连续刚构双肢薄壁墩防船撞结构耐撞性研究

王 为

(湖南省交通水利建设集团有限公司， 湖南 长沙 410008)

0 引言

连续刚构桥因自身刚度较大、变形较小、跨越能力强、施工方便、经济实用等优势，成为桥梁设计广泛选用的桥型之一[1]。但该桥型自身刚度较大，在温差、混凝土收缩徐变及车辆制动等因素下会产生较大内力，因此，需要通过选用柔性桥墩减小上述不利因素所产生结构内力。连续刚构桥常用桥墩形式为双肢薄壁墩和单肢空心墩，二者相比，双肢薄壁墩柔性更好，可产生较大的水平变位，能更好地平衡温差等因素产生的内力。但对于跨航道桥梁，涉水桥墩存在船舶撞击风险[2]。自身柔度较大的双肢薄壁墩在受到船舶撞击时发生损伤、破坏的风险更高，尤其是在单肢承受全部船撞力及船舶撞击墩侧的工况下，桥梁存在较大安全威胁。现有船桥碰撞研究更多地关注船舶吨级、撞击速度、偏航[3]及防撞设施[4]等因素对于撞击力的影响，也有部分研究探讨了不同截面形状桥墩的船撞响应[5]。对于双肢薄壁墩的船撞性能研究及防船撞设计相对较少。

本文基于长沙香炉洲大桥，采用数值仿真方法对双肢薄壁墩在船舶撞击下的碰撞力进行计算，将其与现有规范计算结果进行对比，分析了动力仿真计算结果与规范计算结果的差异。此外，针对此种特殊桥墩形式，设计了一种防船撞装置，使得桥墩在受到船舶撞击时，两肢可以协同受力，并对该防撞设施的耐撞性能进行了分析。

1 船桥碰撞力影响参数

现有研究表明，船桥碰撞力大小主要受船舶吨级、船型、碰撞速度、碰撞角度及碰撞接触面积影响。

1.1 桥墩主尺度

香炉洲大桥位于长沙市望城区，横跨湘江，位于长沙枢纽库区香炉洲洲头。香炉洲大桥主桥东汊部分采用2×165 m连续刚构。桥墩采用双肢薄壁墩，桥墩形式如图1所示。单肢横桥向宽18.1 m，顺桥向宽1.6 m，两肢间隔5 m。

图1 桥墩一般构造图(单位： cm)

1.2 代表船型、船速与偏航角

本桥所处航道为规划Ⅰ级航道，根据《内河通航标准》[6]，Ⅰ级航道可通航3 000 t级以上船舶。桥址位于长沙枢纽库区，通航条件良好，且考虑到未来船舶大型化发展趋势，本文选用5 000 t级散货船作为防船撞研究代表船型，其主尺度如表1所示。

表1 设防代表船型主尺度船舶吨级/t总长/m型宽/m型深/m设吃水/m满载排水/t5 00097.015.87.55.96 756

根据《公路桥梁抗撞设计规范》[7]，船舶撞击速度与船舶在航道内正常航速及水流速度有关，如式(1)所示。

(1)

式中:V为船舶撞击速度；VU为船舶在航道内的正常行驶速度；VL为水域特征流速；x为桥墩中心线到航道中心线距离；xC为航道中心线至航道边线的距离；xL为航道中心线至3倍船长处的距离。

该桥桥址位于长沙枢纽库区，水流速度较为稳定，20 a一遇洪水位时最大流速<1.6 m/s，考虑到桥墩阻水会使桥墩附近水流产生局部增大，因此取水流速度2 m/s。桥址附近通航船舶正常航速均在8节(4.12 m/s)以内。因此，计算可得船舶撞击速度为3.98 m/s。

船桥碰撞时偏航角越大，碰撞力在顺桥向分量越大，对于桥梁安全威胁也就越大。现有研究表明，船舶撞击桥墩时偏航角一般不超过20°，与我国《铁路桥涵设计规范》[8]的建议值一致。因此，本文选取船桥碰撞偏航角为20°。

2 船桥碰撞数值仿真分析

2.1 有限元模型

采用ANSYS/LS-DYNA建立船舶与桥墩的有限元模型，图2为船桥碰撞有限元模型。其中对于船体采用Shell163单元模拟，船舶骨材采用Beam161单元模拟，通过实常数控制板材厚度及骨材截面形式。船艏为参与碰撞主要部位，建模时需细化该部分网格，船艏部分网格大小控制在0.3 m左右，船身部分不直接参与碰撞，为减小计算量，该部分网格可适当增大，网格尺寸控制在2 m左右。全船共计129245个单元。

图2 船桥碰撞有限元模型

船体主要材料为Q235钢，采用随动塑性材料模型模拟，主要参数如表2所示。双肢薄壁墩虽为柔性桥墩，但其刚度仍显著高于船舶刚度，碰撞过程中变形吸能较小，因此建模时采用刚性材料模拟桥墩。

表2 钢材参数表密度/(kg·m-3)弹性模量/GPa泊松比屈服强度/MPa7 8502100.3235切线模量/GPaCPε1.1840.450.34

当船舶正向撞击桥墩一肢时，会产生最大横桥向碰撞力；当船舶以最大偏航角斜向撞击桥墩一肢时，会产生最大顺桥向分力。因此，本文选取的计算控制工况为这2种最危险工况。

2.2 结果分析

图3为2种工况下船桥碰撞力时程曲线。船桥正撞时碰撞力峰值为44.66 MN，峰值出现时刻在0.53 s；船舶以20°偏航角斜向撞击桥墩时，横桥向碰撞力峰值为48.11 MN，顺桥向碰撞力峰值为20.64 MN，峰值分别出现在0.58 s与0.59 s。整个碰撞过程均在2 s内完成。

图3 碰撞力时程曲线

综上可知，正撞与斜撞的碰撞力峰值出现时刻接近，船舶存在偏航角时，碰撞力峰值出现时刻略微滞后于船桥正撞工况。斜撞计算工况的横桥向碰撞力略高于正撞工况，是由于墩身迎撞面存在一45°角分水尖，船舶在20°角偏航斜向撞击墩身时，船速方向与接触面法向夹角小于正撞工况，因此计算所得撞击力更大。

跟据我国《公路桥梁抗撞设计规范》[7]提供的船桥碰撞力计算公式，可计算得到该桥横桥向碰撞力为34.8 MN。可见规范计算结果小于动力仿真计算结果峰值。由该桥设计资料可知，该桥横桥向抗力为31 MN，顺桥向抗力为12 MN，根据动力仿真计算结果，2个方向船舶撞击力均高于桥墩抗力，因此有必要对桥梁进行防撞设计。

3 桥墩防船撞结构设计及性能分析

3.1 防船撞结构设计

需要设防的桥墩处高低水位落差较大，选用自浮式防撞设施可较好地适应水位变化。因双肢薄壁墩桥墩形式特殊，在进行防撞设计时增加了两肢之间的横向隔舱部分(见图4)，可以使桥墩在受到船舶撞击时两肢共同受力，提高桥墩受到船舶撞击时的安全性能。防撞设施总长29.8 m，型宽13.4m，型深5 m，内部通过X型和Y型隔板形成独立隔舱。防撞设施与墩身接触面设置阻尼元件，在碰撞过程中起到缓冲作用。

图4 防撞装置构造(单位： mm)

3.2 防撞结构性能分析

采用ANSYS/LS-DYNA建立防撞装置数值模型，如图5所示。防撞设施板材采用Shell163单元模拟，桁材采用Beam161单元模拟。防撞设施主体材料为Q235钢，材料参数与船体材料一致。基于船舶、桥墩和防撞装置数值模型，对设防后船桥碰撞进行动力分析。

图5 防撞设施有限元模型

表3为设防后船桥碰撞力峰值计算结果。由表可知，对于正撞工况，设防后横桥向碰撞力峰值为29.58 MN，防撞设施对于碰撞力削减达到33.77%；对于20°斜撞工况，设防后横、顺桥向碰撞力峰值分别为28.32 MN与10.36 MN，防撞设施对于碰撞力的削减分别达到41.13%与49.81%。由此可见，防撞设施可以很好地起到缓冲吸能效果。

表3 船桥碰撞力峰值计算结果工况碰撞角度/(°)碰撞速度/(m·s-1)碰撞力峰值/MN横桥向顺桥向103.9829.58—2203.9828.3210.36

图6为设防后碰撞力时程曲线。加设防撞设施后，2种计算工况碰撞历时均在2.6 s左右，与船舶直接撞击桥墩相比，碰撞历时增加30%左右。根据动量守恒定理，在初始碰撞动能想同条件下，碰撞持时越长，碰撞力越小。

图6 设防后桥墩船撞力时程曲线

图7为设防后碰撞力峰值出现时刻船艏及防撞装置应力云图。加设防撞设施后船艏损伤变形较小，因此，防撞设施除能有效保护桥梁外，还能起到保护船舶的作用。防撞设施在迎撞面发生较大损伤变形，可吸收碰撞过程中大部分动能。

图7 船艏及防撞设施应力云图(单位: Pa)

4 结论

以长沙香炉洲大桥为背景，采用ANSYS/LS-DYNA对连续刚构双肢薄壁墩在船舶撞击下的安全性能进行分析。针对桥墩特点设计了可使两肢协同受力的防撞装置，主要得到如下结论：

1)与规范公式的碰撞力计算结果相比，采用数值仿真方法计算所得碰撞力更大。而双肢薄壁墩因自身柔度相对较大，在受到船舶撞击时损伤破坏风险更大。因此，对于双肢薄壁墩防船撞设计建议采用数值仿真方法进行计算。

2)设计了一种可使双肢薄壁墩在受到船舶撞击时两肢协同受力的防撞装置。经数值模拟分析，该防撞设施可有效吸收碰撞时船舶动能，对碰撞力削减可达30%以上，有效保护了桥梁及船舶安全。