1969年11月6日下午，很快就把合龙处的4块合龙腹板安装完成。当晚8点半，接连3次爆炸似的声响从桥上发出。河上的航运、桥下的铁路公路运输，立即停驶。电视台广播了这一新闻。当晚10点半，几乎所有的有关工程师和现场工作人员都在闻讯后回到出事故的工地。几小时之后，经过调査和分析，断定这桥所发生的损坏是：
因底板压溃而使梁的下缘缩短，致使桥台上的支承及左墩上 4 m 高的钢排柱移位。压溃使梁在上述两处失去抗弯承载力，于是，几秒钟之内，就使在安装过程中所形成的沿梁弯矩分布图完全改变，如图9.6。在两处（一是靠近左跨 120 m 的中点，一是在中跨、离合龙点约60m处），两箱梁的底部均已压溃，如图9.7。尽管在白天合龙的位于中跨当中的那一段还没有将底板和桥面板安装上去，它却不得不从不受力状态立刻变为承受全部自重（钢梁自重）弯矩。而它在 14 m 长度范围内，只是4块腹板连同小的翼缘［图9.4（b）］，它们立刻受到超过弹性极限的应力。在这样巨大的应力之下，上翼缘扭转失稳，腹板的上部发生塑性压溃现象，梁屈曲的三个位置如图9.8所示。因箱梁压溃所释放的能量，大约与桥梁坠落3m相当，产生了小的地震波，被距桥大约8 km之处的地震仪记录下来。冲击波的形成是由箱梁压溃及随之而来的桥梁水平移动（由于下缘缩短）导致。
图9.6 事故发生前后的结构体系及弯矩图（单位：m）
图9.7 主要屈曲处——主跨内支承处和左边跨中间处
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图9.8 发生屈曲的三个位置（单位：m）
事故的起因不能归咎于单项错误。与工程界不少失败事例相似，若干原因——它们中的每一个都是在安全所允许的界限之内的——在对事物不利的一边叠加，这就使安全储备耗尽。安全系数，在悬臂拼装验算中所采用的总是比在运营阶段所采用的小。在该桥中，安全系数取1.25，而所使用的伸臂长度就是在将这一系数用到头的情况下决定的。然而，桥梁截面尺寸的最后决定却又使钢材重量沿梁分布与原来在计算中所假定的匀布情况不同。在挠度线的精确计算中（这是安装工序所必需的），对钢材重量实际分布曾经计及，但对于由此引起的最大弯矩提高4% 却被认为是可以容许的。随后，又出现了下列各因素：
（1）用作压屈安全性验算依据的理论（弹性）压屈应力，在板由弹性工作过渡到塑性工作的范围内，会比实际的弹塑性压屈应力高，甚至高出达 7%。而这桥的箱梁底板压溃处的情况，正好就在这个差距最大之处。
（2）底板及纵肋的横向对接焊引起变形，底板及纵肋截面尺寸在接头处的变化使板件截面重心线也不连续（图 9.5）。虽然这桥的制造和安装执行得很准确，其尺寸偏差远低于常用的限值，箱梁具体压溃形状却明显地表现出这些微小偏差所造成的实际而鲜明的影响：底板是在对接焊缝处压溃，它向下形成一尖锐的突角，根本不是（像压屈理论所设想的）在板段中点处压屈。从这一次事件所获得的认识之一就是：甚至在最严格的公差范围内的施工误差和截面不连续，也有可能使理论压屈安全系数降低5%～7%。
（3）毫无疑问，事件直接的导火线是晚间温度下降。桥梁在跨中的合龙，是在下午刚开始不久就完成的，在强烈阳光直射情况下梁截面产生梯度温度变形，导致向下弯曲变形超限，使得合龙段上部不得不缩短 15 mm 才完成合龙，如图 9.9。在正常情况，一天之内的温差在11 月份并不悬殊；几天之前为制造合龙板件所进行的量测并不曾显示这一钢结构截面上的温度分布有多大的不匀。然而，11 月 6 日却是一异常晴朗、日照很强的日子。主要是接受了辐射热，当桥合龙时桥面板的温度就比气温高。太阳落下后，在箱梁冷却到平均温度的情况下，其底板当承受额外的压应力。这一额外的压应力就将最后剩下的安全度用光了。
图9.9 合龙段调整（单位：m）
上述各因素在耗用安全度方面所占的比重各是若干，在对事件作独立分析的各专家之间并不是只有一种意见。然而，有一些界限性数值是能够讲出来的。例如，当伸臂处于静定状态时，由起吊设备重量所生的弯矩就能准确地算出来。在合龙前，起吊设备就撤掉了。因此，上述（2）的缺陷影响必然较起吊设备的影响小，否则，事件在前一阶段就发生了。由于是温度变化直接导致压溃，它的影响必然较大；但是，温度不匀是和结构几何形状有联系的，若不匀的程度果真太大，合龙处空隙的角变位将相当大，合龙板将难于插入，而事实又不是这样。在对所有这些情况进行充分讨论之后，设计单位的工程师的结论是：很有可能是上述（1）至（3）各因素各耗用安全系数7%。
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