風暴潮、浪作用下中小型跨海橋梁破壞形式與數值模擬研究

王玉琦

(中鐵十九局集團第六工程有限公司，江蘇 無錫 214028)

跨海橋梁在沿海交通建設中具有重要作用，是國家經濟大動脈上的關鍵和重大基礎設施[1-2]。截至2016年底，東海大橋、杭州灣跨海大橋、舟山跨海連島工程、青島海灣大橋和港珠澳大橋相繼建成。大量中小型跨海橋梁也遍布中國東南沿海地區。中國東南沿海地區普遍受到西北太平洋臺風生成區和東亞季風區的影響，臺風、寒潮等惡劣天氣引發的極端波浪災害頻發[3]。臺風伴隨的強風和氣壓驟變，除了引發巨浪之外，還會引起海面的劇烈震蕩、海面的異常升高或降低，從而產生嚴重的風暴潮[4-5]。由于中國沿海地區橋梁結構常年受臺風風暴潮、浪的影響，所以探究臺風風暴潮、浪共同作用下跨海橋梁的破壞機理對跨海橋梁的設計具有重要意義。現場災后調研，是研究災害機理的重要手段。2005年Katrina颶風造成了美國墨西哥灣沿岸數十座高速公路橋梁損壞[2,6-7]，Okeil等[8]現場調研了部分橋梁的橋梁損壞形式，為臺風風暴潮、浪共同作用橋梁損壞研究提供了寶貴的資料。徐淑頌[9]通過現場調研，研究了海洋環境因素對沿海公路橋梁的影響，并提出了相應的防治對策。

橋梁結構通常由上部結構、支座和下部結構3部分組成，上部結構與下部結構之間采用支座結構傳遞力學行為。對于小跨徑的預制橋梁，當上部結構由于臺風及風暴潮造成損壞時，可進行更換，對災后救援和重建影響較小；但下部結構發生損壞時，災后工作將受到嚴重制約，故跨海橋梁下部結構對結構性損壞的要求較上部結構更為嚴格[8]。風暴潮是強烈的大氣擾亂造成的海面異常升高現象(如強風)[10]。臺風、風暴潮期間，風暴潮對波浪作用的橋梁下部結構波浪荷載分布有顯著影響。鄧江源[11]對現有的跨海大橋下部結構波浪力的計算方法進行了比較研究。房忱等[12]研究了跨海大橋樁基、橋墩等小尺度下部結構波浪荷載的非線性特性，研究發現，對于淺水區的橋墩，非線性波的非線性作用較為顯著，與采用Morison方程確定的線性波波浪力有14%的差異。由于中小跨徑跨海橋梁大多修建在近海淺水區域，波浪、波浪荷載的非線性顯著，采用Morison方程可能低估了波浪荷載，同時，已有研究[13-15]大多局限于研究不同下部結構類型、不同波浪入射方向角、不同波浪條件等下部結構波浪力的計算方法及規律，較少關注不同風暴潮增水情形對下部結構波浪力的影響。因此，研究臺風風暴潮期間不同水位下的波浪對下部結構的作用規律，對跨海橋梁下部結構的設計具有重要意義。

筆者調研了歷史臺風風暴潮、浪共同作用下中小型跨海橋梁破壞情況，分析了臺風風暴潮、浪共同作用下跨海橋梁上部結構和下部結構的破壞原因；為獲得臺風風暴潮期間不同水位下的波浪對下部結構的作用規律，開展了CFD三維數值模擬，探討了不同風暴增水對波浪作用橋墩的影響，提出了風暴潮、浪作用下中小型跨海橋梁的設計與施工建議。

1 橋梁結構破壞形式調研及成因分析

根據美國沿海橋梁在2005年Katrina颶風期間在臺風風暴潮、浪的共同作用下橋梁結構發生的結構損傷特征，可將上部結構的破壞形式分為梁體移位、梁體脫落和梁體斷裂等；下部結構的破壞形式可分為結構偏移、倒塌及蓋梁連接失效等。每種破壞形式的形成原因有所不同。

1.1 上部結構梁體移位

梁體移位主要是由于臺風引起的風暴潮沖擊梁體，使梁體發生了沿橫橋向的位移。梁體移位原因如圖1所示。由圖1可知，對于沿海橋梁而言，梁體主要受到兩個方向的力，一個是沿橫橋向的沖擊力，另一個是沿豎向的浮力。當風暴潮到達梁位，梁體部分或整體被淹沒，梁體將受到豎向的浮力，浮力的存在削弱了梁體與支座之間沿橫橋向的抗力，使梁體在橫橋向的沖擊力下更容易被推動，此時，梁體保持完好，但喪失通行能力。

圖1 梁體移位(脫落)成因Fig.1 Cause of beam displacement

1.2 上部結構梁體脫落

梁體脫落指部分梁體被整體完好地推落至海域里，出現脫落現象[8]。出現該種破壞形式的原因與梁體移位類似，主要是由于豎向浮力高于橫向沖擊力而先使梁體脫離支座約束，再在橫向沖擊力的作用下出現脫落破壞。

1.3 上部結構梁體斷裂

沿海橋梁在臺風風暴潮、浪的共同作用下出現的梁體斷裂主要出現在跨中位置[8]。該破壞形式主要是由于臺風引起的海面異常升高和降低，使海面時高時低。當支座不具備抗拉能力或抗拉能力較弱時，梁體在浮力的作用下時而上升、時而降落，在反復循壞作用下損壞。對于簡支梁橋而言，跨中彎矩最大，最容易進入極限狀態，出現塑性破壞，如圖2所示。

圖2 梁體斷裂成因圖Fig.2 Cause diagram of fracture of beam

橋梁上部結構還包括橋面構造。橋面構造主要包括橋面鋪裝、排水防水系統、人行道、路緣石、欄桿、護欄、照明燈和伸縮縫等。欄桿、護欄和照明燈阻水面積較大，水動力效應顯著，所以，在風暴潮的作用下較容易發生損壞；護欄結構目前很少進行具體計算設計，其考慮最多的因素是車輛的撞擊力[16]，護欄設計通常只布置了抵抗汽車撞擊的頂部鋼筋，沒有設置抵抗來自外部沖擊的底部鋼筋，當護欄承受風暴潮沖擊時，由于阻水面積大，又沒有設計抵抗外部沖擊力的構造，容易造成護欄與橋面板的連接失效，如圖3所示。

圖3 護欄結構破壞形式[8]Fig.3 Damage form of guardrail

從橋梁上部結構的損傷可以看出，梁體在臺風風暴潮、浪作用下發生損壞的原因大部分都可以歸結于梁體無約束運動。所以，支座的設計對上部結構的安全具有重要意義。對于跨海橋梁，為了適應臺風、龍卷風、雷暴等極端災害性天氣，跨海橋梁支座不僅要適應橋梁的變形行為，還要考慮極端災害的影響。

1.4 下部結構破壞

橋梁下部結構是支撐上部結構的建筑物，包括橋墩、橋臺和墩臺基礎。由于跨海橋梁橋墩的墩基礎直接立于海中，受到臺風風暴潮、浪的影響更加直接。公路橋墩大部分為圓形橋墩、矩形橋墩，鐵路橋墩大部分為圓端形橋墩。橋墩的阻水面積較小，對水流還有引導作用，抵抗臺風風暴潮、浪的能力較強，但在極端的臺風風暴潮和浪作用下也可能發生損傷，其破壞形式如圖4所示。

圖4 下部結構損傷破壞形式[8]Fig.4 Damage and failure modes of

由圖4可知，臺風風暴潮、浪對橋梁下部結構的破壞極為嚴重。沿海橋梁下部結構為柱式橋墩時，在臺風風暴潮、浪的作用下，柱發生了移位、倒塌、開裂、傾斜及柱與蓋梁連接失效等損壞形式。破壞的原因主要有水動力顯著、上部結構撞擊、下部結構嚴重沖刷等。同時可以發現，發生嚴重結構性損傷的位置為蓋梁和柱的連接處，這里是抗震設計中布置塑性鉸的位置，所以，不能排除臺風風暴潮、浪對結構的作用為周期性的作用。從部分柱的傾斜和移位也可以發現，在臺風風暴潮、浪的短時間作用下，柱底周圍發生了嚴重的沖刷。

橋梁下部結構施工工期長，對于深海橋梁還具有施工難度大等特點，當橋梁下部結構發生結構性損傷無法使用時，會嚴重制約線路的搶修。風暴潮引起的橋墩沖刷值得進行深入研究，并需要采用有效的防護措施來保護橋墩，使其免于遭受嚴重沖刷。同時，需加強橋墩與蓋梁之間的連接，使橋墩和蓋梁在風暴潮的作用下不至于連接失效。

2 風暴潮、浪作用下橋梁下部結構受力數值模擬

下部結構發生損壞時，災后工作將受到嚴重制約。采用CFD分析軟件Flow-3D，通過選用不同的水位模擬不同的風暴增水情形，研究風暴潮、浪作用下橋梁下部結構的受力特點。假設水位對波浪沖擊橋墩的影響即風暴潮對波浪沖擊橋墩的影響，不考慮風暴潮和波浪的非線性耦合。在數值計算中，考慮水體為連續不可壓縮粘性流體，通過雷諾時均法求解流體連續性方程和動量守恒方程(RANS方程)，得到流體的運動狀態，同時，采用k-ω模型考慮水體的湍流。很多文獻都對RANS方程、k-ω模型等流體計算方法進行了介紹[17]，本文不再贅述。數值試驗設計的橋梁下部結構為半徑(D/2)1.8 m的近海圓形橋墩，未進行縮尺；波浪選用孤立波，共設計了孤立波波高(H)分別為3、5、7 m，水深(d)分別為10、12、15 m的9個數值試驗工況。

先建立如圖5所示的三維數值水槽。在兼顧數值準確性的前提下，采用嵌套網格方式節約計算資源。數值水槽長150 m、寬20 m、高20 m，在入口側選用源入口造波法進行造波，并在出流側設置消波塊進行消波。數值水槽的邊界條件設置為：前側為波浪邊界，后側為出流邊界，兩側為對稱邊界，上側為壓力邊界(大氣壓)，下側為墻邊界。為驗證所建立數值模型的準確性，采用波高為5 m，水深分別為10、12、15 m的數值波形與理論波形進行對比。數值波形取水槽前端3 m處水質點的波動軌跡，對比結果如圖6所示。由圖6可知，數值水槽造波波形與理論波形吻合良好，其中水深10 m、波高5 m時，造波的最大波高衰減2.2%；水深12 m、波高5 m時，最大波高衰減1.6%；水深15 m、波高5 m時，最大波高衰減0.5%，說明造波受破碎指標H/d(波高/水深)的影響。在同一網格下，破碎指標越大，造波的最大波高誤差越大，當達到破碎臨界時，孤立波將發生破碎。總體而言，數值水槽造波波形與理論波形吻合良好，滿足研究需求。在正式開展數值試驗時，將模型置于水槽中部，如圖5所示。

圖5 數值水槽示意圖Fig.5 Diagram of numerical calculation of

圖6 數值波形驗證Fig.6 Validation of numerical

3 不同風暴增水下橋梁下部結構的波浪力

各工況數值模擬得到的水平波浪力、縱向彎矩(矩矢垂直波浪前進方向)如圖7、圖8所示。由圖7、圖8可知，最大水平波浪力隨著水深的增加而減小；除水深10 m、波高7 m的工況，最大縱向彎矩隨著水深的增加而增加，最大水平波浪力與最大縱向彎矩幾乎發生在相同時刻。

圖7 水平波浪力時程Fig.7 Horizontal wave force time

圖8 縱向彎矩時程Fig.8 Longitudinal moment

孤立波的性質由破碎指標H/d決定，不少學者給出的H/d的極限值介于0.714～1.03之間，常用值為0.78[18]。對于水深10 m、波高7 m的工況，其破碎指標H/d=0.7，臨近破碎，所以，水平波浪力和縱向彎矩時程較為陡峭，最大水平波浪力與最大縱向彎矩較破碎指標H/d較小的工況大很多。波浪破碎時與結構物作用，伴隨著更劇烈的能量交換[19]，所以，沿岸工程應更關注破碎波與結構物之間的響應；但這不是討論的重點，本文僅討論未臨近破碎的波浪與結構物的響應，對臨近破碎的工況10-7(10-7代表水深為10 m、波高為7 m的工況)進行了剔除，只關心未臨近破碎的孤立波作用圓形橋墩的受力規律。

為得到未破碎(H/d較小)的孤立波作用圓形橋墩的受力規律，采用無量綱分析的方法建立了無因次的最大水平波浪力、最大縱向彎矩力矩與破碎指標(H/d)的關系，如圖9、圖10所示。無因次的最大水平波浪力采用指數形式擬合，最大縱向彎矩力矩采用線性擬合，擬合結果如圖9、圖10及式(1)、式(2)所示。采用式(1)、式(2)、式(3)即可進行未臨近破碎的孤立波作用圓形橋墩的最大波浪力及最大彎矩計算，這將有助于近海工程結構波浪荷載的初步估計。

圖9 最大水平波浪力擬合Fig.9 Fitting results of maximum horizontal wave

圖10 最大縱向彎矩力矩擬合Fig.10 Fitting results of maximum longitudinal

(1)

(2)

Mymax=Fxmax×L

(3)

式中：ρ為水的密度；g為重力加速度；D為圓形橋墩直徑；L為最大縱向彎矩力矩。

4 結論與設計施工建議

根據臺風風暴潮、浪共同作用下中小型跨海橋梁破壞情況調研，分析了臺風風暴潮、浪共同作用下跨海橋梁上部結構和下部結構的破壞原因，并開展了CFD三維數值模擬，探討了不同風暴增水對波浪作用橋墩的影響，得到以下結論：

1)根據橋梁上部結構破壞形式調研，發現風暴潮、浪作用下跨海橋梁上部結構的破壞形式主要有梁體離位、梁體脫落和梁體斷裂，主要原因為風暴潮伴隨的海面異常升降、風暴潮的沖擊力過大、橋梁結構設計不合理(阻水面積大、上部結構與下部結構連接欠考慮)導致中小跨徑跨海橋梁梁體在臺風風暴潮、浪共同作用下被迫發生無約束運動。

2)根據橋梁下部結構破壞形式調研，發現下部結構破壞主要表現為結構偏移、倒塌以及蓋梁連接失效破壞，主要原因為下部結構嚴重沖刷、水動力顯著、上部結構撞擊。

3)橋梁下部結構最大水平波浪力隨著水深的增加而減小；最大縱向彎矩在未臨近破碎的波浪作用下隨著水深的增加而增加。給出了不同風暴增水下近海波浪作用下橋墩的最大波浪力、最大縱向彎矩力矩的經驗公式，在確定橋墩直徑、橋址水深、來波波高、天文潮+風暴潮總水位后，即可對橋墩受到的波浪力進行簡單的初步估計。

在臺風風暴潮、浪的共同作用下，橋梁受力是一個復雜的空間問題；浮力、各方向的沖擊力都是造成橋梁損壞的因素。為了使跨海橋梁免遭嚴重破壞，必須制定合理的解決對策，但一味地增大結構抗力不經濟。根據臺風風暴潮、浪共同作用下的橋梁破壞分析，可采取如下對策：

1)采用阻水面積較小的護欄，采用帶有孔洞的橋面板，釋放橋面板下聚積的空氣和壓力。

2)妥善處理上部結構與下部結構的連接，使支座在豎向、橫向都具有耗能能力，并允許具有一定的位移；為了保護下部結構，允許在一定沖擊力下發生剪切破壞。

3)采用具有導流作用的橋墩，以減少風暴潮的沖擊力。

4)設置防護裝置，如在橋墩周圍設置防波堤等。

5)加大基礎埋深，對橋墩發生的局部沖刷進行防護。