基于有限元法的橋梁抗船撞性能計算分析

楊 旭，管群輝

（廣東省建筑科學研究院集團股份有限公司 廣州 510500）

0 引言

隨著道路、鐵路等交通設施的快速發展，跨越內河通航水域的橋梁不斷增多，加上船舶大型化發展，船舶碰撞橋梁的風險日趨加大［1-2］，迫切需要按照航道區段標準統一的要求，提出實施范圍航道區段設防代表船型、船隊，并在此基礎上開展橋梁安全風險隱患自查評估。為提高航道通航保證服務水平，規范橋區水域船舶通航秩序，提升橋梁防撞能力，建立健全防范化解安全風險的長效機制，交通運輸部與國家鐵路局、國鐵集團聯合發布了《船舶碰撞橋梁隱患治理三年行動實施方案》（交辦水〔2020〕69 號）。根據《船舶碰撞橋梁隱患治理三年行動實施方案》的統一部署，需要按照“各負其責、科學評估、防治結合、綜合施策”的原則，全面排查和治理船舶碰撞橋梁全隱患，進一步健全安全管理責任體系，堅決防止重大事故發生［3-4］。因此，進行橋梁的船撞性能研究，對防范橋梁安全風險隱患有重要意義。

1 總則

某橋橋長816 m，橋面寬15 m，橋型由三種跨徑的簡支T梁組成，采用橋面連續、結構簡支的結構形式，跨徑組合為11 m×16 m+6 m×30 m+2 m×50 m+6 m×30 m+11×16 m，為雙孔單向通航。通航孔位于河道中央，通航孔跨度為50 m，凈寬44 m，上底寬35 m，凈高8 m。橋梁導助航設施比較完善，橋梁上下游兩岸設有管線標，橋墩現狀無防撞設施。本次工作驗算通航孔橋墩的抗撞性能。

根據《公路橋梁抗撞設計規范：JTG/T 3360-02—2020》，橋梁抗船撞性能驗算應分別進行強度驗算和變形驗算，并符合下式規定：

式中：Rd為橋梁的抗船撞性能；Sad為橋梁構件在考慮船撞作用的偶然組合下作用效應設計值；G為橋梁結構永久作用標準值；F為設防船撞力；Fw為水流、波浪壓力準永久值；Qqk為汽車荷載準永久值。

根據《公路橋涵設計通用規范：JTG D60—2015》第4.1.6 條規定，船撞屬于偶然作用，偶然作用各類作用的分項系數統一取1.0，參與組合的可變作用（這里指的汽車荷載）取其準永久值（分項系數為0.4），且不計汽車沖擊力。

本計算采用的荷載組合如表1所示。

表1 計算所采用的荷載組合系數Tab.1 Load Combination Coefficients Used for Calculation

⑴驗算項目

開展橋墩/樁抗彎強度驗算、墩/樁抗剪強度驗算、墩/樁彎曲變形性能驗算以及樁基礎穩定性驗算。

⑵驗算截面

對于樁承式橋墩，一般破壞的位置發生在墩底以及樁頂兩個關鍵截面，破壞的形式為墩底的彎曲和剪切破壞、樁頂的剪切破壞，設計中一般也是對這兩個關鍵截面的承載力進行重點驗算。因此，本論文將各墩的墩底截面以及最不利單樁的樁頂截面作為驗算截面。

⑶計算工況

船撞計算工況如表2所示。

表2 船撞計算工況Tab.2 Ship Collision Calculation Conditions

2 有限元模型建立

2.1 有限元模型

取受力最不利的19#墩進行驗算（即工況1～工況3）。本文計算采用有限元軟件MIDAS Civil 2021 進行建模，模型采用梁單元進行模擬［5］。有限元模型如圖1所示。

圖1 有限元模型Fig.1 Finite Element Model

據橋梁的實際摸樁報告，考慮樁-土之間的相互作用，并在模型中采用節點彈性支承建立土彈簧以模擬樁土效應，如圖2所示。

圖2 使用土彈簧模擬樁土效應Fig.2 Using Soil Springs to Simulate Pile Soil Effects

2.2 荷載布置

2.2.1 恒載恒載包括結構自重、橋面鋪裝等，橋墩和樁基礎自重由軟件計算得到。

此類反應很容易進行，但一般只生成分子內具有酯的羧酸，業內戲稱為“單邊外交”。如果需要進一步酯化，則需在酸催化下進行一般的酯化反應。

2.2.2 汽車荷載

根據橋梁竣工圖，其汽車荷載等級為汽車-20級、掛車-100?？紤]到實際狀況，本文按照公路-I級進行活載的計算，分別考慮單孔單列、單孔滿列、雙孔單列和雙孔滿列時的汽車荷載布置情況，詳細表格如表3所示。

表3 橋梁上部活載計算Tab.3 Calculation for Live Load on the Upper Part of the Bridge

由于軸力的增大可以提高其抗彎承載力，因此本文取“單孔單列”的工況進行計算。

2.2.3 流水壓力

流水壓力按照《公路橋涵設計通用規范：JTG D60—2015》計算，考慮沖刷深度，合力點取設計最高通航水位以下0.3倍水深處。流水壓力計算結果如表4所示。

表4 19#橋墩受到的流水壓力匯總Tab.4 Summary of Water Pressure on Pier 19#

2.3 截面材料特性

橋墩采用圓形橋墩，直徑為1.80 m；樁基釆用直徑0.60 m 的管樁。橋梁下部結構混凝土和鋼筋材料特性如表5所示。

表5 下部結構主要材料Tab.5 List of Main Materials for Substructure

3 抗撞性能驗算

3.1 橋墩與樁基礎抗剪強度驗算

根據《公路橋梁抗撞設計規范：JTG/T 3360-02—2020》附錄A 的規定、MIDAS 模型計算結果以及截面抗剪承載力計算結果［6-8］，將橋墩底和樁基礎頂部截面在靜船組合和動船組合作用下的剪力設計值和抗剪承載力分別如表6和表7所示。

表6 墩底截面抗剪承載力驗算Tab.6 Calculation of Shear Bearing Capacity of Pier Bottom Section （kN）

表7 樁基礎頂部截面抗剪承載力驗算Tab.7 Checking Calculation of Shear Bearing Capacity of Top Section of Pile Foundation （kN）

因此，橋墩墩底和樁頂截面的抗剪承載力不滿足要求。

3.2 橋墩與樁基礎抗彎強度驗算

根據各截面的混凝土材料和配筋情況，計算各截面的P-M（軸力-彎矩）曲線，用來驗算其抗彎承載力。

橋墩底和樁頂截面在動船撞力組合和靜船撞力組合下的軸力設計值如表8所示。

表8 各墩偶然荷載作用下軸力設計值Tab.8 Design Value of Axial Force under Accidental Load on Each Pier（kN）

3.2.2 抗彎承載力驗算

橋墩底和樁頂截面在動船撞力作用下的彎矩圖如圖3所示。

圖3 各墩的墩底和樁頂截面在動船撞力作用下的軸力時程Fig.3 Shear Time History of Pier Bottom and Pile Foundation Top under the Impact Force of Moving Ship

墩底截面和樁頂截面的P-M曲線如圖4所示。

圖4 墩底截面和樁頂截面P-M曲線Fig.4 P-M Curve of Bridge Pier Bottom Section

橋墩墩底、樁頂截面在偶然荷載作用下的的軸力均由受壓狀態變位受拉狀態，因此亭角大橋橋墩墩底、樁頂截面抗彎承載力不滿足要求。

3.3 橋墩與樁基礎彎曲變形性能驗算

對于鋼筋混凝土柱式構件，其彎矩-轉角關系可以采用圖5規定的理想彈塑性模型進行描述。

圖5中a點表示截面等效屈服點；b點表示極限變形點；1、2、3 點分別對應構件的性能等級1、2、3；My表示構件截面等效屈服彎矩；Mu表示構件截面極限彎矩；θy表示構件塑性鉸區等效屈服轉角；θu表示構件塑性鉸區極限轉角；α表示構件性能等級系數，其取值如表9所示。

表9 下部結構主要材料Tab.9 List of Main Materials for Substructure

根據《公路橋梁抗撞設計規范：JTG/T 3360-02—2020》附錄A，對于鋼筋混凝土柱式構件的彎曲變形性能等級的界限值按照下式確定：

式中：θd為彎曲變形性能等級的界限值（rad）；θy為構件塑性鉸區等效屈服轉角（rad）；α為構件性能等級系數，對于JX1性能的鋼筋混凝土構件，α取0；θpu為構件塑性鉸區的極限塑性轉角（rad）；K為構件極限塑性轉角的安全系數，取1.5；?u為塑性鉸區極限曲率（m-1）；?y為塑性鉸區屈服曲率（m-1）；Lp為塑性鉸長度（m）。

橋墩墩底、樁頂截面在偶然荷載作用下的的軸力均由受壓狀態變位受拉狀態，因此橋墩墩底、樁頂截面的彎曲變形性能不滿足要求。

3.4 樁基礎整體穩定性驗算

在靜船撞組合下各墩的樁頂最大位移如表10 所示，各墩的樁頂最大位移為橫橋向408.690 mm，因此樁基礎穩定性不滿足要求。

表10 靜船撞組合下各墩的樁頂最大位移Tab.10 Maximum Displacement of Pile Top of Each Pier under the Combination of Static Ship Collision

4 結論

通過對橋梁墩底、樁頂截面的抗剪承載力、抗彎承載力、彎曲變形性能和對樁基礎整體穩定性進行驗算，結果表明，在3 000 t 船舶靜船撞力和動船撞力工況的作用下，墩頂截面抗剪承載力、抗彎承載力和變形性能均不滿足要求；樁基礎的抗彎承載力、變形性能和整體穩定性均不滿足要求，樁頂在橫橋向撞擊下最大位移為408.690 mm。

建議對通航孔橋墩（18#～20#）增設固定式鋼覆復合材料防撞設施［9-10］，防撞設施標高范圍-0.5～5.26 m，以提高橋墩的抗撞性能；建議加裝主動預警裝置，并由各有關部門加強現場管理，避免發生船撞橋事故。