深水直立堤稳定性与受力分析试验研究

佟德胜，关涛，王海龙

（1.中交天津港湾工程研究院有限公司，中交海岸工程水动力重点实验室，天津 300222；2.锦州港股份有限公司，辽宁 锦州 121007；3.东营港建设投资有限责任公司，山东 东营 257091）

1 概述

随着我国船舶大型化、港口设施深水化日趋发展，为防御外海波浪对所掩护海域侵袭，为船舶停泊作业提供平稳、安全水域，保护港内设施的防波堤工程亦逐步向深水、浪大地区延伸。由于国内建造深水防波堤的实例较少，经验不多，现行防波堤设计标准和规范对于深水堤设计存在某些局限性[1-3]，使得深水防波堤工程在具体设计时缺少支持的依据。而对于深水防波堤，环境复杂、造价昂贵、施工难度大，为了适应防波堤向深水发展的需要，通过研究、分析、归纳波浪对深水防波堤作用的特点和规律，确定可行的、合理的防波堤结构，是当今海工技术领域的主要课题。其研究成果不仅对深水地区建造防波堤具有现实的指导意义，同时对推动海工技术领域的发展也起着积极的作用。

2 试验研究的依据和条件

2.1 试验水位与波浪

水位取±0.0 m，其堤前水深与设计波高之比为 d/H=2.0～5.0（H=6～10 m），周期 T=8～15 s，试验水位和波浪要素见表1。

表1 设计波浪要素

2.2 波浪模拟

不规则波的频谱采用JONSWAP谱型；规则波试验中，按H1%波高和平均周期进行模拟。

3 深水直立堤结构形式

深水直面胸墙沉箱混合堤断面结构形式见图1。根据试验条件，选定3种水深、3种基床形式和3种防浪墙高度共20个断面进行优化，通过试验确定出合理的直立堤结构形式。表2为不同深水直面沉箱混合堤结构断面与波高、周期的组合。

图1 深水直面沉箱混合堤结构断面

表2 不同深水直面沉箱混合堤结构断面与波高、周期的组合

4 试验研究内容

1）在各组水位与不规则波作用下，观测深水沉箱直立堤各部位的稳定性及越浪情况；

2）测定海侧堤顶胸墙及沉箱堤身在各水位与波浪作用下的波压力，其中包括直面胸墙、沉箱外侧和底板下侧的波压力强度和总波浪力；

3）在波高H=8.0 m、胸墙顶高程10.0 m的条件下，进行不规则波与规则波同步对比试验，量测胸墙及沉箱上的波浪力；

4）对波压力应进行同步分析，上部胸墙不少于2个点，直立部分不少于4个点，底面不少于4个点；

5）要求分别给出沉箱混合堤在波浪作用下的同步点压力分布，以及总水平力和总垂直力；

6）理论计算和试验结果进行对比与分析，并总结规律。

5 研究结果与分析

5.1 不同水深直面胸墙沉箱混合堤断面稳定性及越浪试验

试验是在不同水深条件下，对3种不同顶高程胸墙、3种不同高度沉箱混合堤断面的稳定性及越浪进行了试验研究，并对其进行了比较与分析。试验研究结果表明：

1）深水直面胸墙沉箱混合堤断面在各种工况及相应波浪作用下，波浪在堤前为立波、远破波及H=6.0 m（d/H=3.33、4.17）的近破波时，或者基床上水深为15.0 m、18.0 m时，堤前4 t扭王字块体护面、300～500 kg护底块石及相应的胸墙沉箱整体均处于稳定状态；堤前为H=8.0 m（d/H=2.50、3.13、3.75）的近破波（基床上水深为10.0 m）时，堤前4 t扭王字块体护面（8 t四脚空心方块）处于临界稳定状态，顶高程10.0 m胸墙及10.0 m高度沉箱整体均处于临界稳定和失稳状态，建议适当增大护面块体重量，并在断面设计时尽量避免近破波的发生，以确保断面整体的稳定性。

2）深水直面胸墙沉箱混合堤断面堤顶均有不同程度越浪现象发生。在相同水深及相应波浪作用下，随着基床上水深d1的增大，相同堤顶越浪水舌厚度逐渐增大。在相同基床上水深d1及相应波浪作用下，随着水深d的增加，相同堤顶越浪水舌厚度逐渐减小。在相同工况条件下，不规则波作用时的堤顶越浪水舌厚度均大于规则波情况。

5.2 不同水深d与不同基床上水深d1下的波浪力试验

不同胸墙沉箱混合堤断面在水深20 m、25 m、30 m及相应波浪作用下，分别量测了3种不同顶高程直面胸墙及3种不同底高程沉箱的波浪力。测试结果见后文表3和表4。试验结果表明：相同混合堤断面随着周期T的增大，水平力最大时刻同步点压力合成总水平力FHmax及垂向浮托力最大时刻同步点压力合成总垂直力FVmax逐渐增大，而最小抗滑稳定安全系数KSmin逐渐减小；相同胸墙不同沉箱混合堤断面，在相同波浪作用下，随着基床上水深d1的增大，FVmax逐渐减小。波浪在堤前破碎后产生近破波时，直立堤身受冲击波压力作用明显[4]。

5.3 不同水深d、相同基床上水深d1下的波浪力试验

为表征不同水深d与波高H之比对波浪力的影响，在相同基床上水深d1（即相同胸墙、沉箱混合堤断面）条件下，进行了测试分析。

不同顶高程胸墙及不同底高程沉箱混合堤各断面在不同水深，H13%=4.00 m、T=8～10 s，H13%=5.33 m、T=10～12 s及 H13%=6.67 m、T=11 s、13 s、15 s不规则波作用下，以及顶高程10.0 m胸墙及3种沉箱混合堤各断面在H1%=8.0 m、T=10～12 s的规则波作用下，实测不同胸墙沉箱的最小抗滑稳定安全系数KSmin随d/H的变化趋势相同，即KSmin值随着d/H的增大而增大，见表3。

5.4 相同胸墙顶高程、不同水深d和d1，不规则波与规则波作用下的波浪力试验

在胸墙顶高程10.0 m，d1=15.0 m、18.0 m、10.0 m，即沉箱底高程-15.0 m、-18.0 m、-10.0 m的条件下，不同胸墙沉箱混合堤断面在水深20.0 m、25.0 m及30.0 m，H13%=5.33 m、T=10～12 s的不规则波作用及H1%=8.0 m、T=10～12 s的规则波作用下，进行了同步波浪力对比试验。

表3 直面胸墙沉箱混合堤断面总波浪力理论计算与试验结果对比（波型：不规则波）

试验结果表明，实测不同胸墙沉箱的最小抗滑稳定安全系数KSmin随d/L的变化趋势均相同，即KSmin值随着d/L的增大而增大。波浪在堤前为远破波或立波时，不规则波对直立堤的作用稍强于相应规则波；而波浪在堤前破碎后产生近破波时，周期T=11.0 s、12.0 s的规则波对直立式防波堤作用稍强于相应不规则波。两种试验方法试验结果对比见图2。

图2、胸墙沉箱最小抗滑稳定系数规则波与不规则波试验结果的比较

5.5 直面胸墙沉箱混合堤波浪力理论计算与实测结果的对比分析

关于波浪对直立式防波堤的作用力，主要有两大类计算方法。第一类是《海港水文规范》[2]中规定的方法，它需要首先判别直立堤前的波浪形态，然后根据不同的波态分别选取不同的计算公式。第二类是目前国际上比较常用的日本合田良实提出的方法，其普遍适用性的波浪压力公式可适用于立波和破碎波等各种波态[5-6]。故本次分别按照国内《海港水文规范》有关直立式防波堤波浪力计算方法和直立式防波堤合田良实“新波浪力计算法”公式进行理论计算，以与试验结果比较。关于两种理论计算方法及公式不再一一阐述。

由于直面胸墙沉箱迎浪面各点取最大波压力进行合成总波浪力时，其各点最大波浪力存在相位差，其规律不符合实际。故本次研究中总波浪力理论计算与实测结果进行对比时，取各点波压力进行同步分析，即水平力最大时刻同步点压力合成总水平力FHmax、垂向浮托力最大时刻同步点压力合成总垂直力FVmax；抗滑稳定安全系数KS理论计算（见下式）与试验结果进行对比时，取实测最小抗滑稳定安全系数KSmin；波压力强度与理论计算对比时，取实测各点最大波压力强度。

两种理论计算方法的抗滑稳定安全系数KS计算公式如下：

式中：W为胸墙沉箱整体水下重量，t/m；k为滑动摩擦系数，取0.6；FH为总水平力，kN/m；FV为浮托力，kN/m。

按《海港水文规范》计算波浪力时，H=6.0 m、T=8～10 s，H=8.0 m、T=10～12 s，H=10.0 m、T=11 s、13 s、15 s。

按合田良实“新波压力计算公式”计算波浪力时，H13%取值见前述表1。

5.5.1 不同水深d、相同基床上水深d1时的对比

本文给出了部分实测直面胸墙沉箱混合堤各断面水平力最大时刻同步点压力合成总水平力FHmax、垂向浮托力最大时刻同步点压力合成总垂直力FVmax及抗滑稳定安全系数最小时刻KSmin的试验结果与分别按《海港水文规范》、合田良实“新波压力计算公式”理论计算结果的对比，见前述表3。

实测直面胸墙沉箱迎浪面静水位处、迎浪面最底端测点及沉箱底面最前面测点的最大波浪力试验结果与分别按《海港水文规范》、合田良实“新波压力计算公式”理论计算结果的对比，见表4。

实测最小抗滑稳定安全系数KSmin和两种方法计算抗滑稳定安全系数KS与d/L之间变化曲线的对比，见图3。

图3 胸墙沉箱抗滑稳定系数理论计算结果与试验结果的比较

表4 直面胸墙沉箱混合堤断面波压力强度理论计算与试验测试结果对比

1）当堤前水深d相同时，实测同一混合堤断面胸墙沉箱各点波压力及总水平力FHmax、总垂直力FVmax随着定值波高其周期的增大而增大，且KSmin随d/L的变化趋势均相同，即KSmin值均随着d/L的增大而增大，而最小抗滑稳定安全系数KSmin逐渐减小，其规律同规范公式与合田公式计算结果，而合田公式规律性较明显。

2）相同顶高程胸墙及相同沉箱（即d1相同）随着堤前水深d的增大，实测各点波压力及总水平力FHmax和总垂直力FVmax均逐渐减小，最小抗滑稳定安全系数KSmin逐渐增大，合田公式规律与实测值相同，规范公式规律不太明显。总体上，当墙前为立波、远破波时，各点波压力及总波浪力实测值均相应小于两种方法计算值，而最小抗滑稳定安全系数KSmin相应要比两种方法计算值大，其中合田公式计算值与实测值差异较小；当墙前产生近破波时，各点波压力及FHmax和FVmax实测值几乎都比两种方法计算值大，KSmin实测值小于两种方法计算结果，与立波、远破波工况时实测值、计算值的对比规律相反。

3）在相同工况条件下，波浪在堤前为远破波或立波时，规则波的波压强和总波浪力实测值要稍小于不规则波实测结果；而波浪在堤前破碎后产生近破波时，周期T=11.0 s、12.0 s的规则波的实测结果相应大于不规则波测值。

5.5.2 相同水深d、不同基床上水深d1时的对比

当堤前水深d相同时，相同顶高程胸墙不同底高程沉箱（d1不同）混合堤断面在相同波浪作用下，各点波压力及垂向浮托力最大时刻同步点压力合成总垂直力FVmax实测值均随着基床上水深d1的增大逐渐减小，用规范公式与合田公式的两种计算结果的规律性与实测值规律性基本上相符，而合田公式规律性较明显。

总体上，当墙前为立波、远破波时，各测点波压强与FVmax实测值均相应小于两种方法计算值，而合田公式与实测值差异较小；当墙前产生近破波时，各测点波压强与FVmax实测值几乎都相应大于两种方法计算值。

5.5.3 不同水深d、不同基床上水深d1时的对比

将两种方法的计算结果与实测结果进行比较。

1）相同混合堤断面在不同水深，墙前为立波、远破波时，实测胸墙沉箱最小抗滑稳定安全系数KSmin规则波与不规则波试验结果符合的很好，如前述图2所示。

2）当墙前为立波、远破波时，胸墙沉箱抗滑稳定安全系数KS、总水平力FH、浮托力FV计算结果与试验结果基本符合，而合田计算结果符合程度较好；当墙前产生近破波时，合田计算结果与试验结果符合程度相对较差一些，而规范计算结果与试验结果不相符[4，7]，见图4、图5和图6所示。

图4 总水平力规范计算结果与试验结果比较

图5 总水平力合田计算结果与试验结果比较

图6 浮托力合田计算结果与试验结果比较

6 结语

1）当堤前水深d不变，基床顶面水深d1逐渐增大时，在相同波浪作用下，明基床的护肩、护坡块体重量可相应减小；

当堤前水深d逐渐增大，基床顶面水深d1不变时，在相同波浪作用下，波浪在堤前破碎后产生近破波时，明基床的护肩、护坡工况条件变差，块体重量则相应增大；

近破波一般出现在抛石基床相对较高时，它具有很大的冲击性，对直墙的安全和稳定的威胁也较大。

2）在相同波浪作用下，随着水深d或基床上水深d1的增大，即由浅向深变化时，其波浪力的作用趋势是逐渐减小的。

3）波浪在堤前为远破波或立波时，不规则波对直立堤的作用稍强于相应规则波；而波浪在堤前破碎后产生近破波时，周期T=11.0 s、12.0 s的规则波对直立式防波堤作用稍强于相应不规则波。

4）在同一水深d及相应波浪作用下，KSmin随d/L的变化趋势均相同，即KSmin值均随着d/L的增大而增大；其规律同规范公式与合田公式计算结果，而合田公式规律性较明显。

5）墙前为立波、远破波时，各点波压力、总波浪力实测值均比规范和合田方法计算值小，而合田公式差异较小；当墙前产生近破波时，各点波压力、总波浪力实测值与两种方法计算值的对比规律相反于立波、远破波工况。

6）本研究成果中归纳、总结的深水直立堤设计技术参数已作为修订《防波堤设计与施工规范》[3]的参考依据，它为进一步完善防波堤设计规范提供了科学的技术支持，修订、完善后的《防波堤设计与施工规范》将广泛应用于实际工程设计中。

[1]JTJ/T 234—2001，波浪模型试验规程[S].

[2]JTJ 213—98，海港水文规范[S].

[3]JTJ 298—98，防波堤设计与施工规范[S].

[4]佟德胜.深水直面胸墙沉箱混合堤断面稳定性与受力分析试验研究报告[R].天津：中交天津港湾工程研究院有限公司，2008.

[5]合田良实.港口建筑物的防浪设计[M].刘大中，译.北京：海洋出版社，1984.

[6]李玉成，滕斌.波浪对海上建筑的作用[M].北京：海洋出版社，2002.

[7]佟德胜.深水曲面及削角胸墙沉箱混合堤断面稳定性与波浪力试验研究报告[R].天津：天津港湾工程研究所，2005.