风暴潮作用下的大湾区海堤安全设计潮位探究——以伶仃洋河口湾为例

李 彬，何 用，方神光*

(1 广东省水利水电技术中心，广东 广州 510635；2 珠江水利委员会珠江水利科学研究院，广东 广州 510611)

粤港澳大湾区是中国开放程度最高、经济活力最强的区域之一，湾区防潮安全主要仰仗海堤，其堤顶高程大多数采用设计高(潮)水位+安全超高的方法确定[1]，设计潮位成果主要形成于2000年左右[2]。随着近些年珠江河口极端气候增多，尤其是近10年来影响大湾区的台风暴潮频数明显增加[3]，风暴潮引起的增水极为显著，如1713号台风“天鸽”和1822号台风“山竹”期间，磨刀门口门三灶站极值增水幅度分别达到1.86、2.84 m[4]，0814号台风“黑格比”期间，伶仃洋赤湾站增水幅度1.46 m[5]，珠江河口以西闸坡站增水达到2.0 m[6]。风暴潮极值增水直接导致珠江河口多处站点潮位超历史，如1822号台风“山竹”期间(中潮)，珠江河口虎门、南沙、横门、三灶等站点均超200年一遇设计潮位，其中横门站达到1 000年一遇。大湾区海堤设计频率潮位仍采用皮尔逊Ⅲ型分布曲线方法确定[2]，该方法引自内陆河道防洪设计水位计算方法，对河口以抵御风暴潮侵袭为主的海堤来讲，不仅难以突出风暴潮极值增水在海堤高程设计中的主导作用，而且得到的河口站点常用设计频率(0.5%、1%、2%、5%、10%、20%)潮位间差距很小，风暴潮的较大增水叠加不利天文潮时经常超海堤设计潮位值，跳频严重，导致现状海堤存在较为严重的漫堤或越浪损毁风险。

河口风暴潮极值增水若遭遇天文大潮，将造成严重洪涝灾害损失[7]。为探讨风暴潮增水与天文潮遭遇后的设计潮水位，董吉田等[8]及冯东太[9]在20世纪90年代就提出了大风浪与高水位的联合概率统计分析方法；刘德辅等[10]推荐在滨海核电站防护工程设计标准风险评估中，采用多维复合极值分布理论及双层嵌套多目标联合概率模式来确保核电安全；董胜等[11]、陈磊[12]、王红川[13]、王灶平等[14]基于Copula 理论和方法构建风暴潮、极值潮位、风浪等的联合概率分布函数，探讨了不同因子的联合概率密度、条件概率密度和同现概率，为工程设计、防潮规划和风险评估等提供科学依据，但同时指出，重现期的探讨不仅依赖长期观测资料，同时联合概率理论在许多方面尚不成熟并有待完善。

为突出风暴潮极值增水在海堤设计潮位中的主导作用，避免联合概率理论在工程实际应用中的困难，尽快为大湾区海堤提标加固和风险评估提供科学依据，本文依据珠江河口和三角洲水文站实测水文数据并引用公开发表及规划成果进行了分析探讨，提出了海堤风暴潮安全设计潮位的概念，给出和验证了控制站点的风暴潮安全设计潮位值，并对大湾区当前主要海堤面临的风险进行了初步评估。

1 伶仃洋河口湾风暴潮极值增水及与洪潮遭遇分析

1.1 典型站点设计频率潮位特性

伶仃洋河口湾部分主要控制站点分布见图1。大湾区海堤设计潮位主要采用2002年水面线成果[15]，考虑珠江河口0814号超强台风“黑格比”影响后，2011年水利部珠江水利委员会发布了复核后的设计潮位[16]。近年来，随着1713号“天鸽”和1822号“山竹”超强台风连续出现，导致伶仃洋河口湾部分站点潮位不断突破历史极值，湾区部分城市为确保防潮安全提出了主要站点重新复核后的设计潮位成果[17]。为此，图2比较了2002、2011、2020年伶仃洋部分站点设计频率0.5%和5%的潮位成果不同时期之间的差值Δht。

除三角洲网河区板沙尾站设计频率潮位不同时期变化不大且略有降低外，其他站点设计潮位都有显著抬升，且设计频率越小，潮位抬升幅度越大。从2002年至2020年，三沙口站所在狮子洋水域设计频率0.5%和5%的潮位分别抬升了0.79 m和0.38 m；伶仃洋口门站点南沙站、大虎站和万顷沙西5%设计频率潮位抬升幅度在0.2～0.5 m之间，0.5%设计频率潮位抬升幅度在0.6～1.0 m之间，以大虎站抬升幅度最为显著；伶仃洋河口湾赤湾站设计频率0.5%和5%的潮位分别抬升0.94 m和0.74 m。比较来看，伶仃洋河口湾中，赤湾站设计潮位抬升幅度最为显著。因此，重新排频后的设计潮位影响主要集中在口门及外海水域，越靠近外海，设计潮位抬升幅度越大。但必须指出的是，由于风暴潮期间的实测潮位是天文潮与风暴潮增水叠加后的值，因此网河区设计潮位变化幅度小并不代表网河区不受风暴潮增水影响。

图1 伶仃洋河口主要潮位站点分布

a)p=0.5%

b)p=5%

图3采用2002年和2011年设计潮位成果给出了伶仃洋河口湾主要控制站点设计频率0.5%和1%、1%和2%、2%和5%之间的潮差Δhp。2次潮位成果比较显示河口湾及口门站点相邻设计频率之间的潮位差都不超过0.2 m，尤其口门及外海站点200年一遇潮位仅比100年一遇潮位略高0.1 m多，在当前风暴潮极值增水都在2.0 m以上的现状下，极容易出现连续跳频和超设计标准的问题。考虑“黑格比”超强台风影响后，2011年的设计频率潮位之间的差距相较2002年仅略有拉大。因此，由于河口天文潮变化幅度相较内陆河道洪水变化幅度要小，仍采用河道洪水分析的皮尔逊Ⅲ型分布曲线计算方法来确定河口设计频率潮位存在较大的局限性，难以直接突出风暴潮极值增水在设计潮位中的主导作用，而且依据其确定海堤高程可能会存在较大的越浪或漫堤风险。

a)2002年

b)2011年

1.2 典型站点台风极值增水分析

将风暴潮期间实测潮位与天文潮位相减作为风暴潮增水幅度Δhsurge，统计了对大湾区影响最大的三场台风：0814号“黑格比”、1713号“天鸽”和1822号“山竹”在主要伶仃洋主要控制站点的极值增水幅度(图4)，增水幅度主要依据近年发布的河口水文站风暴潮实测最高潮位与天文潮之差得到。可见，伶仃洋河口湾以1822号强台风“山竹”增水幅度最为显著，大虎、南沙、万顷沙西和横门4个口门站点增水幅度都在3.0 m左右，伶仃洋中部赤湾站和网河区板沙尾站增水幅度分别为2.63、2.72 m。与前面各站点复核后的设计频率水位抬升幅度比较来看，尽管赤湾站设计频率潮位抬升最大，但其极值增水幅度相对最小，进一步说明风暴潮极值增水与天文潮的不同阶段遭遇对潮位影响很大；另外网河区板沙尾站台风极值增水幅度也较为显著，说明网河区同样显著受到风暴潮增水的影响。

图4 主要控制站点风暴潮极值增水

1.3 风暴潮极值增水与洪潮遭遇分析

珠江流域洪水主要来自西北江，因此，为分析风暴潮与洪水遭遇情况，此处统计1994—2018年25年间影响粤港澳大湾区39场台风暴潮期间三灶站最大增水时段内上游马口和三水来流量(摘自水文站实测数据)，同时给出了部分风暴潮期间对应的非洪水期流量，结果见图5，显示马口和三水同时出现最大洪水流量对应的台风为2008年的6号台风“风神”，期间马口站最大流量30 600 m3/s，三水站最大流量9 920 m3/s，均未超5年一遇设计洪水流量；对珠江河口影响最大的“山竹”台风期间，马口和三水最大流量分别仅为4 852 m3/s和1 156 m3/s。因此，综合分析显示，珠江河口风暴潮与大洪水遭遇概率较小。

图5 洪水与风暴潮极值增水遭遇统计

针对风暴潮极值增水时刻与天文潮型的遭遇，此处统计了1994—2018年共39场次风暴潮期间三灶站极值增水时刻的天文潮型，结果见图6。统计显示，风暴潮极值增水遭遇天文中潮的次数最多，达到28次，遭遇大潮和小潮的频次分别仅为6次和5次，其中，1713号“天鸽”和1822号“山竹”强台风极值增水期间分别遭遇了大潮和中潮，导致伶仃洋海域大部分站点都出现超过200年一遇的设计潮位。采用概率统计，显示珠江河口风暴潮极值增水与天文大潮、中潮和小潮遭遇的概率分别为15.4%、71.8%和12.8%，以遭遇中潮的可能性最大。

因此，珠江河口湾风暴潮极值增水期间基本上与设计频率洪水不遭遇(图5)，与河口天文潮中潮遭遇概率最大(图6)。

图6 天文潮与风暴潮极值增水遭遇统计

2 海堤风暴潮安全设计潮位的提出及验证

2.1 海堤风暴潮安全设计潮位概念的提出

大湾区海堤堤顶高程一般采用以下公式确定[2]：

Zp=hp+RF+A

(1)

式中Zp、hp、RF和A——堤顶高程、设计潮位、波浪爬高和安全加高。

河口海域天文潮各设计频率潮位hp之间潮差相差较小且历史以来总体稳定，但每年河口出现的风暴潮强度和移动路径等具有很大的随机性。因此，区别于河道堤防以抵御设计洪水位为主，海堤的主要功能以抵挡风暴潮可能造成的漫堤和风浪越浪过大为主。当前国内hp的确定仍采用皮尔逊Ⅲ型分布曲线计算方法，引用的是河道设计频率洪水位的概念，尽管控制站点复核后的设计频率潮位显著抬升，但分析可知，其计算成果一方面仅反应了口门及近海海域的潮位变化，不能反应网河区设计潮位变化，而根据图4可知，口门以内网河区风暴潮极值增水幅度相当显著；另一方面得到的相邻设计频率潮位之间潮差偏小。因此，采用该方法推算出的设计频率潮位hp作为大湾区海堤堤顶高程设计的依据会使部分海堤高程不足以抵御风暴潮的威胁，风暴潮期间存在漫堤或越浪过大而损毁的风险。

为合理确定hp的值，保障海堤工程安全，按照风浪与潮位的联合概率分布求算设计频率潮水位概念明确[11-14]，但是风浪与潮位同步历史长系列观测资料稀缺，同时该方法应用繁琐及缺少成熟可靠的技术指引而难以在工程实践中广泛推广使用。因此，如何从实际需求出发，提出安全、可靠、合理和简便的方法确定hp并明确区分天文潮和风暴潮增水各自的贡献，将对当前开展的海堤工程安全设计及风险评估等具有重要意义。从前面分析可见，大湾区风暴潮极值增水主要与天文潮中潮遭遇，两者叠加容易形成极为不利的高潮位，因此，本文提出直接采用多年平均高潮位与已调查的河口最大风暴潮增水叠加作为海堤堤顶高程的设计潮位，同时为与以往采用皮尔逊Ⅲ型频率曲线方法确定的hp有所区分，此处命名为海堤风暴潮安全设计潮位，表达如下：

hsurge=haveh+hse

(2)

式中hsurge、haveh和hse——海堤风暴潮安全设计潮位、多年平均高潮位和风暴潮最大增水幅度。

该计算方法明确区分了天文潮和风暴潮增水幅度各自的贡献，概念明确清晰，计算方法简单实用，相关数据资料丰富可获取。另外，在多年平均高潮位的计算中，尽管可能包含有风暴潮的影响，但由于每年河口地区由风暴潮增水引起的最高潮位频次很少，在资料年限够长的情况下，其对实际统计值的影响可忽略不计。

2.2 海堤风暴潮安全设计潮位分析与验证

结合珠江河口主要控制站点多年平均高潮位统计结果，应用式(2)计算了伶仃洋河口湾主要控制站点的海堤风暴潮安全设计潮位值，并与近年考虑“山竹”和“天鸽”后的潮位复核成果[17]进行了比较，见图7，图中横坐标P代表潮位复核设计频率，纵坐标PΔh为海堤安全设计潮位hsurge与hp潮差比例，计算公式见式(3)，分析如下：

(3)

图7 海堤风暴潮安全设计潮位与设计频率潮差比

伶仃洋口门及狮子洋海域，海堤风暴潮安全设计潮位hsurge大于复核后的设计频率潮位h0.5%～2%，hsurge与复核后h0.5%设计频率潮位相差最小，口门海域PΔh在10%以内，狮子洋海域略大，为11.5%；

伶仃洋河口湾，海堤风暴潮安全设计潮位hsurge小于复核后的设计频率潮位h0.5%～2%，且与h2%设计频率潮位极为接近，两者PΔh值仅为2.6%，与h1%设计频率潮位差比例PΔh值也仅为8.1%，与h0.5%潮差比例PΔh值较大，达到21.1%；

三角洲网河区，海堤风暴潮安全设计潮位hsurge与复核后的设计频率潮位h1%和h2%相差不大，潮差比PΔh值都在5%以内，且呈现h2%

因此，海堤风暴潮安全设计潮位略大于伶仃洋口门区和狮子洋海域复核后的200年一遇设计潮位，与三角洲网河复核后的100年一遇设计潮位基本相等，其趋势与近年对“天鸽”和“山竹”风暴潮引起的珠江河口极值高潮位定性认识研究成果基本一致[18]。伶仃洋河口湾赤湾站2020年复核后的设计频率0.5%、1%和2%潮位较2011年分别抬升0.94、0.88和0.82 m，显著大于其他站点抬升幅度，但根据图4显示，由于风暴潮期间该站点位于伶仃洋湾内东侧以离岸流减水为主，该站最大增水幅度明显小于其他站，且处于口门以外受洪水径流影响弱，因此初步认为该站点2020年的设计频率潮位成果偏大且有待于进一步复核确认。

3 结论

伶仃洋海域近年0.5%～2%设计频率潮位抬升幅度为0.2～1.0 m，呈现河口湾抬升幅度最大、口门和狮子洋其次、三角洲网河区最小的趋势；风暴潮极值增水都在2.5 m以上，现状相邻设计频率之间的潮位差都不超过0.2 m，风暴潮期间潮位容易跳频和超海堤设计标准而造成安全风险；风暴潮极值增水期间与上游20%设计频率及以上洪水不遭遇，与天文潮中潮遭遇概率最大。

针对现状设计频率潮位在海堤堤顶高程设计应用中的问题，结合风暴潮与中潮遭遇可能性最大的特点，本文提出了海堤风暴潮安全设计潮位的概念，由海域多年平均高潮位与风暴潮最大极值增水叠加组成，概念清晰，使用简单，突出海堤抵御风暴潮灾害的主要功能，避免了传统设计频率和联合概率理论使用中的问题，与复核后的100～200年一遇设计潮位较为接近且略大，确保其使用中的安全可靠。可推广应用在大湾区海堤达标加固设计、现状海堤风暴潮安全风险评估以及风暴潮灾害预警及应对等领域。但是，海堤风暴潮安全设计潮位属于相对较新的提法，基本摈弃了大湾区传统设计频率潮位的概念，因此,为确保其可靠、安全、经济和适用，还需开展更多研究、应用和验证工作。