船舶—桥梁碰撞动力分析及船撞作用下桥梁结构可靠度研究张景峰

＾   胃 ± 位论学博文｜？ 论文题目．   纖 船舶桥梁碰撞动力分析及   －；船撞作用下桥梁结构可靠度   雜＆－  （麵技靡课画誦雖哟   ＝＾？   国内图书分类号国际图书分类号：：Ｕ４４３６２４．．２２  密级   １西南交通大学     研究生学位论文   船舶桥梁碰撞动力分析及－船撞作用下桥梁结构可靠度研究   （国家科技支撑计划课题年 级姓 名申请学位级别２０１２ＢＡＧ０５２０１１   Ｂ０２级张景峰博 ±  资助            专 业 桥梁与隧道工程   指导教师 秦顺全 教授李小珍二零一六年五月     ）教授   ：   公开Ｃｌａｓｓｉｉｅｄ ｎｄｅｘｆＩＵＤＣ．．： ６２４．：  Ｕ４４３．２２     １Ｓｏｕｔｈｗｅｓｔ Ｈａｏｔｏｎ？ＤｏｃｔｏｒＤｅｇｒｅｅ ｇＵＤｉｎｖｅｒｓｉｓｓｅｒｔａｔｉｉｔ   ｙ   ｏｎＴＨＥ  ＤＹＮＡＭＩＣ  ＡＮＡＬＹＳＩＳ  ＯＦ   ＶＥＳＳＥＬＢＲＩＤＧＥＣＯＬＬＩＳＩＯＮ   －ＡＮＤＴＨＥ  ＲＥＬＩＡＢＩＴＹＯＦ ＢＲＩＤＧＥ       ＳＴＲＵＣＴＵＲＥＳ  ＳＵＢＪＥＣＴＥＤ  ＴＯ  ＶＥＳＳＥＬ   ＣＯＬＬＩＳＯＮ（Ｓｕｐｐｏｔｅｄｂｙｒｔ  ｈｅＮａｔｉｏ打ａ（ｌ Ｓｃｉｅｎｃｅａｎｄ ＧｒａｎＮｏｔ ． ２ＧｒａｄｅＣａｎｄＡｃａｄｅｍｉｃ ＤｅｇｒｅｅＡｐｐ  ｌｉｉ：０１ ２ｄａｔｅ：  Ｔｅｃｈｎｏ２Ｂ０ｌｏｇｙＳｕ  ＡＧ０５Ｂ０２１ｔ Ｐｒｏｇｒａｍ ｏｆｐｐｏｒ  Ｃｈｉ打ａ   ））     １Ｚｈａｎｇ  Ｊｉｎｇｆｅｎｇ   ｅｄ  ｆｏｒ  Ｄｏｃｔｏｒ   ：ＳｐｅｃａｌｉｔｙｉＳｕｐｅｒｖｉ：  Ｂｒｉｄｇｅ ｓｏｒ Ｐｒｏ：ｆ ．ＱＰｒｏｆ Ｌ．Ｍａｙ ２０，１   ６＆ｉ  Ｔｕｎｎｅｎ Ｓｈｕｎｉ Ｘｉｌ  Ｅｎｇｎｅｅｒｑｕａ   ａｏｚｈｅｎｉ   ｎｉｎｇ   西南交通大学   学位论文版权使用授权书   本学位论文作者完全了解学校有关保留使用学位论文的规定、向国家有关部口或机构送交论文的复印件和电子版，，   同意学校保留并允许论文被查阅和借阅权西南交通大学可Ｗ将本论文的全部或部分内容编入有关数据库进行检索影印缩印或扫描等复印手段保存和汇编本学位论文、，   。   本学位论文属于１２．．（保密 □ ，＾ 年解密后适用本授权书不保密囚（使用本授权书上方框内打小请在 “ 学位论文作者签名曰期：王口   。 ’   ）指导老师签名：八   ；，６．；    参６ 曰期 乂户   ＾。可   本人授   采用西南交通大学博± 学位论文创新性声明   本人郑重声明果：所呈交的学位论文除文中已经注明引用的内容外。写过的研究成果。，是在导师指导下独立进行研究工作所得的成   ，   本论文不包含任何其他个人或集体己经发表或撰对本文的研究做出贡献的个人和集体本人完全意识到本声明的法律结果由本人承担本学位论文的主要创新点如下（１提出）载模型了。（第章（３，析方法）：提出；了适用于梁桥碰撞分析的附加两   自   阐明了粧±相互；即对碰撞力影响较小但是对结构碰撞响应影响较为明显   。   ），了基于简化时程荷载的船桥碰撞可靠度分   编制了船舶桥梁碰撞随机动为分析程序－，   欧   ）证明了采用单塔模型作为斜拉桥碰撞分析的可行性基于简化的船舶碰撞荷载模型提出）章了，作用对船桥碰撞的影响规律５４补充推导；基于桥梁结构在船舶作用下动力响应特点及规律提出了适用于碰撞反应谱分   ２）由度单域模型第   。基于动能动量守恒和部分回归参数的驳船碰撞方形桥墳的简化时程荷   析的振型组合规则部分组合开平方法巧ＲＰＣ（说明   。探讨了驳船碰撞荷载时程关键特征点对桥梁响应的影响规律，了明确的   ；洲规范中给出的货轮碰撞时程荷载模型（均己在文中作，（ＶＢＣＳＤＡＰ）满。学位论文作者签名曰期；Ｗ／占６章   ）   ＾：．居．   至西南交通大学博 ± 硏究生学位论文 第摘跨越水上交通航线的桥梁险船舶碰撞荷载己经成为桥梁结构规划，重要风险因素容包括（１）对前国），内外的船桥碰撞事故、及运营全寿命过程不可忽视的详尽介绍了目，明确了、前在船桥碰撞方面较为先进的美欧规范桥碰撞研究中常采用的賴合动力分析方法。、根据ＡＡＳＨＴＯ规范对设计碰撞船舶的分类标准河船舶和海轮代表性船舶时程船館变形发展、，及我国国４）内   铁路设计对比讨论了中美欧Ｈ个国家   。归纳总结了目   前在船，   ，   。采用驳船与散装货轮作为内   对比了两类船贈具有较大差异的船舶碰撞桥域时在碰撞为   船贈变形力曲线关系－、   。及所致桥梁结构动力响应等方面的不同并将两类船舶碰撞峰值力与己有规范规定的等效静力荷载进行了对比（   主简化荷载时程分析方法和反应谱分析方法讨论了这几种方法对于计算船桥碰撞响应的优点和局限性）。   ，抗震等桥梁结构动力分   船桥碰撞问题研究的现实意义和地区规范关于船舶碰撞力规定方面的异同及产生差异的原因３   类结合理论推导与数值计算，前抗风目规范和公路设计规范关于船桥碰撞荷载方面的相关规定（一船桥碰撞问题的理论和试验研究进行了系统的   阐述了船桥碰撞问题研究的特点并与，析问题进行了比较和讨论口倒塌的风     ：目介绍和总结设计、并研究了桥梁在船舶碰撞作用下的可靠度－内、本文在参考相关文献研巧工作的基础上。对船舶桥梁碰撞相互作用进行了分析要   要都存在来自于船舶撞击导致桥梁结构损伤，   页Ｉ   ，   。根据大量仿真结果和驳船碰撞方形桥墳过程中的动能守恒和动量守恒建立了   ，考虑碰撞速度吨位Ｗ及方形域尺寸的驳船正撞方壞的简化驳船碰撞荷载时程模型，   。提出的荷载模型通过与显式动力有限元计算结果和相关文献提出的荷载模型进行荷载   时程和响应谱两方面对比得到验证行性讨论，了５推导）与系数，了指出论证了采用时程荷载分析桥梁结构碰撞响应的可   驳船碰撞荷载时程特征点对于桥梁结构响应影响中内河船舶碰撞时程的确定方法（，。   补充推导Ｉ欧洲规范   。适用于船桥碰撞动力分析的桥梁域顶位移及域底剪力和弯矩的振型参   了船桥碰撞动力分析与桥梁抗风抗震分析在荷载作用方式的不同。分析   Ｔ各阶振型对于桥梁结构关屯响应的贡献Ｗ及上部结构在不同阶振型对于广义质量的   、贡献，提出了梁桥的单域附加两自由度简化结构模型，阐释了采用单塔模型进行桥梁   第ＩＩ页西南交通大学博± 研究生学位论文     结构船撞响应分析的合理性根据桥梁的各阶模态响应。部分组合开平方法振型组合规则巧ＲＰＣ简化形式并应用于船桥碰撞分析中（采用提出的分析方法对，关键词。提出了适用驳船碰撞荷载的     采用等效承台刚度作为考虑粧止相互作用的论证了考虑粧± 作用对碰撞力及结构响应的影响在考虑驳船碰撞峰值为随碰撞角度变化折减的基础上６）载的船桥碰撞可靠度分析框架评价，），一，建立了基于简化时程荷   编制了船舶桥梁碰撞随机动力分析程序－，船桥碰撞－桥梁模型；；驳船振型组合规则（ＶＢＣＳＤＡ巧座建成跨江斜拉桥在船舶撞击风险下的可靠度进行根据计算结果讨论了船撞作用下桥梁下部结构的易损部位和特点：；；轮船简化碰撞荷载时程模型；响应谱；娇梁结构可靠度：；   。   讨论和   。模态响应分析倒塌概率   了   。；动力简化   西南交通大学博±研究生学位论文第   页ＩＩＩ   Ａｂｓ化ａｃｔ Ｔｈｅｂｒｉｄｇｅｓ  ｃｒｏｓｓｎｇ  ｃｏａｓｔａ  ｏｒ  ｎａｎｄ ｗａｔｅｒｗａｙｓ  ａｒｅ  ｅｘｐｏｓｅｄ  ｔｏ  ｔｈｅ  ｈａｚａｒｄ  ｏｆ  ｂｅｎｇ   ｉｌｉｌｉｄａｍａｇｅｄ  ｏｒ  ｄｅｓｔｒｕＵｅｄ  ｎ  ａｎ ｅｖｅｎｔ  ｏｆ ｖｅｓｓｅｉｈａｓ  ｂｅｅｎ  ａｎ  ｍｐｏｒｔａｎｔ  ｒｉｉｓｋｗｈｉｆｒｏｍｔ ｐｒｅｖｏｕｓ  ｒｅａｅｄ  ｉｌｖｅｓｓｅ＾ｂｒｉｄｇｅｃｏｒｅｌｉｌｉＷａｌｉｔｙｏｌｌｉｆｂｒｉｄｓｏｎｂｙｉｇｅｓｔ ｂｏｉ１Ａｃｏｍｐｒｅｈｅｎｓ） ａｎｄ  ｅｘｐｅｒｍｅ打化ｉ１．Ｔｈｅｐｒａｃｔｃａｎｄｅｔａｓ ｓｇｎｉ  ｏｎ ｌ；ｉｓ  ｄｉｓｓｅｒｔａｔｉｏｗｓｖｅｒｅｖｅｗ ｉｓｉｐｒｏｂｅｍｓｉｌｉｓ ｉｍｐｈｅｉｃａｒｉｉｌｂｒｄｇｅｃｏ－ｌｌｉｓｉ，ｄｇｅｃｏ ｓｕｃｌｉｌ３ｉｓｉｅｒｉ）ｔｓ  ａｎｄ  ｌｉｍｉｔｉｐａｒｅｌｌ．  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西南交通大学博±研究生学位论文  ２７船桥碰撞响应的简化时程分析方法２８船桥碰撞响应的反应谱分析方法２９本章小结．．．第３．３．１ 概述３２３３．３．３．３３３第．．．．２２．河驳船散装货轮４材料模型５模型参数设置３３．内桥梁模型３．１．  ３０      ３５  单元类型．２接触关系设置．３网格尺寸    ６碰撞过程能量分析７碰撞力及船贈刚度分析３．  ７２．桥梁结构响应分析９与己有规范进行对比０本章小结４．１４２．概述   ．  ．１４２２．４３．  驳船桥域碰撞有限元模型４２．有限元模型建立有限元模型验证  ．．１４３２．．   ％   ％   ３６   ％３７     ％３８   ４０   ４   １４２   ４４   ４６   ４６   ４６    ４６    ４７   驳船碰撞简化时程荷载模型推导４３   章简化船舶碰撞荷载模型４  船腊变形和刚度变化分析８１  碰撞力时程曲线分析１   ４３５   ５．   ３４  ．７３３     ３４１．  ３３    ．３；  ３２   ３５５   页  ．．Ｉ２８    ３３３  ．Ｉ  代表性船舶２Ｖ  章两类船舶碰撞力荷载时程与桥梁结构响应分析３第   弹性和非弹性碰撞荷载时程弹性碰撞荷载时程推导４８    ４８    ５０   第ｖｎ西南交通大学博±研究生学位论文页ｉ     ４３３．．４４．．弹性与非弹性碰撞动能判别点１．４４２碰撞峰值力４４３加载刚度和卸载刚度确定４４４屈曲段持时．．．．．．．．．．．．．．．．．４７２．．．．８第       碰撞荷载和桥梁结构响应对比  ．弹性碰撞１  ４斜撞情形．８．３本章小结５．１概述  船桥碰撞动力学基本理论５．３碰撞作用下桥梁各阶响应贡献５３．．１５３２．．５５．．结构振型特性分析  １结构各阶振型响应分析    梁桥动力简化模型   ５５５６   ５   ６５８   ６０   ６０   ６   １６３   ６３   ７６     ７６７７   ７８   ８   ０８０   ８０   ８２   动力简化桥梁结构模型．   ５４  ５５５３     ８２基于碰撞响应的振型组合规则讨论．５３    ４５   ２   ２   ７４  ．５   ５   １６５   章驳船碰撞作用下模态响应分析及简化桥梁模型５５   非弹性碰撞．  驳船简化荷载时程特征点对结构响应影响４８２．．确定关于欧洲规范轮船碰撞荷载时程的补充推导４４９户Ｃ不同船猶对碰撞力及结构响应影响１   考虑驳船船館特征对碰撞力及结构响应影响４７４８响应谱对比确定  和塑性段荷载不同分析模型讨论１４６２．ｃ确定  驳船碰撞荷载下桥梁结构响应分析与讨论４６４７ｆ荷载时程对比１４５２．ｆｍａｘ驳船简化时程荷载模型验证对比４５４６  驳船碰撞简化时程荷载模型参数确定４４４５非弹性碰撞荷载时程推导  ８４   ８５   ８９   ８   ９西南交通大学博±研究生学位论文  ５５．６．．５第７６３考虑粧 ±相互作用对碰撞作用下桥梁结构响应影响本章小结６．１ 概述６２．．．１６２２．６３．．．．１３６３４．．６３．６６４．．３．．．．简化时程荷载模型船桥碰撞参数的确定桥梁概况０４   １０５   １０６   １１   １１１   ４１１   ４１１   ５１１   ８１１   ８２６    １   ２７  １３０   １３１３６   １３８   １４０   １４１４３   １４８   ６４７桥梁船撞风险水平评价结论与展望１１  船舶撞击风险下桥梁结构可靠度本章小结０４   ２６   ６４６．１１   船撞作用下结构的失效概率．０３   ２４   ６４５．１   １１抗力的概率分布．０２３   ６４４．１．１  其他参数设定．．  基于简化时程荷载的桥梁船撞可靠度分析流程．．  ６４３．．  ６．．  基本参数取值．．  失效概率计算．．  ５１．  ６４２．．桥梁倒塌概率研究分析实例６４６５船桥碰撞概率研究简化桥梁结构模型．：  ６３．   考虑碰撞角度的驳船碰撞力折减．９８    ６３２．   ％  基于简化时程荷载的船桥碰撞可靠度计算方法６３９６    船桥碰撞可靠度研究现状６２９２    考虑粧王相互作用对碰撞力的影响．．   页Ｘ  ６２．Ｉ  章船舶撞击作用下桥梁结构可靠度分析６致谢斜拉桥动力简化模型 考虑粧 ± 相互作用的简化处理方式５．．考虑粧 ± 相互作用对船桥碰撞的影响５５５２第           １   １第Ｘ西南交通大学博±硏究生学位论文巧  参考文献臟 １     １５０    １５８   １６０   攻读博± 学位期间发表的论文及科研成果  西南交通大学博 ± 研究生学位论文 第第１１．１   概述便捷陆上交通的需求也在与国家高速公路）将达４０．俱增日万公里１根据国家中长期铁路网规划。截至。２０３０年其中高速公路路网，到，２０２０年，有路网将会得到完善我国全国铁路营业里程将达到，强对基础交通设施的投资力度２００８年年前在长江上新修１＂杭州湾大桥、４５、座Ｗ，，公里６青岛海湾大巧、沿海的谤海湾桥梁，一２６５．   万公里客运专线Ｗ及经济发   万公里Ｗ上２００Ｐ１。跨海大桥不断她被修建、多座交通运输部计划在，１５００舟山跨海大桥，，   既   伴随着国家不断加。目，   截２０２０   座左右跨航道桥梁   ，   如己建成在建的平潭公铁两用大桥，琼州海峡工程和台湾海峡工程等、   普通国道与西部铁路网骨架也将形成，   ，   。为全国促进各个地区的经济   满足人们不断提高的生活需求起到了巨大的作用重要基础设施的跨航道桥梁却在＂我国近海桥梁工程的修建同样令人瞩。（国道路网，四横四纵大量的跨河跨海大桥作为联系陆上交通运输的纽带文化交流．我国南方珠江水系共有Ｗ及规划的勃海湾工程，３大量的铁路和公路跨河座长江大桥巧京杭大运河上跨航道桥梁港珠澳大桥２长狂及其主要支流上主要航道桥梁约为，的东海大桥，１   整个社会对于，国家公路路网总里程，达和人口稠密地区城际客运专线系统将逐步建设完成止   页   章绪论随着我国国民经济的快速发展Ｗ及人民物质生活水平的不断提高Ｗ１   然而作为改善陆上交通。定程度上成为水运船舶的障碍都存在来自于船舶挂击导致娇梁结构损伤、，   跨河跨江桥梁Ｗ及倒塌的风险，   从而造成社会Ｗ及个人生命财产的损失Ｗ船舶与跨航道桥梁的碰撞已成为跨河海航道的桥梁   。设计中的１．２一个重要问题Ｗ   。船桥碰撞事故综述   １年９８０能见度，梁体璋塌，美国佛罗里达州坦帕湾横跨此处的阳光大娇，％人死亡，（一，艘３５０００   载重吨空载货轮由于恶劣天气及低Ｓｕｎｓｈｉｎｅ  Ｓｋｙｗａｙ  Ｂｒｉｄｇｅ）经巧损失达数千万美元Ｗ图（ｌ－ｌ主緻被拴击倒塌（ａ））。１９９３年９，月导致近，４０ｍ   美国亚拉   第页 西南交通大学博 ± 研究生学位论文   ２己马州莫比尔附近横跨贝尤卡诺特的铁路大桥ＣＳＸ一，驳船船队在夜间浓雾天气情况   下与桥域相撞并导致桥面及桥面上部轨道产生严重侧向变形稍晚出列旅客列车在不知情的情况下Ｗ时速一，轨坠入河中并导致人遇难Ｗ４７２００。１年英里小时通过该被撞桥梁时７０月９轨道中必严重偏离线路，／一，（Ｑｕｅｅｎ桥上行驶汽车坠入大海肯色河上一，ａ）ａｂｅｌｌａ  Ｃａｕｓｅｗａｙ  Ｂ人死４，空驳船船队撞上车从高空坠入河中（ Ｉｓ死亡，１美国阳光大桥被撞ｔ７ｕｊ（ｌ－ｄｌｂ））（ｇｅ）桥域年５月  图－１１（ｔｉ结构的安全１年９八１未设防的桥墙上坠入河中固，于１，通过这次事故的教训我们可Ｗ认识到月１９７７２５引，晚日１０月一８日瑞典哥德堡港的廷斯塔特重新开通年船巧碰撞事故总数为自亚尼山德鲁依凡   （７２００（Ｔｎｇｓｔａｄ）ｉ依拉瓦纳湖号货船沉没，桥受到１我国也是船桥碰撞事故发生频繁的国家之两用武汉长江大桥＇１２１９５７次是船舶与下部结构撞击３起，２０１３，年至５１月９９９１２。日   死ｔ，１２凌晨月，４８．，少３４０。撞上两个   ）导致四辆车   ，ｔＷ１。９７７年   ，   梁体坠入水中１９８９年到横跨长江第余年被撞万吨海轮吨   后经过修复加。万美元戴形宇统计得到从一年４４００吨货轮撞击后６００年平均船撞桥事故率为年建成后，   。维修加固工程耗资约，辆汽   除了关注船撞作用下桥梁   ，艘满载货物的依拉瓦纳湖号货船两个桥域完全被撞毁，７   。发了塔斯曼桥三跨主梁倒塌和车毁人亡的严重事故人死亡年由于，１该事故导致桥上四节列车车厢落水，也应重视碰撞导致的桥上行车安全，至少，拖船撞击美国德州伊莎贝拉皇后跨海大桥   ｂ）＞多人   辆美国舶桥碰撞事故   诺夫 号客轮与伏尔加河铁路桥相撞事故２４０５ｑ历史上由于船桥碰撞而导致死亡人数最多的事故应属于前苏联人数达，   美国俄克拉荷马州阿，造成桥梁坊塌，大桥交通中断近六个月之久，撞击到附近的伊莎贝   ，导致Ｈ跨上部结构巧塌，２００２。号州际高速公路桥域４０人图ｒｉ列车   ，艘航行在美国南部德克萨斯州帕得   里岛附近的拖船由于突然改变方向的航道水流而偏离预定航道拉皇后跨海大桥   ，＂次７０蠢川８一桥公铁   其中，号２００２   ＂６７   碰擦南   西南交通大学博 ± 研究生学位论文 第京长江大桥六孔和毛孔间的桥壞后救大桥桥壞也只受到轻微擦伤，在大娇下游，３公里处沉没５．据统计南京长江大桥建桥，江黄石公路桥由于桥轴法线与航道中屯线夹角过大国内１－２）年６月船头与九江大桥桥上年８４由于该桥地处弯道，１凌晨日５月２９日一，桥激产生裂缝人失踪２，１月２４日［２３， ’ 。，一４５００图２０１４年月３１号０１－而导致严重事故也时有发生（人死亡，１－３）（通带来了严重的影响Ｐ２００８两片长约，经济损失巨大Ｐ江公铁两用桥主梁图。 ’ －１Ｓｊ   。２７３。４），２０１２年６０５   长。ｔＷ   。年，，，［３心 ’ ２１］。   ，   ，２００７   致使该多跨钢筋   、福建平潭海峡   上海松江斜塘大桥遭船只碰撞，严重影响市民的交通出行２０１   ，   ５两艘运砂船失去控制侧面撞击丰城绩     。九江大桥船撞事故   除船舶与桥梁下部结构撞击而导致桥梁毁坏事故Ｗ外工期大桥相撞图万元人民币浙江杭州湾跨海大桥人受伤船体有明显撞击桥墙痕迹ＰＷ，Ｗ吨运砂驳船在江面上有雾能见度较低情况下由于水位突涨，ｔ（大桥双向交通封闭，江西省宜春市江大桥而导致侧翻沉没２４］次当属广东九江大桥船舶撞击事故图   ，艘货船因避让船只而撞上江苏省昆山是大洋桥桥域桥面发生倾斜，，人死亡经济损失８，３５导致九江大桥单个桥壞Ｗ及上部结构发生倒塌，辆行驶汽车坠入江中共造成大桥在施工期间也被撞多次１２０００号桥域发生碰撞２３混凝 ±梁式桥中跨巧塌年艘一，年来被撞建成后亦发生多次船舶撞击桥梁事故，船桥碰撞事故见诸报道并广为人知的２００７，起５１幸运的是全部船员获   在建桥期间就发生航行船舶与施   、工设施撞击４５，   页３３月一，，船舶与桥梁上部结构撞击     艘空载货轮航行至金塘塔桥水域时与施米的大桥箱梁巧塌并砸在货轮驾驶台上１０月１５日导致铁路桥横梁受损一，，５８，造成   ４   艘挖沙船吸砂管撞击广东肇庆西趟列车调整或者停运，给沿途交   第页４西南交通大学博 ± 研究生学位论文     图－１金塘大桥被撞 图３国内外频发的船桥碰撞事故表明要因素统计根据。ＤＷ．．对Ｓｍｉ化８１４７－１５起，对于航道桥梁，中可Ｗ看到年世界各地发生的Ｗ５造成桥梁倒塌第，中国桥梁事故从，事故发生数目呈上升趋势重的船桥碰撞事故时有发生年开始年   肇庆西江大桥被撞４   船舶撞击事件己经成为桥梁结构运营安全的重，例桥梁跨塌事故原因的   ４３１位原因是洪水一第王位和第四位原因则分别是设计失误和施工过程失误－－由于船舶撞击而导致的桥梁巧塌事故列于桥梁巧塌总数第＾位，的调查表明１１特别在，年至９８７年２００８２１９７０？１９８４通过文献］。又根据该文献的统计。年统计共发生１３第二位原因是船撞，从国外关于船桥事故的统计来看；年的统计数据平均来看４８１＾年间出现了一％〇１，２起１？个事故高峰期，从   严，１   １９６０   因船舶撞击而导致桥梁倒塌的事故率约为化７３起，   ］   从图，年间２００８３   ，年平均，［   ／   。４Ｕ｜３ 據２  Ｉ  ■ ．Ｉ     ［｜  Ｉ：１Ｉ  ＩＩ９９０Ｉ  ｌｌｌｌｌｌ  －Ｉ  縣］  １０  ２ －  ．  ｌｌｊ１   …   ３ ．２０００ ２０４９６０ｌｌ  ｌｌ１９７０ｌｌｌｌ ｌ  １９８０  １ＩＩ９９０Ｉ    －   －   Ｉ ２０００２０１   ０   年份 年份（国内船担事巧统计 ａ）图从Ｗ上可Ｗ看出，１－５桥梁船撞严重事故统计改编（后会给社会利益各方面造成较大的影响（表损失－１，１）。可能还会对社会工业，因此，ｂ）国外船撞事故统计   文献Ｗ   ）随着跨航道桥梁的大量修建和水运交通的大力发展风险己经成为威胁跨航道桥梁全寿命周期安全性的船只的拥有者自（，，一个重要因素，这种损失不仅局限于桥梁的拥有者使用者和   交通，贸易环境及公众屯理造成极大的冲击   、，已成为桥梁运营管理部口研工作者亟待解决的现实问题   。船舶撞击     船舶撞击事故发生。客观上如何解决桥梁结构与水运船舶之间的安全矛盾降低船桥碰撞概率，、，   减少船桥碰撞水运航道管理部分Ｗ及相关科   西南交通大学博±研究生学位论文  表船舶撞击桥梁可能导致的损失改编自文献Ｐ－１１第５   页  （Ｉ   ）＿   ￣ 损失分类 细节描述 ￣桥梁拥有者损失 １（）桥梁损坏部件的抢修费用   收费交通的收益４由于事故带来的其他附加损失和费用   损失死难人员的生命价值   巧受伤人员的治疗和赔偿费用口车辆和货物的   损失（；桥梁使用者损失 （船只拥有者损失 （１１））口桥梁维修或更换费用死难人员的生命价值损失；（４））：（３））：＇：：维修期收益损失（：口受伤人员的治疗和赔偿费用）；（５）船只维修或更换费用７保陰费増长   者索赔费用（；）；（３）船舶和货物的     巧桥梁拥有者和使用；））   贸易和社会事故造成公路和铁路运输延迟而増加的费用口倒毁的桥梁或破坏的船只造成的间接后果 阻塞航道而使港日中断使用的损失在重要时间内由于交通运输破坏引起   的商贸和公益方面的损失   对工业、（１；）（；环境的破坏 对公众屯理的冲击 、（１）３））污染清除费用   口长期的生态破坏巧自然恢复费用   政府相关管理部口公信力的降低口对工程规划设计施工和运营管理部分在法律技术和道德方面的疑虑（１）：（）；；、）、，  １１．．船桥碰撞问题研究现状   ３３国外船桥碰撞研究   １．    国际上对于船桥碰撞问题的最早研究工作始于究进展较为缓慢８０年代初并仅局限于少数几个国家，国际桥梁和结构工程协会，于Ｓｔｒｕｃｔｕｒａｌ  Ｅｎｇｎｅｅｒｎｇ）ｉｉ１议标志着船撞桥问题作为１年后９７０针对，美国阳光大桥茂盛公司（Ｍｏｄｊ得了一１ｗｉ化表ｅｓｋｉ。ＡＢＳＥ；（ｉ一ｌ，ｌｌｔｅｒｓ等）一，９９１内ｄＣＯＷ（－Ｉ（《１交通船只与桥梁结构相互影响》９９５年，这个会   澳大利亚塔斯曼桥、开普公司，Ｃｏｎｓｕ由ＯＤ  Ｌａｒｓｅｎ．（．ｌｔ），（，进。４ ’ ｗ－３２一   、ＣＡＰＣｏｎｓｄｔ－）   ，   摩吉斯基公司   取，］   。主持撰写的国际航海协会常务会议ＮＡＮＣ成立了从事船撞桥事故的调查研究工作ｔ综述与指南该文对船桥碰撞已有的研充成果进行了总结与评述。，些工程技术咨询公司和机构进行了船桥碰撞的专题研巧，ｇｅｓ世纪     得到广泛重视与研究如丹麦大海带桥科威公司年国际桥梁和结构工程协会接受了＂ｉ２０ｉｉ次国际会议讨论此问题个重要工程问题在世界范围Ｍａｕｎｓｅ＆Ｐａｒｔｎｅｒｓ ）但在最初阶段研   ，ｉｄｇｅ  ａｎｄ    Ｉｎ化ｍａｔｏｎａ  Ａｓｓｏｃａｔｏｎ  ｏｆ  Ｂｒ年在哥本哈根召开了些具体跨河跨海桥梁工程年代６０关于船撞桥问题的系统研究始于。直布罗陀海峡大桥和路易斯安娜州水道桥等、＆Ｍａｓ的研巧工作口一世纪些重要研究成果并为后来船桥碰撞问题奠定了坚实基础ＢｒＷ（一９８３Ｉ２０ＰＷ））＂Ｓｈｉｐｃｏ并于，ｌｌｉ９９３１ｓｉｏｎ   年发     步推动了船桥碰撞问题一个第１９工作小组船撞巧的研究至此也被航运界开始重视，，   专   该小组第西南交通大学博±研究生学位论文页６     通过调查研巧建立了船撞桥事故的国际数据库年国际桥梁界在丹麦再次召开学术会议，出其为一与材料个多学科综合性问题及驾驶题的研究Ｐ１９８０４、导航，一《ＳＩ。冲击动力学、余篇２０，推动了国、，美国工程界开始重视通航水域的桥梁安全问题目在此研究的基础上。，并指     际船撞桥问联邦公路局与美国于ＡＡＳＨＴＯ，部受到普遍认可并具有指导意义的桥梁船撞设计规范Ｐ，９９８     年美国佛罗里达州阳光大桥撞击倒塌事件是美国关于船舶桥梁桥梁问题研究船舶碰撞公路桥梁设计指南第发展，１船舶结构   １９９但是２版》Ｗ年Ｓ１。２００９规范编订委员会根据相对有限的研究成果认为ＡＡＳＨＴＯ，。ＡＡＳＨＴＯ虽然其间船桥碰撞研究经过了近，１１   年出版   １船舶碰撞公路桥梁设计指南》Ｗ指导船舶撞击荷载下桥梁结构的设计工作《了研究分析Ｐ   。个州共同投资开展船桥碰撞研究项第桥梁工程、并发表论文，了１的重要转折点了对相关问题进行与会学者深入讨论了船桥碰撞问题，涉及水利水文学通信等多个方面、，２０这是   发布   年的     采用动为计算得到的船撞荷载虽然与规范中规定的等效静力荷载在荷载幅值上差别巨大但是从响应   ，的计算结果来看采用规范规定等效静力荷载计算结构碰撞响应与动力计算得到的结构   响应在某些情况下似乎差别不大进行修订的主要原因梁设计规范》（目。前第２９９７年，版这也是－欧洲统一规范  （  条款Ｕ设计１．ｉ年第，，２   版规范未对船舶碰撞力计算规定船撞规范相关内容己被写进ｇｎ  Ｓｐｅｃｆｃａｔｏｎｓｉｉｉ）的有关章节《，   美国公路桥并成为桥梁   １   。，）第１卷第７分册开始试用，此分册规定了   冲   对于桥梁结构针对船舶撞击作用的设计荷载确欧洲规范建议在没有可靠的动为分析结果时，海轮的碰撞力标准值式５Ｅｕｒｏｃｏｄｅ击与爆炸事故设计荷载的确定方法ＰＷ定２００９ＡＡＳＨＴＯＡＡＳＨＴＯＬＲＦＤＢｒｉｄｇｅＤｅｓ工程师进行桥梁碰撞设计的实用１，，可Ｗ采用规范中给出的内河船舶和     并乘Ｗ相应的动力系数Ｗ考虑船舶撞击的动为放大效应来指导在有条件进行动力分析时欧洲规范同时给出了内河船舶和海轮撞击荷载时程图     。３．２国内船桥碰撞研究   我国船桥碰撞问题研究主要从上世纪８０年代末期开始，从黄石长狂大桥开始国桥梁工程界逐渐认识到船舶撞击对跨航道桥梁安全的重要性通运输部西部科技项鬥办公室分别编列了西部项＂日。２００６年和２００７，年兰峡库区桥梁船撞发生规律，、   我   交   防西南交通大学博± 硏究生学位论文＂撞措施和设计指南研究和＂西部地区内河桥梁船撞标准与设计指南研究年广东九江大桥由于船舶撞击而致璋塌事件和运营的重要性提升到与实施同济大学，工程及专项研究一个新的高度武汉理工大学、对船舶撞击力，第在国。内，哈尔滨工程大学、年和２００４设计通用规范规范０７》￣１．．（ＴＢ６ＭＮ１》年颁布实行了ｙＴＪＤ６００００２．１－２００５范围内取值－《２００４）Ｗ４２ｌ流Ｗ及通行海轮的河流或者海湾设计代表船舶和设计船撞力数和撞击角度的基础上对于美国具体规定１１．．．２版公路桥梁规范规定分别根据，欧洲规范，详细介绍１９－１根据８９Ｗ ’ 。海事   户和１《曾   先后于   公路桥涵《铁路桥涵设计基本   内河航道撞击力在   内河航道等级和通航海轮情况给出了桥梁     。   中国公路规范和铁路规范对于桥梁船撞力的，   国外船桥碰撞试验吸收冲击能之间的关系９６７，３   。于核动力船舶与其他结构物撞击的试验性了 ’   。１ＴＪ ０２年颁布实行了与船桥碰撞研究相关的试验研究最早可Ｗ追溯到１Ｊｗ   铁路桥涵设计规范在考虑撞击船舶Ｗ及被撞结构弹性系；规范章予２００７   船桥碰撞试验介绍   ４４将在第，２００５（ ’ 我国交通部，给出了桥壞承受船舶撞击力的计算公式，ＡＡＳＨＴＯ铁道部于，。   版公路桥梁规范将通航河流根据通行船舶种类分为内河河０４；公路桥通设计通用规范》８９。）ｔｌ南京工业大学等单位结合相关   、船舶撞击风陰评估等进行了诸多研巧Ｐ、ＰＵＳ＂围绕着诸多跨江跨海大桥工程的规划   为了指导在承受船舶撞击荷载下跨航道桥梁的设计工作９８９   页   使桥梁工作者将船舶撞击对于桥梁设计，和航运部口的专家对桥壞水域流场对船舶航行安全也进行了相关研究１７   ？１９７６年，，原西德学者Ｗ，９５９年Ｍｉｎｏｒｓｋｙ进行的２６组关   这些试验得到了碰撞过程中钢结构变形与   早期的船桥碰撞研究也经常将其试验结果作为借鉴Ｗｏ进行了 ２４组比例分别为ＡＡＳＨＴＯＩ１１ｉ：ｎｓｉ１２   。   同样为了研巧核动力船舶在外部碰撞作用下的安全和１：７５．的缩尺模型试验图规范借鉴采纳并成为关于轮船碰撞力的计算公式形状的不同会带来碰撞力的显著差异ｌＡＷ   。（，－１６），其研究的成果被   同时其研究也表明，船脂   第８西南交通大学博±研究生学位论文页       －／ ｒｒ；＂   ｍ－／   ｌｆ＇ｔ   巧验蒙旦 拭验船只费巧齿化一 ‘ 图原西德Ｍｅ例为１：６ｅｒｉ－－］在ＤｏｍｂｅＥｉ的驳船碰撞静力试验形和碰撞力之间的关系的船撞设计规范之中１，Ｗｏ６１ｉｓ９８３ｍ船舶碰撞缩尺模型试检年进行了比例为并进行了，一１些数值计算送些研巧成果被美国：ｔ４５．４５   ｌ的动裡碰撞驳船船腊通过研究得到了碰撞动能，借鉴并纳入到ＡＡＳＨＴＯ试验采用缩尺试验的局限性，９８９１年公司在密西西比河上进行了 ２６组实船与船间的碰撞试验图１（０２ｍ／ｓ（０４．节户撞力时程都被记录得到８这次试验中１。然而，，Ｗ使驳船船館发生塑性变形ａ）－１７ Ｂｒｄｉｇｅ 美国陆军工程兵团于队具有１５１，２００９   版ｉａｇｎｏｓｔｃ９９７ｉ年和（ｂ），ｉ   ａｇｎｏｓｔｉｃ每次碰撞的船舶速   －（１９９８   及碰速度、，   因此年分别进斤了一试验过程中记录了 １５   。试验中采用的测力计   足尺驳船瓶巧碰撞试验图片来（，７）    另外由于此次碰撞试验较小的碰撞动能不足自文献Ｗ   ）队具有四艘驳船的船队和艘驳船的船队撞击船闽和堤项的实船碰撞试验图的船队进行的碰撞试验－ｉｄｇｅＤＢｒ得到数据也不适用于桥梁结构防撞设计，Ｄ美国，船舶在碰撞过程中的加速度，驳船船緒接近船巧 图和１由于船间的结构形式与桥梁结构壞柱相差较大此研究对船桥碰撞研究的借鉴意义不大＾９９   变   。－．１、４７１由于ＭｄｅｒＤｏｍｂｅｒｇ度都大致为   及比１－８），对于１组完整的碰撞时程力曲线５   一艘驳船组成   。     西南交通大学博 ± 研究生学位论文 第押ＢＪ ．霉囊ｒ＊＇＂；二＇－？－－（之ｒ艘故船盈成韶扶图Ｃｏｎｓｏｌａｚｉｏ１－ｉｎ５姐测试数据，，提出了   艘驳船组成船队ｂ）１５文献Ｗ自－１若干对于修改调整的建议前目９）ＢｒｙａｎｔＰａｔｔｏ该试验。   ）一在，２００４   ，并采用试   研究了在船舶碰撞作用下桥域Ｗ及枯基的动力   ，及未来设计条款应该予Ｗ   设计规范中不足么处ＡＡＳＨＴＯ桥   共得到了不同船舶碰既包含船舶与桥域碰撞亦包含船舶与桥梁碰撞验数据与有限元计算分析结合的方式响应   ＂、＊？＊＾＊等人利用美国佛罗里达州圣乔治岛即将拆除的（１（（成功地进行了世界上首次船桥碰撞足尺试验Ｗ图撞能量下的   页ｙＭ＾ＨＨｉｉＭ    美国陆军工程兵团碰撞试验船队图片来８９   。   ― Ｉ（ａ）  二亏＾＾ｔ驳船接近被撞桥域 ４０００ ｜  －  １／（ｂ）碰撞后船腊发生的塑性变形      ■   — 、  ＼    Ｊ — — — — —   — ＩＩ０００７   ■ ＼７巧 ２０００，！ｊ＼３。〇。ｉｓ  －＿：－   Ｖ             卡   Ｉ   —       ｔ   Ｉ０ ０５ １ ．时间（图受制于１０－１９Ｃ）（Ｓ１．   ５   ）   实船碰撞时程力曲线圣乔治岛实船实桥碰撞试验姻片来自文献多年前测试仪器精度的影响Ｗ及现场实测的桥试验无法获得在较高碰撞能量＾＾一Ｗ   ）些其他限制因素，   现场船   及船船发生较大变形情况下的真实碰擅力时程Ｗ及第１０西南交通大学博±研究生学位论文页  船首的变形特征    基于此，２０１年５Ｃｏｎｓｏ，ｌ等人采用缩尺的动键试验ａｚｉｏ能量较大情况下船猶的变形力特征曲线及碰撞力时程曲线   并与有限元计算结果进行－了对比￡４９１（图 －１１０）   获得了碰撞，，   。ｔ   ｜   Ｊｉ 面  ｆ＂  ＿＿   （ａ碰撞试验设施 ）１５００     一１０００    －ｉ１  Ｉ！ｍ ．０５ ０．时间（ｃ从Ｃｏｎｓｏ验条件的改变ｌａｚｉｏ，１  （   Ｉ  ＇ ０ｓ   ｉ．１５ ０．   ２   ）方形增碰撞船館时程为曲线   ）图   Ｉ   １  ％ ０   Ｉ    ｕ船脂械撞变形   ）    ｆ  ４ｂ，？ ｆＩ令 §  ．（－１１０Ｃｏｎｓｏｌａｚｏｉ船船缩尺碰撞试验前后两次关于驳船碰撞试验的研究来看测试得到的碰撞力时程有明显变化从图。ｌｔ   Ｗ由于测试技术的提高及试   ，－９（ｃ巧图日１－１０（句对比来看   ，采用缩尺模型试验测试得到的碰撞时程力相对于实船试验测试得到的在碰撞初期具有   明显的峰值平缓，峰值段的持时非常短，从本文后续第响结构的响应Ｓｈａ和Ｈａｏ（，而实船试验总体的碰撞时程力变化过程相对较为   章关于驳船碰撞时程荷载的讨论来看，碰撞峰值力会明显的影     。采用重键撞击形式及破坏过程图碰撞高度４，－１１０），一缩尺混凝止圆形桥壞来考察碰撞过程中桥域的破坏   同时采用精细的有限元模型上部结构质量对于碰撞力及撤顶位移的影响）此试验重点关注在重链撞击下桥域的破坏损伤情况   。计算了不同参数下碰撞速度，（ｔｓｑ。与Ｃｏｎｓｏｌａｚｏｉ试验不同   ，   、西南交通大学博±硏究生学位论文  第ｎ   巧    Ａ  重锥轉／＼／   ＼ ＼   试验支架Ａ Ｖ   ￣／／ｒ＼      ＼  ＼／  ｆ ｊ   ＼  ／图＾１．４２．－ｌ   ｌＩＳｈａａｎｄＨａｏａｔ目ｍｌＬｉＭ  Ｉ国内船桥碰撞试验   国内开展的试验主要早期还是主要集中在对防撞原理验上Ｗ。这其中卓有成效的工作，，了特别是在柔性耗能防撞装置的选型图大型桥梁复合材料防撞系统的设计理念相关实际工程中、   防撞原件和防撞设施的试上海海洋钢结构研究所陈国虞研究员及相关合作科研人员做了大量   了明显的进步并己应用到实际工程中提出＼ 桥教受重键撞击试验   图－１１３）１，－１２）。研发Ｗ及相关试验技术上取得   、南京工业大学刘伟庆及其合作者     开发了相关相关防撞装置并己应用到   。图＾１２桥萄柔性防撞圈Ｐｉ   ｌ第１２西南交通大学博±研究生学位论文页     巧巧 格构斑板   下西扳（ａ）巧构巧强巧读结巧 霞屬戀  轻獅擦颗检材科Ｉ   Ｍ姑出１冲朱扣水水化把来姓冻马詳（ｂ）简形巧德结构機截晒 图＾１３通过缩尺模型试验筑片石砂碌后，。２００２年（￡，，郑振飞等人、，ｗｗ ’ ｉ一１５７泉州后渚大桥为工程背景，１。并发现由于防撞岛２００８年郭志辉，   ，由于填   李德明   、试验主要是测量和评估在船撞向海堤时粧   边主壤是否能够抵御由于碰撞而压向王壤的力ｔ   Ｗ学者也进行了相关船舶与结构物碰撞机   防撞岛刚度提高也使船撞力相应地增大，ＳＩ研究了船舶撞击防撞岛的撞击力大小进斤了昂船洲大桥堤后壞撞击的模型试验文献   拉形巧盛结构纵接面）国内林建筑   Ｉ－复合材料防船撞系绕结构除关于桥梁防撞装置的相关试验外理及对船舶碰撞力的研究＞，：   －采用落链或者水平牵引碰撞设备［５８１   。进行桥域的碰撞试验，，在试验中重点   关注碰撞发生过程的碰撞力桥壞位移和壞身本身受冲击作用裂缝开展的情况文献   、通过力链敲击双柱式桥域得到其振动模态。，根据实测桥域模态对有限元模型进行修正继而采用修正的有限元模型进行船桥碰撞有限元分析从Ｗ上介绍的关于国外和国内船桥碰撞的一   ，   。些试验来看，国内这方面的碰撞试验   研究主要还是集中防撞结构的防撞性能研巧Ｗ及碰撞下桥域的宏观响应位移和局部   （响应裂缝开展上（）。对于发生船桥碰撞过程中舶在碰撞过程中的变形行为试验研究较少一。碰撞过程中的变形行为与碰撞能量的关系，船舶与结构相互作用的机理），   特别是船而国外的船桥碰撞试验大多关注船舶在这   ，通过得到基于试验的船脂碰撞变形行为可Ｗ为船桥碰撞数值计算提供较为可信的理论基础   。   ，西南交通大学博 ±硏究生学位论文  １．１．．在根据船舶与桥梁碰撞过程动力相互作用特点旨的实用计算方法考虑船舶碰撞事件发生的随机性，端事件下的失效概率（１。主要研究目的为确定确定桥梁结构在船舶撞击极   ，   ：   发展基于简化碰撞荷载时程的船桥碰撞方法基于简化碰撞荷载时程的船娇碰。）舶和桥梁系统稱合迭代所带来的分析效率低下问题（（３。，结合不同桥梁的结构动为特性，身特征   建立不同结构形式的简化动力分析模     。。者确定桥梁设防撞击标准，，Ｗ确定性的方法确定桥梁结构在碰撞作用下的往往会带来过大的误差Ｗ更好的揭示船桥碰撞的客观规律．自   从非确定性的角度确定桥梁结构在船舶碰撞作用下的可靠度船桥碰撞事件的）发生受众多随机因素影响５２   又可Ｗ避免船   。此动为分析模型可Ｗ在船桥碰撞可靠度动力分析中提高分析效率，，提出适用于船桥碰撞动力分析的简化结构模型根据船桥碰撞荷载的２）Ｗ及作用方式．   页   发展适用于船桥碰撞分析，撞分析方法可Ｗ准确地得到桥梁结构在碰撞作用下表现出的动力特征１３   研究目的１本文型１本文研究目的与研究内容   ５５第  ，基于非确定性的船桥碰撞分析可   为实际工程提供指导和参考，   失效概率或   。   研究内容为了实现上述提及的研究与试验研究进行了综述性介绍目，撞实用计算方法并讨论其各自荷载Ｗ及结构响应的差异提出，，提出了，本文首先在对了，，第１界范围内章为绪论。，适用于驳船的简化碰撞时程荷载，，全文主体内容共６，章并对，一综述，介绍了目，   最后建立了基座建成桥梁进行了船舶撞击作用   各章的具体内容和安排如下阐述了船桥碰撞问题研巧的社会意义和工程背景了   补充推导了欧洲   根据结构动力学理论分析了驳船荷载与桥梁结构动桥梁结构承受船舶撞击荷载的动力简化模型发生的船撞事故进行方面的进展   前船桥碰撞事故和船桥碰撞理论对比了两类不同船舶撞击桥梁下部结构的碰撞   于简化时程荷载的船桥碰撞可靠度分析方法下桥梁结构可靠度分析目   在查阅相关规范和文献的基础上总结了既有的船桥碰的特点规范中轮船的简化碰撞荷载模型力相互作用特点的，前船桥碰撞问题在理论并讨论了船桥碰撞与桥梁抗风抗震研究的不同   。   ：对近几十年世   、   试验研究两第Ｈ西南交通大学博±硏究生学位论文页     第章为既有船桥碰撞响应实用计算方法的归纳与介绍２在归纳总结的基础上介   。绍了中美欧Ｈ个国家和地区的设计规范关于船舶撞击荷载的规定异同各自，归纳介绍了目的优点和局限性第３船緒变形桥梁结构响应方面的特点和不同、章为简化船舶碰撞力模型的建立４结合数值计算回归相关参数形桥壞简化时程荷载模型析桥梁结构碰撞响应的可行性碰撞过程中的动能动量守恒定理根据船舶碰撞过程中的动能和动量守恒、，。、规则，第Ｌ，，，＾   及   ，   采用结构动力学理分析在驳船碰撞荷载下桥梁结   分别提出和阐释了针对梁桥和斜拉桥的合理动力简化   ，根据不同响应的模态分布特点提出了适用驳船碰撞荷载的反应谱分析组合   章为舶舶撞击作用下桥梁结构可靠度分析荷载时程和第４章建立的简化驳船碰撞荷载时程变化折减的基础上应分析程序。［讨论上部结构在船桥碰撞过程中的   论证了考虑粧±作用对碰撞力及结构响应的影响６论证了采用时程荷载分   ，补充推导了欧洲规范中轮船的碰撞荷载时程构不同阶振型对于桥梁结构关屯响应的贡献大小作用Ｗ及对于碰撞响应的影响   ，吨位义及桥壞尺寸的驳船碰撞方   基于欧洲规范关于轮船碰撞荷载的图示模型论分析驳船碰撞荷载与桥梁结构的动力相互作用规律结构模型将两类船舶碰撞峰值为   ，章为驳船碰撞作用下响应模态分析及动力简化结构模型５规范     讨论了提出的驳船碰撞荷载时程中与船館特性有关的，特征点对桥梁结构响应的影响规律第。并对提出的荷载模型进行了验证，ＡＡＨＴＯ   。建立了考虑碰撞速度，根据美国。对比了驳船和轮船两类具有不同船脂形状与内部结构   ，与已有规范规定的等效静力荷载进行了对比第并讨论了其   ，   。关于设计中的代表性船舶分类、对比了各规范之间   前在船桥碰撞研究分析中较常采用的Ｈ种分析方法章为两类船舶碰撞力荷载时程与桥梁结构响应分析在碰撞力时程，，并对，一，。   。采用第   章推导得到的轮船碰撞２在考虑驳船碰撞峰值力随碰撞角度   建立了基于简化时程荷载的船桥碰撞可靠度分析方法座己建成桥梁在船舶撞击风险下的可靠度进行了分析度分析结果讨论了船撞作用下桥梁下部结构的失效模式和位置本文的技术路线见图－１１６   。   。，，   编制了相根据可靠   杠Ｌ驶漬漬整蜜师９运巧跑左赖朱框粗安＃＃掠识城  Ｍ亡Ｃ）二鸣  超粒级副 船＾Ｍ禪韦漫道腔控  穫《瓶尉   趙  度巧＾Ｅ控中屯 — 占窠宣曲削挪  ｉ城  ｜織｜司曰糊  女运玲：巧权宾怎廣朱於＾最＾径甫巧醒棠ｌ＾ｉｗ棋摩巧抓：￥巧份傾   恆＾  提世巧填玲怎束＜ｙ宿勘漬誠趋－罢裝   ＾宏鸣《虹垣骗謀   底  二紙帅最Ｓ  裝Ｈ＾ｓ巧抵－一：＾摩    ｎ —  皆ｍ亡攫想 — 规漬控）世逊漬整窠    義副   ｛   一ｎ    ｆＳｄ苗＾摆强ｓＩ綱度＿Ｋ巧＾  度歷遣运戏Ｊ巧＾女嵌芭度画惦  度嚴  地  御   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因此船桥碰撞问题属   －，即碰撞过程中船舶的运动和变形会影响到整个碰撞力时程，于变形较小ｉ   静   。巧瞬态分析方法单向賴合Ｗｏ一关于船撞力的规定并未考虑由于上部结构惯   侧向变形刚度相对于船舶的变形刚度往往高出于随时间变化的短时冲击荷   规范中对于轮船碰撞力的规定主要从性力作用对结构响应的放大作用（，一组关船头碰撞试验测试和理论分析工作中得到Ｍｅ１船舶对桥梁结构的撞击作用是但是为了便于工程设计使用，］。   。基于此假设而桥埼结   ，   采用船桥碰撞力－，时程作为外部荷载输入对结构进行瞬态分析得到结构在碰撞作用下的响应与船桥碰撞   有限元分析得到的桥梁结构响应并无明蟲差异数值模拟分析、碰撞试验等方法并进行规范化处理。欧碧峰基于，。王君杰和范立础   建议根据船桥碰撞－得到足够数量具有代表性的桥梁船撞力时程曲线３０００ Ｄ味Ｔ－５００００ ＤＷｒ   ，范围内的四艘代表轮船数值模   西南交通大学博±研究生学位论文  拟提出了船头正撞刚性墙的Ｈ种简化荷载模型荷载及分段线性荷载生塑性变形平台＋１／，ｔｗｉ。Ｃｏｗａｎｔｗ３反应谱分析方法）广泛使用的方法。分别是半波正弦荷载，。Ｐ６ｔ６３６８ ’ ＾碰撞荷载的冲击谱６２／４   正弦＋樊伟基于同样可Ｗ采用此方法来   ，文献通过构建的驳船碰撞碰撞力时程。ｔＷ考虑，了   不   结构在极端碰撞作用下了提出的驳船理想碰撞荷载时程Ｃｏｗａｎ给出基于实船碰撞试验的碰撞   Ｃｏｗａｎ。，，推导得到了驳船   并提出了用于船撞冲击谱分析的加权代数相加的振型组合方法，   ，   。提出了基于实船碰撞荷载的非线性反应谱的非线性作用１１同阻尼比下驳船碰撞荷载的Ｈ段折线理想反应谱，   修正半波正弦   桥梁结构地震反应分析的反应谱方法是桥梁结构抗震设计中估计碰撞力作用下的结构最大响应荷载时程   页欧洲规范除过给出针对桥梁设计的船舶碰撞力代表值外ｉ对于船舶碰撞作用下的桥梁结构响应分析。，将驳船碰撞荷载根据简化为半波正弦及，也给出了轮船碰撞力的时程荷载模型（７１在其博 ± 论文中将驳船碰撞荷载根据驳船船贈是否发   根据动能及动量守恒余弦的荷载形式４第  Ｐ１   ’   ］   〇（４）简化稱合碰撞模型分析方法采用有限元数值模拟方法求解船桥碰撞问题。然可Ｗ准确的得到船舶在碰撞中的变形和运动过程本也是巨大的此分类其于１，。ｔｅｒｓｅｎＰｅｒ９８２６个这种分析方法将船舶整体处理为刚体区的整体力与变形关系采用黃来模拟船贈的刚度，３自，内部动力学由度将，ｔ６９］，１Ｐｅｄｅｒｓｅｎ的二维分析方法扩展到Ｈ维在Ｈ维空间内具有个非线性弹黃表达ｔｗｉ。个运动６Ｃｏｎｓｏｌａｚｏｉ分别根据驳船和轮船碰撞桥域结构得到各自由度，，进行船桥碰撞的锅合动为分析限元分析中船桥碰撞接触的复杂定义和计算－质量代替（５），大大提高了。第一而且多自由船舶破坏   自船館的变形力－由于这一，曲   线   Ｗ力的平   做法避免了有度系统的船舶可Ｗ用一集中   分析效率   有限元数值模拟方法的巨大进步之上，，   ，和樊伟也用非线性弹   －衡和位移的协调为稱合条件   ，   年梁文娟考虑了碰撞区结９８６将这种力变形关系作为非线性弹黃的刚度值来模拟船脂的刚度特性，而依据   ，的运动可Ｗ被认为是外部动力学求解的范畴年提出了船舶碰撞模拟的二维分析方法构变形的王维特性和船体运动的关系自   虽   但是这种分析方法耗费的时间成，将船舶的碰撞问题分解为外部动为学和船舶在与桥梁碰撞过程中各，   船桥碰撞问题采用有限元方法建立于王方面理论与技术－。是连续介质力学中接触分析理论的巨大进步，   其次是接触分析第１８西南交通大学博± 研究生学位论文页     有限元理论与方法的进步化如究之中ＬＳ－ＤＹＮＡ最后是计算机技术的应用普及和发展，ＡＢＡＱＵＳ，和ＡＤＩＮＡ，ＤＹＴＡＮ。众多商业有限元软     等被普遍的用于船舶的船桥分析研－   。和Ｃｏｎｓｏ犯ｏｌｉ采用Ｃｏｗａｎ和ＡＤＩＮＡＬＳ－软件建立了精细的驳船模型研究   ＤＹＮＡ，Ｐ   得到了驳船的撞深力曲线Ｗ及各种因素情况下桥梁结构的碰撞响应 得到了许多 ’ －非常有意义的结论模拟桥埼结构年起，；ＳｈａＨａｏ同样基于和至ＩＪ 了－ＤＹＮＡ顾永宁教授及其合作者进行了系统的工作ＬＳ－   软件采用非线性混凝±本构模型，详细讨论了船舶碰撞作用下结构的局部损伤情况，面的研究应用起到了重要的推动作用采用ＬＳ［７＾８＾，在我国，从轮船船脂撞深为－曲   １   为碰撞数值模拟技术在桥梁船撞方   同济大学王君杰和袁万城教授及其研巧生软件分析了多种吨位轮船撞击桥梁或者刚性墙的撞击为时程曲线ＤＹＮＡ２００线己及碰撞作用下结构的总体响应和局部损伤情姑７９＾   得，１   。基于精细碰撞有限元的船桥碰撞分析方法在桥梁工程船撞设计专题研究中得到   －了越来越多的应用，但是只有具备良好冲击动力学基础，   并且对有限元软件熟练掌握的专业技术人员才能使用该方法得到工程设计所期望的正确结果建模和计算过程中耗时较多计中很难被直接采用美国２２．难Ｗ适应实际生产设计部分的需要，，   加之采用该方法在因此在桥梁结构设     。ＡＡＳＨＴＯ   规范关于船舶撞击力的计算规定将用于船桥碰撞分析的船舶模型分为两类ＡＡＳＨＴＯ，，即内河驳船和具有球緒形式   的其他类型轮船对于这两类船舶特征＾及其对于桥梁船舶碰撞力的异同＾，章予Ｗ详细讨论２２．．将会在第   ３   。内河驳船碰撞力   １基于ＭｅＡＡＳＨＴＯ给出ｉｒ－Ｄｏｍｂｅｒｇｌ４７１的试验和理论研究工作了如下形式图２（，ａ／ｊ为船脂撞击深度（ｍ），对于驳船碰撞桥域的碰撞力   ，－１）   ：［Ｂ其中，  尸ｓ６０ａ６＋  ［ｎ 幻Ｂ ＂  １．６幻Ｈ  幻为船舶拉击力Ｈ（  ＞〇ＭＮ．）   ？（２．１   ）   ｍｌ。上式构违了船舶撞击力与船脂   西南交通大学博±硏究生学位论文  撞击深度的关系而对于船贈撞击深度，第１   页９  则可Ｗ通过下式来予Ｗ确定，   ：２ａ上式中，＝占４  ０乏１   。（馬）  ｆ３３２／－  ４．（  公３ 口）Ｉ．２）     。   ２３斯为船舶宽度，１ｉ   ３３ＩＩＩｊ１１．  甸为船舶的撞击动能１化＋  ｒ  ？ — －ｐｉ：      Ｔｒ：］  ２ ８ … ― … … … ■ … －２０  了耳 ！  ： ＞＇ … ｐＩ  ４ … ＊－ … ｉ … … 广ｉ１三 … ； … … ｆ   －ｆ … … －１５ １０   ｜ｉ   —   嵩  ｊＩ    Ｉ     咖１１－  ！＾Ｉ－   ２  Ｌ？．－！  １  ；－   ５  ｜〇   〇０ ０５ １ １５ ２ ２５ ３ ３５ ４．．．．撞巧图从式（２．２－１驳船撞深与碰撞力和碰撞能量关系Ｕ和口２碰撞的速度和质量研究中，发现，）来看ＡＡ組ＴＯａｇ（（ｍ） 图片来自ＡＡＳＨＴＯ对船舶碰撞力的规定，（２００９）规范＾   ［４可Ｗ发现其除过考虑了船舶   同时也考虑船舶宽度对撞击深度的影响但是从文献。１１２  ７３  ８２，，－８４］   的规范中采用驳船船脂宽度对碰撞力进行调整的方式并不合理ＡＡＳＨＴＯ   ，对于碰撞力影响比较明显的因素应该是被撞结构的形状圆形方形或者其他形状和尺   、（寸，碰撞角度对于碰撞峰值力的影响也非常明显的船緒拟静力压溃模拟图２２）－（得到的船脂变形力曲线关系－（２－３，）Ｍｌ。Ｃｏｎｓｏｌａｚｉｏ等人通过有限元实现   根据不同驳船分别与不同尺寸的圆形墳和方形域正撞得到了考虑碰撞域形状和尺寸的描述船館变形的理想弹   －塑性变形力关系模型图，ｆ）   。撞击物运动 撞击物运动   方向方向   ＾（ａ） ／圆形桥域与船緒碰撞 图２－２Ｃｏｎｓｏａｚｏｌｉ（ｂ）方形桥域与船館碰撞   拟静力船脂压演数值模拟ｎｉ   ｉ ‘   Ｉ第西南交通大学博± 研究生学位论文页２０     ３０   １    ４０  －    ？一？１ｒ１１１方司   字 圆墙Ｉ   亂 ９Ｉ  — — ！   ｉｉ   Ｉ  ３Ｉ０ …   －  Ｘ ° Ｃｕ  ＂  －ｖ  －／ｒ．．ｙｉｉｘ１ｉ １５ ｊ    ０ …  占 … 三立三占一一〇    ｈ一  ｉ＂：－１１０ｌ  ｉ４２ｉ   ６（图ｍ）２－ｉ  ８ｐ ／．Ｗｏｓ  １１  ｉ   ！   ＩＨ       ｉ 〇０ ０ ２ ４ ６   ｆ  ｉ   船緒变形３Ｃｏｎｓｏｌａｚｉｏ理想驳船碰撞桥截变形力曲绝＂３ｂｙ （ｉ    ｍ）     Ｉ－ｉ基于缩尺船腊的碰撞试验数据ｎ回归得到了吨位为，节船速撞击刚性体得到的时平均撞击为计算公式范采纳并进行了适当修改成为，＝  ０   Ｍ＾ｆＤ两０为Ｗ时间进行平均的平均撞击力，１节大于６８节时对船速进行折减 — ｔ＝）  Ｗｆ；式Ｆ，（２３．为船撞速度节（卿口．４））给出了是一 ± — 节？１６一计算公式被   ：％ 为船舶载重哺位吨（；）   规ＡＡＳＨＴＯ（２   却   考虑到船速。    ． ± ５０％ （２４）   ．６ｙ   ５０＝０９Ｓｙｌ．２ＤＷＴ  ８这式（２５节之间得到的．，％离散的船舶碰撞力认为船舶的撞击力服从Ｈ角形分布，＾船速在５０   ｆＷＴ  个具有上下浮动Ｐ，，  ，０Ｍｙ／Ｄ％上分位值作为规范中的轮船碰撞力（图然而需要注意的是ｌ   。大小船舶船贈碰撞强度的统计７０  ＤＷＴＵ上式中Ｍ可Ｗ得到下式，  Ｐ（ｔ   散装货轮Ｗ４００００ＤＷＴ规范中关于轮船碰撞荷载的规定ＡＡＳＨＴＯＰ〇）力的    ：   轮船碰撞力２２２小于   ／ 凄   ｊＩｉ  徵宽Ｗ其中／   ｉｉ  ｔ  ｉ  搜 ｒｒ／２０   Ｄ？＾０６   巧   十＼５裝 ５１   ｊ  巧 ．     １ｊ２０ ）－４），该公式的适用性并没有过多的讨论一。该公式给出的平均碰撞为会较实际值小般认为，但是送ｓｅｉ根据对     ：苗 ４００００Ｄ，ｉ   并推荐采用碰撞，确定的轮船碰撞力是在假设轮船吨位为对于吨位小于文献对于一Ｗ７及船速在ｗ＜４００００ＤＷｒ８４００００  Ｚ）（２５）   ｗｒ节ｔ下的船舶及ｊｌＦ＜８．   及   ，节的船舶结论仍待更多的研巧去验证   。   ，  ２０艺     －＞－＾－５％＾５  ０％  ｇ 着００１＇０１西南交通大学博 ± 硏究生学位论文 第＾０   — ．７０＼产５０％０９８．（ｔ．   ，ＨｍＤＷＴ（＇  １  ５２４＊０。，   ）１  １    ＇（  ２００ ２５０ ３００   ０００Ｄ１撞击力的概率密度函数及７０ＷＴ   ）％分位数确定的等效撞击力议献Ｐ叩   欧洲规范根据物体与结构碰撞过程中能量消耗主体的不同碰撞分别定义为硬碰撞和软碰撞对于硬碰撞。之撞击动能有被撞结构吸收即为软碰撞域的侧向抗推刚度高出其一可Ｗ认为船桥碰撞为硬碰撞．。）欧洲规范关于船舶碰撞力的计算规定   ２３．口ＷＴ  船化尺寸２３   页％分位值   ＝  ＾ ｙ Ｖ   合 ０ ５０ １００ 图－：１－．＊  诗；２。个数量级Ｗ上撞击前动能主要由撞击物体吸收，多个研究表明，将外部物体与结构的   ，，相对于船脂的变形刚度碰撞过程中的主要能量被船雜吸收，   反   桥   因此，   。内河轮船碰撞力   １在没有针对桥梁撞击的动力分析结果时的代表值，欧洲规范给出了内河船舶与桥梁撞击力     。对于表２－１所给出的内河船舶撞击力代表值具体使用时规范建议需根据桥梁结   ，构在撞击作用下失效导致事故的严重性对撞击力代表值进行相应调整提高其取值，整碰撞力取值反之降低碰撞力取值，，，对于重要桥梁   但是如何根据桥梁结构失效导致事故的严重性调   规范并未给出明确说明   。如果不采用动力分析确定桥梁结构在船舶撞击作用下的动为需求而采用表碰撞力推荐值，规范建议在设计确定结构荷载时力放大系数作为结构的设计荷载效应；，。事实上虽然表这些值需要乘，２－１．３，纵桥向碰撞情况下取值撞力取值建议乘Ｗ折减系数０５．   。１．＾一－１   中个较为恰当的动   中的取值隐含了撞击物体的动力   １但是却未考虑这种动力效应对结构的放大作用下动力放大系数取值（２７。。因此，建议在横桥向碰撞情况   对于海港区域的船舶上表中碰   第２２西南交通大学博±研究生学位论文页     表２欧洲规范内河船舶参考撞击力－１      ￣  ＣＥＭＴ（Ｉ（  ３０－ ５０－  ６０－ＩＩＩＩＩＶ ８０Ｖａ  ９０１１０Ｖｉａ １１０１０Ｖ比 Ｖｉｃ 注ＩＩ１１－－Ｖｂ Ｖ９０ ２００６０ ４００８０ ６５０－－－１０  １８０１８１９０２８０指船舶总质量Ｃ   包括了附加水质量的影响６５０  ５１０００－１５００  ５０００ ２５００   －－６０００  １００００ ４０００   ６０００  １００００ ４０００    １４０００ ５０００    １７０００－１２０００  ８０００   １４０００２７０００ ２００００ －１８０００－欧盟理事会，货物和燃料，９９３１１００００   年批准船舶分类标准－种更为准确的确定桥梁结构碰撞响应的方法构破坏损失较大时．因此动力分析作为   采用动力分析方法计算结构的抗力需求更为合理，撞荷载时程的具体推导Ｗ及确定过程．，本文将在，４８．舶存在差别往往船舶吨位，   ，   然而此规范中并未给出轮船碰，节予Ｗ详细介绍   。因此欧洲规范对于海运船舶的碰撞力取值同样做出了相关建议，表－￣￣（ｍ）  （  ｔａ横向撞击力）（ｂｔ纵向撞击力＇ｋＮ）  （中型 １００  １００００特大型 ａ：．ｂＣ表２－．．指船舶总质量．３０００００ｋＮ）   ５０００   ２００００   １通常称巧船舶排水吨位，包括了附加水质量的影响２ｍ／ｓ１  ４６００００ ２３００００   货物和燃料，   ｅ   ；   ；船舶球瞄对于碰撞力的影响应予ａ考虑   给出２和包括船舶结构，撞击力所对应的速度为了海域船舶碰撞桥梁的撞击力代表值规范建议采用表１  １ ’    ８００００ ４００００大型 ２００ ４００００ ２４００００ ３００ｂ  小型 ５０ ３０００ ３００００ 注   。欧洲规范海轮参考撞击力   ２２轮船类型 船岛Ｓ长度 船舶吨位系数在欧洲规范中   吃水量及船舶的结构形式与内河长江航运船，￣，。   海上船舶碰撞力行驶于海域的船舶似   ；在重要程度较高或者由于碰撞导致结   ，同时也给出了内河轮船撞击桥梁的碰撞荷载时程模型２３２   ；通常称为船舶排水巧位，船桥碰撞过程中的动为效应对于确定桥梁结构响应至关重要一００    ４０００ ２０００   ００００包括船舶结构，０００   １１年提案ｂ％１００ ３０－ ６０００   ２０００ ００３０００ ８０００ ３５００   ５１  ４００－０ ３０００欧盟交通委员会９－  ３０００  ３００ １－９０ １０００１－  ０５ａ：ｂｍ）  Ｉ船舶吨位 横向碰撞力 级向碰撞力体佩   ０Ｗ分级 船舶长度ａ１．７。２－２中碰撞力取值时在海港区域乘Ｕ ０．５对于船般或者船尾撞击桥梁情况，内河船舶撞击力规定类   针对横桥向和纵向桥撞击分别取动力放大   的折减系数，与关于，   。规范建议乘０３．的折减系数，并认为在某些特   西南交通大学博 ± 研究生学位论文  第２３   页    殊情况下正撞不可能发生时例如窄航道船狼侧面撞击桥梁的情况是船桥碰撞分析的）（控制性工况在１   。９８３际研讨会上，Ｐｅｄｅｒｓｅｎ撞撞击力的经验公式撞峰值力＂年由国际桥协在丹麦哥本哈根举行的由下式确定ｔｓｓ墙过大量的数值计算给出了５００ＤＷＴ至，这，一＂船舶与桥梁及近海结构的碰撞成果被欧洲规范采用并纳入其中在，０００００ＤＷＴ３Ｐｅｄｅｒｓｅｎ   国   船舶正公式中，   碰   ：ｋ取〇巧 左。＋．．，ｍｐ（５．０－５ｍ  ，含   沪＜ｆｐ ＝広月 马。５２２４．．｛式，＾下中２６）．（，Ｉ  ＝  ／：２／ｗ ’ ｍ７５马，＝，ｐ，，怎／，，？４２５  ＭＮ１仍ＡＩ最大碰撞力ＭＮ — （一基准碰撞力 — ｍｐ — — 船舶长度（ｍ）２．ｗ，ｐ马ｗ＝。ｐ，！Ａ，   部分参数释义如－ｍ）一０ １ＭＮ   ；   ；参与碰撞总质量ｙ〇Ｅ６，２   ；般海域欧洲规范同时给出了明确的碰撞时程荷载图示  ｋｇ）５ｍ／ｓ   ；，港口区域２５ｍ／ｓ．，，   但是由于未给出因此无法根据其所给参数计算得到船舶碰撞力时程，   因此   。   中国铁路和公路规范关于船舶撞击力的规定２４．．   。确定船舶最大撞深和碰撞接触持时的方法关于最大撞深和碰撞持时的介绍在这里不再赞述   中国铁路规范１２００５   版铁路规范给出的船舶撞击力计算公式如下帥式中一＾   ６   ；般取为一，塑性变形能ＭＮ碰撞速度Ｖ。）（ｐｐＷｘ．ｐ   ：Ｆｂｏｗ２４ｍＦ — ，撞击力（动能折减系数ｋＮ）ｓ／ｍｉｎａ原＾  片７   ）   ；ｉ（ｓｎ），当船只或排俊斜向撞击壞台是可采用化２，正向撞击时可采   第西南交通大学博± 研究生学位论文页２４     用０ — Ｖａ ３   ；船舶撞击速度 — （ｍ／ｓ）   ；船舶与桥梁顺桥向夹角 — ＷＣ．船舶重量Ｑ，ｉ — ＝，ｋＮ）   ；船舶的弹性变形系数和壞台的弹性的系数采用式２ｍ／ｓ  ａ（   ；（２（ｒ碰撞力如表２７）．计算船舶撞击力动能折减系数，２－３所不假设顺桥向方向，广０．一，２Ｃ＋Ｃ２，１取般可定为通航孔自００００５ｍ／ｋ．Ｎ，Ｃ＋Ｃｉ＝２００００５ｍ／ｋ．Ｎ   。   侧船只的碰撞速度为一   求得的相应航道等级船只   。表２－铁路规范给定撞击力３     船舶吨位 横向撞击力  纵向撞击力   問肌Ｌ守次＾＾  二脚   ）     ＾ ＾３二 ２０００ Ｈ １０００１３１１００   ８５０    ７５０ ６００   四  ５００ ５５０ ４５０   五 ３００  ４００  ３５０Ａ  ＾＾２００      中国公路规范２４２．  ．我国《公路桥涵设计通用规范》（ＪＴＧＤ６０－２００４）采用类似欧洲规范的形式的形式给出了内河船舶和海轮两大类船舶进行桥梁设计时的撞击力标准值船舶＂ｉ：，根据河航道等级确定船舶吨位内级航道内的钢筋混凝± 桥域，表，进而确定碰撞为顺桥向撞击作用可按表２－（ｔ二 Ｈ 所列数值５０（ｋＮ）  １２０００  １０００１（ｋＮ）     ０００３撞击为 纵向撞击力ＤＷＴ 横向）   ４４００ １００１１００    ９００    ８００ ６５０     四  ５００ ５５０ ４５０   五 ３００  ４００  ３５０六 七 对于海轮，１００ ２５０ ２００   ５０  １５０  １   ２５缺乏实际调查资料时撞击作用的标准值Ｗ按下衷取用   。对于内河   。对于四、五％考虑   ￣    河航道等级 船舶吨级一－，内河船舶撞击作用标准值４  内２特别地。   Ｗ表格，   。、六   、西南交通大学博±硏究生学位论义  第   页２５  表２５－海轮撞击作用的标准值   船舶吨位 横向撞击力 纵向撞击作用   ｔ（）ｋＮ）（５０００  ２５４００ ００ ００００２００００３００１３２５．  ３５８００ ００ ６２内的桥梁船撞设计中前国目梁船撞设计一２７００   ５５１７９００   ００   １１００ ３１７００ ３５０５０   ８５１   ０００   －为７吨位增大，ＡＡＳＨＴＯＡＡ細ＴＯ两表可Ｗ看出，２４．节分别介绍了这三个国家和地区关于桥     本小节将简单地对比和讨论这Ｈ种不同规范的相对自身关于碰撞力的规定与欧洲规范进行了对比表，ｓｉｎＡＡＳＨＴＯ，两规范对船舶碰撞力的计算比较接近ＡＡＳＨＴＯ采用欧洲规范规范一倍左右对于表。。，对于表２－２６－，   中给出   假设发生碰中轮船碰撞力在较大吨位时的差异７，，。除此之外般要根据碰撞发生的方向分别乘ッレ１．３（，，，主要是   ＡＡＳＨＴＯ而欧洲规范碰撞力的计算采用这是造成两者差异的巨大原因一，随着船舶   ，   规范化ｄｅｒｓｅｎ   公这里需要特别注   横向卿１动力放大系数因此考虑到动力放大效应欧洲规范对船舶碰撞力的规定远比   。   ６认为造成在吨位较大时碰撞力产生差异的原因主要是因   研究倾向于采用时平均碰撞为式采用的是最大碰撞力规范保守－，规范不考虑碰撞发生时发生碰撞驳船所在列Ｗ外的其他驳船，２，规范和美国规范对于桥梁设计中对于碰撞为规定的理念不同ＡＡ細ＴＯ，￣．规范和欧洲规范对于驳船和轮船碰撞力分别的对比情况从Ｗ下   撞时其他列驳船快速脱离意的是，２２欧洲规范对碰撞为的估计超过，ＡＡＨＳＴＯｉ在前述在吨位相对较小时的驳船碰撞力比较Ｗｏ中美欧Ｈ国规范中关于桥梁船撞荷载的规定经常     。在美国规范中２。，些基本规定的基础上似之处及不同点基于１１  ８０２００ ４０为工程设计人员所使用和参考为    中美欧三个国家和地区规范对比讨论在和表０００１    ５０７００ ２５３５０４００００ ７５００００ｋＮ） ９６００ ９８００    ７５１（   ３０００．７（纵向的   ）ＡＡＳＨＴＯ   第２６西南交通大学博± 研究生学位论文页     表２６－欧洲规范和ＡＡＳＨＴＯ   规范驳船碰撞力对比Ｗ   ￣船舶吨位 欧洲规范 ＡＡ細ＴＯ规范护Ｗ与扁队 碰撞为ｋＮ  碰撞力ｋＮＷ向化Ｋｔ口（Ｖ列２ｉａ动－王列１（Ｖ化（Ｖ２Ｉｃ１，２吗七列２动 — １口列ＶＴＴ，３动－１口列３排克排３０００拖＾０００ 拖  ３０００－６０００   ６０００－１２０００   １００００００００ ８２００   １００００ １４０００ １４０００  １８０００  １７０００  ２００００ －   拖排１１０１００   １０１００   １２０００   １２０００     ）   術９－   ）拖丘   ）    ）！排（）（  ？１７０００）    表２－７欧洲规范和ＡＡＳＨＴＯ规范轮船碰撞力对比Ｗ     ｒｒｒ＾霍口Ｗ大     船舶吨位  欧洲规范 ａａｓｈｔ〇规范ｋＮ碰碰撞力撞力脚＾＾ ３０００中型 ３０００大型 ６０００将大型 １－￣    ６０００ ３００００ ３０７００６０００￣００００   ））（   １    ８００００ ５４７００２０００？１８  ２４００００ ０００ ４６００００ １１１５０００   ８３０００     中国铁路规范对于船舶撞击力的计算是根据船舶撞击过程中的动能守恒原理推导得到的，具体推导过程可参见铁路桥涵设计基本规范（ＴＢ１００００２．基于动能守恒定理的推导反映了碰撞过程中能量守恒的基本特征关键的问题就是弹性系数的影响碰撞力的计算一种船舶单用一，撞击角度，、Ｃ＋Ｇ／的取值，从公式２７）．（－１２００５，中可Ｗ看出Ｃ然而对于不同船舶船贈的刚度性质差异较大ｔ４３ｌ）。但是在使用中；，＋（２７）．碰撞参数下与中国公路规范内，，在其他碰撞参数下，在不考虑欧洲规范动力放大系数的情况下标准值仍比欧洲规范低出不少   。因此简   从表２－   ３，   铁路规范   。中国公路规范在规定的形式上采用了与欧洲规范相同的形式的取值来看。，铁路规范关于碰撞荷载的规定在特定   河船舶碰撞力比较接近与中国公路规范关于碰撞力的差异仍较明显   个而且即使对于同   接触面积Ｗ及撞击的速度和质量都会影响到船館刚度计算得到的船舶碰撞力来看一   Ｇ的取值会明显确定值去考虑由多种因素决定的弹性系数会给计算带来过大的误差给出的采用式   铁路规范，，但是从具体撞击力     中国公路规范给出的碰撞力西南交通大学博 ± 研究生学位论文  ２６．最早采用非线性弹黃来模拟船贈在碰撞过程中的力变形关系台的船撞分析领域动力响应ｔ８９ ’ ９Ｃｏｕｐｌｅｄ的二维方法推进至Ｈ维Ｐｅｄｅｒｓｅｎ也有研究人员基于船緒的变形为曲线来计算海详平台在撞击下的     。ＶｅｓｓｅｌｌｍｐａｃｔＯＰＴＳ）结构，  ＣｏｎｓｏＡｎａｌｙｓｉｌｓ   及其合作人员首先提出了船桥碰撞的賴合分析模型ａｚｉｏ，ＣＶＩＡ）［６３ ’ 化化化巧８２．８４自由度系统力有限元计算大大提高了分析效率一域两跨；ｅｒ  Ｔｗｏ   ，   采   他们采用建立的聞，得到了驳船撞击桥梁的倒塌概率曲线，此外；   ，－。Ｃｏｎｓｏｌａｚｉｏ。曲线他们采用，，船体被模拟为一Ｃｏｎｓｏ个单ｌ自由及缩尺试验进   ａｚｉｏ的方法度模型ｉｎｉ，，   建船脂   －ｔＷ由于其驳船船館的非线性刚度是从   ，考虑了碰撞过程中材料的动为硬化效应，于他们建立的动力简化模型可Ｗ得到和有限元比较接近的计算结果与传统的显式动力有限元计算相比、＾建立了驳船船队之间Ｗ及船队与桥墙之间的动力相互作   驳船与桥墳的有限元分析中识别得到避免了有限元建模１船腊的力变形关系考虑了材料由应变速率引起   ，计算了驳船船队碰撞桥域的动力响应Ｈａｒｉｋ现场实测我国学者樊伟等人采用类似于个非线性宏观单元来模拟和了   ；   等人系统性的工作极大的促进船桥碰撞分析工作特别用模型于硬碰撞碰撞能量主要由船髓吸收），：（   基船桥碰撞的賴合分析方法大大提高了分析效   ，１，   。求解的低效率Ｗ及显式动力分析软件复杂的参数设置賴合分析方法也有其不可回避的缺点（ｉ这种方法相对于传统的显式动   借助于计算速度的大幅提高，ＰＷ，ＯｎｅＰ－的硬化效应率（之前建立的力变形关系作为非线性弹黃刚度立了轮船与桥梁碰撞分析的賴合分析模型Ｙｕａｎ   将碰撞过；采用抽样回归方法得到了不同撞击角度下船腊的力变形曲线，是驳船与桥梁碰撞分析的进展。   他们基于精细的有限元分）（对于稱合分析中至关重要的船緒变形关系一判桥梁针对梁桥简化为，合分析模型进行了船桥碰撞可靠度分析部分则用－，用分步数值求解的方法得到桥梁在碰撞过程中的响应系列验证工作Ｗ－船舶与桥梁采用他们还基于概率模型 ’ 回归得到了驳船正撞圆形和方形桥域的力变形关系，程中的船舶简化为单一在海洋平   。ｗ析和大量的数值计算，梁文娟后将，，－，美国佛罗里达大学行了   页并考虑了   －附连水质量对碰撞力的影响Ｓｐａｎ２７船桥碰撞响应的锦合分析方法   Ｐｅｄｅｒｓｅｎ（第  ．）从文献ｌｕｗ ’ ｉ来看，。然而     大部分船舶与桥梁撞击属船舶与桥梁碰撞的过程实际上属于一   种弱稱合过第程２８，页 西南交通大学博± 硏究生学位论文   即桥壞在碰撞过程中的位移和变形相对于船館非常小到桥梁结构的响应于麻烦，对于这样，种弱賴合关系仍然采用賴合动力分析的思路一实际上通过本文后面的计算可Ｗ发现Ｗ求得比较满意的结果用的船緒变形力关系（；船舶的运动状态不会影响   ，   采用动力时程输入计算的方法完全可，   巧稱合分析方法计算结果的正确性和高精度性非常依赖于采．因此为了得到每类船舶在各种碰撞情形下正确的计算结果－，须首先进行大量的有限元分析和试验验证来得到正确的船脂变形关系Ｃｏｎｓｏｌａｚｉｏ方法从正撞扩展到斜撞的情形己经将ＣＶＡＩｔＭｌ，为相互作用过程的认识仍停留在相对宏观和唯象的层面上件下船舶与桥壞碰撞的整体变形力关系下船桥碰撞系统的响应假若出现，法仍不能很好的应用于实际分析中一，简化时程分析方法的适用范围是相同的  ＱＵ／驳船一Ｔ   定限定条，賴合分析方   ＾上部巧构  １－５Ｃｏｎｓ  ／   ＼  ｏａｚｏ  ＣＶＩＡ  ｉｌ   遞Ｉ自由   Ｉ   度桥梁模型模型＂   １船桥碰撞响应的简化时程分析方法   Ｃｏｗａｎ能量一     度驳船模型 多图２．虽然     賴合分析方法和下面要介绍的，Ｉ自由．   ＼巧梁运动１２７即首先获得在，  被压溃船脂  单）  ＼＼   —  ３   。驳船和桥梁模型通过共同的接触 力稱合   、驳船运动方向（但是其对于船舶与桥梁的动   种不在这种限定条件内的碰撞情形从这个层面上讲，；   必，然后根据稱合分析方法计算在这种限定条件   －Ｉ   仍显过，ｌ基于，线动量守恒Ｗ及若干假设、Ｖｅｓｓｅ在其博±论文中 ＩｍａｃｔＬｏａｄＨ为半正弦波曲线，ｉｓｔｏｒｙ Ｍｅｔｈｏｄ，，  Ｃｏｎｓｏｌａｚｉｏ建立的理想驳船船館变形力曲线－提出了船舶撞击桥梁的简化时程分析方法ＡＶＬＩ将非弹性碰撞简化为脚。）１／４在此分析方法中正弦＋平台＋１／４，，明确了   基于Ａｐｐｌｉ   ｅｄ   将弹性碰撞力时程简化余弦的碰撞力形式图并采用此种简化时程荷载进行瞬态分析得到了桥梁结构的碰撞响应动量定理推导得到的简化荷载（，（。Ｃｏｗａｎ２－６）   ，基干动能   船舶与桥域碰撞过程中动能和动量转化的过程   。西南交通大学博±研究生学位论文  然而此模型中存在两个与实际不符的问题构响应造成不准确的估计对于响应的影响是不可忽略的拟得到，，（１）．忽略了碰撞力中的脉冲部分从本文第四章的讨论来看，第   页２９  ；（２）．，，   会对结不考虑驳船碰撞力的脉冲部分   ，船贈的非线性刚度是在特定的速度下通过数值模   没有考虑碰撞速度改变船緒材料加载率从而对船緒刚度的影响   本文基于。＇  Ｃｏｗａｎ建立ＡＶＬＩ模型的思路导和数值模拟参数回归和推导过程将在节４２．建立了驳船碰撞方形桥壞的简化时程荷载模型，？在考虑驳船碰撞荷载脉冲效应的基础上，节中予Ｗ介绍４４．   ！！：：    １！Ｉ      ＩＩ  ！ｉｉＩｉ  ｐ  ＼＼  弹性碰鋪载 时间（ａ）和Ｈａｏ   ！   ：   时间ｂ）（   图Ｓｈａ   具体的建立，   。Ｉ！   通过理论推，２－６  Ｃｏｗａｎ提出的基于大量的有限元计算分析方域的简化碰撞荷载时程在这个模型中，，由于拟合得到的简化荷载时程模型只是基于也只适用于这种尺寸的桥域，ＡＶＬＩ，   简化荷载时程模型回归拟合得到了驳船撞击一 ３．；一种桥墳尺寸得到简化荷载时程模型ＰＳＩ简化时程的推导，一般是从有限的船舶类型出发。，，   ｍｌ   。   。，采用动   ，将在基于一４．８节进行详细介绍定碰撞速度、   。船舶吨位   、归得到的简化碰撞力模型具有一   ，而简化船舶碰撞力的推导是基于大量的有限元   计算回归Ｗ及对船舶桥梁碰撞物理过程的认识之上的，Ｍ１这种方法并不关注碰撞过程中船舶和桥壞的相互作用过程只重视船舶碰撞力对结构的动力效应比ｔ．因此其也给出了轮船在发生弹性和非弹性碰撞时的   对于其具体的推导和确定方法碰撞角度和桥墙几何形状３因此得到的简化荷载   ，欧洲规范也建议在重要程度较高或者由于碰撞导致结构破坏损失较大时。Ｘ他们将驳船荷载简化为Ｈ段折线形式对于其他尺寸的桥壞无法得到准确的碰撞力力分析方法计算结构的抗力需求ｍｌ定的唯象性，。   从方法上说基于大量有限元回   但是与同具有唯象性的稱合分析方法相这种方法避免了船舶和结构碰撞过程的賴合迭代求解，进一   步简化了计算流程和第３０效率页 西南交通大学博 ± 研究生学位论文   但是同时又保留了船舶与桥梁碰撞过程的动力作用特征，步设计和船桥碰撞的可靠度研究具有重要的实用价值分析桥梁船撞动为作用的一种重要方法进行桥梁的船撞动力分析图２（－７）这对于桥梁结构的初     便将简化时程方法作为文献。，   本文的主要技术路线就是基于简化时程荷载，   。   代   — — １Ｉ  ■ 影响因素＾化 船巧吨位      力学原理 回归巧合  碰撞速度 一＾试验撞角度。     １ ■  ，   ，  初＞鮮觸獅－Ｈ！撞击加   ；步设计    船麵撞可靠度   数值模拟 经验取值    碰 桥梁几何 —＾＊    ■ 被撞体刚度   ｉ   景图２－７基于碰撞力时程的船撞动力分析技术思路改编自文献６６［１（   ）船桥碰撞响应的反应谱分析方法   ２８．桥梁结构在地震作用下的反应谱分析方法早己应用于实际工程中碰撞作用下的桥梁结构响应的反应谱分析方法在其博±论文里提出船碰撞桥域ＣｏｗａｎＷｈｉｔ目，前可查最早文献是及由多个驳船组成的船队碰撞桥壞的设计反应谱图（提出了基于，（ＳＲＳＳ和ＣＱＣ反应谱和振型姐合方法仍然是基于适用性缺少必要的验证据１０２４，，ＷＡＳＣｏｗａｎ结果，条碰撞荷载时程进行单，自－Ｓ   。Ｉ）由度动力分析得到了，最终得到了，一一，，这一族反应谱曲线。ｉｗｉｔｎｅｙ   根据   ｉ并提出－，，Ｗｈ樊伟。ＮＷＡＳＣＯＳ的理想驳船荷载模型），了   适相比己有   然而其提出   理想荷载模型的   ，。Ｃｏｗａｎｔｗｉ并通过对这条弹性反应谱曲线图（２－９）   根   一   ，因此可能导致相对于正常分析保守的   作为用于计算桥梁计算的弹性设计谱撞击作用对桥梁造成的最大响应比较好的满足工程需求８可Ｗ更好的估计结构碰撞响应构建的冲击谱由于是多条反应谱的包络但是作者认为－因此其提出的反应谱曲线的合理性也有待商権族具体事件反应谱曲线进行包络回归Ｃｏｗａｎ２年由   给出了单个驳，简化荷载的冲击谱Ｃｏｗａｎ用于船撞分析的基于正弦和余弦代数加权的振型规则ＷＡＳ的振型组合规则例如９９６基于数值计算得到的碰撞力荷载时程ｎｅｙ提出的简化驳船荷载时程１然而针对船舶   ，从这个角度去考虑，，Ｃｏｗａｎ必须涵盖各种极端船舶     构建的冲击反应谱可Ｗ西南交通大学博±硏究生学位论文   ２      ■ ■ ２Ｑ １ｌ．．８  Ｗ  一 — — —  ＾   １ Ｑ三鬥  疯  ６ ０  ；   ＇１   页    ．  １．   ８    巧．   ｉ．  ■ Ｉ骇 ６／嫁   谈 ／ａ ｇ   ／咬 ４ ／Ａｆ   １３｜｜＆ 第  １＇    ｜   ！．１＼Ｋｆｌｆ   Ｋｏ２．ｌ  ．  ．  ． ３．２５ｊ０ １．  ｊ化７５  ｉ     １结构周期村 结构周期单个驳船碰撞的设计反应谱 ｂ驳船船队碰撞的设计反应谱   （ａ）（．  ２ ３ ４ ５ ０  ２ ３ ４ ５   （图１２０８ －  ｓ）   ）提出的设计反应谱   Ｗｈｔｅ巧ｉ       Ｉ   Ｉ包海巧升反应谱   ＩＩｊ１１．  ６   ：     。８．Ｉ 基  一族具体事件反应谱曲巧   ＂Ｉ＇＇异：   薛 ■ － ｆｊ００．１  ｊｔＴＩ — Ｔｉ｜￣－－￣ＯＯ＇Ｔｉｉｔｐ   ‘ ‘ ｉ  －￣２－ｒ  ￣１ＴＴ — — ｉ    ＾ Ｏ   结构周巧．Ｉ１（图 — ！Ｔｉ ’ ９Ｃｏｗａｎｓ提出的设计反应谱作为用于船桥碰撞响应计算的反应谱方法，１   ０   ）ＩＭ   ｌ   对于在桥梁结构在初期设计时估计船舶撞击作用对结构造成的最大响应估计具有非常显著的工作意义的一一化的动力放大系数然而一个重要问题就是，目的认识法前面一，上面所建立的冲击反应谱，要得到结构的最大响应估计   但是使用之中存在纵坐标都是Ｗ最大静为响应进行归   ，至少还需要碰撞荷载的最大值前船桥碰撞的研巧对于不同船舶撞击各类型桥墳的碰撞力峰值并没有，因此采用何种方法计算船舶撞击桥梁的峰值力，个亟待解决的障碍笔者在第析和探讨，。，分内容将在５提出５．４，一   。   个统是横直在反应谱分析方     。   章基于对驳船碰撞作用下桥梁结构各阶振型响应发生规律的深入分了适用于驳船冲击荷载的部分组合开平方振型组合规则节进行详细介绍   。（ＳＲＰＣ），这部   ？第西南交通大学博±研究生学位论文页３２     ２９．   本章小结本章在查阅目前中Ｗ及相关文献的基础上章的具体内容如下（１）．）．，美、   欧Ｈ个国家和地区设计规范中关于船舶撞击荷载的规定系统的归纳和总结了、ＡＡＳＨＴＯ３）．规范前船桥碰撞响应的实用计算方法欧洲规范，提出背景Ｗ及适用范围，、程中的优点及不足之处   。，分析了各     ；，   详细地介绍了船桥碰撞响应分析的賴简化荷载时程分析法和反应谱分析方法ＵＡ   本   ；查阅近年来在船桥碰撞分析方面的文献合分析法，   中国公路规范和铁路规范关于对比讨论了中美欧Ｈ个国家和地区规范关于船舶碰撞力规定的异同个规范关于碰撞力规定差异的原因（目   ：详细地介绍了美国船舶碰撞力的规定口、，   阐述了这几种方法在实际使用过西南交通大学博± 硏究生学位论文  第３．１第   页   章两类船舶碰撞力荷载时程与桥梁结构响应分析３   概述由于行驶于航道中的船舶类型千差万别种类繁多都存在与桥梁结构发生碰撞可能性Ｗ及船舶结构的不同得进步的难点之从表现在船桥碰撞力上也有巨大的差别６３５ ’ １；，载重吨位范围   ，   。一，，   对于用于船桥碰撞分析中般按航行区域分为内河船舶和海轮两类ＡＡＳＨＴＯ。规范根据行   即吃水较浅的内河驳船和吃水较深   ，欧洲规范将撞击船舶Ｗ内河船舶和海轮加Ｗ区分［３６］；   类似的中国公路规范对于船桥碰撞的荷载也是按照内河船舶和海轮撞击作用分别予Ｗ考虑规范对于船舶撞击作用采用统目前的船桥碰撞问题研究开对船桥碰撞问题的研究工作一公式计算中国铁路   对于船舶无特殊分类考虑   ，   多数学者是根据ＡＡＳＨＴＯ中所列举的两类不同船舶展，。第一为代表船舶进行船桥碰撞问题研究ＩＩ２类是Ｗ ’ ７４，％８３内   河航道中吃水较浅的驳船或者驳船船队第二类是研究吃水线较深并具有球形或   １－者流线型船緒的船舶与桥梁结构的撞击问题，ｔ７６ ＳＩ ’ ’ ９４１，   针对两类不同船舶撞击桥梁的研究对于加深船桥碰撞问题认识和提高桥梁抵抗船舶撞击荷载具有重要的意义于同时存在于航道中的两类船舶桥梁结构响应的影响。，因此本章Ｗ，  从已有关于船舶撞击桥梁的研究可知有必要对两类船舶撞击桥梁作用ＡＡＳＨＴＯ，造成的桥梁结构响应也存在较大   ＩＵ及桥梁结构响应进行研究和分析了两类不同船舶撞击桥梁时的撞击力时程异同Ｗ及船贈刚度变化对比讨论ｔｗｊ   。，   然而对两类船舶在撞击桥梁过   规范所规定两类典型船舶撞击Ｈ跨连续梁为研究对象击时程力对桥梁结构响应的影响，   却鲜有文献探讨两类船舶撞击作用的不同Ｗ及对于程中碰撞力时程レッ及船緒变形模式有很大差别。   ，这也是船桥碰撞分析取   －，前关于船桥碰撞方面的科学研究和工程实践来看目ｔ当各类船舶通过跨航道桥梁时不同种类的船舶由于其航行速度。驶于航道中的船舶吃水深度不同将船舶分为两类的海轮，一所用的代表性船舶差异３３  ，，   。讨论比较   研究了两类不同撞   并将计算得到的两类船舶碰撞力与己有规范进行   了第３４西南交通大学博± 研究生学位论女页    代表性船舶３２．如前所述，能对航行于某河航道．，一不论是航行于内河航道还是航斤于海域的船舶类航道的船舶进行类更为繁多，、２．１一分析而且此类船舶，由于种类繁杂，因此只能选取最具代表性船舶，一般导航控制设施较差天气原因或者导航信号模糊而带来的碰撞问题常见船舶吨位从几千吨级到十万吨级不等货轮作为分析船舶．一驳船或者驳船船队最为常见生由于控制失误３    。，，对于内   易于发   对于外海船舶。   不可，   种   本文只选取比较常见的散装，   。   内河驳船本文所选驳船模型参考稍有差别，ＡＡＳＨＴＯ驳船模型具体尺寸见图３－规范Ｗ中所给出的内河船舶模型１   在具体尺寸上，   。ｍｍｍｍｍ  ｎ   －＼   平面ｒｉ３．８  —  ｎ   ＿１    ｔ  ４０   ．Ｉ广 翊图３．２２．３－１驳船几何外形参数单位－２   ＾ｍ）   ：（   散装货轮海洋船舶选取近海航运中较为常见的３ ＾ ５０００ＤＷＴ   货轮作为研究船型具体尺寸如图，   。  ￣＂２１２      ￣。「１邸  １   ９７．．Ｌ６＇０   一「广 图３－２驳船几何外形参数单位（： ’ ！ — ｍ）   Ｖ   Ｋ〇７   ＇西南交通大学博±研究生学位论文第３．桥梁结构选择桥域结构采用简化分析，４ｍ一Ｘ ６６＋１６５ｍ．２０＋６６ｍ  Ｈ跨连续梁桥作为研究对象矩形空屯壞、，壞高不考虑基础与 ± 的相互作用根据己有文献数量级，［１２，７３５ｍ．。３－），－３处４４ｍ．所示。   ，为了     。   桥梁模型３。   个一只要保证碰撞接触面积相等     桥壞结构刚度的合理变化和上部结构的存在与否对于碰撞力没有显著如旦是会对结构响应产生明显影响全桥结构上进行瞬态分析，）。因此得到碰撞力时程，，在计算中为了提高分析效率，首先     然后再将时程力Ｗ外荷载形式施加于，从而得到全桥结构的响应桥模型碰撞分析得到的结构总体响应是等效的ＰＳ。   采用此方式进行分析与整船整１   。   材料模型３４．有限元模型中桥梁和船舶的材料参数取值如表采用线弹性本构材料模型。料屈服强度的影响ｔｉｗ ’ ｉ，采用Ｃｏｗｐｅｒ＝  ｌ中，ＣＴｙ－互＋Ｉ）１所示桥梁结构及船体部分均   。Ｓｙｍｏｎｄｓ方程（３．１）   并为了考虑来表达应变速率对材     ：ｆ１－Ｗ也．３船館部分材料本构模型按理想弹塑性考虑应变速率对材料屈服强度的影响３３１碰撞过程中桥梁在碰撞点的侧向刚度大于船舶变形刚度超过，采用单壞结构作为碰撞对象（碰撞点在基础Ｗ上碰撞过程中船舶的动能主要通过船脂变形消耗即桥墳宽度影响３８主梁为变截面箱梁，桥梁结构有限元模型如图。图式   页   桥梁模型３（３５   为动屈服应力；Ｃ７，ｃ为静屈服应力ｒ   Ｊ；  ￡为单轴塑性应变速率；常数（：（３．与１   ）   片第％页  西南交通大学博 ± 研究生学位论文   是与材料有关的常数   。表３－１   材料模型与参数－  部件 材料参数     密度ｋｇｍ  ７８５０弹性模量ＭＰａ  ２０Ｅ５   泊松比 ０２７   静屈服应力船檐  ＭＰａ   切线模量ＭＰａ  ７拍常数Ｃ  ４０ 常数ｆ  ５ ０７５   失效应变密度ｋｇｍ  随船自自吨位变化     船体 泊松比  ０巧弹性模量ＭＰａ  ２０Ｅ５   密度ｋｇｍ  ２＾  泊松比  ０２ 巧逊硏栄  Ｃ３Ｑ混凝 ±  弹性模量ＭＰａ  ３００Ｅ４ ３４５Ｅ４   Ｃ５０混凝± 弹性模量ＭＰａ  Ｓ／（）１．（）．   ）（（）．   ］／（＊）．（．）１  ］／（）．  （）（）．＿３３．．   模型参数设置５５．１单元类型   对于船脂区域外层钢板ＢｅｙｔｓｃｈｋｏＬｉｎ－ｌ采用－元模型．５２．－Ｔｓａｙ个节点的３ＬＳＤＹＮＡ３，ＨｕｇｈｅｒＬ－ｉｕ即碰撞壞采用４ｌｙｔｓｃｈｋｏ梁单元进行模巧０２ ’ ｉＷ。。－ＷｏｎｇＣｈｉａｎｇ改进的翅曲及薄膜特征，。船脂内部巧架   ，对于娇梁结构采用混合单   其他部分采用梁单元进行模拟，节点   ４船脂内部杆件与外部钢板的连接采用   为了提高分析效率节点实体单元模拟－ｔｉＭ ’ ｉＷ   。   接触关系设置因此可Ｗ采用桥墙节点为因此采用．Ｂｅ可Ｗ模拟板的弯曲，定义焊接约束来实现Ｕ对于桥截与船脂的接触３５３采用进行，壳单元类型在船桥碰撞有限元模型中．．   ＬＳ－－节点ＤＹＮＡ中存在桥壞与船緒钢板及船緒内部杆件两类接触关系，由于预先可Ｗ判断出两个碰撞物体的接触范围和接触形式，ＬＳＤＹＮＡＴａｒｇｅｔ，。中的自动面面接触ＡＳＴＳ－（），并定义船舱节点为Ｃｏｎｔａｃｔ效率较高的自动单面接触形式ＷＬＷＷＷ   ，节点船脂内部杆件在碰撞时由于难Ｗ预测接触范围和接触形式   ，ｌ   。   网格尺寸船舶模型网格尺寸的选取会显著地影响求解精度和求解效率。在进行分析之初   。   ，   ，西南交通大学博±研究生学位论文  对船脂部分划分了从５０ｍｍ？，对于船舶，，，（．６００ｍｍ的高精度网格进行划分船体部分最大网格尺寸３７   页１０００ｍｍ左右，ｔＭｌ。００ｍｍ左右   因此对船舶模     及至船贈后部及船   。船贈后部，１   及船体部分采用   。ａ）驳船船脂 图３１船緒碰撞接触区域采用高精度网格划分相对粗糖网格划分对比发现采用，相关文献的研究也证明了这个结论船緒碰撞区域采用体部分网格逐渐变粗几种不同的网格尺寸３００ｍｍ的网格便可取得较收敛的结果型进行划分时第  ３－４（ｂ）散装货轮船脂     两类船舶船館网格划分   碰撞过程能量分析图情况下３，撞过程中－５给出了沙漏能占总能量比例非常小，，，。可Ｗ看出自，印证了本文数值模型的正确性绝大多数的动能最后通过碰撞转化为船舶的内能换完成均发生于各对较长两类船舶发生碰撞中的能量交换过程碰撞过程中的卸载阶段；（在总能量守恒的   。   两类船舶在碰船緒变形能由于驳船碰撞过程中卸），载阶段前持时相   因此其碰撞过程中能量发生完全交换的时间相对于散装货轮也较久驳船在初期由于碰撞范围内至进入塑性变形阶段，与碰撞的杆件逐渐增多杆件全部参与碰撞其能量交换逐渐趋缓，；，且能量交   。另外因此其能量的转化过程初期较快而对于散装货轮   待由于随着碰撞进行参   ，其能量交换过程在初期较缓而后期加快，   ，   。第西南交通大学博±研究生学位论文巧３８      ７６＇？ 气－ＩＳ   ｐ？？？？？？？？？；－ ０（．５   １ａ．．．５     ｉ；；乂？？？？？？？？？？？？？？？？？？＜   ＞  Ｙ ｓ  ０ ０．５   １１．５   ２）（）３－５）碰撞过程中能量交换过程     碰撞力及船舶刚度分析７７１     时间材   驳船能量交换 ｂ散装货轮能量交换（图３   复；时间．  Ｖ Ｖ ｂｉ  ０  ｐ６王ｌ；３ ７   碰撞力时程曲线分析１图３巧ｎ－６给出  了广载重为  ￣  記 § １０阶段－／ ＾５漬１第．  （ｌ — ｎ驳船巧击力Ｉ   １２ｍ／ｓ  ＇＇＇｜， —   散装货轮撞击力第二阶段１；＼／７｜．６ ０．５３－１１ａ）１．５  ２ ０ ０（ｓ．第２３阶段；＼   １１   Ｉ：３－．   ５   ））两类船舶碰撞力时程   ６３ｓ－７船脂的变形情况来看，   驳船的撞击力时程可   ：弹性加载阶段，船脂在与桥壞碰撞后仍保持近似线弹性状态，   在弹性   ；屈曲失稳阶段：阶段５（撞击力时程曲线和图加载段末期碰撞力达到峰值第．）（６ａ阶段   －一  时间   驳船撞击力时程 ｂ散装货轮碰撞力时程Ｗ大致分为四个阶段第四阶段Ｉ图从图   －－   时间（  ．ｍ０＼ ＾  潰阶段  ＾阶段   ＾   ４   。 —  — 〇速度撞击桥壞的碰撞力时程曲线 第Ｓ阶段  第二阶段第；／    ０的驳船和货轮Ｗ３０００ｔ船館内部杆件屈，塑性变形阶段，曲失稳碰撞力迅速下降，船緒处于塑性变形阶段，   ；船脂变形不断増大，碰撞力   西南交通大学博± 研究生学位论文  维持在相对稳定状态第阶段４船脂脱离桥墳：巧   页   ；卸载阶段碰撞为为，第  船舶开始反向运动，０，船緒残余弹性变形恢复在阶段末期   ，   。Ｌｅｖｅｌｓ  Ｐａ（   ）５０００ｅ＾８   ．巧 ４５００ｅＷ８＇＿４０００６４０８．    ｜   Ｊ   ｌ３０００ｅ＋０８．＿加载阶段 屈曲失稳阶段 Ｚ１．ＳＯＤｅ＋Ｏｇ Ｉ   〇〇〇ｅ＾８＿ＯＯＯＯｅ．（ｃ塑性变形阶段 ）图３－（ｄ）－Ｈ｝〇   ｌ ■     卸载阶段   驳船碰撞过程中船舶变形及应力７散装货轮的碰撞时程也可根据碰撞力变化和船脂变形概述为Ｗ下四个阶段图   （３－８）   ：第１第２阶段上甲板碰撞阶段上甲板部分与桥壞首先接触：阶段：全截面碰撞阶段开始与桥墳接触并参与碰撞于第一阶段第３阶段：塑性变形阶段，４阶段船贈脱离桥域，：卸载阶段船舶速度较小碰撞力为０３０９．胃正撞桥壞时，，要明显大于１＾，   相比，船脂与桥壞接触面积不再增加，船脂残余弹性变形恢复，可Ｗ发现两者具有明显的差异。同样吨位和速度碰撞桥域的散装货轮碰撞力其桥壞宽度范围到峰值然后又迅速减小进入，于参与碰撞的船脂面积增大   随着，在阶段末期   ，   。通过对比两类船舶的撞击力时程力为球贈部分     ；船舶开始反向运动，由，，   ；   ；撞深増加碰撞力维持在相对稳定水平第碰撞力缓慢增大随着船腊上甲板部分压溃深度逐渐增大碰撞力继续增加，碰撞力増加地更快，，，内的杆件全部参与碰撞一，驳船碰撞峰值   ８．６胃碰撞力在初期极短时间。   驳船   内即达个相对较长时间的平台期最终碰撞力下降直至到，，０   ；第４０西南交通大学博±研究生学位论文页     而货轮由于其具有前窄后宽的流线型船贈在船館与桥壞发生碰撞接触后，度范围内船脂及其内部杆件是逐渐参与到碰撞中来值在碰撞后期，维持为０一，由于接触面积不再增加段时间的塑性变形（第Ｈ阶段），，在桥壞宽   ，因此其碰撞力也是逐步的达到峰   没有新的杆件加入到碰撞过程中，直至船舶开始反向运动，   因此会，   碰撞力下降最终直至   。ＦｒｎｇｅＬｅｖｅ？化ｉ  ４５００ｅ．３．ｌ－Ｋ＞８（   ） Ｉ     Ｂ０００ｅ＋０８＿￣（上甲板碰撞阶段 ａ）（ｂ）全截面碰撞阶段 ｌＭ０ｅ＋Ｗ２０００６＋０８．１１．．   ｜（５００６＋０８〇〇〇ｅ＾８ ■    ＿５０００ｅ＋０７．＿〇．〇〇〇ｅ＋００＿（ｃ塑性变形阶段 ）图通过Ｗ上分析，３－（７２．   卸载阶段。从碰撞峰值力来比较驳船最大碰撞力   ，   。船舶变形和刚度变化分析   两类船舶船贈不同的几何形状及内部杆件布置刚度变化的不同。图３－９给出了，直接导致了船脂在碰撞过程中的   两类船舶在碰撞过过程中船猶的撞深碰撞力曲线－船在碰撞初始时刻全截面参与碰撞内   ｜可Ｗ认为文中提到的两类船舶碰撞力不同的原因主要是由于其船   要明显大于散装货轮碰撞力．   Ｂ散装货轮碰撞过程中船猶变形及应力   ８腊几何形状Ｗ及内部杆件布置的不同造成的３ｄ）   圓 Ｉ   ，因此刚度也在初始时刻最大，在经历峰值过后部的屈曲失稳又导致刚度急剧降低待至塑性变形期间刚度接近为，，０。   驳   ，对于散装货轮   ，   在碰撞力达到峰值之前船腊杆件在逐渐参与接触的过程中不断的经历接触弹性屈曲－－，－塑性状态，船贈撞深在刚度的増加主要依赖于新参与碰撞仍处于弹性状态的巧件化８９ｍ之后，刚度有球腊部分的杆件对于刚度的贡献一   。个明显地增大，，从图３－９来看主要也是由于下部球館与桥域接触   ，   ，西南交通大学博±硏究生学位论文３５ — ４１   巧     ＝ｎ ■ １ — ３０第     殺船  散装货轮   Ｉ２５     ｓｇ § ２０   ，Ｓ．．５    －    －潰 … ．一  ［０   一＾ ■ ― ？ ■ ＾／ ０．５１巧彿图３．－９（１．   ５ｍ） 两类船舶撞深碰撞力曲线   －   桥梁结构响应分析８将第节中得到的碰撞力时程作为激励输入到图２到全桥结构响应  】３ Ｊ     ２。图３０１    ｐ－了，ｎ／  所示全桥模型中  ｒ驳船  ３并计算得   ，受到碰撞的桥壞域顶位移Ｗ及域底剪力和弯矩 ＝   －    ■ －给出３   ｐ ■ ＇＇  ２０散装货轮  ＼   。＝＝＝     ｎ   驳船散装货轮     幽－８ ０ ０．５   １１时问（ａ）．５（ ２２Ｓ）．５ ３ ０ ０．５   １１  时间截顶位移 作２〇〇    ｎ，  ＇１   ？．５０１００  … ５（ ２ ２．５  ３ Ｓ）   勒底剪力   ＝   ｎ — １）． …   驳船散装货轮      －言   Ｚ置 ．  ｆｊ＼   ０ ０．５   １１时间（图３－１０Ｃ）．５（ ２２Ｓ．５ ３     ）   截庶弯矩船舶碰撞作用下桥梁结构响应     第４２西南交通大学博±硏究生学位论文页  从图３－１０    中两类船舶碰撞作用下结构响应来看同样的吨位和速度下碰撞峰值力相对于驳船小很多域顶位移要比驳船要大对于墙底剪力和弯矩。产生这种差异的原因在于响应３一６ａ－．般由高阶振型控制中第碰撞峰值脉冲部分持时。散装货轮造成的碰撞荷载持时部分作为型周期较长的主要因素，。一图（个脉冲荷载进行考虑，、铁路规范这里需要注意的是，者不能完全等同。，，美国、表ｒ？中第Ｈ阶段＋第四阶段较短。＜（１／２打），），，，（   图由于其   因此其最大位   ；而对于   可Ｗ将其整个碰撞荷载   ，一结构的低阶振   碰撞力的形状成为决定最大位移     然而其造成的域顶最大位移却比   。   两类碰撞力脉冲荷载部分持时相对于高阶，３－２ＡＡＳＨＴＯ，   决定   。＞理解，由相应规定，表３２给出了除本文的动力模型外，，发现，   本文计算模型，其他规范给   ，因此两   各个规范对于船舶碰撞荷     说明人们对于船撞问题的认识仍然停留在比较初级的阶２５．。具体从关于驳船碰撞荷载的比较来看节关于ＡＡＳＨＴＯ欧洲规范较为接近，   ，规范和欧洲规范的对比中   于本文给出的碰撞工况相比之下碰撞能相对较小出的驳船撞击力与－规范和欧洲规范关于船舶碰撞力的对比结   从不同规范碰撞力的对比我们可规范和欧洲规范较为接化从ＡＡ組ＴＯ了中给出的碰撞力需要大量的相关研巧去厘清其中的问题，＾＾．而本文动力模型给出的是撞击荷载时程中的峰值点载的规定存在着较大的差异１６ａ因此最大剪力和最大弯矩发生在脉冲荷载作用的强迫振动阶段出的都是等效静力荷载可而剪力和弯矩   ，   与已有规范进行对比９与我国公路规范段－送就是驳船峰值碰撞力比散装货轮大各国和地区规范都对船桥碰撞荷载做出果３其最大位移发生于脉冲荷载作用阶段，   。可Ｗ将其荷载分为峰值脉冲部分由于其整个荷载持时相对于同剪力和弯矩峰值的主要因素是脉冲荷载的形状．，由于其到达峰值过程较为缓慢，由于基底剪力和弯矩由高阶振型决定３驳船造成的响应要比散装货轮大，最大位移主要由峰值脉冲荷载部分的冲量决定，散装货轮撞击下的域顶最大位移小的原因振型周期较长   但是散装货轮碰撞作用下造成的，相对于结构低阶振型周期移发生于峰值脉冲部分之后由与峰值脉冲后）虽然散装货轮在   ，般结构的位移响应由低阶振型控制对于驳船碰撞荷载。阶段＋第二阶段一一，对于域顶位移，，因此ＡＡＳＨＴＯ   规范给对于更大吨位的船舶或者更快速度的撞击，   欧西南交通大学博 ± 研究生学位论文 第洲规范对碰撞力的估计会更高的非常低果表明相比之下；中国铁路由于没有对船舶进行分类，采用其推荐的统，其对于驳船撞击为的规定相比于欧美规范也是偏低的，一公式计算得到的结   对于货轮撞击荷载。欧洲规范给出的碰撞荷载仍然最大其次是中国公路规范然后是美国，３－ＡＡＳＨＴＯ  规范海轮 欧巧慨范   内河船舶 海轮  ３０３００  ０００３０３０图从图最小３，３１１知－１给出－１）了３－ｌｌ（ｂ）和图，，３５１ｍ／ｓ  ８５  ．．．   １４－１   １   ００３     ＡＡＳＨＴＯ内文献ｉｔＷ   。中国公路规范计算得到的位移   ，规范相近欧洲规范得到的壞顶   ，，欧洲规范得到的位移   ３－１１似中，，对于内河船舶   中国公路规范规定荷载得到的增底，本文动力模型计算得到增底剪力和弯矩最大，   ，   。   本文动力模型计算得到的基底内力响应比其他几类规范都要，力响应，   欧洲规范且相对于其他规范超过很多，，从后续第第６章驳船从正撞到斜撞角度微小的变化会造成碰撞峰值为的快速下降析时需将这种情况排除，   １．除过动力分析考虑了船桥碰撞过程中动力作用对结构响应的放大作用外地影响到结构的的－９６   １原因可能是由于本文计算模型中驳船完全正撞桥壞知１  ２ ．   ）．１  ２ 欧洲规范计算得到的剪力和弯矩最大这里需要提到的是，  ＭＮ８６    ４６   对于内河船舶，中国铁路规范计算得到剪为和弯矩最小大－（   。剪力和弯矩远小于其他规范对于海轮 撞击力采用几类规范碰撞力计算得到的桥梁响应和本文动力模型的对比桥墳壞顶的位移对比来看值远大于其他规范；－中国铁路规范计算得到海轮撞击下的域顶位移最小；在图ｍ／ｓ）  ２ ００  本文动力模型得到的壞顶位移与美国位移最大次之００３０００（  ２  ３０３０００００内河船舶 ３０００ ＞２    ，    散装货轮 — 规范各规范规定碰撞力２计算方法 船舶类型  船舶吨位阳  撞击速度中国铁路规范   ，   。  中国公路臟ＡＡＳＨＴＯ，对于货轮撞击荷载规定最小的是中国铁路规范表河船舶碰撞力   中国公路规范相比之下对内，   页４３。对于驳船完全正撞方形桥墙这种情形因为实际情况中发生驳船桥墳建议采用保证率的方法处理这种情况。１但是００，，６３２．，．，另一   个   节讨论可   这会非常明显在进行工程设计分   ％完全正撞的可能性是极小   在理论分析中驳船与结构的碰撞相互作用过程Ｗ及对于碰撞荷载和响应的影响，，   特别是讨论正撞分析时其他角   第页４４西南交通大学博±研究生学位论文  度斜撞分析的基础，    这种情形须予Ｗ考虑４５   。  ．   １ Ｍ０动力模型驳船 胃 Ｍ公巧规范内河船巧胃   ＾铁路规范 Ｈ美国规范内河船巧ｒａ＾欧洲规巧内河巧化＾Ａ４  ３５ ３〇？是 ■ ？（动力横型散装货轮公路规范海轮）（）（）（）（（美国规范海轮欧洲规范海轮   ）   ）（   ）（   ）－  ２５   ｍ   議－  圓 ＪＪ   ．．寞２。－ 曰－Ｉ    团「。（４０   １ § ２０－  内）＞（  圍 Ｉ胃 圓 ■ Ｊ １Ｊ １ｂ）ｇ墨   ？动力模型驳船  圓动力模型散装货轮  ５００ 内河船巧 冒公路规范海 醒公路紛  －４００  Ｓ（解３－１１＞（＞ＳｉＳ視Ｓ  〇〇－（？   Ｓ！獲冀   圍     圏 ｇ  ＂ Ｊ ｆｃ Ｊ ■    （Ｃ）基底弯矩     本文动力模型和各规范计算得到响应对比本章对采用驳船与散装货轮作为内河船舶和海轮代表性船舶舶碰撞桥梁下部结构的碰撞力时程和船腊撞深碰撞力－力不同的原因，１）．，得出了如下结论，，，对比了两类不同船   分析了导致两类船舶碰撞   ，最后将本文动为计     ：两类代表性船舶由于船贈形态及内部杆件布置不同驳船碰撞的峰值力明显大于散装货轮撞击为，曲线并对比了两类船舶碰撞作用下桥梁结构关也响应算荷载与规范等效静力荷载进行了对比差异   ＞本章小结   ０（（  ］１   基底剪力 图１＞   （．化么   １ ３  圍競巧Ｓ规勤海鑛紛产 Ｓ諸驟器。瓣船組舶宜  ？錫縣？Ｓｉ獲毅ＳＩＳ視飄離（３０ 域顶位移    Ｉ轮１ａ），造成了碰撞力存在较大的   由于船緒内不同也造成的碰撞力时程和船館的变形力曲线存在较大的差别部结构和外部形态的   －（２）．两类船舶撞击桥梁结构碰撞吨位和碰撞速度下底剪力和弯矩，，，   ；碰撞荷载的差异同时也影响到结构的响应。散装货轮碰撞作用下造成的墙顶位移要比驳船要大驳船造成的响应耍比散装货轮大   ；在同样的   。对于壞   西南交通大学博 ± 研究生学位论文 第（３）．将本文动力模型碰撞最大荷载和各规范规定船撞荷载进行了对比力模型计算响应和各规范荷载计算响应说，欧洲规范规定的船舶撞击荷载最大，，响应最小   。，，总体来   中国公路规范关于内河船舶撞击力规定最小；从响应的对比来看，   ，欧洲规范计算得到响   中国公路规范荷载对于内河船舶撞击计算得到的响应最小范由于没有对船舶类型最初划分   页并对比了动   发现各规范计算所得荷载差异较大，中国铁路规范规定的散装货轮撞击力最小应总体较大，４５，   中国铁路规   若与其他规范海轮撞击响应进行对比其计算得到的第４６西南交通大学博± 研究生学位论文页  第４．４      章简化船舶碰撞荷载模型   概述１船桥碰撞瞬态时程分析方法相较于其他几种船桥碰撞计算方法分析简便易于设计人员使用，，其计算速度较快获得结构在动力荷载下的结构整体响应可航道桥梁在考虑船舶撞击作用的初步设计是非常有帮助的撞荷载的获取仍依赖于显式动力分析，，，   ，这对于跨     然而传统时程分析方法碰使得该方法在分析效率上并未有明显的提高   。基于简化荷载时程的船桥碰撞响应动力分析方法由于采用简化碰撞力模型作为荷载输   入避免了传统时程分析方法采用显式动力分析获得碰撞荷载的过程，提高设计人员分析难度降低，由ッ及轮船分别建立相应域宽）Ｈ个因素，的简化荷载模型并考虑了船舶碰撞速度，，，，；将建立的驳船   。基于欧洲规范针对轮船碰撞荷   ，补充推导了     。   驳船桥壞碰撞有限元模型４２．正确的有限元模型是推导得到简化荷载模型的基础载模型中采用的有限元模型概况．及碰撞接触面   Ｗ及碰撞过程中动能动量守恒定理欧洲规范中内河船舶碰撞时程的确定方法．碰撞吨位给出的荷载模型进行了时程和响应谱   明确了影响结构响应的关键因素载时程模型图示的相关规定和介绍４２，基于建立的简化荷载模型讨论了关键参数   证明了提出的荷载模型的适用性对结构响应的影响   因此   为基于简化荷载时程的船推导得到了驳船正撞方壞的简化荷载时程模型碰撞简化荷载模型与显式动力计算结果和文献对比，，   。本章基于动能动量守恒定理（义及所致结构响应方面存在较大的差异レ桥碰撞分析提供正确的荷载输入积使得计算效率     。于两类船舶碰撞过程中在碰撞有必要对内河驳船，１，，本节主要介绍在推导简化荷   并将计算得到的碰撞力时程与己有文献进行了对比   。   有限元模型建立采用驳船撞击一单域结构得到显式有限元计算的碰撞为时程。船舶模型与前述   西南交通大学博±研究生学位论文   ３．２．节中１内河驳船模型桥壞结构为（４．１稱合作用中Ｃ３０自由混凝±材料取值，   页４７   。域高，即壞宽与船宽的比值，各个方向，致理想等截面方形壞一定义为宽度比）一第  度按固结考虑。１５ｍ壞厚，３．１ｍ，域宽为碰撞点选在基础Ｗ上。墳身材料为混凝王按线弹性材料本构来考虑，５ｍ１０７ｏ．ｍｔａ，如式     基础不考虑粧± ，材料参数取值参考表３－   １   。   Ｗａ式（４．１）中为增宽味＞，．．而 Ｗ为驳船船脂宽度ｂ，图４２２－４－１（４．１   ）   。   驳船桥截碰撞有限元模型－   有限元模型验证由于目前船桥碰撞可供参考的资料较少形状影响较大，而且由于船舶撞击力受船艇结构因此将本文模型与类似的船桥碰撞试验进行对比较为困难，有限元模型的正确性验证验证工况为嫂一。表４－１提供的碰撞力时程作为参照本文Ｗ文献，１７２３吨驳船Ｗ ２０６ｍ／ｓ．，ｖ（＝２０６．ｍ／ｓ，   为了检验。ｗ＝１ａ７２３＝和０３．喃   ）  ａ文献户ｍａｘ（ＭＮ碰撞持时（） ２５Ｓ）  １．．７＝０３ ａ本文模型１３０ ２４  二１．．误差０５   ．．   文献？ 本文模型 误差４２ ５０％ ３２２６ ３２３５．． ３．９％０．９２５  １．   桥域对有限元模型进行   ，正撞桥域墳宽比分别为文献Ｗ与本文模型碰撞力关键参数对比、．１   ４ ０４％．０６２ １４８％   ．《＝０５．   。第西南交通大学博± 研究生学位论文页４８     — ３５   Ｉ  Ｙｕａｎ  结果 — Ｉ３０２５雾２０－  －  －   ＋Ｊ   本文模型 … Ｙｕａｎ  结 —   Ｉ０  本文模 … ０．５表４－给出１值力的差别较小为时０３．达到１，了，－碰撞力时程对比２．宽度比为０３．需要指出的是。和０５．时的如图。４２，．．３．，果聲［１ａ＝］，＝０３   ．０３   ．２＝］ａ，０５．＝０５   ．  ｖ＝（  ｓ   Ｉ＾   ５１．ｔ   ）   ）２０６ｍ／ｓ．，ｗ＝１７２３３．９％，０但是在，．ａ＝的情况下５０５．，１时３，。   在宽度比碰撞持时误差稍大   碰撞力持时相差较大构件布置Ｗ及船贈形状上存在差别，，   但在无     致的情况下要求不同船舶撞击桥域的碰撞力相同是非常困难的碰撞力虽然在局部上存在差异因此可ｙｕ人为本文建立的有限元模型是正确可靠的，   但是仍具有相同   。弹性和非弹性碰撞荷载时程   撞速度－可Ｗ发现碰撞峰   ％和化４％５简化时程荷载模型的推导是基于大量的有限元仿真而得到的４，   驳船碰撞简化时程荷戟模型推导４３４，，（虽然在宽度比本文模型与文献－的变化特征一ａ … ａ  峰值力差别分别只有，是由于不同的船舶的船贈结构在构件尺寸法保证船舶模型完全［２与本文模型碰撞峰值力和碰撞持时的对比文献碰撞力持时的误差也较小只有４８５％１１ｉ４    Ｔｍｅ图Ｉ，   为了获得在不同碰碰撞吨位Ｗ及不同壞宽比的情况下驳船碰撞桥壞碰撞力时程的典型特征给出了在不同碰撞参数下典型的碰撞荷载时程曲线从图，中可Ｗ看出４３－，荷载持时Ｗ及均受到船舶初始动能吨位和速度决定和碰撞接触面积的影响）（触面积的增加，荷载时程的峰值和持时也进代表性的荷载时程曲线分析，第一一步增大类是弹性碰撞，。   图   。碰撞荷载时程的最大峰值力，，。一些其他特征     随着碰撞能量和碰撞接   选取大量碰撞分析中两类具有第二类是非弹性碰撞ｔｗｉ   。西南交通大学博±研究生学位论文  １ ｒ第   巧４９  — －－＇－－ｒ－．    ？ — ＇ｙ．Ｌｆ？． — ．ｌＪ  Ｔ？１１  ｆ．，  冬－ — ．？ｉ ｒＴ   — ．＇４０  ｐ  ０  ｉ  Ｔ丫  ｒｉＬ  ？＇－？５１？  ｉ？广ｉ＇＇  ？＇   Ｉ－ — ．￣．１－／ ３０ ，０    ＼２。１ｊｉ．  爹．１．！？－－：？－  店之在心－：Ｈ 严Ｋ   ！．Ｉ：ＩＵ ｉ１巧４５５ ．  １ｋ４ｉ．。ｑ．  ｉ）１．＾ｉ：：〇ｊ ［：？ｉ１心苗公＾Ｃ２二产舜 ＾  ７  （ａ）００４＝．图＿，－． — ．．．．   ．   ｌ－．；＾Ｔ：：．；ｍｅ（ｓ）ｉ   （ — ．   Ｊ＾ ；；  Ｔｍｅ（ｓ４－３０   ｂ）ａ＝舜１ ’ ４   ７   ＾０８   ．不同碰撞能量下和碰撞宽度下碰撞荷载时程   ４３－   接触点／碰挂力峰值点   Ｖｆ坟置１蜡＂－装勉点 — — 醜点  屈曲完成点   — 豐＿＿Ｉ  ｜ ｒ  ＾＿＿＿＿Ｉ  －Ｎ＾弹点＾    — —  ― … －－７斗 … －－－－－－－－   ｒ厂－＾   …  屈曲失稳阶段＇化＂ｊ／－  — 賓  －－   ＾   －Ｔ   …   时间 时间（ａ）典型弹性碰撞时程 作图图４４－给出舶速度变化曲线１）２）。了４－４对于图弹性卸载阶段   ：   。４４－．ａ）典型非弹性碰撞时程   船舶速度变化及碰撞力时程   典型的弹性和非弹性碰撞碰撞荷载曲线弹性加载阶段   ．ｆ尸   ｇ Ｉ 著 … －谓脚载珊］＊  ｎ  — ｜－ｆ「  ［ｋ  弹性加载阶段Ｔ－｜ — 為賓」  ＼  ／  １    脱离接触点 ，寶￣１ｆ中所示典型弹性碰撞时程，，同时给出了相应时刻的船   可Ｗ将其分为两个阶段   ：．５５   第５西南交通大学博±研究生学位论文页０  弹性加载阶段时值时仍处于弹性状态舶与桥墳脱离接触船舶开始与桥墳结构接触，碰撞力降至，典型的驳船撞击力时程如）２）３）４）弹性加载阶段屈曲失稳阶段塑性变形阶段卸载阶段７．．一   ；船舶的速度不断减小直至开始反向运动，船舶运动速度只有相应程度的减小，）化荷载模型被提出图（对，的ＡＶＡＶＬＩ！ＩＬ４５）。模型见图２（－６），，本文提出的简化荷载模型在１中给出一   定程度上两模型实质上存在着较大   ，      ＩＩ      ＩＩＩ      Ｉ     ＾   Ｉ，  心。握－－－－Ｐ … Ｉ   害ｆ广ｆ强Ｆ广广   ＜Ａ  Ｉ－－ｒａ）！ ｋ．．－－－－ｒ－－   Ｉ   Ｉ－    ｆｒ     ＩＩ；：  自－－－  －－Ｉ－４－Ｊ   ５ｔ．  ］Ｉ  Ｊ    ： ‘  ￣Ｍｔ  ｉ  （ｂ）Ｊ      －１－弹性碰撞 图４３２－ｒ  时间 （－Ｉｉ＼－－Ｉ１  ＾ 抑＼＼ｉ  １１－ＴｍｘＩ１   Ｉ］Ｉ    并开始，   。  Ｉ０种更接近于真实碰撞荷载形式的简   一，但是由于假设的不同模型的推导简要在附录［   ，   。这里需注意的是－其中。   到塑性变形阶，在塑性变形末期船舶的速度为，基于对弹性和非弹性碰撞荷载的特征分析差异   ：   ；阶段悼载阶段开始反向运动Ｃｏｗａｎ这时     。Ｐ借鉴，   ；船舶的动量由于非弹性碰撞而大幅降低在下   最终直至船，碰撞发生时船緒部分杆件会进入塑性状态，节中所述可Ｗ大致分为四个阶段１在弹性加载阶段和屈曲失稳阶段，然后开始卸载０   。定界限一３０随着非弹性碰撞过程的不断进行段参与碰撞的杆件直至碰撞力达到峰   ，船舶速度在碰撞力达到峰值时为，当船舶初始动能超过１    ＊  ｋ    ｒ  ■ ■  ＊    Ｉ时间   非弹性碰撞   本文提出的简化荷载模型示意     弹性碰撞荷载时程推导根据图４４ａ－．所示典型驳船弹性碰撞力时程将理想弹性碰撞力时程简化为Ｈ角形   脉冲形状碰撞力时程由碰撞峰值力，。，弹性加载段持时和弹性卸载阶段持时Ｈ个参数共   西南交通大学博±研究生学位论文  同确定（图４－５ａ．）根据上节所述。由，据船舶运动过程中的动量守恒定理于在碰撞力达到峰值时碰撞速度也为弹性加载段，＝ｔ，上式中，Ｗ为船舶吨位Ｖ，２ｍｖ的持时可Ｗ由下式确定０５   页１   因此根，   ：ｊ 为船舶初始碰撞速度碰撞峰值为，，第  ｆｍａｘ根据４４．（４２）   ．节讨论确定   。   船館在碰撞过程中的加载刚度定义为碰撞峰值力与碰撞峰值力发生时船脂结构的变形值由于在弹性碰撞中船腊处于弹性状态，根据船舶在碰撞过程中的动能守恒，即船舶初始动能在碰撞力达到峰值时全部转化为变形能为二，由于实际的船桥碰撞过程是能与加载刚度完全相等弹性加载刚度相等一Ｖ＇，  ＰＬＪ相等目Ｐ，ｂ可Ｗ表示   ．；  ４３．   ）   因此在弹性卸载阶段的卸载刚度不可，   假设在弹性碰撞过程中弹性卸载刚度与，Ｖ，     ：＝ｖ， ，  （４４）   ．   非弹性碰撞荷载时程推导３理想的非弹性碰撞简化荷载模型由碰撞峰值力性加载阶段持时４５ｂ）／ｅ，屈曲段持时在非弹性碰撞中－．（弹性卸载阶段末期驳船脱离桥域时刻的回弹速度，Ｖ３ｍｖ  非理想碰撞但是为了简化考虑。基于此假设，与驳船初始碰撞速度．则船贈加载刚度   ：ｋ４，   ，。／ｃ塑性段持时，＝，各参数定义同式和卸载阶段持时（４２），２ｍ（ｖ－ｖ，ｊ／ｖｉ，ｂｕ   弹，六个参数确定   图（   弹性碰撞碰撞段的持ｒ）ｌ２  ＋  Ｐｌ＾ｌ２ｋ＝，０，可＾＾｜（４．：５   ）   。由下式表示   ：  （４６）   （４７） ．   ：Ｖ上式中，为船舶在弹性碰撞阶段末的速度Ｖｅｍ｛ｖ则可Ｗ表示为０／尸Ｃ  弹性碰撞过程中船舶的部分动能转化为船館的变形能Ｖｅ塑性变形阶段碰撞力   ：ｔ，ｐ，船舶在弹性碰撞阶段末的速度不为，时可Ｗ根据动量守恒由下式确定上式中／户ｍａｘ＝ｅ 气为非弹性碰撞中弹性加载段刚度，２丽／的＊／）  对于加载刚度的确定将在４４．．节进行讨论   。第西南交通大学博±研究生学位论文页５２     进入屈失稳阶段曲于失稳发生内力重分布屈曲段发生的持时碰撞力从峰值急剧降低，的数值计算结果回归得到船舶速度为Ｖｃ过程中船緒内部杆件由   因此这两个参量的确定仍需通过后面   ，，屈曲失稳阶段末期的     ：＝ｃ  Ｖ－  ｅ （ｆｍａｘ  ＋  户Ｃ  托／   口Ｍ）  于在塑性变形阶段船舶碰撞力＆变化较小可ｙ假设为常数ｊ期船舶速度为为ｆｃ根据屈曲失稳阶段船舶的动量守恒。Ｖ由一船脂内部结构的复杂性使得很难通过简单物理学定律来确定   ，及该阶段末期碰撞力心由于在这，０？则对塑性变形阶段应用动量守恒定理，，可［＾＝ｍｖｐ性变形和可恢复的弹性变形的弹性变形完全恢复得到塑性变形阶段持时，）达到最大根据动能守恒，，船腊的变形深度（ｆ   ｐ假设当碰撞发生完成船緒脱离桥壞时，船舶在卸载阶段末期的速度，是船舶脱离桥域时的卸载刚度＾为＾？卸载阶段持时需要通过有限元汁算结果回归确定，根据动量守恒可ｔｕ十算得到心＝ｔ２ｍｖ＾过回归确定／，／。ｃ，／ｐ／，和尸ｍａｘｆｕｅ和加载段持时，ｆｕ的确定与知有关确定非弹性碰撞４４．船館   ，   ：户ｍａｘ，ｂ共有ｆｃ，和心。／ｕ，对于弹性碰撞时程就可确定曲线形状非弹性碰撞中，，＆，尸。可通过有限元回归确定，心和片５．１．１０）   ，，，／ｅ其中ｆｍａｘｆｍａｘ４１   ），   需通４   ，的计算依赖于加载刚度   需通过回归确定个参数需要确定（   只需要确，确定荷载曲线需确定与知也是与船舶模型有关的参量尸ｍ。、４   。ｊ 和卸载段持时．，因此   ，   。   驳船碰撞简化时程荷载模型参数确定在确定，ｃ可通过推导得到其中，／４９）     ；从两类不同碰撞的荷载时程推导过程中可Ｗ得知定碰撞峰值为（包括不可恢复的塑   （柄．而且在塑性变形末   ，ＪＰ 在塑性变形阶段末期或者是卸载阶段之初＆４８）     ：ｔ知（；４３．节简化时程荷载模型的推导中对于非弹性碰撞，碰撞峰値力Ｐｍａｘ对于弹性碰撞峰值力，，塑性段碰撞力尸Ｃ，／   Ｖ需通过回归拟合、屈曲段持时４．，加载刚   西南交通大学巧 ± 研究生学位论文  第巧页   度ｈ和卸载刚度记尚未被推导确定到这些未定参数４４．．将通过有限元计算结果来拟合回归得   ，   。弹性与非弹性碰撞动能判别点１在本节中。在碰撞过程中，Ｅｒ确定   随着初始碰撞动能的増大船腊外部钢板和内部杆件会逐渐从弹   ，性状态转变为非弹性状态屈曲或进入弹塑性阶段（化是里一渐变过程一），般来说很难通过确定的值可Ｗ明确区分弹性碰撞和非弹性碰撞，为了采用所建立的荷载模型明确对碰撞力进行预测，船緒杆件力学行为的转   ，界定所预测工况是属于弹性碰撞和非弹性碰撞基本呈线性关系ａ性碰撞动能判别点＆的确定关系式为一   确定的能量值来   。通过对大量仿真得到的碰撞峰值为值进行分析回归化所对应的船舶动能与碰撞宽度比必须通过，   但是在这。发现碰撞力斜率明显发生变   ，基于此。回归得到弹性与非弹   ， ■   ：Ｅ２２９ａ＝．．ｊ其中为判别船脂从弹性状态转为非弹性状态的能量判别点，定义的碰撞宽度比４４２．．  碰撞峰值力ＡＡＳＨＴＯ单位为，ＭＪ，（ｆｎｕｘ规范中给出了Ｗ分段函数的形式确定驳船撞击力的计算公式  ，船腊变形值为驳船初始动能和船舶宽度的函数６０幻ｊ为之前   ａ  ｊ＾＋Ｂ１  幻ｇ ＜．６幻Ｊ０＞０  〇＆．   １．   ！，船舶撞击     。（口对于本文所研究的驳船类型对于确定类型的船舶予Ｗ讨论＝，（３３２．／公，）（＆为ＷＭＮ为单位的船舶撞击力与桥壞接触面积。＾＾＾   巧确定   ６，．   。力Ｗ船脂变形值为变量上式中４，，５ｆｌ〇７ｍ．；＾１ ＾。．１３馬尸胃一１，１３   ）   ）（，ｍ）公Ｓ；为船贈宽度单位为般由碰撞速度，＾，参考本文建立了Ｗ本文研究的驳船船型为对象，（ｍ）   ，［］［。   船舶吨位对于船舶碰撞角度对碰撞力的影响将在为了研究船舶最大撞击力随不同因素的变化规律于碰撞力的确定形式．－为船舶初始动能船舶的最大撞击力及碰撞角度来决定  为船脂变形值； ＆＋０４ＡＡＳＨＴＯ船脂   ，６３６．．   节   规范中关驳船最大撞击力在   第５４西南交通大学博±研究生学位论文页   不同撞击动能和不同宽度比情况下撞击力的时程曲线情况下，船舶的撞击力基本会随着碰撞动能的增加而增加船舶的撞击力会随着宽度比的增加而显著增大基于本文所建立的有限元模型了文献Ｕ，２７３ ’ ： ■ 也给出了类似的结论在大量的碰撞分析结果的基础上，，碰撞段，由于碰撞力变化较为平缓ａ３５．，Ｐｍａｘ  ＋２０  ４５０，．１４）２７０〇〇为碰撞峰值力（）１８．３５  ．为碰撞宽度比《，７），Ｐ０＊ Ｔ ▲   ＿＿  —  ＿＿４４３力口重运冈．ＩＪｉｔ矛口汪冈ＩＪ）４６，  Ｅｒ（４．１４）   为判断碰撞从    Ｊ１．  ０６   ．０．   ８碰撞力回归４    ｉ５ ２０   ］    ２５   ）最大碰撞力随碰撞能和宽度比的回归曲线   ，船館的加载刚度可Ｗ通过式和碰撞动能当船脂进入非弹性碰撞后，   馬   。   ｔ石角Ｓ对于弹性碰撞的情况通过碰撞峰值力－  ｉ０１ＶＭ图在非弹性   ．＝－＿０４   ＝１  ５ ａ   ０２＝  ？ ａ    ＝： ■ａ — １Ｊ，一一＂Ｚ  －＞为船舶碰撞动能Ｅｓ，；、 … 在弹性碰撞     。＊一￣－ ■   ＆）     ｈ斗  ＾  ？ ａ－＜   Ｂ Ｔ－（   。采用斜率较小的线性函数来预测碰撞峰值力３４．弹性转为非弹性的碰撞能量判别点的变化（＂４３４ｘ．，方程巧 旬  ｒ ４＋２００ａ码 句旬旬＋＾８１［（＝１方程（   ，通过回归给出   ，采用指数函数形式来拟合碰撞力随碰撞动能和碰撞宽度的变化趋势ｆｍ上式中   在相同宽度比，对于碰撞能相等的情况下，考虑碰撞宽度和碰撞动能的船舶碰撞力的分段回归公式阶段．从中可Ｗ发现，    ，来决定怎＾（４３．）所建立的基于动能守恒的     。随着碰撞能的增加   船贈的加载刚度并未表现出明显，也就是说船贈加载刚度在非弹性碰撞状态下只，要碰撞宽度确定，即可认为   ＇是一常量。在碰撞能为因此，在基于简化的目时的弹性加载刚度载情况下的加载刚度为，的上将式定义船緒在非弹性碰撞中的加载刚度为船腊   ，（４．带入式１４）１４６４？（４３．）中，计算得到船猶在非弹性加     ；与＝。２９８．  ＋２．）  ？３２Ｅ：ｊ  （４．１５   ）西南交通大学博 ± 研究生学位论文 第船館在卸载阶段的卸载刚度於变异性较大性碰撞并且由于船緒在弹性阶段发生变形很小，假设并不会给碰撞荷载的确定带来较大误差与加载刚度相差很大面的讨论会提到送，撞卸载刚度的确定．．屈曲段持时ｆｃ，。杆件基本处于线弹性阶段对于非弹性碰撞。一这，从简化角度考虑也认为与加载刚度是，一   后，   因此对于非弹性碰，致的   。   和塑性段荷载Ａ确定ｆｅ和塑性变形阶段荷载Ａ的取值是确定整个非弹性碰挂荷载的   弹性碰挂和低能非弹性碰撞在高能非弹性碰撞中，   即高能非   。船脂结构的，存在着两类非弹性碰撞，部杆件在发生非弹性变形行为后内，有足够的   的时间进入塑性变形阶段发生塑性变形并消耗掉碰撞动量直至船舶正向碰挂速度为而在低能非弹性碰撞中小，，当船脂的杆件进入屈曲失稳阶段时未待至进入塑性变形阶段这时船緒的正向运动速度己经为，为了区分这两种非弹性碰撞情形一种非弹性碰撞行为Ｖ上式中位在这图，尸。Ａ．一－式（４．１给出１０００１，并开始回弹   因此，   。ＶｃＯ被用来确定     。俏＋》  气＊）（〇〇５＋〇   ．了当发生高能非弹性碰撞时Ａ   。．１２ａ）／。（２／？）  需注意的是，船舶吨位（Ｗ４．１６）   的单     。碰撞能量下碰撞力的时程曲线阶段的碰撞力０巧中的船舶运动速度限值为高能非弹性碰撞塑性变形阶段的碰撞力公式为４７＝ｆＯ ，０由于其初始运动速度较   ，对于此种情况船緒并为进入塑性变形阶段而直接进入却载阶段船舶属于哪   一船脂的卸载刚度实际   ，差别并不会对结构的响应造成明显的影响在非弹性碰撞中根据碰撞能量的大小一，对于卸载的刚度的确定会影响非弹性碰撞荷载时程的确定，屈曲失稳阶段持时关键之对于弹   。   将碰撞荷载简化为等边Ｈ角形脉冲的形式隐含地定义了船館的卸载刚度等于，加载刚度４４４般很难通过直接计算得到一，   页５５，基本上可Ｗ在，Ｖ之ＶＷ时，不同碰撞宽度可Ｗ发现对于不同的碰撞能量和碰捏宽度３．５ＭＮ定高能非弹性碰撞的塑性阶段碰撞力为随着碰撞接触面积增大即，附近波动且比较稳定Ａ＝，ａ３．５ ＭＮ。，，两种不同   塑性变形   因此根据仿真结果，   确   。参与碰撞的船緒杆件也逐渐増多稳所需的时间也随着接触面积的増大而需时更久，，这些杆件发生屈曲失   通过对仿真结果的分析回归，   确定第西南交通大学博±硏究生学位论文页％      Ｉ为高能非弹性碰撞屈曲失稳阶段的持时＝００５．在低能非弹性碰撞中（Ｖｅ＜Ｖｅ〇）近似确定为＝ｃＵ尸通过联立求解式（４．８１持时和此阶段末的碰撞力和式）－   －－  ０．２？１尸＿－     Ｉ４（．１ｆｍ＝．，９）ＣＶ戶．－ａｘ／（Ｃ－ｍａｘ２ｗＶ／ｆｅ＂＝５０ ａ＝ａ＝ａ＝ｒ－０４．０６．  １     １Ｉ５  Ｆ＝０３８．５  賽．  Ｍｎ－｜Ｉｌ〇  一 ３０ ＇    ＝０２   ａ＝０４   ａ＝ａ＝．  ０６   ．   －．Ｆ＝０３．．  ；     ＿１０ －－ Ｖ  －   ；     ４１三，   以〇 ０．５   １ａ）ｖ＝２０６ｍ／ｓ．，  ｗ＝１（ｓ）１．５  ０ ０．５   １  时间７２３ｔｏｎ，４７－左６二３．６６ＭＪ （ｂ）ｖ＝  ４．１１  ｍ／ｓ，  ｗ ＝％１（．ｓ１．   ５   ）８ｔｏｎ，怎及＝７２８ ．ＭＪ   非弹性碰撞中不同宽度比情况下Ａ值的确定ａ   荷载时程对比１击方形桥壞的简化荷载模型。为了验证简化荷载模型的正确性，在这得到，一献中０８．提出的时程荷载模型进行对比情况下的弹性碰撞和非弹性碰撞由于参考文献中Ｓｈａ和Ｈａｏ。了驳船撞     节将采用建立的简化荷载模型生成的碰撞力时程与显式动力有限元分析得到的碰撞力时程＝ＭＮ５ｒ通过基于动能和动量定理守恒推导和大量有限元计算的回归拟合ａ   ８．   驳船简化时程荷载模型验证对比４５．９）    １图．＂   ）  ＇１  １时间４５８    ０（（＂   ａ４０ ． ｈ（   ．Ｉ  Ｓ ｇ２０漬    蒼   ７）   １屈曲失稳阶段的   ，￣．    ０．Ｉ養 １４屈曲失稳阶   ，  ０２ ？Ｉ  ）＊．可Ｗ得到低能非弹性碰撞下，  ａＩ   ２００（根据线性插值可Ｗ从高能非弹性碰撞中   Ｊ３０失稳阶段末即为曲１｜一    。￣  －ｍａｘ，．巧４０ ＋   ：ｆＩ  船舶的速度在屈，和在屈曲失稳阶段末的碰撞力段的持时   ：分析对比的工况涵盖在碰撞宽度比１＾，ａ＝＞１   及文０３．   和   。的简化荷载模型建立是基于一 ３．１Ｘ２３．１ｍ   方域西南交通大学博±硏究生学位论文（ａ＝０３．在因此为了使对比更具针对化，）载时程首先进行了对比从图。４－８中ａ＝ａ０３．化荷载模型总体上与显式动力有限元计算和在图４８－弹性碰撞下ａ）（即，ｖ？＝ｖ必然比初始撞击速度小中ｃ）（，（ｅ）和（工况ｇ）下荷载时程的对比来看Ｓｈａ和，在碰挂宽度比ａ＝０卸载刚度的确定具有较大的离散性，ａ＝一这主要是由于Ｓｈａ因此这种简化假设是可Ｗ被接受的，时０８．和ａ＝０３．  ＾養 ｇ ．．Ｓｈａ，和 化有限元结果 －ＳｈａａｎｄＨａｏ  ：８４［本文提出模型  長特别是在碰撞的脉冲部分，］Ａ，   适用于驳船与，   －     ５   有限元结果   １  裏 沁  Ｓ 化 — 〇 ■ ＾ＳｈａａｎｄＨａｏ  一［Ｉ－ — 麵［０＿＿ｌｌ ０＇Ｌ．．  １ ０１  ．２ ０时间（ａ）Ｖ［８４   — ］   本文提出模型  产０．５１ｍ／ｓ，  ７ｗ＝（ｓ）１．  ３ ０ｉ  ．４ ０ ｏ５ ．￣０＾ ０ｐ  ．１ ０  ４３０＇８ｔ，  ａ＝０．３ 脚  ｖ＇＝０５．，１＇．  ｍ／ｓｔ，＇．ｍ＝（ｓＴ  ２ ０３时间   — －５〇  ：  １   ，   的情况对于其他碰撞宽度会产生Ｉ ＿   ，   提出的￣ — ６１Ｈａｏ｜  ＾   ８   卸载段的确定不会，；Ｉ－   。可Ｗ看出。￣１，＾４通过后续讨论可知，   。  ｆ对于图   本文提出的荷载时程与显式动力分析给出结果亦符合较，的荷载模型仅适用于ｈａｏ各种宽度桥域碰撞的情形Ｏ。   因此便假设卸载段的，较大的误差而本文提出的荷载模型是基于各种碰撞宽度的回归和推导ｌ   这主，   撞击后的回弹速度，般会发生在荷载时程的前Ｈ个阶段情况下与显式动力分析结果存在较大的差异８．   ，   产生这种差异的原因主要是在推，特别是在对弹性碰撞和非弹性碰撞的前Ｈ个阶段模型在具体来看，   本文假设碰撞发生完成后船舶反弹速度与初始然而实际船贈的卸载刚度远比加载刚度低，对响应造成明显的影响，   本文的提出的简，的模型比较接近Ｈａｏ然而在第四卸载阶段有所区别，碰撞过程中桥梁结构的响应好．应也就是本文的荷载模型给出比较大冲量的原因，导非弹性碰撞荷载时程时刚度与加载段相同   情况下选取不同碰撞速度和吨位的荷０３实际上船桥碰撞不可能是完全弹性碰撞，   巧５７   本文给出的荷载时程模型在碰撞的前Ｈ阶段与显式动力分析给出的，荷载时程相当接近，＝简化荷载时程的冲量要比显式动力分析给出的冲量大，要是由于在推导弹性碰撞荷载时程时碰撞速度相等第   ０＇    ．４ ０   ）４３０８ｔａ．＝〇８   ．．   ５第５８西南交通大学博± 研究生学位论文页        ３０ｎ  Ａ．：  有限元结果   ０１化３８４］ ［  ― … ：ｉ〇Ｉ－  …  Ｐ  ｜ 本文提出模型 ＾ ｇ … ＩＩ ４０  １   ＳｈａａｎｄＨａｏ  —   －  ：围２０ 長  ＾  １－－，   — ＳｈａａｎｄＨａｏ  ７４］［本文提出模型  ２０    有限元结果  －   －１｜  Ｊ＾１ｉ  ｉ … …    ０ ０２ ０４ ０６ ０８ ０ ０２ ０４ ０６ ０．时间（  ｗ．，（＝Ｓ化）  ．８ｔ，ａ＝０３．  ：  Ｌ有限元结果 ＳｈａａｎｄＨａｏ  ｊＡ６０ｄ）  ｖ产２０６ｍ／ｓ（．，ｍ  （＝   Ｖ １．８ｔ：ａ，＝０８   ．：   有限元结果  ；４０ — ）６  ｎ  ］Ｓ８ＳｈａａｎｄＨａｏ  口４］   本文提出模型  ＩＩ  姆２０  ＾１－   ｜＾－      １潰ｆ   ］Ｉ０ ０．５   １时间（ｅ）ｖ＝   ８．   養   ｓ  巧４本文提出模型 — －０１  ：  ．．  时间１  １  视 潰Ｖ产２０６ｍ／ｓｎ ．麵２〇ｓ）  ３０ＡＣ．．．．２０６ｍ／ｓ．，，ｗ（＝ｌｓ）１．５  ０ ０．  ７２３ｔ ０＝０３．  （０ｖ＝５   １时间２０６ｍ／ｓ．，，ｗ（＝１ｓ１．   ５   ）巧７ ｔ  ，ａ＝０８   ．＾Ａ  围２０－Ｓ  －  ＾０  ．  现２０ｇ） ＝ｖ４．１１ｉｎ／ｓ，－   －［８４］    本文提出模型       １１，ｗ（＝１ｓ）  时间７Ｚ３１；，  ａ＝０３．４－ 化８）ｖ＝４．１１＾ｍ／ｓ，ｗ  （ｓ＝１   ）７２３ｔ，  ａ＝０８   ．   不同参数下碰撞荷载时程对比自由度系统在实际碰撞荷载和理想荷载作用下的结构响应检验两类荷载在不同周期范围内对结构响应的预测情况应谱设计方法的主一个单自由旨思想，和巧０为单化自由分别为单ｒ，  自由巧９  ＋苗ｇ＝自由这也就是地震工程中反      ：＝   Ｐ（〇度系统的质量度系统受到的冲击荷载对每个周期的单坐标为结构周期表示为度系统的运动方程可  ，，   就，   。２杳＋备位移ＳｈａａｎｄＨａｏ   １对比不同周期的单式中  ４０   响应谱对比２可  § 有限元＾ —— １图５－    ２ ３ ０  ２ ３   （．８４］ １时间４；Ａ本文提出模型 ＾    ０１ｈａａｎｄＨａｏ｜Ｘ 姻 有限元结果  、／Ａｆ，  阻尼比和自振频率；９代表结构的动     。度系统进行动力分析得到冲击荷载的响应谱曲线２７１／化（ＯＯ．ｌｓ－ｌＯｓ），４２０）   ．（涵盖常见桥梁结构的周期范围。。响应谱横   纵坐标为结构的   西南交通大学博±研究生学位论文  笔  动力反应系数斯力反应最大值可Ｗ表示为设指１，如明／？３，２），为单自由度系统受到实际冲击荷载作用的静   为冲击荷载作用下结构动力响应最大值ｇｍａｘ，户＝？   页５９那么动力反应系数化则   ，／   ：民￣  Ｉ￣   Ｉ    １   ＩＩ￣￣ ＭＩ  Ｊｑ〇ｗ  ｑ！ｆ墜．  ４２．（    Ｕ￣   ｌＦ二ｄ ＩＩ   Ｉ  Ｉ           ０     ＩＩ   ＩＩ  Ｉ［￣Ｉ   ［  ￣    Ｉ口 Ｉ  ＩＩ   Ｉ［０      屋１      １Ｉ０  Ｉ氣  １－－－  ｉ－  ４－？－  ：－  ■ ？     －ＲＳｃ  ＩＨ什？ｌ ■ －Ｂ－－  Ｍ Ｉ＂１０  ＾：－ — — — — Ｉ－１０２ １Ｉ     Ｉ   ＩＶ－－Ｍ －ｌｔ       Ｉ   Ｉ  ；－－－Ｊｌ  ．Ｈ＋ａ）  Ｖ产０５０＇ＩＩＩＩＩ  １   二二二ｗ＝Ｓ（４３０   ＂ＩＩ爲 ＵＫ  －－ｒ  ＩＩ０ 二二３１    ：亡ｌＬ！：Ｍ－？＜：   ＵＬＩＩ０，＝０３．  「ｉ     Ｉ＾４０ —   ４  － — ＊  －「ＴＴ  Ｔ 十ｈ１一－！＾  １Ｉ１       日：Ｉ二二  ｔ：Ｉ）Ｉ：  ■ ■ ■ —  ｈＨｔ    Ｍ ＾马 —       門背；－０（  Ｉ   Ｉ  ￣Ｉ Ｍ    ｉ山；   Ｊ — Ｉ  Ｊ   ３  ｌ．１１１）  Ｈ十十－ｌ    ．ＩＩＩ     Ｉ   Ｉ    争   ＾  ＼  ，＝ｗ（ｓ０１Ｉ  Ｉ      １   ０１   ）４３０８  ｔｏｎ．，  ａ＝０．   ８ — ｍｒ￣１  ｍｍｎ￣ — ｒｒｍｒ   ｉ          Ｉｃ？ＷＭＨＭ－ＩＩ山北祖   ；＿  ＿  Ｊ  —  １  １  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  被碰撞壞在碰撞点的刚度大约为Ｈ个模型动力分析过程中均采用。．此混合单元桥梁模型总共有，中的桥梁模型与荷载输入方式和第二个模型无异。２   第二个模型中的桥梁结构与前述模型类似但是包；的所有构件均采用梁单元作为外加荷载输入．个模型采用第Ｈ章所述的混合单元桥梁结构和高精   ＬＳＤＹＮＡ个３  巧ｉ主   ■   采用梁单元桥梁模型分析示意图   ＊＼   西南交通大学博±研究生学位论文   ６   页１   碰撞荷载和桥梁结构响应对比４６２． 第．图４－给出１１了所选取的弹性和非弹性碰撞荷载时程对比从图中可Ｗ观察到，   无，   论是弹性碰撞还是非弹性碰撞本文提出的理想碰撞荷载时程与有限元分析得到的碰撞力时程在整个过程均符合较好１０  ｉＩ Ｒｒ６－ … ［  ？＼ — ｉ－ — 窗 ，－    ０ｖＡｌ ０．弹性碰撞）－１ — 和弯矩４１Ｉ＾２０［ｉ撞分析２５ — ｌ－    ＾！ … ０＿！１  Ｉ   Ｉ 〇   Ｉ      片１    １１Ｌ｛ｊ  Ｌ＿    ＿２ ０３ ０４ ０５ ０ ０５ １ １１ ０．Ｖ尸０５（．．．１ｓ（）．．  时间ｍ／ｓ，ｗ  ＝  ４３０８ｔｏｎ）．４－１１ｂ）（非弹性碰撞，，＝ｓ（   ５   ）２０６ ｍ／ｓ．，，  下域顶的位移在弹性和非弹性碰撞作用下模型，ｖ（．ｗ＝１７２３化ｎ）     碰撞荷載时程对比了Ｈ个模型在弹性碰撞和非弹性碰撞作用响应较为接近、基底的剪力     得到的响应与进行碰撞２   因此可Ｗ认为采用外加荷载输入方式和梁单元。模型   计算得到的响应３   替代实际碰撞荷载用于船桥碰表明提出的简化荷载模型可  －丄ＩＩＩ   Ｖ  ０ ０５ １ １．时间ａ）    勒顶位移，Ｉ．  ５（ — ：Ｉｔ   ２ ２ｓ）Ｉ  ．５１   ３ ＩＩ模型   模郵   １ｉ： — Ｉ  （模型    模型２ ／Ｍ  — ｉ     ４      ｎＩＵＩ２   Ｔ；    ５ ＩＩ＇      。．２   本文提出模型  桥梁模型进行瞬态分析可Ｗ非常准确的得到结构的碰撞响应２   ＿－－分析采用的混合单元桥梁模型很接近与模型有限元结果  ］パ＾磐   Ｉ  Ｉ从图中可Ｗ看到。Ｉ  ；Ｉ  给出２－ ｜  图图    １Ｉ时间（Ｉ ■     漬 ＼ ＼  ａ－ — ｒ：〇  ｉ  ２本文提出模型  ＼ ￣有限元结果 — — 感  ｉ  ３０ ＩＩ；  烟 ４     — ８－ＩＩ   。        １Ｉ   ０ ０５ １ １．  弹性碰撞 （ｂ）时间壞顶位移，．（５ｓ   ２ ２   ）   非弹性碰撞Ｉ．    ５ ３   第西南交通大学博±研究生学位论文页６２     ０１１     ＩＩ２５￣  ＩＩ－ｉ６  ＾  ３ｊｊ   －   ｉ  ｆｒｉ    Ｉ ）   Ｉ   ＩＩＪ   ．Ｋ 含｜｜ —  ■ Ｉ於 Ｉｒｙ么－  －  ｊ      — ０｜  Ｎ Ｅ １ｉｊｒ  １＞Ｔ－  ｉＩ１Ｉ  ０  ７０ｃ１  ＂５  Ｉ    心Ｉ（，ｓ）？４０Ｉ ２５－－－ … …  ＬｐｉＬ — ３ — －  ｉ５０－ｉ  ．．  （   Ｉ－〇－２００ ０．  ５   １时间ｅ）（基底弯矩，（ｓ）１  ．５－５０表１４－Ｉ  ＩＩ０ ０（ＭＮ） ７  弯矩（ＭＮ＇ｍ）  峰值力 位移剪力（ＭＮ（型同时列出了图４－１） ２３ ３（ＭＮ  ＇）ｍ）１得到的响应比较接近，      １（ｓ１．   ５   ）非弹性碰撞   ，２１１： ７．０５．．  ７．．７４  ５４６４ ２３口 ３９８９．２．．  ５１２７．巧  １ ７． ’ ． ５７６４ ２５１． ８７１．． ２０６９０ １５２ 模型   ０５２８   ８．．   １８０   ２６   ４ ３４４   ．０２．   ３７ ２０．６０     ０ １３５６０．  ２中各个模型的域顶位移采用外荷载输入进行瞬态分析的模型，． ４９ｎｕｎ）５２０６ １１（弯矩ＭＮ  ．）（现５    剪力ＭＮ  ７－  ．不同模型间最大响应对比２峰值力４２    １    １表   Ｉ    ＇碰撞分类 碰撞力和响应 模型  模型弹性碰撞   －   —   弹性碰撞模郵模盤   模郵弹性和非弹性碰撞响应时程   ２－  ［   时间４一ｉ弹性碰撞 巧基底弯矩图三  ：Ｉ   — ｒ —   ５   ） — ；．   非弹性碰撞，   １  — Ｉ＇    １     （ｓ    ？  ＇  基底剪力ｄ）Ｉ  １．    巧５０毀 抓 挪Ｉ   — ０ ０５ １    Ｉ — ？！  ２００ １再、     觀模型２ 模型  百 — ；  ５   １－、＾  时间  － ５Ｉ．弹性碰撞   －１１ｉ …    －Ｔ        ．基底剪力）Ｊ１５５  ．时间（    ；    ＂ＩＩ０   －Ｉ      ＿｜１Ｉ  ￣ｉ－－＾担；  １ — １  Ｉ！模型   模戳模郵一Ｌ」   — 琼   感５  ０ｆ   —   ￣   －－－ｈ；４ｒ１  含Ｉ４＞   ２０ 模型２ 模型Ｉ — ￣ｆ２、基底剪力和基底弯矩，可Ｗ发   得到的结构响应与显式动力有限元分析模   说明采用瞬态分析得到的碰撞结构响应是合理的章构建的理想简化荷载模型进行瞬态分析得到的结构响应与模型２。也较为接近采用本   ，表明   西南交通大学博 ± 研究生学位论文  第提出的理想简化荷载模型可Ｗ替代真实的碰挂荷载时程进行碰撞动力分析   。   考虑驳船船船特征对碰撞力及结构响应影响４７．前述建立的理想简化荷载模型考虑了碰撞速度而实际上船舶撞击桥梁的响应不仅与这些因素有关的碰挂力及对桥梁的碰撞响应也是不同的不同驳船碰撞过程中的变形力关系－对碰撞力及碰撞响应造成的影响真   页６３力关系联系起来是比较困难的，除此么外ｌ，   然，   不同的船舶与桥梁结构撞击产生，ａｚｉｏ通过有限元分析讨论提出了两类   鲜有文献讨论由于船舶船脂的不同   ，（在船桥碰撞的研巧中。由于缺少不同类型的船舶资料，，Ｃｏｎｓｏ。船舶吨位和接触面积等因素、）   无论是试验研巧还是数值仿，进行不同船舶么间碰撞力的比较并与船緒的变形这也给船桥碰撞的分析工作造成了诸多不确定性   －   因，   此研究由于船舶类型特别是船脂性质的不同对碰撞力及结构的影响规律是非常有必，）（要的   。如之前所述，由于驳船船脂结构的资料较为有限结构的不同而造成船脂性质不同比较困难且确定不同类型船脂由于内部   ，因此在本节讨论中，，通过改变既有船舶内   部杆件的尺寸的方式来研究不同船脂结构对于碰撞力及结构响应的影响章之前所建立的理想简化荷载模型点取值对碰撞响应影响进行讨论４７．．１，，并基于在本   对由船緒特性决定的碰撞荷载时程中的关键特征     。不同船猫对碰撞力及结构响应影响   本节讨论中的船舶与桥梁与４２．节中所采用模型脂内巧架和船緒外部钢板的厚度来实现弱的船脂的杆件厚度为实船结构的结构的１．２５倍。化＾，一   致船緒性质的不同通过调整船，Ｈ类不同的船脂被用于本节讨论中倍，论由于船賴结构不同而对碰撞力及结构响应影响仍然是有帮助的不同船館与巧梁碰撞而得到的碰撞力在图面第二部分跟随出现的平缓荷载段，，   其中削加强的船館其船脂部件的截面厚度为实船   虽然调整后的船緒与真实船舶结构板件厚度有所差异而产生的碰撞力在总体形状上较为类似，４－都是第１３一中给出，   。由Ｈ类不同船脂碰撞桥梁     部分出现碰撞力较大的脉冲段及后碰挂为最后降为中Ｈ种不同碰撞为在整个过程形状上的相似性，   但是这对于讨，０，碰撞发生完成。除去图４－１   ３兰条有不同船脂碰撞而得到的碰撞力   第６４西南交通大学博±研究生学位论文页     时程曲线也表现出明显的差别荷载的持时上差别较为明显特别是在峰值碰撞力，塑性变形段碰撞为，及在整个     。    ３５     ｎ１  实际船館 — ３０十－２５ ■ Ｒ  觸 替    刚度增强 …   － —  刚度削弱  Ｓ ｄ ２０ｒ       ｉ１Ｓ５１０ ５Ｉ       １  、、－  ＿－ ■ 。响应也相应的在增大通过上＾＾４－１３（ｓ．５      ２   ）不同刚度船赌碰撞力   桥梁结构所关必的碰撞域域顶位移、域底剪力和弯矩在图４－１   ４   可Ｗ发现不同船舶碰撞桥梁而引起的结构响应无论是在响应峰值还是总体时程曲线上均存在差别时 ■   … ，时间图 …  ．中给出    １０ ０５ １ １，   Ｉ   ｒ ｒ ｒＱ 不同驳船碰撞下    ＾＾１   －Ｉ！一。总体上来说随着船脂结构杆件的增强，桥梁结构关屯的各个   、，   。小节的讨论可Ｗ看出船船结构的不同会明显地影响船桥碰撞峰值力及塑性变形段碰撞力等一系列特征由于船桥碰撞过程是。桥梁结构不仅单单受到碰撞力的峰值影响期相对比值有关于碰撞力的影响。，通过ＬＳ－｜＾个动力相互作用过程，可Ｗ借助于本章之前   建立的简化荷载模型来讨论碰撞荷载时程的持征点对结构响应的影响      １＂｜  、４Ｉ－２  — 、、Ｖ  －实际船館   ］  广   刚度增强   －刚度削弱   — －ｒ    ／  矿Ｖ   ｝＇１－４〇   Ｉ     ２ ３１时间（ａ）   ，大致确定船贈结构的不同对   至于碰撞力的改变如何影响桥梁结构的响应６   持   更与碰撞力持时和影响结构响应振型的周，计算得到的碰撞力可ＤＹＮＡ一，（ｓ   ）埼顶位移     。西南交通大学博±研究生学位论文   ￣３０  １Ｉ第６５   页   ― ２００    －Ｔ广   １「实际船１＾  ：２０刚度增强    曼Ｓ  －  １５０ －  １；  ００  －   ０ １３．３Ｓ）节中已经讨论到２０６ｍ／ｓ．４７２．１）．对这，５４－１－   ＇  ＇    确定非弹性碰撞荷载，为了考察这，１７２３Ｃ（（Ｓ   ）基底弯矩   ）碰撞力作用下桥梁结构响应   ４共有，ｆ？ａｘ，？知，戶Ｃ，心和片５   个与   个参数在决定碰撞荷载过程中对桥梁响５个参数在工程计算合理的范围船舶吨位为，＇、   Ｉ  时间船脂性质有关的参数需要确定应的影响Ｉ  基底剪力 图．５０  、？＇ Ｉ１时凤４－    Ｔ  ２ ３ ０  ２ ３   ｂ）（在   ｒ｜  … －   ■ 刚度削弱    ＩＩ   －刚度增强ｆ－；实际船ｌｉ］   －    －ｉ嘘削弱 Ｉ 否冈Ｉ  ，１ —  内进行了调整。驳船碰撞时的速度为   ｔ。     驳船简化荷载时程特征点对结构响应影响碰撞峰值力在本小节，   对结构响应影响首先通过调整碰撞峰值力有代表性的峰值力为２０ＭＮ２５，４０３０来讨论起对碰撞响应的影响、ＭＮ。其中，２５．ＷＭＮ，选取的具     是由实际船舶进行   。￣  －－Ｉ－   ，１３０和Ｊ６ＭＮ显式动为分析得到的碰撞峰值力尸？＾   —  ＾＝ｍａｘ戶 ］   ２〇ＭＮ   ＝２５Ｊ６ＭＮ  ＝３〇   ＭＮｗ   ｍｍ〇   ｘ   ．ＩＩＩ   … ＾ｉＩ巧 ２０ －－ｍ－ａｘｒ   丄 — １      鄉ｍ ｉＩ  ０  ＊Ｑ  ０图４－１５给出了不同戶４＞－１ｎａｘ碰撞荷载总的持时也有不同 — －   ｉ ０．ｉ２５ ０５． ０时间图－ｆＩ。５   ｉｉ — １ｉｉ＿  （ｓ．７５    ｊ      １１．２５     ）不同碰撞峰值力生成的碰撞力时程理想简化碰撞力   ，可Ｗ发现，除过碰撞峰值力不同外基于前述对碰撞荷载时程的四阶段划分，在这一   ，节为了   第６６西南交通大学博 ± 硏究生学位论文页  讨论方便根据理想碰撞荷载的特征可Ｗ将图，脉冲的组合图（由图４－１    ４－１中的第６１６）根据。Ｄｕｈａｍｅ第阶段４和第１一结构的响应可按式，部分荷载ＺＭＯ共同决定２阶段２第，，因此第，从而影响整个荷载持时）。，（第４２．１   ，４３．．   １   和３是由于碰撞峰值力的变化   ，由于理想简化荷载模型的推导是基   ，２部分荷载     。１  １／  Ｉ   Ｉ １Ｉ第部分衍解山  １／ ａ  Ｉ，１ｎ＼ ■ 部分脉冲为部分冲量发生变化会影响到第１第部分脉冲 第２部分脉冲巧表示的那样部分为非弹性碰撞荷载中的第２（的冲量的大小ｍ潰中的荷载根据其特征划分为两部分   ５１部分脉冲的冲量荷载曲线所围面积于整个过程中的动能和动量守恒  －碰撞峰值力的不同引起碰撞荷载总持时的改变。而改变了第Ｉ积分定理ｌ部分荷载Ａ的和第所定义非弹性碰撞荷载中的第４ｒ部分昧冲巧。   ＾   ｌ  时间 ０ 时叫     ＼   时间图４６－１理想碰撞荷载划分   ＂？（〇二   表图４－１７４３－￡巧（ｒ）／－ｊ（尸  ｒ）ｄｒ＋巧  ＷＷ－   Ｘ）的    ＾４２．（Ｊ。  同时给出了Ｈ个不同将不同ｆ 值所生成的碰撞荷载计算得到的结构最大响应   ，生成的碰撞荷载作用下结构最大响应与正常碰撞荷载作用下的结   构最大响应进行对比并将比值示于图中基底剪力和弯矩的影响都较为明显表４碰撞峰值力（－３尸不同２０．３  可Ｗ发现，碰撞峰值力的改变对墳顶位移   。ｆｍａｘ   荷载时程作用下结构最大响应   壞顶位移基底剪力 基底弯矩ｍｍ  ＭＮ  ＭＮｎＭＮ）  ．） ４０  ．．ｉ）（６  １３４８ ２３７７ １７６（ ３２５２６。５４＾  （１８．１．２８  ．２８２  １４８２   ．２．．１   ３９７     ）   ，西南交通大学博±研究生学位论文  第６７   页  圓ｆ＝２ＱＭＮｍａｘ  圍ｆ电Ｉ  ＝２５．２６ＭＮ｜ｍＫＩＩＩｙ＝３。ｍＫ叫   ｆ ｉ   位移 剪力 弯矩   结耗咱应Ｉ图由于船桥碰撞是影响形式，而后７不同７－１）。５   荷載时程作用下结构最大喃应比值卢。。、动力相互作用过程桥梁在碰撞方向前的定义将在第里仍然给出一４１阶振型性质列于表０章进行详细阐述表４４－可发现ッレ－前，与第４４（从表为了阐明碰撞峰值力的改变对结构响应的   ，５阶振型决定７表－５对于各响应振型参与系数   ，部分－１一致   为了便于讨论这，阶振型的墙顶位移参与系数相比３说明前，３４￣１阶高０   ，阶振型对位移贡献较大   ，   。桥梁前４４－章表阶振型的基底剪力和基底弯矩参与系数较大而剪力和弯矩主要由后中４４１阶振型参与系数   ０   振型参与系数振型  埼顶 ｍｍ 基底   ［Ｗ 位移   弯矩剪力＾１  〇４ ２ ０３ ０４ ０５ ０６ ０７ ０８ ０９ ０１０ ０桥梁结构在碰撞作用下的响应的第一．．．．．６２７ ９３６２ ８１１  ６ ００８６  －  －１．１０９３０８．．６９  １．７４  １．．９ ３０７ ３０４７ ４．．．．，，由于前３０３３ ００３ ０．３３  １．２５  １．８３  １．７  １．１．．．０１ ８  ３５１．６７３一阶振型稍短 ９一一．．３３，既改变了第一，  １些，。．００   ００   ００．   １   ０４０３   １．．   １０２     ９３６   ２２   ，可科认为是由图对于由前因此可，。４－１６定义   阶振型决定的激顶   ３部分脉冲荷载时间较长部分荷载的持时非常短第二部分的荷载峰值大出很多１０００ １部分脉冲的面积和第二部分脉冲的形状共同决定振型的周期相对于第  根据杜哈梅积分定理阶振型周期相对于第荷载总持时又相对于前的改变１．．１．．  ０８８ ４３３１０３４ ０２－．．１０８部分脉冲荷载和第二部分脉冲荷载作用的叠加位移响应一．（２倍切上），而碰撞   认为碰撞作用下结构的位移由第   对于基底弯矩和剪力而且由于第可切认为荷载基本由第部分脉冲的形状又改变了其面积一，一，后面７   阶   部分荷载的峰值相对于部分脉沖的形状决定因此对位移、。   户剪力和弯矩都   第西南交通大学博±研究生学位论文页６８      会产生影响，结构响应随着碰撞峰值力的增大而增大   。考察荷载变化对于单个桥梁响应的影响规律只适用于具体桥梁化对不同结构影响的规律响应的相关关系荷载在周期处于从图。化０１ｓ？４３ｓ与，－１８４５．．节２致一为了讨论荷载变   这里仍采用反应谱来考察，关于不同碰撞峰值力荷载的响应谱来看范围的结构有明显的影响构响应并不会发生明显的变化，，ｆｎａｘ变化与结构     的理想不同对于结构周期超过，ｒ的结构３ｓ   结，   。２￣｜  Ｍ ＩＩ  Ｉ川  １    １１１户 … ＝２〇＝２５ＭＮ   ｍａｘ；     Ｖ ！ｉＰ — ２６ＭＮ   ．．Ｖ安＝ — ＭＮ   ３０峨   ｉ＞Ｊ  Ｖ —  －ｔ１ｊ   ｒｆｒ ｉ干ｎ计 — ；ｌｌｉ   ：ｌｌｒｒ —    ｒｉＷ＾  Ｖ＾    Ｒ 、宿０５   十扣扣十門北诉門］＾＾ｕｎｍｍ－说ｉ＾ — ＩＩ    ＩＩ    ＩＩＩＩＩ   ＩＩＩ１ＩＩＩ  Ｉ             ＩＩＩ；     ＩＩＩ   ＩＩ；：＾  ＩＩ；  Ｉ       Ｎ       １ＩＩＩ   Ｉ！；｜    ｍＩｌ；＾  ．；  ＩＩ  Ｉ  ＩＩ     ｔ   ｔ      １    Ｉ  Ｑ［－ｌ     ２〇－ｉｌ〇  结构周期Ｔ图巧加载刚度在这一４－１不同８戶？ａｘｉ ° ０１（Ｓ    ＊１０   ）碰撞荷载的响应谱     知确定对结构响应影响小节Ｈ个不同的船贈加载刚度，Ａ，／２００，ＭＮ／ｍ，３５６．８７ＭＮ／ｍ和选择作为驳船船脂的刚度用来考察船脂在加载时的刚度对结构响应的影响出了由不同加载刚度而生成的碰撞力时程曲线加载刚度影响，知有关，整个碰撞荷载的持时也因此不同４０ＩＡＩ ■    。  ３０＂    １   Ｉ  －    Ａ  广－  ＝ＡＩ２００ＭＮ／ｍ   ３５６．８７ＭＮ／ｍ    ■ ／  ？   ＝Ａ５００ＭＮ／   ｍｉＲ 雲  －２０  －ｊｊ－／叫 —   ｒｙ  ｆ … ０ ０２５． ０．５ ０时间图４－１９不同加载刚度４－１９／   ｍ   给   部分脉冲的冲量都会受到加载刚度的一  Ｉ图ＭＮ由于碰撞荷载的弹性段持时的确定与   ，弹性加载段的斜率和整个第。５００ （ｓｂ．－    ］－４   …  ７５ １ １   ）生成碰撞力   ．２５   西南交通大学博±硏究生学位论义表４－５给出了由上图荷载计算得到的桥梁各响应最大值结构最大响应比值在图的冲量，中给出４２０－４２０－不同，表４－ｍ）／  （  ｍｍ）ＭＮ（ｍ ５＾ ２４２３５６９ ４４８．．５００＾ ４Ａ＝：一，部分荷载     而加载刚   。   域顶位移 基底剪力 基底弯矩加载刚度ＭＮ   页   荷载时程作用下结构最大响应不同５第桥梁的域顶位移会变小，中观察对于基底剪力和弯矩的影响实际较小（６９   荷载时程作用下由于加载刚度的増大实际上减小了。因此在塑性段碰撞力没有改变的前提下度的变化从图第   ２００ＭＮ／ｍ  ．（ＭＮｍ０８ １１７． ２３  ）  ７７．Ｊ７６１０４ ２２４９ １６５．＾／＝ｔＭＮ３５６９．／ｍ  胃＝夫   Ｉ   ３   巧．ＭＮ５００１．   ）／   ｍ＜ＴＩＣ   Ｉ   位搂 巧力 弯矩   结构巧应图从图４２－１中可响应也会随着增大定的规律。。４－发现２０，不同ｙｔ，   荷载时程作用下结构最大响应比值结构周期在结构周期小于化当结构振型的周期超过２．化时５ｓ１时５ｓ２   ；５ｓ￣２５．     ；辦別１ —  ） … ＝ｔ＊３５６ｒ＝＊２００ＩＫ     Ｉ葡０．５ －  －  ＩＩＩ４ｔ  ＩＩ   １１１１１  Ｉ  Ａ＼    ＼巧屈曲段持时＜屈曲段持时￡   麵ｍ   Ｊ     ＩＩＩＩＩＩ  Ｉ１１Ｉ    ＩＩＩＩ   ＩＩＩ      ＭＭ       Ｍ         ＩＩ      ＩＩ   １ＩＩＩ   Ｉ  ＩＩＩＩＩＩＩＩＩ   １ＩＩ１Ｉ   ＩＩ   ＩＩ］Ｉ１  ＩＩＩ     Ｉ！    Ｉ      １Ｉ   Ｉ   山扣        Ｉ  Ｍ     ＩＩＩＩ     Ｍ      １１  ｍ／      ＩＩＩＩＩ   １   １ＩＩ   Ｉ    Ｉ   Ｉ    ＩＩＩ       Ｉ   〇２  ■ ＇〇！  结构周期Ｔ图ＭＮ   １８７ｎ ｎ＼＼、Ｉ    １１１Ｉ      Ｉ１１．  －ｌＩ   ＩＩＱＩ   ＩＩ１Ｉ１Ｉ   ｍ ＾   Ｉ  Ｉ  Ｉ／／＇      〇５ＭＮ＾片北  ＾  ￣       。  ；一 §   随着加载刚度的增大结构，加载刚度不同对结构的响应几乎没有影响。裏范围内ｓ   加载刚度对结构振型的响应影响并没有确，，  ＩＩ１４２－１不同Ａ， ° １（０ｓ    ｉｌ〇   ）碰撞荷载的响应谱     对结构响应影响心由船館杆件的屈服时间决定，同样与船絹的刚度特性有关，   本小节第７０西南交通大学博±研究生学位论文页      ｆ＝ｃ００２ｓ．从图化０４８５ｓ，４２２－和中可发现不变的情况下，作为屈曲段持时的典型取值由于考察其对结构响应的影响化０８ｓ，屈曲段持时的增加使得第部分脉冲的冲量增加一结构的总持时因此随着屈曲段持时増加而变短４０  －  在碰撞总冲量   ，   。   １１    。ＩＩ   … ■ ＝ ｆ  〇．   Ｉ〇２ｓ   ｃＡ  ３０二  Ｉ   －．  叫ｉ００４９ｓ ＝  ＇００８．   ｓＩＩ２０ Ｒ －１１Ｉ ■   ＇ｆ． — ｃ — —    ｒｉ＾  ＩＩＩ — ０１  ＿  —  —    Ｉ   ＿ Ｉｌ  ：〇． ０．５ ０时间图４－ｓ（．７５   １１．２５     ）不同屈曲持时２２    ：０ ０２５生成碰撞力   同理不同屈曲持时的碰撞力作用下结构的最大响应也在表出了不同屈曲持时碰撞荷载作用下结构最大响应的比值明显的受到屈曲持时的影响持时的敏感却不如墳顶位移原因正如前所述曲带来第部分脉冲冲量的改变对结构位移影响较大改变却并不如冲量改变明显表－６不同Ｓ）心ｆｔ，，４２３－   给结构的域顶位移   由于碰撞屈曲，图的改变对于第一   持时改变而   部分脉冲的   。   荷载时程作用下结构最大响应埼顶位移 基底剪力基底弯炬   屈曲段持时（而，中给出   然而基底剪力和弯矩。因此对于基底剪力和弯矩影响有限，４。６－可Ｗ看到且随着屈曲持时増加响应而增加，对碰撞屈一。４  （ｍｍ）  （ＭＮ）  （ＭＮｍ   ）   ￣０＾ ００４９． ４００８．  ２ 圓Ｉ［Ｍ３＝＇３９ ２２．４８  Ｔｉ＾〇〇２８．。   ｉｌｌ  １６３５３ｍ １７６   ３  １８３．８２２４３４．．１．．４０    圍＇。畔．。４９８  圓ｆ  ｔ或（叫 １１１１１   －   ＾位移 剪力 弯矩   结构巧应   图从图４２４－４２３－的响应谱来看不同，心心   荷載时程作用下结构最大响应比值在合理值范围内的变化对周期从化０５ｓ？３ｓ内   结构振型西南交通大学博±硏究生学位论文影响较大，对其他周期范围的结构振型影响不大－￣２￣ｒ  ｒｒｍｍ［   Ｓ  ＩＩＩＩＩＩｉ  ｉｉ  －  － ｕｉ＂， … ．ＩＩ２＾    ＇＇ＩＩｆ ｍ  ．    ！〇〇２ｓ     ｃ＝００４９＝〇〇８＇    ｓ   ｓ．ｃ．  ＩＩ  Ｉ  ＩＩ 千－  ＼＼  Ｖ ：   ｒ  ｔ  Ｆｔ－Ｍ １  — ＭＭ   ｉ — Ｉ — Ｉｌ－ｉｉｉｔ１１  ｎ尸       Ｖ＾   ｉ；Ｉ－；；１；；   ；   －４＾４ｆ４｝      ＩＩＩＩ   Ｉ    ＩＩＩＩＩ        Ｉ！ｌＩＩ     ＩＩＩ       ＩＩ１ＩＩＩ       ＩＩＩＩＩＩＩＩＩＩＩ     ＩＩＩ  Ｉ      Ｉ   ＩＩＩ      ＩＩＩＩ ‘  １ｔＩ   ＇０Ｉｉ  Ｉ不同－ｉＩ   Ｉ     １Ｉ   ＩＩＩ＾ｉ   Ｉ      ＩＩＩＩｉ   ｈＩＩ    １   结构周４２４Ｉ   Ｉ     １  １Ｉ１  ｉＩ  Ｉ     ＩＩ ‘  ＩＩ    ＩＩ１１Ｉ  图Ｉ＝ —  Ｑ ２３  ｔｒ千Ｔ ＩＩ — ＞  、ＩＩ０＇！！ 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  圓产／：  ＞ ｉｌｌｉｌｉｌｌ   ｌ    位移 巧力 弯矩结构巧应   图从图的范围内４２７－，４－％   不同Ａ荷載时程作用下结构最大响应比值所给出荷载的响应谱来看取值对结构响应的影响主要还是在ｆｃ，当结构振型的周期在这个范围Ｗ外时２  １１：：１       １＇ＩＩ。１－  ＿５ 宾觀 Ｌ、一：：；    ＾  ／＾  ＝２．   Ｉ〇ＭＮ   ５   丽ｎ    ＩＩ如、  ／ ｙ／＾尸！心／＼ ／ＡＶ  Ｉ］Ｊ；ｉ   ‘ Ｉ   ＼  １１＝－ … ３＇５．   ０ＭＮ＇  Ｉｋ    １   ＝ｃ  ＩＩ１ｆｆ 乂     Ｃ ＩＩ  — １１１   １   Ｍ  Ｉ   １      ｖ＞１１ Ｓ－ｉＩＩＩＩＩＩＩＩ４＝？。，  ＩＩ  ｉＩＩＩＩ１１   ＩＩ    ＩＩＩＩＩＩＩ１      ＩＩＩ１１  １ＩＩＩ     ｔＩＱＩＩ  １Ｉ  ― －－   ＩＩ－ｉｉｉＩ１１ｉＩ  ｒ１Ｉｉ   ｒ１   ＩＩＮ   ＩＩＩＷ。 Ｉ  Ｉ广 ｍＩＩＩＩＩＩＩＩＩＩ            ＩＩＩＩＩ  ＩＩｍＩＭＩ  Ｉｌ   广   Ｍ    Ｉ  Ｉ      ＩＩ１Ｉ    １     Ｉ   １     Ｐ，＊    Ｉ１ＩＩ．    ＩＩＩ      Ｉ    〇２  －ｉｌ〇  结构周期图－   １Ｉ  －ｌＩｒ          ＩＩ１    Ｍ   ＩＴｎｉｒｕＭ    — ｒｒ   １ — ．  Ｉ１１１Ｕｊ ｒ卞ｎＩＭ   Ｉ    －  ｒｉ   Ｉ  －  １ｒ   ｆ   ＩＩＩ  Ｎ       ＾       必    Ｍｍ  瓜       ＭＭ   、＾  ＾   Ｍ  Ｔ＼     Ｍ   、     Ｊ   。ｃ    ＿Ｉ１   ｓＩ — －  ３｜：：＿？塑性碰撞力对结构的影响并不明显，  １Ｉ｜化２ｓ４２７－不同ｆｒＴ ° １（０ｓ    ＇ｌｏ   ）   碰撞荷载的响应谱   巧卸载刚度知确定对结构响应影响在４４．．３节中提到的确定离散性较大致的冈Ｉ。在本小节，値的取值分别为，由于船緒结构在碰撞末期残余变形卸载时因此为了简便考虑，，ＯＯＭＮ／ｍ，  ２００ＭＮ／ｍ刚度的取值会影响荷载卸载阶段的持时，船緒卸载刚度认为卸载刚度的取值与加载刚度的取值是三个不同船贈卸载刚度的取值被用于讨论这ｌ，和３％．８７ＭＮ／ｍ。一从图假设的合理性来看４２８－进而影响碰撞荷载总的持时   。，，   知   一卸载     不同卸载西南交通大学博±硏究生学位论文  第７３   页  ４０  ￣￣       — Ｉ１Ｉ  ＩＡＩ  ３０  足 —  ■  ＝２００ＭＮ／ｍ    ．＂ｋ  １ １１ 足１    ｓ —？ＯＯＭＮ／ｍ   ＝＂ｉ＝３５６．８７ＭＮ／ｍ     ＵＩ＾ ２０ Ｉ  ￣  ￣  ￣  ￣  １Ｔ    叫ＱｉｉＩ寸ｉ＾ｉ …    Ｆ   现胃   Ｉ  Ｉ   ｉ十叫！ ― … —   ■ ￣￣ｉ？、Ｑ Ｉ  １ 公   ０ ０２５０５０７５ １ １．．．时间图４－ｓ（不同卸载刚度２８．    ２５  １．   ５   ）生成碰撞力   虽然卸载刚度对于碰撞荷载的卸载阶段持时和总持时有影响对比来看表（产生这一响只由第４－８和图一不同知取值－现象的原因在于，对于位移，对于剪力和弯矩来说，部分脉冲形状决定的基底剪力和弯矩第二部分脉冲最开始部分脉冲作用前期系４２９），一，   但是从最大响应的剪力和弯矩都几乎没有影响、   。第二部分脉冲的任何因素都不会影   ，对于壞顶位移：，响应大小其实只与     段时间的取值或是形状有关墳顶位移响应的峰值发生于第二（，）根据杜哈梅积分定理卸载段的取值和持时实际上与位移并无关   ，   。表４（／ｍ记荷载时程作用下结构最大响应   枉域顶位移加载刚度ＭＮ不同８－）  ｍｍ）（基底剪力基底弯矩    （ＭＮｍ  ＾４８ ２３２００ ４３５６９．  圓ＣＩ ４＝＊ｉ〇ＯＭＮ｜｜／ｍ  ｕ圍Ｉ｜Ｉ．．．）７７  （  ＭＮ１７６４８ ２３７７ １７６．４８圓 ２３ｙｌ＝２００ＭＮ／＂．７７ｍ  垂謂目  Ｕ＊＝３５１７６６９．ｍ．１．１   ３．１   ３ＭＮ   ）   ３／ｍ＂圓   圍   ｜ｉ   ｎ位移 巧力 弯矩     结耗巧应Ｉ图从图围内，４３０－４－巧不同知荷载时程作用下结构最大响应比值   的响应谱可Ｗ明显地看到对结构响应几乎无影响，，不同知值的碰撞荷载在也同时说明了知改变对域顶位移，化０１？１化的周期范   基底剪力和弯矩并   第７４西南交通大学博±研究生学位论文页     无影响的原因   。２    １襄 １．  — ５  １１養商０Ｓ１  ｎｉ  ｌＩ —  ｊ Ｊ  １１１  ｋ ＝＿＿ＡＡＹ＼／ －  Ａ／   Ｉ－ｔ  Ｉ      ＝３５６：？     ［Ｉ      ＼   ｍｉ   ｍ  ＩＩＩ   Ｉ．８７  １１ＭＮ／ｍ      ＩＩ   １  ＩＩ卞ｆ行  Ｉ — －  Ｉ  －１ＩＩＩ－ —  Ｉ    １   ＩＩ   ＩＭｆ  １Ｉｉ   ｒ   ｖ     非品Ｈ ＨＭｍ      ｍｍｔ－Ｉ      Ｉ   １１１１１－  ５ ｉｉｌｉ１－ＩＩＩＩＩＩＩＩ－－４  ；；ｌｌ；！     ＩＩ１；；ｉｌ１１－  ｌ：；  ＩＩ   ＩＩＩｌｌ：！：   ；；ｌｉ        ｌ      －ｌ２〇  －ｌ〇ｌ  结构周期Ｔ图．Ｉ／＾   ＩＩ－．Ｑ４８ＭＮ２〇〇ＭＮ／ｍ   、．００１＝ — ＞ １么 ＾    Ｍ  ｜  ！３  １｜４－（０Ｓ    ＊１０   ）   碰撞荷载的响应谱不同３０ ° １   关于欧洲规范轮船碰撞荷载时程的补充推导对于轮船碰撞荷载时程欧洲规范给出，了相应的弹性碰撞和非弹性碰撞荷载图示然而却缺乏对于两类碰撞荷载时程模型必要的理论推导和解释及碰撞过程中的动能动量守恒定理出的相关荷载图示程。   ，   本节基于欧洲规范给   补充推导了轮船碰撞荷载时，   。   欧洲规范根据船脂是否发生不可恢复的塑性变形为判定标准将船桥碰撞分为弹性碰撞和非弹性碰撞区分弹性和非弹性碰撞的临界船舶碰撞动能＾为 ■ ７，馬＝当船館变形能小于船舶临界动能时峰值力仍ｙ？ｅ／，为  ０２．１ＭＮ－ｍ  即＆戸斬时６，二戸誦ＩＦ由ｎ４２４）．，４２３）   ．   弹性碰撞你同 反之当船贈变形能大于发生弹性碰撞的临界动能时（船脂发生弹性变形，（   ：ｆｄ上式   ：和式４２５）．（＝＇ｐ，  ５．０＾＋０   ．１２８旬分（非弹性碰撞峰值力，ＭＮ）  给出的是计算船舶正撞桥域情况的碰撞峰值力下船脂的全部巧始动能在碰撞某一时刻全部转化为船緒变形能桥梁轴线垂直方向存在夹角的斜撞情况到斜撞情况下船舶的变形能   ：，采用式４２６）．（；，４２４   ）．（为   ：４２５）   ．（   在正撞情况对于船舶碰撞方向与     对船館初始动能进行修正从而得西南交通大学博±研究生学位论文  每４＝／ 式（４２６）．中？，￡。为船舶初始动能对于发生弹性碰撞的情形碰撞假设碰撞力时程为一，１ｓｉｎ  ａ）  规范假设碰撞力时程为，４３－，如一（４２６）   ．了，   。对于非弹性   两类碰撞力的示意曲线   。。ＭＮ  ｆ   巧ＭＮ咖  Ｍ时间半正弦波形状给出１口 ＼   页７５为船舶碰撞方向与桥梁轴线法线方向的夹角ａ，－（不规则四边形形状图ｆ／第     ＿＿   Ｘ  Ｌ  ｔｓ   ＼时间   （ａ）图图４３－一ｆ。１（ａ）弹性碰撞 －３欧洲规范内河轮船碰撞荷载理想模型淋据文献Ｐ绘制１１中参数解释如下将弹性碰撞荷载时程假设为半正弦波的碰撞持时图４３ — — ｆｐ一１（ｂ）中参数解釋如下非弹性碰撞中船舶发生弹性变形持时   ；   非弹性碰撞中弹性变形恢复持时ＭＮ４３－／ｍ，１中的碰撞荷载时程曲线弹性变形临界深度为程弹性变形约等于于斜侧撞，，０．１ｍ计算质量取在欧洲规范过程   ；非弹性碰撞中船舶发生塑性变形持时   得到如图６０   ；   ；弹性碰撞和非弹性碰撞的碰撞峰值力分别根据式为   ）   ；将弹性碰撞荷载时程假设为矩形的等效碰撞持时－非弹性碰撞   ６４４一ｂ）（（对于正撞。Ｗ＋ＷＡｄｒ）／３，ＢＳＥＮ ０ｓ－１９９－－１．，ｍ，．和式（４２５）些额外的参数取值．。计算得到，   对于其中船脂的刚度弹性碰撞临界点的碰撞力巧，＝）５ＭＮ，船舶撞击动能的计算质量采用船舶总质量中Ｃ．４本小节基于规范中的给定参数和假设类似的方法一４２４）   Ａ撞击过   心   对   。７２００６：１仍需，（，节中，并未给出计算碰撞时程荷载的具体   采用与４３推导得到该规范中荷载时程中的各参数．   。节获得驳船碰撞碰撞时程荷载   第７６西南交通大学博±研究生学位论文页     ４８．．   弹性碰撞１对于弹性碰撞根据碰撞荷载时程为半正弦波的假设，即为船舶碰撞正向速度为定理，可Ｗ得到０时刻下，认为碰撞峰值力发生时刻   刻开始反向运动恢复弹性变形一（）则根据动量守恒   ，   ：。护咖则弹性碰撞中荷载总的持时为Ｗ ｓｉｎ（兀，芋钟ＷＶ＝，  （４２７）   （４２８）   （４２９）   （４３０）   ．   ：Ｔｉ   ｍｖｄｙｎ假设弹性碰撞过程中船緒的刚度不变 ’ 根据动能守恒原理，尸二如人＼，．ｅｌ   ，则有   ：己６船脂在弹性碰撞时的线性船腊刚度则可Ｗ表示为．   ：   ２   Ｆｋ，  ｍｖ带入弹性碰撞临界点的碰撞力巧船緒的线性刚度为．在非弹性碰撞中４－３１．５ＭＮ／ｍ，５ＭＮ和与规范给出的临界点碰撞能量６０ＭＮ／ｍ取值基本０２．一１ＭＮ致，ｍ，可   得到   。   非弹性碰撞４８２．巧＝）．   ｆ（ｂ）），对于第一，规范假设碰撞荷载时程为三段折线组成的不规则四边形形状图   （段折线表征的是发生非弹性碰撞过程中船腊的弹性变形阶段处于弹性段末期时船舶的运动速度为则根据动能守恒，可Ｗ得到３２ｖ＝，．（－Ｖ＾二 ｃ，表示为ｖ４２２ｗ则弹性变形末的船舶速度可（并认为船舶在弹性过程中船脂刚度保持不变   ，   ：Ｉ根据式Ｖｅ   假设，ｖ巧（  （  （异）４．３１   ）   ：－＾１）Ｆ＾Ｉ味得弹性变形末期船舶的速度｛，ｍｋ，）４３   。   则可根据动量守恒定理得到弹性变形西南交通大学博 ± 研究生学位论文  段的荷载持时／，第   页７７    ：Ｆ   。船舶进入塑性变形阶段达到非弹性碰撞的荷载峰值＝ｖｐ０，在下一欧洲规范假设随时间碰撞为线性增加直至这，在塑性变形的最后时刻，时刻即将开始回弹运动基于此可Ｗ得到这，２ｍｖ二ｔ口Ｐ对于最后弹性变形恢复阶段   （Ｆ＋〇。＾Ｖ弹性卸载段的持时则等于＝＂阶段的持时心为Ｆ咖，ＰＩ  ＝   。４３４）   ．   ）只是提及弹性变形，ｊｃ心ｅ化Ｉｍ，   ，   据此确定Ｖ。可根据下式确定（４３５４３   巧．   ）   ：（，＾ｆ  ＾ ｄｙｎ．ｐ（４３７）   ．   ｌ   斜撞情形本节上述对规范给出的碰撞荷载时程补充推导都是基于船舶正撞桥梁 — （   ：ｕＷ   ：這兰  机ｔ．一  — 则卸载完全后船舶离开桥壞的回弹速度大小．船舶的正向运动速度已经为     ：＝４８３   阶段末期确定其持时需要得到在弹性卸载阶段的卸载刚度，规范对于卸载段刚度的取值并没有明确说明非弹性碰撞的卸载刚度为，一定角度撞击桥梁的情形图定的修正（，４－３２），对于正撞情形下弹性和非弹性碰撞荷载时程的推导   。   对于船舶欧洲规范对于碰撞峰值力和碰撞速度进行了但是并未给出确定在斜撞情况下碰撞力时程的具体方法碰撞荷载时程，，，   一   本小节基于前面   说明斜撞情况下基于欧洲规范的第７８页西南交通大学博±硏究生学位论文       ／图４－   船舶斜撞桥教情形３２设桥轴线的法线方向与船舶撞击桥梁时的夹角为采用式（４２６）．可Ｗ对船舶的变形能进行修正斜撞情况下碰撞的峰值力碰撞峰值力撞持时Ｆ如，６／（崎，（ａ）带入式（４３０）．撞下弹性阶段持时＾崎．和式对于弹性碰撞。（４２５．）得到在碰撞角度为，计算得到弹性碰撞持时Ｖ，   。可Ｗ计算得到在   ，《   的继而确定整个弹性碰   ，。（４３５）  ５，（计算得到碰撞船舶碰撞质量＜  ５ＭＮ，１．３０）将斜撞情况下，（４３７）．５ｍ／ｓ左ｚ＝０２．１ＭＮ／（，   考虑碰撞，的碰挂峰   ｍ句并确定斜   ，也只需要根据考虑碰撞角   （４２４．   。巧式日（４２．   巧计算   ：４２５）．带入给定Ｆ加反算得到碰撞能量紅／令岛广，ｅ２１／２ＷＶ   ，   ；  ，，４则可计算斜撞下这两阶段的持时，碰撞质量直接确定为Ｗ  计算碰撞荷载时程时近设计船速为．对于给定的碰撞峰值力而不是采用式，时通过式ＭＮ？．可Ｗ采用如下方式＞４对于塑性段和弹性卸载段持时的修正碰撞船舶质量的确定，（便可得到考虑碰撞角度的船緒线性加载刚度，度的碰撞峰值力带入至式．／４２４）碰撞角度的存在使得船緒在碰撞时的接触刚度降低的船緒线性刚度确定可Ｗ依据式值力机４９４２８）．（．（船舶发生碰撞时的速度为，   。ａ得到时。，便可依据式，对于非弹性碰撞角度Ｆ咖带入式，ａ推荐船速ｖ＝，３＝ｍ／ｓ，／分（１／ Ａ，）   。并根据航道水流速度进行调整，海港附     。   本章小结本章基于驳船与桥域碰撞过程中的物理定律守恒和有限元计算回归，提出了   驳船西南交通大学博±研究生学位论文  碰撞方形桥壞的简化时程荷载模型荷载特征点对结构响应的影响容如下（１．）：对建立的简化荷载模型进行了验证，计算模型计算船桥碰撞响应的特点内．了具体的   。   ■ 结合有限元计算确定   ，、吨位Ｗ及方形壞的尺寸，通过与显式动力有限元计算结果对比，   ，   ；比较了本文提出的驳船简化荷载模型与显式动力计算结果Ｗ及文献载模型的异同   页不同   提出了驳船与方形桥壞发生弹性碰撞和非弹性碰撞的简化时程荷载模型建立的荷载模型考虑了船舶碰撞的速度）探讨，推导了欧洲规范中给出的轮船简化荷载模型。  ，７９讨论了基于本文提出的简化荷载简化模型的碰撞   ，基于驳船碰撞方形桥壞过程中的动能守恒和线动量守恒部分参数口第  中的荷   验证了本文提出的荷载模型可   Ｗ较好的预测船桥碰撞荷载时程Ｗ及结构的响应适用于驳船与不同尺寸方壞碰撞的荷   载和结构响应计算（刚度３．）知，   ；讨论了简化荷载模型中塑性碰撞力应谱的对比，发现Ａ尸Ｃｎａｘ，屈曲段持时，片的增大墳顶位移响应増大力和弯矩响应有影响，戶Ｃ，，定理，４）．和随着特别是大域底剪为和弯矩也明显増大（个与船緒性质有关的参数５ｆ４／户ｍａｘ。ｃｆｃ和卸载段枉，即碰撞峰值力户ｍａｘ，加载   根据桥梁结构响应计算结果和响   。对于域顶位移响应影响较大增大结构位移响应减小；且随着，／＾？ａｘ，４／和对壞底的剪力和弯矩影响非常明显卸载刚度对结构几乎没有任何影响，尸ｍａｘ户，，户Ｃ和＇   ｅ对于壞底剪   随着ｆｍａｘ的增     ；基于欧洲规范关于轮船碰撞荷载的图示模型ッ及碰撞过程中的动能动量守恒   レ补充推导了欧洲规范中关于内河轮船发生弹性碰撞下碰撞荷载时程的确定方法   。、   非弹性碰撞Ｗ及斜撞情形第西南交通大学博±研究生学位论文页８０     第５．１５   章驳船碰撞作巧下模态响应分析及简化桥梁模型   概述船舶与桥梁碰撞属于动力相互作用过程的有限元瞬态分析可Ｗ得到这一另外；地震荷载作用下的分析同属结构   、但是由于船舶撞击荷载自身的特点Ｗ及其作用的方式与风荷载，震荷载存在较大的差别，   然而这两种分析方法对于研究碰，及这种关系对结构响应的影响规律却并   ，船桥碰撞分析虽然与桥梁受风荷载，动力分析的范畴化理及特点显式有限元动力分析或者基于荷载时程   过程中结构的响应撞荷载的特征与结构动力特性之间的关系不明确，，因此有必要去讨论在船舶撞击荷载作用下寻找适合船桥碰撞动力分析的正确方法，提出了进行碰撞分析的简化结构模型结构响应的影响５．２，   。，   对比   根据船舶撞击荷载及其作用方式的特点   并探讨了考虑粧 ± 相互作用对船桥碰撞荷载及，   。船桥碰撞动力学基本理论   桥梁结构受船舶碰撞和爆炸作用等冲击荷载与结构抗风存在Ｗ下两点区别（１）．脉冲形式（２．），构是单点激励广义荷载一，，风荷载５。－１地震作用时间、冲击荷载与相比持时极短不存在荷载作用循环如图所示，ｔｓｅｉ ’ Ａｉ   抗震动力分析从本质上，且一一般长于结构的基本周期，   。地震和风荷载的激励作用于结构每个节点上因此离阶振型响应影响这也是船桥碰撞响应谱分析中且存在   般碰撞荷载时程的形式就是单个   对于外部激励作用在多个节点的动力分析般比较小，Ｗ广义荷载到高阶振型并不呈现收敛趋巧ＰＵ，、   ：荷载作用过程不同多个荷载作用循环明强   地结构响应的影响   本章基于结构动力学理论分析了驳船动力荷载对桥梁结构响应的影响规律讨论了适用于驳船碰撞荷载的振型组合规则、一，一般不明显，；，而船舶撞击对结     高阶振型的存在使得结构而对于单点激励，   结构的高阶振型响应往往对结构内力的贡献非常   个比较突出的问题   。西南交通大学博±硏究生学位论文  Ｉ（  Ｉ 地震作用 ａ）第８   页１  图船桥碰撞问题的动力学方程５一－（风荷载作用 ｂ）（   Ｌ船舶撞击作用   ｃ）典型荷载的作用图示   １般可表示为   ：＇ｍｕ＋ｃｕ＋ｋｕ  上式中速度、为船桥质量矩阵ｗ，速度和位移向量撞力形式输出，公的    ＝  ｐｉｔ）为阻尼矩阵ｃ，  为外为向量  Ａ，为刚度矩阵《，， ？和《（方程可Ｗ表示为ｉ，自撞为向量多正交性其中桥梁结构的动力学   ，   ：１／１，Ｃ，，，和、即分别为桥梁结构的质量矩阵、速度和位移向量义刚度（，／片是通过式，（度体系的位移可Ｗ表示为各阶振型位移的叠加（５，５．．１）对方程可Ｗ把结构在碰撞荷载下各阶响应的求解转化为求解单Ｍ？ｑ？式阻尼矩阵和刚度矩阵，５２．吃，   ）   ，   计算得到的船桥碰   。自由，   ）碰撞力通过定义船桥之间的接触关系Ｗ碰   。可Ｗ分为两个子系统分别进行求解为桥梁结构的加速度和１   分别为加（ｉ．   。船舶和桥梁结构各上式中５３）中抓），，ＷＭ。），Ｃ。，，冷间变化的碰撞荷载幅值函数向量都Ｗ碰撞点为《）１，ｔ）＋Ｃ？ｑ（ｔ）＋    Ｋ  ？ｑ？（ｔ＝） 分别对应于结构第，Ｗ分别第（  ＾ｌ？ｐ（０。则方程（点的＋ＣＷ  ，，５） ．３＋  ）《（＝   ｐ（／））应用各阶振型   度运动方程一、   ：，．３   ）广义阻尼和广   阶二阶导数阶振型向量值可Ｗ改写为Ｋ？ｇ？〇自由．阶振型的广义刚度《也为对应于碰撞点的第，５２ 口阶振型对应的模态坐标及其进行正则化（，   如０为随时如果各阶模态     ：  （５．４）   第８２西南交通大学博±研究生学位论文页  根据上式可求得表示为    阶振型的广义模态坐标ｇＷ《，的的。为第同理第《．＂（＇ｉ＞＝）  Ｗ。ｉ（／＝） ｒ，，。心０＿，１和片，２（５．６知＝  ，，Ａ０（「ｗＡ＝  ＇（）知为增顶节点第？， 的，２１《（５．７）？。（＇度 （０－   ＂ｉ。，（＇））々＝，，９。（＇）中＝ｆ  阶振型向量值《ｘ与《＝＾？。一也１  （九《；，＇Ｚ。－Ａ＝。．。躬，）＂，－Ａ１＇的为（＇），（（５．８）式５６．（）和式（５．７），。Ａ ＝  ｒＭ？ｇ＂  ＝＝。５．．．   ）夺Ｎｕｎ ｗｖ＂《阶振型第／（５．ｒ；   和，？   。，。然而   ，根据上述推导（   ，在假设得到壞顶位移％的和   。可Ｗ写为８   ：   ）   ｎ，   ：＇（５．９）     ）＇片… 雨一７）   节点在碰撞方   ― ＇＂６）   般采用第一阶振型参与系数，即ｒ，，和。，   ）   ，   。碰撞作用下桥梁各阶响应贡献   ３３  心 求得的基底剪力和弯矩振型参与系数５）＝「＂化＇阶振型的广义模态坐标ｎ．＾＾ 片ｇＣ）一（则激底的剪力和弯矩参与系数可分别表示为＇进行归５   阶ｎ 口节点距离域底节点的高度般是易于得到的的基础上则结构第斯０将式．   ２阶的振型参与系数域顶位移和壞顶位移的振型参与系数１５   ：在实际计算中上述两式计算基底剪力和弯矩的振型参与系数并不实用墳顶位移振型参与系数也等于第，得到基底剪力和弯矩振型参与系数的表达形式可，（  ；个单元侧向刚度和第Ｍ（   ２阶振型基底剪力和弯矩分别为第巧日式＝）  也即基底剪力和弯矩在第从式０   ＝为第，＆；＝Ｘ＊  ］（ｎ（   。？？－  ，ｉ，，。ｒ．阶振型对应的基底剪力和弯矩分别可表示为Ｋ，ｖ阶振型域顶位移ｎ振型域顶位移振型参与系数向位移   阶振型对应的域顶位移可ｎ ＞   ：＂＾则第，１结构振型特性分析   理想的正撞情况下，只有在碰撞方向上的振型对结构的碰撞响应贡献较明显。   从西南交通大学博±研究生学位论文  结构前１００阶振型中选取在碰撞方向上的前在侧向方向上前阶振型壞的３，同理桥梁阶振型定义得到的前阶振型，４同，１０１０阶振型并示于图阶模态巧梁上部结构具有不同的振型５￣１阶侧向振型都对应于域的７第８３   页  ２５２－８，阶桥壞振型对应于上部结构多个振型。￣１表）构对结构振型质量的贡献占主导地位低阶振型的位移参与系数较大。，５－１给出。了根据４７．５２．   节上部结   ，节中己经提到高阶振型的剪力和弯矩参与系数相对于低阶大，   １从低阶振型到高   但是在前几阶振型响应的振型系数的规律在   ，阶桥梁振型对应于与   ０阶振型质量和对应于各个响应的各阶振型参与系数（，但是同样的对应于桥域的，阶振型下部结构对振型质量广义质量的贡献逐渐増大中从中可Ｗ发现，   即   。   １（（）桥梁Ｃ）桥梁ａ１５￣￣４阶侧向振型 似桥壞７阶侧向振型 （ｄ）桥壞１２   阶侧弯振型   阶侧弯振型   Ｉ（ｅ）桥梁８图￣９５－阶侧向振型 巧桥域２桥梁前１０   阶侧向振型形状３阶侧弯振型   第８页 西南交通大学博 ± 硏究生学位论文４  表５－桥梁前１阶侧向振型特性   ０１      ￣振型质量 振型参与系数￣振型  周期  合计 下部结构ｋｇ（）  ￣１ ０２ ０３ ０４ ０ ０５．．．．．８３６ １６０４ ２２３７ ７３３ ７１７ ０８ ０９ ０１０６４ ２．０２８ ２０２７ ７１．．４Ｅ１．．  ４＾３ ５ｊｅ ９０ ２４Ｅ７ ５２３．．８３６Ｅ８Ｅ７ ３．．．Ｅ６ ２９６Ｅ６ ４６０Ｅ６  １３０  ５６ ２７２８ ２１．４ ５１．．１．５．３１．．Ｅ５ ３６犯５ ３２．． ６＾．．２４１ ６７．９１ ４．３８  １  ６０２０ ４６．．．．．（．５．７）中可Ｗ发现振型参与系数是与响应程度的指标程度．１．０４  １．５８  １．０３ ２４５３ ４７４ １．．－．１９４ １．９２７ ０２３ ４２８ １．７４．ＬＯＯ ６ １１．４ ７５５９ ３３０ ２３９ １２３  ９３  ７６６  ．．．－．５ ４０５４ ４０．１．－０４１．－０．１．．．．．０３   ０６   １   ６  １．１   ８９９  １．１   ９１２０９  １．  １２８２  １．．００   ．  ２００   ６３．．４２ ４８９０ １８６８ ０２６ １４０８ １＂从振型参与系数可Ｗ知道不同振型对于不同响应的￣   剪力弯矩）０１６５ ４２００ １６３５ ．８７．６９５ ８０７５ ６４２Ｅ６ １２５４ ３９０ ００２６ ８４．（蚕＾   基底）．．   ６３６７   ７６     结构各阶振型响应分析５３２．．．．３．．（￣．０７６ ２０３６ ００６９ １％ 上部结埼顶 碰撞域  非碰撞壞  构％  位移一但是从式，ａ从图来决定６０ ５０￣５５，￣－￣￣中可知３￣￣５阶和第￣，化代表结构总体最大响应剪力主要由第，阶对基底弯矩的贡献较大  ８０￣￣￣  ￣．｜２３  ４５６７８９  １０￣￣￣￣．  ■ ■ 域顶位移｜｜   ２１３４５６７ａ）８弹性碰撞勒顶位移 的非弹性碰撞域顶位移   （５．１１   ）   阶振型Ｗ后５振型 振型   （．   。；  （   。  Ｌ１６￣， ■ 、域顶位移主要由前两阶振型决定，阶特别是第０１阶振型最大响应代表第馬，５５）     。护Ｋ凡  其中（各阶振型响应对总体响应的贡献   ，这里采用响应贡献系数来表征各阶响应对总体响应的贡献，＂个只与结构有关而与荷载无关的表征某阶振型参   为了考察在在碰撞荷载作用下。参与程度９  １   ０   ］西南交通大学博±研究生学位论文  ２０－ —     １Ｉ  — 基底剪第   巧８５  ￣  ２５ ￣￣￣   ￣．．．３ Ｉ  ．．．＾■ 基底剪＾   ；   １１１ｌｉｔｌ１２３４７６５９８  ０１  ２１４３６５７８９    ０１振型 振型   （４０  ，Ｉ＆２０弹性碰撞基底剪力 ￣  １３０Ｃ）  ．￣￣． ■圓１－ ２（  ４０ｅ３）  ＪｌｈｉＪ４５６７９８  １３０Ｓ ２０   非弹性碰撞基底剪力   ，Ｉ  — 基底弯＾   ￣．￣￣．   ￣￣．．   －   ■圓Ｌｉ２１Ｊ４３ｉｌｉ７６５   ｋ９８  １   ０振型 振型   弹性碰撞基底弯矩 ０非弹性碰撞基底弯矩   （５－３   结构振型响应贡献比基于碰撞响应的振型组合规则讨论   撞作用下各阶振型的域顶位移时程曲线值明显高于后几阶振型要大   采用振型叠加法计算得到在碰撞作用下桥梁的各阶响应时程讨论￣，  ０ｄ）  １图．￣．  Ｌ５４￣￣． ■ 基底弯＾ Ｉ（，，。从中可Ｗ看出，前４图，，－４给出了   在碰阶振型的位移绝对最大   这里没有给出剪力和弯矩的各阶响应时程可Ｗ理解对于剪力和弯矩５，   但是根据前面的后面几阶振型的最大响应比前几阶振型的最大响应     。考察响应峰值发生的时间，可Ｗ从图５－中各阶振型的响应发生峰值时间来看４前几阶振型响应发生峰值的时间点明显要稀疏间点非常密集。在地震工程反应谱分析方法中规则来估计由地震反应谱确定的峰值反应ｒ。，，一些，而对于高阶振型最早采用绝对相加（，   ，峰值发生的时   ＡＢＳＳＵＭ）   振型组合如果假设所有振型同时发生且忽略正负   第西南交通大学博± 研究生学位论文页８６     号则式，（５．巧可＾给出对于总反应峰值的估计值则给出的响应估计值通常过于保守具有稀疏固有频率的结构（５．１３））。为了摆脱ＡＢＳＳＵＭ和ＳＲＳＳ（在各ＳＲＳＳ）计算方法（５１．４）振型组合的完全二次   ，中的振型相关系数众多   ，   。ｒ＝  ｆ｝ｎ（（对于式，ｒ？，＼  （ ｙ公 ＝１，／ＮＮ（方法更为适用ｔＷ，＝１ Ａ＾＝ｎ，＇但是实际上。其推导背后的隐含假设都是基于地震激励的特征时间是结构基本周期的若干倍振型组合规则的精确度将下降碰撞荷载冲击谱［２１，Ｃｈｏｐｒａ。ｌｉｉｙ。．１３．１４）     ）特别指出５   Ｊ，，和Ｃｏｗａｎ，ＤｅｒＫ不论是对于，（。  ｌ各振型相关系数采用的是ＵＷ假设而提出的计算公式５   ２对于船舶碰撞作用下的反应谱分析的振型组合规则ＣＱＣ２）   ＇，用１  ｊ ｙ么＾ＰＶ  ／．   ｕ。Ｖ ５   ＼Ｎ、ｆ   对于。方法得到极好的结构反应估计值式   适用性方面的缺点自组合规则被应用于地震工程反应谱分析方法中学者提出了计算振型相关系数这种振型组合规   ，其只适用于结构固有振型非常密集的结构，平方和开平方，从实际使用来看，ｉＣｏｎｓｏｉ和ＳＲＳＳ   认为采ａｚｉｏ甚于地震激励随机   ｕｒｅｇｈａｎｉｌ振型组合规则ＣＱＣ   ，即荷载激励具有宽频带且荷载持续   对于短时脉冲作用樊伟根据其博± 论文中基于Ｃｏｗａｎ提出了基于正弦和余弦代数加权的振型规则（ＷＡＳ－，ＳＲＳＳ和ＣＱＣ     荷载模型提出的ＳＩＮＷＡＳＣＯＳ－，   ）   ］   〇（；相对于己有的振型组合规则振型组合方法仍然是基于Ｃｏｗａｎ与实际驳船荷载的差别较大设也是值得商椎的ＣＱＣ，，，ＷＡＳ＝可１＾更好的估计结构碰撞响应的理想驳船荷载模型而其基于Ｃｏｗａｎ其认为每阶振型在其可Ｗ较好的得到结构的剪力响应。５．１５   ）   １ｌ／２，正如前述指出。，   然而其提出的这一   荷载模型理想荷载而得到的关于各振型响应的假   ｒ。时刻出现响应峰值而从前述讨论和图５－且认为中可Ｗ知道４的出现的时间点是与荷载持时和结构振型周期的比值有关的，，，例如对于圏   和ＳＲＳＳ荷载峰值   ５－４   化中）西南交通大学博±研究生学位论文  ５？１阶振型０由于其峰值由图，４－中荷载的第６１部分脉冲决定１响应由碰撞力的峰值力决定且发生在碰撞力时间点附件际上根据结构动力学理论，只有脉冲持时。＜１／时２７；｛及荷载持时与振型周期的比值决定＾弯矩且其峰值发生较为密集弯矩估计的准确０４〇＿０２．所ＷＳＲＳＳ和，Ｖ ．巧 ＷＶ  １．５１振型 －＇－Ｌ５ ０＊ … ．５〇〇振型－  ００１．５００００．００．Ｖ ５＾｜＾５１－Ｉ．＿ｉ０２．ＮＬ／Ｖ   ＇  －＇＾〇ｉＰ＼ｙ＼Ａ   ｙ＾／   振型   ＇Ｉ＾  ００１＾ …  … 振型－  ．－＾ ■   ３Ｉ＇淵著？＿４ ■ ＇ｌ．．    ，   １   ，〇〇振型 ［   实，打处／２１｜、 ３？．时刻２７；   对结构的剪力和ＡＢＳＳＵＭ＿０／   峰值发生的时刻由荷载的形，反而不如ＣＱＣ１   。 振型  Ａ 疆而不是发生于，   于高阶振型决定结构的基底剪力和由， １｜００另外；１／振型  Ａ Ａ －．   巧８７这几阶振型的峰值   ，响应的峰值才会发生在，而对于脉冲持时相对于振型周期非常长的情况化／７＞状第  ＿ｉ００３  Ｍ  １〇〇３＿．Ｓ  ？／－－〇〇〇．   振型        〇   ．  ｜＞？ ■  ？＿Ｐ１ｌ．ｉ  ＾     ｉ    ｖ  １  振型  Ｓ Ｖ斯 济Ｉ  奠機 １  ０？．１ ［振型 ６０２５  ．一一 ‘ …． ‘ １Ｉ  ６  Ｉ－ ‘ ＂一 ＿  ０－．１  〇．；００，－００．？－１振型７  ． … ‘ Ｉ！  Ｉ ’ Ｊ ８ＵＩ — ．１５００：１５  ．．＞Ｊｍ００．００１＊  ｔ   ■ ■  ■ ？＞？ｓｊ－ｉｉｉｊｉｉｉｊ  Ｏ  ＇ｉｉ１＂ｕ＇   ７＜＿－  ｒ振型００－；＾ ｕｉ．通过对图型，５－４５－４１  ，Ｉ．Ｉ．． ’ Ｉ   Ｉ ■ ？  ？  ｉ＾Ｖｉｉｉ  ｉ  議 化   １！  ７阶振型   ｉ   １   ００４．－〇〇４  ００１ ■    ？？？  ０１  ？   １－；ｂ）（（ｓ   ）   非弹性碰撞   碰撞作用下各阶教顶位移而对于后   ＩＩ ’ ＇＇－中影响结构响应的各阶振型分析进行分析可Ｗ发现峰值发生时刻点相对稀疏Ｉ１   １弹性碰撞 图１  时间闷 时间ａ）（１   ８  ｏｏｏ  心 ［＾ ｎｏｎ  －００２－１１  ００ 振型 ° ００２  護 化   ００４ －：． 戈振型  ｎｏｎｎ －－   ０００４  ０一＂Ｉ０  ｎｏｎ  － ■ ＊１０２］ 而   ｐ＊，，对于前３阶振   响应峰值发生时刻点较为密集   。   ｉ   ’ ：第西南交通大学博± 研究生学位论文页８８     这刚好对应于ＳＲＳＳ（或振型组合规则适用的两种不同情况ＣＱＣ）与ＡＢＳＳＵＭ作用下结构振型较为稀疏对应的振型峰值响应发生时刻也会相距较远适用ＳＲＳＳ适用ＡＢＳＳＵＭ和组合规则ＣＱＣ规则合－ａＷｏ／ｒ－如Ｔ化７为了有效提高反应谱分析方法对结构响应的计算精度。／这种情况比较   反之对于密集振型结构峰值响应相距比较近；对碰撞作用下结构各阶振型响应峰值发生点的观察Ｗｗｗｅ，－ｃｏｗＷ加ｏｎｔ７）提出，在地震   ，此种情形   ，   结合上述，部分组合开平方法了（ＳＲＰＣ   ，   振型规则来对碰撞作用下各阶响应峰值进行合理组   。ＳＲＰＣ振型组合主要是针对如图否发生在第（１）．一进行组合，阶振型３目Ｐ－，部分脉冲荷载作用期间划分为两组对于振型周期中主要是前   中的驳船碰撞荷载根据各振型的响应峰值是４５。＜这，１／２７；   ：响应峰值发生于第，组响应分布相对稀疏一部分脉冲作用完成么后在图一５，可Ｗ采用，ＳＲＳＳ－   ４对这几阶峰值响应     ：２ｒ＝  （。  ＋  刮＝［适记ｎ＝＼）叫Ｓ ｒ＂。｜ 巧＝＋Ｍ２）１  ］１。  （５．６）   １   ｌｌ上式中的总振型数（２）对于这．一，Ｈ为响应发生于第ｉ部分脉冲完成后的振型数一ｉ，Ｖ   为反应谱分析中考虑   。对于皆＞１／２７；姐响应采用，响应峰值发生于第进行组合ＣＱＣ部分荷载作用期间且峰值分布较为密集一   ，   ：ｒ；ＺＷ 二  Ｍ＝＋Ｗ（５．１７）     ｌｌ对于第一振型组合规则部分响应和第二部分响应再进行ＳＲＰＣ１厂＋＝（。。刮  ＝＝／３，总振型阶数谱法计算结构碰摇响应的结构而计算剪力和弯矩时是不论对于位移、，便可得到如式（５．１８）   的     Ｎ Ｙ＋ｄ  玄玄＂（ Ｖｎ《进行组合ＲＳＳ   ：２在本例中ＳＳＲＳＳ和Ａ／＝１ＣＱＣ剪为还是弯矩，。ｌ，ｆ）＝表发现可，０ ■  （５．１８   ）  Ｊ  Ｊ ５－Ｓ２列出了采用不同振型组合规则通过反应   ＲＳＳ的误差非常大本文提出的Ｓ和，ＣＱＣ对于位移的估计较为准确这时应用ＲＰＣＡＢＳＳＵＭ比较合适。   ，   但方法均能很好的估计碰撞作用下   西南交通大学博±研究生学位论文桥梁结构的响应相对于振型叠加法产生的误差较小，第   页８９   表５－２   。不同振型规则计算精度比较     域顶位移 基底剪力 基底弯矩   碰撞类型 振型组合规则    数值  胃！  ＾ 误差（ｍｍ）  ％  ）（（ＭＮ）  ％  ＭＮ（）ｍ）（  ％（   ）  振型叠加法 ＳＲＳＳ 弹性碰撞 ＣＱＣ  ．１．１２ １２１．１６ ９ＡＢＳＳＵＭ  ２ＳＲＰＣ  １ＳＲＳＳ ３非弹性碰撞 ＣＱＣ ３ＡＢＳＳＵＭ  ６．．５．．．．．．．． ７５０３８ ２ ４．．．８  ５７－１９４ ６２３５  ４４．．３６  ２４３０ ３４２５ ７５７８ ７２６ ７０４ ６．．．．８０  ６ ５８１．７３．４４ － ２０１１ ９巧８２１ ６．．００ ７４２７ ４．．．．．６０ ３９．－ 巧．  ２７６９ １２４４ 巧６．．．１１３５ ６０ ８６２０   ．２０ ６２５ ７０３ ５８９ ５３９．．６８ ４０００   ．１   －．１ ５５７５ ３６６． ６１．６０ ．． ６８０   ７３     －．．３０   ０３   ４２２０７７ ０８３ １５４９８ １４２９   ９４．． ２０．．．４６ ０６８ １．Ｗ．９１  １．２５     动力简化桥梁结构模型５５５ＲＰＣ  ３．．振型叠加法 ３Ｓ２８ １－   梁桥动力简化模型１梁式桥具有作用下，＂头重脚轻＂的特点全部质量基本集中在上部结构ＵＷ，上部结构对结构具有较大的质量贡献和一定的刚度贡献。Ｃｏｎｓｏ将多跨多壞梁桥通过静力刚度和质量凝聚方式简化为单壞两跨结构模型Ｓｐａｎ，  ＯＰＴＳ）ａｚｏｉ（，提高了船桥碰撞分析效率ｔ   等人通过Ｏｎｅ在考虑上部结构刚度和质量贡献的情况下得到了碰撞力时程，力和域顶位移ｌ   在船舶碰撞，、  Ｐｉｅｒ Ｔｗｏ   碰撞墳内   ８２ｌ   。ｎｔａ     Ｆ＾图作为度贡献知一个更简化的考虑５，－５具有单可白由＿   度附加系统的筒化模型   将除碰撞壞之外桥梁其他附属部分对壞顶的静力刚等效弹黃施加于增顶侧向，并将碰禮壞两侧各１／２跨质量作为集中质量Ｗ。   第９０页西南交通大学博±硏究生学位论文  置于壞顶图５桥梁结构可Ｗ简化为具有附加质量和弹黃的单域结构模型图，－    （给出了附加质量单墳模型计算得到的位移７算结果的比值从中可Ｗ发现。桥模型得到的结果非常接近上述简化模型，采用单壞结构模型，而在高阶振型中上部结构是低阶振型广义质量的主要来源下部结构振型都是墙的构存在多阶振型，－中发现１一阶横弯，因此对于采用单时上部结构的多阶振型５５４．１％。对于采用   ：；   ，由于结构的基底剪力和弯矩主   相反地，所Ｗ墳   由于壞顶位移由低阶振   ，因此上部结构作为附件质量的影   ，   。对全桥结构进行振型分析发现从表１结构的振型质量主要由下部结构决定，顶附加质量的大小对于基底剪为和弯矩的影响较小响就尤为显著   。在碰撞荷载作用下壞顶位移和增底剪为弯矩计算结果精度不同的问题，要由高阶振型主导，５）剪力和弯矩结果与全桥模型计   而位移响应与全桥计算模型差值达到，－计算得到的剪力和弯矩响应与全   ，可Ｗ从对上节结构和响应的振型分析结果中得到解释型主导、５（图５－２中对于位移响应参与程度较大的低阶振型，也就是说自由１￣度附加系统阶振型４对应于下部结构的，响应相对于其他阶振型较大。对应于同样的墳侧向，），无法准确模拟下部结构附加质量弹黃模型来模拟上部结构对碰撞增质量和刚度的影响，，一相应的   上部结   阶横弯     。考虑到兼顾简化计算模型的简洁性ｍ阶振型阶横弯振型的全桥结构前几阶振型一＂一，，   位移，本文采用二自由   度   。  ｍ］ ’ ｖＶｖ＾＇Ａ，   ｌｖｋ２   ，   Ｆ图图性为目５标－６，５－６具有二自由度附加系统的窗化结构模型   所示的模型简化的原则是Ｗ全桥结构对位移贡献较大的前两阶振型动力特   如果保证各阶振型的周期和广义质量阶动力特性就一致。该简化模型的特征值方程为［根据图刖５－６简化模型的计算图式两阶振型的频率方程   ：＊，－＂＞，］成对方程（．样，则简化结构与全桥结构的前两     ：〇＝５一１  ９）进行变形，（５．１   如可Ｗ得到该简化模型的   西南交通大学博±研究生学位论文｛＋ｋｋ＾Ａ－  ／ｆｊｊ＾ｊ）（ｋ＋ｋ－  ｊ  Ｘｍｊ ＝－）＾＾２（式（５．２０），（５为域顶附加质量每（移比即，５２１）４，中Ａ，＋ －／．１９卿频率方程２）（二阶特征值一５２〇．卿５２１．（如和如为附加质量ｗ和ｉ＝如知，分别为第一２＋（５２４．＊２、ｉＡ？  ０   页１为域顶附加弹黃冈度ｗＩＪ巧  （５． 口２＝（ｎ＝ｌ，，２，３．．．ｗ和ｉＷ２，ｉ．２０）   ２１   ）Ｗ２   、   ）。，   根据特征在两阶振型中的位   一＋）和式５２５．（）＋ｍｐＭ＋Ｉ  （自＇  ｎｐ ＼私  ＾  ＋ｍ一致表。５－３２２）   ．５２３．知和也为附加质量，   ）１矣、  私Ｊ，Ｍ ＝＝   Ｍ   。  因此图给出了通过式（   一５５－５２０）．－１得到在保。同时   ，  王   ！   。可ｗ通过表，Ｗ碰撞点振型为单位位移进行归振频率相等及模态相同的情况下两阶模态广义刚度也相等性在前两阶与全桥结构保持５   本呵阶振型的振型向量值Ａ：ｐ，  — 句和％为下部结构前两阶广义质量致的前提下（来使简化模型的前两阶广义质量与全桥结构相等＇，心    ＾巧中壞顶的振型向量值二阶振型、一 ＝  ｜Ａ，Ａ－）２如果各阶振型都，Ｍ义质量所２  与 — 、＾一在保证简化结构模型与全桥模型前两阶通过式＾且有， — 、、在第ｍ２在第二阶振型的振型向量值则９   ：托，／０可Ｗ得到附加质量，）紀化 — ２  代表着该阶振型的系统位移相对大小，扣Ｗ２克Ｊ如和句 ＋为壞顶俩向静力刚度为第（巧１Ｉｐ＾、、阶特征值对应的振型向量一值方程．第   正周ｉ（（５５．．２４）   ２５   ）   期和ｒ   所示的简化结构动力特６￣（５２５．）   式求解得到的简化模型附加质量和弹黃刚度   表５－３   附加质量与刚度值   ￣￣Ｔ巧体系参数 数值 ｆ日＊１ （Ｎｈ（Ｎ  ｗｉ（／ｍ） ８／ｍ） ４ｋｇ）８６Ｅ７   ５７Ｅ８   ３Ｅ６   ６０５Ｅ６   ２ｍ２（ｋｇ）．．．．１  表５－４给出了附加两自由度体系单域模型前两阶振型的动力特性，与表５－１中   给第９２页西南交通大学博±硏究生学位论文     出的全桥结构前两阶振型动力特性进行对比表５－附加两４可Ｗ发现非常接近，   。   度单埼模型前两阶动力特性自由￣   振型腿？振型  合计 墳   附加质量ｔ＾  １ ０．  ８５４  １２ ０６５０ ２．将附加单自由度单壞模型和两构计算得到的响应进行对比两自由度单域模型于采用单自由，自由（ｋｇ）．３７．３  （Ｅ８４％） ％（．１．   ９Ｅ８ ２３２ ９７６８．．   度单域模型计算得到的最大响应与采用全桥结将不同模型的响应比值示于图，５－７中。在剪力和弯矩与全桥结构计算结果接近的基础上度附加系统的单壞模型更加接近全桥计算结果足工程精度需要   ）   ４ ９５８６结果表明墳顶位移相较   ，计算误差仅，   采用，１．３８％，   满   。１ ５     ｜ｌｊＩＵ   Ｍ全桥模型   由单自度单域模型Ｍ   Ｍ两自由度单埼模型   １    位移剪力弯矩响应   图５．５－７不同计算模型响应比较   斜拉桥动力简化模型   ５２．斜拉桥作为一要受力结构的桥塔效的危险种跨越能力较强的桥型，经常被用于跨航道桥梁，很多情况下也建于河道之中不同于梁式桥的结构形式和受力特点。的结构形式，，，存在来对于整个结构的影响势必与梁桥不同，，桥塔，章６４．节详细介绍。种塔、梁、索姐合受力   ，主梁   对于碰撞下结构的简化方法也肯定存在差别计算模型采用黄冈公铁两用长江大桥６一在船舶碰撞桥塔的作用下因此本小节着重讨论斜拉桥在碰撞作用下的动为简化模型况在第   而作为斜拉桥主于船舶撞击而导致结构失   自斜拉桥是主梁与娇塔之间是通过斜拉索来连接，计算工况为，主桥跨度为一分析得到该斜拉桥在碰撞作用的响应艘，３５００（   ，   。２４３＋５６７＋２４３吨船舶Ｗ２０６ｍ／ｓ．）ｍ，桥梁具体概   速度正撞斜拉桥   这里选取斜拉桥被碰撞桥塔塔梁支座处   横桥向位移和塔底横桥向剪力和弯矩作为典型响应进行分析   。西南交通大学博±研究生学位论文  图５－给出了碰撞作用下Ｈ种典型响应最大的前８这里选取的振型只包括桥塔和主梁横向振动的振型响应贡献最大的主要是第比例非常大第６阶和第阶６第、塔底剪力主葵由低；１５、１阶决定６第   页９３  １７阶和第阶０、第３１１１阶响应０从图。阶振型阶和第５－中可Ｗ发现８特别是第，这里需注意的是，对于位移     阶振型对响应贡献６阶振型决定６，   ，塔底弯矩主要由   ；   。￣２￣￣   ￣｜   Ｉ１Ｓ 球    ■■ 圓   － ■■   １ ２３４６７９ １０１１  １   ２   振型（」」目２３４６５７８９  １ａ各阶塔梁处最大位移   ）目Ｉ０１１｜｜｜｜｜  ３６７ １０ １１＂｜｜｜  １２１３１４１５１６     振型 振型（各阶塔底最大剪力 ｂ）图将对位移５－７中。、６－８前１剪力和弯矩贡献较大的前通过对位移贡献较大的最大的第５阶振型３３各阶塔底最大弯矩   Ｃ）   阶最大响应阶振型特性分别列于表阶振型特性进行分析可Ｗ发现其下部结构的振型质量占到总振型质量的，阶振型下部结构振型质量占到总质量的一半左右拉桥在位移贡献较大振型下部结构的质量究的此种斜拉桥模型０（，，与表５－占比明显要高出１，５－５、表５－６对于塔梁处位移贡献   ９８７％．，第７阶和第梁桥的振型特性相比许多，和表   ，   ３   斜这说明了对于本例研   主梁和斜拉索的质量对于这几阶振型影响较小，基本可Ｗ忽略   。第页 西南交通大学博 ± 研究生学位论文   ９４表５－对位移贡献最大前５阶振型特性   ３   ￣入Ｈ 振型质量 碰撞域广义质量  下部结构质量占比微 巧庶化 规Ｊ（Ｓ）３ ３４７９ ６０７％ ２ ０７ ０３  （   ６５．．１．．．．１＾（Ｅ＋０８ ４４５Ｅ＋０８ ４６４Ｅ＋０９５－７同１．．ｇ）  ５３３ｌｅ＋０８．      ７   ４６９０ｅ牛０８ ４５６．１２３４ｅ＋０８其等于，ｍ  ９８  （２ Ｘ＾碰撞慰质量振型质量／    ），表－６５   和   。５－６和表５－中对剪力和弯矩贡献较大的前７对于剪力贡献较大的第部结构的质量小．  对表一１ ７下部结构占比假设两桥塔在相同振型的广义质量相同表ｋ  ０５１阶和第０１占比都非常大般都超过了５０％，阶振型１对于其他振型可Ｗ认为，１阶振型特性讨论也可３和对弯矩贡献非常大的第，６（＾发现阶振型   ，   下，下部结构在振动中的质量贡献也比较大，   ，主梁和拉索等构件的质量对于剪力和弯矩影响也比较   ，   。表５－对剪力贡献最大前６阶振型特性   ３￣￣￣删人ＩＩ  振型质量 碰撞域广义质量做振幽数ｒｔ  ｅＳ）（０ ０１１１ ０）３３５．３３．６ ０５４  ３ ３１． ２１．％．９８７Ｅ＋０８０５１．（ ７Ｅ＋０８ ．６５於ｅ＋０７ ７就１   ）  ０４Ｅ＋０８ ８０８６３ｅ＋０７ ７６１．   下部结构占比ｋ，）（ｅ＋０８ ｌ７９８．   ９   １．．   ７  表５－７对弯矩贡献最大前阶振型特性   ３￣￣Ｗｍ  振型质量 碰撞域广义质量＂数振型阶Ｓ（）   ６５１１ ０ ０６ ０ｋ（５．１．．１３ ３４２ ４１４２１． ５．９１．ｇ）０  ０５Ｅ＋０８ ｌＥ＋０８ １１８２６Ｅ＋０８ １．．．＾Ｗ３３２３０１１ｌ１   下部结构占比（％   ）  ｅ＋０８ ９８ｅ＋０８ ５３２６＋０８５０．．．   ７   ７   ８  结构的动力特性由质量和刚度共同决定为容易实现且物理意义比较明确，但是一振型广义刚度的计算结构远不如广义质量精度高，为了对比斜拉桥全桥结构和单塔结构动力特性的异同期进行对比表给出了５－８寸，给出在第６，对于３、１０７、、１１可Ｗ发现阶振型１５。、阶振型主导的情况下１，６，，   。对于决定主导位移和弯矩的第６图，５，－   ９阶振型与对   独塔模型和全桥结构中的桥塔振动周期基本相等阶振型   ，   将具有相同桥塔振型形状的周在全桥模型中被撞桥塔和单独建立的单塔结构周期的比较对应的桥塔振型形状误差很小，论采用全桥结构和单塔结构在动力特性上的异同了剪力影响显著的第般情况下获得结构的振型质量较   单塔结构周期与全桥周期相差相对较大，   ，   但是   相对较大的误差也并不会对响应造成不可接受的影响西南交通大学博±研究生学位论文表第９５   页   ５－全桥结构桥塔和单塔结构周期比较   ８全桥结构  全桥结构周期  单塔结构周期 笔Ｗ巧左   Ｗ振型阶数ＷＷ ’ 。   、  ３  ０７２６ ０６８  ．．６ ０５．７１  ３ ００４７９ ０．１ ＾   ．５１６ ０．５１６ ７  ０３３５  ０３３４ ０１１１．    －．：：；：＾  。１２４  －   ６．   ７．１．   ００６   ．：；＾：   ：    ｉ日Ｕ ＢＵ Ｓ   Ｕ（ａ）第阶 ３（ｂ）第阶 似第６７，图图５－１０给出到响应的比值误差在大，５％Ｗ内但也仍在可。１，０了５－９１０１１，阶 （ｄ）第１５１，６   阶   桥塔典型振型形状   采用单塔模型计算碰撞荷载作用下的桥塔响应与采用全桥计算得发现，单塔模型可Ｗ很好的计算剪力和弯矩，与全桥模型的计算     单塔模型计算得到的塔梁处位移响应与全桥模型计算结果相比误差稍％的误差范围内１＇５   。＾   Ｍ全桥模型＾   Ｉ｜｜ｍ单塔模位移剪力 弯矩     响应图５－１０   采用独塔与全桥计算响应对比   Ｉ第西南交通大学博±硏究生学位论文页９６     从Ｗ上探讨的关于梁桥和斜拉桥的动力简化模型过程中可Ｗ知道决定的内力响应，因此如果在设计中外的桥梁结构部件的是否存在对于响应的影响非常小塔或者壞一般需考察桥塔或者桥墙在碰撞下的抗力是否满足要求时上部结构也可得到非常满意的结果式桥中起到非常大的作用位移响应的影响较小贡献可能会更大量贡献．．６．些但是对于具有其他约束形式的斜拉桥，，，主梁和斜拉索对于碰撞   上部结构的质量和刚度     因此在某些情况下也需适当考虑斜拉桥主梁和拉索的刚度和质，   。   考虑巧±相互作用的简化处理方式１   结构的动力反应总是与刚性地基假定的计算结构有－差别｜［１７ ’ ｍ，在船舶桥梁碰撞研巧方面ｉ－。会影响到整个撞击过程）ｔｗｉ ’ Ｗ。目，   相关的研究表明桥壞的基础刚度和结构形式   前对± 结构动力相互作用研究采用较多的研究方法有－直接法包括有限元法边界元法有限元与边界元相结合的方法广泛，，，，（中参数法晰   不考虑上部结构的刚度和质量贡献在梁   ，对于本文所讨论的漂浮式斜拉桥，考虑王结构动力相互作用后１然而对于位移；，   ，   考虑惦±相互作用对船桥碰撞的影响５６５一   对于高阶振型，集中参数法相对于其他方法概念明确。对于采用枯基础的 ±体与结构的相互作用应用方便，Ｗ，采用Ｗ法计算粧基础的横向变形反为ｉｔ，２）子结构法和ｗ ’ ，的顺桥向和纵桥向建立±弹黃。）   集，   概念清   我国铁路和公路桥梁基ｎｕ   。法计算得到分层后各层 ±体对每根单枯的等效±弹黃刚度Ｗ３在工程应用中采用较为   法由于其计算图式简单是工程界最常采用的模拟 ±对粧基约束作用的计算方法础规范均推荐采用，），并在每根单枯   通过这种方法计算得到的群巧变形刚度反映于承台底   部实际上是对于承台底部各个方向上的基础的刚度转化为承台底部的刚度约束一，个等效弹性刚度约束，基于此思想可Ｗ将粧   在确保粧基约束刚度相同的情况下，采用等     效承台刚度可Ｗ省去在建立桥梁模型中模拟枯基础及 ±体在各个方向上约束弹黃建立的繁琐过程束，，结构计算大大的简化建模过程自由度减少，，   并且由于模拟粧基的大量单元由几个等效弹黃约分析效率也相应提高计算粧基基础等效承台刚度的整体思路是况对±层进行大致分层，：   。首先根据粧基处粧长范围内的地质情   对分层后的每类 ± 层根据其厚度再进行相应的分层，继而根   西南交通大学博±硏究生学位论文  据各层 ± 的侧向变形系数计算每层 ± 的等效王弹黃刚度置形式利用结构力学力法概念推导等效承台刚度，到等效承台刚度的过程（１）第   页９７  最后结合粧基础的结构和布   ，下面简要介绍。一下采用法得   ＇＇Ｗ   ：获得枯基深度范围内各±层的横向变形比例系数Ｗ   ；   ＇２）（对于所考虑粧基础按±质不同进行分层的厚度进行适当地单元划分在节点处Ｗ（３） — 计算单元节点处上下各，二丘二一！（黃４）ａ为±层的厚度（５）Ａ。。＝ －＾（ｏｈｐＸｍｚＸｚ２１１／２５ｍ层，并根据每层 ± 层长度范围的等效±弹黃刚度披基上部分层要适当加密，＝）  ａｂ／ｎｚｐ，   ，   ；   也 口，〇９（ｄ＋．ｌ．）２６）   ｍ   。在每层止层中间处设置节点并在桥梁顺桥向和横桥向两个方向分别设置主弹   ，步计算得到３   。根据结构力学力法概念计算在承台承受单位荷载作用下承台下部中也在顺桥   ，向和横桥向两个方向的平动线刚度和转动角刚度１２ｍ — 为粧柱计算宽度对于如圆形粧柱按规范取，每层±弹黃的刚度由第，般？值和单粧计算宽度得到每层 ±层的水平主弹黃刚度ｍ、ｋ，，等效± 弹黃代替 ±体的对巧的横向作用根据止层深度其中一，具体的计算方法可Ｗ参考文献ｔｉｗ   ］   〇Ｓ   广Ｉ   ｈｖｏ  Ａｆ  此１｝ＪＷＯ  ｈＡｉ－ｆ ／   ＾簿   ／／／／／／／／／    ＾   ２ＸＶＯ  Ｋｖｉｆｖ   Ｊ／／／／／／／／／   巧基础模型 等效承台刚度基础模型   图５这里有两个问题需注意的是向和顺桥向４个自由：－１１第巧基础简化示意平面图   对于上面所述过程计算得到的是巧基在横桥   一度方向的等效刚度，对于沿着竖向的平动刚度和转动刚度，效刚度的取值对于碰撞作用下的桥梁响应影响非常小由度方向上按固结考虑；第二，在如图５－１１，因此从简化考虑所示的粧基简化图中，，其等   在这两个对承台底部中屯的   、，   自   ，第９８页西南交通大学博±硏究生学位论文  约束可Ｗ凝聚为如式（５２７．    ），其中对角线上元素表示由在该方向而在非对角线上的元素也则表示平动自由度和转动自由自由＝０   ，度之间的賴合项实际计算中，这些稱合约束项相对于对角线元素对群枯基础整体刚度的影响有限为佑度上的约束刚度，   ，因此在本例中认   ＂巧   。、  Ｘ  吟 ０  ０  ０ Ｋ   ００  ０ ０ ０   ０  ０ Ｋ  Ｋ  Ｑ  ０ ０Ｋ＝ｚ王 ｃ  ０ ０ Ｋ０ ０ｅ馬   ０ ０  ０ ０ ／？（、５２７）      Ｊ．   ０，０考虑植± 相互作用对碰撞力的影响   ５６２．．Ｐｅｎｇ  Ｙｕａｎ和樊伟分别在其博±论文中基于相同的简化方法撞作用系统简化为如图的两自船腊的线性刚度和；  ０ ０ ０   Ｃ２ＵＵ一Ｕ 々！呵１代表船舶的质量基于此简化模型－  Ｗ－，   为ｈ，为桥梁在碰撞点的等效抗推刚度，两自由度体系的振动方程＋集中质量ｌｂ，分别为碰撞过程中船舶和桥梁的广义位移撞相互作用系统写成ｉ，为桥梁结构的等效质量Ｗ２，由度线性模型将船舶桥梁相互碰   ，Ｘ，   Ｉ可Ｗ将船舶桥梁碰     ：＾忡巧   Ｉ  （３．２８）   ＾２    ＶＷＷＷ Ｗ  ＶＷＪ   Ｊ＇一２ — －－ｎ图要得到方程程（５．２８）的有用解５ＴＴｒ－口两自由度自由振动系统   该系统的特征值和特征值向量必须满足下列代数方   ，   ：＊－Ｗ［根据上式，则可Ｗ获得两自ｋ由度自由ｍ妨Ｉ  ｎ —  、１、１－ｋ、＞］Ａ＝，  ０  振动系统的特征方程  －   ！  ＊５．２９   ）   ：ｋ   、  ＋Ａ（＿２ 所２  ＝２   為０  （５－３    巧西南交通大学博 ± 研究生学位论文  第根据结构动力学可Ｗ得到此特征方程的根ｑ为   巧９９２   ：，２２ 巧诉心方程９（＝．＋＾） 具有？１＾＋２１／［化？１１＋＊２） ＋？２句－  ４阶和第即对应送该两，５－１艮Ｐ，在１＝则式抗推刚度比为也＝（５１－．写为巧可７（１＋１  《）＋／  心＾   呵巧－  么２＿  如知 私＼  ，，３１   、   ）阶频率   可Ｗ求解得到相应的特征向量   ，我们只关屯第   一、，  ７［２  巧（１＋  一（５．１／《）＋２１  －  ］４巧／   １－。（１＋１／   巧（５３３．《）   ）   多   ；  ２  口１    ＋＾［。（１＋   １  ／《）＋２  １＂］４巧碰撞过程中的能量假设都被船脂和桥梁的弹性变形吸收．３４）     《／则船舶和桥梁吸收的能   ，   ：鱼２＝ ＆ ＾２根据式（５３．巧可知比和刚度比决定将式明显一．   ：－ｉ度系统的第对于船舶与桥梁过程。船舶与桥梁碰撞点处的净位移比可Ｗ表示为ＡＡ自由 口船舶船脂的弹性变形刚度与桥梁碰撞点处的   ，  知 — ＾若令船舶与桥梁的质量比，２   ：也出１中的两自由度自由振动系统中可料认为是船舶和桥   ２阶振型的特征位移２阶振型所代表的特征位移量比为町》与＊  ＂２］  个正的实根２这两阶特征向量在图１  对于系统的两阶固有频率巧和和第二阶频率梁在碰撞处第＋＾中对于巧５３０）   （５３５）．，，＾２  巧（ｌ ＋  ｌ／《）  ＋  Ｖ口（［ｌ  ＋  ｌ／《）  ＋－  －１  （５３．   ９２ —  ｌ］４口／   《碰撞过程中船舶和桥梁吸收的能量比由船舶和桥梁系统的质量   而并不由船舶或者桥梁系统的单一参数决定   。给出的船舶和桥梁在碰撞过程中的能量比方程示于图５－１３中，可Ｗ看     船舶与桥梁系统的刚度比值相对于它们的质量比值对两者的能量吸收分布影响更。在质量比７＞１〇的情况下，   当船舶碰撞弹性刚度向接近于桥梁在碰撞点的侧向第 …Ｑ西南交通大学博± 研究生学位论文页      抗推刚度ｂ时碰撞的初始动能主要由船舶和桥梁平均吸收当船舶与桥梁的刚度比《   ，；逐渐变小的过程中在刚度比＝《０．１时该碰撞系统的能量从两者大致平均吸收逐渐转为主要由船舶吸收，船舶吸收的碰撞能大致是桥梁的，船脂弹性刚度大致在冈ＩＪ献度大致在１［２，９４１０Ｅ９Ｎ／１ｍ巧日本文的计算，０Ｅ７？左右ｔ１ｓ０Ｅ８Ｎ／ｍｉ ’ ２３，左右ｆｓ ’ Ｗ，１，具有过渡形船脂的轮船的   。具有平面船贈形状的驳船的船緒弹性   对于桥墳侧向刚度的统计己有文献鲜有讨论普通公路桥梁的侧向抗推刚度在更为严格的铁路桥梁来说倍０５６１０可Ｗ认为桥梁侧向刚度还要更大在实际船舶和桥梁刚度比《＜０．１的情况下，＾上＞＾／１１１，碰撞能量主要由船舶吸收。   由考虑粧± 碰撞能量   女预－  （ａ）图程，１５－１４给出了一５－艘１３３５ＥＥ   。   圃Ｓｆ   ｃ船舶桥梁系统刚度比和质量比对能量比影响 彻图，因此也不会影响到整个船桥碰撞过程Ｗ及船桥碰撞力＂   根据文   。－，，对于刚度要求   效应而带来的桥梁刚度变化并不能带来船舶桥梁碰撞系统能量的不同分布还是主要由船舶吸收   ，冈   帳比对能量比影响船舶桥梁吸收能量比与刚度比和质量比的关系   ００吨驳船Ｗ ２．０６ｍ／ｓ速度撞击本章基础分别采用完全固结和等效承台刚度约束两种方式。可５．５２．节桥塔的碰撞力时   看出，采用考虑等效   承台刚度的桥塔与船舶之间的碰撞力和采用固结基础的桥塔碰撞所得到的碰撞力极   小，验证了本节之前讨论所得出的结论   。西南交通大学博±硏究生学位论文５０￣４０  等效承台刚度  １１   －ｉ。心－Ｌ〇  －－４ — －－．－１－－  ｉ  」－－－－  －－－－   －    ２ ３   １时间５    一＊＿０ 图   ｉ  ；浸１       －   －   ＾ｉ１－   ￣   基础固另  Ｃ洒 ２０ ６３（ｓ   ）   采用不同基础模型的船桥碰撞力４   考虑惦± 相互作用对碰撞作用下桥梁结构响应影响上节的讨论说明了相对于采用固结基础碰撞力造成明显的影响图５－１５给出了   考虑粧± 效应并不会对船舶桥梁之间的－，本节着重讨论在考虑粧 ±作用对桥梁结构碰撞响应的影响。采用图５－１所示碰撞为作用于桥塔４，－１６给出了采用不同模型计算得到的桥梁响应与粧基础模型响应的比值相对于考虑弹性地基约束的粧基础模型和等效承台刚度模型型在一和弯矩定程度上会低估结构的位移响应（１５％和７％左右）（２３％左右），，。上与采用巧基础的模型非常接近   Ａ一ｉ２＾－－－－  —  ＾   Ａ  －＾／＼＼身 诚Ｖ？口玫    。   ＾完全固结   巧基础等效承台刚度１      ｈ＾  ；－－２     ；    ＾３〇   图   ，   采用完全固结基础的模   但是会过高的估计桥塔的基底剪力  －   、内力响应     这也间接说明了采用简化处理方式的等效承台刚度，模型可Ｗ很好代替粧基础模型进行船桥碰撞分析３，可Ｗ发现采用等效承台刚度模型在结构的位移响应和基底的。   。桥塔基础按完全固结考虑粧基础模型和等效承台刚度的桥梁塔梁结合处位移Ｗ及塔底承台处的剪力和弯矩５   页１＇  Ｓ ３０．０Ｉ  ５１      Ｎ第       ２ ３１时问（Ｓ）   第１０西南交通大学博±研究生学位论文   页 …２   ＇  ２００完全固结 枯基础  〇Ｑ等效承台刚度  弓 ｛     ，５．    １ｎ－ — ２５左ＡＪＹ＿ — 一 … －＿，＿   ｉ时间ｓ（）１１＇  －３＾＾〇〇  〇５５－１  ＾完全Ｍ巧＾础皿Ｄ等巧承台刚度固结  ｉ图础就一５－１６然而，结构的反应总是与刚性地基假定的计算   ，，考虑粧± 效应结构的位移类似于结构抗震分析定会得到偏大的基底剪力弯矩和偏小的结构位移剪力会减小，，   一船巧碰撞过程也属于动   采用不同的基础模型计算得到的结构响应不能够简单的认为采用刚性基   相互作用的地震反应的研究可Ｗ看到但是也由一，小部分会增大，从文献＾２３３关于考虑±与结构   虽然大部分考虑 ± 与结构相互作用的结构基底   ，这取决于考虑± 与结构相互作用后决定结构   剪力的振型特性与动力荷载特点之间的关系叙述应从本小节算例Ｗ及其他大量文献来看。   Ｉ不同基础形式下桥梁最大响应比值   考虑粧上相互作用Ｗ后基底剪力和弯矩变小，   ３   弯矩结力分析范畴    Ｉｌｉｉ 位巧，丄２Ｉ翻ｌｉ般增大  ｉ不同基础形式下桥梁响应时程   ５１｜，   完全固结   粧基础等效承台刚度    时间尚   图结构是有差别的－ … ＼ｉ，－ — ＿ＬＳｌ＿｝＾需要注意的是一！   〇  ｜＿争 — ■ １一，关于这部分内容的讨论，在这里不展开     。本小节虽然通过将船桥碰撞系统简化为两互作用对于碰撞力和碰撞响应的影响即对于实际中的船桥碰撞，。其实这自一无论是粧±相互作用因导致的桥梁侧向刚度合理变化，由度动力模型来讨论桥梁基础粧王相   讨论的意义可Ｗ引申至更深的层次、   ，上部结构存在与否Ｗ及其他可能原   均不会对碰撞力造成明显的影响统刚度的变化在碰撞力不变的条件下结构响应则会受到明显的影响，，然而由于桥梁系     对于桥梁系统的西南交通大学博± 研究生学位论文质量变化规律也是如此撞力时程的影响较小。第因此，这里需明确的是０３   页   桥梁系统的刚度和质量变化对于碰，但是对于碰撞响应的影响确是不可忽略的，１     。   本章小结５７．本章Ｗ结构动力学基本的模态理论为切入点为相互作用的规律动力简化模型结如下（１，，   并基于此讨论了适用于驳船碰撞荷载的振型组合规则和桥梁结构研巧了考虑粧±相互作用对船桥碰撞响应的影响．基于结构动力学基本理论数和基底剪力、）   本章的主要内容总，．。   推导了碰撞荷载作用下结构的域顶位移振型参与系，弯矩振型参与参数型对结构响应的贡献程度口。   ：）型决定探讨了驳船碰撞荷载与桥梁结构动   ，；结合一跨梁桥的动力特性分析 ３讨论了各阶振   ，   结果表明桥梁结构的域顶位移由低阶振型特别是前Ｈ阶振基底剪为和弯矩主要由高阶振型决定   ；探讨了不同振型组合规则在进斤船桥碰撞响应谱分析时的适用性对驳船碰撞荷载的振型组合规则８１１？（３（巧《＜３％乃＇〇〇／〇－７〇［成〇／－（：〇ｆｚＷｎａ， ’ ／ｚｏｗ），   并提出了针通过计算对   比发现本文提出的振型组合规则可Ｗ同时比较计算得到桥梁结构在碰撞下的域顶位移   和基底剪力（３）布规律．，、弯矩   ；基于两类桥梁，梁桥和斜拉桥的动力分析提出了适用于梁桥碰撞分析的附加两，自由Ｗ及碰撞荷载下结构振型响应的分   度单域模型，说明系的斜拉桥采用独塔作为计算结构模型便可得到理想的桥梁结构响应（中，４）．   。   对具有漂浮体   ；   采用等效承台刚度作为考虑巧±相互作用的简化形式并应用于船桥碰撞分析通过理论推导证明了考虑枯止相互作用不会对船桥碰撞为产生明显的影响计算表明考虑枯王相互效应会在应了一定程度上降低结构的基底剪力、，通过     弯矩和桥塔位移响第１西南交通大学博±研究生学位论文页０４  第６．１６      章船舶撞击作用下桥梁结构可靠度分析   概述在前面第Ｈ章至第五章相互作用过程、，碰撞力时程、本文着重讨论在确定性参数的情况下桥梁结构响应和合理的计算方法认识及结构在碰撞作用下响应的计算讨论作用时结构的安全性或者失效概率响因素众多１）２）．）技术因素自．情况，技术因素包括各种机）．   及危险因素识别是防止发生危险的最重、驼缆索、错、导航、然环境因素影响船舶航行安全的，航行与管理因素，自然因素包括降温；船体   降雨、、降雾风、、   水   ；航行方面包括的主要影响因素有船舶流量、船舶种类、   航道   ；桥梁因素桥梁结构本身的特征可Ｗ降低船桥碰撞风险及减轻桥梁船撞损失结   ，   。对于Ｗ上存在影响桥梁结构在碰撞作用下的不确定因素方法难Ｗ确定跨航道桥梁面临船舶撞击风险的安全性的结构设计理念在工程结构设计界的不断深入合考虑各阶段的多案电子器件失效，   ；障碍物分布等、５果．   ：人对船舶运行状态的控制流和潮流等气象水文特征４）的在于探索桥梁在面临船舶碰撞     ；技术状况不理想３，目对于船桥碰撞作用的   。船桥碰撞事件的发生Ｗ及对桥梁结构安全性的影   文献Ｗ认为存在Ｗ下几方面因素人为因素．要因素，。其最终，船舶撞击桥梁的   ，，是肖标性能要求前船桥碰撞研究的ＡＡＳＨＴＯ计规范中目。一，，。另一，采用传统的确定性研究   方面，   随着基于结构性能如何在桥梁结构的全寿命周期内，   综寻求保障桥梁结构面对船舶撞击事件的最优解决方   个更高层次目标   。规范和欧洲规范很早就将基于性能的设计理念和方法纳入到船撞桥梁设   具体来说，目前的处理方法桥在各种情况下发生碰撞的概率桥梁结构响防的影响。，二一般是从两方面来加Ｗ讨论是在确定碰撞发生后，一，是确定船舶与   确定碰撞荷载的大小及对   这两部分内容虽然互有区别却往往也存在着内在联系，确定船   西南交通大学博±研究生学位论文  舶碰撞发生概率各类参数的同时需借助于概率统计的方法加，１０５也同时确定了船舶与桥梁结构碰撞发生的形式，定船桥碰撞荷载及响应的部分参数也被确定在非确定性第   页  ｜总的来说。研究＾，   确影响这两方面的诸多参数存   ，   。船化碰撞作用下桥梁可靠度   Ｉ   Ｉ、  Ｔ  碰撞事故发生槪ＳＳ２＾ ＾ ２  Ｓ Ｉ  Ｓ 概 概  广  Ｉ  許 甲   ＩＩＴ Ｔ     止 Ｉ  ｐｗｗ崇主Ｓ 两卢桥因揉結 § 遍为境候   ｊ；结构结构   响应 抗力   概率概率   率 率    碰ａ导致下部构件失效概率   Ｉ因  Ｉ  ＾５    撫＞１   Ｉ桥梁塚Ｉ￣￣（   岛￣１   ｊ、 — —  望璧 ’   Ｖ＾   环境  Ｉ  Ｗ ＾   条件＾ ＾ — Ｉ —   Ｉ  Ｉ  ｊｒ碰撞位ｋ ｒ船桥－ＩＩ＾撞力   Ｙ ＴＴ   撞图本章首先介绍行讨论。．－１撞速撞     吨马因   吃船桥碰撞桥梁可靠度计算思路   前在船桥碰撞可靠度方面的长期Ｗ来的其次基于前述提出的简化荷载模型和简化结构模型度的分析方法６２目６角，最后通过一实桥算例加说明一，些代表性研究成果并进   提出一种船桥碰撞可靠     。船桥碰撞可靠度研究现状   对于船桥碰撞问题非确定性的认识由来己久始于船船碰撞研究－。１９７４两船舶碰撞的理论概率ｉｔＭ年ｌ。，ＦｕｊＭａｃｄｕｆｉ值和船舶损伤概率之间的关系曲线计指南》时，１７０年代对日，   计算了航行中本东京湾船舶搁浅、失拉己及     并构建了船舶撞击力与可承受最大碰撞力之间比，１然而最早的船桥碰撞风险性研究却   基于船舶之间碰撞的统计结果等在上世纪两船舶碰撞概率进行了系统的研究，２＾２７在１。ＡＡＳＨＴＯ由于缺少相关船桥碰撞调查研究数据船舶撞击损伤概率曲线的相关研究成果。１９９１年，，编写１９９１版便借鉴了Ｆｕ奥尔逊ｊ、《ｉ公路桥梁船撞设   和Ｓｈｏｂａｒａｉ   关于弗莱德逊等人又对丹麦大   第 …６西南交通大学博± 硏究生学位论文页     带海峡连接线上的桥梁进行了比较方案的风险评估，确定船舶撞击荷载。９９５１年   奥，   丽桑连接线咨询公司对跨越丹麦与瑞典间的奥丽桑海峡大桥进行了船舶碰撞概率模型Ｗ研究   。在提出基于简化时程荷载的船桥碰撞可靠度计算模型前船桥碰撞概率研究义及桥梁倒塌概率研究Ｌ计算方法进行简单的介绍和讨论６２．．了基于相同的分析思路 ’ ２９年概率表达式如式（６．１）所示失效年失效倒塌概率之和）ｆＦ１）一］。，这其中众多的模型与美国保护措施调整系数每类船舶年通行频数船舶的分类。撞船舶的类型   。（  ＝ （Ｎ乂ＰＡ，一ｆ（？）（ＰＣ）（ＰＦ）  （６１．   ）   ；   ；，表征发生偏航后船舶撞上桥梁的可能性大小７   ；   ；   。Ｖ确定   般需考虑Ｗ下因素装载状态，船舶总长船舶类型驳船或者轮船：（，对于不同的桥梁下部结构，）（其倒数则为桥梁倒塌的重现期，偏航桥梁碰撞桥梁后发生倒塌的概率排水吨位等   规范都是   ；船舶碰撞的几何概率上行或者下行ＡＡＳＨＴＯ桥梁结构的倒塌概率应该是各个控制桥梁结构安全是否   桥梁结构的年御塌频率，船舶的偏航概率 — Ｕ２８相关学者提出了众多不同的     。为每类船舶的年通行量 — ３内最终计算出桥梁结构的年倒塌频率，ＡＦ上式中 ’ 世界范围，规范计算处于航道中桥梁构件受到桥梁碰撞荷载作用下结构发生倒塌的   ＡＡＳＨＴＯＰＣ   。即基于条件概率思想将船舶碰撞桥梁的失效概率分解为众多事   ，件同时发生的可能性之乘积尸ＧＷ及基于等效静力荷载的船桥碰撞可靠度   ，估计船舶碰撞下桥梁结构的可靠度关于船桥碰撞的风险分析模型ＷＰＡ   本节首先对之前介绍的船桥碰撞概率研究   １为 — ，船舶宽度，，吃水深度，），载重吨位船緒高度由于航道深度的不同也会因此对于桥梁不同的下部结构，一各类船舶的年通行量，，在航道中   船脂形状   ，   定程度上决定碰也会不同   。西南交通大学博±研究生学位论文  ２）船舶偏航概率偏航概率／鮮一般可Ｗ通过统计调查或者近似的处理方法加Ｗ确定进而得到船舶的偏航概率，船的两到Ｈ倍之多ｔｉｓ。一段时间内   。对事故发生水域的船舶航行数据   ，根据历史数据统计   驳船偏航的概率往往是轮，ｉ   。由于统计方法往往需要较长时间的详细调查数据这对于事先没有船舶航迹调查   ，数据的航道水域进行偏航概率估计是比较困难的基于此根据历史调查资料，，给出了确定船舶偏航概率的经验公式ＰＡ  ＝上式中次年／欠Ｓ — Ｗｃ — 欠ＪＣｚｒ一船舶偏航基准概率 ｛如式巧巧所示，Ｂ，）ｉＲ，）｛对于轮船，Ｒ，一）（Ｒ，，般取ＡＡＳＨＴＯ     ：Ｒ）（＾）  Ｘ０６．１（Ｔ＊次年／，驳船取１．２桥址修正系数Ｘ＂１   ＊０   参数的具体确定见文献，关于船舶行驶密度的修正系数１．６／低密度区域取，１．０平均密度区域取，１．３，密度较     。＞   确定Ｇ几何概率实际上描述的是基于船舶偏航情况下船舶失控撞击桥梁的条件概率本学者日研究Ｐ、．垂直于航道方向的运动修正系数   句几何概率屯６２）   平行于航道方向的运动修正系数   高区域为早由（   ；一－ｉ？斯，   页０７１   确定Ｍ统计调查方法就是通过在相当长的进行统计第  １，３２  ，ｍ ’ ＩＦｕｊｌｉ２６ｉｉ２５ Ｉ２９ １３〇］ ’ ’ 据出进一，并假设航道内的船只为均匀分布的步深入线为对称轴的正态分布描述只的总长ＬＯＡ，，，   最后面随着相关学者的     发现船只在航道中的航道分布近似可Ｗ用Ｗ航道中ＰＧ为正态曲线的标准差的确定与船舶的宽度。，的大小则为正态分布中阴影部分的面积（７。其中正态的分布均值则取为航道中屯线的坐标、，桥壞宽度及船舶与航道夹角相关   。。，   船尸Ｇ   第１页０８西南交通大学博±硏究生学位论文     Ｉ    Ｉ   舶Ａ Ａ５  陳   航道中屯线、 ｆｉ ＪＪ＾Ｂ正态分布   Ｉ＼  ２Ｂ１／２   碰撞区域   Ｉ   Ｘ   航道中屯线距碰撞域距寓   图保护措施调整系数４）户ＦｉＦ＞梁０，－是为了调整由于桥梁防撞设施的存在对于桥梁下部结构的保护作用１００％不可能受到船舶碰撞威胁对于采取保护措施的桥梁结构，则ＰＦ可Ｗ通过下式计算对于式（６．欧洲规范叫中八［３６］：：的确定步：取值为１．０，。   如果由于则保护调整系数   则ＰＦ对于其他部分提供保护措施的桥   ，＝－１将在提供保护比例ｘ节进行介绍６２２．ｌ．ＯＯ％ （６３．   ）   。对于桥梁结构受到偶然荷载的危险性分析也给出了类似范的条件概率分析思路一ＰＦ，，，   ：尸护第   计算几何概率示意２确定   防撞结构的设置桥梁下部结构为６欧洲规范对于评估结构安全性的分析步骤如下估计不同类别极端灾害不同程度发生的可能性大小ＡＡＳＨＴＯ   规   ；   ；第二步判断在确定灾害类别和程度下造成结构不同程度损坏及造成相应后果的   ：概率（）   ；第Ｈ步：评估给定灾害作用下损坏结构可能发生不适于结构目标状态的概率   。西南交通大学博± 研究生学位论文  獨   页 …９   匯：：ｐ — 第    ｙ皿祖   急似 似 似   图６３－軟洲规范关于风险分析步驟的示意图   结构在承受各类外界作用情况下的危险性可Ｗ通过下式得到Ｗ＝  巧茂｜＞Ａ帖施Ａ（）Ｃ促）   ：  （６４．   ）｜＇ｉＶ／Ｔ－ — ＝１  Ｊ Ａ不同种类不同程度荷载的总数＝   １   ；结构不同荷载可能发生损坏的总数损坏结构可能存在的不利状态总数如巧如巧巧｜ｐ（第一）＆ＡＩｃ（＆）／一）－）－第种灾害作用的发生概率对于给定第   ；   ；   ；种灾害作用下结构发生第／对于给定第ｙ种损坏情况下结构出现第Ａ种不利状态下结构失效的概率若要采用式（６４．）相应的船舶撞击事故。种损坏的概率ｊＡ种不利状态的概率计算只在船舶撞击下桥梁结构的危险性从而得到的失效概率大小，，则危险事件好则只包含   ，而是假设在   。欧洲规范并没有采用Ｗ上基于条   ，一定时间内事故的发生为泊松分布对于受到撞击荷载作用下桥梁结构的失效概率，   ，可由下式     ：Ｐ＇ｉ；Ｖ — ＾等于ｎＡ巧－１尸ａ）， — （ｒ）＝   Ｎｆ巧Ｆｗｄ  （ｘ）＞Ｒ｝ｄｘ  在考察时间内发生碰撞事故的总数为在单位行进距离内船舶失去控制的概率通过人为干扰被避免的概率Ｘ  继而便可求得桥梁结构在碰撞作用下的失效概率，件概率的做法来得到结构的失效概率数量；；ｒ，其中船舶发生机械故障或者不可逆转错误时沿航行方向的坐标   ；ｎ   ；６５）   ．（为单位时间内船舶   为计算所考虑的时间   。通过动力分析得到的船舶撞击力   ＊  在确定具体灾害对于造成桥梁结构失效概率时得到   ；；尸。为碰撞     并第１１０西南交通大学博± 研究生学位论文巧     一结构抗力   。如果考虑船舶在航道横向的分布图６４）ＰｆＦｄｙｎ（ｘ＾）－  在点Ｏｒ＞０，（Ｔ）＝   Ｎ＼Ｐ｛Ｆ则式－（Ａ？（上失误船舶的撞击力ｘ，ｃ图在欧洲规范中．ｙ）＞Ｒ｝ｆ，（ｇ，可根据Ｆ４，对于式（６６４－．Ａ：，为船舶刚度７７）写为便可ｙ）ｄｘｃｆｙ（ｘ，？ｙ） ＝   ；   ｖ（ｗ，ｘ，＿ｙ）＾／为船舶质量船舶撞击桥梁失效概率计算示意图Ｐ巧中船舶横向分布＾得到（６６）   ．ｖ（ｘｙ）   ，，   。Ｓ   １碰撞速度的选取，生碰撞事故的总数等参数的确定没有给出明确方法，在考察时间因此公式的实际使用存在，一内   发   定的   。国内学者对于船桥碰撞概率的研巧起步较晚航道桥梁的特点，舶航迹的统计特性也做出了，结合一偏航概率，，ＡＡＳＨＴＯ但是近些年来许多学者结合我国跨   。年２０００，航道与桥梁夹角，及航道弯ＵＷ，在给定偏航角度的基础上戴形宇采用人工神经网络。曲度这四个参数作为输入变量估算得到船舶撞击桥梁的概率撞下的安全性做了系统性的工作，ｔＷ，。耿波、，，，可Ｗ得到船舶的     最终通过各影响因素桥梁跨径，、水流流速Ｗ长江和黑龙江上１２提出了改进的；在碰撞概率问题研究上ＫＵＮＺ   、座桥   王君杰等学者对桥梁在船舶碰   提出了我国桥梁船撞安全评估系统的总体框架于部分收集资料建立桥梁船撞安全评估数据库变化及船舶横向分布的基础上   黄平明基于直航路上船   中关于船舶碰撞概率的条件概率思想Ｗ及ＫＵＮＺ停船距离分布Ｗ及偏航情况下船舶碰撞桥域的概率得到船舶的碰撞概率梁作为样本，些具有代表性的工作模型关于确定船舶碰撞桥域概率的方法乘积６５  为在点〇如上失误时船舶的撞击速度困难（模型Ｐ７１   。，，   基   在考虑水位西南交通大学博± 研究生学位论文  ．对于船桥碰撞倒塌概率的规定和计算和１１   页１桥梁倒塌概率研究   ６２２．第  Ｃｏｎｓｏｌａｚｉｏ的失效概率一种方式就是通过直接的计算，发生的碰撞作用下倒塌失效概率行介绍一：是Ｗ规范   ＡＡＳＨＴＯ等通过大量分析得到的倒塌概率曲线形式来确定得到桥梁在碰撞作用下   另外；前主要两种方法目，Ｗ下将对。目得到具体分析的桥梁结构在可能   ，前船桥碰撞倒塌概率计算方面的方法进     。倒塌概率ＰＣ是计算桥梁结构年失效频率的重要组成部分它表征在碰撞发生情况   ，下结构倒塌失效不能完成预计功能的概率关于船舶碰撞损坏的研究中得到ｎｑｔ在，规范中ＡＡＳＨＴＯ。Ｆｕｊ的研究中ｉｉ船舶之间实际的碰撞力与可能发生的最大碰撞力之比的计算公式是从ＰＣ横坐标为桥梁的抗力与船舶撞击力的能力需求之比值ｉｉ   确定损伤概率指标被定义为   ，对应于桥梁结构中，ＦｕｊＰＣ的确定   ，－鄭孽５   。化６     ＼？０４  愛 ．０２．   ＼   ＼    ＩＬ０  —      一０  ０２  ０４  ０６  ０乂  １ ．．．极限抗力（Ｈ）／船舶碰撞力（Ｐ   ）ｊ图６－５ ０尸Ｃ＿－  ＡＡ細ＴＯ，＋  ９／／－＂规范通过如构倒塌之间的关系１ ｜｛ＡＡＳＨＴＯ．ＡＡＳＳＨＴＯ（６７）．（０／ — ．１ 户Ｂ）戶占） ０＜  ０Ａ／／＜，户／ｓＨ／１０１时，Ｆｕｊｉｉ，   ｌ１  ；（２）．０．由于该公式是从船１，这显然与实际情况不符；（１）．－ＡＡ組ＴＯ（３）．６７）   ．规范中倒   船碰撞的研究中得到，，，   并   图例如图中当抗力碰撞   意味着碰撞力比抗力大；（逐渐发现了   ，提出的船舶之间碰撞损失概率的表达式的修改提出的桥梁的倒塌概率只有％的概率失效．确定了船舶撞击力与桥梁结   规范中倒塌概率表达式中存在几个不可回避的缺点化＜〇Ｐｂ＜中桥梁倒塌概率的累积概率分布在某些情况下与常识不符５力比值为有／   累积概率分布所确定的倒塌概率表达式不是基于船桥碰撞的研究而得到的－／／ＰＣ然而经过许多学者的研究和长时间的工程实践塌概率的提出是基于对６规范中倒塌概率ｊ／１０倍，   桥梁结构只既有船舶碰撞力的确定与实际碰撞差   第＂２西南交通大学博 ± 研究生学位论文巧  别较大这也给式，（    的使用带来了问题６７）．   。给出的船撞桥梁倒塌概率曲线可Ｗ认为是ＡＡＳＨＴＯ它从概率意义上定量地刻画了工程结构的抗船撞性能概率ｆＣ的缺点采用，某些情况下会得到Ｃｏｎｓｏａｚｏｌｉ一些极为不合理的结果及其合作者基于行賴合动力分析（ＣＶＡ）的倒塌概率曲线Ｉ，限于。   。身对驳船船能变形刚度自船撞分析简化算法，对美国佛罗里达州内， ■ ［１１座跨航道桥梁进   ７產  。４．｜座的桥梁结构   ７  ＰＣ＝２．６－   中５   。    ．船撞分   １ｒ ０６，座桥计算得到的倒塌概率曲线与采用如图７推荐的倒塌概率计算方式进行了对比Ｕ   ，给出的桥梁倒塌   ＡＡＳＨＴＯ得到了基于拟合的佛罗里达州通航数据和这并将所选，种桥梁船撞易损性曲线ＰＷ规范给出的倒塌概率曲线进行桥梁抗船撞性能设计在   ＡＡＳＨＴＯ析简化桥梁结构模型等大量的研究准备工作ＡＡＳＨＴＯ一，Ｅ３３＂－  〇ＤＣ／０６ｅ   ＼   Ｉ   Ｉ   ／   ／   ０２．０〇 ０．２ ０．结构需求图６－／＾二５Ｃｏｎｓｏ率公式与的。ｌａｚｉｏ通过与ＡＡＳＨＴＯ。  叩２ＡＡＳＨＴＯＤ）／结构能力（   １Ｃ） ．；５３Ｘ１〇。  ．６〇。［／叩，对比的结果表明，〇＜ＰＣｓｗ ＜ １ＩＩＩ   ）  从整体来看，其提出的改进倒塌概率公式与这说明在总体水平上范推荐公式相近的桥梁倒塌概率的改进公式可ＬＵ．，一定的理论根据提供更为准确一给出的倒塌概   ＡＡＳＨＴＯレ验证了其改进公式的合理性然而。，   规因此与从船船碰撞借   －，对于具体桥梁船桥碰撞设计可致的可靠度水平ＡＡＳＨＴＯ于其倒塌的概   由鉴得到的倒塌概率在具体桥梁倒塌失效上存在巨大差异也实属合理公式具备６８   ）   其提出的改进倒塌概，其改进的倒塌概率表达式可ッ得到与，率的曲线是根据大量的船桥碰撞分析判断结构是否失效得到的ＡＡＳＨＴＯ（   推荐的倒塌概率公式对于多座桥梁整体的倒塌概率估计是较为接近但是对于每座巧具体来看率差别较大ｉ６〔．．（提出的修正倒塌概率曲线说编自文献６  Ｃｏｎｓｏａｚｏｌ４ ０６ ０８ ，ｔＵ。由于认为   相比于Ｃｏｎｓｏｌａｚｏ   ｉ   。欧洲规范对于船舶与桥梁发生碰撞下桥梁的倒塌概率并没有给出如ＡＡＳＨＴＯ规范   西南交通大学博±研究生学位论文  中类似的倒塌概率曲线概率的计算依赖于如式也给有给出判定结构倒塌失效的规定和计算方法，（６５．）中碰撞力Ｆ与抗力的比较来确定失效概率欠耿波在对桥梁船撞概率计算模型深入研究的基础上构抗力Ｒ分布进行对比数的基础上［１３２］等人基于改进的得到，了算公式不同，．一Ｆ — ｍ和（６．１０）中结构的动力反应系数 — （ｍａ）＝，，Ｆｗａ） ，巧ａ — — ）  （１ ＋  ／ｆ）００２４．巧Ｆ — ）｛Ｖｍ）＾＇．  ０＋   ／／）００２４（Ｆ＞？．＾  ２＝，    构建了基于和式一（６．１０））。并综合考虑   吨位的船舶Ｗ（６．１１）考虑。 —   定的速曹映激方   ｃｏｓ（ａｒ）。ｓ）ｉ   （  （ｎ（ａ）（６６９   ）．．１０）   １１   ：   ；   ；，ｍ，ａ＝）    。Ｐ（Ｖｆ（ｎ），）Ｐ＾船只按照该速度航行过桥的概率该吨位船只通过桥梁的年频率），   不同之处在于两人所采用的碰撞荷载计。  （ＡＸｗ   。都是基于确定碰撞力参数的概率分布和等效静力碰撞   ，ＰＶ，６９）（联合概率函数可Ｗ按式船舶碰撞方向与桥梁轴线法线方向夹角上式中对于失效   在考虑了碰撞角度和结构动力响应放大系   ，联合概率函数来表达某，，   ；船舶碰撞吨位ａ 一参数的定义如下，船舶碰撞速度一   页３   。Ｆ６９）公式ｎ得到船舶撞击力的概率分布，｛（用，Ｆ＾Ｖ式ｉ个桥域上的概率法与耿波方法的思路大致相同荷载计算公式Ｗｏｓ（一１   。船舶在横桥向和顺桥向的碰撞力式影响船舶撞击的各种概率因素度和撞击角度撞击上１通过等效碰撞静力荷载与结   ，对桥梁遭受船舶撞击后的安全状态进行了研究，等效静力荷载的船桥碰撞可靠度计算框架曹映激第  ｍ）Ｐ（ａ）Ｆ，６．   ）   ；   ；该吨位船只通过桥梁时偏航的年概率船只偏航时发生不同角度碰撞的概率航道发展系数（   ；   ；   。   采用这种基于等效静力碰撞荷载计算公式来研究得到船舶碰撞力概率分布的方法，并据此确定结构在此种荷载分布下的可靠度指标。这种方法相对于传统的确定性   第１１４页 西南交通大学博 ± 硏究生学位论文   设计方法有所进步结构的准确响应Ｗ及航道定的不同自。．   并且他们确定碰撞力的过程并未考虑不同种类船舶在航道中的分布然情况对于碰撞事件的影响Ｃｏｎｓｏ，ＭＣＭＣ（ＭａｒｋｏｖＣｈａ  靠度ｉｌａｚｏＣｏｎｓｏｌａｚｉｏ娘拟方游在本节，靠度分析模型梁结构响应方法中一，。，，米用子集模拟的     分析了驳船撞击多个桥激结构的可１，，单次分析效率较低，。由于采用稱合动力分析方   ，可Ｗ准确   虽然采用效率较高的抽样模拟方法、曹映激和Ｃｏｎｓｏｉｌａｚｉｏｉ ’ ［   ，３７ｉ ’ ３２］各自   建立的船桥碰撞碰撞可   采用碰撞时程荷载作为外部输入对桥梁结构进行瞬态分析继而得到桥提出了基于简化碰撞时程荷载的船桥碰撞可靠度分析方法些关键技术要点进行介绍，   Ｗ下将对该   。   为了计算得到各种船舶针对对跨航道桥梁的碰撞，势必需要不同种类的船舶碰撞荷载时程样本备可行性；另一方面，，   然而对于航道中运行的每类船舶对于具有相同吨位等级的同类型船舶般也具有类似的动力变形特性。上考虑基于，对于具有流线型船縮的轮船等船型因此对于轮船的撞击荷载，，，目   前来讲不具船舶结构特别是船館部   将航道中运行的船舶按照第分别针对轮船和驳船撞击桥梁的情形用不同的荷载模型计算船舶碰撞作用下的结构响应，。并回归得到半理论半经验的理想时程荷载模型从的分类方法分为驳船和散装货轮两类方法，   。笔者结合耿波进行大量有限元计算一 ’ ＣＶＩＡ）   然而采用賴合动力分析方法必须在分析过程中进行船舶和通过航道水域的船舶种类繁多位   一   简化时程荷载模型１概率＂３ ＂４（的可靠度分析过程充分考虑了船桥碰撞过程中动力相互作用整个分析过程仍非常耗时．采用賴合动力分析方法并最终得到了驳船碰撞作用下桥梁的倒塌概率曲线，桥梁之间的稱合迭代计算．ｉｎ  Ｍｏｎｔｅ  Ｃａｒｌｏ反映船桥碰撞的动力特征６３因此得到的可靠度计算结果仍与实际存在，   。如前所述，在很多状况下并不能计算得到   ，   基于简化时程荷载的船桥碰撞可靠度计算方法６３法但是由于等效静力荷载的局限性，，采用第，３   章分别采     。   本文并没脊着重讨论其简化时程荷载的生成４章４８．节补充推导得到的欧洲规范关于内   河＇西南交通大学博 ± 研究生学位论文  轮船碰挂理想荷载模型碰撞荷载时程了由于第，对于驳船。４．（（（（Ｗ１＾１＾１下，一章建立的基于动能动量定理的简化驳船   ４，   为小节将对发生斜撞情况下驳船碰撞峰值力的折减   横漂船和船侧碰撞３船头正挂桥豫）可３归为   ；   。一类，且情形其中主要的原因是在多数情况下４一，上述所列的撞击情形，发生时的特殊情况船身和船尾碰撞桥域的概率较小，（，，１由于航道与桥梁结构轴线夹角化不再明显（船舶航迹线与桥轴线非垂直）。值増大，ｕｓ   二ｉ   。一、   发生定角度与娇   研究了在不同碰撞角度下驳船   文献各个桥壞宽度下碰撞峰值力与碰撞角度之间的关系碰撞力呈指数形式降低，并采用指数函数形式   ，，在超过并可Ｗ得到Ｗ下规律一   ：定角度后碰撞力的变     ；随着壞宽増加正撞时的碰撞力和超过２）航道水流作用、及其他影响因素决定了船舶在绝大多数情况下是随着碰撞角度的增大）ｔ，   只针对正撞作用下船舶撞击巧梁结构的情形而船腊Ｗ准静态速度撞击不同宽度矩形截面桥墙下的最大碰搶力（前＃桥碰挂的研巧   船贈与桥域碰撞导致的撞击后果要远比船身和船尾碰撞严重，碰撞前的人为控制回归得到了目。和撞   １而对船身侧撞娇壞或者船尾碰撞桥墳情况研究较   章提出的简化荷载模型嶺结构发生碰撞一是由于相对于船緒碰撞然而在实际碰撞事故中，为情形３主要集中于船脂与桥壞碰撞的情况前述第   ；对于本文研究的具有平面形态的驳船船脂，   ：   ；横漂船侧撞桥增４）下四种情形船头部分斜撞巧壞２）击情形提出采用第将船舶撞击桥梁下部结构分为直航前进船舶）实际上，，   。文献少   页   考虑碰撞角度的驳船碰撞力折减６３２．５１１章建立的驳船碰撞荷截模型只针对驳船正撞桥增的倩况适用于可能发生的斜撞情形进行讨论第  一，   定角度时不再明显变化时的碰撞力差   。   采用指数形式对不同角度下的碰捏力进行回归深刻地揭示了碰撞角度对碰撞力的影响程度，这一影响在尺寸较大的桥徵中更为明显角度碰撞桥梁下部结构承台的碰撞力进行了分析，。陈诚也对多种吨位船舶Ｗ不同     采用折减系数对船脂正撞承台的最＇第西南交通大学博±硏究生学位论文页     大碰撞力进行修正从而得到Ｗ某个角度斜撞承台的最大碰撞力文献ｔ材料硬化ｓｗ在获得不同角度碰撞力时采用的准静力碰撞方式关于碰撞角度的碰撞力折减系数是从轮船与承台碰撞而得到因此。本文结合两位学者的研究方法，宽度不同角度的碰撞峰值力折减系数正本小节中．也并不是很适用本文的   ，首先得到在准静力碰撞情况下不同   ，然后对前章中得到的简化荷载时程模型进行修   ，化６ ０，，．采用前述研究的驳船的船緒部分有限元模型，四种情形８碰撞力折减系数  Ｉ  ＾  ）（０８Ｉ   ａ＝）（！  ＾   ，  ３￣Ｉ．  ａ＝〇２．Ｉ￣  ０Ｉ￣￣计算值０．８  ａ＝０＝〇．４  回归值ａ    ＼ ‘ ：？－乂－．！ — －－－半－－－ — ＾  — ．   ４扛－－－－－：＾  Ｉ１  Ｉ  １   — １  ０２－．４心Ｉ  ：Ｉ   １   Ｉ  １ — －    １   Ｉ   — Ｉ 二   罕 Ｕ午 午  〇Ｉ     Ｉ  １！  １  Ｉ 〇０  ０  ２０  ３０  ４０  ＿  ［、      Ｉ   １－１  户（ＩＩＩ  １Ｉ，ＩＩ１１  ＇＇Ｉ１ ■  攀     秘０４  巧      ．？  ｛＇     Ｉ６１  １ °  ＇．  Ｗ ！  Ｉ ０１Ｉ１  ＾ ＾ — Ｔ  １   ｝   ＿１０２Ｉ－．１．得到了各个宽度下Ｗ碰撞角度为变量的   ，      載 Ｉ〇〇＇）（  ．－４５Ｉ回归值雌０６世 〇２？    Ｉ０ 计算值．樂 粒 ０４０选取碰撞宽度比为，   。  氣 ° ° 撞击角度从，  ＩＩ巧陈诚回归得到的   。   从而得到更接近于本文研究情形的碰撞荷载模型，０４   未考虑碰撞速率引起的，因此得到的碰撞力与真实碰撞情况下的碰撞力存在差别，研究情形   。 —  ０ １１  ０１  ＞   Ｉ    —  ２０ ３０ ４０   碰撞角度０  碰撞角度０ １     ￣ｆ  ３Ｉ  ￣１Ｉ＾  ＾ＩＩ  〇 计算值Ｉ０．８   回归值  ａ＝載 雌 ０６斗Ｗ   ａ〇６ １  雙輕 ０？Ｉ．８４ — ｈＩＩ   Ｉ  Ｗ０．６     ＇１ｉ  蚁 ０＾＾、。１〇 — １   ４．４－＝０８．值   ■  ａ二０８ ．．２     １１   ！   ＾１   — ｆ１１  ＾ ｏ ０  ；１     １ｉｌ        ■ Ｔｒ１１；￣＂Ｙ ｕＶ  ￣０  耗於      ＩＩ  ０ａ（Ｉｌ  ｒ５＊ｉ  Ｔ？ｉｉ    ｊＩ    回归Ｉ   化２计算值０Ｉ   數  ｊＩＩ，。．    ＾      巡  ￣  １  １￣．１  Ｉ￣Ｉ０－１．￣    ０６．＝１１   ￣    ＩＩ  １１Ｉ  １  １   ０  巧Ｃ＂■ ￣ｉＩ   Ｏ      １        ０ ２０ ３０ ４０ ０ １０  ２０ ３０ ４０   碰捶角度目  碰撞角度目 图对于图６－７６－７各个角度下碰撞峰值力折减系数   中碰撞峰值力折减系数随碰撞角度变化曲线的拟合用的指数函数形式进行拟合ｆｍ函数的形式如下，ａｘ  如Ｖ  ，ａ如＝ｆｍａｘ（，采用文献ｔｓｗ中使     ：所Ｖ《０）Ｘ，，，   Ｋ；（ａ，巧 （６．１２）   西南交通大学博±研究生学位论文  ７（ａ其中ａ，巧＝  ａ（Ｋａ）＋６（ａ   （ａ）ｘ为与碰撞宽度与碰撞角度有关的碰力折减系数７，有关的指数函数系数表６６，＞第为碰撞角度变量０  ｌｆ，１分别绘于图中并采用式（６．１４）（ａ＝々ａ  ＋    ６Ａ）？＋，１    Ａ    系数ａ０４ ００６ ０．．０＾  ０系数ａ  ＾ ０２７５９６１４７４０ ０．１３４９６．１表．．７２３３６ 五８５０２０   ０％５０３ ０８８．１２２  ６－－５７６８０   ４６２．－．７５２１   Ｃ  ０．  系数ｂ  ．－５．１７６   ８   ５３３８   ６２３９８２．    折减系数表达式系数回归值２＂   ￣回归项 Ａ 化 Ａ ａ ０．０８９ ００．ｃ－１．ｂ ０９７９．１１１  ８－３  ００９８ －．－． ０．６９１００８８   ００８４   ． ０．３８   １  ０３  ．  ｐＩ  １  Ｉ  Ｉ０９５  ．  ｐ１     十 ＼０２５  ＼．：  １４ｔＩ；＼２    — Ｉ  ＾ —  ＼１５  ｛  寂０８５．１  ０７５．ｔ０２． ０１．１  ４ ０６ ０．  ．８１ ／ ／  ）Ｉ  ｏｙｆ     Ｉ  ｉＬｊｉ－Ｉ１１   Ｉ    ］   ｌＩ       Ｉ — ｌ       Ｉ＾ＩＩ    ｛ｉ    Ｉ１    ．  ０Ｉ   —   Ｉ－！  Ｉ  — ：       Ｉ     Ｉ／  ；  Ｉ－！丈．ＩＩＩ — ０８    ＬＩ－．   Ｉ  １   Ｉ＊；Ｉ  Ｉ  Ｉ０  －Ｊ     Ｉ；  Ｖ  ．  １ＩＩ   Ｉ   ｌ－．   ’   ＩｌＩ雌＼     ；００９ Ｉｔ     ＼峨ＩＩＩ１＋  ＼；擦 〇Ｉ         １Ｖ－．ＩＩＩＩ６．Ｕ   ）将系数回归值   ，不同宽度比下碰撞力折减函数系数回归值－（   。  碰撞宽度比   巧７   。对指数函数的系数进行拟合／表１   分别为与碰撞宽度比６ Ｃ，列出了在各个宽度比情况下指数函数中Ｈ个系数的回归值－１  ．２ ０．４ ０６ ０．碰撞宽度比ａ 碰遣宽度比ａ   ．８    １（６．１４）   第ｎ西南交通大学博±硏究生学位论文页ｓ  －    ２ｐ   ．－ — 十 … — — ０２．Ｉ ０ — ．ｉ   — 下ＩＬ７ …  乂  Ｉ  ．   １旬磊  ．   Ｉ —   — ４ ０６ ０８ ．．   １碰揉宽度比ａ   图６３．．６－８   折减系数表达式系数回归   简化桥梁结构模型３可靠度分析不同于Ｗ往的确定性分析通过单次计算便可得到关于结构响应计算期   望的结果，为了得到结构响应的超越概率需进行多次结构分析计算次计算效率便成为桥梁船撞分析中至关重要的环节减少结构的计算析中一，自由度缩短单次分析时间是，）会大大提局章５化动力分析模型。节５６．，．。）在保证关屯响应等效的情况下、，，   ，由于船桥碰撞分   因此对结   ，碰撞分析的效率就   分别建立了梁桥和斜拉桥两种最常见的跨越航道桥梁的简   建立了附加两，自由只考虑桥塔便可Ｗ得   ，如果考虑纵桥向碰撞的话只需考虑纵向的刚度贡献度的单壞模型如果要考虑纵桥向的碰撞可用．个比较有效的方法通过之前的讨论可Ｗ明确对于漂浮式斜拉桥到较为满意的结构响应６３４在满足结构响应计算的前提下   。在本文第，因此如何提高单   般最为关也的是碰撞桥域谐的基底内力响应和墳鹏的位移响应构的其他部分做适当合理的简化式桥一。，一考虑了上部结构质量和刚度的贡献，弹黃来模拟桥梁的纵向刚度贡献。对于梁   同样地，   ，   。船桥碰撞参数的确定   １）．   船舶流量调査统计桥梁在船撞作用下的可靠度计算首先依赖于桥址处船舶交通流量的统计前所有的船桥可靠度计算都是基于如式击的失效概率，（６．１）的条件概率思想计算每一，由于   目类船舶与桥梁撞   继而通过求和确定桥梁在所有种类的通航船舶碰撞桥梁可能发生碰撞   情况下的倒塌概率。因此船舶交通流量的统计必须确定每类船舶通行的典型上下行通   西南交通大学博± 研究生学位论文  航速度载重吨位、及通航孔道的通行航线规划２）．船型尺寸和通航频次、，一定范围内分布中ＡＡＳＨＴＯ和文献文献。通过船舶流量调查得到的船舶速度   ，。然而对于实际通航船舶？ｂ    图化Ｘｉ船舶撞击速度１  ＾      ：ｉ  ＇  ６－９   ？   ）船舶撞击速度分布   最小撞击速度   ；   ；船舶距碰撞桥墳距离 —   。   ；船舶典型通航速度一一   ９   ： — 一－   ｉ船舶航迹拒航道中私巧离ｂＪＣ６    ｍｉｎ  Ｆｗ。其航行     ｎ概   巧？Ｆ Ｆｔ，在确定船舶的撞击速度时都是根据图规范关于船舶撞击速度的规定进行相关改进得到ｙ —   页９船舶撞击速度   速度是在Ｆ１   。般为各类代表性船舶的上行和下行典型通航速度图中１除此之外还应确定不同类型或者吨位船舶   船舶撞击速度是影响船舶撞击力的重要因素一第  距航道边缘距离距航道中屯线、   ；   ；３ＸＬＯＡ耿波在其研究中认为梁其航道宽度为一具体值，距离采用一，   。ＡＡＳＨＴＯ旦确定出碰撞计算所用的典型船舶速度只依赖于船舶的典型通航速度南京四桥的观测资料分析所得结论从正态分布特征Ｃｏｎｓｏ的方法。ｌａｚｉｏ，等规范中关于船舶速度的规定Ｆｔ，和最小撞击速度１１］，。，对于特定的桥     则确定船舶的撞击   根据其对Ｈ峡跨江大桥和认为船舶的通航速度和航道的平均水流速度都服   因此船舶的撞击速度也服从［Ｆｍ，，一定的正态分布   。   在其研究中建立了在现有规范框架下确定船舶撞击速度更为合理他们的做法是，定所选定船舶的通航速度首先在每次抽样确定了分析船舶和碰撞角度后、全长、船宽和碰撞角度，然后根据ＫＵＮＺ，模型首先可Ｗ确   则可   确第１西南交通大学博±研究生学位论文巧２０     定船舶的航迹线距航道中屯线的距离、性的节１撞击速度因此图，最后，６－；Ｃ又由于其认为船舶在航道中的最小航速为确定   ，确定船舶撞击速度所需的参数都己具备９根据国际结构可靠度联合委员会，的对数正态分布考虑对准撞击速度进行了修正上述两种碰撞速度的确定方法都是根据得到相对于，是两者不可避免的都存在一定的缺陷最大和最小航行速度的概率分布特征对于文献、；于船舶撞击速度的影响，ｔ做出一年中的变化特征了如下改进对于图同速度。６－９ｉｌｌ流速度应处于３）．１０   关于碰撞速度的基本规定改进，所给出方法对于文献其按确定性的速度，，，虽然其考虑的船舶的   ６－一９ ＡＡＳＨＴＯ节（〇５．１ｍ／ｓ），其考虑了碰撞角度对   规范中为确定船舶碰撞   来考虑，忽略了航道水   因此本文确定船舶撞击速度综合Ｗ上两种方法的优点。   但   但是却忽视了碰撞角度对于确定船舶航迹与航所给出的船舶撞击速度确定流程，范围内给出了，根据实际船舶运行方向的不同按式最小碰撞速度为０，   ，（６．１５），并认为全年水   在得到桥址处水流的年平均流速Ｗ及流速的标准差后，取不   对下水船舶在不考虑船舶制动情况下船舶   耿波认为河道中水流速度服从正态分布。通过抽样得到河道中的水流速度－。中船舶的最小航行速度对于上水船舶６ＡＡＳＨＴＯ中   。   ：的最小航行速度即水流速度图的关于对船舶航行速度   ＣＳＳ）推荐并得到最终的碰撞速度，但是此方法在确定如图速度而取的船舶最小速度时流速度在Ｊ通过计算可Ｗ得到准   规范两种规范都进行了更接近于真实事件发生概率的改进ＡＡＳＨＴＯ道中屯线的影响（，，   可   。本文确定撞击速度的具体流程   。船舶撞击吨位   船舶撞击吨位的确定首先依赖于每种类型船舶载重吨位的确定其载重吨位都并非定值而是在何种概率分布，罔一前研究没有统呈正态分布定的区间范围内分布一的观点，Ｃｏｎｓｏｌ，ａｚｏｉ对于每在文献一，对于每耿波在其博± 论文中采用均匀分布概率模型来模拟船舶   吨位分布Ｐ本文采用均匀分布来模拟每类船舶在其吨位区间的概率分布，   ，中假设每类船舶在其   内７１类船舶   类船舶吨位区间服从吨位分布范围，一的撞击吨位的确定除了抽样得到船舶载重吨位之外，。   实际船舶还需考虑船舶附连水质量对船舶   西南交通大学博 ± 研究生学位论文   ？第１２   页１      ？：：  化乂 ‘ ４６  巧巧正态分巧   ｉ  八   Ｊ  ＂１＾    ｎ麵：ＩＩＩ２ＩＩＩ  ｈＩ￣￣ＩＩ．．． — ￣．．ｑ  １；￣￣．．￣￣．． ■  Ｉ＼  ２％  ／  ｕ１０１１Ｋｍｚ   ＼＼９Ｓ％    Ｉ  ｕ      船度  船巧碰度  舶基速度吟 船舶全长  ｆ（ｉ１．９９８）  ￣   ；ｉＬＯｌ   ；｜￣ＩｉＩ ■ ２ ３４ ５ ６７８ ９ 船化分类编号Ｓ￣ ■   ｉ＾宽，丑Ｓ角；   ｇ０   ＩｊｉＩＩ：；；  北辅孔＆贈備  口     ＾  （ＡＡＳＨＴ０  ２００９）    ｜  ＊巧 — Ｉ南辅嶺 南主塔，Ｉ线夹角／／   ／妥次＾主塔。  北龍  ＩＮ ‘ 八 ＩＩ  ｙ  ＼＾  水流速度ｎ３－；  ；！片＇     ｆＶＩ   上水Ｉ；，ｒ？＝／？。 ■   ｉ  ＿   Ｉ  ＇＇  ＼  ｆ  ｉＳ  ｙＣｊ？、  图６－１０  ＾  ｉ無纖継航道中＇。距离片（     对数正态分布 入  ＡＩＩＩ   ｇ   ：   ；   ？Ｉ  ＳＳ  （２００６也   ｉ  ，  Ｘ Ｉ！、？  ｃ   Ｓ   ？   ｉ  王   Ｊ  ＬＩ Ｌ  ０   ＾  船舶中也线分布域   Ｉ   ：  ＩＩ   Ｉ＾、 □    船舶撞击速度确定流程馈分改编自文献１＂   ）一   ：   Ｉ   Ｓ   ；第１巧 西南交通大学博 ± 研究生学位论文   ２２  Ｉ爸： 疆；？Ｉ！：；ＩＩ？！！Ｊ；：ＩＩ．   霉  ｎ    Ｑ  ￣￣  ＩＩ   ！ＩＩ  １１  １Ｉ  Ｉ   Ｉ   ＩＩ   ｆＩ－   １ ２３４５ ６７８９  １０１１  船舶分类编号 ｉ？＊＾，１   船化吃水深度Ｄｒａｆｔ  ｉ  ，－ｊｒ    嶺 ｓ Ｓ  １．２５  Ｉ  ｍｎｉ  船舶吨位ＤＷＴ  Ｉ（〇   ＾ｍａｘＩ．ｉ－１．０５  ＾ｍｐａ  ｉｃｔ１Ｉ  ０．１ｉｉＷ  Ｘ  倍吃水深度０．５ —  １  ？ 倍吃水深度 Ａ 船底距河床距离  Ｘｇａｍｐｌｅ［化ｉ   图６船舶撞击质量确定流程部分改编自文献－１１船舶的附连水质量计算采用，１Ｃ＝ｆ，  ？ １１Ｘ一  附连水质量系数２５．ＡＡＳＨＴＯ．．给出图６４撞击角度）．－１１了２５０５０５．（ｘ０．１） ０．１   ｉ   ；   ！   ！；ｃ  ＜ｘ    ；   ；   ？   ！   ｉ   ｉ   ｜   ）推荐式（６１．６）的附连水质     。＜０＜０Ｘ ＞０．．．   １５  （６．１６   ）   ５   ；船底水深船舶吃水深度／  －   ｉＭ（量系数来考虑船舶周围的附连水对于船舶吨位的放大作用Ｗ一   Ｉ   Ｊ、Ｃｈ   ｉ   ：  ＾    ‘ 撞击质量的放大作用   ！   Ｉ   ！苗  Ｎ     Ｉ    Ｖ Ｎ  ＾     Ｉ     ■   ｓ  ｎ １     ？    均匀分布 雲Ａ   盡   Ｉ      ：Ｉ    最小船化吨位术  最大船化对位   ：   ；！  巧 ：：＇２   Ｉｉ  ｎ   ：４Ｉ；  Ｓ    ｉ：Ｉ４Ｘ１〇   。船舶撞击质量的确定流程示意   。   ：船舶撞击桥域时的角度与发生事故时的风向处缺少既有关于船舶偏航角度观测资料的情况下水流向等因素均有关、，许多学者提出了９２１，１３８１，   在桥址不問模型来描述偏   西南交通大学博 ± 研究生学位论文  航角度的概率分布角度般在一 ° ５１耿波通过对比不同学者提出的偏航角度概率模型。Ｗ下第峰值为，１ ° ０建议直航路上撞击角度均值可取虑桥轴法向与航道的夹角左右１０态分布的概率模型来模拟撞击角度布均值采用桥轴法向与航道夹角桥梁的角度概率分布认为其符合极值， ° ？１５，标准差为４￣６型分布Ｉ   页２３，，〇１本文采用 ° 。并根据实际工程，Ｋｕｎｚ   ，则其均值需考   ，   建议采用服从截断正其中截断分位值上下限分别为标准差为，，   认为船舶撞击，若非直航路 ° 认为在缺少观测资料的情况下Ｋｕｎｚ。１  ２％和９８％正态分   ，   模型来确定船舶撞击   。   Ｐ   截断正态分布／２％ ＼    ° ＜７＝１０／ ＼（Ｋｕｄｚ，１   ９８％９９８）    Ｉ  碰撞角度   图５）６－１２  Ｋｕｎｚ   模型确定碰撞角度船舶撞击髙度   ．船舶撞击桥壞的位置依赖于通航水位并呈线性关系为通航水位高度即船舶脂部的撞击高度置一，高度的航道规划，，，   认   为了确定船舶撞击桥梁下部结构的位，根据通航水位的概率分布确定撞击   为了提高船舶通航效率，航运部口绘于桥址处的航线   这样就人为地确定了不同类型吨位船舶的通航轨迹（确定船舶撞击速度和角度等关键参数）因此应根据具体   ，   。失效概率计算   对于船桥碰撞这种极端事件或者位移超限作为破坏标志理论，   船舶通行航道．进行相关规划．，般需得到桥址处历年各月的平均通航水位在运输较为繁忙的航道中．因此在本文中为了简化考虑   。６）６３５。，Ｕｗ ’ ｉＷ，，，结构的破坏Ｗ其动力反应，即控制截面的内力应力这种问题也被称为首次超越破坏问题首次超越破坏问题的结构极限状态方程可（ｔｗ表示为如式根据可靠度   ｉ。（６．１   ）７）形式   ：第１２４西南交通大学博±研究生学位论文页     Ｚ ＝  上式中问题法，。，桥梁结构的碰撞动力响应，达的封闭解ｇ（ＲＳ）Ｍｏｎ，ｔｅ  Ｃａｒｌｏ（，  ＭＣＭＣ（ＭａｒｋｏｖＣｈａ  法较为耗时化结构模型此采用传统－Ｓ＝０  ｆ口＜０）ｉ一模拟等方法ｌ［１条件最广的，１７）     种抽样方４０ １４２ ’ 传统的］，  （Ｌａｔｎ   ｉＭＣ模拟方   ）（使得进行桥梁结构在船舶碰撞作用下的单次响应计算耗时大大减少ＭＣ   因，抽样方法进行船桥碰撞响应计算在保证求解简便性和正确性的前提下     。则结构的   ，   ：Ｐ＝ ｆＲＳ（ｆ 抓咪＝。ｓ 对于本文采用Ｍｏｎ的概率分布是离散的ｔｅＣａｒｌｏ，ｓｄｒｄｓ   ）  ￣  ＣＯ结构的失效概率可Ｗ表达为（６．   句１ｏｃｆＪ — ）＜ｃｏ   抽样来计算结构在碰撞作用下的失效概率因此对于式，ｒ办 ＆   ／   ／＂０Ｊ  Ｊ，一例如拉Ｔ超立方，假设结构的抗力分布和荷载作用下结构的响应分布均为连续域的情况述．很难给出精确表   ，（计算耗时也是仍然可Ｗ接受的失效概率为６必须借助抽样模巧方法来解决此   ，些高级抽样技术ｎ  Ｍｏｎｔｅ  Ｃａｒｏ）（然而得益于采用效率较高的计算方法基于简化时程计算和计算模型简   ，）ＲＭＣ）模拟方法是最简便而且适用虽然相对于近些年来发展提出的）  受到各个因素的综合影响Ｓ因此为了得到结构的失效概率，而这其中Ｈｙｐｅｒｃｕｂｅ＝  （６．１８）结构响应，   Ｓ中响应的概率分布采用离散分布函数进行描     ：＂ｆ／ ＝  ＳＷ  ＇６３６．．Ｓ＝Ｓ＝ｍａｘｊ）Ｊ Ａ（ｒ）办 （６－１９）   基于简化时程荷载的桥梁船撞可靠度分析流程   基于前述对基于简化时程荷载的桥梁船撞可靠度分析方法介绍程和（   １ＡＮＳＹＳ数值计算联合仿真的方法ＶＢＣＳＤＡＰ  Ｖｅｓｓｅ，ｌ  ＢｒｉｄｇｅＣｏｌｌｉｓｉ，编制了采用，ｉ  ＡｎａｌｙｓｉｓＰｒｏｇｒａｍ）程序算的流程固   。，进行船舶撞击荷载下的瞬态动力计算。图６－１３，其中采   即生成随机   ，在每次计算完成后将计算得到结构进行存储和预处理件主耍实现求解器功能   编－用ＭＡＴＬＡＢ语言编程主要完成随机动力分析程序中前处理和后处理功能碰撞分析所需参数ＭＡＴＬＡＢ船舶桥梁碰撞随机动力分析程序   ｏｎ  Ｓｔｏｃｈａｓｔｃ  Ｄｙｎａｍｃｉ，，ＡＮＳＹＳ给出了   软   程序计西南交通大学博 ± 研究生学位论文   ＩＩＩＩｉ第１２５   页     Ｉ  ＾＾  ／设定Ｍ模拟次数Ｎ＼  ＼巧始化存储向量／  ｆ前处理模块 ■  ｔ    ！＾Ｃ     １   Ｉ     ＩＩ￣￣输入船巧信息  ］通航船巧数据统计信息包括／：１２，ｏＶ．义／  ６  ７ＰｄｏｗＶ。ｐｊ＜ｏ＾ｔ（ｊ吃水巧度Ｄｍ％．；    Ｉ，ｊ）；   Ｉ  ／  Ｉ   Ｉ    ＼  Ｉ  Ｉ  －  ｉ   ｉ    ｔ     Ｉ  ／賣之２２信息  ／ 抽样生成每次碰挂信息   ／  瓦學觀  ／  碰挂船化种类时足／  皮惠鐵１  ／  水麵咕   ／  雜？辟熙  ／  船水流巧碰速巧度吨位   ／ 船舶运行方向／  旣芒Ｉ  顧＆ＳＫＪ  ／ ／ 農桥址年Ｓ鶴／ 巧巧通行孔   ！：ＩＭＣ：   ＩＴｙｐｅ（！   １；各类船巧尺寸船长ＬＯＡ巧宽Ｗ．   Ｉ；、．   Ｉ；Ｐｗ、．ｊ５   ＼：ｊ４    各类船化年通行航次Ｎ  ／ 上下水瓶拍巧占比巧和  ／ 各类巧巧巧位Ｗ  ／  上下水代表速度和Ｖ  ／ ．   １、（   Ｉ＂；Ｉ；ＶＦａＬＩｉＩ！１ ■ ｉ！ｔＷｉ ’ ２ ＊ ’ 甲？ｐ＊ｃｇ＞ＶＤ，ＨＫ  ；＊ＡＡ１Ｉｉｉ   巧巧碰巧速度船舶碰扭角度   ｌＳｌ ＝ｉ〇Ｕｐ＂２Ｄｏｗｎｏｒ  ｏｒＳ３    Ｉ；   ｜；   Ｉ   １４  ｉｍｐｍｌｉ  ｊＩ     ＜２   生成船ｉ为时程Ｆｊ（ｔ户（Ｗｊｍｐａｃｔ’ｉｐａｃｔｊ   ▼ ，本  ｉｉａｐｗｊ）   Ｉ    Ｉ   ｉ   ；   Ｉ   Ｖｍｉ   ｊ     －   Ｉ：   Ｉ   ＾ＸＴ …      ￣  ￣ — ￣Ｖ求＃模块  Ｊ  ＩＩ生成结构分析有限元巧型Ｉ  ＇ —     后处理模块＾ＮＯ    ，＾  ￣    ｒ＿   ＞  ｒ   （；ｉ：采巧指巧分布  确挪力变异鎌ＣＯＶｋ  生成抗力分布巧１：   ，  ＿  假巧抗力分布本１ ４ — ＇  Ｉ … 输入有巧元巧型进行巧态分析    获得关键截面内力和位移  干 － — …  ＊计巧关键巧面抗力ＲＬ  ）：       主  计巧结构失效概率ＰＣ   ，获得咱应分布ＲＳ）－１３   Ｉ   ｉ     ６   Ｉ  、图   Ｊ   ＿   输出ＭＣ觀中ｉ储的结构巧＿Ｉ 应）＾＿基于荷载时程的船桥碰撞可黄度计算流程     Ｉ   Ｉ   Ｉ第西南交通大学博±研究生学位论文页。６    分析实例６４．６４．．    １   桥梁概况黄冈公铁两用长江大桥位于湖北省黄冈市黄州区唐家波上游巧梁整体钢桥面斜拉桥水道位于长江中游，桥梁主跨为，（管理部口共同关也的问题河道、、．通航畅和桥梁的正常使用运营  ２４３．０    ，设计单位委托相关部口组织对   ，   确保桥梁建成后航运的通，本节Ｗ黄冈长江大桥相关研究成果为背景，对该桥在船舶   ，   。１．大桥跨越位置航运繁忙，  桥梁防撞等各方面的专题科研、建设黄冈大桥所在   。及桥梁结构的安全是长江航运部口Ｗ及铁路交通   ２１８．５  ８２７．因此在黄冈大桥修建之初。撞击作用下的结构可靠度进行讨论  ＋５６７＋２４３＋８２７ｍ）是我国长江黄金水道的重要组成部分保证大桥建成后该桥位处航运通畅桥址处水文８２７＋２４３   桥梁结构为双塔钢，  ２４３０５６７０．．  ８７．      ８  ，＾＾   Ａ  伴ｉ … … ，  ５  图黄（冈公８２７＋２４３．１．根直径为算简化考虑，６－１ — Ｖ７  ０３）    黄冈长江大桥全桥立面图单位４   …   ｎ  ｎ （ｍ）   ：铁两用长江大桥为双塔公铁两用整体钢桥面斜拉桥＋５６７＋２４３＋８２７ｍ）型混凝±桥塔３ … …   ，塔身高１桥梁设计通航水位最低，９０５ｍ．的钻孔灌注粧３ｍ，，左右主塔粧长均按承台高９５ｍ．９．１．表６－考虑图（３ｍ，最高２５８３ｍ．主塔基础为群粧承台结构６－１５）。４２５ｍ．，右塔粧长．基础±层资料    ２３２  碌砂 ３ 全风化花岗左右均设   １    ＾８０ ２００００   岩 ３０ １２００００   ，３７５ｍ基础王层特性按表 ± １  ± １  ｉｉ  ｍＯｄＷ１主塔为钻石   。－，实桥中左塔基础粧长为４２５ｍ１   ）   ，６－３，为计   取值   。西南交通大学博±研究生学位论文  第黄冈大娇设计之初考虑了可能发生的船舶撞击事故对结构造成的影响考虑防撞效能设施和考虑防撞消能设施情况的设计船撞力列于表表ＩＳ口通航孔分类 甫／ ｒ（辅２＃、１２７   页  ６４－中主塔在不   ，   。黄冈大桥设计船撞力   ６４＂不考虑防撞消能设施的船撞力 考虑防撞消能设施的船撞力   自  ｉｌＷ    横桥向（ｔ） 顺桥向（ｔ） 横桥向（ｔ） 顺桥向（ｔ   ）航７ｋ城    墳３＃域   墳节４气＃５０００ ３２８０ ２０３０ ２３００ １４２０     ）［５０００  ２３９０ ８２０ １６７０  ５７０   ）（      图ｆｆｒｒｍ ‘ ＾ 一累Ｉ   一   ｂ）    —   ― 塔底截面   Ｉ 贫 £ １ 隊＇Ｉ：ｆｉＩ（＾ｙｍ；   ｉ   ３  １ＬＩＵ  ＩＬ  主塔立面图 ６－１５． ５（黄冈大桥桥塔单位（ｃ：）１．２   Ｊ承台底截面   ｍ）     基本参数取值６４２．１）   航道船舶流量统计２００７实测：ｍｒ〇ｉ 〇图．  〇 〇 ０ 〇〇  〇〇 〇  〇  〇  怎  务  １ａ）   ￣」。年月２？２００８年１月   黄石海事局对通过黄石大桥观测线的船舶流量进行了，通过对该观测资料进行整理驳船船队、，危险品船及其他种类船舶下水船舶分别舶的数量统计占比，４３３％．和５６７．％。因此本文结合文献桥址处通航船舶总数，计算得到了通航量最大的几类船舶分别为货船Ｕ＂：！，其中绝大多数为一般货船，、集装箱船   、通过该航段的上然而该航区的船舶通行数据缺乏具体吨位范围中关于长江航道江船的统计预测比例各个吨位船舶在该航道的年运行艘次，，内   、   船   按照黄冈   特别需要注第１西南交通大学博± 研究生学位论文页２８     意的是对于该航区，吨级Ｗ上船队的统计信息诸多相关资料中均未述及５０００吨位船队若于桥梁发生碰撞造成的结构响应也是极端的在，吨级Ｗ上驳船船队的数量结合已有文献资料均取１，应Ｗ实际统计数据为准７１表６－５１２）  内河轮船 ０ｔ？）５ 恤０ ０１） ２３  内河轮船 ２００４  内河轮船 ６００５  内河轮船 ２０００６  内河轮船 ９７  驳船船队 ｎｏ ８  内河轮船 ９  驳船船队 ２２０１１  驳船船队  驳船船队 １￣００１？￣￣ ４５６００￣００００３００２００￣ ５７６００ ６５３０００ ７９３００００５００１．．．１中的实测数据流速为标准差为６－给出了中可Ｗ看出６航孔道   。 ０．０ ９０  １．５． ２２０．． ２．（）／（ｍ／ｓ） ， ６５０３   ８４ ５９３１   ２３  ５２８６０ ３５ ２７４８８   ．０３／２０６   ．０ １４３ ２８ ３８８８   ．．  ３１７７．３２  １．．３ ３２６ ４８．．．７  １９９２４ ３５ １７ ６．１  １ ６７６３ ８４ ３５ １７．６ ３５ １７．００ ４０６ ６４８ ３５ １７．． ６３．８６． ３１１３ ８１３ ８１３ ８．．．．．．３４／２９５   ３４／２９８   ９／３４５．．   ５．８９／３．   ４５８９／３４５   ．   ８９／３４５．，得到桥址处最大表面流速０．１８ｍ／ｓ范围内一般在ｉ．４ｍ／ｓ？２５ｍ／ｓ．之间   ，则可计算得到水流全年平均   ，   。航道水流流向及水位   ．文献表５．．１．）０ ８２ １９０１ ３．根据耿波假设航道水流服从正态分布且处在）得到水流速度   ．根据文献３   ，，   吃水年频次 速度如 恤  艘  下行上行  内河轮船 １／船宽）２５０５０００      船舶分类  船舶吨位 船长（，航道通行船舶巧计  编号 前的研究中本文对目艘年后续若有相关统计资料３船舶运行速度的取值根据文献。而此大   ，，桥址处个水文条件下在各个通航孔桥轴线法向与水流最大夹角，由于水流方向在整个河道横断面并不是完全平斤水流与桥轴线夹角也有不同生小幅变化。舶撞击角度时鉴于河道在，一。在不同水文条件下年之中处于中水期时间较长，，，，   从   对于不同的通各孔道的水流方向也会发   因此在采用Ｋｕｎｚ模型确定船   正态分布均值取中水时水流与桥轴线夹角   。．西南交通大学博±硏究生学位论文第表６味百 ｋ   巧月   平      辅助通航孔 玉 辅助通航孔主通肪孔鄂州侧黄冈侧义化ＴＶ类别 水文条件，２９桥位断面流向统计６－  ：１   １Ｉ（（）   ）洪水  ４  水流与桥轴线   法向最大夹角 中水 ５ ０ －－   １１－   １。（   ）枯水  ７ 长江汉口水位站统计了从均最低水位发生在二月份为１１８１６５８３．？ｍ这里需要指出的是。计样本只有１２个，２５８３ｍ）．，６６－－１中６只７可Ｗ认为船舶的撞击点位置服从表可Ｗ看出，－６给出了多年的月９．Ｕｍ？２５８３ｍ．７）２平均水位．范围：１ｍ）１内１，．４７ｍ，   水位信息的统年中   一及最高通航水位   的均匀分布   。ｍ）     《１１月 ２月３月 ４月 ５月 ６月 ７月 ８月 ９月 ２４０．  １１．８３  １３３５．  １５．３５   。   水位近似服从均口只能近似假设水位，（－，长江汉，汉口水文站多年平均水位统计单位６７   ７份水位高度月７结合黄冈桥通航处最低通航水位巧。－（因此难Ｗ进行水位概率分布的假设检验的水位服从均匀分布（由于表，  平均最高水位发生在月将各月平均水位的离散累积分布示于图匀分布３年的多年月平均水位统计情况表２００７，－  １８２３． ２０．８７ ２１．４７２１．１月０１月１１０２２０３８ １８２３ １５７９ １２．．．弃ｉ ■   十   月２１．８８  ８６５   －２Ｇ０了   ＇［ｒ月平均ｉ位累积分ｉ  〇 ■ ！  … ｒｒ摩．８ ０６    Ｉ均匀累积分布 ｆ    １   汗Ｔ      广１．巧 击 ０４ — ｉ； ■ ■ ＂〇；０２  ■ ．＂＇  ｉ — — －   ｉｌ１０  １２  １月图４）．６－１６   — ｒ．〇   Ｉ — ｉ —   －ｉ   ｉ   ４ １６ １８ ２０ ２２平均水位（ｍ）     汉口月平均水位的累积分布   船舶通行航道武汉理工大学在《黄冈公铁两用长江大桥船舶通航实船试验研巧报告》中桥区河段航路进行了专口的研究。按照本河段航路分线制的需要，   对   根据前面对桥梁通第３１西南交通大学博±研究生学位论文页０   航孔布置的适应性壞位布置的合理性（对桥区航线规划如下（图６－１７） ２６５  ＩＩＱＱ   南辅孔图１舶航路行航路（２．）将主通航孔供万吨级Ｗ上船队和，供所有船舶下水航行，）．；当水位达到船队上行推荐航路６４３．．３）．－１７５０００１１．   －北辅孔     桥区河段通化方案巧意图一分为二北侧，吨级Ｗ上江海轮上水航行２６５ｍ，   水域为上行大型船南侧２６５ｍ   水域作为下   。北辅助通航孔作为万吨级Ｗ下船队和推荐航路（６   Ｉ一卞通航孔的设计通航净宽度５３０ｍ   ，   ｍ ２６５ｍ ２２０ｍ   — （结合武汉理工大学的研究成果，   ：２２０ｍＩ的分析结论）    ２ｍ（航行基面Ｋ上２９ｍ．下船舶的上斤孔吨级５０００） Ｗ上时，也可作为４．８，   设置上行   万吨级大型   。南辅助通航孔为备用通航孔主要供地方小船和停靠合码头的船舶使用，   。其他参数设定   在进行碰撞作用下的瞬态分析时效承台刚度形式来模拟。Ｗ得到较为满意的结构响应阻尼为瑞利阻尼一，计算荷载采用桥梁结构采用单塔计算模型，由于实际可靠度分析中需要考虑不同撞击角向和纵桥向上的內力和位移响应塔梁结合处建立，，在正撞倩况下通过，在考虑斜撞的情况下，５．５．２粧基础刚度６３．．１５％＾   等   度下桥梁在横桥   节讨论可知采用单塔模型可为了准确的估计桥塔的位移纵向弹黃单元将上部结构对桥塔的纵向约束效应考虑在阻尼比设定为１内。，   在结构的     。节中阐述的两类船舶简化荷载模型实现参数的随机抽样并生成随机碰撞荷载。，采用ＭＡＴＬＡＢ在生成随机碰撞荷载后，软件编程     将简化荷载时程西南交通大学博± 硏究生学位论文Ｗ外部激励形式施加于结构上并进行瞬态动力分析进行计算时间步长设为，自第３１   页１   动最小计算步长取，键截面位置的最大响应并存储。瞬态分析采用有限元软件化００１ｓ每次动力分析完毕。ＡＮＳＹＳ   提取关   ，   。从后续计算的计算结果可知碰撞发生后结构的失效概率，需要保证计算得到的失效概率变异系数为０．１尸在￣ｌ２Ｅ－左右３假设   ，则所需的蒙特卡洛模拟抽样次数可Ｗ根   ，据下式得到   ？＝尘亭 ］（６２０）   ．   ＣＯＶ户？Ｐ 失效概率的无偏估计 — ＣＯＶ — 通过式采用６２０）．（模拟的失效概率变异系数ＭＣ，设为化可Ｗ计算得到所需的ＭＣ模掛次数为算中总体样本数设置为１０００００个分，１０１   。４９０００个子集进行模拟？９９０００基于此，每个子集，１００００   实际计，个样本   。   抗力的概率分布６４４．   ；．对于计算桥梁结构在外荷载作用下的可靠度或者失效概率问题荷载作用结构的响应分布在极端荷载作用下，Ｓ，还必须得到结构桥梁下部结构的破坏形式自一身的抗为概率分７？。除了明确在碰撞   ，大量的文献表明   ，般表现为壞柱的弯剪破坏与剪切破坏   ，   部分娇梁基础沉井或者淺式基础也会由于稳定性不足发生倾覆与滑动对于船撞作用。）（下的粧柱式桥梁下部结构，其发生的破坏模式主要大桥在船撞作用下发生壞柱弯曲破坏了Ｎｏｒｔｈｕｍｂｅｒ，破坏和剪切破坏由弯曲ｌａｎｄ，美国阳关     大桥由于船舶撞击桥墳而发生脆性剪切破坏   在船桥碰撞可靠度计算过程中本身的差异Ｗ及作用位置的不同，，每与桥塔碰撞的发生位置）一次抽样计算桥梁结构的碰撞响应桥梁下部结构发生破坏的形式不同整体安全的控制截面位置也是不同的（一重点验算载力，。，般位于承台之上桥面之下群枯顶部与承台的剪切破坏除此考虑外，对于群巧基础由于荷载     决定桥梁结构对于本节中所研究的斜拉桥巧基型桥塔。，对于巧承式桥塔的位置发生在下塔柱与承台连接处和承台底与巧顶处和剪切破坏，，，，设计中一７７１，（塚一），，船舶     般破坏   破坏的形式为塔柱的弯曲般也是对这两个截面承载力进行   除过验算粧顶与承台连接处的抗剪和抗弯承   还有可能发生由于横向作用力和枯顶的倾覆力矩联合作用下引起枯基的和横向   第１３２西南交通大学博± 研究生学位论文页     烧度过大而发生破坏的情形析时ｔ８７因此在本章进行船舶碰撞作用下的桥梁结构可靠度分   ｊ。认为最有可能发生破坏的形式为桥塔下塔柱与承台连接处的剪切和弯曲破坏，群粧与承台连接处的剪切破坏形过大而导致的破坏［＾及粧基在横向碰撞力作用下由于侧向王体抗力不足变     。桥塔验算截面的抗弯承载力通过条带法计算截面的妾ＪＩ，其中在分析时做如下假定（１）－）采用３，约束混凝±模型，   抑弯矩曲率曲线关系来得－）本文采用考虑钢筋屈服后硬化效应的双线性模型受压区混凝止采用非线性应力应变关系Ｍａｎｄｅｒ－   ；－）Ｍ   ：钢筋混凝主截面的平截面假定口钢筋的应力应变关系（   ，。其中   核也受猫筋约束作用的混凝王，猫筋外保护层混凝止采用钢筋和混凝 ± 材料参数列于表６８－表中６－８   。非约束混凝± 模型Ｍａｎｄｅｒ   。   。材料参数     材料 本构关系 材料参数   屈服强度ＭＰａ  ３３５）（ＨＲＢＷ５娜极   驟鬻Ｊ文 硬双画型 綿变考虑硬化的ａ弹性模量ＧＩ天抗压强度（（＞ａ   ＾５５）〇〇   ／〇２００   ）   ＭＰａ ２０抗拉强度ＭＰａ  ２０   屈服应变 ０００４   ３０００应约非  极限压变 ２８（   １．）   １．）１．Ｍａｎｄｅｒ．束混凝王模 剥落应变    ０００５．型 失效应变 弹性模量ＧＰａ（受约束抗压强度Ｍａｎｄｅｒ）ＭＰａ  约束 屈服应变 ０（１． ３０）２４．   ０．（ＧＰａ）３０天抗压强度抗拉强度（（ＭＰａＭ化））   ０   ￣ ＾ ２屈服应变 ０Ｍａｎｄｅｒ   ８１．   ２８   １   ００２８混凝王模型 极限压应变 化０弹性模量   ０．．非约 极限压应变 ０束混凝王模 剥落应变 ０．．型 失效应变 弹性模量   ７４）１   ４００３     ００５１ＧＰａ  ３（．００．５   ０   ５．受约束抗压强度ＭＰａ  ４２６ 约束  屈服应变  ０００２８ ．（Ｍａｎｄｅｒ）．涌凝 ± 模型 极限压应变 ０弹性模量（  根据前述的关于截兩承载力计算中的相关假定ＧＰａ．０３５）１．   ８   ５  ，   采用条带法数值计算得到塔底截西南交通大学博 ± 研究生学位论文  面在两个方向的弯很长一段时间曲承载力心来＾，此计算构件截面的剪切承载力都是基于同样的思路凝止、并将结果列于表许多研究者提出，ｗｔ从ｉ。了６－中９许多钢筋混凝王构件剪切破坏理论普通钢筋Ｗ及预应力筋对于预应力混凝±构件来共同承担）（（６２．１）一，中国规范并据   ，计算塔底截面抗剪承载力塔底截面及巧顶截面的抗剪承载力同时己列于表＝ｓ  竿與典４５  ３Ｕ）ｘｂｈ〇小、，中６９－２＋    本文对于单粧抗剪承载   （６２２））．Ｆ＝０７５ｘ．ｓｂｌ３乂ｄ〇  云ＰＪｓ－Ｆ＝ＦｂＫｂ－， — 口２化普通钢筋提供的抗剪承载力一异号弯矩影响系数预应力影响系数矩形截面宽度片０ｆ一配筋百分率 — 一Ｐｓｖ — ／ｖｓｖ — ■ ＳＶ／Ｊｓｍｍ）ｂ，Ｐ，＝ｌ猫筋间距如ｍ — ０．１ｋＮ）．０〇ｋＮ）ｐｄ   ；   ；   ；   ；   ；．１   ；   ；ｍｍ）（ｐ   ；   ；   ；（ＭＰａ）   ；猫筋各肢总截面面积如ｍｐｂ（（ｌ   ；猫筋抗拉强度Ｆ１ｋＮ）１本文取，〇〇混凝± 强度等级箱筋配筋率一ｓ本文取，＾§ 形截面受压高度／？ａ＾（本文取，受压翼缘影响系数一占（预应力筋提供的抗剪承载力 — ｐａ混凝止和链筋提供的抗剪承载力－ — ｓＯ７５ｘ．ｐｂ３）２）   ；   ；普通钢筋和预应力钢筋截面面积   ；  玄ＡＳｉｂ  ＾４Ｓｂｉｎ   Ａｎ０   ｐ   。   。＂  （－   混、   欧洲规思路得到截面的抗剪承载为（Ｋ   页规范对于截面抗剪能力的验算   ，采用中国混凝± 规范中关于圆形受压构件抗剪承载力的计算公式计算式Ｆｃｒ％即认为截面的抗剪承载力主要由因抗剪需要而配置的缠筋，采用中国公路规范推荐采用的式，１   。前的研究来看目范及相关学者的提出的计算模型均是基于这力第    … ６２．１   ）第西南交通大学博±研究生学位论文页。４     成咬，一普通钢筋和预应力钢筋与长度方向夹角１   了Ｓ Ａ＾ 乂明乂＋  又一ｔｆ剪跨比本文按保守考虑取，混凝生抗拉强度ＭＰａ — （ — ６片０同式同式 — ｓ６２．１猫筋间距一（根据文献至ｊ，ＤｕｍｉＭＰａ）８７ｔ？  ＋  乂 ＋ａｖａｎｔ和．倍７６１．倍６代替ｒｒ代替ｒ，为圆形截面半径一ＮＯＮｅ）   ；ｍｍ）   ；   ；给出 ’ ｉｌ单粧横向承载力 ±壤内聚力（单粧直径Ｌ埋入上体粧长（ｍ）（ｋＰａ）Ｂ了一６－９中ｋＮ），定性考虑（（１２，，３（ｍ）本文取［ｉ   得   ，对于粧径巧距＜３的情形／，Ｗ。同样，   ，单粧及群枯由 ±体     。二８４ｋＰａ．截面的外形和尺寸有关，９Ｃ＆ｉｕＬ－１．５Ｂ） （６２３．   ）   ；。）构件截面的不确定性：：，而对于特定截面的抗力化在工程设计中构件截面的抗力材料性质的不确定性例如材料强度会受到、，这些抗力的计算取值下几个因素的影响一一般与     般按确   ：弹性模量和开裂应力等因素   ；构件截面几何特征和尺寸的影响会影响到截面的面积   ，   ；计算分析的不确定化   。）   ；然而实际上构关系的假设．   ；））６２３   ；惯性矩等截面性质（化８５（抵抗横向荷载的承载力之和自个汁算横向组合系数的方法结构的承载能力通常有构件截面的抗力决定材料的强度   ；上端固定状态的单巧由于变形过大的横向承载力可Ｗ通过式，   ）   ；（ｌ６２２．（２（Ｐｕ叫Ｗ   ；约束决定的横向承载力列于表一．   ；群粧承载力需在单粧承载力之和之后乘Ｗ折减系数Ｐｕ００７ Ｓ   于群粧抵抗横向荷载的承载力通常小于单粧独由ｉ（ｍｍ）受压构件轴力 — １圆开多构件按，） １   ；圆形构件按，）链筋各肢总截面面积 — ｖＳｙＮ（１猫筋抗拉强度 — ／ｖＡ６２．（）３   。：这一不确定性主耍是来源于分析方法和其中关于材料本   西南交通大学博±研究生学位论文于Ｗ上几点的不确定性由分布形式而表现的般实际上近似地认为造成了构件截面抗力在实际中也是Ｗ，的计算模式抗力。的分布均可假定为对数正态分布乂．％￣１．６％构件变异系数为布表的因素乂－其截面承载力变异系数，ＣＯＶ＝０．１３５［ｉ４Ｗ。１３５图６－１８和图定形式的概率   龙，７，．．．．．．，因此服从何种分布表６－９ＣＯＶ６－１＝９００８０．￣００８５．分别给出了     ＤＺ ２５抗剪承载力阔７扯＾桥。底部  ｉｔ ＤＸ   ’ （ｍ）．．２６０   １    ＲＺ  ８４４抗剪承载力 ＤＺ １１．   １ＭＮ）  ＤＸ  （１１．   １ＤＺ ８） 横向承载力 ± 体约束提供  ＤＸ ８（（ＭＮ）．   １．   １ＤＺ ３４４  丄 抗剪承载力（ＭＮ）ＤＸ  ３４４一一  趙桃   横向承载（力（ＭＮ）  ＤＺ  ２ ± 体约束提供  ＤＸ视霉．１化１  ■ １２１２ 彿０．１化５．  Ｉ０ Ｉ   ＩＩＩ００５．Ｉｈ－■ ＩＩ  ０  ２５  ２５２ ２５３ — ２５０ — １．   １．   １．   １   １ＩＩＩ   １   ＇   罵  ００５．   ５２）  ０   ４２８０２   弯承载力  ＲＸ  ＭＮ１丄（．＿＿  — １１９   ＩＩ ■ ＩＩＩ    Ｉ  Ｉｌｉａ）        ２８０ ２８  ２８２１横桥向剪力ＭＮ  顺桥向剪力ＭＮ（   ，各个截面构件抗力的概率分    截面 承载力分类  方向  构件承载力  一   ，对于构件截面的抗剪能为   ，桥塔控制截面承载力 —  ＾   一对于承受弯曲作用配筋率为   ，   。掠化广邱   页中的构件抗力可Ｗ认为是抗力分布的均值６９等人通过对混凝±构件的抗力统计分析得出Ｎｏｗａｋ０６。 — 多Ｗ许多随机变量乘积的形式出现，不论影响构件截面抗力，第   （   ）第西南交通大学博±硏究生学位论女页。６     ０１．５  ０．   ５１ 视   视   嚴 臀０ ’ １００５．   Ｉ００５．  ＩＪ１  ２５８５． ■ｌｌ ■  ２１ｌｌｌｌｌｌ巧．５  横桥向弯矩（１ｌ，．２６０５．ＭＮ．Ｊ１．５１２１６１５．６１   铅醫  爲  ？００５ ．． ８４３５０．１    ．  － ■■■    １６４５．．。６２０－给出了采用从图中可Ｗ看出ＭＣ，１９对于左侧桥塔占比５％左右，   ５   Ｉ０ ２ｂｉＩＩＩ１１  ２群粧横１２ＩＩｈｈ ２１３－    ２１   ４向承载力（ＭＮ）   群巧抗力分布切破坏占（％左右５０％），，，各   塔底在上游侧发生横向的剪切破坏和弯曲破自分为为４７塔底上游侧在桥梁纵向的弯曲破坏文所建立的模型基本不可能发生９．ｍ）   抽样来模拟各种船舶撞击情况下桥塔的各种破坏形式所占   坏所占撞击作用下桥塔破坏比例最高坏  ８４５   船撞作用下结构的失效概率图比例－ —  １群粧抗剪承载力（ＭＮ）  ６５．－ 图．．００５ＩＩＩ－ Ｑ  ３４３ ３４４ ３４５ ３４６ ２  ３４２ ８４４   ５ＩＱ ５．塔底截面抗力分布   ８－ ■ 輔－  ８４２  顺桥向弯斌ＭＮ图０      ｊ圓  ｍ）   －Ｉ。对于右塔，％左右占比％１；，   塔底下游侧横向弯曲破其他形式的破坏基于本   占化最高的破坏形式是上游侧塔底的剪   其次是上游侧塔底的弯曲破坏占（４１％），下游侧塔底的弯曲破坏   占比   。从计算的结果我们可失效概率远比下游侧寻到一些简单的结论：第由于撞击而导致失效的可能性大比从下游上行的船舶运行速度大，一，，   桥塔上游侧由于撞击导致的因为在航道中从而导致碰撞能量较大，一   般从上游来船   这是导致上游侧桥塔失效西南交通大学博 ± 研究生学位论文 第概率较大的主要原因是在塔底截面可能性极低；，第二；对于本文所研究的具体桥塔结构而言，１３７   巧   发生失效主要还，在撞击作用下枯基发生剪切破坏Ｗ及侧向约束王体失效而导致破坏的   第Ｈ基于本文所研究的桥梁及建立的分析模型，还是桥梁横向的弯曲和剪切破坏，桥塔结构的破坏主要   在纵向方向上发生破坏的可能性较低，   。〇１＂／〇〇  ５／〇  ９   ％翁必。。４１   ％４％＾塔底上游侧剪切破坏 ■ 纖 ±誦訓薪 ■ ■？塔底下誦弯曲破坏＾塔底上游侧弯曲破坏（ａ－－－－ＤＺＲＸＲＸＲＺ在各类船舶撞击下，６２０－０一定的合理性底上游化愕曲破坏塔底下游侧弯曲   破坏 ±。，６，：－１对于吨位小于中０１。，００００吨的船舶，通过对计算抽样过程和结果进行分析根据图６－１７例如，，，，左塔失效   笔者认为产   中所示的黄冈长江大桥通航航道规划，   ，   逆流向上的船舶这导致了撞击左侧桥塔船舶的撞击速度明显高于撞击   梁结构设置为防止船舶撞击事故的防撞设施提供。ＲＸ     于撞击而导致从下表的计算结果来看，从而使左塔的失效概率明显高于右塔划分比较清楚的河流时由，   。从Ｗ上关于船舶撞击作用下黄冈桥失效概率的计算结果和讨论中措施－   桥梁结构的失效主要还是由般按规划需通过靠近左侧桥塔的南辅孔及主通航孔左侧般通过靠近右塔的右侧航道右塔的速度 ＾特别需要指出的是。概率明显高出右侧主塔几倍Ｗ上一  ＾ 桥梁的失效概率列于表左右桥塔失效的概率几乎为一   ＾   船舶撞击下桥塔破坏形式比例于吨位较大的驳船船队撞击导致的上游来船    巧塔 脚右塔图生这样的结果具有 ？   一些有益思路需根据航道交通流量的规划对于比较靠近下水航道的桥域结构，，，，可Ｗ为目前桥     在对桥梁跨越对航道   设置不同防撞标准的防撞保护   就必须给予其相对于靠近上水航道第３８１西南交通大学博 ± 研究生学位论文页       桥壞更多的防撞关注和考虑流运动方向存在行装置定的夹角一特别是对于上流侧的娇壞保护，还必须根据桥址处水文在相应角度上设置独立的防撞导   ，避免严重碰撞事故的发生，如果桥梁结构与河道水   ，表６－１   。各类船型撞击巧梁失效概率０     船舶分类 船舶哺位 年频次 左主塔失效 右主塔失效     编号  艘  概率 概率（ｔ（）    ６５０３ ０ ０ ０￣５０２ ５０？２００１３  ２００？）２    ０ ０６００ ５２８６０    ０ ０  ５９３１４  ６０（Ｍ６００  ２７４８８  ０  ０   ５  ２０００？３０００    ３８８８ ０ ０６ ３０００况并不足６４６．．１＾（Ｃａｒｌｏ１７    ０ ０  Ｈ６３ ＜Ｅ１３ｌ？１００００－＊  ０ ，  ，   ４  ７１３  ＜Ｅ＾  ＜Ｅ０  １０００（＾３００００  １７１３  化－４ ２Ｅ４   １３  ４９Ｅ－４ １  １１     ０ ０８１ｅ由于Ｍｏｎｔ９９２  ９：１５０００   ７５０００注？  ３００００－５００００  模拟样本数量样本限制统计较为精确的失效概率，１１７１１ｌ  －   ４－８Ｅ４   －标记为＊的撞击致巧梁失效概率极低，这里只１＾（数呈级标示，个别出现的失效情     。船舶撞击风险下桥梁结构可靠度   上小节通过抽样计算得到了船舶撞击事件发生后桥塔结构的失效概率   要得到船，   舶撞击风险下桥梁结构的失效概率或者可靠度指标还需得到每类船舶可能与桥梁结构发生碰撞的概率，本文根据离京工业大学针对黄冈长江大桥进行的防撞专题报告计算得到了船撞桥的年碰撞概率表６（表６￣－１１）   。船撞桥的年碰撞概率１１     船舶分类  船舶吨位  年频次 偏航概率ＰＡ  几何概率ＰＧ  碰撞概率次＾编号  艘  ＸＯ  Ｘ０  年Ｘ０（－（１ｔ）（Ｉ）  ０＾ ６ｍ  ０２ ５０３？  ２００４ ６００５６２ ０６００ ５２８６０ ０２００？６００－１  ２０００？ ５巧  １  ２７４８８ ０３０００  扣８８ ０．．．．－   ０＾  ＾   ９３６ ０ ５９３６ ０９３６ ０９３６ ０．．．９５０９５ ４９５ ２９５ ０１９９２ ０９３６ ０９５ ０１７１７６３， …  ，１１．８７２  １１．８７２ ０．１９３６    ３０００５０００  ｒｎｎ。２１．．．．．．．２７４   ７００   ４４４     ３４６１７７   ．３０５   ．１５７   ．？＞７８    ５０００？。９１，。。。。１００００    ０ １００００？  ３００００－１１１７１３００００  ７１５００００ １７１３  １ ０３  ３  ．．Ａ８７２ ０９３６ ０。，，   ９５ ０９５ ００９５ ０   ．．０３Ａｆ   ．．９５＾ ０．．   ３０５３   ０５０３０５   ．  ２   ）   ／ｔＷ   ，西南交通大学博±研究生学位论文根据式（６．１）关于计算桥梁构件年倒塌概率的计算公式桥整体的年倒塌概率并在表侧桥塔为６４０５．６－１中给出２表妒曲Ａ龙。６－１Ｗ；  ０５７８．   页：左侧桥塔的年倒塌频率为１即，９９８２．２６３８７．６Ｘ１（Ｔ   右，６Ｘ１（Ｔ   。主桥及桥塔年倒塌概率   ２￣端協組宝＂Ｖ３９１   可ＬＵ十算得左右桥塔和主，桥梁总体失效概率认为是两桥塔失效概率之和，￣￣１第   左桥塔倒塌￣￣￣左侧桥塔年右桥塔倒塌左《桥塔年   ／辭  －ｊ４ｑ罰概率綱解概率  〇 Ｘ〇 ＸＰＣＸＡＦＰＣＸ－＊－＾＊ ｌｉｉＡＦ     ＾ｏ    ０ ０ ０ ０   ２ ５２７４ ０ ０ ０ ０．３ ４．７００    ０ ０ ０ ０   ４ ２４４４ ０ ０ ０ ０．５ ０６ ０７ ０８ ０．３．７７    ０ ０ ０ ０    ０ ０ ０ ０１．４６ ０ ０ ０ ０   ３０５１．５７  ＜  ０ ＜０１９ ０３０５ ＜１１５．１０ ０３０５ ．．   １  ２ ４４９０３０５１１  ＜  ＜０１  ＾．．５７１．３０５５７５   ０  ＜０ ０（２５．）），规范中给出的关于基于本文算得到了基于．ＡＡＳＨＴＯ９９８２ ６４０５ ５．级水平－９２２６４．。Ｘ１０Ｗ  ＡＡＳＨＴＯ  ，通过深入分析，碰撞荷载为等效静为荷载。从计算的结果来看主要表现为巧顶横向剪力响应超过群枯剪力抗力态分析得到的桥塔结构失效方式不同现在粧基部位的原因内。力响应第二船桥碰撞中的最极端情况，．，，通过Ｍｏｎｔｅ  Ｃａｒｌｏ（２．１）   和   模拟计   相比于之前采用简化荷载时：第一，但基本在同，ＡＡＳＨＴＯ一   数量   规范推荐的因此在分析桥梁结构的碰撞响应时采用的是静力分析方法与船桥碰撞动力作用的本质相异在会减小群枯顶部的２６３８７   规范给出的碰撞荷载计算得到的桥梁年失效   产生这种差异的原因主要在于，￣￣   ．．比本文提出的分析模型得到的失效概率要大６．河驳船和轮船碰撞力的计算公式巧规范碰撞荷载的桥梁结构可靠度，   １１节建立的船舶桥梁碰撞可靠度计算模型６３程计算得到的主桥失效概率概率为内６４９   ４９４５主桥年倒塌概率 ＡＡＨＳＴＯ．３０５   １   桥塔年失效概率 采用．，，，，采用静力分析桥塔结构的失效   这与图，   ，６－２０给出的基于荷载时程瞬   实际上在船桥碰撞动力过程中粧±效应的存   ，这也是本文动力可靠度分析中桥塔的破坏形式并不出   根据本文之前的讨论和相关文献研究Ｍｔ给出的碰撞荷载没有包含斜撞情形下的折减效应，ｕＷ，船舶从正撞到斜撞碰撞力会极大地降低和驳船碰撞时程荷载模型均考虑了由碰撞角度带来的这种折减效应 ’ ，，正撞情况为     本文采用的轮船而ＡＡＳＨＴＯ规范     在发生斜撞事件下采用仍然是正撞第１西南交通大学博±研究生学位论文页４０  的碰撞力    这无疑人为的增大了结构的响应需求，表６主桥及桥塔年倒塌概率根据３－１舶Ａ化鮮 ｆＳ 骗可牛ｖ … 解 ０．ＰＣ＾Ｊ  １￣概率Ｘｉ倒塌概率ＰＣＸＶ￣左侧桥塔年     綱概率ＡＦＡＦ＾ＸＩ   ６ＸＱ     ）￣左侧桥塔年右桥塔倒塌左桥塔倒塌规范计算ＡＡＳＨＴＯ（￣￣￣冉ｎ   。ｌ〇     ０  ０  ０＾００  ｏＴｏｏｏ５７８２ ５２７４ ０ ０ ００００ ００００   ．．３ ４．７００  ０ ０ ０４ ２４４４ ．５ ０６ ０７ ０８ ０９ ０．３１．．７７５１  ．．００３１ ０１  ６９ ＾＾桥塔年失效概率 ．．．７９４ ２８３８ ４００７ ６．目前工程界将船撞，作为桥梁结构的建造、爆炸、、火灾运营及使用者冰撞及、船撞风险的接受准则都存在般桥梁的目标倒塌概率取级分为三级＇７０，６１（、Ｔ１一（Ｔ定的分歧差异３／年，表５１（Ｔ；６－１４。，从前来看目美国计标准【１５）１５２３．２年中等及较小、．１   １８４   １  ５４．  ０５８３８．２０６     ９２２６４．   。，；各个国家和地区对于桥梁   桥梁船撞设计指南对于   一欧洲规范将结构的安全等   给定结构的年失效概率分别   ，给出了相关标准及各国为专ｎ桥梁进行安全评估而设定   建立了相应的桥梁船撞倒塌风险等级评价标准，，目前一些工程结构的可靠度设     并建议了初步的处置对策表（巧   。表项目６－１相关标准及具体桥梁风险接受准则 ４ ■    名称  风险接受准则     路易斯安娜水道桥 桥梁破坏９８７年ＩＳＯ＂标准除肺外还包括火；：ｉｃ人类活动造成的窟外风险 对于过大的拖击能量＾ｒＶｆ   －＂丹朵女咐（５１  １０９３   ．．ＡＡＳＨＴＯ。－．７０３   些其他极端事件处理为风险事件对于重要桥梁取根据结构失效导致后果严重和一的风险接受准则耿波参考ＡＬＡＲＰ风险划分方法及我国６   糾．必然关也在船撞等极端事件下结构发生失效的   ，概率水平是否满足整个结构预期的设计标准１２６   １桥梁船撞风险水平评价   ６４７为１．００５３ ７３主桥年倒塌概率 ．．１   ０００   ．４６ ００００   ．  ３８ ２０ ７  ．．０００ ００００   ４ ７ ５７８８ ２３０５．． ０  ７０ ６４ ７０３０５１１５７１．１  ２ ０  ４８ ３９ ７  ０ ０３０５ ６１５４６ ２７ ３０５．．１．丹－巧  爆＾馴、火中事设等１＞铁路和公路连线  Ｉ司ｇｇｊｇｗ２：时破坏：１２：Ｓ ＂Ｘ－！〇ＣＴ／   年ＸＨＴ   ％＾／   年西南交通大学博± 研究生学位论文  表６１＞ｌ／－５Ｘｌ＇Ｘ５１＾〇７０〇３／ｙ＜＾〇ｌ   中风险 不可接受－＜／ＶＸ＜５－。＜５Ｘ１１〇５可忽略风险０  准则受内，，   建议改进设计或采取降低风险措施注意风险管理和监控   ，不必进斤风险管控，规范推荐的等效静力荷载分别计算得到的   ＡＡＳＨＴＯ采用，    ＡＡＳＨＴＯ对桥梁船撞安全性进行评价，对于重要桥梁的构失效概率均满足    可Ｗ接受黄冈长江大桥在船撞作用下的失效概率波建议的风险接受准则标倒塌概率目ＡＡＳＨＴＯ＂０１Ｖ年，风险接受准则和表从表。６－１６但必须进行相应的管控采用需对设计进行改进或者采取ＡＡＳＨＴＯ定的措施一结构之外设置了相应的防撞消能装置可Ｗ保证的，因此－５１，中耿     基于   采用两种不同方法计算得到的桥梁结对于桥塔倒塌概率的要求，６中可Ｗ发现   如果采用耿波推荐的风险接受。则根据本文采用动力时程计算的桥梁年倒塌概率在低风险范围，   页   建议更改设计或采取防撞措施  根据前面采用动力瞬态分析和ＡＡＳＨＴＯ，，  低风险 可Ｗ接受１１说明及建议  高风险 不可接受－＜４    风险等级  －Ｐ１巧波建议船桥碰撞风险准则５－  年失效概率第  内，风险可ッ接   レ规范计算得到的倒塌概率则处于中风险域   。，实际工程实践中黄冈长江大桥除主体   ，在船舶撞击风险下桥梁结构的安全性是     。表６－１６不同风险接受准则下桥梁安全评价     年倒塌概率  ＡＡＳＨＴＯ风险接受淮则  耿波风险接受准则    动力计算可靠度 ％规范计算可靠度 ９２ＡＡＳＨＴＯ６５．．．３８７２６４Ｘ Ｘ１１（＊    满足 低风险＾  满足 中风险   Ｔ０   本章小结本章在介绍目前船桥碰撞可靠度研究现状的基础上，基于前述第二章推导得到的   欧洲规范关于轮船碰撞力的碰撞荷载时程和第四章建立的简化程，提出了基于简化时程荷载的船桥碰撞可靠度分析方法的黄冈长江大桥在船撞风险下的结构可靠度（及国１）．阐述了美国内目ＡＡＳＨＴＯ规范前关于船桥碰撞方面的一、。，内河驳船碰撞荷载时     并采用此方法分析了建成本章具体内容如下   ：欧洲规范关于船撞桥梁年倒塌概率的计算方法Ｗ   些代表性研究成果于桥梁碰撞倒塌概率方面的最新研究成果   ；，并补充介绍了目前相关学者关   第１４２西南交通大学博±研究生学位论女页     （２）．基于欧洲规范提供的轮船碰撞荷载时程和本文建立的驳船荷载模型碰撞峰值力考虑斜撞角度折减的基础上分析方法（和３）．，；采用ＭＡＴＬＡＢ编程语言   －建成的湖北黄冈长江公铁两用长江大桥为例，   计算了该桥梁在船撞作用及船舶撞击风险下桥梁结构的年倒塌概率塔上游侧被船舶撞击而致失效的概率较高，，靠近下水航道的桥   在设置防撞设施及导航装置时应予Ｗ较多     ；（４）．   将基于简化时程荷载船桥碰撞可靠度分析得到的桥梁倒塌概率与采用ＡＡＳＨＴＯ等效静力荷载计算得到的桥梁倒塌概率进行了对比法得到的失效概率差异的原因，，通用有限元软件联合仿真方法编制了船舶桥梁碰撞随机动力分析程序   下各桥塔的失效概率价基于简化时程荷载的船桥碰撞可靠度   基于建立的简化时程荷载船桥碰撞可靠度分析方法ＶＢＣＳＤＡＰ Ｗ不足了在对驳船     ；ＡＮＳＹＳ考虑提出，，，分析了采用ＡＡＳＨＴＯ，讨论了采用不同分析方   规范进行船桥碰撞可靠度计算的     最后采用两种不同的风险评价准则对黄冈长江大桥的桥梁年倒塌概率进行了评认为在设置防撞装置的情况下，该桥船撞倒塌概率处于可接受范围   。西南交通大学博±研究生学位论文  第１   页４３    结论与展望在跨航道桥梁设计施工和运营使用的全寿命过程中、Ｗ及其作用荷载往往成为桥梁规划船舶撞击这的不确定性外文献一极端事件发生的不确定性船舶不确定性论文创新点１提出）载模型一了析的振型组合规则部分组合开平方法巧ＲＰＣ，３１编制，目尽介绍方法、了；提出－了   欧了适用于碰撞反应谱分   适用于梁桥碰撞分析的附加两；   自   阐明了枯±相互   。（ＶＢＣＳＤＡＰ）   。   ：前中、美、   欧王个国家和地区设计规范中关于船舶撞击荷载的规定进行了详目   前关于船桥碰撞研究中常采用的几种其他分析方法賴合分析（简化荷载时程分析方法和反应谱分析方法）补充推导对碰撞力影响较小但是对结构碰撞响应影响较为明显船舶桥梁碰撞随机动力分析程序并详细介绍了，响应时各口：；   系统巧纳和总结了既有船桥碰撞响应的实用计算方法）对   。，论文主要工作和结论（对桥梁     基于简化的船舶碰撞荷载模型提出了基于简化时程荷载的船桥碰撞可靠度分）析方法）了证明了采用单塔模型作为斜拉桥碰撞分析的可行性作用对船桥碰撞的影响规律（，   内   。，由度单域模型本文结合国基于动能动量守恒和部分回归参数的驳船碰撞方形桥墙的简化时程荷   基于桥梁结构在船舶作用下动力响应特点及规律提出）。碰撞发生形式   极端事件下桥梁结构的可靠度进行了研究探讨了驳船碰撞荷载时程关键特征点对巧梁响应的影响规律，，   ：洲规范中给出的货轮碰撞时程荷载模型口结构不确定性   然而由于，理论推导Ｗ及与相关己有文献研究成果的对比讨论、在船舶碰撞作用下的动力分析Ｗ及在这（，使得确定桥梁在船舶撞击风险下的安全性变得愈加复杂，通过数值仿真，实施和使用的重要甚至是控制性因素、（）可能发生的船舶撞击事件   ，自的优点及使用的局限性），   讨论了这几种方法在计算船桥碰撞   。对比了两类典型船舶碰撞为差异及造成的巧梁结构响应的异同   采用驳船与散装货轮作为内河船舶和海轮代表性船舶差异的船舶碰撞桥壞时在碰撞力时程桥梁结构动力响应等方面的不同，、船緒变形发展，对比了   两类船脂具有较大船館变形力曲线关系－、１＾及所致     并将两类船舶碰撞峰值力与己有规范规定的等效静第１西南交通大学博±研究生学位论文页４４     力荷载进行了对比差异。计算的结果表明：两类船舶碰撞荷载时程差别较大，同样的碰撞吨位和碰撞速度下而壞底剪力和弯矩比驳船小０，由于船腊外部形态及内，部杆件布置存在较大的   这种荷载上的差异也影响到结构的响应散装货轮碰撞作用下造成的墙顶位移要比驳船要大各规范对于碰撞荷载的规定存在较大的差异，，   在   ，   。   建立了驳船正撞方墳的简化荷载时程荷载模型巧论了驳船碰撞荷载时程特征，）点对于桥梁结构响应影响，   补充推导了欧洲规范中关于内河轮船的碰撞荷载时程根据驳船碰撞方形桥壞过程中的动能守恒和动量守恒化荷载时程荷载模型该简化荷载模型考虑驳船碰撞速度，，，建立了驳船正撞方壞的简   吨位Ｗ及方形域尺寸，   并   与显式动力有限元计算结果和相关文献提出的荷载模型进行了荷载时程和响应谱对比验证了提出的荷载时程模型的正确性和适用性，构碰撞响应的可行性ｆｃ加载刚度知塑性碰撞力ｍａｘ４，／屈曲段持   ，。，发现桥梁的壞顶位移主要由第和＆决定和塑性变形段的碰撞力／＾夹定）顶位移响应增大戶。尸Ｃ的确定对结构响应的影响根据桥梁碰撞时程计算结构和响应谱对比和卸载段并基于对驳船理想荷载的两部分划分积ＣＰ论证了采用时程荷载分析桥梁结     。讨论了简化荷载模型中碰撞峰值力时，三个参数影响，，随着增大结构位移响应减小ｂ且随着／＾ｎａｘ，户＜：   部分脉冲的面和桥梁域底剪力和弯矩受的增大壞底剪力和弯矩非常明显地增大随着构响应几乎没有任何影响；，一；   ，／＜：的增大域   Ｐｍａｘ   和，卸载刚度   对结   。基于欧洲规范关于轮船碰撞荷载的图示模型Ｗ及碰撞过程中的动能动量守恒定   理，补充推导了欧洲规范中关于内河轮船发生弹性碰撞碰撞荷载时程的确定方法（、非弹性碰撞Ｗ及斜撞情形下     。推导了船桥碰撞动力学的基本理论并结合动力学理论对碰撞荷载下桥梁结构   ４），   响应规律进行了分析讨论基于基本的结构动力学理论底剪力和弯矩的振型参与系数之处。梁结构振型，通过对一，，指出Ｉｖ了了，碰撞荷载动为作用下桥埼域顶位移及域   船桥碰撞动力分析与桥梁抗风抗震分析的特殊   Ｈ跨连续梁进行动力特性分析化阶振型对位移贡献较大，推导得到，指出了对于梁桥这种＂而剪力和弯巧主嬰受高阶振型决定部结构对结构振型质虽的贡献占击译地位，基于此认识提化了头重脚轻，＂   桥且在前几阶     适用于梁桥碰西南交通大学博±研究生学位论文  撞分析的附加两自第   页Ｍ５  由度单域模型；对于具有漂浮体系的斜拉桥导的侧向振型中对振型广义质量和刚度贡献不明显塔作为计算结构模型便可得到理想的桥梁结构响应说明，上部结构对由桥塔主   ，对于这种桥梁结构采用独   了   。探讨了不同振型组合规则在进行船桥碰撞响应谱分析时的适用性驳船碰撞荷载的振型组合规则ａｏＳＲＰＣ（ｗｗａｒｅｒ－叫片？ＷＷ－ｚｃｏｗＷｎａ   并提出了针对，   通过计算对比＇／ｚｏｎ），   发现本文提出的振型组合规则可Ｗ同时比较计算得到桥梁结构在碰撞下的壞顶位移和基底剪力、弯矩   ；采用等效承台刚度作为考虑枯止相互作用的简化形式并应用于船桥碰撞分析中通过理论推导证明了考虑粧±相互作用不会对船桥碰撞力产生明显的影响表明考虑粧±相互效应会在（一定程度上降低结构的基底剪力巧基于驳船和轮船简化时程荷载分析方法，并（＾＾此方法对一，、   ，通过计算   ，弯矩和桥塔位移响应   。建立了基于简化时程荷载的船娇碰撞可靠度     建成桥梁在船舶撞巧风险下的可靠度进行了分析巧论   采用本文补充推导得到的欧洲规范关于轮船碰撞的时程荷载模型和本文提出的驳船碰撞荷载时程模型，在考虑碰撞角度对峰值力折减的情况下   提出了基于简化时程，荷载的船桥碰撞可靠度分析方法编制了船舶桥梁碰撞随机动力分析程序－，ＶＢＣＳＤＡＰ并对己建成的湖北黄冈长江大桥在船撞风险下结构的倒塌概率进行了计算采用ＡＡＳＨＴＯ。荷载的可靠度分析方法比采用，ＡＡＳＨＴＯ（（ＡＡＳＨＴＯ数量级但相     为静为分析和考虑斜）；   靠近下在设置防撞设施及导航装置时     ：、船舶工程而宏观的船桥碰撞风险分析又涉及到概率论原理，一）具体的船桥碰撞问题涉及到桥梁工程等多种因素   其中采用本文基于时程规范不考虑碰撞角度对碰撞力折减带来的差别，   ；   。硏究工作展望，，ＡＡＳＨＴＯ，水航道的桥塔上游侧被船舶撞击而致失效的概率较高应予Ｗ重点考虑内规范计算得到的倒塌概率处于同这主要是因为分析方法本文瞬态动为分析撞碰撞峰值力折减科   并与规定碰撞力计算得到的桥梁倒塌概率进行了对比通过分析及讨论得到黄冈长江大桥在船撞风险下结构的倒塌概率处于安全范围比较小，   。本文是在、，碰撞动力学风险评估，水动力学多个学   及其他交通往众多学者的研巧基础上发展而得到研究成果多工作仍处于较为初步的阶段，笔者认为在本文工作的基础上，，未来仍有，环境   但是其中很   下问题Ｗ   第１西南交通大学博±研究生学位论文页４６     期继续研究解决（１   ：   船舶碰撞作用下桥梁结构破坏全过程模拟与试验验证）本文主要关注船舶碰撞下桥梁结构宏观的位移和结构损伤、破坏Ｗ及倒塌的全过程并没有过多讨论。内力响应实际上，构破坏形式直接影响着本文可靠度分析中结构破坏模式的认定撞荷载和结构抗力计算具有重要的意义研究中口一）个重点关注的方向对于船舶碰撞下桥梁   船舶碰撞作用下桥梁结   ，   对于确定设计船舶碰结合显式动力碰撞分析Ｗ及准静力的   ，分析确定碰撞作用结构的破坏模式Ｐｕｓｈｏｖｅｒ，，并通过试验校核验证，是船桥碰撞未来     。   建立基于我国内河和近海航道通行典型船舶的碰撞时程荷载库   本文在船撞可靠度分析时分别采用两种典型驳船和轮船的碰撞荷载时程曲线作为航道中所有航行船舶碰撞力时程的代表，在某坚情况下例如船舶吨位超过万吨时本文   （）采用的典型荷载时程并不能完全反应真实船舶的碰撞荷载时程典型船舶的碰撞荷载时程，）获得各类在可能的情况下回归得到相应的荷载时程模型高本文船桥碰撞可靠度分析方法适用性和准确性的关键之处０，、，   各个吨位将会是提     。对基于简化时程荷载的船桥碰撞可靠度分析模型及方法的进一   步改进基于简化时程荷载的船桥碰撞可靠度分析方法相比于传统确定性分析可Ｗ更为真   实的反应结构针对船舶碰撞的需求在确定影响碰撞的诸多影响因素，，但是对于目前本文本文所提出的方法例如合理确定碰撞速度、吨位、，   仍然需要船舶碰撞角度、虑不利风流及各种极端天气下船舶撞击概率的増大等方面根据相关研究的进展做出定地改进法应用于（４）；目另外，船桥碰撞过程中关注响应的最大值前的可靠度计算流程中标，，也是一   一   如何将己有的极值抽样计算方个重要且有意义的研究课题   。基于性能设计的跨航道桥梁设防船撞为合理确定Ｗ及防撞导航设施合理设置   基于性能设计的桥梁抗震方面，，   考、抗风研究国内外相关研究仍然相对滞后，目前已经取得长足的发展桥梁设防船撞为是船桥碰撞可靠度研究的重要，得到的信息义进行后续的指导但是在桥梁船撞   如何根据客观的船撞风险环境和既定的设防考虑具体的社会经济条件和结构物所要满足的工程使用需求基本上是基于确定性的思路，目标。由于目，   目合理地确定跨航道     前桥梁结构船撞力的设防防撞巧航设施的设置更多的是根据己有的工程实践反馈   。理论上，采用合理船桥碰撞随机计算模型，准确   西南交通大学博 ± 硏究生学位论文 第１４７   页    地反映具体桥位桥梁各个构件特别是位于航道的各个壞塔的易损性Ｗ及破坏最有可）（能发生的形式相应措施，，据此未来的工程设计人员Ｗ及桥梁、航道管理部口可Ｗ针对性地采取   真正的实现基于性能的桥梁结构防撞设计和管理究学者的长远目标   。，这是所有从事这方面研   第１４８页 西南交通大学博 ± 硏究生学位论文     谢致博±生涯近五载青春与脱变，终得一，行文至此自，关爱之意，，除过对过往生活的怀念感人生中最为幸运的五年前投师于秦顺全院 ± 口下，八百里秦川哺育我长大。学术己至院 ± 祿樓么情，，先生高风亮节，仍然躬身垂范学生铭记终身，一。路走来欢乐   更多的是感恩这一的学术功底，平易近人，学识渊博，见解深刻，屯系交大发展、，兴建桥梁水动力学实验室，完成科研任务，   ，在桥   拳拳爱校之也，自，   ，   从本科毕业设计阶段追随李到后面从事博±论文课题的研究敏锐的思维Ｗ及强大的人格魅力让我折服并受益终身，自由地去探索学术的未知领域特别感谢我出国联合培养的外方导师度过的１５自由的科研环境，，李老师深厚   感谢李老师在博   。让我能够高质高效地     。教授义ｎｚｈｏｎｇ  Ｃｈｅｎ个月是我博±期间最充实且富有成效的时光，在美国德州小城   ，   陈老师对科研深刻独特的见解Ｗ及在学术上精益求精的精神让我受益终身忘不了每周与陈老师的。，ｏｎｅ ｍｅｅｔｎｇｉ陈老师对我研巧悉屯的指导Ｗ及建议、午夜时分每每收到满是标记的修改稿件Ｌｕｂｂｏ化盛夏的骄阳感谢桥梁系李亚东教授锐利教授，   。   虽，在繁忙工作之余每月来校指导我们的学习， ± 求学期间提供宝贵的科研锻炼机会Ｗ及宽松如小城   路陪我   。从最开始接触车桥賴合动力学Ｌｕｂｂｏｃｋ蓉城求学见证了我的   莫过于遇到了Ｈ位人生中的恩师，衷也感谢我的博 ± 论文联合指导老师李小珍教授老师，先生作为母校特聘院 ± 。梁系着力倡导并开展桥梁水动力学研究令我感动，   。回首博 ± 求学这五年身居高位卷论文大洋彼岸的游学经历更让我对人生追求有了更深的认识与收获中夹杂着汗水走过来的人们，、郑史雄教授、一、般，李永乐教授、更忘不了在撰写第内屯的敬佩与、，激励我前进单德山教授，、副总工程师，，。  ｏｎ   篇英文论文时陈老师的治学精神，   ，   犹   。廖海黎教授赵灿释教授读博期间对我学习和研究各方面提供的指导和帮助在作者读博期间感动一Ｏｎｅ中铁大桥院高宗余总工程师、、赵人达教授晋智斌副教授、、祝兵教授、   沈   夏嵩副教授在我   。、胡巧教授级高工，中铁二院陈列   中铁大桥巧工程技术部皮汉萍部长等各位前辈和专家给予我英大的鼓励   西南交通大学博 ± 研究生学位论文  和帮助在此向他们致Ｗ深深的谢意，第（特别要感谢叶庆旱师兄。活的关屯、，梅师兄亦兄亦师师助、。刘德军博± 特别要感谢、肖一朱艳博± 林师兄，肖、团结而又充满活为的集体的时光是青春最美好的记忆感恩路走来舟一，）愿我们友谊长存一个幸福的家庭之中家人幸福是我内屯最深处的牵挂，、，路相伴（），，，感谢课题姐易虹试讲   与刘全民师兄。。这份论文也是我送给你的礼物父母、感谢自   我进入、肖军师兄关于学术问     。姐姐和哥哥关爱和支持伴随着我女友杨佳丽，相识九载相恋四年，   一风雨同     。感谢百忙之中审阅论文的各位专家和学者感谢所有在我成长中关也我、。与你们共同学习挥洒汗水把酒言欢   促使我对自己的科研有了更加深刻和全面的认识自己生长在感谢侯鹏飞师兄   。林博± 和张迅博±从进入课题组之初对我的指导和帮   （，感谢你们对我的支持     。课题组直至现在李老师团队所有的师兄姐弟妹题的探讨，他的鼎力帮助使得本文得Ｗ顺利完成个优秀、）他的信任与鼓励让我快速进入科研的角色，   巧   许磊平师兄和梅大鹏师兄在博±期间对我学习和生、和苑仁安师兄对论文最后部分的建议和指导李小珍教授课题组是４９   。有幸进入秦院 ± 团队与诸位优秀的师兄姐弟共同学习进步和帮助１    。帮助我的亲人师长、、朋友和同学   ！张景峰   ２０１６年５月于西南交通大学眷诚斋   ３２０４第１５０页 西南交通大学博 ± 研究生学位论文   参考女献   ［１］ 中华人名共和国国家发展和改革委员会２０［［［２］３１３４］ 中华人民共和国国家发展和改革委员会］６］ｒｓ   ．  ｉ 项海帆民  ＡＡＳＨＴＯ．］ｔｔ］ Ｃｏｎｂａｒ Ｃｏｎｌ  ，２ｎｄ ｅｄ  ａｚｉｏ  １［０］ｉｓｏｌ，ｓ］ ＣｏｎｓＵｎ１２［］ｉｖｅｒｓｉｉｉｌＧａ．ｙｏｆＦ  ｏａｚｏ  ｌｉｖｅｒｓ  Ｐｉ．［１３］４］杨渡军１［５］ｐｓ：１１［１：７］陈国虞８］ 凤凰网１９］２０］／／，２１）８６ ３ｉｌｌ  ，ｅ２００６，  Ｕｎｉｉｎｅｓｖ．  ｉｌｌ  ，ｅ，ｌｔ．年２０３０）［Ｎ   ．］ｓｉｌｌｉｎｅｓｖｉ， １９９９  ｉｉｉｉ  ＤＣ．．，２０１  ｉ Ｅｎｇｉ  ．．ｉｆｅｎｇ２０，１２［Ｊ   同．］   ｏｎ ｄｅｓｇｎ ｏｆｓｉｌｌｉｉ   ，［Ｍ．］ ＢｒｄｇｅＥｎｇｎｅｅｒｎｇ   ｉｉｉｉｉｓｉ   ｏ打ｓ  ｆｏｒｉｌｉｉｔｅｓｔｉｎｇｏｆ  ｔｈｅＳｔ．  Ｇｅｏｒｇｅ ｌＩａｎｄ  ｃａｕｓｅｗａｙ 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ｖｅｓｓｅ１北京，］跨海大桥深水粧基础防船撞能力及安全评估研究．Ｍｏｒｏｃｃｏ］１ｌ．ｅｖａｌｕａｔｉｏ打  ｏｆ  ｃｏｌ３３５－ｇｃｏｍ／ｍａｉｎａｎｄ／ｄｅｔａ．ｅｓｋｉ  ａｎｄ  ｊＨ［０８－．．６３ｃｏｍ／１５／１．． Ｍｏｄｆ３２］ｆｅｎｉ．ＡＢＳＥ Ｓｈｗ［ｓｉｎａ．ｎｅｗｓ）１Ｍ［南脚３［上海松江斜塘大桥桥面出现倾斜己紧急封闭ＥＢ？ｎｅｗｓ／／：－／千吨粤籍货船撞上平潭海峽大桥找桥巧Ｂ．Ｄｅｎｍａｒｋ［ｅｏｍ／ｎｅｗｓｃｅｎｔｅｒ／２００８．．凤凰网］２９］．杭州湾跨海大桥被撞索赔案对簿公堂巧Ｂｎｅｗｓｘｉｎｈｕａｎｅｔ李维洲ｈｔｔｐ［等桥梁事故实例评析，．２７］脚：杨虎根， 网易新闻城运砂船撞謗江大桥翻沉巧Ｂｈｔ［ｐ   页１   ．余勇继．口＾凤凰网ｈｔ２５１   ．新浪网２４］１，新华网］ｈｔｔｐ［２０，第  ．ｎｎｏｒｓｋｙ  Ｖ  Ｕｐｏｗｅｒｓｈｐ［Ｊ］ｉ． Ｊ．  Ａｎａｎａｏｕｒｎａｌ．．．ｌ ｏｆＪＴＧ０２ＪＴＧＤ６０ＴＢｙｓ  ｉ１－１０００２ｓｏｆ  ｓ８９－．１ｌｌｉＳｈｐＲｅｓｅａｒｃｈ  ｉ．］，２００乂   ．［Ｓ］公路桥涵设计通用规范２００５ｈｐｃｏｉＲ公路桥涵设计通用规范２００４－［１ｓ［铁路桥涵设计基本规范ｉｏｎ ｗ９５９，  ３ｉ（ｔ北京．Ｓ］［９８９北京．Ｓ］１，．   ．２００４，北京，   ．２００５   ．ｈ  ｒｅｆｅｒｅｎｃｅ  ｔｏ  ｐｒｏｔｅｃｔｏｎ  ｏｆｎｕｃｅａｒ   １ｉ）： １－４   ．  ｌ第。１西南交通大学博±研究生学位论文页  ［４５］ Ｗｏ［４６］ Ｗｏ４７］ Ｍ  ＴｈｅＣｏｎ Ｇ ＳｈｐｓｉｉｌｅｉｅｒｓＣ［．］４８］ ＧｏｂｌＢｅｒｌｉｎｅ Ｇ  Ｋａｎｔｒａｌ［５０］ｉｃ［５１］－ｌ，  ［Ｒ［］［５３］）６９－１５４］［５引５６］ｉ杨黎明，３ ５－５７］５８］［［［［［［５９］５７（０２史康鹏）： ５８－６  Ｆａｎ  Ｗ．－１２５０３９１ｅｒｓｉ［Ｊ４８７－   ．ｏｗｅｒｅｄ ｔｒａｄｎｇ   ｉｉＧｅｒｍａｎｙ， １９８３ｉ   ．ｌｉｄｇｅＤａｇｎｏｓｔｃｓＩｎｃｉｉ，ｉ ｅａｌ Ｅｘｔ －  ．．， 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船桥碰撞力仿真分析与模型试验研究．范立础６６］０然科学版ｓｔｒｕｃｔｕｒｅｓ  ｓｕｂ［ ２ｌ．ｏｃｋ  ａｎｄ  ｄａｍ  ＃２６  Ｆｅｄ  ｔｅｓｔ  ｒｅｐｏｒｔ  ｆｏｒ  ｔｈｅ  ａｒｍｙ   Ｂｒ桥墙碰撞力理论与试验研究．６４］］  ｄｏｒｆＷａｇｎｅｒＤ，ｎｕｃｌ，基于刚度的桥梁船撞力数值仿真与试验研究．范立础６５：ｌ（郑振飞２００８：］６３ｔＤｕｓｓｅＣｏ  １９７６：   ．，．Ｇｅｒｍａｎｙｏｎｓ  Ｓａｆｅｙ  ｚｏｎｅｓ  ａｎｄ  ｏａｄｎｇ  ａｓｓｕｍｐｔｏｎｓ  ｆｏｒ   长江中游桥壞防撞续．９９５１．自（，郭志辉陶鹏引．  ，   ．方海，林建筑６６  ａｚｉｏ  Ｇ  民ｌ，倪步友，刘伟庆曾］，ｎ陈国廣防御船撞桥的新装置及其机理研究町船舶工程６０］１ｄｅｒｌ刘军等，林树人，陈国虞津［ｉ２６３ｌｉ   ．陈国虞２００３［Ｂｏｕ长江中游桥墙防撞．大学学报［  Ｃｏｎｓｏ撞器试验研究的［ｓ２２５Ｂｅｒ化ｅ  ｓａｆｅ巧  ｏｆ．海科技动态［．  ．］  Ｈａｏ  Ｈ  Ｌａｂｏｒａｔｏｒｙ  ｔｅｓｔｓ  ａｎｄ  ｎｕｍｅｒ，陈国虞１．］ｉ：ｌｌｉ  １－ｅｖｅｌ  ｂａｒｇｅ  ｄｅｆｏｒｍａｔｉｏｎ  ｆｏｒ  ｂａｒｇｅ  ｌ２（１ｐＣｏｕａｒ  ｒｅｎｆｏｒｃｅｄ  ｃｏｎｃｒｅｔｅ  ｐｒｃ １９７，ｉ陈国虞３５２ｉｉ：ｌＧＣＣ［ｉ ＳｃｈｕｌｚＪ ＣｏｍｍａｎｄｅｒＢ Ｌ   ＳｈａＹｈｅＧＫＳＳｎ  ｎａｎｄ  ｗａｔｅｒｗａｙｓ［民］ＢｒｄｇｅＥｎｇｎｅｅｒｎｇｉｔ．，ｅｓ ｏｆ  ｈｉｇｈ  ｉＧｅｒｍａｎｙ  ，．  ４９］ｏｎ化ｓｔｓｏｆｉｌｃｏｒｐｓｏｆｅｎｇｉｎｅｅｒｓ［ｓＤｏｍｂｅｒｇ Ｋ  Ｅ  Ｓｈ－ｓｔｒｕｃｔｕｒｅｓ  ｏ［  ｌｌｉＳｔｒｕｃｔｕｒａ  ｎｖｅｓｔｇａｔｉｏｎ  ｆｏｒ  －ｉ．Ｖｅｓｓｅ［任ｓｉｎ ｉ    ｎｎｉ２００７ｇ ｏｎ，ＤＪ  ｏｐｍｅｎｔｏｆｂｒｉｄＫＹ：．ｔｉｇｅｒｅｓｐｏｎｓ Ａｎａ  Ｕｎｉｌｙｓｖｅｒｓｉｉｓａｎｄｔｙｏｆ ＣｏｎｓｏａｚｏＧ 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．．刘建成程［ｓｏ８１交通部上海船舶运输科学研究所学报．  Ｙｕａｎ  Ｗ  Ｚｈｏｕ  Ｍ  Ａ  ｎｏｎ，ａｔｉｏｎｓｈｌ１－ｉ卷英文版ｒｅ０ ２   ．船舶碰撞的Ｈ维分析ｍ．１  Ｆａｎ  Ｗ Ｃｏｎ．．  ７６］ｎｇ欧碧峰轮船脂部正撞刚性墙面的基本冲击荷载模型ｍａｓｓｅｓｓｍｅｎｔ  ｏｆｂｒｉｄｇｅ  ｓｕｂｓｔｒｕｃｔｕｒｅｓ  ｓｕｂｅｃｔｅｄ  ｔｏ  ｓｈｐ  ｃｏｊ［ｉ２乂   ｓｉ２５６ Ｊ   ．，ｏａｚｏ  Ｇ  Ｒｓ．   ．ｒｓｅｎ３－７１９８６０（ｃｏｌ［０（１ＤＲ梁文娟１［ｉｉｄｇｅ  ｓｔｒｕｃ化ｒｅｓｍｐａｃｔｓ  ｏｎ  ｂｒ４０［２０．  ｉｄｇｅｄｅｓｇｎ［Ｊ］ｎｔｂｒ建立桥梁船撞动力设计理论与方法的建议．２００８：孟德巍，与冲击［范立础，王君杰   页５３１   ．天津，ｓｔａｉ第   Ｊ．］ｉｇｅｃｏｌｌｉｓｉ   ．   ｏｎ  ｗｈｈ  ａ ｓｎｇｅｌｉ   ．ｃ  ａｎａｌ００８．２００６，ｙｓｉ口０５０ｓｏ）：ｆ ｂａｒ １３－２５ｇｅｃｏｓｉ   ｏｎ拓ｒ   ．Ｂａｒｇｅ  ｂｏｗ  抗ｒｃｅ Ｔｒａｎｓｌｌｉ－ｄｅｆｂｒｍａｔｏｎ   ｉｔａｔｏｎ民ｅｓｅａｒｃｈ民ｅｃｏｒｄｐｏｒｉ   ．   ．Ｃｏｎｓｏｌａｚｏ ｉＧＲ Ｒｅ  ．ｌａｔｏｎｓｈｉｉｐｓｏｆｂａｒ  ｇｅｂｏｗ  ｆｏｒｃｅ－ｄｅｆｏｒｍａｔｏｎ  ｆｏｒ  ｂｒｄｇｅ   ｉｉ   ：第５４１西南交通大学博±研究生学位论文页  ｄｅｓｇｎ ｐｒｏｂａｂｉ民ｅｃｏｒｄＲｅｓｅａｒｃｈ ［８８ Ｓａｕ］ｌ 民ｂｒｄｇｅ［８９ Ｆｍ打ｄ］Ｅｎｑｕ［Ｗｅ打 ｒｙ［Ｃ］９ Ｐｅｄｅ１］９３  ］ｉ１［９４］．   Ｃｏｐｅｎｈａｇｅｎ２００８，Ｈ，Ｄｅｎｍａｒｋ  ７  Ｄａｖ． Ｉｌ ｏｆ  ： １９８０：ｓ Ｏ， １９８０ｓｌｌｉｎ Ｄ氏５］ Ｇｅｔｔｅｒｏｆｈｕｒｒｉｃａｎｅ［９６］ Ｇ  化ｅ ｅ ａ Ｓｈｔ，ｉ．］Ｇｏ打ｓｏ，  ｉ［９７］  ＦａｎＷ．， Ｄａｖ  ｌｉ２０ｉｌ Ｊｏｕｒｎａｌ  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Ｘ程［：ｓｔｉ天津水利科学研究所化Ｙ１ｃｓ１ｉ．天津ｙｉ５，，   ．黄冈大桥船舶通航实船试验研究报告民武汉２００９   天津水运工程科学研究所黄冈公铁两用长江大桥通航净空尺度及技术要求论证研究报告［   ，   ．赵国藩，武汉理工大学４４］ｓｉ李秋胜，１４３１ｉｌｉ Ｃｏｌｌｉｎｓ ，１［ｍｏｒｅ   ．民ＯＳＳ ＳＭ］化宁波，４２］［ｔｉｌｉＥｎｇｎｅｅｒｎｇ Ｍｅｃｈａｎ防御船舶撞击桥梁的设计中的风压流偏角．１［ｐ ｌｌｉｌＣ民ＣＰｒｅｓｓ［ｉ   ．版社［ｃｏｏｎ Ａｎａｙｓｓ １９９８ｉ学术研讨会［ｉ２００５：９３－．，２００６［ｔ］ｉｉｉ．］ Ｂａｌｃａｔｏ打  ｏｆ  ｓｕｂｓｅｔ  ｓｉｍｕｌａｔｉｏｎ  ｍｅｔｈｏｄｓ  ｔｏ  ｒｅｌ ＢｅｃｋＪ Ｌ Ｅｓｔｉｍａｔｏｎｏｆ ｓｍａ．，ｕｂｓｅｔｓｍｕａｔｏ打［Ｊ］Ｃｏ［．］，林铁良陈艾荣王君杰船撞桥域撞击角度概率研究和结构工程分会２００５年全国桥梁学术会议杭州２００］］Ｃ［？，３６ｏｎｓ   ．：１ｉ［ｌ１ｓ．：ｂｅｎｃｈｍａｒｋ  ｐｒｏｂｅｍｓ［Ｊ］［ｌｌｉ   ．．，］］ １９８３ｂｒｓｈｐｂｒｄｇｅｃｏ学会桥梁和结构工程分会２００５年全国桥梁学术会议［，   黄平明张征文直航路上船舶碰撞桥墙概率分析Ｃ南京中国止木工程学会桥梁及结构工程学会第十四届年会２０００９４９８   中国公路曹映織周颖概率论原理在特大桥梁船舶撞击力计算中的应用Ｃ１３２Ｄｅｎｍａｒｋ，，１  ｉｉ   ．：［，ｏｎ ａｇａｎｓｔ  ｔｈｅ  Ｓｉｍｓｈ打ｅ   ｓｉｌｌｉｉ建设部，ＣＢ５００１０－２０１０混凝上结构设计规范问，   北西南交通大学博±研究生学位论文１［５０］  ＢＳ  ＥＮ ｓｔｒｕｃ１［５１］１５２］ Ｐｓ１［５３］ｉｒｅｓ［ Ｄｕｎｎａｖａｎｖｅｒｔ［Ｕｒｉｅｉｉｃａｌｅｓｔｌｅｓ Ｗａｍｔｓｉ  ９９４１Ｓ］ｔ ．  －Ｂ－１１ＳＴ ＷＩ，：  ２００４２００４ＯＮｅｉｌｐｉｌｅ  ｇｒｏｕｐｓ  ｓｕｂｊｙＭ Ｊ ＮｃｌｏａｄｉｎｏｎＳＪｏｕｒｎａｌ ｏｆ， Ｅｕｒｏｃｏｄｅ４  Ｄｅｓｇ［Ｊ］．  ＡＣ  Ｚａｈｎ  Ｆ  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：则该碰撞可Ｗ被认定为是弹性碰撞，）／Ｐ＜，，，模型推导弹性和非弹性碰撞可通过下式判别，ｖ其中ｍｐａｃｔＬｏａｄ） Ｉ驳船碰撞荷载模型中图ＡＶＬ的理想弹塑性关系３Ｖｅｓｓｅ   １＋＜ｔｐ塑性段和卸载的持时，，ｔＡ＋＋ｔｐｔ   ＂   并根据动能动量守恒定   ；ＴＴｔｎ／ 、 ／Ｋｃ＼   （心  Ａｎ＇，，Ａ＾   ａｘ   子 （Ａ６   ）＾    ｍａｘｎＫ 子 二 么Ｊ     ｍａｘ（Ａ７   ）西南交通大学博± 研究生学位论文  ＳＶ＝ ｆ －ｆｍ／ａｘ 于非弹性碰撞（，ＷＡ，）第为碰撞力在弹性加载末期碰撞力达到峰值时船舶的速度假设在塑性变形阶段末期船舶的运动速度船舶在卸载阶段末期的回弹速度可Ｗ表示为１９５   页  ：＝Ｖ？Ｐｍａｘ／ＶＶ＾＝ｐ   。〇，，同样，根据动能守恒定理   对   ，第１６０西南交通大学博±研究生学位论文页       攻读博± 学位期间发表的论文及科研成果一、１［．］已发表的论文   Ｊｉｎｇｆｅｎｇ  Ｚｈａｎｇ  Ｘｎｚｈｏｎｇ  Ｃｈｅｎ  Ｄｅｊｕｎ Ｌｕ  Ｘａｏｚｈｅｎ Ｌ民ｅｓｐｏ打ｓｅ Ｊ［１口］０  Ａｄｖａｎｃｅ  ｓ，．７７／１１张景峰．］［３李小珍，４］李小珍，５．］ Ｊｉ，ｎｇｆｅｎ［６］ｇ ［ｉｎｇｆｅｎ３巧－１［Ｊ］，，  ，１［］、２］Ｃｈ  ，ｎａｉｃ ｉｃＸ］ｌｉ（４］４）  ：军肖，２０，５１ａｏｚｈｅｎＬｉ，  －１２１．，． （１４Ｖｏ，ｌ４９．  （４）： ６Ｎｅｗ ，，  Ｘｉ［Ｊ］，Ｖｏ   －６１尹航ｌ．１ｉｉ．ＥＩＡＮ （，  ２０，５１  〇ＳＣ  ＤＯＩ单春胜军，Ｉ   ：９１６２５－６９９，．  （ＥＩＡＮ，   ：，： ２０１６１３０２１７３８１：， ２，  Ｌ巧ａｏ，９５：  Ｘｉ０２－１． （ＥＩ ＡＮ，ａｏｗｅｉＱｕｉ．  ，，２０１３ｅｏｆＢｉｚｈｏｎｇ Ｓｏｎ： ２０１５２８０１０２７ｌｉｅｄ  Ｍｅｃｈａｎ林６，．（在审６）   Ｔｈｅ  ｎｆｌｕｅｎｃｅ  ｏｆｂａｒｅｂｒｇ－ｉ  ．ｉｄ   ｇｅ Ｔｈｅ  ２ｎｄ 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船舶—桥梁碰撞动力分析及船撞作用下桥梁结构可靠度研究张景峰

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