橋上爆炸作用下正交異性鋼橋面板的破壞模式

摘"要"針對橋上爆炸作用下正交異性鋼橋面板，開展了基于鋼板爆炸試驗驗證的數值模擬研究。分析了美國聯邦應急管理署（FEMA）規定的五種威脅類型爆炸作用下泰州長江大橋鋼橋面板的破壞機理，揭示了橋面板不同構件的破壞模式。主要結論如下：（1）所有爆炸工況中，均觀察到頂板花瓣狀破口、U肋斷裂及撕裂和橫隔板塑性變形。對于較大炸藥量工況（1 814 kg TNT、4 536 kg TNT和13 608 kg TNT），橋面板破壞模式還包括橫隔板面外彎曲、局部屈曲和斷裂、底板U肋斷裂以及底板破口。（2）對于較小炸藥量工況（227 kg TNT和454 kg TNT），橋面板主要耗能機制為頂板和頂板U肋耗能，總耗能占比超過70%；而較大炸藥量工況橋面板主要耗能機制為頂板、頂板U肋、橫隔板、底板和底板U肋共同耗能，總耗能占比超過90%。

關鍵詞"橋梁抗爆，"破壞模式，"數值模擬，"正交異性鋼橋面板，"橋上爆炸

Damage Mode of Orthotropic Steel Bridge Deck under Above-Deck Explosion

MA Liangliang"WANG Qizhen"WU Hao^*

（Department of Disaster Mitigation for Structures，Tongji University，"Shanghai 200092，"China）

Abstract"Concerning the orthotropic steel bridge decks under above-deck explosions，"a numerical simulation study based on steel plate explosion tests was conducted. The damage mechanism of the steel bridge deck of Taizhou Yangtze River Bridge was analyzed under explosions of five threat types specified by the Federal Emergency Management Agency （FEMA），"and the damage modes of different components of the bridge deck were revealed. The main conclusions are as follows. In all explosion scenarios，"petal-shaped openings on the top plate，"fracture and tearing of U-ribs，"and plastic deformation of cross beams were observed. For scenarios with larger explosive charge （1 814 kg TNT，"4 536 kg TNT，"and 13 608 kg TNT），"the failure modes of the bridge deck also include outward bending，"local buckling，"and fracture of cross beams，"fracture of the U-ribs，"and openings on the bottom plate. In scenarios with smaller explosive charge （227 kg TNT and 454 kg TNT），"the main energy consumption mechanism of the bridge deck was the top plate and top plate U-ribs，"accounting for over 70% of the total energy consumption. In scenarios with larger explosive charge，"the main energy consumption mechanism of the bridge deck involved the top plate，"top plate U-ribs，"cross beams，"bottom plate，"and bottom plate U-ribs，"accounting for over 90% of the total energy consumption.

Keywords"bridge blast resistance，"damage mode，"numerical simulation，"orthotropic steel bridge deck，"above-deck explosion

0"引"言

國內外以懸索橋和斜拉橋為代表的大跨度鋼橋廣泛采用正交異性鋼橋面板，該橋面板由縱、橫加勁肋及橋面頂板焊接而成，其受力狀態在相互正交的縱橫橋向呈異性。軍事打擊、恐怖襲擊爆炸以及危化品運輸過程中的偶然爆炸威脅著鋼橋面板的通行能力。因此，亟需開展正交異性鋼橋面板的抗爆研究。

由于原型鋼橋面板尺寸大、結構復雜，已有抗爆研究主要針對鋼板/加勁鋼板。如Remennikov等^［1-2］、Henchie等^［3］、楊明等^［4］、韓璐等^［5］、Yuen等^［6-9］、Gan等^［10-11］、Goe等^［12］、Razak等^［13］以及甘露等^［14］通過試驗和數值模擬方法，揭示了爆炸作用下鋼板/加勁鋼板的不同破壞模式，包括塑性大變形、拉伸撕裂、剪切破壞和花瓣狀破口破壞。

針對爆炸作用下鋼橋面板的破壞模式的研究較少。劉亞玲等^［15］在14個1/10縮尺鋼箱梁模型上開展了近區爆炸試驗，討論了模型高度、頂板厚度、U肋間距和厚度、橫隔板及縱板的間距和厚度等結構參數對鋼箱梁抗爆性能的影響，得出以下結論：增大頂板厚度，減小U肋和橫隔板間距可以顯著提高鋼箱梁的抗爆能力。白志海^［16］和蔣志剛等^［17］采用數值模擬方法，研究了正交異性鋼橋面板在爆炸下作用的破壞機理，得出以下結論：橋面板損傷程度與裝藥量正相關，隨著裝藥量的增大，破壞模式由局部塑性大變形、開裂發展為花瓣狀破口；橋面板的主要耗能機制為蓋板和加勁肋的塑性變形耗能，占爆炸輸入能量的70%以上。

可以看出，已有研究主要局限于爆炸作用下鋼板/加勁鋼板等簡單鋼結構的破壞模式，對于具有復雜結構布置的原型正交異性鋼橋面板的破壞模式，由于爆炸當量覆蓋范圍小，破壞模式類型受限。針對此局限性，本文采用數值模擬方法對橋上爆炸作用下正交異性鋼橋面板的破壞模式進行分析。首先，基于Langdon等^［7］開展的鋼板爆炸試驗開展數值模擬方法的驗證，并探討了Arbitrary Lagrangian Eulerian（ALE）法和初速度法兩種爆炸荷載施加方式對于模擬結果的影響。然后，建立了泰州長江公路大橋鋼箱梁精細化有限元模型，針對美國聯邦應急管理署（FEMA）^［18］規定的五種恐怖爆炸襲擊類型，開展爆炸作用下鋼箱梁橋面板的數值模擬。最后，分析了選定爆炸工況下鋼箱梁的破壞機理，給出了不同爆炸作用下鋼箱梁的破壞模式。

1"試驗簡介和有限元模型

1.1 試驗簡介

Langdon等^［7］進行了無加勁肋、單加勁肋、雙加勁肋和雙十字加勁肋低碳鋼板的爆炸試驗，如圖1（a）所示。加勁肋尺寸高度均為7 mm，厚度均為3 mm。試驗采用塑性炸藥（PE4），不同工況炸藥質量的變化范圍為3.5～9 g。試驗布置如圖1（b）所示。選取的試驗工況裝藥量為4 g和5 g。

1.2 有限元模型

LS-DYNA^［19］中施加爆炸荷載的方法有ALE法、Load_Blast_Enhanced（LBE）法和初速度法。考慮到LBE法一般用于中遠區爆炸分析，因此，本文將針對ALE法和初速度法開展討論。以ALE法為例，建立了雙十字加勁肋試件的1/4對稱有限元模型，如圖2所示。模型的對稱面分別為XOZ和YOZ平面，采用關鍵字*BOUNDARY_SPC_SET設置。鋼板邊界完全固支邊界采用關鍵字*BOUNDARY_SPC_SET定義。空氣域邊界通過關鍵字*BOUNDARY_NON_REFLECTING定義為無反射邊界。

空氣和炸藥采用ALE單元，網格尺寸分別為2 mm和0.5 mm。對于ALE法和初速度法施加爆炸荷載工況，鋼板/加勁肋分別采用常應力SOLID單元和SHELL單元，原因在于初速度法通過節點施加爆炸荷載，更適用于殼單元，相應的網格尺寸均為0.5 mm。

材料模型方面，空氣采用空材料模型*MAT_NULL和狀態方程*EOS_LINEAR_POLYNOMIAL；炸藥采用材料模型*MAT_HIGH_EXPLOSIVE_BURN和狀態方程*EOS_JWL；鋼板及加勁肋采用材料模型*MAT_JOHNSON_COOK（JC），對于實體單元，JC模型需要定義Gruneisen狀態方程*EOS_GRUNEISEN。材料模型參數見文獻［16］。

采用ALE法和初速度法進行爆炸荷載施加。ALE法如圖2所示。空氣、PE4和鋼板通過關鍵字*CONSTRAINED_LAGRANGE_IN_SOLID模擬爆炸沖擊波與鋼板的相互作用。采用關鍵字*INITIAL_DETONATION在0時刻引爆炸藥。初速度法首先根據文獻［1］確定爆炸沖量在鋼板表面的分布，然后基于動量原理將爆炸沖量分布轉化為速度分布并施加在有限元網格節點上，通過關鍵字*INITIAL_VELOCITY_GENERATION實現。

2"有限元模型驗證

本節基于Langdon等^［7］開展的鋼板爆炸試驗，通過對比數值模擬和試驗鋼板破壞形態及中心撓度，對所采用的有限元分析方法進行全面驗證，并探討ALE法和初速度法對于爆炸作用下鋼板爆炸模擬的適用性。

圖3給出了裝藥量為4 g和5 g爆炸工況下，數值模擬和試驗無、單、雙及雙十字加勁肋鋼板的破壞形態對比。可以看出，數值模擬得到的鋼板破壞形態與試驗結果吻合良好。試驗中觀察到的無加勁肋鋼板的大變形、單加勁肋鋼板發生的變薄和撕裂破壞、雙加筋肋鋼板發生的塑性大變形和撕裂破壞及雙十字加勁肋鋼板出現的鼓包變形和撕裂破壞，均在數值模擬中得到了較好的復現。

圖4給出了裝藥量為4 g和5 g爆炸工況下，數值模擬和試驗無、單、雙及雙十字加勁肋鋼板的中心撓度對比。可以看出，除5 g爆炸工況中雙十字加勁肋鋼板數值模擬和試驗結果的相對誤差較大，為61.0%，其余工況相對誤差均在±15%內，數值模擬和試驗結果吻合良好。

通過上述對比，可以發現，對于SOLID單元，ALE法可以準確預測爆炸下加勁肋鋼板的破壞形態和位移響應。以4g PE4爆炸下無肋鋼板為例，針對SOLID單元和SHELL單元，進一步探討ALE法和初速度法對于預測爆炸下加勁肋鋼板位移響應的準確性和計算效率。圖5給出了不同爆炸加載方式和單元類型鋼板中心撓度及計算效率對比，括號中數值為計算時間。可以看出，相較于初速度法，ALE法預測精度更高。此外，采用SHELL單元可以顯著提高計算效率。因此，考慮到原型正交異性橋面板的尺寸較大，為了平衡計算精度和計算效率，后續爆炸分析中將采用SHELL單元和ALE法。

3"橋上爆炸作用下鋼箱梁橋面板的破壞模式

以泰州長江公路大橋鋼箱梁橋面板為研究對象，探討橋上爆炸作用下鋼箱梁橋面板的破壞模式。該橋面板采用單箱三室構造的鋼箱梁結構，鋼材等級為Q345D，其密度為7 800 kg/m³，屈服強度為345 MPa，彈性模量為210 GPa。全橋橋面板以梁段為單元，由136個梁段組成，其中標準梁段128個。標準梁段長16 m、寬39.1 m，如圖6所示。鋼箱梁各構件鋼板厚度見表1。需要說明的是，橫隔板和風嘴隔板各有兩種厚度，10 mm和14 mm厚橫隔板編號分別為HGB1和HGB2，10 mm和14 mm厚風嘴隔板編號分別為FZGB1和FZGB2。

3.1 原型鋼箱梁橋面板有限元模型

圖7給出了泰州長江公路大橋鋼箱梁橋面板的精細化有限元模型。考慮到爆炸荷載一般造成結構局部破壞，因此在建立精細化單個鋼箱梁梁段的基礎上，對梁段進行組裝，通過試算確定9個梁段作為爆炸分析的組裝模型。組裝模型的單元類型、接觸算法、材料模型、爆炸荷載施加方式均與第2節有限元模型驗證保持一致。實際工程中，頂/底板、U肋、橫隔板及梁段之間的連接方式為焊接，且要求不同構件間的焊縫力學性能不低于母材，因此數值模擬中，梁段間采用共節點連接。此外，爆炸荷載作用下，鋼箱梁橋面板主要發生局部破壞，整體響應較小，因此對于遠離爆炸中心的梁段兩端和吊索位置，其邊界效應可忽略，此處將實際邊界簡化為固定端約束，通過*BOUNDARY_SPC_SET實現。

3.2 爆炸工況確定

根據FEMA^［18］規定的恐怖爆炸襲擊類型，選取五種汽車炸彈爆炸源（工況A—E），見表2。按照其等效TNT當量建立立方體炸藥模型，炸藥底部邊緣距離橋面板均為0.5 m。關于爆炸位置，泰州長江公路大橋車道設置為雙向六車道，最外側為應急車道。文獻［22］指出，橋上爆炸時，爆炸位置位于橋面上方中心時，整橋響應最大，因此爆炸位置設置在車道4中心，如圖8所示。

3.3 結果討論

3.3.1 爆炸波傳播

圖9給出了典型工況A和E爆炸沖擊波在鋼箱梁表面及其內部傳播的超壓云圖，其中橫截面為炸藥幾何中心所在橫截面。可以看出，爆炸沖擊波的傳播分為自由場、箱梁外部和箱梁內部傳播三種典型類型。對于自由場傳播，由于未受到障礙物阻擋，以球面波形式傳播。當箱梁頂板未出現破口時，爆炸沖擊波遇到箱梁頂板發生反射，以半球面波形式傳播。當頂板由于爆炸作用出現破口時，爆炸沖擊波從頂板破口進入箱梁內部傳播，在密閉空間內被頂板、底板、橫隔板和U肋反射增強，形成復雜的反射超壓場。

3.3.2 破壞形態

圖10給出了爆炸下不同工況鋼箱梁的損傷云圖，需要說明的是該損傷云圖計算時刻為1 s，此時鋼箱梁損傷狀態已不再發展。可以看出，隨著炸藥量的增大，頂板逐漸由塑性大變形發展為開洞，橫隔板逐漸由局部塑性發展為斷裂，頂板U肋逐漸由塑性大變形發展為斷裂。風嘴加勁肋距離爆心遠，且迎爆面面積小，因此損傷程度較小，在最大炸藥量工況下僅出現了局部塑性。對于底板和底板U肋，其破壞模式與爆炸沖擊波傳播范圍相關，當爆炸沖擊波未進入箱梁內部傳播時，底板及底板U肋保持完好；當爆炸沖擊波進入箱梁內部傳播并直接作用于底板和底板U肋時，二者均出現塑性大變形甚至斷裂。需要指出的是，爆炸沖擊波導致的頂板和頂板U肋飛射物也會引起底板和底板U肋的損傷破壞，如工況C和D中底板的破口［圖10（c）、（d）］。

表3列出了各爆炸工況下各構件的破壞模式，與已有研究^{［5，6-8］}揭示的常見破壞模式不同，對于較大裝藥量爆炸工況，橫隔板出現較大的面外彎曲變形以及沿著高度方向的受壓屈曲變形，底板出現鼓包變形。橫隔板的面外彎曲變形和底板的鼓包變形主要由進入鋼箱梁內部進一步向外膨脹的爆炸沖擊波引起。進一步輸出了爆炸作用下各構件的耗能百分比，見表3括號中的數值。可以看出，對于工況A和B，鋼箱梁的主要耗能機制為頂板和頂板U肋耗能，總耗能占比超過70%，這與蔣志剛等^［17］得出的結論基本一致。然而，對于更大炸藥量的工況，鋼箱梁的主要耗能機制為頂板、頂板U肋、橫隔板、底板和底板U肋共同耗能，總耗能占比超過90%。原因在于較大炸藥量爆炸作用下，爆炸沖擊波能直接作用于底板，并使其發生開洞破壞。需要指出的是，表3統計各構件耗能的時刻為1 s，此時刻后各構件耗能已不繼續變化。

4"結"論

本文針對爆炸作用下正交異性鋼橋面板，開展了基于鋼板爆炸試驗驗證的數值模擬研究。獲得如下主要結論：

（1）"爆炸作用下鋼箱梁橋面板主要發生局部破壞，通過頂板破口進入到箱梁內部的爆炸沖擊波往往造成更嚴重的破壞。

（2）"爆炸作用下鋼箱梁各構件主要破壞模式有頂板花瓣狀破口、U肋斷裂及撕裂、橫隔板塑性變形、面外彎曲、局部屈曲和斷裂、底板U肋斷裂以及底板破口。

（3）"對于較小炸藥量爆炸工況（工況A和B），鋼箱梁橋面板的主要耗能機制為頂板和頂板U肋耗能，總耗能占比超過70%。而對于較大炸藥量爆炸工況（工況C—E），鋼箱梁的主要耗能機制為頂板、頂板U肋、橫隔板、底板和底板U肋共同耗能，總耗能占比超過90%。

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