白沙洲大橋船舶撞擊后安全性評估方法研究

李澤新 楊曉燕

（中鐵大橋科學研究院有限公司 湖北 武漢 430034）

白沙洲大橋船舶撞擊后安全性評估方法研究

李澤新 楊曉燕

（中鐵大橋科學研究院有限公司 湖北 武漢 430034）

白沙洲長江大橋是一座雙塔雙索面半漂浮支撐體系混合梁斜拉橋。主要介紹橋墩遭船舶撞擊之后，橋梁結構的安全性評估結果，結合外觀檢測，水下探摸以及有限元計算，評價船舶撞擊力對橋梁結構的影響。

船舶撞擊；雙塔雙索面斜拉橋；有限元分析；安全性評估

1 概述

白沙洲長江大橋是武漢市中環線跨越長江的雙塔雙索面半漂浮支撐體系混合梁斜拉橋。大橋主塔為鉆石型結構，承臺以上全高178.75m，箱形斷面。主橋斜拉索每塔24對，共192根，橫橋向中心距28.4m，斜拉索采用扇形布置。正橋跨徑布置為（50＋180＋618＋180＋50）m，橋面寬27m，設計荷載標準為汽車－超20級，掛車－120級，設計日通車能力5萬輛次，橋梁立面圖如圖1.1所示。

圖1.1 橋梁立面圖(單位：m)

2014年10月26日23:40時，某貨運船（自重1512t，載碎石2200t，在船船員5人，從赤壁至白沙洲），在白沙洲水道抬船路二碼頭水域拋錨過程中擱淺，經自行救助脫淺后船舶失控，并順水流下淌至白沙洲大橋橋區北岸副通航孔內。經初步調查判斷，該船船艏觸損白沙洲大橋北岸副通航孔2#主橋墩承臺漢陽側，導致船舶前艙進水，于10月27日00:20時在離北岸水沫線50米處水域坐沉，無人員傷亡。

2. 外觀檢測

外觀檢測主要檢測2#橋墩盆式支座及橫向限位裝置以及2#主塔附近橋面系、人行走道、行車道和相關附屬設施，檢測結果表明2#主塔支座處于正常工作狀態，橫向限位裝置完好；橋面系在本次事故中未發現明顯病害。

3. 線形檢測

本次應急檢查主要針對2#墩附近橋面線性測點進行連續監測，并將此次測量數據和前期測量數據進行比較分析，來計算事故對橋面線形影響。監測結果表明，此次測量數據高程變化量在2cm左右，考慮到本橋車輛荷載及溫度和測量誤差對線形的影響，可以認為本次事故對橋面線形基本無影響。

4. 塔偏監測

本次塔偏利用漢陽側BSZ2#基準點作為后視點，BSZ1#基準點作為前視，建立臨時觀測坐標系，通過連續觀測及上期監測數據進行對比，來分析本次事故對2#主塔影響。通過對比，塔偏變化量規律性不強，應該為日照溫差及車輛荷載作用下的正常變化，塔偏無明顯異常。

5. 水下探摸

潛水員從2#墩身一個側面下水，對結構的外觀情況由上至下進行全面檢測。檢測結果如下：

1）區域一：塔座的斜角總長300cm，自頂面往下100cm到斜角底部范圍內混凝土破損脫落，最大破損寬度有20cm、深度4cm；斜角下方為垂直高度150cm的邊角，邊角自上往下30cm有破損露筋，最大破損寬度有30cm、深度10cm、外露長度20cm的鋼筋2根；

圖5.1 2#墩漢陽面向撞擊部位現狀示意圖（單位：cm）

2）區域二：塔座漢陽面向斜坡面的底邊在上游角往下方向 300cm處有寬度60cm×高度20cm×深度5cm的混凝土破損脫落；該300cm范圍的斜坡面還有刮痕；

3）區域三：承臺在上游迎水面靠漢陽方位的圓弧邊角有220cm（寬）×40cm（高）×45cm（深）的范圍混凝土破損脫落，鋼筋外露；承臺頂面往下100cm到鋼圍堰頂部。

6.數值計算

表6-1 內河船舶撞擊力標準值

6.1 撞擊等效靜力計算

船舶與橋梁結構的碰撞過程十分復雜，與碰撞時的環境因素（風浪、氣候、水流等）、船舶特性（船舶類型、船舶尺寸、行駛速度、裝載情況以及船艏、船殼和甲板室的強度和剛度等）、橋梁結構因素（橋梁構件的尺寸、形狀、材料、質量和抗力特性等）及駕駛員的反應時間等因素有關，因此，精確確定船舶與橋梁的相互作用力十分困難[1]。

我國《公路橋梁設計通用規范》[2]中規定：位于通航河流中的橋梁墩臺，設計時應考慮船舶的撞擊作用，其撞擊作用標準值可按下列規定采用或計算。

可能遭受大型船舶作用的橋墩，應根據橋墩自身的抗撞擊能力、橋墩的位置和外形、水流流速、水位變化、通航船舶類型和碰撞速度等因素，進行橋墩防撞設施的設計。

當缺乏實際調查資料時，內河上船舶撞擊作用的標準值可按表6-1選取。

我國《鐵路橋涵設計基本規范》[3]對船舶撞擊力也給出了計算方法，計算式如下：

式中：F為撞擊力（kN）;γ為動能折減系數（s/m1/2），當船只斜向（對墩臺法面方向而言）撞擊時可采用0.2，正面撞擊時可采用0.3；v為船只撞擊橋墩時的速度（m/s），對于船只來說，此項速度可采用航運部門提供的數據，對于本案例來說，可以通過分析錄像得出船撞擊時的速度；α為船只駛近方向與橋墩撞擊點處切線所成的夾角，應根據具體情況而定，如有困難，可取α=20o；W 為船舶的重量（kN），C1、C2為船舶的彈性變形系數或橋墩圬工的彈性變形系數，缺乏資料時可假定C1+C2=0.0005m/kN。

美國州公路和交通運輸協會于2007年頒布的《LRFD bridge design specifications, 4th edition》[4]中規定，對于通航橋孔的橋墩，船舶對橋墩的等效靜態撞擊力 FS按下式計算：

式中：DWT 為船舶（包括船體、貨物、燃油和水）的總噸位（Mg）；V為船舶對橋墩的撞擊速度（m/s）。

依據上述公式，對撞擊力進行估算，結果如下表：

表6-2 撞擊力計算結果

為安全起見，取中國鐵路規范公式計算結果作為撞擊力等效靜力，對橋墩在撞擊力下的響應進行計算。橋梁設計較早，設計規范采用89規范。在設計圖紙及設計說明中未找到該橋船舶撞擊力設計值，設計說明上設計標準采用內河航道等級一級來設計，查找舊規范，內河航道等級一級對應的設計橫橋向撞擊力為900kN。本橋本次事故橫橋向撞擊力比舊規范值大。

6.2 橋墩撞擊有限元計算分析

根據相關技術規范估算的船撞擊力大小，采用有限元分析軟件ANSYS12.0建立橋塔有限元模型，進行數值模擬計算分析。

橋塔及樁基礎采用beam188單元，考慮單元剪切變形，承臺及塔座采用solid45單元。橋塔混凝土彈性模量取 E=3.45×104MPa；承臺及樁基礎混凝土彈性模量取E=2.8×104MPa；塔座混凝土彈性模量取E=3.0×104MPa，泊松比μ=0.1667，按線彈性進行計算。有限元模型如圖6.1，其中土體對樁基礎的約束用m法[5]來模擬，樁基深入巖層部分采用固結約束。梁單元與實體單元采用剛臂進行連接。

橋塔及樁基礎在撞擊力作用下的位移見圖 6.2，其中，塔頂橫橋向位移為2.54mm，順橋向位移為 0.98mm；支座處橫橋向位移為 1.97mm，順橋向位移為3.63mm；墩底橫橋向位移為1.87mm，順橋向位移為0.63mm；承臺橫橋向位移為3.66mm，順橋向位移為3.67mm；樁基礎最大橫橋向位移為3.30mm，順橋向最大位移為3.28mm。

圖6.1 橋塔有限元模型

圖6.2 撞擊力作用下，結構位移

橋塔及樁基礎在撞擊力作用下的最大拉應力分布如下圖：

圖6.3 撞擊力作用下，橫橋向拉應力圖

圖6.4 撞擊力作用下，縱橋向拉應力圖

自重、上部結構傳遞荷載及撞擊力作用下，橋塔及樁基礎最小壓應力分布圖如下：

圖3.5 縱橋向壓應力分布圖

圖3.6 橫橋向壓應力分布圖

圖6.7 橫橋向剪應力分布圖

圖6.8 縱橋向剪應力分布圖

由上圖可見，橋塔在撞擊力作用下，樁基礎端部出現最大拉應力為1.40MPa；在橋塔及樁基礎在自重及上部結構傳遞的荷載作用下，軸向壓應力較大，與撞擊力產生的應力疊加后，橋塔及樁基礎均不會出現拉應力。橋塔及樁基礎在撞擊力作用下的最大剪應力為0.66MPa，剪應力較小。計算表明，橋塔及樁基礎在撞擊力作用下，應力分布在規范允許的范圍內。

7.結論

本次事故造成白沙洲大橋2號橋墩承臺混凝土出現嚴重破損露筋，且部分區域鋼筋外露較多，鋼筋變形嚴重，綜合橋面線性、主塔偏位監測結果、有限元計算結果及其它外觀檢查結果，認為本次事故未對橋梁安全運營構成實質性的損害，橋梁處于安全正常工作狀態，但此事故造成的橋梁損傷對結構耐久性有較大影響，給橋梁結構安全造成隱患，應盡快組織維修。

[1]夏超逸. 撞擊荷載作用下車橋系統的動力響應及高速列車運行安全研究[D].北京交通大學, 2012：35-41.

[2]中交公路規劃設計院. JTG D60-2004公路橋涵設計通用規范[M]. 中華人民共和國交通部,2004:36.

[3]鐵道第三勘察設計研究院. TB10002.1 -2005鐵路橋涵設計基本規范[M]. 中國鐵道出版社,2005:30-31.

[4] AASHTO I.RFD.AASHTO LRFD bridge design specifications [S]. Washington, D.C. 1991.American Association of State Highway and Transportation Officials, 2007.

[5] 中交公路規劃設計院有限公司. JTG D63 -2007公路橋涵地基與基礎設計基本規范[M]. 中華人民共和國交通部,2005:83-98.

李澤新（1988-），男，助理工程師，2006年畢業于太原理工大學土木工程專業，工學學士，2013年畢業于北京交通大學橋梁工程專業，工學碩士。

TU714

B

1007-6344（2016）03-0240-02

?