近十多年来，聚氨酯-钢板夹层结构作为一种新型建筑结构材料进入了工程师的视野。这种聚氨酯-钢板夹层结构是指在两层钢板之间注入聚氨酯弹性体，由弹性体芯材与钢板表层牢固粘接而形成的复合结构件^[1-2]。与传统钢材相比它具有以下优点：结构简单，抗疲劳性能好；刚度大，强度高，承载能力好；减震缓冲性能好，使用安全；钢材使用量少，重量轻；制造方便，所需劳动量少；耐水、耐介质、阻燃防火性能良好^[1]。这种夹层板在国外的开发与使用已经有十多年的时间, 可以应用于船舶、海上石油平台、桥梁等建筑物^[3-4]，国外曾研究过用FRP制作护舷作为防撞装置和采用柔性桩装置的防撞性能^[5-6]。国内也对桥墩防撞装置进行过大量研究，研究手段以数值计算为主，防撞方法有在桥墩前设置防撞墩或桩的间接防撞，有在桥墩上设置柔性防撞设施的直接防撞^[7-8]。文献[9]还对柔性防撞装置的力学性能进行过深入探讨，而文献[10]则对目前各行业还不是完全统一的碰撞力进行了一些研究。目前，所使用的防撞装置基本材料大多为钢材、橡胶等，大部分构造复杂，重量大^[11-12]。也有用纤维增强复合材料夹层板材料的^[13]。除了船撞桥墩，对车撞桥墩也作了不少研究^[14]。本研究给出的桥墩防撞装置所采用的夹层板本身抗冲击性能好，加上特殊的整体曲面形结构，使其刚度提高，重量减轻，表面光滑，容易拨开船头，避免强烈碰撞^[15]。文献[16]和文献[17]对这种夹层板套箱应用于圆形桥墩防撞进行了静力分析。但在现实中，有些桥墩不是圆形的，而是两端为圆端形的矩形墩，而且当船舶吨级较大时，需在防撞套箱内适当设置水平和竖向加劲肋，以增强套箱的刚度和强度。文中针对圆端形桥墩防撞夹层板套箱，采用ANSYS软件，以等效静力的方式计算分析不同类型及数量加劲肋对防撞套箱的受力影响。

以内河航道Ⅴ级的船舶为例，根据《公路桥涵设计通用规范》，其横桥向撞击力为400 kN^[18]。桥墩截面为上下游带圆端形的矩形截面，横桥向全长6.4 m，纵桥向长3.4 m，圆端半径1.7 m，桥墩高15 m。防撞套箱围绕桥墩建立，与桥墩之间留有空间安装橡胶护舷，箱体内宽3.7 m，内总长6.7 m，套箱外形见图 1。竖向截面为椭圆环形，外环长半轴2.5 m，短半轴1.5 m，箱体采用钢板-聚氨酯-钢板夹层板制作，外层钢板厚8 mm，聚氨酯芯层厚40 mm，内层钢板厚6 mm，见图 2。橡胶护舷围绕套箱内壁，固定于箱体半高处，高度500 mm，厚度100 mm。

图 1 夹层板套箱外形 Fig. 1 Profile of sandwich plate box

图 2 夹层板套箱竖截面图(单位：cm) Fig. 2 Vertical cross-section of sandwich plate box(unit:cm)

防撞套箱夹层板内外层钢板选用弹性模量为2.1×10⁵MPa的Q345钢材，抗拉强度为310 MPa，泊松比为0.3，重度为78 kN/m³；加劲肋采用的钢材与套箱钢材一样；夹层板的聚氨酯芯层硬度为邵氏80度，屈服强度为29.42 MPa，弹性模量为849 MPa，泊松比为0.48，重度为12 kN/m³；桥墩混凝土为C30混凝土，弹性模量为3×10⁴ MPa，泊松比为0.2，重度为25 kN/m³；橡胶护舷选用弹性模量为6.1 MPa的丁苯橡胶SBR制成，密度为0.94 g/mm³，硬度为邵氏40度，泊松比为0.49，拉伸强度20.5 MPa。

由于带圆端形的矩形防撞套箱可能发生的撞击部位在圆端范围，因此一般在箱体圆端范围设置加劲肋。加劲肋的设置分水平半圆环形加劲肋和椭圆形竖向加劲肋两种，加劲肋宽100 mm，厚10 mm。水平加劲肋从箱高中心上下对称设置，设置间距与网格划分保持一致，约150 mm，分0(不设置)，1，3，5，7条5种情况分析，水平肋设置示意见图 3；椭圆形竖向加劲肋围绕套箱内层钢板设置，相邻竖向加劲肋间距5°，10°，15°和不设置，即半圆端部分分别为37，19，13，0条，竖向肋设置见图 4。

图 3 半圆环形水平加劲肋设置方式 Fig. 3 Arrangement of semicircular horizontal stiffening ribs

图 4 椭圆形竖向加劲肋设置方式 Fig. 4 Arrangement of oval vertical stiffening ribs

夹层板和加劲肋采用SHELL99单元来模拟，这种单元可以用于分层壳结构的建模，可以定义各层的材料属性，能够分别读取各分层顶中底面的应力。单元的每个节点有6个自由度，分别是x，y，z方向的平移和沿x，y，z轴的转角。夹层板水平向半圆端部分180°划分为72等分，矩形部分3 m长度划分为18等分，竖向椭圆截面沿椭圆周长划分为44等分。圆端部分单元尺寸约为150 mm×150 mm，矩形部分约为150 mm×160 mm。水平肋水平向半圆端部分180°也划分为72等分，宽度方向划分为2等分。竖向肋竖向沿椭圆周长划分为44等分，宽度方向也划分为2等分。

桥墩和橡胶护舷采用SOLID45单元来模拟, 该单元一般用于三维实体建模，共有8个节点，每个节点有沿着x，y，z方向平移的3个自由度。桥墩水平向半圆端部分180°划分为72等分，矩形部分3 m长度划分为18等分，高度方向划分为30等分，在对应护舷的位置将网格细分，细分程度与护舷保持一致。护舷高度方向划分为4等分，厚度方向3等分，水平向与桥墩划分保持一致。文中所建基本模型(不包括加劲肋)包含85 176个单元，其中78 840个实体单元，6 336个壳单元，103 103个节点，整体模型见图 5。

图 5 整体模型单元划分 Fig. 5 Meshing of overall model units

由于研究的主要内容是设置加劲肋对夹层板套箱受力性能的影响，衡量标准为套箱应力是否过大，是否超过其失效应力。本研究采用静力等效的方式，将横桥向撞击力400 kN换算成局部均布力作用在防撞套箱上，通过采集关键点的应力和变形的变化，分析不同类型和数量的加劲肋对防撞箱的受力影响。而作用力水平方向为圆端形的径向，并位于箱高中点，此时为防撞箱受力最不利的正撞，见图 6、图 7，以此作为套箱受力分析的荷载工况。在ANSYS分析模型中，也考虑到研究重点是带加劲肋的夹层板防撞套箱，所以忽略桩侧土体对桥墩的约束，将桥墩底面固结，且不考虑桥梁上部结构对墩顶的约束，设为自由端。套箱位于墩高一半处，橡胶护舷单元和墩身单元有共同节点。但在防撞套箱与橡胶护舷的结合面上，由于防撞套箱为曲面，需将橡胶护舷高度范围内的单元节点与套箱的临近单元节点耦合连接起来，使其具有相同的节点位移。见图 5。

图 6 套箱横向采集点分布 Fig. 6 Distribution of lateral collection points of box

图 7 套箱竖向采集点分布 Fig. 7 Distribution of vertical collection points of box

如图 6、图 7所示的正撞情况，在撞击点两侧不管是横向应力还是竖向应力都是对称分布的，所以横、竖向应力和变形采集点都只选择一半。套箱的横向采集点如图 6所示，从套箱中心右侧35°范围内选取8个采集点；竖向采集点如图 7所示，从套箱中心往上64°范围内选取8个采集点。加劲肋应力和变形分析时，选取通过碰撞中心的加劲肋，采集点位置与夹层板相对应。

在套箱夹层板材料中，由于钢板和聚氨酯弹性模量相差较大，经试算聚氨酯芯层应力极小，只取各采集点处内、外层钢板的应力。其中应力符号负为压应力，正为拉应力。讨论水平加劲肋对夹层板应力影响时不设置竖向加劲肋，反之亦然。撞击点处设有加劲肋。由于采集点及计算工况众多，以下主要按计算结果的汇总图表进行分析，只给出代表性的套箱应力云图。

环向水平加劲肋从撞击点处分别按0(不设置)，1，3，5，7条上下对称设置，设置见图 3。

图 8和图 9分别为外层钢板横、竖向采集点的应力。可以看出，外层钢板四周以受压为主，离开撞击点后应力迅速变小。其中横向采集点的横向应力和竖向采集点的竖向应力基本为压应力，其他由压变拉，但拉应力均不大，说明撞击点处凹陷后，四周逐渐向外凸出，这样可减小同向应力水平，这是将防撞套箱设计为曲面形的优点之一。水平肋对竖向应力的减小程度达25.7%，而对横向应力的减小程度只有6.8%。且只有撞击点处的加劲肋起重要作用，其他加劲肋对撞击点处应力影响较小。图 10为设置水平肋时套箱的撞击深度，它说明水平加劲肋数量的多少对外层钢板的撞击深度影响很小。

图 8 外层钢板横向采集点的应力 Fig. 8 Stresses of collection points on outer steel plate in lateral direction

图 9 外层钢板竖向采集点的应力 Fig. 9 Stresses of collection points on outer steel plate in vertical direction

图 10 设置水平肋时套箱撞击深度 Fig. 10 Collision depth of box with setting horizontal ribs

再观察最不利的正撞时设置有3条水平加劲肋的套箱外层钢板的应力云图(图 11)。

图 11 正撞时外层钢板的应力云图(单位：Pa) Fig. 11 Stress nephograms of outer steel plate in positive collision (unit:Pa)

从图 11(a)也可以看出，外层钢板作用中心点凹陷，最大横向压应力为139.0 MPa，并向四周扩散减小，上下端局部有向外凸出的趋势，因而压应力逐渐转换为拉应力，这与图 9(a)的应力变化规律一致。而横向应力扩散后仍保持受压状态，这与图 8(a)的应力变化规律一致。从图 11(b)可以看出，外层钢板作用中心点凹陷，最大竖向压应力为113.0 MPa，并向四周扩散，出现拉应力横向变化程度大于竖向变化程度, 这与图 8(b)的变化程度大于图 9(b)的变化程度一致。

在此工况下的桥墩撞击正面竖向拉应力云图，见图 12。可以看出, 墩身底部最大拉应力为0.268 MPa，远小于混凝土抗拉强度设计值。

图 12 正撞时桥墩正面竖向拉应力云图(单位:Pa) Fig. 12 Vertical tensile stress nephogram of bridge pier front in frontal collision (unit:Pa)

图 13至图 14分别为内层钢板横、竖向采集点的应力。可以看出，各采集点的横向应力在有肋时主要为压应力，但数值不大，最大值并非出现在撞击点处。横向各采集点的横向应力无肋时由拉迅速变为压，再逐渐减缓，而竖向应力均始终为拉应力，但也迅速减小。竖向各采集点的横向应力无肋时拉应力较大，并迅速减小，而竖向应力均由拉迅速变为压，再逐渐减缓，这也是将防撞套箱设计为曲面形的优点之一。这说明水平加劲肋对内层钢板撞击点四周的横向应力减小程度很大，而对竖向应力的减小程度很小。但水平加劲肋数量超过1条时对内层钢板的应力影响很小。

图 13 内层钢板横向采集点的应力 Fig. 13 Stresses of collection points on inner steel plate in lateral direction

图 14 内层钢板竖向采集点的应力 Fig. 14 Stresses of collection points on inner steel plate in vertical direction

如图 15所示，水平加劲肋撞击点处为拉应力，离开该点后迅速变为压应力，随后趋缓，说明撞击点附近的水平加劲肋发生凹凸变形，当水平肋超过1条时应力差别很小。

图 15 水平加劲肋横向采集点的横向应力 Fig. 15 Transverse stresses of collection points on horizontal stiffening ribs in lateral direction

椭圆形竖向加劲肋从撞击点处两侧将半圆端按水平角度5°, 10°, 15°，即按37, 19, 13条设置和不设置4种情况，设置示意见图 4。

图 16和图 17分别为外层钢板横、竖向采集点的应力。可以看出，外层钢板四周以受压为主，横、竖向应力均在撞击点处最大，离开撞击点后迅速变小并趋于平缓。其中横向采集点的横向应力和竖向采集点的竖向应力基本为压应力，其他由压变拉，但拉应力均不大，说明撞击点处凹陷后，四周逐渐向外凸出，压应力逐渐减小转变为拉应力，这样可减小同向应力水平。竖向肋对外层钢板的横向应力影响较竖向应力明显，对横向应力的减小程度达42.9%，而对竖向应力的减小程度为36.7%。竖向加劲肋数量较多时对横向采集点的应力减小比竖向采集点的应力减小明显。图 18为设置竖向肋时套箱撞击深度的变化，它说明竖向加劲肋数量的多少对外层钢板的撞击深度影响很小。总之，竖向加劲肋对外层钢板的各项应力的减小程度远大于水平加劲肋的减小程度。

图 16 外层钢板横向采集点的应力 Fig. 16 Stresses of collection points on outer steel plate in lateral direction

图 17 外层钢板竖向采集点的应力 Fig. 17 Stresses of collection points on outer steel plate in vertical direction

图 18 设置竖向肋时套箱撞击深度变化 Fig. 18 Collision depth of the box with setting the vertical ribs

图 19和图 20分别为内层钢板横、竖向采集点的应力。可以看出，内层钢板横向采集点的竖向应力和竖向采集点的横向应力基本为拉应力，其他由拉迅速变压，随后趋缓。横向各采集点的横向应力由拉迅速变为压，再逐渐减缓，而竖向应力均始终为拉，但也迅速减小。竖向各采集点的横向应力也始终为拉应力，并迅速减小，而竖向应力均由拉应力迅速变为压应力，再逐渐减缓，与外层钢板一样，这也是将防撞套箱设计为曲面形的优点之一，可以减小同向应力水平。与水平加劲肋相反，竖向加劲肋对内层钢板撞击点四周的竖向应力减小程度很大，可达52%，而对横向应力的减小程度很小，但竖向加劲肋数量超过一定数量时对撞击点附近内层钢板的竖向应力影响也不大。

图 19 内层钢板横向采集点的应力 Fig. 19 Stresses of collection points on surface of inner steel plate in lateral direction

图 20 内层钢板竖向采集点的应力 Fig. 20 Stresses of collection points on surface of inner steel plate in vertical direction

图 21为竖向加劲肋竖向采集点的竖向应力。可以看出，竖向加劲肋撞击点处为拉应力，离开该点后迅速变为压应力，随后趋缓，也说明撞击点附近的竖向加劲肋发生凹凸变形。竖向加劲肋数量的多少对改善撞击点处的加劲肋自身的受力不明显。

图 21 竖向加劲肋竖向采集点的竖向应力 Fig. 21 Vertical stresses of collection points on surface of vertical stiffening ribs in vertical direction

针对夹层板曲面形桥墩防撞套箱，分析了套箱内设置不同类型和数量加劲肋对防撞箱的受力影响。在充分发挥防撞箱材料强度，并考虑一定安全储备、变形能力及桥墩安全的前提下，经多次试算所选择的外形尺寸，在夹层板各层厚度的适宜条件下，得出以下结论。

(1) 设置水平加劲肋能有效减小防撞套箱撞击点处夹层板外层钢板的竖向应力和内层钢板的横向应力。

(2) 设置竖向加劲肋能有效减小防撞套箱撞击点处夹层板外层钢板的各向应力和内层钢板的竖向应力。

(3) 竖向加劲肋对撞击点处夹层板外层钢板的各向应力减少程度远大于水平加劲肋的减少程度，而对内层钢板而言，水平加劲肋对撞击点处横向应力的减少程度大于竖向应力的减少程度。

(4) 设置多条加劲肋对改善防撞箱受力和变形不明显，但由于碰撞点是随机的，需设置一定密度的加劲肋，特别是竖向加劲肋，而水平加劲肋不宜多设。