張 海，孫 潭，張敬軒

(沈陽建筑大學(xué) 交通工程學(xué)院 沈陽市 110168)

在防撞墻的抗撞擊性能研究采用實(shí)車碰撞試驗(yàn)是最直觀可靠的研究方法，但是因?yàn)閷?shí)車碰撞需要的條件較多往往受經(jīng)濟(jì)條件、場(chǎng)地等的限制。相比之下，在研究分析過程中，數(shù)值模擬相比于真實(shí)車輛碰撞試驗(yàn)要經(jīng)濟(jì)可靠[1]。一般來說，先對(duì)防撞墻整體構(gòu)件建模進(jìn)行有限元分析，通過模擬分析的結(jié)果，對(duì)構(gòu)件進(jìn)行不斷地深入優(yōu)化，最后采取足尺實(shí)車進(jìn)行碰撞試驗(yàn)，對(duì)比和驗(yàn)證防撞墻的抗沖擊性能。在同一碰撞系統(tǒng)中，在外部因素變化下可能會(huì)引起防撞性能的差異，比如初始條件變化時(shí)就會(huì)引起差異，這里的初始條件包括碰撞車的質(zhì)量、碰撞速度和碰撞角度。研究防撞墻的抗沖擊性能，對(duì)動(dòng)態(tài)數(shù)值模擬的準(zhǔn)確性要求非常高?；贏BAQUS平臺(tái)模擬了裝配式混凝土防撞墻的受沖擊過程。保證其他條件不變，通過改變速度和角度的外部因素下，研究在沖擊作用下裝配式防撞墻的峰值沖擊力和最大動(dòng)態(tài)變形的影響規(guī)律[2]。

1 工程概況

本項(xiàng)目以某市環(huán)城公路為例，防撞墻按最不利事故嚴(yán)重程度考慮SA、SAm級(jí)；加載位置距離護(hù)欄頂面5cm[3]。分段原則：采用4m一段的預(yù)制墻體，根據(jù)設(shè)計(jì)圖紙直線段橋梁伸縮縫的位置斷開防撞墻，根據(jù)吊裝能力每節(jié)預(yù)制防撞墻的重量控制在3.5t左右，具體根據(jù)斷面設(shè)計(jì)形式確定；曲線段上的防撞墻長(zhǎng)度控制在2m左右，具體根據(jù)橋梁彎曲半徑大小設(shè)置接縫之間的角度大小，使之既能便于生產(chǎn)施工，又能保證連接平緩過渡，視覺美觀[4]。

2 模型建立

在防撞墻與汽車之間的碰撞過程中，汽車碰撞的時(shí)間很短，其特點(diǎn)是瞬時(shí)性。碰撞過程存在動(dòng)態(tài)荷載、大變形和大位移，還可能發(fā)生二次碰撞。在材料非線性下，研究應(yīng)該建立在瞬態(tài)和非線性條件下進(jìn)行。標(biāo)準(zhǔn)模型試件混凝土采用C30，灌漿料采用C80混凝土，鋼筋采用HRB400，預(yù)應(yīng)力鋼筋采用PSB830精軋螺紋鋼筋，連接方式如圖1所示。

圖1 裝配式防撞墻連接形式

2.1 混凝土動(dòng)態(tài)力學(xué)性能的應(yīng)變率效應(yīng)

在受到?jīng)_擊和爆炸等瞬時(shí)荷載下的混凝土強(qiáng)度(動(dòng)強(qiáng)度)一般要高于靜態(tài)載荷下的強(qiáng)度。因此，混凝土的動(dòng)態(tài)力學(xué)行為在分析問題時(shí)需要考慮進(jìn)去。當(dāng)加載速率不同時(shí)，應(yīng)變速率與混凝土的抗壓強(qiáng)度和抗拉強(qiáng)度有一定關(guān)系，這些指標(biāo)隨著應(yīng)變速率(加載速率)的增加而增加，即混凝土的動(dòng)態(tài)性能具有明顯的應(yīng)變速率增強(qiáng)效應(yīng)，即應(yīng)變速率效應(yīng)[5]。

在靜態(tài)本構(gòu)模型的基礎(chǔ)上，通過改變力學(xué)指標(biāo)來考慮應(yīng)變率強(qiáng)化的影響包括抗壓強(qiáng)度和抗拉強(qiáng)度等，對(duì)混凝土的動(dòng)態(tài)行為進(jìn)行模擬。由于絕大多數(shù)沖擊問題在實(shí)際工程中都在中等應(yīng)變率范圍，對(duì)普通混凝土的抗壓強(qiáng)度和抗拉強(qiáng)度的動(dòng)態(tài)增強(qiáng)系數(shù)分別為1.39和1.45[6]。

2.2 基本假定

為研究沖擊力和變形量在裝配式防撞墻的碰撞過程中的抗撞擊性能參數(shù)，做了如下假定：

(1)忽略接觸面之間的摩擦作用；

(2)忽略車體變形，將車體假設(shè)為剛體；

(3)車輛在碰撞過程中是二維平面運(yùn)動(dòng)，忽略車體的騎乘和穿越；

(4)假設(shè)在整個(gè)碰撞過程中只有車頭和車位可能與防撞墻發(fā)生碰撞。

2.3 防撞墻和汽車碰撞系統(tǒng)有限元模型

為了使運(yùn)算效率得到提高，計(jì)算結(jié)果滿足準(zhǔn)確性要求，在有限元分析過程中相鄰兩段防撞墻的連接采用綁定的方式連接。因?yàn)槠嚥皇茄芯康闹攸c(diǎn)故把汽車簡(jiǎn)化考慮，采用文獻(xiàn)[7]提供的碰撞車模型，采用小轎車作為碰撞車模型。模型如圖2、圖3所示。

圖2 小汽車模型

圖3 碰撞系統(tǒng)的有限元模型

汽車的碰撞速度在我國一般認(rèn)為是汽車的平均速度。數(shù)據(jù)統(tǒng)計(jì)表明角度小于15°的碰撞事故占80%，90%的事故中碰撞角度小于20°。碰撞角度集中在15°～30°。模擬中分別采用25°、20°、15°初始碰撞角度。試件編號(hào)及工況設(shè)計(jì)如表1所示。

表1 試件編號(hào)及工況

注：“SW”代表裝配結(jié)構(gòu)試件，“XJ”代表現(xiàn)澆結(jié)構(gòu)試件

3 評(píng)定防撞墻抗撞擊性能的方法

根據(jù)JTGB05-01-2004《公路護(hù)欄安全性能評(píng)價(jià)標(biāo)準(zhǔn)》，汽車—防撞墻碰撞模型中防撞墻的動(dòng)態(tài)變形量及導(dǎo)向功能的評(píng)價(jià)標(biāo)準(zhǔn)如下：

(1)防撞墻具有足夠的抗撞擊性能，在碰撞過程中能夠很好地阻止車輛越過、騎乘防撞墻；

(2)在碰撞過程中駕駛員的視線不能被碰撞物遮擋影響駕駛員駕駛；

(3)汽車碰撞防撞墻后應(yīng)沿車輛行駛方向繼續(xù)行駛，不得出現(xiàn)騰空翻轉(zhuǎn)、掉頭等現(xiàn)象；

(4)碰撞過程中墻體的最大動(dòng)態(tài)變形量應(yīng)小于100mm。

4 分析結(jié)果

4.1 碰撞速度的影響

ABAQUS中采用偽應(yīng)變能或“沙漏剛度”來控制沙漏變形能，以提高數(shù)值分析結(jié)果的可靠性。通常認(rèn)定，當(dāng)ALLAE(即沙漏能)在內(nèi)能ALLIE的5%以內(nèi)時(shí)，可認(rèn)為沙漏現(xiàn)象的影響很小，結(jié)果的準(zhǔn)確性能夠得到保證[8]。通過提取到的系統(tǒng)內(nèi)能數(shù)據(jù)和沙漏能數(shù)據(jù)，能夠得出沙漏能小于內(nèi)能值的5%，能夠滿足各工況下模型的動(dòng)態(tài)仿真結(jié)果的準(zhǔn)確性要求。

保持汽車質(zhì)量、碰撞角度不變只改變碰撞速度，通過有限元分析結(jié)果得到兩種不同連接方式的防撞墻沖擊力時(shí)程曲線和位移時(shí)程曲線如圖4、圖5所示。

圖4 沖擊力時(shí)程曲線對(duì)比

圖5 位移時(shí)程曲線對(duì)比

表2列出在不同碰撞速度下，裝配式混凝土防撞墻的峰值沖擊力和最大動(dòng)態(tài)變形量值。

表2 不同碰撞速度防撞墻的數(shù)值統(tǒng)計(jì)結(jié)果

分析結(jié)果：由圖4、圖5碰撞模型得出的沖擊力時(shí)程曲線能夠發(fā)現(xiàn)，在汽車發(fā)生碰撞過程中，沖擊力存在有兩個(gè)峰值，第一個(gè)峰值點(diǎn)是車輛與墻體的首次碰撞，此時(shí)車速較快，沖擊力較大；第二個(gè)峰值出現(xiàn)在0.ls左右，此時(shí)車頭已經(jīng)改變方向，碰撞發(fā)生在車尾與墻體的碰撞，由于防撞墻的阻擋作用速度減小二次沖擊力峰值較小。

位移時(shí)程曲線對(duì)比可以看出，由于車輛速度的增加，兩種連接方式的墻體由于速度的原因最大動(dòng)態(tài)變形值逐漸增大。與現(xiàn)澆防撞墻對(duì)比可以看出，采用60km/h、80km/h、100km/h的初始碰撞速度時(shí)，預(yù)應(yīng)力鋼筋連接的防撞墻最大動(dòng)態(tài)變形量較現(xiàn)澆防撞墻分別降低了34.9%、22.1%、21.9%，從中可得沖擊作用下新型連接方式防撞墻滿足變形要求，有效增強(qiáng)了抗撞擊性能。

4.2 碰撞角度的影響

仍然采用沙漏控制的能量方法實(shí)現(xiàn)，從提取的結(jié)果得到各模型的沙漏能量ALLAE小于內(nèi)能ALLIE的5%，可以判斷模型的計(jì)算結(jié)果是準(zhǔn)確的。

保持汽車質(zhì)量、碰撞速度不變只改變碰撞角度，通過有限元分析結(jié)果得到兩種不同連接方式的防撞墻沖擊力時(shí)程曲線和位移時(shí)程曲線如圖6、圖7所示。

表3給出在不同角度下，裝配式混凝土防撞墻峰值沖擊力和最大動(dòng)態(tài)變形量值。

結(jié)果分析：從圖6、圖7可得出，車輛以80km/h的碰撞速度撞擊防撞墻的情況下，裝配式防撞墻峰值沖擊力隨著碰撞角度的增大逐漸增大，相比現(xiàn)澆防撞墻峰值沖擊力分別提高了23.4%、17.0%、10.9%。此外，通過裝配式防撞墻與現(xiàn)澆防撞墻的對(duì)比得出，隨著碰撞角度的增加，發(fā)生二次碰撞的時(shí)間也逐漸增長(zhǎng)，這也說明在能量吸收方面裝配式防撞墻優(yōu)于現(xiàn)澆，在對(duì)碰撞車輛的動(dòng)能吸收和緩沖車輛碰撞方面性能較好，在相關(guān)研究中發(fā)現(xiàn)：即使在發(fā)生碰撞后車輛回到正常行駛狀態(tài)，成員仍可能在稍后的二次碰撞中受到較大傷害，而因?yàn)槎闻鲎彩艿絿?yán)重傷害的事故也不在少數(shù)。裝配式防撞墻在能量吸收上優(yōu)于現(xiàn)澆，使汽車的動(dòng)能大大降低，能夠減輕成員在二次碰撞中受到的傷害，更進(jìn)一步說明裝配式防撞墻的優(yōu)勢(shì)。

圖6 沖擊力時(shí)程曲線對(duì)比

圖7 位移時(shí)程曲線對(duì)比

試件編號(hào)碰撞角度(°)峰值沖擊力(kN)最大動(dòng)態(tài)變形量(mm)V2θ1154595.3V2θ22064811.3V2θ32581037.8XJ-V2θ1153727.1XJ-V2θ22055414.5XJ-V2θ32573142.1

裝配式防撞墻最大動(dòng)態(tài)變形量隨著碰撞角度的減小逐漸減小，經(jīng)不同角度碰撞后最大動(dòng)態(tài)變形量的變化規(guī)律與現(xiàn)澆防撞墻基本相同。碰撞角度為15°、20°、25°時(shí)，裝配式防撞墻最大動(dòng)態(tài)變形量相比現(xiàn)澆防撞墻分別降低了35%、24.3%、10.2%，對(duì)防撞墻的變形有一定的改善效果，對(duì)防撞墻的抗撞擊性能有一定增強(qiáng)效果。

5 結(jié)論

(1)根據(jù)碰撞速度、碰撞角度的變化，裝配式防撞墻和現(xiàn)澆防撞墻峰值沖擊力和最大動(dòng)態(tài)變形量有著基本相同變化規(guī)律。

(2)碰撞速度和碰撞角度越大，防撞墻所受應(yīng)力和變形越大，防撞墻吸收的能量也越多。與現(xiàn)澆混凝土防撞墻相比，裝配式防撞墻的最大動(dòng)態(tài)變形量有所減小而峰值沖擊力有一定提高，對(duì)其抗撞擊性能有較大的增強(qiáng)作用。

(3)碰撞過程中裝配式防撞墻最大變形量小于《公路護(hù)欄安全性能評(píng)價(jià)標(biāo)準(zhǔn)》規(guī)定的100mm以內(nèi)，這也能夠說明所采用新型連接方式的裝配式防撞墻剛度能夠滿足要求，能夠起到對(duì)車輛的阻擋作用。