楊萬理 ，秦軍武 ，侯海林 ，吳文博 ，周凌遠(yuǎn)

（西南交通大學(xué)土木工程學(xué)院, 四川 成都 610031）

西部山區(qū)地形復(fù)雜、地質(zhì)條件惡劣、地震頻發(fā)，強(qiáng)降雨和堰塞湖潰壩、水庫(kù)泄洪往往會(huì)產(chǎn)生洪水，對(duì)重現(xiàn)期較短的大量中小跨度梁橋造成嚴(yán)重水毀破壞.20世紀(jì)中后期我國(guó)橋梁水毀數(shù)量巨大，這里不再詳述[1].僅據(jù)新聞媒體報(bào)道，每年雨季洪水導(dǎo)致數(shù)以千計(jì)的簡(jiǎn)支梁橋遭到不同程度的破壞，帶來數(shù)億元的直接經(jīng)濟(jì)損失.如2018年11月，金沙江白格堰塞湖泄洪，下游竹巴龍金沙江大橋等7座橋梁被沖毀.美國(guó)調(diào)查了該國(guó)1989—2000年橋梁破壞原因，結(jié)果表明該國(guó)約50%的橋梁失效是由于水力荷載導(dǎo)致的[2].

橋梁的水毀破壞已引起世界各國(guó)的廣泛關(guān)注[3]，我國(guó)在20世紀(jì)50年代末開始了橋涵水文方面的研究工作.1983年 Naudascher等[4]通過理論和試驗(yàn)研究了明渠中橋面板的動(dòng)水力以及由于橋面板的阻塞引起的水頭損失等.重慶交通學(xué)院肖盛燮團(tuán)隊(duì)[5-9]開展了洪水沖擊簡(jiǎn)支板梁和拱橋的模型試驗(yàn)，推導(dǎo)了山洪沖擊下梁體（板梁）水平作用力、豎向作用力以及它們的修正系數(shù)，并對(duì)梁橋和拱橋的抗洪機(jī)理和計(jì)算模型進(jìn)行了研究.2001年張輝[10]結(jié)合實(shí)際板梁橋受力特性，推導(dǎo)了橋梁在洪水沖擊下水平、豎向作用力計(jì)算公式，并提出了幾種典型的失效模式.2003年Malavasi等[11]通過模型試驗(yàn)研究了矩形橋面板的水動(dòng)力荷載，測(cè)量了不同淹沒深度和Froude數(shù)下橋面板上水動(dòng)力時(shí)程曲線，研究表明自由液面的影響不可忽視.2009年Kerenyi等[12]對(duì)淹沒T梁開展了模型試驗(yàn)和數(shù)值模擬，提出了水流力計(jì)算系數(shù)的建議取值.2015年邵鵬[13]計(jì)算了洪水對(duì)橋梁的水平與豎向作用，分析了簡(jiǎn)支單箱式箱型梁橋在洪水沖擊下的破壞特征與失效機(jī)制，研究了洪水流速及其變異性、橋梁淹沒水位等關(guān)鍵參數(shù)對(duì)橋梁可靠度的影響.2016年莊一舟等[14]研究了整體式橋臺(tái)無伸縮縫橋梁抗洪性能，當(dāng)跨度大于兩跨時(shí)，整體式橋臺(tái)無縫橋梁在洪水作用下彈性階段的受力性能優(yōu)于普通有縫橋梁.2018年吳安杰等[15]研究了洪水對(duì)不同截面形式橋墩沖擊過程，發(fā)現(xiàn)沖擊放大系數(shù)隨著水位高度的增加而增大.2020年楊萬理等[16]通過對(duì)橋墩三維繞流精細(xì)化的研究，發(fā)現(xiàn)圓柱表面動(dòng)水壓強(qiáng)沿水深不均勻分布.

我國(guó)現(xiàn)役橋梁中存在大量簡(jiǎn)支T梁和簡(jiǎn)支小箱梁橋，當(dāng)這些梁橋被洪水淹沒后，橫隔板與梁體所形成的腔室內(nèi)的空氣將被裹挾在腔室內(nèi)，可能對(duì)梁橋上部結(jié)構(gòu)安全造成不利影響.實(shí)心防撞護(hù)欄在梁橋上的應(yīng)用也比較常見，在洪水翻越實(shí)心護(hù)欄前，實(shí)心護(hù)欄與橋面板頂部圍成的空間內(nèi)的空氣所產(chǎn)生的浮力，也可能給橋梁上部結(jié)構(gòu)安全帶來不利影響.但是，由上述空氣帶來的不利影響，在現(xiàn)有文獻(xiàn)中未得到充分考慮，梁橋上部結(jié)構(gòu)水毀破壞機(jī)理仍缺乏深入研究.本文將以竹巴龍金沙江大橋?yàn)楸尘埃紤]T梁底部橫隔板內(nèi)裹挾空氣的影響，研究簡(jiǎn)支T梁洪水作用力特征和破壞機(jī)理，以期為橋梁抗洪措施研究、橋梁抗洪規(guī)范完善提供參考.

1 工程背景和數(shù)值計(jì)算模型

1.1 竹巴龍金沙江大橋及其簡(jiǎn)化模型

2018年11月13 日白格堰塞湖泄洪，洪水沖毀竹巴龍金沙江大橋，導(dǎo)致318國(guó)道中斷，如圖1所示.位于該橋上游約470 m處的巴塘水文站記錄了洪峰通過期間流量變化.根據(jù)流量和該橋橋位處地形，估算了梁體淹沒深度（以梁體底部為參照）與斷面平均流速之間的關(guān)系，如圖2所示.可見，洪水淹沒梁體的最大深度達(dá)到15.91 m，這與媒體報(bào)道的洪水水面高出橋面 12 m[17]（梁底距橋面約 2 m，即淹沒深度約14 m）吻合較好，證明了圖2中斷面平均流速與淹沒深度的可靠性.竹巴龍金沙江大橋是9跨簡(jiǎn)支梁橋，每跨30 m，第1跨、第9跨是板梁，第2～8跨每跨均由4片T梁組成，T梁跨中斷面如圖3所示.圖中：C為質(zhì)心；FD、FL、MZ和MC分別為梁所受水平力、豎向力、繞下游角點(diǎn)的傾覆彎矩和繞質(zhì)心的傾覆彎矩；S為梁體高度；W為上部結(jié)構(gòu)寬度；hb為梁底到河床的距離；hu為自由液面到河床的距離.

圖1 白格堰塞湖泄洪沖毀竹巴龍金沙江大橋Fig.1 Jinsha River Bridge at Zhubalong destroyed by discharge from Baige landslide dam

圖2 梁體淹沒深度與斷面平均流速Fig.2 Submergence depth of beam body and average velocity at cross section

圖3 實(shí)橋 T 梁跨中斷面（單位：cm）Fig.3 Cross section at middle span of actual T-girder bridge (unit: cm)

1.2 水動(dòng)力系數(shù)以及工況設(shè)定

洪水作用下橋梁上部結(jié)構(gòu)所受豎向力（FL）由梁體排開水的體積引起的浮力（FLV1）、裹挾空氣排開水的體積引起的浮力（FLV2）和動(dòng)水壓力豎向分量（FLdy）構(gòu)成，如式（1）所示.

水平力系數(shù)CD、豎向力系數(shù)CL和傾覆彎矩系數(shù)CM的定義分別為

式（2）～（4）中： ρ 為水的密度；U為來流速度；L為梁體軸線方向的長(zhǎng)度；h*為淹沒率，如式（5）所示.

當(dāng)h*=0 ，水位線剛好位于梁肋底部；當(dāng)h*=1.000，水位線剛好到達(dá)欄桿頂部；當(dāng)h*＞1.000 ，欄桿被完全淹沒.圖2中，洪水從剛淹沒T梁底部至達(dá)到最大淹沒深度經(jīng)歷了約3 h，流速?gòu)?.4 m/s增大到2.4 m/s.可見，洪峰引起液面和流速增大是較為緩慢的過程.文獻(xiàn)[18]表明縮尺模型水流力系數(shù)與原型水流力系數(shù)基本一致.為了驗(yàn)證數(shù)值計(jì)算模型精度并與后期模型試驗(yàn)進(jìn)行對(duì)比，本文以簡(jiǎn)化后的縮尺模型為研究對(duì)象（縮尺比1/20），計(jì)算不同時(shí)刻（對(duì)應(yīng)特定的淹沒率和來流速度）上部結(jié)構(gòu)水流力系數(shù)，并由水流力系數(shù)反算實(shí)橋跨中單位長(zhǎng)度上部結(jié)構(gòu)受到的水流力，再分析上部結(jié)構(gòu)破壞機(jī)理.本文計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)（computational fluid dynamics，CFD）數(shù)值模擬工況如表1 所示.

表1 CFD數(shù)值模擬計(jì)算工況Tab.1 Cases of CFD numerical simulation

2 數(shù)值計(jì)算方法

2.1 基本控制方程

本文采用ANSYS Fluent求解雷諾平均納維-斯托克斯（RANS）方程，其中質(zhì)量守恒方程和動(dòng)量方程分別如式（6）和式（7）所示.

式中：xi、xj為位移，i，j為笛卡爾坐標(biāo)系O-xyz的方向指標(biāo)；ui、uˉi分別為方向i的瞬時(shí)速度和時(shí)間平均速度；t為時(shí)間；t0為起始時(shí)刻； Δt為時(shí)間步長(zhǎng)；pˉ 為時(shí)間平均壓強(qiáng)； μ 為水體的動(dòng)力黏度.

數(shù)值模擬包含了空氣和水體兩種不同的流體，采用 VOF （volume of fluid）模型對(duì)兩種流體的交界面進(jìn)行追蹤.本文工況中雷諾數(shù)較大，數(shù)值模擬中采用 RNG k-ε湍流模型[19].

梁體邊界層采用 Scalable wall function 以避免在網(wǎng)格細(xì)化過程中第1層網(wǎng)格無量綱厚度y+過小時(shí)導(dǎo)致的標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)退化，y+如式（9）所示.

式中：d為墻邊界到最里層網(wǎng)格中心之間的距離；τw為壁面剪應(yīng)力.

2.2 計(jì)算模型

CFD仿真分析所建立的橋梁節(jié)段三維幾何模型如圖4（a）所示，節(jié)段模型沿橋軸向的寬度10 cm.圖中增加擋板是為了防止水從橋梁軸向涌上橋面.三維數(shù)值水槽寬度中心剖面如圖4（b）所示，該水槽長(zhǎng) 12 m，寬 0.14 m，高 2 m，即梁體兩側(cè)距離水槽邊壁均為2 cm.水槽上游邊界距離橋梁下游側(cè)8.5 m（橋梁寬度的20倍）,下游邊界距離橋梁下游側(cè)3.5 m（橋梁寬度的8倍）.水槽頂部為對(duì)稱邊界，上游邊界為壓力入口，下游邊界為壓力出口，底部以及梁體表面設(shè)置為無滑移壁面.將模型上游W、下游 2W、護(hù)欄頂部上方W、梁肋底部下方W范圍設(shè)置為網(wǎng)格劃分核心區(qū)，其余部分設(shè)置為非核心區(qū)，如圖4所示.整個(gè)計(jì)算域都劃分為六面體網(wǎng)格，核心區(qū)和非核心區(qū)之間設(shè)置interface連接兩側(cè)網(wǎng)格，本文計(jì)算工況中y+設(shè)定為60，核心區(qū)內(nèi)最內(nèi)層網(wǎng)格厚度dcb=3 mm，漸變率為1.1.

圖4 數(shù)值模擬簡(jiǎn)化模型示意Fig.4 Simplified model for numerical simulation

2.3 數(shù)值模型驗(yàn)證、網(wǎng)格無關(guān)性以及計(jì)算精度驗(yàn)證

采用本團(tuán)隊(duì)在西南交通大學(xué)深水大跨橋梁實(shí)驗(yàn)室開展的模型試驗(yàn)數(shù)據(jù)驗(yàn)證本文數(shù)值計(jì)算模型、網(wǎng)格劃分方案以及CFD計(jì)算中各項(xiàng)參數(shù)的合理性.考慮到計(jì)算成本，用于驗(yàn)證的數(shù)值模型取試驗(yàn)?zāi)Ｐ洼S向長(zhǎng)度的1/8，橫截面尺寸保持一致，數(shù)值模型與試驗(yàn)?zāi)Ｐ偷难蜎]率均為1.000，距離模型上游90 cm處流速均為0.3 m/s.同時(shí)新增中等精度網(wǎng)格和精細(xì)網(wǎng)格工況以檢驗(yàn)網(wǎng)格無關(guān)性.各工況y+取值、核心區(qū)邊界層網(wǎng)格厚度dcb、網(wǎng)格總數(shù)N、計(jì)算耗時(shí)T、阻力系數(shù)CD、升力系數(shù)CL如表2所示.表中各工況中核心區(qū)最大網(wǎng)格尺寸dcm均為10 mm，非核心區(qū)最大網(wǎng)格尺寸dm均為 20 mm.對(duì)比發(fā)現(xiàn)，CFD 計(jì)算出的升阻力系數(shù)與模型試驗(yàn)吻合比較好，說明了本文數(shù)值計(jì)算模型、網(wǎng)格劃分方案和各項(xiàng)參數(shù)設(shè)置的合理性.但是，網(wǎng)格劃分越細(xì)，計(jì)算效率越低.因此，本文采用表2中粗糙網(wǎng)格劃分方式對(duì)竹巴龍大橋幾何模型進(jìn)行網(wǎng)格劃分.

表2 網(wǎng)格劃分精細(xì)程度對(duì)數(shù)值模擬計(jì)算精度和計(jì)算效率的影響Tab.2 Influence of grids generation accuracy on calculation precision and efficiency of numerical simulation

3 上部結(jié)構(gòu)水流力特點(diǎn)

圖5 以淹沒率h*= 0.805, 1.000, 1.678 的工況為代表，展示了流場(chǎng)穩(wěn)定后上部結(jié)構(gòu)受到的水平力、豎向力和繞上部結(jié)構(gòu)質(zhì)心轉(zhuǎn)動(dòng)的傾覆彎矩時(shí)程曲線.圖6展示了h*=1.678 工況梁體周圍的壓力云圖和渦量圖.淹沒率h*≤1.000 時(shí)，來流速度較小，上部結(jié)構(gòu)受到的水平力、豎向力和傾覆彎矩波動(dòng)都很小，基本為一條直線；當(dāng)淹沒率較大時(shí)，來流速度也較大，如工況h*=1.678 ，水平力和繞質(zhì)心的傾覆彎矩都出現(xiàn)明顯的波動(dòng)，這主要是由上部結(jié)構(gòu)下游一側(cè)漩渦脫落引起的，如圖6（b）所示.水平力主要由上部結(jié)構(gòu)上游迎水面與下游背水面受到的壓差決定；豎向力由上部結(jié)構(gòu)底部與頂部的壓差決定，被淹沒的梁體和裹挾空氣產(chǎn)生的浮力起支配作用；繞質(zhì)心的傾覆彎矩主要受到梁體正上方、正下方漩渦的水平位置的影響.當(dāng)h*=1.000 時(shí)，上部結(jié)構(gòu)底部靠近上游的漩渦形成的低壓區(qū)使得傾覆彎矩為負(fù)值，如圖6（a）所示；當(dāng)h*＞1.000 時(shí)，自由液面的影響逐漸減小，梁體正上方和正下方邊界條件逐漸變得對(duì)稱，梁體正上方和正下方漩渦發(fā)展愈發(fā)充分，漩渦脫落愈發(fā)顯著，因此傾覆彎矩時(shí)程曲線出現(xiàn)了明顯波動(dòng)，如圖5所示.

圖5 h * = 0.805,1.000,1.678 時(shí)水流力時(shí)程曲線Fig.5 Time histories of flow force for cases withh*=0.805, 1.000 and 1.678

圖6 工況 h* = 1.678 中 t = 1 413.894 s時(shí)刻云圖Fig.6 Contour of case with h* = 1.678 at t = 1 413.894 s

4 簡(jiǎn)支T梁橋上部結(jié)構(gòu)破壞機(jī)理分析

數(shù)值模擬發(fā)現(xiàn)，當(dāng) 0.889＜h*＜1.000 時(shí)，護(hù)欄上游產(chǎn)生的壅水高度將高于護(hù)欄頂部，如果計(jì)算時(shí)間足夠長(zhǎng)，翻越護(hù)欄頂部的壅水將填滿護(hù)欄內(nèi)側(cè).以工況h*=0.906 為例，CFD計(jì)算顯示翻越護(hù)欄頂部的壅水將在約20 min后與護(hù)欄頂部?jī)?nèi)側(cè)平齊，即越過護(hù)欄的洪水將在約 9 0 （ ≈20）min后達(dá)到實(shí)橋護(hù)欄內(nèi)側(cè)頂部.該時(shí)長(zhǎng)遠(yuǎn)大于實(shí)橋處于該淹沒率（h*=0.906 ）和下一個(gè)淹沒率（h*=0.940 ）之間的間隔（約1 min），即在實(shí)際情況下相鄰工況之間，僅有少量水體翻越護(hù)欄頂部.本節(jié)分兩種情形展開討論：情形1，假設(shè) 0.889＜h*＜1.000 時(shí)，沒有壅水翻越護(hù)欄，研究表1中不同淹沒率下T梁受力特征和破壞機(jī)理；情形2，假設(shè) 0.889＜h*＜ 1.000 時(shí)，壅水翻越護(hù)欄使得護(hù)欄內(nèi)、外側(cè)水位線平齊，分析表1中不同淹沒率下T梁受力特征和破壞機(jī)理.

4.1 情形1：當(dāng) 0.889＜h*＜1.000 時(shí)，壅水不翻越護(hù)欄

當(dāng) 0.889＜h*＜1.000 ，壅水不翻越護(hù)欄時(shí)，水動(dòng)力系數(shù)隨著淹沒率變化趨勢(shì)如圖7所示.

圖7 水流力系數(shù)隨著淹沒率 h * 的變化趨勢(shì)（不考慮壅水漫頂）Fig.7 Variation trend of flow force coefficient with submergence ratioh*(backwater overtopping is not considered)

水平力系數(shù)CD隨著淹沒率增大先增大再緩慢減小，并在h*=1.342 左右取得最大值.這種變化主要是由于阻水率隨著淹沒率的增大而逐漸增大，當(dāng)完全淹沒后保持不變引起的.當(dāng)h*＜1.000 時(shí)，豎向力系數(shù)隨h*增大迅速增大，這主要是由梁體本身、梁底橫隔板腔室以及實(shí)心護(hù)欄內(nèi)側(cè)空氣排開水的體積逐漸增大引起的.當(dāng)h*=1.000 時(shí)，大量壅水漫頂淹沒護(hù)欄內(nèi)側(cè)，導(dǎo)致排開水的體積驟減，豎向力系數(shù)陡降；當(dāng)h*= 1.342 時(shí)，豎向力系數(shù)有所增加，這是因?yàn)樵跇蛎姘迳戏叫纬闪虽鰷u，該漩渦導(dǎo)致橋面板上方動(dòng)壓減小，從而整個(gè)豎向力系數(shù)有所增大；當(dāng)h*＞1.342時(shí)，豎向力系數(shù)逐漸減小，這是因?yàn)殡S著h*增大，橋面板上、下側(cè)流場(chǎng)逐漸趨于對(duì)稱，動(dòng)壓趨于相同，升力系數(shù)逐漸趨近于橋面板本身和裹挾空氣的浮力所確定的升力系數(shù)，即2.5附近.傾覆彎矩系數(shù)與豎向力系數(shù)變化趨勢(shì)基本一致，不再贅述.由此可見，豎向力是傾覆彎矩的主要貢獻(xiàn)者.

沿橋軸線方向取實(shí)橋單位長(zhǎng)度上部結(jié)構(gòu)作為研究對(duì)象，該節(jié)段所受到的洪水作用力FD、FL和MZ可通過圖7中水流力系數(shù)來計(jì)算.相應(yīng)抗力表示為水平抗力，豎向抗力，抗傾覆彎矩.=0.25FZ，其中，F(xiàn)Z=G-FL，G為節(jié)段自重，靜摩擦系數(shù)取值為 0.25[19]；=G；=GE，E為質(zhì)心到旋轉(zhuǎn)中心的水平距離.當(dāng)FD＞，F(xiàn)L＞G，MZ＞MZ′時(shí)，上部結(jié)構(gòu)將分別發(fā)生水平位移、上浮和翻轉(zhuǎn).不同h*下節(jié)段梁體受到的洪水作用力和抗力變化如圖8所示.

由圖8可知：

1）總體上節(jié)段梁體受到的水平力FD隨著淹沒率的增大而增大，F(xiàn)D′在h*＜1.000 時(shí)，隨著h*的增大而減小，直至減小為0，在h*=1.000 時(shí)急劇增加，此后基本保持不變（圖8（a））.FD′的變化特征直接受到FL的影響：FL在h*＜1.000 時(shí)隨著h*的增大而增大，在h*=1.000 時(shí)急劇降低至65 kN附近并保持不變（圖8（b）），其中，豎向抗力為重力G, 始終保持不變.節(jié)段梁體傾覆彎矩變化特性與豎向力相似，只是當(dāng)h*＞1.000 時(shí)傾覆彎矩隨著h*的增大而略有增加，抗傾覆彎矩主要由重力提供，并且始終保持不變（圖8（c））.

圖8 節(jié)段梁體洪水作用力和相應(yīng)的抗力隨 h * 變化趨勢(shì)（不考慮壅水漫頂）Fig.8 Variation trend of flood force and resistance of segmental beam with submergence ratioh*(backwater overtopping is not considered)

2）在圖8（a）中，當(dāng)h*略大于 0.872 （h*≈0.875 ）時(shí)，將出現(xiàn)FD＞，F(xiàn)L＜G，MZ＜，即此時(shí)梁體將向下游發(fā)生水平移動(dòng).靜摩擦通常情況下大于動(dòng)摩擦，一旦水平推力克服靜摩擦梁體開始運(yùn)動(dòng)，梁體必將加速運(yùn)動(dòng)并撞擊支座防撞擋塊.=0.25FZ主要來自支座摩擦力，水平抗力變化規(guī)律間接反映了梁體所受到的洪水豎向作用力的變化規(guī)律，此刻（h*=0.875 ）FL非常接近G，如圖8（b）所示；而MZ更 加 接 近 抗MZ′，如圖8（c）.說明此刻（h*=0.875 ）節(jié)段梁體有非常明顯的上浮和翻轉(zhuǎn)趨勢(shì).如果擋塊被梁體撞壞，那么梁體將繼續(xù)往下游運(yùn)動(dòng)，即發(fā)生平動(dòng)落梁：當(dāng)其重心運(yùn)動(dòng)到蓋梁外側(cè)時(shí)，梁體在繼續(xù)往下游運(yùn)動(dòng)的同時(shí)由于自重開始下沉，同時(shí)可能發(fā)生旋轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)，導(dǎo)致整個(gè)梁體倒扣在河底（圖9（a））；旋轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)能量也可能不足以讓梁體完全翻轉(zhuǎn)，此時(shí)梁體將平躺在河底（圖9（b））.如果擋塊未能被梁體破壞，擋塊的反作用力將暫時(shí)阻止梁體在支座上繼續(xù)水平運(yùn)動(dòng).但隨著淹沒深度繼續(xù)增大，如當(dāng)h*=0.906時(shí)，水平力將進(jìn)一步增大（圖8（a）），豎向力進(jìn)一步增大后幾乎等于梁體重力（圖8（b）），即此時(shí)梁體開始上浮，支座提供的摩擦阻力變?yōu)?，梁體受到的水平力將完全作用在擋塊上，將導(dǎo)致?lián)鯄K破壞，更嚴(yán)重的是，此時(shí)梁體的傾覆彎矩也大于抗傾覆彎矩（圖8（c）），梁體將繞著擋塊與梁體的接觸點(diǎn)轉(zhuǎn)動(dòng)，一旦發(fā)生轉(zhuǎn)動(dòng)，即使轉(zhuǎn)動(dòng)角度很小，因梁體迎水面積增大，梁體將受到更大的水平力，導(dǎo)致?lián)鯄K承受巨大的推力而破壞（圖9（c））.此后，梁體發(fā)生翻轉(zhuǎn)落梁，即梁體將同時(shí)作翻轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)和朝向下游的移動(dòng)，當(dāng)梁體重心運(yùn)動(dòng)到蓋梁外時(shí)，梁體在重力作用下下沉，最終梁體翻轉(zhuǎn)后倒扣在河床上（圖9（c））.此處的分析結(jié)果與該橋?yàn)?zāi)后調(diào)研呈現(xiàn)的實(shí)際破壞狀態(tài)基本一致，即蓋梁上防震擋塊都被破壞掉，梁體部分翻轉(zhuǎn)落梁，部分平動(dòng)落梁，如圖10所示.

圖9 上部結(jié)構(gòu)破壞形態(tài)Fig.9 Failure modes of superstructure

圖10 竹巴龍金沙江大橋破壞情況Fig.10 Damage of Jinsha River Bridge at Zhubalong

3）如果支座提供的摩擦力過大梁體在h*=0.906時(shí)刻未發(fā)生平移，隨著淹沒深度的增大，如在h*=0.940或h*=0.973 時(shí)刻，梁體將受到遠(yuǎn)大于自重的向上的豎向力和遠(yuǎn)大于抗傾覆彎矩的傾覆彎矩，使得梁體上浮和旋轉(zhuǎn)，梁體上浮使得支座脫空、支座摩擦力為零，梁體在水平力作用下必將發(fā)生水平運(yùn)動(dòng)從而撞擊擋塊，發(fā)生與圖9（c）相似的破壞過程.

4）當(dāng)h*=1.000 時(shí)，壅水越頂灌入實(shí)心護(hù)欄內(nèi)側(cè)，水體自重導(dǎo)致梁體受到豎直向上的水流力急劇減小，水平抗力因此急劇增大，傾覆彎矩急劇減小，洪水作用力將遠(yuǎn)小于對(duì)應(yīng)的抗力.因此如果上部結(jié)構(gòu)在h*≤1.000 時(shí)未破壞，那么該橋在h*=5.000 之前，都不會(huì)被破壞.當(dāng)h*=5.000 時(shí)，洪水水平力將再次超過水平抗力，但此時(shí)洪水豎向力和傾覆彎矩都遠(yuǎn)小于它們對(duì)應(yīng)的抗力.因此，上部結(jié)構(gòu)在該時(shí)刻只會(huì)發(fā)生平移運(yùn)動(dòng)而破壞.相對(duì)而言，該橋在0.872≤h*≤1.000上部結(jié)構(gòu)被破壞的概率最大.

4.2 情形 2：當(dāng) 0.889＜h*＜1.000 時(shí)，壅水翻越護(hù)欄

當(dāng) 0.889＜h*＜1.000 ，壅水翻越護(hù)欄并且使得護(hù)欄內(nèi)外側(cè)液面平齊時(shí)，阻力系數(shù)基本不變，升力系數(shù)和傾覆彎矩系數(shù)峰值對(duì)應(yīng)的淹沒率提前到h*= 0.872 ，分別如圖11所示.此時(shí)洪水作用下梁體受到的水平力、豎向力、傾覆彎矩隨著淹沒率變化趨勢(shì)如圖12所示.可見，如果考慮h*＞0.872 壅水翻越護(hù)欄，那么在壅水翻越護(hù)欄前，上部結(jié)構(gòu)處于最危險(xiǎn)的狀態(tài)，如h*=0.872時(shí)，水平力和水平抗力幾乎相等，豎向力略小于梁體重力，傾覆彎矩略小于抗傾覆彎矩.灌進(jìn)護(hù)欄內(nèi)側(cè)的水體自重使得洪水豎向力和傾覆彎矩都急劇減小，水平反力急劇增大，即上部結(jié)構(gòu)變得安全.

圖11 水流力系數(shù)隨著淹沒率 h * 變化趨勢(shì)（壅水漫頂）Fig.11 Variation of flow force coefficient with submergence ratio h * (backwater overtopping)

洪水沖擊實(shí)橋，水位持續(xù)快速上漲.當(dāng)0.872＜h*＜1.000時(shí)，欄桿內(nèi)側(cè)液面高度大于0但小于欄桿外側(cè)液面高度.因此，實(shí)橋上部結(jié)構(gòu)水平力比圖12（a）小，但比圖8（a）要大，即上部結(jié)構(gòu)會(huì)發(fā)生水平移動(dòng)；豎向力比圖12（b）大，但比圖8（b）要小，即上部結(jié)構(gòu)發(fā)生上浮的概率很大；傾覆彎矩比圖12（c）大，但比圖8（c）要小，即上部結(jié)構(gòu)發(fā)生旋轉(zhuǎn)是大概率事件.總之，洪水沖擊實(shí)橋時(shí)，上部結(jié)構(gòu)會(huì)發(fā)生如4.1節(jié)所討論的破壞，但是發(fā)生破壞的時(shí)間可能會(huì)因?yàn)檑账阶o(hù)欄而有所延遲.

圖12 節(jié)段梁體作用力和相應(yīng)的抗力隨淹沒率h*變化趨勢(shì)（壅水漫頂）Fig.12 Variation of flood force and resistance of segmental beam with submergence ratioh*(backwater overtopping)

可見，該橋水毀破壞的主要原因可以推斷為：1）梁體受到的浮力過大.經(jīng)計(jì)算，在h*=0.906，0.940，0.973工況中，實(shí)心欄桿和梁頂圍成空氣體積在壅水灌入前所貢獻(xiàn)的浮力分別占梁體洪水豎向力的44%、48%和51%.在上述3個(gè)工況中，梁底橫隔板內(nèi)裹挾空氣分別貢獻(xiàn)了約18%、17%和16%的豎向力.2）梁體受到的水平力過大.實(shí)心欄桿導(dǎo)致水平力大幅增加，實(shí)心欄桿在上述3個(gè)工況中分別貢獻(xiàn)了26%、29%和31%的水平力.3）梁體受到的浮力過大，會(huì)直接導(dǎo)致梁體上??；間接導(dǎo)致傾覆彎矩過大，誘發(fā)梁體翻轉(zhuǎn)落梁；也會(huì)間接導(dǎo)致水平抗力（摩擦阻力）過小，同時(shí)考慮到實(shí)心欄桿導(dǎo)致的水平力大幅增大，將直接導(dǎo)致梁體發(fā)生水平移動(dòng).

5 結(jié) 論

本文以2018年白格堰塞湖泄洪中被破壞的竹巴龍金沙江大橋?yàn)檠芯繉?duì)象，考慮實(shí)心護(hù)欄與橋面板頂部之間的空氣，以及T梁底部橫隔板形成的腔室中裹挾空氣對(duì)上部結(jié)構(gòu)的影響，主要結(jié)論如下：

1）h*＜1.342 時(shí)，簡(jiǎn)支 T 梁水平力系數(shù)隨h*的增大而增大，最大值約為 1.9；當(dāng)h*＞1.342 時(shí)，水平力系數(shù)隨h*的增大逐漸減小至約1.4.

2）在壅水翻越護(hù)欄前，豎向力系數(shù)隨著h*的增大而逐漸增大，最大值約24；當(dāng)壅水翻越護(hù)欄后，豎向力系數(shù)將急劇減小，并隨著h*的繼續(xù)增大而減小并趨于2.5.傾覆彎矩系數(shù)變化規(guī)律與豎向力系數(shù)變化規(guī)律基本一致.

3）在h*接近 1.000 時(shí)，上部結(jié)構(gòu)發(fā)生破壞的風(fēng)險(xiǎn)最大.竹巴龍金沙江大橋破壞過程中上部結(jié)構(gòu)發(fā)生水平移動(dòng)的概率大于上部結(jié)構(gòu)發(fā)生上浮和旋轉(zhuǎn)的概率.

4）本橋?qū)嵭臋跅U極大地增大了梁體所受的水平力；實(shí)心欄桿和梁頂之間的空氣對(duì)豎向力的貢獻(xiàn)最高達(dá)到51%，橫隔板間裹挾空氣對(duì)豎向力的貢獻(xiàn)最高達(dá)到18%，顯著增大了梁體的豎向力和以及傾覆彎矩，顯著減小了水平抗力.實(shí)心欄桿和裹挾空氣是引起該橋水毀破壞或加速該橋破壞的重要原因.