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斜拉桥在冲击载荷下的动态响应
S.K. Hashemi, M.A. Bradford , H.R. Valipour
基础设施工程与安全中心，土木与环境工程学院，UNSW澳大利亚，UNSW悉尼，NSW 2052澳大利亚
摘要在过去二十年中，爆破载荷已被认为是重要结构如斜拉桥的设计中必须考虑的极端载荷事件之一。然而，由于对经受爆炸负载情况的桥梁部件（桥墩，甲板和电缆）的局部和全局动态响应的不充分的理解，防爆桥梁的设计规定非常有限并且大多是经验的。因此，本研究开发了钢斜拉桥的详细有限元模型，并使用显式求解器进行分析。考虑三种不同的爆炸尺寸，即小（01W），中（04W）和大（10W）（W是TNT等效爆炸重量指数），并且放置在甲板水平以上的不同位置以确定尺寸和爆炸载荷的位置对桥梁部件的全局和局部响应。特别地，计算机模拟的结果被用于表征塔和甲板上的损坏的类型和程度，并且另外地调查与锚固损失相关联的潜在电缆损失情况。此外，有限元模拟的结果用于评估受到各种爆炸负载情况的斜拉桥的潜在渐进崩溃响应。
关键词：Blast 桥 电缆停留 LS DYNA 正交箱梁
1.简介
大量研究已经致力于在极端载荷情况下（例如地震和风）的大跨度斜拉桥和悬索桥的结构响应，但是对于这种重要结构对偶然或有意的响应的关注较少爆炸。 现有的防爆桥设计指南限于特定的结构部件[1]，因此，需要研究调查当受到鼓风压力时桥梁部件（甲板，码头，塔架）的局部和全局行为在不同位置具有不同的大小。这些研究的结果还可以帮助设计工程师更准确地评估现有桥梁的爆炸响应，从而开发更有效的爆炸响应缓解策略。
桥梁结构通常比建筑物更容易受到极端负载情况的影响，因为与建筑物相比，桥梁结构冗余较少。因此，在任何主要结构件故障的情况下，桥梁通过替代负载路径重新分配施加的负载，以防止潜在的渐进崩溃几乎是不可能的。例如，吊架在斜拉桥中的故障可能导致整个桥的完全坍塌。类似地，由于在甲板水平以上的大爆炸中可能发生的严重甲板损坏导致的电缆锚固损失可能导致整个桥梁的逐渐坍塌和损失[2-4]。 此外，支撑元件的残余负载能力对于总体稳定性以及乘客的安全性是关键的[5]。 作为交通系统中众多“阻塞点”之一的关键桥梁或隧道的损失可能导致大量伤亡和数十亿美元的直接重建。 额外的社会经济成本可以使建造一个新的长跨度桥梁的成本增加一倍[6]。
识别易受影响的部分和潜在的电缆损耗情况，并实现甲板和塔柱损坏的形式和程度可以是理解遭受爆炸的斜拉桥行为的第一步，并制定适当的缓解策略。因此，不同的研究人员使用计算机模拟来捕获经受假设爆炸情景的斜拉桥的失效模式和动态响应[7-10]。Son [7]使用有限元（FE）软件包MD Nastran来评估经受爆炸负载的斜拉桥的空心钢箱吊架的响应。通过任意拉格朗日欧拉方法（ALE）捕获鼓风和斜拉桥吊架的一部分之间的相互作用。在Son的FE模型中，省略了电缆，并且仅将电缆中的相应的力应用于模型，并且假设在整个分析中是恒定的。 FE预测显示P-D效应可能导致在爆破情况下经受的空心钢箱塔架中的显着不稳定性。因此，Son提出使用混凝土填充塔的脆弱区域，并且FE结果表明在冲击载荷下混凝土填充的塔的优越的性能。此外，在本研究中指出，模拟的持续时间应该扩展，以捕获爆炸装载对结构的潜在的不稳定影响。
Tang和Hao [8,9]使用FE包LSDYNA进行非耦合仿真，并捕获固定基底拉索钢筋混凝土桥梁在爆炸负载下的动态响应。 唐的FE模型捕获的损伤是局部的，它们与混凝土的压缩破碎和剥落有关。 此外，采用FE模拟研究CFRP强化甲板在爆炸负荷下的响应，这些表明CFRP的应用对于减少甲板上的爆炸损伤是无效的。Deng和Jin [10]研究了斜拉桥与桁架受到爆炸的动态响应，爆炸可导致在爆炸附近的甲板的局部破坏。然而，整个甲板桁架的动态响应是微不足道的，主要是因为桁架元件不受鼓风压力的影响，并且所考虑的爆炸的大小很小。
除了完全耦合的先进有限元模型，捕获鼓风的传播及其与结构的准确的相互作用，解耦方法与简化模型结合使用也已被用于分析和设计防爆结构[11-13]。 Winget [11]使用具有单自由度（SDOF）和假设的爆破装载模式的简化结构模型来分析预应力混凝土桥梁，并开发对桥梁结构所需的安全措施的理解。 Winget的SDOF模型表明
桥梁几何形状显着影响在甲板下方形成的鼓风压力。此外，得出结论，甲板下方的爆炸可能导致比甲板以上的爆炸更多的损害。然而，这种简化的模型不适用于所有类型的桥，并且它们不能捕获由于具有不同大小和位置的爆炸负载的局部损坏。包括在简化的非耦合FE和高级全耦合FE之间模型是利用子结构技术的模型，其中仅对结构的一部分进行建模以减少计算成本。子结构模型的精度明显受到结构部件的显着影响，并包含在模型中。
数值方法的最新进展和高性能计算机设施的发展使工程师能够以可行，有效和具有成本效益的方式模拟复杂的爆炸情景，并随后提供有用的参考用于保护未来关键基础设施设计的数据。因此，本研究使用LSDYNA [14]显式FE包来模拟经受近程爆轰的整个钢索斜拉桥的动态响应。根据澳大利亚标准AS5100 [15]的最低要求设计的cable stayed桥梁，并在死亡，交通和爆炸载荷下甲板以上不同位置（即靠近端支撑，靠近塔架和中跨上方甲板）和在甲板下方的塔的腿的底部。有限元模型的结果用于评估甲板，铁塔和电缆的性能，以及暴露在空气中的整个桥梁的性能。特别是甲板和塔的损坏程度被阐明，潜在的电缆破裂，并研究了不同范围的爆炸重量和位置的锚固损失。
- 有限元模型和分析技术的描述
2.1 FE包
在本研究中使用的FE包是LS DYNA，其可以使用三种不同的方法来模拟爆炸载荷。第一种方法，即LBE，完全基于拉格朗日方法，它利用经验公式来确定结构上的鼓风压力。第二种方法是基于流体 - 结构相互作用（FSI）算法，并且它利用多材料ALE公式（MM-ALE）。在FSI方法中，空气和爆炸物被直接建模，并且冲击前沿通过空气域的传播及其与结构部件的相互作用由MM-ALE公式直接捕获。第三种方法是一种耦合的LBE和MM-ALE技术，其采用经验公式来计算环境层上的鼓风压力，并且该层将压力传递到围绕拉格朗日结构的空气域。 MM-ALE和耦合的LBE / MM-ALE方法需要大量的CPU时间，因此LBE方法主要用于模拟本研究中的鼓风和鼓风压力。此外，MM-ALE方法用于一个FE模型，并将结果与从LBE方法获得的结果进行比较，以证明爆炸模型策略对FE预测的影响。 MM-ALE和LBE结果的比较在第3.3节中简要提供。
2.2 桥梁细节
根据AS5100 [15]的最低要求设计了一个假想但实际的斜拉钢桥，以避免发布特定桥梁的脆弱性。这样设计的桥是1015米长，它有三个跨度，227.5m，580m（中跨）和227.5m长。桥的几何拓扑如图1所示。
- 桥面板包括2.0米深和28.0米宽的钢正交异型箱梁，根据AS5100规范提供6个车道和2个走道[11]。桥面板设计为封闭的六角形多单元钢箱梁，具有25mm厚的顶部和底部凸缘和20mm厚的腹板。此外，40mm纵向加强件用于顶部和底部凸缘以及腹板。纵向扶强材的间距限制在700mm。中间扶墙材间距4米用于腹板。为了防止甲板的过度变形变形或过早屈曲，沿甲板每10m提供横向隔膜。在端部支撑，塔柱和中跨附近，隔膜间距减小到5m。甲板的横截面视图如图1所示。
- 所有因素和细节，例如被认为对受到爆炸负荷的桥的局部和全局结构响应有影响的隔膜的加强件和检修孔被包括在FE模型中。此外，在FE模型中使用不同的网格尺寸以实现精度和计算效率。如图1所示，对于爆炸附近的区域，使用纵横比接近1的0.5mu;m的细网眼。
3.对于离爆炸点至少5米的部分，选择最大尺寸为1米，最大纵横比为2的网格。对于所有其它部件，使用最大尺寸为2mu;m的筛目尺寸和最大纵横比为4;然后将结果与两个参考模型进行比较。在第一参考模型中，塔中的所有元件被细分为四个元件，并且在第二参考模型中，相同的网格细化仅应用于甲板。第3.2节提供了FE模型预测的简要讨论和比较。
图一.桥梁高程
图二.甲板的横截面
图三.有限元模型的甲板。
图四.塔吊高度
桥面板通过112根电缆连接到两个A型136 m高的钢箱吊挂塔上（图4）。与甲板端撑相邻的前4根电缆相隔5米，其他电缆沿桥面为20米。电缆的面积有所不同，0.0236 m2到0.0077 m2，并且在电缆中感应的初始轴向后张力从12 MN到5 MN变化，以在永久载荷下提供最小垂直偏转，并将在所建议的交通载荷分布下的垂直变形限制在中部的1/600跨度长度在澳大利亚桥梁指定标准AS5100.2 [11]。电缆由270级绞线组成，断裂强度为1860 MPa。横向钢箱梁连接塔架腿和板的厚度，并且塔架箱内部的加强件的间距以提供紧凑截面的方式选择。用于横梁至塔架腿连接的挂架和FE网的横截面视图如图5所示。此外，假设塔 - 地连接是固定的，并且在塔板的一端模拟销支撑件，并且在塔板的另一端建模辊支撑件。整个桥梁的有限元模型的轮廓如图6所示。加速加载方法用于预加载具有自重和交通负载的结构，直到结构达到稳定状态。固定负荷（即自重和交通负荷）应该施加相对较长时间以使动态激励的影响最小化，这可导致桥接部件中的不切实际的变形和错误的结果。经过一些试验和错误后，发现使用加速法应用固定载荷后13 s，动态激励被完全阻尼，并且桥接器达到稳定状态，其中模型准备好用于动态爆炸分析。然而，在本文提出的动态时间历史中，只显示了这13 s跃迁时间的最后0.5 s。
图五.有限元模型
图六.整个斜拉桥有限元模型。
在爆炸情况下，接近爆炸的部件上的严重局部损坏通常发生并且在不到一秒钟内消散，并且远离爆炸的部件的动态响应开始延迟，并且远离爆炸中心的部件的极值响应发生爆炸事件后几秒钟。由于需要捕获结构的响应所需的动态分析的持续时间不能先验地确定，并且考虑到本研究的主要焦点是斜拉桥的全局行为，本文中的动态分析在相当大的时间间隔（10s），以确保充分获得紧邻和远离爆炸中心的结构部件的所有极值响应。虽然终止时间约5秒，在大多数模型中被发现是足够的，在一些有限元模型中，极值值发生在5秒后，和/或拉链型渐进崩溃甚至在后期分析阶段触发。因此，在爆炸后进行10秒的动态分析似乎是足够准确和计算有效的。
2.3。 材料模型和应变率效应
钢板用四边形完全整合的壳单元建模，钢被建模为应变率相关的弹性硬化塑料材料。 通过几个研究[16,17]已经证明了LSDYNA材料模型/MAT_PIECEWISE_LINEAR_PLASTICIT（MAT_24）对于承受高应变速率负载的钢构件非线性行为建模的充分性。此外，该材料模型利用了用于捕获故障发生的最大应变标准。结构钢采用的性能列于表1。
采用结构钢的材料性能
表1
已经确定的是，钢的屈服和极限强度在高应变率负载下增加，但是钢的极限应变和弹性模量没有表现出特定的应变率依赖性。 在本研究中，由于应变率效应的强度增强被考虑由Cowper Symonds动态增加因子DIF给出.
其中_e是应变率，C和p是Cowper Symonds常数。 对于软钢，Cowper和Symonds [18]分别对C和p建议了40.4s -1和5，而在Hsu [19]的研究中，C和p的建议值分别为114.27s -1和5.56。 对于本研究中考虑的高强度钢，Paik和Thayamballi [20]分别提出了3200s？1和5这些常数，分别基于Paik和Chung [21]。 钢的屈服强度与从不同模型获得的应变率的动态放大系数如图1所示。 值得注意的是，由于爆炸的持续时间短以及缺乏精确的实验数据，在桥梁的材料中没有考虑与爆炸期间的温度升高相关的钢的热软化[7]。
为了对弹性支撑进行建模，使用CABLE_DISCRETE_BEAM（MAT_71）材质。 这种材料模型只能在张力下工作，它可以充分代表电缆的弹性行为[14]。 在甲板和塔架之间的电缆通常由单元电缆系统（OECS）[22-24]建模，但在本研究中采用多元件电缆系统（MECS），其可以提供比 OECS方法。
在爆炸情况下，不同结构部件（例如甲板和挂架）之间的二次碰撞（冲击）是不可避免的，特别是当爆炸发生在甲板的一侧时.因此，在FE模型中采用CONTACT AUTOMATIC SUEFACE TO SURFACE 捕获这种二次冲击并防止网格穿透。
甲板，塔架和电缆的几何性质（即面积I的第二矩和横截面积A）和电缆中的初始后张力总结在表2中。这些性质用于隐式框架FE 验证由显式基于连续性的FE模型捕获的桥梁的全局响应（在重力加载下）。
材料和几何属性。
表2
2.4。 重力和交通负荷
施加到桥梁的重力载荷是其自重（DL）和叠加静载荷（SDL）加上交通载荷（TL）。在软件中通过关键字/ BODY_Z自动计算自重，并且考虑到连接和焊缝的重量，将平台的重量增加15％。 150mm厚的沥青层被认为是道路的磨损表面并且作为叠加的静载荷施加。根据AS5100.2的S1600的交通负荷作为均匀的压力施加在甲板[15]上。考虑S1600（固定业务负载）而不是M1600（移动业务负载）的原因是偶然的。爆炸通常发生在与桥上的交通堵塞有关的事故之后。因此，车辆最可能是静止的而不是运动的。由于加载了多个通道，所以应用的通信负载乘以通道因子。同时，考虑了交通负荷情况（TLC）的两种不同情况，即。 TLC1和TLC2如图1所示。在TLC1中，交通负荷分布在整个桥面上，而在TLC2中，交通负荷假定仅在中间跨度
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