復(fù)合墩臺(tái)局部沖刷試驗(yàn)研究

李 舜，孫 麗 榮，渠 庚，丁 兵，黃 衛(wèi) 東

(1.中國電力工程顧問集團(tuán)華東電力設(shè)計(jì)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(tái)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(jì)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(tái)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(jì)中需重點(diǎn)研究的問題。

多年來很多學(xué)者對單個(gè)墩臺(tái)沖刷的機(jī)理、水流結(jié)構(gòu)、沖刷坑深度影響因素與計(jì)算等做過大量的研究[3-9]。隨著世界各國經(jīng)濟(jì)社會(huì)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(tái)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(tái)的局部沖刷研究，高正榮等[10]通過概化模型試驗(yàn)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(yàn)研究了墩臺(tái)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(jìn)行了初步的分析；李舜等[12]通過概化模型試驗(yàn)研究了斜交塔基的局部沖刷規(guī)律；盧中一等[13]試驗(yàn)研究了樁承臺(tái)不同入水深度對局部沖刷的影響。鑒于復(fù)合墩臺(tái)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(tái)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(tái)為例，采用正態(tài)概化模型試驗(yàn)，對涉水復(fù)合墩臺(tái)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(tái)局部沖刷試驗(yàn)

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

試驗(yàn)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(jìn)行測量。

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

1.1 模型設(shè)計(jì)

考慮到墩臺(tái)局部沖刷的三維特性，試驗(yàn)采用正態(tài)模型，根據(jù)墩臺(tái)結(jié)構(gòu)及長江下游典型河段的河道特點(diǎn)，模型幾何比尺選定為1∶150。墩臺(tái)局部沖刷試驗(yàn)在長35 m，寬3 m，高1 m的水槽中進(jìn)行，墩臺(tái)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(yàn)的水深、流速參數(shù)，具體確定方法如下：

(1) 試驗(yàn)起始地形采用平床，床面高程取墩臺(tái)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(tái)沖刷試驗(yàn)水槽實(shí)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(tái)由4個(gè)承臺(tái)組成，在保證阻水相似的前提下，用木質(zhì)材料對4個(gè)承臺(tái)結(jié)構(gòu)進(jìn)行了概化模擬。

1.1.1水流運(yùn)動(dòng)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(yùn)動(dòng)相似

由于試驗(yàn)主要研究墩臺(tái)局部沖刷問題，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。根據(jù)以往對長江天然河道實(shí)測資料的分析成果，長江下游床沙起動(dòng)流速可以按式(1)計(jì)算：

(1)

式中：V0為床沙的起動(dòng)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(dòng)相似應(yīng)滿足：起動(dòng)流速比尺αv0=αv=12.25。泥沙的揚(yáng)動(dòng)相似條件應(yīng)滿足：揚(yáng)動(dòng)流速比尺αvf=αv。

泥沙揚(yáng)動(dòng)流速Vf采用竇國仁公式計(jì)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(yàn)條件

試驗(yàn)中，通過實(shí)時(shí)觀測某點(diǎn)床面高程隨時(shí)間的變化來確定局部沖刷試驗(yàn)水流施放時(shí)間，沖刷動(dòng)態(tài)平衡后開始測量，各工況試驗(yàn)時(shí)間為3～6 h。為研究不同行近流速和行近水深條件下墩臺(tái)局部沖刷強(qiáng)度和范圍，同時(shí)便于分析比較和實(shí)踐運(yùn)用，根據(jù)墩臺(tái)所處位置的流速和水深等特征值，對放水要素進(jìn)行了無量綱處理，對表中的行近流速v采用泥沙起動(dòng)流速v0進(jìn)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(tái)寬度B1進(jìn)行了無量綱化處理。

本次共開展了15組沖刷試驗(yàn)，試驗(yàn)工況及測量結(jié)果如表1所列。

圖2 試驗(yàn)水槽及復(fù)合墩臺(tái)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(yàn)工況、沖刷深度和沖刷范圍統(tǒng)計(jì)Tab.1 Statistics of test conditions，scour depth and scour range

2 水流變化

前側(cè)兩承臺(tái)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(tái)下各樁間時(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，而且在墩臺(tái)范圍內(nèi)越趨向墩臺(tái)后側(cè)兩承臺(tái)的后排樁群消能減速的影響越大，使墩臺(tái)后側(cè)兩承臺(tái)背水面形成一定范圍的緩流區(qū)。單橋墩與組合墩臺(tái)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(tái)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(yàn)中對墩臺(tái)附近典型位置點(diǎn)表面及垂線平均流速進(jìn)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(tái)前側(cè)A、B、C、D、E 5點(diǎn)表面流速呈W形分布，這是B、D后方墩臺(tái)阻水導(dǎo)致水流繞流兩側(cè)的緣故；墩臺(tái)后側(cè)F、G、H 3點(diǎn)表面流速呈V形分布，這是由于G點(diǎn)前側(cè)墩臺(tái)阻水所導(dǎo)致的。A、E、F、H 4點(diǎn)表面流速大小較為接近，體現(xiàn)了墩臺(tái)樁群的擾流效果相對較為均勻。各工況E點(diǎn)比F點(diǎn)的表面流速大，而垂線平均流速則偏小，這是墩臺(tái)承臺(tái)阻水所導(dǎo)致的垂線流速分布調(diào)整所引起的。

圖4 試驗(yàn)墩臺(tái)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(tái)沖刷的主要原因包括：① 樁柱阻水在墩臺(tái)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(yàn)觀察可知：因墩臺(tái)群樁承臺(tái)的透水性，墩臺(tái)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(tái)前河床的下切和兩側(cè)河床的淘刷力度較強(qiáng)。墩臺(tái)兩側(cè)的螺旋水流，致使墩臺(tái)前側(cè)兩承臺(tái)前端河床深度下切，承臺(tái)左右側(cè)淘刷。墩臺(tái)后側(cè)兩承臺(tái)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(tái)沖刷坑云圖(見圖5)。可以看出：墩臺(tái)附近沖刷主要集中在墩臺(tái)4個(gè)承臺(tái)周圍、墩臺(tái)兩側(cè)及其下游帶狀區(qū)域，尤其以墩臺(tái)前側(cè)兩個(gè)承臺(tái)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(tái)最大沖深為-32.9 m，工況13墩臺(tái)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(tái)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(tái)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(tái)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(tái)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(tái)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(jìn)作用。

圖5 墩臺(tái)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(jì)了復(fù)合墩臺(tái)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(tái)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(tái)局部最大沖刷深度的主要因素有以下4個(gè)方面：

(1) 水流因素。包括水流密度ρ，水流運(yùn)動(dòng)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(dòng)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(shí)間因素。沖刷時(shí)間t及平衡沖刷深度所需時(shí)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(yàn)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(shí)候，平衡沖刷坑最大深度與這兩個(gè)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(diǎn)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(diǎn)繪了Chiew[4-5]、Ettema[6]和Tang[14]等單圓柱墩試驗(yàn)數(shù)據(jù)以及李舜復(fù)合墩臺(tái)試驗(yàn)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(gè)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(yàn)為復(fù)合墩臺(tái)，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(yàn)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(tái)與單墩兩種情況下的hb/B1值進(jìn)行對比，擬合計(jì)算(hb/B1)復(fù)合墩臺(tái)/(hb/B1)單墩的比值(見圖9)?？梢钥闯?，在動(dòng)床條件下，(hb/B1)復(fù)合墩臺(tái)/(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(tái)/(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(yàn)與經(jīng)驗(yàn)公式計(jì)算的最大沖深成果，采用JTG C30-2015《公路工程水文勘測設(shè)計(jì)規(guī)范》中65-2式計(jì)算了墩臺(tái)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(jì)算概況條件：① 將每個(gè)承臺(tái)下的樁基假設(shè)成一個(gè)橋墩；② 將整個(gè)基礎(chǔ)4個(gè)承臺(tái)下的所有樁基假設(shè)成一個(gè)橋墩，試驗(yàn)與計(jì)算工況及主要成果如表1所列。

本次試驗(yàn)與計(jì)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(jì)算概化工況比模型試驗(yàn)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(qiáng)度小的原因；第二種計(jì)算概化工況將整個(gè)墩臺(tái)作為一個(gè)橋墩，其與模型試驗(yàn)沖刷深度相比，在v/v0<2.75時(shí)稍微偏大，v/v0>2.75時(shí)吻合相對較好，部分體現(xiàn)了單個(gè)墩臺(tái)集中擾流的效果。總體而言，模型試驗(yàn)結(jié)果偏向第二種計(jì)算概化工況，從工程安全性考慮，第二種計(jì)算概化工況更適合工程采用。

圖10 試驗(yàn)與計(jì)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(yàn)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?yàn)殚L江下游跨江大橋或電纜通道工程所采用墩臺(tái)尺寸相對較大，導(dǎo)致h/B1遠(yuǎn)小于1。圖中可以看出，在動(dòng)床條件下，hb/B1隨h/B1的增大而增大。一般認(rèn)為，單個(gè)橋墩條件下，當(dāng)h/B1<3時(shí)，hb/B1隨h/B1增加而增加[4]，復(fù)合墩臺(tái)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(tái)為例，采用正態(tài)局部概化模型試驗(yàn)對復(fù)合墩臺(tái)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(tái)局部沖刷坑形態(tài)呈馬蹄形，最大沖深點(diǎn)一般位于墩臺(tái)迎水側(cè)中部及墩臺(tái)兩側(cè)部位。大水深工況有利于促進(jìn)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(tái)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(dòng)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(gè)墩柱同樣的變化關(guān)系。單墩比復(fù)合墩臺(tái)相對最大沖刷深度要大，在v/v0為1～5試驗(yàn)條件下，復(fù)合墩臺(tái)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(tái)/(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(tái)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(jì)規(guī)范》中65-2式計(jì)算復(fù)合墩臺(tái)的局部最大沖刷深度時(shí)，從工程安全性考慮，將整個(gè)墩臺(tái)作為一個(gè)橋墩計(jì)算，更符合工程實(shí)際。

由于復(fù)合塔基局部沖刷影響因素較多，影響機(jī)理復(fù)雜，本次試驗(yàn)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(tái)尺寸與形狀等方面進(jìn)一步開展相關(guān)研究。