斯里兰卡某深水防波堤结构设计与稳定性试验

2021-06-30陈昊哲陶然

中国港湾建设 2021年6期

陈昊哲，陶然

（1.中交第四航务工程勘察设计院有限公司，广东广州 510230；2.中国港湾工程有限责任公司，北京 100027）

0 引言

随着海外市场的不断开拓，我国工程企业承建的东南亚、非洲和地中海区域的港口工程项目逐年增多，这些区域的港口工程大多位于深水且以涌浪影响为主的海域。目前工程界对深水且强涌浪条件下的防波堤的稳定性问题尚未得到全面认识。

防波堤常采用斜坡堤结构形式，一般由护面、垫层、堤心和堤脚等构成。国内外学者对于斜坡堤稳定性做了大量研究工作，主要是针对斜坡堤护面块体的稳定性[1-6]。目前我国JTS 154—2018《防波堤与护岸设计规范》[7]采用Hudson 公式，欧洲标准Rock Manual[8]采用Van der meer 公式。针对斜坡堤堤脚和棱体块石的稳定性的研究成果相对较少，欧洲标准Rock Manual 采用Gerding 公式[9]和Van der meer 公式[10]计算斜坡堤堤脚块石的稳定质量。

本文以斯里兰卡科伦坡某防波堤工程为例，结合本工程深水和强涌浪的特点，介绍了该深水防波堤的设计，开展了波浪断面物理模型试验，对其波浪作用下的稳定性进行了研究，并对防波堤设计进行了优化。

1 工程概况

1.1 工程简介

斯里兰卡是印度洋上的一个热带岛国，位于亚洲南部。本工程位于斯里兰卡西南海岸的科伦坡市，建设外海深水防波堤，在外防波堤堤后建设内防波堤、人工沙滩和人工运河等。防波堤是整个工程的重要保障，外防波堤总长约3 245 m，外防波堤堤身段海床底高程约-20.0 m。

1.2 水深条件

本次研究的防波堤堤身段海床底高程主要在-20.0 m 左右，其设计高水位为+1.2 m，平均水位为0.7 m，100 a 一遇低水位为-0.2 m。设计高水位时，防波堤堤前水深为21.2 m，水深较大。

1.3 波浪条件

本工程面向印度洋，波浪主要为涌浪。由于本工程防波堤后方掩护陆域的重要性很高，本工程防波堤按200 a 一遇波浪进行设计，同时采用200 a 一遇波高+20%波浪对防波堤设计进行校核。根据本工程的波浪数学模型模拟结果[11]，外海最强浪向主要为SW 向，波浪谱峰周期Tp=13～17 s。防波堤设计波浪要素见表1。可见，本工程防波堤设计波高较大，波浪周期较长。

表1 防波堤设计波浪要素Table 1 Wave elements of breakwater

2 防波堤设计

2.1 设计概况及依据

按照欧洲标准Rock Manual 进行设计。本工程防波堤为无挡浪墙的斜坡堤，按允许越浪进行设计，欧洲标准Rock Manual 中对于斜坡堤的堤顶高仅指出其需结合越浪量进行确定。参照我国JTS 154—2018《防波堤与护岸设计规范》，对于允许越浪、顶部无胸墙的斜坡堤，堤顶高程宜定在设计高水位以上不小于0.6 倍设计波高处。据此计算本工程防波堤的堤顶高程为+5.04 m。但是考虑到本工程的特殊性（即防波堤掩护后方不是码头，而是人工沙滩），防波堤的堤顶高程较高会导致其后方水动力较弱、水体交换不够，后方人工沙滩容易泥化，故堤顶高程最终定为+4.0 m。

防波堤内、外坡坡度均为1 ∶1.33，堤心采用1～500 kg 开山石，堤心下为回填砂，为防止回填砂流失，本工程防波堤将回填砂设置在堤心石下部，同时设置了反滤层。对于堤后回填砂，由于一方面靠近防波堤的回填砂位于水下、高程较低（高程约-9.0～-10.0 m），受到的越浪水体及堤后次生波的作用较弱，另一方面露出水面的人工沙滩回填砂距离防波堤较远（距离约300 m），受到的堤后次生波的作用也不强。堤后回填砂的稳定性在设计过程中已进行了验证，在设计条件下堤后回填砂保持稳定。

本工程防波堤其它主要部位（护面块体、外坡堤脚块石和内坡棱体块石）的设计过程分别介绍如下，本工程防波堤原设计断面结构见图1。

图1 防波堤原设计断面结构图（尺寸：mm，高程：m）Fig.1 Drawing of the breakwater original design plan(Dimension:mm,elevation:m)

2.2 防波堤护面设计

本工程防波堤护面采用扭王字块体，Rock Manual 中斜坡堤扭王字块体护面的稳定质量计算采用Van der meer 公式：

取宰后成熟度好的莱芜黑山羊后腿肉，将其分为3组，每组包含7个样本(200g±0.5g)。在填充空气的条件下将样本用不同的气调包装膜进行气调包装试验，检测新型包装材料与普通包装材料对冷鲜羊肉的贮藏效果。包装好的样本按照包装膜的编号分为A组、B组、C组，统一贮藏于0～4℃，有待进一步检测。

式中：Hs为设计有效波高，m；Δ 为人工块体密度与水密度的相对值；Dn为人工块体的当量直径，m；堤身段扭王字块体的稳定参数为2.7。

根据式（1）及设计波高（Hs=6.4 m），计算得到的扭王字块体稳定质量为15.9 t。为留有一定的安全裕度，本设计取17 t 扭王字块体护面。

2.3 防波堤外坡堤脚设计

Rock Manual 中斜坡堤堤脚块石的稳定质量计算采用Gerding[9]公式和Van der meer[10]公式：

Gerding 公式：

Van der meer 公式：

式中：Hs为设计波高，m；Δ 为块石密度与水密度的相对值；Dn50为块石的中值当量直径，m；ht为堤脚棱体平台至水面的高度；h 为防波堤的堤脚前水深；Nod为破坏数，表示沿着断面方向1 倍块石直径Dn50宽度范围内发生滚动的块石个数，设计中根据设计要求取不同的Nod值。

2.4 防波堤内坡棱体设计

防波堤内坡棱体块石主要受越浪水体的作用，国内外规范中无相应的计算方法。原设计考虑减少护面扭王字块体的工程量，内坡块石棱体平台高程定为-3.0 m，内坡棱体块石质量也取2～5 t。

3 物理模型试验

为了研究波浪作用下本工程防波堤设计的安全性和合理性，对防波堤进行了波浪断面物理模型试验。研究断面各部位（护面块体、外坡堤脚块石和内坡棱体块石等）在波浪作用下的稳定性，并根据试验结果，对防波堤断面设计进行了优化。

3.1 试验仪器设备

防波堤波浪断面试验在南京水利科学研究院河流海岸研究所的风、浪、流水槽中进行。水槽长68 m、宽1.8 m、深1.8 m。水槽内配有不规则波造波机，可产生不同谱型的不规则波。

3.2 模型设计

防波堤断面试验为正态模型。考虑到试验各因素，本断面试验的几何比尺λl取为1 ∶35.9。根据重力相似定律，各相关物理量的模型比尺为：水深比尺 λh=λl，时间比尺质量比尺 λW=压强比尺 λp=λl，越浪量比尺

3.3 试验方法

模型中防波堤结构各部位与原型均保持几何相似。护面块体等除与原型保持几何相似外，还与原型保持质量相似。堤脚块石和棱体块石也保持质量相似。

试验中波浪按不规则波浪（Jonswap 谱，谱峰因子γ 为其平均值3.3）进行模拟。对于防波堤的稳定性试验，每组工况的波浪持续时间为6 h（原型值）。

对于防波堤外坡堤脚块石和内坡棱体块石，其波浪作用下的破坏结果以失稳率D 表示，%，其为发生失稳的块石个数与相应块石总数的比值。护面扭王字块体失稳判别标准以块体滚落或位移累积超过块体最大几何尺度的一半为失稳。

外坡堤脚块石和内坡棱体块石的失稳判别标准为在200 a 一遇设计波浪作用下其失稳率小于10%（参考Rock Manual 的相关规定）；在校核波浪（200 a 一遇波高+20%波浪）作用下可以有部分块石发生滚落，但其失稳程度不应影响护面块体的稳定性。

4 稳定性结果

4.1 原方案稳定性

由防波堤原方案波浪断面物理模型试验结果可见，由于本工程防波堤顶高程（+4.0 m）较低、设计波浪波高较大、周期较长，在各级水位（-0.2～+1.2 m）及相应的200 a 一遇波浪作用下，防波堤越浪量较大。同时由于内坡棱体平台高程较高，越浪水体对内坡棱体的冲击作用很强，内坡棱体块石滚落较多。防波堤原方案断面的各部位稳定性结果如下。

1）护面17 t 扭王字块体

在各级水位（-0.2～+1.2 m）及相应的 200 a 一遇（Hs=6.4 m，Tp=13 s 和16 s）波浪作用下，17 t扭王字块体无明显位移或脱落，17 t 扭王字块体满足设计波浪作用下的稳定要求。

在各级水位（-0.2～+1.2 m）及相应的 200 a 一遇+20%波浪（Hs=7.7 m，Tp=14 s 和 17 s）作用下，波列中大波作用时越浪水体对内坡护面块体及棱体的冲击作用很强。当波浪累积作用时间相当于原型6 h 后，外坡护面扭王字块体无明显位移，满足稳定性要求。但是内坡护面扭王字块体由于内坡棱体变形严重而发生下移，块体间出现明显缝隙，不满足稳定性要求。

2）外坡堤脚块石

防波堤原方案断面外坡堤脚块石失稳率结果见表2。

表2 防波堤断面外坡堤脚块石和内坡棱体块石失稳率Table 2 Damage percentage of the seaside toe rocks and rear side prismatic rocks of the breakwater

由试验结果可见，对于防波堤原方案外坡堤脚块石（平台高程-9.5 m，块石质量为2～5 t），在各级水位（-0.2～+1.2 m）及相应的 200 a 一遇（Hs=6.4 m，Tp=13 s 和16 s）波浪作用下，其失稳率最大为6.8%，小于10%，满足稳定性要求。在各级水位（-0.2～+1.2 m）及相应的 200 a 一遇 +20%波浪（Hs=7.7 m，Tp=14 s 和17 s）作用下，虽然其失稳率最大值超过了10%，但是外坡堤脚块石整体变形不明显，仍可支撑护面块体，满足稳定性要求。

3）内坡棱体块石

防波堤原方案断面内坡棱体块石失稳率结果见表2。

由试验结果可见，由于原方案内坡棱体平台高程较高，受到的越浪水体冲击作用很强，其在200 a 一遇波浪和200 a 一遇+20%波浪作用下失稳率均很大。本次试验范围内水位越低，内坡棱体上部的水面高度越小，其受到的越浪水体冲击作用越强，失稳率越大。

对于防波堤原方案内坡棱体块石（平台高程-3.0 m，块石质量为 2～5 t），在各级水位（-0.2～+1.2 m）及相应的 200 a 一遇（Hs=6.4 m，Tp=13 s 和16 s）波浪作用下，其失稳率最大为23.7%，远大于10%，内坡棱体块石失稳。在各级水位（-0.2～+1.2 m）及相应的200 a 一遇+20%波浪（Hs=7.7 m，Tp=14 s 和17 s）作用下，其失稳率最大为54.8%（即有超过一半的棱体块石滚落），内坡棱体严重变形，已不能支撑护面块体，护面块体发生下移，不满足稳定性要求。

4.2 优化方案稳定性

由于防波堤原方案内坡棱体平台高程较高，受到的越浪水体冲击作用很强，其严重失稳。为了增强内坡棱体块石的稳定性、减小其受越浪水体的冲击作用，优化方案将内坡棱体平台高程由-3.0 m 降为-5.0 m（块石质量改为 2～3 t）。防波堤优化方案断面结构见图2。

图2 防波堤优化方案断面结构图（尺寸：mm，高程：m）Fig.2 Drawing of the breakwater optimization design plan(Dimension:mm,elevation:m)

防波堤优化方案断面内坡棱体块石失稳率结果见表2。

由试验结果可见，由于优化方案将防波堤内坡棱体平台高程降低了2 m，其受到的越浪水体冲击作用显著减弱，其失稳率显著降低，内坡棱体块石的稳定性显著提高。

对于防波堤优化方案内坡棱体块石（平台高程-5.0 m，块石质量为2～3 t），在各级水位（-0.2～+1.2 m）及相应的 200 a 一遇（Hs=6.4 m，Tp=13 s和16 s）波浪作用下，其失稳率最大为1.8%，小于10%，满足稳定性要求。在各级水位（-0.2～+1.2 m）及相应的200 a 一遇+20%波浪（Hs=7.7 m，Tp=14 s 和17 s）作用下，其失稳率最大为8.1%，且内坡棱体整体变形较小，仍可支撑护面块体，满足稳定性要求。同时，由于内坡棱体较好的支撑作用，护面块体在200 a 一遇+20%波浪作用下也未发生明显位移，满足稳定性要求。