近场爆炸作用下钢箱梁抗爆性能研究.pdf

第 36 卷第 1 期 2019 年 3 月 爆破 BLASTING Vol． 36No． 1  Mar． 2019 doi 10． 3963/j． issn． 1001 －487X． 2019． 01． 018 近场爆炸作用下钢箱梁抗爆性能研究 * 胡志坚 1 ， 李 杨 1 ， 俞 文生 2 ， 方 建桥 1 1． 武汉理工大学 交通学院， 武汉 430063; 2． 江西高速投资集团有限公司， 南昌 330000 摘要 为研究钢箱梁的抗爆性能， 基于 ALE 多物质流固耦合理论， 采用 LS- DYNA 软件开展近场爆炸作 用下钢箱梁的数值模拟， 根据钢板爆炸试验验证了模拟方法的准确性， 开展钢箱梁损伤及压力场分析， 进一 步就不同炸药当量、 不同钢板厚度及不同加劲肋布置展开参数化分析。研究结果表明 爆炸荷载作用下钢箱 梁的破坏形式主要可分为塑性变形和破裂开口两种; 爆炸冲击波破坏顶板后在翼板处狭小的空间内， 封闭效 应显著， 箱梁内部超压峰值最大发生在顶板最靠近爆点的加劲肋处; 结合抗爆性能、 经济性和桥面铺装推荐 2 cm 为钢箱梁顶板最优厚度; 加劲肋与顶板可看作一个熔断体系， 利用加劲肋和顶板相对刚度的差别， 可以 将破损区域限制在两加劲肋之间。 关键词 钢箱梁;爆炸荷载;破坏模式;压力场;抗爆性能 中图分类号 U442． 5 9 文献标识码 A文章编号 1001 －487X 2019 01 －0117 －09 Anti- blast Ｒesistance Analysis of Steel Box Girder under Close-by Blast HU Zhi- jian1， LI Yang1， YU Wen- sheng2， FANG Jian- qiao1 1． Transportation School， Wuhan University of technology， Wuhan 430063， China; 2． Jiangxi Highway Investment Group Co Ltd， Nanchang 330000， China AbstractIn order to study the anti- blast resistance of steel box girder， based on arbitrary Lagrange- Euler meth- od， the finite element model of steel box girder was established through LS- DYNA and the accuracy of the simulation was verified by the steel plate explosion experiment． The steel box girder damage and pressure were analyzed under various TNT weights， plate thickness and stiffener arrangements． The results show that there are two main failure modes of steel box girders plastic deation and local rupture． In the narrow space of the wing plate， the explosion shock wave will be reflected multiple times， and the sealing effect is significant． The peak value of the maximum over- pressure inside the box girder occurs at the stiffening ribs of the top plate closest to the explosion point． Taking anti- blast resistance， economy and deck pavement into consideration， the optimal thickness of steel box girder is recom- mended to be 2 cm． Stiffeners and top plates can be considered as a fuse system． According to the difference in the relative stiffness between the stiffeners and the top plate， the damage zone can be limited between two stiffeners． Key wordssteel box girder;blast load;failure modes;pressure field;anti- blast resistance 收稿日期 2018 －11 －08 作者简介 胡志坚 1974 － ， 男， 江西共青城人， 教授、 工学博士， E- mail hzj whut． edu． cn。 通讯作者 李杨 1995 － ， 男， 湖北武汉人， 硕士生， E- mail 2398123649 qq． com。 基金项目 国家重点研发专项资助项目 2017YFC0806000; 江西省 创新驱动 “5511” 项目 20165ABC28001 ; 江西省交通科 技项目 2017C0005 近年来， 爆炸荷载开始对结构物产生越来越大 的威胁 ［1 ］。尽管爆炸荷载主要是作用一些建筑物 上， 但其对桥梁的威胁也不可忽视， 特别是近年来桥 梁在车载爆炸以及恐怖袭击的作用下所表现的脆弱 性问题越来越突出， 桥梁的关键位置可能在爆炸荷 载的作用下导致结构损坏， 一旦发生就会造成交通 瘫痪、 人员伤亡以及巨大的经济损失 ［2， 3 ］。此外， 现 有的桥梁设计规范并未对 桥梁的抗爆能力做出要 求， 而在实际桥梁结构设计中， 抗爆分析考虑较少且 大部分都是根据经验来设计。因此开展桥梁的抗爆 性能研究很有必要。 钢箱梁由于其材料强度高， 自重轻， 塑性好的优 点已广泛应用于我国的大跨度桥梁和城市高架中。 若这些大跨度桥梁和城市高架在爆炸荷载作用下遭 到破坏， 会对城市交通和人民安全带来巨大的影响。 因此， 研究钢箱梁在爆炸荷载作用下的损伤模式和 动力响应是非常有必要的。 在国外， J Son 等为研究了爆炸荷载作用下正交 异性板的实际响应 ［4 ］， 用 MSC/Dytran 模拟典型的 正交异性钢斜拉桥， 得出正交异性板的动力特性和 损伤模式， 并提出了一种“保险丝系统” ， 该系统已 经被证明可以将爆炸的影响限制在桥梁的局部区 域， 防止桥面板的连续性破坏， 这对钢斜拉桥的抗爆 设计有一定的指导意义。S K Hashemi 等分析钢斜 拉桥在不同 TNT 当量和不同爆点下的动力响应 ［5 ］， 得出爆点的高度对主梁的局部破坏和塑性应变影响 很大， 靠近桥塔处的斜拉索断索的风险最大。但其 侧重于对全桥整体的结构的动力响应， 并未分析其 压力场。M Ｒ Shiravand 等分析一典型后张法混凝 土箱梁桥在近场爆炸作用下的响应［6 ］， 发现由于箱 梁的尺度效应， 爆炸冲击波可以被放大约 2． 7 倍， 并 发现爆炸荷载下预应力筋的锚固区会受到破坏， 使 得预应力筋的预应力损失。 在国内， 蒋志刚等运用 LS- DYNA 采用 ALE 多 物质流 － 固耦合算法 ［7 ］， 研究了钢箱梁在汽车爆炸 作用下的局部破坏， 研究结果表明， 爆炸荷载作用 下， 桥面板会产生破口， 底板产生局部塑性大变形隔 板的主要破坏模式为弯曲塑性大变形和破口， 顶板 破片的冲击作用是底板和隔板产生局部塑性大变形 和破口的主要原因。耿少波等设计了可灵活拆卸、 重复使用的抗爆实验平台 ［8 ］， 并以 Q235B 钢材制作 的单箱三室钢箱梁缩尺模型为研究对象考查近爆冲 击波对钢箱梁的局部破口过程， 但实验选取的工况 较少， 也并未将数值模拟与实验结果相互对比。张 涛等建立混凝土箱梁、 钢箱梁局部分析模型 ［9 ］ ， 分 析不同等级爆炸发生后主梁的损伤， 研究表明主梁 损伤范围主要受主梁类型以及爆炸当量影响， 与爆 炸发生水平位置的关联度很小。 基于 ALE 多物质流固耦合方法对钢箱梁的抗 爆性能进行研究， 通过建立钢箱梁模型， 分别分析不 同炸药当量、 钢板厚度以及加劲肋布置下梁体的动 力响应及压力场分布， 进一步研究钢箱梁的抗爆性 能， 为钢桥的抗爆设计提供参考。 1有限元模型 采用 LS- DYNA 软件来模拟爆炸。采用 ALE Arbitrary Lagrangian Eulerian 方法来分析爆炸问 题。该方法允许 Euler 与 Lagrange 网格随意交叉， 避免了因为网格畸变过大造成的计算发散。炸药单 元和空气单元采用 Euler 单元， 钢箱梁结构采用 La- grange 单 元。使 用 LS- DYNA 的 关 键 字 * CON- STＲAINED_LAGＲANGE_IN_SOLID 来实现结构 La- grange 单元 与流体 Euler 单元 的耦合。该关键字 通过罚函数约束来实现耦合作用。 钢箱梁模型采用某高架匝道的一段钢箱梁， 其 几何模型和有限元模型如图 1 所示。钢箱梁钢板厚 度为 2 cm， 爆炸位置位于钢板跨中截面中心上方 0． 5 m， TNT 当量为 50 kg。钢箱梁用 Shell163 单元 来模拟， 空气和炸药单元用 Solid164 单元来模拟。 建模时为保证其计算精确性， 钢箱梁采用 1/4 模型， 空气域采用 1/8 模型。钢箱梁的网格尺寸为 2 cm， 共 30438 个单元。空气域网格采用变间距网格， 炸 药及其附近区域为 2 m， 以炸药为中心， 向外网格尺 寸不断扩大， 最外层的空气单元网格尺寸为 8 cm， 炸药共 1000 个单元， 空气单元共 342000 个单元。 箱梁端部固结， 对称位置采用对称约束。对于空气 域， 对称位置采用对称边界， 边界位置设置无反射边 界条件。 图 1钢箱梁有限元模型 Fig． 1The finite element model of steel box girder 2材料模型 钢材采用 Johnson- Cook 模型模拟， 对应于 LS- DYNA 的关键字* MAT_JOHNSON_COOK［10 ］。该模 型中， 流动应力可以表示为 811爆破2019 年 3 月 σ A Bεp n 1 c ln  ε* 1 － T* m 式中 A、 B、 c、 n、 m 为模型参数， A 为屈服应力系 数， B 为硬化系数， n 为硬化指数， c 为应变率系数， m 为温度系数; εp n是等效塑性应变; T* T － Troom Tmelt－ Troom。 Johnson- Cook 模型断裂应变可表示为 εf max ［ D1 D2expD3σ*］ ［ 1 D4ln ε］ ［ 1 D5T*］ ， EFMIN 式中 D1、 D2、 D3、 D4、 D5均为材料参数， D1 ～ D3 是与应力三轴度相关的断裂损伤参数， D4是与应变 率相关的断裂损伤参数， D5是与温度相关的断裂损 伤参数; σ* p/σeff， p 为压强， σeff为有效应力。当 损伤参数 D ∑ Δεp εf 1 时， 材料就会发生破损。 材料的具体参数同文献［ 6］ 如表 1 所示。 表 1 Johnson- Cook 模型的材料参数 Table 1The material parameters of Johnson- Cook A/MPaB/MPancmE/MPaνρ0 3503050． 300． 0791． 062． 0 1050． 37800 Troom/KTmelt/KD1D2D3D4D5 29517950． 30． 92． 800 空气单元用* MAT_NULL 来模拟 ［10 ］， 该材料必 须与* EOS_LINEAＲ_POLYNOMIAL 状态方程一起 使用， 在该状态方程中 PC0 C1μ C2μ2 C3μ3 C4 C5μ C6μ2 E 式中， C0～ C6分别为第 0 阶到第 6 阶多项式方 程的系数。文中取 C0 － 1． 0 10 －6， C 1 C2 C3 C60， C4 C50． 4。 炸药单元用* MAT_HIGH_EXPLOSIVE_BUＲN 来模拟 ［10 ］， 该材料必须与 JWL 状态方程一起使用， 该状态方程用来描述压力与体积应变之间的关系， 其表达式如下 P A 1 － ω Ｒ1 V e－Ｒ1V B 1 － ω Ｒ2 V e－Ｒ2V ωE V 1 式中 p 为爆炸压力; E 为比热容力学能; V 为当 前炸药相对体积; A、 B、 Ｒ1、 Ｒ2、 ω 均为常数， 式中右 端第一、 二、 三项分别在高、 中、 低压区起主要作用。 文中 取 A 3． 37377 105MPa， B 3． 7471 103MPa， Ｒ14． 15， Ｒ20． 9， ω 0． 35。 3ALE 建模方法验证 为验证 ALE 建模方法的准确性， 选取文献［ 11］ 中的试验进行验证。该文献中选取了不同当量， 不 同板厚以及不同爆高的工况进行了爆炸冲击波毁伤 试验， 靶板为边长 500 mm 的正方形 A3 钢板， 使用 专用靶架， 利用四周的螺钉及压板将靶板的四边夹 紧。试验现场布置如图 2 所示。 用 ALE 算法模拟试验工况， 模拟的有限元模 型如图 3 所示。为保证试验验证的可靠性， 试验 所用的材料模型、 求解器类型、 网格尺寸要与上文 对钢 箱 梁 爆 炸 的 研 究 要 尽 量 相 同。靶 板 用 Shell163 单元来模拟， 空气和炸药单元用 Solid164 单元来模拟。建模时为保证其计算精确性， 钢箱 梁采用 1 /4 模型， 空气域采用 1 /8 模型。靶板、 空 气和炸药网格尺寸为 2 cm。其中， 靶板共划分为 169 个单元， 空气划分为 12142 个单元， 炸药划分 为 8 个单元。靶板四周固结， 对称位置处采用对 称约束。对于空气域， 对称位置采用对称边界， 边 界位置设置无反射边界。 图 2试验现场布置图 Fig． 2Layout of the experiment 选取试验的典型工况的结果和 ALE 方法计算 的结果进行对比， 对比的结果如表 2 所示。试验 和 ALE 算法下靶板的变形情况如图 4、 5 所示， 可 以发现， 用 ALE 方法进行数值模拟的结果与试验 变形情况基本一致， 模拟的挠度稍大于试验挠度， 这是由于实际试验中靶板四周不能完全约束， 部 分爆炸冲击波能量会消耗在边界约束影响所产生 911第 36 卷第 1 期胡志坚， 李杨， 俞文生， 等近场爆炸作用下钢箱梁抗爆性能研究 的摩擦损耗等其他方面［11］。模拟的结果在一定程 度上可以说明本文对钢箱梁进行建模模拟的方法 的准确性。 图 3靶板爆炸有限元模型 Fig． 3The finite element model of target board 表 2部分试验结果和模拟结果 Table 2Part of the experiment results and simulation results 序号 板厚/ mm 药量/ g 爆距/ g 试验挠度/ mm 模拟挠度/ mm 相对误差/ 117000． 987984． 16． 5 217080． 80102109． 16． 9 327000． 477979． 50． 6 图 4试验中靶板的变形情况 Fig． 4Target deation during the experiment 图 5ALE 算法下靶板的变形情况 Fig． 5Target deation under ALE algorithm 4钢箱梁损伤及压力场分析 箱梁的破坏过程如图 6 所示。破坏过程可以分 为三个阶段 第一阶段为局部变形阶段 0 ＜ t ＜ 0． 5 ms ， 爆炸发生后 0． 2 ms， 首先是爆点正下方的 区域受到的冲击荷载最大， 对应于该区域瞬时的 von Mises 应力最大， 以该点为圆心， von Mises 应力 逐渐向外传播并逐级减小。第二阶段为破口形成阶 段 0． 5 ms ＜ t ＜2． 0 ms ， 0． 5 ms 时， 顶板中心处的 其压应变超过钢板的断裂应变， 对应于 Johnson- Cook 模型中的损伤参数 D 1， 钢板顶板开始破坏， 随后破口面积开始不断增大。第三阶段为破口向下 卷曲形成花瓣形破口 2． 0 ms ＜ t ＜ 20． 0 ms ， 2 ms 时， 顶板撕裂的破口开始在剩余动能的作用下向下 卷曲形成花瓣。此时， 爆炸冲击波传到底板， 底板也 开始产生变形。5 ms 时， 花瓣形破口已完全形成， 破口面积到达最大， 底板的应力也开始扩散。20 ms 时， 顶板的破口几乎没有变化， 爆炸的 von Mises 扩 展到整个顶板。钢箱梁翼缘处也发生变形， 纵向加 劲肋也发生变形， 表面爆炸过程中加劲肋吸收了大 量能量。 为了解爆炸冲击波传播对钢箱梁的影响， 分析 钢箱梁周围的压力场。所有测点均布置在跨中截 面， 具体如图7 所示， 测点1 到测点5 在 TNT 水平方 向每隔 0． 5 m 向外布置， 测点 1 距 TNT 中心距离为 0． 5 m， 测点 5 为 2． 5 m。测点 6 ～ 10 在钢箱梁表 面， 比例距离与测点 1 ～ 5 相同， 测点 6 距爆点 0． 5 m， 测点 10 距爆点 2． 5 m。测点 11 位于测点 6 下方 0． 1 m， 为爆炸作用使得箱梁顶板发生破坏时 的超压测点， 测点 12 ～ 15 位于顶板与加劲肋焊接 处， 测点 16 在翼缘处， 测点 17 ～20 布置在顶板加劲 肋处。测点 21 位于底板中心， 测点 22 ～ 25 为底板 与加劲肋焊接处。各测点的超压峰值如表 3 所示。 测点 1 到测点 5 的超压时程曲线图 8 所示。测 点 1 到 5 可以近似看作自由空气爆炸， 将其首次超 压峰值与常用的自由空气爆炸公式 Henrych 公式对 021爆破2019 年 3 月 比 ［12 ］， 对比得到的结果如图 9 所示， 当比例距离小 于 0． 4 时， 数值模拟略小于经验公式， 当比例距离大 于 0． 4 时， 两者吻合较好， 这在一定程度上也能验证 有限元模型的可靠性和计算结果的准确性。 图 6钢箱梁破坏过程 Fig． 6The failure process of Steel box beam 表 3各测点超压峰值 Table 3Peak overpressure at each measuring point 测点 超压峰值/ MPa 测点 超压峰值/ MPa 放大系数 122． 06684． 423． 83 29． 58720． 522． 14 34． 3188． 702． 02 42． 6194． 791． 84 51． 94102． 951． 52 171． 42126． 284． 42 180． 55131． 202． 18 190． 24140． 431． 79 200． 11150． 151． 36 图 7梁体超压测点布置 Fig． 7The layout of girder overpressure measuring point 图 10 为测点 6 到测点 10 的超压时程曲线。其 中， 测点 6 产生了两次超压峰值， 测点 6 首次超压峰 值为 21． 19 MPa， 与自由场的爆炸超压峰值测点 1 的超压峰值几乎相同， 第二次峰值为 84． 42 MPa， 这 是爆炸冲击波到达结构物表面时， 由于正反射产生 的二次峰值。各测点的超压峰值如表 2 所示， 将相 同比例距离下测点超压峰值的比值称为其放大系 数。对比测点 1 ～5 以及 6 ～10 的超压峰值， 分析相 同比例距离下爆炸冲击波反射的影响， 测点 6 的超 压峰值是测点 1 的 3． 82 倍， 其放大系数为 3． 82， 而 测点 7、 8、 9、 10 的放大系数分别为 2． 14、 2． 02、 1． 84、 1． 52， 可以看出， 相同比例距离下， 在顶板表面 的空气超压峰值要大于自由场的超压峰值。这是由 于爆炸冲击波的强度由于顶板的反射作用而被放 大， 这种放大程度随着比例距离的增大而减小。 图 8测点 1 到测点 5 超压时程曲线 Fig． 8Overpressure Curves of No． 1 to 5 121第 36 卷第 1 期胡志坚， 李杨， 俞文生， 等近场爆炸作用下钢箱梁抗爆性能研究 图 9数值模拟和经验公式对比 Fig． 9The comparison of Numerical simulation and empirical ula 图 10测点 6 ～10 的超压时程曲线 Fig． 10Overpressure Curves of No． 6 to 10 图 11 为测点 11 ～ 16 的超压时程曲线。测点 11 的超压峰值为 4． 80 MPa， 远小于其正上方 10 cm 处的测点 6 的超压峰值 21． 19 MPa， 说明顶板破坏 过程中吸收了大量能量。测点 12 的超压峰值为 6． 28 MPa， 对比测点 11 的超压峰值 4． 80 MPa， 说明 爆炸冲击波在加劲肋焊接处经过反射后超压峰值有 所增大。而测点 12 到 15 的超压峰值明显减少， 说 明加劲肋对爆炸冲击波的传播有一定的阻挡作用。 测点 16 的超压峰值达到 1． 16 MPa 明显增大， 说明 爆炸冲击波在翼板处的狭小空间不断传播， 封闭效 应显著。 图 12 为测点 17 ～20 的超压时程曲线。对比测 点 12 ～15 及测点 17 ～20 的超压峰值， 测点 12 的超 压峰值为测点 17 的 4． 42 倍， 其放大系数为 4． 42， 测点13、 14、 15 的放大系数分别为2． 18、 1． 79、 1． 36， 通过对比可以发现加劲肋与顶板焊接处由于爆炸冲 击波的反射有所增强， 这种放大也是随着比例距离 的增大而减小。 图 13 为测点 21 到测点 26 的超压时程曲线。 底板附近超压峰值最大值位于底板中心处的测点 21， 此处测点峰值在爆点正下方， 故其超压峰值最 大， 而测点 22 ～26 均为斜反射， 超压峰值较小。 图 11测点 11 ～16 的超压时程曲线 Fig． 11Overpressure Curves of No． 11 to 16 图 12测点 17 ～20 的超压时程曲线 Fig． 12Overpressure Curves of No． 17 to 20 图 13测点 21 ～26 的超压时程曲线 Fig． 13Overpressure Curves of No． 21 to 26 综上所述， 箱梁表面的超压峰值由于反射作用 有一定放大， 爆点正下方处的顶板超压峰值最大。 爆炸冲击波破坏箱梁顶板后， 超压峰值损失严重。 箱梁内部超压峰值最大发生在顶板最靠近爆点的加 劲肋处。在底板处由于爆炸冲击波的反射作用， 超 压峰值有一定提升， 底板处的超压峰值最大发生在 爆点正下方的底板中心处。此外， 在翼板处狭小的 221爆破2019 年 3 月 空间内， 爆炸冲击波会多次反射， 封闭效应显著。 5参数化分析 5． 1TNT 当量 为研究 TNT 当量对钢箱梁的影响， 根据箱梁顶 板的破坏程度分别选择 25 kg、 50 kg 以及 75 kg 分 别对应小当量、 中当量以及大当量， 具体工况如表 4 所示。 表 4TNT 当量不同时计算工况及破坏参数 Table 4Load cases and Failure parameters under different TNT weights 工况 TNT 当量/ kg 比例距离/ kgm －3 纵桥向 破口 长度/m 横桥向 破口 长度/m 破口 面积/ m2 一250． 171000 二500． 1360． 660． 520． 269 三750． 1081． 280． 600． 603 由于 10 ms 时钢箱梁的破口大小趋于稳定， 取 各工况 10 ms 应力云图观察箱梁的最终损伤状况， 如图 14 所示。25 kg、 50 kg 和 75 kg TNT 当量对应 的破口面积分别为 0、 0． 269 m2和 0． 603 m2。模拟 结果表明 随着 TNT 当量的增大， 桥面板损伤程度 增大， 顶板的破坏模式也由局部塑性变形发展为破 裂开口。 图 15 为三种工况下的梁体最大挠度曲线。随 着 TNT 当量增大， 梁体整体的下挠程度增大。从这 三种工况的最大挠度曲线可以看出， TNT 当量对梁 体变形的影响在靠近爆点处明显大于远离爆点处。 这是由于近场爆炸作用下， 爆炸冲击波只会作用于 有限的区域， 这会导致靠近爆点处挠度明显增大， 这 一部分区域也可以看作塑性变形区。随着 TNT 当 量的增大， 爆炸冲击波作用的区域增大， 最大挠度曲 线中挠度突变的区域增大， 对应塑性区也增大。而 远离爆点处较为平缓的曲线也可以近似看作一条直 线， 此处钢箱梁还处于弹性状态。图 16 ～18 为三种 工况下挠度、 速度和加速度时程曲线， 由于箱梁爆点 正下方已经被破坏， 选取纵桥向距爆点 0． 6 m 处的 点为其最大挠度、 速度和加速度的测点。可以看到， 随着 TNT 当量从 25 kg 增大到 50 kg 再到 75 kg， 挠 度、 速度和加速度均增大。从挠度时程曲线还可以 看出， 挠度到最大后基本不变， 此时不可恢复的变形 就为塑性变形。 图 14各工况 10 ms 时的应力云图 图中竖标单位为 105 MPa Fig． 14Stress distribution at 10 ms for each load case 图 15纵桥向梁体最大挠度曲线 Fig． 15Max deflection curves of girders of longitudinal bridge 5． 2钢板厚度 根据 正交异性钢桥面系统的设计和基本维护 指南 要求， 钢箱梁顶板厚度应不小于 1． 4 cm。以 钢板厚度为参数来分析箱梁抗爆能力， 钢板厚度 1． 5 cm、 2 cm 和 2． 5 cm 分别对应薄板、 中等厚度的 板以及厚板， 具体工况如表 5 所示。 表 5钢板厚度不同时计算工况及破坏参数 Table 5Load cases and Failure parameters under different plate thickness 工况 钢板厚度/ cm 纵桥向破口 长度/m 横桥向破口 长度/m 破口面积/ m2 一1． 51． 200． 720． 678 二2． 00． 660． 520． 269 三2． 50． 500． 440． 173 321第 36 卷第 1 期胡志坚， 李杨， 俞文生， 等近场爆炸作用下钢箱梁抗爆性能研究 各工况 10 ms 的应力云图如图 16 所示。钢板 厚度为 1． 5 cm、 2 cm 和 2． 5 cm 时分别对应的破口 面积为 0． 678 m2、 0． 269 m2和 0． 173 m2， 说明随着 桥面板板厚的增加， 桥面板的损伤程度越小。板厚 从 1． 5 cm 增加到 2cm， 破口面积减少 67， 但从 2 cm增加到 2． 5 cm 时， 破口面积仅减少 35。 图 16各工况 10 ms 时的应力云图 图中竖标单位为 105 MPa Fig． 16Stress distribution at 10 ms for each load case 三种工况下的梁体最大挠度曲线如图 17 所示， 可以看出， 钢板厚度从 1． 5 cm 增加到 2 cm 时， 梁体 的整体挠度减小显著， 靠近爆点处越减小 8 cm。而 钢板厚度从 2 cm 增加到 2． 5 cm 时， 梁体整体下挠 程度只是稍微减少， 靠近爆点处仅减小约 1 cm。 一般情况下， 钢箱梁顶板的钢板厚度在 1． 2 ～ 2 cm之间 ［13 ］， 就钢箱梁抗爆设计来说， 2 cm 的钢板 厚度最为合适， 继续增大钢板厚度对抗爆性能的提 升不大， 主梁自重增大， 同时经济效益降低。同时， 铺装层的纵向、 横向最大拉应力和纵向、 横向最大层 间剪应力及表面最大挠度都随着钢板厚度的增大而 减小［13 ］， 2 cm 的钢板厚度也有利于桥面铺装层的 受力。因此， 综合钢箱梁抗爆性能、 经济效应和桥面 铺装层受力， 2 cm 的钢板厚度最为合适。 图 17纵桥向梁体最大挠度曲线 Fig． 17Max deflection curves of girders of longitudinal bridge 5． 3加劲肋布置 近年来 “保险丝系统” 在桥梁抗震设计中得到 了迅速发展， 其主要思路是地震时利用非关键构件 吸收地震能力， 从而优先破坏桥梁的非关键构件， 而 保护关键构件 ［14 ］。由于本文所有计算工况中钢箱 梁破口均在两加劲肋之间， 借鉴抗震设计中的“保 险丝系统” ， 研究加劲肋和顶板组成的“保险丝系 统” 对钢箱梁抗爆性能的影响， 选取闭口加劲肋、 开 口加劲肋、 无加劲肋和顶板闭口加劲肋加密布置四 种情况， 具体工况布置如表 6。 表 6加劲肋布置不同时计算工况及破坏参数 Table 6Load cases and Failure parameters under different stiffener arrangements 工况 加劲肋 布置 纵桥向破口 长度/m 横桥向破口 长度/m 破口面积/ m2 一闭口加劲肋0． 660． 520． 269 二开口加劲肋0． 660． 600． 311 三无加劲肋0． 720． 720． 407 四 加密整体加劲肋0． 600． 440． 207 各工况 10 ms 时的应力云图如图 18 所示， 对比 工况一、 二和三分析加劲肋布置形式对破口面积的 影响。由表 5 和图 18 可知无加劲肋布置时， 纵桥向 和横桥向的刚度相同， 两个方向的破口均为 72 cm， 布置纵向加劲肋后， 横桥向破口尺寸明显减小。对 比闭口加劲肋布置和开口加劲肋布置两种情况， 闭 口加劲肋横桥向破口长度为 0． 52 m， 比开口加劲肋 情况小了 0． 08 m。两种工况下梁体的最终破坏图 如图 19 所示， 闭口加劲肋的整体变形情况要大于开 口加劲肋布置， 可认为闭口加劲肋在爆炸过程中吸 收了更多的能量。同时， 闭口加劲肋对顶板的刚度 提升大于开口加劲肋， 故其对抗爆性能的提升大于 开口加劲肋。 进一步研究加劲肋布置间距对梁体抗爆性能的 影响， 工况一加劲肋间距为 20 cm， 共 4 根纵向加劲 肋， 工况四减小为 16 cm 布置， 共 6 根纵向加劲肋。 421爆破2019 年 3 月 整体加劲肋加密后， 整体刚度进一步增大， 破口面积减小 23。 图 18各工况 10 ms 时的应力云图 图中竖标单位为 105 MPa Fig． 18Stress distribution at 10 ms for each load case 图 19工况一、 二最终破坏图 Fig． 19Damage of girders of case1 and 2 以上所有工况中， 横桥向的破口均在箱梁顶板 的两加劲肋之间。加劲肋布置处顶板局部刚度较 高， 而无加劲肋布置处顶板的局部刚度较低。此时 由于纵向加劲肋和顶板的刚度不同， 整个钢箱梁的 顶板可以看作是一个熔断系统。爆炸发生时， 两加 劲肋之间刚度较低的底板会优先破坏， 而加劲肋可 以有效阻止横桥向破口的拓展， 将破损区域限制在 纵向加劲肋之间。 图 20 为四种工况下的梁体最大挠度曲线， 从图 中可以看出， 加劲肋布置对梁体的挠度线型有着显 著的影响。无加劲肋布置时， 在靠近爆点2 m 内， 最 大挠度曲线有一段水平段， 挠度几乎相同， 为 26 cm 左右， 对应于图 24 中箱梁顶板有一个近乎水平的凹 洞， 这是由于爆炸冲击波造成该区域的冲击作用较 大， 无加劲肋布置时顶板整体刚度过小。而另外三 种布置加劲肋的工况挠度明显减小， 也反应出加劲 肋对钢箱梁的抗爆能力贡献了重要作用。闭口加劲 肋布置整体挠度小于开口， 因为闭口加劲肋能提供 更大的刚度。而整体加劲肋布置加密后， 梁体整体 的抗弯和抗扭刚度得到提高， 挠度进一步减小， 从而 其抗爆性能有所提升。 6结论 1 钢箱梁的破坏模式主要表现为两种 一种 是塑性变形， 一种为破裂开口。随着 TNT 当量的增 加， 破坏模式会从塑性变形转化为破裂开口。由于 纵向加劲肋对横向刚度影响， 破口形状表现为椭圆 形， 纵向破口长度大于横向破口。 图 20纵桥向梁体最大挠度曲线 Fig． 20Max deflection curves of girders of longitudinal bridge 2 ALE 方法模拟的自由场超压值与经典的 Henrych 公式吻合良好， 且相同比例距离下， 由于斜 反射的影响箱梁顶板的超压值大于自由场。爆炸冲 击波破坏箱梁顶板后， 箱内加劲肋有明显的阻挡作 用。箱梁内部超压峰值最大发生在顶板最靠近爆点 的加劲肋处。此外， 在翼板处狭小的空间内， 爆炸冲 击波封闭效应明显。 3 适当增加钢箱梁顶板厚度可以增加钢箱梁 的抗爆能力。但钢板厚度增加到一定程度后， 对结 构的抗爆性能增加不够明显。综合考虑到抗爆能 力、 经济性以及桥面铺装， 2 cm 的钢箱梁顶板厚度 较为适合。 4 加劲肋与顶板可看作一个熔断体系， 利用 加劲肋和顶板相对刚度的差别， 可以将破损区域限 制在两加劲肋之间。闭口加劲肋对梁体抗爆性能的 贡献大于开口加劲肋。 下转第 154 页 521第 36 卷第 1 期胡志坚， 李杨， 俞文生， 等近场爆炸作用下钢箱梁抗爆性能研究 ［ 13］SHAN Bo， CHEN Jian- ping， WANG Qing． Debris flow susceptibility analysis based on theories of minimum en- tropy and uncertainty measurement［J］ ． Geotechnical mechanics， 2014 5 1445- 1454． in Chinese ［ 14］TONE K． A slacks- based measure of efficiency in data envelopment analysis［J］ ． European Journal of Opera- tional Ｒesearch， 2001， 130 3 498- 509． ［ 15］ 张建辉． 基于定向技术距离函数和 Malmquist 指数的 全要素生产率研究［ D］ ． 成都 四川大学， 2005． ［