橋墩新型防船撞裝置防撞性能研究

姜 華，耿 波，張錫祥

（1．長安大學(xué)，西安 710064；2．招商局重慶交通科研設(shè)計研究院，重慶 400067；3．重慶交通大學(xué)，重慶 400074）

隨著現(xiàn)代交通運輸業(yè)的快速發(fā)展，航道上通行船舶與修建橋梁之間的矛盾日趨突出，船舶撞擊嚴重威脅著跨航道橋梁安全。據(jù)統(tǒng)計在1960年和2007年之間，全世界范圍內(nèi)有34座橋梁因船舶撞擊倒塌，并且每年至少有一起嚴重的船撞橋事故發(fā)生［1］。而在2006年至2011年間，國內(nèi)更是發(fā)生了多起船舶撞擊引起的橋梁倒塌事故［2］，給當?shù)亟?jīng)濟、人員傷亡和環(huán)境污染等造成了巨大損失。因此，橋梁結(jié)構(gòu)設(shè)計時考慮船只撞擊非常重要，但在很多情況下設(shè)計足夠剛性的橋墩直接抵抗巨大的撞擊力往往不可行和不經(jīng)濟，研究防撞設(shè)施減小船撞力或者改變船舶運動方向則具有重要意義。現(xiàn)有的橋梁防撞裝置種類繁多，不同的防撞裝置各有自己的特點和應(yīng)用場合。美國AASHTO指南規(guī)范［3］將現(xiàn)有的防撞設(shè)施分為防護板系統(tǒng)、樁支撐系統(tǒng)、鋼圍堰系統(tǒng)、獨立島體系和漂浮體系。Svensso［4］介紹了近25年世界范圍內(nèi)橋梁防撞裝置的發(fā)展情況，并給出了18座橋梁的防撞；Voyiadjis等［5］對美國和其它國家的橋梁防撞裝置進行了總結(jié)和分類；孫振［6］詳細介紹了國內(nèi)橋梁防撞裝置的應(yīng)用情況；潘晉等［7］最近對鋼套箱防撞設(shè)施的撞擊力與撞擊速度關(guān)系進行了擬合。對水位變化較大河道上的連續(xù)梁／連續(xù)剛構(gòu)橋墩來說，隨水位變化而自動升降的浮式消能防撞裝置則是優(yōu)選方案。這種浮式消能裝置最先在黃石長江公路大橋上得到了應(yīng)用，后續(xù)用到了重慶忠縣長江大橋、上海奉浦大橋和武漢天興洲長江大橋等工程上。

隨著工程實踐的深入，這種鋼浮箱式浮式消能防撞裝置暴露出以下兩個缺限：① 鋼浮箱和橋墩之間存在硬接觸，被防護后的橋墩有時還會出現(xiàn)一些損傷；②防撞裝置采用非模塊化設(shè)計，一旦受撞破壞后，維修麻煩且代價較高。因此，有必要設(shè)計新型防撞裝置克服以上缺陷。

FRP復(fù)合材料由玻璃纖維和樹脂基組成，具有輕質(zhì)高強、吸能和耐腐蝕能力強等優(yōu)點，最早在上世紀40年代運用于軍工、航天和航海等領(lǐng)域，在60～70年代開始廣泛用于航天業(yè)，80年代隨著價格大幅下降開始在土木行業(yè)廣泛使用［8－9］。土木行業(yè)常見的FRP復(fù)合材料結(jié)構(gòu)形式有梁、柱和橋面板等［10］，如文獻［11］介紹了FRP橋面板的設(shè)計和試驗情況，文獻［12］介紹了夾層板復(fù)合材料在橋墩防汽車撞擊方面的運用。若將FRP材料用于防船撞裝置，則同樣可能起到很好的防撞效果。

本文對一種由FRP材料組成的模塊化防船撞裝置進行防撞性能評估，先介紹該防撞裝置的材料基本力學(xué)性能試驗，然后依托一工程實例采用LSDYNA軟件仿真模擬駁船撞擊該新型防撞裝置，對撞擊力、撞擊持續(xù)時間、變形和能量吸收情況進行了分析和對比。

1 新型防撞裝置介紹

圖1 工程應(yīng)用橋梁總體布置Fig．1 Elevation view of an application bridge

新型防撞裝置的工程應(yīng)用背景為一五跨預(yù)應(yīng)力混凝土連續(xù)剛構(gòu)橋（如圖1），被防護的雙薄壁式橋墩高48 m，為剛性擴大基礎(chǔ)。防撞浮箱結(jié)構(gòu)總重585．6 kN，在水中的設(shè)計淹沒深度為0．56 m，高4．86 m，可以在最大落差30 m的水位區(qū)間內(nèi)自動上下浮動。結(jié)構(gòu)形式見圖2，由FRP浮箱和內(nèi)襯八邊形FRP柱殼組成，其中浮箱內(nèi)部也裝滿相互密貼的FRP八邊形柱殼，內(nèi)襯柱殼構(gòu)件與外圍箱體結(jié)構(gòu)同高，上下端開口，水流從柱殼構(gòu)件下端進入殼內(nèi)并使殼內(nèi)外水面齊平。外圍箱體整體結(jié)構(gòu)采用模塊化設(shè)計，分為前、中和后箱三個大模塊，共由12個獨立的分箱通過燕尾槽和卡榫連接組成。這12個分箱分為水阻箱（如圖2中黃色頂板的各分箱）和浮力箱：水阻箱底面有諸多小圓孔可以讓水進出，實現(xiàn)浮箱淹沒深度可調(diào)的上下浮動及水流阻力消能功能；浮力箱底面密封，給整體浮箱結(jié)構(gòu)提供浮力，必要時在后箱模塊中灌水壓艙以保證結(jié)構(gòu)中心和浮心重合。有關(guān)該類型防撞裝置設(shè)計方面的詳細介紹可參考文獻［13］。

圖2 橋墩FRP防船撞裝置Fig．2 FRPfender system for bridge pier protection against vessel collision

檢驗新型防船撞裝置最好是進行實橋撞擊試驗，但這種試驗實施困難且試驗費用通常也難承受，采用縮尺試驗又受到結(jié)構(gòu)尺寸等因素影響，目前多采用數(shù)值方法研究該問題，并且經(jīng)一系列的結(jié)構(gòu)沖擊試驗和計算校準研究證明，數(shù)值結(jié)果具有較高的可信度［14］。

2 新型防撞設(shè)施材料基本力學(xué)性能試驗

新型防撞浮箱結(jié)構(gòu)材料基本力學(xué)性能試驗主要包括其組成浮箱箱殼和柱殼結(jié)構(gòu)材料的拉伸、壓縮性、彎曲和剪切性能試驗。其中箱殼頂、底板壁厚為10 mm，箱殼側(cè)板壁厚為15 mm，八邊形柱殼構(gòu)件的壁厚0．4 mm。

根據(jù)組成箱殼和柱殼構(gòu)件的結(jié)構(gòu)形式及受力方式，試驗分別從箱殼構(gòu)件和柱殼構(gòu)件中截取縱向、橫向拉伸試件各1組，每組試件分別加工6個試件。其中拉伸試件為Ⅰ型試樣［15］，其它試件為矩形［16－18］，具體尺寸見復(fù)合材料規(guī)范［15－18］。數(shù)據(jù)處理時從6個試件中選出5個合格試件，進行試驗結(jié)果的計算處理。試驗時以2 mm／min的加載速率連續(xù)加載，直至試件破壞。四種試驗均在WDW－20微機控制電子萬能試驗機上完成，試驗前將試件置于試驗室標準環(huán)境條件下至少24 h，試驗溫度22℃，相對濕度為50%，有關(guān)實驗情況的詳細介紹可參見文獻［19］。

表1匯總了四種試驗的強度和模量結(jié)果，如拉伸試驗FRP箱殼橫向和縱向拉伸強度分別為351．20 MPa和210．40 MPa，橫向和縱向拉伸模量分別為2．80 GPa和1．80 GPa。由此可知，箱殼和柱殼橫向強度（拉伸、壓縮、彎曲和剪切）均大于縱向強度，壓縮模量大于拉伸模量，材料表現(xiàn)出明顯的各向異性；箱殼材料的強度和彈性模量大于柱殼構(gòu)件材料的強度和彈性模量。

表1 FRP防撞浮箱材料平均強度［19］Tab．1 Mean strength and elastic modules of FRP composite materials

3 新型防船撞裝置防撞性能研究

3．1 有限元模型

FRP防撞浮箱結(jié)構(gòu)采用殼單元劃分，共計379 954個單元，單元最小和最大尺寸分別為2．5 cm和5 cm。由于防撞浮箱采用模塊化設(shè)計，箱體結(jié)構(gòu)由12個獨立的分箱通過燕尾槽和卡榫連接。為了研究浮箱是否會因連接部件破壞而發(fā)生脫離使浮箱散開，對燕尾槽和卡榫結(jié)構(gòu)也精細建模，模擬兩者之間的碰撞和滑移。圖3（a）為浮箱前箱模塊中的F3、F2－1和F2－2分箱有限元模型，模型包括了燕尾槽和卡榫結(jié)構(gòu)。

圖3 船舶撞擊新型防撞裝置有限元模型Fig．3 FE Model of vessel collision new fender system

橋墩結(jié)構(gòu)采用如圖3（b）所示的單墩模型，邊界條件為上下兩端固接約束。橋墩混凝土采用六面體單元劃分，共計47 526個，單元最小尺寸為25 cm，最大尺寸為50 cm。撞擊工況包括正撞和兩種角度斜撞。

船舶為內(nèi)河航運常用的駁船，總質(zhì)量1 600 t，采用圖3（c）所示的殼單元劃分，殼單元總數(shù)為20 655個。船艏因直接和結(jié)構(gòu)碰撞，劃分的單元尺寸較小，最小尺寸為3 cm，平均尺寸10 cm。船身在撞擊過程中變形很小，為減小計算量，采用剛性單元模擬，最大單元尺寸取115 cm。

3．2 接觸定義

為模擬船舶撞擊有浮箱保護的橋墩，在船舶與浮箱、浮箱與橋墩、船舶與橋墩、燕尾槽與卡榫、以及浮箱各分箱之間定義自動面對面接觸；同時在船艏內(nèi)部、浮箱各分箱內(nèi)部，以及內(nèi)襯柱殼構(gòu)件之間定義自動單面接觸。表2匯總了定義的主要接觸對。各接觸面之間的滑動摩擦系數(shù)取值見表3，如FRP材料之間的摩擦系數(shù)取0．23，船舶鋼板摩擦系數(shù)取0．30。

表2 駁船撞擊防撞浮箱系統(tǒng)接觸定義Tab．2 Contact used in the course of barge-fender system-bridge collision

表3 接觸面摩擦系數(shù)Tab．3 Friction coefficients for contact surfaces

表4 FRP復(fù)合材料正交各向異性彈性模量和剪切模量（單位：GPa）Tab．4 Parameters of orthotropic elastic model for FRP composite

3．3 本構(gòu)關(guān)系模型

防撞浮箱FRP材料采用正交各向異性彈性模型即*MAT＿ORTHOTROPIC＿ELASTIC模型［20］，該模型在大規(guī)模數(shù)值計算時效率較高，且可以利用表1中的材料強度。在碰撞過程中，各浮箱側(cè)板和柱殼構(gòu)件主要承受彎矩荷載，近似采用表1中的彎曲和剪切模量。

頂板和底板主要承受面內(nèi)荷載，近似采用表中的拉伸和壓縮模量。表4匯總了浮箱所用復(fù)合材料正交方向的彈性模量和剪切模量。另外，在模擬過程中為了考慮材料破壞采用*MAT＿ADD＿EROSION［20］刪除變形過大或者畸形的單元，失效準則采用應(yīng)變控制，應(yīng)變根據(jù)表1的應(yīng)力換算得到，如對于頂?shù)装宀捎米畲笾鲬?yīng)變和最小主應(yīng)變失效準則，詳細取值見表5。

混凝土模型采用彈塑性損傷帽蓋即*MAT SCHW-ER MURRY CAP模型，不同標號的混凝土參數(shù)取值和驗證詳細介紹見文獻［21－22］，C50混凝土的參數(shù)取值見表6。船用鋼材和橋墩鋼筋采用彈塑性強化模型即Cowper－Symonds模型，該模型的詳細介紹見文獻［20，23］，文中涉及的材料參數(shù)取值見表7。

表5 FRP復(fù)合材料失效應(yīng)變Tab．5 Erosion strain for FRP composite

表6 C50混凝土模型參數(shù)（單位：kN，m）Tab．6 Parameters of concrete model for C50 concrete

表7 橋墩鋼筋和船艏鋼材料參數(shù)Tab．7 Material parameters for barge bow and reinforcements in bridge pier

4 碰撞結(jié)果分析

4．1 所有撞擊工況結(jié)果匯總

數(shù)值模擬時，無浮箱和有浮箱工況的計算時間步長分別為4．95e－5s和6．3e－6s。防撞浮箱在三種工況下的變形情況如圖4所示：對于正撞工況，浮箱變形主要集中在前箱模塊，且橋墩與前箱模塊之間的FRP內(nèi)襯柱殼構(gòu)件已完全破壞；其它兩個工況下的防撞浮箱變形也集中在與船艏有接觸的部位，其中在22°斜撞工況下，防撞浮箱繞橋墩做了順時針旋轉(zhuǎn)，并撥轉(zhuǎn)了船舶、使其遠離橋墩。另外，浮箱在所有撞擊工況下未出現(xiàn)分離。

圖4 數(shù)值模擬船舶撞擊有保護橋墩過程Fig．4 Numerical simulation results for vessel collision bridge with fender system

圖5 各工況船撞力Fig．5 Impact Forces for all impact cases

有／無保護工況下的撞擊力對比見圖5：如正撞有保護工況，船舶和防撞裝置之間的撞擊力在1．6 s時刻達到最大值9．0 MN，撞擊持續(xù)時間為2．4 s，而防撞裝置和橋墩之間的撞擊力出現(xiàn)時間要晚0．32 s，在1．55 s達到最大值6．0 MN，撞擊持續(xù)時間為2．2 s。圖6（b）為正撞無保護工況即船艏直接撞擊橋墩的撞擊力，撞擊力幾乎在瞬間達到峰值47．6 MN，撞擊力持續(xù)時間僅為0．57 s，這主要因船艏和橋墩之間的剛性撞擊造成。撞擊力峰值為保護情況對應(yīng)值的5．28倍，持續(xù)時間為保護工況的1／4左右。正撞通常也是最危險和最受關(guān)注的工況，防撞浮箱在該工況下的耗能特性將在下一節(jié)里進一步分析。其它兩個有保護工況下的最大撞擊力也明顯小于無保護工況，其撞擊力持續(xù)時間也大于無保護工況。另外，船舶22°斜撞有保護工況下的撞擊力在所有工況中最小。

圖6 三種有保護撞擊工況下的能量轉(zhuǎn)換（I＝內(nèi)能，K＝動能）Fig．6 Energy conversion in the three protected cases（I＝internal energy，K＝kinetic energy）

圖6 總結(jié)了有浮箱保護工況下船舶和浮箱結(jié)構(gòu)的能量轉(zhuǎn)換，轉(zhuǎn)換后的能量均表示成船舶初始動能的比例。因保護工況下橋墩吸收的能量所占比例均很小，橋墩能量沒有列入其中。撞擊過程中，當船舶的初始速度減小為零時，所有船舶初始動能轉(zhuǎn)換為其它形式的能量，此時防撞浮箱的變形能最大；當船舶和防撞浮箱之間的撞擊力變?yōu)榱銜r，出現(xiàn)在船舶向相反方向運動的某個時刻，防撞浮箱的一部分變形能又轉(zhuǎn)換成船只動能。在45°斜撞工況下，因變形過分集中于船艏邊緣部位，船舶的內(nèi)能最大。在22°斜撞工況下，船舶因防撞浮箱的旋轉(zhuǎn)而遠離橋墩，船舶保留了75%的初始動能，沒有出現(xiàn)零速度，該工況為理想工況，橋墩、船舶和防撞浮箱均得到較好保護，達到了“三不壞”效果。

4．2 正撞工況進一步分析

圖7為數(shù)值模擬過程中有／無浮箱保護正撞情形下的系統(tǒng)能量轉(zhuǎn)換，系統(tǒng)總能量定義為任意時刻結(jié)構(gòu)體系的動能、內(nèi)能、滑移能和沙漏能之和。若在撞擊過程中的總能量始終等于撞擊前船舶初始動能，說明能量是守恒的，數(shù)值計算是穩(wěn)定的。從圖7（b）給出的無保護工況能量轉(zhuǎn)換可以看出，動能很快轉(zhuǎn)換為內(nèi)能，而有保護工況下（圖7（a）），能量轉(zhuǎn)換要緩慢很多，并且最終內(nèi)能也顯著減小。另外，有保護工況下，系統(tǒng)內(nèi)部摩擦（套箱）以及與外部摩擦的滑移耗能在碰撞后期為主要的耗能形式。

橋墩結(jié)構(gòu)的能量變化情況如圖8（a）和（b）所示，由有／無浮箱保護工況的對比可知：保護工況下的內(nèi)能和動能均顯著減小，并且船舶內(nèi)能減小至可忽略水平（圖8（c）和（d））。在保護工況下，當船舶停止運動時（1．6s時刻），船舶動能近似為零，而后又開始增加到穩(wěn)定值，該時刻對應(yīng)于船舶和防撞浮箱之間的撞擊力為零時刻（2．4 s）。相比之下，無保護工況的船舶動能在0．26 s內(nèi)快速減為零，然后向相反方向運動，最終為一恒定值，整個過程動能沒有出現(xiàn)顯著增加。這一現(xiàn)象主要因為防撞浮箱在保護工況下，部分彈性變形恢復(fù)，一部分內(nèi)能轉(zhuǎn)換為船舶動能所致。

無保護工況下，船艏撞深時程如圖9（a）所示，最大撞深為0．21 m。相比之下，有保護工況下，船艏撞深可以忽略。圖9（b）給出了有／無浮箱保護情況下，船舶重心位置處的速度變化情況：有保護工況下的船速在1．62 s內(nèi)由3 m／s降為零，在2．35 s時刻獲得反向速度－1．69 m／s；無保護工況下的船速在 0．35 s內(nèi)迅速減為零。從速度時程可以看出，船舶在撞擊結(jié)束后均離開被撞結(jié)構(gòu)，盡管在無保護工況下，船舶內(nèi)能和動能總和要大于有保護工況下的幅值，但無保護工況下船舶最終反向速度要小于有保護工況幅值。這主要因為一方面無保護工況的船舶變形較大，產(chǎn)生了很大內(nèi)能，另一方面也說明有浮箱保護后，船舶變形非常小。

圖7 正撞工況下系統(tǒng)能量轉(zhuǎn)換Fig．7 Energy conversion and conservation：head-on collision

圖10 給出了保護工況下的防撞浮箱撞深時程，撞深在1．6 s時刻達到最大值2 m，然后因彈性變形恢復(fù)而減小。相比浮箱變形，船舶變形可以忽略，這主要源于船只和防撞浮箱較大的結(jié)構(gòu)剛度差異，如鋼材和FRP材料彈性模量分別為200 GPa和10 GPa。另外，正因為防撞浮箱大變形提供的柔性保護，減小了船舶的變形。

圖8 正撞工況能量轉(zhuǎn)換對比Fig．8 Energy Transformation for Head-on Collision

圖9 正撞工況船艏撞深和船舶撞擊速度Fig．9 Barge Bow：Crush depth and barge velocity in head-on collision

圖10 正撞工況下防撞浮箱變形Fig．10 FRPFender System：Crush depth in head-on collision

圖11 （a）給出了防撞浮箱箱殼結(jié)構(gòu)動能和內(nèi)能轉(zhuǎn)換情況：內(nèi)能在1．6 s時刻達到最大值4．6 MJ，而動能在1．3 s時刻達到最大值 0．5 MJ。圖11（b）給出了箱殼各殼板內(nèi)能吸收情況，可知15 mm厚度的側(cè)板吸收的內(nèi)能幾乎是10 mm厚度頂板和底板的2倍，這因側(cè)板和船只接觸引起的大變形所致。圖11（c）和（d）給出了浮箱內(nèi)裝柱殼和外部柱殼結(jié)構(gòu)的能量轉(zhuǎn)換情況，柱殼能量相對較小，主要通過相互摩擦、變形和自身破壞吸收船舶的動能。

圖11 正撞工況下撞套箱動能和內(nèi)能變化Fig．11 Internal and Kinetic Energy of fender system（Head-on Collision）

從以上的對比，還可以發(fā)現(xiàn)如下規(guī)律：當防撞浮箱內(nèi)能達到最大值時，船舶速度為零；當船舶停止運動時，約70%的船舶初始動能被防撞浮箱內(nèi)能和動能耗散；柱殼結(jié)構(gòu)大約耗散10%的船舶初始動能，但可以起增強箱殼結(jié)構(gòu)剛度和穩(wěn)定作用。

5 結(jié) 論

采用數(shù)值模擬方法對FRP新型防船撞裝置的防撞性能評估后，得到如下結(jié)論：

（1）新型防撞裝置可以顯著減小船舶撞擊力和增加撞擊力持續(xù)時間，如對于最危險的正撞工況，作用在船舶上的撞擊力峰值減小80%，撞擊力持續(xù)時間增加322%；作用在橋墩上的撞擊力峰值減小88%，撞擊力持續(xù)時間增加282%；防撞裝置對橋墩和船舶均起到了很好的保護，未見兩者有明顯的損傷變形，防撞裝置本身的損傷變形主要集中在前箱和船舶接觸的模塊，以及和橋墩接觸的外圍柱殼。

（2）在22°斜撞工況下，船舶被防撞設(shè)施撥轉(zhuǎn)方向后保留了75%的初始動能，有效保護了橋墩和船艏。另外，防撞裝置本身只受到了很小的局部損傷變形。該工況為防撞的理想工況，達到了“三不壞”效果。

（3）新型防撞裝置較好的防撞耗能性能主要源于采用的FRP材料彈性模量較小，并且有著和鋼材類似的強度。防撞裝置箱殼側(cè)板起主要耗能作用，箱殼內(nèi)裝柱殼耗能比例雖然較小，但起到了增強結(jié)構(gòu)整體穩(wěn)定和增加結(jié)構(gòu)剛度作用。

最后值得說明的是，數(shù)值模擬結(jié)果最好進一步得到有效的沖擊試驗驗證，今后有必要開展相關(guān)研究。

致謝

本文在撰寫過程中得到了The University of Georgia博士后合作導(dǎo)師，Mi G．Chorzepa教授的悉心指導(dǎo)，在此深表感謝！

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