近场爆炸作用下钢箱梁抗爆性能研究(1).pdf

第3 6 卷第1 期 爆破 V o l 3 6N o 1 2 0 1 9 年3 月B L A S T I N G M a r ．2 0 1 9 d o i 1 0 ．3 9 6 3 ／j ．i s s n ．1 0 0 1 4 8 7 X ．2 0 1 9 ．0 1 ．0 1 8 近场爆炸作用下钢箱梁抗爆性能研究水 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4 3 0 0 6 3 ；2 ．江西高速投资集团有限公司，南昌3 3 0 0 0 0 摘要为研究钢箱梁的抗爆性能，基于A L E 多物质流固耦合理论，采用L S - D Y N A 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 2c m 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剐，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 U 4 4 2 ．5 9 文献标识码A文章编号1 0 0 l - 4 8 7 X 2 0 1 9 0 1 0 1 1 7 0 9 A n t i - b l a s tR e s i s t a n c eA n a l y s i so fS t e e lB o xG i r d e r u n d e rC l o s e b yB l a s t H UZ h i - j i a n l ，L IY a n 9 1 ，Y UW e n ．s h e n 9 2 ，F A N GJ i a n q i a 0 1 1 ．T r a n s p o r t a t i o nS c h o o l ，W u h a nU n i v e r s i t yo ft e c h n o l o g y ，W u h a n4 3 0 0 6 3 ，C h i n a ； 2 ．J i a n g x iH i g h w a yI n v e s t m e n tG r o u pC oL t d ，N a n c h a n g3 3 0 0 0 0 ，C h i n a A b s t r a c t I no r d e rt os t u d yt h ea n t i b l a s tr e s i s t a n c eo fs t e e lb o xg i r d e r ，b a s e do na r b i t r a r yL a g r a n g e - E u l e rm e t h o d ，t h ef i n i t ee l e m e n tm o d e lo fs t e e lb o xg i r d e rw a se s t a b l i s h e dt h r o u g hL S D Y N Aa n dt h ea c c u r a c yo ft h es i m u l a t i o n W a sv e r i f i e db yt h es t e e lp l a t ee x p l o s i o ne x p e r i m e n t ．T h es t e e lb o xg i r d e rd a m a g ea n dp r e s s u r ew e r ea n a l y z e du n d e r v a r i o u sT N Tw e i g h t s ，p l a t et h i c k n e s sa n ds t i f f e n e ra r r a n g e m e n t s ．T h er e s u l t ss h o wt h a tt h e r ea r et w om a i nf a i l u r e m o d e so fs t e e lb o xg i r d e r s p l a s t i cd e f o r m a t i o na n dl o c a lr u p t u r e ．I nt h en a r r o ws p a c eo ft h ew i n gp l a t e ，t h ee x p l o s i o n s h o c kw a v ew i l lb er e f l e c t e dm u l t i p l et i m e s ，a n dt h es e a l i n ge f f e c ti ss i g n i f i c a n t ．T h ep e a kv a l u eo ft h em a x i m u mo v e r - p r e s s u r ei n s i d et h eb o xg i r d e ro c c u r sa tt h es t i f f e n i n gr i b so ft h et o pp l a t ec l o s e s tt ot h ee x p l o s i o np o i n t ．T a k i n ga n t i - b l a s tr e s i s t a n c e ，e c o n o m ya n dd e c kp a v e m e n ti n t oc o n s i d e r a t i o n ，t h eo p t i m a lt h i c k n e s so fs t e e lb o xg i r d e ri sr e c o m - m e n d e dt ob e2c m ．S t i f f e n e r sa n dt o pp l a t e sc a nb ec o n s i d e r e da s af u s es y s t e m ．A c c o r d i n gt ot h ed i f f e r e n c ei nt h e r e l a t i v es t i f f n e s sb e t w e e nt h es t i f f e n e r sa n dt h et o pp l a t e ，t h ed a m a g ez o n ecanb el i m i t e db e t w e e nt w os t i f f e n e r s ． K e yw o r d s s t e e lb o xg i r d e r ；b l a s tl o a d ；f a i l u r em o d e s ；p r e s s u r ef i e l d ；a n t i - b l a s tr e s i s t a n c e 收稿日期2 0 1 8 一l l 0 8 作者简介胡志坚 1 9 7 4 一 ，男，江西共青城人，教授、工学博士， E - m a i l h z j w h u t ．e d u ．c a 。 通讯作者李杨 1 9 9 5 一 ，男，湖北武汉人，硕士生， E - m a i l 2 3 9 8 1 2 3 6 4 9 q q ．t o m 。 基金项目国家重点研发专项资助项目 2 0 1 7 Y F C 0 8 0 6 0 0 0 ；江西省 创新驱动“5 5 1 1 ”项目 2 0 i 6 5 A B C 2 8 0 0 1 ；江西省交通科 技项目 2 0 1 7 C O 0 0 5 近年来，爆炸荷载开始对结构物产生越来越大 的威胁⋯。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 万方数据 爆破2 0 1 9 年3 月 瘫痪、人员伤亡以及巨大的经济损失心 3J 。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，JS o n 等为研究了爆炸荷载作用下正交 异性板的实际响应”J ，用M S C ／D y t r a n 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。SKH a s h e m i 等分析钢斜 拉桥在不同T N T 当量和不同爆点下的动力响应”J ， 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。MRS h i r a v a n d 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MJ ，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L S D Y N A 采用A L E 多 物质流一固耦合算法o7 | ，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J ，并以Q 2 3 5 B 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一J ，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A L E 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L S - D Y N A 软件来模拟爆炸。采用A L E A r b i t r a r yL a g r a n g i a nE u l e r i a n 方法来分析爆炸问 题。该方法允许E u l e r 与L a g r a n g e 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E u l e r 单元，钢箱梁结构采用L a ． g r a n g e 单元。使用L S D Y N A 的关键字l C O N S T R A I N E D L A G R A N G E I N S O L I D 来实现结构 L a g r a n g e 单元 与流体 E u l e r 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2c m ，爆炸位置位于钢板跨中截面中心上方 0 ．5m ，T N T 当量为5 0k g 。钢箱梁用S h e H l 6 3 单元 来模拟，空气和炸药单元用S o l i d l 6 4 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2c m ， 共3 0 4 3 8 个单元。空气域网格采用变间距网格，炸 药及其附近区域为2m ，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8c m ， 炸药共1 0 0 0 个单元，空气单元共3 4 2 0 0 0 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。 靠i 丘炸药＆h 奉号域J 寸l J2 。m 1 远离 尺寸 图1 钢箱梁有限元模型 F i g ．1 T h ef i n i t ee l e m e n tm o d e lo fs t e e lb o xg i r d e r 2 材料模型 钢材采用J o h n s o n - C o o k 模型模拟，对应于L s D Y N A 的关键字木M A T _ J O H N S O N C O O K E1 0 ] 。该模 型中，流动应力可以表示为 万方数据 第3 6 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 1 1 9 O r A B 8 ∥1 1 CI n ； 1 一T “ 式中A 、B 、c 、凡、m 为模型参数，A 为屈服应力系 数，日为硬化系数，n 为硬化指数，c 为应变率系数，m 一7 1 一T 为温度系数；，“是等效塑性应变；丁’ ≠等。 lm l t 一1n ∞m J o h n s o n C o o k 模型断裂应变可表示为 ／ m a x [ D l D 2e x p D 3 盯 ] [ 1 D 4l n ；] [ 1 D ，r ] ，E F M I N 式中D ，、D 、D ，、D 。、D ，均为材料参数，D 。～D ， 是与应力三轴度相关的断裂损伤参数，优是与应变 率相关的断裂损伤参数，D ，是与温度相关的断裂损 伤参数；盯 p ／o e ∥, P 为压强，盯舯为有效应力。当 p 损伤参数D ∑竖 1 时，材料就会发生破损。 一8 | 材料的具体参数同文献[ 6 ] 如表1 所示。 表1J o h n s o n - C o o k 模型的材料参数 T a b l e1T h em a t e r i a lp a r a m e t e r so fJ o h n s o n - C o o k 空气单元用水M A T N U L L 来模拟0 I ，该材料必 须与术E O S L I N E A R P O L Y N O M I A L 状态方程一起 使用，在该状态方程中 P C o c l p 弛2 c 3 肛3 c 4 C g x c 水2 E 式中，c 。一c 。分别为第0 阶到第6 阶多项式方 程的系数。文中取C o 一1 ．0 1 0 ～，C l C 2 C 3 C 6 0 ，C 4 C 5 0 ．4 。 炸药单元用I M A T H I G H E X P L O S I V E B U R N 来模拟0 。，该材料必须与J W L 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 一尚 e 吨” B 一南 e 啦” 可t o e - 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 、曰、R 。、R 、c c J 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 ．3 7 3 7 7 1 0 3M P a ，B 3 ．7 4 7 1 1 0 3M P a ，R l 4 ．1 5 ，R ， 0 ．9 , t O 0 ．3 5 。 3 A L E 建模方法验证 为验证A L E 建模方法的准确性，选取文献[ 1 1 ] 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5 0 0m m 的正方形A 3 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A L E 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 S h e l l l 6 3 单元来模拟，空气和炸药单元用S o l i d l 6 4 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2c m 。其中，靶板共划分为 1 6 9 个单元，空气划分为1 2 1 4 2 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。 靶 一4 雷管 ； ＼一斤 ≈ t ． I，靶板 傲 ＼_ 一 l 曝／ ／／I‘心，。 ∥。＼≮ ， 、， 图2 试验现场布置图 F i g ．2L a y o u to ft h ee x p e r i m e n t 选取试验的典型工况的结果和A L E 方法计算 的结果进行对比，对比的结果如表2 所示。试验 和A L E 算法下靶板的变形情况如图4 、5 所示，可 以发现，用A L E 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 万方数据 1 2 0爆破 2 0 1 9 年3 月 的摩擦损耗等其他方面⋯3 。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。 点 图3 靶板爆炸有限元模型 F i g ．3 T h ef i n i t ee l e m e n tm o d e lo ft a r g e tb o a r d 表2 部分试验结果和模拟结果 T a b l e2P a r to ft h ee x p e r i m e n tr e s u l t s a n ds i m u l a r i a nr e s u l t s 序号板厚／药量／爆距／试验挠度／模拟挠度／相对误差／ “。m m gg m mm m％ 117 0 00 ．9 87 98 4 ．16 ．5 217 0 80 ．8 01 0 21 0 9 ．16 ．9 32 7 0 0 0 ．4 77 97 9 ．5 O ．6 图4 试验中靶板的变形情况 F i g 。4T a r g e td e f o r m a t i o nd u r i n gt h ee x p e r i m e n t ◆嗲令 最大挠度为8 ．4 1c m a 序号1 a N o ．1 最大挠度为1 0 ．9 1 c m b 序号2 b N o ．2 最大挠度为7 ．9 5 c m c 序号3 c N o ．3 图5A L E 算法下靶板的变形情况 F i g ．5T a r g e td e f o r m a t i o nu n d e rA L Ea l g o r i t h m 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 ．5m 8 ，爆炸发生后0 ．2m 8 ，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 v o nM i s e s 应力最大，以该点为圆心，v o nM i s e s 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 ．5m s t 2 ．0m s ，0 ．5m s 时，顶板中心处的 其压应变超过钢板的断裂应变，对应于J o h n s o n C o o k 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 ．0m s ￡ 2 0 ．0m s ，2m s 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。5m s 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。2 0m s 时，顶板的破口几乎没有变化，爆炸的y o nM i s e s 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，I N T 水平方 向每隔0 ．5n l 向外布置，测点1 距T N T 中心距离为 0 ．5i n ，测点5 为2 ．5i n 。测点6 ～1 0 在钢箱梁表 面，比例距离与测点l 一5 相同，测点6 距爆点 0 ．5i n ，测点l O 距爆点2 ．5i n 。测点1 1 位于测点6 下方0 ．1i n ，为爆炸作用使得箱梁顶板发生破坏时 的超压测点，测点1 2 ～1 5 位于顶板与加劲肋焊接 处，测点1 6 在翼缘处，测点1 7 ～2 0 布置在顶板加劲 肋处。测点2 l 位于底板中心，测点2 2 2 5 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l 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H e n r y c h 公式对 万方数据 第3 6 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 1 2 1 比‘1 23 ，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 瓣 顶 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。 口 成 翼 图6 钢箱梁破坏过程 F i g ．6 T h ef a i l u r ep r o c e s so fS t e e lb o xb e a m 表3 各测点超压峰值 T a b l e3P e a ko v e r p r e s s u r ea te a c hm e a s u r i n gp o i n t 图7 梁体超压测点布置 F i g ．7 T h el a y o u to fg i r d e ro v e r p r e s s u r em e a s u r i n gp o i n t 图1 0 为测点6 到测点1 0 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2 1 ．1 9M P a ，与自由场的爆炸超压峰值测点1 大 的超压峰值几乎相同，第二次峰值为8 4 ．4 2M P a ，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 ～1 0 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 ．8 2 倍，其放大系数为3 ．8 2 ，而 测点7 、8 、9 、1 0 的放大系数分别为2 ．1 4 、2 ．0 2 、 1 ．8 4 、1 ．5 2 ，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。 2 5 2 0 喇 室1 5 趔 器加 5 0 图8 F i g ．8 0 ．51 ．01 ．52 ．O 时间／m s 测点1 到测点5 超压时程曲线 O v e r p r e s s u r eC u r v e so fN o ．1t o5 万方数据 爆破2 0 1 9 年3 月 比例距离 图9 数值模拟和经验公式对比 F i g ．9T h ec o m p a r i s o no fN u m e r i c a ls i m u l a t i o n a n de m p i r i c a lf o r m u l a 1 0 0 7 5 西 山 宴 、 j 鹫5 0 出 辋 2 5 0 0 ．51 ．01 ．52 ．O 时间／m s 图1 0 测点6 ～1 0 的超压时程曲线 F i g ．1 0O v e r p r e s s u r eC u r v e so fN o ．6t o1 0 图1 1 为测点1 l ～1 6 的超压时程曲线。测点 1 1 的超压峰值为4 ．8 0M P a ，远小于其正上方1 0c m 处的测点6 的超压峰值2 1 ．1 9M P a ，说明顶板破坏 过程中吸收了大量能量。测点1 2 的超压峰值为 6 ．2 8M P a ，对比测点1 1 的超压峰值4 ．8 0M P a ，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1 2 到1 5 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1 6 的超压峰值达到1 ．1 6M P a 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1 2 为测点1 7 ～2 0 的超压时程曲线。对比测 点1 2 ～1 5 及测点1 7 ～2 0 的超压峰值，测点1 2 的超 压峰值为测点1 7 的4 ．4 2 倍，其放大系数为4 ．4 2 ， 测点1 3 、1 4 、1 5 的放大系数分别为2 ．1 8 、1 ．7 9 、1 ．3 6 ， 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1 3 为测点2 1 到测点2 6 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 2 1 ，此处测点峰值在爆点正下方，故其超压峰值最 大，而测点2 2 2 6 均为斜反射，超压峰值较小。 0l2345 时间／m s 图1 l 测点1 1 1 6 的超压时程曲线 F i g ．1 1O v e r p r e s s u r eC u r v e so fN o ．1l t o1 6 1 ．4 1 ．2 司1 ．0 山 善o ．8 普o ．6 剐0 ．4 O ．2 O 012345 时间／m s 图1 2 测点1 7 2 0 的超压时程曲线 F i g ．1 2O v e r p r e s s u r eC u r v e so fN o ．1 7t o2 0 图1 3 测点2 1 - 2 6 的超压时程曲线 F i g ．1 3 O v e r p r e s s u r eC u r v e so fN o ．2 1t o2 6 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 7 6 5 4 3 2 l O BdW／遥出骝 万方数据 第3 6 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 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 ．1T N T 当量 为研究T N T 当量对钢箱梁的影响，根据箱梁顶 板的破坏程度分别选择2 5k g 、5 0k g 以及7 5k g 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4T N T 当量不同时计算工况及破坏参数 T a b l e4L o a dc a s e sa n dF a i l u r ep a r a m e t e r s u n d e rd i f f e r e n tT N Tw e i g h t s 由于1 0m s 时钢箱梁的破口大小趋于稳定，取 各工况1 0m s 应力云图观察箱梁的最终损伤状况， 如图1 4 所示。2 5k g 、5 0k g 和7 5k gT N T 当量对应 的破口面积分别为0 , 0 ．2 6 9m 2 和0 ．6 0 3m 2 。模拟 结果表明随着T N T 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1 5 为三种工况下的梁体最大挠度曲线。随 着T N T 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，T N T 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T N T 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1 6 1 8 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 ．6m 处的 点为其最大挠度、速度和加速度的测点。可以看到， 随着T N T 当量从2 5k g 增大到5 0k g 再到7 5k g ，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1 4 各工况1 0m s 时的应力云图 图中竖标单位为1 0 5M P a F i g ．1 4 S t r e s sd i s t r i b u t i o na t1 0i n sf o re a c hl o a dc a s e 图1 5 纵桥向梁体最大挠度曲线 F i g ．1 5 M a xd e f l e c t i o nc u r v e so fg i r d e r s o fl o n g i t u d i n a lb r i d g e 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 ．4c m 。以 钢板厚度为参数来分析箱梁抗爆能力，钢板厚度 1 ．5c m 、2c m 和2 ．5c m 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 T a b l e5L o a dc a s 铺a n dF a i l u r ep a r a m e t e r s u n d e rd i f f e r e n tp l a t et h i c k n e s s 万方数据 爆破2 0 1 9 年3 月 各工况1 0m s 的应力云图如图1 6 所示。钢板 厚度为1 ．5c m 、2c m 和2 ．5c m 时分别对应的破1 2 面积为0 ．6 7 8m 2 、0 ．2 6 9m 2 和0 ．1 7 3m 2 ，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 ．5c m 增加到2 c m ，破1 2 面积减少6 7 ％，但从 2c m 增加到2 ．5c m 时，破1 2 面积仅减少3 5 ％。 l5r m2 ．0c m25c l n 图1 6 各工况1 0m 8 时的应力云图 图中竖标单位为1 0 5M P a F i g ．1 6 S t r e s sd i s t r i b u t i o na t1 0m sf o re a c hl o a dc a s e 三种工况下的梁体最大挠度曲线如图1 7 所示， 可以看出，钢板厚度从1 ．5c m 增加到2c m 时，梁体 的整体挠度减小显著，靠近爆点处越减小8c m 。而 钢板厚度从2c m 增加到2 ．5c m 时，梁体整体下挠 程度只是稍微减少，靠近爆点处仅减小约1c m 。 一般情况下，钢箱梁顶板的钢板厚度在1 ．2 2c m 之间u3 | ，就钢箱梁抗爆设计来说，2c m 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3 | ，2c m 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，2c m 的钢板厚度最为合适。 吕 之 赵 援 图1 7 纵桥向梁体最大挠度曲线 F i g ．1 7 M a xd e f l e c t i o nc u r v e so fg i r d e r s o fl o n g i t u d i n a lb r i d g e 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0 1 4 ] 。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 T a b l e6L o a dc a s e sa n dF a i l u r ep a r a m e t e r s u n d e rd i f f e r e n ts t i f f e n e ra r r a n g e m e n t s ，。 加劲肋纵桥向破口横桥向破口破口面彬 一“ 布置长度／m长度／m m 2 各工况1 0m s 时的应力云图如图1 8 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1 8 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7 2c m ， 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 ．5 2m ，比开口加劲肋 情况小了0 ．0 8m 。两种工况下梁体的最终破坏图 如图1 9 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2 0c m ，共4 根纵向加劲 肋，工况四减小为1 6c m 布置，共6 根纵向加劲肋。 万方数据 第3 6 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 整体加劲肋加密后，整体刚度进一步增大，破口面积减小2 3 ％。 闭I Z l 加劲肋布置开口加劲肋布置无加劲肋布置整体加劲肋加密 图1 8 各工况1 0m 8 时的应力云图 图中竖标单位为1 0 5M P a F i g ．1 8 S t r e s sd i s t r i b u t i o na t1