保税区二期工程施工图设计计算书第二版.doc

厦门象屿保税区二期护岸工程施工图设计计算书中国市政工程西南设计研究院七月1 工程概况1.1 工程位置及规模厦门象屿保税区二期护岸工程位于厦门岛西北部铁路西站以西的海域滩涂地，北与高崎码头相接，南邻石湖山油库。护岸全长1064.39m，顶高程为4.4m（黄海高程系，下同），为上直下斜的复合式护岸。该项目为II级护岸工程。1.2 地形地质工程场地地貌为滨海潮间带滩涂，坡度较平缓，地势总体由东南向西北倾斜，坡度一般小于10，地面高程为2.8m-1.88m，除场地内东部和南部有小面积岩石、零星礁石出露，靠陆地段有局部沙场、人工填沙外，均为淤泥质海滩，高潮时整个场地为海水淹没，低潮时大部露出水面。 据厦门地质工程勘察院提供的工程地质勘察报告（1993），本场地地层结构复杂，地层的岩性、厚度和埋藏分布等在横向、纵向上变化均较大。钻孔揭露的地层中，就其成因类型和岩性等，由上而下重要分为：素填土、海积成因淤泥、海积成因砂层、海陆交互相粘性土及砂层、淤泥质土、冲洪积砂层、残积粘土、花岗岩和闪长玢岩脉。海相沉积的淤泥层分布于整个场地表面（为护岸直接持力层），其厚度变化大（0.6m26.75m），总体上自东南往西北厚度逐渐变大，淤泥底板逐渐变深，淤泥表层呈流塑状，上部23m常混有砂及含贝壳、贝壳碎片，呈灰黑色，往下一般呈深灰色，质渐纯，局部夹有腐木或薄层粉细砂，局部相变为淤泥质土，有机质含量为0.21%0.72%。该淤泥层属全新世海相沉积物，具含水量高、压缩性大、透水性差、触变性强、抗剪强度低、固结状态不均匀六大特性。由上述特点，场地天然的淤泥层不能作为护岸持力层，必须对其进行解决。1.3 水文气象1.3.1 潮位 根据国家海洋局东海分局厦门海洋站提供的潮汐资料，拟建场地的潮位如下： 厦门港属半日潮港，隔日潮汐延迟45分钟。潮汐形态数F=0.34。 潮峰累积频率10%的潮位为3.158m。 潮谷累积频率90%的潮位为-2.32m。 50年一遇高潮位为4.318m。 50年一遇低潮位为-3.242m。 历史最高潮位为4.538m（1933年10月20日）。 历史最低潮位为-3.302m（1920232月24日）。 解放后最高潮位为4.128m（1959年8月23日）。 解放后最低潮位为-3.152m（1983年1月30日）。 数年平均高潮位为2.438m。 数年平均低潮位为-1.54m。 最大潮差6.92m。 最小潮差0.99m。 数年平均海平面0.338m。 1.3.2 波浪 拟建场地的海浪重要是风浪，其要素如下： 波浪重现期标准：25年一遇。 计算风速：v=14.0 m/s。 吹程：F=7.0km。 波高：H1/10=1.0m。 波长：L=11.4m。 平均周期：T=3.6s。 1.3.3 气候 厦门岛属亚热带海洋性气候，温湿多雨，年平均气温20.3，日最高气温38.5，日最低气温2.0，数年平均相对湿度为78%。该区的风以东北风向最多，最大风速28m/s；台风季节，风力可达710级，最大可达12级；1959年台风最大风速达60m/s；另一方面是东南风，数年各向平均风速2.04.7m/s。全年大于6级风的日数平均为19.3天。 根据福建省水文总站对厦门分站九十一年（1893-1983）长系列雨量记录整理后，经记录分析和频率计算求得的暴雨资料如下： 数年平均年降水量为：1093.7mm。 历年最数年降水量为：1771.8mm。 数年平均最大24小时雨量：H24=125.2mm。 P=2%最大24小时雨量：H24P=252.9mm。 最大24小时的离差系数：CV24=0.4。 最大24小时的偏差系数：CS24=1.0。 暴雨递减指数： 当暴雨历时t1小时 n=0.78 当暴雨历时t1小时 n=0.39 每年28月为雨季，月平均降水量39296mm。6月降水最多，占全年的20%。全年大于等于25毫米的降水日数平均为13.6d。 雾：每年15月为雾季。数年平均雾日13.6d，最数年雾日达26d。45月雾最多，多发生在夜间和凌晨，月平均有雾日34d。2 护岸设计2.1 设计依据 2.1.1 厦门象屿保税区二期工程方案设计邀请书（厦门象屿建设有限公司，2023.2.20）。 2.1.2 关于厦门象屿保税区二期工程填海造地方案设计的批复（厦保税委（1994）综024号，1994.8.1）。2.1.3 厦门象屿保税区二期工程填海造地方案设计专家论证意见（1994.7.28）。 2.1.4 厦门象屿保税工业区发展规划初步纲要（中国市政工程西南设计研究院，1992.6）。 2.1.5 厦门象屿保税区总体规划（中国市政工程西南设计研究院，1993.4）。 2.1.6 厦门象屿保税区二期工程控制详规（中国市政工程西南设计研究院，1994.4）。2.1.7 厦门市人民政府办公厅关于加快象屿保税区二期建设的告知（2023.9.19）。2.1.8 象屿保税区二期工程建设领导小组第一次会议纪要（2023.11.21）。2.1.9 厦门象屿保税区二期工程方案设计审查会议纪要（2023.3.22）。2.2 技术标准 2.2.1 港口工程技术规范。 2.2.2 堤防工程设计规范（GB50286-98）。 2.2.3 建筑地基基础设计规范（GBJ7-89）。 2.2.4 福建省建筑地基基础勘察设计规范（DBJ13-07-91）。 2.2.5 水工钢筋砼结构设计规范（SDJ20-78）。 2.2.6 建筑地基解决技术规范（JGJ79-91）。 2.2.7 建筑桩基技术规范（JGJ94-94）。2.3 基础资料 2.3.1 工程场地1/1000地形图（1992.8）。 2.3.2 厦门市规划局制定的保税区二期用地红线范围图。2.3.3 厦门市象屿保税区二期护岸工程岩土工程勘察报告（2023.4）。2.3.4 福建省水文总站对厦门分站九十一年（18931983）长系列雨量记录经整理后进行记录分析和频率计算求得的暴雨参数。 2.3.5 国家海洋局东海分局厦门海洋站潮汐资料（1992.6）。 2.3.6 厦门同安湾口及九龙江口沙源勘察报告（1994.11）。2.4 设计内容 2.4.1 平面布置：根据厦门市规划局给定的本工程西侧红线，北端与闽台渔轮避风坞的西南侧消防通道相接，南端直接与鹭甬公司石湖山油库堤岸相连。以红线为护岸顶外边沿线，平面上呈一折线，折处园孤连接。护岸全长1064.39m。根据方案审查会纪要（2023.3.22），并结合临近的闽台渔轮避风坞及鹭甬公司石湖山油库场地高程，护岸顶高程定为4.4m，高潮位时允许越浪。在护岸桩号0+400.78处设高殿排洪渠出口（2孔净空3mx4.5m），桩号0+990.43处设红旗排洪渠出口（单孔净空2.8mx2.8m）。 2.4.2 断面布置：护岸为复合式断面。其具体布置为：护岸轴线迎水侧在高程3.4m4.4m为1m净高的直立式重力挡墙；高程3.4m设2m宽平台；高程3.4m2m为坡度1:2.0的坡式护岸；高程2m处在护岸桩号0+0000+833.02范围为12m宽弹压段，在桩号0+875终点范围为9m宽弹压段，桩号0+833.020+875范围为12m9m宽弹压段；高程2m滩涂地上1.5m为坡度1:4.0的弹压段与抛石棱体连接段；海床面上1.5m至滩涂地为抛石棱体。护岸轴线背水侧25m范围为吹填中粗砂。护岸高程1m以下为抛填中粗砂。护岸下滩涂地淤泥地基正方形布设1.01.0m塑料排水板加速地基固结以满足持力层规定。断面布置详“护岸标准横断面图”。2.5 设计计算 护岸设计计算重要涉及：护岸整体抗滑稳定计算，护岸沉降、地基固结及加载计划计算，直立式重力挡墙计算，第一期陆域沉降、地基固结及加载计划计算，排洪渠结构及地基解决计算。 2.5.1 护岸整体抗滑稳定计算 2.5.1.1 安全系数 该项目为II级护岸工程，依据堤防工程设计规范（GB50286-98），相应护岸的抗滑稳定安全系数不应小于（表2-1）。 表2-1项 目安全系数FOS正常运用1.25非常运用1.152.5.1.2 计算方法及假定 护岸采用刚体极限平衡法进行计算。重要考虑护岸自身、护岸内填土和地基的整体稳定性，采用瑞典条分法，不计条块间摩擦力。 工程场区地层由上至下依次为：素填土、海积成因淤泥、海积成因砂层、海陆交互相粘性土及砂层、淤泥质土、冲洪积砂层、残积粘土、花岗岩。影响海堤稳定的土层重要为淤泥层，其厚度为0.6-26.75m，重要特点为含水量高、压缩性大、透水性差、触变性强、抗剪强度低、固结状态不均匀。稳定计算考虑地基土层重要为淤泥。 本工程采用中国水利水电科学研究院陈祖煜专家编制的边坡稳定分析程序STAB95进行计算。（本程序为水利水电规划设计院正式批准的设计专用程序【水电部水利水电规划设计院（84）水规字第3号文】）。 2.5.1.3 典型断面的选取 本工程护岸全长1064.39m，地基层重要为淤泥，其厚度变化大，总体上自东南往西北厚度逐渐变大，淤泥底板逐渐变深。护岸桩号0+160断面淤泥层底部高程为-24.950m（淤泥层厚24.2m，弹压段宽度为12m）；桩号0+875断面淤泥层底部高程为-5.120m（淤泥层厚4.3m，弹压段宽度为9m）。选用上述二断面对护岸进行稳定计算，其对整个工程具有代表性和控制性。 2.5.1.4 计算工况 1）正常工况 由护岸自重、护岸内填土、设计低潮位时堤内渗透水压力、护岸上荷载等基本荷载组成的正常运用状态（此时取护岸下及护岸内地基固结度达75%）。 由护岸自重、护岸内填土、设计高潮位时水压力、护岸内渗透水压力、护岸上荷载等基本荷载组成的正常运用状态（此时取护岸下及护岸内地基固结度达75%）。 2）非常工况 水位骤降：海水由设计高潮位骤降至海滩地面（此时取护岸下及护岸内地基固结度达75%）。 设计低潮位+地震（工程场地地震基本烈度为VII度，此时护岸下及护岸内地基固结度达75%）。 3）施工工况 只施工护岸部分，未填护岸内土，护岸下地基固结度达25%，护岸内地基（淤泥）未作解决。 护岸施工完毕，护岸内吹填淤泥至设计护岸顶面高程（相称于预压阶段，此时取吹填淤泥的c、值为0），护岸下地基固结度达50%，护岸内地基淤泥未作解决。 2.5.1.5 计算荷载 1）自重（涉及护岸、护岸填土、抛石棱体等），地下水下为饱和容重，地下水上为天然容重（已考虑浮力影响）。 2）静水压力。 3）孔隙水压力，孔隙水压力假定按静压分布，由此计算出的抗滑稳定安全系数偏安全。 4）表面荷载，施工阶段取护岸表面荷载为10kN/m2；正常运用和非常运用阶段，因护岸内陆域形成后重要为堆场，应业重规定取护岸表面荷载在护岸部分为20 kN/m2，陆域部分为60kN/m2。 5）地震荷载，工程范围地震基本烈度为VII度，考虑因地震引起的地震惯性力、动水压力及动土压力。 6）浪压力、泥砂压力因数值较小，且对护岸稳定有利，计算中未于考虑。2.5.1.6 材料参数 各土层及结构层材料参数见（表2-2）。 表2-2 序号名 称S剪摩擦 角()S剪凝聚力(kPa)R剪摩擦 角()R剪凝聚力(kPa)Q剪摩擦 角()Q剪凝聚力(kPa)天然容重(kN/m3)饱和容重(kN/m3)1 干砌石、反滤层、碎石垫层及抛石棱体3501920.52浆砌石挡墙455023.023.53抛填中粗砂及吹填中粗砂28018.019.54回填开山土121018.019.55吹填淤泥1618.019.56淤泥深度02.5m2.34.415.7162.55m2.05.815.516510m2.16.715.6161015m2.59.515.7161520m2.010.015.91620m2.510.316.216.57淤泥深度02.5m固结度25%10.115.815.716固结度50%17.313.6固结度75%23.212.18淤泥深度2.55m固结度25%10.69.315.516固结度50%13.18.1固结度75%23.97.19淤泥深度510m固结度25%10.210.115.616固结度50%13.69.0固结度75%23.28.110淤泥深度1015m固结度25%8.216.215.716固结度50%15.314.7固结度75%20.713.211淤泥深度1520m固结度25%9.314.515.916固结度50%16.312.7固结度75%21.611.212淤泥深度20m固结度25%10.015.116.216.5固结度50%17.211.3固结度75%23.712.012残砾质粘性土26281919.3 注： 1）表中15项参数为设计规定值，施工前根据实验可做一定调整，其余参数均来源于地勘报告。 2）护岸下淤泥根据不同工况取不同固结度的参数，淤泥的内摩擦角及凝聚力为有效强度指标；护岸外淤泥采用Q剪指标。 3）表中S剪为三轴固结排水剪，R剪为三轴固结不排水剪，Q剪为快剪。 2.5.1.7 计算成果及结论 1）计算结果，见（表2-3） 表2-3工 况安全系数FOSmin0+160断面0+875断面正常运用1.5091.2741.7741.543非常运用1.5091.2741.2671.088施工阶段1.2911.2751.6371.329 2）结论 护岸在正常运用阶段安全系数均大于1.25；非常运用阶段在水位骤降工况安全系数大于1.15，地震工况0+875断面安全系数小于1.15，参照水利水电枢纽工程等级划分及设计标准（平原、滨海部分，SDJ12-78），同类建筑物地震工况稳定安全系数最小值为1.05，并根据堤防工程设计规范（GB50286-98）第2.2.4条，可使地震工况安全系数减少至1.05，则认为非常工况护岸是稳定的；施工阶段相称于非常运用工况，其安全系数均大于1.15。由此证明上述两个断面所代表的整段护岸在各种工况下整体稳定，结构设计合理、安全。 根据稳定计算，护岸重要施工环节：护岸下抛填中粗砂打塑料排水板，第一级堆载预压，待护岸下地基固结度达25%二到四级堆载预压，修筑护岸，待护岸下地基固结度达50%陆域吹填淤泥，待护岸及陆域下地基固结度达75%，场地平整后可在堤轴线外50m施加正常运用荷载。2.5.2护岸沉降、地基固结及加载计划计算2.5.2.1 计算方法及假定 1）计算方法：采用建筑地基解决技术规范（JGJ79-91，1998年版）对地基进行最终沉降量Sf、分级加荷沉降量Si计算；采用地基解决手册（第二版）的太沙基修正法对地基进行累计荷载下地基固结度Uti、单级荷载下地基固结度Ui计算。 2）计算假定：工程范围局部地段淤泥层下有砂层，但砂层在平面布置上不连续，计算只考虑单面排水。2.5.2.2 计算环节1）最终沉降量Sf公式：=(式2-5-1)式中: Sf荷载作用下的最终沉降量（m）；m经验系数，m=1.11.4，本计算取m=1.25；e0i第i层土中点自重应力所相应的孔隙比（地勘报告查取）；eli第i层土中点自重应力与附加应力之和所相应的孔隙比（地勘报告查取）；hi第i层土厚度（m）。 根据工程经验，计算取预压土荷载（最后形成护岸结构）由堆填时的1.2m3至沉降稳定护岸形成时压缩为1.0m3，设计取护岸结构沉降稳定后其平均密度r=18kN/m3，则堆填时其松方密度r=18/1.2=15kN/m3。 假设一次性加载，地基沉降稳定、护岸最终沉降至4.4m高程，加载土高程为Hz，地面高程为Hd（由各计算断面查取），则加载土单位面积自身压缩沉降后高度h：h=(HzHd)(1-1/1.2)（式2-5-2）假设加载土沉降后为刚体，则由几何关系，地基沉降前、后其单位面积体积V1、V1分别为：V1=(HzHd)-h（式2-5-3）V2=(4.4Hd)Sf（式2-5-4） V1= V2（式2-5-5）由上述，求出Sf与Hz关系式为： Sf=(HzHd)/1.2-(4.4-Hd)（式2-5-6） 由（式2-5-6），先预估荷载作用下的最终沉降量Sf，计算出加载土高程为Hz，则单位面积累加最大荷载P为： P= r( Hz- Hd)（式2-5-7） 由此，分别计算淤泥土层中点的自重应力z和附加应力f。自重应力z计算公式为： z=ryHy/2（式2-5-8） 式中：ry淤泥土的浮容重（kN/m3），因淤泥层长期浸泡于海水中，故计算时取其浮容重，ry=6kN/m3；Hy淤泥层深度(m)。因护岸长宽比很大，附加应力计算考虑为平面问题的条形基底受竖直均布荷载方法，并考虑为均布荷载中点下地基土的附加应力f，其计算公式为：f=(KZ1SKZ2S )/2P（式2-5-9） 式中：KZ1S 淤泥顶面的竖向附加应力分布系数；KZ1S 淤泥底面的竖向附加应力分布系数。 由上述计算，在地质勘察报告的ep曲线上分别查出相应自重应力的孔隙比e0和自重应力与附加应力之和所相应的孔隙比el，由(式2-5-1)计算出Sf，与预估的Sf相比较，若两者不相等，重新预估的Sf并反复上述计算，直到两者相等。2）分级加荷计算 设计考虑施工、控制地基变形量及固结因素，拟定护岸为四级及荷形成。第一级加荷至2m高程，第二级加荷至3.5m高程，第三级加荷至4.4m高程，第四级加荷高程根据上述计算的P-前三级累计荷载而定。每级加荷时间为15d（等速加荷）。分级加荷计算环节如下：排水板计算 设计取打入淤泥的排水板平面为正方形布置，间距L为1m1m，排水板打入淤泥层最大深度为20m，若淤泥层深度Hy 20m，则打穿淤泥层。淤泥层深度Hy 15m时，用SPB-1型排水板（板厚=3.5mm，板宽b=100mm）；淤泥层深度Hy 15m时，用SPB-1B型排水板（板厚=4.0mm，板宽b=100mm）。排水板当量换算直径dw为： dw=2(b+)/（式2-5-10） 式中：系数，=0.751.00，计算取=0.85。排水板等效圆直径de为： de=1.13L（式2-5-11） 式中：L正方形布置的排水板间距，L=1m。排水板井径比n为：n= de/dw（式2-5-12）。井径比n的函数F(n)为：（式2-5-13）。分级加荷计算)第一级加荷计算第一级加荷至2m高程，则第一级施加荷载P1为： P1=（2- Hd）r （式2-5-14）第一级加荷开始时间T0=0d，加荷结束时间T1=15d，预估从第一级荷载加荷开始到第二级荷载加荷开始时间T2，则： 在排水板未打穿淤泥层情况下，单级荷载下地基固结度U1为： （式2-5-15）式中：塑料排水板部分淤泥的平均固结度；塑料排水板以下淤泥的平均固结度；系数，塑料排水板部分淤泥的深度（m），塑料排水板以下淤泥的深度（m）。塑料排水板部分淤泥的平均固结度：=1-(1-)(1-)（式2-5-16）式中：塑料排水板部分淤泥的径向排水固结度；塑料排水板部分淤泥的竖向排水固结度。塑料排水板部分淤泥的径向排水固结度：（式2-5-17） 径向固结时间因素：（式2-5-18） 式中：Ch径向排水固结系数（cm2/s），由地质勘察报告查取；（s）。塑料排水板部分淤泥的竖向排水固结度：（式2-5-19） 竖向固结时间因素：（式2-5-20）式中：Cv竖向排水固结系数（cm2/s），由地质勘察报告查取。塑料排水板以下部分淤泥的竖向排水距离H2：H2=（1-a1Q）Hy（式2-5-21）（式2-5-22） ，（式2-5-23）式中：a1、系数。由上式计算出塑料排水板以下部分淤泥的竖向排水距离H2，代入（式2-5-19）和（式2-5-20），求得排水板以下淤泥的平均固结度。由上述，可计算出排水板未打穿淤泥层情况下，单级荷载下地基固结度U1；若排水板打穿淤泥层，则不计算（式2-5-21）（式2-5-23），此时Q=1。累计荷载下地基固结度Ut1：（式2-5-24）第一级加载沉降量S1：（式2-5-25）由抗滑稳定计算，规定加第二级荷载前地基固结度U170%，Ut125%，并天天沉降不超过10mm，由上述可计算出第二级加载起始时间T2。 ）第二级加荷计算第二级加荷至3.5m高程，第一级加荷后由于荷载土自身沉降和地基沉降，则第二级加荷前，第一级土荷载沉降后高程H1d：H1d=2-(2-Hd)(1-1/1.2)-S1（式2-5-26）则第二级土荷载P2为： P2=（3.5-H1d）r （式2-5-27）第二级加荷开始时间T2，加荷结束时间T3，T3-T2=15d，预估到第三级荷载加荷开始时间T4，则：（s），（s），将t1、t2分别代入第一级荷载公式，求出单级荷载下的U(t1)、U(t2)=U2。则累计荷载下地基固结度Ut2和沉降量S2：（式2-5-28）（式2-5-29）由抗滑稳定计算，规定加第三级荷载前地基固结度U270%，并天天沉降不超过10mm，由上述可计算出第三级加载起始时间T4。）第三级加荷计算第三级加荷至4.4m高程，第三级加荷后由于荷载土自身沉降和地基沉降，则第三级加荷前，第二级土荷载沉降后高程H2d：H2d=3.5-(3.5-H1d)(1-1/1.2)-(S2-S1)（式2-5-30）则第三级土荷载P3为： P3=（4.4-H2d）r （式2-5-31）第三级加荷开始时间T4，加荷结束时间T5，T5-T4=15d，预估到第四级荷载加荷开始时间T6，则：（s），（s），（s），将t1、t2、t3分别代入第一级荷载公式，求出单级荷载下的U(t1)、U(t2)、U(t3)=U3。则累计荷载下地基固结度Ut3和沉降量S3：（式2-5-32）（式2-5-33）由抗滑稳定计算，规定加第四级荷载前地基固结度U370%，并天天沉降不超过10mm，由上述可计算出第四级加载起始时间T6。）第四级加荷计算第三级加荷后由于荷载土自身沉降和地基沉降，则第四级加荷前，第三级土荷载沉降后高程H3d：H3d=4.4-(4.4-H2d)(1-1/1.2)-(S3-S2)（式2-5-34）则第四级加荷荷载P4及高程H4： P4=(P-P1-P2-P3) （式2-5-35）（式2-5-36）第四级加荷开始时间T6，加荷结束时间T7，T7-T6=15d，预估本级加荷固结度U470%的时间T8，则：（s），（s），（s），（s），将t1、t2、t3、t4分别代入第一级荷载公式，求出单级荷载下的U(t1)、U(t2)、U(t3)、U(t4)=U4。则累计荷载下地基固结度Ut4和沉降量S4：（式2-5-37）（式2-5-38）沉降完毕最终固结时间设沉降完毕最终固结时间为T9，此时Ut=100%，St=Sf，计算环节同第四级加载，即把T8替换为T9，由此计算出最终固结时间T9。）各级加载的固结度、沉降计算结果及加载计划详“护岸堆载及检修梯道构造图（第二版，2023.7）”。2.5.3 直立式重力挡计算 护岸在高程3.4m4.4m布置净高1m的重力式挡墙，挡墙基底高程为2.4m，前墙坡度1:0.1，墙背坡度1:0.45。挡墙结构总高2m，设计时考虑在第二级加荷完毕、沉降稳定后砌筑挡墙。考虑护岸未形成、沉降未完毕，挡墙根据不同护岸段的最终沉降，分段计算其最终墙高和结构尺寸，并验算其基底抗滑、基底应力及抗倾稳定。待护岸沉降结束，在挡墙顶按墙前及墙背坡度加高挡墙至4.4m高程。2.5.3.1 计算荷载1）挡墙自重。2）墙背土压力及静水压力（设计取墙背水位3.158m，墙前无水工况，地下水以下土为浮容重）。3）墙顶表面荷载，为竖向均布荷载20kN/m2。4）基底浮力。 5）地震荷载，工程范围地震基本烈度为VII度，考虑因地震引起的地震惯性力、动水压力及动土压力。 6）浪压力、泥砂压力因数值较小，且对护岸稳定有利，计算中未于考虑。2.5.3.2 计算指标 根据港口工程技术规范和公路路基设计规范，重力式挡墙计算指标见（表2-4）。 项 目指 标基底抗滑KcKc1.3绕墙趾抗倾K0K01.5不引起墙身倾斜合力偏心距eB/6不出现过大沉降基底最大压应力小于地基允许承载力，设计取=120kN/m2墙身截面maxa，1j，minml，e10.25B2.5.3.3 计算结果各桩号范围挡墙计算结果详见“护岸标准横断面图（第二版，2023.7）”，结果均满足上述计算指标。2.5.4 第一期陆域沉降、地基固结及加载计划计算第一期陆域在护岸南端分两块进行堆载预压至高程4.4m，因本范围淤泥厚度均小于3m，堆载时不打塑料排水板，并分三级加载。第一级加载高程为2m，第二级加载高程为3.5m，第三级加载高程根据地基及加载土沉降而定。其计算方法和环节同护岸沉降、地基固结及加载计划计算。计算结果详图“陆域堆再计划（一）”。 2.5.5 排洪渠计算