汽車炸彈鋼箱梁內部爆炸局部破壞效應分析

第一作者姚術健男，博士生，1988年4月生

通信作者蔣志剛男，博士，教授，1961年9月生

汽車炸彈鋼箱梁內部爆炸局部破壞效應分析

姚術健1,蔣志剛2，盧芳云1，張舵1，趙楠3

(1.國防科技大學理學院，長沙410073; 2. 國防科技大學指揮軍官基礎教育學院，長沙410072;3.中國水電顧問集團中南勘探設計研究院，長沙410014)

摘要：采用ALE(Arbitrary Lagrangian Eulerian,ALE)多物質流固耦合算法，對汽車炸彈 (TNT當量200 kg~1 500 kg) 在雙層橋梁下層橋面典型位置爆炸的局部破壞效應進行了數值模擬，研究了內爆炸沖擊作用下鋼箱梁的響應過程、破壞模式、破壞參數及其主要影響因素。結果表明：破壞模式及破壞參數與爆炸位置和TNT當量密切相關，爆炸位置對橋梁主要受力體系的受損程度影響較為明顯，加勁肋對其垂直方向的破口具有約束作用，箱體對沖擊波的約束效應使破壞作用加劇。合理設置加勁肋、加強重要構件和設置防爆層等措施有利于提高橋梁結構抗爆能力。

關鍵詞：橋梁工程；鋼箱梁；汽車炸彈；數值模擬；破壞效應

基金項目：國家自然科學基金資助項目(11202236)；國防科技大學科研計劃項目(JC11-02-18)

收稿日期：2013-08-20修改稿收到日期：2014-04-03

中圖分類號:O383；TU511

文獻標志碼：A

DOI:10.13465/j.cnki.jvs.2015.07.035

Abstract:The response process, failure modes and damage parameters of a double deck steel box girder subjected to internal blast loading of vehicle bombs (TNT equivalent 200kg~1500kg) were simulated by using the ALE (Arbitrary Lagrangian Eulerian) multi-material fluid-solid coupling arithmetic. In the simulation, three typical blast locations on the lower deck were considered. The results show that: the failure modes and damage parameters have a clear correlation with the TNT weight and blast location, and the explosion locations have strong effects on the damage degree of steel trusses. Stiffening ribs can restrict the crack in its vertical direction. The damage effects will be intensified by the restriction of the box-shaped girder. Some useful measurements were also proposed which can help engineers in bridge designing and protection consideration against possible explosion events.

Analysis on local damage of steel box girder under internal blast loading of vehicle bomb

YAOShu-jian1,JIANGZhi-gang2,LUFang-yun1,ZHANGDuo1,ZHAONan3(1. College of Science, National University of Defense Technology,Changsha 410073,China2.College of Basic Education, National University of Defense Technology, Changsha 410072,China3.HydroChina Zhongnan Engineering Corporation, Changsha 410014,China)

Key words:bridge engineering; steel box girder; vehicle bomb; numerical simulation; damage effect

“9.11”事件以來，橋梁反恐抗爆問題得到國際橋梁界的重視[1-4]。橋梁規模巨大、結構復雜，原型試驗和理論研究面臨困難，而數值模擬可以很好地再現爆炸響應過程，已成為橋梁抗爆研究的重要方法。大跨度纜索承重橋遭受恐怖爆炸襲擊的風險較大，許多學者對其爆炸沖擊響應進行了數值模擬研究。鄧榮兵等[5]對連續鋼桁梁獨塔斜拉橋的爆炸沖擊損傷進行了數值模擬，Son等[6]對纜索承重橋橋面結構和橋塔的爆炸沖擊響應進行了數值模擬，Tang等[7-8]運用LS-DYNA軟件對某特大跨斜拉橋在汽車炸彈爆炸沖擊作用下橋塔、橋墩和橋面結構的局部破壞以及橋梁的整體倒塌進行了數值模擬，蔣志剛等[9-10]研究了箱包炸彈和汽車炸彈橋面爆炸時鋼箱梁正交異性橋面板和箱體的局部破壞。但是，目前尚未見到汽車炸彈在箱梁內部爆炸的相關研究。

隨著城市化進程的推進，車流量不斷加大，雙層橋梁發揮著越來越大的作用。雙層橋梁的上層一般為公路，下層則可以是公路或鐵路，也可以是公路與鐵路混合形式。本文運用LS-DYNA軟件，采用ALE流-固耦合算法[11]，研究了汽車炸彈在雙層橋梁鋼箱梁內部爆炸的毀傷效應，分析了鋼箱梁的響應過程、破壞模式和破壞參數，可供橋梁抗爆設計參考。

1計算模型

以某纜索承重雙層橋梁[12-13]為背景，考慮爆炸沖擊的局部效應和計算效率，以其鋼箱梁兩個節段為研究對象，建立結構模型，如圖1所示，模型總長度9.0m。該橋上層為雙向六車道公路，下層中部為雙線鐵路、兩側各一條單線汽車道；縱、橫向桁架構成的空間桁架體系為主要受力體系，上、下橋面板與導風角形成封閉空間，空間桁架體系與上、下橋面板構成類似箱梁的空間受力結構。梁段主要構造尺寸為：橫截面頂寬41 m，梁高7.2 m；上、下橋面板鋼板厚16 mm，導風角鋼板厚1.5 mm；上、下橋面縱向U形肋間距620 mm，高260 mm，上口寬320 mm，下口寬170 mm，鋼板厚8 mm；主桁架桿件、橫梁、立柱等構件的尺寸參考同類型橋梁[14-5]擬定，其中鋼板厚度為28 mm。主桁架桿件、橫梁及立柱等為Q345D鋼，橋面板、U形肋和導風角鋼板等都為Q235鋼。

圖1　梁段結構模型圖 Fig.1 Girder segment structure model

圖2　汽車炸彈橫橋向位置示意圖(單位：mm) Fig.2 Cross-section andexplosive positions(unit：mm)

考慮汽車炸彈在下層行車道爆炸，取典型汽車炸彈TNT當量[16-17]：小轎車200 kg及300 kg，小客車500 kg，貨車800 kg，卡車1 500 kg，爆高由車型的底盤高度和裝藥量確定。雖然汽車炸彈可能位于行車道的任意位置爆炸，但抗爆研究可以考慮對橋梁最不利的荷載位置。對橋面板而言，在兩橫梁之間的橋面中心爆炸可能破壞最為嚴重；而對主要受力體系而言，炸彈位于橫梁中心及立柱附近可能損壞最大。因而本文選取汽車炸彈在下層橋面的三個典型位置爆炸：位置1，兩組橫梁間行車道面板中心；位置2，行車道中心處下橫梁上方；位置3，行車道外側正對立柱與橫梁，裝藥中心距立柱2 m(考慮立柱的防撞安全距離1 m以及車身寬度)。裝藥位置如圖2所示，其中位置2、3位于下橫梁上方，位置1距位置2縱橋向2.25 m。

考慮爆炸沖擊的局部效應和計算效率，取1/4梁段結構建立有限元模型，模型尺寸為：橫橋向20.5 m×縱橋向4.8 m×高7.2 m，如圖3所示；相應的空氣域尺寸為20.7 m×5.2 m×8.2 m，如圖4所示。汽車炸彈用等效立方體TNT集團裝藥代替，空氣和炸藥單元均采用SOLID164八節點實體單元；鋼箱梁所有構件均采用SHELL163殼單元。采用映射網格劃分，殼單元尺寸為10 cm，空氣域采用變間距網格劃分，在裝藥主要影響區域采用較密網格，網格尺寸為5 cm。

圖3　有限元模型 Fig.3 Finite element model

圖4　空氣域模型 Fig.4 Air region model

鋼材料采用Johnson-Cook材料模型和Gruneisen狀態方程描述，該模型采用流動應力和失效應變來描述材料的動態力學特性，可描述金屬材料的大變形、高應變率及溫度效應等。流動應力表達式為：

(1)

等效失效應變為：

εf=[D1+D2expD3σ*]

(2)

式中：D1、D2、D3、D4、D5為斷裂應變常數，通常由實驗確定；σ*=P/σeff<1.5是無量綱壓力-應力比，P為靜水壓力，σeff為VonMises等效應力。

Gruneisen狀態方程為：

(γ0+aμ)E

(3)

式中：C為vs-vp曲線截距，S1、S2、S3為材料常數，γ0為Gruneisen系數；a為γ0的一階體積修正系數，μ=ρ/ρt-1。

Q345D鋼的參數如表1。空氣采用空物質模型(Mat_Null)和線性多項式狀態方程(Eos_Linear_ Polynomial)描述，密度取為1.293 kg/m3；TNT炸藥采用高能燃燒模型(High_ Explosive_Burn)和JWL狀態方程描述，密度取為1 601 kg/m3。Q235鋼、空氣和TNT材料模型參數參見文獻[18]。

表1　Q345D鋼的Johnson-Cook

2破壞模式與破壞參數分析

2.1破壞模式

表2給出了各工況的破壞形態。由表2可知：①下層橋面板和下橫梁的破壞受爆炸位置的影響明顯，且隨著TNT當量的增加破壞程度加劇；位置1爆炸，下層橋面板破壞最為嚴重；位置2及位置3爆炸，下橫梁都產生了破口甚至斷裂。②上層橋面板和上橫梁主要產生塑性大變形，僅當量1 500 kg位置1爆炸工況，上層橋面板與上橫梁連接處產生了撕裂。③立柱受爆炸位置影響較大，位置2、3大當量爆炸工況下，立柱產生了撕裂或斷裂。

箱梁破壞模式與爆炸位置及當量有關，各工況下橋梁主要受力體系(整體結構)和構件的破壞模式可歸納為表3。整體結構按破壞程度分為：i，塑性大變形，對結構承載力有一定影響；ii，局部開裂破口，嚴重影響結構承載力；iii，承重構件失效，結構喪失承載力。構件的破壞模式按文獻[9]分為：Ⅰ，塑性大變形；Ⅱ，局部開裂破口；Ⅲ，完全破壞或斷裂。

表2　各工況破壞形態

表3　整體結構和構件的破壞模式

由表2和表3可知：箱梁局部破壞效應明顯，當量較大時梁段局部損壞嚴重；位置1爆炸，下層橋面板均發生了破口，TNT當量8 00 kg及以上時，下層橋面板幾乎完全破壞，但下橫梁都未發生破口；位置2、3爆炸時，下層橋面板破壞情況類似，TNT當量300 kg及以下時，下層橋面板都未破口，而TNT當量300 kg以上時，位置2、3爆炸的破口尺寸相當。

2.2破壞參數

由表2和表3可得：工況1~3(位置1爆炸)，下層橋面板橫橋向破口尺寸小于縱橋向，表明縱向U形肋對橋面板破口有約束作用；而位置2、3爆炸工況，由于橫梁直接承受爆炸沖擊作用，下層橋面板的破壞程度小于位置1爆炸工況。

圖5給出了上層橋面板撓度與爆炸位置及當量的關系。上層橋面板撓度隨著當量的增加而增大，其中位置2、3爆炸時相差不大，且近似呈線性增長；位置1爆炸的撓度明顯大于位置2、3爆炸，且隨著當量的增加，差別越來越大。這是因為位置1爆炸的沖擊波直接由橋面板承擔，而位置2、3正上方為橫梁，爆炸沖擊波由橫梁和橋面板共同承擔。

圖6給出了下橫梁撓度與爆炸位置及當量的關系。對于位置2、3爆炸，撓度隨炸藥當量的增加近似呈線性增長，其中當量800 kg及以下時，爆炸位置的影響不明顯，而當量1 500 kg時，位置3靠近立柱，使其較早斷裂，導致下橫梁撓度明顯大于位置2爆炸；對于位置1爆炸，當量800 kg及以下時，撓度隨當量增加而增大，而當量1 500 kg時，下橋面板幾乎完全破壞，爆轟產物迅速外泄，下橫梁撓度趨于定值。

圖7給出了上橫梁撓度與爆炸位置及當量的關系。隨著當量的增加，不同位置爆炸的撓度均呈非線性增長，且增幅不斷增大；位置2處于上橫梁中心正下方，爆炸波對上橫梁的沖擊作用最強，因而圖中位置2曲線高于其它兩曲線。

圖5　上橋面板撓度與爆炸位置爆炸當量的關系 Fig.5Deflection of the upper deck for different explosive TNT equivalent and explosion location

圖8給出了立柱最大變形(水平位移)與爆炸位置及當量的關系。由于位置3靠近其右邊立柱，而位置1、2距離立柱均較遠，因此位置3右邊立柱的變形最大。當量1 500 kg時，位置2、3爆炸工況立柱已斷裂，沒有給出變形數據。

圖6 下橫梁撓度與爆炸位置爆炸當量的關系Fig.6DeflectionofthelowerbeamfordifferentexplosiveTNTequivalentandexplosionlocation圖7 上橫梁撓度與爆炸位置爆炸當量的關系Fig.7DeflectionoftheupperbeamfordifferentexplosiveTNTequivalentandexplosionlocation圖8 立柱最大變形與爆炸位置及當量的關系Fig.8DisplacementofthecolumnfordifferentexplosiveTNTequivalentandexplosionlocation

3破壞過程與變形過程分析

爆炸位置與當量不同，雖然箱梁的破壞模式和破壞程度不同，但箱梁的前期響應類似。限于篇幅，下面以工況15為代表分析箱梁的典型響應過程。

3.1破壞過程

圖9給出了箱梁的破壞過程：起爆后，爆炸波迅速傳播到下橫梁和右立柱，t≈0.78 ms時，下橫梁上緣和右立柱產生了較大塑性變形，下橫梁上緣在與腹板及橋面板的連接處產生了撕裂破口；t≈2.2 ms時，下層橋面板與導風角下側鋼板沿縱向U形肋發生撕裂，下橫梁下緣和右立柱側板產生了破口；t≈14.9 ms時，右立柱完全斷裂而失去作用，上層橋面板及上、下橫梁都產生了很大變形，下層橋面板破口已延伸至橫梁；t≈27.4 ms時，響應基本結束，下橫梁上緣在與左立柱連接處也產生了撕裂。由此可見，爆炸近區的構件先是產生嚴重局部破壞，然后產生大變形并失效。結構主要構件(立柱、下橫梁)失效最終將導致結構喪失承載能力。

圖9　工況15爆炸破壞過程(時間單位：ms) Fig.9 Response process of blast case 15 (time unit：μs)

3.2變形過程

以上層橋面板為例，分析構件破口前的變形過程。圖10給出了上層橋面板最終撓度云圖及典型單元編號與位置示意圖，圖11和圖12為典型單元的撓度時程曲線及有效塑性應變時程曲線。其中：單元橫橋向分布(42432號~42162號)由右至左編號依次計為A~E，單元F(41378號)、G(40550號)與H(43458號)、I(43873號)分別位于撓度最大區的縱橋向兩側。

圖10 上層橋面板撓度云圖及典型單元位置示意圖Fig.10Fringeplotofthedeflectionoftheupperdeckandtherepresentativeelementposition(unit:m)圖11 上層橋面板典型單元撓度時程曲線Fig.11Deflection-timecurvesoftherepresentativeelementpositionoftheupperdeck圖12 上層橋面板典型單元有效塑性應變時程曲線Fig.12Plasticstrain-timecurvesoftherepresentativeelementpositionoftheupperdeck

由圖11和圖12可得變形過程：離爆源最近的單元I、H最先發生變形；由于板四周受梁的約束，塑性變形傳播到板的邊界后逐漸向板中心方向發展。最終，受爆炸波正沖擊的單元H產生了最大塑性應變，約為0.17；而兩上橫梁之間的頂板單元B附近產生了最大撓度，約為0.90 m。

4結論

本文針對纜索承重雙層橋梁鋼箱梁遭受汽車炸彈下層橋面爆炸威脅，采用ALE流-固耦合算法，研究了鋼箱梁的局部破壞效應，分析了爆炸位置和當量對鋼箱梁破壞模式和破壞參數的影響，得到結論：

(1)爆炸當量和位置對結構主要受力體系的破壞程度有重要影響，主要受力體系的破壞模式可分為：ⅰ，塑性大變形，對結構承載力有一定影響；ⅱ，局部開裂破口，嚴重影響結構承載力；ⅲ，承重構件失效，結構喪失承載力。

(2)結構構件的破壞參數隨爆炸當量的增加而增大，加勁肋對其垂直方向的開裂破口具有約束作用，橋面板與加勁肋及橫梁連接處容易產生撕裂破壞，爆炸位置對立柱和橫梁等重要構件受損程度的影響較為明顯。

為提高鋼箱梁的抗爆能力，建議對以下措施進行系統研究：合理布置加勁肋，減小橋面板的破口尺寸；適當加強橋面板與加勁肋及橫梁的連接，避免連接處撕裂破壞，提高橫梁、加勁肋和橋面板共同變形的能力；通過合理布置和加強重要受力構件(橫梁和立柱)或設置防爆層等措施提高其抗爆能力，避免因承重構件失效導致整體結構喪失承載力。

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