白果渡嘉陵江大橋防撞裝置的防撞性能研究

余 葵，程 明*，彭炳力，張 聰，楊小岳

(1.重慶交通大學 國家內河航道整治工程技術研究中心，重慶 400074；2.重慶交通大學 重慶市橋梁通航安全與防撞工程技術研究中心，重慶 400074)

近年來，我國經濟建設發展迅速，交通運輸事業蓬勃發展，興建了大量跨江、跨河的橋梁，一方面給人們生活帶來了便利，另一方面也帶來了一些安全隱患。同時隨著航運業的快速發展，船舶種類日益增多，船橋碰撞事故也在不斷增加。雖然船橋碰撞屬于小概率事件，但是一旦發生，就會導致水運交通癱瘓和人民生命財產的重大損失[1-3]。因此，確定船舶撞擊力以及其防撞裝置的防撞性能，一直成為許多專家關注的問題。

隨著科學技術不斷發展，計算機技術逐漸成熟，有限元數值模擬方法已經廣泛應用在船橋碰撞問題上。張淑華等[4]利用ANSYS/LS-DYNA軟件模擬了5 000 t件雜貨船與30 000 t高樁碼頭的碰撞過程，得到了在不同速度下樁基的破壞情況和承載能力。王皓磊等[5]通過模擬3 000 t船舶撞擊橋墩的過程，將結果與經驗公式比較，發現經驗公式計算的結果離散性較大。劉偉慶等[6]采用了質點彈簧模型，通過建立船橋碰撞動力方程，發現了橋墩與船艏剛度比值小于50時與撞擊力峰值呈對數增大。付旭輝等[7]計算了船舶的撞擊力和橋墩的抗撞力，發現了美國ASSHTO規范計算的結果與數值模擬較為接近，并驗證了珠海淇澳大橋滿足防撞要求。闕水杰等[8]分析了3種不同的橋墩建模方式對船橋碰撞過程中的影響，得出了建模方式對有限元仿真結果影響很小的結論。張景峰等[9]研究了駁船和散裝貨輪撞擊力的變化規律，研究結果發現船艏幾何形狀和內部構造不同對撞擊力有較大影響。冒一峰等[10]結合工程實例，提出了船橋碰撞過程中復合材料防船撞系統的設計理念，能夠有效保護橋墩安全。鮑莉霞等[11]深入研究了不同波紋板布設方向、波紋板厚度和面板厚度對防撞裝置耐撞性的影響，表明了波紋板豎直布置吸能效果更好，厚度對耐撞性影響較小。余葵等[12-14]針對拱形橋梁防撞難的問題，提出了一種弧形水上升降式橋梁防撞裝置，并對該裝置的防撞能力進行了研究，發現了該裝置對船舶具有較好的攔截作用。蔡新永等[15]以實際工程為例，對橋梁現有的防撞裝置設計采用定量和定性分析，發現了船舶撞擊防撞帶不同位置后，船舶的速度和運動狀態變化規律。

本文以白果渡嘉陵江大橋防撞設計為工程背景，使用LS-DYNA有限元軟件建立了船-橋墩-防撞裝置三維計算模型，研究了不同角度撞擊該防撞裝置時橋墩的結構響應，并和無防撞裝置情況對比，分析自浮式復合材料防撞裝置的防撞性能，為今后相關工程和同類橋梁防船撞設計提供參考和借鑒作用。

1 工程概況

白果渡嘉陵江大橋是位于國道212線四川武勝至重慶合川高速公路橫跨嘉陵江的一座特大橋。橋梁起點樁號位于武勝岸K80+949.86 m處,止點位于合川岸K82+383.64 m處,主跨中心樁號為K81+605 m,橋梁全長1 433 m。上部結構主橋為130 m+230 m+130 m預應力混凝土連續剛構。引橋為10×40 m+13×40 m預應力混凝土簡支T梁。該橋區河段所在航道等級為內河Ⅲ級航道標準，根據白果渡嘉陵江大橋橋區航道的實際情況以及《長江干線通航標準》(JTS 180-4—2020)中第3.0.1條和附錄A中第A.0.1條的相關規定[16]，該橋區河段的設計代表船隊的船舶噸級為1 000 t的散貨船，考慮到該橋橋區河段現行船型及航道的遠期規劃，白果渡嘉陵江大橋橋區所處的航段應主要以2 000 t級內河散貨船作為設防船型。

為了減小船舶撞擊橋梁的風險，綜合考慮橋區附近水文、航道情況和橋梁的結構形式，對可能遭受船舶碰撞的橋梁主墩，設計了自浮式復合材料防撞套箱，該裝置由鋼套箱、復合材料縱橫隔板和橡膠吸能材料組成，如圖1所示。其中鋼套箱由上下甲板、內外側板和內部分隔板組成封閉艙室，該裝置迎撞面采用Q235鋼板和復合材料組成，橡膠吸能材料主要采用拱形的橡膠護舷，防撞裝置通過螺栓把3種節段拼接而成。

圖1 防撞裝置結構圖(單位：cm)

2 船橋碰撞有限元分析

2.1 橋墩有限元模型

本文按照白果渡嘉陵江大橋主墩的實際尺寸建立了有限元模型，主橋主墩采用雙薄壁橋墩，橋墩墩壁厚2.5 m，兩薄壁間凈距7 m，其承臺厚度為5 m，基礎采用4排樁基礎，每個橋墩下共設8根樁，樁徑為2.3 m。在橋墩有限元模型中，采用考慮材料損傷、應變率效應以及靜水壓力對屈服應力影響的HJC混凝土本構模型[17]。該本構模型對應LS-DYNA材料庫中111號材料，單元類型均采用實體單元，在橋墩頂部和底部采用簡化和等效的邊界條件，在橋墩模型的頂部通過施加質量點的形式來模擬橋梁上部結構質量，在橋墩模型底部采用等效樁徑法，取8倍樁徑為固結深度。

2.2 船舶有限元模型

在船橋碰撞過程中，主要的應力變形集中在船艏附近，而船舶中后部分遠離碰撞區域，僅提供質量支持和結構剛度不發生變形損傷。因此在有限元軟件中采用考慮應變速率的彈塑性材料模擬船艏結構，劃分網格較精細，遠離碰撞區域的船身使用剛體材料來建模，均采用殼單元，同時考慮了船舶在水流作用下的縱向運動對碰撞過程的影響，王自力等[18]提出了一種新的附加質量模型，通過有限元數值模擬技術，證明了在高速碰撞下附加質量模型與流固耦合模型具有較好的一致性。本文通過增加船舶密度的方法，把0.04倍的船體質量作為附加水質量加到船舶上，來模擬流體對碰撞過程的影響。

2.3 防撞裝置有限元模型

在防撞裝置有限元模擬中，鋼套箱外表面和內部縱橫分隔板均采用殼單元，鋼材和復合材料選用MAT_PLASTIC_KINEMATIC材料模型模擬，鋼材的應變率效應通過 Cowper-Symonds 本構模型[19]來計算。橡膠護舷材料特性較為特殊，是一種超彈性材料，應變超過100%后依舊可維持變形，同時具有幾何、材料及邊界的三重非線性特點，通常采用Mooney-Rivlin模型進行模擬[20]，在建模中選用了LS-DYNA材料庫中77號材料，采用實體單元模擬。同時為了降低計算時間，建模時把鋼套箱當成一個整體結構，忽略各節段之間的螺栓。鋼材和橡膠護舷材料模型的參數如表1、表2所示，船-橋墩-防撞裝置碰撞的有限元模型如圖2所示。

表1 鋼材參數

表2 橡膠護舷材料參數

圖2 船-橋墩-防撞裝置有限元模型圖

2.4 有限元模型驗證

在船橋碰撞分析研究中，驗證有限元模型的可靠性至關重要，橋墩模型組成形狀規則，模型的質量可以得到保證，但船舶模型組成結構和形狀比較復雜，在數值仿真過程中難免會產生一些誤差。本文運用有限元軟件進行仿真模擬2 000 t散貨船以3 m/s的速度正向撞擊矩形剛性墻，通過船舶撞擊剛性墻的撞擊力曲線圖與美國AASHTO規范公式作對比，進一步證明船舶模型的可靠性。美國AASHTO規范公式如下

P=0.98(DWT)1/2(V/8)

(1)

式中：P為撞擊力，MN；DWT為船舶載重噸位，t；V為船舶撞擊速度，m/s。AASHTO規范公式是在船舶正撞剛性墻的基礎上提出的，適用于油輪、貨輪、散貨船正撞橋墩的情況。

船舶與剛性墻碰撞的撞擊力時程曲線如圖3所示。從圖3可以看出，船舶撞擊剛性墻是一個非線性過程，撞擊時間只有0.3 s，從船艏接觸剛性墻開始，撞擊力迅速增加到峰值，之后因為單元失效，撞擊力又會迅速下降，直至船舶反向運動離開剛性墻，撞擊力降為0，整個撞擊過程中撞擊力峰值為15.40 MN，而美國AASHTO規范公式計算的撞擊力為16.44 MM。綜上所述，數值模擬計算出的結果與美國AASHTO規范公式基本保持一致，證明了有限元模型的可靠性。

圖3 船舶與剛性墻碰撞的撞擊力時程曲線

2.5 典型工況介紹

在參考橋區附近的水文、通航水位和航速等統計數據后，確定采用了2 000 t級散貨船在最高通航水位196 m處，以4.88 m/s的撞擊速度使船艏撞擊雙薄壁墩自浮式復合材料防撞裝置。選取了兩種代表性的撞擊角度，對橋梁的主墩開展不同撞擊角度下的碰撞分析，設計了3種比較典型的工況：(1)2 000 t船舶正向撞擊防撞裝置；(2)2 000 t船舶側向10°撞擊防撞裝置；(3)2 000 t船舶側向45°撞擊防撞裝置。同時與未安裝防撞裝置的橋墩作對比，研究該防撞裝置的防撞性能，船舶與橋墩碰撞的示意圖如圖4所示。

圖4 船舶撞擊橋墩示意圖

3 計算結果分析

3.1 正撞情況下

當船舶正向撞擊防撞裝置時，為船橋碰撞過程中最不利的工況，通過分析碰撞過程中撞擊力、能量、結構損傷及應力分布等結構響應，來研究該裝置的防撞性能。

3.1.1 撞擊力時程變化分析

有無防撞裝置時船舶的撞擊力時程曲線如圖5所示。從圖5可以看出，未安裝防撞裝置時，撞擊力時程曲線中出現波峰和波谷，表現出復雜的非線性過程，在0.23 s時撞擊力達到峰值48.4 MN，整個撞擊過程在很短的時間內就完成。安裝防撞裝置后，撞擊力峰值為21.8 MN，比未安裝防撞裝置時降低了55%，碰撞時間只有0.56 s，比未安裝防撞裝置時撞擊時間延長了124%，撞擊力曲線更加緩和，力的波動更小，說明該防撞裝置起到了很好的緩沖作用，減小了船舶和橋墩的變形損傷。

圖5 船舶撞擊力時程曲線

3.1.2 能量時程變化分析

avoidance device 在正撞工況下無防撞裝置和有防撞裝置時系統的能量變化曲線分別如圖6和圖7所示。船橋碰撞過程其實就是能量轉化過程。從圖中可以看出，安裝防撞裝置前后，系統的能量轉化趨勢基本相似，但安裝防撞裝置的系統能量轉化較為平緩，說明防撞裝置的存在可以減緩船舶的撞擊力，使能量轉化變得平緩。從圖6可以看出，在碰撞之前系統只存在動能，發生碰撞后，動能主要轉化為橋墩和船舶的內能，約在0.23 s時系統的內能達到最大，為7.74 MJ，最后系統的動能和內能維持在一個穩定的水平，分別為3.51 MJ和6.47 MJ。從圖7可以看出，發生碰撞后，船舶的動能主要轉化為橋墩和防撞裝置的內能，動能從碰撞到之后的0.1 s內開始緩慢減少，表明此時防撞裝置開始發生輕微變形，在隨后的0.2 s當中，系統動能開始快速下降，說明這段時間防撞裝置受到大變形，大約在0.4 s時系統的動能達到最小值，此時內能增加到最大值，為9.19 MJ。對比圖6和圖7可以發現，在碰撞結束后，有防撞裝置時系統的動能比無防撞裝置系統動能減少18%，說明船舶的動能被防撞裝置所吸收，該防撞裝置吸能效果較好，可以有效保護橋墩。

圖6 無防撞裝置系統能量變化曲線 圖7 有防撞裝置系統能量變化曲線

3.1.3 船舶損傷分析

無防撞裝置和有防撞裝置時在最大撞擊力時刻下的船舶應力云圖如圖8和圖9所示。從圖8中可以看出，未安裝防撞裝置時，船舶最大應力主要集中在船艏與橋墩的撞擊部位，而其他部位受到的應力較小。碰撞區域最大的等效應力為536 MPa，已經超過船舶材料的極限強度，發生塑性變形，對船舶造成一定程度的損傷。從圖9中可以看出，安裝防撞裝置后，船舶受到的最大等效應力只有298 MPa，比未安裝防撞裝置的等效應力降低了44%，船艏的損傷變形明顯減小，雖然部分區域發生塑性變形，但等效應力均沒有超過材料的極限強度，說明此防撞裝置可以明顯降低船舶的變形損傷，保護橋墩的同時，也可以有效保護船舶安全。

3.1.4 橋墩水平位移分析

有無防撞裝置時橋墩的水平位移時程曲線如圖10所示。從圖中可以看出，無論是否安裝防撞裝置，橋墩都會產生微小的振蕩，但安裝防撞裝置后延長了撞擊時間，撞擊力大幅度降低，導致橋墩的水平位移也有所減小，從裸墩時的18.8 mm減小到11.2 mm，降幅達到40%，說明該防撞裝置能夠更好地保護橋墩安全。

圖10 橋墩水平位移時程 圖11 船舶撞擊力時程曲線

3.2 側撞情況下

當船舶側向撞擊防撞裝置時，本文選取了在實際工程中比較典型的兩種撞擊角度，分析在碰撞過程中撥開船艏的效果。

3.2.1 撞擊力時程變化分析

船舶側向撞擊安裝防撞裝置橋墩的撞擊力時程曲線如圖11所示。從圖中可以看出，無論是小角度還是大角度碰撞，整個碰撞曲線表現出復雜的非線性過程。當船舶側向45°撞擊防撞裝置時，在0.1 s開始與防撞裝置接觸，此時撞擊力開始上升，約到0.31 s時撞擊力達到峰值20.4 MN，最后在0.74 s的時候碰撞結束，船舶與防撞裝置分開。當船舶側向10°撞擊防撞裝置時，在0.12 s開始與防撞裝置接觸，撞擊力開始上升，約到0.3 s時撞擊力達到峰值10.1 MN，比側向45°撞擊降低了50%，最后在0.56 s時碰撞結束，船舶被防撞裝置彈開。通過比較，發現小角度撞擊，船舶和橋墩受力更小，說明船舶偏航角度越大，對船舶和橋墩造成的危害也越大。

3.2.2 能量變化分析

小角度側撞和大角度側撞防撞裝置時系統內能量的變化曲線如圖12和圖13所示。從圖中可以看出，兩種典型角度碰撞時，系統的總能量均為11.36 MJ，一直保持一條平直的直線，說明在整個碰撞過程中內能、動能、滑移能和沙漏能的和維持不變，符合能量守恒定律。小角度碰撞時，船舶動能轉化為防撞裝置的變形能，碰撞結束后，船舶動能維持在8.0 MJ，損失占初始動能的30%，防撞裝置變形能維持在1.74 MJ。大角度碰撞時，船舶動能維持在3.57 MJ，損失占初始動能的68%，防撞裝置變形能維持在4.15 MJ。由此可見，船舶撞擊角度越小，船舶損失的動能越少，說明在小角度碰撞后，船舶被防撞裝置撥開船艏，并保留了更多的動能遠離橋墩，減少了能量的轉換，使船舶、橋墩和防撞裝置都得到較好的保護。

圖12 小角度側撞能量變化曲線 圖13 大角度側撞能量變化曲線

3.2.3 防撞裝置應力變形分析

小角度側撞和大角度側撞時防撞裝置的應力云圖如圖14和圖15所示。從圖中可以看出，小角度和大角度碰撞時的最大等效應力都集中分布在防撞裝置的上部，即船艏與防撞裝置撞擊位置。在大角度側撞工況下，防撞裝置最大等效應力達到614 MPa，已經超過防撞裝置材料的極限強度，碰撞區域出現了明顯的凹陷變形，其他非碰撞區域應力分布較少，保持在安全范圍之內。相比之下，在小角度側撞工況下，防撞裝置最大等效應力為389 MPa，比大角度側撞工況降低了37%，雖然局部區域進入塑性變形階段，但等效應力均沒有超過材料的極限強度。說明船舶在小角度偏航時，借助防撞裝置撥開船艏的功能可以在一定程度上降低對防撞裝置的損傷。

圖14 小角度側撞時防撞裝置應力云圖 圖15 大角度側撞時防撞裝置應力云圖

防撞裝置在不同撞擊角度下的撞深時程曲線如圖16所示。從圖中可以看出，防撞裝置的撞深時程曲線都是呈現先增大后減小最后穩定在一個數值的趨勢，結合圖12和圖13的能量變化曲線可以發現，防撞裝置的撞深隨著船舶動能的減小而增大，說明撞深的增大導致防撞裝置變形能升高，但最大的撞深并不是在船舶動能最小處取得。當船舶以10°和45°側撞時，最大撞深分別為141 mm和300 mm，小角度碰撞時的撞深比大角度碰撞減小了53%，原因是小角度碰撞時防撞裝置容易撥開船艏，讓船舶保留更多的動能，遠離防撞裝置，降低了對防撞裝置的損傷。

4 結論

本文以白果渡嘉陵江大橋為工程背景，采用數值仿真方法對防撞裝置進行性能評估，得到以下結論：

(1)在最不利的正撞工況下，安裝防撞裝置后，撞擊力峰值降低了55%，撞擊時間延長了124%，船舶的最大等效應力降低了44%，該防撞裝置起到了很好的緩沖作用，具有良好的防撞效果，減小了船舶和橋墩的變形損傷。

(2)當船舶側撞時，相比大角度碰撞，在小角度碰撞后，船舶被防撞裝置撥開船艏，并保留了70%的動能遠離橋墩，并且防撞裝置受到的變形損傷小，減少了能量的轉換，使船舶、橋墩和防撞裝置都得到較好的保護。

(3)小角度碰撞工況下的撞擊力峰值、防撞裝置撞擊位置最大等效應力以及最大撞深比大角度碰撞工況分別降低了50%、37%和53% ，使得小角度碰撞時的沖擊效應更為平緩，減小了對船舶和橋墩造成的危害。