謝鵬飛、崔成濤、楊威、張峻賓、劉杰、王穎

（1.中國水利水電第十四工程局有限公司，云南 昆明 650041；2.西安理工大學，陜西 西安 710000）

0 引言

防撞墻結構是橋梁和公路設施的重要組成部分，設置該結構的目的是防止車輛由于各種因素駛離公路，以保證車輛行駛安全，減少公路交通事故。隨著建筑行業(yè)的高速發(fā)展，裝配式防撞墻逐步成為橋梁與公路工程中的首選構件，這類構件具有施工便捷、工業(yè)化程度高的優(yōu)點。

為了直觀、清晰地掌握新型裝配式防撞墻在面對行駛車輛碰撞時的各項技術指標，需要開展實車碰撞試驗，但這類試驗的難度較大，且要求較多，操作困難，受經(jīng)濟條件、技術、場地等因素的限制，實車碰撞試驗難以全面推廣。然而，相較于實車碰撞試驗，數(shù)值模擬方法更加經(jīng)濟高效、便捷可靠，該方法也因此被廣泛應用到各大工程領域[1]。

以某高架橋梁新型裝配式混凝土防撞墻為研究對象，分別建立該新型裝配式防撞墻整體和碰撞車輛的精細化有限元模型，進行彈塑性動力分析，以峰值沖擊力、最大動態(tài)變形量為動態(tài)響應指標，評價該新型裝配式防撞墻的抗撞擊性能是否滿足規(guī)范要求。

1 工程概況

貴州雙龍航空港經(jīng)濟區(qū)二堡路工程，設計速度為40km/h；橋梁斷面為0.5m（防撞護欄）+17.5m（車行道）+0.5m（防撞護欄）=18.5m。根據(jù)工程施工設計圖紙，單段防撞墻長度為1.99m，防撞墻高度為0.85m。試件混凝土主要采用C35 混凝土，鋼筋直徑小于12mm 時，采用熱軋光圓鋼筋HPB300；鋼筋直徑大于等于12mm 時，采用熱軋帶肋高強鋼筋HRB400，鋼板及其他鋼材一律采用Q235 普通碳素結構鋼。

2 防撞墻數(shù)值分析模型建立

2.1 動力學分析理論

動態(tài)分析問題分顯式和隱式兩種，該項目采用顯式算法，采用中心差分法進行顯式時間積分。中心差分法是基于用有限差分代替位移對時間的求導[2]。

對于多自由度體系，中心差分法逐步計算公式為：

式（1）中：[M]為體系的質(zhì)量；[C]為體系的阻尼；[K]為體系的剛度矩陣；{u}i為ti時刻體系的位移，且{u}i={u(ti)} ；{P}i為ti時刻體系的外荷載向量，且{P}i={P(ti)} 。

2.2 材料本構模型

鋼筋和鋼板采用雙線性隨動強化模型，混凝土采用塑性損傷模型。在混凝土靜態(tài)本構模型的基礎上，通過對抗壓強度、抗拉強度等力學指標修正的方法來考慮應變率強化效應影響，從而實現(xiàn)對混凝土動態(tài)行為的模擬。該項目中的普通混凝土的抗壓強度動態(tài)增強系數(shù)擬取1.39，抗拉強度動態(tài)增強系數(shù)擬取1.45[3]。

3 防撞墻和車輛有限元模型的建立

3.1 防撞墻有限元模型

根據(jù)施工設計圖紙，新型防撞墻沿車流方向每隔1.99m 設置一道結構縫，因此以一段防撞墻為一個整體建立有限元模型。裝配式防撞墻的單元類型為C3D8R，防撞墻網(wǎng)格的邊長為0.5mm，鋼筋選擇的單元類型是兩節(jié)點T3D2，鋼筋網(wǎng)格的邊長為0.05mm。防撞墻模型見圖1。

圖1 防撞墻模型

3.2 車輛有限元模型

在數(shù)值分析過程中，為提高分析效率，減少其他因素的影響，對車輛幾何模型進行簡化處理[4]。根據(jù)文獻得到，車輛模型的結構尺寸為長3.6m、寬1.4m、高1.5m，車輛自身質(zhì)量為1.5t[5]。車輛的簡化模型見圖2。

圖2 小車模型

4 工況設計

在模擬車輛與防撞墻斜向碰撞的過程中，為研究防撞墻的抗撞擊性能，以車輛的碰撞速度、碰撞角度參數(shù)為主，研究各個影響因素對防撞墻沖擊力和最大動態(tài)變形量等抗撞擊性能的影響規(guī)律[6]。試件編制及工況見表1。

表1 試件編制及工況

5 結果分析

5.1 碰撞速度

在不同的碰撞速度下，新型裝配式防撞墻遭受車輛撞擊后受到的峰值沖擊力和最大動態(tài)變形量值如表2所示[7]。

表2 不同碰撞速度下防撞墻的峰值沖擊力與最大變形量

根據(jù)有限元計算分別得到不同碰撞速度下新型裝配式防撞墻位移時程曲線對比圖及位移云圖（見圖3、圖4）。

圖3 位移時程曲線

圖4 位移云圖

結果分析：通過計算可以得到不同速度下的峰值沖擊力，數(shù)據(jù)表明，速度越大，峰值沖擊力就越大。由位移時程曲線對比圖和位移云圖對比可以看出，初始時態(tài)防撞墻的位移為0，當小車撞到防撞墻時，防撞墻的位移變形瞬間達到最大，小車碰撞之后，防撞墻的位移又逐漸減小。小車的速度越大，防撞墻的變形量越大，最大動態(tài)變形值也逐漸增大。

5.2 不同碰撞角度的影響

在其他條件不變的情況下，改變碰撞角度，新型裝配式防撞墻的峰值沖擊力和最大動態(tài)變形量見表3。

表3 不同碰撞角度下防撞墻的峰值沖擊力與最大變形量

根據(jù)有限元計算，分別得到不同碰撞角度下新型裝配式防撞墻位移時程曲線對比圖及位移云圖（見圖5、圖6）。

圖5 位移時程曲線

圖6 位移云圖

結果分析：通過計算可以得到不同角度下的峰值沖擊力，角度越大，峰值沖擊力越大。由位移時程曲線對比圖和位移云圖對比可以看出，初始時，防撞墻的位移為0，當小車撞到防撞墻時，防撞墻的位移變形瞬間達到最大，小車碰撞之后，防撞墻的位移又逐漸減小。碰撞角度越大，防撞墻的變形量越大，最大動態(tài)變形值也逐漸增大。

6 結語

結合貴州雙龍航空港經(jīng)濟區(qū)二堡路工程，通過建立有限元模型及數(shù)值模擬的方式，對新型裝配防撞墻的相關性能進行研究。在其他影響因素不變的情況下，當車輛速度從40km/h 變到80km/h 時，峰值沖擊力從569.98kN 增加到1139.95kN，增幅為99.99%，最大位移變形量從1.58mm 增加到3.15mm，增幅為99.37%。當車輛碰撞角度從15°變到25°時，峰值沖擊力從431.32kN 增加到704.29kN，增幅為63.29%，最大位移變形量從1.5mm 增加到2.5mm，增幅為66.67%。說明：碰撞速度越大、碰撞角度越大，防撞墻受到的沖擊力越大，位移變形越大，車輛碰撞速度對防撞墻的影響比車輛碰撞角度對防撞墻的影響更明顯。在上述試驗中，不同工況下防撞墻的最大動態(tài)變形量均小于等于500mm，表明該防撞墻滿足相關規(guī)范規(guī)定的限值要求，能夠起到保證車輛行駛安全的作用。