尹 曜，朱 翔，王 蕊

(1. 太原理工大學土木工程學院，太原 030024；2. 山西大學電力與建筑學院，太原 030013)

近幾年來，交通運輸業(yè)在世界范圍內(nèi)快速發(fā)展，尤其中國表現(xiàn)最為突出。截止2019 年12 月，中國鐵路營業(yè)里程達到13.9 萬公里，其中高速鐵路營業(yè)里程超過3.5 萬公里；公路里程達到501.3 萬公里，其中高速公路里程15 萬公里；內(nèi)河航道通航里程12.7 萬公里；民用航空頒證運輸機場238 個[1]。我國在交通運輸業(yè)取得巨大進步的同時，也面臨著各種挑戰(zhàn)。例如，列車脫軌與周圍建筑物發(fā)生碰撞而導致的次生災(zāi)害[2]，典型案例如2011 年“7·23 甬溫線特別重大鐵路交通事故”，造成40 人死亡，甌江特大橋受損；車輛撞擊橋梁導致橋梁發(fā)生破壞[3]，典型案例如2019 年杭州天橋被超高貨車撞擊造成橋梁上部結(jié)構(gòu)整體垮塌；船舶撞擊橋梁導致橋梁受損嚴重[4]，典型案例如2020 年南通通州區(qū)九圩港英雄大橋橋墩被船舶撞擊而引起整體垮塌。以上案例表明建筑結(jié)構(gòu)防撞擊研究和應(yīng)用是十分必要的。結(jié)構(gòu)柱作為結(jié)構(gòu)的主要承重構(gòu)件，一旦發(fā)生撞擊破壞就可能導致結(jié)構(gòu)發(fā)生連續(xù)倒塌。因此，有必要研發(fā)新型減撞裝置以提升結(jié)構(gòu)整體防撞擊性能。

目前，國內(nèi)外學者對于結(jié)構(gòu)柱的防撞擊性能研究主要集中于結(jié)構(gòu)柱自身耐撞性能及新型材料加固結(jié)構(gòu)柱。Thilakarathna 等[5]研究了RC 柱在側(cè)向撞擊作用下的易損性，結(jié)果表明RC 柱在撞擊薄弱區(qū)域易發(fā)生剪切破壞。Aghdamy 等[6]對中空夾層鋼管混凝土柱進行了防撞擊性能研究，結(jié)果表明沖擊速度、鋼管長細比和鋼管厚徑比是決定鋼管混凝土構(gòu)件動力響應(yīng)的關(guān)鍵因素?？挡舻萚7]研究了軸壓比對鋼管混凝土柱的側(cè)向抗沖擊性能的影響，結(jié)果表明在大軸壓比下鋼管混凝土柱的抗沖擊性能減弱。Bambach 等[8]對比研究了鋼管混凝土柱和不銹鋼混凝土柱在側(cè)向撞擊作用下的撞擊性能，結(jié)果表明不銹鋼混凝土柱的吸能能力更強。Zhu 等[9]進行了RC 柱及鋼管混凝土復合柱的抗沖擊性能研究，結(jié)果表明RC 柱耐撞擊性能較差，需在撞擊位置進行加固。Xu 等[10]、Wang 等[11]以及紀孫航等[12]研究了CFRP 加固RC 柱防撞擊性能，結(jié)果表明CFRP 可以有效的減輕撞擊損傷。朱翔等[13-15]對各類截面的站房結(jié)構(gòu)柱進行了撞擊性能研究，結(jié)果表明新型鋼管混凝土復合柱的防撞擊性能較好，且外包鋼管加固RC 柱具有較好的耐撞擊性能。韓林海等[16-18]研究了鋼管混凝土柱和鋼管混凝土疊合柱耐撞擊性能，結(jié)果表明鋼管混凝土柱具有良好的耐撞擊性能，而疊合柱外層混凝土損壞嚴重，但內(nèi)部鋼管只發(fā)生了彎曲變形。王蕊等[19-20]研究了中空夾層鋼管混凝土的耐撞擊性能，結(jié)果表明夾層鋼管對混凝土具有明顯的約束效應(yīng)，試件在撞擊作用下發(fā)生了彎曲變形，未出現(xiàn)剪切破壞。但是以上研究主要關(guān)注結(jié)構(gòu)柱自身的耐撞性能，而對于結(jié)構(gòu)柱進行減撞裝置設(shè)計和研究相對較少。

結(jié)構(gòu)柱由于其自身截面尺寸限制等問題，在提升其耐撞擊性能方面幅度有限，尤其對于船舶、火車等撞擊能量較大的物體進行撞擊時需要提出減撞裝置進行結(jié)構(gòu)柱防護。近年來，學者們開始提出了不同的減撞裝置，以滿足不同結(jié)構(gòu)的耐撞擊需求。Svensso[21]對橋梁防撞裝置進行了總結(jié)和分析，提出減撞裝置對于結(jié)構(gòu)提升耐撞擊性能是十分必要。馮鵬等[22]基于超高車輛碰撞實驗，提出FRP 橋梁上部結(jié)構(gòu)設(shè)計方法以提升耐撞擊性能。姜華等[23]對由模塊化的FRP 套箱組成的新型防船撞裝置進行了研究，結(jié)果表明該新型防撞裝置具有優(yōu)良的吸能能力，可以顯著減小作用在橋墩和船只上的撞擊力。張建強等[24]構(gòu)造了泡沫夾芯復合材料防撞裝置，相比于無防撞裝置，設(shè)置了防撞裝置的橋墩碰撞荷載曲線平緩，防撞效果良好。綜上所述，對易遭受撞擊的結(jié)構(gòu)柱進行防撞裝置設(shè)計和應(yīng)用，可以很好的保護結(jié)構(gòu)柱的同時提升其耐撞擊性能。但現(xiàn)有研究主要針對特定結(jié)構(gòu)的減撞裝置進行設(shè)計和分析，對于站房結(jié)構(gòu)柱減撞裝置的研究還未涉及。因此，有必要提出一種新型站房柱減撞裝置，研究其性能，從而提升站房結(jié)構(gòu)整體耐撞擊性能。

本文對一種X 型的剪切型阻尼器和泡沫鋁等組成的新型耗能減撞站房柱進行研究，首先，對X 型阻尼器在撞擊荷載下進行截面優(yōu)化，使其有合理的屈服順序，然后，依托一工程實例采用LSDYNA 軟件仿真模擬簡化列車模型撞擊該新型防撞裝置，對變形和能量吸收情況進行了分析和對比。

1 新型耗能減撞站房柱介紹

新型耗能減撞站房柱以鄭州東站軌道層雙向框架式橋梁結(jié)構(gòu)為例，進行設(shè)計與分析。其中中國大型鐵路站房結(jié)構(gòu)中的站房柱到最近軌道的距離是一定的，正線中心線到站房柱的外皮距離是2.44 m～2.6 m，到發(fā)線到站房柱的外皮距離是2.15 m～2.25 m。根據(jù)高鐵列車的自身寬度，需要考慮0.5 m 范圍內(nèi)列車脫軌后撞擊站房柱的不利情況[2]。因此，本文提出在有限空間下設(shè)計新型耗能減撞站房柱，達到有效地耗能的同時不影響結(jié)構(gòu)的正常使用。其結(jié)構(gòu)形式如圖1，站房結(jié)構(gòu)柱首先進行外包鋼板；其次，設(shè)計最外層剛性夾套，列車在撞擊時剛性夾套能整體平動；在撞擊方向的兩側(cè)設(shè)置耗能X 型阻尼器，通過高強螺栓將耗能X 型阻尼器連接在剛性夾套與外包鋼板之間，為了有效地降低撞擊能量，耗能X 型阻尼器沿結(jié)構(gòu)柱豎向位置多排平列設(shè)置；在撞擊方向這一側(cè)填充泡沫鋁，增大站房結(jié)構(gòu)柱的耐撞擊性能。

圖1 新型耗能減撞站房柱示意圖Fig. 1 Schematic diagram of new station structural column with energy dissipation and collision reduction functions

新型耗能減撞站房柱中X 型阻尼器和內(nèi)充泡沫鋁是主要的耗能元件，撞擊時內(nèi)充泡沫鋁通過壓縮變形吸收部分能量，而X 型阻尼器則通過面內(nèi)剪切變形，吸收剩余撞擊能量。剛性夾套主要是為了分散撞擊能量，通過剛性夾套與阻尼器的可靠連接，撞擊能量將均勻的分配給耗能裝置中的各個阻尼器，從而達到共同工作的目的。

作為主要的耗能元件的X 型阻尼器不僅有著較大的初始剛度，也克服了傳統(tǒng)剪切型阻尼器延性較差和約束要求高的缺點。這就使得X 型阻尼器具有良好的吸能能力，可以滿足撞擊過程中撞擊能量較大這一特點。但目前關(guān)于X 型阻尼器在抗撞擊方面的研究還鮮有報道，其截面尺寸設(shè)計和優(yōu)化需要進一步深入分析。

2 防撞擊X 型阻尼器模型的建立

2.1 阻尼器參數(shù)的確定

為了研究截面高度削弱系數(shù)a、長度削弱系數(shù)b以及截面高跨比c在撞擊荷載作用下的破壞形態(tài)，采取表1 所示參數(shù)進行數(shù)值模擬。

表1 試件的幾何尺寸Table 1 Geometric dimensions of the specimen

2.2 模型建立

采用非線性有限元軟件LS-DYNA 進行數(shù)值模擬。阻尼器的所有單元均采用SOLID164 單元，根據(jù)大量研究者的試驗證明[26]，防撞擊阻尼器的材料采用與應(yīng)變率相關(guān)的塑性隨動材料模型(*MAT_PLASTIC_KINEMATIC)能夠準確地模擬試驗結(jié)果，也具備相當高的計算效率，能適用于實體、殼以及梁單元等大部分單元。支座及落錘均采用剛體材料模型(*MAT-RIGID)。支座端板約束所有方向的自由度，落錘保持Y方向自由度，阻尼器與支座通過共節(jié)點的方法連接。模型示意如圖3 所示。

圖3 阻尼器有限元示意圖Fig. 3 Finite element diagram of damper

2.3 模型驗證

為驗證本文數(shù)值模擬的可行性，對文獻[27]中的剪切屈服鋼板試件100-2M 和120-2M 在準靜態(tài)荷載作用下的試驗結(jié)果進行了模擬驗證。試件為方形空心鋼板SHS 內(nèi)焊鋼板，SHS 的長、寬、高相等，本文模擬的尺寸為100 mm×100 mm×4 mm 和120 mm×120 mm×5 mm，內(nèi)焊鋼板的尺寸均為2 mm，最終施加位移為20 mm。加載板和固定板采用實體SOLID164 單元，其余部件均采用SHELL163 單元。加載板和固定板采用剛體(*MAT-RIGID)材料模型進行模擬，SHS板和內(nèi)焊鋼板均采用隨動塑性材料模型(*MATPLASTIC-KINEMATIC)。試件的密度、屈服強度和彈性模量等參數(shù)均與試驗保持一致，加載板、固定板與試件之間均采用面-面之間的固連接觸(TDSS)。試件破壞形態(tài)的模擬結(jié)果與試驗結(jié)果對比如圖4 所示。由圖4 可知，模擬的整體破壞形態(tài)與試驗破壞形態(tài)相同，且模擬得出的試件內(nèi)部破壞的褶皺處與試驗一致。

圖4 100-2M 破壞形態(tài)試驗與模擬對比Fig. 4 Comparison of 100-2M failure mode test and simulation

力-位移曲線的模擬結(jié)果與試驗結(jié)果對比如圖5所示。通過數(shù)值模擬得到的力-位移曲線與試驗結(jié)果吻合較好，曲線整體趨勢一致，其初始剛度及平臺值也相差不大。此次有限元模擬計算精度較高，符合模擬計算的要求。

圖5 力-位移曲線對比Fig. 5 Force-displacement curve comparison

3 防撞擊X 型阻尼器模擬結(jié)果分析

根據(jù)防撞擊X 型阻尼器所建立的模型，對其影響參數(shù)進行了分析和優(yōu)化。其中影響較大的高度削弱系數(shù)、長度削弱系數(shù)和截面高跨比分別進行了破壞形態(tài)和吸能分析，以找到最優(yōu)截面尺寸，達到最好的防撞效果。

3.1 高度削弱系數(shù)a 的影響

高度削弱系數(shù)a值代表了X 型阻尼器在高度方向上的削弱程度，a值越大，則代表著削弱程度越小，a值越小，則代表著削弱程度越大。為了解高度削弱系數(shù)對阻尼器撞擊吸能的影響，分別從破壞形態(tài)及能量吸收兩個方面對單個阻尼器的各個參數(shù)進行分析。圖6 和圖7 分別給出了不同高度削弱系數(shù)a的破壞過程及能量-位移曲線。

3.1.1 破壞形態(tài)分析

由圖6 可知，當a=0.5 時，阻尼器與連接板的端部應(yīng)變較大，而中部削弱段的應(yīng)變較小，此時阻尼器對端部約束的要求較高。若端部約束不足，將會造成阻尼器破壞。當a=0.1 時，阻尼器的中部削弱段的應(yīng)變較高，而端部的應(yīng)變較小，甚至還未進入屈服階段，此時的阻尼器對約束的要求不高。但中部削弱過度，造成其屈服段較小。從圖中可以發(fā)現(xiàn)，大部分的區(qū)域應(yīng)力較小甚至未進入屈服階段，不是一種經(jīng)濟合理的阻尼器。因此，從進入屈服段及對端部的約束要求強弱來看，合理的高度削弱系數(shù)a的取值應(yīng)為0.3～0.4。

圖6 不同a 值阻尼器破壞形態(tài)Fig. 6 Damage modes of dampers with different a values

3.1.2 吸收能量分析

圖7 給出了不同a值下的能量-位移曲線，在撞擊所產(chǎn)生的相同位移前提下，隨著a值的增加，吸收的能量也是逐漸增加的。但是，增加的幅度逐漸減小。這表明增加中部削弱截面的高度來提高阻尼器的吸能能力是有限的。

圖7 不同a 值的能量-位移曲線Fig. 7 Energy-displacement curves with different a values

3.2 長度削弱系數(shù)b 的影響

3.2.1 破壞形態(tài)分析

為了解長度削弱系數(shù)對阻尼器撞擊吸能的影響，對不同b值下的阻尼器破壞形態(tài)進行了分析。由圖8 可知，隨著長度削弱系數(shù)的減小，最大應(yīng)變逐漸增大，且都集中在中部的最薄弱部位。這是因為，隨著長度削弱系數(shù)的減小，阻尼器的兩端根部截面面積增大，中部則相對比較薄弱，造成中部率先屈服，塑性應(yīng)變發(fā)展加快，應(yīng)力變大。

圖8 不同b 值的破壞形態(tài)Fig. 8 Failure modes with different b values

3.2.2 能量分析

從圖9 的能量-位移曲線可以發(fā)現(xiàn)，長度削弱系數(shù)對阻尼器吸收的能量的影響較小。發(fā)生相同的位移下，吸收的能量基本相同。

圖9 不同b 值的能量-位移曲線Fig. 9 Energy-displacement curves with different b values

3.3 高跨比c 的影響

3.3.1 破壞形態(tài)分析

為了研究阻尼器高跨比對其吸能性能的影響，對不同c值下的阻尼器進行了撞擊模擬，分析了其破壞形態(tài)和能量吸收。圖10 給出了不同c值的破壞形態(tài)。由圖可知，在c值不同的情況下，應(yīng)變最大處均出現(xiàn)在中部的削弱段。因此，c值對截面薄弱處及端部的先后屈服順序影響較小。

圖11 為不同c值的端部最大塑性應(yīng)變曲線。由圖可知，c值的變化對端部應(yīng)變的影響較小。結(jié)合圖10 和圖11 可知，c值的變化，主要影響中部削弱截面的應(yīng)力-應(yīng)變，c值越大，最大塑性應(yīng)變越小。但是，隨著c值達到0.4 時，最大塑性應(yīng)變有一定的增大。這是因為，在保證單個阻尼器質(zhì)量不變的情況下，隨著c值增加，阻尼器的厚度將會減小，使其發(fā)生面外彎曲失穩(wěn)，吸能能量將降低。因此，基于以上分析，c值應(yīng)控制在0.4 以下。

圖11 不同c 值的端部最大塑性應(yīng)變曲線圖Fig. 11 Diagram of maximum plastic strain at the end with different c values

3.3.2 能量分析

圖12 為不同高跨比下的能量-位移曲線圖。由圖可知，隨著c的增加，吸能性能有了明顯的改善。結(jié)合圖10，可以得出，c值越大，最大塑性應(yīng)變越小，阻尼器進入屈服段的區(qū)域越大，吸收的能量也越大。綜合而言，在保證不發(fā)生彎曲破壞(低于0.4)的情況下，c值越大越好。

圖12 不同c 值的能量-位移曲線圖Fig. 12 Energy-displacement curves of different c values

3.4 影響因素對比

圖13 給出了不同a、b和c值下各個阻尼器的最大塑性應(yīng)變情況，隨著a值的增加，最大塑性應(yīng)變逐漸降低，當大于0.4 時，最大塑性應(yīng)變逐漸增大。這是因為隨著a值的增加，阻尼器由中部削弱段破壞向端部約束處發(fā)生破壞。隨著b值的增加，最大塑性應(yīng)變逐漸降低，這是因為中部削弱過度，造成中部塑性發(fā)展加快。隨著c值的增加，最大塑性應(yīng)變逐漸降低。當c值等于0.4 時，最大塑性應(yīng)變增加，這是因為阻尼器的破壞形態(tài)發(fā)生了變化，結(jié)合圖10 可知，由剪切破壞轉(zhuǎn)變?yōu)閺澢茐摹？梢灶A(yù)見的是，繼續(xù)增加c值，彎曲破壞現(xiàn)象將更加明顯。因此，當c值為0.35 時，正好是阻尼器由剪切破壞轉(zhuǎn)變?yōu)閺澢茐牡呐R界值，所以最大塑性應(yīng)變發(fā)生了突變。

圖10 不同c 值的破壞形態(tài)Fig. 10 Failure modes with different c values

圖13 不同a、b、c 值的最大塑性應(yīng)變曲線圖Fig. 13 Maximum plastic strain curves with different values of a, b and c

4 新型耗能減撞站房柱有限元模型

4.1 模型建立

以鄭州東站軌道層雙向框架式站房結(jié)構(gòu)為例，進行新型耗能減撞站房柱的設(shè)計與模擬。鄭州東站站房柱構(gòu)件為鋼骨混凝土構(gòu)件，混凝土采用C50，鋼筋為HRB400，型鋼為Q345C。結(jié)合該結(jié)構(gòu)的特點，柱子兩端采用兩端固支約束，撞擊位置為跨中。

對于高鐵站房結(jié)構(gòu)，由于列車軌道橫穿建筑內(nèi)部，軌道與結(jié)構(gòu)構(gòu)件的橫向距離很近。為防止列車側(cè)向撞擊問題[2]，將阻尼器布置在站房柱的側(cè)面。根據(jù)第三章的分析，合理的截面削弱系數(shù)為a=0.4，b=1，c=0.35。故本文選取阻尼器L=500 mm，H=200 mm，h=70 mm。

文獻[28]的研究表明，列車在進站時的最大限速為80 km/h。撞擊站房柱的車廂的質(zhì)量大概為64 t，從而確定撞擊能量為15.8 MJ[29]。因此，本文分析中撞擊體的撞擊速度為22.22 m/s，沖擊質(zhì)量為64 t。并且根據(jù)總的撞擊能量和單個阻尼器的吸收能量，可以確定阻尼器的個數(shù)。

本次模擬中，單元選擇為：混凝土、剛性夾套、支座和落錘等采用SOLID164 實體單元；鋼筋和箍筋采用BEAM161 單元；十字型鋼采用SHELL163 單元。

材料模型方面，混凝土采用連續(xù)帽蓋材料模型(*MAT-CSCM-CONCRETE)，該模型在剪切屈服面和硬化帽之間有一個平滑的交點，初始損傷面與屈服面重合，速率效應(yīng)采用粘塑性模型。鋼筋、箍筋和型鋼均采用塑性隨動強化材料模型(*MAT-PLASTIC-KINEMATIC)，支座、剛性夾套和落錘等采用剛體材料模型(*MAT-RIGID)。鋼筋和十字型鋼通過關(guān)鍵字(*CONSTRAINED-LAGRANGEIN-SOLID)來考慮其共同作用。

接觸定義方面，阻尼器與剛性夾套之間采用布爾操作將其合并在一起，鋼骨混凝土與剛性夾套、鋼骨混凝土與支座以及剛性夾套與落錘之間均采用自動面面自動接觸。

4.2 模型驗證

為了保證站房柱模擬參數(shù)的合理性，對已有試驗進行了驗證，如圖14 所示。根據(jù)文獻[15]中鋼骨混凝土柱在側(cè)向撞擊作用下的試驗結(jié)果，本文建立了其中兩端固支的試件SRC2 和SRC3 進行數(shù)值模擬驗證。試件總長度為1.8 m，有效長度為1.2 m，左側(cè)支座固定試件的長度為225 mm，右側(cè)固定試件的長度為350 mm，預(yù)留25 mm 為試件施加軸力。本次模擬試件的截面尺寸為300 mm×300 mm，試件內(nèi)部配置的十字型鋼骨為Q345 低碳鋼，截面尺寸為200 mm×100 mm×9 mm×6 mm，縱筋為HRB335，直徑為12 mm，箍筋為HPB300，直徑為8 mm。在支座固定區(qū)對箍筋加密，間距為50 mm，在跨中箍筋間距為100 mm。混凝土的設(shè)計強度為C40，保護層厚度為20 mm。試驗在超重型落錘試驗機上進行，SRC2 和SRC3 試件的沖擊速度分別為7.67 m/s 和9.42 m/s，落錘的質(zhì)量為1158.7 kg，錘頭接觸試件撞擊面的尺寸為300 mm×300 mm。

圖14 鋼骨混凝土落錘沖擊試驗[15]Fig. 14 Drop hammer impact test of steel reinforced concrete

混凝土、落錘、端板均采用SOLID164 單元，鋼筋采用BEAM161 單元，內(nèi)配十字型鋼采用SHELL163 單元?；炷敛捎眠B續(xù)帽蓋材料模型(*MAT-CSCM-CONCRETE)，鋼筋及內(nèi)配十字型鋼均采用塑性隨動強化材料模型(*MATPLASTIC-KINEMATIC)，該模型具備相當高的計算效率，能適用于實體、殼以及梁單元等大部分單元。端板及落錘采用剛體材料模型(*MATRIGID)。鋼筋與混凝土之間不考慮粘結(jié)滑移現(xiàn)象，采用加入關(guān)鍵字(*CONSTRAINED-LAGRANGEIN-SOLID)來保證其共同作用，其余接觸均采用面面自動接觸。

模擬得到的沖擊力時程曲線與試驗結(jié)果對比如圖15 所示。由圖可知，模擬結(jié)果與試驗結(jié)果吻合較好，整體趨勢一致，沖擊力峰值和平臺值相差不大，沙漏能分別為4.22%和0.52%，總能量的波動分別在3.65%和3.76%以內(nèi)，在可接受的范圍以內(nèi)。

圖15 沖擊力時程曲線模擬與試驗對比Fig. 15 Comparison of impact force time history curve between simulation and test

模擬得到的撓度時程曲線與試驗結(jié)果對比如圖16 所示。由圖16 可知，模擬與試驗的撓度曲線整體趨勢一致，前期完全吻合，后期撓度峰值略有差異，但相差較小。結(jié)合圖15 和圖16 可知，本文模擬結(jié)果的精度較高，模擬參數(shù)和材料模型的選取都較為合理，可以進行新型耗能減撞站房柱的模擬分析。

圖16 撓度曲線模擬與試驗對比Fig. 16 Comparison of deflection curve between simulation and test

5 撞擊結(jié)果分析

5.1 站房結(jié)構(gòu)柱的模擬結(jié)果

圖17 給出了一般普通站房柱在撞擊荷載下的破壞形態(tài)。從圖中可以發(fā)現(xiàn)，鋼骨混凝土在遭受撞擊荷載后，幾乎沿柱全長都發(fā)生了裂縫，跨中混凝土剝落，暴露出了鋼筋及鋼板，從跨中向兩邊發(fā)展，受拉區(qū)混凝土以斜裂縫為主。鋼板發(fā)生了大約40 cm 的位移，撞擊部位箍筋被壓斷，縱向鋼筋雖未達到極限伸長率，但已被撞彎，剩余承載力嚴重降低。因此，列車軌道附近的站房柱需要考慮防撞擊加固措施。

圖17 站房柱破壞形態(tài)Fig. 17 Damage pattern of station column

5.2 簡化的新型耗能減撞站房柱的模擬結(jié)果

為了分析防撞擊X 型阻尼器在撞擊下的吸能特性，將新型耗能減撞站房柱進行簡化，未內(nèi)充泡沫鋁材料。其中防撞擊X 型阻尼器需要考慮厚度和排列方式對吸能的影響。因此，阻尼器厚度分別取為20 mm、30 mm 和40 mm，在保證阻尼器總質(zhì)量不變情況下，確定阻尼器個數(shù)；阻尼器布置為一排、兩排和三排這三種形式進行分析。不同排列方式的防撞擊X 型阻尼器在簡化新型耗能減撞站房柱中的布置如圖18 所示。

圖18 不同排列形式的新型耗能減撞站房柱Fig. 18 New columns with energy dissipation and collision reduction functions in different arrangement forms

圖19 給出了簡化的新型耗能減撞站房柱的混凝土與阻尼器的破壞形態(tài)。由圖19 可知，阻尼器最先屈服的區(qū)域跟預(yù)期一樣(截面削弱段B)，證明a、b和c的取值是合理的。在配置了阻尼器后，站房柱的破壞形態(tài)有了很大程度上的改善，其破壞主要集中在剛性夾套邊緣與混凝土接觸的地方。在剛性夾套包裹作用下，剛性夾套內(nèi)的混凝土并不會產(chǎn)生裂縫；在無剛性夾套包裹的混凝土處，產(chǎn)生了裂縫，但損傷相對不大。整體來看，這種損傷完全可以修補，達到功能可恢復要求。通過數(shù)值模擬發(fā)現(xiàn)，縱向受力鋼筋和鋼骨并沒有發(fā)生有效塑性應(yīng)變，而只有箍筋產(chǎn)生了極小的塑性應(yīng)變。從能量的吸收方面，阻尼器吸收的能量為15.3 MJ，大概吸收了97%的沖擊動能，鋼骨混凝土吸收了大概0.7%的撞擊動能(其余為沙漏能及動能)，表明簡化的新型耗能減撞站房柱是一種較好的耗能吸能構(gòu)件。因此，簡化的新型耗能減撞站房柱在撞擊作用下，幾乎完好無損，剩余承載力未受到較大影響，可廣泛應(yīng)用在軌道兩側(cè)易遭受撞擊的高鐵站房結(jié)構(gòu)柱中。

圖19 新型耗能減撞站房柱混凝土、阻尼器變形模態(tài)Fig. 19 Deformation modes of concrete and dampers for new columns with energy dissipation and collision reduction functions

圖20 和圖21 給出了不同厚度防撞擊X 型阻尼器的吸能能量對比。對比發(fā)現(xiàn)，在保證用鋼量不變及不發(fā)生面外彎曲變形的情況下，新型耗能減撞站房柱吸收的能量大致是相同的，單個防撞擊X 型阻尼器吸收的能量與壁厚正比。這是因為在阻尼器的總質(zhì)量保持不變這一前提下，阻尼器總厚度是一定的，抗側(cè)總剛度也就保持不變，且單個阻尼器只發(fā)生剪切變形，并沒有產(chǎn)生面外彎曲變形造成的吸能下降，這就使得新型耗能減撞站房柱的吸能大致相同。而單個阻尼器的抗側(cè)剛度與厚度呈正比關(guān)系，從而吸收的能量與厚度呈正比關(guān)系。因此，在今后的新型耗能減撞站房柱的設(shè)計中，可以在保證剪切變形的情況下，調(diào)整防撞擊X 型阻尼器的厚度，以便合理的選擇阻尼器的數(shù)量。

圖2 X 型阻尼器示意圖Fig. 2 Schematic diagram of the X shaped damper

圖20 新型耗能減撞站房柱能量-位移曲線Fig. 20 Energy-displacement curve of new columns with energy dissipation and collision reduction functions

圖21 單個阻尼器能量-位移曲線Fig. 21 Energy-displacement curve of single damper

圖22 給出了在不同排列形式下防撞擊X 型阻尼器對耗能減撞站房柱的吸能影響。由圖可知，新型耗能減撞站房柱吸收的能量與防撞擊X 型阻尼器的排列形式無相關(guān)性，無論是何種布置形式的防撞擊X 型阻尼器，新型減撞站房柱的能量吸收能力都是一樣的。因此，在今后的新型耗能減撞站房柱的設(shè)計中，設(shè)計者可以靈活的改變阻尼器的間距。

圖22 不同排列形式耗能減撞站房柱的能量-位移曲線Fig. 22 Energy-displacement curves of new columns with different arrangement forms

5.3 內(nèi)充泡沫鋁新型耗能減撞站房柱吸能分析

5.3.1 模型的建立

在簡化的新型耗能減撞站房柱的基礎(chǔ)上進行內(nèi)充泡沫鋁研究，使新型耗能減撞站房柱達到最優(yōu)耗能能力。新型耗能減撞站房柱的側(cè)面配置防撞擊X 型阻尼器，正面內(nèi)充泡沫鋁，外包鋼板及剛性夾套等設(shè)計與簡化的新型耗能減撞站房柱相一致。模型如圖23 所示。

圖23 加泡沫鋁耗能防撞擊柱有限元模型Fig. 23 Finite element model of energy dissipating anticollision column with foamed aluminum

5.3.2 模型的驗證

為保證本文泡沫鋁模型的參數(shù)設(shè)置的合理性，對文獻[30]中的泡沫鋁填充鋁合金管試件SWFF1 和DWFF1 兩種試件在軸向沖擊荷載作用下進行了驗證。試件外鋁合金管AA6063-T1 的截面尺寸為55 mm，壁厚為1.3 mm，內(nèi)鋁合金管AA6063-T1 為38 mm，壁厚為1.1 mm，泡沫鋁密度為440 kg/m3。泡沫鋁與落錘采用SOLID164 單元，鋁合金管采用SHELL163 單元。泡沫鋁材料采用可壓碎泡沫材料模型(*MAT-CRUSHABLEFOAM)，該材料模型考慮了應(yīng)變率的影響，鋁合金管材料采用與應(yīng)變率相關(guān)的分段線性塑性模型(*MAT-PIECEWISE-LINEAR-PLASTICITY)， 泡沫鋁與鋁合金管的本構(gòu)均與文獻[31]保持一致。泡沫鋁與鋁合金、鋁合金管與落錘之間均采用自動面-面接觸(*CONTACT-AUTOMATIC-SURFACETO-SURFACE)。

落錘的質(zhì)量與沖擊速度與文獻[30]保持一致，總的沖擊能量為2.3 kJ。模擬的最終破壞形態(tài)以及力-位移對比結(jié)果如圖24 和圖25 所示。由圖可知，模擬得到的試件破壞形態(tài)與試驗破壞形態(tài)基本一致，破壞的褶皺處也一樣。模擬得到的力-位移曲線與試驗曲線整體趨勢一致，平臺值相差不大。沙漏能分別為內(nèi)能的1.1%和4.34%，總能量波動分別為0.1%和3.25%，在可接受的范圍以內(nèi)。

圖24 破壞形態(tài)對比Fig. 24 Comparison of failure modes

圖25 力-位移對比Fig. 25 Force-displacement comparison

5.3.3 結(jié)果分析

表2 為內(nèi)充泡沫鋁的新型耗能減撞站房柱和簡化的新型耗能減撞站房柱的能量吸收對比情況。其中，“20 mm+FF”代表內(nèi)充泡沫鋁的新型耗能減撞站房柱中阻尼器壁厚20 mm，“20 mm”代表為簡化的新型耗能減撞站房柱中阻尼器壁厚20 mm；“30 mm-1”代表防撞擊X 型阻尼器排列形式為一排。通過表2 可知，內(nèi)充泡沫鋁新型耗能減撞站房柱的剪切位移較簡化的耗能減撞站房柱的剪切位移下降了40%左右。通過對內(nèi)充泡沫鋁新型耗能減撞站房柱中各種材料的吸能能量的分析，可以發(fā)現(xiàn)，三種內(nèi)充泡沫鋁的新型耗能減撞站房柱中泡沫鋁吸收的能量大概相同，均為9.1 MJ左右，占撞擊能量15.8 MJ 的57.6%，阻尼器吸收的能量在5.9 MJ 左右，占撞擊能量的37.3%，鋼骨混凝土吸收了2%左右的能量(其余為沙漏能及動能)。因此，內(nèi)充泡沫鋁后的新型耗能減撞站房柱的吸能分布更加合理，剪切位移也隨之減小。但觀察各個材料的塑性應(yīng)變后，可以發(fā)現(xiàn)，加入泡沫鋁后，鋼筋、型鋼的塑性應(yīng)變反而增加。

通過圖26 與圖19 混凝土變形區(qū)域的比較，混凝土的損傷區(qū)域有所增大，再通過表2 中的數(shù)據(jù)也能發(fā)現(xiàn)，鋼骨混凝土吸收的能量有所增加。這是因為在正面加入泡沫鋁后，在一定程度上增加了站房結(jié)構(gòu)柱的側(cè)面荷載，且泡沫鋁在正面撞擊吸能時會對站房結(jié)構(gòu)柱有一定的擠壓導致其發(fā)生部分損傷；而在無泡沫鋁的情況下，站房結(jié)構(gòu)柱所受的荷載主要通過側(cè)面布置的阻尼器傳遞荷載。從圖27 給出的站房結(jié)構(gòu)柱所受的側(cè)向荷載的情況也能看出內(nèi)充泡沫鋁的新型耗能減撞站房柱所承受的荷載明顯增大，從而造成了站房結(jié)構(gòu)柱出現(xiàn)了更大的損傷。

表2 新型耗能減撞站房柱能量吸收情況 /kJ Table 2 Energy absorption of the new type columns

圖26 新型耗能減撞站房柱混凝土、阻尼器變形模態(tài)Fig. 26 Deformation mode of concrete and damper of the new type columns

圖27 站房柱側(cè)向荷載對比Fig. 27 Lateral load comparison of station house and column

通過對比內(nèi)充泡沫鋁新型耗能減撞站房柱與簡化的新型耗能減撞站房柱的吸能情況和變形形態(tài)，設(shè)計者可以進行合理的耗能減撞站房柱的設(shè)計。在耗能減撞站房柱正面加入泡沫鋁后其耗能分布更加合理的同時也會對站房結(jié)構(gòu)柱的損傷有一定的加重。因此，合理的選擇泡沫鋁的密度及泡沫鋁與混凝土的接觸面積尤為重要。對于撞擊能量較大的情況，可以選擇高密度、大面積的泡沫鋁，會增加泡沫鋁吸收能量，但需考慮結(jié)構(gòu)柱的損傷問題；對于撞擊能量不是過大的情況，可以選擇低密度、小面積的泡沫鋁，既增加了耗能能力，又減少了結(jié)構(gòu)柱的損傷。

6 結(jié)論

本文采用LS-DYNA 非線性有限元軟件建立了防撞擊X 型阻尼器、簡化的新型耗能減撞站房柱和內(nèi)充泡沫鋁的新型耗能減撞站房柱的有限元模型，驗證了已有的撞擊經(jīng)典試驗，對比分析了防撞擊X 型阻尼器的最優(yōu)設(shè)計方案，并對簡化和內(nèi)充泡沫鋁的新型耗能減撞站房柱進行了耗能機理研究，得出以下主要結(jié)論：

(1) 提出了防撞擊X 型阻尼器在撞擊作用下最優(yōu)截面尺寸，其高度削弱系數(shù)a的合理取值應(yīng)為0.4，長度削弱系數(shù)b的合理取值應(yīng)為1，高跨比c的合理取值應(yīng)為0.35；

(2) 在保證防撞擊X 型阻尼器只發(fā)生剪切變形的情況下，防撞擊X 型阻尼器吸收的能量與厚度成正比；但防撞擊X 型阻尼器的排列形式對新型耗能減撞站房柱的影響較?。?/p>

(3) 在相同撞擊能量作用下，普通站房結(jié)構(gòu)柱發(fā)生了嚴重損傷，而進行耗能防撞設(shè)計的站房結(jié)構(gòu)柱只發(fā)生了微小損傷，且簡化的新型耗能減撞站房柱中的耗能元件吸收了97%的撞擊能量；

(4) 內(nèi)充泡沫鋁后的新型耗能減撞站房柱的吸能分布更加合理，其泡沫鋁和防撞擊X 型阻尼器能協(xié)調(diào)吸能；但加入泡沫鋁后，泡沫鋁與防撞擊X 型阻尼器總共吸收了95%的沖擊能量，較不加泡沫鋁下降了2%，使結(jié)構(gòu)柱的損傷有所增加。對于新型耗能減撞站房柱中泡沫鋁的使用，應(yīng)仔細對泡沫鋁的密度及接觸面積進行計算設(shè)計，在提高耗能能力的同時，也應(yīng)注意對站房柱的損傷及剩余承載力的影響。