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  • ISSN 1007-6336
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曹妃甸甸头海域溢油行为数值模拟研究

陈秋良 蔡学石 姜倩 崔雷 李德鹏 陈兆林 姜恒志 梁淼

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曹妃甸甸头海域溢油行为数值模拟研究

    作者简介: 陈秋良(1982-),男,黑龙江牡丹江人,硕士,高级工程师,主要从事核电工程项目管理工作,E-mail:chenql-cnpe@163.com;
    通讯作者: 崔 雷(1978-),男,博士后,高级工程师,主要从事近岸水动力、水环境及泥沙数值模拟研究. E-mail:lcui@nmemc.org.cn 姜恒志(1979-),男,博士后,副研究员,主要从事近岸水动力、水环境实验研究. E-mail:hzjiang@nmemc.org.cn
  • 基金项目: 国家海洋局海洋溢油鉴别与损害评估技术重点实验室开放基金项目(201804);国家海洋局海洋灾害预报技术研究重点实验室开放基金项目(LOMF1704);中国博士后科学基金面上资助项目(2015M581358);大连理工大学海岸和近海工程国家重点实验室开放基金项目(LP1501,LP1402)

Study on numerical modeling for oil-spill at the front hayfield maritime space of Caofeidian

  • 摘要: 采用三角型网格系统结合有限体积法,建立河北省曹妃甸海域的潮流数值模型,潮位、潮流数值模拟结果与实测值符合良好,在近岸水动力场模拟结果基础上耦合基于油粒子模式的海上溢油漂移扩散数值模型,对曹妃甸南部甸头航道交汇区域的船舶相撞溢油事故进行了数值模拟研究。研究中拟合了该区域风场与潮流涨落的不利效应的叠加,对该海域船舶相撞溢油事故各响应时间节点处油膜运动可能产生的最大漂移距离、扫海面积及运动趋势等进行了分析。
  • 图 1  计算域网格布置图(蓝色边界线为开边界)

    Figure 1.  Distribution of calculation grids

    图 2  计算域水深分布

    Figure 2.  Distribution of water depth

    图 3  潮位观测站及海流观测点位布置

    Figure 3.  Distribution of observed sations

    图 4  潮位模拟值与实测值的对比

    Figure 4.  Comparison of measured and calculated elevation

    图 5  流速流向数值结果与实测值的对比

    Figure 5.  Comparison of measured and calculated current speed and direction

    图 6  计算域潮流场矢量图

    Figure 6.  Calculated current velocity vetors

    图 7  油膜漂移轨迹数值结果(冬季主导NE风况、落潮起组合)

    Figure 7.  Numerical results of oil slick drift(NE wind direction coupling with ebb tide)

    图 8  油膜漂移轨迹数值结果(冬季主导NE风况、涨潮起组合)

    Figure 8.  Numerical results of oil slick drift (NE wind direction coupling with flood tide)

    图 9  油膜漂移轨迹数值结果(夏季主导SSE风况、落潮起组合)

    Figure 9.  Numerical results of oil slick drift (SSE wind direction coupling with ebb tide)

    图 10  油膜漂移轨迹数值结果(夏季主导SSE风况、涨潮起组合)

    Figure 10.  Numerical results of oil slick drift (SSE wind direction coupling with flood tide)

    图 11  油膜漂移轨迹数值结果(常年主导SW风况、落潮起组合)

    Figure 11.  Numerical results of oil slick drift (SW wind direction coupling with ebb tide)

    图 12  油膜漂移轨迹数值结果(常年主导SW风况、涨潮起组合)

    Figure 12.  Numerical results of oil slick drift (SW wind direction coupling with flood tide)

    表 1  不同海岸的半衰期值(Torgrimson,1980)

    Table 1.  Values of half life at various shorelines

    海岸类型半衰期/h
    无掩护海角1
    沙滩24
    砂砾海滩24
    卵石海滩8760
    暗礁海岸8760
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    表 2  溢油风险预测分析表

    Table 2.  Analysis of oil spill risk

    溢油位置潮期风况飘移距离/km扫海面积/km2对水域环境的影响
    池口门外航道 落潮 冬季主导风况NE
    6.4 m·s−1
    1.81(8 h) 8.92(8 h) 24 h内,油膜并不抵达工业区边沿,
    主要在甸头南部约7.5 km内外海漂移。
    4.09(16 h) 18.91(16 h)
    6.27(24 h) 28.16(24 h)
    涨潮 2.25(8 h) 11.83(8 h) 24 h内,油膜并不抵达工业区边沿,
    主要在甸头西南部约15.5 km内外海漂移。
    4.42(16 h) 21.37(16 h)
    6.90(24 h) 32.49(24 h)
    落潮 夏季主导风况SSE
    5.2 m·s−1
    1.16(8 h) 8.62(8 h) 24 h内,油膜继续在甸头东北部工业区
    边沿分布,分布长度约达8.3 km。
    1.64(16 h) 13.59(16 h)
    2.76(24 h) 23.67(24 h)
    涨潮 1.61(8 h) 11.34(8 h) 24 h内,油膜向工业区西北角漂移,
    并在工业区西北角拐点处抵岸。
    2.65(16 h) 17.55(16 h)
    4.14(24 h) 23.78(24 h)
    落潮 常年主导风况SW
    4.6 m·s−1
    1.31(8 h) 8.71(8 h) 24 h内,油膜继续在甸头东北部工业区
    边沿分布,分布长度约达9.6 km。
    1.70(16 h) 13.79(16 h)
    2.72(24 h) 23.26(24 h)
    涨潮 1.52(8 h) 9.82(8 h) 24 h内,油膜沿二港池东边沿漂移至
    距二港池口门约6.2 km处。
    1.87(16 h) 12.93(16 h)
    3.32(24 h) 22.38(24 h)
    下载: 导出CSV
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出版历程
  • 收稿日期:  2020-09-13
  • 录用日期:  2020-11-28
  • 网络出版日期:  2021-05-26

曹妃甸甸头海域溢油行为数值模拟研究

    作者简介:陈秋良(1982-),男,黑龙江牡丹江人,硕士,高级工程师,主要从事核电工程项目管理工作,E-mail:chenql-cnpe@163.com
    通讯作者: 崔 雷(1978-),男,博士后,高级工程师,主要从事近岸水动力、水环境及泥沙数值模拟研究. E-mail:lcui@nmemc.org.cn
    通讯作者: 姜恒志(1979-),男,博士后,副研究员,主要从事近岸水动力、水环境实验研究. E-mail:hzjiang@nmemc.org.cn
  • 1. 中国核电工程有限公司,北京 100840
  • 2. 大连东港商务区开发建设管理集团有限公司,辽宁 大连 116001
  • 3. 国家海洋环境监测中心 国家环境保护近岸海域生态环境重点实验室,辽宁 大连 116023
  • 4. 天津大学 建筑工程学院,天津 300072
基金项目: 国家海洋局海洋溢油鉴别与损害评估技术重点实验室开放基金项目(201804);国家海洋局海洋灾害预报技术研究重点实验室开放基金项目(LOMF1704);中国博士后科学基金面上资助项目(2015M581358);大连理工大学海岸和近海工程国家重点实验室开放基金项目(LP1501,LP1402)

摘要: 采用三角型网格系统结合有限体积法,建立河北省曹妃甸海域的潮流数值模型,潮位、潮流数值模拟结果与实测值符合良好,在近岸水动力场模拟结果基础上耦合基于油粒子模式的海上溢油漂移扩散数值模型,对曹妃甸南部甸头航道交汇区域的船舶相撞溢油事故进行了数值模拟研究。研究中拟合了该区域风场与潮流涨落的不利效应的叠加,对该海域船舶相撞溢油事故各响应时间节点处油膜运动可能产生的最大漂移距离、扫海面积及运动趋势等进行了分析。

English Abstract

  • 伴随我国海洋经济的不断发展及海洋资源开发利用的不断推进,发生海上溢油事故的风险也逐年增加。发生于2010年7月的“7·16”大连新港输油管爆炸事故,造成1000余吨原油泄露入海,50 km2海域受到污染;而发生于2011年6月的美国康菲公司与中海油合作的渤海中部海上油田泄露事故[1],更是造成840多平方公里海域受到污染,为近年来多受关注的重大海上溢油事故。除了码头和平台的溢油事故外,由于船舶行驶过程中发生碰撞而造成的溢油事故亦是海上事故性溢油事故的主要形式之一。据统计,1993年至2002年间,我国由于船舶相撞发生溢油量超过50 t的溢油事故达33起,船舶相撞溢油事故一直是各国海上管理部门关注的重要问题[2-4]

    鉴于海上船舶相撞溢油事故的难以预见性、多发性及严重性,国内外多有学者致力于对海上溢油的数值模拟研究,以实现对灾害发生后较精确的预测、预报,为事故的及时处理与灾害的影响评估提供技术依据。国外相对知名的溢油模型包括,英国的OSIS系统、美国的ADIOS系统、挪威的OSCAR系统、比利时的MU-SLICK模型等等[5]。国内学者亦在我国诸多海域进行了溢油的数值模拟研究,陈晓亮等[6]建立了风场概率数值模型,对渤海溢油行为的更精准预报提供了基础性研究,熊德琪等[7]对珠江口海域溢油预报系统进行了研究,高志刚等[8]以胶州湾溢油事件为例对近岸溢油漂移扩散预测方法进行了研究,张海文等[9]应用非结构化网格形式的MIKE 21水动力模型对福宁湾海域溢油扩散影响进行了数值模拟研究,钱琴等[10]采用EFDC和GNOME模型以湄洲湾为例进行了溢油数值模拟研究。曹妃甸海域位于渤海湾北部,属河北省管辖海域,东、西毗邻辽宁省海域所在的辽东湾和天津市海域,在区域产业结构与经济发展中占有重要的地位。据曹妃甸海事处统计数据,仅2008年-2010 年,曹妃甸港区船舶进出港总艘次合计达到158226艘次,年均到港船舶数量逾5万艘次,运力较为繁忙,一旦发生船舶相撞的溢油事故,将对周边渔业、生物、海岸环境乃至工矿企业运营、职工居民生产生活等诸多方面都会造成严重危害。而曹妃甸甸头区域,位于曹妃甸海域离岸方向最南端,水深相对较大,沿岸流速较强,在甸头处有明显的往复流变向,且港池、码头对应的航道在此分布较为复杂,是船舶相撞事故的易发地段。因此,研究曹妃甸甸头海域溢油事故发生后油膜的漂移扩散特征对该区域的事故处理、航道管理等工作都具有重要的理论价值和现实意义。

    基于此,本文采用三角型网格系统结合有限体积法,建立曹妃甸海域的潮流数值模型,潮位、潮流数值模拟结果与实测值符合良好,在近岸水动力场模拟结果基础上耦合基于油粒子模式的海上溢油漂移扩散数值模型,对曹妃甸南部甸头航道交汇区域的船舶相撞溢油事故进行了数值模拟。研究中考虑了该区域风场与潮流涨落的不利效应的叠加,对该海域船舶相撞溢油事故各响应时间节点处油膜运动可能产生的最大漂移距离、扫海面积及运动趋势等进行了分析。

    • 潮流作为近岸海域最重要的环境动力因素,对近岸物质输运具有至关重要的作用。本文基于二维平面浅水方程,对水平动量方程和连续性方程在垂向范围内积分后可得到如下二维深度平均浅水方程。

      连续性方程:

      动量方程:

      式中:$h = \eta + d$$\eta $和d分别为水面高度和静水深;$x$$y$分别为横轴和纵轴坐标;$t$为时间;$g$为重力加速度;$\bar u$$\bar v$分别为沿$x$$y$方向的深度平均流速;$f$为柯氏力系数;$\rho $为流体密度;${\rho _0}$为参考密度;S为点源流量;${u_s}$${v_s}$为点源流速;${T_{ij}}$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。紊流计算中采用Smagorinsky模型,涡粘系数可以表示为:

      式中:l为特征长度;常数cs可取为0.28。

      底部应力由下式计算:

      式中:${c_f}$为拖曳力系数;$\overrightarrow {{u_b}} = \left( {{u_b},\;{v_b}} \right)$为水深平均的流速。拖曳力系数根据M系数(根据底部糙率计算)计算。

      风应力$\overrightarrow {{\tau _s}} =( {{\tau _{sx}},\;{\tau _{sy}}} )$计算公式为

      式中:${\rho _a}$为空气密度;${c_d}$为空气拖曳力系数;$\overrightarrow {{u_w}} = \left( {{u_w},{v_w}} \right)$为海面10 m高处风速。

      首先,确定初始条件。

      在海域潮流计算中,初始流场较难确定,一般采用所谓的“冷启动”,即认为初始条件与计算的最终结果无关。因此,计算初始条件为:

      式中:${u_0}$${v_0}$${\zeta _0}$分别为初始流速和潮位。在本研究中,初始流速和潮位均设置为零。

      其次,确定边界条件。

      本文采用的数值模式中,需给定两种边界条件,即闭边界条件和开边界条件。

      所谓开边界条件,即水域边界条件,可以给定水位或流速。本文给定开边界的潮位,计算域内有三个开边界,利用渤海潮汐系统预测的潮位作为初步的开边界进行计算。

      所谓闭边界条件,即水陆交界条件。在该边界上,水质点的法向流速为0,即:

      对于潮滩,水陆交界的位置随潮位的涨落而变化,数值模型中考虑了动边界内网格节点的干湿变化。

      最后,确定求解方法。

      在控制方程的求解过程中使用有限体积法进行离散,时间积分采用显式欧拉格式,计算中采用干湿网格方法对浅滩进行考虑。

    • 图1为计算域三角形网格布置图,为了能清楚了解本文模拟海域的潮流状况,将重点关注海域进行了局部加密,在距关注海域相对较远的区域则采用较大的网格。整个模拟区域内由19563个节点和38982个三角单元组成,最小空间步长约为10 m。水深和岸界从海图上读取并订正到平均海平面。计算域水深分布如图2所示。

      图  1  计算域网格布置图(蓝色边界线为开边界)

      Figure 1.  Distribution of calculation grids

      图  2  计算域水深分布

      Figure 2.  Distribution of water depth

    • 本次数值模拟验证中,采用大潮期间(2013年3月14-15日,即农历二月初三至初四)和小潮期间(2013年4月6-7日,即农历二月廿六至廿七)在工程附近海域3个潮位观测站以及4个海流观测点连续定点观测获得的潮位、流速及流向观测资料进行对比验证,潮位观测站及海流观测点位置分布如图3所示。囿于篇幅限制,本文给出部分测站的数值结果与实测值的对比。图4为大潮时段H1、H2站位潮位过程的数值结果与实测值的比较。图5为大潮期V2、V3测站平均流速、流向的数值结果和实测结果的对比。如图所示,计算潮位与实测值在涨落潮的峰值及相位均比较吻合,流速流向数值模拟过程线与实测值亦吻合良好,表明数值模拟结果能够有效反映关注海域的水动力状况,可以作为进一步分析研究该海域船舶溢油问题的基础。

      图  3  潮位观测站及海流观测点位布置

      Figure 3.  Distribution of observed sations

      图  4  潮位模拟值与实测值的对比

      Figure 4.  Comparison of measured and calculated elevation

      图  5  流速流向数值结果与实测值的对比

      Figure 5.  Comparison of measured and calculated current speed and direction

    • 为了数值描述潮流的运动,图6给出了计算域涨急时刻和落急时刻的流场矢量分布,数值模拟结果以相对较高的分辨率展示了海域潮流运动的时空分布和演变规律。曹妃甸海域潮流基本呈往复流形式,涨潮西流,落潮东流。该海域主要受渤海湾沿岸流影响。由于曹妃甸工业园区以岬角形式向南伸入渤海湾,受地形及围填海工程边界影响,小区域海区潮流,在工业园区西侧基本为NW~SE向往复流。工业园区东侧的通港大堤导流作用显著,落潮时,大堤西南部沿岸流与绕过东北部化工园区起步区填海区域的沿岸流在大堤中部区域交汇,形成离岸裂流,涨潮时,潮流同样在大堤中部出现裂流,形成与落潮时逆向的两股沿岸流。本次数值模拟的航道溢油点位于甸头港池口门附近,即园区最南端岬角区域,该区域流速相对较大,涨落潮最大流速约达1.0 m/s。

      图  6  计算域潮流场矢量图

      Figure 6.  Calculated current velocity vetors

    • 溢油进入水体后发生扩展、漂移、扩散等运,包括油膜组分保持恒定的输移过程和蒸发、溶解、乳化等油膜组分发生变化的风化过程。在溢油的输移过程和风化过程中还伴随着水体、油膜和大气三相间的热量迁移过程,而黏度、表面张力等油膜属性也随着油膜组分和温度的变化发生不断变化。油粒子模拟基于拉格朗日体系,把溢油离散为大量的油粒子,每个油粒子代表一定的油量,油膜就是由这些大量的油粒子所组成的云团,具有较高稳定性和较高效率的特点,统计各网格上的油粒子数和各组分含量可以模拟出油膜的浓度时空分布和组分变化。

      (1)扩展运动

      溢油扩展是指溢油在重力、惯性力、粘性力和表面张力作用下在水平方向上的不断扩大。Fay(1971)考虑上述因素的作用,忽略油膜因挥发、降解引起的质量损失,提出了油膜扩展三阶段理论,成功用于解决溢油进入水体后随时间推移面积估算问题。

      我国海岸线较长,且沿海地区的污染日益严重,局部沉积物中重金属的污染状况令人堪忧。沉积物污染是与水质污染息息相关,作为海洋环境重要介质,沉积物的保护与监测亟待方法学上的突破。DiToro提出的AVS/SEM模型的概念已应用在我国很多地区的沉积物金属毒性的科学研究工作中,但在有氧条件下沉积物生物配体模型的应用还较鲜少。发展先进的评价沉积物重金属生物毒性的模型,并应用于我国重点污染海域,对于掌握我国海域的沉积物质量、乃至完善我国沉积物质量标准具重要意义。

      式中:${A_{{\rm{oil}}}}$为油膜面积,${A_{{\rm{oil}}}} = \pi R_{{\rm{oil}}}^2$${R_{{\rm{oil}}}}$为油膜直径;$K_a^{}$为系数;t为时间;油膜体积${V_{{\rm{oil}}}} = R_{{\rm{oil}}}^2\pi {h_s}$;初始油膜厚度hs=10 cm。

      (2)漂移运动

      油粒子漂移的作用力是水流和风力,油粒子总漂移速度由以下权重公式计算:

      式中:${U_w}$为水面以上10 m处的风速;${U_s}$为表面流速;${c_w}$为风漂移系数,一般为0.03~0.04。

      (3)紊动扩散

      假定水平扩散各向同性,一个时间步长内α方向上可能扩散距离Sα可以表示为:

      式中:$\left[ R \right]_{ - 1}^1$为−1到1的随机数;${D_a}$α方向上的扩散系数。

      (4)蒸发

      油膜蒸发受油分、气温和水温、溢油面积、风速、太阳辐射和油膜厚度等因素的影响。假定在油膜内部扩散不受限制,油膜完全混合,则蒸发率可由下式表示,

      式中:Ni为蒸发率;kei为物质输移速度,kei由下式估算${k_{ei}} = kA_{{\rm{oil}}}^{0.045}Sc_i^{ - 2/3}U_w^{0.78}$Sci为组分i的蒸汽Schmidts数,其中k为蒸发系数;$P_i^{{\rm{SAT}}}$为蒸汽压;R为气体常数;T为温度;M为分子量;$\rho $为油组分的密度;i为各种油组分。

      (5)乳化

      油向水体中的运动机理包括溶解、扩散、沉淀等。扩散是一种机械过程,水流的紊动能量将油膜撕裂成油滴,形成水包油的乳化。在相对恶劣的天气状况下最主要的扩散作用力是波浪破碎,而在平静的天气状况下最主要的扩散作应力是油膜的伸展压缩运动。从油膜扩散到水体中的油分损失量计算,

      式中:Da为进入到水体的分量,${D_a} = $$ \dfrac{{0.11{{(1 + {U_w})}^2}}}{{3600}}$Db为进入到水体后没有返回的分量,${D_b} = \dfrac{1}{{1 + 50{\mu _{{\rm{oil}}}}{h_s}{\gamma _{ow}}}}$${\mu _{{\rm{oil}}}}$为油的粘度,${\gamma _{ow}}$为油-水界面张力。

      (6)溶解

      溶解率用下式表示,

      式中:$C_i^{{\rm{sat}}}$为组分i的溶解度;${X_{{\rm{mo}}{{\rm{l}}_i}}}$为组分i的摩尔分数;Mi为组分i的摩尔重量;$K{s_i}$为溶解传质系数,$K{s_i} = 2.36 \cdot {10^{ - 6}}{e_i}$${e_i} = \left\{ {array}{l} 1.4 \\ 2.2 \\ 1.8 \\ {array} \right.$

    • 当油膜漂移到岸边时会吸附在岸边,但由于水流的卷带作用,它又可能重新进入水体中,重新回到水体中的油量与水流流速、浓度梯度以及岸边天然状况有关。Torgrimson建议用衰减公式计算每个时段Δt 内返回水中的油量ΔVb

      式中:Vb为吸附在岸边的总油量;λ为半衰期,对于各种不同天然状况的海岸的半衰期值参见表1

      海岸类型半衰期/h
      无掩护海角1
      沙滩24
      砂砾海滩24
      卵石海滩8760
      暗礁海岸8760

      表 1  不同海岸的半衰期值(Torgrimson,1980)

      Table 1.  Values of half life at various shorelines

    • 本次数值研究中涉及的码头位于曹妃甸南部甸头一港池,港内水域掩护性较好,作为新兴港区近年来也在不断引入先进管理机制,港内一般不易发生船舶相撞溢油事故。但由于该港区内码头分布相对集中,航道分布相对复杂,且港区中部尚设置港池取砂区等作业区域,相对而言航道与作业区交汇区域撞船导致溢油的可能性稍大,因此,本次溢油事故数值预测中选择一港池口门外航道处某点作为事故溢油的代表溢出点,具体溢油点位置设置为38°54′52″N,118°27′06″E。

      本次溢油事故数值预测以 1983-2005 年大清河盐场气象站的风资料统计分析资料为依据。曹妃甸地区冬季风况(常风向NE平均风速6.4 m/s)、夏季风况(常风向SSE平均风速5.2 m/s)、全年主导风况(常风向SW平均风速4.6 m/s)与潮流(涨潮起算、落潮起算)组合作为计算条件,分别按溢油事故发生后8 h、16 h及24 h的油膜分布状况进行预测计算,其结果分布图列于图7、图8、图9、图10、图11、图12

      图  7  油膜漂移轨迹数值结果(冬季主导NE风况、落潮起组合)

      Figure 7.  Numerical results of oil slick drift(NE wind direction coupling with ebb tide)

      图  8  油膜漂移轨迹数值结果(冬季主导NE风况、涨潮起组合)

      Figure 8.  Numerical results of oil slick drift (NE wind direction coupling with flood tide)

      图  9  油膜漂移轨迹数值结果(夏季主导SSE风况、落潮起组合)

      Figure 9.  Numerical results of oil slick drift (SSE wind direction coupling with ebb tide)

      图  10  油膜漂移轨迹数值结果(夏季主导SSE风况、涨潮起组合)

      Figure 10.  Numerical results of oil slick drift (SSE wind direction coupling with flood tide)

      图  11  油膜漂移轨迹数值结果(常年主导SW风况、落潮起组合)

      Figure 11.  Numerical results of oil slick drift (SW wind direction coupling with ebb tide)

      图  12  油膜漂移轨迹数值结果(常年主导SW风况、涨潮起组合)

      Figure 12.  Numerical results of oil slick drift (SW wind direction coupling with flood tide)

    • 各溢油情境下的具体的溢油风险预测分析列于表2。数值结果显示,对于风速大于5.0 m/s的冬季主导风况及夏季主导风况情境下,本海域涨潮流态下各时刻的油膜漂移距离与扫海面积均呈现相对较明显的大于落潮流态的特征,而对于风速小于5.0 m/s的常年主导风况情境,涨潮流态下各时刻的油膜漂移距离虽呈现大于落潮流态的特征,但油膜的扫海面积落潮流态在16 h、24 h时刻均略大于涨潮流态,说明对于风速相对较小的情境,当地水动力场对油膜的输运散布相对大风力情境起到更多的影响;对于风速明显相对较大的冬季主导风况情境,其涨、落潮流态下各时刻的油膜漂移距离与扫海面积均呈现相对较明显的大于夏季主导风况情境及常年主导风况情境的特征,而对于风速相对较小且风速相对接近的夏季主导风况情境与常年主导风况情境,尤其在落潮流态下的初期,即8 h、16 h时刻,夏季主导风况情境下的油膜漂移距离与扫海面积并未显示出强于常年主导风况情境的特征,说明在风速相对较小的情况下,风速的强弱并不能完全主导该海域油膜运动情况,当地水动力场对油膜的输运散布亦起到更多的影响。

      溢油位置潮期风况飘移距离/km扫海面积/km2对水域环境的影响
      池口门外航道 落潮 冬季主导风况NE
      6.4 m·s−1
      1.81(8 h) 8.92(8 h) 24 h内,油膜并不抵达工业区边沿,
      主要在甸头南部约7.5 km内外海漂移。
      4.09(16 h) 18.91(16 h)
      6.27(24 h) 28.16(24 h)
      涨潮 2.25(8 h) 11.83(8 h) 24 h内,油膜并不抵达工业区边沿,
      主要在甸头西南部约15.5 km内外海漂移。
      4.42(16 h) 21.37(16 h)
      6.90(24 h) 32.49(24 h)
      落潮 夏季主导风况SSE
      5.2 m·s−1
      1.16(8 h) 8.62(8 h) 24 h内,油膜继续在甸头东北部工业区
      边沿分布,分布长度约达8.3 km。
      1.64(16 h) 13.59(16 h)
      2.76(24 h) 23.67(24 h)
      涨潮 1.61(8 h) 11.34(8 h) 24 h内,油膜向工业区西北角漂移,
      并在工业区西北角拐点处抵岸。
      2.65(16 h) 17.55(16 h)
      4.14(24 h) 23.78(24 h)
      落潮 常年主导风况SW
      4.6 m·s−1
      1.31(8 h) 8.71(8 h) 24 h内,油膜继续在甸头东北部工业区
      边沿分布,分布长度约达9.6 km。
      1.70(16 h) 13.79(16 h)
      2.72(24 h) 23.26(24 h)
      涨潮 1.52(8 h) 9.82(8 h) 24 h内,油膜沿二港池东边沿漂移至
      距二港池口门约6.2 km处。
      1.87(16 h) 12.93(16 h)
      3.32(24 h) 22.38(24 h)

      表 2  溢油风险预测分析表

      Table 2.  Analysis of oil spill risk

    • 采用三角型网格系统结合有限体积法,在曹妃甸甸头海域近岸水动力场模拟结果基础上耦合基于油粒子模式的海上溢油漂移扩散数值模型,对曹妃甸甸头航道交汇区域的船舶相撞溢油事故进行了数值模拟研究。研究中拟合了该区域风场与潮流涨落的不利效应的叠加,对该海域船舶相撞溢油事故各响应时间节点处油膜运动可能产生的最大漂移距离、扫海面积及运动趋势等进行了数值分析,对高精度数值模型在近年来广被开发利用的曹妃甸工业园区海域的潮流场、溢油可能情境等工程应用方面做了有益的探索。数值结果显示,对于风速大于5.0 m/s的冬季主导风况及夏季主导风况情境,本海域涨潮流态下各时刻的油膜漂移距离与扫海面积均呈现相对较明显的大于落潮流态的特征,而对于风速小于5.0 m/s的常年主导风况情境,当地水动力场对油膜的输运散布相对大风力情境起到更多的影响;对于风速明显相对较大的冬季主导风况情境,其涨、落潮流态下各时刻的油膜漂移距离与扫海面积均呈现相对较明显的大于夏季主导风况情境及常年主导风况情境的特征,而对于风速相对较小且风速相对接近的夏季主导风况情境与常年主导风况情境,风速的强弱并不能完全主导该海域油膜运动情况,当地水动力场对油膜的输运散布亦起到更多的影响。

参考文献 (10)

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