CN110909494B

CN110909494B - 一种滩海陆岸设施安全评价方法

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Publication number: CN110909494B
Application number: CN201811065210.3A
Authority: CN
Inventors: 齐静静; 刘福兴; 尹志清; 张恺
Original assignee: China Petroleum and Chemical Corp; Technology Inspection Center of Sinopec Shengli Oilfield Co
Current assignee: China Petroleum and Chemical Corp; Technology Inspection Center of Sinopec Shengli Oilfield Co
Priority date: 2018-09-13
Filing date: 2018-09-13
Publication date: 2024-01-02
Anticipated expiration: 2038-09-13
Also published as: CN110909494A

Abstract

本发明公开了一种滩海陆岸石油设施安全评价方法，针对滩海陆岸及人工岛设施的特点，对其因特殊的地理地质条件，而依次进行越浪安全性评价，在满足的条件下；再进行护面块石的稳定性、护底块石的稳定性评价；以及进行滩海陆岸及人工岛设施整体稳定性评价；再进行地震荷载作用下滩海构筑物危险性评价，从而全面评价滩海陆岸及人工岛设施的安全性。本方案的有益效果可根据对上述方案的叙述得知，进而为采取进一步的防护措施提供帮助，有助于为滩海陆岸石油设施建设提供科学依据。

Description

一种滩海陆岸设施安全评价方法

技术领域

本发明涉及石油生产安全领域，尤其涉及一种滩海陆岸设施安全评价方法。

背景技术

沿海和浅海地区的石油资源采集，面临着和陆地石油采集工业不同的地理地质环境，同时也就意味着在安全生产的考量中，多预计一些独特的地理地质环境带来的风险因素。就目前我国的情况而言，黄河三角洲的沿海和浅海地区是一个富含油气资源的地区，同时也是世界上进积最快的大型三角洲。

对于沿海和浅海地区石油设施而言，滩海陆岸及人工岛工程断面稳定性主要与断面结构形式、堤顶高程、堤前水深、所处位置波浪、护面块体重量等参数有关。不同的结构形式对应不同的稳定性敏感因素，主要包括护面块体与护底块石稳定性、挡浪墙稳定性、越浪安全性等因素。包括，海上采油作业生产的安全威胁很大程度上来自于海浪的侵袭，若海浪带来的越浪量超过了允许越浪量，就会造成建筑物设备的淹没损坏。越浪的风险在于越浪量的大小和堤岸结构的越浪响应(抗越浪能力)，后者与护砌结构有关，不同的结构其抗越浪能力不一样，越浪造成的危害也必然不同。在确定的结构条件下，存在对应的安全越浪量，即结构安全的允许越浪量。因此，对于允许越浪的滩海构筑物，需将其越浪量控制在允许越浪量值的标准下，否则，将会造成建筑物淹没损坏。若不考虑越浪量问题，一旦发生异常海况，将会带来很大灾害。但是，目前，对于海上采油作业人工岛的越浪量还缺乏能够实用的计算方法。

滩海陆岸石油设施的安全威胁很大程度上来自于海浪的侵袭，海岸抵御海浪的长时间冲刷下，护岸块石的稳定性异常重要。但是目前对于滩海陆岸石油设施护面块石和护底块石的稳定性没有专门研究的。对于护面块石而言，海浪的形态研究非常重要，目前没有专门的针对滩海陆岸石油设施面对的海浪的形态下的稳定性研究。在滩海陆岸工程中，通常采用抛石来保护堤脚或堤前滩面免受冲刷，在设计抛石护底时，其稳定重量是十分重要的技术参数。许多学者都对护底块石的稳定重量展开研究，取得了一定成果，其中较著名的有伊兹巴什公式、美国海岸防护手册以及交通部规范方法等。各公式中抛石的稳定重量均与堤前最大波浪底流速有着密切关系，因此合理确定堤前流速就成为关键。目前，主要根据规范推荐方法来推算提前流速，同时规范中还要求对于重要工程尤其是在浅水区域需要通过物理模型试验来确定抛石护底稳定重量，说明现有的计算方法用于深水区域基本合适，但在浅水区域仍有不完善之处。

另外，作为有独特个性的沿海浅海低于，黄河三角洲快速向海延伸生长，通常每年推进115km³；另一方面，高浓度泥沙快速沉积的结果是大量饱含孔隙水、欠固结的沉积物堆积在河口水下三角洲，这也造成了黄河频繁改道、快速堆积形成的黄河口水下斜坡，从而成为世界上最不稳定的海底之一，对近海工程的安全构成重大威胁。波浪等循环荷载可引起海床土体的强度降低，导致海床液化，从而使滩海构筑物基础失稳。另一方面波流共同作用使滩海构筑物原滩面受到不同程度的冲刷和淤积，而地基稳定性与该区块的冲刷范围有着密不可分的关系，当冲刷深度达到一定程度后，构筑物可能发生倾斜、倒塌，造成重大损失。滩海构筑物，在海洋环境中主要受波浪荷载作用，波浪将力通过结构物传到地基中去，使土体受力、变形，同时波浪还直接将力作用于海底土层，使结构物周围一定范围内的土体应力分布发生改变，从而对结构物的稳定性产生影响，对一些失稳的海洋结构物研究发现，这些结构物的破坏是由于地基失稳造成的，而不是结构本身的问题。与陆地土所处的环境不同，海洋土体承受的加载条件更为恶劣，波浪的周期性作用使海床土体的应力场、位移场、孔隙水压力发生改变，结果造成海床土在波浪的循环荷载作用下抗剪强度大幅度降低，从而可能导致海床土体强度的降低甚至液化，进而影响海床的稳定性，对滩海构筑物的安全稳定造成极大危害。这些危害的研究，对于滩海陆岸石油设施的建设非常重要，但是目前没有这一方面专门的研究。

发明内容

本发明是针对现有技术所存在的不足，对滩海陆岸及人工岛设施越浪安全性、护面块石的稳定性、护底块石的稳定性、整体稳定性和地震荷载作用下滩海构筑物危险性加以综合评价，以便为滩海陆岸及人工岛设施越安全情况在遇到风险的情况下有个早期的预判，进而为采取进一步的防护措施提供帮助的一种滩海陆岸设施安全评价方法。

本发明的技术方案为：针对滩海陆岸及人工岛设施的特点，对其因特殊的地理地质条件，而依次进行越浪安全性评价，在满足的条件下；再进行护面块石的稳定性、护底块石的稳定性评价；以及进行滩海陆岸及人工岛设施整体稳定性评价；再进行地震荷载作用下滩海构筑物危险性评价，从而全面评价滩海陆岸及人工岛设施的安全性。

具体为，本发明提供了一种滩海陆岸设施安全评价方法，包括以下步骤：

步骤1：充分收集勘测设计、工程地质、施工建设、竣工验收、运行管理、维修加固和海洋环境观测资料，其中，通过必要的勘探、测量、检测和试验手段获得必要的基础资料参数；

步骤2：对已有的岛体和路堤进行检查，包括检查迎浪面、岛体顶面、路堤顶面等护面结构，岛体及进海路护底措施，进海路与岛体结合部位，基础局部冲刷严重部位，波浪、流速较大部位，岛体、进海路主要填料及结构的材料强度、变形；

步骤3：进行滩海陆岸及人工岛设施越浪安全评价；

步骤4：进行滩海陆岸及人工岛设施护面块石的稳定性评价；

步骤5：进行滩海陆岸及人工岛设施护底块石的稳定性评价；

步骤6：进行滩海陆岸及人工岛工程整体稳定性评价；

步骤7：进行地震荷载作用下滩海构筑物危险性评价。

所述步骤3包括：

步骤3-1：采集影响越浪量的岛体条件和防护条件数据；

步骤3-2：计算波浪爬坡高度；

步骤3-3：当波浪的爬高超过堤顶高度，计算越浪量：

步骤3-4：计算结果与允许越浪量比较。

所述步骤4包括：

步骤4-1：确认提岸在经受风浪时，满足很少越浪或者不发生越浪；

步骤4-2：探查护面层块石的完整程度和堤岸边坡均匀程度；

步骤4-3：收集滩海陆岸及人工岛工程所处的海洋环境特征参数及岛体(路堤)的结构特性及块石材料强度等参数；

步骤4-4：确定波浪形态由波相似性参数；

步骤4-5：将计算的护面块石稳定重量与实际的护面块石进行对比。

所述步骤5包括：

步骤5-1：收集滩海陆岸及人工岛工程所处的海洋环境特征参数及岛体(路堤)的结构特性及块石材料强度参数；

步骤5-2：由椭圆余弦波理论计算堤前最大波浪底流速；

步骤5-3：拟合堤前最大波浪流速与护底块石稳定重量的函数关系；

步骤5-4：将计算的护底块石稳定重量与实际的护面块石进行对比。

所述步骤6包括：

步骤6-1：选用ABAQUS有限元分析软件，并且确定在对地基承载力问题进行有限元分析时，土单元均采用减缩积分的二阶单元；

步骤6-2：设置控制方程和边界条件；

步骤6-3：有限元方程数值解。

所述步骤7包括：

步骤7-1：鉴于滩海陆岸石油设施地区历史上发生的地震情况，进行场地液化等级评估；

步骤7-2：进行地震荷载作用下滩海构筑物稳定性分析。

本方案的有益效果可根据对上述方案的叙述得知，针对滩海陆岸及人工岛设施的特点，对其因特殊的地理地质条件，而依次进行越浪安全性评价，在满足的条件下；再进行护面块石的稳定性、护底块石的稳定性评价；以及进行滩海陆岸及人工岛设施整体稳定性评价；再进行地震荷载作用下滩海构筑物危险性评价，从而全面评价滩海陆岸及人工岛设施的安全性，进而为采取进一步的防护措施提供帮助，有助于为滩海陆岸石油设施建设提供科学依据。

附图说明

图1为护底块石稳定重量与流速关系图；

图2为增量步迭代过程示意图；

图3为竖向荷载与位移曲线图；

图4为波浪荷载作用下海床土体强度变化特征图；

图5为粘性土动强度与循环次数关系示意图；

图6为岛体稳定性系数降低示意图

具体实施方式

为能清楚说明本方案的技术特点，下面通过具体实施方式，对本方案进行阐述。

实施例一

本实施例是一种滩海陆岸设施安全评价方法，其特征在于，包括以下步骤：

步骤1：充分收集勘测设计、工程地质、施工建设、竣工验收、运行管理、维修加固和海洋环境观测资料，其中，通过必要的勘探、测量、检测和试验手段获得必要的基础资料参数，如表1所示：

表1基础资料参数表

步骤2：对已有的岛体和路堤进行检查，包括检查迎浪面、岛体顶面、路堤顶面等护面结构，岛体及进海路护底措施，进海路与岛体结合部位，基础局部冲刷严重部位，波浪、流速较大部位，岛体、进海路主要填料及结构的材料强度、变形，如表2所示：

表2现场安全检查内容

步骤3：进行滩海陆岸及人工岛设施越浪安全评价：

步骤3-1：采集影响越浪量的岛体条件和防护条件数据；

岛体内部条件：

影响岛体越浪可能性的内部因素包括：岛体条件、防护条件。其中岛体的结构形式和几何尺度是在一定海况下决定岛体越浪与否的关键因素；岛体护面形式决定其糙渗参数，影响爬坡高度。具体指标如下：

①堤顶高程Ha

②胸墙高度Hq

③岛体坡度m

④护面结构影响系数K_Δ

环境因素：

影响岛体越浪可能性的堤前环境因素主要包括波浪和风暴潮。确定其特征值参数指标如下：

①堤前出现的风暴潮水位D

②堤前水深d

③有效波高H

④有效周期T

步骤3-2：计算波浪爬坡高度，波浪行近斜波堤时，波浪剖面将变陡，波峰的水质点速度将变大，波浪可能在堤坡上破碎，然后沿坡上爬，爬升的最大高度称为波浪爬高R_u(m)，之后回落的最大深度称之为落深R_d(m)：

步骤3-2-1：爬高、落深以及两者的高差爬落幅度是决定堤顶高程和护面防护范围的重要因素，国内外针对复式断面堤型做了大量的研究，提出了许多波浪爬高和越浪量经验计算方法，但都是在特定的实验条件下得出的,彼此间的出入很大。波浪的爬高和落深受到坡面形状、坡度大小、坡面糙率和透水性以及水深、波浪尺度等多种因素的影响，理论成果难以给出准确的计算方法。经研究，有赖于实验研究得出的下列公式可以表示波浪爬高、落深和爬落幅度：

R＝HK_ΔR₁(δ,η,m) (1)

式中K_Δ为与斜坡护面结构型式有关的糙渗系数；R₁为K_Δ＝1、单位波高(H＝1)时的爬高、落深或爬落幅度，它是波陡δ＝H/L、相对水深η＝d/H和斜坡坡度m＝cotα等三个主要影响因素的函数；

步骤3-2-2：由实验确定得：

R₁＝K₁tanh(0.432M)+[(R₁)_m-K₂]R(M) (2)

式中K₁,K₂,K₃为系数，可由已知实验数据查得，或取K₁＝1.24、K₂＝1.029、K₃＝4.98；斜坡数M为δ，η和m三个主要影响因素的复合因素；

步骤3-2-3：R(M)为爬高函数，对应的爬高和落深分别为：

R_u(M)＝1.09M^3.32exp[-1.25M] (5)

R_d(M)＝0.35M^1.954exp[-0.42M]-7.80M^2.02exp[-2.69M] (6)

步骤3-3：当波浪的爬高超过堤顶高度，即R_u(M)≥H_a时，计算越浪量：

步骤3-3-1：当波浪的爬高超过堤顶高度时，则会发生越浪。国外从50年代以来，对波浪越浪量进行了大量的研究，取得了不少的研究成果，但多数是由规则波试验得到的，不规则波浪的实验成果较少，按照规则波浪理论，当波浪爬高超过堤顶时，每个波浪会产生相同的越浪。但实际波浪是不规则的，在每一个波列中，只有少数波浪越顶，而且每个波浪的越浪量是不同的。整个波列的越浪量等于各个波浪(常取100个波)的越浪量之和(亦即累计越浪量)。通常取单位时间内越过单位堤长的平均水量作为衡量越浪量的标准，叫做越浪流量(或越波率)，以q(m³/m·s)表示，此时，影响越浪量的因素很多，除了波高以外，主要的影响因素依次为波浪的大小、相对顶高H_c/H、坡度m、入射波陡H/L和相对水深d/H，即

q＝f(H_C/H,m,H/L,d/H) (7)

其中，H_c为堤顶在静水面上的高度。此外护岸形式(包括挡浪顶墙的形状)、顶宽和护脚型式、向岸风等都影响到越浪量：

步骤3-3-2：根据客观条件，选择一种适用的的计算方法进行计算：目前计算越浪量的方法多以规则波模型试验为基础，对不规则波浪越浪量的研究分为两大类，大多是由不规则波浪的模型试验得到的经验公式，有些则基于规则波的越浪量由概率公分布法推算不规则波浪的越浪量。

欧洲许多国家推荐使用荷兰的VanderMeer的越浪量计算公式，Vander Meer对斜坡堤越浪量进行了大量的研究工作，提出了单坡和复坡斜坡堤平均越浪量及最大越浪量计算公式。

Hebsgaard等学者在通过模型试验研究无胸墙斜坡堤的越浪量时，考虑了护面结构型式和斜向波对越浪量的影响，给出了计算平均越浪量的公式，并结合DHI的其他试验成果，把公式扩展到适用于有胸墙的情况。

Owen等学者，采用不规则波，对单坡及复式断面进行了较为系统的试验研究后发现，无因次平均越浪量和无因次堤高之间有较好的相关性，总结出越浪量计算公式。

我国海港水文规范中规定，当斜坡式堤堤顶无胸墙时，堤顶平均越浪量可以按下式计算：

当斜坡式堤堤顶有胸墙时，堤顶平均越浪量可以按下式计算：

式中q为单位时间单宽海堤上的越浪水量；Hc为堤顶在设计水面上的高度；H_1/3为堤前有效波高；Tp为谱峰周期，Tp＝1.33T；g为重力加速度；m为堤坡坡度；d为堤前水深；A、B为经验系数，见表3；K_A为护面结构影响系数，见表4。

表3经验系数A、B

表4护面结构影响系数KA

护面结构	混凝土板	抛石	扭工字块体	四脚空心方砖
					K_A	1.0	0.49	0.40	0.50

为便于比较各种不同的计算方法，设无胸墙斜坡堤H_s＝3.0m，S_op＝0.035，T_p＝7.4，β＝0°，堤顶宽b＝1.2H，堤坡m＝1.5，经计算ξ₀＞2.0。护面型式1为混凝土护面，γ_f＝1.0，γ_d＝1.0；护面型式2为二层扭工字块体护面，γ_f＝0.45，γ_d＝0.37。无胸墙斜坡堤上正向波平均越浪量的计算结果，见表5。

表5平均越浪量

从表3中可以看出，上述各方法计算的平均越浪量的变化趋势相同。对于混凝土护面的斜坡堤，VanderMeer法和Owens法的计算结果，特别在Rc/Hs值较小时，通常偏大；Hebsgaard法对低堤的计算结果偏大，对高堤的计算结果又偏小。对于扭工字块体护面的斜坡堤，《海港水文规范法》计算的越浪量最大，特别是较高堤(Rc/Hs≥0.9)的计算值可偏大数倍；Hebsgaard法的结果通常偏小。另外，经初步试算VanderMeer法和Hebsgaard法在考虑胸墙对越浪量的影响时，处理方法都比较粗略，特别是后者给出的影响程度过于剧烈。因此，在计算越浪量时可根据不同计算方法的判别和相对适用性，有针对性的选择使用。

步骤3-4：计算结果与允许越浪量比较。

步骤4：进行护面块石的稳定性评价：

步骤4-2：探查护面层块石的完整程度和堤岸边坡均匀程度；

这个也是石油设施安全的前提条件，如果这一条件不满足，先要满足；

步骤4-3：收集滩海陆岸及人工岛工程所处的海洋环境特征参数及岛体(路堤)的结构特性及块石材料强度等参数：包括波浪有效波高(H_s)、平均周期(T_z)和岛体(路堤)边坡坡角(α)、块石重度(γ_s)、损坏水平(S)、结构渗透系数(P)这些参数；

步骤4-4：确定波浪形态由波相似性参数ξ_z：

式中α—堤身边坡坡角

H_s—波浪有效波高

T_z—上跨零点法确定的波浪平均周期

步骤4-4-1：当为卷破波时，护面块重W₅₀或者名义直径D₅₀按照波浪形态分布由下述公式计算：

步骤4-4-2：当为激散波时，护面块重W₅₀或者名义直径D₅₀按照波浪形态分布由下述公式计算：

式中P—结构渗透性系数(0.1～0.6，本计算中取0.4)

N—波浪个数(风暴延时)(N＝1000～7000，取4000)

γ_s—块石重度；γ—水的重度；

D₅₀—石块的名义直径；D₅₀＝(W₅₀/γ_s)^1/3；

W₅₀—重量分布曲线的50％值(中值)；

S—损坏水平，

A—横断面上的冲蚀面积。

步骤4-5：将计算的护面块石稳定重量与实际的护面块石进行对比；

步骤5：进行护底块石的稳定性评价：

步骤5-1：收集滩海陆岸及人工岛工程所处的海洋环境特征参数及岛体(路堤)的结构特性及块石材料强度参数：包括波浪有效波高(H_s)、平均周期(T_z)、堤前水深H；

步骤5-2：由椭圆余弦波理论计算堤前最大波浪底流速：

目前，护底块石的稳定重量主要根据交通部防波堤设计与施工规范来确定，具体情况见表6和图1。

表6堤前护底块石稳定重量与流速关系

u_max/(m/s)	W/Kg	u_max/(m/s)	W/Kg
				2.0	60	4.0	400
3.0	150	5.0	800

根据规范中堤前最大波浪流速与护底块石稳定重量的关系可以拟合得到如下函数关系：

式中W为块石重量(kg)，u_max为堤前最大波浪底流速(m/s)。

上式拟合的相关系数为0.998，能够较好的描述规范中护底块石稳定重量与堤前最大波浪底流速之间的关系。由上式可知，护底块石重量与堤前最大波浪底流速的3次方成正比，说明堤前流速是决定护底块石稳定重量的关键因素。对于波浪而言，其波高、波周期等参数较易获取，但堤前最大波浪底流速较难测得，因此规范中推荐采用下式进行推算：

式中H为波高，m；h为水深，m；L为波长，m；g为重力加速度，m/s²。

海岸防护工程一般集中在浅水及有限水深区域。在有限水深的条件下，微小振幅波理论、二阶斯托克斯波理论及椭圆余弦波理论均可适用；而在浅水区域，主要采用椭圆余弦波理论。

(1)微小振幅波理论

在有限水深(1/20<h/L<1/2)情况下，微小振幅波理论所确定的水平流速分布表达式：

式中u为波浪水平流速，m/s；T为波浪周期，s；s为以海底为起点的水质点高程，m；x为水质点的水平位置，m；t为时间，s；k＝2π/L；σ＝2π/T。

要使堤前波浪底流速达到最大，则s＝0，cosh(ks)＝1.0，cos(kx-σt)＝1.0，因此，式(5-15)可转化为以下形式：

式(5-16)与防波堤设计与施工规范中所推荐的公式完全一致。由此可见，规范中的推荐公式系由微幅波理论推导所得。

(2)二阶斯托克斯波理论

斯托克斯二阶波的水平流速表达形式如下：

当堤前波浪底流速最大时，s＝0，cosh(ks)＝1.0，cosh(2ks)＝1.0，cos(kx-σt)＝1.0，cos2(kx-σt)＝1.0，因此斯托克斯二阶波的堤前最大波浪底流速为：

(3)椭圆余弦波理论

椭圆余弦波理论的水平流速分布情况如下：

式中y＝cos²α；当/>时，u达到最大值，最大值为：

从以上分析中发现，不同理论确定的堤前最大波浪底流速并不相同，以下将借助抛石稳定重量的波浪水槽试验结果来判断三种堤前最大波浪底流速计算方法的合理性。

试验中，原型水深h分别取4.00m、4.10m、4.80m、5.20m、6.00m，对应波高H为2.46m、2.61m、2.75m、3.34m、3.60m，周期T为8.50s、7.17s、9.00s、8.00s。表2为根据三种理论计算的护底块石稳定重量及试验观测的结果。

从表2中可以发现，微幅波理论(即规范方法)计算的结果与斯托克斯二阶波浪理论计算的护底块石稳定重量基本相同，椭圆余弦波理论的计算结果明显大于前两者。根据试验观测得到的稳定重量可知，由椭圆余弦波理论计算得到的结果与试验基本吻合，而其余两种波浪理论的计算结果均明显小于试验值，约为试验结果的1/2。出现以上差异的主要原因在于，波浪在近岸地区传播时，波峰变陡而波谷变缓，非线性特征十分明显。因此，线性波浪理论(规范方法)用于计算近岸区域的堤前最大波浪底流速是不合适的；对斯托克斯波浪理论来说，适用于2πh/L<1且H/h应远小于(2πh/L)²，同时H/L也应远小于1，但在浅水区域H/h和H/L不能满足上述要求；而椭圆余弦波理论可以模拟变形非常显著的波浪，适用于赫塞尔数U>20且h/L<1/8的情况，一般在近岸浅水区域中，波浪未破碎时波要素基本满足以上条件。由此可见，选择椭圆余弦波理论计算近岸区堤前最大波浪底流速较为合理。

表7理论计算与试验观测的护底块石稳定重量

步骤5-2-1：椭圆余弦波理论的水平流速分布情况如下：

式中y＝cos²α；

步骤5-2-2：取时，u达到最大值，最大值为：

步骤5-3：拟合堤前最大波浪流速与护底块石稳定重量的函数关系：

式中W为块石重量(kg)，u_max为堤前最大波浪底流速(m/s)；

步骤6：进行滩海陆岸及人工岛工程整体稳定性评价：

步骤6-1：选用ABAQUS有限元分析软件，并且确定在对地基承载力问题进行有限元分析时，土单元均采用减缩积分的二阶单元。如图2所示，ABQUS能自动选择相应载荷增量和收敛误差限，以保证在分析过程中有效地得到精确解，用户通过定义参数值也可很好的控制数值计算结果。将地基土改为砂类土，黏聚力10kPa，摩擦角30°，剪胀角20°，对比积分方式对承载力的影响。图3为基础的竖向荷载与位移关系曲线。对地基承载力问题进行有限元分析时，土单元均采用减缩积分的二阶单元。

步骤6-2：设置控制方程和边界条件：

步骤6-2-1：设置控制方程：

步骤6-2-1-1：海床深度为d，海床厚度为h，海床的表面为x方向，垂直于海床表面向上为z方向，渗流连续方程为：

/>

式中p为孔隙水压力，t为时间，γ_w为水的比重，n为孔隙度，ε_v为土的体积应变，k_x和k_z分别为水平方向和竖直方向的渗透系数。

步骤6-2-1-2：对于各向同性的土体渗透系数k_x和k_z相等，且沿着深度不变，则式(14)变为

式中k为各向同性下土的渗透系数，β为孔隙水的压缩率，与孔隙水的弹性体积模量K_w有关：

式中s_r是土体的饱和度；

步骤6-2-1-3：如果海床土体是完全饱和的，则s_r＝1，p_w0为绝对静水压力。土体的体积应变：

其中u和w分别为土体水平方向和竖直方向的位移；

步骤6-2-1-4：根据有效应力原理，土体的平衡可表示为：

式中v为土的泊松比，G为土的剪切模量。由波浪导致的有效应力可表示为：

式中σ_x为x方向的有效应力；σ_z为z方向的有效应力；τ_xz为垂直x轴，沿着z方向的剪应力；τ_zx为垂直z轴，沿着x方向的剪应力。

步骤6-2-1-5：把有效应力方程代入式(18)和(19)可以得到以位移和孔隙水压力表示的平衡方程：

/>

步骤6-2-2：设置边界条件：

在海床表面，有效正应力和剪应力均为0，孔隙水压力大小则与波浪条件有关，海床表面(z＝0处)的边界条件可表示为：

式中t为时间，a为波数(a＝2π/L，L为波长)，ω为角频率(ω＝2π/T，T为波浪周期)，p₀由线性波理论得到：

由小波理论可以得出波长L与波浪周期T及水深d的关系：

对于有限厚度海床，其底部为刚性不透水基岩时，则土体的位移和渗流渗均为0，如式(27)所示。对于无限厚度海床，波浪的影响深度有限，一般取一个波长L的厚度作为研究对象，其边界条件也可看作是没有位移和渗流

步骤3：有限元方程数值解：

步骤6-3-1：由于边界条件(25)在时间和空间上呈周期变化，因此方程(15)、(23)、(24)的解在时间和空间上也应该呈周期性变化。而且可以以f(x,z,t)＝F(z)e^i(ax-wt)的形式来表示，其中i是虚数。则位移和孔隙水压力可表示为：

p(x,z,t)、u(x,z,t)和w(x,z,t)分别是空间x,z处某一时刻t的孔隙水压力和位移，P、U、W只是z的函数；

步骤6-3-2：利用加权残数法可把平衡方程(23)变为：

对等式左边第二项采用分部积分变换后，

步骤6-3-3：再把式(20)～(22)和(29)代入可得到方程(23)的离散式：

同理可以得到用孔隙水压力和位移表示的式(11)的离散方程式：

步骤6-3-4：把式(29)代入可得到方程(15)并利用加权残数法后，对等式左边第一项采用分部积分后，可以得到连续方程的离散式：

式(31)、(32)和(33)中位移和孔隙水压力变量可以用形函数和节点处的位移和孔隙水压力来表示，即：

{q}＝[N]{q_e}

{q_e}^T＝{P,U,W}

{q_e}^T＝{P₁,U₁,W₁,…,P_ne,U_ne,W_ne}

[N]＝[N₁I,…,N_neI]

其中ne是单元节点数，I是单元矩阵，则(31)、(32)和(33)写成矩阵的形式为：

式中[K^e]为单元刚度矩阵

B₁＝[N₂I,...,N_neI]

D₁-D₄为3×3矩阵，分别为：

/>

步骤7：进行地震荷载作用下滩海构筑物危险性评价：

步骤7-1鉴于滩海陆岸石油设施地区历史上发生的地震情况，进行场地液化等级评估：

步骤7-1-1：场地砂土液化初步判别：

按规范要求饱和砂土和饱和粉土，当符合下列条件之一时，可初步判别为不液化或可不考虑液化影响：

(1)地质年代为第四纪晚更新世(Q3)及以前时，7、8度时可判为不液化。

(2)粉土的黏粒(粒径小于0.005mm的颗粒)含量百分率，7度、8度、9度分别不小于10、13、16时，可判为不液化土。

(3)采用天然地基的建筑，当上覆非液化土层厚度和地下水位深度符合下列条件之一时，可不考虑液化影响：

d_u＞d₀+d_b-2(39)

d_w＞d₀+d_b-3(40)

d_u+d_w＞1.5d₀+2d_b-4.5(41)

式中d_w为地下水位深度；d_u为上覆非液化土层厚度，计算时将淤泥质土扣除；d_b为基础埋置深度；d₀为液化土特征深度；

步骤7-1-2：根据初步判别结果，需要进一步进行液化判别时，采用标准贯入试验判别法：

地面下15m深度范围内，液化判别标准贯入锤击数临界值可按下式计算：

N_cr＝N₀[0.9+0.1(d_s-d_w)](3/ρ_c)^1/2(d_s≤15) (42)

当采用桩基或基础埋深大于5m的深基础时，按下式判别15-20m内液化临界锤击数：

N_cr＝N₀(2.4-0.1d_s)(3/ρ_c)^1/2(15≤d_s≤20) (43)

式中N_cr为液化判别标准贯入锤击数临界值；N₀为液化判别标准贯入锤击数基准值；d_s为饱和土标准贯入点深度；ρ_c为粘粒含量百分数；当小于3或为砂时，应采用3；

对存在液化土层的地基，应探明各液化土层的深度和厚度，按下式计算各钻孔的液化指数：

式中I_lE为液化指数；n为判别范围内每个钻孔标准贯入试验点的总数；N_i、N_cr分别为i点标准贯入锤击数的实测值和临界值，当实测值大于临界值时应取临界值的数值；d_i为i点所代表土层的厚度；W_i为i土层厚度的层位影响权系数；判别深度为15m，当该层中点深度不大于5m时，应采用10，等于15m时应采用0，5-15m时采用线性插值法取值；判别深度为20m时，当该层中点深度不大于5m时，应采用10，等于20m时应采用0，0-20m时采用线性插值法取值；

步骤7-1-3：场地液化等级判别标准设定，根据液化指数判别液化等级：

判别深度为15m时：

0＜I_lE≤5 轻微液化

5＜I_lE≤15 中等液化

I_lE＞15 严重液化

判别深度为20m时：

0＜I_lE≤6 轻微液化

6＜I_lE≤18 中等液化

I_lE＞18 严重液化

步骤7-2：进行地震荷载作用下滩海构筑物稳定性分析：

步骤7-2-1：堤身的稳定分析采用滑动面方法，即假定堤身存在一系列滑动面，将滑动体成滑动条块，计算滑动条块上作用的滑动力和抗滑力，以滑动力除以抗滑力即得稳定安全系数，计算一系列滑动面，求得海堤稳定的最小安全系数。

在每一滑动条块重心处水平地震作用Q_i按下式计算：

Q_i＝K_HC_Zα_iW_i (45)

式中K_H为水平地震系数；C_Z为综合影响系数，取0.25；α_i为地震加速度分布系数；W_i为集中于条块重心的全部重量。

步骤7-2-2：考虑地震作用影响的稳定安全系数按下式计算：

式中C_i为土料内聚力；φ_i为土料内摩擦角；u_i为孔隙压力；W_i为土条重量；e_i为土条重心到圆心垂直距离；M_ci＝Q_ie_i；

步骤7-2-3：将相关的参数指标，如海底泥面加速度峰值及加速度时程曲线；土体的剪切模量G、饱和度Sr、内摩擦角土体粘聚力c；及岛体的实际结构参数，计算出结果，并与设定的震害等级比对；

确定工程场地所在海域的地震动参数，工程的结构特征参数、海床土体性质等海洋环境特征参数及工程结构现状工况资料。

将上述基础资料进行分析，获得相关的参数指标，如海底泥面加速度峰值及加速度时程曲线；土体的剪切模量G、饱和度Sr、内摩擦角土体粘聚力c；及岛体的实际结构参数。

根据工程的现状环境条件和地质情况，将实际的加速度峰值、加速度时程曲线、海床土体参数、岛体(路堤)的实际结构参数，并入有限元分析软件，进行地震荷载作用下滩海构筑物稳定性计算分析。

实施例二

步骤6中，根据采用的滩海陆岸及人工岛工程附近海域特征，收集工程所在区域相关的波浪、水深特征资料、海床土体性质等海洋环境特征参数、工程附近实际冲刷深度及范围的检测资料或数值模拟冲淤厚度演变预测数据及岛体(路堤)结构特征等参数。将上述基础资料进行分析，获得相关的参数指标，如波浪参数：堤前有效波高H、有效周期T、波长L、堤前水深h；土体参数：土体的剪切模量G、饱和度Sr、内摩擦角土体粘聚力c；岛体的实际结构参数。工程结构参数：岛体的实际结构参数。

首先将这些参数并入ABAQUS有限元软件进行上述波浪等循环荷载作用下海床土体强度弱化程序的计算。

为了分析波浪循环荷载作用下海床土体的强度变化特征，需要进行数值模拟计算。应用ABAQUS大型商业有限元软件，以老168进海路及人工岛工程为例进行分析。

需要给定工程海域的波浪参数和土体参数。根据前面老168进海路及人工岛工程与海洋相互作用的研究成果：对50年一遇的海况波浪要素为：波长L＝25，波高H＝2.6，周期T＝8.6；海床水深d＝3.5。土体参数为：土的剪切模量G＝1×10⁷N/m2，饱和度Sr＝0.98，内摩擦角为土体粘聚力c＝14kPa。图4为海床土体强度随波浪循环荷载作用的循环次数的变化过程。从图中可以看出不同循环阶段对应不同的土体弱化强度，随着循环次数的增加，海床土体强度呈弱化趋势。土体的弱化强度是土体单元体积应变的函数，即abaqus计算单元为应变软化单元。

软粘土的动强度与周期应力的幅值、循环次数(加荷周期)、频率及土样的固结程度及其所受的初始剪应力水平有关，在循环软化过程中，上部构筑物经过若干次循环后，通常会发生冲剪破坏。图5为无初始剪应力时达到不同剪应变时的周期剪应力比与荷载循环次数的关系图线，图中Su为静力不排水强度。从图中可以看出，粘性土的动强度与砂土的液化剪应力一样，随着循环次数的增大而减小。

波浪荷载对海床土体的弱化程度与波浪的波高、频率、作用时间，以及水深条件有关。为了较为系统的研究波浪荷载对滩海构筑物稳定性的影响，下面针对高计高水位、设计低水位及50年一遇高水位三个特征水位，选取不同强度折减系数考虑波浪荷载对海床的不同弱化程度，采用有限元数值分析方法研究波浪荷载作用对岛体稳定性的影响。

不同强度及历时的波浪荷载对海床的弱化程度是不一样的，下面将选取强度折减系数分别为0.6，0.5和0.4进行分析。

进行波浪循环荷载作用下滩海构筑物稳定性分析：受潮汐等因素的影响，岛体及进海路所处滩海地带的水位变化显著。下面为几个设计水位的特征值：

设计高水位：1.57m(历时累积频率1％)；

设计低水位：-0.79m(历时累积频率98％)；

极端高水位：3.5m(50年一遇年极值高潮位)；

极端低水位：-1.71m(50年一遇年极值低潮位)。

设计高低水位差约2.4m，水位变化约占岛体吹填高度1/3，研究不同水位条件下岛体及进海路的稳定对确保工程安全是十分必要的。

在前面建立的有限元分析模型基础上，分别研究了设计高水位、设计低水位和50年一遇高潮位等三个特征水位条件下岛体的稳定性。选取不同强度折减系数来考虑波浪荷载对海床的弱化作用，波浪荷载作用下岛体的变形及稳定性计算结果如下表1所示。与不考虑波浪荷载作用下计算结果相比(表9)，考虑波浪荷载作用下岛体稳定性系数大幅降低，如图6所示。从表8中可以看出，当波浪荷载作用导致海床强度折减系数不低于0.5时，岛体整体上是稳定的。但在设计高水位和百年一遇高潮位条件下，岛体可抵御波浪荷载作用于导致海床强度折减系数达0.4而不失稳。而在低水位条件下，当波浪荷载作用导致海床土体强度折减系数达0.4时，岛体接近临界状态，有可能失稳。因此，建议岛体制定设计低水位波浪荷载作用下确保岛体稳定的预案。

表8波浪荷载作用下岛体变形及稳定性计算结果

表9不同水位条件下岛体变形及稳定性计算结果(不考虑波浪荷载作用)

从表8可以看出，波浪荷载作用下，岛体的变形以沉降为主，水平向位移较竖向位移小。以设计低水位为例，当强度折减系数为0.6时，岛体最大沉降为27.97cm，而最大水平位移为4.67cm，当强度折减系数为0.4时，岛体最大沉降为34.24，最大水平位移为10.45cm。随着强度折减系数的降低，沉降值的增幅较小，而水平向位移增幅较大。

本发明未经描述的技术特征能够通过或采用现有技术实现，在此不再赘述，当然，上述说明并非是对本发明的限制，本发明也并不仅限于上述举例，本技术领域的普通技术人员在本发明的实质范围内所做出的变化、改型、添加或替换，也应属于本发明的保护范围。

Claims

1.一种滩海陆岸设施安全评价方法，其特征在于，包括以下步骤：

步骤2：对已有的岛体和路堤进行检查，包括检查迎浪面、岛体顶面、路堤顶面的护面结构，岛体及进海路护底措施，进海路与岛体结合部位，基础局部冲刷严重部位，波浪、流速较大部位，岛体、进海路主要填料及结构的材料强度、变形；

步骤3：进行滩海陆岸及人工岛设施越浪安全评价，具体为：

步骤3-1：采集影响越浪量的岛体条件和防护条件数据；

步骤3-2：计算波浪爬坡高度；

步骤3-3：当波浪的爬坡高度超过堤顶高度，计算越浪量：

步骤3-4：计算结果与允许越浪量比较；

步骤4：进行滩海陆岸及人工岛设施护面块石的稳定性评价，具体为：

步骤4-1：确认堤岸在经受风浪时，满足很少越浪或者不发生越浪；

步骤4-2：探查护面层块石的完整程度和堤岸边坡均匀程度；

步骤4-3：收集滩海陆岸及人工岛工程所处的海洋环境特征参数及岛体的结构特性及块石材料强度参数；

步骤4-4：确定波浪形态由波相似性参数，具体为：

ξ_z＝tanα/(2πH_s/gT_z ²)^0.5 (8)

式中α—堤身边坡坡角；H_s—波浪有效波高；T_z—上跨零点法确定的波浪平均周期；

式中P—结构渗透性系数，取0.4；

N—波浪个数，取4000；

γ_s—块石重度；γ—水的重度；

Δ＝γ_s/γ-1；

D₅₀—石块的名义直径；D₅₀＝(W₅₀/γ_s)^1/3；

W为块石重量，kg；

W₅₀—重量分布曲线的50％值；

A—横断面上的冲蚀面积；

s—损坏水平，

步骤5：进行滩海陆岸及人工岛设施护底块石的稳定性评价，具体为：

步骤5-1：收集滩海陆岸及人工岛工程所处的海洋环境特征参数及岛体的结构特性及块石材料强度参数；

步骤5-2：由椭圆余弦波理论计算堤前最大波浪底流速，具体为：

步骤5-2-1：椭圆余弦波理论的水平流速分布情况如下：

式中y＝cos²α；

步骤5-2-2：取时，u达到最大值，最大值为：

式中H为波高，m；h为水深，m；L为波长，m；g为重力加速度，m/s²；

u为波浪水平流速，m/s；T为波浪周期，s；x为水质点的水平位置，m；t为时间，s；k＝2π/L；σ＝2π/T；

式中W为块石重量，kg；u_max为堤前最大波浪底流速，m/s；

步骤5-4：将计算的护底块石稳定重量与实际的护面块石进行对比；

步骤6：进行滩海陆岸及人工岛工程整体稳定性评价；

步骤7：进行地震荷载作用下滩海构筑物危险性评价。

2.根据权利要求1所述的滩海陆岸设施安全评价方法，其特征在于，所述步骤6包括：

步骤6-2：设置控制方程和边界条件。

3.根据权利要求2所述的滩海陆岸设施安全评价方法，其特征在于，所述步骤6包括：

步骤6-3：有限元方程数值解。

4.根据权利要求3所述的滩海陆岸设施安全评价方法，其特征在于，所述步骤7包括：

步骤7-1：鉴于滩海陆岸石油设施地区历史上发生的地震情况，进行场地液化等级评估。

5.根据权利要求4所述的滩海陆岸设施安全评价方法，其特征在于，所述步骤7包括：

步骤7-2：进行地震荷载作用下滩海构筑物稳定性分析。