白 凱 吳曾鵬 許明財 潘 晉

(湖北省交通規(guī)劃設計院股份有限公司1) 武漢 430051) (華中科技大學船舶與海洋工程學院2) 武漢 430074)(武漢力拓橋科防撞設施有限公司3) 武漢 430040) (武漢理工大學交通學院4) 武漢 430063)

0 引 言

根據(jù)已經(jīng)發(fā)生的橋梁倒塌事故分析，跨航道橋梁倒塌主要是因為船舶的撞擊，且船舶撞擊橋梁還會帶來非常嚴重的后果[1-2].船橋碰撞問題的研究也逐漸受到了工程界及各國政府和學者的重視.

根據(jù)防撞形式的不同，將橋墩防撞設施分為主動防撞及被動防撞兩大類[3].王君杰等[4]將防船撞設施分為3大類，分別為：一體式、附著式，以及獨立式的防撞設施，并對各大類防撞設施進行了較為具體詳細的劃分.劉建成等[5-6]在已有研究成果的基礎上，進一步研究了若干典型的船橋碰撞問題的計算方法，并通過有限元數(shù)值模擬的方法，計算了船橋碰撞過程中橋墩的損傷情況及動態(tài)響應特性，得出了能量轉換、船撞力，以及碰撞過程中橋墩的動態(tài)響應的特點和一般規(guī)律.

目前，在實際工程中使用較多浮式套箱與群樁式防撞結構為被動防撞中較為典型的兩種方式.浮式套箱主要通過結構本身的壓壞變形來吸收撞擊能量，群樁式防護裝置主要通過樁彎曲變形來吸收撞擊能量.賈恩實[7]采用數(shù)值模擬對平潭海峽公鐵兩用大橋元洪航道橋的鋼套箱和V形防撞梁組合式防撞體系進行耐撞性研究.潘晉等[8-9]進行了橋墩蜂窩結構復合材料防撞結構碰撞性能試驗和數(shù)值分析，表明蜂窩夾層結構具有良好的耐撞性.

本文針對設防橋梁自身抗撞力較弱的情況，設計了樁式防撞結構，避免船舶與橋墩之間的接觸以保護橋墩.此外，在群樁外部設置自浮式套箱，減小船舶撞擊對群樁的損傷，同時滿足水位落差較大的情況.許明財?shù)萚10-11]進行了X形、Y形夾層結構的碰撞試驗，結果表明該結構形式具有良好的耐撞性.為了提高防撞套箱的耐撞性，內部結構采用X夾層.通過有限元法對撞擊過程進行分析，驗證防護裝置結構形式的合理性及其吸能效果.

1 防撞設施結構設計

本文計算采用的防撞設施由樁基和鋼結構浮式套箱組成.其中樁基由八根鋼管混凝土樁，樁之間由鋼管連接，提高整體抗彎能力.單純群樁式防撞設施主要依靠樁彎曲變形來吸收船舶的撞擊能量，吸能效果有限，而且當發(fā)生船舶撞擊事故時，基本無法修復.因此采用樁基-浮式防撞設施，見圖1，即能通過樁基部分的彎曲變形吸能，也能通過套箱部分吸收大部分能量，并起到緩沖作用，在保護橋墩的同時，也能對失控船舶起到很好的保護作用[12].套箱首部采用X形隔板結構，使結構整體受力更均勻，減少撞擊過程中的局部破壞，提高了鋼結構套箱的防撞吸能效果.

圖1 防撞設施布置圖和側視圖

樁基部分整體長度為54 m，埋入土層的樁基長度為28 m.所采用的浮式套箱高度為3.5 m，整體長度為24.270 m、寬度為21.133 m，套箱內部采用鋼結構夾層的設計方案，由外板及內部的隔板組成，為封閉浮式結構，內部的隔板間距為0.75 ～0.8 m，X形夾層板開口寬度為1.7 m，套箱前部Y形夾層板的開口寬度為2.1 m，套箱外部的最大厚底為2.5 m，內部的箱體寬度為2 m，見圖2.

圖2 套箱結構尺寸圖

2 碰撞過程數(shù)值模擬

2.1 單元及材料

船體模型采用shell163和beam161單元模擬，套箱模型的X形結構及所有板材均用shell163單元模擬.橡膠護舷和樁基部分則采用solid164單元模擬.

樁采用的材料為C50混凝土，材料模型為各向同性材料(*MAT_ELASTIC)，C50混凝土的材料參數(shù)[13]分別為：密度ρ=2 420 kg/m3，彈性模量E=3.45 MPa，泊松比μ=0.2.橡膠材料的密度ρ=2 100 kg/m3，剪切模量G=1.07×107MPa，泊松比μ=0.463，采用*MAT_BLATZ-KO_RUBBER模型.

鋼結構均采用低碳鋼Q235，所使用的材料模型為各向同性材料(*MAT_ PLASTIC_KINEMATIC)，可考慮失效，且該材料模型與應變率相關，為隨動硬化和各向同性的混合模型[14-16].本文中所使用的低碳鋼Q235材料密度ρ=7 850 kg/m3，彈性模量E=2.1×105MPa，泊松比μ=0.3，屈服應力σ0=235 MPa，切線模量為500 MPa，失效應變?yōu)?.3，應變率參數(shù)c=40，p=5.

2.2 有限元模型

船舶的基本尺寸見圖3，船舶型寬為15.5 m，船首最大高度為9 m，船長為88 m，型深為5.6 m.其中側撞為船舶以20°偏角撞擊防撞裝置側面.船體模型按實際結構尺寸建模，由于船首為直接撞擊部位，船體中后部遠離碰撞區(qū)域，為了減少計算量，船體中后部設為剛體，船首部分采用精細化網(wǎng)格，網(wǎng)格最大尺寸為0.3 m，船體中后部最大網(wǎng)格尺寸為2 m.有限元模型包括船體和防撞裝置兩部分，分為正撞以及側撞兩種情況，見圖4.

圖3 船舶基本尺寸

圖4 側撞和正撞模型圖

套箱與土層上部的樁基部分(樁基上部)均為撞擊過程的直接參與部分，因此也采用精細網(wǎng)格.套箱與樁基上部的網(wǎng)格最大尺寸為0.15 m，埋入土層的樁基部分，遠離撞擊區(qū)域，網(wǎng)格最大尺寸為0.4 m.

2.3 邊界條件及計算工況

對船體結構沒有約束自由度，施加給定的初速度.防撞設施與樁、船體首都結構采用接觸算法，模擬他們之間力的傳遞.樁基底部約束轉動和位移自由度.撞擊船舶和計算工況見表1.

表1 計算工況

3 計算結果分析

3.1 樁基變形分析

圖5為不同工況下樁頂?shù)奈灰茣r程曲線.不論是橫橋向還是順橋向，工況1中樁基部分位移均為最大.且工況1中樁基橫橋向與順橋向最大位移值為0.67，0.18 m；工況2中樁基橫橋向與順橋向最大位移值為0.028，0.108 m，工況1樁基橫橋向與順橋向最大位移均高于工況2，可見船舶正撞對橋墩及防撞設施來說最為危險，在船舶撞擊能量相同的情況下，正撞使得樁基部分產生更大的變形.

圖5 樁基頂部最大位移時序曲線

四種工況中，樁頂橫橋向最大位移為0.67 m，順橋向最大位移為0.18 m，均小于防撞設施在橫橋向與順橋向方向上到橋墩的距離，滿足碰撞過程中防撞裝置不碰到承臺的要求.整個樁基長度為54 m，樁頂橫橋向與順橋向最大偏移量僅為樁長的1.2%，0.3%，樁的最大偏移量也在結構可承受的形變范圍內.船舶撞擊過程中，樁不會接觸到橋墩，確保橋梁的安全.

各工況樁頂部分最大位移見表2.船舶正撞的情況比側撞更危險，因此，在防撞設施設計的過程中，可對正對船舶撞擊方向上的套箱部分進行結構加強，使防撞設施在最危險的正撞工況中能夠盡可能的吸收撞擊能量.

表2 樁頂最大位移 m

3.2 撞擊力分析

圖6為碰撞過程中船舶與套箱之間的撞擊力時序曲線.工況1的撞擊力峰值為7.61 MN；工況2的撞擊力峰值為2.88 MN，工況3的撞擊力峰值為3.04 MN；工況4撞擊力峰值為2.67 MN.在同等船舶噸級和撞擊速度的情況下，船舶正撞產生的撞擊力遠大于側撞產生的撞擊力.相對于正撞工況，船舶以20°偏角側撞防撞設施時，船首方向更容易受到防撞設施的影響，發(fā)生偏轉，從而減少船首與防撞設施之間的能量交換，降低撞擊力峰值，因此工況2中船撞力峰值更小，從碰撞開始到撞擊力逐漸衰減的時間也更短.圖7為在撞擊力峰值出現(xiàn)的時刻，各工況下套箱的等效應力云圖.

圖6 船舶與套箱撞擊力時程曲線

圖7 撞擊力峰值時套箱等效應力云圖

在船舶正撞防撞設施的情況下，工況1,3,4中套箱在撞擊部位均產生較大變形，工況2中套箱未產生明顯的塑性變形，也沒有出現(xiàn)單元失效的情況.在發(fā)生碰撞事故時，可以通過更換套箱撞擊部位艙段的方式來對防撞設施進行維護，不需要整體更換套箱.

3.3 能量耗散分析

表3為各工況防撞設施各部分的吸能情況.船舶撞擊防撞設施的過程中，船舶的動能主要轉化為套箱、樁的塑性及彈性變形能.圖8為能量吸收時程曲線.由圖8可知，在碰撞前期，套箱和樁基的吸能曲線均隨時間增加，套箱部分吸收的能量遠大于樁部分.根據(jù)表3可知，工況1中套箱吸收的能量占防撞設施總吸能的89.2%，工況2中套箱吸能占總吸能的97.2%，同理工況3為98.6%，工況4為98.5%.說明在碰撞過程中，套箱為主要吸能構件，吸能效果遠好于樁基部分，樁基的主要作用是為整個防撞設施提供一定的剛性支撐效果，起到固定套箱的作用.在樁基-浮式套箱防撞設施的設計過程中，對套箱部分則重點考慮其緩沖吸能的作用，通過合理優(yōu)化的結構設計充分發(fā)揮各部分的作用.

表3 防撞設施能量吸收 MJ

圖8 能量吸收時程曲線

4 結 束 語

針對抗撞力較弱的橋梁，本文提出了樁和浮式套箱結合的新型防撞結構.通過數(shù)值方法模擬了船舶與防撞設施之間的碰撞過程.相對于群樁形式，浮式套箱吸收了大部分的動能，減小了船舶傳遞到樁上的力.此外，撞擊過程中，樁的最大變形也遠小于樁與橋墩之間的距離，從而很好的保護橋墩.在樁基-浮式防撞設施在設計中，浮式套箱主要考慮吸能效果，而樁基主要提供支撐力.數(shù)值分析結果表明現(xiàn)有結構符合最初的設計構想.樁基-浮式防撞設施避免船舶接觸橋墩的情況下，以滿足橋梁防撞和水位落差較大的情況，在出現(xiàn)船撞事故時可以更換浮式防撞設施，易于維護.