海洋占地球面积的70%以上, 是蕴含丰富资源的宝藏, 而海岸带作为人类最接近海洋的居住地带, 是经济发展最为活跃和人口密度最为密集的区域。海岸带尤其是砂质海岸, 处于海陆交界, 直接承受来自海洋的各种作用, 对于环境的变化比较敏感, 属于比较脆弱的生态环境。全球约四分之一的砂质海岸以0.5 m/a的速率遭受岸线侵蚀的影响, 导致过去35年滨海区域约20 000 km²的土地流失, 并对沿海人口和经济构成越来越严重的威胁(Luijendijk et al, 2018; Mentaschi et al, 2018; Pucino et al, 2021)。此外, 气候变化引起的环境营力的变化, 如平均海平面、波浪、风暴潮、径流等, 也会加剧岸线侵蚀问题(Ranasinghe, 2016; Vousdoukas et al, 2020)。

为了解决海滩侵蚀问题, 随着时代的发展人们越来越倾向于采取综合防护的方法, 即硬防护和软防护有机地结合的措施, 充分发挥两者的优势并且弥补各自的缺陷(Saponieri et al, 2018)。硬防护措施主要有海堤、丁坝、离岸堤、人工岬角等(温昌麒等, 2021), 一般来说其施工相对容易、造价低、使用寿命长, 但由于其改变了海岸的永久形态, 导致当地的泥沙环境失衡, 往往会带来新的侵蚀或淤积问题(赵多苍, 2014)。人工养滩作为典型的软防护措施, 因其直接用泥沙补给受侵蚀的海滩, 对海滩的原始环境更加友好、对临近的岸线影响更小, 不会显著地破坏当地的输沙平衡, 越来越受到国内外海岸工程师的重视并得到广泛的应用(Dean, 2002; Cooke et al, 2012; Pranzini et al, 2015)。但是养护海滩在近岸水动力的作用下, 填补的泥沙会逐渐流失, 因此海滩养护工程是非持久的, 需要定期维护, 而且沙源不易获取、成本较高。因此, 软硬防护两者有机结合是发挥工程效果最大化的必然之路(Saponieri et al, 2018)。岬湾海岸在长期的自然演化过程中会逐渐趋向冲淤平衡状态(梁伟强等, 2021), 基于平衡岬湾理论, 通常结合人工岬角和海滩养护构造稳定的近岸环境从而达到侵蚀防护的效果(季小梅等, 2007; 潘毅等, 2008; Ojeda et al, 2008)。人工岬角被广泛运用于海滩养护工程中,它使得岬角之间的海滩没有或极少有外来泥沙的输入从而构成独立的泥沙单元(Muller et al, 2006; Iglesias et al, 2010; Raabe et al, 2010)。海滩在养护后受波流作用, 准确预测海滩泥沙输运和海床演变和充分理解其驱动机制对合理设计海滩养护工程具有重要意义, 因此成为研究人员关注的重点。Roberts等(2012)对位于美国佛罗里达州的8个海滩养护工程在2006~2010年期间测量的5200条海滩剖面进行研究, 发现潮汐通道的存在导致了其附近的波浪发生折射、沿岸涨潮流发生变化、沿岸输沙被中断, 进而影响了海滩养护工程的效能, 是养滩后地形变化的主导因素。Luijendijk等(2017)对荷兰的“Sand Engine”大型养滩工程进行一年的动力地貌数值模拟, 发现波浪引起的侵蚀占工程区域总侵蚀量的75%, 是引发工程区域侵蚀的主控因子; 潮位引起的侵蚀占总侵蚀量的17%, 为次要的控制因子; 剩余的侵蚀量由风暴潮、风和潮流引起。Shi等(2013)使用一维基于过程的地貌演变模型对厦门低潮阶地海滩的动力地貌进行模拟, 发现悬沙主要由潮流和波生底部回流输运, 造成海滩上部陡坡的侵蚀以及下部坦坡的淤积, 同时发现潮流单独引起的泥沙输运并不明显, 但是在与波浪共同作用下潮流对波浪紊动引起的悬浮泥沙进行输运, 对悬沙的分布具有重要作用。

秦皇岛市是我国著名的旅游城市, 拥有丰富的砂质海滩旅游资源, 吸引来自海内外的游客前来旅游(顾建清, 2002)。近年来, 秦皇岛经济快速发展尤其是旅游产业发展迅猛, 然而海滩侵蚀问题却日益加剧, 约80 km岸线受到侵蚀, 占岸线总长度的49%, 严重制约了当地的旅游产业(李文斌, 2018)。其中, 新开河口至南山岸线内有秦皇岛市著名的东山浴场, 侵蚀问题尤其严峻。针对该岸段的侵蚀问题, 当地政府于2018年下半年开始实施了新开河口至南山岸线整治修复工程, 该工程采取了软硬结构结合的海滩防护措施, 包括滩肩补砂、水下沙坝的吹填和人工岬角的生态修复等。工程实施会对该区域的水动力、泥沙环境和海床形态产生一定的影响。本研究采用已建立好的波流耦合模型, 该模型验证良好且已被应用于探究新开河口至南山岸线整治修复工程中波流对人工岬角和海滩养护的响应特征(匡翠萍等, 2019)。基于该波流耦合模型, 本研究建立了泥沙输运和海床演变模型, 以探究泥沙输运和海床演变对人工岬角和海滩养护工程的响应特征。

1 研究背景

新开河口至南山岸线整治修复工程位于秦皇岛海港区的东北部, 东临新开河口, 西至秦始皇求仙入海处。工程范围内的东山浴场是秦皇岛著名的避暑休闲的海滨浴场, 浴场海滩侵蚀问题较为严重, 具体表现为滩面宽度束窄、岸滩坡度变陡、泥沙粒径粗化等, 其中部分侵蚀严重岸线的沙滩滩肩已基本消失, 护岸栈道损坏严重(图 1a, 1b), 海滩的生态功能和旅游价值显著下降。此外, 海滩两侧原有的防波堤(人工岬角)出现损坏(图 1c), 使得其消减波浪保护岸滩的功能下降。这些问题严重影响了秦皇岛的旅游声誉及旅游产业效益, 受到了当地政府和社会公大众的高度关注, 整治修复措施亟待设计及实施。

以潮汐形态系数R=(H_K1+H_O1)/H_M2 (其中H_K1、H_O1、H_M2分别为分潮K1、O1、M2的振幅)为依据判断研究区域的潮汐类型。如果0 < R≤0.5, 潮汐属于正规半日潮; 如果0.5 < R≤2, 潮汐属于不正规半日潮; 如果2 < R≤4, 潮汐属于不正规日潮; 如果R > 4, 潮汐属于正规日潮。研究区域的半日分潮M2振幅为0.102 m, 主要日分潮(K1+O1)振幅之和为0.482 m, 计算得到潮汐形态系数为4.73, 属于正规日潮。因靠近M2分潮的无潮点, 研究区域整体潮差较小, 其最大值约为1.5 m, 平均值约为0.74 m (Kuang et al, 2019)。潮流属于正规半日潮流, 表现为顺岸的往复流, 整体流速较小, 涨落潮流向分别为SW、NE向。对秦皇岛海洋波浪测站2016年实测波浪数据进行分析得到研究海域的常浪和强浪的特征值, 其中常浪波高0.3 m、波周期4.06 s、波向155.2°, 强浪波高1.31 m、波周期5.7 s、波向161°。海滩北部临近新开河, 河流穿越市区, 是市区排水的主要河道, 其源头处于抚宁县出家沟南与海港区唱坊乡的石山、小高庄一带的山沟, 河道全长11 km, 其中主河道长4.05 km, 流域面积为43.9 km², 多年平均径流量为7.4×10⁶ m³, 河流含沙量很小(董坤, 2008)。海滩在工程前原始泥沙平均粒径约为0.15 mm, 主要为细砂和极细砂(王中起等, 2010), 海滩平均坡度约为1:110。研究区域水文泥沙资料列于表 1中。

新开河口至南山岸线整治修复工程是“秦皇岛市蓝色海湾整治行动”中的重要组成部分, 整治修复岸线长度约1.1 km。主要工程措施包括滩肩补砂、水下沙坝吹填、人工岬角修复、景观廊道(木栈道、木平台)修复等, 如图 2b所示。在滩肩补砂区域设计滩肩顶高程为2.0 m (1985国家高程基准), 滩肩前缘高程为1.35 m。为节省补砂用量同时最大化海滩拓展宽度, 采用交汇型养滩剖面形式, 即滩肩前缘向陆为1:100的缓坡形式, 滩肩前缘向海为1:10的剖面坡度直至与自然海床相交, 如图 2c所示。设计滩肩宽度根据岸线形状随位置不同而异, 整体上平均向海拓宽30~50 m (如图 2d, 2e所示), 补砂量约3.4×10⁵ m³。沙坝位置设置在离岸约200 m处, 每段沙坝长约200 m, 坝顶底宽分别为60 m和80 m, 坝顶高程为–0.9 m (如图 2c所示)。吹填砂量约12×10⁴ m³。养滩砂最好的砂料是与沙滩原有的泥沙具有相同的颗粒组成, 但一般不易得到, 通常为了使养滩砂不易流失, 因此选择中值粒径D₅₀为原来海滩沙的1~1.5倍为补砂材料(邹志利, 2009)。本工程考虑到补砂材料获取的难易程度和经济性采用粒径D₅₀介于0.29~0.35 mm之间的海砂作为养滩砂补充滩肩区域以及吹填水下沙坝。项目实施旨在有效地整治修复该区域岸滩, 使得岸滩侵蚀后退问题得到有效遏制。

2 数学模型建立及验证

MIKE21是由丹麦水力研究所(Danish Hydraulic Institute)开发的平面二维数学模型(DHI, 2014), 作为专业的工程软件包常用于建立河口、海湾、海岸和河流湖泊及海洋的区域模型, 模拟水流、波浪、泥沙及水质等自然物理现象, 在河口海岸水环境管理、海洋预报、风暴潮预警和河口海岸及海洋工程规划设计论证等方面均得到广泛应用。本研究使用MIKE21基于建立好的波流耦合模型建立了泥沙输运和海床演变模型, 波流耦合模型的建立和验证过程可参考匡翠萍等(2019)的研究成果, 这里仅介绍关于泥沙输运和海床演变模型的控制方程、参数设置以及模型验证。

2.1 基本控制方程 2.1.1 泥沙输运控制方程

泥沙输运通过计算泥沙的对流扩散方程实现, 控制方程具体如下:

泥沙淤积、侵蚀公式分别如下:

(1) 淤积():

(2) 侵蚀():

以上式中, u、v分别为x、y向深度软硬平均的流速(m/s); ε_x、ε_y分别为x、y向的泥沙扩散系数(m²/s); c为水深平均悬沙浓度(kg/m³); h为总水深(m); S_s为淤积(S_D)或冲刷(S_E)项[kg/(m²∙s)]; Q_L为源强, 即水平方向单位面积的源流量(m/s); C_L为源强的悬沙浓度(kg/m³); C_b为近底床悬沙浓度(kg/m³); ω_s为泥沙沉降速度(m/s); τ_b为底床切应力(N/m²); τ_cd为淤积临界切应力(N/m²); τ_ce为侵蚀临界切应力(N/m²); E为侵蚀系数(kg/m²/s); a为软底床侵蚀指数; P_d为淤积概率; n为硬底床侵蚀指数。

泥沙沉降速度采用Van Rijn(1993)公式, 根据粒径分段计算:

式中, s=ρ_s/ρ, 其中ρ_s为泥沙颗粒密度(kg/m³), ρ为海水密度(kg/m³); g为重力加速度(m/s²); d为泥沙粒径(m); v为海水运动黏度(m²/s)。

侵蚀临界切应力采用唐存本(1963)的临界起动切应力公式, 该公式总结了粗砂和细砂起动的统一规律(同时考虑泥沙的重力特性和黏结力), 具体如下:

式中, γ为不稳定容重(N/m³); γ₀为稳定容重(N/m³); c为常数(kg/m), 通常取为2.9×10^–5 kg/m。将搅拌均匀后的泥沙放在静水容器中沉淀, 泥沙的体积会随时间增加而减小, 因此容重γ逐渐增大, 最终趋于不变达到稳定容重γ₀, 本文中近似取为1。公式中括号内第一项为重力项, 第二项为黏结力项, 当d < 0.01 mm时重力项可以忽略, 当d > 1 mm时黏结力项可以忽略。

泥沙的淤积和侵蚀需要根据实际底床切应力与淤积、侵蚀临界切应力相对大小关系来进行计算。由于在近岸水环境中需要同时考虑潮流和波浪对泥沙冲淤的作用, 因此实际底床切应力的计算采用Soulsby(1993)的最大底床切应力公式, 如下:

式中, τ_c为潮流单独作用下的底床切应力(N/m²); τ_w为波浪单独作用下的底床切应力(N/m²); a、m、n为波流夹角相关的参数。

2.1.2 海床演变控制方程

式中, ρ_s'为泥沙干密度(kg/m³); η_s为床面冲淤厚度(m, 正为淤, 负为冲)。

2.2 模型设置

为兼顾模型的计算精度和计算效率, 利用MIKE 21建立了渤海和秦皇岛海域的双层嵌套模型(如图 3a所示), 模型网格为非结构网格类型。渤海大模型总面积约84 000 km², 以大连至烟台连线为东侧开边界, 模型网格节点数为14 183个, 网格单元数为23 419个。秦皇岛小模型的三条开边界由渤海大模型的计算结果提供, 模型网格节点数为4 888个, 网格单元数为9 099个, 模型对工程区域网格进行了加密并由工程区向外海逐渐稀疏, 外海边界处网格分辨率较低, 约为4 km, 工程区域处分辨率较高, 约为20 m。模型的地形高程采用1985国家高程基准。

在建立好的网格基础上进行网格地形设置, 大模型根据中国人民解放军海军海道测量局测量的海图设置地形, 小模型结合工程区域当地原有地形和工程中滩肩补砂和沙坝吹填的设计剖面设置地形, 具体的滩肩和水下沙坝在模型地形中的设置见图 3d。底床糙度采用尼古拉兹糙度表示, 根据研究区域的水深和底质粒径变化经率定后设为0.001 6~0.020 0 m。科氏力根据经纬度计算, 模型中考虑科氏力和风的修正。泥沙的沉降速度取常值为0.03 m/s。侵蚀临界切应力根据公式(6)计算, 由于滩肩、沙坝补砂粒径与海滩原始泥沙粒径不同(滩肩、沙坝补砂平均中值粒径为0.32 mm, 海滩原始泥沙中值粒径为0.15 mm), 滩肩和沙坝区域侵蚀临界切应力设置为0.23 N/m², 其他工程区域设置为0.12 N/m²。按曹祖德等(1994)提出的淤积临界切应力为侵蚀临界切应力的4/9的经验关系, 模型的临界淤积切应力滩肩和沙坝区域取为0.1 N/m², 其他工程区域取为0.05 N/m²。侵蚀系数E取为6×10^–5~7.9×10^–4 kg/(m²∙s)。

本文首先选择具有代表性的大潮分别与常浪、强浪耦合并对耦合作用下有无工程情景下的水动力和悬沙浓度进行对比分析, 然后对波流耦合作用下有无工程情景下的海床演变进行对比分析, 其中常浪和强浪两种代表浪根据表 1中的参数进行设置。

2.3 模型验证

本研究的泥沙输运和海床演变模型基于验证良好的潮流模型和波浪模型建立, 关于潮流模型和波浪模型的验证(包括潮位、流速、流向、波高、波周期、波向)可参考匡翠萍等(2019)。

在工程海域设置SH、XKH两个悬沙浓度测站(位置如图 3b所示), 使用OBS (Optical Back Scattering)浊度计分别于2016年10月15~16日、18~19日进行连续26 h的悬沙浓度测量, 观测时间间隔为2 h, 观测得到两处测站的垂向平均悬沙浓度较低, 均在40 g/m³左右。由于OBS测得的数据是浊度值, 需要经过泥沙校准才能得到水体泥沙实际浓度值。采用现场泥沙标定的方法, 即测量时与OBS同步采集水样, 然后测定现场采集水的悬沙浓度, 采用回归法建立浊度与悬沙浓度两者关系实现标定。

基于这两处测站的悬沙浓度数据对泥沙输运模型进行验证, 如图 4所示。泥沙输运模型在工程海域两测站的悬沙浓度计算值与实测值在数值量级和趋势上较为相近, 平均悬沙浓度偏差在SH、XKH两处分别为2.7%、1.2%。根据《海岸与河口潮流泥沙模拟技术规程》中泥沙输运模型的验证精度控制要求(中华人民共和国交通运输部, 2010), 两测站的悬沙浓度计算值与实测值的偏差均小于30%, 满足精度要求, 能够反映波流作用下的泥沙输运规律, 可以用于进一步研究工程区域的泥沙输运和海床演变对工程的响应规律。由于缺少工程后的地形实测资料, 因此将模型计算的本工程地形变化与“秦皇岛市蓝色海湾整治行动”中的其他两处工程的地形变化进行比较, 得到类似的规律, 具体见3.2节。

3 水沙对岸线整治修复工程的响应特征 3.1 大潮与常浪耦合下的水动力和泥沙分布特征

为了探究岸线整治工程的实施对于泥沙输运的影响, 分别采用大潮与常浪、强浪耦合并对波流耦合作用下有无工程情景下的流场、波浪场和泥沙场进行分析。图 5为大潮与常浪耦合时有无工程情景下涨落急时刻流场和波浪场。如图 5a、图 5c所示, 在无工程情景下外海流场呈现往复流特征, 具体表现为SW向的涨潮流和NE向的落潮流。由于南侧人工岬角向海伸出距离较长, 因此对于研究区域的流场影响较大: 落潮时, 南侧人工岬角端部的挑流作用使得该处流速增大, 达到0.2 m/s左右, 且在岬角下游掩护区(两座人工岬角所围矩形水域)形成逆时针的环流, 流速分布呈现由环流中心向外逐渐增大的趋势; 涨潮时, 南侧人工岬角附近流速同样增强, 但和落潮时相比较小, 在岬角下游掩护区形成顺时针的环流, 尺度比落潮时小。比较图 5a、图 5c, 流速整体上落急时刻大于涨急时刻。和南侧人工岬角相比, 北侧人工岬角对于流场的影响较小。如图 5b、图 5d所示, 有工程情景下, 两座沙坝以外海域的流场在涨落急时刻和无工程情景下基本一致。在沙坝处, 由于水深较浅涨落急时均出现流速局部增强的现象, 落急时刻流速最大达0.20 m/s, 涨急时刻流速最大达0.18 m/s, 沙坝处流速落急时刻大于涨急时刻。在落急时刻北沙坝处(图 5b), 流场方向与波浪方向基本一致(如图 5f), 主要为NW向; 在南沙坝处, 沙坝北部的流场方向与波浪方向基本一致, 为NW向, 沙坝南部由于南侧人工岬角挑流的影响速度方向发生偏转, 从南向北由NE向逆时针偏转为NW向。在涨急时刻(图 5d), SW向涨潮流由于波浪的影响在两座沙坝处发生顺时针偏转。因此, 沙坝处的增强水流主要为受波浪控制的波生流, 且受潮流影响发生部分偏转。比较图 5b、5d, 流速整体上落急时刻大于涨急时刻, 且沙坝与人工岬角所围水域的流速与无工程情景下相比减弱。图 5e为无工程情景下的常浪波浪场, 有效波高由外海向近岸逐渐减弱, 在两座人工岬角后方形成波影区, 方向稍有偏转。图 5f为有工程情景下的常浪波浪场, 外海波浪场与无工程情景下一致, 工程的实施使得沙坝处的有效波高局部增大而沙坝后侧减小, 说明波浪在沙坝处未破碎而在沙坝后破碎, 沙坝后侧波高整体比无工程情景下小, 有效波高从坝顶最大的0.37 m减小到坝后最小的0.22 m, 减小了41%。因此沙坝一定程度上消减了波浪, 营造了沙坝后侧的低能量波浪场。工程的实施使得海滩近岸海域的水动力(潮流、波浪)减弱。

图 6为大潮与常浪耦合时有无工程情景下涨落急时刻悬沙浓度场和底床切应力场。如图 6a、图 6c所示, 在无工程情景下, 悬沙浓度整体呈现近岸大远海小的规律且落急时刻小于涨急时刻, 落急时刻最大浓度达19 g/m³, 涨急时刻最大浓度达23 g/m³。悬沙浓度的分布基本与底床切应力一致(图 6b, 6d), 涨落潮时刻两座人工岬角掩护后方均出现低切应力区域。低切应力区域的悬沙浓度也较低, 除了落急时刻南人工岬角北侧掩护区域(图 6a), 该处由于逆时针的环流将泥沙带入因而悬沙浓度较高。因此, 悬沙浓度分布主要受底床切应力控制, 部分受水动力影响。如图 6e、图 6g所示, 在有工程情景下, 悬沙浓度同样为近岸高远海低, 尤其在沙坝区域悬沙浓度明显高于周围水域, 落急时刻最高达28 g/m³, 涨急时刻最高达35 g/m³, 悬沙浓度整体上落急时刻小于涨急时刻。悬沙浓度的分布基本与底床切应力一致(图 6f, 6h), 除了在南沙坝后侧出现了泥沙扩散, 即在南沙坝处落潮时刻由于NW向强流速悬沙浓度向NW方向扩散、涨急时刻由于W向强流速悬沙浓度向W方向扩散。因此可以得出, 工程实施后研究区域近岸的悬沙浓度分布主要由底床切应力控制, 部分受水动力影响。

3.2 大潮与强浪耦合下的水动力和泥沙分布特征

图 7为大潮与强浪耦合时有无工程情景下涨落急时刻流场和波浪场。如图 7a、图 7c所示, 外海流场与常浪作用下的情景(图 5a, 5c)基本一致且流速整体上落急时刻大于涨急时刻, 近岸工程区域由于强浪作用落急时刻逆时针环流尺度减小但强度增大, 涨急时刻在北人工岬角南侧新出现了顺时针的环流。如图 7b、图 7d所示, 外海流场同样与常浪作用下的情景(图 5b, 5d)基本一致且流速整体上落急时刻大于涨急时刻, 近岸工程区域在两座沙坝处由于较浅的水深和强浪波高出现了急剧增强的水流, 落急时刻达0.86 m/s, 涨急时刻达0.85 m/s, 远大于常浪下的流速, 方向基本与强浪向一致(图 7f), 因此增强水流主要为波生流。图 7e、图 7f为无工程情景下的强浪波浪场, 其分布特征与常浪情景下(图 5e, 5f)相似但有效波高整体较大。但是, 在两座沙坝处(图 7f), 有效波高急剧减小, 说明波浪在沙坝处已破碎, 且沙坝后侧有效波高整体比无工程情景下小。有效波高从坝前最大0.99 m到坝后最小0.38 m, 减小了62%, 因此沙坝有效减弱了波浪, 且对强浪的削减效率大于常浪。

图 8为大潮与强浪耦合时有无工程情景下涨落急时刻悬沙浓度场和底床切应力场。如图 8a~图 8d所示, 无工程情景下强浪作用时的悬沙浓度场和底床切应力场与常浪作用时(图 6a, 6b, 6c, 6d)相似但数值整体较大。如图 8e、图 8g所示, 有工程情景下强浪作用时的悬沙浓度场与常浪作用时(图 6e, 6g)相比在沙坝处没有出现明显的高浓度区域, 而对应的底床切应力在沙坝处仍然出现了高切应力区域, 两者分布特征并不一致。这可能是由于强浪作用时近岸整体的底床切应力远大于常浪作用时, 导致沙坝周围的泥沙大部分也处于悬浮状态, 因此并没有明显的与沙坝形状相似的明显的高浓度泥沙区域。与常浪作用时相同, 强浪作用下无论有无工程悬沙浓度整体上近岸大而远海小且落急时刻小于涨急时刻。

4 波流耦合下的海床演变特征

为了研究波流耦合作用时有无工程情景下海床演变的差异和不同作用时长下研究区域海床演变的差异, 分别对有无工程情景下的地形进行了为期一个月和一年的模拟, 其中潮流为实际的天文潮时间序列, 波浪为常浪, 如图 9所示。在无工程情景下(图 9a, 9c), 一个月后和一年后的底床冲淤分布特征相似但一年后的冲淤程度更高: 在两座人工岬角北侧的掩护区均有明显的淤积区, 一个月后的最大淤积厚度达0.016 m, 一年后的最大淤积厚度达0.184 m; 在两座人工岬角中间偏北的区域出现了侵蚀区, 一个月后的最大侵蚀深度达0.011 m, 一年后的最大侵蚀深度达0.127 m。可见, 尽管人工岬角对海滩有一定的掩护作用, 但是仍有部分区域出现了较大侵蚀。在有工程情景下(图 9b, 9d), 沙坝处出现了严重侵蚀, 而沙坝后的掩护海滩基本处于淤积状态。一个月后, 沙坝最大侵蚀深度达0.114 m, 沙坝后侧掩护区最大淤积厚度达0.023 m; 一年后, 沙坝最大侵蚀深度达0.902 m, 沙坝后侧掩护区最大淤积厚度达0.212 m。工程施工后的冲淤特征和量值基本与“秦皇岛市蓝色海湾整治行动”中其他两个岸线整治修复工程中海滩的冲淤特征与量值相近(匡翠萍等, 2021; Kuang et al, 2021), 且这三个工程海滩相距较近, 水动力和泥沙特性相似, 工程的主要施工内容也相似(均包括滩肩补沙和水下人工沙坝吹填), 间接表明了本研究泥沙输运和海床演变模型的可靠性。

为了探究底床冲淤的原因, 图 10给出了时间平均的波流耦合余流场。如图 10a所示, 无工程情景下的余流场整体较小流速均在0.15 m/s以下, 在南人工岬角端部处出现离岸向的最大余流, 因此该处的泥沙随余流离岸输运且呈现侵蚀态势。工程区域整体上底床冲淤分布特征与底床切应力(图 6b, 6d)一致, 即在切应力大且超过侵蚀临界切应的区域底床冲刷, 而切应力小且小于淤积临界切应力的区域底床淤积。如图 10b所示, 有工程情景下在两座沙坝处出现NW向的最大余流, 达到0.15 m/s, 方向与波浪方向一致(图 5f), 可知该处明显的强余流是由于波浪传播到该处因水深变浅而产生波生流, 并冲刷沙坝泥沙使泥沙随波生流向沙坝掩护区输运, 最终使得沙坝处底床侵蚀而沙坝后侧底床淤积。因此, 沙坝处余流受波浪控制, 是泥沙输运的主要动力, 且沙坝为其后侧掩护区域提供沙源, 起到了有效养护海滩的作用。

5 结论

本研究基于验证良好的波流耦合模型, 建立了泥沙输运和海床演变模型。使用模型对大潮与常浪、强浪耦合下的悬沙浓度场进行探究, 并对波流耦合下的海床演变进行了模拟分析, 得到以下结论:

(1) 大潮与常浪耦合作用下, 无论有无工程存在, 研究区域周围海域流速整体上落急时刻大于涨急时刻, 南侧人工岬角对于流场的影响大于北侧人工岬角。沙坝处的增强水流主要为受波浪控制的波生流(方向主要为NW向), 且受潮流影响发生部分偏转。受工程影响, 沙坝与人工岬角所围水域的流速较弱。外海波浪场有无工程情景下一致, 有效波高由外海向近岸逐渐减弱。工程的实施使得沙坝处的有效波高局部增大而沙坝后侧减小, 波浪在沙坝处未破碎而在沙坝后破碎, 沙坝后侧波高整体比无工程情景下小, 沙坝一定程度上消减了波浪。工程的实施使得海滩近岸海域的水动力(潮流、波浪)减弱。悬沙浓度整体呈现近岸大远海小的规律且落急时刻小于涨急时刻。工程实施后在沙坝处出现高悬沙浓度区域。悬沙浓度分布主要由底床切应力控制, 部分受水动力影响。

(2) 大潮与强浪耦合作用下, 外海流场与常浪作用下的情景基本一致且流速整体上落急时刻大于涨急时刻, 近岸工程区域落急时刻逆时针环流尺度减小但强度增大, 涨急时刻在北人工岬角南侧新出现了顺时针的环流。在沙坝处出现了急剧增强的水流, 速度远大于常浪作用下的情景, 方向基本与强浪向一致。波浪在沙坝处已破碎, 沙坝对强浪的削减效率大于常浪。强浪作用时悬沙浓度整体上近岸大而远海小且落急时刻小于涨急时刻。有工程情景下的悬沙浓度场在沙坝处没有出现明显的高浓度区域, 与底床切应力的分布特征并不一致。

(3) 波流耦合作用下, 无工程情景下海滩近岸大部分区域持续侵蚀, 两座人工岬角北侧的掩护区有部分淤积区, 因此人工岬角的护岸效果有限。有工程情景下沙坝处侵蚀而沙坝后侧掩护区域淤积。沙坝处NW向余流受波浪控制, 是泥沙输运的主要动力, 且沙坝为其后侧掩护区域提供沙源, 起到了有效养护海滩的作用。