楊萬理 ，秦軍武 ，侯海林 ，吳文博 ，周凌遠

（西南交通大學土木工程學院, 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)，強降雨和堰塞湖潰壩、水庫泄洪往往會產(chǎn)生洪水，對重現(xiàn)期較短的大量中小跨度梁橋造成嚴重水毀破壞.20世紀中后期我國橋梁水毀數(shù)量巨大，這里不再詳述[1].僅據(jù)新聞媒體報道，每年雨季洪水導致數(shù)以千計的簡支梁橋遭到不同程度的破壞，帶來數(shù)億元的直接經(jīng)濟損失.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.美國調(diào)查了該國1989—2000年橋梁破壞原因，結(jié)果表明該國約50%的橋梁失效是由于水力荷載導致的[2].

橋梁的水毀破壞已引起世界各國的廣泛關(guān)注[3]，我國在20世紀50年代末開始了橋涵水文方面的研究工作.1983年 Naudascher等[4]通過理論和試驗研究了明渠中橋面板的動水力以及由于橋面板的阻塞引起的水頭損失等.重慶交通學院肖盛燮團隊[5-9]開展了洪水沖擊簡支板梁和拱橋的模型試驗，推導了山洪沖擊下梁體（板梁）水平作用力、豎向作用力以及它們的修正系數(shù)，并對梁橋和拱橋的抗洪機理和計算模型進行了研究.2001年張輝[10]結(jié)合實際板梁橋受力特性，推導了橋梁在洪水沖擊下水平、豎向作用力計算公式，并提出了幾種典型的失效模式.2003年Malavasi等[11]通過模型試驗研究了矩形橋面板的水動力荷載，測量了不同淹沒深度和Froude數(shù)下橋面板上水動力時程曲線，研究表明自由液面的影響不可忽視.2009年Kerenyi等[12]對淹沒T梁開展了模型試驗和數(shù)值模擬，提出了水流力計算系數(shù)的建議取值.2015年邵鵬[13]計算了洪水對橋梁的水平與豎向作用，分析了簡支單箱式箱型梁橋在洪水沖擊下的破壞特征與失效機制，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)對橋梁可靠度的影響.2016年莊一舟等[14]研究了整體式橋臺無伸縮縫橋梁抗洪性能，當跨度大于兩跨時，整體式橋臺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]通過對橋墩三維繞流精細化的研究，發(fā)現(xiàn)圓柱表面動水壓強沿水深不均勻分布.

我國現(xiàn)役橋梁中存在大量簡支T梁和簡支小箱梁橋，當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)，可能對梁橋上部結(jié)構(gòu)安全造成不利影響.實心防撞護欄在梁橋上的應(yīng)用也比較常見，在洪水翻越實心護欄前，實心護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)有文獻中未得到充分考慮，梁橋上部結(jié)構(gòu)水毀破壞機理仍缺乏深入研究.本文將以竹巴龍金沙江大橋為背景，考慮T梁底部橫隔板內(nèi)裹挾空氣的影響，研究簡支T梁洪水作用力特征和破壞機理，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)值計算模型

1.1 竹巴龍金沙江大橋及其簡化模型

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，導致318國道中斷，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到15.91 m，這與媒體報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度；h*為淹沒率，如式（5）所示.

當h*=0 ，水位線剛好位于梁肋底部；當h*=1.000，水位線剛好到達欄桿頂部；當h*＞1.000 ，欄桿被完全淹沒.圖2中，洪水從剛淹沒T梁底部至達到最大淹沒深度經(jīng)歷了約3 h，流速從0.4 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[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.為了驗證數(shù)值計算模型精度并與后期模型試驗進行對比，本文以簡化后的縮尺模型為研究對象（縮尺比1/20），計算不同時刻（對應(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)反算實橋跨中單位長度上部結(jié)構(gòu)受到的水流力，再分析上部結(jié)構(gòu)破壞機理.本文計算流體動力學（computational fluid dynamics，CFD）數(shù)值模擬工況如表1 所示.

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

2 數(shù)值計算方法

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為笛卡爾坐標系O-xyz的方向指標；ui、uˉi分別為方向i的瞬時速度和時間平均速度；t為時間；t0為起始時刻； Δt為時間步長；pˉ 為時間平均壓強； μ 為水體的動力黏度.

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）模型對兩種流體的交界面進行追蹤.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)格細化過程中第1層網(wǎng)格無量綱厚度y+過小時導致的標準壁面函數(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 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.整個計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)值模擬簡化模型示意Fig.4 Simplified model for numerical simulation

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

采用本團隊在西南交通大學深水大跨橋梁實驗室開展的模型試驗數(shù)據(jù)驗證本文數(shù)值計算模型、網(wǎng)格劃分方案以及CFD計算中各項參數(shù)的合理性.考慮到計算成本，用于驗證的數(shù)值模型取試驗?zāi)Ｐ洼S向長度的1/8，橫截面尺寸保持一致，數(shù)值模型與試驗?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.同時新增中等精度網(wǎng)格和精細網(wǎng)格工況以檢驗網(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、計算耗時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.對比發(fā)現(xiàn)，CFD 計算出的升阻力系數(shù)與模型試驗吻合比較好，說明了本文數(shù)值計算模型、網(wǎng)格劃分方案和各項參數(shù)設(shè)置的合理性.但是，網(wǎng)格劃分越細，計算效率越低.因此，本文采用表2中粗糙網(wǎng)格劃分方式對竹巴龍大橋幾何模型進行網(wǎng)格劃分.

表2 網(wǎng)格劃分精細程度對數(shù)值模擬計算精度和計算效率的影響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

圖5 以淹沒率h*= 0.805, 1.000, 1.678 的工況為代表，展示了流場穩(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)動的傾覆彎矩時程曲線.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，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都很小，基本為一條直線；當淹沒率較大時，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，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h*=1.000 時，上部結(jié)構(gòu)底部靠近上游的漩渦形成的低壓區(qū)使得傾覆彎矩為負值，如圖6（a）所示；當h*＞1.000 時，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，因此傾覆彎矩時程曲線出現(xiàn)了明顯波動，如圖5所示.

圖5 h * = 0.805,1.000,1.678 時水流力時程曲線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時刻云圖Fig.6 Contour of case with h* = 1.678 at t = 1 413.894 s

4 簡支T梁橋上部結(jié)構(gòu)破壞機理分析

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

4.1 情形1：當 0.889＜h*＜1.000 時，壅水不翻越護欄

當 0.889＜h*＜1.000 ，壅水不翻越護欄時，水動力系數(shù)隨著淹沒率變化趨勢如圖7所示.

圖7 水流力系數(shù)隨著淹沒率 h * 的變化趨勢（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，當完全淹沒后保持不變引起的.當h*＜1.000 時，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心護欄內(nèi)側(cè)空氣排開水的體積逐漸增大引起的.當h*=1.000 時，大量壅水漫頂淹沒護欄內(nèi)側(cè)，導致排開水的體積驟減，豎向力系數(shù)陡降；當h*= 1.342 時，豎向力系數(shù)有所增加，這是因為在橋面板上方形成了漩渦，該漩渦導致橋面板上方動壓減小，從而整個豎向力系數(shù)有所增大；當h*＞1.342時，豎向力系數(shù)逐漸減小，這是因為隨著h*增大，橋面板上、下側(cè)流場逐漸趨于對稱，動壓趨于相同，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者.

沿橋軸線方向取實橋單位長度上部結(jié)構(gòu)作為研究對象，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FD＞，F(xiàn)L＞G，MZ＞MZ′時，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，隨著h*的增大而減小，直至減小為0，在h*=1.000 時急劇增加，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 時隨著h*的增大而增大，在h*=1.000 時急劇降低至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h*＞1.000 時傾覆彎矩隨著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（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h*略大于 0.872 （h*≈0.875 ）時，將出現(xiàn)FD＞，F(xiàn)L＜G，MZ＜，即此時梁體將向下游發(fā)生水平移動.靜摩擦通常情況下大于動摩擦，一旦水平推力克服靜摩擦梁體開始運動，梁體必將加速運動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.如果擋塊被梁體撞壞，那么梁體將繼續(xù)往下游運動，即發(fā)生平動落梁：當其重心運動到蓋梁外側(cè)時，梁體在繼續(xù)往下游運動的同時由于自重開始下沉，同時可能發(fā)生旋轉(zhuǎn)運動，導致整個梁體倒扣在河底（圖9（a））；旋轉(zhuǎn)運動能量也可能不足以讓梁體完全翻轉(zhuǎn)，此時梁體將平躺在河底（圖9（b））.如果擋塊未能被梁體破壞，擋塊的反作用力將暫時阻止梁體在支座上繼續(xù)水平運動.但隨著淹沒深度繼續(xù)增大，如當h*=0.906時，水平力將進一步增大（圖8（a）），豎向力進一步增大后幾乎等于梁體重力（圖8（b）），即此時梁體開始上浮，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，將導致?lián)鯄K破壞，更嚴重的是，此時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轉(zhuǎn)動，一旦發(fā)生轉(zhuǎn)動，即使轉(zhuǎn)動角度很小，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，即梁體將同時作翻轉(zhuǎn)運動和朝向下游的移動，當梁體重心運動到蓋梁外時，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)果與該橋災(zāi)后調(diào)研呈現(xiàn)的實際破壞狀態(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 時刻，梁體將受到遠大于自重的向上的豎向力和遠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)生水平運動從而撞擊擋塊，發(fā)生與圖9（c）相似的破壞過程.

4）當h*=1.000 時，壅水越頂灌入實心護欄內(nèi)側(cè)，水體自重導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，洪水作用力將遠小于對應(yīng)的抗力.因此如果上部結(jié)構(gòu)在h*≤1.000 時未破壞，那么該橋在h*=5.000 之前，都不會被破壞.當h*=5.000 時，洪水水平力將再次超過水平抗力，但此時洪水豎向力和傾覆彎矩都遠小于它們對應(yīng)的抗力.因此，上部結(jié)構(gòu)在該時刻只會發(fā)生平移運動而破壞.相對而言，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 0.889＜h*＜1.000 時，壅水翻越護欄

當 0.889＜h*＜1.000 ，壅水翻越護欄并且使得護欄內(nèi)外側(cè)液面平齊時，阻力系數(shù)基本不變，升力系數(shù)和傾覆彎矩系數(shù)峰值對應(yīng)的淹沒率提前到h*= 0.872 ，分別如圖11所示.此時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如圖12所示.可見，如果考慮h*＞0.872 壅水翻越護欄，那么在壅水翻越護欄前，上部結(jié)構(gòu)處于最危險的狀態(tài)，如h*=0.872時，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.灌進護欄內(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（壅水漫頂）Fig.11 Variation of flow force coefficient with submergence ratio h * (backwater overtopping)

洪水沖擊實橋，水位持續(xù)快速上漲.當0.872＜h*＜1.000時，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)會發(fā)生水平移動；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，洪水沖擊實橋時，上部結(jié)構(gòu)會發(fā)生如4.1節(jié)所討論的破壞，但是發(fā)生破壞的時間可能會因為壅水翻越護欄而有所延遲.

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（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)計算，在h*=0.906，0.940，0.973工況中，實心欄桿和梁頂圍成空氣體積在壅水灌入前所貢獻的浮力分別占梁體洪水豎向力的44%、48%和51%.在上述3個工況中，梁底橫隔板內(nèi)裹挾空氣分別貢獻了約18%、17%和16%的豎向力.2）梁體受到的水平力過大.實心欄桿導致水平力大幅增加，實心欄桿在上述3個工況中分別貢獻了26%、29%和31%的水平力.3）梁體受到的浮力過大，會直接導致梁體上??；間接導致傾覆彎矩過大，誘發(fā)梁體翻轉(zhuǎn)落梁；也會間接導致水平抗力（摩擦阻力）過小，同時考慮到實心欄桿導致的水平力大幅增大，將直接導致梁體發(fā)生水平移動.

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為研究對象，考慮實心護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上部結(jié)構(gòu)的影響，主要結(jié)論如下：

1）h*＜1.342 時，簡支 T 梁水平力系數(shù)隨h*的增大而增大，最大值約為 1.9；當h*＞1.342 時，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；當壅水翻越護欄后，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，上部結(jié)構(gòu)發(fā)生破壞的風險最大.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；實心欄桿和梁頂之間的空氣對豎向力的貢獻最高達到51%，橫隔板間裹挾空氣對豎向力的貢獻最高達到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.