碰撞作用下鋼-混組合懸浮隧道管體局部響應分析

楊 贏， 韓嘉佳， 項貽強， 何余良

(1. 紹興文理學院 土木工程學院， 浙江 紹興 312000; 2. 浙江大學 建筑工程學院， 杭州 310058)

懸浮隧道(submerged floating tunnel, SFT)是一種新型的跨海峽、湖泊等長、大、深水域的交通結構。它通常由隧道管體、錨固裝置、水下基礎和駁岸連接段組成[1]。與傳統的橋梁、海底隧道和沉管隧道相比，因其跨越能力大，環境影響小，全天候運營和建造成本相對較低等優勢，在未來跨海通道建設中具有很強的競爭力。

懸浮隧道在運營期間，除受到波浪、洋流、車輛荷載等作用外，還面臨著沉船、海面墜物甚至潛艇碰撞的風險。盡管碰撞沖擊事故發生的概率很低，但因其荷載質量大，易造成懸浮隧道管體破損，進而引發涌水、浮力損失等連鎖反應，對內部交通的安全和結構整體穩定性造成極大的威脅。

當前對懸浮隧道在外物碰撞下的動力行為的研究主要從整體和局部兩方面展開。在整體響應研究方面，Seo等[2-3]將懸浮隧道視為彈性支撐上的梁，分析了彈性碰撞和爆炸沖擊兩種情況的管體響應。張嫄等[4]將懸浮隧道簡化為等距離彈性支撐梁，考慮了第一階模態的貢獻，分析了沖擊荷載下的動力響應。Xiang等[5]基于彈性地基梁模型，考慮非線性流體阻力和管體高階振動模態的影響，研究了沖擊荷載作用下管體的整體空間動力響應，并進行影響因素分析。楊贏等[6]采用ABAQUS軟件中UAMP子程序接口模擬動態流體力，提出了懸浮隧道在碰撞作用下的整體動力響應數值模擬方法，并進行試驗驗證。

在局部響應研究方面，惠磊等[7]采用等效質量法，依據動量守恒和能量守恒原理建立了管體在沖擊荷載作用下的簡化模型，并進行有限元驗證。Lee等[8]采用ANSYS LS/DYNA模擬潛艇撞擊懸浮隧道管體時的局部響應，對潛艇不同撞擊姿態下懸浮隧道管體應力和變形情況進行了分析。Zhang等[9]采用忽略張力腿支撐效應的近似模型，給出了千島湖懸浮隧道受到偶然撞擊時的位移、應力和安全性評價。羅剛等[10]分析了在非接觸爆炸作用下懸浮隧道管體的應力應變和位移情況。以上研究均表明，碰撞沖擊荷載不僅能引起懸浮隧道整體大位移，而且也會對管體造成嚴重損傷，有必要針對此類事故進行懸浮隧道管體安全性設計。

與鋼筋混凝土相比，鋼-混組合截面能充分發揮混凝土和鋼材的力學優勢，具有強度高、質量輕、延性好、密閉性好等優點。因此鋼-混組合截面在懸浮隧道中具有較好的應用前景。然而，當前對懸浮隧道鋼-混組合截面在碰撞作用下的動力響應研究還鮮有報道，人們對于鋼-混組合截面在碰撞中的力學特性還不了解。

本文針對不同的截面形式，考慮鋼和混凝土材料的非線性行為和動力荷載下的應變率效應，在有限元軟件ABAQUS中對懸浮隧道管體在重物撞擊下的局部響應進行了數值模擬。研究了管體在碰撞作用下的損傷過程和力學特征，結合計算結果對不同截面的防撞性能進行分析，所得結果為懸浮隧道安全性設計提供參考。

1 局部碰撞數值模擬

1.1 鋼-混組合截面布置形式

基于已有的懸浮隧道概念設計方案，采用圓形鋼-混組合管體截面，包含鋼板和混凝土層。在鋼板上焊接栓釘連接鍵，增強鋼板和混凝土之間的聯系。根據鋼板和混凝土的相對位置不同，可分為外貼和內襯兩種截面形式，如圖1所示。當受到外物碰撞時，鋼板不僅與混凝土層共同承擔沖擊力，還能保證截面的密閉性，增強懸浮隧道截面整體抗沖擊性。在施工過程中，可作為混凝土管體預制中的模板。

(a) 外貼式截面

1.2 有限元模型

局部沖擊有限元模型主要由混凝土管體、鋼板和沖擊物組成。由于世界上還沒有懸浮隧道建成實例，本文所取的結構參數基于文獻[11]。對于鋼混組合部分的設計數據，根據鋼-混組合橋梁中的常用參數擬定。通常沖擊物的形狀是不規則的，碰撞的作用點和姿態也具有隨機性，采用直徑為2.5 m的球形模擬沖擊物，通過改變沖擊物質量實現不同強度的碰撞模擬。鋼-混組合懸浮隧道管體局部碰撞分析模型的尺寸數據，如表1所示。

表1 懸浮隧道基本參數

由于阻力的影響，靜水中物體下落的速度最終會達到一個固定值，可通過式(1)計算[12]。

(1)

表2 不同質量沖擊物下落運動參數

在球形沖擊物和管體的接觸面上定義面-面接觸，其中法向為硬接觸，切向為無摩擦接觸。碰撞過程采用ABAQUS/Explicit進行分析?；炷凉荏w采用實體單元C3D8R模擬，鋼板采用殼單元S41模擬，鋼筋采用桁架單元T21模擬。

在鋼板和混凝土之間采用位移協調約束來簡化連接鍵的模擬。根據結構對稱性，建立1/2模型，并在管段遠端施加固定約束。管段長度取10 m。

由于碰撞作用力遠大于周圍流場的動態流體力，因此在分析時不考慮流場的影響，且忽略了碰撞后管體受到流體阻力。但由于管體引發周圍流體運動而產生的附加質量力對結構動力特性影響明顯，在分析過程中以附加密度的形式施加?？紤]附加質量力后混凝土管體的等效密度ρe可按式(2)計算[12]，取附加質量系數Ca=1.0。

(2)

式中：ρc為管體材料密度；ρl為管海水密度；Ca為附加質量系數。

懸浮隧道局部碰撞分析有限元模型，如圖2所示。

圖2 懸浮隧道局部碰撞分析模型

1.3 動態材料本構

由于混凝土和鋼材均為應變率敏感材料，在分析過程中應考慮動態荷載作用下的材料強度的提高。

1.3.1 混凝土

混凝土采用ABAQUS軟件中提供的混凝土損傷塑性模型，以標量剛度損傷因子d表示當混凝土件從應力應變關系曲線的軟化段卸載時，卸載段曲線斜率減小，其取值范圍從0(無損傷)～1(完全損傷)[13]，考慮損傷因子時，混凝土的應力應變關系可表示為

σ=(1-d)D0,el(ε-εpl)

(3)

式中：D0,el為混凝土初始剛度(未損傷);εpl為混凝土塑性應變。

在單軸應力狀態下，混凝土的損傷可以分別通過受拉損傷因子dt和受壓損傷因子dc表示。其定義如圖3所示。此時，混凝土的單軸應力應變關系通過式(4)和式(5)表示。

(a) 受壓行為

σt=(1-dt)E0(εt-εt，pl)

(4)

σc=(1-dc)E0(εc-εc，pl)

(5)

懸浮隧道管體的混凝土強度等級取為C50，其應力應變曲線按GB 50010—2010《混凝土結構設計規范》確定。

本文假定應變率效應只影響混凝土材料強度。采用歐洲混凝土材料委員會提出的模式規范《CBE-FIP model code 2010》[14]中給出了混凝土動力強度提高的計算公式。其動態受壓強度可以采用式(6)和式(7)計算

(6)

(7)

對于混凝土受拉強度的提高，可采用式(8)和式(9)計算

(8)

(9)

1.3.2 鋼材

鋼材采用理想彈塑性模型，靜態屈服強度fy=345 MPa。其動態屈服強度fyd和準靜態屈服強度fy的關系可表示為[15]

(10)

2 計算結果

2.1 沖擊力

由于沖擊物沿接觸面法線方向碰撞，且切向設置為無摩擦接觸，法向接觸力即為碰撞過程中的沖擊力。圖4給出了沖擊物質量為10 t和15 t時3種截面的沖擊力時程曲線。由圖4可知，碰撞作用持續時間很短，一般在10 ms以內達到沖擊力峰值。沖擊動能的增加會使得沖擊力峰值增大。

(a) M=10 t

接觸面材料剛度的差異也是影響不同的截面形式碰撞沖擊力的重要因素。對于鋼筋混凝土截面和內襯式截面，碰撞物與混凝土直接發生接觸，兩者沖擊力時程曲線上升段形狀基本重合。由于鋼板一定程度上增加了管壁的整體剛度。在相同的沖擊強度下，內襯式截面的沖擊力峰值增加。在沖擊物質量為10 t和15 t時最大沖擊力值增幅分別為12.70%和18.83%。對于外貼式截面，碰撞體首先與鋼板接觸，由于鋼板的剛度遠大于混凝土的剛度，在沖擊物質量為10 t和15 t的碰撞下，沖擊力峰值可達到6.30×106N和8.81×107N，相比于鋼筋混凝土截面分別增長32.63%和24.95%，且沖擊力增長速度最快。

2.2 損傷發展

混凝土損傷塑性模型以材料剛度折減表示損傷程度。3種截面在碰撞后混凝土損傷發展過程基本相同，主要可分為表面損傷、內部損傷和貫通損傷3個階段。以鋼筋混凝土截面為例，在沖擊物質量為10 t時碰撞斷面處不同時刻管壁混凝土的SDEG云圖，其數值為標量剛度損傷因子d，如圖5所示。損傷因子d由0～1逐漸增大。通過不同時刻的云圖對比可以得到材料損傷的發展情況。在碰撞初期，與沖擊物接觸的表層混凝土首先產生損傷(見圖5(a))，并向下逐漸擴展。之后，由于碰撞應力波的傳遞并在管體內表面反射形成拉應力波，使得內表面混凝土發生破壞(見圖5(b))，可能出現局部混凝土震塌崩落的現象。當內外損傷范圍逐漸擴大至合并后便出現了貫通損傷(見圖5(c))。

(a) t=2.0 ms

第二階段的內部混凝土崩落直接影響交通安全，而管壁的貫通損傷則破壞了懸浮隧道管體的密閉性能，在深水環境中導致滲漏、涌水等次生災害，對懸浮隧道的安全運營構成威脅。因此，普通鋼筋混凝土截面在碰撞事故中的安全性不足。鋼-混組合截面，尤其是內襯式截面能保證受損管體的密閉性，防止混凝土震塌崩落，有利于提高懸浮隧道的安全性。

2.3 管體最終損傷形態對比

當沖擊物質量為15 t時3種截面在碰撞斷面處管壁混凝土的最終損傷情況，如圖6所示。圖6可知，移除損傷因子d>0.8，即混凝土剛度折減80%以上的單元。3種截面管壁混凝土均出現了較為嚴重的貫通損傷。其中鋼筋混凝土截面和內襯式截面的破壞區域呈外小內大的錐形。由于鋼板和混凝土之間的粘接作用，外貼式截面在兩者界面處有較大面積的混凝土損傷，呈外大內小的倒錐形。

(a) 鋼筋混土截面

為進一步評估3種截面混凝土損傷程度，采用材料損傷耗能作為定量對比指標。在ABAQUS軟件中，歷史變量ALLDMD反映了碰撞過程中由于材料損傷的耗能情況。損傷耗能越大，表明材料損傷越嚴重。不同質量的沖擊物碰撞時各截面混凝土的損傷耗能發展情況，如圖7所示。由圖7可知，混凝土損傷的發展與沖擊力時程曲線的特征密切相關。隨著沖擊強度的增加，管體損傷加重，損傷的發展速度更快。由于外貼式截面的沖擊力峰值最大，其混凝土損傷消耗的能量也最大，曲線上升段越陡。內襯式截面和鋼筋混凝土截面的損傷發展速度基本相同。在損傷耗能總量上，內襯式截面略小于普通鋼筋混凝土截面，3種沖擊強度下，損傷耗能分別可減少5.64%，6.12%和8.05%。結果表明，采用外貼鋼板反而會加重內部混凝土損傷。內襯鋼板對混凝土有保護作用。

(a) M=10 t

綜上所述，內襯式截面能減小管體混凝土的損傷，且能有效防止碰撞時管壁內側混凝土崩落，保證管體的密閉性，具有較好的綜合抗沖擊性能。

2.4 鋼板厚度影響

對于內襯式組合截面，鋼板厚度應作為安全性設計的重要參數。厚度過小不能保證管體的安全，過大則造成浪費。因此，本文分析了不同鋼板厚度對懸浮隧道管體的局部沖擊響應的影響。

碰撞作用下鋼材進入塑性狀態，導致管體內表面出現殘余變形。當沖擊物質量為20 t時，不同厚度鋼板在碰撞后的管體內側殘余變形值，如圖8所示。由圖8可知，管體內側殘余變形隨著鋼板厚度的增加而減小。當ws>30 mm后，繼續增大鋼板厚度對塑性變形的影響逐漸減弱。

圖8 鋼板厚度對管壁內側殘余變形的影響

采用不同厚度鋼板的內襯式截面，當沖擊物質量為20 t時的混凝土損傷SDEG云圖，如圖9所示。由圖9可知，鋼板厚度對混凝土管壁的最終損傷狀態有明顯影響。

當ws=20 mm時，鋼板的承載能力較低，巨大的沖擊力作用使得碰撞點附近鋼板迅速屈服，混凝土管體形成嚴重的貫通損傷，且損傷集中在碰撞點附近，對其他區域的影響較小，如圖9(a)所示。當ws>30 mm時，由于內襯鋼板的剛度和承載能力增大，鋼板塑性變形減小，彈性應變能增大。在沖擊力卸載后，鋼板中積累的彈性應變能釋放，在混凝土表面形成環向和斜向裂縫，使損傷影響面積增大，造成管體修復困難，如圖9(c)和圖9(d)所示。因此，在內襯式截面中，采用過厚的鋼板反而不利于管體抗沖擊性能的提高。在實際設計中應從管體變形和混凝土損傷情況綜合考慮，對內襯鋼板厚度進行驗算取值。如本文算例中厚度為1 m的鋼筋混凝土管體，建議內襯鋼板厚度取20～30 mm為宜。

(a) ws=20 mm

3 結 論

為提高水下懸浮隧道在碰撞事故中的安全性，本文建議管體采用鋼-混組合截面。通過ABAQUS軟件對鋼筋混凝土截面、內襯式組合截面和外貼式組合截面在外物碰撞下的局部響應進行了數值模擬，并對其抗沖擊性能進行了對比?？梢缘贸鲆韵陆Y論：

(1) 在外部物體碰撞下，普通鋼筋混凝土管體易產生內部崩塌和貫通損傷，影響交通和懸浮隧道結構安全。采用鋼-混組合截面能保證管體的密閉性。

(2) 外貼鋼板增大了沖擊力峰值，反而加重管體混凝土損傷，對結構不利。

(3) 內襯鋼板能減小管體混凝土的損傷，且能有效防止碰撞時管壁內側混凝土崩落，具有較好的密閉性和抗沖擊性能。

(4) 增大內襯式截面鋼板厚度能減小碰撞后管體的殘余變形。但鋼板厚度過大會導致混凝土管體開裂范圍增大，設計時應綜合管體變形和混凝土損傷情況，對內襯鋼板厚度進行驗算。