波浪对高桩码头上部结构的作用力计算

第6章水工建筑物6.1 建设内容本工程拟建5万t级通用泊位2个。

水工建筑物包括码头平台、固定引桥与护岸。

结构安全等级均为二级。

6.2 设计条件6.2.1 设计船型5万t级散货船：船长×船宽×型深×满载吃水=223×32.3×17.9×12.8m6.2.2 风况基本风压 0.70Kpa按九级风设计，风速为22m/s，超过九级风时，船舶离港去锚地避风。

6.2.3 水文（1）设计水位（85国家高程）设计高水位： 2.77m 极端高水位： 4.18m设计低水位： -2.89m 极端低水位： -3.96m（2）水流水流设计流速 V=1.2m/s流向：与船舶纵轴线平行。

（3）设计波浪：波浪重现期为50年，设计高水位下H1%=1.81m; H4%=1.52m;H13%=1.22m;T mean=3.8s，L=22.96m。

6.2.4 地质条件码头平台与固定引桥区在勘察控制深度范围内地基土层为海陆交互相沉积、陆相冲洪积成因类型和凝灰岩风化岩层，从上而下分别为淤泥、块石、残积粘性土、强风化凝灰岩与中风化凝灰岩。

其中淤泥层厚为20.95m ～51.15m ；块石厚度分布不均；残积粘性土厚度3.5～9.69m ；强风化凝灰岩厚度分布不均；中风化凝灰岩最大揭露厚度为5.70m ，未揭穿。

其物理力学性质指标见表3-2。

护岸与陆域部分在勘察控制深度范围内地基土层自上而下分别为耕土、淤泥、粘土、角砾混粉质粘土、粘土、含角砾粉质粘土、强风化基岩与中等风化基岩等。

其中，淤泥厚15.50～37.00m ；粘土层厚0.7～26.00m ；角砾混粉质粘土厚0.8～16.00m ；含角砾粉质粘土厚4.5～32.80m ；强风化基岩厚0.2～3.70m ；中等风化基岩最大揭露深度为6.90m ，未揭穿。

其物理力学性质指标见表3-3。

6.2.5 设计荷载 6.2.5.1 船舶荷载 （1）系缆力[]sin cos cos cos y x F F K N n αβαβ=+∑∑ 式中：∑x F ，∑y F ——分别为可能同时出现的风和水流对船舶作用产生的横向分力总和及纵向分力总和(kN)；K ——系船柱受力分布不均匀系数，K 取1.3； n ——计算船舶同时受力的系船柱数目，取n=5； α——系船缆的水平投影与码头前沿线所成的夹角(°)，取α=30°；β——系船缆与水平面之间的夹角(°)，取β=15°。

大丰港波浪力计算一、工程概况：（一）工程规模、结构形式及主要尺寸1、工程规模：本工程为两个5000吨级泊位，散货、多用途泊位各一个。

2、引桥全长390米，宽15米，采用高桩梁板结构，桩径800mm，排架间距15米，引桥共142根桩，桩长均为35米。

码头全长269米，宽35米，排架间距7米，高桩梁板结构。

3、桩型介绍：桩基采用PHCΦ800C型高强砼管桩，全称为先张法预应力离心高强砼管桩（Prestressed Spum High Strenth Concrete Pipe Piles），PHC为其英文单词的缩写。

砼设计标号为C80。

（二）、工程地理位置：大丰港位于江苏省大丰市境内，处于江苏沿海从连云港至长江口近千公里港口空白带的中部。

（三）工程区域自然情况：港址海岸由潮滩淤长和人工围垦形成，岸滩宽5KM左右，码头区域处于无掩护地带。

大丰港规划区潮位及波浪观测，在历史上几乎是空白，提供有关气象资料显示：港区夏季风影响显著，夏季多为东南风，频率占57%，冬季受寒潮影响，以西北风为主，频率可达53%，全年出现≥5级风的天数，平均为20天；≥6级风的平均天数为8.5天，影响本地区的台风平均次数为每年0.6次，多出现在7—9月份，龙卷风平均为三年发生一次。

施工地点设计波浪要素（设计高水位）5年一遇波浪H1%4.4m,2年一遇波浪H1%3.9m。

潮流流速达1.8m/s，流向方向角171度。

本海域为强流海区，主流向与岸线大致平行，似呈南北向往复流，涨潮流向偏南，落潮流向偏北。

设计高水位为+5.07m,设计低水位为+0.46m。

（四）于1997 年12月，某公司承担在工程拟建位置打一组试桩，试桩为四根600×600mm的砼方桩，桩长47m，砼标号R50。

桩打完后用16#槽钢连成了整体。

20几天后四根桩全部倒入水中。

所以，我部在打桩之前先进行桩的抵抗波浪力计算。

二、计算波浪力1、已知：五年一遇波高：H=4.4m ;设计高潮位: 5.07m ;周期: T=8.5s; 桩位处泥面标高: -5.0m;水深:d=5.07+5.0=10.07m;海水容重:ρ=1.006×103 kg/m3; g=10m/s2⑴波长①L0=gT2/2π=10×8.52/2π=114.99m (深水波)②Ls=T=8.5×=85.3m (浅水波)由于d=10.07<L/2 ,属于浅水波,取波长为85.3m。

试验一高桩码头上部结构受力特性试验1试验目的高桩码头试验模型几何比尺5:1，模型长5.2m，宽2.5m，为装配式结构。

高桩码头上部结构受力特性试验主要是通过试验了解板梁式高桩码头的结构组成、传力机理和在垂直外荷载作用下板梁式高桩码头纵横梁受力特性。

2 试验内容1.在垂直外荷载作用下码头纵梁振弦式应变计的频率测试。

2.在垂直外荷载作用下码头横梁振弦式应变计的频率测试。

3 试验设备及仪器码头模型、振弦式应变计、采点箱、振弦频率仪、计算机、垂直加压系统、电源、台秤、铅块。

4试验的基本原理1、高桩码头工作原理：通过桩台把码头上的荷载分配给桩，桩再把荷载传到地基中。

其中垂直方向的荷载以均布力和集中力的形式由面板→纵梁→横梁→桩基→地基2、测量原理：测试码头纵横梁的振弦式应变计的频率，转化为码头纵横梁的受力状况。

其中振弦式应变计计算原理：1122Efl lσερρ==→224lfEρε∆=∆→2=k fε∆∆3、应变计粘贴方式如下图，利用这些应变计测量纵横梁上内力变化图1 高桩码头模型图5实验步骤1、阅读和掌握实验目的、实验要求以及实验内容。

2、了解高桩码头结构组成、传力机制、纵横梁受力特性，熟悉掌握实验原理与操作方法。

3、开启振弦频率仪、计算机电源，打开振弦频率仪的联机软件。

4、按动振弦频率仪的Ec功能键，选择Ec9命令菜单，进入100点自动扫描自动定时测量状态，再按下RET键，开始进行测量。

5、待数据测量完毕后，按动Pr键，选择Pr8命令菜单，进入串口向计算机送数状态，再按下RET键，开始向计算机送入数据。

6、打开联机软件操作菜单，从仪器中接收数据，起始点号选择000，终止点号选择039。

7、将自控行车移动到设计的试验点位置，施加垂直荷载，重复4～6步骤，卸荷。

8、重复4～9步骤，直至设计荷载试验完毕。

6实验数据记录及计算6.1垂直力在边跨1加载时纵横梁内力统计表表1边跨1加载情况下纵梁内力表应变计位置编号初始值f0加荷后值f1频率的平方差△f2仪器灵敏度系数K应变值△ε混凝土弹性模量E使用期惯性矩I z中性轴距离y弯矩值△Mmm Hz Hz με/HzμεKpa m4m K·Nm 285 20 1114 1115 2229 8×10-4 1.78 2.8×107 3.32×10-50.073 0.023 495 21 1346.3 1346.6 807.87 8×10-40.65 2.8×107 3.32×10-50.073 0.008 705 22 718.5 719.4 1294.11 7.6×10-40.98 2.8×107 3.32×10-50.073 0.013 915 23 803.8 808 6769.56 7.59×10-4 5.14 2.8×107 3.32×10-50.073 0.065 1125 24 1009.8 1010.7 1818.45 8×10-4 1.45 2.8×107 3.32×10-50.073 0.019 1685 25 1141.6 1141.6 0 8×10-40.00 2.8×107 3.32×10-50.073 0.000 1895 26 1199.6 1200.3 1679.93 8×10-4 1.34 2.8×107 3.32×10-50.073 0.017 2105 27 1684.3 1684.3 0 8×10-40.00 2.8×107 3.32×10-50.073 0.000 2315 28 977.5 977.6 195.51 7.78×10-40.15 2.8×107 3.32×10-50.073 0.002 2525 29 988.7 988.5 -395.44 7.93×10-4-0.31 2.8×107 3.32×10-50.073 -0.004 3080 30 1117.8 1117.7 -223.55 8×10-4-0.18 2.8×107 3.32×10-50.073 -0.002 3290 31 1091.9 1091.9 0 8×10-40.00 2.8×107 3.32×10-50.073 0.000 3500 32 1259.8 1259.9 251.97 8×10-40.20 2.8×107 3.32×10-50.073 0.003 3710 33 1092.2 1092.1 -218.43 8×10-4-0.17 2.8×107 3.32×10-50.073 -0.002 3920 34 938.2 938.2 0 8×10-40.00 2.8×107 3.32×10-50.073 0.000应变计位置编号初始值f0加荷后值f1频率的平方差△f2仪器灵敏度系数K应变值△ε混凝土弹性模量E使用期惯性矩I z中性轴距离y弯矩值△Mmm Hz Hz με/HzμεKpa m4m K·Nm 240 0 1376.6 1376.2 -1101.12 8×10-4-0.88 2.8×1077.74×10-50.0951 -0.020 395 1 1262.6 1262.1 -1262.35 8×10-4-1.01 2.8×1077.74×10-50.0951 -0.023 550 2 1232.9 1232.5 -986.16 8×10-4-0.79 2.8×1077.74×10-50.0951 -0.018 850 3 1335.9 1335.1 -2136.8 8×10-4-1.71 2.8×1077.74×10-50.0951 -0.039 1048 4 1494.3 1493.9 -1195.28 8×10-4-0.96 2.8×1077.74×10-50.0951 -0.022 1245 5 1369.9 1369.8 -273.97 8×10-4-0.22 2.8×1077.74×10-50.0951 -0.005 1545 6 1884.7 1884.3 -1507.6 8×10-4-1.21 2.8×1077.74×10-50.0951 -0.027 1700 7 985.4 985.1 -591.15 8×10-4-0.47 2.8×1077.74×10-50.0951 -0.011 1855 8 1349.5 1349.5 0 8×10-40.00 2.8×1077.74×10-50.0951 0.0006.2垂直力在中跨加载时纵横梁内力统计表表3跨中加载情况下纵梁内力表应变计位置编号初始值f0加荷后值f1频率的平方差△f2仪器灵敏度系数K应变值△ε混凝土弹性模量E使用期惯性矩I z中性轴距离y弯矩值△Mmm Hz Hz με/HzμεKpa m4m K·Nm 285 20 11141113.7 -668.31 8×10-4-0.53 2.8×107 3.32×10-50.073 -0.007 495 21 1346 1345.8 -538.36 8×10-4-0.43 2.8×107 3.32×10-50.073 -0.005 705 22 718.2 718 -287.24 7.6×10-4-0.22 2.8×107 3.32×10-50.073 -0.003 915 23 803.3 802.6 -1124.13 7.59×10-4-0.85 2.8×107 3.32×10-50.073 -0.011 1125 24 1009.8 1009.1 -1413.23 8×10-4-1.13 2.8×107 3.32×10-50.073 -0.014 1685 25 1141.5 1142.6 2512.51 8×10-4 2.01 2.8×107 3.32×10-50.073 0.026 1895 26 1199.6 1200.4 1920 8×10-4 1.54 2.8×107 3.32×10-50.073 0.020 2105 27 1684.3 1684.3 0 8×10-40.00 2.8×107 3.32×10-50.073 0.000 2315 28 977.7 979.6 3718.87 7.78×10-4 2.89 2.8×107 3.32×10-50.073 0.037 2525 29 988.7 990.1 2770.32 7.93×10-4 2.20 2.8×107 3.32×10-50.073 0.028 3080 30 1117.8 1117.6 -447.08 8×10-4-0.36 2.8×107 3.32×10-50.073 -0.005 3290 31 1091.8 1091.7 -218.35 8×10-4-0.17 2.8×107 3.32×10-50.073 -0.002 3500 32 1259.8 1259.7 -251.95 8×10-4-0.20 2.8×107 3.32×10-50.073 -0.003 3710 33 1092.1 1092.1 0 8×10-40.00 2.8×107 3.32×10-50.073 0.000 3920 34 938.1 938 -187.61 8×10-4-0.15 2.8×107 3.32×10-50.073 -0.002应变计位置 编号 初始值f 0 加荷后值f 1 频率的平方差△f 2仪器灵敏度系数K 应变值△ε 混凝土弹性模量E 使用期惯性矩I z 中性轴距离y 弯矩值△M mm Hz Hz με/Hz με Kpa m 4m K ·Nm 240 0 1376.6 1376.2 -1101.12 8×10-4 -0.881 2.8×107 7.74×10-5 0.0951 -0.020 395 1 1262.9 1262.3 -1515.12 8×10-4 -1.212 2.8×107 7.74×10-5 0.0951 -0.028 550 2 1233.2 1232.4 -1972.48 8×10-4 -1.578 2.8×107 7.74×10-5 0.0951 -0.036 850 3 1336.1 1334.9 -3205.2 8×10-4 -2.564 2.8×107 7.74×10-5 0.0951 -0.058 1048 4 1494.5 1493.8 -2091.81 8×10-4 -1.673 2.8×107 7.74×10-5 0.0951 -0.038 1245 5 1370.2 1369.9 -822.03 8×10-4 -0.658 2.8×107 7.74×10-5 0.0951 -0.015 1545 6 1885.2 1884.5 -2638.79 8×10-4 -2.111 2.8×107 7.74×10-5 0.0951 -0.048 1700 7 986 985.1 -1773.998×10-4 -1.419 2.8×107 7.74×10-5 0.0951 -0.032 185581349.51349.58×10-40.0002.8×1077.74×10-50.09510.0007实验数据处理7.1垂直力在边跨1加载时纵横梁弯矩图7.2垂直力在中跨加载时纵横梁弯矩图图3荷载在中跨1加载时纵梁弯矩图 图2荷载在边跨1加载时纵横梁弯矩图8实验结果分析8.1结构组成与传力机理高桩码头是目前广泛应用的码头结构型式之一，它的工作原理是通过桩台把码头上的荷载分配给桩，桩再将荷载传到地基中。

高桩码头上部结构波浪力物理模型试验研究肖文智;王登婷;冯卫兵;黄海【摘要】在不同水位、相同波浪要素组合条件下进行波浪对码头上部结构作用力的模型试验研究,得到上部结构所受最大波浪水平力、最大波浪上托力、最大波浪水平力对应的波浪上托力以及最大波浪上托力对应的波浪水平力,分析最大波浪水平力和最大波浪上托力之间的相位差；并对最大波浪上托力和理论值进行分析比较.试验结果表明:随着水位的增高,作用在码头上部结构的波浪力先增大后减小,在设计高水位时,码头上部结构受到的波浪力最大；最大波浪上托力和最大波浪水平力并不同时出现,存在相位差.【期刊名称】《水运工程》【年(卷),期】2012(000)003【总页数】5页(P50-54)【关键词】高桩码头;波浪水平力;波浪上托力;物理模型【作者】肖文智;王登婷;冯卫兵;黄海【作者单位】河海大学,江苏南京210098;南京水利科学研究院,江苏南京210024;河海大学,江苏南京210098;上海海科工程监理所,上海200231【正文语种】中文【中图分类】U656.1+13在外海开敞式水域，当水位较高并且高桩码头上部结构承受波浪力时，波浪作用会对码头造成整体破坏或者局部破坏。

目前还没有成熟的方法来预测高桩码头上部结构在波浪作用下的水平力，往往以物理模型试验值作为设计标准；而关于波浪上托力的计算国内外均早有研究，并提出了各自的经验计算公式，由于这些计算公式都有一定的经验性，因此各家的计算结果也相差较大。

而在实际工程计算中，不同的计算方法会对工程的安全性和经济效益产生很大影响，因此对高桩板梁式码头在波浪作用下受到的上托力和水平力进行研究，并考虑二者的组合效应，分析其对上部结构的作用，具有重要的意义。

研究成果有利于工程设计人员确定波浪作用的最不利组合，可以为开敞式高桩板梁式码头的设计提供依据。

1 公式推导在过去的几十年中，为了预测海岸结构物受到的波浪荷载，国内外很多学者进行了大量的研究。

波浪力对高桩码头结构的影响分析摘要：高桩码头结构的设计受波浪力的影响相对较大，为了保证码头结构的稳定性，下文结合某港口作业区码头工况特点，分析波浪力对结构产生的影响，并对结构设计难点进行分析，提出具体结构设计方案，综合考虑波浪力对于构件设计方面的影响，以供参考。

关键词：波浪力；高桩码头；结构影响引言高桩码头结构设计环节，波浪力属于非可控性荷载，因此在梁板构件设计过程中，可能缺乏波浪力因素的考量，导致码头结构设计不合理。

所以，为了解决高桩码头结构设计环节中波浪力影响问题，需要设计人员结合工程实际需求，探索优化设计高桩构件的工作思路，应对波浪力对于梁、板、桩结构产生的影响。

一、项目概况某码头位于大型港口的作业区中部位置，建设规模为1个20万吨级矿石泊位，码头总长度682m，宽度37m，顶部高程7m；码头前沿设计水深-20m；码头东侧设置一座长63m，宽10m的引桥。

随着对码头前沿水域的边坡开挖，码头端部的波浪力可集中呈现，由于该水域的波浪较大且波浪方向较为复杂，从而影响高桩码头桩、梁、板等结构的设计。

[1]。

二、波浪力对于高桩码头的结构设计影响及设计策略分析（一）波浪力对结构设计影响虽然该港口已经建有防波堤，但是主航道与港池边坡之间存在夹角，导致外海波浪运动到港池边坡的时候发生折射，传播到码头端部，波浪沿着河岸出现叠加，使得交汇区产生波浪集中现象。

集中区波浪使码头结构、引桥受到较大波浪力，加上护岸反射波，使得码头区域波浪高度增加，对于码头结构产生影响。

可以看出，本项目码头波浪力较大，且极为复杂，所以在结构设计过程当中，需要充分考虑波浪力对于码头的各类构件（包括梁、板、桩等）产生的影响，具体包括波浪力大小、方向以及范围，进而对桩位布置、构件内力的计算以及梁板截面配筋进行合理设计，才能应对波浪力对于工程设计产生的影响。

设计水位（高）4.05m（从当地理论最低潮面起算），（低）0.62m，极端水位（高）5.61m，（低）1.22m。

高桩码头上部结构波浪冲击作用研究
王元战;陈洁
【期刊名称】《港工技术》
【年(卷),期】2013(000)005
【摘要】目前关于波浪对上部结构的冲击研究大多针对平板，而高桩码头上部结构为带有梁格的面板，作用于其上的波浪冲击荷载与平板存在很大差别。

本文利用CFD软件FLOW3D建立了规则波三维数值水槽，分别模拟了波浪对平板与高桩梁板码头上部结构的冲击过程，并对比分析两种结构的波浪冲击荷载随相对净空的变化规律。

结果表明，二者受到的波浪冲击荷载存在较大差异，梁格对码头上部结构的波浪冲击荷载影响显著，在设计计算中应当予以考虑。

【总页数】5页(P19-23)
【作者】王元战;陈洁
【作者单位】天津大学建筑工程学院港口与海洋工程教育部重点实验室，天津300072;天津大学建筑工程学院港口与海洋工程教育部重点实验室，天津 300072【正文语种】中文
【中图分类】U656.113
【相关文献】
1.波浪作用下后板桩高桩码头结构受力特性研究 [J], 尚晓田;陈俊;许春虎
2.高桩码头上部结构波浪水平力试验研究 [J], 荣传亚;周益人
3.高桩码头上部结构波浪力物理模型试验研究 [J], 肖文智;王登婷;冯卫兵;黄海
4.高桩码头上部结构波浪冲击作用研究 [J], 李文海;汪国喜
5.波浪对高桩码头上部结构的作用力计算 [J], 闫淑英
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高桩码头浮托力计算吴国茂;戴志峰【摘要】波浪浮托力是高桩码头、墩台结构设计的重要荷载之一,通过对浮托力公式进行分析,找到浮托力与水位、板底高程之间的关系以及最大浮托力出现的位置,以便进行快捷计算.通过对现有不同的浮托力公式进行对比分析,对总浮托力是否考虑静水压强下的影响进行探讨.【期刊名称】《水运工程》【年(卷),期】2015(000)011【总页数】4页(P38-41)【关键词】浮托力;波浪;高桩码头;静水压强【作者】吴国茂;戴志峰【作者单位】中交第三航务工程局有限公司宁波分公司,浙江宁波315200;中交上海港湾工程设计研究院有限公司,上海200070;中交第三航务工程局有限公司宁波分公司,浙江宁波315200;中交上海港湾工程设计研究院有限公司,上海200070【正文语种】中文【中图分类】U656.1现阶段，国内浮托力的计算主要有两种公式，一种是《海港工程设计手册》[1]中的计算公式；另一种是周益人等[2]利用试验数据进行分析拟合，进而演化得到《海港水文规范》[3]中的公式，但浮托力的公式复杂、影响因素较多，而对浮托力分析的文献较少，宋军营[4]从工程角度进行分析，未将公式进行系统研究。

本文系统分析浮托力，充分理解浮托力随变量的变化情况，以便在工程计算中快速找到浮托力的最大值，最后针对两种公式进行对比分析，找到两个公式的特点。

我国《海港工程设计手册》中推荐的波浪上托力压强计算公式为：式中：p为波浪上托力压强；β为压力反应系数，当上部结构的宽度在10 m 以下时，β=1.5；当上部结构的宽度较大时,取β=2.0；△h为超高；η为波峰在静水面以上的高度。

正向波作用下，高桩码头面板底部纵向单位长度上的波浪最大总浮托力为：式中系数见表1。

正向波作用下，高桩码头面板底部纵向单位长度上的波浪最大均布压强公式为：式中系数见表2。

式(5)中η为：式中：Δh为板底高程减去对应水位高度(m)；d为水深(m)。

整理后：波浪荷载的计算理论波浪是发生在海洋表面的一种波动现象，其波动性质因受浅水区域海底地形影响和水深的变浅，发生波浪破碎现象，成为影响海岸侵蚀和变形以及海岸带污染物迁移与扩散的最主要的水动力环境之一。

破浪破碎与冲击现象对海上工程设施的安全也十分重要。

由于波浪破碎及冲击作用的机理极其复杂，至今仍然是海岸工程领域没有解决的困难课题之一。

因此，开展近海波浪破碎与冲击过程数值模型的研究，就有着重要的理论意义和工程意义。

波浪荷载,也称波浪力，是波浪对港口码头和海洋平台等结构所产生的作用。

目前按绕射理论进行分析。

波浪对结构物的作用由四部分组成：水流粘性所引起的摩阻力（与水质点速度平方成正比）；不恒定水流的惯性或结构物在水流中作变速运动所产生的附加质量力（与波浪中水质点加速度成正比）；结构物的存在对入射波浪流动场的辐射作用所产生的压力和结构物运动对入射波浪流动场的辐射作用所引起的压力。

包括上述全部作用影响的波浪力理论称为绕射理论。

在目前实际工作中，常用只考虑了结构受到波浪摩阻力和质量力影响的半经验半理论的莫里森（Mrison）方程分析波浪力。

波浪荷载是由波浪水质点与结构间的相对运动所引起的。

波浪是一随机性运动，很难在数学上精确描述。

当结构构件（部件）的直径小于波长的20％时，波浪荷载的计算通常用半经验半理论的美国莫里森方程；大于波长的20％时，应考虑结构对入射波场的影响,考虑入射波的绕射,计算时用绕射理论求解。

影响波浪荷载大小的因素很多，如波高、波浪周期、水深、结构尺寸和形状、群桩的相互干扰和遮蔽作用以及海生物附着等。

波浪荷载常用特征波法和谱分析法确定。

对一些特殊形状或特别重要的海洋工程结构，除了用上述的方法进行计算分析外，还应进行物理模型试验，以确定波浪力。

①特征波法。

选用某一特征波作为单一的规则波，并以它的参数（有效波高、波浪周期、水深）和结构的有关尺寸代入莫里森方程或绕射理论的公式，求出作用在结构上的波浪力。

外海开敞式高桩码头上部结构波浪上托力的计算杨长义;陈玺文【摘要】通过对波浪作用下外海开敞式高桩码头上部结构所受上托力的分析研究,指出通过模型试验得出的波浪上托力的计算公式有一定的局限性,针对不同长宽比的矩形平台给出规则波作用下波浪上托力的作用宽度、作用范围和总上托力的计算方法.%By analyzing and researching the wave uplift force on the superstructure of open-sea open-type piled wharf, it is indicated that the formula for calculating wave uplift force which is gained through the model test do have limitations. As for the rectangular platforms with different length-width ratios, the calculation method is provided for the acting width and range of wave uplifting force and total uplifting force under the regular wave.【期刊名称】《港工技术》【年(卷),期】2011(048)006【总页数】3页(P5-7)【关键词】开敞式;高桩码头;上部结构;波浪上托力【作者】杨长义;陈玺文【作者单位】中交第一航务工程勘察设计院有限公司,天津300222;中交第一航务工程勘察设计院有限公司,天津300222【正文语种】中文【中图分类】P731.22;U656.113随着船舶日益大型化，对港口码头前沿水深的要求相应提高，采用在近岸区大规模疏浚挖方或建设深水防波堤等传统建港方式，不仅费用昂贵且施工期较长。

波浪力对高桩码头结构作用的有限元分析黄津;于小存;陈志勇【摘要】高桩码头的桩基和面板等上部结构在波浪力作用下会造成局部破坏或整体结构失稳.以工程实例为研究对象,依据实际结构尺寸建立高桩码头有限元模型,以模态分析为基础,探讨波浪力对高桩码头结构的影响.分析结果表明,高桩码头桩在波浪力作用下明显有失稳迹象.对增加桩壁厚和增大管径两种解决桩失稳方案进行了静力分析,增加管的外径虽然会增大面板的应力,但可以有效的控制桩的失稳.【期刊名称】《国防交通工程与技术》【年(卷),期】2010(008)003【总页数】6页(P40-45)【关键词】高桩码头;PHC管桩;波浪力;失稳;有限元分析【作者】黄津;于小存;陈志勇【作者单位】海军东海舰队工程办公室,浙江,宁波,315122;济南军区建筑设计院,山东,济南,250002;驻宁波航务军代处,浙江,宁波,315020【正文语种】中文【中图分类】U656.113在海岸和近海工程中,高桩码头的桩基和面板等位于波浪作用区的建筑物的上部结构安全与波浪冲击作用关系极大。

若这些上部结构底高程较低,在恶劣海况下当大波浪在其面板下面通过并与之接触时,面板下面除了作用有强度变化较缓慢的波压力外,在波峰刚接触到面板时尚存在着历时很短但强度极大的冲击压力,这种极强冲击荷载会引起高桩码头整体结构失稳或造成局部破坏[1]。

波浪冲击过程的机理极其复杂,涉及波浪的非线性、瞬时效应、流体粘性、湍流、水气掺混等因素,至今仍是海岸工程领域没有解决的困难课题之一。

国内外有关波浪对波浪作用区结构物冲击作用的研究工作大都以试验研究为主,以 Kaplan[1,2]、N.Suchithra[3]、过达[4]、任冰[5,6]和王永学[7,8]等人为代表。

本文以工程实例为对象,采用ANSYS商用软件依据实际结构尺寸建立高桩码头有限元模型,以模态分析为基础,对高桩码头进行有限元分析,探讨波浪力对高桩码头结构的影响。

码头受船舶撞击结构受力及安全分析摘要：船舶靠泊码头过程，受港口区域风况、波浪、水流等气象、水文因素影响大，靠泊过程需要船方、码头方共同协作，涉及到靠泊船舶、拖轮、缆绳等多要素操作配合以控制靠泊姿态，对船长、操作人员的技术水平及熟练程度有较高要求。

近年来大型港口船舶到港作业频次日益增加，由于靠泊作业的复杂性，靠泊船舶失控碰撞码头事件在不少港口都有发生过。

码头结构受撞击作用的结构受力效应分析是评估结构在撞击偶然工况下总体安全性的关键理论环节，也是后续结构修复的重要基础条件。

船舶撞击码头为瞬时过程，涉及到与船舶质量、码头结构、撞击速度等多种因素，非线性力学过程复杂，大型船-结构实体模型动态撞击模拟仿真成本高、周期长，往往也难以与实际吻合。

本文基于长江下游某工程案例，从工程实用性、便捷性角度出发，采用简化撞击力计算模式，分析结构在撞击作用下的受力状况，提出限制性运营条件，评估修复期码头结构总体安全性。

关键词：码头；船舶；撞击；有限元；受损引言高桩码头作为港口码头主要的结构型式之一，由于其具有结构轻便、适应于软土地基和对水流影响小等优点而广泛使用。

然而，高桩码头耐久性相比重力式码头较差，起到支撑和传递荷载作用的桩基由于常年受到波浪、潮汐和船舶等动力因素，很容易发生弯曲变形、损坏以及位移等问题，存在着很大安全隐患。

因此保证高桩码头的安全性是现阶段行业中急需解决的关键问题。

1结构简介本文拟分析工程案例位于长江下游，码头结构型式为高桩梁板式结构，排架间距为7.0m，每榀排架布置6根1200mm钢管桩，中间一对叉桩，江岸侧各2根直桩，上部结构为现浇桩帽节点、预制纵横梁系、叠合面板结构。

某次船舶靠泊码头时，船舶姿态控制不到位导致船艏以余速撞击码头，船鼻艏首先直接撞击到前沿一根钢管桩，使钢管桩严重凹陷变形，根据水下检测凹陷位于桩顶下5.0~8.5m处，凹陷区最大宽度85cm、深度12.5cm，该钢管桩顶混凝土结构破坏（桩帽、横梁），钢管桩向江侧倾斜，另外钢管桩变形后船体上部与码头上部结构的后续触碰使靠船构件和护轮坎也出现一定损坏。

桩基结构物波浪力的工程计算方法桩基结构物在海洋工程中具有举足轻重的地位，而波浪力是影响桩基结构物稳定性和安全性的关键因素之一。

因此，对桩基结构物波浪力的工程计算方法进行研究，对保障海洋工程的安全性和稳定性具有重要意义。

本文将围绕桩基结构物波浪力的工程计算方法展开讨论，旨在明确计算方法及其在实际工程中的应用。

桩基结构物波浪力是指海洋工程中桩基结构物受到海浪作用产生的力。

这种力的产生主要源于海浪的冲击力、海流力和重力等多种因素。

波浪力的计算公式通常根据物理力学原理进行推导，是桩基结构设计中的重要参数。

在实际工程中，波浪力的计算方法大致可分为经验法和理论法两类。

经验法主要依据实际工程数据进行拟合计算，而理论法则是基于物理力学理论进行计算。

有限元法是一种常用的数值计算方法，适用于各种复杂的工程问题。

在桩基结构物波浪力的计算中，有限元法可以将桩基和周围介质视为离散的单元体，通过对单元体进行力学分析，得到每个单元体上的力与位移关系，最终得到整个结构的应力与变形。

模拟法是通过计算机模拟海浪对桩基结构物的作用过程，从而得到结构物所受的波浪力。

这种方法需要建立海浪模型和桩基结构物模型，通过设定不同的海浪条件和结构物参数，进行大量模拟计算，最终得到不同条件下的波浪力。

为了说明上述计算方法的有效性和可行性，我们选取了一个实际案例进行详细的分析和验证。

该案例为某海上风电场桩基结构物，基础形式为单桩基础。

我们运用有限元法对该结构物进行了建模，并对其在不同海浪条件下的波浪力进行了模拟计算。

计算结果表明，在相同的海浪条件下，有限元法与模拟法得到的波浪力结果相近，证明了这两种计算方法的可靠性。

同时，通过对比分析，我们发现有限元法在处理复杂边界条件和多因素耦合问题上具有更大的优势。

本文对桩基结构物波浪力的工程计算方法进行了系统的探讨，分别介绍了经验法和理论法两种计算思路，并详细推导了其中的公式和理论。

通过实例分析和验证，说明这些方法在计算桩基结构物波浪力上的有效性和可行性。

波浪作用下趸船对高桩码头的受力影响张金刚;冯卫兵;琚烈红;汤本靖【摘要】在以往研究成果的基础上,通过对不同水位波浪作用下码头前无趸船、有趸船但不与码头连接和有趸船并采用引桥连接3种布置方案进行物理模型试验,测量了码头受到的水平力和上托力,分析了3种布置方案趸船对码头受力的不同影响.试验结果表明:趸船和引桥的传递作用会使码头受到的水平力增大,趸船对波浪的阻碍作用会使码头受到的上托力减小.【期刊名称】《水运工程》【年(卷),期】2013(000)012【总页数】5页(P47-51)【关键词】趸船;高桩码头;波浪水平力;波浪上托力【作者】张金刚;冯卫兵;琚烈红;汤本靖【作者单位】河海大学,江苏南京210098;河海大学,江苏南京210098;南京水利科学研究院,江苏南京210024;河海大学,江苏南京210098【正文语种】中文【中图分类】U656.1+13高桩码头是一种广泛应用于港口工程的结构形式,当码头所在工程区域潮差较大时,码头前方通常设有趸船浮码头供旅客往返出行或船舶停靠,并设有引桥连接码头主体和趸船。

类似码头形式在国内港口工程中应用众多,例如厦门BRT轮渡码头工程、张家港福北基地趸船码头工程、南通青龙港海事趸船浮码头工程等。

高桩码头的大型实体部分通常置于静水面以上,在设计时往往预留一定的高度以避免波浪对码头面板的作用,但是在水位较高或者波浪较大时其下部常遭受波浪的冲击,使得面板造成整体破坏或者局部损坏。

因此波浪作用成为高桩码头结构设计的主要荷载,波浪荷载的计算也一直是国内外学者研究的重要课题。

目前,关于水工建筑物构件波浪作用水平力的计算中,《海港水文规范》[1]对直墙式和斜坡式建筑物有明确的计算公式,但还没有成熟的方法来计算波浪作用对高桩码头上部结构的水平力。

而关于波浪上托力的研究国内外许多学者[2-5]早已提出了各自的理论及得到的相关公式,但是由于影响波浪上托力的因素非常复杂,板下纵横梁系统、桩帽和桩基都会对波浪形态和空气层状况产生较大的影响,因此各家公式都有一定的局限性,计算结果也相差较大,往往通过物理模型试验来确定设计标准。