0 引言
为避免船舶撞击桥墩引发严重后果，主要采用防船撞设施对桥墩进行保护。桥墩防撞设施种类繁多，国际桥梁和结构工程协会将其分为防护板系统、支撑桩系统、系缆桩系统、人工岛或暗礁保护以及浮动保护系统5大类
［1］。我国新颁布的《公路桥梁抗撞设计规范》（JTG/T3360-02-2020）则将防船撞设施概括地分为一体式、独立式和附着式3大类，并给出了不同类型防撞设施的选用原则
［2］。一体式防护多采用混凝土结构或钢结构将桥墩基础结合在一起，通过扩大截面增加桥墩抗力，如厦漳跨海大桥采用的一体化钢套箱，可抵御5000 t船舶撞击
［3］；独立式防护常采用多根混凝土桩通过单层或多层系梁相连将桥墩与船舶隔离，通常可抵御3000 t以上船舶撞击。而附着式防撞浮式结构因受水位变化影响小、施工便捷等优点得到了更为广泛的运用。其中，张锡祥等
［4］提出一种多节段拼装的复合材料防撞浮箱结构，开展了节段足尺冲击试验，证明其具有较好的缓冲折减性能，可有效防护3000 t船舶撞击，其成果已应用在黄花园大桥上。文献［
5，
6］提出一种自浮式复合材料筒形防撞装置，采用纵横格构腹板增强耗能夹芯材料制作，可防护5000 t船舶撞击，并在武汉鹦鹉洲长江大桥等多个高等级航道上进行了应用。Wang等
［7，8］提出一种内外钢围中间填充橡胶钢丝圈的防护结构，通过理论分析、实船撞击试验及数值模拟验证了该防撞设施能防护50 000 t级货船撞击，并在湛江海湾大桥上进行了运用。Fan等
［9］提出一种新型钢-UHPC波折钢板组合结构防撞装置，结合试验与数值模拟验证了能够防护3000 t散货船撞击，并成功应用于湘江一斜拉桥过渡墩上。文献［
10，
11］设计了将18个内衬框架式耗能元件连接在一起的装配式钢-UHPC防船撞装置，通过数值模拟验证了该防撞设施可防护5000 t货船撞击。
由于碰撞的随机性和突然性，很难预料到是什么吨位的船与桥梁发生撞击。为了桥梁安全运营，上述研究主要关注如何有效防护大吨位船舶，而对大量中小型船舶撞击关注较少，导致对于已采用一体式或独立式防护进而具备整体抗撞能力的桥梁，其刚度与大吨位目标船舶匹配，但对于中小型船舶而言就显得刚度过大，产生的撞击力也大，船舶损伤也更为严重，达不到“和谐防护”的理念；另一方面，尽管防护结构整体上不会出现安全问题，但其局部结构极有可能遭到中小型船舶撞击出现不易修复的损伤，进而影响既有防护结构的耐久性和后续抗撞能力。
基于此，本文提出了一种复合材料柔性护舷，通过准静态压缩试验确定了最优构造形式；开展了足尺试件冲击试验及船撞数值模拟分析其防护性能，验证了该型护舷可有效应对中小型船舶撞击。
1 试件制作
为研究基体材料及内部填充物的布置对柔性护舷的影响，设计了3个足尺试件进行准静态压缩试验，各试件构造如
图1所示。通过压缩试验确定最优布置形式，以开展动态足尺冲击试验。其中，试件1基体材料采用聚氨酯，内部填充圆柱形缓冲圈；试件2基体材料采用乙烯基树脂，内部填充圆柱形缓冲圈；试件3基体材料采用乙烯基树脂，内部填充缓冲柱体与耗能芯材。试件外壳厚度为10 mm，缓冲柱体厚度为5 mm。
采用真空导入工艺制作试验模型，制备过程如
图2所示。首先，加工模具，并对模具内表面抛光、打蜡。然后，依次铺设纤维布，脱模布；铺设并固定导流管，用以导入基体材料。随后，再铺设导流网，以加快基体浸入速度。接着，铺设真空袋，并检查气密性；进行真空导流，导流过程需控制导流速度，使得基体均匀浸透增强材料；在预定时间内基体材料发生固化，与增强材料紧密结合，待树脂充分固化后进行脱模。最后，向内部紧密填满缓冲耗能材料，盖上盖板密封。
2 准静态压缩试验
2.1 试验方案
准静态压缩试验采用3000 t大型压力试验机进行位移连续加载，直至结构破坏，加载速度为
，每级加载后记录试验荷载及模型变形情况，如
图3所示。
2.2 结果分析
根据加载工况进行准静态压缩试验。试验过程中，实时观察试件变形与破坏，各试件破坏模式如
图4所示。可以发现，不同试件破坏模式相近，均出现外面板剪断、基体开裂、剪断处纤维断裂的现象。压缩结束后，各试件均发生卸载回弹，回弹率高达85%以上，说明该护舷具有高弹性的特点。
试件的荷载-位移曲线如
图5所示，可以发现，在压缩过程中各试件均表现出弹性状态。基体材料对护舷的压缩性能影响显著，当选用聚氨酯树脂作为基体材料时，试件1的压缩反力仅为348 kN，等效压缩刚度仅为892 kN/m。而采用乙烯基树脂作为基体材料时，与试件1相比，试件2的压缩反力达到530 kN，等效压缩刚度达到1337 kN/m，分别提高了152%、150%。内部填充的耗能芯材对压缩性能也有较大影响，然而受试验机行程限制，芯材还未达到致密化阶段，其压缩性能还未得以充分发挥。当达到压力试验机最大行程时，与未填耗能芯材的试件2相比，试件3的压缩反力为614 kN，等效压缩刚度为1675 kN/m，分别提高了116%和125%。由于护舷迎撞面尺寸受限，且船艏刚度远高于护舷，因此选择刚度越大的构造形式，其在完全压溃时吸收的能量越多，缓冲折减能力越好，故试件3是最优的结构形式。
3 动态冲击试验
3.1 试验方案
最优构造下护舷动态冲击试验采用落锤自由落体冲击完成，落锤提升支架采用HW200×200×8/12工字钢焊接而成，高度为5.7 m，净宽度为1.8 m，并在支架两侧设置爬升用斜撑。落锤采用外包钢板并在内部浇筑混凝土制作，钢板采用Q235钢，厚度为10 mm，混凝土采用C40。落锤长度为0.8 m、宽度为0.8 m、高度为1 m，总质量为1.7 t。试验梁尺寸为500 mm×800 mm，长3 m，采用C40混凝土浇筑。试验工况为落锤以4.9 m/s的速度撞击护舷，此时落锤提升高度为1.2 m，冲击能量为20.4 kJ。为分析护舷的缓冲折减能力，进行了无护舷防护的冲击试验对比，结果如
图6所示。碰撞力通过加速度传感器测试，在落锤顶部截面中心安装1个加速度传感器。采用DH5920动态信号采集系统拾取加速度信号，采样频率为100 kHz。
3.2 结果分析
有、无防护下的碰撞力对比结果如
图7所示。未设置护舷时撞击力高达8874 kN，出现在0.007 s时刻；有护舷防护下，撞击力峰值下降到233 kN，出现在0.6 s时刻，撞击力折减率达到97%。与无防护工况相比，有护舷防护时，撞击响应时间由0.03 s延长到4 s，撞击时间延长了133%。
撞击点处梁底动位移对比结果如
图8所示。无防护时梁底最大位移为14 mm，设置护舷防护时减小到1.8 mm，位移折减率达到87%。结合
图8和
图9可以看出：在首次接触护舷时刻，碰撞力和梁底响应均达到峰值，此时护舷被压缩到最大，随后护舷变形恢复，将落锤反弹至一定高度进而再次撞击护舷，这一过程多次重复直至碰撞结束。护舷未发生破坏，仍处于弹性状态，碰撞能量以弹性耗能的方式进行耗散。
4 船桥碰撞数值模拟分析
4.1 碰撞有限元模型
限于冲击试验加载能量有限，为进一步研究柔性护舷的实际防护能力，对内河某航道桥通航孔主墩采用的同类型护舷进行碰撞模拟分析。该桥已在主墩承台上设置混凝土防撞墙，能有效防护大吨位船舶撞击。而面对中小型驳船时，已有防撞设施刚度较大，碰撞能量几乎全部由船舶吸收。为较为经济地实现“船、桥双保护”，直接在防撞墙上设置柔性护舷。
建立碰撞系统有限元模型，其中船舶参考某800 t机动驳船型线数据和结构形式建立，船长度为56 m，宽度为10 m，高度为4 m。全船采用壳单元划分，为精确反映碰撞过程，同时提高计算效率，船艏单元尺寸控制在100 mm以内，向船身过渡的网格划分逐渐稀疏，单元尺寸控制在400 mm以内。整船有限元模型共计55 794个单元，其中船艏部分30 431个单元。主墩墩身、承台、桩基均采用实体单元进行划分。柔性护舷外板、壁板、缓冲圈均采用壳单元模拟，内部耗能元件采用实体单元模拟，网格尺寸为100 mm，以便与船艏单元尺寸匹配。为缩短计算时间，其他不与船舶发生直接接触的部分采用尺寸较大的单元划分，碰撞系统有限元模型如
图9所示。
4.2 材料本构模型
船艏钢材采用Cowper-Symonds本构模型描述受应变率影响的塑性行为，通过定义关键字*MAT_PLASTIC_KINEMATIC实现
［12］。船用钢材料参数如下所示
［13］：密度为7850 kg/m
3；弹性模量为210 GPa；屈服强度为235 MPa；切线模量为1.18 GPa；泊松比为0.3；失效应变为0.34；应变率常数
C为40.4、
P为5。船身中后部远离碰撞接触区，几乎不发生变形，为提高计算效率，采用刚体模型，通过定义关键字*MAT_RIGID实现。
桥墩混凝土材料采用连续盖帽本构模型模拟，通过关键字*MAT_CSCM实现。CSC模型常被用于低速冲击模拟，能够准确估计RC构件的冲击响应
［14，15］。详细参数取值如
表1所示
［16］。
护舷复合材料采用基于Chang-chang失效准则的损伤模型，该模型在复合材料结构受冲击的力学行为模拟方面准确度较高
［17，18］。通过定义关键字*MAT_COMPOSITE_DAMAGE实现，参数取值如
表2所示。
耗能芯材密度为40 kg/m
3，弹性模量为2.48 MPa，通过关键字*MAT_CRUSHABLE_FOAM模拟，可直接输入试验得到的应力-应变曲线定义材料特性。由于碰撞中芯材受压，进行了压缩性能试验，将工程上运用的成品截取制作成边长为50 mm立方体试件，统一编号后进行试验，试验结果如
图10所示。
4.3 可靠性验证
为验证有限元模型的可靠性，对护舷的落锤冲击试验进行了数值模拟对比分析，碰撞过程落锤撞击力时程曲线对比如
图11所示，护舷撞击点处变形与受撞过程的动态对比分别如
图12、
图13所示。护舷受撞处最大变形为0.14 m，出现在0.6 s时刻，与试验中峰值撞击力出现时刻对应。碰撞结束变形基本恢复，数值模拟与试验结果整体趋势基本一致，吻合度较好，说明本文有限元模型可以较好地模拟护舷受撞过程，可靠性能够得以保证。
4.4 结果分析
船舶以3 m/s速度与承台护舷发生正面碰撞，碰撞能量为3.6 MJ。碰撞过程的能量转化曲线如
图14所示，动能逐渐转化为船舶和护舷内能、界面滑移能、沙漏能。系统总能量基本守恒，沙漏能占比在5%以内，可认为数值模拟结果可靠。碰撞过程中有无防护下撞击力对比见
图15，撞击混凝土防撞墙的碰撞力峰值为7.24 MN，柔性护舷防护下碰撞力为6 MN，折减了17%。
船舶与护舷内能对比如
图16所示，无防护下碰撞能量基本转化为船舶内能，设置护舷后，护舷吸收了2.28 MJ能量，使船舶内能降低到0.72 MJ，折减了75%。撞深对比如
图17所示，无防护下船艏最终撞深为0.7 m，有护舷防护下仅为0.1 m，下降了86%。由于内能与撞深的平方成正比，有无护舷的两种工况下船艏刚度差异并不大，撞深折减率的平方为74%，与内能折减率基本一致。
图18为有、无护舷防护下船艏损伤对比，船艏有效应力分布区域尽管差别不大，但在柔性护舷防护下船艏损伤程度明显减小，原本应由船艏承担的能量转移至护舷上。该型护舷可有效防护800 t驳船撞击，防护能量为3.6 MJ。此时护舷已明显破坏，外壁板、背板断裂，耗能芯材被压溃，如
图19所示。目前，该型护舷已在重庆千厮门嘉陵江大桥、涪陵乌江大桥等多个工程进行应用，运营状况良好，如
图20所示。该型护舷具有占用空间小、经济性高及安装更换便捷的优点，同时耐久性较传统橡胶护舷更好，可与既有防护结构搭配使用，以调节防护结构过大刚度，从而实现多目标船型的柔性防护。
5 结论
（1）采用乙烯基树脂作为基体材料时，护舷压缩性能优于聚氨酯树脂，压缩反力和压缩刚度分别提高了152%、150%。在填充耗能芯材后，护舷压缩性能可再次提高125%，是最优的结构形式。
（2）足尺冲击试验下，冲击能量为20.4 kJ，护舷的撞击力折减率达到97%，梁底位移折减率达到87%。护舷受撞处最大变形为0.14 m，随后基本恢复，此时护舷以弹性耗能的方式耗散碰撞能量。
（3）在面对内河800 t驳船撞击时，护舷吸收了63%的碰撞能量，降低峰值船撞力17%左右，且能够大幅减轻船舶损伤，船艏撞深下降了86%，此时护舷主要以耗能芯材的压溃吸收碰撞能量。
（4）该柔性护舷可应用于低等级航道主墩，或与高等级航道桥墩的既有防护结构联合使用，以防护中小型船舶撞击。
京公网安备11010202008535号
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