日照豪迈码头港池布局对泥沙输移影响研究❋

王春玲， 武雅洁,2❋❋， 董启涛,3, 陈玉洁

(1.中国海洋大学工程学院，山东 青岛 266100； 2.中国海洋大学山东省海洋工程重点实验室，山东 青岛 266100；3.青岛市水利建设监理有限公司，山东 青岛 266071)

豪迈重工临港厂区运输码头位于山东省日照市日照经济开发区南部，紧靠日照港南面，工程海域为砂质海岸。豪迈重工临港厂区运输码头改造工程拟在现有的港池基础上确定不同防波堤开口方向及航道规划下港池和航道回淤情况，而泥沙淤积问题一直是影响通航能力和投资建设的关键因素[1]，因此建立工程区域潮流泥沙的数学模型是必要的。中国学者对码头附近潮流特性和泥沙输移作了一些研究工作。成积禧等分析研究了日照港水域水动力及港区回淤情况[2]；胡金春等针对石臼湾研究当地泥沙输移情况，为港池、航道的冲淤计算提供依据[3]。

MIKE21是丹麦水力学研究所研发的二维数学模拟软件，应用于河口、海湾以及海洋近岸区域的水流及水环境的数值模拟[4]，可为工程应用、海岸及规划提供完备、有效的设计条件和参数[5]。该软件已在国内外工程中得到广泛应用，如：南水北调工程[6]、三峡库区排污数值模拟[7]、维斯瓦河盐度分析[8]、法国瓦河地貌变化分析[9]等。MIKE21FM是一个基于三角形不规则网格的数值模拟工具[10]，由于其网格的灵活性，在地形较为复杂的区域具有较好优势，例如模拟岸线弯曲的情况[11]，也可在研究的重点区域局部网格加密，计算结果可信，后处理功能强大。

本文以豪迈重工临港厂区运输码头改造工程为背景，建立潮流与波浪耦合作用下的泥沙冲淤数值模型，分析码头在不同规划方案下水动力环境以及泥沙冲淤情况，探索港池布局对周边海域流场及泥沙输移的影响情况，为后续开展工程规划和设计提供科学依据。

1 模型介绍与设置

1.1 控制方程与定解条件

1.1.1 控制方程 本文基于MIKE21/3 Integrated Model建立潮流和波浪耦合作用下的泥沙输移数值模型，其子模块在空间上采用有限体积法进行离散计算，在时间上采用显性欧拉法进行离散计算，控制方程[12]如下：

二维深度平均浅水方程：

(1)

(2)

(3)

泥沙输移控制方程：

(4)

波作用守恒方程：

(5)

1.1.2 定解条件 初始条件：

(6)

边界条件：对开边界，采用预报潮位条件；对水陆边界，采用法向流速为零条件；对潮滩区，采用干湿边界处理。

1.2 模型建立与参数设置

1.2.1 计算范围和网格设置 本文所建立的数值模型计算域范围如图1所示，地理位置为119°24′E～119°37′12″E，35°13′48″N～35°24′36″N之间，计算区域东西宽约20.46 km，南北长约19.8 km。为了能较好拟合地形边界，模型采用非结构三角形网格，同时为了更清楚地了解工程区域所在区域的水动力条件，工程区域进行局部加密，见图2。工程区域最小网格边长约为16 m，最大网格边长约为988 m。

1.2.2 模型开边界输入 潮流模型的开边界条件为MIKE21软件包自带的用户自定义导出的潮位过程，用户自定义所需的参数包括潮汐的分潮、振幅和迟角，模型考虑4个主要分潮K1,M2,O1,S2，调和常数从NAO.99b tidal prediction system提取，该潮汐模型是日本国立天文台 Matsumoto 等基于二维非线性浅水方程，采用Blending方法同化日本和韩国沿岸验潮站和5年的 T/P 卫星测高资料建立的全球以及日本周边局部海洋潮汐模型，其分辨率为1/12(°)[13]。开边界潮位由下式输入计算：

(7)

式中：η为平均海平面；m为分潮总数；Ri为分潮振幅；σi为第i个分潮角速度；θi为第i个分潮相位滞后；θi0为第i个分潮从某年、月、日子夜零时算起的相角。

1.2.3 相关参数的选取 滩地采用干湿边界控制滩地涨落潮期间的出露和淹没，分别取值hdry=0.005 m，hflood=0.05 m，hwet=0.1 m。底床糙率通过曼宁系数进行控制，本次曼宁值取M=58m1/3/s。水平涡动粘滞系数采用考虑亚尺度网格效应的Smagorinsky formulation进行计算。波浪采用常浪向SSE向作为涌浪驱动条件。波流共同作用下计算所得输沙率，是基于泥沙输移表线性插值的结果[14]。

2 水动力模型验证

2.1 数据来源

潮流场数值模型采用计算区域2个海流测站的水深、潮流流速和流向的实测资料对模型进行验证(具体验潮点位置见图3)。为了深入研究日照豪迈重工临港厂区运输码头附近海域的水动力环境，中国海洋大学于2015年9月30日9时—10月1日10时在项目所处海域进行了大潮期多船同步水文观测，于2015年10月5日8时—6日9时进行小潮期多船同步水文观测。

图1 大海域计算范围及网格设置图Fig.1 Computational domain and grid of large sea area

图2 局部海域网格设置图Fig.2 Computationalgrid of local sea area

图3 验潮点站位图Fig.3 Position of tide station

2.2 水深验证

由工程区域水深验证结果可以看出，两测站大小潮潮期水深模拟值与实测值拟合较好(见图4、5)。

2.3 流速和流向验证

由工程区域流速和流向验证结果可以看出，两测站大小潮潮期潮流流速、流向模拟值与实测值拟合较好(见图6～9)。

因此，本文基于MIKE21FM建立的潮流场数值模型计算结果能够较好地反映豪迈重工临港厂区运输码头周围海域潮流水动力过程和运动特征，再现该海域的流场情况。由此可知，本文所建立的数值模型和边界设置合理，可以作为豪迈重工临港厂区运输码头不同改造方案下水动力和冲淤环境影响预测及评价的基础。

3 潮流场数值模拟及分析

根据工程设计方案，建立不同改造方案下工程建成后周边海域潮流场数值模型，港池不同改造方案如表1、图10所示，其中在航道处进行局部网格加密。由此得到不同工况下涨落潮潮流场如图11～13所示。

图4 大潮期间水深验证Fig.4 Verification of total water depthduring the spring tide

图5 小潮期间水深验证Fig.5 Verification of total water depth during the neap tide

图6 大潮期间流速验证Fig.6 Verification of current speed during the spring tide

图7 大潮期间流向验证Fig.7 Verification of current direction during the spring tide

从图11可知港池西南向开口工况下，涨急时刻,受防波堤及港池开口方向的影响，水流结构改变，潮流进入港池后分流，分别形成方向相反的环流；落急时刻，潮流流速略有减小且流速等值线向岸推进，堤头处流线受到挤压，可能导致港池口门处冲刷。从图12可知港池东南向开口工况下，涨急时刻，由于堤头挑流作用，潮流进入港池后靠岸一侧形成逆时针作用，外侧则形成了顺时针环流，流速较小；落急时刻，潮流形成一个较大的逆时针环流，流速略有减小。从图13可知为港池西南向开口工况下，涨急时刻，堤头处流速可达0.35 m/s,在港池口门处形成一个较大的顺时针环流；落急时刻，流速等值线向岸推进，流速较小，口门处易受冲刷。

图8 小潮期间流速验证Fig.8 Verification of current speed during the neap tide

图9 小潮期间流向验证Fig.9 Verification of current direction during the neap tide

不同工况下涨潮时港池内流速普遍介于0.05～0.30 m/s，落潮时港池内流速普遍介于0.04～0.20 m/s, 港池内均有环流形成，近工程区潮流呈现沿堤流特性，由于工程区水深条件好，工程改造后地形变化小，因此不同改造方案的工程建设对潮流场的影响微弱。

表1 港池不同改造方案Table 1 Different reconstruction schemes of harbor

图10 港池开口示意图Fig.10 Schematic diagram of the opening of the harbor basin

图11 方案1工程海域潮流场

图 12 方案2工程海域潮流场Fig.12 Tidal current fields of Scheme 2 in the engineering area

图13 方案3工程海域潮流场

4 泥沙冲淤数值模拟及分析

对工程区域沉积物取样分析发现，该地为砂质海岸。波浪是构成近岸泥沙运动的主要原因[15]，"波浪掀沙，潮流输沙"是波流耦合作用下的近岸泥沙运动机制，马福喜等研究表明波流耦合作用悬沙浓度场比无浪情况下增加40%～100%[16]，波浪作用不可忽视。结合水深地形、工程地质、风资料，运用MIKE21/3 Integrated Models中Coupled Models FM模型模拟波流耦合作用下工程海域的冲淤演变。本文考虑潮流与SSE向波浪作用下的冲淤演变，其中水动力部分考虑风速为4.1 m/s的N向风，待波浪稳定后进行泥沙的数值模拟，港池不同开口方向冲淤数值模拟结果如图14所示。根据数值模拟结果采用Data Manager提取所需范围数据计算并分析得出结论：

图14(a)表明港池西南向开口工况下靠岸内部淤积明显，年最大淤积厚度可达0.95 m，港池中间有较弱淤积，年淤积厚度一般位于0.60 m内；左侧防波堤内冲刷明显，年最大冲刷厚度为0.91 m，港池口门和右侧防波堤内侧部分处于微冲刷状态，年冲刷厚度小于0.50 m，航道冲刷较大，年最大冲刷可达0.74 m。图14(b)表明港池东向开口工况下港池北侧淤积明显，年淤积厚度小于0.50 m，局部淤积年最大淤积厚度达0.93 m；两侧防波堤处主要处于冲刷状态，年最大冲刷厚度为0.73 m。图14(c)表明港池南向开口工况下港池内仅东侧角落淤积明显，年最大淤积厚度为0.90 m，年淤积厚度主要位于0.53 m以内；港池两侧防波堤存在局部冲刷，年冲刷厚度主要小于0.55 m，年最大冲刷厚度为0.76 m，航道冲刷程度较小。随着时间推移，泥沙输移达到平衡状态，预计冲淤幅度会越来越小。

图14 港池冲淤演变图Fig.14 Evolution of scouring anddeposition of the harbor

港池不同布置方案下泥沙输移存在差异，模拟过程中,在波流作用下，来流携带泥沙，近岸波浪紊动加强，在水动力较弱区域，离岸水流不能完全带走携带而来的泥沙，反之亦然。随着时间推移，泥沙输移会达到一个相对的、暂时的平衡状态[17]。港池内均存在局部冲淤不平衡情况，水流结构的变化即流速的不均匀性以及路径的特殊性是导致这种情况的主要原因[18]。防波堤口门流线受边界影响呈密集趋势，冲刷明显。

由此可知，港池西南向开口工况下港池内部冲淤程度均较南向和西南向开口大，而港池东南向开口最大冲刷厚度及落淤范围均较南向开口大，从通航情况分析可知南向开口工况冲刷程度略大于东南向开口。因此，港池南向开口工况略优于其它两种布置工况。

5 结论

日照豪迈重工临港厂区运输码头的地理位置、周边环境和泥沙特性等决定了港池周边泥沙输移的复杂性，本文基于MIKE21数值模拟工具建立了平面二维潮流、波浪和泥沙数值模型，并通过实测水深、潮流流速及流向对模型进行了验证，该数值模型能较好地模拟工程区域的流场情况，并运用其分析不同改造方案下的地形地貌冲淤演变情况。本文得出以下结论：

(1)潮流场遵循涨潮向西、落潮向东的往复流动，不同改造工况对工程区域潮流场影响微弱。潮流进入港池内水流结构改变，形成环流，防波堤堤头具有挑流作用，口门处流线收缩。

(2)港池开口方向对泥沙输移有较大影响，防波堤堤头处流线受边界影响呈密集趋势，流速增加，冲刷明显。潮流进入港池内，伴有输沙效果，涨潮时将泥沙带入港池，落潮时流速较小不易将泥沙带走，易在港池内落淤。波浪进入港池内，但进入港池的波浪并不多，伴有掀沙效果。

(3)波浪和潮流共同作用下的近岸海域泥沙输移，比纯潮流场作用复杂。虽然本文考虑常浪向SSE作用下的泥沙输移可满足要求，但由于只考虑波浪单向的作用，为此波流耦合下泥沙输移模型仍需进一步完善。

综上所述，由于工程规模较小，港池布局对近工程区域水动力条件影响甚微，对泥沙冲淤有所影响。本文从水动力和泥沙冲淤的角度分析了工程不同方案的影响情况，可为工程的规划和设计提供了技术依据，满足海洋工程的应用要求。