橋墩復合材料防船撞裝置新型連接試驗研究

鄭 植，耿 波，袁 佩，李嵩林，胡正濤

(1.重慶大學 土木工程學院，重慶 400045；2.招商局重慶交通科研設計院有限公司，重慶 400067；3.廣東省南粵交通東雷高速公路管理中心，廣東 廣州 510000)

0 引 言

近年來船撞橋事故頻繁發生，有關橋梁防船舶撞擊的研究得到越來越多關注[1]。船橋碰撞主要研究方法包括試驗研究法、簡化分析法和有限元法，眾多學者據此進行了深入研究，并提出了不同類型的防船撞裝置[2-5]。橋梁防撞裝置種類繁多，國際橋梁和結構工程協會將橋梁保護結構分為防護板系統、支撐樁系統、系纜樁系統、人工島或暗礁保護以及浮動保護系統五大類[6]；G.Z.VOYIADJIS等[7]對美國和其他國家的橋梁防撞裝置進行了總結分類；王君杰等[8]將橋梁防撞系統分為獨立式、一體式和附著式三大類，并詳細介紹了不同類型防撞裝置的適用場合；孫振[9]對國內外不同防撞裝置的使用情況以及適用場合進行了評述，并通過數值仿真方法，對鋼結構防撞裝置的基本型式與演變型式進行了研究。

復合材料防撞裝置因其防護性能好、施工方便、維護成本低被工程界廣泛使用，眾多學者對其防護性能開展了大量研究，取得了一系列成果，并進行了多個工程應用[10-16]。但研究重點均在于防撞裝置的整體防護性能，針對節段間連接結構的研究涉及不多。不同于鋼套箱能夠采用螺栓連接、法蘭連接、焊接等多種連接形式，復合材料裝置節段間連接方式一般為插銷式連接與榫連接，圖1給出了兩種連接方式的工程應用[15,17]。插銷式凹凸榫卯連接的接頭高度方向尺寸較小，波浪荷載作用下連接處受彎能力有所限制；榫連接高寬比、高長比較大，波浪荷載下節段為塊的受力狀態，接頭處榫槽受力面積大，受彎曲能力強，正常運營階段使用性高。但采用單插銷連接，受力時易出現不對稱變形導致連接滑出失效，材料性能得不到充分應用；另外防撞裝置模塊化后各節段仍較重，圖1(b)中安裝節段重4.8 t左右，需提升設備安裝，施工便捷性有一定限制。

圖1 復合材料防撞裝置常見連接形式

筆者提出一種新型連接結構，其創新點在于：① 增加了體量非常小的插銷，在便捷性與施工安全性上更具優勢；② 采用雙插銷，可減小受力時的不對稱變形，同時增加了插銷長度與接觸面積，可避免出現材料無損傷的結構失效破壞，能大幅提高連接強度，充分發揮材料性能。

1 連接結構

復合材料防撞裝置各節段由插槽與插銷連接形成整體，其中插槽外板與內部加強格構板采用復合材料板材，插銷采用Q235鋼板，外側纏繞復合材料，防止銹蝕。連接結構實際工程運用如圖2，裝置直接在現場拼裝，各部分都嚴格保證同樣吃水深度，重心平穩不歪斜。A節段與B節段定位完成后，將插銷沿高度方向插入節段間槽口，各節段與插銷在平面內被固定。A、B節段底部采取兜底措施托住插銷，節段間增設防脫鏈避免節段脫落。

圖2 連接結構工程應用

2 最不利受力狀態

2.1 撞擊系統有限元模型

防撞裝置受船舶撞擊時，連接結構主要受拉、壓、剪作用。筆者采用LS-DYNA計算了2 000 t級散貨船分別以0°正撞，20°、30°斜撞防撞裝置時連接結構的動力響應。撞擊系統有限元模型如圖3，撞擊作用位置如圖4。船舶與防撞裝置均采用 SHELL163單元建立，為模擬船艏與防撞裝置碰撞部位的大變形、屈服以及斷裂等力學行為，對碰撞接觸部位進行網格加密處理，采用全積分殼單元算法(ELFORM=16)并進行黏性沙漏控制。沙漏控制采用關鍵字*CONTROL_HOURGLASS實現，沙漏類型為8號，其對全積分殼單元具有較高精度，沙漏系數取0.05。橋墩采用六面體單元模擬，樁基長度取8倍樁徑直接固接。

圖3 撞擊系統有限元模型

圖4 船舶撞擊作用位置

防撞系統中，鋼材采用Cowper-Symonds[18]本構方程描述受應變率影響的塑性行為，通過3號材料 *MAT_PLASTIC_KINEMATIC[19]模型實現，密度ρ=7 850 kg/m3，彈性模量E=2.1e11 Pa，硬化模量Etan=1.18e9 Pa，靜屈服應力σ0=235 MPa，泊松比0.3，應變率參數C=40.4，P=5。由于碰撞中遠離接觸部位的船身基本不變形，采用20號材料*MAT_RIGID[19]模型模擬，網格劃分逐漸稀疏。復合材料采用正交各向異性彈性本構，即*MAT_ORTHOTROPIC_ELASTIC[19]模型，該模型在進行非線性分析時計算效率較高。由于碰撞中防撞裝置主要受彎曲變形，材料參數參考文獻[20]中材料彎曲試驗結果進行定義，密度ρ=1 800 kg/m3，彈性模量EA=16.6 GPa、EB/C=15 GPa，剪切模量GAB=6.75、GBC/CA=6.1 GPa，泊松比μ=0.23。計算中主要關注防撞裝置與船艏接觸動態響應，且為提高計算效率，故橋墩采用線彈性本構，密度ρ=2 500 kg/m3，彈性模量E=3e10 Pa，泊松比μ=0.17。

通過接觸分析得到連接結構的荷載時程曲線，分析沖擊作用下的最不利受力狀態。在船艏、防撞裝置及橋墩之間分別定義自動面面接觸(*CONTACT_AUTOMATIC_ SURFACE_TO_SURFACE)，并在船艏內部、防撞裝置節段內部分別定義自動單面接觸(*CONTACT_AUTOMATIC_SINGLE_SURFACE)，動、靜摩擦因數分別取0.2、0.25。

2.2 碰撞結果分析

在沖擊作用下，拉、剪狀態的響應趨勢一致，這是由于船撞橋多是以一定角度撞擊，連接結構受力是拉剪復合作用。為便于分析，取占主導作用的狀態近似作單一受力分析。三種工況下，防撞裝置發生最大變形時連接受力狀態如圖5。圖5(a)、(c)均表現為裝置繞橋墩轉動，連接均出現相對轉角，受拉時最為劇烈；在正面撞擊時，連接受壓且緊密連接，如圖5(b)。

圖5 沖擊作用下連接受力狀態

連接結構在沖擊作用下，拉、壓、剪荷載時程曲線如圖6。由圖6可知，拉伸狀態下連接受到峰值力最大且持續時間最長(峰值力為1 887 kN，持時為1.2 s)，沖擊作用下受拉是其最不利受力狀態。

圖6 沖擊作用下連接受力時程曲線

鄭博文[21]分析了燕尾榫連接結構1∶1足尺模型，在拉、壓、剪靜力作用下不同位置的應力變化趨勢及破壞方式。燕尾榫結構榫口接觸部位板厚15 mm，加載處板厚45 mm。在壓、剪作用下，燕尾榫分別可承受260 kN、180 kN的荷載，此時材料并未失效，仍可繼續承載；在受拉作用下，僅能承受16 kN荷載，隨后榫槽一側向外滑出，此時最大應力僅為30 MPa，未達到材料破壞強度，屬于結構失效破壞，如圖7。兩種連接方式雖然具體構造上有所不同，但都是借鑒木結構中的榫卯連接，受力外在表現大體一致。結合沖擊與靜力作用下的受力情況，確定受拉是該類型結構最不利受力狀態，確定拉伸試驗測定復合材料力學性能。

圖7 燕尾榫拉伸狀態下各測點應力[21]

3 材料力學性能試驗

復合材料采用正交鋪層方式，截取縱、橫向拉伸試件各1組，分別制作5個試件，各類試件形式均為矩形，具體尺寸如GB/T 1447—2005《纖維增強塑料拉伸性能試驗方法》[22]。試驗選用CMT5105型萬用試驗機，以2 mm/s的加載速率連續加載，直至試件斷裂。對試驗結果進行整理，材料橫向平均拉伸強度為332 MPa，拉伸模量為2.99 GPa；縱向平均拉伸強度350 MPa，拉伸模量3.32 GPa。試驗發現復合材料存在各向異性，且破壞前力學行為近似為線彈性，材料拉伸本構曲線如圖8。定義材料本構關系為正交各向異性彈性，本構參數如表1。

表1 正交各向異性彈性本構參數

圖8 復合材料拉伸本構曲線

4 連接結構最優參數分析

4.1 受力分析

連接結構四分之一節段在拉伸作用下的傳力路徑如圖9。一方面插銷受力有向外拔出的趨勢，但由于插槽傾角φ的作用，插銷受擠壓提供與運動方向相反的摩擦力，限制構件間相互滑移；另一方面插槽受到向外的推力，插槽齒板根部有沿節點1向面外轉動的趨勢，齒板根部與節點處加勁板提供反向約束力；這兩部分共同作用提供了連接結構的抗拉強度，插槽根部寬度b0與傾角φ直接影響連接性能。在外部尺寸一定的情況下，b0、插銷寬度b1、插槽根部長度L0、插銷長度L1、φ、δ六個參數決定其內部構造。

圖9 四分之一節段傳力路徑

若b0取值小于有效范圍，φ取值再大也無濟于事，反之亦然。兩者存在有效取值區間，使連接結構性能最優。要使連接結構性能最優，存在6個基本未知量，由于外部尺寸一定，因此只有4個獨立未知量，即η=2b0/b1，ξ=L0/L1，φ，δ。采用控制變量法進行分析，給定ξ=1/3、板厚δ=10 mm，求η與φ的最優解。為排除其他因素干擾，結構采用單插銷節段，并取消橫向加勁板，使其保持沿正交方向對稱。單插銷節段二分之一節段構造如圖10。

圖10 二分之一節段構造(單位：cm)

4.2 計算工況

擬定η分別取0.2、0.4、0.6、0.8、1，φ分別取2°、4°、6°、8°、10°、15°、20°，分析各工況下結構抗拉強度。

4.3 結果分析

建立各工況有限元模型，各部分板材均采用殼單元模擬，取板厚為10 mm。接觸類型為自動面面接觸，定義插銷外壁板為主面，插槽內壁板為從面，摩擦系數參考文獻[13]取0.25。復合材料采用2號材料*MAT_ORTHOTROPIC_ELASTIC模擬，由于準靜態下受拉伸作用，采用表1中拉伸試驗下的材料參數。鋼材采用彈塑性本構，屈服強度235 MPa，失效應變0.34。同時對復合材料設置主拉應力失效準則，當單元應力達到闕值即判定該部分單元斷裂，自動刪除該部分單元，通過關鍵字*MAT_ADD_EROSION[19]實現。

加載過程為擬靜力加載，邊界條件為一端固接，另一端施加2 mm/s的節點位移，采用顯式算法計算連接結構臨界拉力Fcr。建立三維直角坐標系，對結果進行插值整理可得到Fcr與η、φ的變化趨勢，如圖11。由圖11可以看出，隨著η、φ的增加，Fcr出現先增加后降低的趨勢，形成一個拱形曲面，曲面最高點對應該問題的最優數值解，此時連接結構內部最優構造參數η=0.8、φ=6°～8°，最大臨界拉力為1 290 kN。最優構造下連接結構受力如圖12，拉伸時程荷載如圖12(a)，當荷載達到1 100 kN時，邊齒板出現裂縫，拉力卸載至1 000 kN，隨后繼續承載至邊齒板完全斷裂，結構破壞。邊齒板處的斷裂單元σ-ε曲線對比見圖12(b)，有限元值與拉伸試驗值較吻合。

圖11 臨界拉力變化趨勢

圖12 最優構造連接受力

最優構造下連接結構破壞狀態見圖13，圖13(a)給出了最優構造下，連接邊齒板剛出現裂縫時的受力狀態，此時主拉應力為341 MPa；圖13(b)給出了加載結束，邊齒板斷裂時的破壞狀態。有限元分析發現，插槽邊齒板轉角處應力較大，是受力的不利位置。

圖13 最優構造連接破壞狀態

5 連接結構拉伸強度試驗

5.1 試驗模型構造

對某型防撞裝置采用的連接結構進行1:5縮尺模型試驗，模型結構尺寸如圖14。板厚為2 mm，插槽齒板根部夾角取7°，插槽內部填充低密度聚氨酯泡沫。試驗擬采用萬用試驗機加載，故設計兩個夾頭，夾頭一端固定在試驗夾具上，另一端分別用螺栓固定在插槽外壁板上。為保證固定處不破壞，對插槽外壁板進行加強，板厚取30 mm。

圖14 試驗模型構造(單位：cm)

5.2 加載工況

加工模型各部分并進行組裝，為防止夾具與夾頭發生相對錯動，將夾頭根部加工成T字形，確保連續加載。試驗首先進行預拉伸以消除間隙，然后按2 kN分級加載至連接結構喪失承載能力，發生失效破壞。

5.3 結果分析

試驗模型加載力-位移曲線如圖15。模型整體抗拉剛度為428.5 kN/m，破壞荷載實測值為22 kN，有限元計算峰值為22.5 kN，試驗破壞值與數值計算結果峰值較為吻合，試驗驗證了有限元模型及構造參數分析的合理性。

圖15 試驗模型力-位移曲線

試驗各階段變形與仿真對比如圖16，總體來說與試驗過程較為吻合，能大體反應結構的實際受力情況。

圖16 試驗各階段與仿真對比

試驗發現整個加載過程主要由四個階段構成：

1)彈性段：在加載初期，結構處于彈性，插槽與插銷發生緩慢滑移。當位移達到37 mm，拉力達到16 kN時，插槽內部加勁板斷裂，拉力迅速卸載。

2)振蕩段：試驗發現此階段荷載不斷振蕩，插銷與插槽間滑移不斷增大，總滑移量約為15 mm。當拉伸位移達到50 mm后，結構繼續承載至22 kN，隨后卸載。卸載點位移為60 mm，力為14.8 kN。該階段試驗與有限元模擬均發現邊齒板轉角處出現裂縫，如圖16(a)。

3)平臺段：試驗下隨即出現平臺曲線，拉力維持在22 kN附近，位移增加了10 mm。

4)破壞段：插槽邊齒板根部轉角持續增大，如圖16(b)。隨后邊齒板被撕裂，材料性能得以充分利用，拉力迅速卸載，插銷被拉出，結構破壞，加載結束，如圖16(c)。

6 結 語

采用試驗與數值分析方法對復合材料防撞裝置新型連接結構構造參數及拉伸強度進行分析，得到如下結論：

1)連接結構在拉、壓、剪靜力與沖擊作用下均表現為受拉最為不利，變形特點為插槽邊齒板轉角位移增大，插銷有拔出趨勢，與試驗結果一致。

2)復合材料力學性能表現為各向異性，橫向平均拉伸強度為332 MPa，拉伸模量為2.99 GPa，縱向平均拉伸強度為350 MPa，拉伸模量為3.32 GPa。

3)連接結構縮尺試驗模型抗拉剛度為428.5 kN/m，拉伸破壞荷載有限元峰值為22.5 kN，試驗實測峰值為22 kN，試驗中結構受力后變形情況分為彈性段、振蕩段、平臺段與破壞段。

4)連接結構內部最優構造參數為η=0.8、φ=6°～8°，可作為工程設計指導。

限于試驗條件，僅開展了縮尺模型拉伸試驗，足尺結構抗拉承載力還有待進一步試驗驗證。