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桥墩防船撞保护
本文概述了近25年来桥墩防撞保护的发展情况。在碰撞试验的基础上，从一般的等效载荷公式发展到有限元数值模拟。比较实验结果，介绍了18座桥梁的结构保护实例。
1 序言
在1980年，作者设计了阿根廷境内现存的Zarate巴西-拉戈河大桥的防船撞保护系统。对当时的现状的调查表明，几乎没有系统的研究和规范建议存在。因此，作者不得不自己进行调查设计。
研究船舶与桥梁碰撞的最重要的一点是确定撞击力和防止这些力的结构设计。在下面的文章中，作者概述了他在25年多的桥梁防撞保护工作中的个人经验。不同类型的护墩结构设计的例子大多由作者的公司莱恩哈特和合伙人设计或检查。
2 碰撞力
1980年唯一的理论研究是由Minorsky所做的，他研究了两艘船正面碰撞时的作用力。图1显示了船舶变形时钢的体积与吸收能量之间的线性关系。然而，这种撞击力的确定只适用于两艘船之间的碰撞。
为了保护桥墩，图2和图3所示的船舶与刚性墙的正面碰撞的研究是重要的。为此目的，在Gerhard Woisin的指导下对在德国进行的碰撞试验结果进行评估，如图4所示。Woisin发现时间与撞击力之间的动态关系，如图5所示，碰撞开始后0.1到0.2秒达到的最大碰撞力，是几秒钟后达到的平均碰撞力的两倍。
根据Woisin的试验结果，作者得出结论，大型船舶与刚性墙直接碰撞所产生的等效静态冲击力，大致的与船舶的自重吨位（dwt）的平方根成正比，见图6。然而，在这种关系中，由于船体结构和碰撞速度的差异很大，对于具有相同dwt的船舶来说，撞击力存在着广泛的散射。因此作者提出了散射率为plusmn;50%的冲击力的计算公式。
这个公式作者在1981年的德国发表的[3]，在1982年的iabse期刊[4]，以及在1983年哥本哈根举行的一次关于船舶碰撞问题的IABSE理事会讨论会[5]中均提出过。
1980，一艘货轮与美国佛罗里达州西海岸坦帕湾阳光公路桥的一个未受保护的桥墩相撞。大约400米的桥梁落入水中，38人死亡，见第3.5节。由于这一悲剧，在联邦高速公路管理局（FHWA）的指导下，美国的桥梁工程师开始研究用于评估船舶碰撞结构的设计规范。这一工作直到在1991年完成《公路桥梁船舶碰撞设计指南和评论》[6]。主要研究人员是Michael A. Knott，研究在AASHTO特别特设委员会的指导下完成，作者也是委员会一名成员。Knott简化了博·斯文松的plusmn;50%关系中的WOISIN碰撞试验的宽散射，如图6所示，通过使用平均船舶撞击力的70%来评估桥梁对撞击的响应，以及构件抵抗冲击力的大小，见图7。70%分位数增加了SvsSon的50%分值因子，大约为0.88～0.98。此外，WoISIN建议添加一个V / 8的因子来考虑不同速度。
The AASHTO specification thus uses the relationship
AASHTO的规范因此使用了公式
使用最大冲击力，即平均力的两倍（图5），不被AASHTO规范推荐，因为它被认为在碰撞开始时的持续时间太短暂，从而不会对大多数结构造成重大问题。然而，随着时间的推移，平均冲击力增加到70%的水平，保持在分析的保守侧。
后来，产生了其他公式来确定冲击力。在欧洲法规1，第2.7部分中，设计碰撞力估计为
这个欧式规范方程给出了比AASHTO方程稍高的值。
1993，佩德森教授通过数值计算开发了一个经验公式，其结果是冲击力约为AASHTO公式的两倍[7]。
同样在1993，国际桥梁与结构工程协会（IABSE）公布了一项关于船舶与桥梁碰撞的最新报告[8]。作者是这个由Ole Damgaard Larsen领导的工作组的一个成员。
最近非常复杂的数值模拟船舶碰撞采用主从表面之间的相互作用来模拟船头和混凝土桥墩相撞，已由中国上海的同济大学开展研究[ 9 ]。
图9示出了50000吨散货船与刚性墙的迎头碰撞的动态冲击力，与上面提到的各种公式所估计的等效静载荷相比。显然，简化的代码方程只能给出冲击载荷的粗略估计。与同济计算的动态值相比，AASHTO和EUROCK等效载荷似乎处于安全的一侧，而佩德森方程的结果为动态值的两倍。
同济计算还表明，与桩上的弹性地基碰撞结果，如图10。与刚性墙相比，碰撞力的峰值减小约50%，如图11。
围绕如何确定船桥碰撞撞击力的讨论尚未最终解决。如果使用桥墩上的等效静载荷来简化其尺寸，则应该使用：绝对峰值、局部平均峰值或全局平均值中的哪一个平均值这是值得商榷的，如图12所示。图13给出了同济大学计算的这些不同峰值和AASHTO和EUROC的等效静载荷的比较。请注意，AASHTO公式使用与图5平均力相对应的全局平均值。此外，船体的不同结构意味着单个方程只能近似于冲击载荷；一个公式不能涵盖所有类型。如图6所示，冲击力plusmn;50%的散射仍然给出了一个真实的方案。
今天，碰撞力的最好的计算方法将使用类似于上面概述的同济大学方法的动态数值有限元模拟，同时考虑船体的结构以及碰撞结构的结构细节。此外，应研究在全冲击时间内桥墩和桩的受力和应力。等效静载荷可由主设计应力确定。
3 保护结构
3.1 综述
下列几项可以保护桥梁和其它结构免受船舶碰撞：
-桥墩放置在陆地
-通过人工岛或导向结构偏转船舶
-使桥墩足够坚固以承受直接碰撞
下面给出了所有这些类型的保护的例子。
3.2 无法触碰
保护桥墩免受船舶碰撞最安全的方法是把它们放在陆地上。增加跨距造成的额外成本可以通过节省桥墩保护费用来抵消。在一座拱桥的情况下，意味着拱本身也必须离开船能触碰的范围，正如在瑞典的Tjouml;rn桥因船舶碰撞而倒塌，如图14和15。新的斜拉TJORN桥，见图14和16，主跨度从原来拱形的217米增加到366m，在主跨整个长度上的最小通航净空45.3m[10]。因此，新的Tjouml;rn桥不能再被船只碰撞到。
巴拿马运河是世界上最繁忙的人工水道，如图17。当建造第二个渡口时，首要满足的设计条件是桥不会以任何方式阻碍运输。两个桥墩稳固地放置在理水距离安全的陆地上，最终主跨为420米[11]。通航净空允许最大的船只通过当前和未来的船闸。
为了安全地放置两岸的塔基，横跨中国上海黄浦江的杨浦大桥主跨长度被设计成创以前世界纪录的602m，如图18、19所示。
创造了新的1017m主跨记录的香港Stonecutter大桥的塔基都建在岸边，如图20。桩基础位于靠近水的地方，由海堤保护，如图21所示。如果一艘船在地基前与海堤相撞，船体会在桩上施加侧向压力。该横向载荷的总和和分布在图22中给出。
在英国朴茨茅斯的海港，一座高度约150米的观景塔已经直接建在滨水上，如图23。靠泊船舶的意外撞击不能被完全排除。为了防止船头撞到塔架[14]的各种情况，包括停用航母和渡轮的方法都已被研究过，如图25所示。
研究人员设计了一种月牙形混凝土挡泥板，它通过阻尼器元件连接到塔架的承台上如图24和25。碰撞产生的能量由船体的塑性变形、挡泥板系统的局部损坏和阻尼器元件的变形来吸收。塔基础被设计成能够承受由此产生的碰撞力。
3.3 人工岛
如果水域太宽且在航道上没有桥墩，则应调查是否可以建造人工岛。这些岛屿的优点在于，它们提供了高度的安全性，通过逐步停船限制了船体损坏的程度。如果能保护人工岛免受侵蚀，这些岛屿实际上是免维护的，而且碰撞后只需要少量额外填充。但它们的使用通常是有限的，因为它们可能不会减少流动横截面，使得水流的速度大幅增加。
如图26[15]，为了美国德克萨斯州拜敦的休斯顿航道通行，建造了一个人工岛用来建造一座必须建在浅水区的塔基。香港的kap shuen mun大桥也存在类似的情况：一座塔在岸上，另一座在浅水区，人工岛必须为过往船只提供至少25米的净空，如图27。
3.4 导向结构
引导结构的设计是为了引导船只远离桥墩或桥梁上部结构。它们通常不是为迎面相撞而设计的，而是为了小型或中型船只的撞击。
如图28，王储拱桥横跨在德国柏林市中心的河上。为了防止船只碰撞两个河岸附近的拱形支座，安装了钢偏转器。有趣的是，偏转器所需的钢量大于桥本身所需的钢量。拓宽桥梁的跨度，确定陆地上支座的位置，并使用一种完全远离船只的浅的、恒定的深度梁可能会更加经济。
在德国基希海姆附近的内卡河上的桥梁上部结构，不得不用小型交通干扰的方式来代替[17]。因此，新的钢桁架梁平行于现有桥梁上的桥墩平行展开，如图29所示。为了防止这些辅助墩与船舶碰撞，安装了导向结构。护舷支架是用砾石填充的钢管，并钻入下面的岩石中。从钢管的塑性变形中可以看出，掠过冲击的动能被吸收。引导结构的相应大变形通过将它们从辅助墩放置10米以外来考虑。这导致导航宽度从40减少到20米。具有新的上部结构的永久墩被设计为能够承受其自身的碰撞力，如图30。为此目的，它们垂直后张拉到下面的岩石，并设计了一个20厘米的一次性混凝土面。
3.5 独立的保护结构
在阿根廷，前面提到的Zaacute;rate Brazo-Largo大桥的中心墩必须在桥上受到保护，以防与25000 DWT船发生碰撞，图31〔3〕。因为水深很大是不可能建造保护岛的，而且由于桥梁已经完成，码头不能强大到足以抵挡碰撞，由于极端恶劣的土壤条件，这需要支持桥梁的桩长达80米长。因此，作者提出了一种独立的圆形混凝土保护装置，它在70米长的桩上，三角形的平台在顶部，以承受碰撞或引导船只离开码头，如图32。
然而，由于财务原因，客户决定安装浮动保护，如图33所示。这种漂浮防护的最大风险在于它容易被船首推到水下，然后被碾压，见图34。此外，它们的锚固装置都受到严重的腐蚀侵蚀，并且难以检查。
由于在第2.2节中提到的船舶碰撞，阳光天桥倒塌，见图 35。对于新的阳光天桥，开发了一种利用dophins和岛屿保护相结合的桥墩保护系统 [18]，见图36。保护装置由直径为18米的钢板桩和一个混凝土帽组成，见图37。它们被设计为承受装载的23 000 DWT或空载87000吨散货船的碰撞力。dophins吸收主要船舶碰撞能力的关键是将桩顶刚性地绑在混凝土盖子上，并将钢板桩互锁在一起。dophins是一次性的，也就是说，在一次大碰撞之后，单元会被损坏，无法修复，必须被替换。
位于阿根廷帕拉那河上的Rosario-Victoria大桥是一座主跨350米[19]的斜拉桥。图38中所有的桥墩的桩基础都在30米深以上。临界设计船载量为43 000 DWT，速度为4.6米/秒，造成118 mN的碰撞冲击力符合AASHTO [6]（佩德森[7]之后的228 Mn）。考虑到高达6米的水位变化和12米的局部冲刷，桩的总暴露长度可以达到42米。根据这种特殊的岩土和水力情况，地基本身不能被设计成承受高冲击力。独立防御结构被设计为一次性结构，通过其塑性容量，是合适的解决方案，如图39。
保护结构所采用的混凝土平台，支撑在直径2米的混凝土灌注桩上，位于桥梁基础17.50米处，以允许塑料铰链产生高挠度，如图40所示。通过试验确定了混凝土灌注桩的塑性转动能力，如图41所示。
众所周知，不仅桥梁的主跨，而且侧跨都必须受到保护，以防船舶碰撞，如图42中的美国本杰明哈里森大桥的情况所示。这一经验也在横跨莱茵河两岸的德国克尔市和法国斯特拉斯堡之间的的斜拉式钢复合桥中被考虑到，图43〔20〕。
桥梁主基础能够承受船舶碰撞的冲击力。然而，由于桥梁上部结构的一部分向下延伸到河岸，侧跨度必须通过独立的结构来防止船舶碰撞。为了这个目的，在三个桩上支撑的独立冲击碰撞保护被放置在上游，参见图44 A。在下游方向，混凝土填充钢管就足够了，参见图44 B。
两个主跨300米的道路和铁路组合斜拉桥构成了委内瑞拉目前正在建设的奥里诺科河的第二个渡口，如图45 [21]。在地基周围桩上布置的独立混凝土梁将保护桥墩免受船舶碰撞，见图46。
3.6 强墩
另一种在深水中保护桥墩免受船舶碰撞的方法是使它们足够坚固，以通过它们自身抵抗碰撞力。在设计承受水平冲击荷载的基础上，桥梁重量对地基的竖向荷载有较大的辅助作用。对于不太深的固体岩石地基，这种设计比设计独立的保护结构更经济，而不需要桥梁的自重。由于这些基础是刚性的，船舶的动能主要是由船体吸收的，因此会对船舶造成更大的损害，而不是一次性独立的保护，通过较大的挠度塑性变形更容易吸收船舶的能量。
1981，美国罗得岛的新港悬索桥被满载45000吨重的油轮迎头撞上。船体缩短约3.5米，见图2，但桥墩只承受表面损坏，如图3所示。H型刚性桩基础也足够坚固防止了桥墩的永久位移。
位于土耳其伊斯坦布尔的新加拉塔大桥的中心部分是一个具有80米长和42米宽的基底部分，它由四个正交各向异性甲板基底组成，图47[22]。在桥墩的设计中，必须满足两个相互矛盾的要求：为了吸收船舶撞击，它们必须是刚性的，并且对于地震是柔性的。这是通过使用向下延伸到金角湾底部的空心混凝土墩来实现的，它们位于32米长的桩上，见图48。桥墩被设计为能够抵抗40 MN的迎头碰撞。
当然，如果一艘船在它们关闭时撞上了它们，桥梁的钢舱本身就无法抵挡船舶碰撞。因此研究了两种控制方案，图49：
塑性铰在桥墩前面形成的塑性铰。
两个铰链之间的一个阀杆部分的损失。
这两种情况都没有导致另一个阀杆或后臂与配重的损失，因此被认为是可接受的局部故障。
挪威的海格兰德大桥的塔基由实心矩形墩延伸，最大、向下延伸到实心岩石32m。如图50和51[23]。它们被设计为可抵抗冲击力为54 MN。
瑞典的斜拉乌德瓦拉大桥主桥跨度为414米，
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