張于曄　潘睿陽(yáng)　蔣冬啟

摘要： 針對(duì)車輛撞擊橋墩問(wèn)題，設(shè)計(jì)了一種采用泡沫鋁材料的橋墩防撞裝置。采用LS?DYNA軟件分別建立有無(wú)防撞裝置的橋墩三維實(shí)體單元模型，分析了車輛撞擊作用下各橋墩的動(dòng)態(tài)時(shí)程響應(yīng)。對(duì)比了兩種情況下車輛對(duì)橋墩的撞擊力、橋墩位移和應(yīng)力等特征參量，并從能量傳遞的角度分析了泡沫鋁防撞裝置的耗能能力和撞擊車輛損傷。結(jié)果表明：采用泡沫鋁防撞裝置后，車輛對(duì)橋墩的撞擊力、橋墩位移和應(yīng)力都明顯減小，撞擊過(guò)程中大部分能量被防撞裝置吸收，泡沫鋁防撞裝置可起到同時(shí)保護(hù)橋墩與車輛的作用。研究結(jié)果可為車輛撞擊橋墩相關(guān)研究和橋墩防撞設(shè)計(jì)提供參考。

關(guān)鍵詞： 橋墩; 車輛撞擊; 動(dòng)態(tài)響應(yīng); 泡沫鋁; 防撞裝置

中圖分類號(hào)： U441⁺.3; U443.22??? 文獻(xiàn)標(biāo)志碼： A??? 文章編號(hào)： 1004-4523（2021）01-0089-10

DOI：10.16385/j.cnki.issn.1004-4523.2021.01.010

引 言

車輛撞擊跨線橋梁墩柱的事故屢有發(fā)生。Monique^[1]根據(jù)美國(guó)交通部門的統(tǒng)計(jì)，指出在美國(guó)約有超過(guò)60%的跨線橋遭受過(guò)車輛撞擊，每年僅車輛撞擊預(yù)應(yīng)力橋事故就有160余起。在中國(guó)，據(jù)北京市交通部門^[2]的統(tǒng)計(jì)，2000年至2006年期間，北京市約50%的立交橋曾遭受過(guò)車輛撞擊， 每年車輛撞擊橋梁事故超過(guò)100起，車輛撞擊占到了橋梁損傷因素的20%以上。由此可見，車輛與橋梁撞擊是一種頻發(fā)事件，且會(huì)造成橋梁損傷、人員傷亡和交通阻塞等嚴(yán)重后果。因此，對(duì)車輛與橋梁墩柱碰撞問(wèn)題和橋墩防車輛撞擊的研究顯得尤為重要。

針對(duì)沖擊荷載作用引起的結(jié)構(gòu)振動(dòng)問(wèn)題，趙斌等^[3]通過(guò)現(xiàn)場(chǎng)模擬振動(dòng)試驗(yàn)并建立相應(yīng)的有限元計(jì)算模型，對(duì)沖擊荷載誘發(fā)的環(huán)境振動(dòng)做出了分析與預(yù)測(cè);楊英武等^[4]通過(guò)計(jì)算半無(wú)限體在車輛沖擊荷載作用下表面的振動(dòng)情況來(lái)近似預(yù)測(cè)車輛跳車時(shí)引起的地面振動(dòng)，并與實(shí)測(cè)結(jié)果進(jìn)行了對(duì)比。針對(duì)車輛撞擊橋墩的沖擊荷載作用，國(guó)內(nèi)外學(xué)者進(jìn)行了相關(guān)研究。Buth等^[5?6]通過(guò)數(shù)值模擬分析了卡車與橋墩撞擊的過(guò)程，并在進(jìn)行了兩次實(shí)車碰撞實(shí)驗(yàn)后，對(duì)相關(guān)規(guī)范中的撞擊力設(shè)計(jì)值提出了修改意見;劉明慧和顏全勝^[7]在考慮了不同邊界條件的情況下分析了汽車與橋墩碰撞的動(dòng)力響應(yīng)，并用其模擬結(jié)果與現(xiàn)有規(guī)范對(duì)比提出了相應(yīng)的建議;崔堃鵬等^[8]通過(guò)等效靜力計(jì)算分析了卡車與橋墩碰撞問(wèn)題，并與中國(guó)相關(guān)規(guī)范中的等效靜力值進(jìn)行了比較。在橋墩防撞研究方面，韓艷等^[9]進(jìn)行了外包鋼板混凝土橋墩在車輛碰撞下的動(dòng)力性能模型試驗(yàn);葛勝錦等^[10]提出了一種輪輻式橋墩防撞裝置，并通過(guò)仿真建模和數(shù)值分析驗(yàn)證其效果。胥睿^[11]將鋼板橡膠混凝土覆層應(yīng)用于橋墩防撞，并通過(guò)試驗(yàn)與有限元模擬驗(yàn)證了其防撞效果。

泡沫鋁是一種兼具金屬和泡沫特性的新型結(jié)構(gòu)功能材料，通過(guò)在純鋁或者鋁合金中加入添加劑發(fā)泡而制成^[12]。泡沫鋁材料在受到?jīng)_擊荷載時(shí)，可以在較低應(yīng)力水平下吸收大量的能量。因此，泡沫鋁防撞裝置具有質(zhì)量輕、吸能好的特點(diǎn)，在工程結(jié)構(gòu)防護(hù)方面具有廣闊的應(yīng)用前景^[12?13]。然而，對(duì)于采用泡沫鋁防撞裝置的橋墩，其在車輛撞擊作用下的撞擊力、動(dòng)態(tài)響應(yīng)、橋墩及車輛損傷等問(wèn)題有待進(jìn)一步研究。

本文基于既有車撞橋墩模型試驗(yàn)，建立車輛撞擊橋墩三維實(shí)體有限元模型，分析在車輛撞擊產(chǎn)生的沖擊荷載下，鋼筋混凝土橋墩的動(dòng)態(tài)響應(yīng)特性。通過(guò)等效靜力法把瞬態(tài)撞擊過(guò)程力等效為靜力荷載。并采用泡沫鋁材料設(shè)計(jì)橋墩防撞裝置，以期利用其優(yōu)良的變形吸能能力，通過(guò)減小撞擊力，以及因撞擊引起的橋墩加速度、位移，并且吸收車輛撞擊過(guò)程中的能量，達(dá)到同時(shí)保護(hù)橋墩與車輛的目的。通過(guò)對(duì)比有無(wú)防撞裝置兩種情況下撞擊力、位移、應(yīng)力、加速度的時(shí)程反應(yīng)，定量分析碰撞系統(tǒng)各對(duì)象（橋墩、保護(hù)裝置、車輛）的動(dòng)力響應(yīng)，并從能量傳遞的角度研究了泡沫鋁防撞裝置在碰撞過(guò)程中對(duì)橋墩與車輛的保護(hù)效果。

1 車輛-橋墩撞擊模型設(shè)計(jì)

1.1 試驗(yàn)簡(jiǎn)介

國(guó)內(nèi)外學(xué)者常采用縮尺模型來(lái)進(jìn)行車輛與橋墩碰撞問(wèn)題的試驗(yàn)研究。鐘偉^[14]基于某實(shí)際橋梁的鋼筋混凝土橋墩，設(shè)計(jì)制作了縮尺比為1∶5的橋墩模型，進(jìn)行了車?橋墩水平碰撞模型試驗(yàn)。該試驗(yàn)獲得了車輛對(duì)橋墩的撞擊力、橋墩位移等參數(shù)的動(dòng)力時(shí)程曲線。本文以該試驗(yàn)作為參考，建立相應(yīng)的車輛撞擊橋墩有限元模型，并針對(duì)采用泡沫鋁防撞裝置的橋墩進(jìn)行防車撞性能分析。

1.2 橋墩模型

橋墩模型為圓柱形鋼筋混凝土現(xiàn)澆橋墩，墩高為2.0 m，截面直徑為0.34 m，墩身采用C30混凝土。橋墩中采用10根直徑為14 mm的HRB335鋼筋作為縱向鋼筋，在圓截面方向?qū)ΨQ配筋，配筋率為1.7%;采用直徑為8 mm的R235鋼筋作為箍筋，配箍率為1.55%。橋墩模型的構(gòu)造尺寸及配筋如圖1所示。

1.3 車輛模型

參考試驗(yàn)^[14]中采用Q235鋼材制作質(zhì)量塊模擬撞擊車輛，忽略了車輛變形對(duì)撞擊過(guò)程的影響。本文根據(jù)橋墩模型的尺寸，采用長(zhǎng)寬高為1.3 m×0.6 m×0.2 m的剛體質(zhì)量塊模擬撞擊車輛。《公路橋涵設(shè)計(jì)通用規(guī)范》^[15]規(guī)定：汽車撞擊力標(biāo)準(zhǔn)值在車輛行駛方向上取1000 kN，撞擊高度為地面以上1.2 m處。由于本文采用縮尺模型，相應(yīng)的撞擊高度與車輛速度需要按照比例有所降低。本文取撞擊高度為0.3 m，車輛質(zhì)量設(shè)定為1.2 t，以2.5 m/s的速度沿行駛方向正面撞擊橋墩，模擬普通民用轎車與橋墩的撞擊過(guò)程。

1.4 防撞裝置模型

本文設(shè)計(jì)的防撞裝置為空心圓柱的形式，泡沫鋁防撞裝置套在橋墩外，與橋墩采用膠接的方式進(jìn)行連接，泡沫鋁材料的密度為1200 kg/m³，防撞裝置示意圖如圖2所示。防撞裝置的高度應(yīng)高于車輛撞擊點(diǎn)，因此在本模型中取防撞裝置的高度為0.5 m。由于防撞裝置粘結(jié)于直徑為340 mm的橋墩上，所以防撞裝置的內(nèi)徑選為340 mm。防撞裝置的厚度偏于保守地取為200 mm，先確定該厚度下防撞裝置的有效性，下文將對(duì)其厚度的合理取值進(jìn)行進(jìn)一步分析。

2 有限元模型的建立與驗(yàn)證

2.1 模型建立

本文采用實(shí)體單元SOLID164模擬混凝土橋墩與剛體車輛;采用LINK160單元模擬縱向鋼筋和箍筋。

混凝土材料模型采用LS?DYNA中的JHC模型^[16]。該材料模型廣泛應(yīng)用于描述在沖擊、爆炸等大變形、高應(yīng)變率條件下工作的材料特性。主要計(jì)算參數(shù)如表1所示。其中ρ₀為密度，G為剪切模量，f_c為抗壓強(qiáng)度，T為抗拉強(qiáng)度。

LS?DYNA計(jì)算中允許把計(jì)算模型中相對(duì)剛硬的部分定義為剛體。由于本文不考慮車輛變形能的影響，本試驗(yàn)采用剛體模型來(lái)模擬車輛。具體參數(shù)如表3所示。

王永剛等^[18]在對(duì)泡沫鋁材料的試驗(yàn)中詳細(xì)闡述了泡沫鋁的材料參數(shù)，本文采用與其相同的參數(shù)對(duì)泡沫鋁進(jìn)行建模，并將在下文對(duì)參數(shù)與模型的合理性進(jìn)行驗(yàn)證。采用MAT063（可壓縮泡沫）本構(gòu)模型來(lái)模擬泡沫鋁材料。泡沫鋁的本構(gòu)關(guān)系需要輸入材料的工程應(yīng)力?應(yīng)變曲線。泡沫鋁材料的應(yīng)力?應(yīng)變曲線如圖3所示。泡沫鋁其余參數(shù)如表4所示。其中：ρ_A為密度，E_A為彈性模量，ν_A為泊松比，P_cut為拉伸荷載下定義失效的拉伸應(yīng)力截止值。

試驗(yàn)中，墩底為固定端約束，限制6個(gè)方向的自由度;墩頂為自由端。在接觸模擬上，使用ASTS自動(dòng)面面接觸，靜摩擦系數(shù)取0.3^[14]，設(shè)置車輛、鋼筋為接觸面組員，橋墩為接觸目標(biāo)面組員。本文采用幾何結(jié)構(gòu)規(guī)則的有限元模型，因此在網(wǎng)格劃分時(shí)采用映射劃分方法，通過(guò)控制網(wǎng)格尺寸對(duì)模型進(jìn)行網(wǎng)格劃分，選用六面體形狀網(wǎng)格。其余參數(shù)均依據(jù)參考試驗(yàn)設(shè)置。橋墩混凝土單元23920個(gè)，縱筋單元800個(gè)，箍筋單元1794個(gè)，車輛單元5400個(gè)，防撞裝置單元6160個(gè)。有限元模型如圖4所示。

2.2 模型驗(yàn)證

2.2.1 橋墩模型驗(yàn)證

在已有縮尺試驗(yàn)的基礎(chǔ)上建立的有限元仿真模型需要進(jìn)行模型驗(yàn)證。建立與參考試驗(yàn)條件完全相同的有限元模型，對(duì)本文的橋墩模型進(jìn)行驗(yàn)證。通過(guò)有限元計(jì)算可以得出撞擊力時(shí)程、橋墩位移時(shí)程等數(shù)據(jù)。提取撞擊速度為2.5 m/s的情況下，無(wú)防撞裝置的橋墩的撞擊力時(shí)程曲線與位移時(shí)程曲線，與參考試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行比較。

圖5顯示了既有縮尺試驗(yàn)的試驗(yàn)結(jié)果與本文通過(guò)有限元模擬計(jì)算得到的撞擊力時(shí)程的對(duì)比。本文的碰撞力時(shí)程曲線同縮尺試驗(yàn)與相應(yīng)的數(shù)值模擬中所得的碰撞力時(shí)程曲線變化趨勢(shì)大體相同。本文計(jì)算得到的撞擊力峰值為32.5 kN，這與試驗(yàn)中得到的35.0 kN的結(jié)果相比誤差為7.14%，計(jì)算結(jié)果相近。

圖6和圖7分別為橋墩墩頂和撞擊點(diǎn)的位移時(shí)程曲線。

從圖6和7可以看出，在撞擊過(guò)程中，本文通過(guò)數(shù)值模擬得到的橋墩墩頂和撞擊點(diǎn)的位移時(shí)程曲線與參考試驗(yàn)中的位移時(shí)程曲線較為吻合。其中，參考試驗(yàn)得到的墩頂最大位移為22.3 mm，本文有限元模型計(jì)算得到的結(jié)果為21.2 mm，誤差為4.93%;參考試驗(yàn)得到的橋墩撞擊點(diǎn)最大位移為14.0 mm，有限元模型計(jì)算得到的結(jié)果為13.1 mm，誤差為6.43%。通過(guò)數(shù)值與試驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比分析，可知本文的橋墩撞擊模型具有較高的精度，可滿足橋墩動(dòng)態(tài)響應(yīng)分析的需求。

2.2.2 泡沫鋁模型驗(yàn)證

李宗岷等^[19]采用落錘試驗(yàn)對(duì)泡沫鋁的抗沖擊性能作了研究。其試驗(yàn)中，泡沫鋁試件為一圓柱體，直徑25 mm，高25 mm，以不同的撞擊能量加載，得到泡沫鋁材料的吸能?變形曲線。采用本文的泡沫鋁參數(shù)與建模方法，建立相同工況下的泡沫鋁抗沖擊試驗(yàn)的有限元模型，將計(jì)算結(jié)果與文獻(xiàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，以驗(yàn)證本文參數(shù)與模型的合理性。結(jié)果對(duì)比如圖8所示。

從圖8可以看出，本文模擬得到的數(shù)據(jù)點(diǎn)與現(xiàn)有試驗(yàn)得到的泡沫鋁沖擊測(cè)試曲線基本吻合，散點(diǎn)與曲線的Pearson相關(guān)系數(shù)r= 0.96，相關(guān)性較強(qiáng)。與試驗(yàn)曲線相比，計(jì)算得到的各數(shù)據(jù)點(diǎn)最小誤差為2.04%，最大誤差為22.3%。這說(shuō)明該泡沫鋁參數(shù)與建模方法可滿足計(jì)算精度要求。

3 結(jié)果分析與討論

在驗(yàn)證橋墩和泡沫鋁防撞裝置的模型后，進(jìn)行車輛撞擊下泡沫鋁防撞裝置對(duì)橋墩保護(hù)效果的數(shù)值模擬試驗(yàn)。為使撞擊過(guò)程更符合實(shí)際工程，相較于參考試驗(yàn)，本章將撞擊高度調(diào)整為0.3 m。在防撞裝置的有效性研究中，設(shè)置無(wú)防撞裝置和有防撞裝置的兩組工況進(jìn)行對(duì)比。在防撞裝置的設(shè)計(jì)參數(shù)研究中，設(shè)置不同工況下多組厚度的防撞裝置，對(duì)比分析其防撞效果。

3.1 撞擊力分析

車輛對(duì)橋墩的撞擊力是評(píng)估橋墩在遭受車輛撞擊后的承載能力的基礎(chǔ)。圖9所示為在有防撞裝置和無(wú)防撞裝置時(shí)橋墩受到的車輛撞擊力時(shí)程曲線。

由圖9可以看出，撞擊力隨時(shí)間變化顯現(xiàn)出非常明顯的非線性特征。其中，在無(wú)防撞裝置的情況下，在0.14 s時(shí)，車輛與橋墩發(fā)生碰撞，撞擊力迅速達(dá)到峰值33.1 kN，之后隨著車輛與橋墩的分離，撞擊力迅速降低。在有防撞裝置的情況下，車輛提前接觸到防撞裝置并發(fā)生碰撞，在0.10 s時(shí)，車輛與防撞裝置接觸并被反彈分離，撞擊力達(dá)到峰值20.7 kN。橋墩在安裝防撞裝置后，撞擊力峰值有明顯的降低，約減小了37.5%。

3.2 等效撞擊力計(jì)算

國(guó)內(nèi)外相關(guān)規(guī)范^[15，20?21]均采用靜態(tài)定值力來(lái)規(guī)定撞擊力限值。計(jì)算車輛撞擊過(guò)程中的等效撞擊力，目的是得到撞擊力的合理取值。在等效撞擊力的計(jì)算中，局部平均法是一種簡(jiǎn)單方便、易于設(shè)計(jì)的方法。局部平均法以撞擊力峰值在其持續(xù)時(shí)間上的平均值作為等效撞擊力，該方法的具體步驟為：對(duì)該時(shí)間段撞擊力時(shí)程在時(shí)域內(nèi)積分，然后與撞擊時(shí)間的比值作為等效撞擊力。

提取兩種情況下墩頂位移時(shí)程，并做快速傅里葉變換（FFT），得到橋墩頻譜響應(yīng)如圖10所示。

從圖10中可以看出，在無(wú)防撞裝置的情況下，零頻幅值最大，為2.06 mm，之后響應(yīng)極值出現(xiàn)在一階頻率18.8 Hz處;在有防撞裝置的情況下，零頻幅值最大，為1.62 mm，之后響應(yīng)極值出現(xiàn)在一階頻率17.8 Hz處。根據(jù)崔堃鵬等^[8]對(duì)車輛撞擊橋墩等效力的研究結(jié)果，對(duì)于剛度較大的橋墩（f>5 Hz）可以使用局部平均法計(jì)算等效撞擊力。

現(xiàn)采用局部平均法計(jì)算兩種情況下相應(yīng)的等效撞擊力，將計(jì)算得到的等效撞擊力作為簡(jiǎn)化后的撞擊力極值，并通過(guò)半正弦型曲線模型簡(jiǎn)化撞擊力荷載^[22]。計(jì)算過(guò)程如下：

式中F_max為等效撞擊力;P（t）為實(shí)際撞擊力;t₂為實(shí)際撞擊力持續(xù)時(shí)間。P（t）與t₂的值已通過(guò)3.1節(jié)的數(shù)值模擬得到，經(jīng)計(jì)算，在無(wú)防撞裝置的情況下，撞擊力的等效撞擊力為12.2 kN;在有防撞裝置的情況下，等效撞擊力為8.2 kN?？梢?，在加裝防撞裝置后，等效撞擊力減小了約32.8%。下面對(duì)等效靜力的撞擊力時(shí)程曲線進(jìn)行簡(jiǎn)化。簡(jiǎn)化的車輛撞擊荷載按下列各式表述：

3.3 位移分析

圖12顯示了在有、無(wú)防撞裝置的情況下，橋墩的墩頂位移數(shù)值模擬結(jié)果。

如圖12所示，碰撞前，兩組曲線并未完全處于零值，這是由于墩頂荷載的振蕩作用。在無(wú)防撞裝置時(shí)：車輛在0.14 s時(shí)與橋墩發(fā)生碰撞，橋墩受到撞擊力的作用開始發(fā)生振蕩，其中，最大墩頂位移為3.97 mm。碰撞后，隨著能量的耗散，橋墩振幅逐漸減小。在有防撞裝置時(shí)：車輛在0.10 s時(shí)與防撞裝置接觸，撞擊力傳導(dǎo)至橋墩并使之發(fā)生振蕩，最大墩頂位移為3.03 mm。碰撞后，隨著能量的耗散，橋墩振幅逐漸減小?？梢钥闯?，由于防撞裝置減小了墩身所受的撞擊力，墩頂位移有所降低。

3.4 應(yīng)力分析

圖13和圖14分別對(duì)比了有、無(wú)防撞裝置下，在車輛撞擊瞬間橋墩迎撞面與墩身整體的應(yīng)力云圖。

由應(yīng)力云圖可以看出，無(wú)防撞裝置的情況下，車輛與橋墩碰撞時(shí)，迎撞面受壓，且有部分混凝土被壓碎;橋墩碰撞區(qū)域的背部受拉。迎撞面應(yīng)力以碰撞區(qū)域?yàn)橹行?，向四周逐漸減小。墩底由于固結(jié)，受到較大的彎矩和剪力，應(yīng)力也較為明顯。在碰撞過(guò)程中，碰撞區(qū)與墩底是應(yīng)力值較大部位。在有防撞裝置的情況下，車輛與防撞裝置碰撞，防撞裝置的迎撞面受壓，應(yīng)力以迎撞面區(qū)域?yàn)橹行?，向四周逐漸減小。橋墩混凝土未發(fā)生破壞。橋墩迎撞面受壓，碰撞區(qū)域背部受拉。墩底應(yīng)力也較為明顯。

圖15對(duì)比了在有、無(wú)防撞裝置的情況下，迎撞面的應(yīng)力時(shí)程曲線。圖16表示兩種情況下墩底的應(yīng)力時(shí)程曲線。

結(jié)合應(yīng)力云圖與應(yīng)力時(shí)程曲線，可以看出：無(wú)防撞裝置的情況下，在整個(gè)撞擊過(guò)程中，峰值應(yīng)力出現(xiàn)在迎撞面遭受車輛撞擊的瞬間，應(yīng)力峰值為78.7 MPa，而墩底最大應(yīng)力為25.0 MPa。加裝了防撞裝置后，墩身各處應(yīng)力均有所降低：墩身上的峰值應(yīng)力出現(xiàn)在迎撞面，為48.9 MPa，相比于無(wú)防撞裝置的情況下，峰值應(yīng)力減小了37.9%。同時(shí)，由于防撞裝置降低了墩身的位移，墩底受到的彎矩和剪力也有所降低：墩底最大應(yīng)力為12.1 MPa，與無(wú)防撞裝置的情況下相比，墩底最大應(yīng)力減小了約51.6%。

3.5 能量分析

圖17描述了在無(wú)防撞裝置的情況下，碰撞過(guò)程的能量變化時(shí)程曲線。其中，系統(tǒng)總能量主要由以下部分組成：車輛動(dòng)能、橋墩內(nèi)能、沙漏能以及碰撞造成的單元失效與摩擦因素?fù)p失的能量之和，其中單元失效與摩擦造成的能量損失可以忽略不計(jì)，因此能量表達(dá)如下式所示

無(wú)防撞裝置時(shí)，在碰撞發(fā)生前，車輛動(dòng)能為3800 J左右，約占總能量的100%。碰撞發(fā)生后，系統(tǒng)之間各能量發(fā)生相互轉(zhuǎn)化。89.5%的車輛動(dòng)能轉(zhuǎn)化為橋墩的內(nèi)能，車輛殘余動(dòng)能約占2.3%，沙漏能占比8.18%。整個(gè)過(guò)程基本遵循能量守恒定律。

圖18描述了在有防撞裝置的情況下，碰撞過(guò)程的能量變化時(shí)程曲線。系統(tǒng)總能量主要由車輛動(dòng)能、橋墩內(nèi)能、防撞裝置內(nèi)能、沙漏能以及碰撞造成的單元失效與摩擦因素?fù)p失的能量組成，忽略單元失效與摩擦造成的能量損失，本系統(tǒng)的能量表達(dá)如下式所示

式中E為總能量，E_k為車輛動(dòng)能，E_i1為橋墩內(nèi)能，E_i2為防撞裝置內(nèi)能，E_h為沙漏能。

有防撞裝置時(shí)，碰撞后約86.4%的車輛動(dòng)能被防撞裝置吸收，橋墩吸收的能量?jī)H占1.6%，沙漏能占比4.7%，車輛殘余動(dòng)能占比7.3%。通過(guò)對(duì)比兩種情況下的能量變化時(shí)程曲線可以看出，在碰撞過(guò)程中，該防撞裝置可以通過(guò)自身的彈、塑性變形有效地吸收大部分車輛動(dòng)能。

3.6 車輛損傷分析

防撞裝置可以通過(guò)減小撞擊力以及吸收能量的方式來(lái)減小撞擊過(guò)程中車輛的損傷情況。由于本試驗(yàn)使用剛體模型模擬車輛，且車輛初速度設(shè)定較小，因此未考慮車輛變形所消耗的內(nèi)能，且是否加裝防撞裝置對(duì)車輛在撞擊發(fā)生后的末速度影響不大。但仍然可以提取碰撞過(guò)程中的撞擊力時(shí)程與車輛加速度時(shí)程作為判斷車輛的損傷情況的依據(jù)。

如圖19所示，在未加裝防撞裝置的情況下，車輛在撞擊橋墩后即與橋墩分離，最大加速度約為26.5 m/s²;在加裝防撞裝置的情況下，車輛加速度最大值明顯降低，約為15.7 m/s²，比無(wú)防撞裝置時(shí)降低了40.6%。結(jié)合之前的撞擊力分析，防撞裝置還可有效減小撞擊力，其峰值減小了37.5%。因此可以認(rèn)為該防撞裝置可以有效減小撞擊過(guò)程中車輛的損傷。

3.7 防撞裝置參數(shù)分析

通過(guò)以上分析可以看出，泡沫鋁防撞裝置對(duì)受車輛撞擊的橋墩具有較好的保護(hù)作用。本節(jié)對(duì)泡沫鋁防撞裝置的厚度進(jìn)行參數(shù)分析，基于分析結(jié)果對(duì)防撞裝置厚度給出設(shè)計(jì)建議。

在有防撞裝置的橋墩受車輛撞擊的過(guò)程中，通過(guò)改變防撞裝置的厚度，可以驗(yàn)證防撞裝置的保護(hù)效果隨厚度的變化。設(shè)置泡沫鋁防撞裝置的厚度分別為50，100，150，200，250，300 mm，并分別建立有防撞裝置的橋墩模型。在2.1節(jié)的模型中，建立了直徑為340 mm的圓柱形鋼筋混凝土現(xiàn)澆橋墩的有限元模型，現(xiàn)增設(shè)截面為340 mm×340 mm的方形截面鋼筋混凝土現(xiàn)澆橋墩作為對(duì)照組，對(duì)照組除截面形式外，其余參數(shù)如混凝土標(biāo)號(hào)、配筋率、配箍率等均與2.1節(jié)的圓柱形橋墩保持一致。記圓柱形橋墩為A組，方形截面橋墩為B組。撞擊車輛參數(shù)與2.1節(jié)的模型保持相同，撞擊速度為2.5 m/s。通過(guò)有限元計(jì)算，得到不同防撞裝置厚度下的撞擊力峰值和墩頂最大位移。計(jì)算結(jié)果如圖20和21所示。

從圖20中可以看出，隨著防撞裝置厚度的增加，撞擊力峰值有著明顯地降低：防撞裝置厚度在100 mm以下時(shí)，對(duì)于撞擊力峰值的降低作用并不明顯;但當(dāng)防撞裝置厚度達(dá)到300 mm時(shí)，相較于無(wú)防撞裝置的情況下，A組橋墩的撞擊力峰值降低了49.5%，B組降低了50.3%，防撞效果顯著。從圖21可以看出，防撞裝置對(duì)減小墩頂位移同樣有顯著的作用：相較于無(wú)防撞裝置的情況下，當(dāng)防撞裝置厚度達(dá)到300 mm時(shí)，A組墩頂最大位移減小了34.0%，B組減小了33.0%。以上的分析可以看出，防撞裝置的防護(hù)性能隨著其厚度的增加而提升。但是，在實(shí)際工程中，考慮到橋墩防撞裝置不能對(duì)其所處地面交通造成較大影響，且還需考慮其經(jīng)濟(jì)適用性，因此防撞裝置的厚度不宜過(guò)厚。當(dāng)防撞裝置的厚度取150?200 mm時(shí)，防撞裝置可使撞擊力峰值降低25%?40%，使墩頂最大位移減小15%?25%。因此，對(duì)于本文分析的圓形或方形墩，建議防撞裝置的厚度取為150?200 mm。這樣在對(duì)地面交通影響較小的情況下，有效地起到對(duì)橋墩的保護(hù)作用。需要指出的是，該設(shè)計(jì)參數(shù)建議主要針對(duì)本文研究的兩種橋墩形式，對(duì)于其他形式橋墩的泡沫鋁防撞裝置合理厚度的取值，尚有待進(jìn)一步研究確定。

4 結(jié)論與展望

為減小車輛?橋墩撞擊過(guò)程中橋墩與車輛的損傷，在橋墩局部設(shè)計(jì)泡沫鋁防撞裝置?；诩扔熊囕v?橋墩撞擊試驗(yàn)，建立車輛?橋墩撞擊三維實(shí)體有限元模型，研究了普通民用轎車與橋墩碰撞的動(dòng)態(tài)響應(yīng)特征。對(duì)比了在有、無(wú)防撞裝置的情況下橋墩在受到車輛撞擊時(shí)的動(dòng)力時(shí)程響應(yīng)。得到以下結(jié)論：

（1）設(shè)置防撞裝置能有效地降低車輛撞擊橋墩過(guò)程中橋墩的響應(yīng)。在加裝了厚度為200 mm的泡沫鋁材料防撞裝置的情況下，與無(wú)防撞裝置的情況相比，車輛撞擊力峰值減小了37.5%，等效撞擊力峰值減小了32.8%，最大墩頂位移減小了10%，峰值應(yīng)力減小了37.9%，墩底最大應(yīng)力減小了51.6%。

（2）采用泡沫鋁材料制成的防撞裝置，發(fā)揮了其耗能好、耐撞擊、抗沖擊的優(yōu)勢(shì)，通過(guò)其彈、塑性變形有效地緩沖并消耗車輛在撞擊中的動(dòng)能，減輕橋墩受到的破壞。本文碰撞過(guò)程中總能量的86.42%被防撞裝置吸收，說(shuō)明泡沫鋁材料適于制作橋墩防撞裝置。

（3）設(shè)置防撞裝置后，防撞裝置減小了車輛在撞擊后的加速度和所受到的撞擊力，吸收了大部分的車輛動(dòng)能，這說(shuō)明防撞裝置可減輕車輛受到的損傷，在對(duì)橋墩防護(hù)的同時(shí)保護(hù)了車輛。

（4）車輛與橋墩碰撞相關(guān)規(guī)范只規(guī)定了碰撞力的大小，但在撞擊過(guò)程中車輛的速度、質(zhì)量，橋墩的尺寸等參數(shù)均會(huì)影響其動(dòng)力特性。因此尚有必要研究這些參數(shù)對(duì)車輛撞擊橋墩動(dòng)態(tài)響應(yīng)特性的影響規(guī)律。

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Abstract： For the case of vehicle impacting on bridge piers， a new anti-collision device made of aluminum foam for bridge piers is presented in this paper. The three-dimensional solid element models of piers with and without the anti-collision device are built by using the LS-DYNA software. The dynamic time-history responses of piers under vehicle impact are investigated. The impact force of the vehicle， the displacement and stress of the bridge piers in two situations are compared. The energy dissipation capacity of the anti-collision device and the vehicle damage severity are analyzed from the perspective of energy transmission. It is shown that the impact force， pier displacement and stress of the pier could be significantly reduced with the proposed anti-collision device. Most of the energy during the impact process is absorbed by the device. The aluminum foam anti-collision device can protect the pier and the vehicle at the same time. The research outcome can provide guidance for the future study in the field of vehicle and bridge collision problem and bridge piers anti-collision design.

Key words： bridge pier; vehicle impact; dynamic response; aluminum foam; anti-collision device

作者簡(jiǎn)介： 張于曄（1986?），男，副教授。電話：（025）84315773;E-mail：zyy@njust.edu.cn