盛文武，王 銀，杜 詠

(1.南京市公共工程建設(shè)中心，江蘇 南京 210019；2.濟(jì)南大學(xué)土木建筑學(xué)院，山東 濟(jì)南 250022；3.南京工業(yè)大學(xué)土木工程學(xué)院，江蘇 南京 211816)

21世紀(jì)以來，恐怖主義愈演愈烈，如何降低卡車沖撞對人民群眾生命財(cái)產(chǎn)安全的威脅，是當(dāng)今安全防護(hù)工程亟待解決的專題之一[1]。

國外對多種防撞體系開展了實(shí)車撞擊試驗(yàn)，并出版了防撞體系實(shí)車撞擊標(biāo)準(zhǔn)[2-6]，界定了防撞柱系統(tǒng)成功攔截實(shí)車撞擊的條件：車輛穿透距離小于1 m。同濟(jì)大學(xué)[7]利用LS-DYNA有限元分析軟件按K4等級對淺埋基礎(chǔ)固定式防撞柱(SFFABS)進(jìn)行數(shù)值研究，分析了16個(gè)參數(shù)(鋼管強(qiáng)度、防撞柱高度和基礎(chǔ)寬度以及底部基礎(chǔ)型鋼的尺寸等)對撞擊后防撞柱的最小高度(Hmin)的影響。湖南大學(xué)[8-9]在國內(nèi)首次針對鋼管混凝土防撞柱開展了實(shí)車撞擊試驗(yàn)，并通過防撞柱靜力推覆與實(shí)車撞擊進(jìn)行對比，利用LS-DYNA有限元分析軟件對實(shí)車碰撞過程進(jìn)行了仿真分析；基于試驗(yàn)和理論分析，提出卡車與柱狀物撞擊時(shí)卡車前部變形剛度系數(shù)及防撞柱的簡化設(shè)計(jì)方法。

本文對6根不同截面尺寸可拆卸式鋼管混凝土防撞柱開展了水平撞擊試驗(yàn)；并建立可拆卸式防撞柱簡化數(shù)值模型，利用試驗(yàn)值驗(yàn)證了有限元模型計(jì)算精度，基于有效的有限元模型對可拆卸式防撞柱進(jìn)行了參數(shù)分析，基于參數(shù)分析結(jié)果對防撞柱設(shè)計(jì)方案進(jìn)行了優(yōu)化。

1 可拆卸式防撞柱水平撞擊試驗(yàn)

1.1 試件設(shè)計(jì)

圖1為可拆卸式防撞柱鋼結(jié)構(gòu)部分示意圖?？刹鹦妒椒雷仓稚稀⑾聝刹糠纸Y(jié)構(gòu)，上、下部結(jié)構(gòu)所包含部件與對應(yīng)用途如表1所述。

表1 可拆卸式防撞柱各部件說明

1.2 試驗(yàn)過程

試驗(yàn)標(biāo)準(zhǔn)參考文獻(xiàn)[3]。動(dòng)力方案如圖2所示，通過豎向落錘牽引水平撞擊小車對防撞柱進(jìn)行水平撞擊，初始撞擊速度可由能量守恒定律求得，如式(1)所示。

(1)

其中,m1為落錘質(zhì)量;m2為小車質(zhì)量;m為小車行進(jìn)過程中摩擦系數(shù);g=9.81 m/s2;hi為落錘高度;vi為落錘相應(yīng)高度下小車的撞擊速度。

2 數(shù)值模型的建立

數(shù)值模型簡化：1)建模時(shí)未考慮型鋼拓展基礎(chǔ)對套筒的約束作用，主要因?yàn)榛A(chǔ)埋深較深，底部拓展基礎(chǔ)在沖擊過程中最大應(yīng)力小于材料的屈服強(qiáng)度(未進(jìn)入塑性)，始終處于彈性變形階段(防撞柱基礎(chǔ)埋深小于300 mm時(shí)，為淺基礎(chǔ)防撞柱；基礎(chǔ)埋深不小于300 mm時(shí)，為深基礎(chǔ)防撞柱)。2)試件加工后，蓋板、栓釘與柱身三者焊接成整體，故將其建成1個(gè)部件，忽略焊接引入的材料的缺陷，主要因?yàn)樵囼?yàn)過程中焊縫處未發(fā)生斷裂現(xiàn)象[10]。

2.1 材料本構(gòu)[11]

鋼材與混凝土材料基本力學(xué)性能參數(shù)如表2所示。分別對6種不同截面尺寸的鋼管進(jìn)行了拉伸試驗(yàn)，屈服強(qiáng)度、抗拉強(qiáng)度和彈性模量相差較小，故在參數(shù)設(shè)置時(shí)取平均值?；炷恋呐浜媳葹樗唷盟眉?xì)骨料∶粗骨料=1∶0.4∶1.2∶2.4，圓柱體混凝土試塊與試驗(yàn)試件同期澆筑、同條件養(yǎng)護(hù)、同時(shí)檢測，混凝土圓柱體抗壓強(qiáng)度穩(wěn)定在25 MPa。

表2 材料屬性

鋼材單軸應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系采用韓林海(2016)[12]提出的五段式彈塑性本構(gòu)模型，采用Cowper-Symonds模型描述沖擊荷載作用下鋼材的應(yīng)變率效應(yīng)，如式(2)所示。

(2)

混凝土受壓應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系采用韓林海(2016)提供的模型?；炷翞槁拭舾胁牧?，本文通過引入動(dòng)力增大系數(shù)(DIF)考慮混凝土材料的應(yīng)變率效應(yīng)，采用歐洲規(guī)范(CEB)[14]提出的混凝土動(dòng)力強(qiáng)度增大系數(shù)與應(yīng)變率關(guān)系模型，受壓混凝土DIF計(jì)算公式如下：

(3)

(4)

混凝土單軸受拉應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系采用文獻(xiàn)[12]中推薦使用的模型。CEB規(guī)范(2010)中通過對試驗(yàn)數(shù)據(jù)擬合得到了混凝土受拉時(shí)的應(yīng)變率效應(yīng)計(jì)算公式,如式(5)，式(6)所示。

(5)

(6)

2.2 網(wǎng)格劃分、界面處理和邊界條件

鋼管、管內(nèi)混凝土和基座混凝土均采用八節(jié)點(diǎn)減縮積分單元(C3D8R)模擬；縱筋和箍筋采用兩節(jié)點(diǎn)線性位移桁架單元(T3D2)模擬；撞擊車輛撞擊板在撞擊過程中變形很小，可忽略不計(jì)，且撞擊板的變形對計(jì)算結(jié)果的影響很小，因此將撞擊板簡化為剛體(RIGID)。模型各部件網(wǎng)格劃分如圖3所示。

防撞柱的撞擊模型中界面接觸采用面-面接觸。接觸面法向?qū)傩跃捎糜步佑|，鋼管與混凝土接觸面切向存在黏結(jié)應(yīng)力，庫侖摩擦系數(shù)為0.6；鋼材與鋼材界面庫侖摩擦系數(shù)為0.15；小車撞擊板與鋼管外表面接觸面法向定義硬接觸。

為極大限度模擬撞擊過程，約束基座側(cè)面和底面及錨桿預(yù)留孔洞內(nèi)表面三個(gè)方向的運(yùn)動(dòng)；柱身自重由蓋板承受；鋼管與套筒面-面接觸。

3 有限元模型驗(yàn)證

基于試驗(yàn)數(shù)據(jù)對簡化數(shù)值模型的精度進(jìn)行驗(yàn)證，驗(yàn)證內(nèi)容包括撞擊力-時(shí)程曲線、整體變形和撞擊前后能量變化?？刹鹦妒椒雷仓嚰囼?yàn)信息匯總于表3。

3.1 撞擊力-時(shí)程曲線

圖4為防撞柱撞擊力-時(shí)程曲線計(jì)算值和試驗(yàn)值的對比，對撞擊力峰值Fmax、撞擊力平臺值Fstab、撞擊力平均值Fa和撞擊接觸時(shí)間Tt等參數(shù)的試驗(yàn)值與計(jì)算值進(jìn)行了統(tǒng)計(jì)，如表4所示。通過均值和均方差反映出數(shù)值模擬和試驗(yàn)的撞擊力時(shí)程曲線中具體數(shù)值相近，模型精度較好。通過對撞擊力-時(shí)程曲線峰值階段至衰減段之間區(qū)段進(jìn)行線性擬合獲得撞擊力平臺值。撞擊平均值計(jì)算如式(7)所示。

(7)

表3 可拆卸式防撞柱試件信息表

表4 可拆卸式防撞柱試驗(yàn)值與計(jì)算值對比

數(shù)值模擬過程中剛體模型與防撞柱存在二次撞擊現(xiàn)象，相應(yīng)的，撞擊力二次峰值會(huì)大于或小于一次峰值現(xiàn)象。主要有以下兩點(diǎn)原因：1)如圖5(a)所示，小車撞擊板與防撞柱第一次撞擊前，小車速度(VC)為正，防撞柱(VB)靜止；第一次碰撞后，小車速度為正，防撞柱速度為正，且防撞柱運(yùn)動(dòng)速度大于車速，防撞柱與小車發(fā)生分離；柱身受套筒約束，速度降為零，此時(shí)車速仍為正，而防撞柱反向運(yùn)動(dòng)，速度為負(fù)，與小車再次接觸，小車與防撞柱相向運(yùn)動(dòng)相接觸造成撞擊力二次峰值大于一次峰值。2)圖5(b)顯示的二次撞擊過程，小車與防撞柱在同向運(yùn)動(dòng)過程中再次接觸，撞擊力二次峰值小于一次峰值。

此外，試驗(yàn)的撞擊力-時(shí)程曲線平臺段波動(dòng)較大，通過撞擊視頻分析，由于撞擊過程小車發(fā)生傾斜，在慣性作用下被抬升同時(shí)受自身質(zhì)量影響上下振動(dòng)。

3.2 整體變形

圖6為可拆卸式防撞柱D01-1撞擊試驗(yàn)過程中固定時(shí)刻與有限元計(jì)算過程中對應(yīng)時(shí)刻圖像對比。有限元模型側(cè)移圖與試驗(yàn)圖吻合較好，由于試驗(yàn)圖像是通過高速相機(jī)試拍攝，試驗(yàn)過程蓋板以下部分必須置于套筒之中，無法觀察到蓋板以下部分的運(yùn)動(dòng)變形情況。表4給出柱頂最大位移值S的比較，計(jì)算值略大于試驗(yàn)值，主要原因?yàn)榻r(shí)忽略小車撞擊板(視為剛體)的變形，導(dǎo)致柱身能量吸收增加。

3.3 能量

撞擊過程初始動(dòng)能Ei和回彈動(dòng)能Er分別按式(8)和式(9)計(jì)算，撞擊前后能量變化量ΔE按式(10)計(jì)算。如圖7所示，對比了防撞柱撞擊前后能量增量變化情況，散點(diǎn)均勻分散在y=x附近?；貜椝俣葀r和撞擊前后能量變化量的平均值和均方差如表4所示，結(jié)果表明撞擊前后能量變化基本一致。

(8)

(9)

(10)

4 參數(shù)分析及設(shè)計(jì)方案優(yōu)化

本節(jié)分析了栓釘埋深(H)、栓釘角度(A)、柱身材料強(qiáng)度(fy)和柱身混凝土填充量(a)對可拆卸式鋼管混凝土防撞柱抗沖擊性能的影響，并基于參數(shù)分析結(jié)果對防撞柱設(shè)計(jì)方案進(jìn)行優(yōu)化。

4.1 栓釘埋深

圖8為栓釘埋深示意圖。如圖9所示，在相同撞擊速度和相同截面尺寸條件下，栓釘埋深對撞擊力峰值(Fm)影響較??；柱頂最大位移(Sm)隨著栓釘埋深增大而增大。結(jié)果表明，栓釘埋深越小，柱身的抗彎性能越強(qiáng)，抗沖擊性能越好。

4.2 栓釘角度

如圖10所示，栓釘角度對撞擊力(Fm)幾乎不影響；柱頂最大位移(Sm)隨栓釘角度增大而增大，這是因?yàn)閮伤ㄡ斀孛嫘涡倪B線與撞擊方向平行時(shí)，對柱身下部約束更強(qiáng)，栓釘剪力最大。結(jié)果表明，栓釘連線與撞擊方向夾角越小，防撞柱整體抗沖擊性能越好。

栓釘連線與撞擊方向夾角對接觸力影響較小，且夾角(0°～90°)越小，防撞柱位移越小，同時(shí)說明栓釘變形越大，位置布置越不利。設(shè)計(jì)防撞柱的目的是能有效攔截撞擊車輛且自身變形小，所以應(yīng)將栓釘布置在剪力最大區(qū)域(見表5)。

表5 不同參數(shù)模型下撞擊力與位移的計(jì)算結(jié)果

4.3 柱身材料強(qiáng)度

如圖11所示，柱身材料屈服強(qiáng)度增加，撞擊力峰值(Fm)略顯增加；但柱頂最大位移(Sm)明顯下降。結(jié)果說明，高強(qiáng)鋼管的能量吸收性能和抗沖擊性能均比普通鋼材好。

4.4 混凝土填充量

如圖12所示，隨混凝土填充量增加，撞擊力峰值(Fm)增大，柱頂最大位移(Sm)減小。主要由于管內(nèi)填充混凝土，試件整體抗側(cè)移剛度增大，抗彎性能提高。雖然空鋼管沖擊后整體位移較大，但撞擊處塑性變形明顯，吸能性能更好。

4.5 試件設(shè)計(jì)方案優(yōu)化

通過開展上述參數(shù)分析，提出如下可拆卸式防撞柱優(yōu)化設(shè)計(jì)方案：1)栓釘布置埋深應(yīng)位于基礎(chǔ)上部區(qū)域，且兩個(gè)栓釘截面形心連線與撞擊方向一致(夾角為0°)；2)柱身材料 建議選用高強(qiáng)不銹鋼且管內(nèi)不填充混凝土(通過數(shù)值模擬發(fā)現(xiàn)，鋼管內(nèi)填充混凝土能增大防撞柱的抗側(cè)移剛度，考慮實(shí)際施工周期、運(yùn)輸簡易及人工成本(填充混凝土需要養(yǎng)護(hù)的時(shí)間成本、填充混凝土使得防撞柱質(zhì)量更大，運(yùn)輸成本增加、質(zhì)量大致使工人安裝較難)，所以選擇吸能效果更好的空鋼管是工程實(shí)際的最佳選擇；3)柱身頂部和套筒底部用薄鋼板封底，不留縫隙；4)旋轉(zhuǎn)把手 方向與車輛撞擊方向的夾角一致(夾角為0°)，方便防撞柱之間行人流通。

5 結(jié)論

本文基于有限元方法對已有可拆卸式鋼管混凝土防撞柱試驗(yàn)進(jìn)行了驗(yàn)證，并開展了相應(yīng)參數(shù)分析，得到以下結(jié)論：1)進(jìn)行了支座可拆卸式鋼管混凝土防撞柱水平撞擊試驗(yàn)，并建立了相應(yīng)的簡化數(shù)值模型，計(jì)算結(jié)果和試驗(yàn)結(jié)果對比發(fā)現(xiàn)，簡化數(shù)值模型可以較好的還原可拆卸式防撞柱水平撞擊過程。2)從工程應(yīng)用角度出發(fā)，對影響可拆卸式防撞柱抗沖擊性能的結(jié)構(gòu)構(gòu)造因素進(jìn)行了參數(shù)分析，結(jié)果表明，栓釘角度、埋深、柱身材料強(qiáng)度和管內(nèi)混凝土填充量對防撞柱抗沖擊性能影響較大。3)基于可拆卸式防撞柱參數(shù)分析結(jié)果，對其設(shè)計(jì)方案進(jìn)行了優(yōu)化，為工程應(yīng)用提供指導(dǎo)。