施工期悬沙扩散对电厂取水影响的数值模拟研究

姚姗姗，解鸣晓，赵洪波

（交通运输部天津水运工程科学研究所工程泥沙交通行业重点实验室，天津 300456）

施工期悬沙扩散对电厂取水影响的数值模拟研究

姚姗姗，解鸣晓，赵洪波

（交通运输部天津水运工程科学研究所工程泥沙交通行业重点实验室，天津 300456）

以某电厂工程为背景，采用二维潮流、泥沙数学模型的研究手段，对施工期间由于围堤建设、基建挖泥等引起的悬浮泥沙扩散对高温堆取水的影响进行了模拟研究，计算了高温堆运行阶段取水口处的最大含沙量，预测了取水口附近的泥沙淤积厚度。研究结果表明：（1）施工期高温堆运行阶段，涨潮对取水口的影响要大于落潮；（2）高温堆取水口处悬沙含量最大在0.135 kg/m3，满足施工期间高温堆取水口处悬沙含量不大于0.2 kg/m3的要求，同时高温堆所在的北侧取水明渠内，泥沙每天淤积在0.2 mm至0.5 mm范围，这种量级的淤积对高温堆的取水以及整个北侧明渠的泥沙淤积影响是很小的，短期施工不会产生强淤影响高温堆取水安全。

潮流；悬沙扩散；数学模型；施工期；取水

Biography：YAO Shan⁃shan（1987-），female，assistant engineer.

某电厂工程位于山东荣成市，地处镆铘岛和楮岛咀相连的岸线中部，面临黄海（图1）。根据总体规划，电厂由压水堆、高温气冷堆等多个机组构成，其中高温气冷堆机组容量为200 MW。取水构筑物选用明渠形式，最终形成南、北分取，中部合排的方式。取、排水明渠将分阶段建设，施工期间仅高温气冷堆机组运行，取水流量为9 m3/s。

由于高温气冷堆设在北侧取水明渠内部，施工期间由于明渠的围堤建设、疏浚作业等引起的悬浮泥沙扩散均可能造成高温气冷堆取水口处的含沙量超标，此外，取水明渠内泥沙的落淤也会对取水安全构成隐患。因此，本文从潮流泥沙角度对施工期悬沙扩散对高温气冷堆取水的影响进行了模拟研究，预判了取水口附近的泥沙淤积。研究成果能够为电厂取排水工程分期施工设计提供依据，对确保电厂循环水系统安全、可靠的运行有着重要的意义。

在有关电厂取水问题的研究方面，许多学者采用数学模型的方法进行了研究，李孟国［1-3］等基于TK⁃2D软件建立了潮流泥沙数学模型，研究了连云港港口扩建对田湾核电站取排水工程的影响，提出了保证正常取水的措施；赵洪波［4］等通过对惠安核电取排水工程水沙及地形分析，研究了泥沙运移规律及海床演变特征；李文丹［5］等采用TK⁃2D软件建立了台山核电二维潮流数学模型，计算了年冲淤强度和冲淤量，给出了相关防淤建议。可见，平面二维数学模型已广泛应用于取排水工程的系列研究中，本文也将基于二维潮流、泥沙模型研究施工期悬沙扩散对高温气冷堆取水的影响。

1 自然条件及计算工况

电厂厂址所在海岸属较稳定的湾岬相间的沙坝-泻湖海岸［6］，近岸海域海底坡度较平缓，常年波浪不强，波型以涌浪为主，常浪向和强浪向均为NE向，泥沙来源不充足，沿岸输沙强度不大，含沙量整体较低，一般在0.01 kg/m3以内。工程海区沉积物较为复杂，潮间带和近岸为砂质，外海为淤泥粉砂质。潮汐属不正规半日潮，潮流具有明显往复流性质，涨潮偏南，落潮偏北，流速平面分布呈现深水大、近岸小，岬角大，工程区小的特点。

由于高温气冷堆主要在施工后期运行，因此本文选取了最不利的工况，也即疏浚北取水明渠及拆除干施工围堰的工况进行了悬浮泥沙扩散的研究，如图2所示。值得一提的是，本工程设置的源强代表点均选在对高温堆取水影响较大的位置，以反映最不利位置的施工对高温堆取水的影响。源强按抓斗式挖泥船按每日连续工作12 h计算，挖泥源强为2.08 kg/s。

图1 电厂工程位置Fig.1 Location of power plant

图2 计算工况Fig.2 Layout of calculation case

2 潮流、泥沙数学模型

2.1 潮流数学模型

式中：h=η+d为总水深；η为自由面高程；d为静水深；x和y分别表示横轴和纵轴坐标；t为时间；g为重力加速度；和分别为沿x和y方向的深度平均流速；f为柯氏力系数；ρ为流体密度；ρ0为参考密度；S为点源流量；us与vs为点源流速，Sxx、Sxy、Syx、Syy为波浪辐射应力项；Tij为应力项，包括粘性应力、紊流应力和对流等，根据水深平均的流速梯度计算。

式中：ρa为空气密度；cd为空气拖曳力系数；=（ ）

uw,vw为海面上10 m高处的风速。本文在计算悬浮泥沙扩散对高温堆取水的影响时，暂不考虑风的作用。

控制方程采用有限体积法显式求解，并采用干湿网格判断法对露滩进现象模拟。潮流模型初始时刻潮位为零，流速为零，边界条件中的固边界满足流体不可入条件，法向流速为零，大模型开边界给定潮位过程线，由中国海洋大学研发的中国近海潮汐预测程序（ChinaTide）提供，局部模型开边界所需潮位由大范围模型计算提供。

2.2 泥沙运动数学模型

悬沙运动基本方程表达式如式（7）

式中：S为沿深度平均的含沙量；S*为波流共同作用下的挟沙力；α为沉降几率或恢复饱和系数；ω为泥沙沉速；Dx和Dy分别为泥沙水平扩散系数。根据波流挟沙的原理，S*可近似为

式中：S*C和S*W分别为潮流和波浪作用下的挟沙能力，可同时考虑潮流和波浪对泥沙的悬浮作用。

潮流作用下的挟沙能力可表示为

式中：βC为根据实验或者现场资料确定的系数；γs和γ分别为泥沙与水体容重；c为谢才系数；V为垂向平均流速。

对于波浪作用下的挟沙能力，采用经波能演化原理修正后的式（10）进行计算［7］

式中：fw为波浪摩阻系数；H为波高；T为波周期；k为波数；g为重力加速度；DB2为由于波浪破碎引起的波能耗散；β1与β2为系数。

悬沙引起的地形冲淤变化计算表达式如式（11）

式中：η为底高程；γ0为泥沙容重；经验回淤系数α可根据当地回淤资料确定，无实测资料时，可根据类似工程确定。

根据大量河流、河口及海岸现场观测及实验室水槽实验资料［8］，系数βC、β1及β2分别可取为0.023、0.045及2.5×10-5。泥沙沉速根据水力特性结论试验给定。

3 二维潮流、泥沙场数值模拟

3.1 计算域的确定及网格剖分

从满足工程需要出发，潮流数学模型采用无结构三角形网格对计算域进行剖分，并采用大范围与局部模型嵌套方式进行计算，以消除模型范围过小带来的边界传入误差。其中，大模型的范围已足够大，以规避成山角外M2分潮无潮点的影响［9］。图3中示意了模型计算范围，其中大模型包含整个黄渤海海域；局部模型北至爱连湾，南至苏山岛附近，东至约-30 m等深线。局部模型围绕工程海区附近建立，东西向约60 km，南北向约50 km，图4示意了局部模型的网格剖分情况，模型约13 000～15 000个网格节点，最小空间步长为20 m，能够保证充足的网格分辨率。

图3 模型计算范围示意图Fig.3 Scope of numerical model

图4 局部模型网格剖分图Fig.4 Grid of local model

3.2 模型参数设置

（1）水平紊动粘性系数和底摩阻。

Smagorinsky方程中可调系数Cs取为0.25；在底部应力计算时，Manning系数取值为70 m1/3/s。

（2）泥沙容重及沉速。

根据《港口水文规范》，悬沙干容重γ0可近似表达为γ0=1 750d05.0183，其中悬浮泥沙中值粒径d50取为0.006 7 mm，取γ0为701 kg/m3，其沉降相应取为0.05 cm/s。

3.3 模型验证

潮流模型采用2006年夏、冬季的全潮水文观测资料进行验证，泥沙模型采用冬季全潮水文测验数据，水文测站布置如图5所示，验证情况如图6～图8所示。限于篇幅，只给出了部分测站大潮的流速、流向及含沙量验证情况。通过验证，模型中无论是计算的相位、量值还是过程线，均与原型吻合良好，符合《海岸与河口潮流泥沙模拟技术规程》［10］的要求。

图5 工程区附近水文测站布置图Fig.5 Measuring⁃points arrangement near the project

图6 大潮潮位验证Fig.6 Verification of tidal level during spring tide

图7 大潮流速、流向验证Fig.7 Verification of flow velocity and mddirection during spring tide

图8 大潮含沙量验证Fig.8 Verification of sediment concentration during spring tide

3.4 工程海域潮流场

潮流动力是影响泥沙扩散的主要动力，因此在计算悬浮泥沙扩散的影响之前，首先对现状条件下工程海区的流场进行了模拟，图9给出了工程区附近涨、落急时刻的流场图。从图中可以看出，工程区附近水流基本呈现往复流动。涨潮时，水流自北向南流动，南侧养参池时背流水域存在一大范围回流；落潮时，水流基本沿相反方向流动，北侧养参池背流水域形成一小范围回流。潮流分布总体呈现外海及岬角流速较高、近岸及湾内流速较低的特点，近岸水域全潮平均流速不足0.3 m/s。

图9 工程区现状涨、落急流场图Fig.9 Tidal current field in project area at flood and ebb strength of tide

3.5 悬沙扩散对高温堆取水的影响

本文在研究施工期悬沙扩散对高温堆取水的影响时考虑了波浪的作用［11］，根据MIKE21 SW模式建立了波浪模型，模拟了工程海域较不利浪向NE向2 a一遇的波浪场分布，将其作为泥沙计算的动力条件，模拟了施工期含沙量场的分布。

在2 a一遇的波浪作用下，考虑本底含沙量以及施工期间引起的含沙量的增量的双重作用，本文给出了施工后期最不利工况下的工程海域附近的含沙量场，并提取了高温堆取水口附近的含沙量过程线，如图10～图11所示。模型的计算时间为84 h，包括初始24 h源强未排放段，12 h源强首次排放段，12 h源强排放间歇段，12 h源强二次排放段以及最后24 h的源强消散段。

图10 涨、落急时刻含沙量场Fig.10 Sediment concentration at flood and ebb strength of tide

结果表明，施工期疏浚扰动引起的悬沙扩散对周边海域的影响是较小的，含沙量仅在施工地点局部有所增加，如图10所示，北侧取水明渠内含沙量增幅稍大，而取水明渠以外的水域含沙量基本无变化，等同于本底的含沙量。此外，由于悬浮泥沙扩散受控于潮流动力，涨潮时，水流易于将悬浮泥沙携带推送至高温堆处，因此涨潮时悬沙扩散对高温堆的影响要大于落潮。从高温堆取水口处含沙量过程线可以看出，初始阶段源强未排放，取水口处含沙量较小，仅来自于本底含沙量，量值介于0.01～0.02 kg/m3，随着疏浚作业及干施工围堰拆除等施工过程的进行，源强开始排放，含沙量逐渐增大，取水口处含沙量在排放12 h左右时达0.135 kg/m3左右，随着源强的二次排放，含沙量变化过程与源强首次排放基本相同，从源强排放间歇段12 h及源强消散段24 h观察发现，含沙量随源强消失逐渐减小，在源强消失后8 h左右基本落淤积完毕。

在最不利工况下，高温堆取水口处的含沙量特征值，全潮最大时为0.135 kg/m3，全潮平均时为0.052 kg/m3，满足施工期间高温堆取水口处悬沙含量不大于0.2 kg/m3的要求［11］，北取水明渠内泥沙每天淤积0.2～0.5 mm，这种量级的淤积对高温堆的取水以及整个北侧明渠的泥沙淤积影响是很小的，短期施工不会产生强淤影响高温堆取水安全。

图11 取水口处含沙量过程曲线Fig.11 Sediment concentration process of water intake

4 结语

本文选取了施工后期高温堆运行阶段最不利的工况，采用经验证的二维潮流、泥沙模型，模拟研究了施工期间由于围堤建设、疏浚挖泥等引起的悬沙扩散对高温堆取水的影响，得到以下结论：

（1）悬沙扩散主要受控于潮流动力，在本工程施工期高温堆运行阶段，涨潮时悬沙扩散对取水口的影响要大于落潮。

（2）高温堆取水口悬沙含量最大在0.135 kg/m3，满足施工期间高温堆取水口悬沙含量不大于0.2 kg/m3的要求，高温堆所在的北侧取水明渠内，泥沙日淤积在0.2～0.5 mm范围。这种量级的淤积对高温堆的取水及整个北侧明渠的影响是很小的，短期施工不会产生强淤影响高温堆取水安全。

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Numerical simulation study on impacts of suspended sediment diffusion on water intaking during construction period for power plant project

YAO Shan⁃shan,XIE Ming⁃xiao,ZHAO Hong⁃bo
（Tianjin Research Institute for Water Transport Engineering,Key Laboratory of Engineering Sediment,Ministy of Transport,Tianjin300456,China）

Taking a power plant project as background,a 2⁃D numerical model for tidal current and sediment was used to evaluate the influence on water intaking caused by sediment diffusion during the period of construction,and it was also used to calculate the maximum sediment concentration at water inlet and to predict the siltation near the water inlet.Research results show that：（1）during the phase of high temperature reactor operation,the influence on water intaking in flood period is greater than in ebb period;（2）the maximum sediment concentration at water in⁃let is 0.135 kg/m3,and it satisfies the requirement of less than 0.2 kg/m3when the high temperature reactor is operat⁃ing.In addition,sediment deposition in the north water intaking channel is only 0.2～0.5 mm/d,this kind of deposi⁃tion only gives little influence to the high temperature reactor for water intaking and to the whole deposition of north water intaking channel.Therefore,short⁃term construction will not produce great deposition to affect the safety of in⁃take water during the high temperature reactor operation.

tidal current;suspended sediment diffusion;numerical model;construction period;water intaking

TV 142；O 242.1

A

1005-8443（2014）02-0118-07

2013-04-02；

2013-04-28

姚姗姗（1987-），女，天津市人，助理工程师，主要从事港口海岸及近海工程研究。