朱星虎，辛子亨，呂獎國，紀厚強，馬海英

(1.安徽交控建設管理有限公司，合肥 231499；2.同濟大學 土木工程學院，上海 200092)

船舶水路運輸通過跨河跨海橋梁時，由于船舶失控、偏航、大霧等原因，常造成船舶與橋梁間發(fā)生碰撞。目前橋梁設計常采用海豚防護結構[1]、人工島[2]和導向結構[3]對抗船舶沖擊，但這些結構存在成本高、規(guī)模大、建設困難，不能在水面漂浮等問題，導致推廣應用受限。為此，在橋梁結構墩臺處布置防撞裝置，這是一種直接而有效的橋墩防撞方式，具有巨大的能量耗散能力[4]；通過防撞裝置的塑性或彈性變形吸收船舶的撞擊能量[5]，使橋梁主體結構承受的船撞力下降到主體結構自身可接受的水平。橋梁的防撞設施一般可分為主動防撞設施和被動防撞設施[6]，其中被動防撞設施根據(jù)與橋梁墩臺是否連接又可分為直接構造和間接構造2種。間接構造設施造價較高，且破壞時對環(huán)境影響較大；直接構造設施依靠部分橋墩自身的水平抗力承受，造價上較為經(jīng)濟。

目前針對船橋碰撞防護裝置的研究己取得一定進展，對新型船橋碰撞防護裝置提出了更高的要求。1995年，李建君[7]提出：設立于通航水域上的船橋碰撞防護系統(tǒng)應兼具保護橋梁和船舶的雙重功能，同時要保證防護自身受到的損傷最小化。基于這個理念，F(xiàn)ukumoto H等[8]在日本土木工程師學會上提出利用鋼箱型防護裝置的塑性變形吸能防撞。陳國虞等[9]發(fā)明了柔性消能圈防護裝置，并進行了一系列的探究，提出了領先于國際水準的柔性防撞理論，該裝置已成功用于湛江海灣大橋的船橋碰撞防護上。由于鈦金屬材料具有防腐蝕特性[10]，結合Q235鋼材可形成有效、經(jīng)濟的復合材料，運用該類復合材料制造的防撞設施能夠較好地滿足“既少傷橋，又少傷船，同時又少傷己”的防撞要求[11]。

目前的船舶碰撞設計規(guī)范并沒有對防護結構提供設計方法。因此，常采用試驗與有限元數(shù)值模擬的方法評估橋梁防撞結構的保護性能[12]。

自浮式防撞結構作為一種被動防撞措施，應用廣泛，但從當前多座橋梁運營情況反饋，存在以下問題：1) 自浮式鋼箱在小能量撞擊或高腐蝕環(huán)境下鋼板存在腐蝕問題，且因其為中空結構，撞擊后防水自浮性能降低，易進水；2) FRP浮箱/浮筒存在耗能不足、節(jié)段連接不成熟、施工質(zhì)量控制難度較大，難以抵御大型撞擊。二者存在裝置的滑動、自浮性能以及對橋墩的磨損等共性問題。

針對運營中出現(xiàn)的問題，提出有待解決關鍵技術問題：1) 強烈的撞擊作用下裝置的緩沖消能能力；2) 強烈的撞擊作用下裝置的防水自浮能力。

基于以上思考，本文利用鈦鋼和輪胎組合斷面設計了一種防撞裝置，并進行了相應的試驗和數(shù)值模擬分析。主要研究工作：1) 設計了3組對比試驗，獲得了防撞試驗構件的加載-位移曲線；2) 基于該曲線，進而評估加載變形時防撞裝置的力學性能和相關構件的作用；3) 利用試驗結果與有限元模型分析結果相對照，進一步分析了該裝置的承載性能。

1 試驗設計

1.1 試件構件設計

從工程應用角度設計試件構件，防撞護筒直徑宜為3 m，但試驗過程中考慮到作動器受加載行程(1 000 mm)的限制，試樣直徑取為1.804 m，即試驗過程中試樣被壓縮0.55 m。參考湛江海灣橋防撞結構強勁骨框間距為2.4 m，試樣設置間隔為1.6 m的2道中橫隔板，距端板1.0 m，考慮到端板處錨固螺栓邊距要求，試驗筒長4.0 m。試樣主要尺寸如圖1所示。

單位：mm

鋼筒試樣共3組，試驗設備的連接裝置(含螺栓)1套，試驗時3個鋼筒先后共用1套連接裝置。試驗的具體參數(shù)見表1。

表1 試件參數(shù)Table 1 Specimen parameters

在2#和3#試件中，填充預壓輪胎，操作流程為：1) 在2道中隔板之間填充回收輪胎，填充致密且并未壓縮的輪胎長度為3.2 m；2) 填充兩側輪胎，填充未壓縮的輪胎長度為2.4 m；3) 采用高強螺栓對端隔板固定。試件加工完成后，整體外形如圖2所示。

圖2 試件整體外形Fig.2 Specimen shape

1.2 試驗加載

加載頭由1 000 DWT輪船船頭按幾何形狀縮尺得到，試驗中應確保加載頭不產(chǎn)生變形，須具有足夠的強度和剛度。該加載裝置由Q345鋼生產(chǎn)加工，內(nèi)襯5道加勁隔板，板厚30 mm。整體加載裝置如圖3所示。

圖3 加載裝置示意Fig.3 Diagram of loading device

為了實驗室地面安全，加工一塊6 000 mm×2 400 mm×10 mm的鋼板作為墊板，兩端通過地錨螺栓與實驗室地面緊密連接。試件在加載過程中，其兩端頭可能會發(fā)生“翹起”的現(xiàn)象。為此，端頭加裝固定裝置，通過螺栓與墊板連接，鎖住端頭，防止上翹。

2 試驗及結果分析

2.1 加載試驗

1) 試驗概況

試驗在2 000 kN作動器能力范圍內(nèi)通過位移控制進行加載，位移按照5 mm的整數(shù)倍加載；加載頭通過位移加載，最終防撞護筒中央頂點出現(xiàn)最大位移，若加載頭未發(fā)生可見變形，則可視為剛體。加載過程中4道隔板明顯有加勁作用；中隔板對外筒有很強的緊固作用，很大程度上約束了外筒的豎向變形。

2) 試驗過程

(1) 1#試件隨著加載力逐級的增加，外鋼筒中部出現(xiàn)明顯變形，2道中隔板對外鋼筒有一定緊箍作用，2道端板和內(nèi)鋼筒無明顯變形；(2) 在加載過程中有劇烈的焊縫斷裂聲響；(3) 空鈦鋼筒防撞護筒的內(nèi)部隔板和內(nèi)筒中部也出現(xiàn)明顯變形，中隔板面外變形劇烈，出現(xiàn)屈曲，且隔板處外筒的焊縫開裂嚴重，有大范圍的開裂，如圖4所示；(4) 隔板在內(nèi)筒焊縫處有局部開裂，影響較小。

(a) 焊縫部分開裂

2#試件和3#試件加載完成后，其內(nèi)外部變形與1#試件類似，2道中隔板對外鋼筒均出現(xiàn)明顯的緊箍作用，外筒在中隔板焊縫處變形顯著，且其內(nèi)部隔板和內(nèi)筒中部有明顯變形，如圖5所示。

圖5 2#試件中隔板加載后變形Fig.5 Deformation of diaphragm after loading in 2#specimen

2.2 試驗結果分析

2.2.1 試驗荷載位移曲線

加載過程中，通過記錄加載頭位移和作動器加載荷載曲線，即獲得防撞護筒的荷載-位移曲線。3個防撞護筒試件的位移荷載曲線如圖6所示。

圖6 防撞護筒荷載-位移曲線Fig.6 Load-displacement curves of anti-collision device

由圖6曲線可得，在鈦鋼-輪胎防撞護筒中加載至最大荷載1 838.78 kN時，即將達到作動器2 000 kN的使用極限，因此停止加載?？傮w上，3個試件護筒變形在0 mm～180 mm位移階段，荷載與位移接近線性關系，之后荷載突然較大突降，且在試驗過程中也伴有明顯響聲。試驗結束后查看試件，發(fā)現(xiàn)焊縫出現(xiàn)了開裂，這影響了作動器加載，從而導致了位移荷載曲線中出現(xiàn)明顯的荷載突降情況。

2.2.2 試件節(jié)點應變

3個試件都選取了多個點對應的位置測試應變。先對外筒和端部隔板劃分網(wǎng)格，在每個測點上布置2個方向(水平方向和豎直方向)的應變片，觀測其應變響應，如圖7所示。下面將選取3個體現(xiàn)應變特征的點進行分析：如圖7圓點處所示，從左到右依次計數(shù)為P1點、P2點、P3點。

單位：mm圖7 關鍵節(jié)點(圓點處)應變測點Fig.7 Measuring point of strain at key joint (dot)

現(xiàn)以2#試件的P1測點和P2測點為例分析試驗結果，如圖8所示。Q235-輪胎護筒P1測點(外筒中間測點)，水平方向拉應變最大值接近800 με。在位移0 mm～400 mm之間時，表現(xiàn)為受壓，最大值約為1 000 με壓應變。該測點的豎直方向應變最大值超過2 000 με的壓應變，應變在位移350 mm后趨緩，同樣，在位移0 mm～150 mm之間時，有微小的拉應變，在位移300 mm之前，該測點鈦鋼復合材料已經(jīng)屈服。

2.2.3 斷裂與破壞

由圖8可知，防撞護筒的荷載-位移曲線出現(xiàn)突變，主要是在對應時刻焊縫的突然斷裂，能量集中釋放導致了荷載跳動，引起外筒加載點應力重分布，應變也隨之發(fā)生異常變化。在2 000 kN作動器的加載下，3個防撞護筒均沒有達到最大位移量，在加載位移進一步增加時，相關性能需進一步明確。

(a) P1點水平應變

3 數(shù)值模擬分析

采用有限元建模分析防撞護筒的結構性能。結合試驗結果獲得防撞護筒荷載-位移曲線，有限元模型對應相應的護筒荷載位移曲線，以驗證有限元模型的可靠性；作為對試驗的延伸分析，采用ABAQUS有限元模型對護筒的加載進一步分析。

3.1 建模

針對前文預壓式鋼-橡膠-防腐層組合防撞裝置大比尺試驗，有3組相對應的數(shù)值模型，分別是1#試件模型、2#試件模型、3#試件模型；3個數(shù)值模型的整體尺寸是相同的；輪胎采用實體單元建模，單個輪胎外徑為535 mm，內(nèi)徑為295 mm，其他部件全部采用shell單元建模。在原試驗裝置的焊接位置，設置不同的shell單元充當焊縫，以實現(xiàn)對焊縫的有效模擬。數(shù)值模型如圖9所示。

(a) 空鈦鋼筒模型

1#試件模型采用鈦和Q235材料，本模型中2 mm鈦-8 mm鋼復合板[13]采用一種復合材料本構模型，根據(jù)文獻[14-15]，該本構模型為多段線形式，如圖10所示。Q235材料本構模型也采用多段線形式，輪胎材料采用Yeoh模型。

圖10 鈦鋼復合材料應力-應變曲線Fig.10 Stress-strain curve of Titanium steel composite materials

2#試件模型和3#試件模型在空鈦筒模型的基礎上填充預壓輪胎即可，輪胎整體布置如圖11所示。數(shù)值模型中輪胎的預壓力通過預應力的方式施加。

(a) 防撞裝置縱向布置 (b) 橫隔板和輪胎截面布置圖11 防撞護筒輪胎整體布置Fig.11 Overall layout of tire of anti-collision device

3.2 有限元模型結果分析

通過對有限元模型相關材料和對應接觸等方面的大量調(diào)試，得到了與前文物理試驗結果相一致的結果?？胀卜雷沧o筒在位移達到750 mm時，整體變形如圖12(a)所示；Q235-輪胎防撞護筒在位移達到508 mm時，整體變形如圖12(b)所示；鈦鋼-輪胎防撞護筒在位移達到601 mm時，整體變形如圖12(c)所示。

(a) 1#模型

1) 防撞護筒的屈曲與破壞

從圖12可知，3個防撞護筒的數(shù)值模型計算結果表明，整個護筒都是在加載頭位置變形最大，外筒中部變形嚴重，部分單元失效。在預壓輪胎的支撐作用下，整體上提升了防撞護筒的承載性能。在2道中隔板的緊箍作用下，外筒兩側邊緣沒有較大的變形。中隔板在加載過程中，出現(xiàn)了面外屈曲情況，發(fā)生了大的塑性破壞。內(nèi)筒中部有凹陷，兩邊緣端口有一定的變形。

根據(jù)有限元模型計算結果，繪制其荷載-位移曲線，如圖13所示。由圖13可以看出，數(shù)值模擬計算和物理模擬試驗結果是統(tǒng)一的，充分說明了有限元模型可對試驗加載進行整體有效模擬。位移0 mm～200 mm內(nèi)，3個防撞護筒的荷載位移曲線基本都表現(xiàn)為線性關系，直到有焊縫的突然開裂。通過荷載位移曲線表明，有限元模型通過對焊縫的設置實現(xiàn)了對試件焊縫關鍵開裂位置的模擬。

(a) 1#模型

2) 應變分析

以2#試件的P1測點和P2測點為例說明節(jié)點應變情況，其應變曲線如圖14所示。由圖14可知，2#試件的3個測點應變數(shù)值模擬結果與試驗結果吻合。

(a) P1水平應變

總體上，從3個防撞護筒的應變中可知，所有測點都存在受拉壓應變的情況，即由于結構不斷加載，焊縫開裂，防撞護筒整體剛度發(fā)生重大改變，且外筒嚴重變形，導致了相應測點中出現(xiàn)拉應變與壓應變相互變化的情況。

4 結論

本試驗以3種不同材料構成的防撞護筒為研究對象，通過對防撞護筒中部集中加載，探討了該裝置的整體受力性能、破壞模式及其相關部件的變形形態(tài)，主要得到以下結論：

1) 試件在加載結束后，外筒中部向下凹陷，內(nèi)筒也有較小凹陷。中隔板隨外筒變形有嚴重變形，是受力的主要部件之一；外隔板有約束外筒內(nèi)筒端口變形的作用，間接提升了整體結構的承載能力。該型護筒的外筒直接承受荷載作用，變形損壞最為嚴重；4片隔板對防撞裝置結構受力起到關鍵作用，其中中隔板通過一定程度的變形承受撞擊能量。

2) 3個試件的加載試驗中，位移都超過500 mm，焊縫開裂前，防撞護筒是線性加載，焊縫開裂后，整體剛度、承載性能都有不同程度的下降，試驗表明，焊縫質(zhì)量對護筒整體剛度有重大影響。

3) Q235-輪胎防撞護筒與鈦鋼-輪胎護筒的試驗結果表明，鈦鋼輪胎護筒承載能力較前者有一些提升，在位移達到500 mm時，其承載力明顯較高，表明該類復合鋼材的受彎和沖擊性能良好。

4) 輪胎對外筒、整體結構都有支撐作用，可延緩護筒焊縫開裂所帶來的承載力急劇下降。輪胎本身承受荷載能力很小，但是與鈦鋼組合形成的相互支撐體系對防撞護筒受力非常有益。

5) 通過物理模擬試驗和數(shù)值模擬仿真計算對比表明，有限元模型對實體試件有高度適用性，驗證了數(shù)值模擬結果的有效性，這為進一步研究該型防撞護筒受力特性和分析實用防撞護筒動力性能提供了便捷可行的方法。