隋建国，崔冠辰，李元音

（1.烟台港集团有限公司，山东 烟台 264000；2.中交第一航务工程勘察设计院有限公司，天津 300222）

烟台港西港区开孔直立堤设计浅析

隋建国1，崔冠辰2，李元音2

（1.烟台港集团有限公司，山东 烟台 264000；2.中交第一航务工程勘察设计院有限公司，天津 300222）

港口工程发展到今天，适合建港的岸线已经越来越少，人们已经不得不把结构建在在自然条件相对恶劣的地区。作为类似工程的一个典型代表，烟台西港二期防波堤建在10 m厚的软粘土地基上，并且需要对抗周期9 s以上的波浪，本文对该工程直立堤段的设计参数选取和计算方法进行了简要论述，希望能为类似工程的建设提供参考。

烟台西港；开孔直立堤；软粘土地基；长周期波浪

1 港区概况

烟台西港区位于烟台市西北35 km处龙洞嘴附近，远离市区，临近经济开发区，与蓬莱市接壤，-10 m以上深水岸线贴岸，水深条件良好。北部区域工程方案包括液体化工泊位、通用散货泊位及矿石码头泊位等20余个泊位及修船设施和工作船码头等附属设施，最终港域面积7.7 km2，航道水深-24.5 m。工程航道利用东侧深槽，减少开挖量。

烟台西港区防波堤二期项目位于烟台市西部的套子湾西侧，地处烟台经济技术开发区大季家东北海域，距烟台芝罘港区约30 km，二期防波堤总长3 912.11 m，其中直立堤段1 130.3 m，直立堤段设计水深-19.0 m。

2 工程自然条件

2.1 设计潮位

国家海洋局第一海洋研究所对烟台套子湾西海岸海区建港条件进行了调查和部分水文要素的短期观测，并于1994年12月完成了《烟台初旺湾—芦洋湾自然环境调查报告》。潮位是利用初旺湾验潮站1987年3月4日～4月13日一个月的潮位资料和烟台同步资料及烟台1953～1994年长期资料统计分析，用差比方法求得本工程海域的设计参数。

设计高水位2.46 m；设计低水位0.25 m；极端高水位3.56 m；极端低水位-0.95 m。

表1 无掩护时50年一遇波浪要素

表2 无掩护时10年一遇波浪要素

2.2 地质概况

根据地质勘查报告，直立式防波堤段钻孔编号为F48～F59，其中F48～F53孔在防波堤轴线以北，F54～F59在防波堤轴线上，通过比较防波堤轴线上的各钻孔柱状图可知F57孔所反映出来的地质条件最差，故选取F57孔作为代表进行整体稳定计算。土层分布见图1。

从地质剖面图中不难看出，防波堤轴线所在处，从泥面向下10 m都是淤泥质粉质粘土。

根据各土层的力学指标分析，这10 m厚的淤泥的快剪指标都很低，很难在上面建重力式结构。淤泥下面的粉质粘土层标准贯入击数在12击左右，要想作为重力式结构的持力层也需要进行一定的处理。

图1 工程地质剖面

3 结构方案

直立式防波堤段需要建在软粘土上，地基的处理十分关键，由于表层的10 m淤泥的力学指标过低，所以对其进行开挖换填处理。作为持力层的粉质粘土的特点是在工程前期强度很低，但如果能让其排水固结，其强度会有显著增长，故采取打排水板的方式让其通过基床向上排水固结。为了让粘土更好的固结，也为了防止地基失稳，采用5.5 m厚的基床，并将基床在断面方向向两侧延伸了20 m，以提供足够的边载。由于防波堤所处的海域波浪条件比较恶劣，波高达6.5 m，周期9.6 s，为了能让防波堤对后方码头形成更好的掩护效果，决定采用开孔式沉箱结构，并在胸墙上设置消能腔。结构断面如图2所示。

图2 直立堤开孔沉箱结构断面

4 结构计算

在烟台西港区二期防波堤直立段的设计计算中有几个值得关注的问题：一是地基承载力和整体稳定计算时的参数选取，二是波浪力的处理，三是胸墙的稳定，四是开孔墙的配筋计算。下面对这四个问题在实际设计过程中的解决方式进行简要论述。

4.1 地基承载力和整体稳定计算

作为持力层的粘土的特点是施工前期强度低而后期随着固结的逐渐进行，强度将有显著的增长，所以施工前期地基发生失稳的可能性较大，而后期由于荷载较大，整体稳定将上升为主要因素，故本次设计中将地基承载力作为施工期的控制因素，而把结构的整体稳定作为使用期的控制因素。

在地基承载力计算过程中，考虑了由于打排水板，地基土在基床重量的作用下固结而产生的强度增长。地基承载力的参数选取如下：土体内摩擦角φ值均取为0.1°，c值在有十字板的深度上使用十字板的各钻孔均值，实际操作中由于各钻孔获得十字板强度的深度不同，所以用各钻孔的十字板数据插值得到同一高程处的十字板强度，再将各钻孔插值得到的相同高程的十字板强度取平均值作为该高程处的c值。在没有测十字板强度的深度上，首先使用固快的c和φ计算所有土层的ci+Σγihitanφi，包括有十字板强度的土层，然后将十字板强度和ci+Σγihitanφi按高程绘制在同一张图上，用一个系数k去修正ci+Σγihitanφi值，使之在有十字板强度的高程上能尽量接近十字板强度曲线，由于粘土有结构性，所以这个修正系数k很可能会大于1。若基床厚hb，容重γb，认为各个土层在基床自重作用下若完全固结所增加的强度为 hbγbtanφi，粘土在基床自重作用下施工期的固结度取 80 %（理论计算显示60天时间足以让排水板贯穿的各层达到90 %以上的固结度，由于未经实践检验，在实际计算中只使用了80 %），所以增加的强度为0.8hbγbtanφi，最后将0.8hbγbtanφi加到各层的k×(ci+Σγihitanφi)或插值得到的十字板强度上作为该层的c值。

在整体圆弧稳定的计算过程中分别使用快剪指标、十字板指标和三轴指标三类指标进行计算，取稳定性最差者。计算过程考虑固结而产生的强度增长，同时还考虑了波浪力的倾覆作用和土工格栅的稳定作用，波浪和土工格栅的考虑方式如下：首先计算不计波浪力和土工格栅作用时圆弧的圆心（x，y），半径R，稳定力矩MR和滑动力矩MO，计算出波浪力合力FW和合力作用点（xw，yw）。

认为土工格栅发挥的拉力为100 kN/m（试验测定土工格栅能提供的最大拉力为300 kN/m），则考虑波浪的滑动矩为：

考虑了土工格栅的稳定矩为：

计入波浪力和土工格栅的稳定系数：

4.2 波浪力的处理和胸墙稳定

由于沉箱本身开孔，所以首先前墙承受的波浪力和实体直立墙不同，其次是波浪会进入沉箱，对各个墙都会产生作用，包括胸墙。考虑到在这样一个相对封闭的空间里波浪的反射叠加会非常复杂，故在实际设计过程中对波浪力进行试验测定，为构件的配筋计算和胸墙稳定提供指导性依据。

物理模型试验由交通运输部天津水运工程科学研究院负责开展，如图3所示为试验过程中波浪力测点在沉箱各面墙及胸墙上的分布情况。试验对比了沉箱开孔与不开孔时前墙承受的波浪力情况，并测定了沉箱开孔情况下胸墙底承受的波浪力。

图3 压力测点布置

表4和表5为试验测定的沉箱开孔和不开孔时各墙承受的波浪力，从试验结果来看，前墙承受的波浪力开孔时小于不开孔时，内部各墙承受的波浪力与前墙大致在一个水平上。基于安全考虑，实际设计过程中对波浪力做如下处理：

1）沉箱前墙开孔段（高程1.8～-3.8 m）的波浪力乘以 0.8，以模拟前墙开孔段可削减部分波浪力的情况。考虑波浪在沉箱内的反射比较复杂，内部各墙承受的波浪力均按实体墙承受全部波浪力计算；

2）根据《防波堤设计与施工规范》（JTS 154-1-2011）附录G削角直立堤波压力计算一章，考虑胸墙削角高度段（高程7.5～4.0 m）的波浪力斜压向防波堤产生的效果。以物理模型试验的结果作为依据，计算胸墙在波浪浮托力和自重作用下的稳定情况。

表4 开孔沉箱单延米最大水平力对应各面受力情况

表5 不开孔沉箱单延米最大水平力对应各面受力结果

4.3 开孔墙的配筋计算

1）配筋计算方法

图4 前墙开孔示意

前墙开孔示意如图4，由于-6.25 m以上部分开有三排孔，所以该部分的计算方法与常规沉箱有所不同。

前墙配筋时仍然遵循1.5L以上和1.5L以下采用不同的计算模式的规定，沉箱仓格纵向跨度L按4.4 m计，则1.5L=6.6 m，底板顶面高程-12.85 m，所以计算模式以高程-6.25 m为界区分。-6.25 m以下部分仍按三边固定一边简支的板计算内力。

按着计算模式的不同，把开孔区域分为①～⑧八个区域，其中①～③按单宽悬臂梁计算，荷载取悬臂梁所在高程段的最高点和最低点处荷载的平均值q，则悬臂梁根部弯矩为：

④～⑦按两端固定的单宽梁计算，荷载除考虑梁所在高程段的荷载平均值q1外，还应考虑上下两侧的悬臂梁传递过来的荷载q2，悬臂梁传递过来的荷载的计算如图5。对于梁所在高程段的荷载q1在跨中和支座处产生的弯矩分别用式（5）、（6）计算：

对于上下两侧悬臂梁传递过来的荷载 q2在跨中和支座处产生的弯矩分别用式（7）、（8）计算：

式（7）、（8）中的a值意义如图5所示。最后将对应的弯矩相加计算配筋。

图5 悬臂梁传递的荷载示意

⑧区域按多跨连续梁计算。值得注意的是④区只需考虑下侧的悬臂梁荷载，⑦区只需上侧悬臂梁传递过来的荷载，而⑧区不再考虑⑦区的荷载传递，只需考虑所在高程段的荷载即可。

2）计算方法可行性

根据JTS 167-2-2009《重力式码头设计与施工规范》第 5.4.7条，有条件时开孔沉箱可按空间问题采用数值分析方法计算。为了保证本次计算使用的方法满足使用要求，使用大型通用有限元分析软件 Abaqus对前墙进行计算，以单跨前墙由里向外的力所产生的弯矩为代表进行数值分析。

前墙模型按实际尺寸建模，长 4.1 m，高15.85 m，在相应的位置开了三个孔。前墙材质采用C30混凝土，弹性模量3×104MPa，泊松比0.2。图6中左图为数值模拟所使用的前墙模型，从底边向上7.55 m部分墙厚400 mm，其余部分墙厚600 mm。前墙承受的由里向外的力为波吸力（极端高水位）和储仓压力，右图即为波吸力和储仓压力的叠加，并已考虑了各自的分项系数，为设计荷载。边界条件除顶边为自由边外均为固定边。

图6 Abaqus中使用的计算模型

图7 前墙横向配筋弯矩示意

图8 前墙纵向配筋弯矩示意

图7和图8为数值分析得到的前墙弯矩分布。在开孔高程段和不开孔的高程段各选择两个特征点进行对比，对比结果如。从对比结果中不难看出，本次配筋计算采用的方法完全满足使用要求。

表6 计算结果对比

5 结 论

对于建在软粘土地基上的开孔直立堤结构，本文选择性论述了实际设计过程中值得注意的几个问题，并针对烟台防波堤二期工程的特点给出了解决方案，希望能为今后类似工程的设计提供参考。

[1]JTS 154-1-2011 防波堤设计与施工规范[S].北京:人民交通出版社,2011.

[2]JTS 167-2-2009 重力式码头设计与施工规范[S].北京:人民交通出版社,2009.

[3]JTS 144-1-2010 港口工程荷载规范[S].北京:人民交通出版社,2010.

[4]JTS 151-2011 水运工程混凝土结构设计规范[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

隋建国（1979-），男，工程师，主要从事港口水工设计工作。