斜交塔基局部沖刷規(guī)律研究

， ，，

(1.中國(guó)電力工程顧問(wèn)集團(tuán) 華東電力設(shè)計(jì)院有限公司，上海 200331； 2.長(zhǎng)江科學(xué)院 a.河流研究所; b.水利部江湖治理與防洪重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)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(guó)電力工程顧問(wèn)集團(tuán) 華東電力設(shè)計(jì)院有限公司，上海 200331； 2.長(zhǎng)江科學(xué)院 a.河流研究所; b.水利部江湖治理與防洪重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，武漢 430010)

塔基(橋墩)的局部沖刷問(wèn)題是跨河工程規(guī)劃、設(shè)計(jì)中需考慮的重要課題。受限于地形、地質(zhì)、經(jīng)濟(jì)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(wèn)題，對(duì)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(guò)概化模型試驗(yàn)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(duì)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(hù)后，以上趨勢(shì)減弱。研究成果為解決跨江大橋或電纜通道建設(shè)中的斜交塔基局部沖刷問(wèn)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(duì)電力的需求，跨江大橋或電纜通道的建設(shè)是十分必要的，但跨江大橋或電纜通道建設(shè)時(shí)必須考慮到所在地區(qū)的地形、地物、地質(zhì)和經(jīng)濟(jì)條件等，在某些地區(qū)需采用斜交大跨度跨越江河。

目前，國(guó)內(nèi)外對(duì)于普通正交橋梁或塔基局部沖刷規(guī)律和沖刷計(jì)算公式進(jìn)行了大量的研究工作，如Richardson等[1]通過(guò)建立三維數(shù)學(xué)模型研究了橋墩的局部沖刷問(wèn)題；D’Alessandro[2]通過(guò)一系列試驗(yàn)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(yàn)和實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)分析了當(dāng)前沖刷計(jì)算公式的合理性，并建立了新的計(jì)算公式；Ismael 等[4]研究了3個(gè)橋墩的位置對(duì)沖刷深度的影響規(guī)律；齊梅蘭[5]從沖刷機(jī)理出發(fā)建立了一種分步橋墩沖刷計(jì)算方法；高正榮等[6]通過(guò)概化模型試驗(yàn)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(duì)洪水壅高的影響，但并未對(duì)斜交橋墩的局部沖刷問(wèn)題進(jìn)行詳細(xì)研究。因此，本文以某高壓輸變電長(zhǎng)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(yàn)材料及方法

塔基由4個(gè)五邊形承臺(tái)+系梁組成，四周倒圓角，整體外輪廓尺寸為120 m×130 m；承臺(tái)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(diǎn)和終點(diǎn)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(yàn)設(shè)計(jì)

本試驗(yàn)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(jìn)行研究。為了較好地反映樁群對(duì)水流的影響，模型幾何比尺不宜過(guò)大，綜合考慮模型比尺、場(chǎng)地和供水系統(tǒng)等實(shí)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(duì)試驗(yàn)結(jié)果的影響，試驗(yàn)在50 m×9 m×0.85 m(長(zhǎng)×寬×高)的水槽中進(jìn)行，如圖2所示。

圖2 試驗(yàn)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(yàn)主要研究斜交塔基局部沖刷問(wèn)題，故泥沙運(yùn)動(dòng)相似主要考慮起動(dòng)相似和揚(yáng)動(dòng)相似。

起動(dòng)相似應(yīng)滿足

(1)

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

揚(yáng)動(dòng)相似條件應(yīng)滿足

αvf=αv=10 。

(2)

泥沙揚(yáng)動(dòng)流速采用竇國(guó)仁公式計(jì)算,即

(3)

式中：vf為泥沙揚(yáng)動(dòng)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(duì)凸起度，當(dāng)d≤0.5 mm時(shí)，Δ取0.5 mm,當(dāng)d>0.5 mm時(shí)，Δ=d。

2.2 試驗(yàn)用沙

由于物理模型試驗(yàn)手段的限制，床沙分層模擬存在一定困難，因此，本模型試驗(yàn)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(dòng)流速公式，當(dāng)水深為5～20 m時(shí)，其起動(dòng)流速為0.42～0.63 m/s。綜合考慮試驗(yàn)的可行性和經(jīng)濟(jì)性，采用d50為0.21 mm的輕質(zhì)塑料沙作為試驗(yàn)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(dòng)流速為0.046～0.062 m/s，詳見表1。

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

表1 原型泥沙和試驗(yàn)用沙起動(dòng)比尺Table 1 Scale of prototype and experimental sand

圖3 原型沙及試驗(yàn)用沙級(jí)配曲線Fig.3 Gradation curves of prototype sand and experimental sand

圖4 塔基附近床面某點(diǎn)的高程隨時(shí)間變化過(guò)程Fig.4 Variation of elevation in the adjacent of tower footing against time

2.3 試驗(yàn)時(shí)間的確定

通過(guò)實(shí)時(shí)觀測(cè)試驗(yàn)中某點(diǎn)床面高程隨時(shí)間的變化來(lái)確定局部沖刷試驗(yàn)水流施放時(shí)間，圖4是某點(diǎn)床面高程隨時(shí)間變化圖。 從圖4中可以看出，試驗(yàn)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(dòng)態(tài)穩(wěn)定，故選用進(jìn)入動(dòng)態(tài)穩(wěn)定一段時(shí)間作為試驗(yàn)歷時(shí)，取170 min。

2.4 試驗(yàn)方案

此試驗(yàn)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(jìn)行計(jì)算，同時(shí)為分析斜交和防護(hù)對(duì)局部沖刷的影響，進(jìn)行正交和床面防護(hù)后試驗(yàn),試驗(yàn)方案如表2所示。其中，床面防護(hù)核心區(qū)范圍為由塔基外圍順?biāo)鞣较蛳蛲鈹U(kuò)展25 m、垂直于水流方向向外擴(kuò)展30 m的近似方形區(qū)域，護(hù)坦區(qū)范圍為核心區(qū)范圍順?biāo)鞣较蛳蛲鈹U(kuò)展60 m、垂直于水流方向向外擴(kuò)展70 m。

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

3 試驗(yàn)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(guān)，因此，通過(guò)相機(jī)記錄和流速測(cè)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(xiàn)[9]中的方法測(cè)量，測(cè)量斷面如圖5所示。

圖5 流速測(cè)量布置Fig.5 Layout of measuring points for flow velocity

圖6 防護(hù)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(tái)在水中，迎水側(cè)會(huì)出現(xiàn)一定的雍水現(xiàn)象，但由于承臺(tái)下部樁群有一定的過(guò)水能力，雍水作用不是很強(qiáng)烈，塔基兩側(cè)及背水側(cè)有小幅度的跌水現(xiàn)象，同時(shí)，水流繞過(guò)塔基承臺(tái)后，在塔基后面形成一個(gè)范圍較大的緩流區(qū)。防護(hù)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(hù)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(hù)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(cè)量結(jié)果來(lái)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(dǎo)致的；對(duì)于塔基背水側(cè)而言，水流流經(jīng)承臺(tái)下部樁間時(shí)，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(shí)存在，而且在塔基范圍內(nèi)越趨向塔基后側(cè)兩承臺(tái)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(zhǎng)的緩流區(qū)，流速減少幅度達(dá)83.93%。防護(hù)方案實(shí)施后，由于在防護(hù)體的作用下，核心區(qū)及護(hù)坦區(qū)床面的沖刷受到抑制，進(jìn)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(hù)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(tái)及承臺(tái)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(kuò)展，坑底流速逐漸降低，水流挾沙能力隨之減弱，上游進(jìn)入沖刷坑的泥沙與水流沖走的泥沙相平衡。同時(shí)，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(qiáng)，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(dá)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(wú)防護(hù)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(hù)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(hù)工程影響，塔基前側(cè)向繞流對(duì)防護(hù)范圍外的床面產(chǎn)生沖刷，但最大沖刷深度有所減小。防護(hù)工程實(shí)施后，塔基護(hù)坦區(qū)外最大沖刷深度為17.1 m。

3.3 沖刷坑形態(tài)

通過(guò)觀察試驗(yàn)過(guò)程可知：試驗(yàn)初期，當(dāng)塔基前流速小于床沙起動(dòng)流速時(shí)，床面基本無(wú)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(kuò)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(yùn)到坑外時(shí)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(zhǎng)區(qū)域，見圖7。

圖7 無(wú)防護(hù)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(guò)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(dāng)塔基前的沖刷達(dá)到基本平衡時(shí)，塔基兩側(cè)沖刷坑仍在不斷刷深、拓寬。隨著時(shí)間的推移，下游淤積體體積逐漸增大，導(dǎo)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(lái)越難于搬運(yùn)出坑外，沖刷坑逐漸趨于穩(wěn)定。從塔基最終時(shí)刻沖刷坑云圖(圖8)可知，正交無(wú)防護(hù)條件下，塔基沖刷坑呈馬蹄形，塔基兩側(cè)沖刷范圍相當(dāng)，這與目前大多數(shù)研究成果相吻合；斜交且無(wú)防護(hù)時(shí)，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(dǎo)致沖刷坑呈不對(duì)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(hù)后，防護(hù)區(qū)內(nèi)河床基本保持穩(wěn)定。但防護(hù)區(qū)域尺度畢竟有限，水道的水流動(dòng)力并未消失，受塔基及防護(hù)工程影響，樁前側(cè)向繞流還會(huì)對(duì)防護(hù)范圍外未進(jìn)行護(hù)底的床面產(chǎn)生沖刷，從試驗(yàn)數(shù)據(jù)可知，北塔基防護(hù)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(hù)坦區(qū)兩側(cè)，且主要沖刷區(qū)域沿水流方向移動(dòng)，幅度200 m左右，同時(shí)兩側(cè)的沖刷較未防護(hù)前更均勻。

4 結(jié) 論

以某跨長(zhǎng)江塔基工程為例，通過(guò)概化模型試驗(yàn)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(hù)后，這種趨勢(shì)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(hù)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(hù)區(qū)以外。

(3) 與正交塔基相比，斜交塔基沖刷坑呈不對(duì)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(diǎn)，但由于塔基局部沖刷影響因素較多，影響機(jī)理復(fù)雜，研究成果存在一定的局限性，下一步將結(jié)合數(shù)學(xué)模型等研究手段進(jìn)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(guó)家重點(diǎn)研發(fā)計(jì)劃項(xiàng)目(2016YFC0402307)；國(guó)家自然科學(xué)基金項(xiàng)目(51609012, 51409019,51339001)；長(zhǎng)江科學(xué)院中央級(jí)公益性科研院所基本科研業(yè)務(wù)費(fèi)項(xiàng)目(CKSF2016010/HL)

李 舜(1971-),男，上海人，高級(jí)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)