铜陵长江公路大桥增设防船撞设施的效能分析

(安徽省交通勘察设计院有限公司，安徽合肥230001)

随着国内交通运输业的快速发展，航道上桥梁数量及航道内船舶数量不断增加，且船型趋于大型化，船舶撞击桥墩的事故屡有发生。为保障桥梁安全，减小船撞过程中的船舶损伤，桥梁应配布防船撞设施已成为业内共识。针对桥梁配布防船撞设施的研究，国内外学者主要采用试验研究法[1-2]、简化分析法[3]和有限元模拟法[4]等。其中采用有限元法模拟船—桥，船—防船撞设施的碰撞过程更为直观和准确，如刘建成等[5]对黄石长江大桥的箱型防撞装置进行了数值模拟，比较分析了防撞装置各构件的吸能情况，得出水平甲板吸能最多、横纵舱壁其次、外板吸能最小等结论，但该模拟仅针对同一装置、同一尺寸、不同工况的条件，未对装置中构件不同尺寸条件下的吸能情况进行分析；潘晋等[6]对不同撞击位置、防护装置厚度及碰撞速度下，船舶—桥墩防护装置碰撞进行了有限元模拟，且考察了防撞装置板厚对其性能的影响，一定程度上优化了防护装置的结构尺寸，但未明确最佳防撞装置厚度与船舶构造尺寸的关系；肖波等[7]对某钢质防船撞装置碰撞过程的模拟分析表明，调整板厚和骨材布置可改善防船撞装置的性能；张锡祥等[8]设计了一种高消能的防撞浮箱结构，姜华等[9]对此浮箱结构防撞性能的研究表明，该防撞装置箱壳侧板起主要耗能作用。为降低钢结构防撞设施的刚度、减小船舶损害，刘伟庆等[10]提出了一种纤维增强复合材料作为外壳的防撞设施，冒一锋等[11]通过数值模拟验证了此防撞设施的消能、防护能力，但实际应用中复合材料各节段之间连接的可靠性有待提高。钢质外壳防撞设施有利于保证自身稳定性已成为业内共识，如何降低钢质外壳强度、减小船舶损伤是研究的重点。

铜陵长江公路大桥原设计较为经济，但桥梁本体较为薄弱，大桥外观剐蹭痕迹明显，已经多次加固，为进一步加固保障桥梁安全、减小船舶损伤，桥梁管理单位拟对大桥主1～主5号墩及北引桥19#墩增设防船撞设施。基于此，采用有限元软件ANSYS/LS-DYNA模拟1 000 t船舶与铜陵长江公路大桥北19#墩增设的防船撞设施发生碰撞的过程，分析不同规格防船撞设施的效能情况，以供业内参考和借鉴。

1 有限元模型

依据铜陵长江公路大桥桥位处2016年3月1日至2017年2月28日时段内船舶自动识别系统AIS（Association for Information Systems）数据[12]，分析该时段内过境船舶的载重吨位、航行轨迹等数据，选 取5%概率对应船舶载重吨为设防代表船型，据此确定北引桥19#墩设防船舶载重吨为1 000 t，对应船速为3 m/s。

1.1 船体模型的建立

1 000 t级船舶尺度为49.8 m×10.2 m×3.49 m（船长×船宽×型深），其船首结构如图1。船体满载条件下整船的总质量为1 580 t。

图1 1 000 t级船舶船首结构(单位：mm，L：角钢，⊥：T型肋板)Fig.1 Bow structure of 1 000 t class ship(unit：mm，L：angle steel，⊥：T-shaped rib plate)

1 000 t级船体模型如图2。船体部分均为钢板件，材料为Q235钢，采用壳单元建模，为兼顾船桥碰撞分析的精度和效率，整体船模型采用分段建模过渡网格的思路，船体壳单元网格大小由船首到船尾逐渐递增；船首部分是船体碰撞变形区，该区域的网格尺寸和类型对船体刚度有较大影响，采用精细化建模，壳单元网格平均尺寸为50 mm，网格最大程度采用四边形网格；船尾部分不涉及船体变形问题，主要是其质量分配影响船体的动能和运动状态，采用粗略化建模，壳单元网格平均尺寸为1 000 mm；船首和船尾中间部分单元尺寸过渡增加。

1.2 桥墩模型的建立

19#墩墩身为直径2 m的圆形双柱墩，墩高21.939 m；两墩柱间距为11.4 m，距离墩顶10 m位置墩柱之间布置高2 m、宽1 m的系梁；承台为工字型承台，高3 m，承台底高程2.918 m，承台顶高程5.918 m；桩径均为2 m，按钻孔摩擦桩设计。

桥墩有限元模型中混凝土模型采用LS-DYNA中MAT-RIGID单元模拟，钢筋结构采用梁单元模拟，钢筋结构和混凝土之间的相互作用在模型中采用共节点的方式连接，变形较大的桥墩部分采用精细化网格，变形较小的桥面部分采用粗略化网格。考虑到承台实际结构强度较大，相对桥墩变形较小，故建模中采用刚性化处理，桩基进行完全约束。桥墩中的横向和纵向钢筋采用梁单元模拟，按照混凝土实体网格的大小建模，从而实现实体和梁单元共节点传递混凝土和钢筋之间载荷。

1.3 防船撞设施模型的建立

19#墩采用自浮式刚柔结合的(combination of rigid and flexible，CRF)防船撞设施，直径2 m，构造部分参考船舶结构，主要由外筒体(外表面聚脲涂装)、内部加强肋、集束管、高分子阻尼元件、连接接头、内法兰安装人孔、注料孔及附件组成，接头处采用内法兰+高强螺栓的连接方式，构造及剖面如图3，4。

图3 防船撞设施构造Fig.3 Structure of anti collision facility

图4 防船撞设施剖面示意图(单位：mm)Fig.4 Profile diagram of anti collision facility(Unit：mm)

肖波等[7]模拟结果表明，防撞装置中板材是主要的吸能构件，特别是外围板、舱壁板和受撞区的纵横加强筋，吸能占总吸能的86.9%。据此，自浮式CRF防船撞设施主要依托钢外壳及内部纵横加强筋破溃吸能，集束管、高分子阻尼元件等构件起作用较小。故建立防船撞设施模型过程中，简化防船撞设施内部构造，仅保留起主要吸能效果的钢外壳及内部纵横加强筋。

2 计算结果与分析

2.1 船舶撞桥墩的结果分析

采用ANSYS/LS-DYNA模拟载重1 000 t的船舶正面撞击北引桥19#桥墩的过程，其计算模型及碰撞力F等值线如图5，船舶正撞时的变形如图6。由图6可见，船舶正撞北引桥19#桥墩时，主要变形集中在船首，且船首变形轮廓与桥墩构造吻合。

图7为船舶正撞北引桥19#桥墩时的撞击能量时程曲线。图7表明，在没有防撞设施的情况下，船舶的动能绝大部分被船首塑性变形吸收，满足计算要求。图8为船舶正撞北引桥19#桥墩时的撞击力时程曲线。由图8可知：船与桥墩接触后，撞击力近似线性上升，t=1 000 ms时，撞击力达到峰值，Fmax=7 402.8 kN；至t=1 125 ms间，撞击力近乎不变，此后至t=1 270 ms，撞击力急速减小。考虑到船舶与桥墩间为接触传力，只传递压力不传递拉力，船墩从t=0 s时开始接触，桥墩刚度大于船舶，船墩接触主要为船舶以弹塑性变形贴合桥墩，故船舶变形在最大撞击力末期达到最大，此时船速衰减为0，此后船舶开始进行弹性变形的恢复直至脱离桥墩，在t=0～1 270 ms的全程，船舶始终受桥墩撞击反力的作用而减速；在t=1 270 ms时船舶反弹脱离桥墩，船速为负值，即改变方向，但船速较小，船舶保留塑性变形。

图5 船与桥墩正撞计算模型Fig.5 Calculation model of collision between ship and pier

图6 船舶正撞时的变形Fig.6 Deformation of ship collision

图7 撞击能量时程曲线Fig.7 Time-history curves of collision energy

图8 撞击力时程曲线Fig.8 Time-history curve of collision force

2.2 船舶撞防船撞设施的结果分析

载重1 000 t船舶船体外板厚7 mm，舱内筋板壁厚为6～8 mm，文中对防船撞设施设计5种壁厚规格，具体见表1。

表1 防船撞设施壁厚规格Tab.1 Specifications of wall thickness of anticollision facility

图9为船舶与防船撞设施正撞剖面图。由图9可知，船舶先碰触防船撞设施，后两者一起撞击桥墩，船舶与防船撞设施均有变形。图10，11分别为船舶与防船撞设施正撞时，船首与防船撞设施变形的模拟结果。由图10可知，船舶先撞防船撞设施，两者变形至一定程度，继续撞击桥墩，其船首变形与图6不同。由图11可见，防船撞设施并未完全失效，尚能保持自浮功能。

图12为增设不同防船撞设施条件下船舶撞击力时程曲线。由图12可知，增设防船撞设施后，撞击力仍呈明显非线性。防船撞设施正常漂浮时，船舶与桥墩间存有间隙，船舶以某一速度撞击防船撞设施，两者发生接触变形，后随着船舶减速，防船撞设施加速至两者无相对变形以同一速度前进，在此过程中撞击力呈现一个短时增长、衰减的过程；其后船舶与防船撞设施整体前移至与桥墩接触这段时间内，船舶与防船撞设施的变形不再增长，撞击力为0；随后，船舶与防船撞设施贴合形成整体开始与桥墩接触，撞击力曲线与未设防船撞设施时的撞击力曲线形态相似，但时间有所延长，峰值有所降低。以规格2的撞击力时程为例，t=250 ms之前，撞击力呈短波增长、衰减；此后至t=480 ms防船撞设施内侧与桥墩接触期间，撞击力为0；t=1 980 ms时，对应撞击力最大，Fmax=5 326.47 kN；之后，撞击力迅速衰减，t=2 250 ms后，船墩脱离。

图9 船舶与防船撞设施正撞剖面图Fig.9 Profile diagram of collision between ship and anti collision facility

为便于对比，未设防船撞设施作为工况1，规格1～5的防船撞设施依次作为工况2～6，各工况条件下的计算结果如表2。分析表2可知，增设防船撞设施后，船舶撞击历时明显延长，削减船舶撞击力最高的为规格5，吸能比最高的为规格3。

图10 增设防船撞设施后船首变形Fig.10 Deformation of ship head after installation of anti collision facilities

图11 防船撞设施变形Fig.11 Deformation of anti collision facilities

图12 增设防船撞设施后撞击力时程曲线Fig.12 Time-history curves of impact force after installation of anti collision facilities

表2 各工况条件下的撞击力与吸能结果Tab.2 Results of of impact force and energy absorption under each working condition

防船撞设施的效能主要体现在船舶撞击力消减和吸收船撞能量，船舶撞击力消减能提高桥墩的抗船撞能力，吸收船撞能量能减小船舶的撞损。根据防船撞设施规格1～5的计算结果，作不同防船撞设施船撞力消减和吸能曲线，结果分别如图13，14。图13，14表明，船舶撞击力消减和吸收撞击能量的效果均呈随防船撞设施的刚度增强呈先上升再下降的凸型趋势。考虑到铜陵长江公路大桥19#墩本体已具备1 000 t船舶的抗撞能力，规格2防船撞设施吸收船撞能量的效果较佳且用钢量较少，故本墩防船撞设施最终选择规格2，即壁厚5 mm，加劲板5 mm。

图13 不同防船撞设施船撞力消减曲线Fig.13 Curve of ship impact force reduction by different anti collision facilities

图14 不同防船撞设施吸能曲线Fig.14 Curve of energy absorption by different anti collision facilities

3 结 论

增设防船撞设施事关桥梁和船舶安全，采用有限元软件模拟载重1 000 t船舶正面撞击铜陵长江公路大桥北19#桥墩增设防船撞设施的过程，计算不同壁厚防船撞设施钢外壳及内部纵横加强筋的效能情况，结果表明：

1)防船撞设施的吸能比随钢外壳及内部纵横加强筋壁厚的增大呈先上升后下降的凸型曲线关系；

2)对本体抗撞能力满足要求的桥墩，选用防船撞设施外壳、纵横加筋板壁厚略小于设防船舶外壳、内部纵横板材壁厚时，吸能效果较好，能有效减小船舶损伤。