性

根據JTS 167-2-2009《重力式碼頭設計與施工規范》第 5.4.7條，有條件時開孔沉箱可按空間問題采用數值分析方法計算。為了保證本次計算使用的方法滿足使用要求，使用大型通用有限元分析軟件 Abaqus對前墻進行計算，以單跨前墻由里向外的力所產生的彎矩為代表進行數值分析。

前墻模型按實際尺寸建模，長 4.1 m，高15.85 m，在相應的位置開了三個孔。前墻材質采用C30混凝土，彈性模量3×104MPa，泊松比0.2。圖6中左圖為數值模擬所使用的前墻模型，從底邊向上7.55 m部分墻厚400 mm，其余部分墻厚600 mm。前墻承受的由里向外的力為波吸力（極端高水位）和儲倉壓力，右圖即為波吸力和儲倉壓力的疊加，并已考慮了各自的分項系數，為設計荷載。邊界條件除頂邊為自由邊外均為固定邊。

圖6 Abaqus中使用的計算模型

圖7 前墻橫向配筋彎矩示意

圖8 前墻縱向配筋彎矩示意

圖7和圖8為數值分析得到的前墻彎矩分布。在開孔高程段和不開孔的高程段各選擇兩個特征點進行對比，對比結果如。從對比結果中不難看出，本次配筋計算采用的方法完全滿足使用要求。

表6 計算結果對比

5 結 論

對于建在軟粘土地基上的開孔直立堤結構，本文選擇性論述了實際設計過程中值得注意的幾個問題，并針對煙臺防波堤二期工程的特點給出了解決方案，希望能為今后類似工程的設計提供參考。

[1]JTS 154-1-2011 防波堤設計與施工規范[S].北京:人民交通出版社,2011.

[2]JTS 167-2-2009 重力式碼頭設計與施工規范[S].北京:人民交通出版社,2009.

[3]JTS 144-1-2010 港口工程荷載規范[S].北京:人民交通出版社,2010.

[4]JTS 151-2011 水運工程混凝土結構設計規范[S].北京:人民交通出版社,2011.

Design of Vertical Breakwater of Perforated Caisson at Yantai Port Western Harbor

Sui Jianguo1,Cui Guanchen2,Li Yuanyin2
(1.Yantai Port Group Co.,Ltd.,Yantai Shandong 264000,China; 2.CCCC First Harbor Consultants Co.,Ltd.,Tianjin 300222,China)

With the development of port engineering,it is much harder to find appropriate coastline for the construction of port now.Thus maritime structures have to be built in the area where severe natural conditions exist.As a typical project,breakwater phase-2 project at Yantai port western harbor was constructed on 10m thick soft clay foundation,furthermore,the structure was designed to resist the wave occurring repeatedly in the period of 9 seconds or more.A brief introduction is made to the calculation method and the determination of design parameters of the vertical breakwater.The research results may serve as a reference for similar projects.

Yantai port western harbor; vertical breakwater of perforated caisson; soft clay foundation; long period wave

U656.2+2

：A

：1004-9592（2016）06-0036-05

10.16403/j.cnki.ggjs20160609

2016-07-15

隋建國（1979-），男，工程師，主要從事港口水工設計工作。