彭程 王昊 胡传琦
摘要：
为研究水动力条件变化对复杂承台群桩基础桥墩局部冲刷的影响，以深圳市东宝河大桥主墩基础为研究对象，通过大比尺（1∶15）正态物理模型试验分析了桥墩基础在半掩埋条件下的局部冲刷坑形态、尺度及冲刷过程在不同水流偏向角度、水动力条件下的动力响应。结果表明：桥墩受小角度偏转水流的冲刷作用普遍增强；
周边新建工程实施后，桥墩周围水深变小、流速变大，伴随着冲刷坑影响范围增大，水流偏向角为0°和5°时最大冲刷深度分别增加17%和16%；
受复杂承台结构和群桩阻水效应的联合影响，沿桥墩轴线方向产生的3个冲刷坑尺度依次递减，至冲坑末端为沙脊淤积；
冲刷坑在立面上呈现出从倒圆锥变化至半椭圆形态，且随着高程增加，冲刷坑水平方向尺寸增幅放缓而横截面面积显著增加。研究成果可为类似复杂桥墩型式的桥梁安全运行提供参考。
关 键 词：
复杂承台群桩基础；
局部冲刷；
冲刷坑形态；
冲刷坑尺度；
水动力条件；
正态物理模型
中图法分类号：
TV131.4
文献标志码：
A
DOI：10.16232/j.cnki.1001-4179.2023.05.034
0 引 言
桥墩基础局部遭受冲刷是导致大多数桥梁水毁的重要原因［1］。桥墩局部冲刷是一个动态三维问题［2］，水动力过程复杂，文献中亦不乏大型桥梁建成后实际冲刷深度逼近设计值而需进行冲刷防护的报导［3-5］。深入了解桥墩的局部冲刷规律对桥梁安全性和可靠性具有重要的工程意义，大量学者对此开展了理论分析和试验研究。理论公式有中国广泛采用的规范公式［6］和美国的HEC-18公式［7］。数值模拟方面，祝志文等［8］利用k-ε紊流模型及雷诺平均方程，对圆柱桥墩和半圆柱桥台的局部冲刷进行模拟，获得了较好的冲坑形态，但他们模拟得到的最大冲刷坑位置与物理试验结果仍有一定差距。鉴于数值模拟的准确性仍有进一步提升的空间［9］，实际工程应用中，采用物理模型试验［10-11］依旧是解决和评估桥墩冲刷问题的常用手段。
之前国内关于此类的研究往往以单桩为研究对象，对于复杂型式桥墩的冲刷尺度、规律及冲坑形态的研究虽也偶见报导，但在预测冲刷深度领域仍有不足［1］。此外，依托实际工程的桥墩冲刷物理模型试验多将起冲深度设在低于承台下沿的群桩处，考虑不同承台结构型式阻水效应的试验较少［12-13］。如郑小颖等［13］利用主因子分析及量纲分析等手段，推导出象山港大桥复杂桥墩局部冲刷公式，但研究中的水流淹没深度、床面高度（起冲深度）仅从群桩处开始，未考虑极端情况下承台的阻水效应。国外类似研究相对较早，Yang［14］和Raudkivi［15］等利用等效桩径的概念，将复杂桩等效为单桩，泥沙起冲深度不仅包含从群桩处开始，亦包含从承台处开始。之前大量关于冲刷的研究，往往侧重最大冲坑深度的预测，而在定量认知局部冲刷的平面涉及范围上仍存在一定的局限性［16］。此外，学者郭健等［1］在综述文献中指出，考虑围垦等人类活动对于跨海桥梁基础冲刷的影响将是今后研究的趋势，而此类研究公开报导较少。周边围垦工程的兴建，不仅导致桥梁区域附近原有流速大小发生改变，流向也随之改变，与原有的桥梁轴线法向产生夹角。水流入射角度（亦称偏向角）对于冲刷坑形态的影響及局部冲刷精细发展规律［14］，也值得关注。
因此，有必要针对上述不足并结合工程实际，进一步探究复杂承台群桩基础桥墩的局部冲刷问题。
本文以已建深圳市东宝河特大桥主墩基础为对象，建立正态物理模型，考虑水流小角度偏转的因素，分析桥墩基础半掩埋条件下的局部冲刷深度、冲刷坑水平尺度、冲坑形态及其变化规律，定量刻画因周边围垦工程导致的冲刷形态影响，以为类似复杂桥墩型式的桥梁安全运行提供科学依据。
1 工程概况
1.1 工程位置及桥墩结构型式
东宝河特大桥位于深圳市东宝河入海口处，受珠江口潮汐动力及河道径流的共同作用。东宝河河口外西侧为拟建围填海工程和泄洪整治工程，拟建工程项目将改变已建桥墩所在水域的水动力条件。各工程项目地理位置关系如图1所示。
大桥主墩基础为群桩承台结构，承台设计顶标高为2.5 m（85高程，下同），两侧边塔承台平面尺寸为9.2 m×14.3 m（长×宽），中间塔承台平面尺寸为14.3 m×14.3 m（长×宽），厚度为5.0 m。两侧边塔承台下各设6根，中塔承台下设9根直径2.5 m的钻孔灌注桩，各桥墩位置、结构尺寸及桥墩模型实景照片如图2所示。
1.2 桥梁区域水域条件
桥梁所在海域的波浪基本特征为无浪日居多，波高小于0.5 m的波浪占比在90%以上，且主要以风浪为主，涌浪较少。波浪传至东宝河河口附近已经较小，传播至桥梁所在区域波浪更小。潮汐为不规则半日混合潮，桥墩处于径流和潮流共同作用的感潮河段，落潮最大流速均大于涨潮最大流速。枯水期最大落潮流速为0.72 m/s，最大涨潮流速为0.64 m/s［17］。桥梁区域所在河流输沙主要以悬移质为主，含沙量较小。桥梁
区域底质组成以淤泥为主，桥墩周围中值粒径平均值为0.01 mm。桥墩处地质组成自上而下依次为淤泥、粗砂、粗砂夹砾砂、全风化混合片麻岩、强风化混合片麻岩等土层。可冲刷部分主要为地质上层的淤泥层和粗砂层，淤泥层层底标高约为-9.90～-10.86 m，粗砂层层底标高约为-17.30～-18.26 m［18］。
2 研究方法
2.1 桥梁区域水动力变化数值模拟及分析
通过MIKE 21软件［19］建立东宝河河口二维潮流数学模型，旨在为物理模型试验提供边界条件。选择两种极端水文条件作为代表工况：① 径流作用为主导，重现期100 a一遇洪水+常遇大潮潮型；
② 以潮流作用为主导，重现期100 a一遇潮型+重现期2 a一遇洪水，计算分析河口围填海工程实施前后桥梁区域水动力变化情况，计算中均不考虑桥墩［18］。根据计算结果，在工况①下：工程实施前桥墩处最大流速为1.74 m/s，对应水深3.48 m；
工程实施后桥墩处最大流速为2.03 m/s，对应水深2.88 m。在工况②下：工程实施前桥墩处最大流速为0.43 m/s，对应水深2.75 m；
工程实施后桥墩处最大流速为0.48 m/s，对应水深2.68 m。依据现场观测及潮流模型计算结果，流向与桥墩轴线最大夹角为5°，因此取0°和5°用以判断水流偏向角对于冲刷坑的影响，并提取潮流数学模型中桥墩处的水深和流速，最终得到物理模型试验的水动力条件（见表1）。
2.2 物理模型试验设计
物理模型按照正态模型设计，模型中的水流运动需满足重力相似、阻力相似，并考虑垂直比尺限制条件，模型中的泥沙运动需满足起动相似、水下休止角相似等［20］。另考虑到试验水槽边壁的影响，模型中桥墩压缩比不宜过小［21］。综合考虑后，确定本次试验几何比尺为1∶15。模型试验在交通运输部天津水运工程科学研究院长50.0 m、宽8.0 m的实验水槽中进行，动床段长12 m，深0.70 m。模型布置及边界条件如图3所示。
模型两端为水流控制边界，采用循环水泵及变频器调速控制水流流速；
水位由尾门控制，通过高精度自动水位仪实时监测；
水流的测量采用多普勒三维流速测试系统；
桥墩附近床面高程变化采用探头式水下高频超声波测距系统实时测量；
桥墩周围床面和局部冲坑形态采用三维激光扫描仪进行四向测量后，搭配点云后处理软件进行拼接处理和后处理数据的提取。
桥墩局部沖刷模型中，模型沙的选择依据泥沙在水流动力下的起动相似原则为主。选用河床表层泥沙（D50=0.01 mm）为原型代表沙样，根据张瑞瑾公式［22］计算，平均水深3.17 m时，泥沙起动流速约为1.05 m/s。在几何比尺为1∶15的条件下，起动流速相似比尺约为3.873，模型水深约0.21 m，模型起动流速0.27 m/s。实验室中选取D50=0.203 mm的天然沙作为模型沙，以1∶15的几何比尺进行水槽泥沙动力特性试验，该模型沙起动流速约为0.25 m/s，实际流速起动相似比尺为4.2，与计算相似的比尺（3.873）偏差较小，可以满足大桥主墩附近区域泥沙流速起动相似要求。模型沙采用天然沙，泥沙颗粒加速度与水下休止角相似条件可自然满足［23］。
洪水径流和潮汐共同作用的往复流导致的桥墩冲刷深度，较洪水径流作为恒定流导致的桥墩冲刷深度小，且冲刷平衡时间长，因此试验中选取对桥墩局部冲刷最不利条件作为试验条件：冲刷洪水采用恒定流控制，流速采用洪峰最大流速，水深采用流速最大时刻对应水位。东宝河流域洪水一般由暴雨或台风造成，整个过程持续时间一般不超过48 h，因此试验时间按照原型2 d施放。试验中的河床起冲高程根据2020年5月桥梁附近的水下地形测量结果（-1.74 m）确定。
为测定局部冲刷深度发展过程，并讨论不同水流方向对冲刷情况造成的影响，在桥墩承台侧壁布置了28个水下高频超声波测距探头，对桥墩周围的床面高程变化进行实时测量。根据桥墩承台组成个数和河道左岸和右岸的位置，将传感器布置分为6个区域，具体布置见图4。
3 试验结果与讨论
3.1 桥墩周围流场变化特征
桥墩周围水流结构主要包括墩前向下水流、墩前水面涌波和尺度较大的涡旋体系［24-25］。涡旋体系［26］是一种综合水流结构，包括墩前冲刷坑边缘形成的，绕桥墩两侧流向下游的马蹄形漩涡、桥墩两侧水流分离引起的尾流漩涡。涡旋体系在墩后和两侧还不断地由床面释放出小漩涡，向水面发展。
受桥墩上方承台及下方群桩阻水影响，部分水流受阻后转向水面，引起水面壅高，桥墩上下游流速减缓。水流经过承台前缘所在断面后，桥墩两侧形成绕流且流速增大。由于承台下方群桩阻水，来流受阻后部分转向床面，产生下潜水流，并在近床面处形成一横轴反向漩涡。该漩涡与来自上游底部的纵向水流结合在一起，形成绕桩且靠近床面流向下游的马蹄形漩涡。在马蹄形漩涡作用下，桩周床面泥沙被冲起带向背流侧［27］。以5°试验工况（见图5）为例，可以看出桥墩左岸侧的绕流现象较桥墩右岸侧更为明显。
3.2 局部冲刷发展过程及冲坑形态特征
图6～7给出了各试验工况下桥墩代表特征监测点（1～28号）处冲刷深度随时间的变化曲线。当冲刷开始时，桥墩附近床面泥沙受到承台和群桩周围水流的作用，在迎流侧承台前端逐渐形成冲刷坑。随着冲刷继续进行，冲刷坑的前后范围和深度逐渐增加，并向两侧延伸。试验自开始至1 h内，承台1附近（1～8号，26～28号）冲刷坑快速形成，冲坑深度剧烈增加，冲刷深度占总冲刷深度的60%以上；
由于工程实施后较工程实施前水深浅、流速大，工程实施后承台1附近
冲刷坑形成时的增长速度大于工程实施前。由于泥沙之间的相互阻碍作用，随着冲刷时间的增加，冲刷坑不断发展，从冲刷坑内冲走的泥沙愈来愈少，试验第2～10 h内，冲刷坑深度的增长速度逐渐放缓并趋于动态平衡状态。第10～12 h，承台1附近冲坑无明显变化，此时认为冲刷达到动态平衡，试验最终停止。以5°试验工况为例（见图8），桥墩处达到最大冲刷深度是一个动态平衡的状态，此时桥墩下游沙丘的冲刷仍在继续进行，从冲刷坑流出的水流把沉积形成的沙丘不停拉平，并逐渐推向下游。
3.3 水流偏向角冲刷影响对比与机理分析
从图9中可以看出，水流偏向角对桥墩周围床面冲刷的影响体现在桥墩整体冲刷深度变化与桥墩两侧冲刷深度的差异。
对于桥墩整体冲刷深度变化而言，各组次下承台前缘冲刷情况均为中部冲刷深度最大，向两侧递减。当水流偏向角为5°时，各代表特征监测点的冲刷深度普遍高于0°工况。平均冲刷深度增大是由于在有一定水流偏向角情况下，桥墩迎水面对水流产生的阻力更大，水流在受阻后产生更强的下降水流，增强了对底部泥沙的冲刷。来流角度增大而引起的冲刷加剧在Yang等［2，14］的试验和其他文献中［28］也有报道。另一方面，5°时由于偏向角较小，墩侧水流受到侧壁阻力后在墩尾流速降低，墩尾没有直接受到水流顶冲，因此墩尾分流未能与背水面低速区形成墩尾的涡流体系，因此冲刷坑只在墩前形成，墩尾处冲刷均较弱甚至产生淤积。
工程实施后冲刷试验表明，桥墩左岸侧（4～8号）的冲刷深度相较模型中桥墩右岸侧（1～2号，26～28号）增加明显，水流偏向角为0°与5°时，桥墩前部左岸侧平均冲刷深度分别为38.24 cm和51.60 cm，右岸侧平均冲刷深度分别为31.03 cm和36.89 cm，左岸侧冲刷深度相较右岸侧增加明显。这是由于桥墩受到水流偏向角的影响，桥墩迎水面积增大，桥墩左岸侧不仅受到与桥墩轴线平行的纵向水流作用，同时还会受到与轴线垂直的横向水流作用。此外，桥墩左岸侧背水面受到承台的遮蔽作用，流速较慢，形成低速区，纵向水流与横向水流经过承台前缘形成的高速射流与该低速区相汇，形成大面积的旋涡区，加强了对该位置泥沙的冲刷。随后，泥沙在纵向水流的作用下继续向下游输移。值得注意的是，0°工况下出现小幅淤积的13号和21号监测点处，5°工况下淤积增强，出现该现象的原因是墩侧水流受到流速梯度的影响而形成了竖直方向的旋涡，该旋涡在水流的作用下不断扩散至下游，到达桥墩后部内凹处的低速区后发生沉积，导致该位置处泥沙淤积。受到水流偏向角的影响，墩侧水流产生的旋涡增强，导致墩后低速区泥沙沉积量增加。
3.4 最大冲刷深度、尺度及冲刷坑形态分析
4组工况（A、B、C、D）所得最大冲刷深度原型值分别为7.32，7.92，8.60 m和9.20 m。以组次C为例，依据HEC-18［7］公式，该试验条件下所得最大冲刷深度为9.67 m，试验值小于规范计算值（HEC-18计算值偏大的报道在其他文献中亦有提及［29］），这与规范中将不同桥墩承台型式、桩基布置埋深等归一为等效桩径［15］有关。依据HEC-18公式计算得到的等效桩径约为13.78 m，接近于承台宽度，承台在此公式中基于叠加法［30］所得等效桩径的占比较大，达84%，是群桩贡献的5倍以上。因承台的作用占比大，其较大的阻水作用及产生更大的下潜水流导致冲刷尺度较大。
以水流偏向角0°为例，沿桥墩纵轴线的冲刷典型剖面见图10。图10中均见到3个明显冲刷坑。受上部复杂承台结构和下部群桩基础的影响，冲刷坑形态空间分布上与单桩冲刷形态有一定差异，但总体趋势一致，呈现出前侧冲坑尺度最大且呈倒圆锥形，随后依次递减，至尾部呈现淤积的沙脊形态。此外，第二和第三个冲坑较第一个冲坑的坡度明显降低，呈半椭圆状。此多坑形态在熊文等［5］的数值模拟双柱墩冲刷工作中亦有提及，冲刷后立面图分布与本次研究形态基本一致。水流因被最前端桩阻挡遮蔽，到达后方时流速剪切紊流动能减弱，产生的冲刷较温和。但他们的双柱墩冲刷数值模拟结果没有捕捉到尾部的沙脊淤积形态，可能是桥墩形式及起冲深度的区别导致的。由图10中两组工况亦可知，由于工程实施后流速增大，产生的冲刷坑较深，桥墩后方产生的沙脊高度也较高，这是由于沙脊的堆积高度基本与墩周围的泥沙冲刷量一致［25，31］。沿流线方向各组次局部冲刷形态及组次变化见图11～12。如图11可见，在较大流速作用下，冲刷坑范围明显加大，最大冲刷加剧亦发生在桥墩的最前方，增加值接近2 m，后方的沙脊堆积反而增大，同时轴线两侧的冲刷亦有加剧。冲坑形态基本呈左右对称趋势，冲坑两侧向后方均有小幅摆动，桥墩两侧冲刷槽基本呈对称形态。图12为水流偏向角为5°时工程实施前后冲刷对比。此时冲坑形状受桥墩纵轴线与水流方向的夹角影响，向左岸侧摆动，末端呈明显勺状。自承台前部至中间主承台前端附近第二排桥墩处，承台上游冲坑深度逐渐减小，桥墩两侧的冲刷槽向下游双向延伸。桥墩两侧冲刷槽亦与绕墩水流集中区域一致，左岸侧冲刷槽由于迎流方向面积更大而更为明显。承台2和3之间的形状内凹处为弱回流区，为泥沙落淤提供了一定的时间和空间条件，故桥墩两侧该位置均有丘状淤积体。而在桥墩下游区域，出现明显的带状淤积丘，淤积丘在承台后方淤积最强，向下游和两侧逐渐减小。
本文给出最大冲刷尺度包括：各高程等值线切面上的最大冲坑影响范围沿桥墩纵轴线长度定义为a，垂直桥墩纵轴线长度定义为b，冲坑最大冲刷长度定义为l，包络面积绿色范围内定义为s（见图8）。试验得到的最大冲刷尺度见图13。本次研究的桥墩结构为上部承台、下部群桩的组合结构（见图1），且起冲床面位于承台底部之上，因此二者的联合作用直接影响了冲坑深度、冲坑形态及不同等值线切面上的影响范围。由于工程实施后组次桥梁区域附近水深浅、流速大，导致局部冲刷更为剧烈，水流偏向角为0°和5°时工程实施后桥墩最大冲刷深度较实施前分别增加约17%和16%，水动力条件的变化不仅影响桥墩最大冲刷深度，同样影响桥墩冲坑影响范围，各等值线切面上的冲坑影响范围同样表现为工程实施后大于工程实施前，且随等值线切面高程绝对值增加而增加。以0°时为例，工程实施后-4～-8 m等值线切面包络面积s较工程实施前分别增加约7.5%，9.8%和25.9%（见图13）。由图13还可知，所有工况的影响面积s均表现出-6～-4 m等值线切面上的增加幅度大于-8～-6 m的特征，这意味着冲刷坑靠近原冲刷面时，冲坑截面面积增幅扩大，同其他试验结果类似［31］。
对于冲坑纵向影响范围a，床面较高时，主要受承台阻水面形成的下潜水流的影响，由于工程实施前水深大于工程实施后，因此a在-4 m等值线切面上表现为工程实施前总体大于工程实施后（见图13），0°时工程实施前后的a值分别为22.28 m和20.71 m，5°时分别为26.59 m和24.79 m。随着冲坑深度增加，承台的影响减弱而转为水流对下部群桩的作用，工程实施后水流流速更大，因此a在-6～-8 m等值线切面上表现为工程实施后大于工程实施前，以0°时为例，a值在-6 m和-8 m等值线切面上工程实施后较工程实施前分别增加19%和36%。另一方面，工程实施后较小的水深限制了冲刷坑的沿流线方向的发展，纵向影响范围a从-6～-4 m处增幅明显衰减，而工程实施前时基本呈线性增加。对于冲坑横向影响范围b，主要受承台和群桩阻水面积的影响，随着水流偏向角从0°增加到5°，承台和群桩的阻水面积小幅增加，最终表现为相同试验条件下5°时b值略大于0°（见图13）。较小的水深同样限制了冲刷坑的垂直于流向方向的发展，工程实施后冲坑横向影响范围b从-6～-4 m处增幅明显衰减，而工程实施前依旧基本呈线性增加。对于冲坑最大冲刷长度l，主要受水流偏角的影响，当水流流向偏转为5°时，冲坑形态向左岸侧摆动且末端呈明显勺状，导致l值明显大于0°（见图13）。以-4 m等值线切面为例，工程实施前0°和5°时l值分别为30.23 m和42.29 m，工程实施后0°和5°时l值分别为33.93 m和44.57 m。5°时l的斜率（星花记号）增幅高于0°时，冲坑最大冲刷长度在小角度斜向入射时随等值线增加表现出非线性增加趨势，越接近原床面，增幅越大。
4 结 论
本文以深圳市东宝河特大桥复杂承台群桩基础桥墩为研究对象，开展正态物理模型试验，分析桥墩周边新建围填海和河口泄洪整治工程引起的代表性水动力条件变化对桥墩局部冲刷的影响，得到如下结论。
（1） 模型试验经历约12 h达最大冲深，沿流线方向呈现3个冲刷坑，前侧最大，呈倒圆锥形态，随后依次递减，至尾部为呈现淤积形态的沙脊。受上部复杂承台结构和下部群樁基础的影响，试验中的多坑形态空间分布上与单桩冲刷形态有一定差异，但总体趋势一致。第二和第三个冲刷坑较第一个的坡度明显降低，呈半椭圆状。桥墩两侧的冲刷槽向下游双向延伸。桥墩下游出现明显的带状淤积丘，淤积丘在承台后方淤积最强，向下游和两侧逐渐减小。
（2） 水流偏向角对桥墩周围冲刷产生一定影响，在偏向角为5°时，桥墩周围床面的整体冲刷深度增加，桥墩前缘的冲刷深度增加量最大，而桥墩背水面的冲刷深度增幅最大，但在背水面墩尾处冲刷强度减弱甚至产生淤积。同时，桥墩左岸背水面形成的旋涡体系显著增加了对该侧床面的冲刷，冲刷坑向左岸侧摆动，末端呈明显勺状，桥墩左岸侧冲刷深度相较右岸侧增加明显。
（3） 桥墩最大冲刷尺度受桥梁区域附近水动力变化的影响，较工程实施前工程实施后水深浅、流速大，冲刷更为剧烈，水流偏向角在0°和5°时最大冲刷深度分别增加17%和16%。冲坑形态亦受到桥梁区域附近水动力变化的影响，工程实施后的冲坑横向、纵向宽度和冲坑最大冲刷长度均大于工程实施前。当水深较小、流速较大时，冲刷坑水平方向尺寸增幅趋势随高程增加而放缓，而冲坑横截面面积则随高程升高增加显著。
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（编辑：胡旭东）
Abstract：
In order to study the influence of hydrodynamic conditions change on the local scour of bridge foundation of complex cap pile group，the main pier foundation of Dongbao River Bridge was taken as a research object.A large-scale（1∶15）normal physical model test was carried out to study the shape and scale of local scouring pit，and the dynamic response of scouring process under different flowing angles and hydrodynamic conditions.The results showed that the scouring effect of small deflected flow on piers was generally enhanced.After the implementation of the new projects around the bridge，the water depth around the pier became smaller，the flow velocity became larger，and the influence range of the scouring pit increased.When the flow deflection angle were 0°and 5°，the maximum scouring depth increased by 17% and 16% respectively.Under the combined influence of the complex cap structure and the water-blocking effect of the pile group，the scale of the three scouring pits generated along the axis of the pier decreased in turn，and the sand ridge was deposited at the end of the scouring pit.The scouring pit changed from inverted cone to semi-elliptical shape on the elevation，and with the increasing of elevation，the increase of the horizontal size of the scouring pit slowed down，while the cross-sectional area increased significantly.The research results can provide reference for the safe operation of bridges with similar complex pier types.
Key words：
complex cap pile group foundation；
local scouring；
scouring pit shape；
scouring pit scale；
hydrodynamic condition；
normal physical model