F型與單坡型護(hù)欄在車輛撞擊下的仿真研究

胡煜文 周德源

（同濟(jì)大學(xué)結(jié)構(gòu)工程與防災(zāi)研究所，上海200092）

F型與單坡型護(hù)欄在車輛撞擊下的仿真研究

胡煜文*周德源

（同濟(jì)大學(xué)結(jié)構(gòu)工程與防災(zāi)研究所，上海200092）

為了對比研究A類防撞等級的F型混凝土護(hù)欄與單坡型混凝土護(hù)欄的防撞性能，基于動(dòng)態(tài)顯式有限元法采用Hyperworks和LS-DYNA軟件，采用重型及輕型兩種車輛類型，建立了4組車輛—護(hù)欄的系統(tǒng)碰撞動(dòng)力學(xué)仿真模型。從沙漏控制及質(zhì)量縮放證實(shí)了仿真結(jié)果的可靠性，然后從防撞性能、導(dǎo)向性能及安全性能方面進(jìn)行了分析，探討了兩種混凝土護(hù)欄形式的綜合性防撞性能。

混凝土護(hù)欄，碰撞，數(shù)值仿真，防撞性能

1 引 言

檢驗(yàn)護(hù)欄防撞性能最有效的方法是實(shí)車碰撞實(shí)驗(yàn)，國外實(shí)車—護(hù)欄碰撞實(shí)驗(yàn)標(biāo)準(zhǔn)主要有歐洲標(biāo)準(zhǔn)EN1317［1］和美國標(biāo)準(zhǔn)NCHRP Report 350［2］。我國于20世紀(jì)70年代也開展了護(hù)欄的安全研究，1994年推出了《高速公路交通安全設(shè)施設(shè)計(jì)及施工技術(shù)規(guī)范》（JTJ 074—94），其中部分內(nèi)容是關(guān)于護(hù)欄的設(shè)計(jì)條件，而相應(yīng)的評價(jià)方法和評價(jià)標(biāo)準(zhǔn)未規(guī)定。2004年交通部公路科學(xué)研究所發(fā)布《高速公路護(hù)欄安全性能評價(jià)標(biāo)準(zhǔn)》（JTG／T F83—01—2004）［3］，規(guī)定了高速公路護(hù)欄實(shí)車碰撞實(shí)驗(yàn)條件、實(shí)驗(yàn)指標(biāo)控制精度、實(shí)車碰撞試驗(yàn)方法及評價(jià)標(biāo)準(zhǔn)，2013年發(fā)布了新的護(hù)欄評價(jià)標(biāo)準(zhǔn)JTG B05—01—2013。2006年發(fā)布《公路交通安全設(shè)施設(shè)計(jì)細(xì)則》（JTG／T D81—2006）［4］推薦性標(biāo)準(zhǔn)，其中公路護(hù)欄相關(guān)條款給出了混凝土、波形梁、纜索三類詳細(xì)護(hù)欄結(jié)構(gòu)形式。

由于實(shí)車碰撞試驗(yàn)的周期長、費(fèi)用高，對于各種類型護(hù)欄的早期初步開發(fā)及后續(xù)應(yīng)用顯然不能進(jìn)行廣泛性的大量試驗(yàn)。然而隨著計(jì)算機(jī)仿真技術(shù)的日漸成熟與廣泛應(yīng)用，已經(jīng)有大量文獻(xiàn)證明車輛—護(hù)欄仿真模擬的可靠性，為護(hù)欄的前期研究、開發(fā)提供了技術(shù)支持。另外車輛—護(hù)欄的有限元仿真具有周期短、模型的可調(diào)控性強(qiáng)、費(fèi)用省的特點(diǎn)，為護(hù)欄的初步研究提供了便捷的數(shù)據(jù)支持。

本文依據(jù)國內(nèi)規(guī)范［4］，主要針對A類防撞等級F型及單坡型混凝土護(hù)欄做了系列仿真研究，仿真結(jié)果驗(yàn)證標(biāo)準(zhǔn)依據(jù)國內(nèi)規(guī)范驗(yàn)證標(biāo)準(zhǔn)［3］。

2 有限元建模

2.1 護(hù)欄模型

F型與單坡型混凝土護(hù)欄的區(qū)別在于截面形式不同，截面形式如圖1所示，左圖為F形，右圖為單坡型，防撞級別為A級，模型來自于規(guī)范［4］。

應(yīng)用AutoCad建立護(hù)欄的幾何模型，生成dxf文件，導(dǎo)入LS-DYNA接口的HyperMesh界面，進(jìn)行有限元模型的建立。護(hù)欄單元類型采用SECTION-SOLID八節(jié)點(diǎn)的實(shí)體單元。護(hù)欄長度依據(jù)規(guī)范設(shè)置為40 m。護(hù)欄的主要接觸部位單元尺寸約30 mm×30 mm×40 mm，其他部位約30 mm×30 mm×75 mm；F型護(hù)欄有162 400個(gè)單元，單坡型護(hù)欄有175 740個(gè)單元。

圖1 F型和單坡型混凝土護(hù)欄（單位：mm）Fig.1 F-shape and single-slope concrete barriers（Unit：mm）

2.2 車輛模型

本文根據(jù)規(guī)范要求采用一10 t重型貨車和一1.5 t小皮卡，車輛模型來自于美國國家碰撞分析中心NCAC（The National Crash Analysis Center）。為了符合碰撞規(guī)范要求，筆者在車輛原有模型的基礎(chǔ)上，進(jìn)行了一定的修改。

2.3 車輛與護(hù)欄整體耦合模型

車輛護(hù)欄碰撞模型主要滿足三個(gè)初始條件：車輛質(zhì)量、碰撞速度及碰撞角度，試驗(yàn)方案根據(jù)規(guī)范［3，4］制定，如表1所示。路面采用剛性路面，混凝土護(hù)欄的底面約束在路面處，車輛與路面及護(hù)欄的接觸摩擦系數(shù)均設(shè)為0.4。車輛護(hù)欄碰撞的時(shí)間設(shè)定為1 s。

表1 試驗(yàn)方案Table 1 Test scheme

圖2 車輛有限元模型Fig.2 Geometricmodel of vehicles

2.4 混凝土本構(gòu)模型

本文混凝土材料本構(gòu)模型采用LS-DYNA材料模型庫中自帶的模擬混凝土的96號MAT＿BRITTLE＿DAMAG模型，此本構(gòu)模型基于損傷力學(xué)理論，能夠模擬混凝土拉伸斷裂行為，但不能模擬混凝土破碎失效行為，其理論在文獻(xiàn)［7，8］中有詳細(xì)說明；文獻(xiàn)［6］通過落錘試驗(yàn)對比了混凝土的HJC、MARC和BRITTLE＿DAMAG三種材料本構(gòu)模型的仿真試驗(yàn)，結(jié)論是BRITTLE＿DAMAG本構(gòu)模型最適合模擬車輛撞擊下混凝土的拉裂破壞。仿真模擬中采用C30混凝土，具體材料參數(shù)取自于文獻(xiàn)［8］，經(jīng)過換算如表2所示。

表2 混凝土材料參數(shù)Table 2 Concretem aterial parameters

3 仿真結(jié)果分析

本文護(hù)欄的碰撞安全評價(jià)標(biāo)準(zhǔn)采用國內(nèi)規(guī)范［3］。小車的碰撞試驗(yàn)主要測試安全性能和導(dǎo)向性能，而大車的碰撞試驗(yàn)主要測試護(hù)欄的防撞性能。護(hù)欄的評價(jià)標(biāo)準(zhǔn)主要包括防撞性能、導(dǎo)向性能及安全性能。

防撞性能指車輛不能穿越?jīng)_出護(hù)欄，具體指標(biāo)對剛性護(hù)欄要求最大動(dòng)態(tài)變形量小于或等于10 cm。

導(dǎo)向性能指能夠?qū)④囕v正確導(dǎo)向，盡可能不駛?cè)胂噜徿嚨?；具體車輛碰撞后的駛出角度應(yīng)小于碰撞角度的60%。

安全性能主要指防止車內(nèi)乘員受到傷害，護(hù)欄具有緩沖、防撞、導(dǎo)向等方面的綜合性能，本文試驗(yàn)因沒有安裝假人，據(jù)規(guī)范要求車體三個(gè)方向加速度數(shù)值均小于或等于20 g時(shí)，不會(huì)對車內(nèi)乘員造成嚴(yán)重傷害。

3.1 沙漏控制

對于計(jì)算結(jié)果的可靠性，普遍認(rèn)為沙漏能量不超過內(nèi)能的10%既可認(rèn)為計(jì)算的結(jié)果是可以接受的［5］。當(dāng)然，沙漏能越小，結(jié)果越好。以下為根據(jù)實(shí)驗(yàn)編號整理出的沙漏能和內(nèi)能的結(jié)果圖，如圖3所示。

圖3 試驗(yàn)?zāi)Ｐ偷纳陈┠芎蛢?nèi)能Fig.3 The hourglass energy and internal energy of the testmodels

總體來看，隨著時(shí)間的變化，四個(gè)模型的沙漏能比較平穩(wěn)，而且沙漏能總體還是比較低的。

試驗(yàn)1是大車—F型混凝土護(hù)欄的沙漏能和內(nèi)能圖，結(jié)果輸出定義了2 000步，沙漏能與內(nèi)能比值絕對值總和的平均值為4.48%，最大值為8.86%，結(jié)果理想。另外此模型沒有質(zhì)量縮放。

試驗(yàn)2是大車—單坡型混凝土護(hù)欄的沙漏能和內(nèi)能圖，沙漏能與內(nèi)能比值絕對值總和的平均值為2.01%，最大值6.88%，結(jié)果很理想。此模型也沒有質(zhì)量縮放。

試驗(yàn)3是皮卡—F型混凝土護(hù)欄的沙漏能和內(nèi)能圖，沙漏能與內(nèi)能比值絕對值總和的平均值為2.70%，最大值為4.21%，結(jié)果非常理想。此模型有質(zhì)量縮放，質(zhì)量最大增大了7.3 kg，相當(dāng)于皮卡的0.49%，可以忽略。

試驗(yàn)4是皮卡—單坡型混凝土護(hù)欄的沙漏能和內(nèi)能圖，沙漏能與內(nèi)能比值絕對值總和的平均值為1.74%，最大值為3.94%，結(jié)果非常理想。此模型有質(zhì)量縮放，質(zhì)量最大增大了7.2 kg，相當(dāng)于皮卡的0.48%，可以忽略。結(jié)果可靠。

綜上所述，四個(gè)模型的沙漏控制效果很理想，質(zhì)量縮放也很理想，說明了本文數(shù)值模擬結(jié)果的可靠性。

3.2 防穿越性能

混凝土護(hù)欄的防撞性能要求最大動(dòng)態(tài)變形量小于10 cm。圖4為4個(gè)試驗(yàn)的最大動(dòng)態(tài)變形量隨時(shí)間的變化圖，由圖可知試驗(yàn)1、試驗(yàn)3、試驗(yàn)4的動(dòng)態(tài)變形量很小均小于1 cm；而試驗(yàn)2在0.65 s后最大動(dòng)態(tài)變形量迅速增大，在0.9 s左右達(dá)到峰值，最大動(dòng)態(tài)變形量為31.04 mm。說明4個(gè)試驗(yàn)的最大動(dòng)態(tài)變形量均小于10 cm，滿足要求。

圖4 最大動(dòng)態(tài)變形量Fig.4 Themaximum dynamic deformation

由于本文采用的BRITTLE＿DAMAG本構(gòu)模型，雖然不能模擬混凝土像爆炸性散塊狀失效的破碎行為，但是能夠模擬混凝土拉伸斷裂行為，四個(gè)試驗(yàn)方案混凝土護(hù)欄均沒有顯示拉伸斷裂性為，模擬1 s的時(shí)程內(nèi)車輛沒有穿越?jīng)_出路外。由以上結(jié)果判斷F型及單坡型混凝土護(hù)欄的防穿越性能滿足要求。

3.3 導(dǎo)向性能

護(hù)欄的的導(dǎo)向性能是否良好，本節(jié)從車輛駛出角度、車輛運(yùn)行軌跡、車輛碰撞后沿護(hù)欄向駛出距離及車輛在碰撞的1s內(nèi)的速度變化進(jìn)行多角度探討。

3.3.1車輛駛出角度和運(yùn)行軌跡

由圖5車輛駛出角度結(jié)合圖6運(yùn)行軌跡可知，試驗(yàn)1和試驗(yàn)2即大車與兩種護(hù)欄碰撞模型的駛出角度基本一致而稍有差異，試驗(yàn)3和試驗(yàn)4結(jié)果類似而又少許差異。試驗(yàn)1在約0.5 s之后，滑出角度和護(hù)欄平行沿護(hù)欄向水平滑出，導(dǎo)致和護(hù)欄有刮擦接觸；就導(dǎo)向性能來講導(dǎo)向順利良好。

圖5 車輛駛出角度Fig.5 The exit angle of vehicle

圖6 車輛碰撞運(yùn)行軌跡Fig.6 The trajectory of vehicle collision

試驗(yàn)2在約0.7 s之后，車輛開始出現(xiàn)輕微擺尾現(xiàn)象，但同時(shí)車頭也有擺出傾向，導(dǎo)出基本順利，導(dǎo)向性能良好。

而試驗(yàn)3及試驗(yàn)4在0.1 s之后就開始擺尾，擺尾嚴(yán)重，約0.5 s達(dá)到峰值，然后又有所回歸，導(dǎo)向效果很差。

3.3.2車輛駛出距離和車輛速度變化

圖7為車輛碰撞護(hù)欄后沿平行于護(hù)欄方向的Y向的駛出距離隨時(shí)間變化圖；圖8為車輛與護(hù)欄碰撞后平行于護(hù)欄方向沿Y向的速度隨時(shí)間變化圖。

從圖7車輛駛出距離可以看出，試驗(yàn)1和試驗(yàn)2的導(dǎo)出總體來看還是比較好的，一直隨時(shí)間而滑移，試驗(yàn)2的滑出距離最遠(yuǎn)；試驗(yàn)3和試驗(yàn)4碰撞護(hù)欄滑行約3 m后，基本不再滑行，車頭卡在此處出現(xiàn)嚴(yán)重?cái)[尾，這也就意味著試驗(yàn)3和試驗(yàn)4的碰撞能量基本全被車體吸收，顯然這會(huì)導(dǎo)致車體的嚴(yán)重破壞。

圖7 車輛碰撞后駛出距離Fig.7 The running distance of vehicle after collision

圖8 車輛碰撞后速度變化Fig.8 The velocity of vehicles after collision

從圖8車輛碰撞后沿護(hù)欄向速度變化來看，試驗(yàn)1在約0.5 s之前速度基本勻速減小，0.5 s至0.7 s之間，速度基本勻速，之后又開始減小。而試驗(yàn)2在0.6 s之前，顯然速度減少得很少，迅速滑出，說明導(dǎo)向性很好，但0.6 s至0.8 s速度迅速減小，之后基本速度不變，但也接近0。

綜合以上來看，大車的導(dǎo)向性能均良好，試驗(yàn)2的導(dǎo)向性能相比試驗(yàn)1較好；而小車的導(dǎo)向性能均不滿足要求，但是試驗(yàn)4相比試驗(yàn)3較好。而國內(nèi)規(guī)范要求，運(yùn)行軌跡和導(dǎo)出性能主要以小車來衡量，以此來定，這兩種模型的護(hù)欄的導(dǎo)向性能都不滿足要求。但若以大車的試驗(yàn)碰撞結(jié)果來論，大車的導(dǎo)向性能基本符合導(dǎo)向性能要求。

3.4 安全性能

圖9—圖12是4個(gè)試驗(yàn)?zāi)Ｐ偷能囕v座位部件和車身部件加速度圖，每幅圖的左側(cè)小圖為座位處的加速度圖，右側(cè)為車身部位的加速度圖。每個(gè)試驗(yàn)均提取2個(gè)具有代表意義的位置部件提取加速度值。貨車提取加速度的座位part號為pid116、車身part號為pid55；皮卡提取加速度的座位part號為pid2000200、車身part號為pid2000218。

圖9 試驗(yàn)1車體部件加速度Fig.9 Acceleration of bodywork in the test one

圖10 試驗(yàn)2車體部件加速度Fig.10 Acceleration of bodywork in the test two

圖11 試驗(yàn)3車體加速度Fig.11 Acceleration of bodywork in the test three

圖12 試驗(yàn)4車體部件加速度Fig.12 Acceleration of bodywork in the test four

試驗(yàn)1車座位峰值加速度最大20.7 g發(fā)生在0.25 s重力加速度方向Z向，車身峰值加速度6.8 g發(fā)生在0.37 s平行與護(hù)欄向Y向。車身峰值加速度滯后于車座位峰值加速度0.12 s。由于車座位的峰值加速度在Z向，說明車體碰撞后有所抬升攀爬現(xiàn)象以減少碰撞的能量值。

試驗(yàn)2車座位峰值加速度19.3 g發(fā)生在0.705 s平行于護(hù)欄向Y向，車身峰值加速度11.9 g發(fā)生在0.675 s平行于護(hù)欄向Y向。車身峰值加速度超前于車座位峰值加速度0.03 s。

試驗(yàn)3車座位峰值加速度42.3 g發(fā)生在0.09 s沿護(hù)欄向Y向，車身峰值加速度37.1 g發(fā)生在0.09 s。座位和車身發(fā)生的峰值在同一時(shí)間，沒有出現(xiàn)峰值加速度因車體位置而產(chǎn)生的滯后或超前現(xiàn)象。

試驗(yàn)4車座位峰值加速度39.5 g發(fā)生在0.095 s沿護(hù)欄向Y向，車身峰值加速度37.7 g發(fā)生在0.08 s垂直護(hù)欄向X向。

我國推薦性標(biāo)準(zhǔn)［3］提出車體三個(gè)方向的加速度均小于20 g，不會(huì)對車內(nèi)乘員造成嚴(yán)重傷害；但標(biāo)準(zhǔn)并沒有具體指出是采用峰值加速度還是平均加速度。從試驗(yàn)1到試驗(yàn)4的加速度數(shù)據(jù)可看出，實(shí)際車體每個(gè)部件的加速度無論峰值還是平均值均是有差異的。因而標(biāo)準(zhǔn)中以整體車輛所受加速度值來判定人員可能的受傷害情況是一定范圍內(nèi)的模糊概念。

表3中的數(shù)值只有試驗(yàn)2兩個(gè)代表部件在三個(gè)方向的峰值加速度均小于20 g，如果僅從部件峰值加速度判斷顯然這兩種護(hù)欄的安全防撞性均不符合要求，尤其是小車與護(hù)欄的碰撞試驗(yàn)無論車身還是座位處其加速度峰值均遠(yuǎn)大于20 g。

此外由表3中四個(gè)試驗(yàn)的數(shù)據(jù)顯示，座位處的峰值加速度均大于車身的加速度，尤其以大車的座位處和車身處的加速度差距較顯著，這說明碰撞部件的加速度要大于非碰撞部件加速度，另外從不同部位峰值加速度出現(xiàn)的時(shí)間可以看出車身部件的峰值加速度具有滯后現(xiàn)象。

表3 峰值加速度Table 3 The peak resultant acceleration

另外四個(gè)試驗(yàn)均說明同一車體的不同部位提取的加速度值有較大差別，那么這樣很難確定某一部位來代表車體整體加速度，事實(shí)情況是車體碰撞的部位不同，顯然加速度變化會(huì)不同。為了對車輛碰撞護(hù)欄的破壞情況進(jìn)行進(jìn)一步說明，從另外一個(gè)方面車體的變形破壞程度，如圖13所示，對乘員的傷害情況進(jìn)行進(jìn)一步判定。

圖13 車體破壞狀態(tài)Fig.13 The damage state of vehicles

從車體破壞狀態(tài)可以看出，試驗(yàn)1因后期導(dǎo)出的不順利車頭左側(cè)部位受到明顯的擠壓，但不是特別嚴(yán)重；試驗(yàn)2則較好，車廂空間完整沒有擠壓破壞，但是車頭與車廂結(jié)合處有一定拉裂；試驗(yàn)3車頭破壞擠壓嚴(yán)重，右車門失效碎裂；試驗(yàn)4也是破壞擠壓嚴(yán)重并有失效破碎。但是除試驗(yàn)1的車頭座位空間處被擠壓外，另外三個(gè)試驗(yàn)的座位處空間均沒有受到嚴(yán)重?cái)D壓。

從以上兩個(gè)方面綜合分析，車體沒有安裝假人的試驗(yàn)，很難以單純的某部件加速度輸出值來具體判定車體是否會(huì)造成嚴(yán)重傷害。另外以車體的破壞擠壓情況來輔助判斷的話，試驗(yàn)2的安全性能較好，而試驗(yàn)1、試驗(yàn)3及試驗(yàn)4的安全性能不是很理想，尤其小車的破壞情況較為嚴(yán)重。

4 結(jié) 論

通過對皮卡及貨車的兩種車輛模型與F型及單坡型護(hù)欄組合成四組模型的碰撞試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行綜合性分析研究得出以下結(jié)論：

（1）兩種混凝土護(hù)欄的防穿越的防撞性能良好且均滿足要求。

（2）兩種混凝土護(hù)欄的導(dǎo)向性能以大車導(dǎo)向性能來判定滿足要求；而以小車導(dǎo)向性能判定不滿足要求。

（3）以車體三個(gè)方向的加速度均小于20 g來判斷護(hù)欄的防撞安全性能是不確定的一種模糊概念，峰值加速度與一定時(shí)間范圍的平均加速度差異很大，而實(shí)際情況是車體每個(gè)部位的加速度值都是有差異的，且達(dá)到峰值的時(shí)間也是有差異的，另外車體碰撞的主要部位和非主要部位加速度差異也較明顯，這與車型也有較大的關(guān)系。此處的結(jié)論可以為規(guī)范提供有價(jià)值的建議。

但通過兩種代表性部位的峰值加速度及車體破壞狀態(tài)兩個(gè)方面綜合判斷，兩種護(hù)欄防大車碰撞的安全性能效果較好，而小車因其高速度的碰撞，兩種護(hù)欄型式對小車的防撞能均不理想；可見在發(fā)生碰撞時(shí)的速度影響在防撞安全性能方面要超過質(zhì)量的影響。

（4）相比兩種護(hù)欄，其防撞性能雖基本類似一致，但單坡形護(hù)欄的綜合性防撞性能較F型稍好，這與美國NCHRP第350號報(bào)告的結(jié)果也是一致的，這從另一個(gè)側(cè)面也證實(shí)了仿真實(shí)驗(yàn)結(jié)果的可靠性。

總之，混凝土護(hù)欄的防沖撞穿越性能非常好，導(dǎo)向性能效果較一般，而防撞安全性能因混凝土護(hù)欄的剛度強(qiáng)而柔性不足，可能容易造成傷害。

［1］ Ross H E，Sicking D L，Zimerr R A.Recommended procedures for vehicle crash testing highway appurtenances，NCHRPReport 350［S］.Transportation Research Board，Washington，D.C.，1993.

［2］ EN 1317［S］.European Standard Norme.

［3］ 中華人民共和國交通運(yùn)輸部.JTG B05-01—2013高速公路護(hù)欄安全性能評價(jià)標(biāo)準(zhǔn)［S］.北京：人民交通出版社，2013.Ministry of Transportof the People’s Republic of China.JTG B05-01—2013 Standard for Safety Performance Evatuation of flighway Barriers［S］.Beijing：China Communication Press，2013.（in Chinese）

［4］ 中華人民共和國交通部.JTG／T D81—2006公路交通安全設(shè)施設(shè)計(jì)細(xì)則［S］.北京：人民交通出版社，2006.Ministry of Transportof the People’s Republic of China.JTG／TD81—2006 Guidelines for design of highway safety facilities［S］.Beijing：China Communication Press，2006.（in Chinese）

［5］ Zhang Peng，Zhou Deyuan.A research on the LSDYNA hourglass formulations［C］.2nd Interna-tional Conference on Advances in Experimental Structural Engineering，2007，2（2）：641-648.

［6］ 陸新征，何水濤，黃盛楠.超高車輛撞擊橋梁上部結(jié)構(gòu)研究——破壞機(jī)理、設(shè)計(jì)方法和防護(hù)對策［M］.北京：中國建筑工業(yè)出版社，2011：56-60.Lu Xinzheng，He Shuitao，Huang Shengnan.Collision between over-height vehicles and bridge superstructures：failure mechanism，design methodology and protective measures［M］.Beijing：China Architecture and Building Press，2011：56-60.（in Chinese）

［7］ Livermore Software Technology Coporation.LS-DYNA Theoretical Manual，2007.

［8］ Livermore Software Technology Coporation.LS-DYNA Keyword user’smanual version971，2007.

Simulation of F-shape Concrete Barrier and Single Slope Concrete Barrier under the Vehicle Collision

HU Yuwen*ZHOU Deyuan
（Research Institute of Structural Engineering and Disaster Reduction，Tongji University，Shanghai200092，China）

In order to study the crashworthiness of the A anti-collision grade concrete barriers of F-shape and Single-slope type，four dynamic simulation models of vehicle-guardrail collision systems were set up，which were based on dynamic explicit finite elementmethod（fem）using Hyperworks and LS-DYNA software.In four simulation models both heavy and light vehicles were used.The reliability of the simulation results were confirmed by hourglass technology and mass scaling method.Then the comprehensive crashworthiness of two types’concrete guardrailswere analyzed in the aspects of anti-collision performance，guiding performance and safety performance.

concrete barrier，collision，numerical simulation，crashworthiness

2014－02－18

國家自然科學(xué)基金（50538050）*聯(lián)系作者，Email：441466926＠qq.com