近海箱型梁桥受海啸波浪力作用试验研究

谷 音， 张晓龙， 郑福鼎， 陈润飞

(福州大学 土木工程学院，福州 350000)

波浪与桥梁上部结构的相互作用是一个复杂的问题，诸如碎波冲击和覆顶等。桥面板可能会被波浪击落，以及梁间滞留空气引起的浮力也可能会增加桥面板的毁坏风险，从而导致问题更加复杂，如图1。波浪对桥梁上部结构的作用力主要分为垂直分力和水平分力，如果这些载荷中的任何一个超过了结构的承载能力，就会发生结构破坏。2006年美国伊万飓风引起的巨浪对近海石油工业和墨西哥湾沿岸地区造成了严重破坏[1]。2011年日本东北部海域发生里氏9.0级地震，大部分沿海桥梁在地震中完好无损，但却被随之而来的海啸摧毁了，海啸波分布在500 km海岸线上，破坏了日本及太平洋周边许多地方的结构物[2]。近海区的桥梁结构会受到风暴潮、海啸等冲击，对桥梁造成的损伤有可能比地震严重。

为避免波浪对桥梁上部结构的冲击，在多数情况下，桥梁的垂直净空应满足100年设计波峰高程(包括设计水位高程)的净空。但是当遇到极端气候时，桥梁的垂直净空仍不足以保护桥梁的上部结构，故针对极端状况下桥梁上波浪力的准确计算与预测在实际的桥梁工程中是十分重要的。美国联邦公路管理局针对易受风暴影响的海岸桥梁发布了指导性规范《Guide Specifications for Bridges Vulnerable to Coastal Storms》[3]，通过对箱梁桥和板式梁桥上部结构所受波浪力的对比分析，从而针对不同案例中桥梁的破坏情况进行等级划分。JTS 145-2—2013《海港水文规范》[4]也给出高桩桥墩桥面板底部波浪托浮力的计算式，对桥梁上部结构所受波浪托浮力提供了一定的参考意义，但在上述规范中桥梁结构所受波浪力的计算具有局限性。虽然国内外众多专家、学者对结构在波浪冲击作用下的相关问题开展了试验研究和理论分析[5-8]，目前波浪力在桥梁结构上的具体分布情况还较为缺乏。

桥梁上部结构的立面布置以及横截面形式都是比较多样化的，很难有统一化的波浪力计算模型。故波浪力的直接试验是评估桥梁结构所受波浪力大小和规律的最有效的方法。Cuomo等[9]在1∶25比例的模型上测量了波浪作用下带有突出结构的桥墩的压力分布情况，为桥面板波浪载荷的设计提供了新的指导。Bradner等[10]通过在1∶5比例的钢筋混凝土桥梁上部结构进行了一系列试验，通过改变水平支撑体系的刚度来表征桥梁系统的不同动态特性。Guo等[11]采用1∶10全桥模型进行试验研究，包括桥梁上部结构、下部结构和邻近部分。分析了竖向波浪力的准静态分量和冲击分量，研究了上部结构在不同净空、浪高、周期下的水平波浪力分量。Park等[12]在进行波浪水槽试验时发现，波浪冲击近海桥梁时的淹没高度决定了波浪力的大小，与静水位的高度没有绝对关系。张家玮等[13]在平潭海峡大桥的参数基础上，开展了1∶30比例的箱梁波浪冲击试验，分析了不同波浪条件下箱梁受波浪力的作用特点，得出在静水位淹没系数为1.5时，梁体所受托浮力最大。Huang等[14]采用1∶30比例模型，研究了某近海桥梁在台风天气下波浪对箱梁的冲击情况。结果表明，静水位淹没系数为0时，水平正向力和竖直向上力最大，而当静水位淹没系数为1时，竖直向下力最大。Fang等[15]设计和制作了1∶10比例的桥梁模型。在波浪水槽中进行了不同浪高、浪隙和浪角的试验，当波浪以30°冲击桥梁时，竖向力达到最大。

在桥梁上部结构所受波浪力的理论研究方面，Xiao等[16]采用流体体积法来描述动态自由曲面，模拟波浪破碎和波浪与板梁相互作用过程中的复杂不连续自由曲面。Bozorgnia等[17]采用三维数值模型计算在风暴潮作用下桥面板的波浪力。Guo等[18]提出了一种基于势流法的分析方法来估计作用于浸水桥梁上部结构的波浪力，分析了波浪作用下浸水桥面的边值问题。Hayatdavoodi等[19]发现计算流体动力学(CFD)在确定桥面板上的波浪载荷时，无论桥面是在静水位之上还是水下，都能得到令人满意的结果。Huang等[20]用数值方法研究了箱型梁沿海桥梁上部结构的孤波力。通过与试验测量值的比较，表明T型梁和箱型梁所受波浪力存在显著差异。最后，提出了一种改进的箱梁桥海啸力估算经验公式。可以看出目前大多数研究对象为桥梁的上部结构，主要评估极端波浪荷载所造成的落梁风险。

为了更加真实地模拟近海桥梁在海啸波作用下的受力情况，并且考虑到刚构桥墩梁固结的桥型特点可以有效减少落梁风险，本文试验采用溃坝波模拟海啸波，分析了海啸波作用下刚构桥在不同桥向所受压强的变化规律；计算比较了波速或冲击淹没系数的变化对结构波浪力的影响；研究了不同波高或波速下桥墩峰值压强的差异。本试验可以为刚构桥在海啸极端灾害下的真实受力情况提供参考。

1 模型制作及相关参数设置

此次试验研究模型参考厦门演武大桥A匝道桥的第一联桥型，其主桥为混凝土连续刚构桥，上部为流线型箱形梁，下部为圆柱式桥墩，整座桥都位于海面之上。箱梁构件模型制作原型高度为5 m，宽10 m，长22.5 m，按Froude相似准则拟定箱梁试验模型比尺为1∶25。试件采用3D打印机打印模型，模型尺寸：梁段长0.9 m、梁宽0.4 m、梁高0.07 m、墩高0.13 m，墩直径0.064 m。在本文定义波浪冲击时的淹没系数Cs为波峰超出梁底高度z与梁高Hb的比值，如图2所示。

图2 冲击淹没系数示意图Fig.2 Schematic diagram of impact flooding coefficient

2 传感器布置及试验模型安装

在打印结束后在内部浇筑钢筋混凝土进行拼接加固，并预留传感器通道，加固后的构件和压强传感器点位布置及安装如图3所示。传感器的安装方向为结构表面外法线的方向。在桥梁结构受到海啸波的冲击时，由二维测力仪测量整个结构水平力和竖向力的历时曲线数据，由压强传感器逐时记录各点位的压强历时曲线。

图3 压强传感器布置点位示意图Fig.3 Schematic diagram of pressure sensor arrangement points

本次海啸波试验，依托福州大学水利馆海啸波试验设备进行，此设备基于溃坝机制来模拟海啸波，图4为试验水槽示意图。

(a) 试验设备主要组成现场图

(b) 试验设备主要组成尺寸图(m)

(c) 主水槽侧视图(m)图4 试验水槽示意图Fig.4 Schematic diagram of experimental sink

试验水槽中的海啸波基于溃坝波原理，放水闸门瞬间提起，使水库中的水体瞬间释放，涌入主水槽中，从而来模拟海啸波，如图5所示。为了获得试验所需的波高和波速，在主水槽中设有两个波高仪，波高仪之间的距离为1 m，模型与较近的波高仪之间的距离也为1 m，取两个波高仪测得的波高的平均值作为试验所需的波高。而两个波高仪之间的距离除以海啸波通过两个波高仪的时间差的值则作为波速。

图5 波浪冲击梁体模型图Fig.5 Wave impact beam model

箱梁原型与模型各项参数的相似比详如表1所示。模型安装之前，通过调水库的水位W(分别取0.5、0.6、0.7 m)以及闸门开启高度G(分别取0.25、0.3、0.35、0.4、0.45 m)，来产生15种不同工况的海啸波，每种工况测量5～6次，然后挑选和计算出理想的波高h和波速u。整理之后不同工况海啸波参数如表2所示。

表1 箱梁原型与模型的相似比(1/25)Tab.1 Box beam prototype to model similarity ratio (1/25)

表2 海啸波参数试验结果Tab.2 Tsunami wave condition experimental results

3 海啸波试验结果分析

3.1 海啸波对不同桥向压强分布的影响

本试验采用溃坝波的原理来制造海啸波，重点研究波浪冲击模型瞬时的峰值波浪力，当波浪力趋于稳态时便停止采集。根据试验结果，当海啸波条件一定时，观察沿横桥向和纵桥向的不同压强测量点位的压强变化规律(横桥向：桥梁横截面下方的不同位置；纵桥向：沿桥梁纵向的不同位置)。

为了使对比明显，选用组次14海啸波条件的试验结果进行分析。在此条件下，波速为3.24 m/s，波高为0.271 m，冲击淹没系数为2。选取测量点P6、P7、P8比较沿横桥方向压强的变化，图6示意了测量点P6、P7、P8在横桥向的外法线方向，图7为桥梁上部结构所受压强历时曲线沿横桥方向的变化，由于三个测量点位竖向高度不同，P8最先受到波浪冲击，压强历时曲线都是先急剧升高在降低，然后再逐渐趋于缓和；在缓和段P6的压强最大。横桥向不同测量点位压强差计算如表3所示，测量点位P7比P6的峰值压强高25.6%，P8比P7的峰值压强降低了14.7%，说明梁在受到波浪冲击时，其压强不仅与竖向高度有关，梁的受冲击表面外法线方向对压强的影响更大，即从横桥向上看，波浪以垂直角度冲击梁底表面的位置介于P6与P8之间。

表3 横桥向各测量点位的峰值压强比较Tab.3 Comparison of peak pressure across the bridge to various measurement points

图6 P6、P7、P8横桥向外法线方向Fig.6 Exterior normal directions of P6, P7 and P8 across the bridge

图7 结构所受压强历时曲线沿横桥方向的变化Fig.7 Varieties in the duration curve of the structure under pressure along the direction of the transverse bridge

选取测量点P5、P6、P13比较沿纵桥方向压强的变化。图8为桥梁上部结构所受压强历时曲线沿纵桥方向的变化，三个测量点位在受到波浪冲击时，压强历时曲线都是先急剧升高再趋于缓和；在缓和段，跨中处压强要普遍高于桥墩处压强。沿纵桥向各测量点位的峰值压强比较如表4所示，结果显示跨中处的峰值压强较桥墩处更大，P5和P13的峰值压强几乎相等，比桥墩处P6的峰值压强高10.3%，说明桥墩对波浪起到一定的阻流作用，可以有效降低桥墩处测量点位的峰值压强。

图8 结构所受压强历时曲线沿纵桥向的变化Fig.8 The varieties of the pressure history of the structure along the longitudinal bridge

表4 纵桥向各测量点位的峰值压强比较Tab.4 Comparison of peak pressure of longitudinal bridge to various measurement points

3.2 波速因素对结构波浪力的影响

根据表2中所的海啸波条件，对于组次3和7，其波高均为0.201 m，此时冲击淹没系数为1，波速分别为2.89 m/s和3.11 m/s；对于组次4和8，其波高均约为0.21 m，此时冲击淹没系数为1.14，波速分别为2.95 m/s和3.08 m/s，在此条件下桥梁结构所受水平力和竖向力历时曲线如图9和图10所示。

图9 不同波速条件下结构水平力历时曲线Fig.9 Structure horizontal force duration curve under different wave speed conditions

图10 不同波速条件下结构竖向力历时曲线Fig.10 Vertical force duration curve of structure under different wave speed conditions

通过图9和图10可以看出，结构所受水平力会瞬间上升，在波浪冲击到箱梁时由于结构受到动水冲击力的作用，水平力达到峰值，之后水平力会有所下降，随着波浪逐渐淹没梁体，水平力再次上升然后缓慢下降。对于结构所受竖向力会有明显的起伏，这是由于波浪与上部结构碰撞以及模型所受浮力引起的，在波浪刚好淹没上部结构时，竖向力达到峰值，随后降低。

不同波速作用下桥梁结构所受波浪力差值计算结果如表5所示。在冲击淹没系数为1时，波速增加7.6%，则水平力增加22.1%，竖向力增加19.2%；在冲击淹没系数为1.14时，波速增加4.4%，水平力增加15.9%，竖向力增加7.3%；说明波速的变化对结构所受水平力的影响更大。在冲击淹没系数大于1时，波速对结构所受水平力的影响明显大于对竖向力的影响程度。

表5 桥梁结构所受波浪力对比Tab.5 Comparison of wave forces on bridge structures

3.3 波浪冲击淹没系数因素对结构波浪力的影响

根据表3中的海啸波条件，分别选取组次3和6、组次12和14作为研究淹没系数因素对桥梁结构波浪力影响的理想组次(波速相同，冲击淹没系数相差较明显)。对于组次3和6，其波速均为2.89 m/s，此时冲击淹没系数分别1.01和0.71，在此条件下桥梁结构所受水平力和竖向力历时曲线如图11和图12所示。对于组次12和14，其波速均为3.24 m/s，此时冲击淹没系数分别1.42和2.01，在此条件下桥梁结构所受水平力和竖向力历时曲线如图11和图12所示。

图11 不同冲击淹没系数下结构水平力历时曲线Fig.11 Horizontal force duration curve of structure under different impact submergence coefficients

图12 不同冲击淹没系数下结构竖向力历时曲线Fig.12 Vertical force duration curve of structure under different impact flooding coefficients

通过图11和图12可以看出，结构所受水平力和竖向力的整体变化趋势与3.2节的描述大致相同，便不再赘述。不同冲击淹没系数作用下桥梁结构所受波浪力差值计算结果表5。在波速相同时，冲击淹没系数从1降低到0.71(-29.7%)，水平力峰值降低了10.1%，竖向力降低了6.7%，冲击淹没系数从1.42增加到2(40.8%)，水平力峰值增加了22.0%，竖向力增加了8.9%，说明冲击淹没系数的变化对结构所受水平力的影响更为明显。

表5中列出了8种组次的竖向力峰值与水平力峰值的比值大小，除了组次14，即冲击淹没系数为2.01时，竖向力峰值与水平力峰值之比为1.77，而对于其他组次，竖向力峰值与水平力峰值的比值都趋近于2。说明当冲击淹没系数偏大时，竖向力峰值的增加幅度要小于水平力峰值，这进一步验证了当波速或冲击淹没系数变化时，结构所受水平力的受影响程度要比竖向力更为显著。

3.4 波速因素对桥墩压强的影响

当整个桥梁结构受到海啸波的冲击时，桥墩是最先受到海啸波冲击的部位，本节着重分析传感器所测量的桥墩压强历时曲线。

对于组次3和7，其波高均为0.201 m，波速分别为2.89 m/s和3.11 m/s，在此条件下桥墩测量点位P9所受压强历时曲线如图13所示。对于组次4和8，其波高均为0.213 5 m，波速分别为2.95 m/s和3.08 m/s，在此条件下桥墩点位P9所受压强历时曲线如图13所示。

图13 不同波速组次条件下桥墩P9所受压强历时曲线Fig.13 Duration curve of pressure on pier P9 under different wave speed conditions

从图13和表6可以看出，波高为0.201 m时，波速差为7.6%，压强峰值相差18.0%；波高为0.214 m时，波速差为4.4%，压强峰值相差22.9%，说明当波高一样时，随着波速的增加，桥墩所受峰值压强显著增大，说明桥墩所受波浪力对波速的变化较敏感。

表6 桥墩P9点位所受压强对比Tab.6 Comparison of the pressure at point P9

3.5 波高因素对桥墩压强的影响

分别选取组次3和6、组次12和14作为研究波高因素对桥墩波浪力影响的理想组次(波速相同，波高相差较明显)。对于组次3和6，其波速均为2.89 m/s，此时波高分别0.201 m和0.18 m，在此条件下桥墩点位P9压强历时曲线如图14所示。对于组次12和14，其波速均为3.24 m/s，此时波高分别为0.229 m和0.271 m，在此条件下桥墩点位P9压强历时曲线如图14所示。

图14 不同波高组次条件下桥墩P9所受压强历时曲线Fig.14 Duration curve of pressure on pier P9 under different wave height groups

从图14和表6可以看出，波速为2.89 m/s时，波高减小10.4%，压强峰值减小3.5%，波速为3.24 m/s时，波高增大18.3%，而压强峰值仅增大5.1%，说明在波速相同时，波高的变化对桥墩压强峰值的影响较小。

4 结 论

本文主要研究海啸波在沿海桥梁结构上的波浪力作用规律，采用箱梁截面形式的桥梁模型，进行了1∶25缩尺模型海啸波冲击试验，测量不同波浪条件下箱梁结构和桥墩的波浪力。根据试验数据分析可以得到以下结论：

(1) 在波浪刚冲击到主梁时，由于主梁受到波浪前沿水头的快速击打，即动水冲击力的作用，结构所受压强会瞬间达到最大峰值，随后，当波浪水流逐渐浸没桥体时，由于受到动水压力的作用，压强趋于稳定变化。并且，沿桥梁的横桥向方向，梁在受到波浪冲击时，其压强不仅与竖向高度有关，梁的受冲击表面的外法线方向对波浪力的影响更大；而沿桥梁的纵桥向方向，跨中处的峰值压强较桥墩处更大。

(2) 当冲击淹没系数不变时，波速的变化对结构所受水平力的影响更大，在冲击淹没系数大于1时，波速对结构所受水平力的影响明显大于对竖向力的影响程度；而当波速不变时，冲击淹没系数的变化同样对结构所受水平力的影响更为明显。并且，不同波速或冲击淹没系数下结构所受的竖向力峰值约为水平力峰值的两倍，而当冲击淹没系数偏大时，竖向力峰值的增加幅度要小于水平力峰值，当波速或冲击淹没系数变化时，结构所受水平力的受影响程度要比竖向力更为显著。竖向力峰值与水平力峰值两倍的原因可能是因为在竖直方向梁体还会受到波浪前进上浮力之类因素的影响，波浪前进中被梁体截断后，部分波浪上行造成竖向力增大，从二者的压强历时曲线比较也可以看出，竖向力峰值在水平力峰值出现之后，两个方向上数值相关性还需要更多试验和参数分析确定。

(3) 在波高相同时，随着波速的增大，桥墩所受峰值压强显著增大；而在波速相同时，峰值压强的变化随波高的变化并不明显，说明了对于桥墩所受的峰值波浪力，波速占主导作用。