圓矩形吸力式深水防波堤的循環(huán)承載力的高效計算方法1)

肖 忠 章嘉晨

(天津大學水利工程仿真與安全國家重點實驗室，天津 300072)

港口是國民經(jīng)濟的重要基礎設施，是國家對外開放、對內(nèi)輻射、吸收引進、聯(lián)動發(fā)展和融入全球化的橋梁和紐帶，防波堤是港口的重要構筑物，可阻斷波浪、維持港池水面平穩(wěn)，使船舶安全停泊和作業(yè)，同時兼具防止港池淤積和冰凌入侵的作用。為適應船舶大型化的需要，沿海港口逐漸向外海深水區(qū)發(fā)展，一般將從設計低水位起算水深超過20 m的防波堤稱為深水防波堤[1]。按結構型式劃分，國內(nèi)外深水防波堤主要包括拋石斜坡堤[2-4]、重力式預制沉箱直立堤[5]、樁基透空堤[6-8]、浮式防波堤[9-11]、吸力式桶形基礎防波堤[12-17]。當拋石斜坡堤用于深水防波堤時，因斷面面積大，所以石料用料大、外海拋石作業(yè)時間長，深水區(qū)往往浪大流急，拋石斜坡堤用于深水防波堤在造價和施工工期上不占優(yōu)勢；重力式預制沉箱直立堤是依靠沉箱結構和其內(nèi)填料自重實現(xiàn)抗傾、抗滑穩(wěn)定性，對地基承載力要求高，所以適用于地基承載力高的巖石或砂質(zhì)地基；樁基透空堤可用于地基軟弱的深水工況，但因為樁基抗水平能力、整體性相對較差且為透空式，所以只適用于波高較小且水流和泥沙對港內(nèi)水域影響不大的情況[1,7]；浮式防波堤對短波的掩護效果尚好，但對長波的透過率仍然存在缺陷且耐久性相對較差，故限制了其在實際工程中的應用，主要用于水深大但波浪小的水域或臨時防波[9]；吸力式桶形基礎防波堤屬于大直徑薄壁結構，其承載機理和極限狀態(tài)下的運動模式既不同于樁基，又不同于重力式結構，主要依靠桶側壁的摩阻力及入土段的主被動土壓力之差來維持結構穩(wěn)定性[18]，其結構輕，承載性能好，可以適用于軟土地基和深水惡劣波浪條件。

箱筒型基礎新型吸力式防波堤是在工程中最早應用的吸力式防波堤，其由天津大學和天津港集團等單位共同研究開發(fā)，每組下部吸力式基礎由四個鋼筋混凝土（或鋼）圓筒呈矩陣形排列，并通過圓筒間的四個連接墻連接在一起，基礎之上澆筑鋼筋混凝土蓋板，蓋板以上通過杯口圈梁安裝預制鋼筋混凝土圓筒，形成擋浪墻，如圖1所示。其采用浮運和負壓下沉工藝，省去了基槽挖泥、基床拋石、基床夯實和基床整平等一系列施工工序，充分縮短了在外海的作業(yè)時間，降低了外海施工的安全風險，能耗低，投資省，是一種優(yōu)良的新型深水防波堤。但是，在箱筒型基礎防波堤的建造和使用過程中，發(fā)現(xiàn)存在兩個主要問題，一是由于單組箱筒型基礎結構重量大，目前主要采用分體預制，需在大型半潛駁上整體拼裝后出運，并且這種出運方法占用半潛駁的時間過長，費用高，效率低；二是下部圓筒間的連接墻是這種結構的薄弱部分，易因應力集中出現(xiàn)混凝土開裂現(xiàn)象，影響結構的安全和耐久性，箱筒型基礎防波堤試驗段工程的原位觀測也表明，在箱筒型基礎防波堤的浮運、拖航和下沉三個階段的結構內(nèi)力極值均出現(xiàn)在下部連接墻上，且接近結構屈服應力。本文針對箱筒型基礎新型吸力式防波堤存在的這兩個主要問題，提出了圓矩形新型吸力式深水防波堤，其沒有復雜的拼接，不存在結構薄弱部分，受力均勻，單組重量相對比較輕，占用大型船機時間少，費用更省，能耗更低，施工效率更高，是一種更加優(yōu)良的新型深水防波堤，在我國淤泥質(zhì)海岸具有廣泛的應用前景。

圖1 箱筒型基礎新型吸力式防波堤Fig.1 A new type of suction breakwater with cylindrical foundation

van Dijk[19]指出對于軟黏土中吸力式基礎承載力的計算，需要考慮循環(huán)載荷作用下土體的強度弱化引起的承載力降低，但是目前國內(nèi)外相關規(guī)范[1,20-22]都沒有給出如何考慮軟黏土循環(huán)弱化效應對吸力式基礎承載力的影響。另外，吸力式深水防波堤除了受到自身重力外，還受到水平波浪力和由其引起的力矩的復合循環(huán)加載作用，不同方向的復合加載對于基礎承載力存在耦合效應，如何快速量化多方向循環(huán)加載后吸力式深水防波堤復合承載力的演化是亟待解決的問題。本文基于循環(huán)強度概念和基礎承載力的破壞面理論，建立了圓矩形吸力式深水防波堤的循環(huán)承載力的高效計算方法，可考慮軟黏土循環(huán)弱化效應對吸力式基礎承載力的影響，可快速量化多方向循環(huán)加載后吸力式深水防波堤復合承載力的演化，對于分析此類建造物在深水極端波浪條件下的穩(wěn)定性和承載機理，減少其在軟土地基和極端波浪條件下的動力災變具有指導意義。

1 圓矩形吸力式深水防波堤

1.1 組成

每組圓矩形吸力式深水防波堤結構由下部圓矩形薄壁基礎、內(nèi)隔墻、蓋板、杯口圈梁和一個上部擋浪圓筒組成，如圖2所示。這種圓矩形新型吸力式防波堤結構的內(nèi)隔墻將下部吸力式基礎分為8個隔艙，均設有通氣閥，可采用充氣浮運和負壓下沉工藝，并且因為隔艙是對稱的，通過控制各個隔艙頂部蓋板上的通氣閥的充氣量或排氣排水量，可以很好地保證這種結構在充氣浮運和負壓下沉過程中的垂直度，具有很好的自我糾偏能力，并且下部吸力式基礎不存在結構薄弱部分，受力均勻。另外，由于這種結構單組重量比箱筒型基礎防波堤減少近一半，可以利用氣囊整體出運，省去了在大型半潛駁上進行的整體拼裝工序，大幅減少了大型船機的使用費用，可多條生產(chǎn)線預制和下水浮運，大大提高了生產(chǎn)效率。

圖2 圓矩形吸力式深水防波堤的三維示意圖Fig.2 Three-dimensional diagram of circular and rectangular suction deepwater breakwater

1.2 施工工序

圓矩形新型吸力式深水防波堤的主要施工工序如下：首先制作一運輸?shù)装澹瑫r作為圓矩形吸力式防波堤整體預制的臺模，在運輸?shù)装迳喜捎没侥０寮夹g整體預制圓矩形薄壁墻和內(nèi)隔墻，并將預制的蓋板在其上現(xiàn)澆連接，然后澆筑杯口圈梁和安裝上部擋浪墻，通過氣囊頂升、氣囊出運等水運工程施工技術將運輸?shù)装搴鸵唤M圓矩形新型吸力式深水防波堤由預制場整體出運，然后直接通過斜坡下水，乘潮充氣浮運到施工地點，或者整體出運到半潛駁上，出運至一定水深后再充氣浮運至施工地點，這樣將不使用半潛駁或減少半潛駁的占用時間；到達施工地點后，利用負壓下沉工藝將圓矩形吸力式防波堤下沉到設計深度，并拋填護底以防止基礎底部地基被沖刷。

2 基于Tresca屈服準則的天津海積軟土循環(huán)強度模型

2.1 天津海積軟土循環(huán)強度公式

吸力式深水防波堤受到的載荷包括：由自重產(chǎn)生的豎向靜載荷，由波浪力產(chǎn)生的水平循環(huán)載荷和傾覆力矩循環(huán)載荷，所以嵌固吸力式深水防波堤的每個土單元既受到由防波堤自重引起的初始靜應力σs，又受到由波浪力引起的循環(huán)動應力σd。土單元在靜載荷作用下的強度稱為靜強度，可用靜三軸壓縮強度σf或靜剪切強度su表示（兩者關系為σf= 2su）；同樣土單元在靜應力、循環(huán)應力耦合作用下的破壞強度稱為循環(huán)強度σf,c（可用土單元剪切循環(huán)強度su,c表示，其為σf,c/2），其等于土單元在循環(huán)載荷作用N次后達到破壞應變εf時所承受的初始靜應力σs和循環(huán)應力σd的和，反映了土單元承受靜載荷和循環(huán)載荷共同作用的能力[23]。將循環(huán)強度σf,c與靜強度σf的比值稱為循環(huán)強度與靜強度比，循環(huán)強度的概念最早由Andersen等[24]針對波浪載荷作用下的重力式平臺基礎的穩(wěn)定性分析提出，他們通過大量軟土動三軸試驗，得出循環(huán)強度和靜強度比為初始靜應力比σs/σf，選取的破壞應變εf和循環(huán)次數(shù)N的函數(shù)，稱為循環(huán)強度公式，如式（1）表示，可通過循環(huán)三軸試驗的結果擬合得到。

對文獻[25]給出的天津海積軟土不排水循環(huán)三軸試驗數(shù)據(jù)進行整理分析，該試驗選取的初始靜應力比 σs/σf分別為 0，0.2，0.4，0.6，0.8，對不同的初始靜應力比工況，又分別施加了不同的循環(huán)應力比σd/σf。圖3中的散點圖為不同的初始靜應力比和循環(huán)應力比時土樣的循環(huán)累積應變εp隨循環(huán)次數(shù)N的變化規(guī)律。

對圖3中的散點進行擬合，得到循環(huán)累積應變εp的擬合公式見式（2）～式（10），圖3中的曲線為擬合曲線，可見具有較好的擬合精度。

其中

其中l(wèi)和m為式（2）中εp關于N的擬合參數(shù)；k和t為式（4）中m關于σd/σf的擬合參數(shù)；a，b和c為式（7）中m關于σd/σf的擬合參數(shù)。

選取土樣破壞應變εf為10%，根據(jù)圖3進一步繪出天津海積軟土的循環(huán)強度曲線，如圖4所示，散點圖為試驗值。對圖4中的散點進行擬合，得到循環(huán)強度公式見式（11）～式（14），圖4中的曲線為循環(huán)強度試驗點的擬合曲線，試驗值和擬合值的最大誤差小于1%，可見擬合精度高。

圖3 不同的初始靜應力比和循環(huán)應力比時土樣的循環(huán)累積應變隨循環(huán)次數(shù)的變化圖Fig.3 Variation of the cyclic cumulative strain of soil samples with the number of cycles for different initial static stress ratios and cyclic stress ratios

圖4 天津海積軟土的循環(huán)強度曲線Fig.4 Cyclic strength curve of Tianjin marine soft soil

其中

p1，p2和p3為式（11）中循環(huán)強度與靜強度比（σf,c與σf分別表示廣義的循環(huán)強度與靜強度，可以為壓縮強度或剪切強度，一般取剪切循環(huán)強度su,c與剪切靜強度su）關于N和σs/σf的擬合參數(shù)。

2.2 軟土循環(huán)強度的數(shù)值方法實現(xiàn)與驗證

海積軟土的滲透系數(shù)很小，計算其上建筑物的承載力時軟土本構模型可采用Tresca屈服準則[26]，對應的土單元屈服強度為不排水靜剪切強度su。大多有限元通用軟件均自帶Mohr-Coulomb屈服準則，當摩擦角取為0時，Mohr-Coulomb屈服準則演化為Tresca屈服準則。當評估靜載荷作用下海積軟土上建筑物的承載力時，Tresca屈服準則對應的土單元屈服強度取不排水靜剪切強度su；當評估靜載荷和循環(huán)載荷耦合作用下海積軟土上建筑物的承載力時，Tresca屈服準則對應的土單元屈服強度取剪切循環(huán)強度su,c。根據(jù)式（11），在選取εf為10%時，每個土單元的su,c按式（11）進行計算。

式（11）為推導出的εf為10%時，基于Tresca屈服準則和循環(huán)三軸試驗數(shù)據(jù)得出的天津海積軟土的循環(huán)強度模型，在有限元通用軟件中可通過對Tresca屈服準則進行修正和二次開發(fā)將此模型嵌入到有限元軟件中，從而計算任意建筑物的循環(huán)承載力。Xiao等[27]通過實時計算循環(huán)載荷作用下軟土的軟化情況，建立了可考慮軟基軟化效應的海洋淺基礎的承載力計算方法，但計算時間長，相比該方法，本文建立的方法只需計算循環(huán)載荷作用N次后的軟土軟化情況，即可評估海洋建筑物的承載力，計算高效。具體進行軟土本構二次開發(fā)時，首先將土單元屈服強度取為su，由Tresca屈服準則計算每個土單元的σs/σf；然后根據(jù)式（11）計算每個土單元的su,c；再以每個土單元的su,c作為Tresca屈服準則的新屈服強度，重新進行軟基上建筑物的承載力計算，即可得到其循環(huán)承載力。本文在有限元軟件ABAQUS中利用USDFLD子程序?qū)崿F(xiàn)了該軟土本構的二次開發(fā)，子程序定義了1個場變量和1個狀態(tài)變量，場變量用于存儲su,c與su的比值，狀態(tài)變量用于存儲σs/σf；在第一個分析步計算中，施加靜載荷，通過調(diào)用GETVRM程序提取每個土單元的初始靜應力，計算出初始靜應力比，并存儲到狀態(tài)變量中，根據(jù)式（11）得出不同土單元的su,c與su的比值，將其賦值給場變量；以此給出新的計算分析步中每個土單元的屈服強度，施加靜載荷和循環(huán)載荷，計算出防波堤的循環(huán)承載力。

2.3 模型驗證

在有限元軟件ABAQUS中利用二次開發(fā)的可考慮軟土弱化效應的天津海積軟土的循環(huán)強度模型，建立循環(huán)三軸試驗中的土樣，劃分為一個單元，模擬循環(huán)三軸試驗工況，得出循環(huán)強度與靜強度比的有限元計算值，并與循環(huán)三軸試驗值進行對比，見表1，其中破壞應變和破壞振次分別選取為10%。由表1可見，循環(huán)強度與靜強度比的有限元計算值與試驗值誤差的絕對值不超過4%，證明了本文二次開發(fā)程序的正確性。

表1 循環(huán)強度與靜強度比的有限元計算值與試驗值的對比Table 1 Comparison between finite element calculated value and experimental value for cyclic strength to static strength ratio

3 圓矩形吸力式防波堤的循環(huán)承載力

3.1 有限元模型

圓矩形吸力式防波堤的寬度記為D，本文有限元模型中D取12 m，中間矩形部分長度為15 m，兩邊圓形部分的直徑與防波堤的寬度相同，則圓矩形防波堤結構的長度B為27 m，不同組的防波堤的間距記為s，取1 m，采用鋼筋混凝土預制，桶壁和隔板厚度t取0.3 m，上部蓋板厚取0.5 m，結構入土深度記為d，取基礎深徑比d/D= 0.25，0.5，0.75，1，具體平面尺寸如圖5所示。

圖6為圓矩形吸力式防波堤和地基系統(tǒng)的有限元模型（以d/D= 0.75為例），由于波浪載荷通常垂直作用于防波堤的軸線，為了提高計算效率，可以利用防波堤結構的對稱性取其一半進行簡化，為減小有限元計算過程中地基邊界效應對防波堤承載力的影響，模型土體計算區(qū)域的長度和深度尺寸均取為10B，以確保土體邊界距離防波堤足夠遠，同時將地基面設置為固定邊界，垂直于波浪方向的兩個土體側面設置成對稱邊界，平行于波浪方向的兩個土體側面設置為固定邊界。圓矩形吸力式防波堤與地基接觸的土體均劃分了一層厚度為0.15 m的網(wǎng)格薄層，為保證計算精度和加快計算速度，劃分網(wǎng)格時防波堤附近的網(wǎng)格較密集，越靠近土體邊界處的網(wǎng)格越稀疏，如圖6所示，有限元模型網(wǎng)格數(shù)量約40 000個，采用更適用于計算不排水軟土地基上建筑物承載力的八節(jié)點雜交實體單元（C3D8H）[26]。

圖6 圓矩形吸力式深水防波堤的三維有限元模型圖Fig.6 Three-dimensional finite element model of circular and rectangular suction deepwater breakwater

土體本構采用上文建立的可考慮軟土在循環(huán)載荷下的弱化效應的Tresca屈服準則，其中破壞應變和破壞振次分別選取為10%和1 000次（考慮到一次風暴潮的波浪循環(huán)次數(shù)約為1 000次）。土體的不排水靜剪切強度su隨深度z按式（15）呈線性變化。

式中sum為泥面處（z= 0）的土體不排水剪切強度，k為土體不排水剪切強度隨深度z的變化率。同時定義土體剪切強度不均勻程度指標κ為

本文取κ = 0（均質(zhì)土），1，2，6和20進行研究。由于防波堤為鋼筋混凝土材料，其剛度遠大于土體的剛度，因此將防波堤設為剛體，參考點選在圓矩形基礎底部的幾何中心處。由于圓矩形吸力式防波堤為吸力式基礎，在上拔載荷或傾覆力矩作用下，基礎內(nèi)部會產(chǎn)生超負孔隙水壓力，形成抵抗外部載荷的吸力作用，可防止基礎與地基土脫離[26,28]，所以基礎內(nèi)部接觸面采用綁定約束，防波堤底部和外部與土體的接觸面采用法向硬接觸和切向“罰”接觸，同時防波堤上的接觸面均設為主接觸面，土體上的接觸面均設為從接觸面，摩擦系數(shù)取0.3?，F(xiàn)有研究[26,28]和本文計算結果均表明吸力式基礎承載力可以進行無量綱化，載荷和位移符號規(guī)定見表2，表2中su0取為基礎底面以下D/4處的土體不排水剪切強度，A為基礎底面面積，B為基礎長度。對于同一平面內(nèi)的豎向力V、水平力H和力矩M的復合加載，施加位移和載荷的方向的正負規(guī)定采用右手準則。

表2 載荷和位移符號規(guī)定Table 2 Notations for loads and displacements

為了得到圓矩形吸力式深水防波堤的各單向承載力系數(shù)，可分別在其剛體參考點上施加豎向位移w、水平位移u和轉(zhuǎn)角位移θ，直至反力不再隨位移增大而增大，出現(xiàn)塑性屈服平臺，認為地基達到破壞狀態(tài)，此時的反力稱為其單向極限承載力。多方向載荷復合加載下傳統(tǒng)的建筑物穩(wěn)定性分析方法主要側重于地基的豎向極限承載力，采用傾斜載荷與偏心載荷的線性疊加來考慮V，H，M的復合加載作用，但不能考慮H和M的相互作用；不能同時考慮基礎的幾何形狀、埋深和地基強度不均勻程度對結構承載力破壞包絡面的影響；不能模擬土與結構間復雜的接觸面特性；不能直觀顯示組合載荷趨近破壞面的載荷路徑。近年來興起的有限元結合承載力破壞包絡面理論的方法可解決傳統(tǒng)理論的以上缺點，此理論根據(jù)有限元計算結果，將地基達到破壞時結構上各個載荷分量在三維載荷空間（VHM）中形成的外凸的曲面定義為基礎承載力的破壞包絡面。若作用在結構上的載荷位于破壞包絡面內(nèi)部，基礎承載力滿足要求；反之，失穩(wěn)。VHM破壞包絡面的具體計算步驟如下：第一步給土體加重力，第二步加豎向靜載荷，第三步在參考點施加不同的水平位移u和轉(zhuǎn)角位移θ的組合，計算同一平面內(nèi)的不同H和M的組合加載下的極限承載力，并在載荷空間繪出，連成線即可得出不同豎向靜載荷作用下的HM破壞包絡線，不同豎向靜載荷作用下的HM破壞包絡線連成面即可組成VHM破壞包絡面。

當圓矩形吸力式防波堤的中間矩形部分長度為0且無內(nèi)隔板時即為單桶基礎，當不考慮軟土弱化效應時，本文有限元模型計算的單桶基礎承載力系數(shù)與文獻[29]同工況計算結果的對比見表3，結果比較一致，說明本文有限元模型計算結果是可靠的。

表3 當不考慮軟土弱化效應時本文有限元模型計算的單桶基礎承載力系數(shù)與文獻[29]計算結果的對比Table 3 The comparison for the bearing capacity factor of single bucket foundation between the finite element result in this paper and that of Ref.[29] when the softening effect of soft soil is not considered

3.2 循環(huán)承載力的HM破壞包絡面

圖7和圖8分別給出了無量綱化和歸一化的圓矩形吸力式防波堤的循環(huán)承載力的HM破壞包絡面（此時假設V= 0）。由圖7可見圓矩形吸力式防波堤循環(huán)承載力的HM破壞包絡面大小隨著基礎深徑比d/D的增大而逐漸擴大；并且在水平載荷H和力矩載荷M同向的區(qū)域（第一象限），HM破壞包絡面大小隨d/D的增大向外擴張較大，說明增加防波堤基礎埋深可同時大大提高其抵抗水平波浪力和由波浪力引起的力矩的能力。由圖8可看出隨著基礎埋深的增大，歸一化的圓矩形吸力式防波堤的循環(huán)承載力的HM破壞包絡面在水平載荷H和力矩載荷M同向區(qū)域逐漸向外有較明顯的擴張，在反向區(qū)域略微向內(nèi)收縮。

圖7 無量綱化的圓矩形吸力式防波堤的循環(huán)承載力的HM破壞包絡面Fig.7 The dimensionless HM failure envelopes of cyclic bearing capacity for circular and rectangular suction breakwater

圖8 歸一化的圓矩形吸力式防波堤的循環(huán)承載力的HM破壞包絡面Fig.8 The normalized HM failure envelopes of cyclic bearing capacity for circular and rectangular suction breakwater

3.3 循環(huán)承載力的VHM破壞包絡面

圖9給出了無量綱化的圓矩形吸力式防波堤的循環(huán)承載力的VHM破壞包絡面。由圖9可見，圓矩形吸力式防波堤循環(huán)承載力的VHM破壞包絡面大小隨著豎向載荷V/Vult的增大先向外擴大再向內(nèi)收縮。V/Vult= 0.5時，VHM破壞包絡面最大，在豎向載荷V/Vult從0增大到0.5時，VHM循環(huán)破壞包絡面有很大幅度的擴張；在V/Vult從0.5增大到0.75時，VHM破壞包絡面小幅內(nèi)縮。此變化規(guī)律與土體的循環(huán)強度隨著初始靜應力的增大先增大后減小的規(guī)律一致，可見在一定范圍內(nèi)適當增加防波堤的重力有利于提高其循環(huán)承載力，水深越深時，因上部擋浪圓筒高度增加，圓矩形吸力式防波堤自重增大。

圖9 無量綱化的圓矩形吸力式防波堤的循環(huán)承載力的VHM破壞包絡面Fig.9 The dimensionless VHM failure envelopes of cyclic bearing capacity for circular and rectangular suction breakwater

3.4 循環(huán)前后承載力破壞包絡面的演化

在循環(huán)載荷作用前對應的圓矩形吸力式防波堤的承載力破壞包絡面是不考慮軟土循環(huán)弱化效應的，循環(huán)后則考慮。圖10和圖11分別給出了圓矩形吸力式防波堤在d/D= 0.75，κ = 20和d/D= 1，κ = 2時循環(huán)前后的承載力破壞包絡面。由圖10和圖11可見，因考慮軟土循環(huán)弱化效應，循環(huán)后圓矩形吸力式防波堤的承載力破壞包絡面均比循環(huán)前的破壞包絡面有所收縮；在循環(huán)前，隨著豎向載荷V/Vult的增大，無量綱化的HM破壞包絡面逐漸向內(nèi)縮小，在循環(huán)后，隨著豎向載荷V/Vult的增大，HM破壞包絡面先向外擴大，再向內(nèi)收縮。在豎向載荷V/Vult較小時，考慮軟土循環(huán)弱化效應的圓矩形吸力式防波堤的承載力破壞包絡面比循環(huán)前大幅縮小，但是隨著豎向載荷的增大，循環(huán)后的包絡面收縮幅度減小，循環(huán)前后的包絡面大小差距逐漸變小，循環(huán)弱化效應減小，說明在一定范圍內(nèi)適當增加防波堤的重力有利于減小軟土循環(huán)弱化效應引起的防波堤承載力的降低程度。

圖10 圓矩形吸力式防波堤在d/D = 0.75，κ = 20時循環(huán)前后的承載力破壞包絡面Fig.10 The failure envelopes of bearing capacity for circular and rectangular suction breakwater before and after cyclic loading when d/D = 0.75，κ = 20

圖11 圓矩形吸力式防波堤在d/D = 1，κ = 2時循環(huán)前后的承載力破壞包絡面Fig.11 The failure envelopes of bearing capacity for circular and rectangular suction breakwater before and after cyclic loading when d/D = 1，κ = 2

4 結論

本文歸納總結了國內(nèi)外深水防波堤的主要結構型式，提出了圓矩形新型吸力式深水防波堤?；谘h(huán)強度概念和基礎承載力的破壞面理論，建立了圓矩形吸力式深水防波堤的循環(huán)承載力的高效計算方法，得到的主要結論如下。

（1）圓矩形吸力式防波堤循環(huán)承載力的HM破壞包絡面大小隨著基礎深徑比d/D的增大而逐漸擴大；并且在水平載荷和力矩載荷同向的區(qū)域，HM破壞包絡面大小隨d/D的增大向外擴張較大，說明增加防波堤基礎埋深可同時大大提高其抵抗水平波浪力和由波浪力引起的力矩的能力。

（2）圓矩形吸力式防波堤循環(huán)承載力的VHM破壞包絡面大小隨著豎向載荷V/Vult的增大先向外擴大再向內(nèi)收縮，其中V/Vult= 0.5時，VHM破壞包絡面最大，在豎向載荷V/Vult從0增大到0.5時，VHM循環(huán)破壞包絡面有很大幅度的擴張；在V/Vult從0.5增大到0.75時，VHM破壞包絡面小幅內(nèi)縮，此變化規(guī)律與土體的循環(huán)強度隨著初始靜應力的增大先增大后減小的規(guī)律一致，適當增加防波堤的重力有利于提高其循環(huán)承載力。

（3）因考慮軟土循環(huán)弱化效應，循環(huán)后圓矩形吸力式防波堤的承載力破壞包絡面均比循環(huán)前的破壞包絡面有所收縮。在豎向載荷V/Vult較小時，考慮軟土循環(huán)弱化效應的圓矩形吸力式防波堤的承載力破壞包絡面比循環(huán)前大幅縮小，但是隨著豎向載荷的增大，循環(huán)后的包絡面收縮幅度減小，在一定范圍內(nèi)適當增加防波堤的重力有利于降低軟土循環(huán)弱化效應引起的防波堤承載力的降低程度。