重力式码头结构设计 大连海洋大学毕业设计

大连海洋大学本科毕业设计

毕业设计

辽东湾某渔港总平面布置及重力式码头结构设计

I

大连海洋大学本科毕业设计

目录

摘 要 ................................................................................................................... IV 前 言 ..................................................................................................................... 1 第1章 原始资料分析 ................................................................................................. 2

1.1 地理位置及交通现状 .................................................................................... 2 1.2 气象资料 ........................................................................................................ 2 1.3 水文资料 ........................................................................................................ 4 1.4 海流 ................................................................................................................ 4 1.5 冰况 ................................................................................................................ 4 1.6 地质资料 ........................................................................................................ 4 1.7 地震 ................................................................................................................ 5 1.8 船型资料分析 ................................................................................................ 5 1.9 波浪资料 ........................................................................................................ 6 1.10 设计原则 .................................................................................................... 6 第2章 预测2020年卸港量 ....................................................................................... 7 第3章 设计水位 ......................................................................................................... 8 第4章 平面布置 ......................................................................................................... 8

4.1布置原则 ......................................................................................................... 8 4.2 码头泊位数和泊位长度 ................................................................................ 8 4.3 渔港功能区 .................................................................................................. 10 4.4 口门 .............................................................................................................. 12 4.5 港池及回转水域 .......................................................................................... 12 4.6 锚地 .............................................................................................................. 12 4.7 航道 .............................................................................................................. 13 第5章 沉箱尺寸确定 ............................................................................................... 14

5.1 沉箱基础条件 .............................................................................................. 14 5.2施工水位 ....................................................................................................... 15 5.3沉箱尺寸 ....................................................................................................... 15 第6章 作用分类及计算 ........................................................................................... 18

6.1结构自重力（永久作用） ........................................................................... 18 6.2码头前沿堆货引起的竖向作用（可变作用） ........................................... 22 6.3船舶系缆力（可变作用） ........................................................................... 22 6.4系缆力的标准值（可变作用） ................................................................... 23 6.5堆货荷载产生的土压力（可变作用） ....................................................... 23 6.6土压力标准值计算（永久作用） .............................................................. 24 6.7贮仓压力（永久作用） ............................................................................... 28 6.8施工期沉箱沉放时面板所受水压力计算 ................................................... 29 6.9地震荷载 ....................................................................................................... 30 6.10码头荷载标准值汇总表 ............................................................................. 36

II

大连海洋大学本科毕业设计

第7章 码头稳定性验算 ........................................................................................... 37

7.1作用效应组合 ............................................................................................... 37 7.2沿基床顶面得抗滑稳定性验算 ................................................................... 37 7.3码头沿基床顶面的抗倾稳定性验算 ........................................................... 41 7.4基床承载力验算 ........................................................................................... 43 7.5沉箱吃水和干弦高度的验算 ....................................................................... 44 7.6沉箱浮游稳定性计算 ................................................................................... 45 7.7地震稳定验算 ............................................................................................... 46 第8章 沉箱内力计算 ............................................................................................... 52

8.1承载能力极限状态下的内力计算 ............................................................... 52 第9章 构件承载力计算 ........................................................................................... 59

9.1沉箱底板承载力与配筋计算 ....................................................................... 60 9.2沉箱前面板承载力与配筋计算 ................................................................... 60 9.3沉箱两侧板承载力与配筋计算 ................................................................... 65 9.4沉箱隔墙承载力与配筋计算 ....................................................................... 65 第10章 构件裂缝宽度验算 ..................................................................................... 66

10.1沉箱底板裂缝宽度验算 ............................................................................. 67 10.2沉箱前面板裂缝宽度验算 ......................................................................... 68 10.3 配筋整理 .................................................................................................... 71 毕业设计总结 ............................................................................................................. 72 致谢 ............................................................................................................................. 73 参考文献 ..................................................................................................................... 74 文献综述 ..................................................................................................................... 75 外文翻译 ..................................................................................................................... 77

III

大连海洋大学本科毕业设计 摘要

摘 要

本工程为辽东湾某渔港总平面布置及重力式码头结构设计，采用重力式码头结构，主体沉箱结构。设计高水位为4.17 m，设计低水位为0.5m，极端高水位为5.57m，极端低水位为-0.3m。设计波浪要素：重现期为50年时，设计水位H1%=3.12m,设计周期T=8.3s；潮位基准面采用大连筑港零点，本港区属于不规则半日潮。 本设计贯彻“实用、安全、经济”的设计原则。按照港口工程相关规范，认真考虑影响设计的各项因素。

本设计主要进行了渔港总平面布置部分的码头泊位数、码头长度、码头前沿高程、码头前水域、锚地、航道等方面内容的计算；在码头结构设计部分进行了荷载分析、内力计算、作用效应组合、各组成结构的计算及配筋并进行验算以及整体稳定性验算等。

关键词：沉箱结构，荷载分析，内力计算，配筋验算

IV

大连海洋大学本科毕业设计 摘要

Abstract

Picking Wanting This Project as a fishing port in the general layout and structure design of gravity type wharf, uses the breakwater inside concurrently wharf structure, the main body caisson structure. The design high water mark is 4.17 m, the design low water level is 05m, the violent high water mark is 5.57m, violent low water level for – 0.3m. Design wave essential factor (NNW direction): When the return period is 50 years, design high water mark H=3.98m, design low water level H=3.12m, design cycle T=8.3s; The tide level reduced plane uses Dalian to build the port zero spot, this port district belongs to the anomalous half solar tide. Tide level characteristic value: Average high-water level 3.10 meters, average low water level 1.20 meters, mean range 1.90 meters.

This design implementation “practical, is safe, is economical” the principle of design. According to the port engineering related standard, considered earnestly affects the design each factor.

Before this design has mainly carried on the fishing port total plane layout part quay berth number, the wharf length, the wharf apron elevation, the wharf, aspect content and so on waters, anchoring zone, route computations; Has carried on the load analysis, the endogenic force computation, the function effect combination, each composition structure computation and the reinforcing bars in the wharf structural design part and carries on the checking calculation as well as the overall stable checking calculation and so on.

Key word: Caisson structure, load analysis, endogenic force computation, reinforcing bars checking calculation.

V

大连海洋大学本科毕业设计 目录

前 言

在辽东湾，目前仅有通水沟一处规模较小的渔港，其余均为天然港湾。特别是西杨乡渤海村是辽宁省最大的渔业村，全村共有渔船500多艘，船用动力总功率3万匹马力。位于这里的辽东湾有史以来就是渔船卸港交易之地，这里的天然港湾吸引着远近几百里的渔船在此集散，特别是每年的海蜇保护期，渔船来港多达上千艘，辽东湾大连市海蜇生产指挥中心就设在这里。但由于这里缺少防风防台设施，遇有较大风浪，渔船便无处躲避，海难事故时有发生，这给渔民带来巨大的损失和痛苦。为此，建设辽东湾渔港便成为广大渔民及我市渔业生产的迫切要求。 辽东湾渔港于2004年被国家批准立项，并纳入国家中心渔港的建设规划中，大连市还将其列为大连市三大重点渔港建设项目之一。渔港设计为16个停泊位，可停靠1000吨以下的各种渔船。渔港一期工程两年，总投资61万元，陆域占地20.45万平方米，海域占地万平方米；二期工程总投资1.6亿元。 辽东湾渔港的建设，将初步改变大连市渔业设施建设南重北轻的局面，促进市北部沿海乡镇海洋渔业产业发展，平衡大连市整体渔港布局，使渔港整体布局更趋合理，可以有效地规避渔业生产风险，破解长期以来遭遇台风来袭，有船无港的难题。

辽东湾渔港的建设，不仅可以为渔业安全生产提供基本保障，而且可以提高本地区的社会效益。一是缩短生产渔船在港的停留时间，提高渔业生产效率；二是活跃水产品交易市场，在渔货的中转、外调、加工处理、批发、丰富水产品供给等方面起到积极的促进作用；同时，可以带动本地区的运输、商业、餐饮、旅游等相关产业的发展，加快以港兴市的步伐，牵动全市经济的又好又快的发展

1

大连海洋大学本科毕业设计 第一部分 计算书

第1章 原始资料分析

1.1 地理位置及交通现状

拟建的渔港位于辽东半岛东海岸,位置为东经121°41′，北纬39°55′。渔港交通便利，距哈大公路17公里，据哈大铁路35公里，距沈大高速公路20公里，距新建的滨海公路1公里。

1.2 气象资料

1.2.1 降雨：年平均降雨量629.3毫米，年平均降雨日69天，6～8月为雨季，降雨频繁。

1.2.2 雾：本地区5、6月为雾季，年平均雾日为5天，连续雾日最长为1天。

1.2.3 风：气象站位置、测风站高度同前。根据1963～1982年观测资料，选取每个方向的最大风速，统计如下，见表2-1-1,表2-1-2：

历年各风向频率统计表

表2-1-1 NENE ESSSSS SSSWSW WNNNN方静N NNE E E E E E W W W W W W 向 止 风向113 9 8 2 3 2 5 4 10 10 2 3 2 4 5 5 3 频率

历年最大风速统计表

表2-1-2 方N NNNENE ESSSSS SSSWSW WNNNNE E E E E E W W W W W W 向 最 大 115 4 7 9 15 12 8 7 7 14 16 9 3 风114 13 2 速 注：表中风速值为时距2分钟的平均风速。

2

大连海洋大学本科毕业设计 第一部分 计算书

3

大连海洋大学本科毕业设计 第一部分 计算书

风玫瑰

1.3 水文资料

1.3.1 设计水位

根据本港一年的实测资料确定设计水位如下： 设计高水位：4.17m, 设计低水位：0.5m， 极端高水位：5.57m； 极端低水位：-0.3m； 施工水位: 2.84m

1.4 海流

潮流形式为往复流，涨潮流的方向为NNE，最大涨潮流速为0.96米/秒；退潮流方向为SSW，最大退潮流速为0.38米/秒。

1.5 冰况

根据1963年以来现场观察资料，海区每年11月份下旬开始见初冰，12月份下旬冰量增加。一月份初期至二月份冰期严重。三月初期或三月中旬海冰消失。平均冰期95天，严重冰期68天。流冰方向与潮流方向基本一致，涨潮时主要流冰方向为NNE，落潮时主要流冰方向为WSW。实测流冰速度为1.5m/s。

1.6 地质资料

工程地质勘查工作提供的报告的主要内容如下：表2-1-3 岩、土的物理力学性质 岩、土的力学性质 孔号 高程(m) 土壤名称 W(%) e ～淤泥亚粘48.6 土 ～亚粘土 28.23 º(度) C(Kpa) 21 32.5 21 -1.21-3.20 -3.20NO1 -3.80 -3.80-18.60 -1.21NO2 -3.35 1.36 4.12 0.80 11.45 σ(Kpa) 200 250 表2-1-3 f(KN/m²) ～含砾亚粘15～ 土 40 ～淤泥亚粘48.6 1.36 4.12 土 4

大连海洋大学本科毕业设计 第一部分 计算书

-3.35～28.23 0.80 11.45 32.5 200 亚粘土 -3.75 -3.75～含砾亚粘15～ 250 -17.75 40 土 -1.21～淤泥亚粘48.6 1.36 4.12 21 -3.23 土 -3.23～NO3 28.23 0.80 11.45 32.5 200 亚粘土 -3.93 -3.93～含砾亚粘15～ 250 -18.73 40 土 -1.21～淤泥亚粘48.6 1.36 4.12 21 -3.10 土 -3.10～NO4 28.23 0.80 11.45 32.5 200 亚粘土 -3.80 -3.80～含砾亚粘15～ 250 -19.20 40 土 W—含水量 e—孔隙比 γ—容重 —内摩擦角 C—粘聚力 σ—承载力 1.7 地震

本地区地震基本烈度为7度。

1.8 船型资料分析

1.8.1 经济品种类：渔货

1.8.2 货物包装方式：箱装

1.8.3 港口性质：生产性港口

1.8.4 工程占地：据城市总规划，本港建设陆域可占用20万平方米。

1.8.5 设计代表船型：见表2-1-4。

船型 81艉滑渔轮 主机功率（kW） 441 载重量 （t） 580 船长 （m） 43.5 船宽 （m） 7.6 表2-1-4 艉吃水 （m） 3.3 5

大连海洋大学本科毕业设计 第一部分 计算书

1.9 波浪资料

设计波浪 50 设 计 高 水 位 H(m) Ts(s) H(m) Ts(s) H(m) Ts(s) 2.85 2.32 H1% 3.12 H4% 2.7 8.3 1.98 7.5 2.46 6.8 1.98 1.6 H13% 2.21 25 2

1.10 设计原则

1、总体设计符合国家、地方经济发展规划和总体部署，遵循国家和行业有关工程建设法规、和规定。

2、结合国情，采用成熟的技术、设备和材料，使工程设计安全可靠、使用方便、工程量少、总造价低、施工进度快，获得较好的经济效益和社会效益。

3、注重工程区域生态环境保护，不占用土地，方便管理，节省投资。

6

大连海洋大学本科毕业设计 第一部分 计算书

第2章 预测2020年卸港量

年份 1985 1986 1987 1988 19 1990 1991 1992 年卸港量(t) 29780 30885 31197 31208 318 31723 32165 31710 表2-2-1 1985～2000年渔货卸港量统计表 年份 年卸港量(t) 1993 32169 1994 33203 1995 41686 1996 48357 1997 45587 1998 56595 1999 57538 2000 57225 历年渔货卸港量见表2-2-1

根据《渔港总体规划》采用时间序列分析法推求2020年渔货卸港量。

把年份作为回归方程的自变量X，卸港量作为应变量Y，Y与X是线性相关。 即：yabx

式中： brSySxSyxS2xxi1nnixyiyixi1x= 1966.624

2

aybx= 22200.95

1n xxi= 8.5

ni1

1n yyi= 317.25

ni1

2020年x36，计算得渔货量：y92999.39t 经计算推求得出2020年渔货卸港量约为93000t。

7

大连海洋大学本科毕业设计 第一部分 计算书

第3章 设计水位

设计高水位：4.17m, 设计低水位：0.5m 极端高水位：5.57m； 极端低水位：-0.3m； 施工水位: 2.84m

第4章 平面布置

4.1布置原则

4.1.1 总平面布置应满足本区域岸线规划的要求，满足港口整体发展的需要，充分与已建工程和将来预留发展工程相协调。

4.1.2 总平面布置与当地的自然条件相适应，结合岸线资源使用现状，远近结合并留有发展余地。

4.1.3 充分利用已有的设施和依托条件，尽量减少工程数量，节省建设投资。

4.1.4 码头及航道布置合理，满足码头、船舶安全作业要求。

4.1.5 符合国家环保、安全、卫生等有关规定。

4.2 码头泊位数和泊位长度

根据《渔港总体设计规范》8.2规定。

4.2.1 卸鱼码头泊位数

根据《渔港总体设计规范》8.2.1条：

QN1

ZC1K1C1t1P1

Z=365-50=315

t1=10

P1=14 K1=0.5

8

大连海洋大学本科毕业设计 第一部分 计算书

解得N1=4.2 取5个。

4.2.2 供冰码头泊位数

根据《渔港总体设计规范》8.2.2条：

QWN2

ZC2K2C2t2P2

Z=365-50=315 W=1.2t/t

t2=7

P2=30 K2=0.52

解得N2=3.24 取4个。

4.2.3 物资码头泊位数

根据《渔港总体设计规范》8.2.3条： 黄、渤海区：

365； N3(0.500.39Q104)ZZ=365-50=315 解得N3=4.7 取5个。

4.2.4 修船码头

根据《渔港总体设计规范》8.2.4条:

N4(n1iJ1i)365K4m

取1个。

4.2.5 油码头

根据《渔港总体设计规范》8.2.5条:

油码头泊位数,可根据渔船数量及当地供油情况确定,本设计取1个,即N51。

9

大连海洋大学本科毕业设计 第一部分 计算书

4.2.6 码头泊位总长度

码头泊位数N=N1+N2+N3+N4+N5=16. 根据《渔港总体设计规范》8.2.6条规定: 取d=6m

修船码头岸线长度： 56m； 卸鱼码头岸线长度： 2m； 加冰码头岸线长度： 204 m； 物资码头岸线长度： 2 m； 油码头岸线长度： 56 m 码头总岸线长度： 824 m。

4.3 渔港功能区

1、卸鱼区 2、冷藏加工区 3、修船区 4、综合物资区 5、综合管理区

1、卸鱼棚面积

根据《渔港总体设计规范》8.13.3条:

水产品堆场形式用箱装,可堆放5至6箱,每吨水产品占地面积5m2,日周转次数为2次,则:

QSA5

2Z其中 Q=93000

S=2.7(不平衡系数) Z=280

解得A=2241m2；

2、冷藏加工区面积

根据《渔港总体设计规范》8.14.3条： 生产性冷库日冻结能力

(QQ0)GSKd

Z其中

Q=93000t Z=280 S=3

10

大连海洋大学本科毕业设计 第一部分 计算书

Q0— 水产品全年海上冻结量，取Q06000t； Kd=30%

解得G280(t/d) ①理鱼间面积:

根据《渔港总体设计规范》8.14.2条，理鱼加工间的建筑面积应以日冻结能力为依据。冻结1t水产品所需面积可采用10～15 m2 。取13 m2 A130（m2） ②冻结间面积: A2Ga/gkn 式中：

a—一个吊笼的占地面积，一般为0.72×0.88=0.63m²； n—一天中的冻结次数，取2次； k—利用系数，取0.7；

g—吊笼装鱼量，为0.4t/个。

2800.63所以， A2280m2

0.40.82③冷藏间面积:

冷藏间面积应由冷藏量、冻品重量、堆垛方式、冷藏间层高等因素确定。生产性冷库的冷藏量可取冻结能力的15～20倍，冷藏鱼取大值，冷藏虾取小值。 A3冷藏量×(0.65～0.8)

冷藏量=G×(15～20)=280×17=4760(t) A33400m2

④间面积:

根据《渔港总体设计规范》8.14.5条:

(QQ0)W 生产性冷库日冻结能力 I365Kb其中 W=1.3t/d Kb=0.85 解得I=365t/d

I1A4==1100m2 0.850.50.8⑤贮冰面积:

贮冰能力=I×(15～20)=365×15=75t/d A52170m2

冷库总面积: A =2170+1100+3400+280+30=10600m2

3、综合物资区

按《渔港总体设计规范》中8.15规定，综合物资区设置渔需物资商场、网具修

11

大连海洋大学本科毕业设计 第一部分 计算书

理场地及各种物资临时堆场。其面积根据渔港级别、场地条件及需要确定。 名称 物资仓库 鱼箱堆场 绳网车间 腌制车间 干制车间 13000 2800 4000 1400 1400 面积(m²) 4、综合管理区

按《渔港总体设计规范》中8.18.1规定，综合管理区包括港区管理建筑物及生活辅助设施等。参照《渔港总体设计规范》中附录E确定。 名称 办公楼 食堂 家属住宅 休闲中心 停车场 医院 综合服务部 20000 2160 5000 3000 8000 面积(m²) 4800 6200 注：表中面积为建筑面积 4.4 口门

按《渔港总体设计规范》中8.9.4规定，

4.4.1 口门方向：根据第8.9.4.1条规定，口门方向应与进港航道相协调，航道中心线与频率较高的强浪向之间的夹角不宜过大，宜为30º～35º，本设计取为30º。

4.4.2 口门位置：根据第8.9.4.2条规定，口门宜设在波浪破碎带以外的海域，口门的布置应减少泥沙的进入，防止流冰堵塞。

4.4.3 口门数量：根据第8.9.4.3条规定，口门的数量应根据渔船的通航密度、自然条件及总体布置等因素确定，本设计采用1个口门。

4.4.4 口门有效宽度：根据；第8.9.4.4条规定，口门的有效宽度应取1.5～2.0倍设计代表船型全长，则口门的宽度为100m。

4.5 港池及回转水域

供船回转的水域,对顺岸码头应沿码头全长设置,宽度可取1.5～2.5倍设计代表船型全长。

B2 =87 m 取100 m；

4.6 锚地

按《渔港总体设计规范》中8.7规定，本港锚地为停泊锚地，设在港内，锚地供满载吃水3.3m以内的各类渔船锚泊，锚泊方式为单船首尾双锚系泊。

4.6.1 港内锚地水深：同码头前沿设计水深。锚地水深3.6m

4.6.2 锚地面积：按《渔港总体设计规范》中8.7.5.2规定，并考虑船型及船舶停泊时的布置。

12

大连海洋大学本科毕业设计 第一部分 计算书

锚地面积:

F1=(1.5Lc+6h3)（1+m1）Bc=1980.2 m2

4.7 航道

按《渔港总体设计规范》中8.8规定:

4.7.1 航道轴线：直线段形状，与强风向、常风向夹角均很小。

4.7.2 航道宽度：采用双向航道，按8.8.3规定,渔港航道应同时满足捕捞渔船双向通航和进港大型船舶单向通航的需要，可按下式计算： Bl=(6～8)Bc

式中——Bl--设计代表船型在设计通航水位时，满载吃水船底水平面处的航道净宽，m。 则：

B=53.2 m 取60 m；

4.7.3航道转弯半径及航道坡度：按《渔港总体设计规范》中8.8.4规定，转向角φ为：

10º<φ≤30º,Ro=3～5Lc 所以，Ro =5×43.5=217.5m

13

大连海洋大学本科毕业设计 第一部分 计算书

4.7.4 根据《渔港总体设计规范》8.8.5条: 航道边坡采用1:5。

4.7.5 根据《渔港总体设计规范》8.8.7条: 航道水深同码头前沿水深。

4.7.6防波堤

根据《渔港总体设计规范》第8.9.5条规定：

1．该港防波堤采用斜坡堤。

2．重现期为50年

设计低水位：H13%=2.21m H1%=3.12m T=8.3s 重现期为2年

设计低水位：H13%=1.98m H1%=2.85m T=6.8s

根据《防波堤设计与施工规范》JTJ298-98 第4.1.2条有关规定： 基本不越浪时 ，采用设计高水位以上不小于1.0倍设计波高值处 防波堤堤顶高程=4.17+1.0×2.21=6.38m。

第5章 沉箱尺寸确定

5.1 沉箱基础条件

此码头设计为渔港，根据《渔港规范》查得：

5.5.1 码头前沿高程 HPHSH0

式中 HS设计高水位，m；

H0超高0.5~1.5，m。

HPHSH04.171.55.67m

高于极端高水位水位，满足。

14

大连海洋大学本科毕业设计 第一部分 计算书

5.5.2 码头前沿水深： HTh

式中 T——设计船型满载吃水，m；

h——富裕水深，m，根据地质确定，土质取0.3m，石质取0.5m。 HTh3.6m

5.5.3 码头前沿底高程 HDH设低H

式中 H—码头前沿设计水深

HDH设低H0.5-3.6-3.55m

5.2施工水位

H施工2.84m。

5.3沉箱尺寸

5.3.1、外形尺寸 因码头特殊要求，取沉箱长度为10m，沉箱高度取决于基床顶面高程和沉箱的顶面高程。箱顶高程要高于现浇胸墙的施工水位2.84m，取3.65m；沉箱高度为7.2m。

5.3.2、箱内隔墙设置：

为增加沉箱刚度和减小底板计算跨度，内设两道横隔板和一道竖隔板。

5.3.3、沉箱尺寸构件： 箱壁厚度取0.3m，底板厚度取0.35m，隔墙厚度取0.2m，各构件连接处设置20cm x 20cm的加强角。

5.3.4钢筋砼板 底高程取3.35m，（沉箱顶嵌入30cm），顶高程取5.67m，施工时布有混凝土面层。

5.3.5基床尺寸

地基承载力小于基顶应力，因此需要地基加固处理。此处需要设置为暗基床，基床厚度取1m，根据规范夯实基床肩不小于2m，因此取两边肩宽均为2m，基床前后坡度均取为1：5，因此基床顶宽12.8m，底宽为9.8m。

15

大连海洋大学本科毕业设计 第一部分 计算书

16

大连海洋大学本科毕业设计 第一部分 计算书

17

大连海洋大学本科毕业设计 第一部分 计算书

第6章 作用分类及计算

材料名称 钢筋砼板、挡浪

墙

钢筋混凝土沉箱

C30 块 石

重度（KN/m） 水上 25 25 18

水下 15 15 11

3

表 2-6-1 材料重度标准值

内摩擦角（。）

45

6.1结构自重力（永久作用）

6.1.1极端高水位情况 计算项目 沉箱前后壁、纵隔墙 沉箱端板、横隔墙 沉箱底板 沉箱前、后趾 沉箱竖加强角 沉箱底加强角 沉箱仓内填石 计算式 0.8×6.85×10×15 1×6.85×2×2×15 4.8×0.35×10×15 （0.3+0.55）×0.5×1/2×15×2×10 21/20.2×自重力Gi(KN) 822 表2-6-2 极端高水位自重作用计算表 对前址力臂Xi(m) 稳定力矩GiXi(KN·m) 2.9 2383.8 411 2.9 1191.9 252 41.25 2.9 2.9 730.8 119.6 49.32 2.9 143 6.85×24×15 216.56 1/20.2×(2.8 +1.8)×2×6×15 [3×2×2696. 6.85-1/2× 0.22×6.7518

2.9 48 2.9 7820.9

大连海洋大学本科毕业设计 第一部分 计算书

×4-1/2×0.22×(2.8+1.8)×2]×6×11 38.4 1.6×0.1×10×24 (1.6×1.92＋691.04 1.2×1.02＋2×0.32)×10×14 57.6 3.2×0.1×10×18 60.8 3.2×0.2×10×9.5 （0.7×1.2＋246.4 2×0.7）×10×11 （6.65+6.9）372.63 ×0.5×1/2×10×11 5755. 5755./10 575.59 胸墙1 胸墙2 1.3 2.04 49.92 1409. 沉箱上填沙1 沉箱上填沙2 沉箱上填石 沉箱后踵填石 3.7 3.7 3.93 213.12 224.96 968.35 5.55 2068.1 合计 每延米自重作用 6.1.2设计高水位情况 计算项目 沉箱前后壁、纵隔墙 沉箱端板、横隔墙 沉箱底板 沉箱前、后趾 沉箱竖加 17372.1 1737.21 计算式 0.8×6.85×10×15 1×6.85×2×2×15 4.8×0.35×10×15 （0.3+0.55）×0.5×1/2×15×2×10 21/20.2×自重力Gi(KN) 822 表2-6-3 设计高水位自重作用计算表 对前址力臂Xi(m) 稳定力矩GiXi(KN·m) 2.9 2383.8 411 2.9 1191.9 252 41.25 2.9 2.9 730.8 119.6 49.32 19

2.9 143

大连海洋大学本科毕业设计 第一部分 计算书

强角 沉箱底加强角 沉箱仓内填石 6.85×24×15 21/20.2×16.56 2.9 48 (2.8 +1.8)×2×6×15 [3×2×2696. 6.85-1/2× 0.22×6.75×4-1/2×0.22×(2.8+1.8)×2]×6×11 720 (1.6×1.5＋1.2×0.5)×10×24 293.4 (2.8×0.52＋2×0.32)×10×14 3.2×0.3×10172.8 ×18 （0.7×1.2＋583.2 2×1.2）×10×18 44 2×0.2×10×11 （6.65+6.9）372.63 ×0.5×1/2×10×11 75.05 75.05/10 7.5 2.9 7820.9 胸墙1 1.58 1137.6 胸墙2 2.63 771. 沉箱上填沙 沉箱上填石1 沉箱上填石2 沉箱后踵填石 3.4 3. 587.52 2266.32 4.3 5.55 1.2 2068.1 合计 每延米自重作用 6.1.3设计低水位情况 计算项目 沉箱前后壁、纵隔墙 19458.38 1945.6 计算式 0.8×6.85×10×(0.46×25+0.×15) 自重力Gi(KN) 1041.2 表2-6-3 设计高水位自重作用计算表 对前址力臂Xi(m) 稳定力矩GiXi(KN·m) 2.9 3019.48 20

大连海洋大学本科毕业设计 第一部分 计算书

沉箱端板、横隔墙 1×6.85×2×2×(0.46×25+0.×15) 沉箱底板 4.8×0.35×10×15 沉箱前、（0.3+0.55）后趾 ×0.5×1/2×15×2×10 沉箱竖加1/20.22×强角 6.85×24×(0.46×25+0.×15) 沉箱底加1/20.22×强角 (2.8 +1.8)×2×6×15 [3×2× 6.85-1/2×沉箱仓内0.22×6.75填石 ×4-1/2×0.22×(2.8+1.8)×2]×6×(0.46×18+0.×11) 胸墙 (1.6×2.02＋1.2×1+2×沉箱上填沙 沉箱上填石 沉箱后踵填石 537 2.9 1557.42 252 41.25 2.9 2.9 730.8 119.6 63.13 2.9 183.1 16.56 2.9 48 4707.3 2.9 13651.12 1217.3 2.01 2450.42 合计

0.32)×10×24 3.2×0.3×10172.8 ×18 828 （1×1.2＋2×1.7）×10×18 （6.65+6.9）650.4 ×0.5×1/2×10×(0.46×18+0.×11) 9526.94 3.4 3.88 587.52 3215.12 5.55 3577.25 21

29139.83

大连海洋大学本科毕业设计 第一部分 计算书

9526.94/10 952.7 2913.98 每延米自重作用 6.1.4施工期情况

施工期结构自重力由沉箱和沉箱内填石组成，由于沉箱后未填土，波浪力对沉箱有一定的作用，使得沉箱有象陆侧倾倒的趋势，故计算施工期时的力矩应以后址为作用点按照设计高水位情况计算。根据沉箱自重和沉箱内填石自重的计算结果得

Gi＝822+411+252+41.25+49.32+16.56+2696.=42.02（kN）

Mi=沉箱自重力矩+前仓填石重×8.375+后仓填石重

×3.625=2383.8+1191.9+730.8+119.6+143+48+7820.9×8.375+7820.9×3.625=98467.

9 (kN•m)

每延米自重作用为

G＝Gi/10＝42.02/10=428.9(kN/m)

M=Mi/10=98467.9/10= 9846.79 (kN•m/m)

6.2码头前沿堆货引起的竖向作用（可变作用）

码头前沿堆货范围按5m计算，G=5×20=100KN/m，

码头前沿堆货产生的稳定力矩：MG=100×(0.7+1.5)=220KNm/m

6.3船舶系缆力（可变作用）

按《港口工程荷载规范》，本工程只计算垂直于码头前沿线的系船力，风速Vx=22 m/s

6.3.1船舶水面以上受封面积计算（按货船计算）

按（JTJ215-98）10.2.2条中10.2.2-1-2计算船舶横向受风面积。

满载时：㏒Axw=-0.036+0.742㏒DW=-0.036+0.742㏒580=103.34 ㏒Ayw=-0.107+0.621㏒DW=-0.107+0.621×㏒580=40.65 取Axw=103.34m2.Ayw=40.65m²

半载或压载时：㏒Axw=0.283+0.727㏒DW=0.283+0.727㏒580=195. ㏒Ayw=0.019+0.628㏒DW=0.019+0.628×㏒580=56.81 取Axw=195.m2 Ayw=56.81m²

6.3.2风力

作用于船舶上计算风压力的垂直于码头前沿线的横向分力和平行于码头前沿的纵向风力Fyw，按（JTJ215-98）10.2.1-1-2计算： Fxw=73.6105AxwVx2, Fyw=49.0×105AywVy²,

22

大连海洋大学本科毕业设计 第一部分 计算书

式中：Vx=22m/s,风压不均系数按表10.2.3定，由船最大轮廓≤50m，取=1.0， 则Fxw=73.6105×195.×22²×1.0=69.78KN Fyw=49.0×105×56.81×22²×1.0=13.47KN

6.4系缆力的标准值（可变作用）

按规范10.4条中10.4.1-1-4式：

KN= (∑Fxw/sincos+∑Fyw/cossin)

nNx=N sincos, Ny=cos cos, Nz=Nsin.

式中：按照表10.4.3取值，由海船码头定=30°，=15°. 根据表10.4.2取n=2,k=1.2.

1.269.7813.47则N=N（）122.75KN

2sin30ocos15ocos30osin15o由规范（JTJ215-98）10.4.5条规定载重值为580t时，系缆力为100KN， 取N=100 KN 则

Nx=100sin30°cos15°=48.24KN, Ny=100xcos30°cos15°=83.6KN, Nz=100sin15°=26KN

系缆力引起的垂直，水平作用： PRV=Nz/10=26/10=2.6 KN/m,， PRH =Nx/10=48.24/10=4.82KN/m,

倾覆力矩：MPR= PRV1.5+PRH9.22=48.34KNm/m

6.5堆货荷载产生的土压力（可变作用）

各种水位时，堆货荷载产生的土压力相同。 e5.67～3.65=200.172=3.44KN/m e′5.67～3.65=200.155=3.1KN/m

堆货荷载产生引起的水平作用：EqH=3.44×2.02+3.1×7.2=6.95+22.32=29.27KN/m， 堆货荷载引起的竖直作用：EqV=22.32×tan15o=5.98KN/m， 堆货荷载引起的倾覆力矩：MEqH=6.95×（0.5×2.02+7.2）+22.32×0.5×7.2=137.41KN·m/m，

堆货荷载引起的稳定力矩：MEqV=5.98×5.3=31.22KN·m/m

23

大连海洋大学本科毕业设计 第一部分 计算书

6.6土压力标准值计算（永久作用）

码头墙后填料为块石，内摩擦角＝45，沉箱顶面以下考虑墙背外摩擦角/315。作用于码头墙背的土压力按JTJ290－98《重力式码头设计与施工规范》的有关规定计算。

作用于码头墙背的土压力按照JTJ290-98《重力式码头设计与施工规范》计算，所以得主动土压力系数：

Kan＝tan2(45)＝0.172

2沉箱顶面以下考虑外摩擦角，根据JTJ290-98《重力式码头设计与施工规范》，可查得Kan＝0.16，则 水平土压力系数

KaxKancos0.16cos150.155 竖向土压力系数

KayKansin0.16sin150.041

土压力标准值按照JTJ290-98《重力式码头设计与施工规范》计算：

en1(ihi)Kancos (5-1)

i0nn1en2(ihi)Kancos (5-2)

i0式中：

en1、en2：第n层土表和土底的土压力水平分力（kPa） i：第i层土的重度（kN/m3）

hi：第i层土的高度（m） cos＝1

6.6.1极端高水位情况

在此情况下各高程处土压力水平向强度（kPa）计算如下： e5.670

e5.57＝180.10.172＝0.3096KPa

e3.65(180.1111.92)0.172＝3.942KPa

'e3.65(180.1111.92)0.1553.553KPa

e3.55(180.1111.927.211）0.155＝15.829KPa

24

大连海洋大学本科毕业设计 第一部分 计算书

土压力引起的水平作用：

111EH0.30960.1(0.30963.942)1.92(3.55315.829)7.2222=0.0155+4.082+69.776＝73.9(kN/m） 土压力引起的竖向作用： EV73.9tg15＝19.（8kN/m） 土压力引起的倾覆力矩

20.30963.9421.921MEH0.0155(0.19.12)4.0827.2330.30963.94269.7767.223.55315.82933.55315.829

=0.142+32.193+198.16

＝230.5（ kN•m/m）土压力引起的稳定力矩 MEV＝19.85.8＝114.84（kN•m/m）

6.6.2设计高水位情况： e5.670

e4.17＝181.50.172＝4.4KPa

e3.65(181.5110.2)0.172＝5.022KPa

25

大连海洋大学本科毕业设计 第一部分 计算书

'e3.65(181.5110.2)0.1554.526KPa

e3.55(181.5110.27.211）0.155＝16.8KPa

土压力引起的水平作用：

111EH1.54.4(4.45.002)0.2(4.52616.8)7.2222=3.483+0.96+76.77＝81.22(kN/m） 土压力引起的竖向作用： EV76.77tg15＝20.57（kN/m） 土压力引起的倾覆力矩

24.45.0020.21MEH3.483(1.57.72)0.967.2334.45.0027.224.52616.834.52616.8=28.63+7.04+223.35＝259.02 （ kN•m/m）土压力引起的稳定力矩 MEV＝20.575.8＝119.31（kN•m/m）

6.6.3设计低水位情况： e5.670 76.77

26

大连海洋大学本科毕业设计 第一部分 计算书

e3.65182.020.172＝6.2KPa

'e3.65182.020.1555.636KPae0.5185.170.155＝14.424KPa

e3.55(185.17114.05）0.155＝21.33KPa

土压力引起的水平作用：

111EH6.22.02(5.63614.424)3.15(14.42421.33)4.05222=6.32+31.6+72.4＝ 110.32(kN/m）土压力引起的竖向作用：

EV(31.672.4)tg15＝27.87（kN/m） 土压力引起的倾覆力矩

25.63614.4243.15 1MEH6.32(2.027.2)31.64.05335.63614.4244.05214.42421.33314.42421.33=49.76+170.5+137.17＝357.43 （ kN•m/m）土压力引起的稳定力矩 MEV＝27.875.8＝161.65（kN•m/m） 72.4

27

大连海洋大学本科毕业设计 第一部分 计算书

6.7贮仓压力（永久作用）

只计算前仓格的贮仓压力，后仓格贮仓压力计算方法与前仓格相同 贮仓尺寸：H=6.65 L×B=2.8×1.6m

按照《重力式码头设计与施工规范》（JTS167-2-2009）附录E计算 H6.652.371.5,故按照深仓计算。 L2.822箱内填石：45o；45o30o；11KN/m3

33根据（JTS167-2-2009）公式

σx=σzK (E.0.1-2)

KUtanA(E.0.1-3)

S

式中

σz——垂直压力标准值(kPa)；

γ——仓内填料重度标准值(kN/m3)； A——系数(1/m)；

Z——计算点距填料顶面的深度(m)，计算仓底板上的垂直压力时，取仓内填料高度；

q——作用在仓内填料顶面上的均布荷载标准值(kPa)； σx——侧压力标准值(kPa)；

K——仓内填料的侧压力系数，取K=1-sinφ； φ——填料内摩擦角(°)； U——仓的横截面内周长(m)；

δ——填料与仓壁之间的外摩擦角标准值(°)，可取δ=φ； S——空腔横截面面积(m2)。

K1sin1sin45o0.293 U=(2.8+1.6) ×2=8.8m S=2.8×1.6=4.48m

KUtg0.2938.8tg30oA0.33/m

S4.48

表2-6-4 贮仓压力计算结果见表 Z（m） 0 2.5 4.0 6.65 Z（m） 0 2.5 28

z1eqeAAZAX(E.0.1-1)

4.0 6.65

大连海洋大学本科毕业设计 第一部分 计算书

贮仓压力（kpa） Z1eAZ A贮仓压力（kpa） 0 18.73 24.43 29.62 XZK 0 5.49 7.16 8.68 6.8施工期沉箱沉放时面板所受水压力计算

假设加入x m的水后，沉箱面板所受水压力最大。

6.8.1、沉箱总重

沉箱项自重力计算的结果得：

25G1592.132653. 55KN

15加入x m深水后的沉箱总重后：

G2653.55[632x240.50.22x120.50.221.8120.50.222.8]10.253.08x22.234(KN)

6.8.2、排开水的体积

G3.08x22.234V排35.52x257.78(m3)

水10.25

6.8.3、减去前后趾后的体积

1V'V排（0.30.55）0.5235.52x257.780.42535.52x257.355(m3)

2

6.8.4、沉箱吃水计算

V'35.52x257.355T5.360.74x(m)

A485.360.74x7.2

0x2.5(m)当x=2.5m时，沉箱面板所受水压力最大，此时，沉箱吃水为7.2m。

6.8.5、沉箱面板所受水压力

p7.210.252.510.2548.17kpa

29

大连海洋大学本科毕业设计 第一部分 计算书

6.9地震荷载

根据JTJ225-98《水运工程抗震设计规范》重力式码头前后没有剩余水头差，即前后水位一致，所以不予考虑动水压力，码头墙后土中水的动水压力已在水下地震角中考虑，因此本设计只考虑地震惯性力和动土压力。

根据材料，港区场址的地震基本烈度为7度，设计地震加速度为0.1g。 所以，要考虑地震作用。

表2-6-5 水平向地震系数 地震烈度 7度 8度 9度 KH 0.1 0.2 0.4 根据水平地震系数表，取水平向地震系数KH＝0.1。 地震荷载作为特殊荷载，与下列荷载组成，各自的组合系数分别为： a、建筑物的自重1.00；

b、堆货荷载：按整体计算荷载取值，乘上折减系数0.5； c、船舶系缆力取0.5。

6.9.1在计算水平惯性力时，计算建筑物自重按空气中的重力计算。

表2-6-6 材料重度表 材料名称 混凝土胸墙C25 钢筋混凝土沉箱C30 块石 重度（kN/m3） 24 25 18 水平地震惯性力与水位无关，先计算水平地震惯性力，下面以设计高水位情况为例计算，设计低水位情况相同。

重力式码头沿高度作用于质点的水平向地震惯性力标准值按下式计算：

30

大连海洋大学本科毕业设计 第一部分 计算书

PHiCKHiWi

式中： C：为综合影响系数，取C=0.25； KH：水平地震系数，取0.1；

Wi：集中在质点的重力标准值（kN）；

i：加速度分布系数，该设计取i＝0.1g。

设计高水位时的结构自重力计算如表2-6-7。

表2-6-7设计高水位结构自重力（空气中）及力臂计算表 计算项目 计算式 自重力对前址力臂Xi(m) 稳定力矩GiXi(KN·m) Gi(KN) 1370 2.9 3973 2.9 1986.5 2.9 2.9 308.125 2.9 2.9 80.04 2.9 12797.7 238.38 1218 沉箱前后0.8×6.85×壁、纵隔10×25 墙 685 沉箱端1×6.85×2×板、横隔2×25 墙 420 沉箱底板 4.8×0.35×10×25 沉箱前、（0.3+0.55）106.25 后趾 ×0.5×1/2×25×2×10 沉箱竖加1/20.22×82.2 强角 6.85×24×25 沉箱底加1/20.22×强角 27.6 (2.8 +1.8)×2×6×25 [3×2×沉箱仓内6.85-1/2×填石 0.22×6.75×4413 24-1/2×0.2×(2.8+1.8)×2]×6×18 胸墙1 (1.6×1.5＋720 1.2×0.5)×10×24 胸墙2 (2.8×0.52＋2×0.32)×10503 ×24 沉箱上填3.2×0.3×10172.8 沙 ×18

1.58 1137.6 2.63 1322. 3.4 31

587.52

大连海洋大学本科毕业设计 第一部分 计算书

沉箱上填（0.7×1.2＋石1 2×1.2）×10583.2 ×18 沉箱上填2×0.2×10×72 18 石2 沉箱后踵（6.65+6.9）610 填石 ×0.5×1/2×10×18 9765.05 合计 9765.05/10 976.5 每延米自重作用 3. 2268.8 4.3 5.55 3385.5 29613.5 2961.4 309.6 因此建筑物重心距沉箱底的距离 h=29613.5/9765.05=3.03m

根据材料，可知建筑物重心处的地震加速度 水平地震惯性力PH (kN/m)为

PHCKHiWi=0.25×0.1×0.1×9.8×976.5=23.92(kN/m) 水平地震惯性力对前趾产生的倾覆力矩MPH( kN·m)为 MPHPHh＝23.92×3.03＝72.5 (kN·m)

6.9.2 竖向地震惯性力计算

沿建筑物高度作用于质点的竖向地震惯性力标准值按下式： MViCKViWi

式中：C：综合影响系数，取C＝0.25；

2KV：竖向地震系数，可取KVKH；

3Wi：集中在质点 （或第i分段）的重力标准值（kN）； i：加速度分布系数，该设计取i＝0.1g。

对于重力式码头，当设计烈度为8度和9度时，需要同时记入水平向和竖向的地震惯性力，以此对于本设计设计烈度为7级，可以不考虑竖向地震惯性力的计算。

6.9.3 地震动土压力计算

根据JTJ225-98《水运工程抗震设计规范》这里只进行主动土压力计算，下面是计算涉及的公式。

'

①地震时作用于挡土墙后第n层顶面处单位面积上主动土压力标准值eda n（kPa）为

n1cos'edanqhiicosKdancos

i032

大连海洋大学本科毕业设计 第一部分 计算书

''

②作用在墙后第n层土底面处单位面积上主动土压力标准值eda（kPa）为 n

ncoseqhiicosKdancos

i0③作用在墙后背上第n层的总主动动土压力标准值Edan（kN/m）为

hn1'''Edanedae dann2cos式中：：墙背与铅垂线的夹角（），本设计取＝0；

，本设计取＝0； ：地面与水平面的夹角（）

地面上的均布荷载标准值，岸壁地面均载前沿线后方74.5m范围内为30kPa。 q：

i：第i层土的重度（kN/m3），水下采用浮重度； hi：第i层土的厚度（m）； hn：第n层土的厚度（m）；

Kda：第n层土的主动动土压力系数， ''dannsinnnsinncoscosn1coscosn式中：n：第n层土地震时内摩擦角（），通常可取与无地震时相同；

2Kdancos2n2

n：第n层土与墙背间的摩擦角（），本设计取n＝0；

θ：地震角（），是W´与W的夹角，与水平地震系数KH和综合影响系数C有关，按下表选用。 设计烈度 水上土 地震角（） 水下土 7度 1.5 3.0 8度 3.0 6.0 地震角 9度 6.0 12.0 查附录4.0.1－1可知：n＝45º，n＝0，当水面以上＝1.5º时，Kdan＝0.183；当水面以下＝3.0º时，Kdan＝0.194。

墙后土体从水位线处上下分为2层。

i）设计高水位情况

cos静水面以上部分n＝1，×0.50q＝15（kPa），Kda1＝0.183，

cos0h0＝18×0＝0，1h1＝18×1.5＝27（kPa），则

'eda1＝15×0.183＝2.75（kPa） ''eda1＝（15+27）×0.183＝7.686（kPa）

33

大连海洋大学本科毕业设计 第一部分 计算书

1(2.757.686)1.5＝7.83（kN/m） 2cos静水面以下部分n＝2，0.50q＝15（kPa），Kda2＝0.194，

cosEda1，2h2＝11×7.72＝85（kPa），则 'h1＝11×1.5＝16.5（kPa）

1e'da2＝（15+16.5）×0.194＝6.111（kPa）

''eda2＝（15+16.5+85）×0.194＝22.6（kPa）

1Eda2（6.1122.6)7.72110.82（kN/m）

2墙后背上的总主动动土压力标准值E（kN/m）为 E=Eda1+Eda2＝7.83+110.82＝118.65（kN/m）

墙后背上的总主动动土压力产生的倾覆力矩

1111ME1.52.75(1.57.72)4.9361.5(1.57.72)

222311+6.117.722(22.66.11)7.722=721.4（kN•m/m） 22

ii) 设计低水位情况

cos静水面以上部分n＝1，×0.50q＝15（kPa），Kda1＝0.183，

cos0h0＝18×0＝0，1h1＝18×5.17＝93.06（kPa），则

'eda1＝15×0.183＝2.75（kPa）

''eda1＝（15+93.06）×0.183＝19.77（kPa）

1(2.7519.77)5.17＝58.03（kN/m） 2cos静水面以下部分n＝2，0.50q＝15（kPa），Kda2＝0.194，

cosEda1，2h2＝11×4.05＝44.55（kPa），则 'h1＝11×5.17＝56.87（kPa）

1'eda2＝（15+56.87）×0.194＝13.94（kPa） ''eda2＝（15+56.87+44.55）×0.194＝22.6（kPa）

1(13.9422.6)4.0574（kN/m） 2墙后背上的总主动动土压力标准值E（kN/m）为 E=Eda1+Eda2＝58.03+74＝132（kN/m） Eda2墙后背上的总主动动土压力产生的倾覆力矩

1111ME5.172.75(5.174.05)17.025.17(5.174.05)

222311+13.944.052(22.613.94)4.052=486.52（kN•m/m） 2234

大连海洋大学本科毕业设计 第一部分 计算书

6.9.4门机荷载产生的土压力（可变作用）

由于拟建码头采用最大幅度为30m的25t门机，查《港口工程荷载规范》（JTJ215-98）知代号为Mh－6－25。查附录三可知最大轮压力为250kN，两机荷载图式间的最小距离为1.50m，支腿的竖向荷载标准值见下表。

支腿编号 支腿竖向荷载

10m长沉箱上只能放下一个门机，最多有2个门机腿共同作用，故每个沉箱上共作用12个轮子，考虑两种作业情况各种水位中，门机产生的土压力分布范围相同。

第一种情况:前轮80KN/轮，后轮220KN/轮。 门机后轮产生的附加土压力简化为三角形分布，集中荷载对墙后土压力的影响深度范围：

h8.5ctg23.98.5tg4510.6m 门机后轮产生的附加土压力强度：

2PepKax

h式中：

Kax=0.155； h=10.6m； P=220×12/10=2(kN/m) ep=2×2/10.6×0.155=7.72(KPa) 门机后轮产生附加土压力引起的水平作用和倾覆力矩： EqH＝1/2×7.72×10.6＝40.9（kN/m）

MqH＝40.9×10.6/2＝216.77（kN•m/m）

1 220

2 220

3 80

4 80

门机后轮产生附加土压力引起的竖向作用和稳定力矩： EqV＝40.9×tan15＝11（kN/m）

MqV＝11×5.5＝60.5（kN•m/m）

门机前轮产生附加土压力引起的竖向作用和稳定力矩： G＝80×12/10＝96（kN/m） MG＝96×2＝192（kN•m/m）

第二种情况: 前轮220KN/轮，后轮80KN/轮。 门机后轮产生的附加土压力强度： P=80×12/10=96（kN/m） ep=2×96/10.6×0.155=2.80(KPa)

门机后轮产生附加土压力引起的水平作用和倾覆力矩： EqH＝1/2×2.80×10.6＝14.84（kN/m）

MqH＝14.84×10.6/2＝78.（kN•m/m）

35

大连海洋大学本科毕业设计 第一部分 计算书

门机后轮产生附加土压力引起的竖向作用和稳定力矩： EqV＝14.84×tan15＝3.98（kN/m）

MqV＝3.98×5.5＝21.（kN•m/m）

门机前轮产生附加土压力引起的竖向作用和稳定力矩： G＝220×12/10＝2（kN/m） MG＝2×2＝528（kN•m/m）

6.10码头荷载标准值汇总表

2-6-5 码头荷载标准值汇总表

作用分类 荷载情况 极端自 高水位 设计重 高水位 设计力 低水位 施工 期 极端高水位 填料设计土压高水力 位 设计低水位 堆货土压力 前沿堆货 船舶系缆力 垂直力 水平力 稳定力矩 倾覆力矩 • m/m ) ( kN • m/m ) ( kN/m ） ( kN/m ） ( kN575.6 1737.2 7.5 1945.8 952.7 428.9 19.8 73.9 2914.0 9846.8 114.84 230.5 永久作用 20.6 81.2 119.3 259.0 27.9 6.0 100 -2.6 110.3 29.3 4.8 161.7 31.2 220 357.4 137.4 48.34 可变作用

36

大连海洋大学本科毕业设计 第一部分 计算书

第7章 码头稳定性验算

7.1作用效应组合

偶然组合：因该地区地震烈度为7度，不进行抗震计算，故不考虑偶然组合

表2-7-1作用效应组合表 组 合 水位（永久作用） 荷 载 组 合 持久组合一 极端高水位 堆货（主导可变）+系缆力（非主导可变作用） 持久组合二 设计高水位 堆货（主导可变）+系缆力（非主导可变作用） 持久组合三 设计高水位 系缆力（主导可变）+堆货（非主导可变作用） 持久组合四 极端高水位 系缆力（主导可变）+堆货（非主导可变作用） 7.2沿基床顶面得抗滑稳定性验算

7.2.1持久组合一、二不考虑波浪力作用，且由堆货土压力为主导可变作用时：根据《重力式码头设计与施工规范》

规定采用下式验算：（JTJ 290-98）的（ 0EEHPWPWEEqHPRPRH） 1(GGEEVEEqV)f

d

7.2.2持久组合三、四不考虑波浪力作用，沿胸墙底面的抗滑稳定性验算，系缆力为主导可变作用时：根据《重力式码头设计与施工规范》（JTJ 290-98）的规定采用下式验算：

（0EEHPWPWPRPRHEEqH）

37 1(GGEEVPRPRVEEqV)f

d

大连海洋大学本科毕业设计 第一部分 计算书

式中 o--结构重要性系数，此为二级，o=1.0，

d--结构系数，此无波浪，d=1.0 G--自重力的分项系数，取G=1.0

G—计算面上的结构自重力标准值（KN） E--土压力分项系数

EHEV--计算面上永久作用土压力水平力、竖向分力标准值（KN） pR--系缆力分项系数

PRHPRV--系缆力水平分力、竖向分力标准值（KN） --作用效应组合系数，持久组合取0.7，短暂取1.0 EqHEqV--可变土压力水平、属相分离标准值（KN）

PWP--水压力相关值，本工程末涉及，取0

Wf--摩擦系数设计值，取0.6 PRV=-1.294KN U——波浪浮托力系数

PBU波谷作用时作用在计算底面上的波浪浮托力标准值 P波浪水平力分项系数

PB波谷作用时计算面以上水平波浪力的标准值

38

大连海洋大学本科毕业设计 第一部分 计算书

表2-7-2沿基床顶面得抗滑稳定性验算

项目 组合情况 堆货土压力为主导可变作用 （ 0EEHPWPWEEqHPRPRH） 系缆力为非主导可变作用 1(GGEEVEEqV)f d 结论 持久组合一 持久组合二 项目 组合情况 1.0 1.35 73.9 29.3 0.7 1.4 1.0 1.35 81.2 29.3 0.7 1.4 0 E EH EqH PR PRH 4.8 4.8 结果 144 1 d 1.0 1.0 G G EV Eqv 5.98 5.98 f 结果 366.2 410 1.0 1.0 575.6 7.5 19.8 20.57 0.6 0.6 满足 满足 系缆力为主导可变作用 堆货土压力为非主导可变作用 1（0EEHPWPWPRPRHEEqH） 0 1.0 1.0 d 结果 144 134 (GGEEVPRPRVEEqV)f 结论 E 1.35 1.35 EH EqH  0.7 0.7 PR 1.4 1.4 PRH d G G 7.5 575.6 EV PRV Eqv 5.98 5.98 f 0.6 0.6 结果 410.7 366.9 持久组合三 持久组合四 81.2 73.9 29.3 29.3 39

4.82 4.82 1.0 1.0 1.0 1.0 20.6 19.8 -2.6 -2.6 满足 满足

大连海洋大学本科毕业设计 第一部分 计算书

40

大连海洋大学本科毕业设计 第一部分 计算书

7.3码头沿基床顶面的抗倾稳定性验算

7.3.1、不考虑波浪作用，且由可变作用产生的土压力为主导可变作用时： （0EMEHPWMPWEMEqHPRMPR）1d(GMGEMEVEMEqV)

7.3.2、不考虑波浪作用，且系缆力产生的倾覆力矩为主导可变作用时： （0EMEHPWMPWPRMPREMEqH）1d(GMGEMEVEMEqV)

式中 o--结构重要性系数，此为二级，o=1.0；

d--结构系数，有波浪作用，d=1.35； G--自重力的分项系数，取G=1.0；

G—计算面上的结构自重力标准值（KN）； E--土压力分项系数 E=1.35；

--作用效应组合系数，持久组合取0.7，短暂取1.0； f--摩擦系数设计值，取0.6； U——波浪浮托力系数 U1.3；

PBU波谷作用时作用在计算底面上的波浪浮托力标准值； P波浪水平力分项系数；

MG--自重力对前址的稳定力矩；

MEHMEV--永久作用土压力水平、竖向分力标准值对前址倾覆力矩稳定力矩； MEqHMEqv--可变作用土压力、竖向分力标准值对前址倾覆力矩稳定力矩；

MPB波谷作用时水平波浪力标准值对计算面前趾的倾覆力矩（KN·m）； MPBU波谷作用时作用在计算底面上的浮托力标准值对计算面前趾的稳定力矩

（KN·m）。

41

大连海洋大学本科毕业设计 第一部分 计算书

表2-7-3 基顶抗倾稳定性验算表

项目 组合情况 堆货土压力为主导可变作用 （0EMEHPWMPWEMEqHPRMPR） 系缆力为非主导可变作用 1d(GMGEMEVEMEqV) 结论 持久组合一 持久组合二 项目 组合情况 1.0 1.35 230.5 137.4 0.7 1.4 1.0 1.35 259.0 137.4 0.7 1.4 0 E MEH MEqH PR MPR 结果 d 1.0 1.0 G MG MEV MEqV 结果 1934.4 2149.0 48.3 4.1 48.3 582.0 1.0 1.0 1737.2 1945.8 114.8 119.3 31.2 31.2 满足 满足 堆货土压力为主导可变作用 （0EMEHPWMPWPRMPR 0 1.0 1.0 EMEqH）MEqH 系缆力为非主导可变作用 1d 结果 7.1 508.6 (GMGEMEVEMEqV) MG MEV 结论 E 1.35 1.35 MEH MPR PR 1.4 1.4  0.7 0.7 d 1.0 1.0 G MEqV 结果 持久组合一 持久组合二 259.0 230.5 48.3 48.3 137.4 137.4 1.0 1.0 1945.8 1737.2 119.3 114.8 31.2 31.2 2136.3 满足 1921.7 满足 42

大连海洋大学本科毕业设计 第一部分 计算书

7.4基床承载力验算

7.4.1作用组合

组 合 水位（永久作用）

持久组合一 极端高水位 持久组合二 设计低水位

表2-7-4 作用组合表 荷 载 组 合 系缆力（主导可变）+堆货土压力（非主导可变作用） 系缆力（主导可变）+堆货土压力+前沿堆货荷载（非主

导可变作用）

7.4.2控制条件：

根据（JTJ290-98）第3.6.6条规定：omaxr

式中：o取1.0；G取1.0；r取600Pa，max≤600KPa

7.4.3基床承载力验算：

①持久组合一时基床顶面应力计算： VK575.6+19.8+5.98-2.6=598.78(KN/m) MR1737.2114.831.21883.2(KNm/m) MO230.5+137.4+48.3=416.2 (KNm/m)

MMOBR2.45m1.93m

VK3B5.8e2.450.45m

22V6e598.7860.45max.3minK(1)(1){15155.18kpar

BB5.85.8由此基底地基应力为：

Bmax5.8151.3’maxd101122.5kpar

B2d5.821Bmin5.855.18’mind10151kpar

B2d5.821式中 σmax、σmin——分别为抛石基床顶面的最大和最小应力标准值(kPa)； VK——作用在基床顶面以上的竖向合力标准值(kPa)； B——墙底面宽度(m)；

e——墙底面合力标准值作用点的偏心距(m)； ξ——合力作用点与墙前趾的距离(m)；

MR——竖向合力标准值对墙底面前趾的稳定力距(kN·m)； M0——倾覆力标准值对墙底面前趾的倾覆力距(kN·m)。

σ′max、σ′min——分别为抛石基床底面的最大和最小应力标准值(kPa)； d——抛石基床厚度(m)；

43

大连海洋大学本科毕业设计 第一部分 计算书

γ——块石的水下重度标准值(kN/m3)； ②持久组合二时的基顶应力计算：

VK952.7+5.98+100+27.9-2.6=1083.98(KN/m) MR2914+161.65+31.2+220=3326.85(KNm/m) MO357.4+137.4+48.34=3.14(KNm/m)

MMO3326.853.14BR2.57m1.93m

VK1083.983B5.8e2.570.33m

22V6e108460.33max250.7minK(1)（1）{123.1kpar

BB5.85.8由此基底地基应力为：

Bmax5.8250.7’maxd101196.4kpar

B2d5.821Bmin5.8123.1’mind101101.5kpar

B2d5.821因此：基床承载力满足要求。 基床顶面应力分布图见图：

7.5沉箱吃水和干弦高度的验算

7.5.1沉箱吃水计算

沉箱重：G= 107×25=2675KN

44

大连海洋大学本科毕业设计 第一部分 计算书

2675261m3

10.25VV趾2614.25吃水：T5.35m

A104.8

7.5.2干舷高度计算

根据规范（JTJ290-98）中6.2.3条规定， F=H-T≥tan+2h/3+s F—沉箱干弦高度（m） H—沉箱高度（m） T—沉箱吃水（m）

B—沉箱在水面处的宽度（m） h—波高,取0.5m

--沉箱的倾角，溜放时采用滑道末端坡角；浮运时采用6°-8°，取8°. s—沉箱干弦的富裕高度取1.0m. FHT7.25.351.85m

B4.8m 8 S=1m h=0.5m B2h4.820.5tanstan81.01.67m 2323B2hFtans

23干舷高度满足要求

排水体积：VG7.6沉箱浮游稳定性计算

表2-7-5 沉箱浮游稳定性计算

沉箱浮游稳定性计算 体积 V

构 件 形心矩(m) 体积矩（m4） 3

(m)

编号 名称 Xi Yi Vi Xi Vi Yi

沉箱前后壁、纵隔1 .8 2.9 3.775 158.92 206.87

墙

2 沉箱端板、横隔墙 27.4 2.9 3.775 79.46 103.435 3 16.8 2.9 0.175 48.72 2.94 底板 4 前后趾 4.25 2.9 0.22 10.3675 0.7865 5 竖加强角 3.288 2.9 3.775 9.5352 12.4122 6 底加强角 1.104 2.9 0.45 3.2016 0.4968 9 ∑ 106.967 310.2043 326.9405 沉箱浮游稳定计算

根据（JTJ290-86）6.2.5规定，近程浮运m≥0.2m,且m=

45

大连海洋大学本科毕业设计 第一部分 计算书

式中：

m—定倾高度（m）， --定倾半径（m），

--沉箱重心到浮心的距离。

：由附录D可知：=（I∑i）/V ,I=l2l13/12 式中:

--沉箱定倾半径

I—矩形断面沉箱在水面处的断面对纵向中心轴的惯性矩（m4） L—沉箱长度 B—沉箱在水面处的宽度（m）

∑i—各箱格内压载水的水面对该水面纵向中心轴的惯性矩之和（m4） l1--纵向墙之间的净距（m）

l2--横向墙之间的净距（m） V—沉箱的排水量

重度：24.5KN/m3

假设沉箱中不加水，验算沉箱的稳定性 沉箱重：G= 107×24.5=2621.5KN

对底面力矩：MG32724.58011.5KNm

MG3.06m GG排水体积：V255.76m3

重心高：yC沉箱吃水：TVV趾A5.25m

T5.25V趾yv(255.763.575)0.786522浮心高度：yW2.96m V255.76aycyw3.062.860.9m

11IB3L4.831092.16m4 12121i121.832.868.165m4 Ii92.168.1650.33m

V255.76ma0.330.10.23m0.2m 沉箱浮游稳定。

(VV趾)7.7地震稳定验算

7.7.1码头抗滑稳定性验算

46

大连海洋大学本科毕业设计 第一部分 计算书

偶然组合，考虑地震作用影响，根据JTJ225-98《水运工程抗震设计规范》码头抗滑稳定性按下式验算：

1GGEEVEEqVf 0EEHEEqHPHPHTTHRE式中：E：地震土压力分项系数，取1.35； PH：水平向地震惯性力分项系数，取1.0； T：系缆力分项系数，按不利情况取1.4；

EH、EV：计算面以上水平向和竖向地震主动土压力的标准值（kN）；

EqH、EqV：码头面上可变作用标准值乘以地震时组合系数后所产生的地震主动

土压力标准值在计算面以上的水平向和竖向的分力（kN）； ：地震时系缆力的组合系数，取0.50；

TH：静力计算时系缆力水平分项标准值（kN）； PH：水平向地震惯性力标准值（kN）；

f：沿计算面的摩擦系数设计值，取静力计算值； RE：抗震调整系数，取0.88

47

大连海洋大学本科毕业设计 第一部分 计算书

表2-7-6码头抗滑稳定性验算

项目 组合情况 10EEHEEqHPHPHTTHREGGEEVEEqVf 结论 0 E 1.35 EH 118.65 EqH 34.1  0.5 T 1.4 PH 1.0 TH 4.8 PH 23.92 结果 233.5 RE 0.88 G 1.20 G EV EqV f 结果 914.8 偶然组合 1.0 976.5 22.5 103.4 0.6 满足

48

大连海洋大学本科毕业设计 第一部分 计算书

7.7.2码头抗倾稳定性验算

偶然组合，考虑地震作用影响，根据JTJ225-98《水运工程抗震设计规范》码头抗倾稳定性按下式验算：

1o(EMEHEMEqHPHMPHTMTH)(GMGEMEVEMEqV)

RE式中：MEH、MEV：分别为地震主动土压力的水平分力和竖直分力的标准值对计算面前趾产生的倾覆力矩和稳定力矩（kN•m）；

MEqH、MEqV：分别为码头面上的可变作用的标准值乘以地震组合系数产生的水平向和竖直向的主动土压力的标准值对计算面前趾产生的倾覆力矩和稳定力矩（kN•m）；

MPH：计算面以上水平向地震惯性力标准值对计算面前趾产生的倾覆力矩和稳定力矩（kN•m）；

：地震时系缆力的组合系数，取0.50；

MTH：系缆力水平分力标准值对计算面前趾产生的倾覆力矩（kN•m）； MG：机构自重力标准值对计算面前趾产生的稳定力矩（kN•m）；

RE：抗震调整系数，取1.15。

49

大连海洋大学本科毕业设计 第一部分 计算书

表2-7-6码头抗倾稳定性验算

项目 组合情况 1 o(EMEHEMEqHPHMPHTMTH) RE 结果 (GMGEMEVEMEqV) 结论 结果 偶然组合 1.0 1.35 721.4 185.74 0.5 1.4 1.0

0 E MEH MEqH T PH MPH MTH RE G MG MEV MEqV f 72.5 48.34 1330.98 1.15 1.20 2961.4 130.5 251.2 0.6 3538.24 满足

50

大连海洋大学本科毕业设计 第一部分 计算书

7.7验算汇总

验算项目 一 144 抗滑稳沿基左式 定性验床顶366.2 410 410.7 366.9 右式 算结果 面 4.1 582 7.1 508.6 抗倾稳对沉左式 定性验箱前1934.4 2149 2136.3 1921.7 右式 算 址 2.45 2.57 基床 （m） 承载 max(KPa) 151.3 250.7 力 min(KPa) 验算 55.18 123.1 结果 '122.5 196.4 地基承(KPa) max载力验'51 101.5 (KPa) min算结果 结论：由结果可知，各稳定性均满足要求，且安全富裕较多，为优化设计，减少投资，在施工时可将上部填充碎石，改为较轻的土代替填充，也应该适当的减少沉箱内的填石量，不易填满。

51

表2-7-7 码头稳定性验算结果汇总

持久组合 二 三 四 1 144 134

大连海洋大学本科毕业设计 第一部分 计算书

第8章 沉箱内力计算

根据码头稳定性验算的计算结果，沉箱构件的内力分别按承载力极限状态和正常使用极限状态下不同作用效应组合的情况进行计算。

8.1承载能力极限状态下的内力计算

8.1.1、前面板受由外向里的荷载作用时（短暂状况）

经计算比较，沉箱施工期下沉中，当箱内灌水2.5m（l=1.8m）沉箱吃水T=7.2m时，所受荷载最大。根据（JTJ290-98）第3.7条规定，面板所受水压力的分项系数取永久作用中静水压力的分项系数，取1.2，于是有： P=48.17×1.2=57.8kpa 计算简图：

根据（JTJ290-98）第6.2.7条规定，底板以上2.5m区段按三边固定一边简支板计算，2.5m区段以上按两端固定的连续板计算。 底板以上2.5m区段内力计算： lx1.80.72 内插法求得弯矩系数 ly2.5Mx0.035957.83.1220.17KNm

My0.0157.83.128.KNm

2M0x0.0757.83.143KNm

2M0y0.057257.83.132KNm

52

大连海洋大学本科毕业设计 第一部分 计算书

Mx,max0.036857.83.1220.7KNm

My,max0.018757.83.1210.5KNm

2.5m区段以上内力计算

2 Mampql0amp板的弯矩系数

端支座 跨中弯矩 M1 M2 支承情况 与梁 整体连接 0.080 0.025 MA0.157.83.1256.18KNm

MB0.1257.83.1267.5KNmMC0.157.83.1256.18KNm

M10.0857.83.1245KNm

M20.02557.83.1214KNm 支座弯矩 MC MB MA -0.1 -0.12 -0.1

8.1.2前面板受由里向外的荷载作用时（持久状况） 使用期前面板在设计低水位时计算得前面板受力情况： 贮仓压力分项系数取1.35。 p1=5.5×1.35=6.75 KPa ， p2=8.7×1.35=11.75 Kpa

53

大连海洋大学本科毕业设计 第一部分 计算书

底板以上2.5m区段内力计算： lx1.80.72 内插法求得弯矩系数 ly2.5Mx0.035911.753.124.1KNm

My0.0111.753.121.8KNm

2M0x0.0711.753.18.73KNm

2M0y0.057211.753.16.5KNm

Mx,max0.036811.753.124.2KNm

My,max0.018711.753.122.14KNm

2.5m以上区段内力计算 端支座 跨中弯矩 支座弯矩 MC MB M1 M2 支承情况 MA 与梁 -0.1 -0.12 -0.1 整体连接 0.080 0.025

MA0.16.753.126.6KNm

MB0.126.753.127.9KNmMC0.16.753.126.6KNm

M10.086.753.125.25KNm

M20.0256.753.121.65KNm

大连海洋大学本科毕业设计 第一部分 计算书

8.1.3沉箱前底板计算

设计低水位﹑短暂状况，在永久作用与地基反力共同作用时，底板所受作用效应最大。

根据（JTJ290-98）第6.2.和6.2.9条的规定，底板按四边固定板计算。

根据（JTJ290-98）第3.7.1条规定，底板计算分项系数分别取：底板自重取1.3；基床反力取1.35；贮仓压力分项系数取1.35,底板受力情况：

1.35+7.5×1.3-123.1×1.35=-.3kpa （向上） p1=49.73×

1.35+7.5×1.3-250.7×1.35=-261.56kpa（向上） p2=49.73×

计算简图：

底板内力计算： lx20.66 表中查得弯矩系数 ly3Mx0.0361（261.56）3.1292KNm

My0.0361（261.56）3.1292KNm

M0（261.56）3.12195KNm x0.0766M0（261.56）3.12195KNm y0.0766内力汇总：

沉箱前面板﹑底板的内力计算结果如下表：

55

大连海洋大学本科毕业设计 第一部分 计算书

项目 1.5l以下 1.5l以上 底 板 X向 Y向 X向 X向 Y向 前面板内侧弯矩M（KN·m） 支座 跨中 8.73 4.2 6.5 2.14 7.9 5.25 底板下层 支座 跨中 92 92 前面板外侧弯矩M（KN·m） 支座 跨中 43 20.7 32 10.5 67.5 56.2 底板上层 支座 跨中 195 195 8.2正常使用极限状态下的内力计算

根据以上计算得出的沉箱构件（前面板﹑前底板）内力的控制情况，进行正常使用极限状态计算。

根据（JTJ215-98）第3.3.11条的规定，短暂状况的永久作用与可变作用的代表值取标准值分项系数均取1.0；持久状况的可变作用的准永久值系数取0.6。

8.2.1、前面板受由外向里的荷载作用时（短暂状况） P=48.17×1.0=48.17kpaKPa 计算简图：

底板以上2.5m区段内力计算： lx1.80.72 内插法求得弯矩系数 ly2.5Mx0.035948.173.1216.62KNm

My0.0148.173.427.2KNm

2M0x0.0748.173.136KNm

2M0y0.057248.173.127KNm

56

大连海洋大学本科毕业设计 第一部分 计算书

Mx,max0.036848.173.1217.22KNm

My,max0.018748.173.128.85KNm

2.5m区段以上内力计算

MA0.148.173.1245KNm

MB0.1248.173.1260KNmMC0.148.173.1245KNm

M10.0848.171.8237KNm

M20.02548.171.8211.6KNm

8.2.2前面板受由里向外的荷载作用时（持久状况）： p1=5.55KPa ， p2=8.7KPa 计算简图：

底板以上2.5m区段内力计算： lx1.80.72 内插法求得弯矩系数 ly2.557

大连海洋大学本科毕业设计 第一部分 计算书

Mx0.03598.73.123KNm

My0.018.73.121.3KNm

2M0x0.078.73.16.4KNm

2M0y0.05728.73.14.8KNm

Mx,max0.03688.73.123KNm My,max0.01878.73.121.6KNm

2.5m区段以上内力计算

MA0.15.553.125.4KNm

MB0.125.553.126KNmMC0.15.553.125.4KNm

M10.085.553.124.8KNm

M20.0255.553.121.35KNm

8.2.3沉箱底板（短暂状况）：

p1=49.73+7.5-123.1=-65.87kpa（向上） p2=49.73+7.5-250.7=-193.5kpa（向上） 计算简图

底板内力计算：

58

大连海洋大学本科毕业设计 第一部分 计算书

lx20.66 表中查得弯矩系数 ly3Mx0.0361（193.5）3.1267.9KNm

My0.0361（193.5）3.1267.9KNm

M0（193.5）3.12144KNm x0.0766M0（193.5）3.12144KNm y0.0766内力汇总：

沉箱前面板﹑底板的内力计算，计算结果如下表： 项目 1.5l以下 1.5l以上 底 板 X向 Y向 X向 X向 Y向 前面板内侧弯矩M（KN·m） 支座 跨中 6.4 3 4.8 1.6 6 5.4 底板下层 支座 跨中 67.9 67.9 支座 144 144 前面板外侧弯矩M（KN·m） 支座 跨中 36 17.22 27 8.85 60 37 底板上层 跨中 第9章 构件承载力计算

对沉箱和底板只进行正截面受弯承载力计算，极限状态设计表达式为： SdRd

式中：Sd为作用效应组合设计值；Rd为结构构件承载力设计值，即受弯承载力设计值Mu。

沉箱箱壁和底板均为矩形截面，受弯承载力设计值按下列公式计算：

MuSS sb) 112s ssbsb0.85b(10.4252fcbh0fbhAAsc0 smin

fybh0式中：Mu——受弯承载力设计值；

fc——混凝土轴心抗压强度设计值；

b——矩形截面的宽度或T形截面的腹板宽度； h0——截面的有效高度；

fy——受拉钢筋的强度设计值；

As——纵向受拉钢筋的截面面积；

s截面抵抗弯矩系数 相对受压区计算高度

以上各式可计算出沉箱前壁和底板控制截面所需配置的钢筋截面面积As，据此

59

大连海洋大学本科毕业设计 第一部分 计算书

可选配合适的钢筋。

9.1沉箱底板承载力与配筋计算

9.1.1前箱底板跨中截面的承载力与配筋计算：

Mu92KNm92106Nmm，混凝土强度等级C30，fc=14.3N/mm²，钢筋种类HRB335 fy=300MPa，取a50mm，则h0=300㎜，取单宽计算b=1000㎜。

Mu92106s0.071 2fcbh014.310003002Ss0.071sb0.358

112s1120.0710.074

fcbh014.310000.074300Asfy3001058.2mm2

选取钢筋：14@140mm 实际As1100mm2 As11000.36%min0.15% bh01000300满足要求。

9.1.2沉箱底板支座承载力计算及配筋

Mu195KNm195106Nmm，混凝土强度等级C30，fc=14.3N/mm²，钢筋种类HRB335 fy=300MPa，取a50mm，则h0=300㎜，取单宽计算b=1000㎜。

Mu19106s0.152 22fcbh014.31000300Ss0.152sb0.358

112s1120.1520.166

fcbh014.310000.166300Asfy3002374mm2

选取钢筋：20@130mm 实际As2417mm2 As24170.80%min0.15% bh01000300满足要求。

9.2沉箱前面板承载力与配筋计算

9.2.1前面板2.5m以下外侧X向跨中截面的承载力与配筋计算：

Mu20.7KNm20.7106Nmm，混凝土强度等级C30，fc=14.3N/mm²，钢

60

大连海洋大学本科毕业设计 第一部分 计算书

筋种类HRB335 fy=300MPa，取a30mm，则h0=270㎜，取单宽计算b=1000㎜。

Mu20.7106s0.02 2fcbh014.310002702Ss0.02sb0.358

112s1120.020.02

fcbh014.310000.02270Asfy300257.4mm2

As257.40.09%min0.15% bh01000270所以1.5l以下前面板按照最小配筋率进行配筋 Asbh0min10002700.15%405mm2

选取钢筋：8@120mm 实际As419mm2

9.2.2前面板1.5l以下外侧X向支座截面的承载力与配筋计算：

Mu43KNm43106Nmm，混凝土强度等级C30，fc=14.3N/mm²，钢筋种类HRB335 fy=300MPa，取a30mm，则h0=270㎜，取单宽计算b=1000㎜。

Mu43106s0.041 22fcbh014.31000270Ss0.041sb0.358

112s1120.0410.042

fcbh014.310000.042270Asfy3000.5mm2

选取钢筋：12@200mm 实际As565mm2 As5650.21%min0.15% bh01000270满足要求。

9.2.3前面板1.5l以上外侧X向跨中截面的承载力与配筋计算：

Mu56.2KNm56.2106Nmm，混凝土强度等级C30，fc=14.3N/mm²，钢筋种类HRB335 fy=300MPa，取a30mm，则h0=270㎜，取单宽计算b=1000㎜。

Mu56.2106s0.0 2fcbh014.310002702Ss0.0sb0.358

112s1120.00.055

61

大连海洋大学本科毕业设计 第一部分 计算书

Asfcbh014.310000.055270707.85mm2 fy300选取钢筋：10@100mm 实际As785mm2

As7850.29%min0.15% bh01000270满足要求。

9.2.4前面板1.5l以上外侧X向支座截面的承载力与配筋计算：

Mu67.5KNm67.5106Nmm，混凝土强度等级C30，fc=14.3N/mm²，钢筋种类HRB335 fy=300MPa，取a30mm，则h0=270㎜，取单宽计算b=1000㎜。

Mu67.5106s0.065 2fcbh014.310002702Ss0.065sb0.358

112s1120.0650.067

fcbh014.310000.067270Asfy300862.3mm2

选取钢筋：12@130mm 实际As870mm2 As8700.32%min0.15% bh01000270满足要求。

9.2.5前面板1.5l以下内侧X向跨中截面的承载力与配筋计算：

Mu4.2KNm4.2106Nmm，混凝土强度等级C30，fc=14.3N/mm²，钢筋种类HRB335 fy=300MPa，取a30mm，则h0=270㎜，取单宽计算b=1000㎜。

Mu4.2106s0.004 2fcbh014.310002702Ss0.004sb0.358

112s1120.0040.004

fcbh014.310000.004270Asfy30051.5mm2

As51.50.0019%min0.15% bh01000270所以1.5l以下前面板按照最小配筋率进行配筋 Asbh0min10002700.15%405mm2

62

大连海洋大学本科毕业设计 第一部分 计算书

选取钢筋：8@120mm 实际As419mm2

9.2.6前面板1.5l以下内侧X向支座截面的承载力与配筋计算：

Mu8.73KNm8.73106Nmm，混凝土强度等级C30，fc=14.3N/mm²，钢筋种类HRB335 fy=300MPa，取a30mm，则h0=270㎜，取单宽计算b=1000㎜。

Mu8.73106s0.008 2fcbh014.310002702Ss0.008sb0.358

112s1120.0080.008

fcbh014.310000.008270Asfy300102.96mm2

As102.960.04%min0.15% bh01000270所以1.5l以下前面板按照最小配筋率进行配筋 Asbh0min10002700.15%405mm2

选取钢筋：8@120mm 实际As419mm2

9.2.7前面板1.5l以上内侧X向跨中截面的承载力与配筋计算：

Mu5.25KNm5.25106Nmm，混凝土强度等级C30，fc=14.3N/mm²，钢筋种类HRB335 fy=300MPa，取a30mm，则h0=270㎜，取单宽计算b=1000㎜。

Mu5.25106s0.005 22fcbh014.31000270Ss0.005sb0.358

112s1120.0050.005

fcbh014.310000.005270Asfy300.35mm2

As.350.024%min0.15% bh01000270所以1.5l以下前面板按照最小配筋率进行配筋 Asbh0min10002700.15%405mm2

选取钢筋：8@120mm 实际As419mm2

9.2.8前面板1.5l以上内侧X向支座截面的承载力与配筋计算：

Mu7.9KNm7.9106Nmm，混凝土强度等级C30，fc=14.3N/mm²，钢筋

63

大连海洋大学本科毕业设计 第一部分 计算书

种类HRB335 fy=300MPa，取a30mm，则h0=270㎜，取单宽计算b=1000㎜。

Mu7.9106s0.0076 2fcbh014.310002702Ss0.0076sb0.358

112s1120.00760.0076

fcbh014.310000.0076270Asfy30097.8mm2

As97.80.04%min0.15% bh01000270所以1.5l以下前面板按照最小配筋率进行配筋 Asbh0min10002700.15%405mm2

选取钢筋：8@120mm 实际As419mm2

9.2.9前面板外侧Y向跨中截面的承载力与配筋计算：

Mu10.5KNm10.5106Nmm，混凝土强度等级C30，fc=14.3N/mm²，钢筋种类HRB335 fy=300MPa，取a30mm，则h0=270㎜，取单宽计算b=1000㎜。

Mu10.5106s0.01 22fcbh014.31000270Ss0.01sb0.358

112s1120.0010.01

fcbh014.310000.01270Asfy300128.7mm2

As128.70.05%min0.15% bh01000270所以1.5l以下前面板按照最小配筋率进行配筋 Asbh0min10002700.15%405mm2

选取钢筋：8@120mm 实际As419mm2

9.2.10前面板外侧Y向支座截面的承载力与配筋计算：

Mu32KNm32106Nmm，混凝土强度等级C30，fc=14.3N/mm²，钢筋种类HRB335 fy=300MPa，取a30mm，则h0=270㎜，取单宽计算b=1000㎜。

Mu32106s0.03 2fcbh014.310002702Ss0.03sb0.358

大连海洋大学本科毕业设计 第一部分 计算书

112s1120.030.03

fcbh014.310000.03270Asfy300386.1mm2

As386.10.14%min0.15% bh01000270所以1.5l以下前面板按照最小配筋率进行配筋 Asbh0min10002700.15%405mm2

选取钢筋：8@120mm 实际As419mm2

9.3沉箱两侧板承载力与配筋计算

沉箱侧板在使用期时，仅受到贮仓压力的作用，受力相对前面板要小很多，故按下列方式配筋：

X向14@200mm 实际As770mm2 Y向12@170mm 实际As665mm2

9.4沉箱隔墙承载力与配筋计算

取 a35mm，则h0=165㎜，取单宽计算b=1000㎜ 按照构造配筋 Asbh0min10001650.15%247.5mm2 选取钢筋：12@200mm 实际As565mm2

65

大连海洋大学本科毕业设计 第一部分 计算书

第10章 构件裂缝宽度验算

矩形截面受弯构件最大裂缝宽度计算公式如下：

AdMkWmaxsk(30c0.07) sk tesEsteAte0.87Ash0式中：

Wmax——最大裂缝宽度；

——考虑构件受力特征和荷载长期作用的综合影响系数，对受弯构件2.1； c——最外排纵向受拉钢筋的保护层厚度，当c大于50㎜时，c取50㎜；

h0——截面的有效高度；

d——钢筋直径，当采用不同直径时，式中的d用换算直径

4As，此处u为纵向u受拉钢筋截面总周长（mm）；

te——纵向受拉钢筋的有效配筋率，当te＜0.03时，取te=0.03；

Ate——有效受拉混凝土截面面积，对轴心受拉构件，Ate取构件截面面积； 对受弯构件，取Ate2ab，a为受拉钢筋重心至受拉区边缘的距离，b为矩形截面的宽度；

As——受拉区纵向钢筋截面面积，对轴心受拉构件，As取全部纵筋截面面积；对受弯﹑偏心受拉及大偏心受压构件，As取受拉区纵向钢筋截面面积或受拉较大一侧的钢筋截面面积；

sk——按荷标准值计算的钢筋混凝土构件纵向受拉钢筋的应力（N/mm²）；

66

大连海洋大学本科毕业设计 第一部分 计算书

Mk—按荷载标准值计算得到的弯矩值；

10.1沉箱底板裂缝宽度验算

10.1.1前箱底板x向跨中截面的裂缝宽度验算：

选取钢筋14@140mm（实际As1100mm2），d=14㎜，acAte2ab25710001.14105mm2

A1100tes0.96%0.03 取te0.03 5Ate1.1410d14 5057mm，

22截面弯矩Mk68KNm68106Nmm2

Mk68106sk202.72Nmm2

0.87Ash00.871100300HRB335钢筋Es=2×105MPa， 最大裂缝宽度为：

WmaxskEs(30c0.07dWmaxW=0.25㎜，满足要求。 选取钢筋14@140mm 满足要求。

10.1.2前箱底板X(Y)向支座截面的裂缝宽度验算：

d20截面实际配筋As=2417㎜2，d=20㎜，ac5060mm，

22Ate2ab26010001.2105mm2

A2417tes2.01%0.03 取te0.0201 5Ate1.210截面弯矩Mk144KNm144106Nmm2

te)2.1202.7214(30500.07)0.24mm 50.032.010Mk144106sk195.6Nmm2

0.87Ash00.872417300HRB335钢筋Es=2×105MPa， 最大裂缝宽度为：

WmaxskEsteWmax0.23mmW0.25mm=0.25㎜，满足要求。

(30c0.07d)2.1195.620(30500.07)0.23mm

0.02012.0105选取钢筋：20@130mm 实际As2417mm2

为了方便配筋底板选取Φ14@140mm通长配筋，Φ20@140mm加强配筋。

67

大连海洋大学本科毕业设计 第一部分 计算书

10.2沉箱前面板裂缝宽度验算

10.2.1前面板1.5l以下外侧X向跨中截面的裂缝宽度验算：

d88@120mm 实际As419mm2，d=8㎜，ac50mm，

22Ate2ab210001.08105mm2

A419tes0.00380.03 取te0.03

Ate1.08105截面弯矩Mk17.22KNm17.22106Nmm2

Mk17.22106sk188.9Nmm2

0.87Ash00.87419250HRB335钢筋Es=2×105MPa， 最大裂缝宽度为：

EsteWmax0.195mmW0.25mm，满足要求。 Wmaxsk(30c0.07d)2.1188.98(30500.07)0.195mm 50.032.010选配8@120mm，As=419㎜2

10.2.2前面板1.5l以下外侧X向支座截面的裂缝宽度验算：

d88@120mm 实际As419mm2，d=8㎜，ac50mm，

2252Ate2ab210001.0810mm

A419tes0.00380.03 取te0.03

Ate1.08105截面弯矩Mk36KNm36106Nmm2

Mk36106sk395Nmm2

0.87Ash00.87419250HRB335钢筋Es=2×105MPa， 最大裂缝宽度为：

EsteWmax0.41mmW0.25mm，不满足要求。 Wmaxsk(30c0.07d)2.13958(30500.07)0.41mm

0.032.0105选配钢筋10@120mm（实际As6mm2）

d10d=10㎜，ac5055mm，

22Ate2ab25510001.1105mm2

68

大连海洋大学本科毕业设计 第一部分 计算书

teAs60.0060.03 取te0.03 Ate1.1105截面弯矩Mk36KNm36106Nmm2

Mk36106sk253Nmm2

0.87Ash00.876250HRB335钢筋Es=2×105MPa， 最大裂缝宽度为：

EsteWmax0.24mmW0.25mm，满足要求。 Wmaxsk(30c0.07d)2.125310(30500.07)0.24mm

0.032105选取钢筋10@120mm（实际As6mm2）

10.2.3前面板1.5l以上外侧X向跨中截面的裂缝宽度验算：

d1010@100mm，实际As785mm2，d=10㎜，ac5055mm，

22Ate2ab25510001.1105mm2

A785tes0.0070.03 取te0.03

Ate1.1105截面弯矩Mk37KNm37106Nmm2

Mk37106sk216Nmm2

0.87Ash00.87785250HRB335钢筋Es=2×105MPa， 最大裂缝宽度为：

EsteWmax0.23mmW0.25mm，满足要求。 Wmaxsk(30c0.07d)2.121610(30500.07)0.23mm

0.032105选配钢筋10@100mm（实际As1696mm2）

10.2.4前面板1.5l以上外侧X向支座截面的裂缝宽度验算：

d1212@130mm实际As870mm2d=12㎜，ac5056mm，

22Ate2ab25610001.12105mm2

A870tes0.0070.03 取te0.03 5Ate1.1210截面弯矩Mk60KNm60106Nmm2

skMk60106317Nmm2 0.87Ash00.8787025069

大连海洋大学本科毕业设计 第一部分 计算书

HRB335钢筋Es=2×105MPa， 最大裂缝宽度为：

EsteWmax0.36mmW0.25mm，不满足要求。 Wmaxsk(30c0.07d)2.131712(30500.07)0.36mm

0.032105选配钢筋14@160mm（实际As962mm2）

d14d=14㎜，ac5057mm，

22Ate2ab25710001.14105mm2

A962tes0.0080.03 取te0.03 5Ate1.1410截面弯矩Mk60KNm60106Nmm2

Mk60106sk286Nmm2

0.87Ash00.87962250HRB335钢筋Es=2×105MPa， 最大裂缝宽度为：

EsteWmax0.24mmW0.25mm，满足要求。 Wmaxsk(30c0.07d)2.128614(30500.07)0.24mm

0.032105选取钢筋14@160mm（实际As962mm2）

10.2.5前面板外侧Y向跨中截面的裂缝宽度验算：

8@120mm 截面实际配筋As=419㎜2，d=8㎜，acAte2ab210001.08105mm2

A419tes0.0040.03 取te0.03 5Ate1.0810d850mm， 22截面弯矩Mk8.5KNm8.5106Nmm2

Mk8.5106sk93.3Nmm2

0.87Ash00.87419250HRB335钢筋Es=2×105MPa， 最大裂缝宽度为：

EsteWmax0.09mmW0.25mm，满足要求。 Wmaxsk(30c0.07d)2.193.38(30500.07)0.09mm 50.032.010选配8@120mm，As=419㎜2

70

大连海洋大学本科毕业设计 第一部分 计算书

10.2.6前面板外侧Y向支座截面的裂缝宽度验算：

d=12㎜，12@170mm 截面实际配筋As=665㎜2，acAte2ab25610001.12105mm2

A665tes0.0060.03 取te0.03 5Ate1.1210d12 5056mm，

22截面弯矩Mk27KNm27106Nmm2

Mk27106sk186.7Nmm2

0.87Ash00.87665250HRB335钢筋Es=2×105MPa， 最大裂缝宽度为：

EsteWmax0.21mmW0.25mm，满足要求。 Wmaxsk(30c0.07d)2.1186.712(30500.07)0.21mm 50.032.010选配12@170mm，As=665㎜2

10.3 配筋整理

项目 前后面板 X向 (内外侧) Y向 底板 X向 （内外侧） Y向 两侧板 X向 （内外侧） Y向 隔墙 X向 （内外侧） Y向 跨中配筋 Φ10@100mm Φ16@120mm Φ14@140mm Φ14@140mm Φ14@200mm Φ12@170mm Φ12@200mm Φ12@200mm 10.1配筋整理表 支座配筋 Φ14@160mm Φ12@170mm Φ20@140mm Φ20@140mm Φ14@200mm Φ12@170mm Φ12@200mm Φ12@200mm 71

大连海洋大学本科毕业设计 第二部分 施工组织设计

毕业设计总结

大学四年就会在这最后的毕业设计总结划上一个的句号。我曾经以为时间是一个不快不慢的东西,但现在我感到时间过的是多么的飞快,四年了,感觉就在一眨眼之间结束了我的大学生涯。毕业,最重要的一个过程,最能把理论知识运用到实践当中的过程就数毕业设计了。这也是我们从一个学生走向社会的一个转折，另一个生命历程的开始。毕业设计的几个月,我学到了很多,也成熟了很多.我现在将我的过程以及所学到的总结如下：

1. 以往的课程设计都是单独的构件或码头的某一部分的设计，而毕业设计则不一样，它需要综合考虑各个方面的工程因素，这是一个综合性、系统性的工程，因而要求我们分别从渔港总平面布置和码头结构设计等不同角度去思考问题。 2. 毕业设计不仅是对前面所学知识的一种检验，而且是对自己能力的一种提高，通过毕业设计使我明白了自己知识的欠缺点，自己需要学习的知识还太多。 3. 通过毕业设计使我明白了学习是一个积累的过程，不是一蹴而就的。在以后的工作生活中我们都应该不断学习，努力提高自己的知识和综合素质水平。 4. 我觉得能够在这次的毕业设计中学到很多的东西，以往不注意的细节，在这一次中是必须让自己去注意的。也是我这四年来所学到知识的一个体现.我深深知道,每一次的学习实践环节都是那么的来之不易。

毕业设计的选题都是通过老师的深思熟虑后,才给我们定下目标.然后让我们在知识的海洋里翱翔,让我们随着年龄的增长不断的扩充自己的知识领域,也逐渐成熟,逐渐长大,老师同时也教导我们逐渐成为一个能够为身边的人,为家庭,为国家做出点点贡献的人,教导我们学会感恩.所以,我在这次的毕业设计中,认真对待每一个过程,希望自己的认真,自己最后的毕业设计的成果能够回报老师这么多年来的教导,这么多年的奉献。

就要离开学校真正走进社会了,在离开学校之前,我唯一能做的就是真诚的向我们这么可爱平时有那么严肃的老师说声:谢谢,您们辛苦了!深深的向老师们鞠一鞠躬,以表达我的感恩感激之情,表达我对您们的谢意!谢谢您们对我们的关爱,对我们的无私奉献.在此,我感谢您们!

72

大连海洋大学本科毕业设计 第二部分 施工组织设计

致谢

本次设计编撰过程中得到很多老师和同学的帮助，在此向他们表示诚恳的感谢。特别感谢郑艳娜老师，在整个设计过程中，郑艳娜给了我很多帮助，并且对此次设计提出了很多宝贵的意见，使我在设计过程中受益匪浅，很好的巩固了四年中所学的相关专业知识。

在此次设计的编写过程中，我虽力求系统性、准确性和科学性，但由于水平有限，设计中的错误在所难免，恳请老师批评指正。

73

大连海洋大学本科毕业设计 第二部分 施工组织设计

参考文献

[1] 海港水文规范JTJ213—98. 北京：人民交通出版社， 1999

[2] 港口工程荷载规范JTJ215—98. 北京：人民交通出版社， 1999

[3] 港口工程地基规范JTJ250—98. 北京：人民交通出版社， 1999

[4] 港口工程混凝土结构设计规范JTJ267—98. 北京：人民交通出版社， 1999

[5] 重力式码头设计与施工规范JTJ290—98. 北京：人民交通出版社， 1999

[6] 洪承礼，港口规划与布置（第二版）. 北京：人民交通出版社， 1999

[7] 水工钢筋混凝土结构学（第四版）. 武汉：武汉理工大学出版社，2003

[8] 韩理安，港口水工建筑物（第二版）. 北京：人民交通出版社， 2008

[9] 邱大洪，工程水文学（第三版）. 北京：人民交通出版社， 1999

[10] 周福田等，水运工程施工. 北京：人民交通出版社， 2004

[11] 李廉锟，结构力学上（第四版）. 北京：高等教育出版社， 2004

[12] 海港总平面设计规范JTJ211-99 . 北京：人民交通出版社， 1999

[13] Liu Lixin, Concrete Structural Fundamentals, Wuhan University of Technology Press,2004

[14] Zhang Xianming, water project construction. Beijing: People's Traffic Press, 2004

[15] Williams,A. Design of Reinforced Concrete Structures, Engineering Press,2000

74

大连海洋大学本科毕业设计 第二部分 施工组织设计

文献综述

总平面布置时，用到了《渔港总体设计规范》第8.1.7条：码头布置应以“深水深用、浅水浅用”为原则。卸鱼码头应布置在港区水深及水域条件较好的岸段；供冰码头与物资码头宜布置在卸鱼码头的一侧；修船码头应设在修船厂的岸段；油码头宜布置在常风向的下风向，与其他码头及建筑物的安全距离应符合GBJ16及GBJ74的规定。《渔港总体设计规范》第8.1.11条：卸鱼及水产品交易区宜设在卸鱼码头附近；冷藏加工区应靠近卸鱼及水产品交易区；综合物资区应考虑渔需物资供应及港外运输的方便；；修船区宜设在港区一侧；油库区宜布置在港区尽端；综合管理区宜在生产区后方。通过这两条的规定，对渔港的总平面进行了合理的布置，之后在计算码头泊位数和码头岸线长度时，根据《渔港总体设计规范》第8.2.1、8.2.2条，表2查得卸鱼码头和供冰码头的泊位利用率，表3查得卸鱼码头和供冰码头的泊位日有效作业时间，利用公式计算出了卸鱼码头和供冰码头的泊位数。根据《渔港总体设计规范》第8.2.3、8.2.4、8.2.5条规定，分别计算出各泊位占用码头岸线长度，根据《渔港总体设计规范》8.5和8.6节分别求出码头前沿高程、码头前水域、码头前水域底高程。根据《渔港总体设计规范》计算出各功能区的面积。

推求2020年渔货卸港量时用到了《渔港总体规划》，根据第四章第三节内容，利用回归分析法，推求出2020年渔货卸港量。

沉箱码头断面的设计中，查阅《港口水工建筑物I》第二章——重力式码头，结合本章内容对设计有初步的规划，根据《港口水工建筑物I》第二节——重力式码头的构造，对基床厚度、基床肩宽、、基床型式、胸墙、沉箱进行确定，墙后回填材料的选择，倒滤层的选择。 沉箱码头的计算，根据《重力式码头设计与施工规范》（JTJ290-98）第3.5.1.2条公式（3.5.1-10）计算主动土压力系数，根据《重力式码头设计与施工规范》（JTJ290-98）第3.5.2条规定，确定δ，查表B.0.3-1得出Ka，计算墙后块石棱体产生的土压力标准值和码头面堆存荷载产生的土压力标准值时，根据《重力式码头设计与施工规范》（JTJ290-98）第3.5.1条计算土压力强度。根据《水运工程抗震设计规范》（JTJ225-98）式（5.3.1-5）计算7度地震时的主动土压力系数，θ按表5.3.1取值。墙后块石棱体产生的地震土压力的土压力强度根据《水运工程抗震设计规范》（JTJ225-98）式（5.3.1-2），（5.3.1-3）计算。根据《水运工程抗震设计规范》（JTJ225-98）式（5.2.5）计算水平向地震惯性力，根据《水运工程抗震设计规范》（JTJ225-98）表5.1.4，图5.2.5（b）对KH，αi取值。

船舶荷载，各参数的计算根据《港口工程荷载规范》（JTJ215-98）第10.2.2

75

大连海洋大学本科毕业设计 第二部分 施工组织设计

条计算，作用在船舶上的计算风压力根据《港口工程荷载规范》（JTJ215-98）式（10.2.1-1）计算，风压不均匀系数，查《港口工程荷载规范》（JTJ215-98）表10.2.3取值。系缆力根据《港口工程荷载规范》（JTJ215-98）10.4节计算，系船缆夹角α，β按《港口工程荷载规范》（JTJ215-98）表10.4.3取值。根据《港口工程荷载规范》（JTJ215-98）第10.4.5条规定确定船舶系缆力标准值。 根据《重力式码头设计与施工规范》（JTJ290-98）第3.6.7条规定，计算基床顶面应力；根据《重力式码头设计与施工规范》（JTJ290-98）第3.6.6条规定，校核基床承载力是否满足要求。根据《重力式码头设计与施工规范》（JTJ290-98）第3.6.9条计算基床底面应力，根据《港口工程地基规范》（JTJ250-98）4.1、4.2节计算地基承载力，根据《港口工程地基规范》（JTJ250-98）式（4.2.8-1）计算受力层的最大深度，查《港口工程地基规范》（JTJ250-98）附录F求得NCB、NrB。根据《港口工程地基规范》（JTJ250-98）式（4.2.6-1）计算F‘K，验算地基承载力。根据《港口工程地基规范》（JTJ250-98）第5.1.3条规定，取极端低水位验算整体稳定性，根据《港口工程地基规范》（JTJ250-98）式（5.3.2-1）计算，γR根据《港口工程地基规范》（JTJ250-98）表5.4.1取值；偶然状况下根据《水运工程抗震设计规范》（JTJ225-98）第4.3.2条规定，取设计低水位计算，根据《水运工程抗震设计规范》（JTJ225-98）式（4.3.2-1）和（4.3.2-2）计算验算。

根据《防波堤设计与施工规范》（JTJ298-98）有关规定，确定胸墙顶高程。根据《海港水文规范》（JTJ213-98）有关规定，按式（8.2.3-1）、（8.2.3-2）、（8.2.3-3）、（8.2.3-4）和（8.2.3-5）计算正向规则波的爬高。根据《防波堤设计与施工规范》（JTJ298-98）式（4.2.4-1）和（4.2.4-2）计算护面块体稳定重量，式（4.2.18-1）计算护面层厚度。根据《防波堤设计与施工规范》（JTJ298-98）式（4.2.20）计算堤前最大波浪底流速。根据《海港水文规范》（JTJ213-98）式（8.2.11-2）和（8.2.11-3）计算无因次参数，式（8.2.11-1）计算波峰作用时胸墙上平均压力强度，式（8.2.11-4）计算胸墙上波压力分布高度。

76

大连海洋大学本科毕业设计 第二部分 施工组织设计

外文翻译

Chapter 3 WAVE TRANSFORMATIONS

The linear wave theory represents the simplest formulation, because it omits terms involving the wave height to the second and higher orders. This theory has been shown to be useful in many respects. But because of the assumption involved in the derivation its application should be limited to waves of small amplitude. When the wave height becomes relatively large, it is impossible to ignore the nonlinear terms which are neglected in small amplitude wave theory. That is to say, it is necessary to retain higher-order terms if the theory is to represent wave motions. In such cases a finite amplitude wave theory is necessary, and an outline of several such theories was discussed in the previous section. What are differences between the linear wave and the Stokes second-order wave? In respect of water surface displacement, the resulting Stokes second-order wave profile is much more peaked at the wave crest and flatter at the wave troughs than the sinusoidal wave form of the linear wave The general shape of the Stokes wave more closely conforms with the profile of swell waves as they enter shallow water and begin to transform. For the horizontal velocity, the velocities are greater under the crest but are reduced under the trough when compared with those of the linear wave. The water particle path over one wave cycle obtained with the Stokes wave theory is not a closed curve as in the small amplitude wave theory. Thus there results a so-called ”mass transport”.

It is important to know which of the various water wave theories to apply to a particular problem where the wave characteristics and water depth are specified. Generally speaking, the linear wave theory does well in deep water when wave steepness is small, while the Stokes wave theory proved to be more applicable when wave steepness is large. In the intermediate water, almost all kinds of wave theories could be used. The cnoidal wave theory and the solitary wave theory do well in shallow water.

77

大连海洋大学本科毕业设计 第二部分 施工组织设计

§3.1 Ocean wave characteristics

In the foregoing sections, regular waves of constant height, period, and direction were described. However, actual wind-generated waves are very irregular waves. By simply looking at the actual sea surface, one sees that the surface is composed of a large variety of waves moving in different directions and with different frequencies, phases and amplitudes. For an adequate description of the sea surface, a large number of waves must be superimposed to be realistic. In general, there are two ways to treat such irregular waves: one is to express them by representative wave characteristics in the statistical sense; the other is to describe them via the energy spectrum method. 1.Statistical characteristics of ocean waves

(Ⅰ) Definition of the wave height and period of irregular waves As stated previously, waves in nature rarely appear to look exactly the same from wave to wave, nor do they always propagate in the same direction. If a device to measure the water surface elevation as f unction of time was placed on a platform in the middle of the ocean, it might obtain a record such as that shown in the following figure.

An example of a record of irregular waves

It is necessary to define the wave height and period from a series of wave records. The zero-up crossing method is the one generally accepted at present. This method uses the time when the surface wave profile crosses

78

大连海洋大学本科毕业设计 第二部分 施工组织设计

the zero level (still water level) in the upward direction. The next task is to determine the statistically representative wave by using the above procedure.

An individual wave height is defined by the vertical difference between the maximum and minimum levels with adjacent zero-up cross points, and the corresponding wave period is defined by the interval of the two crossing points.

(Ⅱ) The statistically representative waves of a given wave group Designing in the ocean requires an adequate knowledge of possible wave heights. For example, in the design of a structure, the engineer may be faced with designing for the maximum expected wave height, the “highest possible ” wave, or some other equivalent wave height. Historically, several wave heights have become popular as characterizing the sea state.

The following five methods are currently used to define the representative wave: the maximum wave (Hmax, Tmax) corresponding to the maximum height in a given wave group, the one-tenth highest wave (H1/10, T1/10) corresponding to the average of the heights and periods of the one-tenth highest waves of a given wave group, the significant wave (H1/3, T1/3) corresponding to the average of the heights and periods of the one-third highest waves of a given wave group, the mean wave (H,T) corresponding to the mean wave height and period of a given wave group. The root-mean-square wave height for a given wave group is defined as

Hrms1N2HiNi1, where N is the number of waves constituting the wave

group.

To envision what these definitions mean, I like to give you an example. Consider a group of 21 wave heights measured at a point, as shown in the following table. Ordering these waves from the largest to the smallest and assigning to them a number from 1 to 21, H1/3 is defined as the average height of first (highest) 21/3=7 waves. Similarly, Hmax=4.9m, Tmax=8.0s, H1/10=4.7m, T1/10=7.5s, H1/3=3.6m, T1/3=7.8s, H=2.4m,T=7.0s, Hxms=2.66m.

Record Number

Wave Height (m) 79

Wave Period(s) Statistical Number

大连海洋大学本科毕业设计 第二部分 施工组织设计

1 0. 4.2 21 2 2.05 8.0 12 3 4.52 6.9 2 4 2.58 11.9 8 5 3.20 7.3 4 6 1.87 5.4 17 7 1.90 4.4 16 8 1.00 5.2 20 9 2.05 6.3 13 10 2.37 4.3 10 11 1.03 6.1 19 12 1.95 8.0 15 13 1.97 7.6 14 14 1.62 7.0 18 15 4.08 8.2 3 16 4. 8.0 1 17 2.43 9.0 9 18 2.83 9.2 7 19 2.94 7.9 6 20 2.23 5.3 11 21 2.98 6.9 5 It is clear that for the sea surface described by a single sinusoid wave, the waves are all of the same height and that Hmax ,H1/10 ,H1/3,H, and Hxms are equal to H.

Among these statistically representative waves, the significant wave is the most frequently used in the coastal engineering field. Because small waves are difficult to observe and measure in the presence of large waves, and because the large waves are more important, the significant wave was formulated. The significant wave height is defined as the average height of the highest one-third of the waves measured over a stated interval of time, usually 20 minutes. The number of the waves to be averaged is obtained by dividing one-third of the time duration of wave observation by the significant wave period, in turn defined as the average of the periods of the highest one-third of the waves and determined by averaging the individual periods of large, well-defined group waves. The significant wave height corresponds roughly to the wave height that is visually

80

大连海洋大学本科毕业设计 第二部分 施工组织设计

observed and estimated. The significant wave period has less physical meaning and can lead to appreciable error if an attempt is made to use it in calculations with the theoretical wave equations.

On the other hand, the probability that the wave height is greater than or equal to an arbitrary wave height can be obtained. Furthermore, we can obtain the cumulative height curve. The statistically representative waves defined by the excess cumulative probability can be found. For example, H1% represents a wave height which corresponding to the intersection of the 1st percentile with the cumulative height curve. 2.Wave height distribution and wave period distribution

(Ⅰ) Wave height distribution

According to the theoretical results presented by Longuet-Higgins, the wave height distribution in deep water can be expressed by the Rayleigh distribution curve provided that the frequency band is relatively narrow. The wave height probability density function p(H) follows from the Rayleigh probability distribution

H2pHdHexpdH22H4H

HUsing the wave height probability density function, the probability of an event occurring in which the wave height exceeds a given value and the one-nth highest wave height can be calculated. The maximum wave height cannot be determined as a definite value, but can be expressed as the most probable maximum value for a given number of waves N. That is to say, from statistical theory we can obtain important relationships using the distribution function for the wave height.

H1102.03H,H131.60H,Hrms1.13H, andHmax1.07lgN. (Ⅱ) Wave period distribution

It is known that wave period distributions differ corresponding to the

81

大连海洋大学本科毕业设计 第二部分 施工组织设计

wave development stages. However, it is accepted that the distribution of the wave period of a fully developed sea can be expressed as

4TpTdH2.74exp0.675dTTT

T3where p(T) is the wave period density distribution function. The above equation means that the probability density function of the square of the wave period, which is proportional to the wave length, follows the Rayleigh probability distribution. 3.Ocean wave energy spectra

As mentioned above, by simply looking at the actual sea surface, one sees that the surface is composed of a large variety of waves moving in different directions and with different frequencies, phases and amplitudes. For an adequate description of the sea surface, a large number of waves must be superimposed to be realistic. For example, consider two sine waves and their sum.

Based on the idea that the wave field might be well described by a sum of sinusoidal waves with different frequencies, the term “wave energy spectrum” is defined. The waves recorded at a wave staff generally are composed of components of many frequencies and amplitudes with different phases. If the amplitudes are plotted versus frequency, an amplitude spectrum results. More commonly used, however, is the energy spectrum, which is a plot of the square of amplitudes. Both of these spectra are line or discrete spectra in that each frequency component is discrete. The energy density spectrum, on the other hand, is a plot of the square of amplitudes over the frequency interval versus frequency, which is more popular, as the area under the curve is a measure of the total energy in the wave field.

Broadly speaking, wave energy density spectra are classified into frequency spectra and wave number spectra. The former spectra express the wave energy density distribution as a function of wave frequency, while the latter express it as a function of wave number. In fact, it has been

82

大连海洋大学本科毕业设计 第二部分 施工组织设计

shown that the wave number and the frequency are uniquely correlated.

(Ⅰ) Wave frequency spectrum (one-dimensional spectrum)

Here we consider the simple case of waves propagating in one direction. The surface elevation measured at a fixed point is expressed by

tancos2fntnn1

and the following equations are obtained:

ff12anEff2f

Based on wave data analysis as well as theoretical considerations,

02Efdfnumerous expressions for wave energy density spectra have been presented. Some of the representative spectra are introduced below.

(a). Pierson and Moskowitz Spectrum

48.110ggEfexp0.74452Uf2f19.5

This expresses the spectrum of a fully arisen sea due to a constant

32wind of sufficient duration. The shape of the present spectrum was derived on the basis of the wind wave data obtained by pressure-type wave gages attached to s ship’s body.

(b).Bretschneider Spectrum

HEf0.430gT2g21exp0.675Tff54

This spectrum is applicable to wind waves under finite fetch, and is valuable for estimating the wave spectrum when the statistically defined wave height and wave period are known.

(c).JONSWAP Spectrum

ffm2exp222fmEfg2f2455fexp4fm4



0.07,ffm0.09,ffm

83

大连海洋大学本科毕业设计 第二部分 施工组织设计

Extensive wave observations have been carried out under the auspices of the Joint North Sea Wave Project (JONSWAP). Based on a considerable amount of wave data obtained during ideal generation conditions, the above spectrum was proposed.

We can establish the contact between the statistical characteristics of ocean waves and the wave energy density spectrum; that is to say, the corresponding statistical characteristics of ocean waves can be determined when the wave energy density spectrum is known. When the frequency spectrum is given, the nth moment at the origin is defined by

mnfnEfdf0

For the cases n=0 and n=2,

m00E2

Investigations based on theory and observation verify that the following relations are valid for the present case,

m2f2EfdfH1.772m0 T(Ⅱ) Directional wave spectrum

During a storm, such as a hurricane, a great number of waves are present on the sea surface, coming from many different directions. To characterize this, a directional wave spectrum is used. This generalizes the frequency spectrum by adding the variable of wave direction.

The actual water surface profile of ocean waves varies widely in time as well as in space. Hence the surface elevation above the still water level can be expressed by the following equation.

m0m2

x,y,tancosxkncosnyknsinnntnn1

In general, the directional wave spectrum can be expressed by the

0022Ef,dfd84

大连海洋大学本科毕业设计 第二部分 施工组织设计

product of the frequency spectrum and a directional distribution function.

Ef,Efh

hd1

Some representative expressions for directional distribution function are introduced hereafter.

(a). Pierson, Neumann and James formula (b). SWOP formula

Several approaches have been taken to establish the directional wave spectra, but definite conclusions have not yet been reached owing to the inaccuracy of wave data.

85

大连海洋大学本科毕业设计 第二部分 施工组织设计

第3章波变换

线性波理论代表了最简单的表述，因为它遗漏了涉及波高二阶和更高阶项。 这一理论已被证明在许多方面是有用的。 但由于参与推导的假定及其应用只限于小振幅的波浪。 当海浪高度变得相对较大时，这是不可能忽略的在小振幅波理论被忽视的非线性项。 也就是说，有必要保留高阶项的，如果理论是用来代表波动。 在这种情况下，有限振幅波理论是必要的，并在上一章节讨论了几个这样的理论的概要。 线性波和斯托克斯二阶波之间的区别是什么？ 产生斯托克斯二阶波剖面在水面位移方面，斯托克斯波的一般形状更加紧密地符合他们进入浅水与涌浪的形状，并开始进行改造。，因为他们进入浅水区，并开始进行改造的涌浪。 对于水平速度，速度，下更大的波峰，但与线性波相比，减少槽下。 周期斯托克斯波理论得到过一浪的水粒子的路径是不是在小振幅波理论的封闭曲线。 因此，导致所谓的“大量运输”。

重要的是了解各种水波理论应用到波浪特征和水深指定一个特定的问题。 一般来说，线性波理论不深的水时，波陡较小，而斯托克斯波理论被证明是更适用于大波陡时。 在中间的水，几乎所有的各种波浪理论可以使用。 做好浅水的椭圆余弦波理论和孤立波理论。

§3.1海浪的特点

在上述部分，规则波恒定的高度，周期和方向进行了描述。 然而，实际的风力发电波是非常不规则波。 只需在寻找实际的海面，人们可以看到，表面上是一个种类繁多的移动在不同方向和不同的频率，相位和振幅的波组成的。 对于海面充分说明，必须大量的波叠加成为现实。 在一般情况下，有两种方法来探讨这种不规则波：代表波的特征之一，是表达他们在统计意义上，另一种是描述他们通过能谱法。

1.海浪的统计特性

（ 一 ）定义不规则波波高和周期

如前所述，波浪在自然界很少出现长得一模一样，从波来波，也不总是在同一方向传播。 如果水面高程测量时间为F的设备被放置在一个平台上，在海洋中，它可能获得如以下图所示的记录。

86

大连海洋大学本科毕业设计 第二部分 施工组织设计

不规则波记录的例子

定义一系列波记录的波高和周期，这是必要的。 零交叉方法是目前普遍接受的。 此方法使用时，面波剖面穿过零水平向上的方向（静水位）。 接下来的任务就是通过上述步骤确定统计代表波。

个人浪高被定义为与相邻的零交叉点的最高和最低水平之间的垂直差异和相应的波周期的定义是由两个交叉点的时间间隔。 （Ⅱ）一个给定的波组的统计学代表性的波

在海洋中的设计，需要足够的浪高知识。 例如，在结构设计，工程师可能面临的最大预期波高，“可能最高”的浪，或其他相等的波高设计。从历史上看，几个波高为特征的海面状况已成为流行的。

以下五个方法，目前用于定义代表波：在一个给定的波组的最大高度对应的最大波(Hmax, Tmax)，十分之一的最高波(H1/10, T1/10)对应到高峰时期的十分之一最高的一个给定的波组，显着波(H1/3, T1/3) 对应的平均高度和一个给定的波组有三分之一的波浪最高的时期平均波(H,T)相应的平均波高和一个给定的波组内。 对于一个给定的波组的根均方浪高被定义为 其中 N是构成波群波的数目。

Hrms1N2HiNi1 ，

87

大连海洋大学本科毕业设计 第二部分 施工组织设计

设想这些定义是什么意思，我想给你一个例子。 考虑一组21波在一个点测量的高度，如下表所示。 这些波从最大到最小的排列和分配给他们一个数字从1到21，H1/3被定义为第一（最高）21/3 = 7波的平均身高。 同样，Hmax=4.9m, Tmax=8.0s, H1/10=4.7m, T1/10=7.5s, H1/3=3.6m, T1/3=7.8s, Hxms=2.66m.

很显然，由一个单一的正弦波所描述的海面，海浪都是相同的高度和Hmax ,H1/10 ,H1/3,H和 H XMS 是等于 H。

其中代表性的统计学波，显着波在海岸工程领域中使用最频繁的。 由于小浪在大风浪面前难以观察和测量，因为大波是更重要的，制定了显着波。显著波高定义的平均身高最高的海浪三分之一，测量时间的间隔，通常为20分钟。 平均波的数量得到显着的波动周期波观测持续时间除以三分之一，反过来定义为海浪最高的三分之一期间的平均和平均各个时期的大决定，以及定义的组波的各个时期。 在视觉上观察和估计，显著波高大致对应浪高。 显着的波动周期有较少的物理意义，可导致明显的错误，如果试图在计算中使用的理论波动方程。 另一方面，浪高大于或等于任意波高度的概率可以得到。 此外，我们可以得到的累积高度曲线。 定义过剩的累积概率统计代表波都可以找到。 例如，H1% 代表了相应的累积高度曲线的1st

H=2.4m,

T=7.0s,

记录数 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 21 波高（米） 0. 2.05 4.52 2.58 3.20 1.87 1.90 1.00 2.05 2.37 1.03 1.95 1.97 1.62 4.08 4. 2.43 2.83 2.94 2.23 2.98 88 波周期（S） 4.2 8 6.9 11.9 7.3 5.4 4.4 5.2 6.3 4.3 6.1 8 7.6 7 8.2 8 9 9.2 7.9 5.3 6.9 统计数 21 12 2 8 4 17 16 20 13 10 19 15 14 18 3 1 9 7 6 11 5

大连海洋大学本科毕业设计 第二部分 施工组织设计

2.波高分布和波周期分布

（ 一 ）波高分布

据龙格-希金斯提出的理论成果，在深水波高分布可以表示瑞利 提供的频段比较窄的分布曲线。 波高概率密度函数p(H)从瑞利概率分布如下

H2pHdHexpdH2H24H

H使用的波高概率密度函数，可以计算出事件发生的概率，在浪高超过给定值和一个n个最高浪高。 最大波高，不能作为一个明确的定值确定，但可以被视为最有可能的波数的最高值N。也就是说，从统计理论，我们可以获取重要的波高分布函数的关系。

H1102.03H,H131.60H,Hrms1.13H，和Hmax1.07lgN。 （Ⅱ）波周期分布

据悉，波周期分布不同于相应的波发展阶段。 但是，它被接受，波周期的充分发展的分布可以表示为

4TpTdH2.74exp0.675dTTT

其中 P（T） 是波周期的密度分布函数。 上述方程表示的波周期，波长度成正比，这是概率密度函数如瑞利概率分布。

T33.海洋波能量谱

如上所述，通过简单地看实际的海面，人们可以看到，表面上是一个种类繁多的移动在不同方向和不同的频率，相位和振幅的波组成。 对于海面充分说明，必须大量的波叠加成为现实。 例如，考虑两个正弦波和它们的总和。

基于波场可能由不同频率的正弦波的总和的想法，“波能量谱”的定义。在波工作人员记录的波一般是由许多频率和振幅与不同阶段的组成部分。如果绘制的振幅与频率，振幅谱的结果。比较常用的，但是，是能量谱，这是一个振幅的平方。这些谱都是在每个频率分量是离散的线或离散谱，另一方面，能量密度频谱的振幅频率间隔与频率的平方，这是比较流行的，曲线下的面积是在波场的总能量的大小。

从广义上讲，波的能量密度谱分为频谱和波数谱。 前者频谱波频率的函数表示波的能量密度分布，而后者则表现为波数的函数。 事实上，它已被证明是唯一相关的波数和频率。

大连海洋大学本科毕业设计 第二部分 施工组织设计

（ 一 ）波频谱（一维谱）

这里，我们考虑简单的例子，在一个方向传播的波。 在一个固定点测量地表高程表达

tancos2fntnn1

和下面的公式得到：

ff12anEfff2

在波数据分析以及理论思考的基础上，已提出众多表达式波的能量密度谱。 下面介绍一些代表性的频谱。

（一）。 皮尔逊和莫斯科维茨频谱

4328.110ggEfexp0.74452f2U19.5f

这表达了足够的时间完全出现海的频谱是由于恒定的风。在风浪的船的身体压力式波计获得的数据的基础上，推导出目前频谱的形状。

（二）布氏频谱。

04Hg21Ef0.430exp0.67525gTfTf 此谱是适用于风浪有限取得，对于估计统计学定义的波高和波周期时被称为波谱是有价值的。

（三）北海联合计划波谱。

Efdf25fEfg2fexp4fm

0.07,ffm0.09,ffm

在联合北海波项目（JONSWAP）的主持下，已经开展了广泛的波浪观测。 在理想的一代条件下获得的波数据相当数量的基础上，提出了上述频谱。

我们可以建立海浪的统计特性和波的能量密度谱之间的联系;也就是说，可确定相应的统计特性的海浪，被称为波的能量密度谱。 当频谱定义在原点的 n 个时刻

2454ffm2exp222fmmnfnEfdf0

当 n = 0和 n = 2时，

m090

E2

大连海洋大学本科毕业设计 第二部分 施工组织设计

根据理论和观测的调查核实，下面的关系对于目前情况是有效，

0m2f2Efdf（Ⅱ）定向波谱

大量的波风暴，如飓风，目前在海面上，来自许多不同的方向。 表面上，用于定向波谱。 这概括频率谱的波方向的变量加入。

海浪的实际表面轮廓在时间以及空间变化很大。 因此，可以由下面的公式表示仍然在水位以上的地表高程。

H1.772m0

m0Tm2

x,y,tancosxkncosnyknsinnntnn1

在一般情况下，定向波频谱频谱产品和定向分布函数可表示。

Ef,Efh

0022Ef,dfd以下介绍了定向分布函数的一些有代表性的表达。 （一）皮尔逊，纽曼和詹姆斯公式 （二）交换的公式

已采取几种方法来建立定向波谱，但尚未达成明确的结论，由于波数据不准确。

hd1

91