王 銀， 杜 詠， J.Y. Richard Liew, , 王彤云

(1.南京工業(yè)大學(xué) 土木工程學(xué)院，南京 211816；2.新加坡國(guó)立大學(xué) 土木與環(huán)境系，新加坡 117576)

冷戰(zhàn)結(jié)束后，國(guó)家間發(fā)生戰(zhàn)爭(zhēng)的可能性逐漸減少，這使得恐怖主義作為戰(zhàn)爭(zhēng)的轉(zhuǎn)化形式有可能被更多地利用。21世紀(jì)以來，恐怖主義非但沒有減少，反而得到強(qiáng)化，人類將不得不面對(duì)恐怖主義這一頑癥的嚴(yán)峻挑戰(zhàn)。在眾多的恐怖襲擊方式中，卡車沖撞人群的襲擊方式已開始蔓延。

防撞柱(Anti-Ram Bollards)是防御汽車炸彈和卡車沖撞的有效手段，可以將汽車炸彈阻止在公共建筑物一定距離之外，減少卡車對(duì)重要建筑物和人群的傷害。

同濟(jì)大學(xué)[1-5]主要通過有限元分析方法對(duì)防撞柱的撞擊性能進(jìn)行分析并與國(guó)外實(shí)車撞擊試驗(yàn)進(jìn)行對(duì)比，驗(yàn)證模型的有效性；湖南大學(xué)[6-7]根據(jù)DOS規(guī)范[8]K4等級(jí)進(jìn)行的首次實(shí)車撞擊試驗(yàn)，并提出了防撞柱簡(jiǎn)化設(shè)計(jì)方法；長(zhǎng)沙理工大學(xué)[9]針對(duì)柔性鋼絲繩護(hù)欄進(jìn)行仿真分析并進(jìn)行了實(shí)車試驗(yàn)。因?yàn)樵趯?shí)車撞擊存在著不可循環(huán)，造價(jià)高等局限性，本文運(yùn)用簡(jiǎn)化剛體小車可對(duì)13根防撞柱進(jìn)行了撞擊試驗(yàn)，研究抗側(cè)移剛度和支座嵌固類型對(duì)防撞柱抗沖擊性能的影響。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)

支座嵌固式防撞柱如圖1所示，圖1(a)為三維模型圖，圖1(b)為實(shí)物圖。支座可拆卸式防撞柱分上、下兩部分結(jié)構(gòu)，如圖2所示。上部結(jié)構(gòu)為鋼管混凝土柱，由鋼管、蓋板和螺栓組成；下部結(jié)構(gòu)為拓展基礎(chǔ)，由槽鋼、鋼板和套筒組成；上部結(jié)構(gòu)蓋板以下部分恰好能夠安裝在下部套筒內(nèi)，并通過旋轉(zhuǎn)栓釘進(jìn)行機(jī)械連接以防止撞擊過程中上部結(jié)構(gòu)滑出，混凝土澆筑時(shí)分開澆筑。防撞柱加工分兩步：鋼結(jié)構(gòu)部分的加工；混凝土澆筑與養(yǎng)護(hù)。

支座可拆卸式鋼管混凝土防撞柱的傳力模式如圖3所示。未受到車輛撞擊荷載時(shí)(見圖3 (a))，承重蓋板支撐(支撐力為N)在下部結(jié)構(gòu)(基礎(chǔ))上表面承受柱身上部結(jié)構(gòu)自身重量G，根據(jù)外力豎向平衡條件有2N=G，蓋板與外部鋼管采用角焊縫圍焊，焊縫尺寸hf=8 mm，承重蓋板作用不僅用于承受上部結(jié)構(gòu)重量，還用于掩蓋套筒與鋼管之間的縫隙，防止雜物阻塞。

圖1 嵌固式防撞柱Fig.1 Fixed anti-ram bollard

圖2 可拆卸式防撞柱Fig.2 Detachable anti-ram bollard

當(dāng)防撞柱體系受到車輛撞擊時(shí)，忽略摩擦與自重，套筒部分作用力如圖3(b)所示，栓釘處的反應(yīng)力如圖3(c)所示，上部防撞柱所受水平撞擊力為F，柱身傾斜后蓋板與基座混凝土之間的反力為Fb，蓋板處柱身與套筒之間的接觸力為Fa，柱身底部與套筒的作用力為Fc，與套筒內(nèi)混凝土上表面的法向作用力為Fd，根據(jù)平衡條件

F+Fc-Fa=0

(1)

Fe+Ff-Fb-Fd=0

(2)

根據(jù)系統(tǒng)對(duì)撞擊側(cè)蓋板與套筒接觸點(diǎn)的力矩平衡有

FH+(Fe+Ff)D1/2-Fb(D1+D+W)/2-
FcH1-Fd(D1+D)/2=0

(3)

式中：H為撞擊高度；H1為套筒高度；D為防撞柱上部鋼管外徑；D1為套筒外徑；W為蓋板寬度。

表1給出了防撞柱試驗(yàn)試件基本信息，不同截面尺寸防撞柱的抗側(cè)移剛度K通過式(4)[10]進(jìn)行計(jì)算

(4)

式中：K防撞柱的抗側(cè)移剛度；H為防撞柱的高度；D為鋼管外徑；d為鋼管內(nèi)徑；Es為鋼管的彈性模量；Ec為混凝土的彈性模量。

圖3 可拆卸式防撞柱受力示意圖Fig.3 Diagram of the force for the removable anti-ram bollard

1.2 試驗(yàn)方法

試驗(yàn)場(chǎng)地分為兩部分：牽引部分和自由撞擊部分。圖4所示為撞擊裝置簡(jiǎn)化平面圖。牽引部分由落錘(見圖5(a))、鋼絲繩、定滑輪和鋼絲繩阻滯器(見圖5(b))等組成；自由撞擊部分(見圖5(c))由試件固定基礎(chǔ)、反力墻和支架等。試驗(yàn)過程：首先將落錘升至指定高度，將鋼絲繩沿小車撞擊反方向拖拉至極限長(zhǎng)度，將小車(見圖5(d))后退至鋼絲繩盡頭并將其掛在小車后側(cè)水平掛鉤上；然后釋放落錘，當(dāng)小車后側(cè)越過鋼絲繩阻滯器時(shí)，鋼絲繩由于裝置的阻擋而從小車掛鉤脫落，小車便能自由撞擊防撞柱。

撞擊小車質(zhì)量1 582 kg；落錘錘頭質(zhì)量約230 kg，每一塊質(zhì)量塊質(zhì)量50 kg，錘頭裝有12塊質(zhì)量塊，質(zhì)量總計(jì)830 kg；小車在牽引過程中的摩擦因數(shù)μ為0.12。鋼絲繩從小車掛鉤脫落時(shí)刻小車的撞擊速度與落錘的下落速度一致，故通過式(5)(能量守恒定律)建立落錘高度與小車撞擊速度的關(guān)系。

(5)

式中：m1為落錘質(zhì)量；m2為小車質(zhì)量；μ為小車行進(jìn)過程中摩擦系因數(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。

1.3 數(shù)據(jù)采集

數(shù)據(jù)采集參考文獻(xiàn)[11-12]，傳感器與相機(jī)布置如圖6(a)和圖6(b)所示。視頻采集：防撞柱柱頂上方約1.5 m處布置高速相機(jī)(SONY DSC RX10Ⅱ)，采集頻率500 fps；防撞柱側(cè)向約1.5 m處布置高速相機(jī)(SONY NEX-FS700R)，采集頻率400 fps，。照片采集：撞擊試驗(yàn)前后在固定位置以固定角度對(duì)防撞柱試件進(jìn)行拍照，拍照位置見圖6(c)，共6處拍照點(diǎn)編號(hào)P1～P6，其中P1，P2，P3和P6為必須點(diǎn)，P4和P5為選擇點(diǎn)。位移采集：位移計(jì)1和位移計(jì)2量程250 mm，位移計(jì)3～位移計(jì)6量程150 mm，位移計(jì)之間的間隔為200 mm；激光位移計(jì)布置在柱后側(cè)約50 mm處，激光垂直射向小車前側(cè)，有效測(cè)距200～1 000 mm。撞擊力采集：力傳感器布置在小車撞擊板與車身連接的短柱上，量程約0～2 000 kN。撞擊速度采集：小車左側(cè)焊有寬為42.3 mm的擋板，則撞擊速度可通過擋板掃過數(shù)字光纖傳感器的時(shí)間計(jì)算，v=s/t。防撞柱的位移、撞擊力和撞擊速度均用NI公司型號(hào)為NI PXle-1062Q儀器采集，通過激光觸發(fā)開關(guān)控制，采樣頻率為100 kHz，采樣時(shí)間2 s；小車的位移由HP-DJ8225動(dòng)態(tài)數(shù)據(jù)采集儀采集，手動(dòng)控制，采集頻率10 kHz。

表1 防撞柱試件信息

圖4 撞擊裝置簡(jiǎn)化平面圖Fig.4 Sketch of impact device

2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 嵌固式防撞柱

對(duì)比防撞柱撞擊前后圖片，如表2所述。在防撞柱正上方30 mm處沿撞擊方向固定兩根自制標(biāo)尺(量程0～250 mm，精確至1 cm)，通過P6位置防撞柱撞擊前后圖片對(duì)比直接讀取柱頂最終位移值，P2～P5位置圖片直觀反映柱身撞擊后整體側(cè)移情況，P1位置圖片無法判斷防撞柱是否變形，僅能看清撞擊點(diǎn)位置。對(duì)比嵌固式防撞柱試件和可拆卸式防撞柱試件撞擊后狀態(tài)，嵌固式防撞柱是整體澆筑，遭受沖擊荷載作用下，柱腳撞擊側(cè)鋼管與混凝土分離；可拆卸式防撞柱由于套筒與混凝土澆筑成整體，在沖擊作用下，荷載先傳遞給防撞柱，再由防撞柱傳遞給底部基礎(chǔ)，撞擊后蓋板發(fā)生輕微變形，套筒與混凝土之間縫隙增大。

圖5 試驗(yàn)裝置Fig.5 Test device

圖6 傳感器布置Fig.6 Sensor placement

位置P1 (90°)P2 (45°)P3 (0°)P4 (-45°)P5 (180°)P6 (俯視)嵌固式防撞柱 (F03-2)撞擊前撞擊后可拆卸式防撞柱 (D01-1)撞擊前撞擊后

表3描述了防撞柱俯視動(dòng)態(tài)圖，由于嵌固式防撞柱前期試驗(yàn)中沒有架設(shè)豎向高速相機(jī)，故沒有采集到試件F01-1,F02-1和F02-2的柱頂動(dòng)態(tài)視頻。通過觀察嵌固式防撞柱固定時(shí)刻圖片發(fā)現(xiàn)，0～20 ms期間，防撞柱變形逐漸增大，在40 ms時(shí)刻柱身存在明顯回彈。對(duì)比試件F01-2和試件F02-3，直觀上發(fā)現(xiàn)試件F01-2的變形遠(yuǎn)大于試件F02-3；試件F03-1比試件F03-2的變形大。

嵌固式防撞柱側(cè)向高速圖片，如表4所示。通過分析不同時(shí)刻防撞柱與撞擊小車之間的相對(duì)位置可歸納出撞擊過程兩者的運(yùn)動(dòng)狀態(tài)[13]：小車與防撞柱柱身接觸，撞擊力增加，防撞柱與小車共同運(yùn)動(dòng)，隨防撞柱側(cè)向位移增大，兩者撞擊速度逐漸減小，當(dāng)速度降為零時(shí)，防撞柱位移達(dá)到最大值，之后與小車開始回彈，釋放柱身變形存儲(chǔ)的彈性勢(shì)能，最后小車與柱身分離，在慣性作用下柱身會(huì)前后晃動(dòng)最終靜止。圖7(a)和圖7(b)所示為嵌固式防撞柱撞擊力—時(shí)程曲線。與傳統(tǒng)鋼管混凝土構(gòu)件受沖擊荷載作用下的撞擊力—時(shí)程曲線對(duì)比發(fā)現(xiàn)，嵌固式防撞柱作為懸臂結(jié)構(gòu)，其撞擊力—時(shí)程曲線也分為三個(gè)階段[14]：峰值段，平臺(tái)段和衰減段。由圖7(a)可知，隨防撞柱抗側(cè)移剛度的增大，撞擊力峰值增大，同時(shí)撞擊力平臺(tái)值明顯提高，小車與防撞柱接觸時(shí)間縮短。說明隨著抗側(cè)移剛度的提高，防撞柱截面抗彎強(qiáng)度增大，構(gòu)件抗沖擊性能提高。圖7(b)所示撞擊力—時(shí)程曲線隨抗側(cè)移剛度增加變化不明顯，基本重合。

通過提取固定時(shí)刻防撞柱各測(cè)點(diǎn)的位移值，描繪出整體變形圖。圖8(a)～圖8(c)所示為嵌固式防撞柱位移變形，試件F03-1在撞擊試驗(yàn)過程中，位移計(jì)損壞，沒有采集到有效的位移數(shù)據(jù)。圖8(a)和圖8(b)，可以看出，防撞柱的抗側(cè)移剛度對(duì)側(cè)向位移有較大影響。隨著K增大，柱身側(cè)向位移顯著減小，說明其截面抗彎強(qiáng)度增大，抗沖擊性能提高。圖8(c)顯示兩根不同抗側(cè)移剛度的防撞柱位移變形圖基本重合，由撞擊速度造成，vF02-3>vF03-2。通過位移變形圖可知，防撞柱遭受撞擊后，由于撞擊力逐漸衰減，位移變化率逐漸減小，到達(dá)最大位移時(shí)柱身開始回彈，回彈過程是防撞柱釋放彈性勢(shì)能的過程。

表3 防撞柱俯視動(dòng)態(tài)圖

2.2 可拆卸式防撞柱

通過對(duì)柱頂辨識(shí)標(biāo)志與標(biāo)尺的相對(duì)運(yùn)動(dòng)(見表4)，可讀取標(biāo)志中心點(diǎn)不同時(shí)刻的相對(duì)位移，0 ms表示小車與防撞柱接觸的瞬間。通過分析俯視和側(cè)視動(dòng)態(tài)圖(見表5)，小車與防撞柱撞擊過程：當(dāng)小車與防撞柱接觸時(shí)，由于防撞柱柱身與下部套筒有間隙，防撞柱柱身發(fā)生晃動(dòng)并整體傾斜，并與小車有短暫分離；然后小車再次與防撞柱接觸，柱身受到二次撞擊后，繞柱腳傾斜，柱身的變形使小車撞擊速度逐漸降低并趨于靜止(小車被明顯抬高)，之后小車與防撞柱共同回彈并最終分離，防撞柱由于殘存的動(dòng)能會(huì)在套筒內(nèi)發(fā)生晃動(dòng)，能量消耗完畢靜止。整個(gè)沖擊過程持續(xù) 約70～100 ms。

可拆卸式防撞柱撞擊力—時(shí)程曲線，如圖7(c)～圖7(e)所示，對(duì)鋼管外徑相同但壁厚不同的防撞柱撞擊力進(jìn)行對(duì)比。防撞柱撞擊力—時(shí)程曲線與建筑結(jié)構(gòu)中鋼管混凝土構(gòu)件遭受沖擊荷載下的撞擊力—時(shí)程曲線趨勢(shì)一致，均有明顯的峰值段、平臺(tái)段和衰減段。由于防撞柱上部鋼管混凝土部分與下部基礎(chǔ)的套筒之間的縫隙，在撞擊過程中，小車和柱身會(huì)出現(xiàn)短暫的分離，導(dǎo)致撞擊力在峰值段之后會(huì)出現(xiàn)負(fù)值并在零荷載處波動(dòng)；由于柱腳處栓釘與套筒為簡(jiǎn)單機(jī)械連接，會(huì)產(chǎn)生滑移等現(xiàn)象，故平臺(tái)段撞擊力波動(dòng)較大，柱身整體運(yùn)動(dòng)過程與嵌固式防撞柱相似。

表4 嵌固式防撞柱側(cè)向動(dòng)態(tài)圖

表5 可拆卸式防撞柱側(cè)向動(dòng)態(tài)圖

由圖7(d)和圖7(e)可知，防撞柱鋼管外徑相同，壁厚越大，抗側(cè)移剛度越大，撞擊力峰值越大，撞擊力平臺(tái)值越大， 小車與防撞柱接觸時(shí)間越短。結(jié)合圖8(d)和圖8(e)，鋼管外徑相同，壁厚越大(抗沖擊性能越大)，柱身側(cè)向位移越小，說明隨抗側(cè)移剛度的提高，防撞柱截面抗彎強(qiáng)度增大，抗沖擊性能提高。

圖8(d)和圖8(e)所示為柱身遭受小車撞擊后固定時(shí)刻的變形圖，通過連接各測(cè)點(diǎn)位移形成。試件D02-2在撞擊過程中位移計(jì)損壞，沒有采集到有效的試驗(yàn)數(shù)據(jù)。圖8(a)和圖8(b)，可以看出，防撞柱遭受撞擊后，位移變化率逐漸減小，到達(dá)最大位移時(shí)柱身開始回彈，回彈過程是防撞柱釋放彈性勢(shì)能的過程；相同外徑，抗側(cè)移剛度較小的防撞柱回彈發(fā)生在30 ～40 ms，抗側(cè)移剛度較大的防撞柱回彈發(fā)生在20～30 ms，結(jié)合圖7，防撞柱回彈時(shí)撞擊力處在平臺(tái)段與衰減段的交點(diǎn)處。

3 嵌固式與可拆卸式防撞柱對(duì)比

3.1 試驗(yàn)結(jié)果分析

圖7(f)～圖7(h)所示為不同類型防撞柱撞擊力—時(shí)程曲線。結(jié)合表2，實(shí)際撞擊速度比較為vF02-1vD03-2，則嵌固式防撞柱和可拆卸式防撞柱撞擊力最大峰值大小為Fmax, F02-1Fmax, D03-2，說明撞擊力與撞擊速度成正比。從圖7可知?？刹鹦妒椒雷仓矒袅Α獣r(shí)程曲線在平臺(tái)段波動(dòng)較大且存在滯后性，導(dǎo)致小車與防撞柱接觸時(shí)間增加；隨著防撞柱抗側(cè)移剛度增加，撞擊力最大值和平臺(tái)值均增大，衰減段近似平行，小車與防撞柱接觸時(shí)間縮短。

不同類型防撞柱在相同撞擊速度和相同截面尺寸下的變形圖，如圖8(f)～圖8(h)所示。相同目標(biāo)撞擊速度且柱身抗側(cè)移剛度相同時(shí)，可拆卸式防撞柱柱身最大位移值比嵌固式防撞柱大，但防撞柱回彈幾乎在同一時(shí)間段，試件F01-1與D01-1，F(xiàn)02-1與D02-1柱身回彈發(fā)生在30～40 ms，試件F03-2與D03-2柱身回彈發(fā)生在20～30 ms；對(duì)比不同類型防撞柱任意時(shí)刻的變形圖可知，嵌固式防撞柱轉(zhuǎn)動(dòng)角速度比可拆卸式防撞柱小。圖8(f)可知，D01-1的最終位移值比F01-1小，一方面是由于兩種防撞柱類型決定，對(duì)比嵌固式和可拆卸式防撞柱撞擊過程，可拆卸式防撞柱側(cè)向位移由兩部分構(gòu)成，柱身在套筒自由運(yùn)動(dòng)所造成的柱頂位移和柱身下部受約束后整體彎曲造成的柱頂位移；另一方面根據(jù)能量守恒方程[15]，如式(6)所示，式(6a)為嵌固式防撞柱能量守恒方程，式(6b)為可拆卸式防撞柱能量守恒方程，如圖9所示，可拆卸式防撞柱撞擊過程中，蓋板E1、栓釘E2和套筒E3等機(jī)械連接部分均發(fā)生局部變形消耗部分能量從而降低柱身變形所吸收的能量值，導(dǎo)致柱身變形減小；但圖8(g)和圖8(h)顯示嵌固式和可拆卸式防撞柱最終位移值相近，這與小車實(shí)際撞擊速度有關(guān)(vF02-1vD03-2)，故理論上，可拆卸式防撞柱最終位移值小于嵌固式防撞柱的最終位移。

圖7 防撞柱撞擊力—時(shí)程曲線Fig.7 Impact force time-history curves of the bollard

圖8 側(cè)向變形圖Fig.8 Lateral displacement at different time

Ed+Ef=ΔE

(6a)

E1+E2+E3+Ed+Ef=ΔE

(6b)

式中:Ed為柱身變形吸收的能量，如圖10(a)所示；Ef為防撞柱混凝土基礎(chǔ)部分吸收的能量；ΔE為車輛撞擊前后能量變化量；E1為蓋板變形吸收的能量；E2為栓釘變形吸收的能量；E3為柱身與套筒碰撞部分變形吸收的能量。

圖9 支座工作原理Fig.9 Principle of support

試驗(yàn)觀察，兩種防撞柱均能有效將小車攔截在撞擊側(cè)；在相同截面尺寸和相同目標(biāo)撞擊速度下，嵌固式防撞柱和可拆卸式防撞柱撞擊力峰值和平臺(tái)值接近；由于可拆卸式防撞柱撞擊過程中，蓋板、栓釘和套筒等部分在撞擊過程受壓力和摩擦力消耗部分能量，致使小車與防撞柱再次接觸時(shí)間點(diǎn)滯后，接觸時(shí)間更長(zhǎng)。說明可拆卸式防撞柱緩沖效果比嵌固式防撞柱更好。

圖10 防撞柱變形吸收的能量Fig.10 The energy absorption due tothe deformation of the bollard

撞擊后，兩種類型防撞柱柱身均發(fā)生傾斜?？刹鹦妒椒雷仓ㄟ^旋轉(zhuǎn)可將柱身部分拆卸，基礎(chǔ)部分并無太大損傷，仍可繼續(xù)使用；但嵌固式防撞柱柱身和基礎(chǔ)部分整體澆筑在一起，拆卸時(shí)需將基礎(chǔ)部分共同拆除。說明可拆卸式防撞柱更經(jīng)濟(jì)適用。

3.2 能量分析

圖10(a)所示，對(duì)撞擊力—位移曲線積分獲得防撞柱吸收的能量。相同截面尺寸(抗側(cè)移剛度)和相同目標(biāo)撞擊速度下，對(duì)嵌固式和可拆卸式防撞柱吸收的能量與初始動(dòng)能比值進(jìn)行比較，如圖10(b)所示。由圖可知，可拆卸式防撞柱由于其底部基座連接部分的機(jī)械耗能導(dǎo)致其整體能量吸收性能比嵌固式防撞柱好，如圖9所示。一方面，試件D03-2的實(shí)際撞擊速度遠(yuǎn)小于試件F03-2的實(shí)際撞擊速度，故能量吸收量偏低；另一方面說明防撞柱上下部栓釘連接結(jié)構(gòu)為其薄弱部分，在可拆卸式防撞柱試件設(shè)計(jì)時(shí)，由于考慮到栓釘在試件撞擊過程中會(huì)受到剪力，為避免栓釘因剪力過大而失效，出現(xiàn)剪斷或因變形過大而卡在套筒與柱身的縫隙中難以拆卸等現(xiàn)象，所以，布置栓釘時(shí)，兩栓釘截面形心連線與小車撞擊方向的夾角為90°。柱身撞擊后柱身會(huì)在與撞擊方向垂直的面內(nèi)旋轉(zhuǎn)，且轉(zhuǎn)軸與兩栓釘截面形心連線平行，栓釘受剪力影響最小。試驗(yàn)結(jié)束后，上部柱身和下部基礎(chǔ)仍可輕松分離，栓釘變形基本可以忽略不計(jì)。

判定防撞柱能否有效阻擋撞擊車輛的標(biāo)準(zhǔn)是：穿透距離P<1 m。穿透距離如圖11(a)所示，撞擊車輛重心位置未越過防撞柱前側(cè)(基準(zhǔn)線)時(shí)為負(fù)值，重心位置越過基準(zhǔn)線時(shí)為正值。對(duì)比撞擊前后撞擊車輛、防撞柱及建筑物三者之間的關(guān)系，其中Lb為建筑物最外側(cè)距防撞柱基準(zhǔn)新的距離，Lb1為撞擊后建筑物最外側(cè)距變形后防撞柱柱頂撞擊側(cè)的距離。撞擊后如圖11(b)所示，Lb=Send+Lb1。

實(shí)車撞擊過程中，車輛初始動(dòng)能由車輛的變形和防撞柱變形共同吸收。本文給出了嵌固式防撞柱和可拆卸式防撞柱遭受沖擊荷載后的性能：相同目標(biāo)撞擊速度和相同截面尺寸下，與嵌固式防撞柱相比，可拆卸式防撞柱可吸收更多能量且側(cè)向最終位移較小。故而在實(shí)車撞擊過程中，車輛吸收的能量偏小，導(dǎo)致車輛變形減??；可拆卸式防撞柱最終側(cè)移值較小使得Lb1更大，車輛穿透距離偏小，撞擊車輛距離建筑物更遠(yuǎn)。

圖11 撞擊車輛撞擊前后與建筑物之間的相對(duì)位置Fig.11 The relative position of the vehicle with the building pre and post impact

4 結(jié) 論

本文研究課得到如下結(jié)論：

(1)對(duì)7根嵌固式鋼管混凝土防撞柱進(jìn)行了水平撞擊試驗(yàn)。試驗(yàn)結(jié)果表明，相同撞擊速度下，隨抗側(cè)移剛度增加，撞擊力峰值和平臺(tái)值逐漸增大，撞擊力持續(xù)時(shí)間縮短，防撞柱側(cè)向位移逐漸減小，抗沖擊性能增強(qiáng)。

(2)對(duì)6根可拆卸式鋼管混凝土防撞柱在相同撞擊速度下進(jìn)行了水平撞擊試驗(yàn)。試驗(yàn)結(jié)果表明，相同撞擊速度下，隨抗側(cè)移剛度增加，撞擊力峰值和平臺(tái)值逐漸增大，撞擊力持續(xù)時(shí)間縮短，防撞柱側(cè)向位移逐漸減小，柱截面抗彎強(qiáng)度增大，抗沖擊性能增強(qiáng)。

(3)本文對(duì)自行設(shè)計(jì)的兩種類型的防撞柱(嵌固式和可拆卸式)進(jìn)行了水平撞擊試驗(yàn)，試件結(jié)果顯示，撞擊車輛均能被兩種防撞柱有效地阻擋的撞擊側(cè)；對(duì)比兩種類型防撞柱撞擊過程中的力學(xué)反應(yīng)性能發(fā)現(xiàn)，可拆卸式防撞柱對(duì)撞擊車輛的緩沖效果更好，能將車輛穿透距離減小，使得撞擊車輛與建筑物之間的距離增加，有效保證重要建筑物及人員安全；且撞擊后柱身與基礎(chǔ)分離，拆卸方便可循環(huán)利用。