【《都一期围垦工程的海堤工程、水闸设计和龙口度汛与堵口设计》23000字（论文）】

I第1章工程概况1.1工程位置温州瓯飞滩涂地处浙东南沿海，属于瓯江河口和飞云江河口口外区域，距温州市中心仅40km。南、北边界分别是飞云江及瓯江河口边界的外延线，东至洞头县的霓屿岛和瑞安市的凤凰岛连接线。地理位置为北纬27565～27435，东经1205939～120416。瓯飞滩东南有大北列岛，岛屿较小，通过岐头洋直接与外海相接。瓯飞滩岸线平直。随着温州浅滩北堤的建成，瓯江河口有向外发展的态势。温州瓯飞一期围垦工程位于瓯飞滩区域高滩区域范围，地理位置为北纬27565～274048，东经1205728～120416。南、北边界分别是飞云江及瓯江河口边界的外延线，东边大致平行龙湾二期堤线。图1.1工程位置示意图1.2工程范围工程位于温州市瓯江、飞云江河口间平直岸滩，东临大海，西联瑞安丁山、龙湾永兴、海滨沿海围垦区，南顺飞云江左岸，北顺瓯江口南岸。根据国家海洋局海域管理以“海管函〔2012〕253号”文，确定了瓯飞淤涨型高涂围垦养殖用海规划的围垦规模，即以-3.0m等深线作为东堤堤线，围垦面积8866.7公顷（13.3万亩）。1.3坐标和高程基准瓯江口理论深度基准面为-3.5m（1985高程，下同）左右，飞云江口理论深度基准面为-3.35m左右。报告中坐标采用1954年北京坐标系，高程基准为1985国家基准。洞头高程基准与1985国家基准的关系如下：图1.2洞头高程基准与1985国家基准的关系1.4工程建设任务工程任务是：围垦13.3万亩。近期用于高涂养殖结合农业种植，促进粮食稳定发展，远期用于建设用地。扩大温州城市发展空间，为浙江省海洋经济发展、温台沿海产业带发展及产业转型布局提供必要的建设土地资源，为温州市社会经济的可持续发展提供资源储备和保障。具体建设内容有：建设36.66km海堤，其中北堤4.326km、东堤28.843km、南堤3.491km；6座水闸，总净宽356m，其中东1#闸为24m，东2#闸净宽为40m，北1#闸、南1#闸净宽为80m，北2#闸、南2#闸净宽为50+16m。1.5工程等级根据工程任务围垦13.3万亩，近期用于高涂养殖结合农业种植，促进粮食稳定发展，远期用于建设用地，及温州市的城市规模。结合下表：瓯飞一期围垦工程的工程等级确定为Ⅰ等，主要水工建筑物均定为1级建筑物。南北堤工程设计标准与飞云江和瓯江堤防设计标准一致，采用100年一遇的标准。东堤防潮标准采用50年一遇的标准,东堤结构安全按1级建筑物设计,东堤通过后期采取加高加固等工程措施来达到100年一遇设防标准。对于次要建筑物的隔堤、河堤，其建筑物级取为3级。施工围堰建筑物级别为4级，采用10年一遇的标准作为其导流设计洪水标准。龙口度汛标准采用汛期20年一遇高潮位及其典型潮型，堵口合龙标准采用非汛期10年一遇高潮位及其典型潮型。1.6设计参考规范[1]严恺主编．《海岸工程》．海洋出版社，2002年．[2]严恺主编．《海港工程》．海洋出版社，1996年．[3]中国水利学会围涂开发专业委员会．《中国围海工程》．中国水利水电出版社，2000年．[4]交通部.《海港水文规范JTS145-2-2013》，人民交通出版社，2013.[5]交通部.《防波堤设计与施工规范JTS154-1-2011》，人民交通出版社，2011．[6]钱家欢主编．《土力学》．河海大学出版社，1995年．[7]邱大洪主编．《工程水文学》．河海大学出版社，1988年．[8]浙江省水利厅．《浙江省海塘工程技术规定》．1999年．[9]福建省水利厅水电厅．《福建省围垦工程设计技术规程》．1992年．[10]《海堤工程设计规范SL435-2008》，中华人民共和国水利部，2008[11]国家技术监督局、建设部．《堤防工程设计规范GB50286-2013》，中国计划出版社，2013．1.7自然条件1.7.1水文、气象条件及其主要成果温州市瓯飞滩位于浙东南的瓯江口与飞云江口外区域，滩涂资源丰富，理论深度基准面（1985高程，-3.35m）以上滩涂资源面积约133km2。促淤堤的位置，北堤从瓯江口南岸的海滨围垦北堤东端开始，顺岸线向东南延伸；南堤从飞云江北岸的丁山二期南堤东端开始，顺岸线向东南延伸；东堤与龙湾二期东堤线平行布置。堤线所包围的滩涂面积约88.67km2，【即殴飞一期的面积13.30万亩】不包括龙湾二期围垦23.00km2、丁山围垦三期西片23.87km2。1）气象据温州气象站实测资料统计分析，工程所在区域多年平均气温17.9℃，极端最高气温39.3℃，极端最低气温-4.5℃；温州站多年平均降水量1725.0mm，最大年为2919.8mm（1911年），最小年为1103.0mm（1979年），雨季主要分为4～7月的梅汛期和7～10月的台汛期。2）潮汐本工程附近海区的潮汐，属正规半日潮。潮汐比值（瓯江口外洞头为0.3，河口口门附近的黄华为0.25）。本工程区域内没有潮位站，附近有龙湾、洞头、瑞安和上关山等站，其潮汐特征值见表1。影响本区域高低潮位的另一因素是台风。如在暴雨、台风和天文大潮三者同时出现，会发生高大高潮位，对海塘破坏也最大。如1994年17号台风，正值天文大潮，龙湾最高潮位达5.59m，温州高潮位5.55m，均超历史记录，浙东一带海塘遭受严重破坏。表1.1各站潮汐特征统计表站名项目洞头龙湾瑞安上关山潮位(m)高潮最高4.555.595.024.88平均2.322.602.572.35低潮最低-3.44-3.16-2.83-3.90平均-1.74-1.99-1.89-1.99大潮平均高3.053.343.37大潮平均低-2.78-2.46-2.32小潮平均高1.471.651.72小潮平均低-0.71-0.95-1.04平均潮位0.290.280.340.20潮差(m)涨潮最大6.837.176.967.24落潮最大6.737.216.657.18平均潮差4.244.504.414.45历时(h)涨潮6：175：275：076：07落潮6：086：587：196：183）潮流根据《温州市瓯飞工程一期项目堤线方案水动力及海床冲淤影响研究专题报告》，大潮时，飞云江口海区涨、落潮平均流速为0.8～0.9m/s，瓯江南口海区涨落潮平均流速为0.6～0.8m/s左右，工程外侧水域涨落潮平均流速为0.3～0.7m/s；小潮时，飞云江口海区涨落潮平均流速为0.5～0.6m/s，瓯江南口海区涨、落潮平均流速为0.3～0.4m/s左右，工程外侧水域涨落潮平均流速为0.2～0.4m/s。中潮情况介于大、小潮之间。4）泥沙瓯江河口区陆域泥沙主要来自瓯江干流及其支流楠溪江。当采用1980年～2000年多年平均输沙模数进行计算，可得目前进入瓯江的陆域来沙量约为204.6万t（悬沙186万t和推移质18.6万t）。飞云江流域上游来沙也较少，水流含沙量较低，输沙总量不大。采用1980年～2000年多年平均输沙模数进行计算，扣除珊溪水库截留的泥沙，可得目前进入飞云江口的陆域来沙量约为25万t。对飞云江感潮河段影响较大的，主要是洪水期的悬沙。工程区域滩涂淤积泥沙主要来自海域。在海岸带调查期间，曾对温州海区海床冲淤计算和泥沙平衡进行了初步分析，1931～1971年整个温州湾区10m等深线以浅海区淤积速率每年为2.2cm。海区平均年淤积量达3000万t，而该区域瓯江、飞云江和螯江三条江平均年均输沙量仅为350万t。外海泥沙的来源有二：一是冬季江浙沿岸流由北往南带来部分泥沙，这部分泥沙主要来自长江口向南输移的泥沙；二是在潮流和波流作用下，泥沙横向运动，把近海海底沉积物推向岸边，或者是河口浅滩和潮间带在风浪掀动作用下，泥沙随潮流在本地区往复搬运。5）设计潮位由于工程堤线较长，因此本次设计通过对龙湾站、洞头站、瑞安站和上关山潮位资料的综合分析。由于工程区域南北近30km范围，工程北部为龙湾区域，工程南部为瑞安区域，将潮位作相关区分，中间内插，分段确定潮位设计成果。成果如下表2。表1.2设计潮位成果表类别位置各频率设计潮位(m)1%2%5%10%20%年最高工程北部5.445.164.794.524.24工程南部5.345.074.724.464.20非汛期最高工程北部4.384.284.144.023.90工程南部4.284.174.033.923.8年最低工程北部-3.57-3.51-3.41-3.35-3.26工程南部-3.85-3.80-3.72-3.66-3.456）波浪瓯江口外有大门岛、小门岛、青山岛、状元岙、霓屿山、洞头岛等岛屿环抱，对湾内水域形成较好掩护；温州湾全年呈现两个主要波浪向，东—东南向波浪频率为52%，北—东北向波浪频率为36%。飞云江河口海域海岸线开敞，风浪和涌浪出现频率几乎相等。全年波向频率呈现出两个主浪向：夏季多偏南（E～SE）向浪，频率为52%，冬季以偏北（N～NE）向浪居多，频率为36%，浪向的分布频率与风向的分布频率大体相近。波浪级的分布特征，0～2级的浪占多数，其频率为41%，其次3级的浪为31%，4级的浪为19%，5级的浪为6%，6级浪以上为0.3%，大浪多出现在台风季节。瓯飞一期围垦工程波浪主要为风浪和涌浪组成的混合浪。按照本工程情况，受岛屿影响，对于北围堤，主要受NE～ENE向、E～ESE向风浪作用。东顺堤外侧为开敞海域主要受E～ESE向、SE～SSE向及S～SSW向涌浪作用。南围堤主要受S～SSW向外海涌浪作用，同时考虑SW～WSW向风浪的影响。本次计算依据《海堤工程设计规范》和《浙江省海塘工程技术规定》（1999年9月5日发布，以下简称“规定”）有关规定进行分析计算，并结合浙江省水利河口研究院波浪数模成果综合考虑堤前波浪要素。由于各堤堤线较长，故分堤段提供波浪要素以利于海堤设计的优化。北堤分两段分别取用1#点、2#点的计算数值，南堤分两段分别取用10#点、11#点的计算数值，东堤分三段分别取用4#点、5#点、7#点的计算数值，结果见表3～7。各堤分段情况见图1.3。图1.3各堤波要素分段图表1.3北堤一段堤前设计波要素（P=1%）堤堤段波要素北堤一段波向EESEENE夹角67°57°54°77°71°66°57°43°34°特征潮位5.442.460.295.442.460.295.442.460.29塘前水深d(m)7.764.782.617.764.782.617.764.782.61平均波高(m)1.441.190.811.801.450.931.200.960.71周期(s)16.116.116.116.316.316.316.016.016.0波长L(m)137.6108.880.9139.4110.281.9136.7108.180.4设计波高H1%(m)3.042.401.553.682.801.57*2.602.011.41设计波高H2%(m)2.842.261.463.452.651.57*2.421.881.33设计波高H4%(m)2.632.101.373.202.471.532.231.741.24设计波高H5%(m)2.552.041.343.122.411.492.161.691.21设计波高H13%(m)2.181.771.172.692.111321.841.451.05破碎波高Hb(m)4.662.871.574.662.871.574.662.871.57表1.4北堤二段堤前设计波要素（P=1%）堤堤段波要素北堤二段波向EESEENE夹角701°65°59°82°78°76°60°50°42°特征潮位5.442.460.295.442.460.295.442.460.29塘前水深d(m)8.805.823.658.805.823.658.805.823.65平均波高(m)1.551.331.041.941.571.211.311.110.89周期(s)16.116.116.116.316.316.316.016.016.0波长L(m)146.1119.895.4148.0121.396.6145.1119.094.8设计波高H1%(m)3.302.722.034.003.112.19*2.862.341.80设计波高H2%(m)3.092.561.923.752.932.152.662.191.69设计波高H4%(m)2.852.371.793.482.732.022.452.021.57设计波高H5%(m)2.762.311.743.382.661.972.381.961.53设计波高H13%(m)2.361.991.522.912.311.732.021.681.32破碎波高Hb(m)5.283.492.195.283.492.195.283.492.19表1.5南堤一段堤前设计波要素（P=1%）堤堤段波要素南堤一段波向SSWSWSW与堤法线夹角35°29°7°44°36°24°12°11°12°特征潮位5.342.460.295.342.460.295.342.460.29塘前水深d(m)5.872.890.725.872.890.725.872.890.72平均波高(m)1.650.950.411.681.000.311.330.860.36周期(s)8.78.78.79.49.49.48.38.38.3波长L(m)62.545.123.068.148.924.859.342.921.9设计波高H1%(m)3.241.73*0.43*3.281.850.43*2.731.660.43*设计波高H2%(m)3.061.690.43*3.091.760.43*2.561.570.43*设计波高H4%(m)2.851.590.43*2.881.650.43*2.371.470.43*设计波高H5%(m)2.781.550.43*2.811.610.43*2.311.430.43*设计波高H13%(m)2.421.360.43*2.451.420.43*1.991.250.43*破碎波高Hb(m)3.521.730.433.521.730.433.521.730.43表1.6南堤二段堤前设计波要素（P=1%）堤堤段波要素南堤二段波向SSWSWSW与堤法线夹角36°34°27°47°45°41°10°6°5°特征潮位5.342.460.295.342.460.295.342.460.29塘前水深d(m)8.685.703.538.685.703.538.685.703.53平均波高(m)2.151.460.952.191.490.961.541.220.87周期(s)8.78.78.79.49.49.48.38.38.3波长L(m)74.061.749.681.067.253.870.058.647.1设计波高H1%(m)4.332.921.884.392.971.903.272.521.75设计波高H2%(m)4.082.751.784.132.801.793.062.361.65设计波高H4%(m)3.792.561.653.842.601.662.822.191.53设计波高H5%(m)3.692.491.613.742.541.622.742.131.49设计波高H13%(m)3.192.161.403.242.201.412.341.831.29破碎波高Hb(m)5.213.422.125.213.422.125.213.422.12表1.7东堤各堤段堤前设计波要素（P=2%）堤段波要素东堤北段（3#点）东堤中段（5#点）东堤南段（6#点）波向ESEESEESEESEESEESEEESEESE与堤法线夹角5°3°0°4°3°2°7°6°5°特征潮位5.162.460.295.162.460.295.072.460.29塘前水深d(m)8.645.943.778.455.753.588.575.873.7平均波高(m)2.592.131.573.072.491.842.742.221.66周期(s)15.115.115.115.115.115.115.115.115.1波长L(m)135.4113.290.8134.0111.488.5134.9112.689.9设计波高H1%(m)5.003.56*2.26*5.07*3.45*2.15*5.14*3.52*2.22*设计波高H2%(m)4.723.56*2.26*5.07*3.45*2.15*4.933.52*2.22*设计波高H4%(m)4.413.502.26*5.023.45*2.15*4.613.52*2.22*设计波高H5%(m)4.303.422.26*4.903.45*2.15*4.503.52*2.22*设计波高H13%(m)3.763.022.174.343.422.15*3.953.122.22*破碎波高Hb(m)5.183.562.265.073.452.155.143.522.22注：“*”表示波浪破碎，计算时应采用破碎波高值1.7.2工程地质条件1）区域地质工程区及周边为低山丘陵、岛屿和滨海平原，出露地表的山脉和岛屿主要为雁荡山脉的东侧余脉。岛屿高程一般在300m以下。工程区所在地区海涂坡度较平缓，涂面高程一般在-3.0m～-1.0m（85国家高程基准，下同）之间，其北侧为瓯江出海口，南侧为飞云江出海口，由于受水流及潮流影响，河道底高程一般在-5.0m～-9.0m，其东侧霓屿岛-铜盘山-凤凰头连线一带海域为航道，底高程一般在-7.5m～-9.5m。测区内侵入岩主要为燕山晚期侵入的钾长花岗岩体，大致呈北东向的椭圆形，为一超酸性岩株，岩体西部及南部呈不规则枝叉状伸入围岩中。主要分布于工程区西部的大罗山，该岩体面积约35km2，另外在铜盘山等岛屿也有分布。测区属东南沿海二级地震区，区内地震活动主要受深大断裂控制，据历史记载本区近代地震活动均为微震，区域稳定性良好。附近无中强地震活动，亦无现代活动断层分布，为基本稳定区。测区自第四纪以来，构造运动以整体抬升为主。本区区域构造稳定，根据《中国地震动参数区划图》（GB18306-2001），设防水准为50年超越概率10%的地震动参数：地震动峰值加速度为0.05g（相应地震基本烈度值为Ⅵ度），地震动反应谱特征周期为0.65s（按1区软弱场地考虑）。2）海堤工程地质评价及建议本工程土层结构与周边工程类似，海堤地基土层由Ⅲ0层淤泥、Ⅲ1层淤泥夹粉砂、粉土、ⅢSis粉砂泥、Ⅲ2层淤泥、Ⅲ3层淤泥、Ⅳ1层淤泥质粘土、Ⅳ2层粉质粘土、粘土、Ⅳ3层粉质粘土与粉土互层、Ⅴ层淤泥质粘土和Ⅵ层粉质粘土组成，勘探孔控制最大深度121m。（1）海堤地基30m以浅主要为高含水量、高压缩性、高灵敏度、低强度的淤泥和淤泥质土，特别是Ⅲ0层及表层0.5m～0.8m左右新近沉积的的流泥，工程地质条件极差。ⅢSis层粉细砂呈透镜体状分布于淤泥之中，分布范围较小；Ⅳ2粉质粘土、Ⅳ3层粉质粘土与粉土互层、Ⅴ层淤泥质粘土和Ⅵ层粉质粘土工程地质条件相对较好，但埋藏较深。（2）地基土层30m以浅土层为淤泥、淤泥夹砂、粉土等软土层，属软弱场地条件，场地类别为Ⅳ类。地基土层中ⅢSis粉砂、粉土混淤泥，主要呈透镜体状分布于北堤，分布范围相对较小，厚度为1.30m，较为松散，经初判和复判，该透镜体为液化土。本工程的级别为1级，根据《水工建筑物抗震设计规范》，应采取适当的抗震措施。（3）由于地基各土层强度低，且堤的填筑高度较大，地基需进行处理，根据海堤工程实践，同时考虑到海堤地基浅部夹有薄层砂性土，有利于排水，建议采用塑料排水板插板法或爆炸挤淤法对地基进行处理。3）水闸工程地质评价及建议各闸基土层为性质极差的软土层，没有合适的天然地基持力层，60m以浅范围内也没有良好的桩端持力层，建议采用摩擦桩对地基进行处理，桩端可置于Ⅳ2粉质粘土、粘土层、Ⅳ3层粉质粘土与粉土互层、Ⅴ层淤泥质粘土，桩型建议采用预制桩或钢筋砼薄壁管桩。4）天然建筑材料根据设计要求本阶段需要石料（包括抛石料、碎石垫层、大块石等）约4866万m3（自然方），需要防渗闭气土料2696.2万m3，项目可行性研究阶段按三倍设计需求量计算，需要石料约14598万m3，需要防渗闭气土料8088万m3。本工程有7个料场。分别为：（1）洞头霓屿石料场，一期储量约819万m3；二期储量约4583万m3；整合区储量3607万m3；三期储量约15500万m3。合计总储量为24509万m3。至北堤.东堤平均水上运距约20km。（2）北龙乡凤凰头山石料场：凤凰山矿区资源储量为4173万m3（含宕渣和剥离物），其中可用于本工程的石料资源量为1506万m3，与南堤的平均水上运距约10km。（3）北龙乡上干山石料场：储量约960万m3。与南堤的最小水上运距约7km。（4）北龙乡齿头山石料场：储量约1925万m3。与南堤的最小水上运距约8km。（5）飞云镇垟西石料场：储量约7011万m3。至瓯飞一期工程海堤最小陆上运距约25km。（6）潘岱头山岭石料场：储量约4187万m3。至瓯飞一期工程海堤最小陆上运距约30km。（7）荆谷乡八甲石料场：储量约5271万m3。至瓯飞一期工程海堤最小陆上运距约50km。以上石料场总储量合计为40098万m3，岩石物理力学指标建议参数：岩石容重γd=26KN/m³，弱风化凝灰岩岩石单轴饱和抗压强度Rg=60MPa～80MPa，弱风化粉砂质硅质岩和二长花岗岩岩石单轴饱和抗压强度Rg=100MPa～140MPa，料场能满足设计需要。土料可取自围区以及海堤外的土，储量也能满足要求。第2章设计风浪要素2.1设计波高2.1.1破碎波高由《海港水文规范》知，当海堤坡度,破碎波高可按下式计算。破碎波高：（2.1）2.1.2累计频率波高的换算累计频率的波高换算可以按《海港水文规范》式（4.2.2）计算。（2.2）2.2风浪要素推求由设计任务书可知，北围堤受到风浪作用。北围堤主要受到NE～ENE向和E～ESE向的风浪作用。当计算波浪要素不考虑风时的影响时，计算所得的波浪要素更有利于工程的安全。即计算时按照定常波计算波浪要素。风区长度和风速是定常波的两大波要素。水域水深较浅时，定常波波要素还受到水深的影响。处于瓯江南口的北堤，由于瓯江南口外有大门岛、小门岛、青山岛等众多岛屿，外海产生的波浪受到岛屿的遮挡而难以进入。北堤处的波浪主要是由风区产生的。2.2.1风场要素风区长度是指风向、风速大致相近的水域由起计算点沿风向到计算点的距离。依据《海港水文规范》中的风速均值等值线图和风速变差系数等值线图，可以得到在指定风向、风区内的风速均值和风速变差系数，按《海港水文规范》方法，可求得水面以上10m高度处10min的设计风速。风区平均计算水深为风区平均水深加上设计频率高潮位及海图深度基面与1985高程基准面的差值。2.2.2波浪要素由于工程区域邻近没有长期的波浪站，根据《海堤设计规范》，对于有限风区内以风浪为主的波浪，可以采用“莆田海堤试验站公式”计算。计算在各特征水位下，100年一北堤NE～ENE向、E～ESE向的风浪要素，公式如下：（2.3）（2.4）2.2.3堤前推求波要素表表2.1各特征潮位100年一遇堤前推算波要素（北堤，风推浪，P=1%）第3章总体布局及围堤堤线布置东堤沿-3.0m的等深线，东堤堤线长为28.843km，如图所示，沿-3.0m等深线并遵循海堤工程设计规范SL435-2008的堤线布置原则，作如下布置：图3.1堤线布置平面图在围区布置3条隔堤，按功能区和实际地质情况将围垦分割为四个围区，减少因超标准风暴潮来袭时围区的受影响面积。隔堤的滞洪作用，将使潮位明显降低。1＃、3＃隔堤采用50年一遇高潮位加安全超高的方案。1＃、3＃隔堤的堤顶高程均设置为5.50m。2＃隔堤将东堤分为南北两段，堤顶高程设置为7.0m,设置堤顶宽度为9.0m。四个围区每个围区设置一个龙口，龙口的底槛高程均设置为-1.0m。根据龙口度汛流速计算结果，设计1#围区龙口的宽度为1000m，2#围区龙口宽度为900m，3#围区龙口宽度为1600m，4#围区龙口宽度为600m。第4章海堤设计4.1海堤断面型式比选根据《JTS154-1-2011防波堤设计与施工规范》，工程所在地石料丰富、防波堤位置的水深较小且地基较差，斜坡式防波堤可以适应由于地基土为淤泥产生的沉降问题，并具有工程量较小及经济的优点；除此之外还有消浪效果较好的组合式，即上部陡墙式下部斜坡式中间带平台的复式断面。所以海堤断面型式初步拟定设计斜坡式防波堤或组合式防波堤两方案。以东堤3#段断面计算作参考，海堤按允许越浪计算。4.1.1堤顶高程的确定东堤防洪（潮）标准选用50年一遇的标准，结构安全按1级建筑物设计。东堤3#处为东堤的北段，其设计高潮位值为5.16m。（1）波浪爬高计算采用《海堤工程设计规范》中斜坡式海堤的波浪爬高计算公式计算，按《浙江省海塘技术规定上》中的公式计算组合式海堤。由《海堤工程设计规范》知，斜坡式海堤的爬高可按单坡海塘上的的波浪爬高值计算，计算公式如下：（4.1）对于设有镇压平台的防波堤，计算其风浪爬高还需要考虑压载系数ky。对各段的海堤进行不同波向的波浪爬高计算。波浪爬高的计算考虑波浪的斜向作用，有上述计算出的波浪爬高乘以修整系数kβ东堤北段：塘前水深：d=8.64m=0.52，=1.28，=1.51，=0.74，=5.00RF=3.72m对于下部为斜坡式，上部为陡墙式（m上≤0.4），上下坡之间带平台的复式断面爬高计算按《浙江省海塘技术规定上》5.2.5条确定：当d≥2H，－1.0≤dw/H≤1.0时，波浪爬高RF%计算公式为：（4.2）东堤北段：塘前水深：d=8.64m=1.40,=3.76m,=0.66m,=1.284,ky=1.0RF%=1.36×（1.50×3.76×1.4×tanh（2×3.14×8.64/141）-0.66）=3.04m（2）防浪墙顶高程的确定根据《海堤工程设计规范》知，防浪墙的顶高程应该大于等于设计频率的高潮位加上波浪爬高以及海堤的安全加高值确定。允许越浪海堤的波浪爬高取累积频率为13%的波浪爬高值，本工程为一级海堤，其安全加高值为0.50m。防浪墙顶高程的计算公式如下：Zp=ℎp+R斜坡式海堤的堤顶高程：Zp组合式海堤的堤顶高程：Zp由上述计算过程可以得到东堤3#点处,斜坡式海堤的防浪墙的顶高程为9.38m，组合式海堤的防浪墙的顶高程为8.70m（3）堤顶高程的确定海堤的堤顶高程在不计防浪墙的高度时，堤顶高程仍应该大于设计高潮(水)位加上一半的累积频率为1%的波高值。综上所述，设计取海堤堤顶高程、堤顶路面高程的取值见表4.1、4.2，表4.1为斜坡堤计算成果表，表4.2为组合式堤计算成果表.表4.1斜坡堤计算成果表表4.2组合式海堤堤计算成果表4.1.2海堤方案的护面处理东堤3#处为东堤的北段，其设计高潮位值为5.16m，该处堤前的波浪较大。因次，斜坡式海堤和组合式海堤均采用扭王字块体护面。斜坡式海堤在临海侧5.00m高程处设置消浪平台，平台上下均采用1：2的边坡分别连接到堤顶道路和缓坡；混合式海堤斜坡式海堤在临海侧4.50m高程处设置消浪平台，平台上采用1：3的边坡分别连接到堤顶道路和缓坡。扭王块体稳定重量计算对于采用预制混凝土异型块体或经过分选的块石，块石的稳定重量按按《海堤工程设计规范》J.0.6公式计算，计算公式如下：（4.4）东堤北段扭王块体稳定重量计算：东堤水深：d=8.64m东堤北段：=2.59m平均波高与水深的比值：斜坡式海堤方案扭王块体重量计算：,，H5%=4.30m（东堤北段），=26KN/m³，由式4.4计算Q=1.10t组合式海堤方案扭王块体重量计算：,，H5%=4.30m（东堤北段），=26KN/m，由式4.4计算Q=0.73t由上述计算过程可以得到东堤3#点处,斜坡式海堤的扭王块体稳定重量为1.10t，组合式海堤的扭王块体稳定重量为0.73t。扭王块体的厚度计算依据《海堤工程设计规范》，预制混凝土异型块体和块石护面层厚度可按式（J.0.6-2）计算：t=nCQ0.1γb斜坡式海堤扭王块体护面厚度计算：C=1.36，Q=1.10t，=26KN/m³，n=1.0由式4.5计算得t=1.02m混合式海堤扭王块体护面厚度计算：C=1.36，Q=0.73t，=26KN/m³，n=1.0由式4.5计算得t=0.90m由上述计算过程可以得到东堤3#点处,斜坡式海堤的扭王块体护面厚度为1.02m，混合式海堤扭王块体护面厚度为0.90m。扭王块体的个数计算（4.6）斜坡式海堤扭王块体个数计算：A=100㎡，C=1.36，P’=50%，=26KN/m³，Q=1.10t由式4.6计算得N=121块混合式海堤扭王块体个数计算：A=100㎡，C=1.36，P’=50%，=26KN/m³，Q=0.73t由式4.6计算得N=159块由上述计算过程可以得到东堤3#点处,斜坡式海堤的扭王块体个数为121个，混合式海堤扭王块体个数为159个。4.1.3海堤断面结构优缺点1、斜坡式：根据风浪爬高计算，防浪墙高程为10m，堤顶高程7.7m。海堤外海侧从堤顶以1∶2的斜坡到高程5.0m宽6.0m的消浪平台，平台以下以1∶2的斜坡到高程1.00m的镇压平台，然后再以缓坡到高程0.50m宽43.5m的镇压平台，在-2.00m高程处设宽8m的护底块石平台，平台与缓坡以1：4的坡度衔接，平台与涂面以1：2的坡度衔接。2、组合式：根据风浪爬高计算，防浪墙高程为9.00m，堤顶高程7.7m。海堤外海侧从堤顶到高程4.50m宽5.0m的消浪平台以1∶0.4的灌砌块石挡墙连接，平台以下以1∶2的斜坡到高程0.50m，1.00m～0.50m为缓坡镇压平台，最后以1∶4的斜坡到护底块石平台，护底块石平台结构同斜坡式。斜坡式海堤断面、组合式海堤断面详见下图斜坡式海堤断面图组合式海堤断面图海堤断面结构优缺点比较斜坡式海堤：优点有堤身适应沉降性好、计算理论成熟；缺点有波浪爬高大，堤顶高程较高、断面大，投资大。组合式海堤：优点有堤顶高程低、计算理论成熟、投资最小；缺点有陡墙施工需等沉降基本稳定后实施、变坡折角处波流混乱，需加强保护。经综合比较，推荐采用组合式断面。4.2堤身设计4.2.1堤顶高程由水文提供的潮位、波浪要素，综合考虑不利方向风速、波浪的相互作用，根据《浙江省海塘工程技术规定》，来计算确定堤顶高程。南、北堤工程设计标准与飞云江和瓯江堤防设计标准一致，为100年一遇。东堤防洪（潮）标准选用50年一遇的标准，东堤结构安全按1级建筑物设计。根据断面方案比选结果，采用混合式断面。根据所提供的波浪要素，设计东堤和北堤的堤身断面波浪爬高组合式海堤，采用上部为陡墙下部为斜坡中间带平台的复合断面。按《浙江省海塘技术规定上》中的公式计算混合式海堤的波浪爬高。对于上部为坡度小于等于0.4的陡墙，下部为斜坡带中间平台的复式断面的防波堤的爬高计算可以按照《浙江省海塘技术规定上》5.2.5条初步拟定海堤的尺寸，后期通过波浪模型试验验证。当d≥2H，－1.0≤dw/H≤1.0时，波浪爬高计算公式为：R有镇压平台的风浪爬高还需要考虑压载系数Ky。对各海堤不同波向的波浪爬高分别进行了计算，当波浪斜向作用时，还应将上述波浪爬高计算值乘以修整系数Kβ。（2）防浪墙顶高程根据《海堤工程设计规范》知，防浪墙的顶高程应该大于等于设计频率的高潮位加上波浪爬高以及海堤的安全加高值确定。对于允许越浪海堤，波浪爬高取累积频率为13%的波浪爬高值，本工程为一级海堤，其安全加高值为0.50m。防浪墙顶高程的计算公式如下：Zp（3）堤顶高程查阅《海堤工程设计规范》的相关条文知，当临海侧有坚固稳定的防浪墙时，防浪墙的顶高程可以作为海堤的堤顶高程。但是海堤的堤顶高程在不计防浪墙的高度时，堤顶高程仍应该大于设计高潮(水)位加上一半的累积频率为1%的波高值。（4）越浪量计算根据《浙江省海塘工程技术规定》，对于允许部分越浪的海塘，应验算设计波浪下的海堤的越浪量是否满足允许的最大越浪量。查相关规范知，海堤堤顶处三面均设有防护的一级海堤。其海堤的越浪量不能超出0.05m3/s.m。对于上部陡坡的坡度为1∶0.4且带有防浪墙的组合式海堤，其在无风情况下的海堤越浪量的计算公式可按下式计算：qTHg=Aexp−BHc在有风的情况下，海堤的越浪量可按无风越浪量乘以风校正因子K＇计算得到K'=1.0+wf(HCR由上述的计算结果知，海堤在堤前波周期较大时，按照《浙江省海塘技术规定》公式计算的越浪量将会远远大于实际越浪量，但是对工程进行波浪模型试验时，越浪量均能满足要求。根据浙江省水利水电勘测设计院与河海大学合作完成的《长波条件下波浪爬高及越浪量研究》报告中提出的长波条件下，组合式断面的越浪量计算公式，重新计算海堤的越浪量。越浪量计算公式计算如下：Q=0.08RsHsexp(根据上式计算，北堤的最大越浪量方向为北堤的ESE向，其最大越浪量为0.043m³/s·m，小于《浙江省海塘工程技术规定》要求的最大允许越浪量0.05m³/s·m。东堤的最大越浪量的位置为东堤中段，其有风越浪量最大为0.172m³/s·m。对于东堤有风越浪量的超标问题，主要是由于《浙江省海塘工程技术规定》的越浪量计算公式有一定的局限性，根据以往类似工程的经验，当堤前波周期较大，如大于10s，波长较长时，按《浙江省海塘工程技术规定》公式计算的越浪量远远大于实际越浪量，但工程进行波浪模型试验时，越浪量均能满足要求。设计取海堤堤顶高程、堤顶路面高程的取值见下表。表4.1东堤堤顶高程计算表4.2北堤堤顶高程计算表表4.3海堤波浪爬高和堤顶高程汇总表（东堤北段及北堤）堤段护面型式潮位北堤（P=1%）东堤（P=2%）风浪爬高（m）安全超高（m）计算值设计取值防浪墙顶高程（m）防浪墙顶高程（m）堤顶路面高程（m）东堤扭王块5.123.330.58.959.007.70北堤灌砌块石5.442.0230.57.9638.007.504.2.2海堤基础处理根据地质勘察报告，海堤地基为高含水量、高压缩性、高灵敏度、低强度的淤泥，工程地质条件差，为保证堤身稳定、控制工后沉降，堤基需进行处理。目前，海堤地基处理的方法主要有钢筋砼薄壁筒桩法、塑料排水板法、碎石桩法和爆炸挤淤法等方法。钢筋砼薄壁筒桩处理法虽然能使地基承载力有大幅度的提高，且施工速度也比较快，但是成本很高。塑料排水板法是在软土地基中垂直插入特制塑料排水板，通过缩短排水途径，加速地基土排水固结，使地基强度在较短的时间内获得增长。该法已在海堤工程中广泛应用，技术可靠成熟，但为了适应堤身堤基强度增长需要分级加载，历时较长，为了满足稳定要求，堤身断面要求较大。碎石桩是以碎石（卵石）为主要材料制成的复合地基加固桩。该方法同样能使地基承载力有大幅度的提高，但是造价很高。爆炸挤淤法是在淤泥质软基中埋放药包群，起爆瞬间在淤泥中形成空腔，抛石体随即坍塌充填空腔，达到置换淤泥的目的。该法工后沉降小，施工进度快，地基处理效果好，但石方用量大。虽然爆炸挤淤法在施工进度和工后沉降的控制上有一定的优势，但是其石方用量大，而且本工程的石料场距工程地较远，而塑料排水板法不仅对周围环境的影响较小，而且投资也省，随着技术的发展和设备的投入，其施工进度也越来越快，所以本阶段选择采用塑料排水板法进行基础处理。查《海堤工程设计规范》附录N软基处理及计算，确定塑料排水板处理的范围、断面尺寸、排列方式和深度。塑料排水板处理的范围为除闭气土体底下的海堤全断面。由于，海堤地基土层淤泥的平均厚度25.0m，取插板深度为25m。因此根据《塑料排水板施工规程》采用B型塑料排水板，B型塑料排水板的最大打设深度恰为25.0m。B型普通塑料排水板的尺寸为：b=100mm,δ=4.0mm。采用正方形排列，排水板间距取为1.20m。按《海堤工程设计规范》附录NN.1.3式计算塑料排水板的当量换算直径，计算公式如下。计算得到当量换算直径为50mm。竖井的有效直径按附录NN.1.4式计算，公式见式。计算得到有效直径为136mm。（4.10）（4.11）dp=0.75×2×（100+4.0）/π=49.66mmde=1.131×1200=135.6mm海堤地基处理方案，采用塑料排水板法。沿主堤一线，对海堤地基进行处理。在采用塑料排水板法的处理区涂面上共铺设有两层土工织布，均为50kN/m的有纺土工织布。两层土工布中间设厚达1m的碎石垫层，在碎石垫层上插设塑料排水板。北堤塑料排水板间距1.2m，正方形布置，处理范围最大为117.6m，插板深度25m。东堤涂面为-3.0m，塑料排水板间距1.2m，正方形布置，处理范围最大为112.8m，插板深度25m。地基处理前后对比。在海堤未进行地基处理前。由于海堤地基土主要为淤泥，海堤的整体稳定安全系数难以满足要求。进行地基处理后，利用理正岩土计算软件分别计算得到东堤和北堤的整体稳定安全系数，其运行期最小稳定安全系数均在1.30以上，完建期最小稳定安全系数在1.20以上。海堤在进行地基处理后，其最小稳定安全系数满足规范的要求。利用《海堤工程设计规范》中计算公式，计算得到海堤地基处理前北堤和东堤的最大沉降量，分别为3.452m和4.497m。经过地基处理后的北堤和东堤的最大沉降量分别为1.384m和1.944m。4.2.3海堤闭气处理北堤：海堤内侧采用当地海涂泥进行防渗闭气，闭气土方顶高程6.00m，顶宽1.0m。结合稳定要求，先以1∶3的坡度至5.00m高程处，并设宽度为6.0m的平台，平台以下以1∶16的坡度至1.50m高程，同时设20.0m宽平台，其中10.0m为子堤顶宽。子堤由抛石填筑，内外坡均以1∶2的坡度衔接至涂面。由于沿线涂面变化较大，子堤部分断面采用排水插板进行基础处理。东堤：海堤内侧采用当地海涂泥进行防渗闭气，闭气土方顶高程7.00m，顶宽1.0m。结合稳定要求，先以1∶3的坡度衔接至4.50m高程处，并设宽度为13.0m的平台，平台以下以1∶20的坡度至1.50m高程，根据稳定要求，在1.50m高程处设宽度不等的平台，其中子堤顶宽8.0m。子堤为抛石填筑，近闭气土方侧以1：2的坡度与涂面衔接，近围区侧在-1.00m高程处设10.0m的平台，堤顶与平台、平台与原涂面之间均采用1∶2的坡度衔接。4.2.4护坡护脚设计（1）块石护坡的护面厚度计算依据《海堤工程设计规范》，当护坡的坡度介于1.5至5.0之间块石护坡可按下式计算：t=K1γγb由上述计算得到北堤的护面计算厚度。坡度为1：3时，计算的护面厚度取100cm。坡度为1：4时，计算的护面厚度取90cm。（2）块石稳定重量计算对于采用预制混凝土异型块体或经过分选的块石，块石的稳定重量按《海堤工程设计规范》J.0.6公式计算，计算公式如下：（4.13）由上述计算过得到东堤扭王块体的稳定重量、缓坡镇压平台护坡块体的稳定重量和抛填二层块体的稳定重量。分别为1.48t、0.52t和3.53t。由上述计算过程得到北堤抛填二层块体的稳定重量和缓坡镇压平台护坡块体的稳定重量。分别为1.10t和0.22t。由于东堤和北堤的堤前设计波浪的平均波周期均大于10s,块体的稳定重量计算结果仅作粗估，块体的稳定重量应通过后期的模型试验加以验证。（3）块石护面层厚度依据《海堤工程设计规范》，预制混凝土异型块体和块石护面层厚度可按式（J.0.6-2）计算。t=nCQ0.1γb13（4.14由上述计算得到东堤扭王块体的厚度、缓坡镇压平台护坡块体的厚度和抛填二层块体的厚度。分别为1.18m、0.79m和2.22m。由上述计算过程得到北堤抛填二层块体的护面厚度和缓坡镇压平台护坡块体的护面厚度。分别为0.59m和1.50m。（4）扭王块体个数计算（4.15）A=100.0N=100∗1∗1.36∗由上述计算得到，扭王块体个数取为92个。（5）护底块石的稳定重量计算依据《海堤设计规范》，斜坡堤堤前底流速可按下式计算：V=πHπLgsinℎ北堤堤前波浪底流速计算：北堤水深：d=7.76m北堤ESE向设计波长：L=148.0m。北堤ESE向设计波高：V=1.56m/s东堤堤前波浪底流速计算：东堤水深：d=8.64m东堤中段设计波长：L=141.1m。东堤中段设计设计波高：V=2.35m/s由上述计算过程知，北堤堤前最大波浪底流速为1.56m/s，东堤堤前最大波浪底流速为2.35m/s。查阅《海堤工程设计规范》表4.2.20，北堤护底块石的稳定重量为60kg，东堤堤前护底块石稳定重量为100kg。4.2.5海堤堤身设计北堤堤顶高程7.40m，堤顶宽9m。外坡自防浪墙顶高程8.00m至4.50m高程为1∶0.4的C20细石砼灌砌块石挡墙，4.50m高程至1.50m采用1∶3坡度连接，在1.50m高程处设宽度5m的灌砌块石平台、1.50～0.50（1.00）m高程之间缓坡连接，0.50m高程以下采用1∶4坡度衔接至护底棱体。棱体顶高程略有不同，顶宽6m。外坡以1:2坡度衔接至涂面。外坡1.50m高程以上采用不同厚度的灌砌块石护面，1.50m高程以下采用块石理砌结保护，在弯折处采用格梁过渡。内坡以1∶2边坡衔接至宽26.0m的道路，路面高程6.00m。路内侧从C20砼灌砌块石挡墙齿脚（高程4.00m）以1∶1.2的坡度至抛石平台，平台高程0.00m，根据海堤稳定计算需要，宽度不等，然后以1∶4坡度至涂面。东堤堤顶高程8.00m，除去防浪墙后的堤顶宽度为8.3m，外坡自8.00m高程至4.50m高程为C20细石砼灌砌块石挡墙，表面条石厚度为0.4m。在灌砌块石挡墙顶部设C30钢筋砼防浪墙。4.50m高程至0.50m高程采用斜坡段与平台组成，4.50m高程与0.50m高程处的平台宽度均为5.0m，两平台之间以1：2的坡度衔接。外坡1.00m高程至0.50m高程为镇压平台，-2.00m高程至涂面设置大块石护脚保护，镇压层与大块石护脚之间以1：4的坡度衔接。外坡护面型式为0.2m厚石碴垫层加0.7m厚灌砌块石垫层加单块重量10t的扭王字块结构。保护范围自4.50m高程平台至0.50m高程平台。1.00m高程至-1.50m高程之间采用单块重量大于800kg的大块石理抛护面。海堤内侧自C20细石砼灌砌块石挡墙齿脚（高程6.00m）以1∶1.5的坡度至抛石平台，抛石平台高程为-1.00m，宽度为30.00m，抛石平台与涂面之间以1：2的坡度衔接。图4.3北堤典型断面图图4.4东堤典型断面图4.3海堤整体稳定性计算根据《浙江省海塘工程技术规定》，采用瑞典条分法进行海堤的整体稳定性分析。考虑完建期的海堤非正常运行情况和运行期的海堤正常运行情况，最小安全系数应分别大于1.20和1.30。计算公式如下：（4.17）抛石体：重度17.5KN/m³，饱和重度21.0KN/m³；c=0kPa，=40°。海堤地基土层物理力学指标详见可行性研究分析第三章土层物理力学指标建议值表。海堤稳定计算分别考虑了完建期非正常运行情况和运行期正常运行情况两种工况。各种工况的水位组合详见表4.4。表4.4计算工况水位组合采用理正岩土工程软件中的边坡稳定性计算海堤边坡最小安全系数，计算结果见下表表4.5北堤边坡稳定计算结果表表4.6东堤边坡稳定计算结果表经计算分析，海堤最小稳定安全系数Kmin满足规范要求。下图为各海堤典型断面稳定计算图。图4.5北堤完建期稳定计算图图4.6北堤运行期稳定计算图图4.7东堤完建期稳定计算图图4.8东堤运行期稳定计算图4.4海堤沉降量计算（1）计算方法瞬时沉降Sd是在荷载实施后立即发生的那部分沉降量。主固结沉降Sc指的是那部分主要由于主固结而引起的沉降量。次固结沉降Ss是土骨架在持续荷载下发生蠕变所引起的。总沉降量S∞为上述沉降量之和，表达式为：S∞＝Sd+Sc+Ss；（4.18）由于在计算过程中瞬时沉降和次固结沉降较难通过理论计算，所以总沉降量简化通过经验系数法进行计算，即通过计算主固结沉降，再用沉降计算经验系数修正，如下式：（4.19）海堤工程设计规范ms取值范围为1.3～1.6；滩涂治理工程技术规定ms取值范围为1.2～1.8；结合本工程地质条件ms最终取1.6计算参数北堤沉降计算时采用平均低潮位-1.99m作为计算水位，东堤沉降计算时采用平均低潮位-1.95m作为计算水位；平均低潮位以下取浮容重，平均低潮位以上取湿容重；计算深度算至附加应力为0.2倍自重应力处；e－p曲线采用可行性研究分析中的地质勘察报告提供的平均e－p曲线（垂直），详见下图；堤身石方γ＝17.5kN/m3，γ’＝11kN/m3；图4.9淤泥III0层e-p曲线图4.10淤泥夹砂、粉土III1层e-p曲线图4.11淤泥III2层e-p曲线计算成果采用上述计算方法及计算参数，分别计算北堤和东堤的总沉降量。北堤和东堤划分为21个等间距的沉降计算点。北堤：图4.12北堤沉降曲线图表4.7北堤断面各点沉降量单位：m东堤：图4.13东堤沉降曲线图表4.8东堤断面各点沉降量单位：m4.5海堤的防渗计算进行防渗计算目的是为了确保海堤堤身不会发生渗透变形。海堤的宽度应大于规范中的渗径长度的要求；海堤边坡上的任何一处的自重力应大于该处所受到的渗透力，而不会发生流土现象。L≥CΔℎ；y≥k由式4.20计算得：北堤的宽度为185.04m大于渗径长度47.52m，东堤的宽度为184.03m大于渗径长度41.76m。北堤和东堤的验算点到土体表面的最短距离分别为3.11m和2.77m,分别大于计算得到的2.64m和2.26m。4.6海堤挡墙的稳定性计算4.6.1挡墙及防浪胸墙的设计在海堤临海侧消浪平台上设置挡墙，作为组合式海堤的上部结构。东堤和北堤的挡墙如下图所示，挡墙的外坡的坡度为1：0.4，内坡的坡度为1：0.2。挡墙的主体采用灌砌块石混凝土，表面采用40cm的条石护面。在挡墙上部设置防浪墙，防浪墙采用钢筋混凝土构成。将防浪墙与挡墙浇筑成整体。东堤的挡墙的净高为5.85m,底部宽度为4.56m。东堤防浪墙的顶宽度为0.75m。北堤的挡墙的净高为4.50m,底部宽度为3.60m。北堤防浪墙的顶宽度为0.60m。防浪墙的底部埋深均为0.50m。图4.14东堤挡墙断面图图4.15北堤挡墙断面图4.6.2挡墙的作用力计算根据《浙江省海塘工程计术规定下册》,对于直立式、混合式海塘的防护墙应进行防护墙的抗倾、抗滑稳定性计算。挡墙的稳定性计算包括验算挡墙向海侧的抗滑、抗倾的稳定性和挡墙向陆侧的抗滑、抗倾的稳定性。（1）挡墙重力计算上部防浪胸墙为钢筋混凝土结构，取重度为24.0KN/m³。挡墙主体部分为灌砌混凝土，取重度为23.0KN/m³。计算单位长度的挡墙自重。经计算得到东堤挡土墙的单位长度上的重力为368.87KN，北堤挡土墙的单位长度上的重力为231.08KN。（2）墙前波浪作用力计算对于上部为挡墙的混合式海堤，当计算向陆侧和向海侧的稳定时，分别按设计高潮位波峰作用和设计低潮位时波谷作用。由于挡墙的底高程位于设计高潮位附近，挡墙的底高程为4.50m,东堤和北堤的设计高潮位分别为当海侧为设计低潮位波谷作用，挡墙受到的波压力和浮托力很小。因此，当验算向海侧的稳定时，不考虑波压力和浮托力。1.挡墙向陆侧的稳定计算时波浪作用力计算1.1平均波压力计算图4.16设计高潮位时东堤挡墙受到的作用力东堤挡墙受到的波浪作用力如图3.12所示，北堤挡墙受到的挡墙作用力与之类似。采用《海堤工程设计规范》中的公式计算挡墙受到的波压力和浮托力。平均波压力计算公式如下：（4.21）无因次系数、可按下式计算（4.22）（4.23）得到东堤的无因次系数、分别为0.0798、0.274。同理，利用上述公式求解得到北堤的无因次系数、分别为0.083、0.230。查《海堤工程设计规范》图G.2.3—2得到，东堤的、分别为7.55、1.10。北堤的、分别为7.85、1.65。东堤的波压力强度为105.12KN，北堤波压力强度为77.05KN。1.2波压力分布高度和波浪力计算采用《海堤工程设计规范》中波压力分布高度计算公式计算，公式如下：（4.24）采用平均波压力计算中所计算得到的Kz，东堤挡墙为1.10，北堤挡墙为1.65。分别计算得到东堤和北堤的波压力分布高度，东堤为2.284m,北堤为2.351m单位长度墙上的波浪力计算公式如下：（4.25）计算得到东堤的单位长度上的波浪力为240.08kN,北堤的单位长度上的波浪力为181.16kN。1.3浮托力计算采用《海堤工程设计规范》中浮托力计算公式计算，公式如下：（4.26）计算得到东堤的单位长度上的浮托力为167.78KN,北堤的单位长度上的波浪力为97.06KN。2挡墙向岸侧的稳定计算时波浪作用力计算由于挡墙的底高程处于设计高潮位附近，当海侧为设计低潮位波谷作用，挡墙受到的波压力和浮托力很小。因此，当验算向海侧的稳定时，不考虑波压力和浮托力。东堤挡墙受到的作用力如图3.13所示，北堤挡墙受到的作用力与之类似。图4.17设计低潮位时东堤挡墙受到的作用力（3）挡墙后的填土压力计算墙后的填料分为两层，第一层为堤顶以下0.50m的深度以内，填料重度为23.0。第二层为堤身抛石其重度为17.5。填料的摩擦角均为。由于挡墙墙背并不是竖直的，对于墙背直线段采用郎肯土压力理论计算，对于墙背折线段采用库伦土压力理论计算。1挡墙后的主动土压力计算式4.27为郎肯主动土压力计算公式，式4.28为库伦被动土压力计算公式。（4.27）Ka=cos2φ−εcos2由式4.27计算得到，主动土压力系数Ka1=0.31。利用式4.28计算得到，主动土压力系数Ka2=0.12。因此，挡墙墙后的主动土压力可以计算如下：Ea1=12γEa2=γ1HEa3=12γ2Ea=Ea1+E东堤挡土墙：H1=0.50m，H2=4.35m。北堤挡土墙：H1=0.50m，H2=3.50。计算得到东堤、北堤挡土墙主动土压力分别为26.82KN和18.62KN。2挡墙后的被动土压力计算式4.33为郎肯主动土压力计算公式，式4.34为库伦被动土压力计算公式。Kp=tg245Kp=cos2φ+ε利用式4.33计算得到，主动土压力系数Ka1=0.31。利用式4.34计算得到，主动土压力系数Ka2=0.12。因此，挡墙墙后的被动土压力可以计算如下：Ep1=12γEp2=γ1Ep3=12Ep=Ep1+Ep2+计算得到东堤挡、北堤挡土墙被动土压力分别为234.07KN和163.03KN。4.6.3挡墙的滑动稳定性计算根据《浙江省海塘工程技术规定下册》，防护墙的抗滑稳定安全系数可以按式3.2.39计算，此处海堤的等级为1级，防护墙的抗滑稳定安全系数应大于1.15。（4.39）（1）挡墙向海侧的滑动稳定计算由于挡墙的底高程均设置于高潮位附近，当海侧为设计低潮位波谷作用，挡墙受到的波压力和浮托力很小。因此，当验算挡墙向海侧稳定时，不考虑波压力和浮托力。东堤挡墙的向海侧滑动稳定计算得Kc=8.25；北堤挡墙的向海侧滑动稳定计算得Kc=7.45；计算结果均大于规范的1.15，满足稳定性要求。（2）挡墙向陆侧的滑动稳定计算东堤挡墙的向陆侧滑动稳定计算得Kc=20.09北堤挡墙的向陆侧滑动稳定计算得Kc=4.44计算结果均大于规范的1.15，满足稳定性要求。4.6.4挡墙的倾复稳定性计算根据《浙江省海塘工程技术规定下册》，防护墙的抗倾稳定安全系数可以按式3.2.40计算，此处海堤的等级为1级，防护墙的抗滑稳定安全系数应大于1.50。（4.40）（1）挡墙的向海侧倾复稳定性计算由于低潮位时，挡墙受到的波压力和浮托力很小。因此挡墙的稳定力矩全为挡墙自重所贡献，挡墙受到的倾覆力矩是由墙后的主动土压力绕前趾（A）点产生的。稳定力矩的计算过程见表3.27～表3.28，倾覆力矩的计算过程见表3.29～表3.30。图4.18设计高潮位时东堤挡墙的抗倾稳定性计算

东堤挡墙的向海侧倾覆稳定计算：∑Mv=909.76KN*m∑MH=45.96KN*mK0=19.80北堤挡墙的向海侧倾覆稳定计算：∑Mv=452.65KN*m∑MH=16.50KN*mK0=16.50东堤、北堤挡墙向海侧抗倾覆稳定安全系数分别为19.80和16.50,大于规范的1.50，满足稳定性要求。（2）挡墙的向陆侧倾复稳定性计算当计算挡墙的向陆侧倾复稳定性时，外海侧为设计高潮位。稳定力矩是挡墙自重和被动土压力所贡献，倾覆力矩是墙前波浪力和浮托力绕后趾（B）点产生的。挡墙自重产生的稳定力矩的计算过程见表3.33～表3.34，被动土压力产生的稳定力矩的计算过程见表表3.35～表3.36。倾覆力矩的计算过程见表3.37～表3.38。图3.15为设计高潮位时东堤挡墙的抗倾稳定性计算，北堤的抗倾稳定计算与之类似。东堤挡墙的向陆侧倾覆稳定计算如下：∑Mv=1178.16KN*m∑MH=630.08KN*mK0=1.87北堤挡墙的向陆侧倾覆稳定计算如下：∑Mv=623.11KN*m∑MH=323.51KN*mK0=1.93东堤挡墙和北堤挡墙的向陆侧抗倾覆稳定安全系数分别为1.870和1.926,大于规范的1.50，满足稳定性要求。4.6.5挡墙抗倾、抗滑稳定计算成果表东堤挡墙和北堤挡墙的抗倾、抗滑稳定计算结果见表3.39，经计算挡墙的稳定性满足规范要求。挡墙抗倾、抗滑稳定计算成果表计算位置计算项目向海侧向陆侧规范允许值东堤抗滑稳定8.2520.09≥1.15抗倾稳定19.81.87≥1.50北堤抗滑稳定7.454.44≥1.15抗倾稳定16.51.93≥1.50第5章水闸设计5.1平面布置为满足围区纳潮及排涝需要，根据围区规划和规模计算，确定本工程共设6座水闸，即北1#闸、北2#闸、南1#闸、南2#闸、东1#闸、东2#闸。水闸布置主要遵循以下原则：①进排水畅通；②便于海堤衔接，与海堤变形相协调；③基础处理方便；④交通方便，便于管理。本工程根据水力模型试验资料，结合堤线布置等要求，选择排涝闸位置时须考虑：排水条件好，堤外滩面淤积少；施工期排水与今后围区内排水相结合；堤、闸施工干扰小，施工方便等。北1#闸、北2#闸布置在瓯江口侧的北堤上，南1#闸、南2#闸布置在飞云江口侧的南堤上，东1#闸、东2#闸布置在直面大海的东堤上。5.2结构布置型式选择闸孔布置选择考虑到闸门在承受波浪冲击时，对正向冲击及切向荷载的适应、承受能力，排涝运行闸门开启的灵活性以及投资的经济性，选择方案为：8孔×10m，桁架式钢闸门，顺水流方向长22.0m，闸底板厚1.5m，闸墩厚2.5m，每两个闸墩中间设变形缝，缝内设止水，缝间距25m，闸室总宽101m。5.3结构设计各水闸布置，从上游至下游布置有上游抛石防冲槽、上游护底、上游消力池、闸室段、下游消力池、下游海漫和下游抛石防冲槽。（1）北1#闸北1#闸主要排围区内侧客水，结构一致。一座闸总净宽80m，闸底板高程-2.0m，共设8孔，闸孔净宽采用10.0m。闸室垂直水流方向宽100.5m，顺水流方向长22.0m，C40砼底板厚1.5m，闸墩厚2.5m，每两个闸墩中间设变形缝，缝内设止水，缝间距25m。闸顶（胸墙顶）高程为9.0m。闸室上设有箱形梁管道间，箱形梁为C45预应力钢筋砼结构，为宽8.0m双车道，桥面高程为9.0m，箱形梁的底高程4.5m。管道间及油泵房、电缆道设在交通桥箱格内。每孔闸设一扇工作闸门，采用桁架式钢闸门，闸门孔口尺寸为10.0m×4.0m（宽×高），闸门的上游侧设有C45钢筋砼胸墙，胸墙底高程2.0m。闸门采用液压启闭机启闭，液压启闭机油缸置于管道间内。工作闸门的上下游均设有检修门槽，8孔闸上下游各1扇检修闸门，检修闸门的启闭采用门式起重机操作，工作闸门检修时的起吊和液压启闭机检修时的起吊均可利用门式起重机，门式起重机轨道设在预应力钢筋砼轨道梁及胸墙上，轨道梁搁置在闸墩上。图5.1北1#闸纵剖图（2）北2#闸单座闸总净宽66m，闸底板高程-3.0m，共设5孔水闸及一孔通航孔，闸孔净宽采用10.0m，通航孔净宽16.0m。闸室垂直水流方向宽83.5m，顺水流方向长22.0m，C40砼底板厚1.5m，闸墩厚2.5m，闸室分为三个结构段，两边各两孔中间一孔，中间设变形缝，缝内设止水。闸顶（胸墙顶）高程为9.0m。闸室上设有箱形梁管道间，箱形梁为C45预应力钢筋砼结构，为宽8.0m双车道，桥面高程为9.0m，箱形梁的底高程4.5m。管道间及油泵房、电缆道设在交通桥箱格内。每孔闸设一扇工作闸门，采用桁架式钢闸门，闸门孔口尺寸为10.0m×4.0m（宽×高），通航孔宽度为16.0m。闸门的上游侧设有C45钢筋砼胸墙，胸墙底高程1.0m。闸门采用液压启闭机启闭，液压启闭机油缸置于管道间内。工作闸门的上下游均设有检修门槽，5孔闸上下游各1扇检修闸门，检修闸门的启闭采用门式起重机操作，工作闸门检修时的起吊和液压启闭机检修时的起吊均可利用门式起重机，门式起重机轨道设在预应力钢筋砼轨道梁及胸墙上，轨道梁搁置在闸墩上。图5.2北2#闸纵剖图（3）东1#闸东1#闸总净宽24m，闸底板高程-3.0m，共3孔，闸孔净宽采用8.0m。闸室垂直水流方向宽32m，顺水流方向长22.0m，C40砼底板厚1.5m，闸墩厚2.5m，闸室为一个结构段。闸顶（胸墙顶）高程为9.0m。闸室上设有箱形梁管道间，箱形梁为C45预应力钢筋砼结构，为宽8.0m双车道，桥面高程为9.0m，箱形梁的底高程4.5m。管道间及油泵房、电缆道设在交通桥箱格内。每孔闸设一扇工作闸门，采用桁架式钢闸门，闸门孔口尺寸为8.0m×4.0m（宽×高），闸门的上游侧设有C45钢筋砼胸墙，胸墙底高程1.0m。闸门采用液压启闭机启闭，液压启闭机油缸置于管道间内。工作闸门的上下游均设有检修门槽，3孔闸上下游各设1扇检修闸门，检修闸门的启闭采用门式起重机操作，工作闸门检修时的起吊和液压启闭机检修时的起吊均可利用门式起重机，门式起重机轨道设在预应力钢筋砼轨道梁及胸墙上，轨道梁搁置在闸墩上。闸底设置平均62m长的C80PHC预应力管桩，桩径80cm，桩间距3.0m，排距2.6m，闸室底板下分别布置77根桩。图5.3东1#闸纵剖图（4）东2#闸单座闸总净宽40m，闸底板高程-3.0m，共设5孔，闸孔净宽采用8.0m。闸室垂直水流方向宽53m，顺水流方向长22.0m，C40砼底板厚1.5m，闸墩厚2.5m，闸室分为三个结构段，两边各两孔中间一孔，中间设变形缝，缝内设止水。闸顶（胸墙顶）高程为9.0m。闸室上设有箱形梁管道间，箱形梁为C45预应力钢筋砼结构，为宽8.0m双车道，桥面高程为9.0m，箱形梁的底高程4.5m。管道间及油泵房、电缆道设在交通桥箱格内。每孔闸设一扇工作闸门，采用桁架式钢闸门，闸门孔口尺寸为8.0m×4.0m（宽×高），闸门的上游侧设有C45钢筋砼胸墙，胸墙底高程1.0m。闸门采用液压启闭机启闭，液压启闭机油缸置于管道间内。工作闸门的上下游均设有检修门槽，5孔闸上下游各设1扇检修闸门，检修闸门的启闭采用门式起重机操作，工作闸门检修时的起吊和液压启闭机检修时的起吊均可利用门式起重机，门式起重机轨道设在预应力钢筋砼轨道梁及胸墙上，轨道梁搁置在闸墩上。闸底设置平均66m长的C80PHC预应力管桩，桩径80cm，桩间距3.0m，排距2.6m，闸室三块底板下分别布置56根桩、28根桩和56根桩。图5.4东2#闸纵剖图第6章隔堤设计6.1平面布置根据今后主河道的走向、防洪防潮需要等因素拟定布置方案。在围区呈东西向布置3条二线防潮隔堤，西至围区已有岸线或西河堤，东侧与东堤相接，将围区分割为四个区块。隔堤总长9.439km，1#隔堤长2379m，2#隔堤长3053m，3#隔堤长4007m。东西向的1＃、3＃隔堤均采用全抛石断面的结构型式，考虑到瓯飞一期围垦工程将分前后两期实施，2＃隔堤考虑北区先期实施，采用土石结构。6.2堤顶高程考虑超标准风暴潮来袭，外侧海堤破坏时，海水将灌入围区，为避免大面积围区受影响，隔堤需要抵挡可能的高潮位，海水涨至隔堤前，将因部分围区的滞洪作用，潮位将明显降低，故1＃、3＃隔堤采用50年一遇高潮位加安全超高的方案，隔堤顶高程为5.50m。2＃隔堤作为先期实施的海堤，堤顶高程为7.00m。6.3基础处理比较根据本工程地质报告及参考本工程附近其他工程地质资料，堤基主要由淤泥和淤泥质土组成，这些土层为高压缩性土，抗剪强度低，灵敏度高、排水固结缓慢，工程地质条件差，为堤身抗滑稳定和沉降变形的主要控制层，须进行地基处理。海堤地基处理的常规的方法主要有塑料排水板法、爆炸挤淤法。塑料排水插板法石方用量相对较大，施工对环境影响较相对较大，但有对地基土扰动小、计算理论成熟、施工经验丰富、投资较小等优点。隔堤基础处理方案