李 舜，孫 麗 榮，渠 庚，丁 兵，黃 衛(wèi) 東

(1.中國電力工程顧問集團華東電力設(shè)計院有限公司，上海 200331； 2.長江科學(xué)院 河流研究所，湖北 武漢 430010)

0 引 言

涉水墩臺的存在改變了局部流場，常常導(dǎo)致局部沖刷坑的形成，從而導(dǎo)致跨河工程的損壞。統(tǒng)計表明[1-2]，美國1 000多座橋梁的水毀損壞原因60%可歸因于沖刷，新西蘭平均每年至少有一次嚴(yán)重的橋梁事故可歸因于沖刷，中國橋墩水毀的例子也很多。局部沖刷一直是沖積性河流中墩臺失穩(wěn)和水毀的主要原因，也一直是跨河工程科研與設(shè)計中需重點研究的問題。

多年來很多學(xué)者對單個墩臺沖刷的機理、水流結(jié)構(gòu)、沖刷坑深度影響因素與計算等做過大量的研究[3-9]。隨著世界各國經(jīng)濟社會快速發(fā)展，跨越大江大河和海灣的工程越來越多，涉水墩臺尺寸也越來越大，其更多的采用復(fù)雜的透水樁基結(jié)構(gòu)來減小局部沖刷。近期一些學(xué)者陸續(xù)開展了復(fù)合墩臺的局部沖刷研究，高正榮等[10]通過概化模型試驗研究了啞鈴型橋墩的最大沖深和沖刷范圍；韓海騫等[11]通過水槽試驗研究了墩臺在潮流作用下的沖刷坑形態(tài)與沖刷過程，并對潮流作用下橋墩局部沖刷深度的主要影響因子進行了初步的分析；李舜等[12]通過概化模型試驗研究了斜交塔基的局部沖刷規(guī)律；盧中一等[13]試驗研究了樁承臺不同入水深度對局部沖刷的影響。鑒于復(fù)合墩臺尺寸較大，結(jié)構(gòu)與影響因素復(fù)雜，目前的相關(guān)研究還是初步的，對于復(fù)合墩臺局部沖刷的影響因素及其相關(guān)關(guān)系也缺乏深入的研究。因此，本文以長江蘇通500 kV過江電纜工程墩臺為例，采用正態(tài)概化模型試驗，對涉水復(fù)合墩臺局部沖刷規(guī)律、局部沖刷的影響因素及與沖刷深度的相關(guān)關(guān)系開展了深入研究。

1 墩臺局部沖刷試驗

長江下游跨江大橋或電纜通道工程多采用復(fù)合型墩臺，墩臺尺寸范圍一般為60～130 m，經(jīng)綜合考慮本次試驗取100 m。以長江蘇通500 kV過江電纜工程復(fù)合墩臺為例進行墩臺具體結(jié)構(gòu)概化，如圖1所示。具體結(jié)構(gòu)如下：墩臺由4個多邊形承臺組成，承臺之間采用系梁組成，每個承臺下設(shè)22根樁，樁徑2.5 m，按梅花型布置。

試驗過程中流速用三維ADV流速儀觀測，地形用武漢大學(xué)研制的ABF 2-3二維地形測量系統(tǒng)進行測量。

圖1 墩臺結(jié)構(gòu)示意Fig.1 Schematic diagram of pier-platform structure

1.1 模型設(shè)計

考慮到墩臺局部沖刷的三維特性，試驗采用正態(tài)模型，根據(jù)墩臺結(jié)構(gòu)及長江下游典型河段的河道特點，模型幾何比尺選定為1∶150。墩臺局部沖刷試驗在長35 m，寬3 m，高1 m的水槽中進行，墩臺局部沖刷模型系統(tǒng)及測流垂線布置如圖2所示。根據(jù)長江下游類似工程所在斷面的流速及水深，綜合確定本次試驗的水深、流速參數(shù)，具體確定方法如下：

(1) 試驗起始地形采用平床，床面高程取墩臺所在河床高程的平均值；

(2) 根據(jù)工程所在斷面的平均單寬流量，推算出墩臺沖刷試驗水槽實際應(yīng)施放流量，并控制相應(yīng)的水深，以水槽最終達(dá)到該特征流量下的墩前流速為標(biāo)準(zhǔn)；

(3) 墩臺由4個承臺組成，在保證阻水相似的前提下，用木質(zhì)材料對4個承臺結(jié)構(gòu)進行了概化模擬。

1.1.1水流運動相似

模型要求滿足重力相似的準(zhǔn)則，即：

垂直比尺。

(2) 水流連續(xù)律相似。流量比尺αQ=αLαHαv=275 568，αL為平面比尺，αv為流速比尺。

1.1.2泥沙運動相似

由于試驗主要研究墩臺局部沖刷問題，故泥沙運動相似主要考慮起動相似和揚動相似。根據(jù)以往對長江天然河道實測資料的分析成果，長江下游床沙起動流速可以按式(1)計算：

(1)

式中：V0為床沙的起動流速，γs和γ分別為泥沙和水的容重，g為重力加速度，d為床沙粒徑，h為水深，k為系數(shù)。起動相似應(yīng)滿足：起動流速比尺αv0=αv=12.25。泥沙的揚動相似條件應(yīng)滿足：揚動流速比尺αvf=αv。

泥沙揚動流速Vf采用竇國仁公式計算：

(2)

式中：Δ為河床顆粒相對凸起度。

根據(jù)長江下游及河口區(qū)域床沙特性，綜合考慮原型沙中值粒徑取0.17 mm，模型選配容重為1.056 t/m3、中值粒徑為0.21 mm的塑料沙。

1.2 試驗條件

試驗中，通過實時觀測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，沖刷動態(tài)平衡后開始測量，各工況試驗時間為3～6 h。為研究不同行近流速和行近水深條件下墩臺局部沖刷強度和范圍，同時便于分析比較和實踐運用，根據(jù)墩臺所處位置的流速和水深等特征值，對放水要素進行了無量綱處理，對表中的行近流速v采用泥沙起動流速v0進行了無量綱化處理，行近水深h、最大沖刷深度hb和沖刷坑上下游側(cè)相對長度L上下游、左右側(cè)相對寬度L左右側(cè)采用墩臺寬度B1進行了無量綱化處理。

本次共開展了15組沖刷試驗，試驗工況及測量結(jié)果如表1所列。

圖2 試驗水槽及復(fù)合墩臺附近測流垂線布置示意(尺寸單位：m)Fig.2 Schematic diagram of the layout of flow measuring vertical line near the composite pier and water tank

表1 試驗工況、沖刷深度和沖刷范圍統(tǒng)計Tab.1 Statistics of test conditions，scour depth and scour range

2 水流變化

前側(cè)兩承臺臨水側(cè)可見明顯的擠壓水流作用，誘發(fā)出兩側(cè)的螺旋水流。水流流經(jīng)墩臺下各樁間時，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，而且在墩臺范圍內(nèi)越趨向墩臺后側(cè)兩承臺的后排樁群消能減速的影響越大，使墩臺后側(cè)兩承臺背水面形成一定范圍的緩流區(qū)。單橋墩與組合墩臺附近水流結(jié)構(gòu)對比如圖3所示。

圖3 單橋墩與組合墩臺附近水流結(jié)構(gòu)對比Fig.3 Comparison of water flow structure near single pier and composite pier-platforms

由于河床床面的變化與水流息息相關(guān)，因此，試驗中對墩臺附近典型位置點表面及垂線平均流速進行了測量，測量垂線布置如圖2所示。其中，工況13，14，15的結(jié)果如圖4所示。從圖中可以看出，各工況表面流速平面分布特性基本保持一致，墩臺前側(cè)A、B、C、D、E 5點表面流速呈W形分布，這是B、D后方墩臺阻水導(dǎo)致水流繞流兩側(cè)的緣故；墩臺后側(cè)F、G、H 3點表面流速呈V形分布，這是由于G點前側(cè)墩臺阻水所導(dǎo)致的。A、E、F、H 4點表面流速大小較為接近，體現(xiàn)了墩臺樁群的擾流效果相對較為均勻。各工況E點比F點的表面流速大，而垂線平均流速則偏小，這是墩臺承臺阻水所導(dǎo)致的垂線流速分布調(diào)整所引起的。

圖4 試驗墩臺附近流速變化Fig.4 Variation of flow velocity near the pier-platform

3 局部沖刷分析

3.1 沖刷坑形態(tài)

墩臺沖刷的主要原因包括：① 樁柱阻水在墩臺前形成垂向水流下切河床；② 側(cè)向繞流產(chǎn)生馬蹄形漩渦和尾流漩渦淘刷兩側(cè)和后部床面[5，7，14]。試驗觀察可知：因墩臺群樁承臺的透水性，墩臺前側(cè)沿迎水面下切的水流受到底部樁群間過流的干擾，對墩臺前河床的下切和兩側(cè)河床的淘刷力度較強。墩臺兩側(cè)的螺旋水流，致使墩臺前側(cè)兩承臺前端河床深度下切，承臺左右側(cè)淘刷。墩臺后側(cè)兩承臺背水面緩流區(qū)河床處形成沙丘和沙丘脊線。

選擇行近流速較大、水深不同的工況4和工況13分別繪制墩臺沖刷坑云圖(見圖5)?？梢钥闯觯憾张_附近沖刷主要集中在墩臺4個承臺周圍、墩臺兩側(cè)及其下游帶狀區(qū)域，尤其以墩臺前側(cè)兩個承臺側(cè)沖刷最為明顯。較深的沖刷坑平面上呈現(xiàn)馬蹄形狀分布，較好地體現(xiàn)了馬蹄形漩渦體系的淘刷作用。從沖刷深度看，工況4墩臺最大沖深為-32.9 m，工況13墩臺最大沖深為-28.0 m；從范圍來看，沖刷坑范圍順?biāo)鞣较蜃兓容^大，而垂直水流方向變化幅度較小。工況4和工況13下，-10 m高程線長度與墩臺阻水寬度的比值分別為6.8和3.8，-10 m高程線寬度與墩臺阻水寬度的比值分別為3.1和3.3；工況4和工況13下，-20 m高程線長度與墩臺阻水寬度的比值分別為3.4和1.3，-20 m高程線寬度與墩臺阻水寬度的比值分別為2.5和1.2。盡管工況4流速相對偏小，墩臺局部沖刷程度卻相對較大，尤其是局部沖刷坑范圍更大，體現(xiàn)了水深對馬蹄形漩渦體系形成的促進作用。

圖5 墩臺局部沖刷形態(tài)對比Fig.5 Comparison of local scour patterns of piers

3.2 沖刷坑范圍

統(tǒng)計了復(fù)合墩臺周圍沖刷坑沖深10 m范圍內(nèi)的沖刷坑大小，沖刷坑相對長度L上下游/B1和相對寬度L左右側(cè)/B1隨相對行近流速v/v0變化如圖6和圖7所示。整體而言，L上下游/B1和L左右側(cè)/B1均隨著v/v0的增加而增加。L左右側(cè)/B1與v/v0相關(guān)性較好，隨v/v0增大，L左右側(cè)/B1變化范圍為2.0～3.0。在較小流速下(v/v0<3.0)，L上下游/B1與v/v0相關(guān)性較好，隨著v/v0增大，變化范圍為1.0～3.0；在較大流速下(v/v0>3.0)，相關(guān)性變差，變化范圍為2.0～7.0，這是由于大流速下床面形態(tài)變化較大所導(dǎo)致的。

圖6 沖刷坑相對長度L上下游/B1與相對行近流速 v/v0關(guān)系(沖深10 m范圍內(nèi))Fig.6 Relationship between the relative length L/B1 and the relative flow velocity v/v0 of the scour pit (within the range of 10 m depth)

圖7 沖刷坑相對寬度L左右側(cè)/B1與相對行 近流速v/v0關(guān)系(沖深10 m范圍內(nèi))Fig.7 Relationship between the relative width L/B1 and relative flow velocity v/v0 of the scour pit (within the range of 10 m depth)

4 墩臺局部沖刷深度影響因素分析

根據(jù)以往的相關(guān)研究成果[15-16]，影響涉水墩臺局部最大沖刷深度的主要因素有以下4個方面：

(1) 水流因素。包括水流密度ρ，水流運動黏度ν，行近流速v，行近水深h及重力加速度g。

(2) 泥沙因素。泥沙中值粒徑d50、泥沙不均勻系數(shù)σg、泥沙密度ρs、泥沙起動流速v0。

(3) 墩柱因素。墩柱寬度或直徑B1、墩柱形狀系數(shù)kξ及組合系數(shù)Al。

(4) 時間因素。沖刷時間t及平衡沖刷深度所需時間te。

假定泥沙密度ρs及重力加速度g為常數(shù)、忽略水流的黏性，通過因次分析可以得到均勻沙情況下局部沖刷坑深度表達(dá)式為

(3)

試驗中，沖刷坑深度達(dá)到了平衡，t/te為1。當(dāng)相對行近水深h/B1及相對泥沙粒徑B1/d50分別大于3及50的時候，平衡沖刷坑最大深度與這兩個參數(shù)無關(guān)[4]。本研究中，泥沙相對粒徑B1/d50在原型中為58 823，在模型中約為3 333，遠(yuǎn)大于50，可以不用考慮。相對行近水深h/B1范圍為0.08～0.18，遠(yuǎn)小于臨界值3，應(yīng)當(dāng)考慮h/B1的影響。因此，重點考慮相對行近流速v/v0和相對行近水深h/B1對局部沖刷最大深度的影響。

4.1 相對行近流速

相對最大沖刷深度hb/B1與相對行近流速v/v0變化關(guān)系如圖8所示。為了便于分析，圖中還點繪了Chiew[4-5]、Ettema[6]和Tang[14]等單圓柱墩試驗數(shù)據(jù)以及李舜復(fù)合墩臺試驗數(shù)據(jù)[12]，其中單圓柱墩B1取圓墩直徑。

圖8 局部沖刷最大相對深度與相對行近流速關(guān)系Fig.8 Relationship between the maximum relative depth of local scour and the relative approaching velocity

只有單個墩柱的情況下，相對最大沖刷深度hb/B1隨著相對行近流速v/v0的增大，呈現(xiàn)先線性增大(v/v0<1.0)后略微減小再增大的趨勢(v/v0>1.0)。本次試驗為復(fù)合墩臺，v/v0>1.0(范圍為1.58～3.62)，hb/B1隨著v/v0呈現(xiàn)與單墩條件下同樣的變化關(guān)系，區(qū)別在于hb/B1的數(shù)值大小。李舜等[12]的成果位于本次試驗數(shù)據(jù)的延伸范圍內(nèi)，呈現(xiàn)較好的吻合性。

將復(fù)合墩臺與單墩兩種情況下的hb/B1值進行對比，擬合計算(hb/B1)復(fù)合墩臺/(hb/B1)單墩的比值(見圖9)?？梢钥闯?，在動床條件下，(hb/B1)復(fù)合墩臺/(hb/B1)單墩隨v/v0的增大而增大，范圍在0.05～0.20。

圖9 (hb/B1)復(fù)合墩臺/(hb/B1)單墩與相對行近流速關(guān)系Fig.9 Ratio of (hb/B1) of composite pier to(hb/B1) of single pier and relative approaching velocity

為了對比概化試驗與經(jīng)驗公式計算的最大沖深成果，采用JTG C30-2015《公路工程水文勘測設(shè)計規(guī)范》中65-2式計算了墩臺的局部最大沖刷深度。這里對65-2式簡單介紹如下：

(4)

考慮兩種計算概況條件：① 將每個承臺下的樁基假設(shè)成一個橋墩；② 將整個基礎(chǔ)4個承臺下的所有樁基假設(shè)成一個橋墩，試驗與計算工況及主要成果如表1所列。

本次試驗與計算條件下局部沖刷最大深度hb隨相對行近流速v/v0變化關(guān)系如圖10所示。第一種計算概化工況比模型試驗沖刷深度均偏小，主要是考慮了樁基分散擾流比集中擾流強度小的原因；第二種計算概化工況將整個墩臺作為一個橋墩，其與模型試驗沖刷深度相比，在v/v0<2.75時稍微偏大，v/v0>2.75時吻合相對較好，部分體現(xiàn)了單個墩臺集中擾流的效果?？傮w而言，模型試驗結(jié)果偏向第二種計算概化工況，從工程安全性考慮，第二種計算概化工況更適合工程采用。

圖10 試驗與計算條件下局部沖刷最大深度對比Fig.10 Comparison of maximum depth of local scour under test and calculation conditions

4.2 相對行近水深

本次試驗及李舜等[12]得到的相對最大沖刷深度hb/B1與相對行近水深h/B1變化關(guān)系如圖11所示。圖中h/B1范圍為0.05～0.35，其值相對較小，這是因為長江下游跨江大橋或電纜通道工程所采用墩臺尺寸相對較大，導(dǎo)致h/B1遠(yuǎn)小于1。圖中可以看出，在動床條件下，hb/B1隨h/B1的增大而增大。一般認(rèn)為，單個橋墩條件下，當(dāng)h/B1<3時，hb/B1隨h/B1增加而增加[4]，復(fù)合墩臺局部也遵循同樣的規(guī)律。

圖11 局部沖刷最大相對深度與相對行近水深關(guān)系Fig.11 Relationship between the maximum relative depth of local scour and the relative water depth

5 結(jié) 論

本文以長江蘇通500 kV過江電纜工程復(fù)合墩臺為例，采用正態(tài)局部概化模型試驗對復(fù)合墩臺局部沖刷開展了多工況對比研究，得到主要結(jié)論如下：

(1) 復(fù)合墩臺局部沖刷坑形態(tài)呈馬蹄形，最大沖深點一般位于墩臺迎水側(cè)中部及墩臺兩側(cè)部位。大水深工況有利于促進馬蹄形漩渦體系形成，從而形成更大的局部沖刷坑范圍與深度。墩臺局部沖刷坑長度和寬度均隨著相對行近流速v/v0的增加而增加，局部沖刷坑相對寬度變化范圍為2.0～3.0，相對長度變化范圍為1.0～7.0。

(2) 動床條件下，最大相對沖刷深度hb/B1隨著相對行近流速v/v0的增大而增大，呈現(xiàn)與單個墩柱同樣的變化關(guān)系。單墩比復(fù)合墩臺相對最大沖刷深度要大，在v/v0為1～5試驗條件下，復(fù)合墩臺與單墩兩種情況的相對最大沖刷深度比值(hb/B1)復(fù)合墩臺/(hb/B1)單墩隨v/v0的增大而增大，范圍在0.05～0.20。大水深工況有利于復(fù)合墩臺形成更大的局部沖刷坑，hb/B1隨h/B1的增大而增大。

(3) 采用《公路工程水文勘測設(shè)計規(guī)范》中65-2式計算復(fù)合墩臺的局部最大沖刷深度時，從工程安全性考慮，將整個墩臺作為一個橋墩計算，更符合工程實際。

由于復(fù)合塔基局部沖刷影響因素較多，影響機理復(fù)雜，本次試驗研究成果在影響因素及參數(shù)范圍上仍存在一定的局限性，下一步可以從復(fù)合墩臺尺寸與形狀等方面進一步開展相關(guān)研究。