群桩和浮箱结合的防船撞设施碰撞性能分析*

白 凯 吴曾鹏 许明财 潘 晋

(湖北省交通规划设计院股份有限公司1) 武汉 430051) (华中科技大学船舶与海洋工程学院2) 武汉 430074)(武汉力拓桥科防撞设施有限公司3) 武汉 430040) (武汉理工大学交通学院4) 武汉 430063)

0 引 言

根据已经发生的桥梁倒塌事故分析，跨航道桥梁倒塌主要是因为船舶的撞击，且船舶撞击桥梁还会带来非常严重的后果[1-2].船桥碰撞问题的研究也逐渐受到了工程界及各国政府和学者的重视.

根据防撞形式的不同，将桥墩防撞设施分为主动防撞及被动防撞两大类[3].王君杰等[4]将防船撞设施分为3大类，分别为：一体式、附着式，以及独立式的防撞设施，并对各大类防撞设施进行了较为具体详细的划分.刘建成等[5-6]在已有研究成果的基础上，进一步研究了若干典型的船桥碰撞问题的计算方法，并通过有限元数值模拟的方法，计算了船桥碰撞过程中桥墩的损伤情况及动态响应特性，得出了能量转换、船撞力，以及碰撞过程中桥墩的动态响应的特点和一般规律.

目前，在实际工程中使用较多浮式套箱与群桩式防撞结构为被动防撞中较为典型的两种方式.浮式套箱主要通过结构本身的压坏变形来吸收撞击能量，群桩式防护装置主要通过桩弯曲变形来吸收撞击能量.贾恩实[7]采用数值模拟对平潭海峡公铁两用大桥元洪航道桥的钢套箱和V形防撞梁组合式防撞体系进行耐撞性研究.潘晋等[8-9]进行了桥墩蜂窝结构复合材料防撞结构碰撞性能试验和数值分析，表明蜂窝夹层结构具有良好的耐撞性.

本文针对设防桥梁自身抗撞力较弱的情况，设计了桩式防撞结构，避免船舶与桥墩之间的接触以保护桥墩.此外，在群桩外部设置自浮式套箱，减小船舶撞击对群桩的损伤，同时满足水位落差较大的情况.许明财等[10-11]进行了X形、Y形夹层结构的碰撞试验，结果表明该结构形式具有良好的耐撞性.为了提高防撞套箱的耐撞性，内部结构采用X夹层.通过有限元法对撞击过程进行分析，验证防护装置结构形式的合理性及其吸能效果.

1 防撞设施结构设计

本文计算采用的防撞设施由桩基和钢结构浮式套箱组成.其中桩基由八根钢管混凝土桩，桩之间由钢管连接，提高整体抗弯能力.单纯群桩式防撞设施主要依靠桩弯曲变形来吸收船舶的撞击能量，吸能效果有限，而且当发生船舶撞击事故时，基本无法修复.因此采用桩基-浮式防撞设施，见图1，即能通过桩基部分的弯曲变形吸能，也能通过套箱部分吸收大部分能量，并起到缓冲作用，在保护桥墩的同时，也能对失控船舶起到很好的保护作用[12].套箱首部采用X形隔板结构，使结构整体受力更均匀，减少撞击过程中的局部破坏，提高了钢结构套箱的防撞吸能效果.

图1 防撞设施布置图和侧视图

桩基部分整体长度为54 m，埋入土层的桩基长度为28 m.所采用的浮式套箱高度为3.5 m，整体长度为24.270 m、宽度为21.133 m，套箱内部采用钢结构夹层的设计方案，由外板及内部的隔板组成，为封闭浮式结构，内部的隔板间距为0.75 ～0.8 m，X形夹层板开口宽度为1.7 m，套箱前部Y形夹层板的开口宽度为2.1 m，套箱外部的最大厚底为2.5 m，内部的箱体宽度为2 m，见图2.

图2 套箱结构尺寸图

2 碰撞过程数值模拟

2.1 单元及材料

船体模型采用shell163和beam161单元模拟，套箱模型的X形结构及所有板材均用shell163单元模拟.橡胶护舷和桩基部分则采用solid164单元模拟.

桩采用的材料为C50混凝土，材料模型为各向同性材料(*MAT_ELASTIC)，C50混凝土的材料参数[13]分别为：密度ρ=2 420 kg/m3，弹性模量E=3.45 MPa，泊松比μ=0.2.橡胶材料的密度ρ=2 100 kg/m3，剪切模量G=1.07×107MPa，泊松比μ=0.463，采用*MAT_BLATZ-KO_RUBBER模型.

钢结构均采用低碳钢Q235，所使用的材料模型为各向同性材料(*MAT_ PLASTIC_KINEMATIC)，可考虑失效，且该材料模型与应变率相关，为随动硬化和各向同性的混合模型[14-16].本文中所使用的低碳钢Q235材料密度ρ=7 850 kg/m3，弹性模量E=2.1×105MPa，泊松比μ=0.3，屈服应力σ0=235 MPa，切线模量为500 MPa，失效应变为0.3，应变率参数c=40，p=5.

2.2 有限元模型

船舶的基本尺寸见图3，船舶型宽为15.5 m，船首最大高度为9 m，船长为88 m，型深为5.6 m.其中侧撞为船舶以20°偏角撞击防撞装置侧面.船体模型按实际结构尺寸建模，由于船首为直接撞击部位，船体中后部远离碰撞区域，为了减少计算量，船体中后部设为刚体，船首部分采用精细化网格，网格最大尺寸为0.3 m，船体中后部最大网格尺寸为2 m.有限元模型包括船体和防撞装置两部分，分为正撞以及侧撞两种情况，见图4.

图3 船舶基本尺寸

图4 侧撞和正撞模型图

套箱与土层上部的桩基部分(桩基上部)均为撞击过程的直接参与部分，因此也采用精细网格.套箱与桩基上部的网格最大尺寸为0.15 m，埋入土层的桩基部分，远离撞击区域，网格最大尺寸为0.4 m.

2.3 边界条件及计算工况

对船体结构没有约束自由度，施加给定的初速度.防撞设施与桩、船体首都结构采用接触算法，模拟他们之间力的传递.桩基底部约束转动和位移自由度.撞击船舶和计算工况见表1.

表1 计算工况

3 计算结果分析

3.1 桩基变形分析

图5为不同工况下桩顶的位移时程曲线.不论是横桥向还是顺桥向，工况1中桩基部分位移均为最大.且工况1中桩基横桥向与顺桥向最大位移值为0.67，0.18 m；工况2中桩基横桥向与顺桥向最大位移值为0.028，0.108 m，工况1桩基横桥向与顺桥向最大位移均高于工况2，可见船舶正撞对桥墩及防撞设施来说最为危险，在船舶撞击能量相同的情况下，正撞使得桩基部分产生更大的变形.

图5 桩基顶部最大位移时序曲线

四种工况中，桩顶横桥向最大位移为0.67 m，顺桥向最大位移为0.18 m，均小于防撞设施在横桥向与顺桥向方向上到桥墩的距离，满足碰撞过程中防撞装置不碰到承台的要求.整个桩基长度为54 m，桩顶横桥向与顺桥向最大偏移量仅为桩长的1.2%，0.3%，桩的最大偏移量也在结构可承受的形变范围内.船舶撞击过程中，桩不会接触到桥墩，确保桥梁的安全.

各工况桩顶部分最大位移见表2.船舶正撞的情况比侧撞更危险，因此，在防撞设施设计的过程中，可对正对船舶撞击方向上的套箱部分进行结构加强，使防撞设施在最危险的正撞工况中能够尽可能的吸收撞击能量.

表2 桩顶最大位移 m

3.2 撞击力分析

图6为碰撞过程中船舶与套箱之间的撞击力时序曲线.工况1的撞击力峰值为7.61 MN；工况2的撞击力峰值为2.88 MN，工况3的撞击力峰值为3.04 MN；工况4撞击力峰值为2.67 MN.在同等船舶吨级和撞击速度的情况下，船舶正撞产生的撞击力远大于侧撞产生的撞击力.相对于正撞工况，船舶以20°偏角侧撞防撞设施时，船首方向更容易受到防撞设施的影响，发生偏转，从而减少船首与防撞设施之间的能量交换，降低撞击力峰值，因此工况2中船撞力峰值更小，从碰撞开始到撞击力逐渐衰减的时间也更短.图7为在撞击力峰值出现的时刻，各工况下套箱的等效应力云图.

图6 船舶与套箱撞击力时程曲线

图7 撞击力峰值时套箱等效应力云图

在船舶正撞防撞设施的情况下，工况1,3,4中套箱在撞击部位均产生较大变形，工况2中套箱未产生明显的塑性变形，也没有出现单元失效的情况.在发生碰撞事故时，可以通过更换套箱撞击部位舱段的方式来对防撞设施进行维护，不需要整体更换套箱.

3.3 能量耗散分析

表3为各工况防撞设施各部分的吸能情况.船舶撞击防撞设施的过程中，船舶的动能主要转化为套箱、桩的塑性及弹性变形能.图8为能量吸收时程曲线.由图8可知，在碰撞前期，套箱和桩基的吸能曲线均随时间增加，套箱部分吸收的能量远大于桩部分.根据表3可知，工况1中套箱吸收的能量占防撞设施总吸能的89.2%，工况2中套箱吸能占总吸能的97.2%，同理工况3为98.6%，工况4为98.5%.说明在碰撞过程中，套箱为主要吸能构件，吸能效果远好于桩基部分，桩基的主要作用是为整个防撞设施提供一定的刚性支撑效果，起到固定套箱的作用.在桩基-浮式套箱防撞设施的设计过程中，对套箱部分则重点考虑其缓冲吸能的作用，通过合理优化的结构设计充分发挥各部分的作用.

表3 防撞设施能量吸收 MJ

图8 能量吸收时程曲线

4 结 束 语

针对抗撞力较弱的桥梁，本文提出了桩和浮式套箱结合的新型防撞结构.通过数值方法模拟了船舶与防撞设施之间的碰撞过程.相对于群桩形式，浮式套箱吸收了大部分的动能，减小了船舶传递到桩上的力.此外，撞击过程中，桩的最大变形也远小于桩与桥墩之间的距离，从而很好的保护桥墩.在桩基-浮式防撞设施在设计中，浮式套箱主要考虑吸能效果，而桩基主要提供支撑力.数值分析结果表明现有结构符合最初的设计构想.桩基-浮式防撞设施避免船舶接触桥墩的情况下，以满足桥梁防撞和水位落差较大的情况，在出现船撞事故时可以更换浮式防撞设施，易于维护.