一種新型浮船塢錨泊錨碇的設計和施工方法

張亞雄

(1.中船第九設計研究院工程有限公司， 上海 200063 ; 2.上海海洋工程和船廠水工特種工程技術研究中心， 上海 200063)

一種新型浮船塢錨泊錨碇的設計和施工方法

張亞雄1,2

(1.中船第九設計研究院工程有限公司， 上海 200063 ; 2.上海海洋工程和船廠水工特種工程技術研究中心， 上海 200063)

針對浮船塢錨泊錨碇設計和施工中存在的關鍵問題，總結分析不同錨泊方案和不同錨碇形式的優缺點，提出一種新型的錨碇設計方案，并結合巴西東南部某大型浮船塢工程的設計和咨詢案例，解決設計和施工過程中的關鍵問題，并形成一套有效的設計方法。

浮船塢；錨泊系統；錨碇

0 引 言

與干船塢相比，浮船塢具有造價低、建造周期短、機動靈活、便于遷移等優點，且不占用陸域面積，適用于萬噸以上船舶的小修、塢修和事故修理，受到船務公司的青睞。浮船塢的設計包括船體設計、浮塢坑和錨泊設施設計等3部分，船體設計由船舶設計單位負責，浮塢坑和錨泊設施設計由土建設計單位負責。因浮塢坑設計較為簡單，本文關注的重點是錨泊設施設計。

浮船塢通常的系泊方式有錨泊錨碇和抱樁錨碇兩種，兩種方式的比較如表1所示[1]。

表1 浮船塢系泊方式優缺點匯總

對于錨泊錨碇，在船塢的橫向和縱向拋出數根錨鏈，錨鏈的末端卸扣通過系鏈環與水底錨塊或錨樁連接[2]。錨塊為鋼筋混凝土沉石結構，呈棱臺形狀，沉石頂部回填一定厚度的砂石(厚度根據計算確定)，目的是增加錨塊的垂直破土力和水平抗滑力。嵌巖錨樁一般適用于地質條件較好(中風化巖層層面較高)的區域，依靠樁周地層的水平抗力和樁側摩擦阻力來抵抗通過錨鏈傳來的系泊力。

近年來，隨著浮船塢朝大型化發展以及浮船塢在復雜海域中應用增多，浮船塢傳給錨碇設施的錨泊力變得很大，傳統的錨塊/嵌巖錨樁已經不能滿足浮船塢的錨泊需要。本文結合巴西某浮船塢錨泊設施設計咨詢項目，提出一種新型錨泊錨碇設計方案，并就設計和施工過程中遇到的問題進行專題研究。

1 工程背景

擬建浮船塢項目位于巴西東南部圣埃斯皮里圖的阿拉克魯士(Aracruz)自治市，投資方是阿拉克魯士裕廊船廠，屬于新加坡裕廊船廠的全資子公司。擬建的浮船塢位于疏浚形成的港池內，港池周圍建有防波堤對港池進行掩護，港池口門位于東北側和南側。項目平面位置如圖1所示。

圖1 項目平面位置

根據水文分析公司提供的資料，港池內浮船塢附近的風浪條件如表2所示。

表2 浮船塢附近風浪要素匯總 m

2 方案選擇

首先考慮抱樁錨碇方案，要求通過模型試驗分析抱樁系泊的外力，浮船塢設計單位對其進行物理模型試驗，試驗結果如表3所示。

表3 抱樁系泊力匯總 kN

對于抱樁，可采用高樁承臺結構和重力式沉箱結構。經調研，工程區域附近沒有大型的沉箱預制場，故優先考慮采用高樁承臺結構。經初步計算分析，對單個抱樁平臺，需設置264根灌注樁，樁徑為1 200 mm，樁長不小于36 m。抱樁的剖面圖和單個抱樁的樁基布置圖如圖2和圖3所示。

圖2 抱樁系泊剖面

采用此方案的施工造價太高，業主無法接受，同時，當地承包商只能陸上做灌注樁，如果采用此方案，將無法在防波堤處按設計斷面進行開挖并施工護坡，也無法保證防波堤結構在運營期的穩定性，故建議建設單位采用錨泊錨碇的系泊方式。

圖3 抱樁平臺樁基布置

對于錨泊錨碇的系泊方式有兩種結構形式可供選擇：錨樁和錨塊。根據浮船塢設計單位提供的資料，錨點處標高-17.5 m，極端天文低潮時水深最小為17 m，若采用錨樁，則需在深水區施工灌注樁。現場調研得知，當地承包商沒有在深水區施工灌注樁的經驗和能力，故認為錨樁方案不可行，最終采用錨塊的結構形式。

根據浮船塢船體設計單位提供的資料，浮船塢船體共設置20個錨點，錨點平面布置圖如圖4所示，錨點受力如表4所示。

圖4 浮船塢錨泊系統平面布置

表4 錨點受力一覽表 kN

如果采用傳統的棱臺形錨塊，由于港池的設計水深為-16.0 m，浮船塢錨泊錨塊系鏈環的標高不得低于-17.5 m，在錨塊上方壓載砂石料可能會影響港池內船舶的通行，但僅靠棱臺自重產生的滑動摩擦力又無法抵抗錨鏈傳來的系泊力。

因現場常年有3 600 t大型浮吊作業，且陸域有空余場地可供沉箱預制，計劃采用小型沉箱作為錨塊，在陸域進行預制，預制完成之后采用浮吊吊運至指定區域，下沉并安裝至先期施工完成的基床上。沉箱內回填中粗砂或碎石增加壓重，以增加滑動摩擦力，實現錨塊穩定。方案典型剖面圖如圖5和圖6所示。

圖5 錨塊剖面(靠防波堤一側)

圖6 錨塊剖面(遠離防波堤一側)

3 關鍵節點設計

3.1 錨塊設計

遠離防波堤的部分，錨塊為錨點I，受力為6 000 kN，與靠近防波堤一側的錨塊受力相同。對于靠近防波堤一側的錨塊，可以通過堆疊壓塊的方法來增加自重，增大滑動摩擦力。遠離防波堤一側的錨塊由于處于船舶通航區，故不能采用此方案，因此遠離防波堤一側的錨塊需做得更大。本文選取遠離防波堤一側的錨塊進行設計和施工分析，錨塊的平面模板和剖面模板如圖7和圖8所示。

圖7 錨塊平面模板

圖8 錨塊剖面模板

對安裝系鏈環的倉隔填充混凝土，為降低錨塊吊裝的施工難度，在與系鏈環所在倉隔對稱的倉隔也填充混凝土，可保證錨塊的重心與形心重合。

3.2 錨塊穩定分析

3.2.1 穩定分析公式

經過初步估算，抗傾覆穩定計算不是在控制工況的情況下，抗滑移穩定計算是在控制工況的情況下，抗滑移穩定計算直接決定了沉石的尺寸和設計。對于抗滑移穩定的計算公式，各個國家的規范都有表述，如表5所示。從表5可知，不同國家規范下判斷抗滑移穩定的計算公式區別很大。

表5 抗滑移穩定計算公式匯總

表5中：PRH為系泊力的水平分力；PRV為系泊力的豎向分力；EH為錨塊后方水平土壓力；G為錨塊重力(包括沉箱內填料自重)；f為錨塊與下部基床之間的滑動摩擦系數；γE為土壓力的分項系數，取1.35；γPR為系泊力的分項系數，取1.5。

由于系泊力的水平分力為6 000 kN，遠大于錨塊后方的土壓力，可知：如果采用中國規范，抗滑安全系數接近1.5；如果采用歐洲規范，抗滑安全系數接近1.66；如果采用美國石油協會的標準，抗滑安全系數為1.6。歐洲規范與美國石油協會的標準較為接近，較中國規范要求高，設計中采用歐洲規范，設計規范的選擇相對保守。

3.2.2 底部特殊設計

根據前文，錨塊底部的摩擦系數與所需錨塊的重量呈線性關系，增大摩擦系數可以有效減小錨塊的尺寸，從而降低施工難度，控制工程造價。此外，基槽底處水深最大為22.5 m，墊層整平困難，無法滿足±50 mm的允許偏差值。為增大錨塊底部的摩擦系數和保證錨塊與下臥墊層的充分接觸，設計人員在本工程中采用鋸齒狀的金屬模板作為沉箱預制的底模板，不拆模，使預制好的沉箱底部呈鋸齒狀，采用此措施可有效增大錨塊與基床的接觸面積。據調研發現，鋸齒形金屬模板在國內沉箱設計中使用罕見，國內規范也無類似文獻表述。

根據墨西哥本土已經實施的某防波堤工程經驗，鋸齒的尺寸可采用300 mm × 100 mm的直角三角形的兩條直角邊，鋸齒斜邊上的垂線高度控制在90 mm左右。鋸齒形的金屬模板示意圖如圖9所示。

圖9 鋸齒形模板

3.2.3 墊層設計

疏浚完成后，基槽下臥層因擾動和上方卸土的原因必然出現隆起和松動，降低下臥層的內摩擦角。另一方面，采用絞吸式挖泥船進行疏浚，施工誤差為-400 mm～0 mm，部分基槽底可能呈臺階狀。要求設置500 mm厚的拋石墊層，填平疏浚形成的深點，在基槽底部形成一個剛度相對較大的墊層，控制不均勻沉降。拋石墊層拋填完成后，采用整平機對墊層進行整平，整平原理如圖10所示。由于水太深無法使用潛水員輔助整平，因此適當放寬整平的誤差限制，要求誤差控制在±200 mm，根據工程經驗，在施工中此種誤差限值是可以達到的。

圖10 水下基床整平示例

根據英國標準BS 4349-2 中，“沉箱底部鋸齒狀的深度應該與底部基床的平均塊石粒徑相匹配，沉箱底部與基床之間的滑動摩擦角可以用基床的有效內摩擦角代替”的要求，塊石墊層采用中值粒徑為100 mm的塊石。

對于底部抗滑力的計算，各個國家的規范都有表述，如表6所示。由表6可知，不同的國家規范在對于如何確定摩擦系數和相應的安全系數方面存在較大差異。

表6 各國規范摩擦系數設計值匯總

表中，僅有中國規范推薦了拋石基床底面與地基土之間摩擦系數的建議值，對地基為砂質粉土或是細沙-粗砂的情況，摩擦系數可取0.35 ～ 0.50。

日本規范中推薦的滑動摩擦系數是通過大量的模型試驗驗證得到的。試驗方法為在混凝土塊體上施加水平力，通過記錄施加水平力的大小和混凝土試塊的位移來測算混凝土塊體與基床之間的滑動摩擦力系數。模型試驗簡圖如圖11所示。

圖11 抗滑模型試驗簡圖

在“屈服點”處，將最大的水平拉力除以重力即可得到滑動摩擦系數。必須注意的是，在工程初期，滑動摩擦系數較低，隨著時間的推移，在錨塊自重(包括填料)的作用下，拋石基床下基槽下臥層會沉降固結，內摩擦角增大，下臥層與拋石基床之間的摩擦系數會增大。

3.2.4 滑動內摩擦角

3.2.5 滑動摩擦系數驗證

雖然英國規范BS 6349中規定得很明確，但底部摩擦系數對錨塊尺寸的確定影響很大，摩擦系數選擇過低會造成造價過高，也給工程實施帶來困難；摩擦系數選擇過高則會造成工程不安全。設計要求進行現場試驗以確定所選擇的摩擦系數是否可信以及是否需要調整。

在試驗中，要求用原狀土開挖的誤差為-400 mm～0 mm，塊石墊層填筑后的整平誤差為±200 mm，等同工程實施采用的控制要求。混凝土試塊底部設置鋸齒，鋸齒的尺寸與沉箱錨塊底部的鋸齒相同。試驗采用液壓千斤頂施加水平力，記錄實時位移和水平力的大小，直至出現屈服點。

由于混凝土沉箱與碎石基床間的摩擦力直接受到一系列因素的影響，包括碎石基床的密度和沉箱的放置位置等，因此要求對混凝土試塊反復進行試驗，以產生足夠多的數據樣本并對這些數據進行數理統計。

3.3 沉箱吊運分析

3.3.1 錨塊重量限值的確定

項目現場可供使用的浮吊如圖12所示，此浮吊的最大起重量為3 600 t。由于兩根吊桿的間距遠大于錨塊，采用兩吊桿聯合起吊會給吊運方案設計帶來困難，因此決定利用單根吊桿吊運錨塊。

圖12 現場可供使用的浮吊

現場可供使用的沉箱預制區域距岸邊50 m，查閱吊運荷載圖可知起吊重量不應超過1 750 t，故本工程要求單個錨塊的重量不超過1 650 t。

3.3.2 吊運工藝分析

參考國內大型沉箱的起吊工藝[3]，建議吊索具及起吊工藝如圖13所示，此吊裝工藝得到專業起吊單位的認可。

圖13 錨塊吊裝示例

吊索具由吊孔、吊索、轉接卸扣、支撐桿和吊梁等5部分組成，支撐桿本身由8根吊索掛到與吊梁相接的吊鉤上。

在沉箱吊孔處設置起吊鋼管，起吊鋼管兩端超出沉箱隔墻一定距離，方便分支鋼絲繩穿過。設置分支鋼絲繩分別繞過兩端，向上掛到轉接卸扣，轉接卸扣通過主吊鋼絲繩掛到吊梁大鉤上。在轉接卸扣與吊梁大鉤之間的區域，設置支撐桿以保證鋼絲繩垂直狀態，避免鋼絲繩的互相干涉。與采用傳統支撐架的方法相比，采用分叉梁既可縮小鋼絲繩的直徑，又可避免使用大型卸扣[4]。鋼絲繩經過支撐桿分叉后，掛到吊梁大鉤上，吊梁掛住主吊鉤。

3.3.3 吊點設計

錨塊重量為1 650 t，按8個吊點起吊計算，考慮吊點間不均勻系數為1.1，根據美國石油協會(American Petroleum Institute, API)浮式結構錨泊系統的設計規范，海上進行吊裝時的吊運動力系數取2.0(已考慮自重的分項系數)，則有：吊點力為4 540 kN。

本工程中，在吊孔處預埋鋼套管，鋼套管兩端超出沉箱壁一定距離，每端穿過1根鋼絲繩，鋼管端頭焊接鋼板對鋼絲繩進行限位。在最大沉箱的起吊工況下，選取吊孔鋼管長度的一半進行有限元分析。吊孔鋼管的米塞氏應力最大值為225 MPa，低于允許值320 MPa，可知采用本吊孔方案滿足要求。吊點鋼管的應力云圖如圖14和圖15所示。

圖14 吊孔應力云圖1

圖15 吊孔應力云圖2

3.3.4 吊運內力分析

用支座模擬錨塊的各個吊點，采用ROBOT Structure Analysis軟件建立模型，對錨塊進行吊運工況的分析。分析的控制目標是錨塊不出現超過混凝土抗拉強度的拉力。經分析發現，吊點墻與沉箱隔墻的相交處拉力超過混凝土的抗拉強度，故設計要求在隔墻相交處設置500 mm×500 mm 的加強角，以確保吊運時的混凝土拉應力小于混凝土允許值，保證混凝土沉箱式錨塊在吊運時的耐久性。

3.3.5 混凝土節點設計

在混凝土吊運過程中，吊點處隔墻是否能承受混凝土自重所產生的效應是關鍵。一方面，吊點上方的隔墻在極端的情況下不至于被吊點力剪切破壞；另一方面，吊點下方的隔墻能將沉箱的重量傳遞至各個吊點。

3.3.5.1 頂部隔墻抗沖切承載力分析

歐洲標準混凝土規范沒有專用的公式計算吊孔頂部隔墻的抗沖切承載力，因此按照我國的《水運工程混凝土結構設計規范》計算，公式為

(1)

(2)

式中：F1u為受沖切承載力設計值，kN；γd為結構系數，取1.1；um為距局部荷載作用面積周邊h0/2 處的周長，對于沉箱壁取um=2B=1 200 mm；h0為受沖切作用高度，按吊孔中心距沉箱上口的高度計算，取h0=2 800 mm；ft為混凝土軸心抗拉強度設計值，fy為鋼筋抗拉強度設計值，CA-50鋼筋取434 MPa；As為配置在同一截面內受力鋼筋的全部截面面積，mm2；nn為配置在同一截面內同種規格受力鋼筋的根數，沉箱壁外側水平受力主筋規格Φ16，間距150 mm，故吊孔以上共配置2 800 mm/150 mm=18根，沉箱壁內側水平受力主筋規格Φ16，間距150 mm,則吊孔以上共配置2 800 mm/150 mm=18根；Asn為單種規格單根受力鋼筋的截面面積，mm2；Φ16取201.06 mm2。

綜上所述：As=7 236 mm2，

2×435MPa×7 236mm)=7 500kN

因F

3.3.5.2 底部隔墻抗拉分析

吊孔中心距離沉箱底板頂面1 700 mm，沿吊孔中心往下作35°擴散線，可求得有2 380 mm寬度的隔墻將參與承擔吊孔力，取2 400 mm。對吊運工況下錨塊的混凝土應力進行分析，可知吊點附近的混凝土拉應力會有集中現象，受影響范圍的寬度為3 000 mm。因此，認為有2 400 mm寬度的隔墻將參與承擔吊孔力。由于混凝土不承擔拉力，考慮僅有鋼筋來承擔拉力，則公式為

(3)

(4)

式中：Ftu為受拉承載力設計值，kN；γd為結構系數，取1.1；fy為鋼筋抗拉強度設計值，CA-50鋼筋取434 MPa；As為配置在2 400 mm范圍內受力鋼筋的全部截面面積，mm2；nn為配置在同一截面內同種規格受力鋼筋的根數，沉箱壁外側豎向受力主筋規格Φ20，間距100 mm，因吊孔直徑為500 mm，故吊孔以上共配置(2 400 mm-500 mm)/100 mm=19根；沉箱壁內側豎向受力主筋規格Φ20，間距100 mm，因吊孔直徑為500 mm，故吊孔以上共配置(2 400 mm-500 mm)/100 mm=19根；Asn為單種規格單根受力鋼筋的截面面積，Φ20取314 mm2。

綜上所述：As=19×314 mm2×2=11 932 mm2

因F

3.4 系鏈環設計

在系鏈環所處的倉隔處填實混凝土，系鏈環錨入倉隔混凝土結構處，系鏈環在混凝土結構外的部分與錨鏈的末端卸扣連接。錨鏈傳來的系泊力通過卸扣傳至系鏈環，系鏈環通過埋在混凝土中的部分協調錨塊參與抵抗系泊力。本工程中單個錨碇所受最大系泊力的水平分力達到6 000 kN，遠遠超過國內已有浮船塢的錨泊錨碇受力，比如是大連中遠船務3×105t浮船塢錨碇受力的3倍。為了抵抗如此大的水平力，系鏈環埋入混凝土結構的部分一般有2種方案：方案一是利用預埋螺栓矩陣傳遞水平力，通過矩陣的方式將水平力轉化成部分螺栓受拉和部分螺栓受壓；方案二是直接將系鏈環混凝土結構外的部分埋入混凝土結構，并通過焊接加強肋板等方式形成鋼結構，以調整系鏈環結構的受力和傳力的特性。方案一和方案二的優缺點比較如表7所示。

表7 系鏈環2種方案比較匯總

因錨塊處于16 m深的海底，在運營期無法對錨塊進行日常維護，故選擇可靠度更高的預埋鋼結構方案。

方案二的缺點是受力分析不明確，如何較為準確地分析受力是一個很大的挑戰。系鏈環的埋藏深度和倉隔的大小是否能保證錨鏈水平力的充分傳遞給整個沉箱，系鏈環結構和混凝土結構協同作用以一種什么樣的表現形式，采用傳統的桿系分析方法已經無法回答這些問題。由于系鏈環和錨塊的連接是本工程成功的關鍵，準確分析系鏈環與混凝土結構之間的協同作用是非常重要的。

在本工程中，設計人員采用非線性有限元的分析方法對系鏈環和錨塊進行分析，分析工具為國際通用有限元軟件ANSYS，分析的目的是評價系鏈環的結構和埋深是否能滿足系泊力傳遞的要求和系鏈環埋入混凝土的部分結構內力是否能滿足強度要求。

經ANSYS軟件分析可知，鋼結構應力強度和等效應力最大為73 MPa (混凝土以下部分)，混凝土最大拉應力為1.78 MPa，混凝土最大壓應力為20.3 MPa，均滿足要求。

4 沉箱預制

選擇在后方陸域預制錨塊，預制前要求承包商對場地進行處理并形成硬化地坪，要求處理后的地基承載力不小于80 kPa。經調研，如果直接在預制場地預制沉箱而不采取任何額外措施，沉箱與預制地坪間存在附著力，而附著力將給錨塊吊裝帶來很大困難。目前工程界對如何計算附著力沒有明確的公式。錨塊的重量為1 650 t，很接近吊桿的最大起重重量，如不采取措施有可能無法正常起吊。經研究，要求首先在預制地坪上等間距布置工字鋼，工字鋼之間填砂并密實，之后安裝底模板，建造錨塊。建造完成后，輔以高壓水挖除填砂。錨塊建造圖如圖16所示。

圖16 沉箱建造示例

5 吊運錨塊下水

在浮吊吊運沉箱之前，3 600 t浮吊在拖船的輔助下下后錨，將纜繩帶到碼頭上的系船柱，浮吊通過絞動錨纜停靠碼頭前沿。浮吊大致定位后，下落起重大鉤，起重工掛上吊裝架和索具，然后浮吊啟動大鉤，在指揮人員的統一指揮下準確對位，通過浮吊起、浮吊桿及起降大鉤，起重工將起重吊索的另一端套住吊孔預埋鋼管，并焊接防脫鋼板，隨即浮吊啟動大鉤，平穩起吊沉箱，沉箱吊起距地面約1 m后，浮吊絞動錨纜后墩，下落大鉤使沉箱落于水中約4 m，然后，浮吊在拖船的輔助下起錨，自航至指定位置，下錨后安裝錨塊。

6 結 語

大型浮船塢采用的沉箱式錨塊與傳統棱臺形錨塊的基本設計原理相同，是在傳統基礎上的創新，具有整體性強和施工可行性高的特點。該技術為國內首創，并首次采用非線性有限元分析方法分析大型埋件與混凝土結構之間的相互作用關系，解決了大型浮船塢錨碇結構設計問題，在沒有錨樁施工能力的區域尤其有效，為浮船塢錨泊設施的設計提供了新的思路和方法。本文也詳述了從設計到施工中關鍵技術問題的分析和解決方法，可為其他類似工程設計提供參考。

[1] 楊青，楊春義，歷建祥.中海長興島修船基地浮船塢布置及系泊方式[J].中國港灣建設，2007(3)：38-39.

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A Design and Construction Method of a New Type of Anchorage for Floating Dock

ZHANG Yaxiong1，2

(1.China Shipbuilding NDRI Engineering Co., Ltd.， Shanghai 200063, China;2.Shanghai Research Centre of Ocean & Shipbuilding Maritime Engineering, Shanghai 200063, China)

The key problems in design and construction of mooring anchor for floating dock are discussed,and a new design of anchorage is put forward by analyzing the advantages and disadvantages of different anchoring schemes and anchorage forms. The key points in design case of a large floating dock project in the southeast of Brazil and a set of effective methods are formed.

floating dock; mooring system; anchorage

張亞雄(1983-)，男，工程師，研究方向為船塢、船臺等水工建筑物工程設計

1000-3878(2017)04-0056-09

U673

A