銅陵長江公路大橋增設防船撞設施的效能分析

(安徽省交通勘察設計院有限公司，安徽合肥230001)

隨著國內交通運輸業的快速發展，航道上橋梁數量及航道內船舶數量不斷增加，且船型趨于大型化，船舶撞擊橋墩的事故屢有發生。為保障橋梁安全，減小船撞過程中的船舶損傷，橋梁應配布防船撞設施已成為業內共識。針對橋梁配布防船撞設施的研究，國內外學者主要采用試驗研究法[1-2]、簡化分析法[3]和有限元模擬法[4]等。其中采用有限元法模擬船—橋，船—防船撞設施的碰撞過程更為直觀和準確，如劉建成等[5]對黃石長江大橋的箱型防撞裝置進行了數值模擬，比較分析了防撞裝置各構件的吸能情況，得出水平甲板吸能最多、橫縱艙壁其次、外板吸能最小等結論，但該模擬僅針對同一裝置、同一尺寸、不同工況的條件，未對裝置中構件不同尺寸條件下的吸能情況進行分析；潘晉等[6]對不同撞擊位置、防護裝置厚度及碰撞速度下，船舶—橋墩防護裝置碰撞進行了有限元模擬，且考察了防撞裝置板厚對其性能的影響，一定程度上優化了防護裝置的結構尺寸，但未明確最佳防撞裝置厚度與船舶構造尺寸的關系；肖波等[7]對某鋼質防船撞裝置碰撞過程的模擬分析表明，調整板厚和骨材布置可改善防船撞裝置的性能；張錫祥等[8]設計了一種高消能的防撞浮箱結構，姜華等[9]對此浮箱結構防撞性能的研究表明，該防撞裝置箱殼側板起主要耗能作用。為降低鋼結構防撞設施的剛度、減小船舶損害，劉偉慶等[10]提出了一種纖維增強復合材料作為外殼的防撞設施，冒一鋒等[11]通過數值模擬驗證了此防撞設施的消能、防護能力，但實際應用中復合材料各節段之間連接的可靠性有待提高。鋼質外殼防撞設施有利于保證自身穩定性已成為業內共識，如何降低鋼質外殼強度、減小船舶損傷是研究的重點。

銅陵長江公路大橋原設計較為經濟，但橋梁本體較為薄弱，大橋外觀剮蹭痕跡明顯，已經多次加固，為進一步加固保障橋梁安全、減小船舶損傷，橋梁管理單位擬對大橋主1～主5號墩及北引橋19#墩增設防船撞設施。基于此，采用有限元軟件ANSYS/LS-DYNA模擬1 000 t船舶與銅陵長江公路大橋北19#墩增設的防船撞設施發生碰撞的過程，分析不同規格防船撞設施的效能情況，以供業內參考和借鑒。

1 有限元模型

依據銅陵長江公路大橋橋位處2016年3月1日至2017年2月28日時段內船舶自動識別系統AIS（Association for Information Systems）數據[12]，分析該時段內過境船舶的載重噸位、航行軌跡等數據，選 取5%概率對應船舶載重噸為設防代表船型，據此確定北引橋19#墩設防船舶載重噸為1 000 t，對應船速為3 m/s。

1.1 船體模型的建立

1 000 t級船舶尺度為49.8 m×10.2 m×3.49 m（船長×船寬×型深），其船首結構如圖1。船體滿載條件下整船的總質量為1 580 t。

圖1 1 000 t級船舶船首結構(單位：mm，L：角鋼，⊥：T型肋板)Fig.1 Bow structure of 1 000 t class ship(unit：mm，L：angle steel，⊥：T-shaped rib plate)

1 000 t級船體模型如圖2。船體部分均為鋼板件，材料為Q235鋼，采用殼單元建模，為兼顧船橋碰撞分析的精度和效率，整體船模型采用分段建模過渡網格的思路，船體殼單元網格大小由船首到船尾逐漸遞增；船首部分是船體碰撞變形區，該區域的網格尺寸和類型對船體剛度有較大影響，采用精細化建模，殼單元網格平均尺寸為50 mm，網格最大程度采用四邊形網格；船尾部分不涉及船體變形問題，主要是其質量分配影響船體的動能和運動狀態，采用粗略化建模，殼單元網格平均尺寸為1 000 mm；船首和船尾中間部分單元尺寸過渡增加。

1.2 橋墩模型的建立

19#墩墩身為直徑2 m的圓形雙柱墩，墩高21.939 m；兩墩柱間距為11.4 m，距離墩頂10 m位置墩柱之間布置高2 m、寬1 m的系梁；承臺為工字型承臺，高3 m，承臺底高程2.918 m，承臺頂高程5.918 m；樁徑均為2 m，按鉆孔摩擦樁設計。

橋墩有限元模型中混凝土模型采用LS-DYNA中MAT-RIGID單元模擬，鋼筋結構采用梁單元模擬，鋼筋結構和混凝土之間的相互作用在模型中采用共節點的方式連接，變形較大的橋墩部分采用精細化網格，變形較小的橋面部分采用粗略化網格。考慮到承臺實際結構強度較大，相對橋墩變形較小，故建模中采用剛性化處理，樁基進行完全約束。橋墩中的橫向和縱向鋼筋采用梁單元模擬，按照混凝土實體網格的大小建模，從而實現實體和梁單元共節點傳遞混凝土和鋼筋之間載荷。

1.3 防船撞設施模型的建立

19#墩采用自浮式剛柔結合的(combination of rigid and flexible，CRF)防船撞設施，直徑2 m，構造部分參考船舶結構，主要由外筒體(外表面聚脲涂裝)、內部加強肋、集束管、高分子阻尼元件、連接接頭、內法蘭安裝人孔、注料孔及附件組成，接頭處采用內法蘭+高強螺栓的連接方式，構造及剖面如圖3，4。

圖3 防船撞設施構造Fig.3 Structure of anti collision facility

圖4 防船撞設施剖面示意圖(單位：mm)Fig.4 Profile diagram of anti collision facility(Unit：mm)

肖波等[7]模擬結果表明，防撞裝置中板材是主要的吸能構件，特別是外圍板、艙壁板和受撞區的縱橫加強筋，吸能占總吸能的86.9%。據此，自浮式CRF防船撞設施主要依托鋼外殼及內部縱橫加強筋破潰吸能，集束管、高分子阻尼元件等構件起作用較小。故建立防船撞設施模型過程中，簡化防船撞設施內部構造，僅保留起主要吸能效果的鋼外殼及內部縱橫加強筋。

2 計算結果與分析

2.1 船舶撞橋墩的結果分析

采用ANSYS/LS-DYNA模擬載重1 000 t的船舶正面撞擊北引橋19#橋墩的過程，其計算模型及碰撞力F等值線如圖5，船舶正撞時的變形如圖6。由圖6可見，船舶正撞北引橋19#橋墩時，主要變形集中在船首，且船首變形輪廓與橋墩構造吻合。

圖7為船舶正撞北引橋19#橋墩時的撞擊能量時程曲線。圖7表明，在沒有防撞設施的情況下，船舶的動能絕大部分被船首塑性變形吸收，滿足計算要求。圖8為船舶正撞北引橋19#橋墩時的撞擊力時程曲線。由圖8可知：船與橋墩接觸后，撞擊力近似線性上升，t=1 000 ms時，撞擊力達到峰值，Fmax=7 402.8 kN；至t=1 125 ms間，撞擊力近乎不變，此后至t=1 270 ms，撞擊力急速減小。考慮到船舶與橋墩間為接觸傳力，只傳遞壓力不傳遞拉力，船墩從t=0 s時開始接觸，橋墩剛度大于船舶，船墩接觸主要為船舶以彈塑性變形貼合橋墩，故船舶變形在最大撞擊力末期達到最大，此時船速衰減為0，此后船舶開始進行彈性變形的恢復直至脫離橋墩，在t=0～1 270 ms的全程，船舶始終受橋墩撞擊反力的作用而減速；在t=1 270 ms時船舶反彈脫離橋墩，船速為負值，即改變方向，但船速較小，船舶保留塑性變形。

圖5 船與橋墩正撞計算模型Fig.5 Calculation model of collision between ship and pier

圖6 船舶正撞時的變形Fig.6 Deformation of ship collision

圖7 撞擊能量時程曲線Fig.7 Time-history curves of collision energy

圖8 撞擊力時程曲線Fig.8 Time-history curve of collision force

2.2 船舶撞防船撞設施的結果分析

載重1 000 t船舶船體外板厚7 mm，艙內筋板壁厚為6～8 mm，文中對防船撞設施設計5種壁厚規格，具體見表1。

表1 防船撞設施壁厚規格Tab.1 Specifications of wall thickness of anticollision facility

圖9為船舶與防船撞設施正撞剖面圖。由圖9可知，船舶先碰觸防船撞設施，后兩者一起撞擊橋墩，船舶與防船撞設施均有變形。圖10，11分別為船舶與防船撞設施正撞時，船首與防船撞設施變形的模擬結果。由圖10可知，船舶先撞防船撞設施，兩者變形至一定程度，繼續撞擊橋墩，其船首變形與圖6不同。由圖11可見，防船撞設施并未完全失效，尚能保持自浮功能。

圖12為增設不同防船撞設施條件下船舶撞擊力時程曲線。由圖12可知，增設防船撞設施后，撞擊力仍呈明顯非線性。防船撞設施正常漂浮時，船舶與橋墩間存有間隙，船舶以某一速度撞擊防船撞設施，兩者發生接觸變形，后隨著船舶減速，防船撞設施加速至兩者無相對變形以同一速度前進，在此過程中撞擊力呈現一個短時增長、衰減的過程；其后船舶與防船撞設施整體前移至與橋墩接觸這段時間內，船舶與防船撞設施的變形不再增長，撞擊力為0；隨后，船舶與防船撞設施貼合形成整體開始與橋墩接觸，撞擊力曲線與未設防船撞設施時的撞擊力曲線形態相似，但時間有所延長，峰值有所降低。以規格2的撞擊力時程為例，t=250 ms之前，撞擊力呈短波增長、衰減；此后至t=480 ms防船撞設施內側與橋墩接觸期間，撞擊力為0；t=1 980 ms時，對應撞擊力最大，Fmax=5 326.47 kN；之后，撞擊力迅速衰減，t=2 250 ms后，船墩脫離。

圖9 船舶與防船撞設施正撞剖面圖Fig.9 Profile diagram of collision between ship and anti collision facility

為便于對比，未設防船撞設施作為工況1，規格1～5的防船撞設施依次作為工況2～6，各工況條件下的計算結果如表2。分析表2可知，增設防船撞設施后，船舶撞擊歷時明顯延長，削減船舶撞擊力最高的為規格5，吸能比最高的為規格3。

圖10 增設防船撞設施后船首變形Fig.10 Deformation of ship head after installation of anti collision facilities

圖11 防船撞設施變形Fig.11 Deformation of anti collision facilities

圖12 增設防船撞設施后撞擊力時程曲線Fig.12 Time-history curves of impact force after installation of anti collision facilities

表2 各工況條件下的撞擊力與吸能結果Tab.2 Results of of impact force and energy absorption under each working condition

防船撞設施的效能主要體現在船舶撞擊力消減和吸收船撞能量，船舶撞擊力消減能提高橋墩的抗船撞能力，吸收船撞能量能減小船舶的撞損。根據防船撞設施規格1～5的計算結果，作不同防船撞設施船撞力消減和吸能曲線，結果分別如圖13，14。圖13，14表明，船舶撞擊力消減和吸收撞擊能量的效果均呈隨防船撞設施的剛度增強呈先上升再下降的凸型趨勢。考慮到銅陵長江公路大橋19#墩本體已具備1 000 t船舶的抗撞能力，規格2防船撞設施吸收船撞能量的效果較佳且用鋼量較少，故本墩防船撞設施最終選擇規格2，即壁厚5 mm，加勁板5 mm。

圖13 不同防船撞設施船撞力消減曲線Fig.13 Curve of ship impact force reduction by different anti collision facilities

圖14 不同防船撞設施吸能曲線Fig.14 Curve of energy absorption by different anti collision facilities

3 結 論

增設防船撞設施事關橋梁和船舶安全，采用有限元軟件模擬載重1 000 t船舶正面撞擊銅陵長江公路大橋北19#橋墩增設防船撞設施的過程，計算不同壁厚防船撞設施鋼外殼及內部縱橫加強筋的效能情況，結果表明：

1)防船撞設施的吸能比隨鋼外殼及內部縱橫加強筋壁厚的增大呈先上升后下降的凸型曲線關系；

2)對本體抗撞能力滿足要求的橋墩，選用防船撞設施外殼、縱橫加筋板壁厚略小于設防船舶外殼、內部縱橫板材壁厚時，吸能效果較好，能有效減小船舶損傷。