斜交塔基局部冲刷规律研究

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(1.中国电力工程顾问集团 华东电力设计院有限公司，上海 200331； 2.长江科学院 a.河流研究所; b.水利部江湖治理与防洪重点实验室，武汉 430010)

斜交塔基局部冲刷规律研究

李舜1，柴朝晖2a,2b，刘同宦2a,2b，冯源2a,2b

(1.中国电力工程顾问集团 华东电力设计院有限公司，上海 200331； 2.长江科学院 a.河流研究所; b.水利部江湖治理与防洪重点实验室，武汉 430010)

塔基(桥墩)的局部冲刷问题是跨河工程规划、设计中需考虑的重要课题。受限于地形、地质、经济条件等因素，斜交塔基(桥墩)逐渐用于跨河工程中。然而，目前研究侧重正交塔基(桥墩)的局部冲刷问题，对斜交塔基局部冲刷规律研究较少,因此，以某斜交塔基工程为例，通过概化模型试验研究了斜交塔基的局部冲刷规律。研究结果表明：与正交塔基相比，斜交塔基偏向侧流速增幅大于塔基背向侧流速；冲刷坑最大冲刷深度较大，且最大冲刷位置位于塔基偏向侧；冲刷坑呈不对称的马蹄形，且塔基偏向侧冲刷范围大于背向侧；塔基防护后，以上趋势减弱。研究成果为解决跨江大桥或电缆通道建设中的斜交塔基局部冲刷问题提供了参考借鉴。

斜交塔基；桩群；冲刷坑；冲刷深度；流速

1 研究背景

随着城市发展及其对电力的需求，跨江大桥或电缆通道的建设是十分必要的，但跨江大桥或电缆通道建设时必须考虑到所在地区的地形、地物、地质和经济条件等，在某些地区需采用斜交大跨度跨越江河。

目前，国内外对于普通正交桥梁或塔基局部冲刷规律和冲刷计算公式进行了大量的研究工作，如Richardson等[1]通过建立三维数学模型研究了桥墩的局部冲刷问题；D’Alessandro[2]通过一系列试验研究了不同阻水率的桥墩的局部冲刷规律；Park等[3]基于试验和实测数据分析了当前冲刷计算公式的合理性，并建立了新的计算公式；Ismael 等[4]研究了3个桥墩的位置对冲刷深度的影响规律；齐梅兰[5]从冲刷机理出发建立了一种分步桥墩冲刷计算方法；高正荣等[6]通过概化模型试验研究了苏通大桥桥墩的冲刷规律；韩海骞等[7]研究了潮流作用下正交桥墩局部冲刷规律；于洋[8]利用数值模拟研究了斜交桥墩对洪水壅高的影响，但并未对斜交桥墩的局部冲刷问题进行详细研究。因此，本文以某高压输变电长江口跨越工程为例，深入研究了斜交塔基局部冲刷规律。

2 试验材料及方法

塔基由4个五边形承台+系梁组成，四周倒圆角，整体外轮廓尺寸为120 m×130 m；承台下部为176根2.5～2.8 m变截面钻孔灌注桩，如图1所示。由于起点和终点位置的限制，塔基轴线与水流方向斜交，两者之间交角为76°(104°)。

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

2.1 试验设计

本试验主要研究塔基周围冲刷坑的形态及深度，因此采用正态概化模型进行研究。为了较好地反映桩群对水流的影响，模型几何比尺不宜过大，综合考虑模型比尺、场地和供水系统等实际情况，模型几何比尺定为αL=αH=100(αL为平面比尺，αH为垂直比尺)。 为减小上下游水流和边壁对试验结果的影响，试验在50 m×9 m×0.85 m(长×宽×高)的水槽中进行，如图2所示。

图2 试验水槽平面示意图Fig.2 Plan of experimental flume

2.1.1 水流相似

2.1.2 泥沙相似

由于试验主要研究斜交塔基局部冲刷问题，故泥沙运动相似主要考虑起动相似和扬动相似。

起动相似应满足

(1)

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

扬动相似条件应满足

αvf=αv=10 。

(2)

泥沙扬动流速采用窦国仁公式计算,即

(3)

式中：vf为泥沙扬动流速；γs为泥沙颗粒重度；γ为水体重度；d为泥沙颗粒粒径；Δ为河床颗粒相对凸起度，当d≤0.5 mm时，Δ取0.5 mm,当d>0.5 mm时，Δ=d。

2.2 试验用沙

由于物理模型试验手段的限制，床沙分层模拟存在一定困难，因此，本模型试验中的原型沙采用拟建工程处的表层泥沙。根据工程地质钻探资料，拟建工程位置处表层为粉砂层，厚度在20 m左右，床沙中值粒径为0.151 mm，土体重度为26.36 kN/m3。根据张瑞瑾起动流速公式，当水深为5～20 m时，其起动流速为0.42～0.63 m/s。综合考虑试验的可行性和经济性，采用d50为0.21 mm的轻质塑料沙作为试验用沙(湿重度为10.35 kN/m3，干重度6.37 kN/m3)，此沙在水深0.05～0.20 m的起动流速为0.046～0.062 m/s，详见表1。

由表1可知其平均起动流速比尺为9.9，且上述试验用沙起动流速能较好地满足河床质泥沙的起动相似要求，相应的粒径比尺αd=0.72，原型沙与所选塑料沙粒径级配曲线见图3。

表1 原型泥沙和试验用沙起动比尺Table 1 Scale of prototype and experimental sand

图3 原型沙及试验用沙级配曲线Fig.3 Gradation curves of prototype sand and experimental sand

图4 塔基附近床面某点的高程随时间变化过程Fig.4 Variation of elevation in the adjacent of tower footing against time

2.3 试验时间的确定

通过实时观测试验中某点床面高程随时间的变化来确定局部冲刷试验水流施放时间，图4是某点床面高程随时间变化图。 从图4中可以看出，试验初期，北塔基附近河床快速下切形成冲刷坑，随后冲刷迅速减小并逐渐形成动态稳定，故选用进入动态稳定一段时间作为试验历时，取170 min。

2.4 试验方案

此试验主要是研究极限冲刷深度及冲刷坑形态，根据拟建工程处的水文资料，采用300 a一遇水文条件进行计算，同时为分析斜交和防护对局部冲刷的影响，进行正交和床面防护后试验,试验方案如表2所示。其中，床面防护核心区范围为由塔基外围顺水流方向向外扩展25 m、垂直于水流方向向外扩展30 m的近似方形区域，护坦区范围为核心区范围顺水流方向向外扩展60 m、垂直于水流方向向外扩展70 m。

表2 局部冲刷试验条件及方案Table 2 Condition and programs of local scour experiment

3 试验结果

3.1 局部水流变化

由于河床床面的变化与水流息息相关，因此，通过相机记录和流速测量的方法分析了斜交塔基水流流态的变化。流速采用文献[9]中的方法测量，测量断面如图5所示。

图5 流速测量布置Fig.5 Layout of measuring points for flow velocity

图6 防护前后塔基局部流态Fig.6 Flow patterns in the adjacent of tower footing before and after protection

图6是塔基周边水流流态图。从图6中可以看出：塔基承台在水中，迎水侧会出现一定的雍水现象，但由于承台下部桩群有一定的过水能力，雍水作用不是很强烈，塔基两侧及背水侧有小幅度的跌水现象，同时，水流绕过塔基承台后，在塔基后面形成一个范围较大的缓流区。防护后，塔基前侧的雍水、两侧的跌水及背水侧的缓流依然存在，但受防护体的影响，塔基背水侧缓流区的范围和流态发生一定的变化。与防护前相比，背水侧缓流区的流态变得更加紊乱，并出现了明显的漩涡，缓流区纵向尺度变化不大，横向宽度有一定的增加，由148 m增至196 m。

根据塔基周围流速测量结果来看，塔基迎水侧流速有一定程度的减少，减少幅度为36.43%，影响范围在塔基轴线上游250 m内；两侧由于塔基的束水作用，流速有一定程度的增加，且南侧流速增幅大于北侧，分别为14.64%和5.36%, 主要是由塔基与水流方向斜交，塔基右侧断面缩窄导致的；对于塔基背水侧而言，水流流经承台下部桩间时，受到群桩多重阻水，水流下切河床和桩间的紊流减缓流速的影响同时存在，而且在塔基范围内越趋向塔基后侧两承台的后排桩群,其消能减速的影响越大，使塔基背水面形成狭长的缓流区，流速减少幅度达83.93%。防护方案实施后，由于在防护体的作用下，核心区及护坦区床面的冲刷受到抑制，进而使塔基附近水流流速及方向发生一定的变化。塔基南北侧最大流速带均向两侧延伸，幅度在45 m内，且两侧最大流速受防护体的影响出现一定幅度的减小，减幅为4.36%。

3.2 最大冲刷深度

流向塔基的水流受到斜交承台及承台下部桩群的阻挡，两侧的绕流使水流急剧弯曲，床面附近形成漩涡，剧烈淘刷塔基周边的泥沙，形成局部冲刷坑。随着冲刷坑的不断加深和扩展，坑底流速逐渐降低，水流挟沙能力随之减弱，上游进入冲刷坑的泥沙与水流冲走的泥沙相平衡。同时，冲刷坑底的泥沙逐渐粗化，留下较粗颗粒铺盖在冲刷坑表面上，使坑底粗糙程度增大，抗冲能力增强，使水流的冲刷作用与床沙的抗冲作用趋向平衡，局部冲刷坑达到最深。冲刷坑的边缘与塔基坑底的最大高差，就是最大冲刷深度。

无防护条件下，斜交和正交塔基最大冲刷深度分别为32.2 m和25.5 m，由上可知，与正交塔基相比，由于斜交造成的断面流量和断面形态的变化，斜交塔基两侧冲刷深度不均匀，故斜交塔基的最大冲刷深度加大，且最大冲刷位置位于塔基偏向侧(文中的南侧)。床面防护后，塔基底部产生冲刷的不稳定因素被消除，受塔基及防护工程影响，塔基前侧向绕流对防护范围外的床面产生冲刷，但最大冲刷深度有所减小。防护工程实施后，塔基护坦区外最大冲刷深度为17.1 m。

3.3 冲刷坑形态

通过观察试验过程可知：试验初期，当塔基前流速小于床沙起动流速时，床面基本无变化；随着流速的不断增大，塔基迎水侧的床面首先开始冲刷，并逐渐刷深，范围扩大，塔基两侧也在同步刷深、拓宽，由于分离漩涡的作用，泥沙从冲刷坑内搬运到坑外时呈螺旋形上升，一部分泥沙被带向塔基内部和下游缓流区内形成局部淤积体，一部分泥沙则被水流带走,从而造成塔基局部冲刷主要在塔基桩基和塔基两侧地带，淤积则主要在塔基结构背水面中轴线上的缓流狭长区域，见图7。

图7 无防护条件下局部冲刷纵向剖面示意图Fig.7 Longitudinal profile of local scour in the absence of protection

图8 塔基冲刷云图Fig.8 Contours of scour of tower footing

从冲刷坑发展过程中可以看出，塔基迎流面在冲刷开始后很快形成稳定的冲刷坑边缘，当塔基前的冲刷达到基本平衡时，塔基两侧冲刷坑仍在不断刷深、拓宽。随着时间的推移，下游淤积体体积逐渐增大，导致阻力增大，输沙能力逐渐减弱，加上冲刷坑形成前深后浅的勺状形态，使得坑内泥沙越来越难于搬运出坑外，冲刷坑逐渐趋于稳定。从塔基最终时刻冲刷坑云图(图8)可知，正交无防护条件下，塔基冲刷坑呈马蹄形，塔基两侧冲刷范围相当，这与目前大多数研究成果相吻合；斜交且无防护时，由于塔基轴线与水流方向不垂直，塔基两侧水流流速增幅不同，从而导致冲刷坑呈不对称的马蹄形，且南北两侧冲刷范围也相同，主要表现为塔基偏向侧冲刷范围大于背向侧，如塔基附近河床冲刷10 m的范围南侧(塔基偏向侧)190 m、北侧(塔基背向侧)125 m以内；斜交塔基防护后，防护区内河床基本保持稳定。但防护区域尺度毕竟有限，水道的水流动力并未消失，受塔基及防护工程影响，桩前侧向绕流还会对防护范围外未进行护底的床面产生冲刷，从试验数据可知，北塔基防护后，核心区河床冲刷较小，幅度在2 m以内，冲刷主要发生在护坦区两侧，且主要冲刷区域沿水流方向移动，幅度200 m左右，同时两侧的冲刷较未防护前更均匀。

4 结 论

以某跨长江塔基工程为例，通过概化模型试验研究了斜交塔基局部冲刷规律，得到主要结论如下：

(1) 斜交塔基迎水侧雍水，两侧及背水侧的跌水现象依然存在，但塔基两侧流速增幅的表现异于正交塔基，即塔基偏向侧流速增幅(14.64%)大于塔基背向侧流速增幅(5.36%)，塔基防护后，这种趋势减弱。

(2) 与正交塔基相比，斜交塔基两侧极限冲刷深度较大，增加约26.3%，且最大冲刷位置位于塔基偏向侧，防护后，塔基最大冲刷深度较小，减幅约59.2%，且最大冲刷位置在防护区以外。

(3) 与正交塔基相比，斜交塔基冲刷坑呈不对称的马蹄形，且两侧冲刷范围也不相同，主要表现为塔基偏向侧冲刷范围大于背向侧，如10 m冲刷线范围增大36%左右。

综上，斜交塔基在局部水流、冲刷坑形态、深度上均表现出新的特点，但由于塔基局部冲刷影响因素较多，影响机理复杂，研究成果存在一定的局限性，下一步将结合数学模型等研究手段进行不同交角下局部冲刷研究工作。

[1] RICHARDSON J, PANCHANG V. Three-dimensional Simulation of Scour Inducing Flow at Bridge Piers[J]. Journal of Hydraulic Engineering, 1998, 124(5):530-540.

[2]D’ALESSANDRO C.Effect of Blockage on Cylindrical Bridge Pier Local Scour[D]. Windsor: University of Windsor, 2013.

[3] PARK C W, PARK H I, CHO Y K. Evaluation of the Applicability of Pier Local Scour Formulae Using Laboratory and Field Data[J]. Marine Georesources & Geotechnology, 2017, 35(1): 1-7.

[4]ISMAEL A, GUNAL M, HUSSEIN H. Effect of Bridge Pier Position on Scour Reduction According to Flow Direction[J]. Arabian Journal for Science & Engineering, 2015, 40(6):1579-1590.

[5] 齐梅兰. 采沙河床桥墩冲刷研究[J]. 水利学报, 2005, 36(7): 835-839.

[6] 高正荣，黄建维，卢中一. 长江河口跨江大桥桥墩局部冲刷及防护研究[M]. 北京: 海洋出版社, 2005.

[7] 韩海骞，熊绍隆. 潮流作用下桥墩局部冲刷规律研究[J]. 浙江水利科技, 2014, 195(5): 87-91.

[8] 于 洋.斜交桥墩对洪水壅高影响的数值研究[D]. 青岛:中国海洋大学, 2013.

[9] 吴新生，韩向东，黄卫东，等. 新型ADV流速仪在桥墩模型试验中的应用[J]. 长江科学院院报，2011, 28(11): 104-109.

Rules of Local Scour of Skewed Tower Footing

LI Shun1，CHAI Zhao-hui2,3，LIU Tong-huan2,3，FENG 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

国家重点研发计划项目(2016YFC0402307)；国家自然科学基金项目(51609012, 51409019,51339001)；长江科学院中央级公益性科研院所基本科研业务费项目(CKSF2016010/HL)

李 舜(1971-),男，上海人，高级工程师，硕士，主要从事水文气象方面的研究。E-mail:lishun@ecepdi.com

10.11988/ckyyb.20160919

TV142.1

A

1001-5485(2018)01-0011-05

(编辑：陈 敏)