來桂航道銅鼓灘—羊欄灘段航道優化設計*

江 濤，錢黎輝，于忠濤，畢雪峰，羅業輝，王 鑫，張 明

(1.中交水運規劃設計院有限公司，北京 100007；2.交通運輸部天津水運工程科學研究所，工程泥沙交通行業重點實驗室，天津 300456)

隨著黔江大藤峽水利樞紐大江截流及大藤峽船閘建成通航，樞紐上游已形成優良庫區航道，可常年通航2 000 t及以上船舶。而大藤峽壩下段航道仍按V級航道標準通航、維護，且來桂航道銅鼓灘—羊欄灘航段近年來海事頻發，嚴重制約著黔江及上游航運發展，成為航運瓶頸，迫切需要按規劃將航道升級為Ⅱ級航道，但航道等級由Ⅴ級大幅提升至Ⅱ級，給航段整治帶來了航道尺度維護及通航水流條件改善雙重難題。

曹民雄等[1]分析了國內典型急流灘的情況，提岀了整治方法；趙家強等[2]開展了大藤峽壩下未銜段灘群整治模型研究，開展比選分析；龐雪松等[3]通過開展黔江和潯江交匯河段羊欄灘物理模型試驗，提出了4種整治思路；黎國森等[4]分析了郁江口匯流段及羊欄灘河床形態和通航水流條件的特殊性，通過物理模型試驗和自航船模試驗相結合的方法提出并研究了滿足船舶對會的工程方案；周家俞等[5]以嘉陵江南充段鳳儀場庫尾河段為例，采用河工模型試驗方法，制定了整治方案；鄭鈞予[6]以閩江沙溪口水電站壩下脫水段航道為例，基于二維水流數學模型，評價了樞紐壩下脫水段航道整治方案。

本文綜合分析來桂航道大藤峽樞紐壩下段的灘險特性、礙航因素、流態、地形等，提出了航道整治方案，在模型試驗[7-8]研究基礎上，開展航道優化設計，再次經過模型試驗驗證，顯示優化方案能顯著改善流態和航行安全，可保障Ⅱ級航道暢通。

1 工程概況

1.1 航道現狀

由于長洲樞紐正常蓄水位僅回水至桂平三江口，大藤峽壩下存在約12 km的枯水期脫水段，自上而下分布有飛鳳角、鵝蛋灘、銅鼓灘及羊欄灘等4個灘險，目前航道的維護尺度為1.6 m×22 m×270 m(水深×航道底寬×彎曲半徑)。江中存在較大孤立礁石且礙航特性復雜，呈現多灘相連的特征(圖1)，航段近年來海事頻發。其中銅鼓灘、羊欄灘灘段的水流特性受黔、郁兩江來水組合和復雜地形條件控制，礙航特性最為復雜，整治難度大。前期通過對羊欄灘開挖寬淺型分流中槽、清除匯流口處礙航礁石的整治方法，使得該段航道通航水流條件初步得到改善，然而中洪水期在黔、郁兩江匯流及中槽分流口附近仍存在大流速區。參考物理模型對現狀灘險礙航特性試驗分析成果，銅鼓灘中前段礙航特性表現為枯、中水險灘礙航；銅鼓灘與羊欄灘銜接段呈中洪水急險灘礙航，最洶流量級均為4 280 m3/s；羊欄灘中后段呈洪水急流礙航，最洶流量級為8 600～11 358 m3/s。

1.2 水文泥沙和沖淤變化

根據位于羊欄灘下游約26 km的大湟江口水文站統計資料，年平均徑流量為1 696億m3，多年平均輸沙量為5 010萬t，隨著上游各梯級的建設，輸沙量呈現逐年減少的趨勢。工程河段硬質河床抗沖性強、岸線穩定、深泓平面形態多年變化不大，2009—2019年間，大藤峽下游近壩段受大藤峽樞紐施工影響，局部河床有較大變形；鵝蛋灘、銅鼓灘河段微沖微淤，河床沖淤幅度一般在0.5 m；羊欄灘中槽受開挖影響，河床下切0.5～1.0 m，中槽兩側高灘有淤積幅度近1.0 m。總體來看，受近年來河流輸沙減少影響，飛鳳角—羊欄灘河段河床以沖刷為主，平均沖淤幅度為0.07 m，見圖2。

圖2 2009—2019年河道深泓線縱向變化

2 航道設計方案比選

2.1 航道初步設計方案

來桂航道壩下段航道按2 000噸級設計，設計代表船型為2 000噸級貨船、1頂2×2 000噸級頂推船，設計航道尺度為4.1 m×80 m×550 m，開挖水深為4.5 m，整治后流速控制指標采用3.00 m/s，比降控制指標采用1.5‰。

航道線路設置原則為：1)充分利用深槽，力求航道穩定，符合習慣航路，盡可能加大彎曲半徑，直線段與彎曲段平順連接，適航性、安全性好。2)在滿足航道最小彎曲半徑的前提下，開闊的河段航道線路盡量順直連接；在彎曲河段，盡可能加大彎曲半徑，調順航線，滿足船舶安全通航要求。

航道上游銜接大藤峽船閘下游引航道，至黔江大橋通航孔的飛鳳角和鵝蛋灘均為唯一線路，僅在黔江大橋下游的銅鼓灘和羊欄灘開展方案比選，其中羊欄灘為與貴梧3 000噸級航道工程銜接段，設計時航道沿大沙右側航槽與其銜接[9]。

1)初步設計方案1。黔江大橋采用雙孔通航，通航孔凈寬50 m，主航道寬度80 m，從黔江大橋橋區雙孔直線段匯聚之后至擔干石采用直線段，直線段長度950 m；考慮到右岸為連續險灘，盡量沿用習慣航路，擔干石—下羅窯采用彎曲半徑810 m的彎道段，下羅窯—子沙采用彎曲半徑600 m的彎道段，航道呈“S”形，兩反彎段之間的直線長度取192 m，為改善航道流態和航行條件，在彎道段右側均考慮加寬40 m以切除石角和礁石；子沙段后采用彎曲半徑550 m與貴梧3 000噸級航道順接，見圖3a)。

2)初步設計方案2。在設計方案1基礎上將擔干石—上羅窯彎頂段航道彎曲半徑增加至910 m，同時為便于船舶操縱、減少發生海事的風險，將上羅窯—子沙的彎曲段航道拉直，擔干石—銅鼓灘航線向左側偏移，銅鼓灘—子沙段航線布置向右側高灘區域偏移，航道較為順直，同樣為改善航道流態和航行條件，在右側均考慮加寬40 m以切除石角和礁石，見圖3b)。

圖3 銅鼓灘、羊欄灘段初步設計方案(單位：m)

疏浚和炸礁斷面見圖4。

圖4 疏浚和炸礁斷面

2.2 物理模型試驗

為了驗證兩組初步設計方案效果，采用物理模型試驗分別對其進行通航水流條件及礙航灘險整治效果驗證分析。為了便于更明確地分析試驗河段內的整治效果，將河段分為銅鼓灘中前段(黔江大橋—上羅窯上部)、銜接段(上羅窯上部—子沙上部)及羊欄灘中后段(子沙上部—大沙下部)。

2.2.1初步設計方案1

銅鼓灘中前段，擔干石—上羅窯上部偏向于航道右側，部分切除擔干石。試驗結果顯示，設計航線中枯水期銅鼓灘彎頂段受擔干石挑流形成的回流范圍有所減小；最不利流量Q黔=4 280 m3/s下，擔干石下游CS27斷面航道內最大表面流速降至1.72 m/s(現狀2.28 m/s)，相應橫向流速分量減至0.15 m/s(現狀0.85 m/s)，見圖5。從水流條件試驗結果看，灘段中枯水險灘礙航問題較現狀條件有明顯改善。

圖5 Q黔=4 280 m3/s時銅鼓灘擔干石局部水流條件

銜接段，上羅窯上部—下羅窯上部偏向于航道右側，航道較為彎曲，下羅窯偏向于左側。試驗結果顯示，最不利流量Q黔=4 280 m3/s下，對應卡口下游下羅窯CS36斷面航道內最大表面流速3.30 m/s(現狀3.60 m/s)，局部比降達5.13‰(現狀6.18‰)，坡陡流急礙航特性依然明顯；同時中枯水期依然受兩岸石質邊灘控制而在航槽內形成滑梁水、剪刀水等不良礙航流態，最大流速橫向分量達1.29 m/s(指向航道右邊線)，與航中線呈23°夾角，見圖6。船模航行試驗表明當Q黔>2 080 m3/s時2 000噸級船隊無法上行通過銜接段航道。結合水流條件試驗及船模航行試驗結果，由于銜接段對兩側邊灘切除范圍小，尤其是左側邊灘挑角，使得銜接段無法有效擴大過水斷面面積，中、洪水急險灘礙航的水流特性無法得到有效改善。

圖6 Q黔=4 280 m3/s時銜接段局部水流條件

羊欄灘中后段兩江匯流段范圍，航道與貴梧3 000噸航道順接，偏向于航道右側。試驗結果顯示，在不利流量Q黔=8 600 m3/s下，由于棋盤石部分及子沙的清除，航道內最大表面流速為3.23 m/s(現狀3.30 m/s)，灘段平均比降保持0.31‰不變；其下游貴梧3 000噸級航道范圍，最大流速為3.32 m/s(現狀3.7 m/s)，灘段平均比降為0.31‰。船模航行試驗表明Q黔≥8 600 m3/s時2 000噸級船隊一方面無法沿羊欄灘段設計航道上行，另一方面當船舶行至黔、郁兩江匯流口處右轉向時，由于船舶上行時對岸航速較小，而主流流速較大，船舶易被主流沖向河道中心，存在較大安全風險。結合水流條件試驗及船模航行試驗結果，羊欄灘中后段洪水期流速雖較現狀條件下有所減小，但由于匯流段對邊灘清炸范圍有限且銜接段水流仍集中于深槽，進入匯流段水流無法得到有效分散，流速與比降仍較大，存在洪水期急流礙航問題。

2.2.2初步設計方案2

銅鼓灘中前段，擔干石—上羅窯上部偏向于航道左側，少量切除擔干石。試驗結果顯示，初步設計方案2使得伸入航道內回流范圍有所減小，航中線流速沿程分布均勻，典型流量Q黔≤11 358 m3/s下，灘段流速小于3.0 m/s；且當Q黔=4 280 m3/s時擔干石下游斷面航道內最大流速橫向分量減小至0.13 m/s(現狀0.85 m/s，初步設計方案1為0.15 m/s)，流速與航中線夾角減小至3°(現狀22°)，見圖7。銅鼓灘中前段枯、中水險灘礙航特性有所改善。

銜接段上羅窯上部—下羅窯上部偏向于航道左側，航道順直，下羅窯偏向于航道右側。試驗結果顯示，在現狀條件下(4 280 m3/s≤Q黔≤8 600 m3/s)，受左右高灘限制，過水斷面較上下游明顯減小，主流下泄不暢，Q黔=4 280 m3/s時下羅窯斷面最大局部比降達6.18‰，對應流速3.65 m/s，坡陡流急并伴隨有滑梁水及剪刀水的不良流態，中、洪水急險灘礙航特性明顯；方案實施后，Q黔=4 280 m3/s時航道內局部最大比降減小至3.17‰，對應流速3.16 m/s(圖8)，雖較現狀條件均有所減小，但仍無法滿足設計船型上灘能力指標，存在坡陡流急并伴有滑梁水及剪刀水等不良流態。

圖8 Q黔=4 280 m3/s時銜接段局部水流條件

羊欄灘中后段，航道與貴梧3 000噸航道順接，偏向于左側。試驗結果顯示，現狀條件8 600 m3/s≤Q黔≤15 000 m3/s下，大范圍灘段進入3 m/s以上大流速區，具有洪水急流礙航特性；方案實施后，灘段流速無明顯改善，仍具有洪水期流急礙航的特性。

2個方案的模型試驗驗證顯示：總體來說初步設計方案2航道流態及航行條件改善效果較初步設計方案1更明顯，兩組設計方案工程量、航線布置的對比見表1。

表1 設計方案對比

3 設計方案優化

根據礙航水流形成的條件及航道安全通航要求，基于初步設計方案2，并考慮多灘聯動特性，提出優化整治思路，見表2。

表2 各灘段優化整治思路

3.1 優化設計方案

為更好地開展優化設計，從平面布置和斷面布置兩個方向提出優化[9]。

1)優化設計方案2A。為保證2 000噸級頂推船隊在流速較大的情況下能順利下行，在初步設計方案2基礎上將擔干石—上羅窯的彎頂段彎曲半徑由910 m提高到1 000 m，同時將黔江大橋橋區雙孔直線段匯聚段—擔干石段航道中心線向航道右側偏移；將擔干石上游航道需炸礁的范圍向右側加寬40 m，為徹底消除擔干石的影響，在擔干石區域航道右側加寬至90 m；為減少布標，完全清除擔干石—上羅窯與原航道深槽的礙航礁石；為有效增大中洪水時的過流斷面以改善流態和上灘條件，下羅窯—子沙段航道炸礁范圍往右側加寬70 m以進一步清除右側高灘，上羅窯—大沙上段航道左側卡口段往左側加寬120～220 m范圍清除至19.5 m高程，并與中槽航道順接，提高中槽分流量；為改善左側上灘條件，子沙段后采用彎曲半徑1 200 m與貴梧3 000噸級航道順接，見圖9。下羅窯段斷面左側為呈兩層階梯狀，見圖10。

圖9 銅鼓灘至羊欄灘段優化設計方案(單位：m)

圖10 優化設計方案斷面(單位：m)

2)優化設計方案2B。黔江大橋—下羅窯上部同優化設計方案2A，為減少工程量，下羅窯—子沙考慮同航道底高程一致加寬40 m，同左側，在其右側清除至19.5 m高程，其加寬值在60～70 m。下羅窯段斷面為左右兩側均呈兩層階梯狀。

兩個方案均可顯著擴大銜接段過水斷面，改善流態，其優缺點對比見表3。在增加工程量有限的情況下，設計以優化設計方案2A作為推薦方案，其可顯著減少海事發生的概率。

表3 優化方案對比

3.2 物理模型試驗

采用物模和船模試驗對推薦的優化方案2A進行整治效果驗證，對應初步設計方案中各個灘段最洶流量級Q黔=4 280 m3/s，銅鼓灘擔干石及銜接段局部水流條件見圖11a)、b)，羊欄灘中后段對棋盤石局部及子沙進行清炸后，使得來桂Ⅱ級航道范圍內流速減小明顯，Q黔=8 600 m3/s及Q黔=11 358 m3/s時來桂Ⅱ級航道范圍內航道中心線流速沿程分布見圖11c)。

圖11 優化方案物理模型試驗驗證

物模驗證結果表明：隨著黔江流量增加，灘段平均比降呈先增大后減小的趨勢，流速呈遞增的趨勢，中洪水期航道流速大、局部灘段水流紊亂的礙航問題得到解決，見表4；最小通航流量下，航道水深達到4.6 m，可滿足2 000～3 000噸級船舶通航。

表4 物理模型結論

同時在物理模型試驗中采用2 000噸級單船和船隊開展船模試驗，試驗表明：1)當Q黔≤20 000 m3/s時，單船在設計航道范圍內均可正常上行通過，對岸航速滿足自航上灘要求；當20 000 m3/s≤Q黔≤27 000 m3/s時，船隊除大沙和子沙段約0.2 km范圍內需由左側緩流區上行，其余設計航道范圍均可正常上行通過；2)單船可順利下行通過該航段，船隊只需船首沿航道中線下行便可順利通過；3)11 358 m3/s≤Q黔≤27 000 m3/s時，由于羊欄灘中槽分流，航道存在小范圍的較大橫流，只要謹慎操控便可順利通過。

4 結語

1)對于有較大孤立礙航礁石、中洪水急流灘、且位于彎道段的枯水期脫水段航道，航道線形應盡量順直、孤立礁石應盡量清除，通過切灘等盡量增加過水斷面。

2)對于灘險連續的航道，設計時應充分考慮多灘聯動特性，以銜接段為起點向上下游推進整治方案。

3)物理模型和船模試驗驗證證明優化方案能顯著改善水流紊亂、中洪水流速大等礙航問題，其平面布置、整治斷面設計可供類似山區航道整治參考。