Page 44 - 《爆炸与冲击》2026年第6期

第 46 卷 杜晓庆，等： 接触爆炸作用下钢桁梁桥的破坏模式与剩余承载力 第 6 期

面形成尺寸为 1 983 mm×1 100 mm 的破口，背爆面仅出现小范围塑性区。顶板在靠近炸药约 160 mm 宽
度范围内损伤较严重，沿宽度方向约 56% 的区域进入塑性状态，如图 15(a) 所示。上弦杆顶面爆炸（S2）
时，迎爆面形成 1 261 mm×640 mm 的破口，背爆面未进入塑性区，侧面钢板在约 209 mm 范围内出现损
伤，其中约 59% 的面积进入塑性状态，如图 15(b) 所示。当炸药在斜腹杆处爆炸（S3）时，迎爆面出现尺寸
为 1 507 mm×700 mm 的破口，腹板沿 2 个相反方向发生撕裂，形成深度为 319 mm 的弧形切口。腹板在
整个宽度范围内均进入塑性，背爆面与腹板连接处也出现局部塑性区域，如图 15(c) 所示。节点板处发生
爆炸（S4）时，迎爆面破口尺寸为 1 812 mm×1 182 mm，损伤面积占比为 53.29%，下弦杆上翼缘悬臂板出现
566 mm×368 mm 的破口，节点板与斜腹杆连接处形成较大的塑性区。节点板中的加劲钢板出现深度为
426 mm 的弧形切口，背爆面节点板与斜腹杆、加劲钢板连接区域观察到显著塑性区，如图 15(d) 所示。

Effective plastic strain

0 1.50×10 −2 3.00×10 −2 4.50×10 −2 6.00×10 −2 7.50×10 −2 9.00×10 −2 1.05×10 −1 1.20×10 −1 1.35×10 −1 1.50×10 −1
1 983 mm 1 100 mm Blast face 1 261 mm 640 mm
Blast face
Rear face
Rear face
209 mm
Side view 160 mm Side view
(a) S1 (b) S2
Tearing in
opposite 319 mm Stiffening 426 mm
directions plate 1 182 mm
1 812 mm
Blast face Rear face
566 mm×368 mm
1 507 mm
Blast face Rear face Side view
(c) S3 (d) S4
图 15 不同爆炸位置下爆炸的钢桁梁桥损伤云图
Fig. 15 Damage contours of steel truss girder bridges under different blast locations

为定量评估爆炸作用后钢桁梁桥承载能力相对于完好状态的劣化程度，参考马亮亮等 [33] 的相关工
作定义爆炸后整桥承载力损失与未受损梁桥的极限承载力的比值为损伤因子 D，其表达式为：
(7)
D = 1− F r /F max
式中：F ma x 为未受损梁桥的极限承载力，F 为爆炸损伤后梁桥的剩余承载力。D 的取值范围为 0～1，
r
D=0 时，结构处于完好无损状态；D=1 时，结构完全丧失承载力。
图 16 展示了 100 kg 炸药在不同位置爆炸后的承载力-位移曲线。未受损钢桁梁桥（S0 工况）的极限
承载力为 1 169 MN·m。在斜腹杆（S3 工况）与节点板（S4 工况）处爆炸时，剩余承载力分别为 1 142 MN·m
和 1 140 MN·m，损伤因子均约为 0.02，对桥梁承载力的影响较小；当炸药作用于上弦杆侧面（S1 工况）和
顶面（S2 工况）时，剩余承载力分别降低至 821 和 958 MN·m，损伤因子分别为 0.298 和 0.180，如表 8 所
示。由此可见，上弦杆侧面爆炸对承载力削弱最显著，可确定为最不利爆炸位置。
为进一步揭示钢桁梁桥承载能力劣化机理，图 17(a) 为承载力分析阶段工况 S0 和 S1 的 Mises 应力
分布。其中Ⅰ～Ⅳ时刻对应于图 16 中相应时间点。从 Mises 应力分布来看，在承载力上升阶段（Ⅰ时

刻），2 种工况下结构的应力分布形态基本一致，差异主要体现在爆炸损伤状态下破口周围局部区域的应
力显著高于无损状态。随着承载力发展至承载力峰值阶段（时刻Ⅱ），2 种工况的传力路径呈现明显差
异，无损结构中 2 片主桁上弦杆的 Mises 应力均达到峰值，而损伤结构中仅未受损侧主桁上弦杆达到应
力峰值，表明爆炸荷载严重削弱了受损侧主桁上弦杆的承载能力。在承载力下降阶段（时刻Ⅲ），无损结
构的 2 根上弦杆开始屈服，而损伤结构仅爆炸位置处的上弦杆屈服。在阶段Ⅳ及之后的承载力丧失过

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