鄒育麟，鄒品德，申 鵬,3，張景峰

(1. 四川沿江攀寧高速公路有限公司，四川 攀枝花 617112；2. 四川路橋橋梁工程有限責(zé)任公司，四川 成都 610017； 3. 四川省交通建設(shè)集團(tuán)股份有限公司，四川 成都 610041； 4. 長安大學(xué) 公路學(xué)院,陜西 西安 710064)

0 引言

近些年，隨著交通運(yùn)輸事業(yè)的飛速發(fā)展，橋梁遭受車輛、船舶等極端荷載沖擊情況時(shí)有發(fā)生[1-2]。2019年5月18日，杭州慶春路人行天橋受運(yùn)輸盾構(gòu)設(shè)備的超高車輛撞擊，導(dǎo)致天橋落梁垮塌。雖然超高車輛撞毀跨線立交橋梁的概率較小，但其對(duì)受撞梁造成的損傷不容忽視，尤其是預(yù)應(yīng)力筋在撞斷失效情況下，存在極大的安全隱患。

目前，在橋梁結(jié)構(gòu)遭受撞擊的問題研究方面，船舶撞擊橋梁的理論已較為成熟[3-5]。而車輛撞擊橋梁的研究主要集中于橋墩[6-7]以及護(hù)欄[8]的抗撞性能及損傷破壞機(jī)理等方面，針對(duì)橋梁上部結(jié)構(gòu)在超高車輛撞擊下的問題研究則相對(duì)較少。陸新征等[9]基于精細(xì)化非線性有限元和事故案例分析，研究了不同車型撞擊橋梁上部結(jié)構(gòu)的損壞機(jī)理與撞擊荷載；田力等[10]通過數(shù)值仿真研究了預(yù)應(yīng)力混凝土箱梁橋在超高車輛撞擊下的動(dòng)態(tài)響應(yīng)問題；張炎圣等[11]基于有限元仿真，建立了超高車輛-橋梁上部結(jié)構(gòu)碰撞的簡化計(jì)算模型；彭衛(wèi)兵等[12]基于現(xiàn)場(chǎng)殘骸和碰撞痕跡對(duì)杭州慶春路人行天橋在超高車輛撞擊下的倒塌原因進(jìn)行了深入分析；葉志雄等[13]基于數(shù)值仿真，研究了LRB隔震橋梁在超高車輛撞擊下的整體響應(yīng)問題。既有研究中采用的車輛模型大多為美國國家碰撞分析中心(NCAC)提供的8 t標(biāo)準(zhǔn)雙軸卡車有限元模型[14]，而對(duì)于結(jié)構(gòu)在重型貨車(車重大于12 t)撞擊下的損傷特征研究較少。此外，現(xiàn)有文獻(xiàn)側(cè)重于研究結(jié)構(gòu)在車輛撞擊荷載下的損傷機(jī)理分析，而對(duì)于碰撞荷載及結(jié)構(gòu)損傷后承載力的劣化規(guī)律研究不足。

在城市以及高速路的跨線工程中，預(yù)制裝配式箱梁橋應(yīng)用廣泛，其遭受超高車輛撞擊情形時(shí)有發(fā)生。橋梁結(jié)構(gòu)在碰撞荷載作用下，其損傷程度與荷載大小、荷載持時(shí)及其隨時(shí)間的變化規(guī)律等因素密切相關(guān)，然而目前世界各國對(duì)橋梁的防撞設(shè)計(jì)均基于風(fēng)險(xiǎn)分析的等效靜力設(shè)計(jì)法。我國規(guī)范參考國外橋梁設(shè)計(jì)規(guī)范規(guī)定：橋梁受到車輛撞擊時(shí)，汽車撞擊力設(shè)計(jì)值沿車輛行駛方向取1 000 kN，與車輛行駛垂直方向取500 kN，且兩個(gè)方向撞擊力不同時(shí)考慮，撞擊力作用于行車道以上1.2 m處，直接分布于撞擊設(shè)計(jì)的構(gòu)件上。本研究采用LS-DYNA顯式動(dòng)力分析軟件，對(duì)預(yù)應(yīng)力混凝土箱梁橋在超高車輛撞擊下的碰撞荷載及撞后結(jié)構(gòu)豎向極限承載力進(jìn)行了研究。通過將荷載時(shí)程曲線簡化處理，分析了不同計(jì)算參數(shù)對(duì)4個(gè)關(guān)鍵指標(biāo)(碰撞力峰值、碰撞力均值、均值力持時(shí)和碰撞沖量)的影響，為進(jìn)一步建立碰撞荷載的簡化計(jì)算模型提供參考。同時(shí)，為對(duì)比不同撞擊荷載下結(jié)構(gòu)的損傷程度，計(jì)算了被撞梁損傷后的豎向極限承載力，進(jìn)而為結(jié)構(gòu)的修補(bǔ)加固提供合理參考。

1 數(shù)值模型及模型驗(yàn)證

1.1 有限元模型

本研究參考文獻(xiàn)[15]建立了典型預(yù)應(yīng)力混凝土箱梁橋上部結(jié)構(gòu)的有限元模型。橋梁標(biāo)準(zhǔn)跨徑為30 m，全橋由5片預(yù)應(yīng)力混凝土小箱梁組成，橋面寬14.6 m。主梁采用C50混凝土；預(yù)應(yīng)力鋼筋采用φ15.2 mm高強(qiáng)、低松弛鋼絞線，張拉控制應(yīng)力為1 395 MPa。除底板縱向鋼筋為φ16HRB335外，普通鋼筋均采用φR235。橋梁上部結(jié)構(gòu)有限元模型如圖1所示。

圖1 橋梁有限元模型

車輛模型以美國國家碰撞分析中心(NCAC)發(fā)布的標(biāo)準(zhǔn)雙軸卡車模型為原型，建立了該車輛的簡化有限元分析模型。簡化模型在準(zhǔn)確模擬車廂尺寸、剛度、材料特性以及車重的基礎(chǔ)上，結(jié)合我國車輛實(shí)際情況，將其改裝成以“楚風(fēng)前四后八廂式運(yùn)輸車”為原型的超高車輛有限元模型。該車整備質(zhì)量12.8 t，滿載時(shí)總質(zhì)量31 t。在后續(xù)的分析計(jì)算中均采用改裝后的車輛模型。車輛有限元模型如圖2所示。

圖2 車輛有限元模型

1.2 單元類型及材料本構(gòu)

為提高分析效率，混凝土及支座單元均采用縮減積分8節(jié)點(diǎn)三維實(shí)體單元模擬。普通鋼筋及預(yù)應(yīng)力鋼筋采用Hughes-Liu梁單元進(jìn)行模擬。車廂采用基于Belytschko-Tsay算法的薄殼單元進(jìn)行模擬，碰撞區(qū)域網(wǎng)格最小尺寸為10 cm。

與靜載作用相比，結(jié)構(gòu)在沖擊作用下的材料應(yīng)變率效應(yīng)不容忽視，該效應(yīng)可導(dǎo)致材料的強(qiáng)度、延性以及破壞模式發(fā)生較大改變?；炷敛牧喜捎媚軌蚰M其在低速?zèng)_擊下的彈塑性變形以及失效行為的連續(xù)光滑帽蓋模型進(jìn)行模擬，其應(yīng)變率效應(yīng)通過黏塑性應(yīng)力更新算法實(shí)現(xiàn)；殼單元采用分段線性材料模型(*MAT_PIECEWISE_LINEAR_PLASTICITY)進(jìn)行模擬，通過定義材料在碰撞作用下的應(yīng)力應(yīng)變曲線來考慮其應(yīng)變率效應(yīng)。普通鋼筋采用雙線性彈塑性隨動(dòng)硬化模型(*MAT_PLASTIC_KINEMATIC)，失效應(yīng)變?cè)O(shè)置為0.12，普通鋼筋和車廂材料的應(yīng)變率效應(yīng)均采用Cowper-Symonds模型[8]進(jìn)行計(jì)算。預(yù)應(yīng)力筋單元采用*MAT_ELASTIC_PLASTIC_THERMAL材料模型，預(yù)應(yīng)力荷載通過等效降溫法進(jìn)行模擬。

1.3 模型驗(yàn)證

根據(jù)足尺試驗(yàn)得到的預(yù)應(yīng)力混凝土箱梁橋單梁在豎向荷載作用下跨中的荷載-位移曲線及裂縫開展規(guī)律，對(duì)本研究建立的橋梁有限元模型進(jìn)行驗(yàn)證。圖3給出了試驗(yàn)梁跨中位置的荷載-位移曲線?？梢钥闯觯Q向荷載下二者的位移變化規(guī)律相同，且在臨近極限豎向荷載時(shí)，數(shù)值模型與足尺試驗(yàn)的跨中豎向位移吻合程度較高。結(jié)合文獻(xiàn)[13]中對(duì)裂縫開展過程的描述：在750 kN的豎向荷載作用下，跨中附近腹板首先出現(xiàn)自底緣向上的豎向裂縫(長度約9.2 cm)；隨著豎向荷載的持續(xù)增加，裂縫數(shù)量逐漸增多，裂縫寬度不斷增大；當(dāng)荷載達(dá)到1 700 kN(臨近極限荷載)時(shí)，裂縫寬度迅速增加；在試驗(yàn)終止時(shí)，箱梁最大裂縫寬度達(dá)到6 mm，均分布在距跨中8 m范圍內(nèi)。圖4給出了按照足尺試驗(yàn)布載方式下主梁跨中塑性損傷區(qū)域的演化過程?？梢园l(fā)現(xiàn)，主梁在豎向荷載作用下的塑性損傷開展過程及分布規(guī)律與足尺試驗(yàn)結(jié)果基本吻合。這說明本研究建立的橋梁有限元模型可以較好地反映其在實(shí)際荷載下的工作性能。

圖3 主梁荷載-位移曲線

圖4 豎向荷載下主梁塑性損傷區(qū)域演化過程

美國國家碰撞分析中心(NCAC)以碰撞試驗(yàn)為基礎(chǔ)建立的標(biāo)準(zhǔn)雙軸卡車模型，其模擬碰撞行為的有效性已得到眾多研究者的驗(yàn)證[16-17]。本研究對(duì)比了簡化模型和標(biāo)準(zhǔn)雙軸卡車模型與結(jié)構(gòu)碰撞后的計(jì)算結(jié)果。從圖5(a)中可以看出，二者的碰撞力時(shí)程曲線變化規(guī)律基本保持一致，并且峰值力及荷載持時(shí)相差不大。圖5(b)給出了橋梁受撞擊位置沿行車方向的位移變化曲線。在兩種車輛的撞擊作用下，結(jié)構(gòu)的動(dòng)態(tài)響應(yīng)基本相同。主梁損傷區(qū)域的分布情況如圖5(c)所示。在兩種車輛模型的碰撞作用下，受撞梁塑性損傷區(qū)域分布基本一致，損傷范圍集中于碰撞位置附近的箱梁腹板及頂板與腹板交界位置處，并且碰撞點(diǎn)均出現(xiàn)了混凝土剝落及鋼筋外露現(xiàn)象。由此可見，本研究建立的簡化車輛模型可以用來模擬車-橋碰撞行為，并且計(jì)算結(jié)果具有一定的可信度。

圖5 簡化車輛模型有效性驗(yàn)證

2 超高車輛-箱梁橋碰撞荷載

2.1 分析參數(shù)設(shè)定及計(jì)算工況說明

超高車輛與箱梁橋上部結(jié)構(gòu)碰撞計(jì)算過程共歷時(shí)2.4 s，具體可分為以下2個(gè)階段：(1)初應(yīng)力加載階段:結(jié)構(gòu)的自重、預(yù)應(yīng)力荷載及二期恒載在這一階段施加，持時(shí)2 s；(2)車-橋碰撞階段:持時(shí)0.4 s，并選取邊梁跨中作為車-橋典型碰撞位置。

本研究選取車輛速度、載重量、碰撞超高、車廂剛度、撞擊角度以及主梁混凝土強(qiáng)度作為主要分析參數(shù)，研究了不同參數(shù)取值對(duì)撞擊力峰值、均值力、均值力持時(shí)以及撞擊沖量的影響，各工況參數(shù)取值見表1?？紤]到貨物的剛度差異較大，本研究暫不考慮其對(duì)主梁損傷的影響，僅考慮車廂與主梁的接觸碰撞行為。

表1 工況參數(shù)

2.2 碰撞力、碰撞沖量及能量轉(zhuǎn)化

2.2.1 碰撞力時(shí)程

圖6給出了典型工況下(工況C3)的撞擊力時(shí)程曲線。從圖中可以看出，碰撞荷載隨時(shí)間呈現(xiàn)明顯的三階段變化特征：碰撞初期，車廂與受撞梁腹板接觸的瞬間，撞擊力在短時(shí)間內(nèi)迅速達(dá)到峰值，之后又迅速衰減至較低的水平；碰撞中期，由于材料非線性、接觸非線性以及車廂的不均勻變形等因素影響，受撞梁受到的碰撞力在一定范圍內(nèi)不斷波動(dòng)，并且該階段持時(shí)較長；碰撞末期，隨著車廂塑性變形的增大，其與被撞梁接觸面積逐漸減小，碰撞力呈下降趨勢(shì)，最后衰減至0，車橋碰撞結(jié)束?；谝陨戏治龊图扔醒芯縖18-19]，本研究將撞擊力時(shí)程曲線簡化為如下3個(gè)階段：(1)突變階段：車廂與受撞梁腹板接觸瞬間，碰撞力短時(shí)間內(nèi)增至峰值，之后又迅速衰減至較低水平。在該階段內(nèi)基于峰值力不變的原則，近似用三角形脈沖荷載代替突變階段內(nèi)的碰撞力；(2)振蕩階段：該階段內(nèi)碰撞力在一定范圍內(nèi)不斷波動(dòng)，持續(xù)時(shí)間相對(duì)較長，結(jié)構(gòu)的損傷及變形主要在該階段發(fā)生。為便于研究該階段碰撞荷載的特性，基于荷載持時(shí)及碰撞沖量不變的原則將碰撞力時(shí)程曲線按矩形脈沖荷載的形式近似代替；(3)衰減階段：在車橋碰撞的末期，碰撞力不斷減小，最后衰減為0?；诘?階段簡化原則，將該階段的碰撞力時(shí)程近似用三角形脈沖荷載替代。

圖6 碰撞力時(shí)程及其簡化曲線

由動(dòng)量定理可知，任意時(shí)刻(0～t3內(nèi))撞擊沖量I，撞擊力F撞擊時(shí)間t可用式(1)～(3)進(jìn)行表示：

(1)

(2)

(3)

式中，Itri為突變階段三角形脈沖荷載產(chǎn)生的沖量;Ivib為振蕩階段矩形脈沖荷載產(chǎn)生的沖量。分別可以用式(4)～(5)表示：

(4)

(5)

基于以上分析，突變階段的撞擊沖量主要由撞擊力峰值及荷載持時(shí)決定，但各工況下該階段持時(shí)往往較短(一般維持在0.01 s左右)，故撞擊力峰值對(duì)撞擊沖量的變化更為敏感；振蕩階段的撞擊沖量除均值力起決定因素外，各計(jì)算工況下該階段的荷載作用時(shí)間差異較大，因此荷載持時(shí)也是不可忽略的因素；衰減階段的持時(shí)相對(duì)較短且荷載值不大，并且結(jié)構(gòu)的損傷及變形在該階段之前已基本完成，本研究暫不考慮該階段的撞擊影響。因此在以下分析中主要選取不同工況下突變階段和振蕩階段的碰撞力峰值、碰撞力均值、均值力持時(shí)(振蕩階段)及碰撞沖量(前兩個(gè)階段之和)4個(gè)關(guān)鍵指標(biāo)進(jìn)行分析。

2.2.2 參數(shù)敏感性分析

圖7中給出了不同速度、質(zhì)量和碰撞高度下簡化碰撞力時(shí)程曲線的關(guān)鍵指標(biāo)值?？梢园l(fā)現(xiàn)，碰撞力沖量并不隨著碰撞速度、碰撞質(zhì)量和碰撞高度單調(diào)增長；隨著碰撞速度的增大，碰撞力峰值基本呈線性增加，而其他計(jì)算參數(shù)對(duì)碰撞力峰值無明顯影響；車輛速度、車輛載重和碰撞高度改變均會(huì)引起碰撞力均值以及均值力持時(shí)的較大變化。

圖7 不同碰撞速度、質(zhì)量和高度下碰撞力關(guān)鍵指標(biāo)值對(duì)比

2.2.3 碰撞沖量變化及能量轉(zhuǎn)化

工況C1～C4碰撞過程中的沖量變化如圖8所示。在初始碰撞階段，由于不同速度下峰值力變化較大，導(dǎo)致撞擊沖量有一定差別，但此時(shí)撞擊沖量值均較小，整體差距不明顯，隨時(shí)間變化基本保持一致的增加速度；隨著碰撞時(shí)間的推移，由于不同工況下的碰撞力及碰撞持時(shí)有較大差別，碰撞沖量的大小及增幅表現(xiàn)出較大不同；碰撞結(jié)束后，4種工況下沖量大小順序：90 km/h>120 km/h>60 km/h>30 km/h。通過對(duì)碰撞過程進(jìn)行分析，發(fā)現(xiàn)當(dāng)車速在120 km/h時(shí),車輛與主梁碰撞瞬間，車廂由于較強(qiáng)的局部沖擊力作用而發(fā)生嚴(yán)重的塑性變形，車輛行駛速度大幅降低，并且在隨后的碰撞過程當(dāng)中與主梁的碰撞形式以沖切撞擊為主，對(duì)結(jié)構(gòu)的正面沖擊能力減弱，此時(shí)的碰撞力及荷載持時(shí)出現(xiàn)較大變化，碰撞持時(shí)顯著小于其他工況，導(dǎo)致其在碰撞結(jié)束后的碰撞沖量顯著低于90 km/h下的沖量值。在工況C1～C3下，隨著碰撞速度的增大，系統(tǒng)的輸入能量亦增加，碰撞結(jié)束后碰撞沖量不斷增大。圖9給出了工況C1～C4碰撞后的能量對(duì)比。隨著碰撞速度的提高，碰撞后車輛的殘余動(dòng)能的比例亦隨之增大，而碰撞內(nèi)能呈逐步下降趨勢(shì)?？梢园l(fā)現(xiàn)，在碰撞過程中，碰撞前的能量大部分轉(zhuǎn)化為系統(tǒng)內(nèi)能(車廂及撞擊區(qū)域混凝土的塑性應(yīng)變能)和車輛的動(dòng)能，其中車廂的塑性應(yīng)變能是超高車輛撞擊主梁的主要耗能機(jī)制，占總內(nèi)能的比例達(dá)到90%以上，系統(tǒng)能量僅有少量以滑移能和沙漏能的形式耗散。

圖8 工況C1～C4碰撞沖量對(duì)比

圖9 工況C1～C4碰撞后能量耗散對(duì)比

3 被撞梁損傷分析及承載力評(píng)估

3.1 評(píng)估方法

橋梁上部結(jié)構(gòu)受到車輛撞擊后，除小跨徑人行天橋外，其他跨線立交橋梁出現(xiàn)落梁破壞或者整體垮塌的概率較小。此時(shí)，被撞梁實(shí)際的承載性能很難通過結(jié)構(gòu)損傷的分布范圍及嚴(yán)重程度給出定量評(píng)估。本研究利用LS-DYNA的重啟動(dòng)功能，通過給被撞梁施加均勻增大的車道荷載來判斷結(jié)構(gòu)的實(shí)際剩余承載力。具體分析步驟為：(1)應(yīng)力初始化階段：在完成第2節(jié)中超高車輛撞擊箱梁橋的損傷分析后，刪掉除被撞梁及支座之外的其他無關(guān)單元組件，采用LS-DYNA中的*STRESS_INITIALIZATION命令進(jìn)行應(yīng)力初始化，使被撞梁單元繼承上一階段的損傷及變形，持時(shí)0.6 s；(2)豎向靜力加載階段：對(duì)損傷后的主梁施加隨時(shí)間線性增大的公路Ⅰ級(jí)車道荷載，加載至主梁破壞結(jié)束，分析時(shí)長設(shè)定為1.5 s。

3.2 被撞梁損傷分析

圖10給出了工況C1～C4下碰撞后主梁塑性損傷云圖。隨著碰撞速度的增大，被撞梁的塑性損傷范圍逐漸擴(kuò)大，損傷區(qū)域主要集中于碰撞區(qū)域腹板、腹板與頂板連接處、底板以及撞擊區(qū)域另一側(cè)腹板。在車輛行駛速度為30 km/h和60 km/h下，主梁僅撞擊區(qū)域及腹板與頂板連接處，混凝土由于車輛的沖擊作用出現(xiàn)輕微塑性損傷，未出現(xiàn)混凝土剝落及露筋現(xiàn)象。當(dāng)車輛行駛速度達(dá)到90 km/h和120 km/h時(shí)，被撞梁撞擊區(qū)域塑性損傷明顯，局部出現(xiàn)混凝土剝落、普通鋼筋外露及屈服現(xiàn)象，并且塑性損傷區(qū)域向梁端擴(kuò)展明顯，損傷范圍明顯大于工況C1和C2；此時(shí)，箱梁未受撞擊側(cè)腹板及頂板與腹板連接處由于局部彎剪作用出現(xiàn)較為嚴(yán)重的塑性損傷，在工況C4下出現(xiàn)了明顯的斜向塑性發(fā)展區(qū)。

圖10 工況C1～C4碰撞后主梁塑性損傷云圖

工況C1～C4下橋梁上部結(jié)構(gòu)的整體位移和變形如表2所示。與簡支T梁橋及鋼箱-混凝土板組合梁橋相比[9]，預(yù)應(yīng)力混凝土箱梁橋在超高車輛撞擊下的整體位移及變形較小，由此引起橋梁上部結(jié)構(gòu)損傷并不明顯。考慮到結(jié)構(gòu)的整體位移及變形與結(jié)構(gòu)的自重關(guān)系較大，本研究中的箱梁橋上部結(jié)構(gòu)重629 t，遠(yuǎn)遠(yuǎn)超過車輛的質(zhì)量。此外，箱梁橋底板厚度為180 mm，與車輛的超高值250 mm較為接近，可見直接沖擊區(qū)域大部分都集中于箱梁底板范圍內(nèi)，相對(duì)于腹板，底板側(cè)向抗彎剛度較大，承受沖擊能力更強(qiáng)，在車輛的碰撞作用下產(chǎn)生的水平彎曲變形較小。

表2 橋梁上部結(jié)構(gòu)整體位移和變形

3.3 被撞梁豎向承載力分析

圖11中給出了不同車速撞擊下被撞梁損傷后的荷載-位移曲線。工況C1～C4下曲線的變化規(guī)律基本保持一致，與結(jié)構(gòu)損傷前相比，豎向極限承載力下降程度較低。按照同樣的計(jì)算方法，計(jì)算了其他碰撞參數(shù)下被撞梁的豎向極限承載力，各工況下的豎向極限承載力見表2。為便于對(duì)比不同工況下豎向承載力的下降程度，圖12給出了不同損傷工況下被撞梁的豎向剩余承載力百分比。總體上表現(xiàn)出結(jié)構(gòu)的損傷越嚴(yán)重，結(jié)構(gòu)的豎向剩余承載力越低的變化規(guī)律?？梢钥闯?，除工況C7，C13和C14外，結(jié)構(gòu)的豎向極限承載力下降有限，都維持在10%以內(nèi)。其中，工況C13下被撞梁的豎向承載力損失最為嚴(yán)重，但下降程度僅有18%。由此可見，對(duì)于預(yù)應(yīng)力混凝土箱梁橋而言，在車輛撞擊引起腹板局部損傷(混凝土剝落、普通鋼筋屈服)下，對(duì)結(jié)構(gòu)的豎向極限承載力及豎向變形剛度影響有限。

圖11 主梁損傷后豎向剩余承載力

圖12 工況C1～C18下被撞梁豎向剩余承載力

然而，在極端工況下(工況C7，C13)，超高車輛撞擊很有可能引起主梁預(yù)應(yīng)力鋼束屈服斷裂，進(jìn)而退出工作，如圖13所示。偏安全起見，在模擬中預(yù)應(yīng)力筋一旦產(chǎn)生明顯的塑性變形，本研究即認(rèn)為其已退出工作，在豎向承載力分析過程中，將該預(yù)應(yīng)力鋼束單元?jiǎng)h除。為研究預(yù)應(yīng)力筋失效對(duì)結(jié)構(gòu)豎向極限承載力的影響程度，分別計(jì)算了如圖11所示的不同數(shù)量預(yù)應(yīng)力筋失效情況下結(jié)構(gòu)的荷載-位移曲線(P1,P2,P3,P4分別代表不同的預(yù)應(yīng)力鋼束，見圖1)。當(dāng)預(yù)應(yīng)力筋屈服失效后，結(jié)構(gòu)的豎向極限承載力及加載過程中的豎向抗彎剛度均發(fā)生明顯下降。在撞擊側(cè)4根預(yù)應(yīng)力束筋完全撞斷失效的情況下，結(jié)構(gòu)的豎向極限承載力僅為損傷前的46%，損傷程度達(dá)到一半以上。同時(shí)，結(jié)構(gòu)在自重及二期荷載下就會(huì)產(chǎn)生明顯的下?lián)?，由此可見，?duì)于預(yù)應(yīng)力混凝土箱梁橋而言，一旦預(yù)應(yīng)力鋼筋受到撞擊退出工作，結(jié)構(gòu)的工作性能就會(huì)發(fā)生大幅衰減。

圖13 工況C7下結(jié)構(gòu)塑性損傷云圖

4 結(jié)論

本研究基于LS-DYNA非線性數(shù)值仿真技術(shù)，模擬了超高車輛-預(yù)應(yīng)力混凝土箱梁橋的動(dòng)態(tài)碰撞過程，對(duì)碰撞力時(shí)程曲線進(jìn)行了適當(dāng)簡化，分析了不同計(jì)算參數(shù)對(duì)碰撞荷載的影響，計(jì)算了不同損傷工況下被撞梁的豎向極限承載力，得到如下結(jié)論：

(1)超高車梁撞擊預(yù)應(yīng)力混凝土箱梁橋上部結(jié)構(gòu)的碰撞力時(shí)程曲線可以簡化為3個(gè)階段：突變階段、振蕩階段和衰減階段。

(2)碰撞過程的沖量主要受碰撞力峰值、碰撞力均值以及均值力持時(shí)影響。

(3)碰撞力峰值受車輛速度及車廂剛度影響較大；車輛速度、車輛載重、碰撞高度、車廂剛度以及碰撞角度的改變均會(huì)引起碰撞力均值以及均值力持時(shí)的較大變化，混凝土強(qiáng)度對(duì)碰撞力均值及均值力持時(shí)無顯著影響。

(4)在車-橋碰撞過程中，車輛損失的動(dòng)能大部分轉(zhuǎn)化為車廂及被撞梁的內(nèi)能，其中車廂的塑性應(yīng)變能是撞擊過程中的主要耗能機(jī)制。

(5)在不同計(jì)算工況下，損傷主梁的豎向極限承載力下降水平有限，都在18%之內(nèi)。

(6)在車輛撞擊側(cè)預(yù)應(yīng)力鋼束退出工作條件下，結(jié)構(gòu)的豎向極限承載力及變形剛度均發(fā)生明顯衰減，豎向極限承載力最大下降幅度達(dá)到54%。因此，對(duì)于預(yù)應(yīng)力混凝土箱梁橋而言，在設(shè)計(jì)和運(yùn)營階段中預(yù)應(yīng)力筋的防撞問題要引起足夠重視。