倪 博，鲁狄锴，员 鹏，董伟良

（1.乐清市交通水利投资集团有限公司，浙江 乐清 325600；2.浙江省钱塘江流域中心，浙江 杭州 310016；3.浙江省水利河口研究院（浙江省海洋规划设计研究院），浙江 杭州 310017；4.浙江省河口海岸重点实验室，浙江 杭州 310017）

0 引 言

牡蛎礁是一类由大量牡蛎聚集生长而形成的生物礁体系统，具有高效净化水质、埋藏大量蓝碳、提供鱼类育幼场、减轻海洋灾害损失等重要生态服务功能[1-3]。近几十年来，美国、澳大利亚以及欧洲国家实施了大量的牡蛎礁修复项目。自2000年以来，美国平均每年修复的牡蛎礁体面积达190 hm2[4]。澳大利亚已实施十余个牡蛎礁修复项目，几乎覆盖全境[5]。在认识到牡蛎礁的多种重要生态服务功能后，我国也积极推动牡蛎礁修复工作。中国水产科学院东海水产研究所率先启动长江口牡蛎礁生态系统修复项目，构造长达147 km，面积约75 km2的人工牡蛎礁体[6]。2013—2019年，江苏小庙洪、天津大神堂和三门湾健跳港分别完成牡蛎礁修复[7]。近年来，全国海岸带保护修复工程和浙江省海塘安澜千亿工程均提出鼓励通过牡蛎礁修复开展海堤生态化建设，进一步推动了牡蛎礁修复工作。

浙江沿海多为粉砂淤泥质海岸，在实施牡蛎礁修复时极易受波浪作用产生倾覆，致使礁体构建失败。目前，国内外尚未有针对牡蛎礁体安全稳定性评估的技术方法或规程规范。本文以舟山市六横大岙盐沼修复及海堤生态化建设工程的人造牡蛎礁为研究对象，根据人造牡蛎礁布置方式进行分类，针对每种类型礁体开展波浪试验研究，结合试验结果提出不同布置类型人造牡蛎礁体的稳定性评估方法，并利用六横大岙盐沼修复项目中的牡蛎礁体进行检验。该研究对于其他人造牡蛎礁体抗浪稳定性分析具有重要指导意义。

1 工程概况

舟山市六横大岙盐沼修复及海堤生态化建设工程位于舟山市六横岛东北部，大岙客运码头南侧。2020 年7月，项目成功纳入中央重点生态保护修复资金项目库并获得中央财政支持。工程建设内容主要为牡蛎礁修复、盐沼湿地修复、海堤生态化建设等。其中牡蛎礁修复区域面积约3.74 hm2，修复礁体类型包括树形牡蛎礁和异形牡蛎礁（见图1）。

图1 工程平面布置图

树形牡蛎礁体布置于南侧岸线，总长100.0 m，宽5.0 m，总面积500 m2。礁群内布设树形礁体3排，单个树形礁体按间距（相邻2个树形礁体的顶面圆心距）2.5 m排列。南部盐沼修复区外侧高程约0.40 m，树形牡蛎礁高度为4.0 m，下部3.0 m插入淤泥内，控制树形牡蛎礁整体高程为+1.00 m。异型牡蛎礁体沿海堤向海侧0 m等深线呈条状间断布置，单个礁群长度为20.0 m，宽度为5.0 m，礁群间距为10.0 m。每个牡蛎礁群由751个单体牡蛎礁体分2层组成，单体牡蛎礁之间紧密布置，为后期牡蛎等底栖生物的附着与栖息提供良好基础条件。异形牡蛎礁总长约200.0 m，宽5.0 m，总面积约1 000 m2。

树形和异形礁体均用混凝土浇筑，结构见图2。单个树形礁体直径约0.4 m，高度4.0 m，由半球体、圆台和圆柱体3部分组成。圆柱体最上端（露出地面部分）分为6层，每层各有3个横向分支，每个分支半径为7.5 cm，长度0.3 m，单层的3个分支互为120°角排列，每层的分支错落排列。单个异形礁体外壁尺寸为0.5 m×0.5 m×0.5 m，壁厚0.08 m，礁体顶部有开口，开口尺寸为0.1 m×0.2 m（深度×宽度）。

图2 树形和异形牡蛎礁结构图 单位：mm

2 评估方法

目前尚无明确针对人造牡蛎礁波浪作用下的稳定性评估方法。本文研究认为人造牡蛎礁根据施工布置方式不同主要可以分为安放式和插入式2种，如舟山市六横大岙盐沼修复及海堤生态化建设工程中的异型牡蛎礁属于安放式人造牡蛎礁，而树形牡蛎礁则属于插入式人造牡蛎礁。

2.1 安放式人造牡蛎礁

安放式人造牡蛎礁形态多为异型块体，通过机械设备将人造牡蛎礁吊放至指定海床位置，波浪作用下主要通过自身重量来维持稳定性，一般以稳定重量作为稳定性的评估方法，但由于结构复杂多样，目前暂未有明确公式来直接计算该类型人造牡蛎礁体的稳定性。本文研究认为，安放式人造牡蛎礁和海堤迎浪面护面块体的稳定类型基本一致，可以参考护面块体稳定性的研究方法，直接通过波浪模型试验来进行稳定性判定。同时针对具体人造牡蛎礁的结构，根据系列试验结果提出相关人造牡蛎礁的稳定重量计算公式，以此来评估安放式人造牡蛎礁的稳定性。

2.2 插入式人造牡蛎礁

插入式人造牡蛎礁形态多为柱状，通过人工或设备将部分礁体插入土体中，波浪作用下主要靠土体和部分自身结构重量来维持稳定性。但由于插入式人造牡蛎礁的稳定性涉及土体作用，一般以安全系数作为稳定性的评估方法，与安放式人造牡蛎礁相比，其稳定性计算方法更为复杂且目前尚未明确。本文研究认为，插入式人造牡蛎礁形态以柱状为主，在主杆的基础上再增加横向柱状结构，该类型结构和桩基结构较相似，其稳定性计算方法可以参考桩基结构，通过人造牡蛎礁所受的最大波浪力和土体提供的最大倾覆力关系，来判断插入式人造牡蛎礁的稳定性。主要分为3个计算过程：

1）对于简单的插入式人造牡蛎礁，当波浪不发生破碎时，波浪力计算可参考Morison公式；当插入式人造牡蛎礁位于浅水破波区，作用于插入式人造牡蛎礁的最大破波力可按照JTS 145—2015《港口与航道水文规范》中10.3.9规定进行计算；当结构复杂，海况类型不易判断时，建议采用物理模型试验进行人造牡蛎礁波浪力的测量。

2）根据土力学原理，倾覆稳定计算方法是：假定插入式人造牡蛎礁在波浪力作用下绕礁趾倾覆，求出波浪力对礁趾的倾覆力矩和土体对礁趾的抗倾覆力矩，定义前者与后者之比为抗倾覆力稳定安全系数。

3）利用波浪对插入式人造牡蛎礁产生的倾覆力矩和土体产生的抗倾覆力矩，计算出人造牡蛎礁的抗倾覆力稳定系数，再与人造牡蛎礁抗倾覆稳定安全阈值进行对比。当计算的抗倾覆力稳定安全系数大于稳定安全阈值时，则插入式人造牡蛎礁稳定性良好。

3 波浪试验

3.1 模型设计

试验在不规则波水槽中进行。水槽长70.0 m，宽1.2 m，高1.7 m，首端采用伺服电机造波机系统。为消除波浪反射，在水槽末设置1:7的消波滩，滩上装有格栅及浮动泡沫板，借以吸收波浪能量。消波设施性能良好，基本上能消除反射波。水槽试验段分割成0.5 m和0.7 m两部分，前者用来安放模型断面和进行模型试验，后者用于扩散造波板的二次反射波。试验采用的不规则波浪谱为JONSWAP谱，波高数据采用电容式波高仪量测，最大量程和量测信号均通过计算机采集、记录和分析，采样时间间隔为0.05 s。考虑人造牡蛎礁体高度、波浪要素、水深及水槽尺寸等因素，采用模型比尺为1:10。

插入式牡蛎礁采用尼龙棒进行制作，模型具有足够的刚度和平直度，且质量较轻、方便安装。模型的结构尺度严格根据原型的结构型式通过相似比尺转换得到，模型制作完成后需进行多次校核，模型几何尺度的允许偏差不超过±1%。

安放式牡蛎礁体按重力相似和几何相似，采用混凝土一体浇筑进行模拟。模型垂直安放，礁体底部略高于地面，保证牡蛎礁结构在波浪作用下仅与总力传感器接触。牡蛎礁在水平方向上连接总力仪，总力仪经配套螺杆固定在后方槽钢做成的测力架上，测力架采用槽钢加固与地面连接，以确保整个测力系统具备足够的刚度和整体稳定性。

3.2 试验组次

针对不同类型牡蛎礁的礁体，研究不同水位条件下牡蛎礁体受力和稳定性情况（见表1）。

表1 人造牡蛎礁波浪试验参数表

4 评估结果

4.1 安放式人造牡蛎礁的稳定性

安放式人造牡蛎礁通过波浪物理模型可以直接评估其自身稳定性，不同潮位下异型礁体受波浪的作用情况见图3。海堤外侧0 m等深线处波高较大，根据波浪数学模型计算结果可知，不同潮位条件下20 a一遇波浪在0 m等深线处均破碎。在试验中观察到，由于安放式牡蛎礁的存在，该处波浪破碎更加剧烈，潮位越低，波浪在牡蛎礁处破碎越剧烈。平面上异形牡蛎礁紧密布置在一起，上下层牡蛎礁通过凹凸面卡紧，在不同潮位组合20 a一遇波浪作用下，安放式牡蛎礁体整体稳定性良好。

图3 不同潮位条件下安放式牡蛎礁受波浪作用图

4.2 插入式人造牡蛎礁的稳定性

不同潮位下树形礁体受波浪的作用情况见图4。由于堤前外侧滩地水深较浅，20 a一遇波浪在不同潮位条件下破碎或接近破碎。由图4可见，随着潮位升高，牡蛎礁波浪水平力也在不断增加，100 a一遇高潮位时树形礁体波浪水平力最大，为2.31 kN，作用点距泥面0.37 m。根据波浪理论，相同波高条件下水深越大，结构物波浪水平力越小。海堤外侧海域水深小，波浪周期长，波长较长，牡蛎礁体波浪水平力受水深影响较小。根据波浪计算成果，海堤外侧20 a一遇波浪较大。100 a和20 a一遇高潮位下，20 a一遇H1%（0.6倍水深）均破碎；2 a一遇高潮位和平均高潮位条件下波高小于0.6倍水深，波浪不破碎，但也接近破碎。海堤外侧水深越大，波高越大，波高对牡蛎礁水平力影响大于水深影响，所以牡蛎礁波浪水平力随潮位增加而增加。

图4 不同潮位条件下树形牡蛎礁受波浪作用图

由于工程区域水深较浅，各代表潮位条件下大波破碎或接近破碎。目前现有规范中还没有适用的牡蛎礁波浪力计算方法，所以本文牡蛎礁水平波浪力参考Morison公式和JTS 145—2015《港口与航道水文规范》中的小尺度圆柱最大破波力计算公式进行估算。小尺度圆柱最大破波力计算公式针对的是全水深结构物，而牡蛎礁属于近底结构物，所以破碎波浪力计算采用受力面积进行换算。

插入式牡蛎礁波浪力试验结果见图5。根据估算结果可知，牡蛎礁波浪力试验结果基本介于Morison公式和破碎波公式的计算结果之间。由图5可知，潮位越高牡蛎礁波浪力越大，潮位较高时波浪基本破碎，而破碎波主要作用于静水位附近的结构物，采用受力面积换算会使得近底结构物波浪力偏大。冲击-绕流法认为破波作用力由出现于波峰上部的冲击力和下部柱体的绕流力组成。冲击力是由波浪破碎时变成直立的波峰前部与结构物发生撞击引起，可用Karman理论按落体入水发生砰击现象的冲击力进行计算，但要考虑结构的动力反应；绕流部分仍按Morison公式进行计算。本文中插入式人造牡蛎礁高潮位所受波浪力属于破碎波作用近底结构物波浪力，按冲击-绕流法基本都属于绕流部分，可以按照Morison公式计算，但存在部分破碎波作用，所以牡蛎礁波浪力大于Morison公式计算结果而小于破碎波公式计算结果。由此可见，通过波浪物理模型试验得到的波浪作用力更为合理。

图5 插入式人造牡蛎礁波浪力试验结果和相关公式估算结果对比图

由模型试验结果可知，插入式牡蛎礁在最高潮位时波浪水平力最大。根据上述稳定性评估方法计算插入式牡蛎礁抗倾覆稳定安全系数。经计算，当插入式牡蛎礁插入涂面以下3 m时，波浪力作用下的抗倾覆安全系数为1.7，满足SL 379—2007《水工挡土墙设计规范》要求（安全系数1.5）。由此可以判定，插入式牡蛎礁插入涂面以下3 m时，波浪作用下稳定性良好。

5 结 论

本文根据人造牡蛎礁施工布置方式不同进行分类，并针对不同类型的人造牡蛎礁提出对应的波浪稳定性评估方法，以舟山市六横大岙盐沼修复及海堤生态化建设工程的牡蛎礁修复方案为示范应用。主要结论如下：

1）本文针对人造牡蛎礁施工布置方式，将人造牡蛎礁分为安放式和插入式2种，并针对2种类型提出抗浪稳定性评估方法。

2）以舟山市六横大岙盐沼修复及海堤生态化建设工程为示范，利用本文提出的不同类型人造牡蛎礁稳定性评估方法进行评估，发现该工程项目中，安放式和插入式人造牡蛎礁在设计标准下整体基本稳定。

3）破碎波作用下的人造牡蛎礁波浪力受力较复杂，本文中插入式人造牡蛎礁的波浪力大于Morison 公式计算结果，而小于破碎波公式计算结果，建议通过物理模型试验测定波浪力作为评估依据。