， ，，

(1.中國電力工程顧問集團 華東電力設計院有限公司，上海 200331； 2.長江科學院 a.河流研究所; b.水利部江湖治理與防洪重點實驗室，武漢 430010)

斜交塔基局部沖刷規(guī)律研究

李舜1，柴朝暉2a,2b，劉同宦2a,2b，馮源2a,2b

(1.中國電力工程顧問集團 華東電力設計院有限公司，上海 200331； 2.長江科學院 a.河流研究所; b.水利部江湖治理與防洪重點實驗室，武漢 430010)

塔基(橋墩)的局部沖刷問題是跨河工程規(guī)劃、設計中需考慮的重要課題。受限于地形、地質(zhì)、經(jīng)濟條件等因素，斜交塔基(橋墩)逐漸用于跨河工程中。然而，目前研究側(cè)重正交塔基(橋墩)的局部沖刷問題，對斜交塔基局部沖刷規(guī)律研究較少,因此，以某斜交塔基工程為例，通過概化模型試驗研究了斜交塔基的局部沖刷規(guī)律。研究結(jié)果表明：與正交塔基相比，斜交塔基偏向側(cè)流速增幅大于塔基背向側(cè)流速；沖刷坑最大沖刷深度較大，且最大沖刷位置位于塔基偏向側(cè)；沖刷坑呈不對稱的馬蹄形，且塔基偏向側(cè)沖刷范圍大于背向側(cè)；塔基防護后，以上趨勢減弱。研究成果為解決跨江大橋或電纜通道建設中的斜交塔基局部沖刷問題提供了參考借鑒。

斜交塔基；樁群；沖刷坑；沖刷深度；流速

1 研究背景

隨著城市發(fā)展及其對電力的需求，跨江大橋或電纜通道的建設是十分必要的，但跨江大橋或電纜通道建設時必須考慮到所在地區(qū)的地形、地物、地質(zhì)和經(jīng)濟條件等，在某些地區(qū)需采用斜交大跨度跨越江河。

目前，國內(nèi)外對于普通正交橋梁或塔基局部沖刷規(guī)律和沖刷計算公式進行了大量的研究工作，如Richardson等[1]通過建立三維數(shù)學模型研究了橋墩的局部沖刷問題；D’Alessandro[2]通過一系列試驗研究了不同阻水率的橋墩的局部沖刷規(guī)律；Park等[3]基于試驗和實測數(shù)據(jù)分析了當前沖刷計算公式的合理性，并建立了新的計算公式；Ismael 等[4]研究了3個橋墩的位置對沖刷深度的影響規(guī)律；齊梅蘭[5]從沖刷機理出發(fā)建立了一種分步橋墩沖刷計算方法；高正榮等[6]通過概化模型試驗研究了蘇通大橋橋墩的沖刷規(guī)律；韓海騫等[7]研究了潮流作用下正交橋墩局部沖刷規(guī)律；于洋[8]利用數(shù)值模擬研究了斜交橋墩對洪水壅高的影響，但并未對斜交橋墩的局部沖刷問題進行詳細研究。因此，本文以某高壓輸變電長江口跨越工程為例，深入研究了斜交塔基局部沖刷規(guī)律。

2 試驗材料及方法

塔基由4個五邊形承臺+系梁組成，四周倒圓角，整體外輪廓尺寸為120 m×130 m；承臺下部為176根2.5～2.8 m變截面鉆孔灌注樁，如圖1所示。由于起點和終點位置的限制，塔基軸線與水流方向斜交，兩者之間交角為76°(104°)。

圖1 某河口跨越工程塔基示意圖Fig.1 Sketch of a skewed tower footing at estuary

2.1 試驗設計

本試驗主要研究塔基周圍沖刷坑的形態(tài)及深度，因此采用正態(tài)概化模型進行研究。為了較好地反映樁群對水流的影響，模型幾何比尺不宜過大，綜合考慮模型比尺、場地和供水系統(tǒng)等實際情況，模型幾何比尺定為αL=αH=100(αL為平面比尺，αH為垂直比尺)。 為減小上下游水流和邊壁對試驗結(jié)果的影響，試驗在50 m×9 m×0.85 m(長×寬×高)的水槽中進行，如圖2所示。

圖2 試驗水槽平面示意圖Fig.2 Plan of experimental flume

2.1.1 水流相似

2.1.2 泥沙相似

由于試驗主要研究斜交塔基局部沖刷問題，故泥沙運動相似主要考慮起動相似和揚動相似。

起動相似應滿足

(1)

式中：αv0表示起動流速比尺;v0p代表原型起動流速;v0m代表模型起動流速。

揚動相似條件應滿足

αvf=αv=10 。

(2)

泥沙揚動流速采用竇國仁公式計算,即

(3)

式中：vf為泥沙揚動流速；γs為泥沙顆粒重度；γ為水體重度；d為泥沙顆粒粒徑；Δ為河床顆粒相對凸起度，當d≤0.5 mm時，Δ取0.5 mm,當d>0.5 mm時，Δ=d。

2.2 試驗用沙

由于物理模型試驗手段的限制，床沙分層模擬存在一定困難，因此，本模型試驗中的原型沙采用擬建工程處的表層泥沙。根據(jù)工程地質(zhì)鉆探資料，擬建工程位置處表層為粉砂層，厚度在20 m左右，床沙中值粒徑為0.151 mm，土體重度為26.36 kN/m3。根據(jù)張瑞瑾起動流速公式，當水深為5～20 m時，其起動流速為0.42～0.63 m/s。綜合考慮試驗的可行性和經(jīng)濟性，采用d50為0.21 mm的輕質(zhì)塑料沙作為試驗用沙(濕重度為10.35 kN/m3，干重度6.37 kN/m3)，此沙在水深0.05～0.20 m的起動流速為0.046～0.062 m/s，詳見表1。

由表1可知其平均起動流速比尺為9.9，且上述試驗用沙起動流速能較好地滿足河床質(zhì)泥沙的起動相似要求，相應的粒徑比尺αd=0.72，原型沙與所選塑料沙粒徑級配曲線見圖3。

表1 原型泥沙和試驗用沙起動比尺Table 1 Scale of prototype and experimental sand

圖3 原型沙及試驗用沙級配曲線Fig.3 Gradation curves of prototype sand and experimental sand

圖4 塔基附近床面某點的高程隨時間變化過程Fig.4 Variation of elevation in the adjacent of tower footing against time

2.3 試驗時間的確定

通過實時觀測試驗中某點床面高程隨時間的變化來確定局部沖刷試驗水流施放時間，圖4是某點床面高程隨時間變化圖。 從圖4中可以看出，試驗初期，北塔基附近河床快速下切形成沖刷坑，隨后沖刷迅速減小并逐漸形成動態(tài)穩(wěn)定，故選用進入動態(tài)穩(wěn)定一段時間作為試驗歷時，取170 min。

2.4 試驗方案

此試驗主要是研究極限沖刷深度及沖刷坑形態(tài)，根據(jù)擬建工程處的水文資料，采用300 a一遇水文條件進行計算，同時為分析斜交和防護對局部沖刷的影響，進行正交和床面防護后試驗,試驗方案如表2所示。其中，床面防護核心區(qū)范圍為由塔基外圍順水流方向向外擴展25 m、垂直于水流方向向外擴展30 m的近似方形區(qū)域，護坦區(qū)范圍為核心區(qū)范圍順水流方向向外擴展60 m、垂直于水流方向向外擴展70 m。

表2 局部沖刷試驗條件及方案Table 2 Condition and programs of local scour experiment

3 試驗結(jié)果

3.1 局部水流變化

由于河床床面的變化與水流息息相關，因此，通過相機記錄和流速測量的方法分析了斜交塔基水流流態(tài)的變化。流速采用文獻[9]中的方法測量，測量斷面如圖5所示。

圖5 流速測量布置Fig.5 Layout of measuring points for flow velocity

圖6 防護前后塔基局部流態(tài)Fig.6 Flow patterns in the adjacent of tower footing before and after protection

圖6是塔基周邊水流流態(tài)圖。從圖6中可以看出：塔基承臺在水中，迎水側(cè)會出現(xiàn)一定的雍水現(xiàn)象，但由于承臺下部樁群有一定的過水能力，雍水作用不是很強烈，塔基兩側(cè)及背水側(cè)有小幅度的跌水現(xiàn)象，同時，水流繞過塔基承臺后，在塔基后面形成一個范圍較大的緩流區(qū)。防護后，塔基前側(cè)的雍水、兩側(cè)的跌水及背水側(cè)的緩流依然存在，但受防護體的影響，塔基背水側(cè)緩流區(qū)的范圍和流態(tài)發(fā)生一定的變化。與防護前相比，背水側(cè)緩流區(qū)的流態(tài)變得更加紊亂，并出現(xiàn)了明顯的漩渦，緩流區(qū)縱向尺度變化不大，橫向?qū)挾扔幸欢ǖ脑黾?，?48 m增至196 m。

根據(jù)塔基周圍流速測量結(jié)果來看，塔基迎水側(cè)流速有一定程度的減少，減少幅度為36.43%，影響范圍在塔基軸線上游250 m內(nèi)；兩側(cè)由于塔基的束水作用，流速有一定程度的增加，且南側(cè)流速增幅大于北側(cè)，分別為14.64%和5.36%, 主要是由塔基與水流方向斜交，塔基右側(cè)斷面縮窄導致的；對于塔基背水側(cè)而言，水流流經(jīng)承臺下部樁間時，受到群樁多重阻水，水流下切河床和樁間的紊流減緩流速的影響同時存在，而且在塔基范圍內(nèi)越趨向塔基后側(cè)兩承臺的后排樁群,其消能減速的影響越大，使塔基背水面形成狹長的緩流區(qū)，流速減少幅度達83.93%。防護方案實施后，由于在防護體的作用下，核心區(qū)及護坦區(qū)床面的沖刷受到抑制，進而使塔基附近水流流速及方向發(fā)生一定的變化。塔基南北側(cè)最大流速帶均向兩側(cè)延伸，幅度在45 m內(nèi)，且兩側(cè)最大流速受防護體的影響出現(xiàn)一定幅度的減小，減幅為4.36%。

3.2 最大沖刷深度

流向塔基的水流受到斜交承臺及承臺下部樁群的阻擋，兩側(cè)的繞流使水流急劇彎曲，床面附近形成漩渦，劇烈淘刷塔基周邊的泥沙，形成局部沖刷坑。隨著沖刷坑的不斷加深和擴展，坑底流速逐漸降低，水流挾沙能力隨之減弱，上游進入沖刷坑的泥沙與水流沖走的泥沙相平衡。同時，沖刷坑底的泥沙逐漸粗化，留下較粗顆粒鋪蓋在沖刷坑表面上，使坑底粗糙程度增大，抗沖能力增強，使水流的沖刷作用與床沙的抗沖作用趨向平衡，局部沖刷坑達到最深。沖刷坑的邊緣與塔基坑底的最大高差，就是最大沖刷深度。

無防護條件下，斜交和正交塔基最大沖刷深度分別為32.2 m和25.5 m，由上可知，與正交塔基相比，由于斜交造成的斷面流量和斷面形態(tài)的變化，斜交塔基兩側(cè)沖刷深度不均勻，故斜交塔基的最大沖刷深度加大，且最大沖刷位置位于塔基偏向側(cè)(文中的南側(cè))。床面防護后，塔基底部產(chǎn)生沖刷的不穩(wěn)定因素被消除，受塔基及防護工程影響，塔基前側(cè)向繞流對防護范圍外的床面產(chǎn)生沖刷，但最大沖刷深度有所減小。防護工程實施后，塔基護坦區(qū)外最大沖刷深度為17.1 m。

3.3 沖刷坑形態(tài)

通過觀察試驗過程可知：試驗初期，當塔基前流速小于床沙起動流速時，床面基本無變化；隨著流速的不斷增大，塔基迎水側(cè)的床面首先開始沖刷，并逐漸刷深，范圍擴大，塔基兩側(cè)也在同步刷深、拓寬，由于分離漩渦的作用，泥沙從沖刷坑內(nèi)搬運到坑外時呈螺旋形上升，一部分泥沙被帶向塔基內(nèi)部和下游緩流區(qū)內(nèi)形成局部淤積體，一部分泥沙則被水流帶走,從而造成塔基局部沖刷主要在塔基樁基和塔基兩側(cè)地帶，淤積則主要在塔基結(jié)構(gòu)背水面中軸線上的緩流狹長區(qū)域，見圖7。

圖7 無防護條件下局部沖刷縱向剖面示意圖Fig.7 Longitudinal profile of local scour in the absence of protection

圖8 塔基沖刷云圖Fig.8 Contours of scour of tower footing

從沖刷坑發(fā)展過程中可以看出，塔基迎流面在沖刷開始后很快形成穩(wěn)定的沖刷坑邊緣，當塔基前的沖刷達到基本平衡時，塔基兩側(cè)沖刷坑仍在不斷刷深、拓寬。隨著時間的推移，下游淤積體體積逐漸增大，導致阻力增大，輸沙能力逐漸減弱，加上沖刷坑形成前深后淺的勺狀形態(tài)，使得坑內(nèi)泥沙越來越難于搬運出坑外，沖刷坑逐漸趨于穩(wěn)定。從塔基最終時刻沖刷坑云圖(圖8)可知，正交無防護條件下，塔基沖刷坑呈馬蹄形，塔基兩側(cè)沖刷范圍相當，這與目前大多數(shù)研究成果相吻合；斜交且無防護時，由于塔基軸線與水流方向不垂直，塔基兩側(cè)水流流速增幅不同，從而導致沖刷坑呈不對稱的馬蹄形，且南北兩側(cè)沖刷范圍也相同，主要表現(xiàn)為塔基偏向側(cè)沖刷范圍大于背向側(cè)，如塔基附近河床沖刷10 m的范圍南側(cè)(塔基偏向側(cè))190 m、北側(cè)(塔基背向側(cè))125 m以內(nèi)；斜交塔基防護后，防護區(qū)內(nèi)河床基本保持穩(wěn)定。但防護區(qū)域尺度畢竟有限，水道的水流動力并未消失，受塔基及防護工程影響，樁前側(cè)向繞流還會對防護范圍外未進行護底的床面產(chǎn)生沖刷，從試驗數(shù)據(jù)可知，北塔基防護后，核心區(qū)河床沖刷較小，幅度在2 m以內(nèi)，沖刷主要發(fā)生在護坦區(qū)兩側(cè)，且主要沖刷區(qū)域沿水流方向移動，幅度200 m左右，同時兩側(cè)的沖刷較未防護前更均勻。

4 結(jié) 論

以某跨長江塔基工程為例，通過概化模型試驗研究了斜交塔基局部沖刷規(guī)律，得到主要結(jié)論如下：

(1) 斜交塔基迎水側(cè)雍水，兩側(cè)及背水側(cè)的跌水現(xiàn)象依然存在，但塔基兩側(cè)流速增幅的表現(xiàn)異于正交塔基，即塔基偏向側(cè)流速增幅(14.64%)大于塔基背向側(cè)流速增幅(5.36%)，塔基防護后，這種趨勢減弱。

(2) 與正交塔基相比，斜交塔基兩側(cè)極限沖刷深度較大，增加約26.3%，且最大沖刷位置位于塔基偏向側(cè)，防護后，塔基最大沖刷深度較小，減幅約59.2%，且最大沖刷位置在防護區(qū)以外。

(3) 與正交塔基相比，斜交塔基沖刷坑呈不對稱的馬蹄形，且兩側(cè)沖刷范圍也不相同，主要表現(xiàn)為塔基偏向側(cè)沖刷范圍大于背向側(cè)，如10 m沖刷線范圍增大36%左右。

綜上，斜交塔基在局部水流、沖刷坑形態(tài)、深度上均表現(xiàn)出新的特點，但由于塔基局部沖刷影響因素較多，影響機理復雜，研究成果存在一定的局限性，下一步將結(jié)合數(shù)學模型等研究手段進行不同交角下局部沖刷研究工作。

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Rules of Local Scour of Skewed Tower Footing

LI Shun1，CHAI Zhao-hui2,3，LIU Tong-huan2,3，F(xiàn)ENG Yuan2,3

(1.Energy China East China Electric Power Design Institute Co., Ltd., Shanghai 200331, China; 2.River Department, Yangtze River Scientific Research Institute, Wuhan 430010, China; 3.Key Laboratory of River Regulation and Flood Control of Ministry of Water Resources, Yangtze River Scientific Research Institute, Wuhan 430010, China)

The local scour of tower footing (pier) is a critical subject in planning and designing river-crossing project. Skewed tower footing has being gradually used in river-crossing engineering due to special geography, geology and economic conditions. But researchers paid more attention to the local scour of orthogonal tower footing (pier) rather than that of skewed tower footing. In this article, the rules of local scour of a skewed tower footing are researched through generalized model test. Results reveal that the increment of flow velocity on deviational side of skewed tower footing is bigger than that on dorsal side; the maximum scour depth is large, and the position is on deviational side; the scour pit displays an asymmetrical horseshoe shape, and the scour range on deviational side is larger than that on dorsal side. When bed surface around the tower footing is protected, this trend becomes weak. The results offer reference for researches on the local scour of skewed tower footing of river-crossing bridge or cable gallery construction.

skewed tower footing；pile group；scour pit；scour depth；flow velocity

2016-09-07；

2016-11-10

國家重點研發(fā)計劃項目(2016YFC0402307)；國家自然科學基金項目(51609012, 51409019,51339001)；長江科學院中央級公益性科研院所基本科研業(yè)務費項目(CKSF2016010/HL)

李 舜(1971-),男，上海人，高級工程師，碩士，主要從事水文氣象方面的研究。E-mail:lishun@ecepdi.com

10.11988/ckyyb.20160919

TV142.1

A

1001-5485(2018)01-0011-05

(編輯：陳 敏)