朱　璨，馬如進(jìn)，陳艾榮

(同濟(jì)大學(xué)　土木工程學(xué)院，上?！?00092)

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爆炸荷載作用下纜索承重橋梁塔梁構(gòu)件的破壞特征

朱璨，馬如進(jìn)，陳艾榮

(同濟(jì)大學(xué)土木工程學(xué)院，上海200092)

大型纜索支撐橋梁遭受爆炸荷載作用的風(fēng)險(xiǎn)在不斷增加，相關(guān)抗爆研究仍不足。本文采用數(shù)值模擬方法，研究了大跨度纜索支撐橋梁中的鋼箱梁、鋼筋混凝土主塔在不同當(dāng)量爆炸荷載作用下的沖擊響應(yīng)，著重分析了橋面爆炸影響下鋼箱梁、鋼筋混凝土主塔的局部破壞特性，考慮多種爆炸當(dāng)量在橋面的多種典型位置模擬爆炸作用。首先運(yùn)用非線性有限元軟件，基于CONWEP算法，通過(guò)數(shù)值模擬，深入分析了鋼箱梁、鋼筋混凝土主塔的爆炸動(dòng)力響應(yīng)、破壞模式、破壞參數(shù)及其主要影響因素。結(jié)果表明：鋼箱梁頂板受近距離爆炸沖擊波作用出現(xiàn)開(kāi)裂破口，橫隔板對(duì)破口有明顯的約束作用；由于爆炸點(diǎn)與橋塔距離較遠(yuǎn)和主塔壁較厚，鋼筋混凝土橋塔的局部破壞較小，橋塔不會(huì)在恒、活荷載作用下壓潰。為了模擬爆炸對(duì)于全橋的影響，提出了全橋數(shù)值簡(jiǎn)化方法。

橋梁工程；纜索承重橋梁；數(shù)值模擬;爆炸荷載；鋼箱梁；鋼筋混凝土橋塔；局部破壞

0　引言

隨著全國(guó)基礎(chǔ)設(shè)施建設(shè)的快速發(fā)展，以斜拉橋和懸索橋?yàn)榇淼拇罂鐝嚼|索承重橋梁得以不斷的修建，并已成為現(xiàn)代綜合交通運(yùn)輸網(wǎng)絡(luò)中的重要組成部分，對(duì)區(qū)域和社會(huì)經(jīng)濟(jì)發(fā)展產(chǎn)生深刻而廣泛的影響。

作為交通生命線的樞紐工程，大跨徑纜索承重橋梁一旦遭受破壞,將會(huì)導(dǎo)致巨大的經(jīng)濟(jì)損失，且災(zāi)后修復(fù)極其困難。目前，國(guó)際和國(guó)內(nèi)的暴恐活動(dòng)已經(jīng)引起了有關(guān)部門的重視。同時(shí)，大量危險(xiǎn)品、易燃易爆物品運(yùn)輸車輛也對(duì)橋梁結(jié)構(gòu)產(chǎn)生較大潛在威脅。對(duì)重點(diǎn)的纜索承重橋梁而言，開(kāi)展相關(guān)研究十分必要。

國(guó)外方面，自2005 年開(kāi)始重視研究爆炸對(duì)橋梁結(jié)構(gòu)的沖擊作用及防恐抗爆。Mahoney(2007)[1]依據(jù)TM5-1300 手冊(cè)計(jì)算爆炸荷載，并將其等效為靜力荷載，通過(guò)數(shù)值模擬研究了預(yù)應(yīng)力混凝土梁橋、鋼板梁橋以及上承式懸臂桁架橋在各種爆炸工況下的破壞情況。Suthar(2007)[2]將爆炸荷載等效為靜力荷載，采用有限元軟件 SAP2000 研究了恒載、活載和爆炸荷載組合作用下懸索橋的破壞效應(yīng)。美國(guó)煙酒火器與爆炸物品管理局(ATF)根據(jù)能夠攜帶炸藥的空間估算不同的車型能夠攜帶的簡(jiǎn)易炸藥的等效TNT當(dāng)量，并認(rèn)為60%的爆炸恐怖襲擊事件都是不大于227 kg的TNT爆炸。一般認(rèn)為簡(jiǎn)易炸藥一次性爆炸釋放能量最高約為4 000磅(1 814 kg)TNT[3]。這樣的當(dāng)量與美國(guó)本土遭受的最大汽車炸彈爆炸事故是相當(dāng)?shù)摹?/p>

國(guó)內(nèi)方面，近年來(lái)也開(kāi)始關(guān)注橋梁結(jié)構(gòu)的抗爆研究，但相關(guān)成果很少。劉山洪等(2005)[4]綜述了橋梁結(jié)構(gòu)爆炸荷載的特點(diǎn)，指出爆炸荷載作用下公路橋梁以局部破壞形式為主。鄧榮兵等(2008)[5]應(yīng)用 ANSYS/LS-DYNA3D 軟件對(duì)橋面接觸爆炸沖擊波作用下獨(dú)塔雙索面連續(xù)鋼桁梁斜拉橋的損傷進(jìn)行了三維數(shù)值模擬，結(jié)果表明：爆炸沖擊波對(duì)橋梁的損傷效應(yīng)呈局部破壞特征，且以破口形式存在。蔣志剛等[6-7]重點(diǎn)研究了橋梁上方導(dǎo)彈襲擊時(shí)大跨度橋梁的破壞特征。姚樹(shù)建等[8]重點(diǎn)研究了爆炸物在箱梁內(nèi)部爆炸造成的局部破壞。

目前，大跨徑纜索支撐橋梁對(duì)于大跨徑纜索承重橋梁爆炸沖擊作用研究很少。爆炸研究主要集中于復(fù)雜的數(shù)值模擬，鮮有利用數(shù)值模擬計(jì)算結(jié)果提出簡(jiǎn)便公式來(lái)滿足初步設(shè)計(jì)的需求。因此本文借鑒現(xiàn)有的爆炸沖擊響應(yīng)研究成果，運(yùn)用基于CONWEP計(jì)算結(jié)構(gòu)在爆炸荷載作用下動(dòng)力響應(yīng)的數(shù)值仿真手段，開(kāi)展正交異性鋼橋面板、鋼筋混凝土橋塔的恐怖爆炸破壞機(jī)理研究，重點(diǎn)研究其爆炸荷載模型和爆炸沖擊荷載作用下的塑性變形、開(kāi)裂及破口，得到了變形模式、破口形式等，同時(shí)提出適用于大跨徑纜索承重橋梁抗爆設(shè)計(jì)的簡(jiǎn)化方法與指標(biāo)。

1　橋梁構(gòu)件有限元模型

1.1爆炸物的模擬

運(yùn)用LS-DYNA中的CONWEP編碼對(duì)橋梁橋面以及欄桿施加荷載。CONWEP編碼基于美國(guó)軍方根據(jù)自由空氣場(chǎng)爆炸以及地面爆炸炸藥產(chǎn)生的沖擊波荷載在平板上分布的特點(diǎn)編制，能夠根據(jù)平板上節(jié)點(diǎn)與爆炸點(diǎn)的距離以及兩點(diǎn)連成的直線與平板的角度計(jì)算荷載。

1.2材料模型

爆炸沖擊荷載作用下的結(jié)構(gòu)能夠表現(xiàn)出比靜荷載作用下的結(jié)構(gòu)更強(qiáng)的性能。這種性能的增加主要來(lái)源于高應(yīng)變率下結(jié)構(gòu)的材料表現(xiàn)出來(lái)的性能強(qiáng)化?；炷梁弯摬脑诟邞?yīng)變率下材料的屈服強(qiáng)度、破壞極限強(qiáng)度都會(huì)有所提高，這種性能的提高已經(jīng)被很多試驗(yàn)數(shù)據(jù)證實(shí)。以混凝土為例，素混凝土在加載速率超過(guò)10-5s-1后強(qiáng)度有比較大的提高，當(dāng)應(yīng)變速率到達(dá)10 s-1后，平均抗壓強(qiáng)度提高50%～80%。在爆炸荷載作用下混凝土結(jié)構(gòu)應(yīng)變速率可達(dá)到102s-1以上[9]。

混凝土材料采用LS-DYNA中的MAT_CONCRETE_DAMAGE_RE13(MAT72)，即K&C混凝土模型，該模型考慮了混凝土應(yīng)變率效應(yīng)[10]。該模型具有自動(dòng)生成模型參數(shù)的能力，在輸入所選用混凝土材料軸心抗壓強(qiáng)度、密度、泊松比等簡(jiǎn)單參數(shù)后，程序就會(huì)自動(dòng)生成混凝土材料所需要的其余參數(shù)及狀態(tài)方程。C50混凝土材料參數(shù)見(jiàn)表1。在數(shù)值模擬計(jì)算過(guò)程中通過(guò)*MAT_ADD_EROSION命令定義混凝土的材料失效準(zhǔn)則，通過(guò)計(jì)算并依據(jù)最大失效主應(yīng)變作為侵蝕準(zhǔn)則，當(dāng)單元主應(yīng)變大于準(zhǔn)則時(shí)，即刪除相應(yīng)單元。

表1　C50混凝土材料參數(shù)Tab.1　Material parameters of C50 concrete

鋼筋單元、鋼橋面板的Q345鋼材均采用*MAT_PLASTIC_KINEMATIC(MAT3)，即塑性雙線性隨動(dòng)強(qiáng)化模型，通過(guò)失效應(yīng)變準(zhǔn)則來(lái)模擬材料破壞[11]。鋼材材料參數(shù)見(jiàn)表2。

表2　鋼材材料參數(shù)Tab.2　Material parameters of steel

1.3基本假定

由于爆炸分析的復(fù)雜性與特殊性以及爆炸作用的瞬時(shí)性，分析過(guò)程中建立局部構(gòu)件細(xì)化有限元模型，恒載作用為主要內(nèi)力條件，并在模型建立過(guò)程中考慮以下幾種基本假定：

(1)不考慮鋼筋和混凝土材料之間的黏結(jié)和滑移，采用分離式共節(jié)點(diǎn)模型模擬混凝土橋塔；

(2)鋼箱梁塔模型中，所用焊縫均視為剛接；

(3)鋼箱梁局部節(jié)段模型考慮箱梁的初始軸力。

1.4構(gòu)件有限元模型

數(shù)值計(jì)算中考慮兩種典型的纜索承重橋梁的構(gòu)件，即鋼箱梁、鋼筋混凝土橋塔，分別建立有限元分析模型。

局部節(jié)段鋼箱梁模型依據(jù)分離式鋼箱梁，其總長(zhǎng)度為43.2 m，鋼主梁橫隔板間距為3.33 m，如圖1鋼箱梁節(jié)段尺寸所示。但有限元模型劃分單元網(wǎng)格時(shí)，鋼主梁橋面板網(wǎng)格尺寸邊長(zhǎng)控制在20 cm以內(nèi)。鋼主梁的約束條件：箱梁兩端約束板單元所有節(jié)點(diǎn)的豎向和橫橋向位移，一端約束板單元所有節(jié)點(diǎn)的縱橋向位移，另外一端不約束縱橋向位移。鋼箱梁局部有限元模型尺寸見(jiàn)圖2。

圖1　鋼箱梁節(jié)段尺寸(單位:mm)Fig.1　Dimensions of steel box girder segment(unit:mm)

圖2　鋼箱梁節(jié)段有限元模型(單位：m)Fig.2　Finite element model of steel box girder segment(unit:m)

局部節(jié)段鋼筋混凝土橋塔模型，網(wǎng)格尺寸邊長(zhǎng)控制在20 cm以內(nèi)，總高度40 m，橋塔壁厚1.8 m。橋塔實(shí)體模型的邊界條件：上、下端固結(jié)，約束三個(gè)方向自由度。模型如圖3所示。

圖3　鋼筋混凝土橋塔節(jié)段有限元模型(單位：m)Fig.3　Finite element model of RC pylon segment(unit:m)

1.5爆炸模擬工況

爆炸當(dāng)量選取與位置不同，對(duì)結(jié)構(gòu)損傷會(huì)產(chǎn)生明顯的差異。本文根據(jù)美國(guó)煙酒火器與爆炸物品管理局(ATF)的規(guī)定，選擇3種不同的當(dāng)量等級(jí)，分別為227,454 kg和1 814 kg TNT。對(duì)于鋼主梁而言，橫隔板的存在會(huì)對(duì)爆炸的損傷產(chǎn)生明顯的差異，因此在分析過(guò)程中比較了爆炸位置位于兩橫隔板中間和位于橫隔板正上方這兩種情況。針對(duì)橋塔則選擇接近于橋塔的外側(cè)車道位置。表3給出了鋼主梁的分析工況，表4給出了混凝土主塔的分析工況。

表3　鋼主梁破壞分析計(jì)算工況Tab.3　Working conditions of steel girder failure analysis

表4　混凝土主塔破壞分析計(jì)算工況Tab.4　Working conditions of RC pylon failure analysis

2　構(gòu)件局部破壞特征

2.1鋼箱梁的局部破壞特征

針對(duì)鋼箱梁的爆炸，分析表明在爆炸沖擊波作用下，橋面板頂板迅速產(chǎn)生局部大變形，逐漸開(kāi)裂形成花瓣?duì)钇瓶诤推破?。在破口產(chǎn)生后，沖擊波進(jìn)入箱體并在箱內(nèi)傳播，與橫隔板、底板產(chǎn)生作用。頂板的破片沖擊地板，使其產(chǎn)生局部的塑性變形。瞬時(shí)沖擊波作用箱梁破壞規(guī)律如圖4所示。

圖4　鋼箱梁在沖擊波作用下的損傷過(guò)程Fig.4　Damage process of steel box girder under shock wave action

圖5則給出了不同工況下鋼箱梁損傷特征與范圍。由工況1～3的比較以及4～6的比較可以發(fā)現(xiàn)，在不同爆炸等級(jí)下，受到影響的箱梁范圍基本相近，即爆炸點(diǎn)位于橫隔板中間時(shí)，影響區(qū)域約為4 m×6 m，當(dāng)爆炸點(diǎn)位于橫隔板正上方時(shí)，影響區(qū)域約為6.8 m×5.6 m。不同爆炸位置的損傷比較可以發(fā)現(xiàn)，橫隔板的破壞會(huì)使得爆炸損傷擴(kuò)大，由一個(gè)箱梁隔室擴(kuò)展到兩個(gè)箱梁隔室?？梢?jiàn)，爆炸損傷是以隔室為單位向四周擴(kuò)散。在橫隔板損傷條件下，損傷會(huì)向臨室發(fā)展。另外，隨著爆炸等級(jí)的增加，損傷特征也逐漸由較大塑性變形向破損發(fā)展，在 227 kg 當(dāng)量下，下陷深度最深達(dá)15 cm，兩根U肋斷裂；在454 kg當(dāng)量下，下陷最大深度為55 cm，部分材料破損，4根U肋斷裂；在1 814 kg當(dāng)量下，下陷最大深度為0.6 m，靠近爆炸點(diǎn)位置的8根U肋斷裂。當(dāng)爆炸位置距頂板1.5 m時(shí)，爆炸當(dāng)量為450 kg左右，頂板會(huì)出現(xiàn)破裂，相應(yīng)開(kāi)裂位置的單元應(yīng)變時(shí)程曲線如圖6所示。

根據(jù)上述分析結(jié)果，可以提取出鋼箱梁局部破壞指標(biāo)，并總結(jié)如下：

(1)破損長(zhǎng)度一般為2×L，其中L為橫隔板間距。

(2)經(jīng)過(guò)計(jì)算主梁的多種爆炸當(dāng)量和爆炸位置的破損寬度均小于7 m，可見(jiàn)對(duì)于車輛爆炸破損寬度約為7 m。

(3)在模型中的爆炸破損近似于圓形或橢圓形。

(4)破損估算面積為(2×L×7)m2。

圖5　鋼主梁破壞結(jié)果(單位：m)Tab.5　Damage result of steel box girder(unit:m)

圖6　454 kg TNT爆炸開(kāi)裂位置應(yīng)變曲線Fig.6　Strain curve of cracking position under blast of 454 kg TNT

2.2混凝土橋塔的局部破壞

不同爆炸當(dāng)量的混凝土橋塔爆炸在爆炸作用下的位移結(jié)果如圖7所示，可見(jiàn)隨著爆炸等級(jí)的提高，橋塔位移越大，橋塔受影響范圍也越大。227 kg和454 kg爆炸對(duì)混凝土橋塔的影響非常小，沒(méi)有出現(xiàn)明顯的受損現(xiàn)象，1 814 kg TNT爆炸后橋塔出現(xiàn)大約5 m×4 m的損傷區(qū)域。

針對(duì)1 814 kg的爆炸，本文給出了塔壁的損傷過(guò)程如圖8所示，爆炸發(fā)生后在塔壁背面首先出現(xiàn)混凝土損傷，然后損傷朝向爆炸方向逐漸發(fā)展，最終成型。塔壁損傷以局部破損和層狀劈裂為主，塔壁出現(xiàn)明顯的內(nèi)凹變形，但沒(méi)有出現(xiàn)前后貫穿的破壞，同時(shí)混凝土橋塔的塔壁較厚剛度較大，爆炸后的橋塔受損不會(huì)導(dǎo)致結(jié)構(gòu)體系崩潰，但是破損面積大、損傷程度復(fù)雜必然會(huì)導(dǎo)致橋塔的安全性能的下降。

227, 454 kg和1 814 kg TNT當(dāng)量爆炸對(duì)于鋼筋混凝土橋塔的影響范圍見(jiàn)表5，從中可以看出，隨著爆炸當(dāng)量的增加，橋塔受影響面積增大,從圖9中可以看出爆炸影響面積與爆炸當(dāng)量之間是近似于線性的關(guān)系。

橋塔的損傷要比鋼箱梁橋面損傷輕很多，這是由于欄桿與橋塔尚有較遠(yuǎn)的距離，橋塔的壁厚為 1.8 m 也遠(yuǎn)厚于橋面的頂板厚度。

表5　三種當(dāng)量爆炸對(duì)鋼筋混凝土橋塔影響面積Tab.5　Effect area of RC pylon under 3 typical explosion explosion equivalents

為減輕混凝土主塔在汽車炸彈橋面爆炸沖擊作用下的破壞程度，保證其剩余承載力，應(yīng)提高主塔壁的塑性變形能力，耗散較多的爆炸沖擊能量。為減小主塔壁破口范圍，可適當(dāng)加密相應(yīng)位置的橫縱向箍筋，發(fā)揮箍筋對(duì)破口的約束作用。

圖7　不同當(dāng)量混凝土橋塔爆炸結(jié)果Fig.7　Damage result of RC pylon

圖8　1 814 kg TNT爆炸橋塔損傷發(fā)展過(guò)程Fig.8　Damage process of RC pylon under 1 814 kg TNT explosion

圖9　三種當(dāng)量爆炸對(duì)鋼筋混凝土橋塔影響面積Fig.9　Effect area of RC pylon under 3 typical explosion equivalents

2.3爆炸作用簡(jiǎn)化計(jì)算方法

前文中對(duì)爆炸作用的影響均采用的是conwep算法，需要建立板單元模型和實(shí)體單元模型，過(guò)程較為復(fù)雜，無(wú)法利用常用的梁?jiǎn)卧M(jìn)行模擬，實(shí)用性較低。因此，通過(guò)計(jì)算結(jié)果提取出規(guī)律公式，以滿足工程應(yīng)用的需求。規(guī)律公式主要涵蓋了極端狀況下的靜力計(jì)算和極端狀況下的動(dòng)力計(jì)算。

2.3.1極端狀況靜力計(jì)算：

不同爆炸當(dāng)量會(huì)對(duì)鋼橋面板的損傷面積不同，通過(guò)計(jì)算多種爆炸工況，爆炸當(dāng)量從10 kg到1 814 kg不等，可以從結(jié)果中提取出鋼箱梁局部破壞簡(jiǎn)化計(jì)算方法，并總結(jié)如下：

(1)當(dāng)爆炸當(dāng)量不小于200 kg時(shí)，計(jì)算破損長(zhǎng)度為2×L，計(jì)算破損寬度為7 m，其中L為橫隔板間距，破損計(jì)算面積為(2×L×7)m2；

(2)當(dāng)爆炸當(dāng)量小于200 kg時(shí)，計(jì)算破損長(zhǎng)度和計(jì)算破損寬度線性內(nèi)插，破損計(jì)算面積按照矩形計(jì)算；

(3)認(rèn)為破損面積內(nèi)的鋼箱梁頂板在爆炸中消失，鋼箱梁變?yōu)殚_(kāi)口截面，重新計(jì)算截面特性。

爆炸對(duì)于鋼筋混凝土橋塔的影響較小，可能發(fā)生的一般當(dāng)量的爆炸造成鋼筋混凝土橋塔受損的可能性較小，因此可以認(rèn)為鋼筋混凝土橋塔在爆炸中不會(huì)受損。

爆炸發(fā)生時(shí)，由于結(jié)構(gòu)振動(dòng)和爆炸荷載沖擊，恒、活載會(huì)出現(xiàn)一定程度的增大，參考國(guó)外的相關(guān)規(guī)范[12]，認(rèn)為在爆炸發(fā)生位置縱橋向50 m范圍內(nèi)，恒、活載會(huì)增大，恒、活載增大系數(shù)為2。

將爆炸峰值壓力P0(建議值為3.5×109×exp[(1-|X|)/2.2]N， |X|為計(jì)算點(diǎn)距離起爆中心距離)以集中力的形式施加在梁系有限元模型上。

2.3.2極端狀況動(dòng)力計(jì)算：

建立梁系有限元模型，將爆炸時(shí)程作用力以集中力的方式加載在模型上，計(jì)算模型的動(dòng)力響應(yīng)。

式中，P0為爆炸過(guò)程中的峰值壓力(建議值3.5×109×exp[(1-|X|)/2.2]N;C1為沖擊波的傳遞速度(建議值1 800m/s);C2為熱空氣的傳播速度(建議值800m/s)；t0為時(shí)間常數(shù)(建議值0.01s);|X|為計(jì)算點(diǎn)距離起爆中心距離;t為時(shí)間。

圖10　壓力時(shí)程曲線Fig.10　Curve of pressure vs. time history

3　結(jié)論與展望

本文針對(duì)纜索承重橋梁的鋼箱梁與混凝土橋塔在爆炸荷載作用下的損傷特征進(jìn)行了分析，得到結(jié)論如下：

(1)針對(duì)鋼箱梁，比較了多種當(dāng)量和爆炸位置，發(fā)現(xiàn)加勁肋對(duì)于限制破口面積發(fā)揮巨大的作用；

(2)對(duì)于鋼箱梁，按照不同當(dāng)量不同位置的計(jì)算結(jié)果，提出了多項(xiàng)局部破壞指標(biāo)，便于鋼箱梁抗爆設(shè)計(jì)；

(3)針對(duì)鋼筋混凝土主塔，比較了多種當(dāng)量，發(fā)現(xiàn)混凝土橋塔對(duì)于爆炸的抵抗能力較強(qiáng)。

由于問(wèn)題本身的復(fù)雜性以及作者時(shí)間和水平的限制，還有許多工作有待進(jìn)一步研究：

(1)只進(jìn)行了鋼筋混凝土橋塔的抗爆性能的分析，對(duì)于鋼主塔的抗爆性能未進(jìn)行研究；

(2)文章中采用*LOAD_BLAST命令，與流固耦合的方法之間的差異有待進(jìn)一步比較；

(3)需要展開(kāi)爆炸作用下橋梁結(jié)構(gòu)可靠度研究。

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Damage Characteristics of Steel Girder and RC Pylon ofCable-supported Bridge Suffered from Blast Loading

ZHU Can, MA Ru-jin, CHEN Ai-rong

(School of Civil Engineering, Tongji University, Shanghai 200092, China)

The potential risks of long-span cable-supported bridge subjected to blast loadare increasing, but the studies are inadequate. The impulse responses of steel box girder, reinforced-concrete pylon in this kind of bridge under several explosion equivalent loads are investigated by numerical simulation. The local failure characteristics of steel box girder and reinforced-concrete pylon when explosion occurs on the deck are emphasized. Considering several explosion equivalent loads and several typical positions on the deck, based on the CONWEP algorithm, the dynamic response process, failure mode, failure parameters and main influencing factors of the steel box girder and the reinforced concrete pylon subjected to blast load are simulated with nonlinear finite element software. The result shows that (1) there is deck-rupture appearing after steel box girder affected by the close range explosion wave, the deck local crack is significantly constrained by diaphragm; (2) because of the far distance between the explosion point and pylon as well as the thick pylon wall, the local damage of steel and concrete pylon is not obvious, pylon will not collapse under dead and live loads. To simulate the effect of explosion to the whole bridge, a simplified method is put forward.

bridge engineering; cable-supported bridge; numerical simulation; blast load; steel box girder; reinforced concrete pylon ; local damage

2015-08-28

交通運(yùn)輸部西部交通建設(shè)科技項(xiàng)目(2011 318 494 160)

朱璨(1989-),男，山東濟(jì)寧人，碩士.(zhucan0924@sina.com)

U443.38

A

1002-0268(2016)08-0092-07

doi:10.3969/j.issn.1002-0268.2016.08.014