涌浪控制下电站近岸取水淤积风险分析

谭忠华，张亚敬*，陈汉宝，李伟迁，2

（1.交通运输部天津水运工程科学研究院，港口水工建筑技术国家工程实验室，工程泥沙交通行业重点实验室，天津 300456；2.河海大学港口海岸与近海工程学院，江苏 南京 210098）

滨海电厂的冷却水一般取自海洋，温水排入海洋。海洋中的泥沙面临在波浪、潮流等作用下冲刷和淤积，而泥沙的淤积会对电厂的取水口产生影响。因此保证滨海电厂取水口在复杂的海洋水动力条件下安全可靠地取水，是设计的重要环节之一。辜伟芳等[1]通过建立工程海域平面二维水动力和温排水输运数学模型，提出了往复潮流海域取排水口差位式布置的建议最小距离，即取水口应布置在温排水对流扩散的小潮高温水集聚影响范围外，以减小热回归影响和温排水对取水温升的影响，从而减小对电厂机组冷却效率的影响。苗青等[2]对某滨海电厂开展了波浪泥沙物理模型试验，分析了电厂取排水口、港池、航道在常年浪及台风浪作用下的泥沙淤积情况，从泥沙角度验证海港工程布置和取排水工程布置的合理性，为工程设计提供了依据。黄卫东等[3]通过总结近年来长江沿岸电厂取、排水口工程的模型试验研究成果，提出管道内的临界不淤流速和起动流速等。张绪进等[4]通过物理模型试验，分析了天然情况下和小南海建成后江津电厂取水口河段泥沙淤积及分布情况以及泥沙淤积对取水口的影响。卓飞[5]研究了核电厂取水口在不同波流条件作用效果以及工程布置对海域流场影响效果。谭忠华等[6]利用数学模型对某电厂的取排水布置进行了模拟。李荣辉等[7]在现场实测资料及模型试验成果基础上，研究了电厂取水工程附近水域水力条件及其流态，结合仪器数值分析及河床演变理论，分析来水条件对泥沙沉降和淤积的影响，计算取水口附近泥沙淤积量。张世宝等[8]通过模型试验，提出了合理的排水口布置形式，并对其进行了优化。同时，研究了电厂排水对厂区附近局部水域环境温升和对环境流场的影响。韩根锁[9]对电厂取水防沙问题进行了研究，对于合理划分电厂功能区具有重要的现实意义。

本项目为印度尼西亚S2P公司2×300 MW电厂配套工程，工程包括码头及泊位、防波堤、取排水口等。工程位于印尼爪洼岛Cilacap市东侧，距离市区约10 km。工程海域直接面对印度洋，外海长周期波浪特征明显，工程使用至今，防波堤护面块体毁损显著、取水口泥沙淤积严重等问题日趋突出，因此在前期科研分析的基础上，分析港区冲淤现状掌握冲淤机理，并针对取水明渠、港池及航道淤积问题，利用物理模型试验手段分析预测防波堤工程实施后的泥沙运动与冲淤情况，检验工程平面布置的合理性，并为解决和减轻泥沙淤积的工程措施等提供科学依据。

1 工程区水文泥沙条件

1.1 潮流

根据Gadjah Mada Team（2007）的实测资料统计，大、小潮流速均小于0.5 m/s，且实测期间波浪较为平静，其中高潮期的表层流速变化较为突然。另外，Puslitbang Air（BCEOM，1993）对近岸Tipar河口实测表明，近岸潮流流速范围在0.1～0.35 m/s之间（-10 m水深处）。

1.2 波浪

工程外海常浪向为SSW向，波浪主要集中在SE—SSW向之间，外海波浪在向近岸传播的过程中，由于水深大，折射作用明显，尤其在近岸浅水区折射作用更为显著。根据数值模拟结果，外海SE—SSE—S—SSW向波浪传至工程附近，主要浪向变为SSE和S向。据当地渔民描述和印尼国家气象站波浪预报资料，可知雨季波浪较小，旱季7、8月份为大浪期，最大波高可达4～5 m左右。2010年1月现场踏勘期间，波况恶劣，平均波高可达3～4 m，近岸破波带显著且宽广，该波况为本区常见情况，反映了本区波浪动力较强的特征。

根据荷兰KNMI网站波浪预报资料，分析工程区外海（距工程约50 km）波浪条件，波高平均值为2.72 m，周期平均值为13.64 s。

根据实测短期（2010-01— 2010-02）波浪资料（测站位于-20 m等深线处，测点坐标为7°43′35.23″S，109°8′10.47″E）统计可知，1 月份观测波浪有效波高在0.28～2.48 m之间，平均为1.11 m；有效波周期5.3～23.8 s，平均为11.57 s；2月份观测波浪有效波高在0.49～2.80 m之间，平均为1.35 m；有效波周期4.5～22.4 s，平均为11.8 s。

1.3 泥沙

2010年4月现场踏勘期间，对工程海域进行了水体含沙量的测定，共计测点16个。实测中，沿Serayu河口及其两侧水域布置了14个测点，实测含沙量取样位置见图1。

每个测站垂向分为3层（0.2H、0.6H和0.8H，H为水深）。各测站垂线平均含沙量为0.004～0.932 kg/m3，呈现出自河口向外逐渐减轻的趋势。含沙量垂向分布上，表现为底层普遍高于表层，而个别点也表现为中层略大于底层，整体上呈现自表层向底部的递增趋势，最大值为1.84 kg/m3。另外，近岸破波带内受较强波浪动力影响，水体挟沙力显著增强，含沙量剧增，实测破波带内的最大含沙量可至10 kg/m3以上，一般也在0.8～0.9 kg/m3。

图1 实测含沙量取样位置Fig.1 Measured sediment concentration sampling position

1.4 底质分布特征

2010年4月现场取样共计124个，其中港区水域样品95个，电站东、西侧岸滩为29个。根据室内颗粒分析结果，包含黏土质粉砂（YT）、粉砂质砂（TS）、砂质粉砂（ST）、细砂（FS）、中砂（MS）和粗砂（CS），全部样品的中值粒径在0.005～0.729 mm之间，而且以砂质粉砂为主；各样品中砂的平均含量占72.7%，粉砂含量平均为19.9%，而黏土含量仅占7.8%，表明本海区沉积物含量以砂为主。

从空间分布上看，岸滩附近多为细砂，而港区附近及其以深区域多为粉砂质砂和黏土质粉砂，东侧Serayu河口则多为颗粒相对较粗的中砂、粗砂为主。而从粒径分布上，以河口逐渐向外海递减趋势，较粗颗粒集中于Serayu河口两侧，并呈现近岸向外海深水逐渐递减的分布趋势。近岸滩的分选系数在1.0以上，分选差，而工程及以深水域分选系数均小于0.35，分选极好。

2 泥沙淤积机理分析

根据前期岸滩演变和淤积计算分析结论，S2P电站港区以及本工程所在岸滩均较平缓，以缓滩坡为特征，表现为消散型海滩，正对Serayu河口的水陆交界处岸滩遭受波浪作用显著，出现明显的侵蚀痕迹，并形成齿状陡崖，反映了横向波浪的长期控制结果。侵蚀流失的泥沙随波、流动力共同作用，输移在河口外侧水域，受径流区扩散、流速减弱的影响，泥沙将主要受波浪作用，近岸受外海传播折射影响，至近岸以向岸波为主，因此受其作用，泥沙呈现往复的输移，形成横向输沙运动。

这部分泥沙随着横向作用，时时会影响到港区口门，受横向浪的推移，几乎没有掩护的取水明渠成为了泥沙向岸运动的最终归宿，由于东防波堤难以对取水口形成有效遮蔽，因此运移至港区附近的泥沙可随波浪横向移动，经口门传至取水渠和港池。

同时，从实测资料对比，含沙量自河口出来后迅速衰减（可降至0.01 kg/m3以下），且港区口门有限的悬沙浓度很难与取水明渠内和港池内较强的淤积程度相联系，从取水口与港池内的淤积沉积物样品粒径与组成上看，也非悬沙所致，但与周边近岸底质相近，因此可进一步判断淤积体主要来源于周边近岸的泥沙输移，而悬移质不是主要构成部分。从淤积分布与淤积物组成看，S2P电站港区（包括取水口）的冲淤变形主要是由于建港后引起的海床动力环境（波、流）发生改变、从而导致的不平衡输沙引起的，即推移质输沙造成的冲淤。另外，电站常年取水的工作状态也对取水渠内的泥沙淤积起到一定作用。同时，较强动力下的破碎带内活跃的底砂，也被沿岸流带动而输移，构成了近岸泥沙运动的另一个组成部分。

3 动床模型设计

3.1 模型设计准则

本文应用物理模型试验的主要目的是检验本区泥沙冲淤的机理分析，复演造成S2P电站港区淤积的动力条件，并针对防波堤工程的平面布置方案，得到港区淤积分布和淤积量，为方案的确定和实施后的维护量提供参考依据。根据淤积性质和动力特点，本物理模型需要满足波浪运动相似和波浪作用下泥沙运动相似等要求，具体相似条件如下：

1）波浪运动相似。传播速度相似、折射相似、绕射相似、反射相似、波浪破碎相似。

2）波浪泥沙运动相似。泥沙运动相似、冲淤部位相似、破波掀沙相似。

3.2 模型比尺及选沙

根据场地条件及波浪试验相关要求，模型按重力相似准则设计，确定模型水平比尺120，考虑波浪泥沙试验中尽量减少波浪变态的影响变率应尽量小，因此选取垂直比尺60，此时变率为2。

模型沙的选择是动床物理模型设计的关键。首先按泥沙起动相似要求，由主要研究区域现场底质中值粒径统计，计算出不同容重模型沙的粒径。然后根据冲淤部位相似的要求算得沉速比尺λω，再由原水利电力部规范推荐的泥沙沉速公式（Stokes公式）计算出对应于不同容重模型沙的粒径。最后根据两方面计算结果的比较，确定模型沙的种类和粒径。本模型将选择电木粉作为模型砂，粒径比尺取平均为1.0。模拟范围见图2，试验布置图见图3。

图2 模拟范围示意图Fig.2 Schematic diagram of the simulation range

图3 物模试验布置图Fig.3 Physical model test layout

4 试验结果与分析

4.1 动床验证试验

现状条件下的S2P电厂港内沉积落淤物质来源主要来自近岸推移质在波流动力下向港内传递-落淤的输移趋势，由此也与水体表、中层悬沙含量普遍较低相吻合，即反映了本地区较为特殊的淤积形势，即悬沙落淤的比重较少，而推移质底砂是构成淤积的主体，河流的直接影响相对有限。

基于上述分析，验证试验中考虑了水位变化以模拟港池纳潮动力，以此实现波浪作用下底砂推移质向港内输移的动力，即复演波浪动力掀动底部泥沙、水位变化引起的涨潮水流促成泥沙向港内扩散落淤的过程。由前文分析可知，取水明渠年输沙量约16万m3，即原型输沙率为18.3 m3/h。在模型中，经反复试验和调整波浪动力，最后满足港池冲淤分布相似的同时（淤积强度的几何相似关系，即满足λL=60），得到取水明渠内的单位时间内的输沙量约为1.43×10-3m3/h，进而计算得到沿岸输沙量比尺为：

进而，代入式（2）可计算得到床面冲淤变形相似的冲淤时间比尺为：

式中：（QT）P原型输沙量；（QT）m模型输沙量；λt0冲淤时间比尺；λγ0泥沙干容重比尺；λL平面比尺；λh垂直比尺。

上述结果表明，模型中64.8 h相当于原型中1 a，在进行模型试验时为偏于安全考虑，实际取值为65 h。

物理模型复演了S2P电站港池和取水明渠内的淤积情况，并与原型实测情况进行了对比（见图4与图5），从淤积形态和分布趋势上两者较为接近，同时淤积强度的量值上也接近比尺相似关系（λh=60）。结合上述分析，表明动力条件及模型沙的选择合理，验证试验结果较为理想。

针对港池沿轴线布置了7个断面，对比模型与原型的相似性，结果中各断面冲淤趋势与原型是吻合的，而淤积厚度最大误差为42%（平均也在±10%左右），这对动床试验而言是合理的，满足了进一步进行方案试验的要求。

图4 原型港池冲淤分布趋势图Fig.4 Distribution trend of the erosion and deposition of the prototype port

图5 模型港池冲淤分布趋势图Fig.5 Distribution trend of erosion and deposition in the model port

4.2 防波堤对于泥沙淤积的影响分析

本海区近岸水域中值粒径（D50）范围为0.006 3～0.250 2 mm，平均值0.092 6 mm。粒径均大于0.03 m，因而选用窦国仁的不考虑黏结力的泥沙起动公式：

式中：Vc为起动流速，m/s； H为水深，m；D50为泥沙中值粒径；Ks为糙率参数，当D50小于0.5 mm时，取0.5 mm，当D50大于0.5 mm时，取Ks=D50；γs和γ分别为泥沙和水的重度，kg/m3；g为重力加速度，g/m·s2；εk为黏结力参数，通常为2.56 cm3/s2；δ为薄膜水厚度，取为0.213×10-4m。从泥沙起动公式来看，当电厂从近岸取水因水深较浅，泥沙更容易起动，造成取水口附近水体含沙量较大。而由于工程区波浪动力较强，波周期可以超过10 s，导致在相同水深条件下，泥沙更容易被掀起。而工程选用的近岸明渠取水，取水量比较大，泥沙进入量比较大。但由于渠内水动力较弱，水体流速小于泥沙不淤流速，导致泥沙更易在水渠内淤积。

在验证试验的基础上，得到了合理的淤积分布和动力条件的组合，因此采用经验证后的动力条件组合可以检验防波堤工程各方案的泥沙运动情况，进而得到防波堤工程实施后的港区淤积强度和分布趋势。

工程中防波堤已延伸远离近岸破波带，可以有效阻止破碎带内的沿岸输沙和横向输沙影响，同时由于堤头及口门已伸展到含沙量扩散较小的海域（＜0.01 kg/m3），因此港池内淤积程度相对有限，而同时由于取水明渠已处于新延伸的东、西两堤之间的掩护水域，因此取水明渠的淤积也得到了改善。物理模型试验复演了原型1 a（12个月）的情况，结果表明泥沙淤积主要发生在进港航道及口门区的偏西侧附近，另外港内浅滩和码头近岸也有部分淤积。取水渠内年均淤强为0.03～0.93 m/a，渠内平均淤厚为0.44 m/a，最大淤积位于渠口附近，自口向内呈现沿程递减趋势，渠内年淤积量为 2.22×104m3/a。港内年均淤厚为0.002～1.12 m/a，平均0.13 m/a，最大淤强发生在进港航道口门内约350 m附近的偏西一侧，整个港区淤积总量为10.4×104m3/a。

防波堤堤头已延至破碎带以外，港区自东西两侧的沿岸输沙必然受突出岸线防波堤的阻挡，而由于东堤外侧为电厂排水口和Serayu河，因此近岸的输沙难以在此堆积，但西防波堤则在试验中出现了堤根的淤积，按照沿岸输沙的运动趋势考虑，防波堤外侧岸线受优势输沙的影响会有自堤根的逐渐淤积。

5 结语

本次试验研究通过已有水文泥沙资料及设计方案，并结合前期波浪、潮流数学模型和岸滩演变及泥沙冲淤分析计算成果，分析了工程港区的淤积机理，在验证电厂实测港池和取水明渠泥沙淤积的基础上，对本工程实施后的港内淤积及沿岸输沙影响进行试验分析。由于工程海域潮流流速比较小，达不到泥沙运动的起动流速，故潮流对于泥沙的淤积作用比较小；波浪动力对于工程海域的泥沙淤积作用比较大，主要体现在近岸破波带的平均含沙量比较大，横向输沙特征显著。