駁船撞擊作用下雙柱式橋梁的動力行為分析

陳天黎, 吳 昊, 方 秦

(1. 同濟大學 土木工程學院,上海 200092; 2.陸軍工程大學 國防工程學院,南京 210007)

由于水上交通運輸業的快速發展,橋梁結構在其服役期內可能受到船舶撞擊的威脅[1-2]。據統計[3],僅1970—1974年間,美國內河上就發生了811起船舶撞擊橋梁事故,經濟損失總計達2 300多萬美元。1992—2001年間,美國共發生2 692起船撞橋梁事故,同樣造成巨大的經濟損失[4]。近年來,我國船撞橋梁事故也頻繁發生。2019年7月16日,一艘貨船與平南西江大橋發生碰撞后失控,漂向平南西江二橋后再次發生碰撞,造成7名船員受傷和貨船受損沉沒。2020年7月7日,江西省太陽埠大橋受到一艘長為68 m、載質量約2 000 t的駁船撞擊,導致橋梁主梁墜入河中。2021年9月10日,江蘇揚州壁虎大橋遭到駁船船隊的撞擊,造成約2/3的橋面垮塌。因此,開展橋梁在船撞作用下的動態響應和損傷破壞分析對于橋梁結構的抗撞設計具有重要研究價值和工程意義。需要說明的是,根據航行區域可以將船舶分為遠洋海輪(自身提供動力)和內河駁船(由拖船或推船提供動力)兩類,本文以吃水較淺的內河駁船作為研究對象。

足尺試驗研究是評估駁船-橋梁碰撞問題的可靠方法之一。1990年,美國陸軍工程兵團[5]首次開展了原型駁船船隊撞擊船閘試驗,撞擊速度為0.4節(0.206 m/s),測得了撞擊力時程。然而,由于橋梁和船閘幾何尺寸和材料特性的不同,該試驗結果并不適用于駁船-橋梁的碰撞分析。2004年,Consolazio等[6-8]對位于佛羅里達州的圣喬治大橋開展了3個系列的駁船-橋梁原型撞擊試驗。結果表明,當撞擊能量較低時,美國公路橋梁抗船舶碰撞設計規范(AASHTO規范)低估了駁船的撞擊力,而對于較高的撞擊能量情況預測結果相對保守。

由于駁船-橋梁足尺撞擊試驗成本高,實施周期長,各國學者多采用縮尺試驗研究駁船和橋梁下部結構的動態響應。Meir-Dornberg[9]對1 ∶4.5和1 ∶6縮尺駁船船艏底部分別開展了動力和靜力加載試驗,得到了撞擊力和船艏壓潰深度的理論關系式,并被AASHTO規范采用。Kantrales等[10]分別采用方形和圓形截面剛性擺錘,開展了兩個系列的擺錘撞擊駁船船艏的1 ∶2.5縮尺模型試驗。其中每個系列包括四次重復撞擊以獲取較大的船艏壓潰深度。結果表明,擺錘截面形狀對撞擊力和船艏壓潰深度有較大的影響。然而,上述試驗中船艏-剛性體撞擊并不能準確反映駁船-橋梁碰撞過程中混凝土的非線性行為以及船-橋間的耦合關系。Getter等[11]標定了駁船船艏A36和A1101鋼材的模型參數,可為駁船-橋梁撞擊數值模擬分析提供參考。為了表征撞擊過程中撞擊體的變形吸能,通過在撞擊體前裝配薄壁鋼管緩沖器,劉飛[12]開展了RC墩柱的水平柔性撞擊試驗。結果表明,柔性緩沖器在撞擊過程中變形吸能,墩柱呈現彎曲變形,并隨縱筋配筋率的增大而減小。Wan等[13]和Chen等[14]分別開展了1 ∶10縮尺的1 000 DWT(DWT為載質量噸位)海輪船艏側向撞擊RC墩柱模型試驗,通過對撞擊過程中船艏的壓潰深度和墩柱的損傷破壞進行分析,得出混凝土的非線性行為對撞擊結果有較大影響。駁船-橋梁碰撞為側向柔性撞擊過程[15-16],且實際事故中多為駁船-雙柱式橋梁碰撞。然而,已有試驗研究多采用落錘豎向撞擊[17-19]和剛性體側向撞擊[20-23],且主要集中于單根墩柱,未能闡明側向柔性撞擊作用下被撞墩柱的動力行為,以及蓋梁和相鄰墩柱等的影響。

本文以雙柱式橋梁為研究對象,首先開展了1 ∶5縮尺的船艏和剛性體側向撞擊雙柱式RC橋墩的模型試驗,獲取并討論了碰撞過程、撞擊力、船艏壓潰深度以及橋墩動態響應和損傷破壞等,對比分析了柔性船艏和剛性體撞擊的影響。進一步基于LS-DYNA有限元分析軟件[24],建立了試驗有限元模型并進行了數值模擬。基于試驗數據對采用的數值模擬方法、材料模型及參數的可靠性進行了評估驗證。最后,建立了原型駁船-橋梁撞擊的精細化有限元模型,并對采用纖維梁單元表征樁的簡化模型的可行性進行評估,分析了駁船質量、撞擊速度和角度對雙柱式橋梁動力行為的影響。

1 雙柱式橋墩側撞模型試驗

1.1 試驗裝置

基于圖1(a)所示的水平撞擊系統開展雙柱式RC橋墩側撞模型試驗。撞擊系統主要包括外部動力驅動裝置和水平撞擊裝置兩部分。外部動力驅動裝置由主錘體(293 kg)和附加配重鋼板(每個50 kg)組成。試驗前,將落錘(主錘體和附加配重)提升至所需的高度h,并通過鋼索與試驗車連接。試驗時,落錘釋放并通過鋼索牽引試驗車水平運動(固定在試驗車前的船艏試件也隨之水平運動),并于脫鉤器位置與鋼索分離,自由滑動與橋墩試件發生碰撞。

圖1 試驗設置

撞擊過程中落錘的重力勢能轉換為落錘、試驗車和撞擊體的動能,以及試驗車與軌道間的摩擦耗能,通過調整落錘的高度和質量,即可由式(1)獲得所需的撞擊速度。

m1gh=0.5(m1+m2+m3)v2+μ(m2+m3)gh,

(1)

式中:m1,m2和m3分別為落錘、試驗車和船艏模型的質量;g為重力加速度(取10 m/s2);μ為試驗車與軌道之間的滑動摩擦因數,并通過預試驗確定為0.14;v為撞擊速度,m/s。

船艏模型側撞雙柱式RC橋墩試件的現場照片,如圖1(b)所示。同時,為了對比柔性和剛性撞擊下橋墩試件的動力行為,開展剛性體側撞模型試驗,如圖1(c)所示。

1.2 駁船與橋墩模型試件

如圖2(a)所示,對典型駁船船艏進行1:5縮尺(命名JH-2),船艏試件的長、寬和高分別為1.69 m,2.11 m和0.73 m,總質量為0.32 t。水平運動的試驗車高0.59 m、寬1.35 m、長1.55 m,試驗車車頭(剛性撞擊體)厚0.08 m、寬0.20 m、長0.58 m,試驗車總質量為1.62 t。駁船船艏和試驗車車頭之間采用鋼板和螺栓進行連接。需要說明的是,剛性體側撞模型試驗中在試驗車上裝配附加鋼板(0.32 t),即柔性和剛性撞擊中撞擊體質量均為1.94 t。

圖2 模型試件(mm)

如圖2(b)所示,雙柱式RC橋墩試件由2個直徑為250 mm、高度為1 700 mm的圓形截面墩柱、蓋梁和基礎三部分組成,總重量約為3.25 t。蓋梁長、高和寬分別為1 900 mm,260 mm和380 mm;橋墩基礎長、高和寬分別為2 100 mm,500 mm和900 mm。墩柱內均勻布置8根直徑為12 mm的縱筋和直徑為6 mm的箍筋(間距為200 mm),混凝土保護層厚度為20 mm。縱筋和箍筋的屈服強度均為428.9 MPa,混凝土標準立方體抗壓強度為32 MPa。

1.3 試驗工況與測量

據統計[25],內河航道上駁船-橋梁的平均撞擊速度為2.056 m/s,最大撞擊速度為3.084 m/s。因此,試驗設計工況如表1所示。表1中:ID-1橋墩試件進行兩次船艏模型重復撞擊,撞擊工況分別命名為P1-V2-1和P1-V2-2;ID-3橋墩試件為剛性體撞擊,工況命名為R3-V2。考慮到試驗場地的限制,所有工況中的撞擊位置均為墩柱810 mm高度處。

表1 試驗工況

對于試驗測量設置,撞擊力時程方面,在試驗車和船艏外部鋼板上分別布置3個加速度計(A1,A2和A3,圖1(b)),用以對力傳感器獲取的撞擊力時程數據進行雙重校驗。

基于Whitney等[26]的碰撞模型,駁船船艏在ti和ti+1時刻的動量I分別為

(2)

根據牛頓第二定律,撞擊過程中的撞擊力P可表示為

(3)

考慮到撞擊過程中船艏壓潰區的質量相對較小,式(3)中等號右側后兩項可忽略,撞擊力P可進一步表示為

(4)

因此,可根據總撞擊質量(1.94 t)和加速度計記錄的數據,通過上式得到船艏撞擊力時程。同時,采用裝配于剛性撞擊體的4個壓電式力傳感器(見圖1(c))記錄撞擊過程中剛性體的撞擊力時程。

采用兩臺高速攝像機(C1和C2)分別從俯視和側視兩個角度記錄撞擊過程中船艏的壓潰行為,如圖3所示。

圖3 船艏壓潰行為測量

此外,橋墩變形測量方面,采用10個位移傳感器測量撞擊過程中被撞墩柱(D1～D7)和相鄰墩柱(D8～D10)的側向位移時程(見圖1(b)和圖1(c))所示。

2 數值模擬與試驗對比

本章采用LS-DYNA有限元分析軟件對試驗進行數值模擬,基于試驗獲取的撞擊過程、撞擊力、船艏壓潰深度以及橋墩的側向位移和損傷破壞,對材料模型和參數、數值模擬方法的可靠性進行驗證,從而為原型雙柱式橋梁在駁船撞擊作用下動力行為的仿真分析提供依據。

2.1 有限元模型

建立駁船船艏/剛性體-雙柱式橋墩試件撞擊有限元模型,如圖4(a)和圖4(b)所示。基于作者前期驗證的材料模型和參數,以及單元尺寸和類型[27],船艏外部鋼板、內部框架/桁架,以及側面加勁構件均采用*MAT_PIECEWISE_LINEAR_PLASTICITY(*MAT_24)彈塑性材料模型進行描述,相應的密度、楊氏模量和泊松比分別為7 850 kg/m3,207 GPa和0.3。采用單元侵蝕算法表征材料的失效破壞,當單元的有效塑性應變超過規定的閾值(失效應變,本文取0.27[28])時,將單元刪除。船艏各部件均采用Belytschko-Tsay四節點殼單元模擬。同時,采用關鍵字*CONSTRAINED_SPOTWELD定義船艏外部鋼板和內部框架/桁架,以及內部角鋼和槽鋼之間的焊縫連接。此外,船艏撞擊區的網格尺寸為15 mm,撞擊區域外的船艏構件采用15～25 mm的網格尺寸以提高計算效率。船艏有限元模型總質量為0.31 t,與試驗船艏構件(0.32 t)一致。

圖4 有限元模型

橋墩構件混凝土采用*MAT_CSCM_CONCRETE(*MAT_159)模型描述,該模型考慮了混凝土的硬化、軟化和損傷等參數,并且提供單元刪除功能表征橋墩的動態損傷破壞。對于普通混凝土,只需輸入抗壓強度、最大骨料粒徑和單位選項,其余參數均可由內嵌的參數生成算法自行給出[29]。本文試驗中混凝土圓柱體單軸抗壓強度、密度和最大骨料粒徑分別為24.1 MPa,2 400 kg/m3和20 mm。通過設置選項卡IRATE=1和RECOV=11分別考慮混凝土的應變率效應和基于壓力和體應變的模量恢復。混凝土材料侵蝕選項卡設置為ERODE=1.08,即當混凝土單元的應變達到最大主應變的8%時,刪除混凝土單元網格。同時,橋墩混凝土采用減縮積分的八節點實體單元模擬,網格尺寸取10 mm。

箍筋和縱筋均采用*MAT_PLASTIC_KINETIC(*MAT_03)材料模型描述,相應的密度、楊氏模量、泊松比和有效塑性應變分別為7 850 kg/m3,210 GPa,0.3和0.153。箍筋和縱筋均采用Hughes-Liu梁單元表征,網格尺寸為10 mm。采用*CONSTRAINED_LAGRANGE_IN_SOLID關鍵字將鋼筋與混凝土耦合,即不考慮鋼筋和混凝土的黏結滑移。此外,試驗車的材料模型和參數與鋼筋一致。

整個橋墩模型質量(3.25 t)與試驗模型質量(3.25 t)一致,單元總數為474 450,其中實體單元和梁單元的數量分別為467 666和6 784。表2給出了數值模擬中各部件的材料模型及參數取值,其有效性和合理性驗證工作詳見Chen等的研究。

表2 材料模型及參數取值

數值模擬中,為了避免不同材料的接觸單元網格發生穿透,船艏/剛性體與橋墩之間采用自動面面接觸*CONTACT_AUTOMATIC_SURFACE_TO_SURFACE,其中靜、動態摩擦因數均取0.3[30]。同時,考慮到船艏在撞擊過程中產生較大的變形,采用關鍵字*CONTACT_AUTOMATIC_SINGLE_SURFACE定義外部鋼板與內部框架/桁架,以及內部角鋼和槽鋼之間的接觸,其中靜、動態摩擦因數均取0.21。此外,采用完全重啟動算法復現重復撞擊工況。例如,對P1-V2-2工況進行數值模擬時,在重啟動文件中,采用*STRESS_INITIALIZATION和*STRESS_INITIALIZATION_DISCRETE關鍵字進行應力初始化,用以承遞P1-V2-1沖擊后結構的應力狀態(d3dump文件),同時采用關鍵字*CHANGE_VELOCITY改變重啟動模型中船艏的初始撞擊速度。

2.2 結果對比

2.2.1 撞擊力

為了分析雙柱式RC橋墩在船艏/剛性體撞擊下的撞擊過程,圖5對比了各工況中試驗和數值模擬得到的撞擊力時程,圖6進一步給出了對應于撞擊力時程曲線中關鍵點的船艏和被撞墩柱損傷破壞的試驗照片。需要說明的是,P2-V4工況中,加速度計在撞擊過程中發生晃動導致測得的數據失真,因此,圖5未給出P2-V4工況的撞擊力時程。

圖5 撞擊力時程

圖6 船艏和被撞墩柱損傷破壞

由圖5(a)和圖5(b)可知,以點A～E為特征點,可將船艏-雙柱式橋墩撞擊過程劃分為4個階段。以P1-V2-1工況為例,階段Ⅰ(A～B)—初始靜止的橋墩試件突然受到船艏撞擊,由于較大的慣性效應,撞擊力在較短的時間內(0.006 s)達到峰值(B點),數值為144.22 kN;階段Ⅱ(B～C)—撞擊時橋墩產生瞬時加速度,導致撞擊力達到峰值后減小,在C點降至最小值;階段Ⅲ(C～D)—由于雙柱式橋墩的慣性力,被撞墩柱發生回彈并與船艏相互作用,撞擊力達到第二個峰值(D點),數值為74.68 kN;階段Ⅳ(D～E)—撞擊力逐漸減小直至撞擊能量被完全耗散。整個撞擊過程中船艏撞擊區的鋼板逐步壓潰并耗散撞擊能量。需要指出的是,圖6(a)中船艏沿被撞墩柱向上滑動,其原因在于:船艏與試驗車車頭采用固定連接,船艏可視為懸臂構件,以及根據船艏結構構造,船艏撞擊區的高度高于船艏尾部。

此外,圖5(a)分別給出了壓電式力傳感器測得的撞擊力時程以及式(4)的計算結果。可以發現,二者變化趨勢相似,均在約0.08 s降為0。力傳感器測得的撞擊力峰值(115.33 kN)小于式(4)的計算結果(144.22 kN),表明撞擊過程中船艏的壓屈力不可忽略,以及本文試驗船艏模型撞擊力測量方法的合理性。

對于剛性撞擊體工況,如圖5(c)所示,基于特征點A～G,仍可將撞擊過程劃分為4個階段。與船艏撞擊(柔性撞擊)相比,其主要差別出現在階段Ⅰ(A～D)。橋墩試件遭受試驗車撞擊時,由于較大的慣性效應,撞擊力在0.0001 s激增至390.01 kN(B點),由于被撞墩柱背撞面的混凝土開裂,導致其局部剛度劣化,撞擊力直線下降至C點(113.13 kN)。D點為撞擊體-橋墩持續相互作用引起的撞擊力曲線波動中心點,數值為312.14 kN。由于撞擊能量完全由橋墩耗散,可以發現,D點時被撞墩柱出現兩條明顯的主裂縫,從撞擊點以45°方向朝被撞墩柱背撞面擴展,如圖6(c)所示。對比圖5(a)和圖5(c),可以發現,剛性撞擊下撞擊力更早達到峰值,且由于較大的局部剛度,峰值撞擊力較船艏撞擊更大。

此外,對比圖5(a)和圖5(b)中數值模擬結果和試驗數據。可以看出,對于船艏-雙柱式橋墩撞擊,0.02 s前預測的撞擊力與試驗結果吻合良好,之后則誤差較大。其原因在于:試驗中船艏沿被撞墩柱向上滑動,部分撞擊能量通過船艏和被撞墩柱的摩擦耗散;數值模擬中采用完全重啟動分析時,較難準確模擬船艏上滑的距離;此外,數值模擬中直接獲取的是船艏-橋墩碰撞接觸力,而試驗撞擊力是根據加速度試驗數據通過式(4)計算得出,因此,上述誤差可以接受。針對剛性體-橋墩撞擊,如圖5(c)所示,可以發現,預測的撞擊力與試驗結果吻合良好。

2.2.2 船艏壓潰

P1-V2-1,P1-V2-2和P2-V4工況中船艏的累計壓潰深度分別為8.20 mm,12.09 mm和29.51 mm。可以發現,船艏的累計壓潰深度隨著撞擊次數的增加而增加。然而,在相同的撞擊能量下,即P1-V2-1和P1-V2-2工況中,船艏壓潰深度的增量減小。原因在于:首次撞擊時(P1-V2-1),船艏的初始剛度取決于內部加勁框架和桁架,而在二次撞擊過程中(P1-V2-2),隨著船艏壓潰深度的增加,外部鋼板和船側板中的懸鏈力逐漸發展,增加了船艏的剛度,導致船艏壓潰深度的增量減小。圖7(a)～圖7(c)給出了各工況中船艏撞擊區的永久變形。可以看出,碰撞作用下外部鋼板由于內部角鋼和槽鋼的屈曲和擠壓產生明顯的隆起變形,如圖7(d)所示。外部鋼板的壓潰形狀與被撞墩柱截面形狀(圓形截面)一致。數值模擬中船艏變形形狀與試驗一致,P1-V2-1,P1-V2-2和P2-V4工況中船艏的累計壓潰深度分別為9.95 mm,16.03 mm和22.69 mm,與試驗結果吻合良好。

圖7 船艏永久變形

2.2.3 橋墩側向位移

圖8對比了各工況中數值模擬和試驗被撞墩柱(D1,D4,D7)和相鄰墩柱(D8～D10)的側向位移時程。可以發現,被撞墩柱的側向位移大于相鄰墩柱的側向位移,并且由于結構響應的滯后,被撞墩柱的側向位移較早達到峰值。以P1-V2-2工況為例,被撞和相鄰墩柱相同高度處,D1和D8的位移峰值分別為2.33 mm(0.029 s)和0.78 mm(0.033 s),D4和D9的位移峰值分別為8.78 mm(0.031 s)和6.23 mm(0.038 s)。此外,撞擊過程中被撞墩柱的側向位移時程曲線出現了一個較小平臺,結合高速攝像發現這是由于船艏沿被撞墩柱向上滑動引起。對比圖8(a)和圖8(d),可以發現,相同撞擊速度下,剛性體撞擊(R3-V2)時橋墩被撞墩柱和相鄰墩柱的側向位移均大于柔性船艏撞擊(P1-V2-1)。此外,各工況中橋墩側向位移預測結果與試驗數據吻合較好,最大側向位移誤差小于11%。考慮到本文采用完全重啟動算法復現船艏重復撞擊工況,預測的船艏壓潰深度和沖擊后結構的應力狀態與試驗存在差異,同時撞擊試驗結果存在一定離散性,因此上述誤差可認為在接受范圍之內。

圖8 橋墩側向位移時程

圖9進一步給出了試驗中不同時刻被撞和相鄰墩柱沿墩柱高度方向的側向位移分布。由圖9(a)可知,船艏-橋墩各撞擊工況中,初始階段,由于橋墩的慣性效應,被撞墩柱撞擊點的側向位移均大于墩柱頂部。隨著應力波沿墩柱向上傳播,最大側向位移逐漸上移至墩柱頂部。相較而言,相鄰墩柱的最大側向位移均出現在墩柱頂部。其原因是撞擊引起的應力波從被撞墩柱向上傳播,并沿蓋梁由相鄰墩柱頂部傳至底部。此外,幾乎相同撞擊能量的重復撞擊作用下,由于ID-1橋墩試件的損傷累計,P1-V2-2工況中墩柱的側向位移略大于P1-V2-1。例如,0.01 s時P1-V2-2和P1-V2-1工況中被撞墩柱撞擊點的側向位移分別為3.94 mm和2.78 mm。同時,上述工況位移均小于P2-V4工況(4.41 mm),表明橋墩的側向位移隨著撞擊能量的增加而增大。

圖9 不同時刻橋墩的變形形狀

對比船艏/剛性體撞擊(P1-V2-1和R3-V2)中橋墩沿墩柱高度方向的側向位移分布,如圖9(b)所示。可以看出,船艏和剛性體撞擊下被撞墩柱和相鄰墩柱側向位移變化趨勢基本一致,然而由于R3-V2工況中撞擊能量完全由橋墩耗散,因此剛性體撞擊下的墩柱側向位移明顯大于船艏撞擊。例如,0.01 s時R3-V2和P1-V2-1工況中被撞墩柱撞擊點的側向位移分別為11.99 mm和2.78 mm。

2.2.4 墩柱損傷

圖10進一步給出了各工況中雙柱式橋墩試件的損傷狀況。其中,船艏首次撞擊(P1-V2-1)和二次撞擊(P1-V2-2)產生的彎曲裂縫分別以實線和虛線加以區分,如圖10(a)所示。可以發現,首次撞擊作用下被撞墩柱背撞面頂部以及迎撞面底部出現了多條彎曲裂縫。蓋梁處出現豎向裂縫,相鄰墩柱背撞面頂部和靠近被撞墩柱的底部也出現多條彎曲裂縫。在二次撞擊中(P1-V2-2),被撞墩柱、蓋梁以及相鄰墩柱的裂縫逐漸向外擴展,損傷進一步加劇,如圖10(a)所示。針對P2-V4工況,可以看出,被撞墩柱、蓋梁和相鄰墩柱出現彎曲裂縫的位置與P1-V2-2工況相同,如圖10(b)所示。對比圖10(a)和圖10(c),可以發現,剛性體撞擊下橋墩遭受更嚴重的損傷,被撞墩柱背撞面頂部以及迎撞面底部出現明顯的彎曲裂縫,且從撞擊點以45°方向朝墩柱背撞面擴展,蓋梁和相鄰墩柱的損傷較船艏撞擊更為明顯。此外,數值模擬預測的橋墩損傷狀況與試驗結果吻合較好。

本節通過對比數值模擬預測得到的撞擊力時程、駁船船艏模型壓潰深度、雙柱式橋墩試件側向位移時程以及墩柱損傷,與相應的試驗結果,驗證了采用的船艏/剛性體-橋墩撞擊有限元模型、參數和數值模擬方法的可靠性。

3 駁船撞擊下原型橋梁動力行為

基于第2章驗證的材料模型和參數、接觸算法、單元尺寸和類型以及數值算法,本章進一步建立了原型駁船-橋梁撞擊的精細化有限元模型,并開展橋梁動力行為分析。

3.1 有限元模型

選取江蘇省某原型橋梁,如圖11所示。橋梁上部結構由長25 m的兩跨多室箱梁和厚0.20 m的RC橋面板組成,相鄰橋面板之間設置寬度為100 mm的伸縮縫,橋面板另一端自由放置在固定約束的支座承臺上。橋梁下部結構為雙柱式橋墩,圓形截面RC橋墩直徑為1.30 m,高為3.61 m,圓形截面RC樁直徑為1.50 m,長為35 m。墩柱和樁內均勻布置22根直徑22 mm的HRB335縱向鋼筋,以及間距100 mm、直徑16 mm的HRB335螺旋箍筋,混凝土保護層厚度為50 mm。蓋梁長、高和寬分別為7.60 m,1.20 m和1.50 m,蓋梁中縱筋和箍筋的直徑分別為12 mm和10 mm,同時,每個蓋梁頂部均設置兩排共14個滑動橡膠支座。箱梁、蓋梁、墩柱和樁中混凝土的單軸抗壓強度分別為40 MPa,24 MPa,24 MPa和22 MPa。土層埋置深度范圍為-32.40 m～-4.64 m。此外,駁船的寬度和長度分別為10.67 m和59.44 m,船體鋼構件的屈服強度均為235 MPa。根據船艏高度和實際水位高度,駁船-橋梁碰撞的撞擊高度位于墩柱1.20 m高度處。

圖11 橋梁布局(m)

圖12(a)給出了采用與第2章相同的單元類型、材料模型和參數以及接觸算法建立的原型駁船-橋梁撞擊精細化有限元模型。考慮到撞擊過程中上部結構的慣性效應對橋梁動態響應的影響不可忽略[31],利用*CONTROL_DYNAMIC_ RELAXATION和*LOAD_BODY_Z關鍵字對橋梁有限元模型施加重力荷載。此外,考慮橋梁上部結構混凝土材料的非線性和損傷,箱梁和橋面板混凝土均采用*MAT_CSCM_CONCRETE材料模型和減縮積分的八節點實體單元進行模擬,相應的密度、楊氏模量、最大骨料粒徑和應變率效應與墩柱一致。橋面板中的預應力鋼筋采用*MAT_PLASTIC_KINETIC材料模型和Hughes-Liu梁單元進行模擬,其楊氏模量、屈服強度、密度和泊松比分別為1.95×105MPa,1 860 MPa,7 850 kg/m3和0.3。滑動支座采用*MAT_ELASTIC(*MAT_01)材料模擬,相應的密度、楊氏模量和泊松比分別為1 180 kg/m3,0.29 GPa和0.49[32]。

圖12 原型駁船-橋梁碰撞有限元模型

由于橋梁結構在撞擊過程中可能發生倒塌,因此,蓋梁、滑動支座和箱梁之間采用自動面面接觸*CONTACT_AUTOMATIC_SURFACE_TO_SURFACE,相應的靜、動態摩擦因數均取0.3。考慮到土-樁相互作用對橋梁的動力行為有較大影響,在沿樁長度方向每隔1 m沿周向均勻布置12個僅承受壓力的非線性彈簧*MAT_SPRING_INELATSIC(*MAT_S08),如圖12(a)所示。整個原型駁船-橋梁撞擊精細化有限元模型中的單元總數為3 323 497,其中殼、實體和梁單元的數量分別為474 047,2 414 272和435 178。

此外,考慮到上述精細化模型計算成本較高,為提高計算效率,采用Hughes-Liu纖維梁單元對RC樁進行表征。通過試算分析,距樁頂4 m以下(-32.40～-1.64 m)的RC樁采用纖維梁單元代替實體單元可同時兼顧計算效率和精度,簡化的有限元模型如圖12(b)所示。具體而言,采用關鍵字*INTEGRATION_BEAM將RC樁截面中的每個單元(鋼筋、核心混凝土以及混凝土保護層)定義為沿樁長方向的纖維,并通過關鍵字*SECTION_BEAM進行調用。同時,采用各項同性彈塑性材料*MAT_PLASTICITY_COMPRESSION_TENSION(*MAT_124)描述RC樁。該材料模型可以通過LCSRC和LCSRT選項卡調用關鍵字*DEFINE_CURVE,用以考慮鋼筋和混凝土的應變率效應。

3.2 撞擊工況

實際船撞事故中,駁船往往以一定的角度與橋梁發生碰撞,導致橋梁結構比正撞時損傷更為嚴重。本節分別討論駁船質量、撞擊速度和角度對橋梁動態響應及損傷破壞的影響。考慮到內河航道中駁船-橋梁碰撞的平均和最大速度分別為2.056 m/s和3.084 m/s,且AASHTO規范規定進行橋梁抗船撞分析的最小撞擊速度為0.514 m/s。因此,本節撞擊速度分別選取0.514 m/s,2.056 m/s和3.084 m/s。同時,AASHTO規范規定駁船空載和滿載時的質量分別為200 t和1 900 t。本節采用關鍵字*ELEMENT_MASS考慮駁船周圍水流的影響(附加水質量系數取1.05,即附加水的質量為駁船總質量的5%),數值模擬中駁船空載和滿載時的質量分別為210 t和1 995 t。此外,橋梁防護設計中考慮駁船最大撞擊角度為30°(駁船船身中心線方向與橋梁橫橋向的夾角θ,圖12(a)),因此,本節撞擊角度分別選取0°和30°。需要說明的是,其余撞擊角度對橋梁動力行為的影響需進一步研究。

因此,本節原型駁船-橋梁碰撞數值模擬共設計7個撞擊工況,如表3所示。對每種工況進行簡化命名,如M1995-V3084-A0表示駁船以1 995 t的撞擊質量、3.084 m/s的撞擊速度和0°的撞擊角度與橋梁發生碰撞。FB表示采用纖維梁單元模擬RC樁的簡化模型。同時,對相同撞擊能量下(435 kJ)不同駁船質量、撞擊速度和角度的工況(工況5～工況7)進行分析。

表3 撞擊工況與模擬結果

3.3 結果分析

3.3.1 簡化模型驗證

本節選取最小和最大撞擊能量的4個工況(工況1、工況2和工況3、工況4)驗證簡化模型的可行性。圖13和圖14分別給出了上述工況中的撞擊力時程、撞擊力-船艏壓潰深度(P-a)曲線、以及橋墩撞擊點的側向位移時程。

圖14 工況3和工況4數值模擬結果

可以發現,工況2中的撞擊力峰值、船艏永久壓潰深度和最大側向位移分別為1 867.38 kN,1.61 mm和38.66 mm,與精細化有限元模型(工況1)預測結果吻合良好。同樣,工況3和工況4中簡化模型與精細化有限元模型預測結果基本重合,二者的撞擊力峰值、船艏永久壓潰深度和最大側向位移誤差均小于2%。

表3給出了各工況中的撞擊力峰值(Pmax)、船艏永久壓潰深度(aB)、撞擊持時(td)、被撞墩柱的側向位移峰值(Dmax)、被撞橋墩截面剪力響應峰值(Vmax)和彎矩響應峰值(Mmax)的數值模擬結果。結果表明,簡化模型與精細化有限元模型預測結果吻合良好,驗證了采用纖維梁單元表征RC樁的簡化模型的適用性。

3.3.2 撞擊過程

以工況3為例,圖15(a)～圖15(e)進一步給出了對應于撞擊力時程曲線各特征點(A～E點,圖14(a))時刻船艏的壓潰變形和相應的Mises應力,以及橋梁整體結構的損傷破壞狀況。

圖15 不同時刻下船艏和橋梁的損傷破壞

圖14和圖15可以看出,整個撞擊過程可分為5個階段:(i)駁船撞擊前(A點),駁船船艏和橋梁均處于靜止狀態,如圖15(a)所示;(ii)0～0.069 s,駁船與橋墩接觸時撞擊力產生,并在較短的時間內(0.069 s)達到第一個撞擊力峰值(B點),約為4 462.61 kN,此時,駁船船艏的外部鋼板產生局部屈曲,最大的Mises應力達到888 MPa,同時,被撞墩柱混凝土保護層剝落,蓋梁和系梁出現輕微的損傷,而相鄰墩柱無明顯破壞(見圖15(b));(iii)0.069～0.192 s,撞擊時橋梁產生瞬時加速度朝遠離駁船的方向運動,導致撞擊力減小,在0.192 s時撞擊力達到最小值(C點),約為738.95 kN。此時,船艏外部鋼板由于內部角鋼和槽鋼的屈曲和擠壓產生明顯的隆起變形,最大的Mises應力達到714.91 MPa,被撞墩柱損傷加劇,墩柱背撞面出現大量的彎曲裂縫。蓋梁擋塊出現剪切裂縫,系梁出現兩個三角形損傷區域,樁和相鄰墩柱也呈現一定程度的損傷(見圖15(c));(iv)0.192～0.287 s,由于橋梁的慣性效應、土-樁相互作用以及橋梁上部結構的約束作用,橋梁與仍在運動的駁船繼續接觸,在0.287 s時達到第二個峰值撞擊力(D點),約為2 003.05 kN。船艏最大的Mises應力達到714.65 MPa。同時,被撞墩柱的損傷進一步加劇,裂縫不斷擴展,蓋梁出現多條豎向裂縫,擋塊受剪破壞,與太陽埠大橋船撞事故擋塊破壞模式類似[33],相鄰墩柱和系梁的損傷不斷發展,形成塑性鉸,樁頂混凝土出現破壞,樁身也出現多條彎曲裂縫,蓋梁和樁內的鋼筋進入塑性(見圖15(d));(v)0.287～1.20 s,撞擊力逐漸減小,1.20 s時(E點),船艏構件的最大Mises應力為657.12 MPa,橋梁結構嚴重受損,樁頂發生剪切破壞,蓋梁和樁內的鋼筋和箍筋被拉斷,蓋梁和箱梁發生脫離(見圖15(e))。此時,船艏最大壓潰深度為130.52 mm,撞擊點的最大側向位移為2 895.11 mm。然而,駁船速度僅降至為2 281 mm/s,撞擊能量未被完全耗散。考慮到橋梁發生嚴重破壞,為節省計算資源,該工況和工況4于1.20 s時停止計算。其余工況于撞擊力降至零時停止計算。

圖15(f)進一步給出了工況4中1.20 s時刻船艏和橋梁的損傷破壞。與圖15(e)對比可知,船艏構件的最大Mises應力為683.71 MPa,與工況3誤差為4%。同時,可以發現,RC樁纖維梁單元與實體單元連接處出現破壞,與工況3略有不同,其原因可能是由不同的單元類型導致。總之,工況3和工況4中橋梁的損傷破壞類似,即橋梁蓋梁出現多條豎向裂縫,蓋梁和樁內的鋼筋被拉斷,蓋梁和箱梁脫離,橋梁結構嚴重受損,驗證了簡化模型的適用性。此外,圖16對比了工況1和工況2中船艏和橋墩的損傷破壞,可以看出船艏和橋墩損傷破壞一致,進一步驗證了簡化模型的可行性。

圖16 工況1和工況2中船艏和橋梁的損傷破壞

3.3.3 參數影響分析

基于驗證的簡化有限元模型,本節主要討論相同撞擊能量下(435 kJ)駁船質量、撞擊速度和角度對橋梁動態響應及損傷破壞的影響。

圖17(a)～圖17(c)對比了工況5～工況7中駁船撞擊力時程、P-a曲線以及橋墩撞擊點的側向位移時程。圖17(a)可知,相同撞擊能量下(435 kJ),撞擊力峰值Pmax基本保持不變。例如,工況5～工況7中的Pmax分別為3 414.19 kN,3 178.27 kN和3 142.97 kN。其原因在于撞擊力峰值主要取決于撞擊區的局部剛度。由圖17(b)和圖(c)可知,工況5中船艏的永久壓潰深度(40.64 mm)遠大于其余兩種工況,表明撞擊速度較駁船質量和撞擊角度對船艏的壓潰變形影響更為顯著。然而,工況5中最大側向位移Dmax最小,約為164.05 mm。原因在于:工況5中較短的撞擊持時導致更多的撞擊能量通過駁船船艏變形耗散。

圖17 工況5～工況7數值模擬結果

對比工況6和工況7,可以發現,撞擊持時隨著撞擊角度的增加而顯著增加。例如,工況6和工況7中的撞擊持時分別為0.59 s和0.91 s,如圖17(a)所示。同時,由于撞擊角度主要影響橋梁沿沖擊方向的整體剛度,最大側向位移Dmax隨著撞擊角度的增加而增加(見如圖17(c))。此外,駁船撞擊角度引起橋梁下部結構產生較大的扭矩,導致箱梁和蓋梁沿縱橋向的相對位移隨撞擊角度的增加而增大,如工況6和工況7中相對位移分別為6.81 mm和63.48 mm,表明隨著駁船撞擊角度的增加,存在箱梁從蓋梁上滑落(即落梁)的風險。

圖18進一步對比了工況5～工況7中駁船和橋梁的損傷狀況。可以發現,撞擊角度對橋梁的誘發損傷有顯著影響。考慮到存在落梁的風險,橋梁在駁船以一定角度撞擊時發生整體倒塌的概率較大。因此,在開展對駁船撞擊下橋梁結構的損傷評估時,撞擊角度的影響不可忽略。

圖18 工況5～工況7中船艏和橋梁的損傷破壞

4 結 論

本文圍繞雙柱式RC橋梁在駁船撞擊下的動態響應和損傷破壞開展了試驗和數值模擬分析。主要工作和結論有:

(1)分別開展了船艏/剛性體-雙柱式橋墩側向撞擊模型試驗,橋墩試件呈現彎曲破壞,被撞墩柱、相鄰墩柱和蓋梁均呈現一定程度損傷。

(2)建立了船艏/剛性體-雙柱式橋墩撞擊有限元模型,通過對比撞擊力、船艏壓潰深度、橋墩動態響應和損傷破壞,驗證了有限元分析方法的可靠性。

(3)建立了原型駁船-橋梁撞擊的精細化有限元模型,通過對比撞擊過程中駁船和橋梁的動態響應和損傷破壞,驗證了采用纖維梁單元表征樁的簡化模型的適用性。

(4)分析了駁船質量以及撞擊速度和角度對橋梁動力行為的影響,得出:相同撞擊能量下,撞擊速度對駁船船艏的永久壓潰深度影響更為顯著;撞擊角度對撞擊持時和被撞墩柱的最大側向位移,以及橋梁的損傷程度影響更大。