舟山復雜海島條件下某交通碼頭溢油環境風險評估

李獻麗，陸凡，王臣，沈良朵

(1.浙江國際海運職業技術學院海洋裝備工程學院,浙江舟山 316021;2.浙江海洋大學船舶與海運學院,浙江舟山 316022;3.舟山市港航工程規劃設計院有限公司,浙江舟山 316000;4.浙江海洋大學海洋工程裝備學院，浙江舟山 316022)

舟山群島位于浙江省東北部，島嶼眾多，航道縱橫，水上交通較為發達。多年來，為滿足城市發展需要，港口碼頭不斷建設發展。島內航線密集而繁忙，船舶航行碰撞發生溢油的因素加大，可能產生的海洋環境危害也愈發得到重視[1]。

港口碼頭海域環境危害主要源于海上溢油事故的發生，受風向和潮流的影響其危害范圍較廣。如何采取有效手段預測溢油風險，做到未雨綢繆，就顯得尤為重要。海上石油發生泄漏后，油膜受海水密度、溫度、鹽度等因素的影響發生多種物理、化學和生物變化過程，如擴展、分散、蒸發、乳化、沉降及生物降解[2-3]?；诖?，國內外學者開展了一系列溢油模擬分析。20 世紀60 年代，FAY[4]提出了經典的三階理論對油膜擴散進行解釋，將溢油分為3 個階段；JOHANSEN,et al[5]在油粒子模型中加入Lagrange 追蹤法，使得在風浪等作用下油膜破碎分離現象更清晰；CHO,et al[6]同時考慮潮流和潮汐，建立了溢油分散模型，對河北精神號超大型油輪在黃海發生的漏油事故進行計算擴散分布，為防治災害提供直觀的數據材料；ELIZARYEV,et al[7]使用GNOME 模型和HAZAT 軌跡模型2 種不同的模型對Exxon Valdez 溢油軌跡進行了分析，發現影響油在水體中分散的物理化學特性變化的主要因素是風速風向、水溫和波高；游立新等[8]通過建立二維水動力模型并耦合了油粒子模型預測了枝城區鐵水聯運碼頭前沿發生溢油事故后油膜的漂移擴散過程；吳瓊等[9]采用油粒子模型以湛江港航道疏浚工程為例，對其施工期和運營期可能對海域水環境的影響和存在風險進行預測及分析，為大型航道工程建設提供參考。目前，溢油事故預測研究最受青睞的就是“油粒子”模型[5]，其認為油膜是以大量獨立的油粒子組成，每個油粒子含有一定油量?；ゲ桓蓴_的特性使得“油粒子”模型可以確切地表現出較厚的油向油膜邊緣擴展的過程以及油膜形狀在風向上明顯拉長的現象，同時相較于傳統模式，“油粒子”模型在油膜斷裂和迎風壓縮等方面也更具合理性。

因此，本文建立了工程區域二維水動力模型，在模型適用性得到驗證的基礎上，耦合油粒子模型對舟山定海某交通碼頭工程進行溢油的漂移擴散、掃海面積以及到達敏感區域的時間進行預測分析，為溢油事故應急方案制定提供理論指導[9-12]。

1 二維水動力模型建立

1.1 控制方程

式中：t為時間，s；d為靜水深，h；η 為水面高程，m；u、v分別為x、y方向上的分量，m·s-1；pa為當地大氣壓；ρ為水的密度，kg·m-3；ρ0為參考水密度，kg·m-3；f=2Ωsinφ 指柯氏力參數，s-1(φ 為所處地理緯度，°；Ω 為自轉角速率，取0.729×10-4rad·s-1)；fvˉ和fuˉ為地球自轉引起的加速度，m·s-2；sxx、sxy、syx、syy為波輻射應力分量，N·m-2；Txx、Txy、Tyx、Tyy為水平粘滯應力項；S為源匯項；(ps,qs)源匯項水流流速，m·s-1。

1.2 計算區域及網格

本文數值模型計算區域設置范圍較大，為28.5°N——32°N，120°E——126°E。其中長江水域上游邊界設在江陰處，杭州灣上游邊界設在澉浦潮位站。以非結構三角網格劃分，在遠海區域設置最大網格尺度5 000 m，工程區則進行網格局部加密，最小網格距20 m，兩者之間采用模型平滑迭代過度，便于更好地描繪出岸線和水下地形，減少模型計算時間。模型共計41 041 個節點，78 473 個單元，水深地形及網格分別如圖1、2 所示。

圖1 計算域網格和水深示意圖Fig.1 Grid and water depth diagram

圖2 局部網格示意圖Fig.2 Local grid diagram

1.3 模型驗證

模型驗證選擇中交第三航務工程勘察設計院有限公司水文測驗期間的實測資料，對定海和鎮海2 個長期潮位站進行潮位驗證，對定點測站N1 和N14 分大小潮進行流速流向驗證(大潮：2015.05.04——2015.05.05；小潮：2015.05.12——2015.05.13)。測站位置如表1 所示。

表1 驗證點位置Tab.1 Verification point location

1.3.1 潮位驗證

圖3 潮位驗證結果顯示，整體數值結果趨勢與實測值擬合較好，誤差僅在6 cm 以內，相對誤差控制在5%左右，僅在部分最低潮處誤差存在15 cm 左右，但總體吻合度較高。

圖3 潮位驗證Fig.3 Tide level verification

1.3.2 潮流驗證

圖4 潮流驗證結果顯示，大潮階段計算結果與實測值基本保持同步，相比之下，小潮階段2 個測站個別最高潮處有所跳動，但整體誤差基本在10%左右。流向結果擬合度較高，相對誤差在7%以內，并能看出潮流運動呈現往復流特征。

圖4 潮流驗證Fig.4 Power flow verification

綜上所述，模型精度能夠基本上滿足《海岸與河口潮流泥沙模擬技術規程》[13]的要求，能夠反映出漲落潮時刻變化以及潮流運動特征，可以為溢油模型提供較好的流場驅動力。

1.4 潮流場分析

圖5 是工程區附近海域大潮漲落急時刻的流場圖。由圖可知，漲急時刻潮流主要是來自東海的前進波，經舟山東南外海島嶼間水道而分流抵達工程區域。工程區東西側海域均較為開闊，地形起伏變化不大，故整體上漲落時刻的流路呈現出往復流的形式，且基本是平行于岸線方向。而流速在島嶼狹道處受到束水作用，過水斷面減小，流速最大可達1.2 m·s-1；對于落急時刻，僅有方向上反向的差異。

2 溢油模型預測

2.1 計算方程

(1)在風和流的共同作用下，油粒子群的每一個油粒子的運動可用下式表示：

式中：X、Y為經過后油粒子的位置；X0、Y0為某質點的初始坐標；U、V分別為X、Y方向的流速分量，m·s-1，包括潮流和風海流2 部分，流場由前述潮流模式計算得到；W10為海面上的風速，m·s-1；A為風向，°；α 為風拖曳系數；r為隨機走動距離(擴散項)，是由水流的隨機性脈動所導致每個油粒子的空間位移，r=RE，R為0～1 之間的隨機數，E為擴散系數；B為隨機擴散方向，B=2πR。

(2)風拖曳系數選取

風海流采用如下計算公式：

式中：α 為風拖曳系數；f(θ)為科氏力引起的偏轉角的函數；θ 為偏轉角，°。在北半球，風海流向右偏轉于風向，此處偏轉角取15°，α 取0.03。

風拖曳系數是海洋大氣物理學中的重要參數，本文中采用JIN Wu[14]的公式，即：

式中：Ca=1.255×10-3；Cb=2.425×10-3；Wa=7 m·s-1；Wb=25 m·s-1。

2.2 預測方案

本次研究對象的溢油風險事故主要來源于碼頭裝卸作業產生的溢油和來港船只航道上受海損事故產生的溢油。根據調查[15]發現，操作性事故造成溢油量相對較小，而海損性事故雖然發生概率較小，但往往溢油量較大，對環境的危害較為嚴重。此碼頭不停泊油船，故以操作性事故作為碼頭風險事故源項，一般性海損事故作為航道溢油事故源項。

2.2.1 研究區域

舟山群島內航道多而繁忙，島嶼狹道效應和波流作用明顯，漲落潮時刻流速變化較大，對船舶航行造成一定的影響。故針本文確定的2 處事故源項，選擇具有代表性的碼頭前沿以及航道處作為溢油點。同時，選擇3 個較為重要且典型的敏感目標作為對象，分析溢油影響及開始影響時間。選取的敏感目標分別為雙礁與黃牛礁特殊利用區、西蟹峙特殊利用區及沈家門農漁業區(溢油點位置和敏感區域如圖6 所示)。

圖6 溢油點位置和敏感區域Fig.6 Location of oil spill point and peripheral sensitive targets

2.2.2 預測條件

根據油膜在潮流作用下輸移的物理過程，選擇高平潮和低平潮2 個時刻分別進行溢油釋放計算[16]?？紤]對敏感區域的不利風向(SE)，風速均按建議值取13.8 m·s-1?；谝陨蠗l件，根據《船舶污染海洋環境風險評價技術規范(試行)》[17]，碼頭前沿選擇2 t 溢油量進行模擬，航道處由于缺少工程區主力船型數據，取建議值10 t 進行模擬。

2.2.3 溢油工況設計

綜合考慮潮流和不利風向因素，對各溢油點按風向和潮流類型進行組合，溢油計算工況如表2、3 所示。

表2 碼頭前沿溢油預測方案Tab.2 Oil spill prediction scheme for wharf front

表3 航道處溢油預測方案Tab.3 Oil spill prediction scheme at waterway

3 預測結果分析

3.1 碼頭前沿溢油數值分析

油膜初期受潮流作用明顯，在漲潮流作用下迅速向杭州灣西側方向漂移。隨后油膜受往復流作用向東南方向震蕩漂移，7 h 后開始對西蟹峙特殊利用區產生環境影響，24 h 內大量油粒子集中擴散到西蟹峙特殊利用區東南側，隨后在SE 風向作用下沿杭州灣方向運動趨勢明顯，其油膜面積逐漸增大，并在30 h 內開始對雙礁與黃牛礁特殊利用區環境有不利影響。最終在不利風向SE 的主導下，72 h 內油膜影響范圍達605.2 km2，如圖7、8 所示。

圖7 溢油發生24 h 后油粒子軌跡(漲潮時刻)Fig.7 Oil particle trajectory after 24 h of oil spill(rising tidal)

圖8 溢油發生72 h 后油粒子軌跡(漲潮時刻)Fig.8 Oil particle trajectory after 72 h of oil spill(rising tidal)

落潮時刻溢油在不利風(SE)條件下的預測如圖9、10 所示：油膜初期同樣在潮流作用下迅速向東南側方向漂移。大部分油粒子12 h 內往西北飄移，故到達雙礁與黃牛礁特殊利用區比漲潮時刻早7 h，對西蟹峙特殊利用區比漲潮時刻晚1 h。油膜在SE 風向以及往復流作用下向西北——東南方向擴散面積逐漸增大，72 h 內溢油掃海面積內影響范圍為926.3 km2。

圖9 溢油發生24 h 后油粒子軌跡(落潮)Fig.9 Oil particle trajectory after 24 h of oil spill(falling tide)

圖10 溢油發生72 h 后油粒子軌跡(落潮)Fig.10 Oil particle trajectory after 72 h of oil spill(falling tide)

3.2 航道處溢油數值分析

航道處溢油初期情況與碼頭處有所不同，油膜在漲潮流作用下會迅速沿岸線向西北側漂移，14 h 后油膜到達西蟹峙特殊利用區，前期24 h 內油粒子受岸線吸附影響明顯，呈現出長帶狀油膜，并在27 h后逐漸對雙礁與黃牛礁特殊利用區產生環境影響。隨后在不利風向和往復流雙重作用下，油膜向西北-東南方向震蕩漂移，擴散面積不斷增大，最終72 h 內油膜影響的海域面積為1 442.3 km2，如圖11、12 所示。

圖11 溢油發生24 h 后油粒子軌跡(漲潮)Fig.11 Oil particle trajectory after 24 h of oil spill(rising tidal)

圖12 溢油發生72 h 后油粒子軌跡(漲潮)Fig.12 Oil particle trajectory after 24 h of oil spill(rising tidal)

航道處不利風(SE)條件下落潮時刻溢油預測如圖13、14 所示，油膜初期在落潮流作用下迅速向東南側方向漂移，與漲潮時不同的是岸線吸附作用減弱，油粒子多是聚集狀態，8 h 后開始影響西蟹峙特殊利用區。同時12 h 內大量油粒子聚集在雙礁與黃牛礁特殊利用區北側，故影響時間早于漲潮時刻3 h。油膜隨后在SE 風向以及往復流作用下向西北-東南方向震蕩漂移，其油膜面積逐漸增大，最終72 h 內溢油掃海面積為1 010.1 km2。

圖13 溢油發生24 h 后油粒子軌跡(落潮)Fig.13 Oil particle trajectory after 24 h of oil spill (falling tide)

圖14 溢油發生72 h 后油粒子軌跡(落潮)Fig.14 Oil particle trajectory after 72 h of oil spill(falling tide)

綜上所述，由于流況不同，風速風向也有一定變化，所以在不同地點、不同時刻發生溢油后所追蹤到的油膜軌跡就不盡相同[18]。對于碼頭前沿處溢油情況，相較于漲潮時刻風向的主導作用，復雜海島地形也會影響油膜擴散軌跡。其中，金塘島會對漲潮時刻油膜向杭州灣方向運動起到一定的阻礙作用，擴散動力減弱導致72 h 內油膜影響范圍小于落潮時刻；航道處溢油風險預測表明，落潮時刻24 h 內油粒子受潮流與風向作用，多在舟山本島與金塘水道內漂移，向西南外海區域漂移較弱導致油膜影響面積小于漲潮時刻。同時受水深的影響，航道處水動力條件強于碼頭前沿，故整體上航道處發生溢油后的影響區域面積大于碼頭前沿處溢油面積。

4 結論

本文在二維水動力模型基礎上耦合油粒子模型對舟山定海某碼頭前沿及航道處進行溢油預測分析，結果表明：

(1)初期階段2 處溢油點主要受到潮流作用，沿漲落潮方向進行漂移。隨后在不利風向SE 主導作用下，進行震蕩漂移擴散。72 h 內漲落時刻碼頭前沿處溢油最大油膜掃海面積達到926.3 km2，航道處溢油最大油膜掃海面積達到1 442.3 km2。

(2)碼頭前沿處漲潮時刻，復雜的海島地形對溢油擴散軌跡起到阻礙作用，擴散動力減弱導致72 h 內油膜影響范圍小于落潮時刻；航道處溢油發生后，落潮時刻油粒子受眾多島嶼的影響，在舟山本島與金塘水道內漂移，對外海影響面積減小。

(3)該工程區域發生溢油事故影響敏感目標主要為西蟹峙特殊利用區和雙礁與黃牛礁特殊利用區，對沈家門農漁業區影響極小。同時在漲落時刻，溢油到達敏感區域時間存在明顯差異，碼頭前沿最大時間差出現在雙礁與黃牛礁特殊利用區為7 h，航道處則在西蟹峙特殊利用區為6 h。