預(yù)壓式組合防撞護(hù)筒的試驗(yàn)研究

朱星虎，辛子亨，呂獎(jiǎng)國(guó)，紀(jì)厚強(qiáng)，馬海英

(1.安徽交控建設(shè)管理有限公司，合肥 231499；2.同濟(jì)大學(xué) 土木工程學(xué)院，上海 200092)

船舶水路運(yùn)輸通過(guò)跨河跨海橋梁時(shí)，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(shè)計(jì)常采用海豚防護(hù)結(jié)構(gòu)[1]、人工島[2]和導(dǎo)向結(jié)構(gòu)[3]對(duì)抗船舶沖擊，但這些結(jié)構(gòu)存在成本高、規(guī)模大、建設(shè)困難，不能在水面漂浮等問(wèn)題，導(dǎo)致推廣應(yīng)用受限。為此，在橋梁結(jié)構(gòu)墩臺(tái)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(guò)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(jié)構(gòu)承受的船撞力下降到主體結(jié)構(gòu)自身可接受的水平。橋梁的防撞設(shè)施一般可分為主動(dòng)防撞設(shè)施和被動(dòng)防撞設(shè)施[6]，其中被動(dòng)防撞設(shè)施根據(jù)與橋梁墩臺(tái)是否連接又可分為直接構(gòu)造和間接構(gòu)造2種。間接構(gòu)造設(shè)施造價(jià)較高，且破壞時(shí)對(duì)環(huán)境影響較大；直接構(gòu)造設(shè)施依靠部分橋墩自身的水平抗力承受，造價(jià)上較為經(jīng)濟(jì)。

目前針對(duì)船橋碰撞防護(hù)裝置的研究己取得一定進(jìn)展，對(duì)新型船橋碰撞防護(hù)裝置提出了更高的要求。1995年，李建君[7]提出：設(shè)立于通航水域上的船橋碰撞防護(hù)系統(tǒng)應(yīng)兼具保護(hù)橋梁和船舶的雙重功能，同時(shí)要保證防護(hù)自身受到的損傷最小化?；谶@個(gè)理念，F(xiàn)ukumoto H等[8]在日本土木工程師學(xué)會(huì)上提出利用鋼箱型防護(hù)裝置的塑性變形吸能防撞。陳國(guó)虞等[9]發(fā)明了柔性消能圈防護(hù)裝置，并進(jìn)行了一系列的探究，提出了領(lǐng)先于國(guó)際水準(zhǔn)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(hù)上。由于鈦金屬材料具有防腐蝕特性[10]，結(jié)合Q235鋼材可形成有效、經(jīng)濟(jì)的復(fù)合材料，運(yùn)用該類(lèi)復(fù)合材料制造的防撞設(shè)施能夠較好地滿(mǎn)足“既少傷橋，又少傷船，同時(shí)又少傷己”的防撞要求[11]。

目前的船舶碰撞設(shè)計(jì)規(guī)范并沒(méi)有對(duì)防護(hù)結(jié)構(gòu)提供設(shè)計(jì)方法。因此，常采用試驗(yàn)與有限元數(shù)值模擬的方法評(píng)估橋梁防撞結(jié)構(gòu)的保護(hù)性能[12]。

自浮式防撞結(jié)構(gòu)作為一種被動(dòng)防撞措施，應(yīng)用廣泛，但從當(dāng)前多座橋梁運(yùn)營(yíng)情況反饋，存在以下問(wèn)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(wèn)題，且因其為中空結(jié)構(gòu)，撞擊后防水自浮性能降低，易進(jìn)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(dòng)、自浮性能以及對(duì)橋墩的磨損等共性問(wèn)題。

針對(duì)運(yùn)營(yíng)中出現(xiàn)的問(wèn)題，提出有待解決關(guān)鍵技術(shù)問(wèn)題：1) 強(qiáng)烈的撞擊作用下裝置的緩沖消能能力；2) 強(qiáng)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(shè)計(jì)了一種防撞裝置，并進(jìn)行了相應(yīng)的試驗(yàn)和數(shù)值模擬分析。主要研究工作：1) 設(shè)計(jì)了3組對(duì)比試驗(yàn)，獲得了防撞試驗(yàn)構(gòu)件的加載-位移曲線(xiàn)；2) 基于該曲線(xiàn)，進(jìn)而評(píng)估加載變形時(shí)防撞裝置的力學(xué)性能和相關(guān)構(gòu)件的作用；3) 利用試驗(yàn)結(jié)果與有限元模型分析結(jié)果相對(duì)照，進(jìn)一步分析了該裝置的承載性能。

1 試驗(yàn)設(shè)計(jì)

1.1 試件構(gòu)件設(shè)計(jì)

從工程應(yīng)用角度設(shè)計(jì)試件構(gòu)件，防撞護(hù)筒直徑宜為3 m，但試驗(yàn)過(guò)程中考慮到作動(dòng)器受加載行程(1 000 mm)的限制，試樣直徑取為1.804 m，即試驗(yàn)過(guò)程中試樣被壓縮0.55 m。參考湛江海灣橋防撞結(jié)構(gòu)強(qiáng)勁骨框間距為2.4 m，試樣設(shè)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(yàn)筒長(zhǎng)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(yàn)設(shè)備的連接裝置(含螺栓)1套，試驗(yàn)時(shí)3個(gè)鋼筒先后共用1套連接裝置。試驗(yàn)的具體參數(shù)見(jiàn)表1。

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

在2#和3#試件中，填充預(yù)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(zhǎng)度為3.2 m；2) 填充兩側(cè)輪胎，填充未壓縮的輪胎長(zhǎng)度為2.4 m；3) 采用高強(qiáng)螺栓對(duì)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(yàn)加載

加載頭由1 000 DWT輪船船頭按幾何形狀縮尺得到，試驗(yàn)中應(yīng)確保加載頭不產(chǎn)生變形，須具有足夠的強(qiáng)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(shí)驗(yàn)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(guò)地錨螺栓與實(shí)驗(yàn)室地面緊密連接。試件在加載過(guò)程中，其兩端頭可能會(huì)發(fā)生“翹起”的現(xiàn)象。為此，端頭加裝固定裝置，通過(guò)螺栓與墊板連接，鎖住端頭，防止上翹。

2 試驗(yàn)及結(jié)果分析

2.1 加載試驗(yàn)

1) 試驗(yàn)概況

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

2) 試驗(yàn)過(guò)程

(1) 1#試件隨著加載力逐級(jí)的增加，外鋼筒中部出現(xiàn)明顯變形，2道中隔板對(duì)外鋼筒有一定緊箍作用，2道端板和內(nèi)鋼筒無(wú)明顯變形；(2) 在加載過(guò)程中有劇烈的焊縫斷裂聲響；(3) 空鈦鋼筒防撞護(hù)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(kāi)裂嚴(yán)重，有大范圍的開(kāi)裂，如圖4所示；(4) 隔板在內(nèi)筒焊縫處有局部開(kāi)裂，影響較小。

(a) 焊縫部分開(kāi)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(lèi)似，2道中隔板對(duì)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(yàn)結(jié)果分析

2.2.1 試驗(yàn)荷載位移曲線(xiàn)

加載過(guò)程中，通過(guò)記錄加載頭位移和作動(dòng)器加載荷載曲線(xiàn)，即獲得防撞護(hù)筒的荷載-位移曲線(xiàn)。3個(gè)防撞護(hù)筒試件的位移荷載曲線(xiàn)如圖6所示。

圖6 防撞護(hù)筒荷載-位移曲線(xiàn)Fig.6 Load-displacement curves of anti-collision device

由圖6曲線(xiàn)可得，在鈦鋼-輪胎防撞護(hù)筒中加載至最大荷載1 838.78 kN時(shí)，即將達(dá)到作動(dòng)器2 000 kN的使用極限，因此停止加載?？傮w上，3個(gè)試件護(hù)筒變形在0 mm～180 mm位移階段，荷載與位移接近線(xiàn)性關(guān)系，之后荷載突然較大突降，且在試驗(yàn)過(guò)程中也伴有明顯響聲。試驗(yàn)結(jié)束后查看試件，發(fā)現(xiàn)焊縫出現(xiàn)了開(kāi)裂，這影響了作動(dòng)器加載，從而導(dǎo)致了位移荷載曲線(xiàn)中出現(xiàn)明顯的荷載突降情況。

2.2.2 試件節(jié)點(diǎn)應(yīng)變

3個(gè)試件都選取了多個(gè)點(diǎn)對(duì)應(yīng)的位置測(cè)試應(yīng)變。先對(duì)外筒和端部隔板劃分網(wǎng)格，在每個(gè)測(cè)點(diǎn)上布置2個(gè)方向(水平方向和豎直方向)的應(yīng)變片，觀測(cè)其應(yīng)變響應(yīng)，如圖7所示。下面將選取3個(gè)體現(xiàn)應(yīng)變特征的點(diǎn)進(jìn)行分析：如圖7圓點(diǎn)處所示，從左到右依次計(jì)數(shù)為P1點(diǎn)、P2點(diǎn)、P3點(diǎn)。

單位：mm圖7 關(guān)鍵節(jié)點(diǎn)(圓點(diǎn)處)應(yīng)變測(cè)點(diǎn)Fig.7 Measuring point of strain at key joint (dot)

現(xiàn)以2#試件的P1測(cè)點(diǎn)和P2測(cè)點(diǎn)為例分析試驗(yàn)結(jié)果，如圖8所示。Q235-輪胎護(hù)筒P1測(cè)點(diǎn)(外筒中間測(cè)點(diǎn))，水平方向拉應(yīng)變最大值接近800 με。在位移0 mm～400 mm之間時(shí)，表現(xiàn)為受壓，最大值約為1 000 με壓應(yīng)變。該測(cè)點(diǎn)的豎直方向應(yīng)變最大值超過(guò)2 000 με的壓應(yīng)變，應(yīng)變?cè)谖灰?50 mm后趨緩，同樣，在位移0 mm～150 mm之間時(shí)，有微小的拉應(yīng)變，在位移300 mm之前，該測(cè)點(diǎn)鈦鋼復(fù)合材料已經(jīng)屈服。

2.2.3 斷裂與破壞

由圖8可知，防撞護(hù)筒的荷載-位移曲線(xiàn)出現(xiàn)突變，主要是在對(duì)應(yīng)時(shí)刻焊縫的突然斷裂，能量集中釋放導(dǎo)致了荷載跳動(dòng)，引起外筒加載點(diǎn)應(yīng)力重分布，應(yīng)變也隨之發(fā)生異常變化。在2 000 kN作動(dòng)器的加載下，3個(gè)防撞護(hù)筒均沒(méi)有達(dá)到最大位移量，在加載位移進(jìn)一步增加時(shí)，相關(guān)性能需進(jìn)一步明確。

(a) P1點(diǎn)水平應(yīng)變

3 數(shù)值模擬分析

采用有限元建模分析防撞護(hù)筒的結(jié)構(gòu)性能。結(jié)合試驗(yàn)結(jié)果獲得防撞護(hù)筒荷載-位移曲線(xiàn)，有限元模型對(duì)應(yīng)相應(yīng)的護(hù)筒荷載位移曲線(xiàn)，以驗(yàn)證有限元模型的可靠性；作為對(duì)試驗(yàn)的延伸分析，采用ABAQUS有限元模型對(duì)護(hù)筒的加載進(jìn)一步分析。

3.1 建模

針對(duì)前文預(yù)壓式鋼-橡膠-防腐層組合防撞裝置大比尺試驗(yàn)，有3組相對(duì)應(yīng)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(gè)數(shù)值模型的整體尺寸是相同的；輪胎采用實(shí)體單元建模，單個(gè)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(yàn)裝置的焊接位置，設(shè)置不同的shell單元充當(dāng)焊縫，以實(shí)現(xiàn)對(duì)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(fù)合板[13]采用一種復(fù)合材料本構(gòu)模型，根據(jù)文獻(xiàn)[14-15]，該本構(gòu)模型為多段線(xiàn)形式，如圖10所示。Q235材料本構(gòu)模型也采用多段線(xiàn)形式，輪胎材料采用Yeoh模型。

圖10 鈦鋼復(fù)合材料應(yīng)力-應(yīng)變曲線(xiàn)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(chǔ)上填充預(yù)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(yù)壓力通過(guò)預(yù)應(yīng)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(hù)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(jié)果分析

通過(guò)對(duì)有限元模型相關(guān)材料和對(duì)應(yīng)接觸等方面的大量調(diào)試，得到了與前文物理試驗(yàn)結(jié)果相一致的結(jié)果?？胀卜雷沧o(hù)筒在位移達(dá)到750 mm時(shí)，整體變形如圖12(a)所示；Q235-輪胎防撞護(hù)筒在位移達(dá)到508 mm時(shí)，整體變形如圖12(b)所示；鈦鋼-輪胎防撞護(hù)筒在位移達(dá)到601 mm時(shí)，整體變形如圖12(c)所示。

(a) 1#模型

1) 防撞護(hù)筒的屈曲與破壞

從圖12可知，3個(gè)防撞護(hù)筒的數(shù)值模型計(jì)算結(jié)果表明，整個(gè)護(hù)筒都是在加載頭位置變形最大，外筒中部變形嚴(yán)重，部分單元失效。在預(yù)壓輪胎的支撐作用下，整體上提升了防撞護(hù)筒的承載性能。在2道中隔板的緊箍作用下，外筒兩側(cè)邊緣沒(méi)有較大的變形。中隔板在加載過(guò)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(jì)算結(jié)果，繪制其荷載-位移曲線(xiàn)，如圖13所示。由圖13可以看出，數(shù)值模擬計(jì)算和物理模擬試驗(yàn)結(jié)果是統(tǒng)一的，充分說(shuō)明了有限元模型可對(duì)試驗(yàn)加載進(jìn)行整體有效模擬。位移0 mm～200 mm內(nèi)，3個(gè)防撞護(hù)筒的荷載位移曲線(xiàn)基本都表現(xiàn)為線(xiàn)性關(guān)系，直到有焊縫的突然開(kāi)裂。通過(guò)荷載位移曲線(xiàn)表明，有限元模型通過(guò)對(duì)焊縫的設(shè)置實(shí)現(xiàn)了對(duì)試件焊縫關(guān)鍵開(kāi)裂位置的模擬。

(a) 1#模型

2) 應(yīng)變分析

以2#試件的P1測(cè)點(diǎn)和P2測(cè)點(diǎn)為例說(shuō)明節(jié)點(diǎn)應(yīng)變情況，其應(yīng)變曲線(xiàn)如圖14所示。由圖14可知，2#試件的3個(gè)測(cè)點(diǎn)應(yīng)變數(shù)值模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果吻合。

(a) P1水平應(yīng)變

總體上，從3個(gè)防撞護(hù)筒的應(yīng)變中可知，所有測(cè)點(diǎn)都存在受拉壓應(yīng)變的情況，即由于結(jié)構(gòu)不斷加載，焊縫開(kāi)裂，防撞護(hù)筒整體剛度發(fā)生重大改變，且外筒嚴(yán)重變形，導(dǎo)致了相應(yīng)測(cè)點(diǎn)中出現(xiàn)拉應(yīng)變與壓應(yīng)變相互變化的情況。

4 結(jié)論

本試驗(yàn)以3種不同材料構(gòu)成的防撞護(hù)筒為研究對(duì)象，通過(guò)對(duì)防撞護(hù)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(guān)部件的變形形態(tài)，主要得到以下結(jié)論：

1) 試件在加載結(jié)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(yán)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(jié)構(gòu)的承載能力。該型護(hù)筒的外筒直接承受荷載作用，變形損壞最為嚴(yán)重；4片隔板對(duì)防撞裝置結(jié)構(gòu)受力起到關(guān)鍵作用，其中中隔板通過(guò)一定程度的變形承受撞擊能量。

2) 3個(gè)試件的加載試驗(yàn)中，位移都超過(guò)500 mm，焊縫開(kāi)裂前，防撞護(hù)筒是線(xiàn)性加載，焊縫開(kāi)裂后，整體剛度、承載性能都有不同程度的下降，試驗(yàn)表明，焊縫質(zhì)量對(duì)護(hù)筒整體剛度有重大影響。

3) Q235-輪胎防撞護(hù)筒與鈦鋼-輪胎護(hù)筒的試驗(yàn)結(jié)果表明，鈦鋼輪胎護(hù)筒承載能力較前者有一些提升，在位移達(dá)到500 mm時(shí)，其承載力明顯較高，表明該類(lèi)復(fù)合鋼材的受彎和沖擊性能良好。

4) 輪胎對(duì)外筒、整體結(jié)構(gòu)都有支撐作用，可延緩護(hù)筒焊縫開(kāi)裂所帶來(lái)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(duì)防撞護(hù)筒受力非常有益。

5) 通過(guò)物理模擬試驗(yàn)和數(shù)值模擬仿真計(jì)算對(duì)比表明，有限元模型對(duì)實(shí)體試件有高度適用性，驗(yàn)證了數(shù)值模擬結(jié)果的有效性，這為進(jìn)一步研究該型防撞護(hù)筒受力特性和分析實(shí)用防撞護(hù)筒動(dòng)力性能提供了便捷可行的方法。