曹妃甸二期圍海造地工程取沙物理模型設(shè)計及驗證

徐 嘯，毛 寧，張 磊

(南京水利科學(xué)研究院，江蘇 南京 210024)

曹妃甸二期圍海造地工程取沙物理模型設(shè)計及驗證

徐 嘯，毛 寧，張 磊

(南京水利科學(xué)研究院，江蘇 南京 210024)

為解決曹妃甸首鋼圍海造地工程用沙問題，計劃在曹妃甸甸頭東側(cè)灘涂取沙，因關(guān)系到曹妃甸岸灘的穩(wěn)定性，擬通過波浪泥沙物理模型進(jìn)行試驗研究，探討取沙對岸灘向/離岸運(yùn)動的影響?；诤涌诤０段锢砟Ｐ拖嗨评碚摚接懥四Ｐ捅瘸叩拇_定方法及模型沙的選??；在缺乏合適驗證資料的情況下，通過三種途徑對物理模型的合理性和可靠性進(jìn)行驗證試驗，驗證試驗表明，本模型可將二維沙灘剖面特性研究成果應(yīng)用于三維條件。

曹妃甸；取沙；物理模型設(shè)計；驗證試驗；圍海造地；模型沙

圖1 曹妃甸首鋼圍海造地擬選取沙區(qū)及物理模型布置Fig.1 The model layout and the selected sand pits

首鋼京唐鋼鐵聯(lián)合有限責(zé)任公司圍海造地二期工程造地面積約10 km2，圍堤長度約15 km，吹填砂約4 000萬m3。設(shè)計單位擬在曹妃甸甸頭東側(cè)岸坡取沙，初步選定2#、4#及8#三個沙源區(qū)，位于底高程+1～-12 m左右范圍，底質(zhì)d50在0.10～0.20 mm,即取沙區(qū)為沙質(zhì)岸灘，如圖1所示。波浪是該海域主要動力因素。為了研究不同取沙方案實施后對曹妃甸岸灘穩(wěn)定性影響程度(即侵蝕程度)，在物理模型中需要模擬波浪條件下的泥沙向岸-離岸的輸移運(yùn)動?？紤]到曹妃甸灘、槽緊鄰的特點(diǎn)，物理模型還需滿足流場相似要求。

1 取沙工程物理模型簡介

如上所述，波浪作用是直接影響曹妃甸近岸岸灘穩(wěn)定性的主要動力條件，本研究重點(diǎn)是在曹妃甸特定自然條件下，各取沙方案的實施是否會對近岸岸灘造成較強(qiáng)的岸灘侵蝕，進(jìn)而影響曹妃甸岸灘的穩(wěn)定性；其次還需考慮是否會影響附近深槽即是否會發(fā)生較強(qiáng)的淤積。為此，在進(jìn)行物理模型設(shè)計時，主要考慮波浪相似(包括波浪近岸傳播變形相似、破碎波相似和波浪輸沙相似)，同時也要滿足潮汐水流相似。

1.1潮汐水流、泥沙運(yùn)動基本比尺關(guān)系

1.2波浪模型相似要求

波浪是導(dǎo)致沙質(zhì)岸灘近岸區(qū)(特別是破波區(qū))泥沙運(yùn)動的主要動力因素，根據(jù)本課題研究特點(diǎn)，在模型中應(yīng)保證波浪折射相似、破波形態(tài)相似、波浪掀沙、橫向輸沙相似等要求[2]。

1.2.1 波浪傳播運(yùn)動相似

1) 折射相似[3]

2) 破波形態(tài)相似[4]

3) 波動水質(zhì)點(diǎn)運(yùn)動速度相似

式中：λH為波高比尺，λL為波長比尺，λC為波速比尺，λT為波周期比尺，Um為床面最大波動速度。

1.2.2 波浪條件下泥沙運(yùn)動相似

1) 破波掀沙相似[5]

式中：λρ為流體密度比尺，λρs為泥沙顆粒密實容重比尺。

2) 碎波區(qū)內(nèi)岸灘剖面沖淤趨勢相似

根據(jù)Hattori & Kawamata公式[6]：

可導(dǎo)得波動條件下泥沙沉降速度比尺：

3) 波浪條件下泥沙運(yùn)動方式相似

1.3模型比尺及模型沙的選擇

1.3.1 水平比尺λl

根據(jù)場地條件及模型相似要求，經(jīng)過各方面因素綜合考慮，初步考慮模型水平比尺λl范圍為600～800。

1.3.2 垂直比尺λh

圖2 曹妃甸取沙區(qū)及測量斷面位置Fig.2 The selected sand pits and the measuring sections

從水流角度考慮，為滿足模型與原型流態(tài)相似，需要做成變態(tài)模型，由張友齡公式可以算得：當(dāng)λl=600時，λh≤116；當(dāng)λl=800時，λh≤143。

為滿足波浪傳播相似，需考慮表面張力相似要求，據(jù)研究，模型中波高不小于2 cm，周期不小于0.35 s，即可避免表面張力引起波浪衰減。

首鋼二期圍海工程計劃取沙區(qū)附近近岸灘坡度為1/250～1/500(見圖2及表1)，在實驗室條件下進(jìn)行如此平緩的坡度正態(tài)或小變率模型的試驗幾乎不可能，因為過分平緩的坡度會使波浪迅速衰減，也就無法保證波浪形態(tài)相似及破碎位置相似。結(jié)合現(xiàn)場波浪條件及以往試驗工作的經(jīng)驗，初步確定水平比尺λl=720，垂直比尺λh=120，即變率為6.0。模型布置情況見圖1。

表1 取沙區(qū)附近部分?jǐn)嗝?～15 m等深線范圍內(nèi)岸灘平均坡度Tab.1 The mean slope of some sections in 0～15 m bathymetric range near the sand pit

1.3.3 波高及波長比尺

1.3.4 模型沙的選擇

考慮到本項目重點(diǎn)研究近岸區(qū)，特別是破波區(qū)岸灘沖淤變化，根據(jù)這一特點(diǎn)和要求，在選擇模型沙時需分別考慮以下相似要求：

如前所述，主要研究區(qū)域位于+1～-10 m水深范圍；d50=0.10～0.20 mm,下面按dp=0.15 mm考慮，應(yīng)用以上相似關(guān)系式(6)、(7)來估算模型沙粒徑范圍，計算結(jié)果見表2。

表中按沉降相似要求λω=λuλH/λl算得λω，然后應(yīng)用武漢水院統(tǒng)一沉速公式計算不同容重泥沙的對應(yīng)粒徑[1]。

參考以上計算結(jié)果和以往波浪動床模型經(jīng)驗，模型中可采用顆粒密實容重γs=1.33 g/cm3，中徑d50=0.27 mm的煤粉作模型沙，這種規(guī)格煤粉干容重γo=0.7 g/cm3，沉速ω=0.86 cm/s。需要說明，個別組次曾采用天然沙(d50=0.12 mm)進(jìn)行比較試驗，后發(fā)現(xiàn)本次研究區(qū)域水深較大，大部分在破波區(qū)外，采用天然沙難以滿足泥沙起動相似要求，為此本文未予介紹。

表2 不同容重模型沙計算結(jié)果(dp=0.15 mm)Tab.2 Calculation results of different bulk density model sand(dp=0.15 mm)

1.3.5 含沙濃度比尺λs和沖淤時間比尺λt2

根據(jù)以上選沙結(jié)果及有關(guān)比尺,可得：

正如文獻(xiàn)[1]所指出，由于實際輸沙涉及因素十分復(fù)雜，不宜單純依據(jù)計算值來確定λt2，需要根據(jù)地形演變相似來確定λt2。物理模型主要比尺列于表3、表4。

表3 主要比尺情況Tab.3 Main scales

表4 泥沙比尺情況Tab.4 Sediment transport scales

2 關(guān)于模型變率的討論[2]

模型幾何變率不等于波浪變率，兩者可采用不同的變率。

在模擬寬淺的海域時，整體模型需按幾何變態(tài)設(shè)計和制作，否則無法進(jìn)行縮尺模型模擬。而一般沙質(zhì)岸灘坡度為1/15～1/50，由于床面坡度較陡，床面阻力損耗與波浪紊動損耗相比是次一級的，因此常采用幾何正態(tài)模型或變率較小的變態(tài)模型。

圖3為幾何正態(tài)模型中波浪自-15 m等深線向岸傳播時波浪衰減情況，計算初始波高H=1.2 m，波周期T=5.0 s，岸灘坡度按1/300考慮；可以看出，波浪沿程衰減十分迅速，很難保證破碎相似。圖4為幾何變態(tài)模型中波高沿程衰減情況，計算時水平比尺λI=720，垂直比尺分別考慮為720、360、240、120及80?？梢钥闯觯怪北瘸擀薶=120時，基本可以保證近岸區(qū)波高衰減不到10%，而且試驗波周期也基本可以滿足生波機(jī)要求。

要解決上述問題只有二種選擇，一是采用小比尺正態(tài)模型，要求模型做得很大，可能喪失縮尺模型的基本優(yōu)點(diǎn)。另一選擇就是采用幾何變態(tài)模型，但模型中波浪是正態(tài)或接近正態(tài)。這時根據(jù)需要滿足折射相似(取λL=λH)或繞射相似(λL=λl)。在動床模型情況下，如研究區(qū)域不位于波影區(qū)，折射相似一般更重要。

圖3 幾何正態(tài)模型中波高沿程衰減情況(Hp=1.2 m，TP=5 s，床面坡度1∶300，初始水深15 m)Fig.3 The wave height attenuation along the wave direction in an undistorted model

圖4 幾何變態(tài)模型中波高沿程衰減情況(Hp=1.2 m，TP=5 s，床面坡度1∶300，初始水深15 m)Fig.4 The wave height attenuation along the wave direction in a distorted model

3 驗證試驗

為了掌握曹妃甸甸頭附近岸坡取沙對岸灘穩(wěn)定性的影響，需要在整體模型中模擬波動條件下泥沙向岸-離岸運(yùn)動，在這方面可以借鑒的經(jīng)驗和成果很少,同時工程現(xiàn)場適合物理模型驗證的資料也不多，而這時選擇和進(jìn)行合適可靠的驗證試驗直接關(guān)系到物理模型的可靠性。經(jīng)過對曹妃甸現(xiàn)場資料和泥沙運(yùn)動機(jī)理的反復(fù)研究，決定在物理模型中進(jìn)行以下三方面的驗證試驗：

1)擬選沙源區(qū)試挖槽回淤試驗與理論結(jié)果的比較驗證以確定時間比尺。

2)擬選沙源區(qū)平衡剖面特性的驗證試驗。

3)擬選沙源區(qū)岸坡2003～2005年實際沖淤變化驗證試驗。

3.1物理模型中試挖槽回淤驗證

根據(jù)劉家駒研究，只要海岸泥沙運(yùn)動屬于懸移質(zhì)運(yùn)動，用于淤泥質(zhì)海岸航道的淤積計算式也可用于粉沙淤泥質(zhì)海岸，計算航道破波區(qū)淤積問題[5]。

為此，在模型中布置試挖槽，測量大浪過程后挖槽內(nèi)的淤積，再與理論公式計算結(jié)果進(jìn)行比較，以檢驗和修正模型中泥沙沖淤時間比尺。

劉家駒泥沙回淤計算關(guān)系式為：

其次，在得到移動IoT設(shè)備分簇列表后，則需要計算K個UAV的最優(yōu)布署坐標(biāo)，最小化大規(guī)模移動異構(gòu)物聯(lián)網(wǎng)的通信功率.由式(2)、(6)可得，

模型中試挖槽橫穿2#、4#、8#沙源區(qū)，從-15 m到+1 m垂直等深線布置，挖槽寬150 m，深5 m(見圖5)。

“大浪”作用兩天后的理論關(guān)系式計算回淤厚度，與模型試驗?zāi)嗌郴赜俸穸鹊谋容^結(jié)果見圖6。由圖可以看出，在破波區(qū)范圍試驗結(jié)果與計算結(jié)果相當(dāng)一致；深水區(qū)計算值明顯偏小。分析認(rèn)為，深水區(qū)計算值偏小的原因是在沙質(zhì)床面條件下，深水區(qū)挖槽中有一定的底沙回淤量，而理論關(guān)系式只考慮懸沙回淤。

以上試驗表明，模型可以較好地模擬現(xiàn)場波浪作用下的泥沙運(yùn)動，最后確定以煤粉為模型沙的泥沙沖淤時間比尺為λt2煤=400。

圖5 試挖槽布置情況Fig.5 Trial tunnel layout

圖6 大浪作用后試挖槽泥沙回淤分布與理論計算值比較Fig.6 The siltation distribution in a trial tunnel (the test results compared with theoretical value after high wave impact)

3.2擬選沙源區(qū)剖面特征的驗證試驗

由Hattori & Kawamata[2]，即：

根據(jù)擬選沙源區(qū)各處岸灘地形特點(diǎn)岸灘坡度(tgβ)和泥沙條件(ω)，代入Hattori & Kawamata判數(shù)關(guān)系式，可以算得擬選沙源區(qū)對應(yīng)于不同剖面形態(tài)的“特征波高(H0)”，將之換算為模型試驗波要素。在物理模型中按照這些波要素進(jìn)行試驗，驗證沙源區(qū)岸灘剖面特征是否符合上述規(guī)律，以便從另一個角度證明模型的合理性。

將擬選沙源區(qū)岸灘參數(shù)，代入Hattori等判別式，可得沙源區(qū)西(D)、中(E)、東(F)三個斷面處對應(yīng)于典型剖面的特征波高，列于表5。

由表5可以看出，位于沙源區(qū)西側(cè)的1#(D)斷面處，當(dāng)波高大于1.2 m(模型中為1.4 cm)，即可能發(fā)生侵蝕。從泥沙起動條件看，物理模型中波高小于1.4 cm后，深水區(qū)泥沙即不能起動，因此，更小的波浪沒有實際意義。

位于沙源區(qū)中間的3#(E)斷面處，當(dāng)深水波高為2.0 m時，將呈現(xiàn)“過渡型”剖面特征；當(dāng)深水波高大于2.7 m時，將呈現(xiàn)“侵蝕型”剖面特征。

表5 沙源區(qū)各斷面處剖面特征波高Tab.5 The characteristic wave height in each cross-section in sand-taking area

而位于沙源區(qū)東側(cè)的4#(F)斷面處，當(dāng)深水波高小于2.7 m時，將呈“淤積型”剖面特征；當(dāng)深水波高為4.3 m，呈“過渡型”剖面特征；當(dāng)深水波高大于6.2 m時，才呈現(xiàn)“侵蝕型”剖面特征。

在模型中分別進(jìn)行了深水波高1.2、2.2和4.3 m的波浪泥沙動床試驗。

試驗表明，在深水波高1.2 m的小浪條件下，1#(D)斷面近岸區(qū)依然發(fā)生侵蝕，符合“侵蝕型”岸灘剖面特征；3#(E)斷面近岸區(qū)發(fā)生淤積，也完全符合“淤積型”剖面特征；4#(F)斷面床面坡度平緩， 小浪在向岸行進(jìn)過程中沿程減弱，對近岸區(qū)泥沙的作用已十分微弱，床面已看不出明顯變化。

圖7為深水波高2.2 m的中浪條件下岸灘沖淤趨勢。可以看出，此時1#(D)斷面近岸區(qū)發(fā)生較強(qiáng)侵蝕，為典型“侵蝕型”剖面；3#(E)斷面近岸區(qū)有淤有沖，基本屬于“微淤型”(Ⅲ-1型)剖面特征；在2.2 m波浪條件下，4#(F)斷面呈現(xiàn)為典型的“淤積型”剖面特征。

圖7 深水波高2.2 m條件下沙源區(qū)3個主要斷面處沖淤趨勢Fig.7 The erosion trends of 3 main sections in sand-taking region under deep water wave height of 2.2 m

深水波高4.3 m的大浪條件下，1#(D)斷面近岸2 500 m范圍均發(fā)生較強(qiáng)侵蝕，為“侵蝕型”剖面；3#(E)斷面上在-6 m水深處形成較大“沙壩(Bar)”，為典型的“Bar型剖面”，即“侵蝕型”剖面；最后，4#(F)斷面近岸區(qū)有淤有沖，基本呈“過渡型”剖面特征。

以上驗證試驗結(jié)果分析表明，本波浪泥沙動床模型，較好地符合岸灘特征剖面理論，可以保證不同波浪條件下，岸灘沖淤趨勢的可靠性和合理性。

3.3擬選沙源區(qū)岸坡2003～2005年地形沖淤變化驗證

對已有地形測圖整理比較后發(fā)現(xiàn)，2003年5月和2005年7月測圖《沙源調(diào)查水深》有部分范圍重疊，為動床模型驗證提供了難得的擬選沙源區(qū)近期實測地形變化資料。

兩次測圖的間隔時間約2年，由于缺乏2003年～2005年曹妃甸海域波浪資料，根據(jù)1996年、1997年和1999年曹妃甸波浪資料統(tǒng)計出工程海域海向來浪年內(nèi)分布情況。具體試驗波浪要素見表6。現(xiàn)場0.6 m以下的波浪對泥沙運(yùn)動作用很小，模型中0.4 cm的波浪對模型沙運(yùn)動作用也很小，而且波高0.4 cm的波浪在模型試驗中也很難實現(xiàn)，為此只考慮現(xiàn)場波高0.6 m以上波浪作用。

表6 模型試驗波要素Tab.6 The wave elements in model experiments

由于兩次測圖范圍的局限性，模型中只能驗證3條斷面(見圖8)，驗證部分結(jié)果見圖9。模型沖淤趨勢及量級和現(xiàn)場實測資料基本一致，個別區(qū)域沖淤差別稍大，總體上，驗證結(jié)果良好。

圖8 水深對比斷面Fig.8 Water depth comparison

圖9 03-05A斷面地形驗證結(jié)果Fig.9 The results of 03-05A section terrain verification

4 結(jié) 語

1)首鋼造陸取沙區(qū)域位于曹妃甸甸頭東側(cè)，由于取沙范圍大，可以預(yù)測在擬定區(qū)域取沙后將改變近岸波浪動力條件，由此可能影響附近岸灘和堤坊的穩(wěn)定性，因此研究是必要的。

2)取沙區(qū)底質(zhì)為d50=0.10～0.20 mm沙質(zhì)，有2大特點(diǎn)：①取沙區(qū)岸灘等深線基本與主控浪向垂直，因此，泥沙運(yùn)動以向、離岸運(yùn)動為主；②擬取沙區(qū)坡度變化大，約1∶50～1∶500，三類波浪作用下泥沙向、離岸運(yùn)動均會發(fā)生。在兼顧潮流、波浪動力及相應(yīng)動力條件下泥沙相似的變態(tài)模型模擬難度非常大。

3)從以上技術(shù)特點(diǎn)和難點(diǎn)出發(fā)，研究首先基于正、變態(tài)物理模擬波浪折射的摩阻損耗所導(dǎo)致的相似和不相似性，進(jìn)行了不同坡度岸灘的正態(tài)、變態(tài)模型波浪傳播情況的比較，得到在一定比尺條件下，變態(tài)模型更易滿足折射相似的結(jié)論。其次，使用三重驗證：①劉家駒航槽回淤公式與試驗比較；②根據(jù)Hattori判別式對擬取沙區(qū)進(jìn)行不同波要素驗證試驗；③用2003～2005年實測地形變化進(jìn)行地形驗證試驗。證明了在λl=720、λh=120比尺條件下完全可以將二維沙灘剖面特性研究成果應(yīng)用于三維條件。

[1] 武漢水利電力學(xué)院.河流泥沙工程學(xué)(下)[M].北京: 水利出版社,1982.(Wuhan University of Hydraulic and Electrical Engineering.River sedimentation engineering[M].Beijing: China Water & Power Press,1982.(in Chinese))

[2] 徐嘯.波流共同作用下渾水動床整體模型的比尺設(shè)計及模型沙選擇[J].泥沙研究,1998(2):17-25.(XU Xiao.Scale design and model material selection for a turbid movable bed model under simultaneous actions of wave and current[J].Journal of Sediment Research,1998(2): 17-25.(in Chinese))

[3] 河海大學(xué).海岸動力學(xué)[M].北京:交通出版社,1980.(Hohai University.Coastal dynamics[M].Beijing: China Communications Press,1980.(in Chinese))

[4] BATTJES J A.Surf similarity[C]//Proceedings of the 14th Conf.CEC..1978:218-222.

[5] 劉家駒.海岸泥沙運(yùn)動研究及應(yīng)用[M].北京：海洋出版社，2009.(LIU Jiaju.The study and application of coastal sediment movement[M].Beijing: China Ocean Press，2009.(in Chinese))

[6] HATTORI M,KAWAMATA R.Onshore-offshore trandport and beach profile changes[C]//Proceedings of the 17th CEC..1980.

[7] ENGELUND F.Turbulent energy and suspended load[R].Coastal Eng.Lab.,Tech.Univ.of Denmark,1965.

Hydraulic model design and reliability analysis for sand excavation in Caofeidian

XU Xiao,MAO Ning,ZHANG Lei

(Nanjing Hydraulic Research Institute,Nanjing 210024,China)

Sand excavation will be conducted on the east of Caofeidian east intertidal zone for Shougang Group,related to the stability of Caofeidian shore.A hydraulic model experiment has been carried out on the sand movement under waves off the beach,and the impact of the sand excavation analyzed,especially,the offshore transport of sand.Three methods are used for reliability analysis.The use of sediment 2-D motion of beach for 3-D is creative.

Caofeidian; sand excavation; hydraulic model design; verification test; coastal reclamation; model sand

TV148

A

10.16483/j.issn.1005-9865.2017.05.008

1005-9865(2017)05-0071-08

2017-02-28

徐 嘯(1943-)，男，江蘇淮安人，教授級高級工程師，主要從事海洋工程泥沙的研究。E-mail：xxu1943@163.com

毛 寧。E-mail：nnao@nhri.cn