唐 楊，任 榮，王大為，鐘華棟

(1.五峰土家族自治縣農村公路管理所， 湖北 宜昌 443413；2.五峰土家族自治縣交通運輸局 公路造價質量監(jiān)督站， 湖北 宜昌 443413；3.溫州市交通規(guī)劃設計研究院， 浙江 溫州 325000；4.中鐵二院成都勘察設計院有限責任公司， 四川 成都 610081)

近幾十年來，大江大河上修建了越來越多的橋梁，方便了陸上交通卻在一定程度上惡化了水路交通，相關課題組對2000年以來國內91起橋梁倒塌事故分析發(fā)現，撞擊(船舶或者車輛)是僅次于洪水災害造成橋梁倒塌的重要因素[1-2]，相比于汽車撞擊，船舶撞擊通常能導致更為嚴重的橋梁倒塌事故。2000年，舟山金塘大橋被一艘7000多噸的貨輪駛入非通航孔，造成4人死亡，60米長的橋面垮塌；2007年，廣州九江大橋被一艘2000噸的運砂船撞斷橋墩，造成200米長的橋面垮塌，約100米長的橋面墜入江中，另有4輛車墜入江中造成9人失蹤[3]。

近些年來，由于V形支撐結構力學性能良好，同時能夠兼顧經濟性和美觀性，在很多風景區(qū)以及城市中大量興起[4]。通常鋼筋混凝土橋墩都較為厚重，有著相當強的抗撞擊能力，而V形墩一般較為纖細，在船撞作用下的抗撞擊能力有待深入研究。相關文獻可以看出，目前大都針對豎直的鋼筋混凝土橋墩進行船撞分析和防撞設計[5-7]，而對V形墩的研究主要都針對施工過程中的受力分析[8-9]和極限承載能力分析[10-11]，鮮有針對V形墩的船撞分析研究。目前的橋梁建設中，橋墩多采用圓形截面或者近似圓形的截面[12]，而很少見到方形截面的橋墩，在本文中將對方形截面的V形墩在船撞作用下的力學行為進行分析研究，同時對鋼橋墩內部填充混凝土對抗撞擊能力的影響做出對比分析。

1 工程概況

重慶市合川區(qū)鄉(xiāng)野步道云門試驗段連接橋工程項目的4#橋采用兩個V形鋼橋墩剛構-連續(xù)梁橋的結構形式，全橋長174.12 m，全橋橋面寬8.9 m，橋跨組合為3.06 m(橋臺)+20 m+24 m+34 m+56 m+34 m+3.06 m(橋臺)[13]。上部結構采用鋼-混凝土組合結構，下部結構的橋臺采用柱式臺，P1和P2橋墩為柱式墩，P3和P4橋墩為V形墩，V形墩上部采用高強螺栓與鋼主梁連接，豎直墩其上設置支座。其總體布置如圖1所示。

圖1 4#橋總體布置圖

4#橋主梁采用雙工字形組合梁，工形梁上翼緣設置剪力釘，與預制混凝土橋面板形成組合結構。鋼-混凝土組合梁的標準梁段高1370 mm，其中鋼梁高1000 mm，V形墩頂梁高1970 mm，其中鋼梁高1600 mm，V形墩兩側8 m范圍內梁高線性漸變到1370 mm。鋼梁上翼緣寬600 mm，下翼緣寬600 mm，在橋墩支點處漸變至800 mm，上、下翼緣的鋼板厚度為40 mm，腹板厚度為20 mm，腹板設置加勁肋。在兩片鋼主梁之間設置小橫梁、中支點橫梁和端支點橫梁。V形墩采用工字鋼結構形式，工字形截面高1200 mm，上、下翼緣寬800 mm，上、下翼緣板厚32 mm，腹板厚20 mm，在工字形槽內設置槽型加勁肋，加勁肋間距1.2 m，加勁肋厚度16 mm，工形柱槽以12 mm的外封板封槽，其V形墩的細部構造如圖2所示[14]。

圖2 V形支撐結構/mm

橋面板采用C40混凝土，剪力釘灌漿孔采用C50微膨脹混凝土，后澆濕接縫處采用C40微膨脹混凝土，鋼橋墩內部灌注C40混凝土。C40混凝土的彈性模量為32 500 MPa，泊松比為0.2，容重為25 kN/m3；C30混凝土的彈性模量為30 000 MPa，泊松比為0.2，容重為25 kN/m3。鋼結構均采用Q345qDNH鋼，屈服強度為345 MPa，抗拉強度不小于490 MPa。

2 有限元模型建立

在Midas Civil中建立整體結構的梁單元模型，全橋共劃分587個單元，模型中沒有考慮橋面縱坡的影響，因而V形墩的兩肢簡化為相同的結構尺寸建模，模型中的V形墩右肢按照左肢建模。承臺與V形墩采用剛性連接，V形墩與鋼主梁之間采用彈性連接中的剛性，橋面板與鋼主梁之間同樣采用彈性連接中的剛性，承臺底部固結，豎直墩位置采用一般支承模擬活動支座。計算分析中在撞擊點位置同時施加橫橋向撞擊力和順橋向撞擊力，由于有限元模型采用梁單元建立，撞擊力采用集中力施加。有限元模型如圖3所示。

圖3 有限元模型

3 橋梁船撞力的規(guī)定

橋梁與船舶的碰撞十分復雜，與碰撞時的環(huán)境因素、船舶特性、橋梁結構以及駕駛員的反應時間有關，精確確定橋梁與船舶的撞擊力十分困難。橋梁與船舶的碰撞也是一個復雜的非線性動力問題，精確的數值模擬同樣極為復雜，不僅建模難度大同時可能出現收斂困難的情況發(fā)生。為了降低分析難度，將動力問題轉化為靜力問題考慮。由于缺乏船舶撞擊作用力的專題研究，在此僅參照《GB 50139—2014 內河通航標準》[15]3.0.1條和《JTG D60—2015 公路橋涵設計通用規(guī)范》[16]4.4.1條中的第二款規(guī)定確定橋梁與船舶的撞擊力。由于4#橋所處位置屬于渠江支流，船只較小且多為漁船，船舶的噸位不超過50 t，故而內河航道等級暫取Ⅶ級，通過以上規(guī)范查表得到橫橋向和縱橋向的撞擊力取值，橫橋向撞擊力取150 kN，順橋向撞擊力取125 kN。

對于船舶撞擊的作用點，根據《JTG D60—2015 公路橋涵設計通用規(guī)范》[16]4.4.1條的第五款規(guī)定，假定為計算通航水位線以上2 m的橋墩寬度或者長度的中點[16]。這個作用點位置完全是將船首平均考慮為通航水位線以上2 m而設計的，就與規(guī)范4.4.2條中規(guī)定漂浮物的撞擊作用點考慮為通航水位線上橋墩寬度的中點是一樣的道理。該橋通航水位為204.419 m，P3號墩的承臺頂面高程為204.619 m，那么船首的撞擊點按規(guī)范應該是承臺頂面以上1.8 m的高度。由于橫系梁位置(距離承臺頂面5.4 m)和V形墩墩頂位置(距離承臺頂面10.075 m)是V形墩的關鍵節(jié)點，可能是V形墩受力變化的分界位置，故而對該位置的撞擊效應進行研究。同時，為了研究撞擊點高度對V形墩的影響，另外增加3個撞擊點，即距離承臺頂面3.6、6.958、8.517 m，其中距離承臺頂面3.6 m為規(guī)范撞擊點與橫系梁撞擊點連線的中點，距離承臺頂面6.958 m和8.517 m是橫系梁撞擊點和墩頂撞擊點連線的兩個三分點。

4 填充混凝土對船撞橋墩的影響分析

4.1 未填充混凝土時的V形墩結構分析

通過計算發(fā)現，考慮船撞作用后，V形墩梁單元的組合應力增量較小，最大增量僅為20.64 MPa，距離Q345qDNH鋼的屈服強度較遠，橋梁結構仍然處于彈性狀態(tài)，不會導致應力重分布。提取得到剛構-連續(xù)梁橋V形墩被撞擊一肢的各節(jié)點的順橋向彎矩和橫橋向彎矩如圖4所示，順橋向剪力和橫橋向剪力如圖5所示，順橋向位移和橫橋向位移如圖6所示。

計算結果表明未填充混凝土時，V形墩的最大彎矩通常出現在被撞擊的一肢，而其余各肢的彎矩均較小。由圖4(a)可以看出，在被撞擊一肢的底部有較大的橫橋向正彎矩，在被撞擊的位置有較大的橫橋向負彎矩；當撞擊位置位于橫系梁及以下時，橫橋向彎矩的最大值出現在墩底；當撞擊位置位于橫系梁以上時，橫橋向彎矩的最大值出現在撞擊點位置。由圖4(b)可以看出，在被撞擊一肢的底部有較大的順橋向負彎矩，在被撞擊的位置有較大的順橋向正彎矩；與橫橋向彎矩的規(guī)律相似，當撞擊位置位于橫系梁及以下時，順橋向彎矩的最大值出現在墩底；當撞擊位置位于橫系梁以上時，順橋向的彎矩最大值出現在撞擊點位置。

(a) 橫橋向彎矩 (b) 順橋向彎矩圖4 未填充混凝土時V形墩的彎矩

(a) 橫橋向剪力 (b) 順橋向剪力圖5 未填充混凝土時V形墩的剪力

(a) 橫橋向位移 (b) 順橋向位移圖6 未填充混凝土時V形墩的位移

由圖5(a)可以看出，當撞擊位置位于橫系梁及以下時，橫橋向剪力的最大值在撞擊點下側截面；當撞擊位置位于橫系梁以上時，橫橋向剪力的最大值在撞擊點上側截面。由圖5(b)可以看出，順橋向剪力具有與橫橋向剪力相似的規(guī)律，當撞擊位置位于橫系梁及以下時，順橋向剪力的最大值在撞擊點下側截面；當撞擊位置位于橫系梁以上時，順橋向剪力的最大值在撞擊點上側截面。從圖5整體來看，橫橋向剪力和順橋向剪力在撞擊點位置發(fā)生突變；除了撞擊在V形墩墩頂位置以外，隨著撞擊高度的增加，墩底剪力逐漸降低，墩頂剪力逐漸增加。

由圖6(a)可以看出，當撞擊點較低時，V形墩的橫橋向最大位移出現在撞擊點偏上位置；當撞擊高度超過3.6 m時，V形墩的橫橋向最大位移出現在撞擊點位置；當撞擊高度為1.8 m時，橫橋向最大位移為0.51 mm，當撞擊高度為10.075 m時，橫橋向最大位移為2.18 mm，隨著撞擊高度的增加橫橋向最大位移逐漸增加。由圖6(b)可以看出，當撞擊點較低時，V形墩的順橋向最大位移同樣出現在撞擊點偏上位置；當撞擊高度超過3.6 m時，V形墩的順橋向最大位移同樣出現在撞擊點位置；隨著撞擊高度的增加順橋向最大位移先增加后降低，當撞擊高度為1.8 m時，順橋向最大位移為0.10 mm，之后順橋向最大位移逐漸增加，當撞擊高度為6.985 m時，順橋向最大位移為0.41 mm，隨后最大順橋向位移逐漸下降，當撞擊高度為10.075 m時，最大順橋向位移為0.38 mm。由圖6總體上看，順橋向位移遠小于橫橋向位移，可能是由于計算中考慮的順橋向撞擊力小于橫橋向撞擊力，另外V形鋼墩的順橋向抗彎剛度大于橫橋向抗彎剛度。

4.2 填充混凝土時的V形墩結構分析

橋梁在設計之初將橋墩設置為內部填充混凝土的鋼-混凝土組合結構，下面將橋墩的截面替換成組合截面對結構重新進行船撞分析，計算結果表明鋼墩內部填充混凝土后，船撞作用下的組合應力增量相比未填充混凝土時進一步下降，當撞擊高度為3.6 m時下降最多，達到17.23 MPa。提取模型相關數據得到填充混凝土后V形鋼-混凝土組合墩在船撞作用下的順橋向彎矩和橫橋向彎矩如圖7所示，順橋向剪力和橫橋向剪力如圖8所示，順橋向位移和橫橋向位移如圖9所示。

(a) 橫橋向彎矩 (b) 順橋向彎矩圖7 填充混凝土時V形墩的彎矩

(a) 橫橋向剪力 (b) 順橋向剪力圖8 填充混凝土時V形墩的剪力

(a)橫橋向位移 (b)順橋向位移圖9 填充混凝土時V形墩的位移

由圖7可以看出，填充混凝土之后，不同撞擊高度下橫橋向彎矩和順橋向彎矩的變化規(guī)律與未填充混凝土時基本相同，橫橋向彎矩和順橋向彎矩的最大值主要出現在V形墩墩底和撞擊點位置。由圖8可以看出，填充混凝土之后，不同撞擊高度下橫橋向剪力和順橋向剪力的變化規(guī)律與未填充混凝土時基本一致，V形墩剪力的最大值主要出現在撞擊點的兩側截面。由圖9可以看出，V形墩的橫橋向位移和順橋向位移最大值主要出現在撞擊點及其附近，不同撞擊高度下橫橋向位移和順橋向位移的變化規(guī)律與未填充混凝土時基本一致。

4.3 填充混凝土對船撞橋墩的影響分析

通過對未填充混凝土和填充混凝土下船撞橋墩對V形墩受力情況的分析，提取未填充混凝土和填充混凝土時V形墩的彎矩最大值、剪力最大值和位移最大值如圖10所示。

圖10 填充混凝土對V形墩內力和變形的影響

由圖10(a)可以看出，填充混凝土之后，V形墩的順橋向彎矩最大值降低，橫橋向彎矩最大值沒有顯著變化。填充混凝土后，當撞擊點高度為5.4 m時順橋向彎矩下降幅度最大，順橋向彎矩最大值由198.25 kN·m降低到171.46 kN·m，降低幅度為13.51%。由圖10(b)可以看出，填充混凝土之后，V形墩的順橋向剪力最大值降低，橫橋向剪力最大值沒有顯著變化。填充混凝土后，當撞擊點高度為5.4 m時順橋向剪力下降幅度最大，順橋向剪力最大值由43.39 kN降低到37.66 kN，降低幅度為13.21%。由圖10(c)可以看出，填充混凝土之后，V形墩的橫橋向位移最大值降低，順橋向位移最大值沒有顯著變化。填充混凝土后，當撞擊點高度為5.4 m時橫橋向位移下降幅度最大，橫橋向位移最大值由1.73 mm降低到1.50 mm，降低幅度為13.48%。

5 結論

根據V形墩未填充混凝土時和填充混凝土時剛構-連續(xù)梁橋的船撞受力分析，可以得到以下幾點結論：

(1)雙肢V形墩在船撞作用下，橫橋向彎矩和順橋向彎矩的最大值主要出現在V形墩墩底和撞擊點位置。當撞擊位置位于橫系梁及以下時，V形墩的彎矩最大值出現在墩底；當撞擊位置位于橫系梁以上時，V形墩的彎矩最大值出現在撞擊點位置。

(2)雙肢V形墩在船撞作用下，V形墩的剪力最大值出現在撞擊點兩側截面，當撞擊位置位于橫系梁及以下時，V形墩的剪力最大值出現在撞擊點下側截面；當撞擊位置位于橫系梁以上時，V形墩的剪力最大值出現在撞擊點上側截面。

(3)雙肢V形墩在船撞作用下，V形墩的位移最大值主要出現在撞擊點及其附近位置，撞擊點越高V形墩的位移越大，橫橋向位移遠大于順橋向位移。

(4)鋼墩內部填充混凝土后，在船撞作用下，V形墩的順橋向彎矩、剪力以及橫橋向位移均有一定程度下降，鋼墩內部填充混凝土可以在一定程度上提高V形墩的抗撞擊能力。

(5)4#橋航道內的船只噸位較小，船撞作用下對V形墩的影響較小，考慮到鋼墩內部灌注混凝土會增加工程造價，也會增加頂升灌注施工的風險，在施工時間較緊的情況下可以考慮不灌注混凝土。