徐静文，李 致，苏晓栋，何建新，陈灿明

(1.南京水利科学研究院 水利部水科学与水工程重点实验室，江苏 南京 210029；2.河海大学 港口海岸与近海工程学院，江苏 南京 210098)

马梧高速梧州浔江特大桥位于梧州市西南12 km，大桥全长1 839 m，其中水面宽度约1 250 m。2017 年7 月3 日晚，某挖沙船因洪水上涨致使3 只主锚走锚，船舶漂流至浔江特大桥时，触碰并横摆压在非主航道的19#～21#桥墩间（两个通航孔设在9#～11#桥墩间[1]），后经施救拖离[2]。出于运营安全考虑，对该事故中桥梁桩基的损伤情况进行检测和评估，以查清事故中桥墩的损伤程度，为事故的赔偿和结构修复提供依据[3]。

1 事故相关情况

2017 年7 月3 日晚，因洪水流量急剧上涨至33 777 m3/s，水位22.92 m，停泊在泵站对面的挖沙船船上人员没有根据水情变化及时调整锚缆，从上游漂来的垃圾也不断堆积在挖沙船船艏和锚链上，最终挖沙船发生走锚，漂流至浔江特大桥时触碰并横摆压在远离主航道、位于河道右汊的左侧江心洲岸滩边的19#～21#桥墩之间。船舶碰撞事故现场见图1 所示。根据桥梁处河面宽度和河床平均高程计算的事故时平均水流速度约1.51 m/s。

挖沙船船体总长55.80 m，满载水线长55.00 m，最大船宽11.76 m，型深2.80 m，最大船高14.00 m。空载吃水1.20 m，排水量为563.200 t；满载吃水1.50 m，排水量为705.896 t。共设有抓锚6 个，质量为600～1 000 kg，锚链直径为26.00～30.00 mm，长150～200 m。事故时船舶为空载，空载排水量为563.200 t。

挖沙船与浔江特大桥碰撞位置为19#和20#墩，该桥墩由盖梁、系梁、基桩三部分组成，均采用双柱式，对称设置，桩柱中心间距8.50 m，两墩上部覆有盖梁，盖梁顶截面2.3 m×13.8 m。桩基础嵌入完整微风化岩层深度不小于6 m。单根基桩变径浇筑，桩径分别为1.8, 2.0 及2.2 m，桩径1.8 和2.0 m 对应长度均为10.00 m，桩径2.2 m 段对应长度为11.82 m（19#）和14.04 m（20#），变径处设置系梁，系梁宽和高均为1.60 m（1.8 m 与2.0 m 变径处）和1.80 m（2.0 m 与2.2 m 变径处）。桥梁上部结构为连续预应力钢筋混凝土T 梁。

图1 船舶碰撞事故现场状况Fig.1 Situation at the scene of ship collision

2 外观检查与检测

通过勘验发现，挖沙船与19#桥墩碰撞点位于船尾部正后方偏右侧，该处船体局部钢板凹陷变形，钢板搭接处焊缝脱落。从船体凹陷变形处可见船体钢板厚度约5～6 mm，变形区域无主要纵横梁系，船体凹陷变形范围约1.8 m。挖沙船与20#桥墩的接触点在挖沙船左侧中后部，该处船体设有汽车轮胎，船体未留下明显碰撞痕迹。

对桥墩全面进行检查，并根据事故过程和结构受力分析对高危损伤区域重点检查[4-5]。19#桥墩碰撞点位于桩径1.8 和2.0 m 变径处系梁上方4.76 m处，碰撞处桩体无开裂和明显破损，仅有碰擦痕迹，擦痕总长约0.60 m，其中0.40 m 范围擦痕相对明显，擦痕宽度2～5 cm，最大深度4 mm。

挖沙船与19#桥墩碰撞后船体转向被20#桥墩阻拦后横跨在二桥墩间，20#桥墩碰擦处未留下明显痕迹。19#和20#桥墩桩与盖梁间连接完好，未见结构性开裂；检查时19#和20#桥墩桩系梁（1.8 和2.0 m 变径处）位于水下0.50 m 左右，透过水体未见系梁与桩基间存在明显异常。19#和20#桥墩上部钢筋混凝土预应力连续T 梁与盖梁间搁置良好，盖梁与支座间、支座与钢筋混凝土预应力连续T 梁之间未见位移痕迹。

3 损伤检测

采用超声检测仪 RS-DT01D（P）检测（平测和双向斜测）19#桥墩碰撞区域混凝土内部是否存在损伤（缺陷）。根据桥桩被撞特点在桥桩碰撞点上、下各1.20 m 范围的圆周，通过圆心布置等间距网格测线，竖向间距取100 mm，对应测点从上向下编号为A～Y；环向分为36 点，18 条测线，从上游顶端逆时针编号为1～18 和1′～18′。平测布置测线450 条，斜测布置测线756 条（定义上游高下游低测线为正向A～E，下游高上游低测线为反向E～A），超声对测测点布置见图2。

构件内部是否存在损伤（缺陷）通过测点声学参数测值的异常进行判别认证，当测值存在单个异常值或相邻异常值时，混凝土内部可能存在损伤缺陷。实测的被撞击区域桥墩桩基混凝土均匀性判定结果列于表1，测点特征值曲线见图3～4。

从检测结果看，19#排架被撞桩基实测的超声波波速值和波幅值均在正常范围，实测最小值均大于单点临界值，且无连续的相邻点异常值，这表明被检区域混凝土内部无明显损伤（缺陷）。

采用RS-1616K（S）桩基动态检测仪对与挖沙船出现碰撞和接触的19#及20#桥墩的4 根桩基进行了桩身完整性检测。

图2 混凝土内部损伤检测测点布置示意Fig.2 Layout diagram of detection points of concrete internal damage

表1 撞击区域桥墩桩基混凝土均匀性判定Tab.1 Determination of concrete uniformity of pile foundation in impact area

图3 撞击区域混凝土超声平测特征值曲线Fig.3 Ultrasonic plane test characteristic value curve of concrete in impact area

图4 撞击区域混凝土超声斜测（正向）特征值曲线Fig.4 Ultrasonic oblique test (forward) characteristic value curve of concrete in impact area

桩身完整性采用反射波法（低应变动力法），它通过实测桩顶加速度或速度响应时域曲线，即一维波动理论分析来判定桩基完整性。被测桩基为钻孔灌注桩，桩底嵌入完整微风化岩层深度不小于6 m（检测计算桩长时按6 m 计）。检测时传感器布置在1.8 m 与2.0 m 变径处系梁上方2.0 m 的桩侧面，敲击点与传感器高程一致，成90°夹角。为对比分析，在19#墩盖梁桩的上方布置传感器和敲击点进行了测试。

根据测试结果分析判断，现场检测的19#和20#排架下4 根桩基桩身结构完整，波形规则衰减，无缺陷反射波存在，桩底清晰，波速正常，桩身完好，属Ⅰ类桩。

4 走锚漂流船舶作用下桥墩受力分析

4.1 桥墩结构计算模型与相关假定

利用ABAQUS 建立梧州浔江特大桥19#桥墩的三维有限元模型[6-8]，计算分析走锚漂流船舶撞击作用下桥墩受力状况。为简化计算，建立19#桥墩模型时不单独建立碰撞船舶和桥墩上部结构实体模型，桩底边界条件设置为固接，模型单元采用三维8 节点减缩积分单元（C3D8R）。根据实际情况将船舶撞击力、水流力[9]、上部结构自重及传递的风荷载、桥墩自重等施加在桥墩模型上，计算时不考虑桥墩与船舶碰撞的动力响应影响，也不考虑桥墩混凝土内部钢筋。

桥墩混凝土设计强度等级C40，混凝土为弹塑性材料，模型中采用了ABAQUS 混凝土塑性损伤模型，可有效模拟桥墩桩基在船舶撞击作用下混凝土的拉裂和压碎等现象[10]。计算中取混凝土密度2 500 kg/m3，弹性模量32.5 GPa，泊松比为0.20。混凝土材料本构曲线和损伤因子曲线根据《混凝土结构设计规范》（GB 50010—2010）计算求得。

4.2 主要荷载与组合

4.2.1 主要荷载

（1）桥墩及上部结构自重 桥墩及上部结构混凝土密度取2 500 kg/m3，桥墩自重通过设置桥墩体力施加，上部结构自重以静荷载施加于桥墩盖梁顶面。

（2）水流力 桥墩桩基所受水流力的计算一般根据公路桥涵设计通用规范或经典水力学理论方法计算水流力的大小和作用点位置，然后以静荷载的形式施加于桩身。当考虑水体-结构动力相互作用时一般采用附加水质量法或简化流固耦合分析法[11]等。简化的流固耦合分析法计算结果更偏于保守和安全，经典水力学法计算结果偏于危险，规范计算结果与简化流固耦合法较为相近。本文不考虑桥墩结构与水体的动力响应问题，水流力计算采用公路桥涵设计通用规范的方法：

式中：Fw为流水压力标准值（kN）；γ 为水的重度（kN/m3）；V 为设计流速（m/s）；A 为桥墩阻水面积（m2），计算至一般冲刷线处；g 为重力加速度（m/s2）；K 为桥墩形状系数。流水压力合力的着力点假定在设计水位线以下0.3 倍水深处。

（3）撞击力 船舶撞击力规范计算公式包括公路规范、铁路规范、AASHTO 规范、IABSE 公式以及欧洲规范等。虽然计算公式种类较多，但均与船舶撞击时的速度和重量有关。事故发生时船舶处于停泊无动力状态，在走锚的过程中，船舶拖带的三根主锚起到大阻力作用，使挖沙船漂向下游的速度理论上远小于水流速度。因此桥墩基桩所受的船舶撞击力可按漂流物撞击力计算，并视作最危险的正撞击情况，撞击作用位置根据现场撞痕取1.8 m 与2.0 m 变径处系梁上方4.76 m 处。漂流物撞击力采用公路桥涵设计通用规范的公式：

式中：W 为漂流物重力（kN），事故时船舶为空载，船舶重量为563.2 t，但考虑到船体周围有大量垃圾附着，取船舶重量为满载重量705.896 t；v 为水流流速（m/s）；T 为撞击时间（s）；g 为重力加速度（m/s2）。

（4）风压力 风荷载根据公路桥涵设计通用规范计算求得，并以切向静荷载的形式施加于盖梁顶面。事故当天风力为3 级，风速为3.4 ～5.4 m/s，桥梁设计风速为百年一遇风速24 m/s。

4.2.2 主要计算工况

（1）考虑走锚影响工况[12]风速为事故当天实际风速取5.4 m/s；桥墩位于远离主航道的河道右汊的左侧江心洲岸滩边，水流速度偏安全取事故时断面平均水流速度1.51 m/s；船舶下漂速度考虑3 个主锚共同作用对下漂速度的降低，取0.76 m/s；从船体局部钢板凹陷变形、钢板搭接处焊缝脱落情况分析，船体为碰撞挤压破坏，实际撞击时间应在3～5 s 以上，取3 s。

（2）不考虑走锚影响工况 风速仍取为事故当天实际风速5.4 m/s；水流速度取事故时断面平均水流速度1.51 m/s；船舶下漂速度不考虑3 个主锚作用对下漂速度的降低，即为水流速度1.51 m/s；撞击时间按刚性碰撞取1 s。

4.3 计算结果与分析

4.3.1 考虑走锚影响工况 考虑走锚影响的有限元模型计算结果见图5。对于设计强度等级为C40 的混凝土，抗压强度标准值fck为26.8 MPa，抗拉强度标准值ftk为2.39 MPa。计算结果表明，考虑走锚影响时混凝土灌注桩桩身竖向最大压应力为4.369 MPa，远小于混凝土抗压强度标准值；桩身竖向最大拉应力为0.062 MPa，远小于混凝土抗拉强度标准值。桥墩桩基受船舶撞击桩身最大位移为2.74 mm（桩顶处）。从桥墩基桩受压和受拉损伤云图可见，考虑走锚影响工况时桩身完好，不存在桩身混凝土损伤。

图5 考虑走锚影响计算结果Fig.5 Calculating results considering the effect of dragging anchor

4.3.2 不考虑走锚影响工况 不考虑3 根主锚影响的有限元模型计算结果见图6。根据计算结果，不考虑走锚影响工况下桩身竖向最大压应力为6.204 MPa，桩身竖向最大拉应力为1.357 MPa，均小于混凝土强度标准值。图6(b)为桥墩受船舶撞击的桩身位移云图，桩身最大位移11.46 mm（桩顶处）。从桥墩混凝土损伤云图可知，不考虑走锚影响工况下桥墩混凝土存在轻微受压和受拉损伤，具体损伤位置见图7。

图6 不考虑走锚影响计算结果Fig.6 Calculating results without considering the effect of dragging anchor

不考虑走锚影响工况下受撞桥墩在船舶碰撞处表面局部存在混凝土受压损伤，在系梁与桩基连接处局部存在轻微的混凝土受拉损伤。系梁最先出现受拉损伤的位置在系梁左上侧和右下侧见图7(b)。在水平外荷载作用下受撞桩基与相邻桩基位移云图见图6(b)，受撞桩基桩身倾斜率明显大于相邻桩基，系梁位移并非单纯的水平位移，而是出现了轻微转动，因此系梁在左上和右下区域出现较大的拉应力区。

图7 不考虑走锚影响模型损伤细部Fig.7 Detailed diagrams of damage model without considering the effect of dragging anchor

综合不考虑走锚影响工况时桥墩桩身应力和损伤因子计算结果，撞击点处桩身受压损伤仅存在于桩身表面，这也与现场撞击点遗留的擦痕相吻合，不影响桥墩桩基承载性能。由于未考虑混凝土内钢筋的作用，计算的系梁在左上和右下区域局部出现拉应力区，系梁最大水平拉应力2.721 MPa，受拉损伤因子为0.88，这些区域在未配筋时可能出现一定的受拉损伤，配置受拉钢筋后该部位钢筋拉应力约为16.74 MPa，拉应力完全可由受拉钢筋承担。

5 结 语

通过对事故中挖沙船和桥墩外观检查、超声法检测混凝土内部损伤、低应变检测桩身完整性以及基于ABAQUS 有限元数值模拟等多种技术手段，综合分析判断事故中桥墩的损伤程度，为事故的后续处理提供了技术依据。

根据现场检查，桥墩碰撞处无开裂和明显破损，仅有碰擦痕迹。桥墩桩与盖梁间连接完好，上部结构与桥墩间搁置正常。超声对测法检测的碰撞区域混凝土内部无明显损伤，低应变检测的受撞桥墩的桩身结构完整，无明显缺陷。根据事故时的风、流条件和走锚漂流碰撞的数值模拟分析也可判定本次碰撞事故未对19#和20#桥墩结构造成损伤。数值模拟结果表明，船舶与桥墩结构碰撞其高危损伤区域为变径处系梁的左上和右下连接处；考虑走锚影响和不考虑走锚影响的漂流船舶对桥墩的撞击作用效应差别巨大。