張于曄， 李清華， 樊 偉， 袁萬(wàn)城

(1.南京理工大學(xué) 理學(xué)院，南京 210094；2.湖南大學(xué) 風(fēng)工程與橋梁工程湖南省重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，長(zhǎng)沙 410082；3.同濟(jì)大學(xué) 土木工程防災(zāi)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，上海 200092)

隨著交通運(yùn)輸行業(yè)的發(fā)展，橋梁受車(chē)輛撞擊的風(fēng)險(xiǎn)也越來(lái)越大。橋墩作為橋梁系統(tǒng)設(shè)計(jì)中的重要承重構(gòu)件，其在車(chē)輛撞擊下的損傷會(huì)對(duì)橋梁交通系統(tǒng)產(chǎn)生重要影響?，F(xiàn)有的車(chē)輛撞擊橋墩研究以整體現(xiàn)澆橋墩為主，相比之下，施工效率更高的預(yù)制節(jié)段拼裝橋墩的相關(guān)研究卻較為匱乏[1]。因此，對(duì)預(yù)制節(jié)段拼裝橋墩的撞擊損傷研究有著重要的現(xiàn)實(shí)與工程意義。

目前對(duì)橋墩在側(cè)向作用力下的損傷響應(yīng)研究中，地震荷載下橋墩的損傷評(píng)估理論與方法相對(duì)成熟。王軍文等[2]研究了地震作用下不同參數(shù)變化對(duì)橋墩墩頂殘余位移延性指標(biāo)的影響規(guī)律，并通過(guò)回歸分析建立殘余位移預(yù)測(cè)公式。漆啟明等[3]對(duì)空心橋墩在地震作用下的性能水準(zhǔn)和損傷指標(biāo)進(jìn)行了量化，并研究現(xiàn)有損傷評(píng)估模型對(duì)空心墩的適用性。陸本燕等[4]基于大量橋墩地震響應(yīng)分析數(shù)據(jù)提出將位移角作為橋墩損傷評(píng)估指標(biāo)，同時(shí)對(duì)橋墩進(jìn)行了損傷評(píng)估與量化。在爆炸沖擊荷載作用下，楊旭等[5]研究了不同節(jié)段長(zhǎng)細(xì)比、初始預(yù)應(yīng)力水平及橋墩體系對(duì)圓形截面預(yù)制節(jié)段拼裝橋墩動(dòng)態(tài)響應(yīng)與損傷的影響規(guī)律。張于曄等[6]使用數(shù)值模擬的方法對(duì)比分析了不同超壓作用下整體式橋墩與預(yù)制節(jié)段拼裝橋墩的應(yīng)力變化、破壞模式與損傷機(jī)理，并提出結(jié)合截面損傷與墩身側(cè)移的橋墩受爆損傷評(píng)估方法。對(duì)于車(chē)輛撞擊下橋墩的動(dòng)態(tài)響應(yīng)與損傷分析研究，陳林等[7]研究了車(chē)輛撞擊下橋墩的動(dòng)力響應(yīng)和損傷狀態(tài)，同時(shí)證明了有限元法研究車(chē)橋撞擊問(wèn)題的有效性；Zhang等[8]通過(guò)擺錘沖擊試驗(yàn)系統(tǒng)對(duì)設(shè)計(jì)的預(yù)制節(jié)段柱進(jìn)行側(cè)向沖擊試驗(yàn)，研究預(yù)制節(jié)段拼裝橋墩在側(cè)向沖擊作用下的損傷機(jī)理；Do等[9]對(duì)預(yù)制節(jié)段拼裝橋墩受車(chē)輛撞擊的狀況建立仿真模型，分析了不同參數(shù)變化對(duì)預(yù)制節(jié)段拼裝橋墩動(dòng)態(tài)響應(yīng)與損傷破壞特征的影響。Auyeung等[10]基于橋梁的結(jié)構(gòu)特征和碰撞車(chē)輛的動(dòng)能提出了一種新的破損率指數(shù)，以評(píng)估和預(yù)測(cè)車(chē)輛撞擊橋墩而引起的預(yù)期破損。雖然車(chē)橋碰撞問(wèn)題越來(lái)越受科研工作者的關(guān)注，但是對(duì)節(jié)段拼裝橋墩在車(chē)輛撞擊作用下的損傷特征和機(jī)理仍尚不明確，缺少合理有效的節(jié)段拼裝橋墩受撞損傷評(píng)估方法。

鑒于此，本文采用數(shù)值模擬的方法研究車(chē)輛撞擊下預(yù)制節(jié)段拼裝橋墩的損傷特征，并提出適用于預(yù)制節(jié)段拼裝橋墩的受撞損傷評(píng)估方法。首先建立車(chē)輛撞擊橋墩的數(shù)值模型并與參照試驗(yàn)數(shù)據(jù)對(duì)比驗(yàn)證數(shù)值模型的準(zhǔn)確性。然后分析不同參數(shù)下的預(yù)制節(jié)段拼裝橋墩受撞后的位移響應(yīng)與損傷破壞過(guò)程，同時(shí)研究殘余位移與截面損傷的變化規(guī)律?；陬A(yù)制節(jié)段拼裝橋墩的位移響應(yīng)和損傷特征，提出適用于預(yù)制節(jié)段拼裝橋墩的受撞損傷評(píng)估指標(biāo)，確定不同損傷等級(jí)的指標(biāo)界限值。最后重新設(shè)計(jì)不同參數(shù)的試驗(yàn)工況，對(duì)提出的損傷評(píng)估方法進(jìn)行合理性驗(yàn)證。

1 數(shù)值模型設(shè)計(jì)與驗(yàn)證

采用ANSYS/LS-DYNA軟件建立車(chē)輛撞擊橋墩三維有限元實(shí)體模型，通過(guò)與參照試驗(yàn)進(jìn)行數(shù)據(jù)擬合驗(yàn)證數(shù)值模擬方法的準(zhǔn)確性。基于驗(yàn)證的數(shù)值模擬方法，建立車(chē)-橋撞擊模型以進(jìn)行預(yù)制節(jié)段拼裝橋墩的損傷分析。

1.1 數(shù)值模擬方法

選用Zhang等研究中的擺錘沖擊試驗(yàn)作為參照試驗(yàn)進(jìn)行數(shù)值模型驗(yàn)證。擺錘沖擊試驗(yàn)測(cè)試橋墩由5個(gè)節(jié)段組成，總尺寸高度為800 mm，橫截面尺寸100 mm×100 mm。橋墩各節(jié)段由7股鋼絞線組成的預(yù)應(yīng)力筋底端錨固于基礎(chǔ)，穿過(guò)預(yù)應(yīng)力筋孔通過(guò)后張拉方式對(duì)墩身施加預(yù)應(yīng)力，預(yù)應(yīng)力大小約為30 kN。其他詳細(xì)試驗(yàn)參數(shù)可由Zhang等的研究得知，參照試驗(yàn)如圖1所示。

圖1 擺錘沖擊試驗(yàn)示意圖(mm)Fig.1 Schematic diagram of pendulum impact test (mm)

基于參照試驗(yàn)建立同比例數(shù)值模型。采用連續(xù)帽蓋模型模擬橋墩墩身混凝土，該模型可以充分考慮混凝土在受到?jīng)_擊時(shí)的應(yīng)變率效應(yīng)、損傷效應(yīng)、應(yīng)變強(qiáng)化及軟化作用的影響[11]。對(duì)于鋼筋則使用考慮應(yīng)變率效應(yīng)、塑性變形對(duì)屈服應(yīng)力影響的分段線性塑性模型。針對(duì)預(yù)應(yīng)力筋，在仿真中采用溫降法模擬后張預(yù)應(yīng)力的施加，預(yù)應(yīng)力的大小和溫差的關(guān)系遵循以下公式[12]

式中：ΔT為溫差大?。籪為預(yù)應(yīng)力大??；α為預(yù)應(yīng)力筋的熱膨脹系數(shù)；Ac和As分別為墩身混凝土截面面積和鋼筋截面面積；Ec和Es分別為混凝土和鋼筋的彈性模量。各材料參數(shù)設(shè)置如表1所示。

通過(guò)網(wǎng)格收斂性測(cè)試確定橋墩模型墩身最小網(wǎng)格尺寸為5 mm，墩帽和底座的最大網(wǎng)格尺寸為100 mm。模型中的接觸以自動(dòng)面面接觸為主，設(shè)置節(jié)段與節(jié)段間的接觸靜摩擦因數(shù)為0.6，撞擊塊與橋墩之間的靜摩擦因數(shù)為0.3。對(duì)于鋼筋與混凝土則以共節(jié)點(diǎn)的方式使其共同作用。無(wú)黏結(jié)預(yù)應(yīng)力筋與橋墩的相對(duì)位置關(guān)系通過(guò)節(jié)點(diǎn)耦合法確定。預(yù)應(yīng)力筋在橋墩橫截面切向方向自由度被約束，法向自由度被釋放，用以模擬預(yù)應(yīng)力筋與橋墩的相互作用關(guān)系。因此，預(yù)應(yīng)力筋對(duì)橋墩混凝土節(jié)段存在約束，因其自身彈性變形的恢復(fù)而產(chǎn)生一定的復(fù)位作用。約束底座底面所有方向自由度以模擬參照試驗(yàn)中的錨固設(shè)計(jì)，對(duì)整個(gè)模型施加重力場(chǎng)使橋墩承受恒載。設(shè)置撞擊塊的初速度為1.37 m/s對(duì)墩身中間節(jié)段進(jìn)行側(cè)向沖擊。

表1 材料參數(shù)設(shè)置表

在橋墩的損傷評(píng)估中，車(chē)輛的撞擊力和變形吸能表現(xiàn)對(duì)結(jié)果有著重要影響，如何準(zhǔn)確模擬車(chē)輛是不可避免的問(wèn)題。本研究選用陳林[13]設(shè)計(jì)的等效卡車(chē)鋼架模型作為撞擊車(chē)輛，其模型有著試驗(yàn)數(shù)據(jù)的支撐和撞擊力，沖量和車(chē)輛內(nèi)能的準(zhǔn)確驗(yàn)證，在撞擊過(guò)程中有著準(zhǔn)確的變形表現(xiàn)。數(shù)值模型主要包含車(chē)架，發(fā)動(dòng)機(jī)和貨箱3個(gè)部分，其中發(fā)動(dòng)機(jī)質(zhì)量為840 kg，貨箱可以通過(guò)調(diào)整密度來(lái)模擬整個(gè)卡車(chē)的質(zhì)量，整車(chē)結(jié)構(gòu)與F800地盤(pán)架構(gòu)相似，如圖2所示。等效卡車(chē)鋼架采用隨動(dòng)強(qiáng)化模型(*MAT_PLASTIC_KINEMATIC)進(jìn)行模擬，通過(guò)定義塑性應(yīng)變參數(shù)和應(yīng)變率參數(shù)來(lái)考慮材料的塑性變形和應(yīng)變率效應(yīng)，模型的具體參數(shù)詳見(jiàn)參考陳林的研究。

圖2 等效卡車(chē)鋼架模型示意圖Fig.2 Schematic diagram of equivalent truck steel frame model

1.2 模型驗(yàn)證

選用參照試驗(yàn)中撞擊塊初速度為1.37 m/s的工況進(jìn)行橋墩驗(yàn)證。選用F800精確卡車(chē)模型撞擊橋墩試驗(yàn)進(jìn)行等效卡車(chē)鋼架驗(yàn)證。通過(guò)仿真數(shù)據(jù)與試驗(yàn)數(shù)據(jù)的擬合對(duì)比，驗(yàn)證數(shù)值模擬方法的準(zhǔn)確性。

1.2.1 預(yù)制節(jié)段拼裝橋墩模型驗(yàn)證。

撞擊力時(shí)程曲線對(duì)比，如圖3(a)所示。在撞擊力最大峰值上，試驗(yàn)數(shù)據(jù)為20.9 kN，仿真數(shù)據(jù)為19.3 kN，誤差為7%；試驗(yàn)數(shù)據(jù)的撞擊力持續(xù)時(shí)間為90 ms，仿真數(shù)據(jù)為86 ms，誤差為4%。因?yàn)榉抡嬷袥](méi)有考慮懸臂對(duì)擺錘的約束作用，在撞擊力峰值出現(xiàn)時(shí)間上表現(xiàn)出略微滯后的現(xiàn)象，峰值數(shù)目上也與試驗(yàn)數(shù)據(jù)存在略微差異。總之仿真數(shù)據(jù)與試驗(yàn)數(shù)據(jù)結(jié)果是相近的。

為受撞擊位置處的位移時(shí)程曲線對(duì)比，如圖3(b)所示?？梢钥吹椒抡嬷袀?cè)向位移時(shí)程曲線與參照試驗(yàn)的側(cè)向位移總體變化趨勢(shì)幾乎相同。雖然仿真中第一段峰值撞擊力持續(xù)時(shí)間更長(zhǎng)導(dǎo)致了更久的最大側(cè)向位移持續(xù)時(shí)間，但試驗(yàn)數(shù)據(jù)與仿真數(shù)據(jù)中最大側(cè)向位移都在32.5 mm左右，側(cè)向位移變形的數(shù)據(jù)擬合較好。

墩身形態(tài)與損傷對(duì)比，如圖3(c)所示。撞擊塊接觸橋墩45 ms時(shí)刻橋墩受撞擊節(jié)段與上部相鄰節(jié)段出現(xiàn)了張合，底部節(jié)段也出現(xiàn)了張合，墩身整體呈現(xiàn)一定的撓度，仿真模型與試驗(yàn)的墩身形態(tài)表現(xiàn)完全相同。仿真與試驗(yàn)中橋墩的損傷區(qū)域都出現(xiàn)在受撞擊節(jié)段迎撞面和底部節(jié)段塑性鉸區(qū)域，破壞形態(tài)都表現(xiàn)為混凝土的受壓損壞。其中，受撞擊節(jié)段的損傷較為明顯，這是因?yàn)樽矒糇饔脤?dǎo)致該節(jié)段與上部節(jié)段出現(xiàn)張合，迎撞面混凝土受壓嚴(yán)重產(chǎn)生了損傷?？梢哉f(shuō)明，仿真模型可以對(duì)混凝土的損傷位置和破壞形態(tài)有著較準(zhǔn)確的預(yù)測(cè)。

圖3 節(jié)段拼裝橋墩模型驗(yàn)證Fig.3 Model verification of precast segmental columns

1.2.2 等效卡車(chē)鋼架模型驗(yàn)證

為了確保等效卡車(chē)鋼架模型的精度，使用等效卡車(chē)鋼架和F800精確卡車(chē)模型在相同工況下撞擊橋墩，F(xiàn)800的撞擊數(shù)據(jù)由陳林的研究得到。對(duì)比結(jié)果如圖4所示。

由圖4(a)可知，等效卡車(chē)鋼架模型與F800得到的撞擊力波峰與波谷表現(xiàn)一致，說(shuō)明在撞擊過(guò)程中等效卡車(chē)鋼架與F800具有相似的內(nèi)部結(jié)構(gòu)變形，在最大撞擊力峰值表現(xiàn)上等效卡車(chē)鋼架的峰值撞擊力比F800小約為14%，考慮到峰值撞擊力持續(xù)時(shí)間十分短暫，橋墩結(jié)構(gòu)在完全響應(yīng)之前峰值撞擊力便會(huì)下降到較低數(shù)值，因此也不能僅僅比較撞擊力峰值大小。相比之下，撞擊沖量和車(chē)輛內(nèi)能在反應(yīng)車(chē)輛撞擊過(guò)程中的變形和能量吸收方面更具可靠性。由圖4(b)可知，等效卡車(chē)鋼架和F800表現(xiàn)出相似的撞擊沖量變化趨勢(shì)，而且在約0.1 s時(shí)刻撞擊沖量均達(dá)到約7 000 N·s，等效卡車(chē)鋼架表現(xiàn)出和F800 幾乎一樣的沖量表現(xiàn)，最大沖量誤差約為0.7%。在車(chē)輛內(nèi)能方面，由圖4(c)可知，等效卡車(chē)鋼架與F800內(nèi)能變化曲線擬合較好，撞擊持續(xù)時(shí)間內(nèi)表現(xiàn)出幾乎一樣的內(nèi)能變化趨勢(shì)，撞擊結(jié)束時(shí)內(nèi)能最大值誤差約為13.3 %?？傮w而言，等效卡車(chē)鋼架模型與F800在撞擊力、撞擊沖量和車(chē)輛內(nèi)能趨勢(shì)變換表現(xiàn)上擬合較好，相關(guān)數(shù)值誤差都能控制在15%以內(nèi)，等效卡車(chē)鋼架滿足車(chē)輛撞擊研究中的精度要求。

圖4 等效卡車(chē)鋼架模型驗(yàn)證Fig.4 Model verification of equivalent truck steel frame

1.3 車(chē)橋碰撞模型設(shè)計(jì)

基于驗(yàn)證準(zhǔn)確的數(shù)值模擬方法，建立由一個(gè)基礎(chǔ)承臺(tái)、墩柱、墩帽和簡(jiǎn)化的連接結(jié)構(gòu)，兩個(gè)主梁與橋臺(tái)構(gòu)成的橋墩模型，其示意圖如圖5所示。研究[14]表明可以通過(guò)包含單個(gè)橋柱和兩個(gè)上部結(jié)構(gòu)跨度的數(shù)值分析模型來(lái)準(zhǔn)確預(yù)測(cè)多跨橋結(jié)構(gòu)的動(dòng)力特性。橋墩每個(gè)節(jié)段采用直徑為28 mm的縱筋，與直徑14 mm的箍筋構(gòu)成獨(dú)立的鋼筋籠，橋墩橫截面縱筋配筋率為1.31%，箍筋間距為200 mm，橋墩墩柱兩端錨固4根直徑為50 mm的預(yù)應(yīng)力筋。橋臺(tái)結(jié)構(gòu)的質(zhì)量通過(guò)蓋梁傳遞到墩帽，然后傳遞給墩柱。當(dāng)橋墩混凝土強(qiáng)度等級(jí)為C40時(shí)，整個(gè)橋墩墩柱所受恒載為墩身軸向抗壓承載力的10%，數(shù)值為5.66×106N，初始預(yù)應(yīng)力數(shù)值為10%，墩柱軸壓比為0.2。由于對(duì)沖擊行為只會(huì)產(chǎn)生微不足道的影響，因此沒(méi)有使用橡膠或承壓墊連接上部結(jié)構(gòu)和頂梁[15]。

圖5 車(chē)輛撞擊預(yù)制節(jié)段拼裝橋墩示意圖Fig.5 Schematic diagram of vehicle impacts prefabricated segment assembled bridge pier

2 橋墩受撞下的損傷分析

為研究不同參數(shù)下預(yù)制節(jié)段拼裝橋墩的損傷破壞情況，設(shè)計(jì)的車(chē)輛-橋墩撞擊仿真試驗(yàn)工況，如表2所示。通過(guò)對(duì)比分析橋墩墩身混凝土強(qiáng)度、縱筋截面配筋率、橋墩軸壓比、車(chē)輛撞擊速度和車(chē)輛撞擊質(zhì)量對(duì)橋墩的位移響應(yīng)和損傷特征的影響，研究預(yù)制節(jié)段拼裝橋墩的受撞損傷破壞規(guī)律。

表2 車(chē)輛-橋墩撞擊工況

2.1 位移響應(yīng)分析

不同參數(shù)下橋墩受撞擊位置處的位移時(shí)程曲線，如圖6所示。由圖6(a)可知，不同混凝土強(qiáng)度下的橋墩直接受撞擊位置處的側(cè)向位移時(shí)程表現(xiàn)出相同的振動(dòng)趨勢(shì)，撞擊過(guò)程中表現(xiàn)出區(qū)別較小的側(cè)向位移峰值。但是，C30與C40混凝土強(qiáng)度的橋墩表現(xiàn)出比C50和C60大的側(cè)向殘余位移數(shù)值，其差值為0.59 mm。由圖6(b)可知，配筋率的變化對(duì)橋墩受撞擊位置處的殘余位移會(huì)產(chǎn)生影響，配筋率相對(duì)較大的1.71%，2.16%的情況比0.96%，1.31%的工況有著更小的殘余位移。由圖6(c)可知，軸壓比的大小對(duì)橋墩受撞擊位置處的側(cè)向位移影響較大。軸壓比為0.15和0.2時(shí)的橋墩最大側(cè)向位移分別為3.5 mm和2.5 mm，而軸壓比為0.25和0.3時(shí)橋墩的最大側(cè)向位移都在2 mm左右，通過(guò)振動(dòng)峰值可知軸壓比越小橋墩振動(dòng)幅度越大。

圖6 參數(shù)變化對(duì)位移時(shí)程曲線的影響Fig.6 The influence of parameter changes on the displacement time history curve

通過(guò)改變車(chē)輛速度和質(zhì)量來(lái)研究不同初始撞擊能量對(duì)橋墩位移響應(yīng)的影響。由圖6(d)可知，撞擊速度越大，橋墩側(cè)向位移也就越大。當(dāng)撞擊速度為120 km/h時(shí)，橋墩處于瀕臨倒塌的狀態(tài)，此時(shí)的殘余位移為164 mm。撞擊速度越小，混凝土的損壞和鋼筋的變形越輕微，殘余位移也越小。而由圖6(e)可知，當(dāng)車(chē)輛質(zhì)量為7 t，8 t，9 t，10 t時(shí)位移變化區(qū)別不大，因?yàn)檐?chē)輛質(zhì)量較小時(shí)初始撞擊能量也較小，而較小的初始撞擊能量并不會(huì)造成差異明顯的橋墩損傷。而當(dāng)車(chē)輛質(zhì)量繼續(xù)增大，由圖6(f)可知，橋墩的位移差異變得明顯，車(chē)輛質(zhì)量的增大會(huì)造成橋墩位移顯著增加，并且在受到質(zhì)量為14 t，15 t，16 t的車(chē)輛撞擊時(shí)，橋墩位移以塑性變形為主，撞擊過(guò)程中產(chǎn)生的位移在撞擊結(jié)束后大部分形成殘余位移。

綜上分析，試驗(yàn)范圍內(nèi)橋墩位移響應(yīng)對(duì)車(chē)輛初始撞擊能量和軸壓比最為敏感。軸壓比越小，初始撞擊能量越大，橋墩的側(cè)向位移與殘余位移也更嚴(yán)重。

2.2 橋墩的損傷破壞過(guò)程

以T13為例對(duì)預(yù)制節(jié)段拼裝橋墩在車(chē)輛撞擊下的損傷破壞過(guò)程進(jìn)行研究，各時(shí)刻的橋墩損傷破壞形態(tài)，如圖7所示。在車(chē)輛開(kāi)始接觸橋墩后，因?yàn)檐?chē)頭的撞擊接觸，導(dǎo)致橋墩直接受撞擊位置開(kāi)始出現(xiàn)混凝土的損傷，見(jiàn)圖7(a)。隨著車(chē)頭的變形增大，車(chē)輛傳遞給橋墩的撞擊能量越來(lái)越多，此時(shí)橋墩的損傷開(kāi)始擴(kuò)大，但是依然集中于受撞擊節(jié)段。橋墩的塑性變形開(kāi)始增加，橋墩因?yàn)檐?chē)輛的撞擊出現(xiàn)較大的彈性變形并產(chǎn)生裂縫，見(jiàn)圖7(b)。在撞擊發(fā)生后的92 ms時(shí)刻，質(zhì)量較大的車(chē)廂部分因?yàn)閼T性作用從而擠壓車(chē)頭，造成了車(chē)輛對(duì)橋墩的再次撞擊。此時(shí)直接受撞擊的橋墩區(qū)域損壞嚴(yán)重，鋼筋開(kāi)始出現(xiàn)較為嚴(yán)重的屈服變形，混凝土的塑性變形集中于橋墩的受撞擊區(qū)域，見(jiàn)圖7(d)。之后撞擊車(chē)輛的初始動(dòng)能逐漸減小為0，但是因?yàn)樯喜拷Y(jié)構(gòu)和預(yù)應(yīng)力產(chǎn)生的豎向力的擠壓，橋墩受撞擊位置的節(jié)段損壞進(jìn)一步加劇，最終橋墩處于瀕臨倒塌的階段，見(jiàn)圖7(e)、圖7(f)。分析可知，預(yù)制節(jié)段拼裝橋墩直接受撞擊節(jié)段是最為脆弱的位置，是車(chē)輛撞擊下橋墩的主要損傷區(qū)域，而受撞擊節(jié)段的損壞失效也會(huì)是橋墩失去穩(wěn)定性的主要原因。

圖7 車(chē)輛撞擊下不同時(shí)刻的橋墩損傷形態(tài)示意圖Fig.7 Schematic diagram of pier damage at different moments under vehicle impact

2.3 殘余位移和截面損傷的變化規(guī)律

為進(jìn)一步研究橋墩受撞擊位置處的殘余位移、截面損傷隨橋墩破壞狀態(tài)的變化規(guī)律，對(duì)不同初始撞擊能量下的殘余位移比(即殘余位移與橋墩高度的比值)與截面損傷率進(jìn)行深入研究。由圖8可知，初始撞擊能量越大，橋墩的損傷破壞越嚴(yán)重。結(jié)合圖9，對(duì)于車(chē)輛初始撞擊能量小于2 500 kJ的工況，橋墩的損傷破壞狀態(tài)區(qū)別很小，只有輕微損傷，各工況的殘余位移和截面損傷差距也并不大。當(dāng)撞擊能量大于2 500 kJ時(shí)，橋墩的損傷會(huì)隨初始撞擊能量的增大而逐漸加劇，橋墩塑性變形損傷也越嚴(yán)重，殘余位移比與截面損傷率也越來(lái)越大。說(shuō)明橋墩的殘余位移與截面損傷可以較好的代表橋墩的損傷破壞狀態(tài)，更大的殘余位移比與截面損傷率代表更嚴(yán)重的橋墩損傷，橋墩的整體穩(wěn)定性也相對(duì)更低。

圖8 不同撞擊能量下橋墩的損傷狀態(tài)Fig.8 Damage status of bridge piers under different impact energy

圖9 殘余位移、截面損傷隨撞擊能量的變化規(guī)律Fig.9 Changes in residual displacement and cross-sectional damage with impact energy

綜上分析，殘余位移可以體現(xiàn)預(yù)制節(jié)段拼裝橋墩的損傷狀態(tài)和整體穩(wěn)定性，而受撞擊位置處的橫截面損傷率則可代表橋墩受撞擊區(qū)域的損傷情況。預(yù)制節(jié)段拼裝橋墩的損傷與失效大都因?yàn)槭茏矒魠^(qū)域的混凝土損壞進(jìn)而使橋墩失去承載力導(dǎo)致。

3 預(yù)制節(jié)段拼裝橋墩損傷評(píng)估

為了準(zhǔn)確評(píng)估預(yù)制節(jié)段拼裝橋墩受撞后的損傷狀況，從受撞擊位置處的殘余位移和截面損傷角度出發(fā)，綜合評(píng)估橋墩的損傷狀態(tài)。提出以殘余位移與橋墩高度的比值α和受撞擊位置的橫截面損傷率β作為評(píng)估指標(biāo)，其表達(dá)式如下

α=δ/h

式中：δ為車(chē)輛撞擊結(jié)束后橋墩受撞擊位置處的殘余位移；h為橋墩墩身的計(jì)算高度。對(duì)于截面損傷率β，可以定義為——β=撞擊后橫截面損傷面積/撞擊前橫截面總面積。

式中，橫截面取橋墩撞擊區(qū)域中間位置的橫向截面。

3.1 損傷等級(jí)劃分與指標(biāo)界限值確定

為得到各損傷等級(jí)下合理的損傷指標(biāo)取值范圍，增加不同撞擊能量下的20組工況，與計(jì)算模型共42組工況數(shù)據(jù)用以進(jìn)行損傷指標(biāo)界限值的確定。根據(jù)車(chē)輛撞擊下預(yù)制節(jié)段拼裝橋墩的損傷特征，綜合現(xiàn)有的橋墩損傷評(píng)估與性能評(píng)估方法[16- 17]，尤其是根據(jù)張于曄等的研究中對(duì)橋墩的損傷等級(jí)劃分的方法，基于橋墩在撞擊過(guò)程中的位移響應(yīng)和混凝土與鋼筋的損傷破壞特點(diǎn)，將預(yù)制節(jié)段拼裝橋墩在車(chē)輛撞擊下的損傷等級(jí)劃分為三大類，即為輕度損傷，中度損傷和重度損傷。選取的6組典型橋墩，做其受撞擊位置處的側(cè)向位移響應(yīng)曲線和橋墩的損傷破壞狀態(tài)圖以更清晰的表示損傷等級(jí)判定依據(jù)，如圖10所示。

圖10 橋墩損傷等級(jí)判定示意圖Fig.10 Schematic diagram of pier damage level judgment

若在車(chē)輛撞擊下預(yù)制節(jié)段拼裝橋墩處于完全彈性階段或以彈性階段為主，車(chē)輛的撞擊只會(huì)導(dǎo)致橋墩受撞擊位置處的混凝土保護(hù)層脫落，縱筋與箍筋并不會(huì)發(fā)生屈曲變形，此時(shí)混凝土的局部損傷不會(huì)對(duì)橋墩的整體性能產(chǎn)生明顯影響，可認(rèn)為橋墩處于輕度損傷狀態(tài)。若橋墩在車(chē)輛撞擊作用下處于部分彈性階段，橋墩混凝土?xí)霈F(xiàn)拉伸裂縫，但裂縫和局部的混凝土損傷對(duì)橋墩的整體性能影響較小，撞擊過(guò)程中鋼筋會(huì)因?yàn)檐?chē)輛的撞擊作用而發(fā)生屈曲變形，則可認(rèn)為橋墩處于中度損傷狀態(tài)。若橋墩受車(chē)輛撞擊后沒(méi)有發(fā)生回彈，橋墩變形以塑性變形為主，受撞擊節(jié)段的混凝土損傷嚴(yán)重，鋼筋屈曲占比大于20%，橋墩的核心混凝土也會(huì)出現(xiàn)損傷，或者在計(jì)算結(jié)束前橋墩受撞擊位置處的側(cè)向位移依然呈繼續(xù)增大的趨勢(shì)，說(shuō)明橋墩處于重度損傷狀態(tài)。結(jié)合計(jì)算數(shù)據(jù)的統(tǒng)計(jì)分析，發(fā)現(xiàn)當(dāng)橋墩的鋼筋發(fā)生屈曲變形時(shí)，墩身最大位移約為8.15 mm，與橋墩高度比值是0.085%，以此來(lái)判斷橋墩是否為中度損傷狀態(tài)。橋墩側(cè)向位移沒(méi)有發(fā)生回彈時(shí)，墩身最大側(cè)向位移為29.6 mm，即最大位移比橋墩高度為0.31%，以此作為橋墩重度損傷的判斷標(biāo)準(zhǔn)。

由于墩身最大位移在撞擊過(guò)程中產(chǎn)生而難以測(cè)量，所以基于墩身最大位移比的橋墩損傷評(píng)估實(shí)施難度較大。而殘余位移在撞擊結(jié)束后易于測(cè)量，考慮殘余位移比的損傷評(píng)估方法具有更高的可行性，因此，本文確立橋墩各損傷等級(jí)與殘余位移比和截面損傷率的關(guān)系，如圖11所示。同時(shí)給出各損傷等級(jí)的典型試件損傷狀態(tài)示意圖。對(duì)于發(fā)生倒塌的橋墩，其殘余位移與截面損傷無(wú)法統(tǒng)計(jì)，因此圖中不包含倒塌狀況的橋墩數(shù)據(jù)。

圖11 各損傷等級(jí)橋墩的殘余位移比和截面損傷率的分布范圍Fig.11 Distribution range diagram of residual displacement ratio and cross-sectional damage rate of piers with various damage levels

由此確定以殘余位移比和截面損傷率為損傷指標(biāo)的橋墩各損傷等級(jí)指標(biāo)界限值。如圖12所示，輕度損傷的橋墩殘余位移比小于0.0186%，受撞擊位置處的截面損傷率小于3.75%，位于圖12中A區(qū)域；中度損傷的橋墩殘余位移比位于0.018 6%～0.275 0%，截面損傷率位于3.75%～10.5%，如圖12中B區(qū)域；重度損傷的橋墩殘余位移比大于0.275%，截面損傷率大于10.5%，如圖12中C區(qū)域。

圖12 各損傷等級(jí)指標(biāo)區(qū)域與界限值確定Fig.12 Determination of the index area and limit value of each damage level

3.2 評(píng)估方法合理性驗(yàn)證

為驗(yàn)證損傷指標(biāo)的合理性，重新設(shè)計(jì)車(chē)輛撞擊預(yù)制節(jié)段拼裝橋墩的驗(yàn)證工況，如表3所示。驗(yàn)證工況包含不同混凝土強(qiáng)度、縱筋配筋率和車(chē)輛撞擊質(zhì)量的參數(shù)變化，并且與計(jì)算模型的車(chē)橋撞擊工況完全不同。各橋墩的損傷破壞狀態(tài)，如圖13所示。依據(jù)其在車(chē)輛撞擊下的損傷破壞特點(diǎn)和最大側(cè)向位移判定其損傷等級(jí)，對(duì)其評(píng)估指標(biāo)數(shù)值進(jìn)行統(tǒng)計(jì)，結(jié)合圖12確定其是否在損傷等級(jí)指標(biāo)界限值以內(nèi)，以此驗(yàn)證指標(biāo)的合理可靠性。由表3可知，不管是輕度、中度還是重度損傷的橋墩，其殘余位移與計(jì)算高度比值和截面損傷率都在所屬等級(jí)的指標(biāo)范圍內(nèi)，說(shuō)明提出的損傷指標(biāo)是合理的。

表3 驗(yàn)證工況設(shè)計(jì)與結(jié)果統(tǒng)計(jì)

圖13 各橋墩的損傷狀態(tài)示意圖Fig.13 Diagram of the damage status of each pier

本研究提出的損傷評(píng)估指標(biāo)適用于車(chē)輛撞擊造成的損傷，評(píng)估對(duì)象為預(yù)制節(jié)段拼裝橋墩，對(duì)于整體現(xiàn)澆橋墩因?yàn)槠湓诮Y(jié)構(gòu)損傷機(jī)理上與預(yù)制節(jié)段拼裝橋墩有很大不同[18]，所以評(píng)估指標(biāo)并不適用。相對(duì)于其他損傷評(píng)估方法，以殘余位移比和截面損傷率為損傷評(píng)估指標(biāo)的橋墩損傷評(píng)估方法主要有以下優(yōu)勢(shì)：

(1)以殘余位移比和截面損傷率為評(píng)估指標(biāo)的損傷評(píng)估方法可以更準(zhǔn)確的評(píng)估車(chē)撞下預(yù)制節(jié)段拼裝橋墩的損傷狀態(tài)，而其他的損傷評(píng)估方法，如基于支座轉(zhuǎn)角的損傷指標(biāo)[19]，因?yàn)樵谧矒暨^(guò)程中節(jié)段間也會(huì)發(fā)生張合，因此僅僅以支座轉(zhuǎn)角為指標(biāo)的損傷評(píng)估方法在代表車(chē)輛撞擊下的橋墩損傷方面具有局限性。

(2)相比基于剩余承載力，最大側(cè)移等損傷指標(biāo)的損傷評(píng)估方法，殘余位移比和截面損傷率更容易得到。在實(shí)際交通事故中，橋墩在車(chē)輛撞擊下的最大位移無(wú)法得到，剩余承載力也只能近似理論計(jì)算，因此直接從受損構(gòu)件中測(cè)量得到的殘余位移比和截面損傷率作為損傷指標(biāo)更方便快捷。

4 結(jié) 論

本文采用數(shù)值模擬方法建立車(chē)輛撞擊預(yù)制節(jié)段拼裝橋墩模型，通過(guò)改變不同參數(shù)以研究預(yù)制節(jié)段拼裝橋墩的位移響應(yīng)和損傷特征規(guī)律。提出預(yù)制節(jié)段拼裝橋墩受撞損傷評(píng)估方法。主要結(jié)論如下：

(1)在相同車(chē)輛撞擊工況下的試驗(yàn)范圍內(nèi)，軸壓比越小，車(chē)輛初始撞擊能量越大，預(yù)制節(jié)段拼裝橋墩的側(cè)向位移峰值和殘余位移也會(huì)越大?；炷翉?qiáng)度和縱筋配筋率的變化對(duì)橋墩位移響應(yīng)影響相對(duì)較小。

(2)車(chē)輛撞擊下橋墩損傷集中于直接受撞擊節(jié)段，更大的初始撞擊能量會(huì)造成橋墩更嚴(yán)重的損傷。橋墩受撞擊位置處的殘余位移和截面損傷率越大，其損傷程度越高。

(3)可以采用殘余位移與截面損傷相結(jié)合的方法評(píng)估預(yù)制節(jié)段拼裝橋墩在車(chē)輛撞擊下的損傷程度。驗(yàn)證試驗(yàn)表明提出的預(yù)制節(jié)段拼裝橋墩受撞損傷評(píng)估方法是合理準(zhǔn)確的。