張 海，孫 潭，張敬軒

(沈陽建筑大學 交通工程學院 沈陽市 110168)

在防撞墻的抗撞擊性能研究采用實車碰撞試驗是最直觀可靠的研究方法，但是因為實車碰撞需要的條件較多往往受經濟條件、場地等的限制。相比之下，在研究分析過程中，數值模擬相比于真實車輛碰撞試驗要經濟可靠[1]。一般來說，先對防撞墻整體構件建模進行有限元分析，通過模擬分析的結果，對構件進行不斷地深入優(yōu)化，最后采取足尺實車進行碰撞試驗，對比和驗證防撞墻的抗沖擊性能。在同一碰撞系統(tǒng)中，在外部因素變化下可能會引起防撞性能的差異，比如初始條件變化時就會引起差異，這里的初始條件包括碰撞車的質量、碰撞速度和碰撞角度。研究防撞墻的抗沖擊性能，對動態(tài)數值模擬的準確性要求非常高?；贏BAQUS平臺模擬了裝配式混凝土防撞墻的受沖擊過程。保證其他條件不變，通過改變速度和角度的外部因素下，研究在沖擊作用下裝配式防撞墻的峰值沖擊力和最大動態(tài)變形的影響規(guī)律[2]。

1 工程概況

本項目以某市環(huán)城公路為例，防撞墻按最不利事故嚴重程度考慮SA、SAm級；加載位置距離護欄頂面5cm[3]。分段原則：采用4m一段的預制墻體，根據設計圖紙直線段橋梁伸縮縫的位置斷開防撞墻，根據吊裝能力每節(jié)預制防撞墻的重量控制在3.5t左右，具體根據斷面設計形式確定；曲線段上的防撞墻長度控制在2m左右，具體根據橋梁彎曲半徑大小設置接縫之間的角度大小，使之既能便于生產施工，又能保證連接平緩過渡，視覺美觀[4]。

2 模型建立

在防撞墻與汽車之間的碰撞過程中，汽車碰撞的時間很短，其特點是瞬時性。碰撞過程存在動態(tài)荷載、大變形和大位移，還可能發(fā)生二次碰撞。在材料非線性下，研究應該建立在瞬態(tài)和非線性條件下進行。標準模型試件混凝土采用C30，灌漿料采用C80混凝土，鋼筋采用HRB400，預應力鋼筋采用PSB830精軋螺紋鋼筋，連接方式如圖1所示。

圖1 裝配式防撞墻連接形式

2.1 混凝土動態(tài)力學性能的應變率效應

在受到沖擊和爆炸等瞬時荷載下的混凝土強度(動強度)一般要高于靜態(tài)載荷下的強度。因此，混凝土的動態(tài)力學行為在分析問題時需要考慮進去。當加載速率不同時，應變速率與混凝土的抗壓強度和抗拉強度有一定關系，這些指標隨著應變速率(加載速率)的增加而增加，即混凝土的動態(tài)性能具有明顯的應變速率增強效應，即應變速率效應[5]。

在靜態(tài)本構模型的基礎上，通過改變力學指標來考慮應變率強化的影響包括抗壓強度和抗拉強度等，對混凝土的動態(tài)行為進行模擬。由于絕大多數沖擊問題在實際工程中都在中等應變率范圍，對普通混凝土的抗壓強度和抗拉強度的動態(tài)增強系數分別為1.39和1.45[6]。

2.2 基本假定

為研究沖擊力和變形量在裝配式防撞墻的碰撞過程中的抗撞擊性能參數，做了如下假定：

(1)忽略接觸面之間的摩擦作用；

(2)忽略車體變形，將車體假設為剛體；

(3)車輛在碰撞過程中是二維平面運動，忽略車體的騎乘和穿越；

(4)假設在整個碰撞過程中只有車頭和車位可能與防撞墻發(fā)生碰撞。

2.3 防撞墻和汽車碰撞系統(tǒng)有限元模型

為了使運算效率得到提高，計算結果滿足準確性要求，在有限元分析過程中相鄰兩段防撞墻的連接采用綁定的方式連接。因為汽車不是研究的重點故把汽車簡化考慮，采用文獻[7]提供的碰撞車模型，采用小轎車作為碰撞車模型。模型如圖2、圖3所示。

圖2 小汽車模型

圖3 碰撞系統(tǒng)的有限元模型

汽車的碰撞速度在我國一般認為是汽車的平均速度。數據統(tǒng)計表明角度小于15°的碰撞事故占80%，90%的事故中碰撞角度小于20°。碰撞角度集中在15°～30°。模擬中分別采用25°、20°、15°初始碰撞角度。試件編號及工況設計如表1所示。

表1 試件編號及工況

注：“SW”代表裝配結構試件，“XJ”代表現澆結構試件

3 評定防撞墻抗撞擊性能的方法

根據JTGB05-01-2004《公路護欄安全性能評價標準》，汽車—防撞墻碰撞模型中防撞墻的動態(tài)變形量及導向功能的評價標準如下：

(1)防撞墻具有足夠的抗撞擊性能，在碰撞過程中能夠很好地阻止車輛越過、騎乘防撞墻；

(2)在碰撞過程中駕駛員的視線不能被碰撞物遮擋影響駕駛員駕駛；

(3)汽車碰撞防撞墻后應沿車輛行駛方向繼續(xù)行駛，不得出現騰空翻轉、掉頭等現象；

(4)碰撞過程中墻體的最大動態(tài)變形量應小于100mm。

4 分析結果

4.1 碰撞速度的影響

ABAQUS中采用偽應變能或“沙漏剛度”來控制沙漏變形能，以提高數值分析結果的可靠性。通常認定，當ALLAE(即沙漏能)在內能ALLIE的5%以內時，可認為沙漏現象的影響很小，結果的準確性能夠得到保證[8]。通過提取到的系統(tǒng)內能數據和沙漏能數據，能夠得出沙漏能小于內能值的5%，能夠滿足各工況下模型的動態(tài)仿真結果的準確性要求。

保持汽車質量、碰撞角度不變只改變碰撞速度，通過有限元分析結果得到兩種不同連接方式的防撞墻沖擊力時程曲線和位移時程曲線如圖4、圖5所示。

圖4 沖擊力時程曲線對比

圖5 位移時程曲線對比

表2列出在不同碰撞速度下，裝配式混凝土防撞墻的峰值沖擊力和最大動態(tài)變形量值。

表2 不同碰撞速度防撞墻的數值統(tǒng)計結果

分析結果：由圖4、圖5碰撞模型得出的沖擊力時程曲線能夠發(fā)現，在汽車發(fā)生碰撞過程中，沖擊力存在有兩個峰值，第一個峰值點是車輛與墻體的首次碰撞，此時車速較快，沖擊力較大；第二個峰值出現在0.ls左右，此時車頭已經改變方向，碰撞發(fā)生在車尾與墻體的碰撞，由于防撞墻的阻擋作用速度減小二次沖擊力峰值較小。

位移時程曲線對比可以看出，由于車輛速度的增加，兩種連接方式的墻體由于速度的原因最大動態(tài)變形值逐漸增大。與現澆防撞墻對比可以看出，采用60km/h、80km/h、100km/h的初始碰撞速度時，預應力鋼筋連接的防撞墻最大動態(tài)變形量較現澆防撞墻分別降低了34.9%、22.1%、21.9%，從中可得沖擊作用下新型連接方式防撞墻滿足變形要求，有效增強了抗撞擊性能。

4.2 碰撞角度的影響

仍然采用沙漏控制的能量方法實現，從提取的結果得到各模型的沙漏能量ALLAE小于內能ALLIE的5%，可以判斷模型的計算結果是準確的。

保持汽車質量、碰撞速度不變只改變碰撞角度，通過有限元分析結果得到兩種不同連接方式的防撞墻沖擊力時程曲線和位移時程曲線如圖6、圖7所示。

表3給出在不同角度下，裝配式混凝土防撞墻峰值沖擊力和最大動態(tài)變形量值。

結果分析：從圖6、圖7可得出，車輛以80km/h的碰撞速度撞擊防撞墻的情況下，裝配式防撞墻峰值沖擊力隨著碰撞角度的增大逐漸增大，相比現澆防撞墻峰值沖擊力分別提高了23.4%、17.0%、10.9%。此外，通過裝配式防撞墻與現澆防撞墻的對比得出，隨著碰撞角度的增加，發(fā)生二次碰撞的時間也逐漸增長，這也說明在能量吸收方面裝配式防撞墻優(yōu)于現澆，在對碰撞車輛的動能吸收和緩沖車輛碰撞方面性能較好，在相關研究中發(fā)現：即使在發(fā)生碰撞后車輛回到正常行駛狀態(tài)，成員仍可能在稍后的二次碰撞中受到較大傷害，而因為二次碰撞受到嚴重傷害的事故也不在少數。裝配式防撞墻在能量吸收上優(yōu)于現澆，使汽車的動能大大降低，能夠減輕成員在二次碰撞中受到的傷害，更進一步說明裝配式防撞墻的優(yōu)勢。

圖6 沖擊力時程曲線對比

圖7 位移時程曲線對比

試件編號碰撞角度(°)峰值沖擊力(kN)最大動態(tài)變形量(mm)V2θ1154595.3V2θ22064811.3V2θ32581037.8XJ-V2θ1153727.1XJ-V2θ22055414.5XJ-V2θ32573142.1

裝配式防撞墻最大動態(tài)變形量隨著碰撞角度的減小逐漸減小，經不同角度碰撞后最大動態(tài)變形量的變化規(guī)律與現澆防撞墻基本相同。碰撞角度為15°、20°、25°時，裝配式防撞墻最大動態(tài)變形量相比現澆防撞墻分別降低了35%、24.3%、10.2%，對防撞墻的變形有一定的改善效果，對防撞墻的抗撞擊性能有一定增強效果。

5 結論

(1)根據碰撞速度、碰撞角度的變化，裝配式防撞墻和現澆防撞墻峰值沖擊力和最大動態(tài)變形量有著基本相同變化規(guī)律。

(2)碰撞速度和碰撞角度越大，防撞墻所受應力和變形越大，防撞墻吸收的能量也越多。與現澆混凝土防撞墻相比，裝配式防撞墻的最大動態(tài)變形量有所減小而峰值沖擊力有一定提高，對其抗撞擊性能有較大的增強作用。

(3)碰撞過程中裝配式防撞墻最大變形量小于《公路護欄安全性能評價標準》規(guī)定的100mm以內，這也能夠說明所采用新型連接方式的裝配式防撞墻剛度能夠滿足要求，能夠起到對車輛的阻擋作用。