K4級可自動升降式防撞柱系統(tǒng)性能的數(shù)值分析

曹　軻　 李國強,2　 陳素文,2　 孫建運

(1同濟大學(xué)土木工程學(xué)院, 上海 200092)(2同濟大學(xué)土木工程防災(zāi)國家重點實驗室, 上海 200092)(3中國建筑技術(shù)中心, 北京 101300)

K4級可自動升降式防撞柱系統(tǒng)性能的數(shù)值分析

曹軻1李國強1,2陳素文1,2孫建運3

(1同濟大學(xué)土木工程學(xué)院, 上海 200092)(2同濟大學(xué)土木工程防災(zāi)國家重點實驗室, 上海 200092)(3中國建筑技術(shù)中心, 北京 101300)

摘要:為研究K4級可自動升降式防撞柱系統(tǒng)的性能,采用數(shù)值方法對該系統(tǒng)進行了車輛撞擊全過程模擬．采用修正后車輛模型進行撞擊模擬,并將模擬結(jié)果與實車試驗數(shù)據(jù)進行對比，以驗證模型的有效性．基于此模型研究了不同邊界條件對防撞柱系統(tǒng)性能的影響,并通過32組正交數(shù)值試驗,得到防撞柱各影響參數(shù)的顯著性排序．研究結(jié)果表明,當(dāng)土體壓縮模量較小時,鋼管防撞柱最大轉(zhuǎn)角隨土體壓縮模量的增大而減小;當(dāng)土體壓縮模量大于10 MPa時,最大轉(zhuǎn)角隨土體壓縮模量的增大而增大．在所有影響因素中,外套筒與底部構(gòu)造的間隙對防撞柱系統(tǒng)性能的影響最大．建議在實際工程中將基礎(chǔ)周圍土體的壓縮模量控制為8.5～12.0 MPa,并盡可能減小防撞柱底部構(gòu)造與外套筒的間隙．

關(guān)鍵詞:汽車撞擊;防撞柱系統(tǒng);數(shù)值模擬;邊界條件;正交試驗

能夠有效保護建筑物免受或減輕汽車炸彈損害的方法主要可分為兩大類:結(jié)構(gòu)抗爆加固設(shè)計[1-2]與車輛進入控制[3-4]，且后者更加實用與經(jīng)濟．防撞柱系統(tǒng)是最為常用的一種車輛進入控制系統(tǒng)．根據(jù)其升降方式,防撞柱系統(tǒng)主要分為固定式防撞柱系統(tǒng)與可自動升降式防撞柱系統(tǒng)．相比固定式防撞柱系統(tǒng),可數(shù)值模型的建立與驗證具有升降方便、造型美觀、智能化程度高等優(yōu)點,在發(fā)達國家民用建筑防護領(lǐng)域發(fā)揮了重要作用．美國國務(wù)院外交安全局制定的2003版防爆路障汽車碰撞試驗方法[5]中,根據(jù)一輛自重為(6 800±90)kg卡車分別以50,65,80 km/h時速撞擊路障時的動能,建立了K4,K8,K12三種防撞等級．現(xiàn)有反恐路障的防撞等級多為K4級．對于K4級固定式防撞柱系統(tǒng),學(xué)者們先后進行了實車撞擊試驗,并通過數(shù)值試驗與理論分析等方法進行了研究[6-8]．對于K4級可自動升降式防撞柱系統(tǒng),就筆者所見,尚無可查詢的相關(guān)實車試驗與研究文獻．該系統(tǒng)的傳力路徑與固定式防撞柱系統(tǒng)差別較大,故其性能也不能通過固定式防撞柱系統(tǒng)的試驗與研究來確定．針對這一現(xiàn)狀,本文提出了一種K4級可自動升降式防撞柱系統(tǒng)構(gòu)造形式,建立了數(shù)值模型,討論了邊界條件對數(shù)值模擬結(jié)果的影響,并通過正交試驗得出各參數(shù)的影響程度排序．

1K4級可自動升降式防撞柱系統(tǒng)構(gòu)造形式

本文研究的K4級可自動升降式防撞柱系統(tǒng)由本課題組自主研發(fā),其主體構(gòu)造主要由3部分組成:① 鋼管防撞柱．作為整個系統(tǒng)的核心部分,鋼管防撞柱包括中央柱體、底部構(gòu)造以及升降頂升裝置．② 外套筒．該部分包括連接螺栓孔、升降導(dǎo)軌、縱向加勁肋以及橫向加勁肋．③ 連接部分．該部分包括外套筒蓋板以及連接螺栓．該系統(tǒng)整體及各部分構(gòu)造如圖1所示．

鋼管防撞柱傳力模式如圖2所示．由圖可知,系統(tǒng)所受水平力包含車輛撞擊力F以及外套筒對底部構(gòu)造的水平壓力Fa和Fb,根據(jù)平衡條件有F-Fa+Fb=0．忽略系統(tǒng)自重,系統(tǒng)所受豎向力包括外套筒蓋板對底部構(gòu)造的豎向壓力Fc及升降頂升裝置對底部構(gòu)造的豎向力Fd,根據(jù)平衡條件有Fc=Fd;根據(jù)系統(tǒng)對點A的力矩平衡有FH0=FbH1+FdL1．其中,H0為中央柱體高度,H1為底部構(gòu)造高度,L1為升降裝置中心到底部構(gòu)造外緣長度．該系統(tǒng)中的2條傳力路徑有利于增大防撞柱系統(tǒng)安全冗余度,防止其失效．

2數(shù)值模型的建立與驗證

本文采用了LS-DYNA軟件進行建模,以模擬車輛撞擊防撞柱系統(tǒng)全過程．?dāng)?shù)值模型中防撞柱系統(tǒng)、周邊混凝土、周邊普通土體、路面及車輛模型均采用兼顧精確度與計算經(jīng)濟性的數(shù)值單元[4],并對部分單元進行了改進．

圖1　K4級可自動升降式防撞柱系統(tǒng)構(gòu)造示意圖

圖2　鋼管防撞柱受力示意圖

2.1車輛模型

數(shù)值試驗中所用的車輛模型采用文獻[4]提出的修正模型,利用虛擬試驗場技術(shù)(VPG)將車廂有限元模型刪除,保留質(zhì)量塊以模擬試驗中車床上填沙鋼桶附加的質(zhì)量,并設(shè)置車輛速度以及車輪角速度來模擬試驗中的車輛撞擊速度．NCAC卡車有限元模型與修正后卡車有限元模型對比見圖3．

圖3　修正前后卡車有限元模型

2.2K4級可自動升降式防撞柱系統(tǒng)有限元模型

2.2.1單元選取

K4級可自動升降式防撞柱系統(tǒng)的主體構(gòu)造由鋼管防撞柱、外套筒和連接部分組成(見圖1)．防撞柱系統(tǒng)與車輛發(fā)生撞擊部位主要為鋼管防撞柱中上部．考慮到數(shù)值模擬的準(zhǔn)確性,模型中還需建立基礎(chǔ)部分．考慮到計算的經(jīng)濟性,K4級可自動升降式防撞柱系統(tǒng)中除基礎(chǔ)以外的部分均選取非實體單元建模．考慮到路面與車輪的摩擦作用對車輛運動軌跡的影響,在周圍混凝土外建立了一定長度的路面模型．

有限元模型中,升降裝置與連接螺栓采用三節(jié)點桿單元(LINK160)模擬,其余鋼構(gòu)件均采用四節(jié)點殼單元(SHELL163)模擬,并采用完全積分算法,積分點個數(shù)設(shè)置為5;對基礎(chǔ)四周混凝土和底部土體選用八節(jié)點六面體實體單元(SOLID164)模擬,并采用單點積分算法,積分點個數(shù)設(shè)置為1;對混凝土與土體外廓界面和路面同樣選用SHELL163單元模擬,并采用Belytschko-Tsay算法,積分點個數(shù)設(shè)置為3．

2.2.2材料選取

表1Q345鋼材材料參數(shù)表

εpe00.020.040.060.080.100.200.300.40σse/MPa345430464484498510550570572

表2C40混凝土材料參數(shù)表

應(yīng)變率/s-1-300-100-30-10-3-1-0.1-0.01-0.001-0.0001-0.000010強度提高系數(shù)9.706.724.503.122.091.451.361.281.201.131.061.00應(yīng)變率/s-10.000030.00010.0010.010.1131030100300強度提高系數(shù)1.001.031.081.141.201.261.291.331.362.042.94

對周圍土體采用Drucker-Prager模型*MAT-DRUCKER-PRAGER來模擬．土體密度為2 047 kg/m3,彈性剪切模量為34.48 MPa,摩擦角為0.581 rad,黏聚力為0.069 MPa．假定土體外廓界面及路面為剛體,采用剛體材料模型*MAT-RIGID模擬,以約束土體外廓界面及路面各向平動和轉(zhuǎn)動自由度．

2.2.3有限元模型

建立有限元模型時,由于鋼管與底部構(gòu)造、底部構(gòu)造與升降頂升裝置之間均采用焊接連接,故可忽略鋼管、底部構(gòu)造及升降頂升裝置3者間的接觸單元,直接采用共用節(jié)點建模．建立頂部橫向加勁肋,并對外套筒與基礎(chǔ)混凝土交界面采用共用節(jié)點建模,其余加勁肋不再單獨建模．升降導(dǎo)軌對系統(tǒng)受力并無明顯影響,建模時不作考慮．為模擬周圍土體對防撞柱系統(tǒng)及基礎(chǔ)混凝土的影響,在基礎(chǔ)混凝土四周及底部各建立寬度為500 mm的周圍土體．建立路面模型,路面長度取為車體長度．防撞柱系統(tǒng)各部分尺寸見表3,有限元模型見圖4．

2.2.4接觸參數(shù)選取

數(shù)值模型中,接觸單元按照文獻[9]提出的固定式防撞柱系統(tǒng)數(shù)值模型進行選取．對車輛與路面之間的接觸采用自動點-面接觸*CONTACT-AUTOMATIC-NODES-TO-SURFACE;其余接觸均定義為考慮了主節(jié)點與從屬節(jié)點相互作用的自動面面接觸*CONTACT-AUTOMATIC-SURFACE-TO-SURFACE．相比于自動點-面接觸,計算時采用自動面面接觸更為精確．

表3　防撞柱系統(tǒng)尺寸　mm

圖4　有限元模型

根據(jù)文獻[10]的結(jié)論,并結(jié)合文獻[6]所測得的實際數(shù)據(jù),在數(shù)值模型中,將自動點面接觸的靜、動摩擦系數(shù)分別取為0.3和0.2;將自動面面接觸的靜、動摩擦系數(shù)分別取為0.4和0.3．

2.3數(shù)值模型驗證

數(shù)值模擬所得的車輛與鋼管防撞柱變形見圖5．由圖可知,車輛最大侵入距離為-1 241 mm,鋼管防撞柱柱頂最大位移為195 mm,鋼管防撞柱最大傾角為77.77°,滿足美國K級標(biāo)準(zhǔn)[5]及英國規(guī)范[11]要求．

(a) 車輛變形圖

(b) 鋼管防撞柱變形圖

K4級可自動升降式防撞柱系統(tǒng)并無實車試驗,為了驗證數(shù)值模型的適用性,采用與可自動升降式防撞柱系統(tǒng)相同的建模方法,在LS-DYNA中按照KARCO工程公司的2組實車試驗[6]建立固定式防撞柱系統(tǒng)有限元模型,并與試驗數(shù)據(jù)進行對比．這2組實車試驗中,一組防撞柱系統(tǒng)成功阻攔車輛,一組防撞柱系統(tǒng)阻攔車輛失敗,故而能夠較為全面地反映防撞柱在車輛撞擊下的性能．

在試驗1中,防撞柱系統(tǒng)阻攔失敗,鋼管防撞柱底部出現(xiàn)明顯破壞,數(shù)值模擬可反映出該區(qū)域的應(yīng)力狀態(tài)(見圖6(a))．車輛的速度時程曲線見圖6(b)．由圖可知,試驗與有限元模擬所得的車輛速度時程曲線吻合較好．車輛最大侵入距離的試驗值和模擬值分別為2 820和2 651 mm,誤差為6.0%．

圖6　試驗1結(jié)果

試驗2中,防撞柱系統(tǒng)阻攔成功,車輛的速度時程曲線見圖7．由圖可知,試驗與有限元模擬所得的車輛速度時程曲線吻合較好．車輛最大侵入距離的試驗值和模擬值分別為-1 600和-1 741 mm,誤差為8.8%;鋼管防撞柱最大傾角的試驗值和模擬值分別為84.42°和84.72°,誤差為0.4%．

圖7　試驗2結(jié)果

由此可知,數(shù)值模擬得到的車輛速度時程曲線、鋼管防撞柱變形模式和車輛最大侵入距離均與試驗數(shù)據(jù)吻合,說明所提模型能夠有效地模擬真實情況,可認為其對K4級可自動升降式防撞柱系統(tǒng)具有同樣的適用性．

3邊界條件對數(shù)值模擬結(jié)果的影響

為驗證不同邊界條件對數(shù)值模擬結(jié)果的影響,針對工程中常見的4種不同土體[12]及數(shù)值模型中使用的土體模型,分別按照不同周圍土體厚度建立數(shù)值模型．各土體名稱及重要參數(shù)見表4,模型中其余參數(shù)均按表2取值,土體模型均采用Drucker-Prager模型,防撞柱系統(tǒng)性能由鋼管防撞柱最小傾角[11]的余角(即鋼管防撞柱最大轉(zhuǎn)角)來反映．研究結(jié)果見圖8．由圖可知,隨土體厚度的增大,鋼管防撞柱最大轉(zhuǎn)角先上升后下降,并趨于穩(wěn)定;這是由于土體厚度的增大導(dǎo)致土體變形增大,相應(yīng)的鋼管防撞柱剛體轉(zhuǎn)動也隨之增大,但同時土體耗能性能也加強,使得鋼管防撞柱自身轉(zhuǎn)動變形減小．不同土體條件下,鋼管防撞柱最大轉(zhuǎn)角均隨周圍土體厚度的增大而減小,這與定性分析結(jié)果一致．

表4各土體種類及主要參數(shù)表

土體類型重度/(kN·m-3)壓縮模量/MPa黏聚力/kPa內(nèi)摩擦角/(°)軟黏土18804.817.218.3硬黏土19906.929.616.9松砂土19208.59.627.5密砂土198014.813.126.3模型土20479.569.033.3

圖8不同土體條件下鋼管防撞柱最大轉(zhuǎn)角隨周圍土體厚度變化曲線

文獻[13]提出,對于固定式防撞柱系統(tǒng),直接約束鋼管防撞柱底部所得的結(jié)果偏于安全．該結(jié)論對可自動升降式防撞柱系統(tǒng)同樣適用,但采用該種方法的誤差達到42%,導(dǎo)致防撞柱系統(tǒng)用鋼量大幅增加,因此不推薦使用．

有限元模型中所采用的周圍土體厚度為0.5 m,其鋼管防撞柱最大轉(zhuǎn)角值與周圍土體厚底為10 m時的鋼管防撞柱最大轉(zhuǎn)角值誤差為9%,在可接受范圍內(nèi)．因此,數(shù)值模型中將周圍土體厚度定為0.5 m是經(jīng)濟合理的．

趨于穩(wěn)定后的鋼管防撞柱最大轉(zhuǎn)角隨各土體壓縮模量的變化而變化．當(dāng)壓縮模量小于10 MPa時,鋼管防撞柱最大轉(zhuǎn)角隨土體壓縮模量的增大而減小;當(dāng)壓縮模量大于10 MPa時,鋼管防撞柱最大轉(zhuǎn)角隨土體壓縮模量的增大而增大．故建議實際工程中對基礎(chǔ)周圍2 m范圍內(nèi)土體進行處理,使其壓縮模量控制在8.5～12.0 MPa范圍內(nèi)．

4基于正交試驗的K4級可自動升降式防撞柱系統(tǒng)參數(shù)分析

K4級可自動升降式防撞柱系統(tǒng)構(gòu)造復(fù)雜,且有多條傳力路徑,因此其性能影響參數(shù)較多．下面將通過正交數(shù)值試驗[14]得到各項參數(shù)的相關(guān)影響數(shù)據(jù),并利用正交表格與數(shù)據(jù)分析對K4級可自動升降式防撞柱系統(tǒng)的各項參數(shù)進行分析．

4.1正交試驗設(shè)計

通過對固定式防撞柱系統(tǒng)已有結(jié)論[4]的研究發(fā)現(xiàn),鋼管防撞柱高度E1、鋼管防撞柱厚度E2、鋼管防撞柱直徑E3、鋼管防撞柱加勁板厚度E4、底部構(gòu)造厚度E5、底部構(gòu)造高度E6、外套筒(包含頂部蓋板)厚度E7、混凝土強度E8、底部構(gòu)造與外套筒間隙F1九個因素對數(shù)值試驗結(jié)果影響較大,且對系統(tǒng)經(jīng)濟性影響顯著．其中,底部構(gòu)造與外套筒間隙對鋼管防撞柱性能影響最大,故為其設(shè)定8個水平,其余8個因素設(shè)定4個水平．

各影響因素按照表5取值．構(gòu)造正交表格,該表格共32組,包含9個因素,其中8個因素設(shè)定4個水平,1個因素設(shè)定8個水平．正交數(shù)值試驗表及所得結(jié)果見表6．

4.2正交試驗結(jié)果

車輛撞擊K4級可自動升降式防撞柱系統(tǒng)的正交數(shù)值試驗結(jié)果見表6．表中,考核指標(biāo)d表示車輛最大侵入距離；l表示鋼管防撞柱頂端最大側(cè)向位移；θ表示鋼管防撞柱最小傾角;kdi,kθi(i=1，2，…，8)分別表示各影響因素各級水平的最大侵入距離平均值和鋼管防撞柱最小傾角平均值;Rd,Rθ分別表示各影響因素關(guān)于指標(biāo)d和θ的極差．

按照指標(biāo)d可得各影響因素不同水平間的極差．最大侵入距離d為美國K級標(biāo)準(zhǔn)[5]對防撞柱系統(tǒng)性能評估最重要的參數(shù),鋼管防撞柱最小傾角θ為英國規(guī)范[12]對防撞柱系統(tǒng)性能評估的主要參數(shù),分別對這2個參數(shù)進行了極差分析．

表6分別給出了按最大侵入距離d和鋼管防撞柱最小傾角θ開展極差分析的結(jié)果．極差越大,表示該因素的影響程度越大．由表可知,按照2種不同規(guī)范[5,12]分析得到的各因素影響程度排序不完全一致,但差距不顯著．K4級可自動升降式防撞柱系統(tǒng)各參數(shù)影響程度按降序排列為F1,E2,E5,E3,E7,E6,E4,E1,E8．其中,底部構(gòu)造與外套筒間隙對防撞柱系統(tǒng)性能影響最大．建議實際工程中,盡可能減小底部構(gòu)造與外套筒間隙,以提高防撞柱系統(tǒng)的防撞性能．

表5正交數(shù)值試驗因素水平表

水平影響因素E1/mmE2/mmE3/mmE4/mmE5/mmE6/mmE7/mmE8/MPaF1/mm1900122604161302620021000163006201403030131100203408241503440241200243801028160385035?46?57?68?7

表6正交數(shù)值試驗結(jié)果表

試驗編號影響因素影響指標(biāo)E1/mmE2/mmE3/mmE4/mmE5/mmE6/mmE7/mmE8/MPaF1/mmd/mml/mmθ/(°)19001226041613026300-124618977.87290012300102014034503-126619877.2739001626062416038505-119421676.1349001638082815030306-130220476.91590020300101615038407-111223474.9169002034042016030604-128019577.4879002430082414026602-143216479.5389002434062813034401-155213881.15910001230042815034605-120421776.0610100012340102416026406-120422275.691110001630062014030400-140416279.661210001634081613038603-127619277.6613100020260102813030502-141816979.191410002038042414038301-151014480.771510002426082016034307-113423175.161610002438061615026504-131418877.961711001226082814038404-125220676.791811001238062413030607-113222375.7219110016260102015026601-135617678.752011001638041616034402-134817678.752111002030062816026303-131017778.692211002034082415034500-154713481.452311002430042013038506-116219877.3424110024340101614030305-126220177.092512001230081616030501-134118278.372612001234062015038302-133418178.4127120016300102413034304-128619877.272812001634042814026507-115423375.022912002026061614034606-105023974.633012002038082013026405-127220277.023112002426042415030403-132018578.1632120024380102816038600-177010683.22kd1-1298-1247-1247-1278-1244-1293-1286-1298-1492kd2-1308-1290-1282-1286-1276-1291-1307-1308-1440kd3-1296-1312-1326-1319-1328-1311-1298-1299-1383kd4-1316-1369-1365-1334-1370-1323-1326-1312-1293kd5?-1717kd6?-1767kd7?-1821kd8?-1867Rd2012211856126324014359kθ177.6677.0277.0877.6877.1677.9077.5777.7780.55kθ277.7777.5277.7377.7977.6477.6077.8277.7779.76kθ378.0778.0278.0077.8678.0977.8377.7277.8478.97kθ477.7678.7278.4577.9378.3877.9478.1577.8877.95kθ5?77.38kθ6?76.58kθ7?76.14kθ8?75.21Rθ0.411.71.370.251.220.340.580.115.34

5結(jié)論

1) 建立了一種K4級可自動升降式防撞柱系統(tǒng)構(gòu)造形式,其主體構(gòu)造包括鋼管防撞柱、外套筒和連接部分．

2) 分析基礎(chǔ)周圍土體的土體厚度及土體性能對防撞柱系統(tǒng)性能的影響,發(fā)現(xiàn)在周圍土體厚度逐漸增大的情況下,鋼管防撞柱最大轉(zhuǎn)角均趨于收斂．實際工程中,建議對基礎(chǔ)周圍2 m范圍內(nèi)土體進行處理,使其壓縮模量達8.5～12.0 MPa．

3) 針對9個主要影響防撞柱系統(tǒng)性能的參數(shù)建立了32組正交試驗,得出了各參數(shù)對防撞柱系統(tǒng)性能影響程度排序,按影響程度降序排列為F1,E2,E5,E3,E7,E6,E4,E1,E8．其中,底部構(gòu)造與外套筒間隙對防撞柱系統(tǒng)性能影響最大．建議實際工程中,盡可能減小底部構(gòu)造與外套筒間隙,以提高防撞柱系統(tǒng)的防撞性能．

參考文獻 (References)

[1]Hayes J R, Woodson S C, Pekelnicky R G. Can strengthening for earthquake improve blast and progressive collapse resistance?[J].JournalofStructuralEngineering, 2005, 131(8): 1157-1177. DOI:10.1061/(ASCE)0733-9445(2005)131:8(1157).

[2]Schleyer G K, Lowak M J, Polcyn M A, et al. Experimental investigation of blast wall panels under shock pressure loading[J].InternationalJournalofImpactEngineering, 2007, 34(6): 1095-1118. DOI:10.1016/j.ijimpeng.2006.05.006.

[3]Coughlin A M, Musselman E S, Schokker A J, et al. Behavior of portable fiber reinforced concrete vehicle barriers subject to blasts from contact charges[J].InternationalJournalofImpactEngineering, 2010, 37(5): 521-529. DOI:10.1016/j.ijimpeng.2009.11.004.

[4]Hu B, Li G Q, Sun J Y. Numerical investigation of K4-rating shallow footing fixed anti-ran bollard system subject to vehicle impact[J].InternationalJournalofImpactEngineering, 2014, 63(1): 72-87. DOI:10.1016/j.ijimpeng.2013.08.006.

[5]United States Department of State. SD-STD-02.01 Test method for vehicle crash testing of perimeter barriers and gates[S]. Washington DC: United States Department of State, 2003.

[6]Bollards A-R. Crash test report for perimeter barriers and gates tested to SD-STD-02.01, Revision A, March 2003[R]. Upland, CA, USA: RSA Protective Techologies, LLC, 2005.

[7]肖巖,陳琳,肖果,等. 防撞柱實車碰撞性能研究[J]. 振動與沖擊,2013, 32(11): 1-6. DOI:10.3969/j.issn.1000-3835.2013.11.001.

Xiao Yan, Chen Lin, Xiao Guo, et al. Tests for anti-ram bollards based on truck collision[J].JournalofVibrationandShock, 2013, 32(11): 1-6. DOI:10.3969/j.issn.1000-3835.2013.11.001.(in Chinese)

[8]Liu C L, Li G Q, Siew K P, et al. Effects of boundary conditions on the design of anti-ram bollards[J].TransactionsofTianjinUniversity, 2008, 14(5): 384-386.

[9]Lan S R, Crawford J E, Xin X D. Development of shallow footing anti-ram bollard system through modeling and testing[J].TransactionsofTianjinUniversity, 2006, 12(S1): 46-50.

[10]Krishna P B. Protective bollard design for high speed impact energy absorption[D]. Wichita,Kansas,USA: Wichita State University, 2006.

[11]British Standards Institution. PAS 68:2007 specification for vehicle security barriers[S]. London: British Standards Institution, 2007.

[12]李曉昭, 羅國煜, 龔洪祥, 等. 土體工程地質(zhì)層組的劃分[J]. 巖土力學(xué), 2004, 25(5):759-763. DOI:10.3969/j.issn.1000-7598.2004.05.018.

Li Xiaozhao, Luo Guoyu, Gong Hongxiang, et al. The division of engineering geological strata groups of soil mass[J].RockandSoilMechanics, 2004, 25(5):759-763. DOI:10.3969/j.issn.1000-7598.2004.05.018.(in Chinese)

[13]王震, 李國強, 陳素文, 等. 車輛沖擊荷載下防撞桿的簡化設(shè)計方法研究[J]. 建筑鋼結(jié)構(gòu)進展, 2013, 15(2):44-51. DOI:10.3969/j.issn.1671-9379.2013.02.008.

Wang Zhen, Li Guoqiang, Chen Suwen, et al. Research for the simplified design method of anti-ram bollards subject to vehicle impact load[J].ProgressinSteelBuildingStructures, 2013, 15(2):44-51. DOI:10.3969/j.issn.1671-9379.2013.02.008.(in Chinese)

[14]Montgomery D C.Designandanalysisofexperiments[M]. 7th ed. New York:John Wiley & Sons, 2008:592-596.

Numerical investigation of K4-rating auto-lifting anti-ram bollard system

Cao Ke1Li Guoqiang1,2Chen Suwen1,2Sun Jianyun3

(1College of Civil Engineering, Tongji University, Shanghai 200092, China)(2State Key Laboratory of Disaster Reduction in Civil Engineering, Tongji University, Shanghai 200092, China)(3China State Construction Technical Center, Beijing 101300, China)

Abstract:To study the performance of the K4-rating auto-lifting anti-ram bollard system (AABS), the vehicle impact process is simulated by using the numerical method. The impact simulation is carried out by using a modified truck model, and the simulation results are compared with the real vehicle test results to verify the validity of the proposed model. Based on the numerical model, the effects of the boundary conditions on the performance of the AABS are investigated. By using 32 orthogonal numerical experiments, the significance order of the parameters is obtained. The results show that when the compression modulus is small, the maximum rotate angle of the steel anti-ram bollard decreases with the increase of the compression modulus. But when the compression modulus is greater than 10 MPa, the maximum rotate angle increases with the increase of the compression modulus. Among all the parameters, the gap between the substructure and the outer sleeve is the most important factor affecting the performance of the AABS. In practical engineering, the compression modulus of the surrounding soil is suggested to be 8.5 to 12.0 MPa and the gap between the substructure and the outer sleeve is advised to be as small as possible.

Key words:vehicle impact; anti-ram bollard system; numerical simulation; boundary condition; orthogonal experiment

DOI:10.3969/j.issn.1001-0505.2016.02.020

收稿日期:2015-07-26.

作者簡介:曹軻(1988—),男,博士生;李國強(聯(lián)系人),男,博士,教授,博士生導(dǎo)師,gqli@#edu.cn.

基金項目:國家自然科學(xué)基金重大國際合作研究資助項目(51120185001)、“十二五”國家科技支撐計劃資助項目(2012BAJ13B02).

中圖分類號:TU 312

文獻標(biāo)志碼:A

文章編號:1001-0505(2016)02-0353-07

引用本文: 曹軻,李國強,陳素文,等.K4級可自動升降式防撞柱系統(tǒng)性能的數(shù)值分析[J].東南大學(xué)學(xué)報(自然科學(xué)版),2016,46(2):353-359. DOI:10.3969/j.issn.1001-0505.2016.02.020.