箱筒型基础防波堤结构受力模式及合理尺度

舒晓武，别社安，王初生，刘 欣

(1. 天津大学建筑工程学院，天津 300072；2. 天津港(集团)有限公司规建部，天津 300461)

由于全球经济一体化引起的世界贸易额的增长，优良港湾被开发殆尽，新建港口不得不向环境恶劣的海域发展，在水深浪大、地质条件复杂的海域建设防波堤成为不可避免的趋势[1]．寻求合理、可靠的结构型式和切实可行的施工方法以保证其使用功能和降低造价为世界各国港口工程界所重视．

在波浪较大时，钢筋混凝土沉箱防波堤是用得最普遍的型式．日本一港为抵御 l7.5,m的设计渡高，采用了宽度达 38,m 的沉箱．最长的沉箱为高知港采用的长达100,m的沉箱．而于釜石港建造的最深的沉箱防波堤，水深为 60,m，沉箱高 30,m．1961年加拿大的 Jarlan[2]提出用穿孔板消波，为深水防波堤建设开拓了一条新途径．目前，Jarlan型外壁开孔的消浪沉箱防波堤得到了长足的发展[3-5]，已在很多国家得到应用．第 1座外壁为曲面的开孔消浪沉箱防波堤于1984年建于日本船川港．1983年，日本港湾技术研究所对双层圆筒沉箱进行了试验研究，日本在长岛港建造了一座双层圆筒开孔消浪沉箱防波堤．l977—l980年日本港湾技术研究所对多孔沉箱堤进行了水力模型试验，之后在 1984—1985年又在歌山港现场制作了一个试验用沉箱．20世纪80年代初日本运输省第一港湾建设局开发了上部抹角沉箱[6-8]．

意大利是直立堤的“故乡”，在第二次世界大战后，所有的直立堤均已采用沉箱结构，诸如由圆筒形沉箱或前、后墙为圆弧形的沉箱组成的直立堤、开孔消浪沉箱直立堤、带挡浪板的高桩承台直立堤[5-10]．

国内中交一航院等单位，在 20世纪七八十年代研发建造了削角直立堤、开孔消浪直立堤、悬壁式钢管桩直立堤、削角空心方块混合堤以及四脚空心方块和扭工字块体护面的斜坡堤等结构型式；20世纪 90年代以来研发设计的典型防波堤结构型式有大型人工块体护面斜坡堤、动态平衡抛石斜坡堤、沉箱结构直立堤、大直径圆筒直立堤、半圆型结构混合堤、梳式防波堤和带减压倒L型胸墙的斜坡堤等结构，延长了防波堤寿命，取得了显著的经济效益[11-14]．

筒型基础最初应用于系泊的负压锚桩，所以又称为负压锚或吸力锚，研究始于20世纪50年代．为增强锚碇系统的能力，Smith[15]研究了嵌入式锚，Goodman等[16]研究了潮湿泥土中的不同真空时倒置杯的拔出阻力，得出了在潮湿泥土中真空锚定的可行性．何炎平等[17]研究了负压锚在饱和海底沉积物中的抗拔能力和阻力性能，提出了负压锚的抗拔能力公式．采用筒型基础的海上平台在20世纪90年代首先由挪威提出并建成，这一项成功的工程应用实例为以后筒形基础的推广和发展打下了有力的基础[18]．国内在吸力锚研究方面，1986年天津大学与海军在舟山进行过较小尺度的吸力锚现场试验，首次商业使用是在1994年渤海油田曹妃甸1-6-1延长测试系统[17]，为筒形基础的应用积累了经验．

以往的研究多集中于上部防浪结构的改进，对下部基础结构的研究不足．借鉴沉箱防波堤研究的历史经验和海上吸力式基础平台理论，笔者开发了适用于软土地基的一种港口与海岸工程结构——插入式箱筒型基础防波堤结构[19-20]．本文对此结构的抗滑、抗倾和地基承载力稳定性系数进行了计算研究，为其实际工程应用奠定基础．

1 插入式箱筒型基础防波堤结构受力分析

图1 插入式箱筒型基础防波堤结构示意Fig.1 Sketch map of penetrating bucket-box foundation breakwater structure

插入式箱筒型基础防波堤结构适用于砂石料缺乏、软土地基、水深较大的情况．其结构断面如图 1所示，下部为插入式箱筒型基础结构，上部为挡浪结构．箱筒型基础结构由 4个圆筒型构件呈矩阵形排列；每个圆筒型构件顶设有预制盖板，盖板通过现浇接头与圆筒连接为一体；相邻圆筒型构件间用竖向连接墙和水平顶板将4个圆筒型构件连结成整体；在每个圆筒型构件的盖板上设有用于沉放的充排气和抽水孔洞．在建造安装时，一般是上下 2部分分体建造，现场安装后连接成整体，结构在陆地上预制好后，将其移于水中，向倒扣的筒体中充气，将结构气浮漂运到安装现场，定位后放出筒体中的气体，使筒体底部着于泥面，然后通过通孔抽出筒体中的气体和水，利用负压将筒体插入到土中，至筒体顶板下侧完全和泥面接触，最后封好通气孔．如果需将结构从土中拔出搬移，则可打开筒体顶部的通孔封盖，向筒体内中注入高压水，筒体便从土中拔出，然后再利用充气浮运方法移运．

箱筒型基础防波堤结构的受力如图2所示，上部挡浪结构受波浪荷载Pw作用，该作用力通过上部结构传递到箱筒型基础结构上，再通过箱筒型基础结构传递到浅层和深层的地基土中，Gst和Gsl分别为箱筒整体自重和下部箱筒自重．这样在波浪荷载作用下，箱筒型基础结构的前外侧受到被动土压力Psp作用，后外侧受到主动土压力Psa作用．根据结构的特点，对结构进行稳定性分析时，可将箱筒型基础结构内的土体和结构当作一个整体，在整体结构的底部受有摩擦阻力 Psf和黏聚阻力Psc．作为防波堤结构，在高水位波压力作用下，结构抗滑、抗倾稳定性及地基应力最为不利．

图2 插入式箱筒型基础防波堤结构受力分析Fig.2 Mechanical analysis of penetrating bucket-box foundation breakwater structure

插入式箱筒型基础防波堤结构的稳定性计算分析参照《海港水文规范》(JTJ 213—98)、《防波堤设计与施工规范》(JTJ 298—98)和《重力式码头设计与施工规范》(JTJ 290—98)中的相关要求进行．计算内容主要为结构的抗滑、抗倾稳定性、整体稳定性和地基承载力稳定性系数．在稳定性计算中考虑堤外波浪作用时，堤内按静水面考虑．

2 抗滑稳定性计算

在波浪荷载作用下，结构的抗滑稳定性必须具有一定的安全保证．箱型基础防波堤结构上的滑动力有波浪力、箱体后侧的主动土压力和其他外荷载．抗滑力有箱体前侧的被动土压力和箱体底面的土抗力，其中箱体底面的土抗力由土体的黏聚力和摩擦阻力 2部分构成．因在结构下沉安装的施工过程中，未对箱筒型基础结构周边的土体进行大范围扰动，因此当允许箱型基础结构的水平位移量较大时，可对被动土压力不进行折减；当限制箱型基础结构的水平位移量较小时，可对被动土压力进行适当折减．箱体底面的黏聚土抗力用箱体底部土体的黏聚力系数乘以箱体的宽度得到．产生箱体底面摩擦阻力的重量包括结构重量和箱体中的土体重量，水下部分用浮容重计算．摩擦系数用箱底土体的内摩擦角的正切值．如果箱底土体为软黏土，也可根据软黏土的综合抗剪强度指标来计算箱体底面摩擦阻力和黏聚土抗力的综合作用．

沿箱型基础底面的抗滑稳定性极限状态设计表达式为

式中：r0为结构重要性系数；rp为水平波浪荷载分项系数；rd为结构系数；rsu为箱体底面抗剪力分项系数；Su为基础底面土体抗剪强度；B为基础有效宽度，可按面积等效进行计算；rEp为被动土压力分项系数；Ep为箱体前侧被动土压力标准值；Ks为箱体前侧被动土压力折减系数；rEa为主动土压力分项系数；Ea为箱体后侧主动土压力标准值．

式(1)的计算中，当箱体前后泥面高差相同时，若计算 rEpEpKs- rEaEa值为负，则取为0．

箱筒型基础结构建造于淤泥和淤泥质黏土地基上，忽略箱体底部的波浪浮托力作用．如果堤前波浪接近于极限波高，在计算箱体后侧的主动土压力时，应适当考虑泥面上的竖向波浪荷载作用，即将竖向波浪荷载作为附加可变荷载计算由其作用而产生的水平主动土压力．

3 抗倾稳定性计算

计算抗倾力矩和倾覆力矩的中心点为箱筒型基础的后底角点．产生倾覆力矩的作用力有波浪力、主动土压力和其他外荷载．抗倾覆力有被动土压力、主动土压力竖向分量、结构重量和箱体中部分土体的重量．如果箱体底面位于黏性土体中，抗倾覆力还包括箱体底面上土体的黏聚力和吸附力，但计算中这些有利因素不予考虑．波浪力、土压力的计算与抗滑稳定性分析中的相同．如果箱筒体顶板和侧壁的水密性和气密性较好，则当箱筒内装土空间的高度小于 5.5～6.0,m(该高度土体的自重压力近似于大气压)时，箱筒内土体完全参加抗倾；当箱筒内装土空间的高度大于5.5～6.0,m时，参加抗倾的箱内泥土的重量只按箱筒内上部该高度的泥土计，对于该高度以下的箱筒内壁，考虑其上的竖向摩擦力和黏聚力参加抗倾．这样计算的箱筒内泥土的重量如果大于箱筒内壁上的土摩擦力与黏聚力之和，则参加抗倾的箱筒内泥土按箱筒内壁上的土摩擦力和黏聚力计．

沿箱型基础底面的后底角点的抗倾稳定性极限状态设计表达式为

式中：MPw为泥面上墙体上水平波浪力对箱筒型基础后底角点倾覆力矩；MGst为箱型基础和上部结构自重对箱筒型基础后底角点稳定力矩；MGsl为箱筒型基础内土体和上部结构内填土对箱筒型基础后底角点稳定力矩；MEa为箱筒体后侧主动土压力对箱筒型基础后底角点倾覆力矩；MEp为箱筒体前侧被动土压力对箱筒型基础后底角点的稳定力矩；rG为自重产生的摩擦阻力分项系数．

式(2)计算中，当箱筒体前后泥面高差相同时，计算rEpMEpKs- rEaMEa值为负，则取为 0．主动土压力竖向分量和箱筒体底面上土体的黏聚力和吸附力对倾覆稳定性有利影响可不计．

4 基底应力计算

对于箱筒型基础结构基底地基极限竖向承载力，用《港口工程地基规范》(JTJ 250—98)中关于刚性埋深基础的极限竖向承载力计算方法进行计算，并确定地基允许承载力．箱筒型基础结构的基底应力按直线分布考虑，基底应力的值参照《重力式码头设计与施工规范》(JTJ 290—98)按重力式码头的基底应力计算方法进行计算．基底的最大压应力不能超过地基的允许承载力．

地基的竖向极限承载应力计算选用常用的汉森公式，修正后的汉森公式为

式中：sc、sq、sγ为基础形状修正系数；ic、iq、iγ为荷载倾斜修正系数；dc、dq、dγ为基础埋深修正系数；gc、gq、gγ为地面倾斜修正系数；bc、bq、bγ为基底倾斜修正系数；Nc、Nq、Nγ为承载力系数．

5 稳定性与结构尺度关系计算分析

5.1 地质条件

以天津港工程所在位置为计算实例，地基土在-25.0,m以上分为3层，其力学指标如表1所示.

表1 土层的主要力学指标参数Tab.1 Main mechanical index of soil layer

箱筒型基础结构的优化主要是指：根据海况和地质条件，在满足基底抗滑稳定性、抗倾稳定性、地基应力、整体稳定性等情况下，确定合理的基础筒体的直径、高度、筒体间距等参数，使得工程结构的综合费用最小．

5.2 稳定性与结构尺度关系

当泥面标高(Hb)不变时，结构的抗滑 ( k0)、抗倾(ks)、地基承载力(kδ)稳定性系数(稳定性计算表达式的右端项与左端项的计算值之比)随结构基础的高度(H ) 和宽度(B)变化．通过计算，绘制了 k0、ks和kδ分别随基础结构B和H变化的曲线，如图3和图4所示．

从图3和图4可以看出，稳定性系数随宽度变化曲线中，下部基础宽度增大，结构的抗滑、抗倾稳定性系数 k0、ks和地基承载力系数kδ基本上是线性增加的，也就是说增大下部基础的宽度可以增加结构的稳定性；而在稳定性系数随高度变化曲线中，增大下部基础的高度可以增大结构的抗滑、抗倾稳定性系数k0、ks，与宽度曲线规律基本一致．但地基承载力系数kδ曲线却是抛物线，当kδ增大到一个极限值后，继续增加下部基础高度反而会使kδ减小．

图3 稳定性系数随基础宽度变化曲线Fig.3 Stability factor curves with structure width

计算表明，由于箱筒型基础结构的基础结构宽大，且有一定的入土深度，其整体稳定性(圆弧和非圆弧滑动)很容易满足．

图4 稳定性系数随基础结构高度变化曲线Fig.4 Stability factor curves with structure height

5.3 经济合理的基础结构尺度

根据图3和图4稳定性系数与基础结构的宽度和高度之间的关系曲线，在满足稳定性前提下，即可结合施工情况确定基础结构宽度和高度的合理尺度．

当海底泥面高程发生变化，按极限破碎波高计算相应的波浪力，假设地质土层不发生变化，按上述方法对基础结构的尺度进行优化，得到各种海底泥面高程情况下经济合理的基础结构宽度和高度，如图5和表 2所示．当dH＝-2.5,m时，得到的基础结构宽度为16.0,m，高度为7.0,m．

图5 B-Hd、H-Hd关系曲线Fig.5 Curves of B-Hd，H-Hd

表2 优化的基础结构尺度Tab.2 Optimized basis structure scale

6 插入式箱筒型基础防波堤结构基本尺度计算

插入式箱筒型基础防波堤结构设计中，为了更好地研究和验证箱筒型基础结构的稳定机理、设计计算方法、施工中的浮运稳定性、抽负压下沉方法，设计了 3组基础结构(见表 3)．3组基础结构的总长度均为 22.0,m，其中一组基础结构的总宽度为 22.0,m，另2组的为 23.5,m．2组混凝土基础筒结构入土深度为7.1,m，钢筒入土深度为 7.9,m．根据以上计算成果，在海上进行了实体工程试验和检测．

表3 插入式箱筒型基础防波堤结构尺度Tab.3 Penetrating bucket-box foundation breakwater structure scale

7 计算沉降量和观测结果对比分析

已有的研究指出，软土具有明显的蠕变特性[20]．PLAXIS程序是荷兰的岩土工程有限元软件，尤其适合于蠕变变形和稳定分析．本研究采用PLAXIS的线弹性模型、摩尔-库仑模型和软土蠕变模型，建立了筒型基础防波堤沉降变形的 2D有限元蠕变模型，如图6所示．

图6 有限元计算模型示意Fig.6 Elevation drawing of finite element domain

箱筒型基础结构使用线弹性模型，具体的模型参数为轴向刚度 2×108,kN/m，抗弯刚度 9×105,kN·m2/m，厚度 0.232,m，重度 0.01,kN/m，泊松比 0.20．软土地基的计算宽度取 100,m，计算深度取30,m．表层浅层软土单元(土层1和土层2)选用软土蠕变模型，地基深层土单元(土层 3)选用摩尔-库仑模型．模型中土与界面单元摩擦系数Rinter＝0.6．土体模型参数见表4．

图 7是 3种该型防波堤有限元模拟计算和实际观测结果的沉降时程对比图．

表4 土体模型参数Tab.4 Parameters of soil layer model

从图7曲线可以看出，3组结构的有限元计算曲线与实际测量曲线在总体趋势上能够比较好地吻合；最终沉降量的理论计算结果和实际测量结果比较接近；从观测结果看，结构的沉降量和位移量均较小，施工后沉降较小，能有效地控制施工工期．另外，根据已有的天津港北大防波堤的现场观测报告，将箱筒形基础结构与无底筒半圆体结构进行了比较：半圆体结构达到稳定沉降大概需要 450,d，平均实测沉降量为 800,mm；箱筒形基础结构达到沉降稳定大概需要100,d，最大的实测沉降量为 50,mm(实测曲线后期上翘是因为观测点在完工仅1年半的半圆体防波堤上，还有少量沉降)．因此，采用箱筒型基础结构能够较快地达到沉降稳定，并且沉降稳定量要小得多．

图7 3组防波堤有限元计算和实际观测沉降对比曲线Fig.7 Finite element calculation and the actual observed subsidence contrast curves of three groups of breakwater

8 技术经济比较

通过编制插入式箱筒型基础防波堤结构与半圆体混合堤的技术经济分析报告，得出在泥面高程-3.5～-4.9,m区域建设防波堤，插入式箱筒型基础防波堤结构较半圆体混合堤平均节省工程投资25.8%(见表5)的结论．

表5 插入式箱筒型基础防波堤结构方案造价分析及比较Tab.5 Cost analysis and comparison of penetrating bucketbox foundation breakwater structure

9 结 语

插入式箱筒型基础防波堤结构是一种全新的结构形式，其结构与软土地基巧妙地结合成整体，将软土地基也纳入到结构体系中共同抵抗波浪力和维持结构的稳定．本文提出的计算方法及计算体系可作为工程应用简化方法使用．采用PLAXIS基于软土蠕变模型来计算的最终沉降量和实际测量结果比较接近．采用箱筒型基础结构能够较快地达到沉降稳定，并且沉降稳定量要小得多，充分说明了这种防波堤结构的优越性和有效性．技术经济比较表明，在天津港泥面标高-3.5～-4.9,m 区域建设防波堤，插入式箱筒型基础防波堤结构较半圆体混合堤平均节省工程投资25.8%．

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