汽车炸弹钢箱梁内部爆炸局部破坏效应分析

第一作者姚术健男，博士生，1988年4月生

通信作者蒋志刚男，博士，教授，1961年9月生

汽车炸弹钢箱梁内部爆炸局部破坏效应分析

姚术健1,蒋志刚2，卢芳云1，张舵1，赵楠3

(1.国防科技大学理学院，长沙410073; 2. 国防科技大学指挥军官基础教育学院，长沙410072;3.中国水电顾问集团中南勘探设计研究院，长沙410014)

摘要：采用ALE(Arbitrary Lagrangian Eulerian,ALE)多物质流固耦合算法，对汽车炸弹 (TNT当量200 kg~1 500 kg) 在双层桥梁下层桥面典型位置爆炸的局部破坏效应进行了数值模拟，研究了内爆炸冲击作用下钢箱梁的响应过程、破坏模式、破坏参数及其主要影响因素。结果表明：破坏模式及破坏参数与爆炸位置和TNT当量密切相关，爆炸位置对桥梁主要受力体系的受损程度影响较为明显，加劲肋对其垂直方向的破口具有约束作用，箱体对冲击波的约束效应使破坏作用加剧。合理设置加劲肋、加强重要构件和设置防爆层等措施有利于提高桥梁结构抗爆能力。

关键词：桥梁工程；钢箱梁；汽车炸弹；数值模拟；破坏效应

基金项目：国家自然科学基金资助项目(11202236)；国防科技大学科研计划项目(JC11-02-18)

收稿日期：2013-08-20修改稿收到日期：2014-04-03

中图分类号:O383；TU511

文献标志码：A

DOI:10.13465/j.cnki.jvs.2015.07.035

Abstract:The response process, failure modes and damage parameters of a double deck steel box girder subjected to internal blast loading of vehicle bombs (TNT equivalent 200kg~1500kg) were simulated by using the ALE (Arbitrary Lagrangian Eulerian) multi-material fluid-solid coupling arithmetic. In the simulation, three typical blast locations on the lower deck were considered. The results show that: the failure modes and damage parameters have a clear correlation with the TNT weight and blast location, and the explosion locations have strong effects on the damage degree of steel trusses. Stiffening ribs can restrict the crack in its vertical direction. The damage effects will be intensified by the restriction of the box-shaped girder. Some useful measurements were also proposed which can help engineers in bridge designing and protection consideration against possible explosion events.

Analysis on local damage of steel box girder under internal blast loading of vehicle bomb

YAOShu-jian1,JIANGZhi-gang2,LUFang-yun1,ZHANGDuo1,ZHAONan3(1. College of Science, National University of Defense Technology,Changsha 410073,China2.College of Basic Education, National University of Defense Technology, Changsha 410072,China3.HydroChina Zhongnan Engineering Corporation, Changsha 410014,China)

Key words:bridge engineering; steel box girder; vehicle bomb; numerical simulation; damage effect

“9.11”事件以来，桥梁反恐抗爆问题得到国际桥梁界的重视[1-4]。桥梁规模巨大、结构复杂，原型试验和理论研究面临困难，而数值模拟可以很好地再现爆炸响应过程，已成为桥梁抗爆研究的重要方法。大跨度缆索承重桥遭受恐怖爆炸袭击的风险较大，许多学者对其爆炸冲击响应进行了数值模拟研究。邓荣兵等[5]对连续钢桁梁独塔斜拉桥的爆炸冲击损伤进行了数值模拟，Son等[6]对缆索承重桥桥面结构和桥塔的爆炸冲击响应进行了数值模拟，Tang等[7-8]运用LS-DYNA软件对某特大跨斜拉桥在汽车炸弹爆炸冲击作用下桥塔、桥墩和桥面结构的局部破坏以及桥梁的整体倒塌进行了数值模拟，蒋志刚等[9-10]研究了箱包炸弹和汽车炸弹桥面爆炸时钢箱梁正交异性桥面板和箱体的局部破坏。但是，目前尚未见到汽车炸弹在箱梁内部爆炸的相关研究。

随着城市化进程的推进，车流量不断加大，双层桥梁发挥着越来越大的作用。双层桥梁的上层一般为公路，下层则可以是公路或铁路，也可以是公路与铁路混合形式。本文运用LS-DYNA软件，采用ALE流-固耦合算法[11]，研究了汽车炸弹在双层桥梁钢箱梁内部爆炸的毁伤效应，分析了钢箱梁的响应过程、破坏模式和破坏参数，可供桥梁抗爆设计参考。

1计算模型

以某缆索承重双层桥梁[12-13]为背景，考虑爆炸冲击的局部效应和计算效率，以其钢箱梁两个节段为研究对象，建立结构模型，如图1所示，模型总长度9.0m。该桥上层为双向六车道公路，下层中部为双线铁路、两侧各一条单线汽车道；纵、横向桁架构成的空间桁架体系为主要受力体系，上、下桥面板与导风角形成封闭空间，空间桁架体系与上、下桥面板构成类似箱梁的空间受力结构。梁段主要构造尺寸为：横截面顶宽41 m，梁高7.2 m；上、下桥面板钢板厚16 mm，导风角钢板厚1.5 mm；上、下桥面纵向U形肋间距620 mm，高260 mm，上口宽320 mm，下口宽170 mm，钢板厚8 mm；主桁架杆件、横梁、立柱等构件的尺寸参考同类型桥梁[14-5]拟定，其中钢板厚度为28 mm。主桁架杆件、横梁及立柱等为Q345D钢，桥面板、U形肋和导风角钢板等都为Q235钢。

图1　梁段结构模型图 Fig.1 Girder segment structure model

图2　汽车炸弹横桥向位置示意图(单位：mm) Fig.2 Cross-section andexplosive positions(unit：mm)

考虑汽车炸弹在下层行车道爆炸，取典型汽车炸弹TNT当量[16-17]：小轿车200 kg及300 kg，小客车500 kg，货车800 kg，卡车1 500 kg，爆高由车型的底盘高度和装药量确定。虽然汽车炸弹可能位于行车道的任意位置爆炸，但抗爆研究可以考虑对桥梁最不利的荷载位置。对桥面板而言，在两横梁之间的桥面中心爆炸可能破坏最为严重；而对主要受力体系而言，炸弹位于横梁中心及立柱附近可能损坏最大。因而本文选取汽车炸弹在下层桥面的三个典型位置爆炸：位置1，两组横梁间行车道面板中心；位置2，行车道中心处下横梁上方；位置3，行车道外侧正对立柱与横梁，装药中心距立柱2 m(考虑立柱的防撞安全距离1 m以及车身宽度)。装药位置如图2所示，其中位置2、3位于下横梁上方，位置1距位置2纵桥向2.25 m。

考虑爆炸冲击的局部效应和计算效率，取1/4梁段结构建立有限元模型，模型尺寸为：横桥向20.5 m×纵桥向4.8 m×高7.2 m，如图3所示；相应的空气域尺寸为20.7 m×5.2 m×8.2 m，如图4所示。汽车炸弹用等效立方体TNT集团装药代替，空气和炸药单元均采用SOLID164八节点实体单元；钢箱梁所有构件均采用SHELL163壳单元。采用映射网格划分，壳单元尺寸为10 cm，空气域采用变间距网格划分，在装药主要影响区域采用较密网格，网格尺寸为5 cm。

图3　有限元模型 Fig.3 Finite element model

图4　空气域模型 Fig.4 Air region model

钢材料采用Johnson-Cook材料模型和Gruneisen状态方程描述，该模型采用流动应力和失效应变来描述材料的动态力学特性，可描述金属材料的大变形、高应变率及温度效应等。流动应力表达式为：

(1)

等效失效应变为：

εf=[D1+D2expD3σ*]

(2)

式中：D1、D2、D3、D4、D5为断裂应变常数，通常由实验确定；σ*=P/σeff<1.5是无量纲压力-应力比，P为静水压力，σeff为VonMises等效应力。

Gruneisen状态方程为：

(γ0+aμ)E

(3)

式中：C为vs-vp曲线截距，S1、S2、S3为材料常数，γ0为Gruneisen系数；a为γ0的一阶体积修正系数，μ=ρ/ρt-1。

Q345D钢的参数如表1。空气采用空物质模型(Mat_Null)和线性多项式状态方程(Eos_Linear_ Polynomial)描述，密度取为1.293 kg/m3；TNT炸药采用高能燃烧模型(High_ Explosive_Burn)和JWL状态方程描述，密度取为1 601 kg/m3。Q235钢、空气和TNT材料模型参数参见文献[18]。

表1　Q345D钢的Johnson-Cook

2破坏模式与破坏参数分析

2.1破坏模式

表2给出了各工况的破坏形态。由表2可知：①下层桥面板和下横梁的破坏受爆炸位置的影响明显，且随着TNT当量的增加破坏程度加剧；位置1爆炸，下层桥面板破坏最为严重；位置2及位置3爆炸，下横梁都产生了破口甚至断裂。②上层桥面板和上横梁主要产生塑性大变形，仅当量1 500 kg位置1爆炸工况，上层桥面板与上横梁连接处产生了撕裂。③立柱受爆炸位置影响较大，位置2、3大当量爆炸工况下，立柱产生了撕裂或断裂。

箱梁破坏模式与爆炸位置及当量有关，各工况下桥梁主要受力体系(整体结构)和构件的破坏模式可归纳为表3。整体结构按破坏程度分为：i，塑性大变形，对结构承载力有一定影响；ii，局部开裂破口，严重影响结构承载力；iii，承重构件失效，结构丧失承载力。构件的破坏模式按文献[9]分为：Ⅰ，塑性大变形；Ⅱ，局部开裂破口；Ⅲ，完全破坏或断裂。

表2　各工况破坏形态

表3　整体结构和构件的破坏模式

由表2和表3可知：箱梁局部破坏效应明显，当量较大时梁段局部损坏严重；位置1爆炸，下层桥面板均发生了破口，TNT当量8 00 kg及以上时，下层桥面板几乎完全破坏，但下横梁都未发生破口；位置2、3爆炸时，下层桥面板破坏情况类似，TNT当量300 kg及以下时，下层桥面板都未破口，而TNT当量300 kg以上时，位置2、3爆炸的破口尺寸相当。

2.2破坏参数

由表2和表3可得：工况1~3(位置1爆炸)，下层桥面板横桥向破口尺寸小于纵桥向，表明纵向U形肋对桥面板破口有约束作用；而位置2、3爆炸工况，由于横梁直接承受爆炸冲击作用，下层桥面板的破坏程度小于位置1爆炸工况。

图5给出了上层桥面板挠度与爆炸位置及当量的关系。上层桥面板挠度随着当量的增加而增大，其中位置2、3爆炸时相差不大，且近似呈线性增长；位置1爆炸的挠度明显大于位置2、3爆炸，且随着当量的增加，差别越来越大。这是因为位置1爆炸的冲击波直接由桥面板承担，而位置2、3正上方为横梁，爆炸冲击波由横梁和桥面板共同承担。

图6给出了下横梁挠度与爆炸位置及当量的关系。对于位置2、3爆炸，挠度随炸药当量的增加近似呈线性增长，其中当量800 kg及以下时，爆炸位置的影响不明显，而当量1 500 kg时，位置3靠近立柱，使其较早断裂，导致下横梁挠度明显大于位置2爆炸；对于位置1爆炸，当量800 kg及以下时，挠度随当量增加而增大，而当量1 500 kg时，下桥面板几乎完全破坏，爆轰产物迅速外泄，下横梁挠度趋于定值。

图7给出了上横梁挠度与爆炸位置及当量的关系。随着当量的增加，不同位置爆炸的挠度均呈非线性增长，且增幅不断增大；位置2处于上横梁中心正下方，爆炸波对上横梁的冲击作用最强，因而图中位置2曲线高于其它两曲线。

图5　上桥面板挠度与爆炸位置爆炸当量的关系 Fig.5Deflection of the upper deck for different explosive TNT equivalent and explosion location

图8给出了立柱最大变形(水平位移)与爆炸位置及当量的关系。由于位置3靠近其右边立柱，而位置1、2距离立柱均较远，因此位置3右边立柱的变形最大。当量1 500 kg时，位置2、3爆炸工况立柱已断裂，没有给出变形数据。

图6 下横梁挠度与爆炸位置爆炸当量的关系Fig.6DeflectionofthelowerbeamfordifferentexplosiveTNTequivalentandexplosionlocation图7 上横梁挠度与爆炸位置爆炸当量的关系Fig.7DeflectionoftheupperbeamfordifferentexplosiveTNTequivalentandexplosionlocation图8 立柱最大变形与爆炸位置及当量的关系Fig.8DisplacementofthecolumnfordifferentexplosiveTNTequivalentandexplosionlocation

3破坏过程与变形过程分析

爆炸位置与当量不同，虽然箱梁的破坏模式和破坏程度不同，但箱梁的前期响应类似。限于篇幅，下面以工况15为代表分析箱梁的典型响应过程。

3.1破坏过程

图9给出了箱梁的破坏过程：起爆后，爆炸波迅速传播到下横梁和右立柱，t≈0.78 ms时，下横梁上缘和右立柱产生了较大塑性变形，下横梁上缘在与腹板及桥面板的连接处产生了撕裂破口；t≈2.2 ms时，下层桥面板与导风角下侧钢板沿纵向U形肋发生撕裂，下横梁下缘和右立柱侧板产生了破口；t≈14.9 ms时，右立柱完全断裂而失去作用，上层桥面板及上、下横梁都产生了很大变形，下层桥面板破口已延伸至横梁；t≈27.4 ms时，响应基本结束，下横梁上缘在与左立柱连接处也产生了撕裂。由此可见，爆炸近区的构件先是产生严重局部破坏，然后产生大变形并失效。结构主要构件(立柱、下横梁)失效最终将导致结构丧失承载能力。

图9　工况15爆炸破坏过程(时间单位：ms) Fig.9 Response process of blast case 15 (time unit：μs)

3.2变形过程

以上层桥面板为例，分析构件破口前的变形过程。图10给出了上层桥面板最终挠度云图及典型单元编号与位置示意图，图11和图12为典型单元的挠度时程曲线及有效塑性应变时程曲线。其中：单元横桥向分布(42432号~42162号)由右至左编号依次计为A~E，单元F(41378号)、G(40550号)与H(43458号)、I(43873号)分别位于挠度最大区的纵桥向两侧。

图10 上层桥面板挠度云图及典型单元位置示意图Fig.10Fringeplotofthedeflectionoftheupperdeckandtherepresentativeelementposition(unit:m)图11 上层桥面板典型单元挠度时程曲线Fig.11Deflection-timecurvesoftherepresentativeelementpositionoftheupperdeck图12 上层桥面板典型单元有效塑性应变时程曲线Fig.12Plasticstrain-timecurvesoftherepresentativeelementpositionoftheupperdeck

由图11和图12可得变形过程：离爆源最近的单元I、H最先发生变形；由于板四周受梁的约束，塑性变形传播到板的边界后逐渐向板中心方向发展。最终，受爆炸波正冲击的单元H产生了最大塑性应变，约为0.17；而两上横梁之间的顶板单元B附近产生了最大挠度，约为0.90 m。

4结论

本文针对缆索承重双层桥梁钢箱梁遭受汽车炸弹下层桥面爆炸威胁，采用ALE流-固耦合算法，研究了钢箱梁的局部破坏效应，分析了爆炸位置和当量对钢箱梁破坏模式和破坏参数的影响，得到结论：

(1)爆炸当量和位置对结构主要受力体系的破坏程度有重要影响，主要受力体系的破坏模式可分为：ⅰ，塑性大变形，对结构承载力有一定影响；ⅱ，局部开裂破口，严重影响结构承载力；ⅲ，承重构件失效，结构丧失承载力。

(2)结构构件的破坏参数随爆炸当量的增加而增大，加劲肋对其垂直方向的开裂破口具有约束作用，桥面板与加劲肋及横梁连接处容易产生撕裂破坏，爆炸位置对立柱和横梁等重要构件受损程度的影响较为明显。

为提高钢箱梁的抗爆能力，建议对以下措施进行系统研究：合理布置加劲肋，减小桥面板的破口尺寸；适当加强桥面板与加劲肋及横梁的连接，避免连接处撕裂破坏，提高横梁、加劲肋和桥面板共同变形的能力；通过合理布置和加强重要受力构件(横梁和立柱)或设置防爆层等措施提高其抗爆能力，避免因承重构件失效导致整体结构丧失承载力。

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