三橫梁組合式橋梁護(hù)欄仿真與試驗研究

趙慶云，卜令濤，吳軍鵬，孟 濤，王成虎

(1.山東省交通規(guī)劃設(shè)計院，山東 濟(jì)南 250031；2.交通運輸部公路科學(xué)研究院，北京 100088)

0 引言

橋梁護(hù)欄是交通安全設(shè)施的重要組成部分。隨著交通量不斷增大，重載車比例不斷提高，車輛沖斷護(hù)欄事故時有發(fā)生。由于我國大量橋梁建設(shè)時間較早，設(shè)計時執(zhí)行的規(guī)范標(biāo)準(zhǔn)中橋梁護(hù)欄設(shè)防等級偏低，護(hù)欄防撞能力已不能滿足現(xiàn)行交通防護(hù)要求。隨著新規(guī)范的頒布實施，對早期修建橋梁護(hù)欄提質(zhì)改造已迫在眉睫。如何確定一種安全性好、通用性強(qiáng)、盡可能保留利用原護(hù)欄結(jié)構(gòu)、施工方便且環(huán)保的護(hù)欄提升改造方案就成為我國交通工程領(lǐng)域一個亟需解決的問題。

通過對多座既有橋梁護(hù)欄進(jìn)行調(diào)研及防撞需求分析，充分考慮護(hù)欄防撞性能、方案通用性、施工難易程度以及社會經(jīng)濟(jì)效益等多方面，根據(jù)以往護(hù)欄研發(fā)經(jīng)驗結(jié)合理論計算提出了一種SS級三橫梁組合式護(hù)欄改造方案；采用計算機(jī)仿真分析方法不斷優(yōu)化護(hù)欄結(jié)構(gòu)參數(shù)，并通過實車碰撞試驗對護(hù)欄安全性能及弱翼緣橋面板錨固性能進(jìn)行了驗證。該方案在多座橋梁護(hù)欄改造工程中進(jìn)行了實踐應(yīng)用。

1 護(hù)欄設(shè)計

按照安全、適用、經(jīng)濟(jì)、環(huán)保的原則，對護(hù)欄提升改造研究編制了技術(shù)路線，見圖1。既有橋梁護(hù)欄一般采用混凝土剛性護(hù)欄型式或組合式護(hù)欄型式(混凝土護(hù)欄+1根鋼管扶手， 見圖2)，車輛與護(hù)欄接觸時碰撞力較大，護(hù)欄提升改造時碰撞荷載的提高易造成護(hù)欄構(gòu)件及橋面板局部破壞。

圖1 護(hù)欄改造技術(shù)路線圖Figure 1 Technology roadmap of barrier reconstruction

圖2 常見橋梁護(hù)欄(PL3型)Figure 2 Common bridge barriers(Type PL3)

T型梁、I型組合梁等橋梁翼緣板構(gòu)造尺寸小、配筋弱，難以滿足高等級碰撞荷載作用下的受力要求；而且碰撞產(chǎn)生幅值較大的應(yīng)力波傳播到T型梁自由端，在自由端發(fā)生反射，產(chǎn)生幅值翻倍的拉應(yīng)力，易使混凝土發(fā)生拉伸破壞。為了解決這個問題，采用增加金屬梁柱及防阻塊的方式，使車輛碰撞護(hù)欄時上部鋼構(gòu)件吸收一部分能量，以減小車輛碰撞力和應(yīng)力波幅值，從而達(dá)到保護(hù)混凝土護(hù)欄及橋面板的效果?；谝酝o(hù)欄改造經(jīng)驗并控制護(hù)欄高度120 cm，擬定三橫梁組合式護(hù)欄方案如圖3所示，保留利用原混凝土護(hù)欄，頂部通過法蘭錨固增設(shè)金屬梁柱式護(hù)欄，其中立柱及橫梁均采用120 mm×120 mm×6 mm矩形鋼管，防阻塊采用200 mm×120 mm×120 mm×6 mm鋼板。

圖3 三橫梁組合式護(hù)欄構(gòu)造圖(單位：mm)

2 理論計算

為盡可能保留利用原混凝土護(hù)欄，提高改造方案的通用性，選擇最不利的護(hù)欄底座進(jìn)行驗算。按照文獻(xiàn)[1]的計算方法對組合式護(hù)欄構(gòu)件及橋面板進(jìn)行了承載能力驗算，并對護(hù)欄的抗傾覆性能進(jìn)行了驗算。

2.1 碰撞荷載計算

假設(shè)車輛碰撞護(hù)欄開始直到車輛改變方向至平行于護(hù)欄過程中縱向和橫向加速度不變，采用下式計算最大橫向碰撞力：

式中：Fmax為車輛作用在護(hù)欄上的最大橫向力，kN；m為車輛質(zhì)量，kg；v1為車輛的碰撞速度，m/s；θ為車輛碰撞角，°；C為車輛重心距前保險杠的距離，m；b為車輛的寬度，m；Z為護(hù)欄的橫向變形，m，偏安全取0.1 m。分別按照標(biāo)準(zhǔn)小客車、大型客車、大型貨車進(jìn)行碰撞力計算，計算結(jié)果見表1。基于穩(wěn)健性設(shè)計原則，按照最不利情況進(jìn)行取值，最大橫向碰撞力取425.7 kN。

表1 最大橫向碰撞力計算表Table 1 Maximum transverse impact force碰撞車型m/tv1/(km·h-1)θ/(°)C/mb/mZ/mFmax/kN小型客車1.5100202.171.670.1143.6大型客車1880205.752.520.1425.7大型貨車3360207.852.490.1317.1

2.2 上部金屬梁柱式護(hù)欄抗力計算

按照文獻(xiàn)[1]中金屬梁柱式護(hù)欄的計算規(guī)定，采用非彈性的分析方法，對可能出現(xiàn)的不同破壞跨數(shù)的護(hù)欄破壞模式進(jìn)行試算(見圖4)，最終分別取最小抗力值，計算結(jié)果匯總于表2。上部金屬梁柱式護(hù)欄采用Q235鋼材指標(biāo)計算，偏安全不計混凝土護(hù)欄內(nèi)側(cè)的第三根橫梁作用。其中R為金屬梁柱式護(hù)欄抗力，kN；N為護(hù)欄破壞的跨數(shù)，分別按N=1、2、3……進(jìn)行試算；L為柱距2 m；Mp為構(gòu)成塑性鉸的所有橫梁的非彈性屈服線彎曲承載力矩，計算得Mp=44.8 kN·m；Pp為與單根立柱的塑性彎曲承載力矩對應(yīng)的單根立柱承受的剪力，計算得Pp=131.8 kN；Lt為車輛碰撞荷載的分布長度，SS級護(hù)欄取值2.4 m。由表2中計算結(jié)果可知，當(dāng)三跨破壞模式時護(hù)欄抗力最小為294.3 kN。

圖4 三跨破壞模式Figure 4 Three-span failure mode

表2 梁柱式護(hù)欄抗力計算表Table 2 Transverse resistance of metal beam-column barrier破壞模式計算公式最小抗力對應(yīng)N值最小抗力/kN未包含端部立柱,奇數(shù)跨破壞R=16Mp+(N-1)(N+1)PpL2NL-Lt3294.3未包含端部立柱,偶數(shù)跨破壞R=16Mp+N2PpL2NL-Lt2316.2端部立柱破壞R=2Mp+2PpL ∑Ni=1i 2NL-Lt2298.4

2.3 下部混凝土護(hù)欄抗力計算

采用屈服線分析(見圖5)和強(qiáng)度設(shè)計的理論[1]分別對護(hù)欄標(biāo)準(zhǔn)段及端部護(hù)欄強(qiáng)度進(jìn)行計算，計算結(jié)果匯總于表3。混凝土護(hù)欄構(gòu)造按PL3型組合式護(hù)欄的混凝土基座(63.5 cm高度)計算，材料指標(biāo)混凝土采用C30混凝土、鋼筋采用HRB335，偏安全按材料設(shè)計值進(jìn)行計算。由表3中計算結(jié)果可知，碰撞發(fā)生在護(hù)欄端部時抗力較小為403.1 kN。

圖5 屈服線分析方法

表3 混凝土護(hù)欄橫向抗力計算表Table 3 Transverse resistance of concrete barrier破壞位置Mw/(kN·m)Mc/(kN·m)Lc/mRw/kN標(biāo)準(zhǔn)段50.455.93.80577.5端部50.455.92.65403.1

碰撞發(fā)生在護(hù)欄標(biāo)準(zhǔn)段時護(hù)欄橫向承載能力為：

(1)

其中,屈服線發(fā)生的臨界長度為：

(2)

碰撞發(fā)生在護(hù)欄端部或伸縮縫處時護(hù)欄橫向承載能力為：

(3)

其中,屈服線發(fā)生的臨界長度為：

(4)

式(1)～式(4)中:Rw為護(hù)欄橫向承載能力；H為護(hù)欄的有效高度，值為0.635 m；Lc為屈服線破壞模式的臨界長度；Lt為車輛碰撞荷載的分布長度，值為2.4 m；Mw為護(hù)欄關(guān)于豎向軸的彎曲承載力矩；Mb為護(hù)欄頂部除Mw外的橫梁附加彎曲承載力矩，值為0；Mc為護(hù)欄關(guān)于橋梁縱軸的彎曲承載力矩。

2.4 組合式護(hù)欄抗力計算

由上述計算結(jié)果可知，上部金屬梁柱式護(hù)欄的抗力小于下部混凝土護(hù)欄，由此判斷碰撞發(fā)生時上部金屬梁柱式發(fā)生屈服變形，剩余碰撞荷載通過立柱繼續(xù)向下傳遞。偏安全考慮，組合式護(hù)欄抗力計算時，上部金屬梁柱式護(hù)欄及下部混凝土護(hù)欄按各自的最小抗力值進(jìn)行組合。

組合式護(hù)欄抗力包括上部金屬梁柱護(hù)欄抗力和下部混凝土護(hù)欄抗力，如圖6所示，組合式護(hù)欄合成強(qiáng)度為：

697.4 kN>Fmax=425.7 kN。

圖6 組合式護(hù)欄抗力分布圖Figure 6 Distribution chart of transverse resistance

2.5 橋面板強(qiáng)度驗算

T型梁、I型組合梁等弱翼緣橋梁，需進(jìn)行碰撞荷載作用下強(qiáng)度驗算。對圖7中所示橋梁翼緣控制截面進(jìn)行強(qiáng)度驗算，碰撞荷載按45°由混凝土護(hù)欄頂向下傳遞[2]，橋梁翼緣板的有效分布寬度為：

La=Lt+2H=2.4+2×0.735=3.87 m

分別選擇常用的典型翼緣截面進(jìn)行計算，考慮現(xiàn)澆層參與受力，將部分不利的計算結(jié)果列出，見表4。計算發(fā)現(xiàn)，多數(shù)的現(xiàn)狀橋面板可滿足承載要求，多座橋梁計算中僅一座橋梁翼緣板承載力略小于碰撞荷載效應(yīng)值。由于橋面板強(qiáng)度驗算時碰撞荷載的實際傳遞路徑及荷載分布長度較復(fù)雜，難以準(zhǔn)確計算，采用彈性理論方法計算偏保守，故最不利橋面板情況留待仿真分析及碰撞試驗階段驗證。

表4 典型橋面板驗算結(jié)果Table 4 Checking calculations of typical bridge deck截面高度受力主筋荷載效應(yīng)/(kN·m)承載力/(kN·m)27.5 cmΦ16間距10 cm37649126 cmΦ12間距10 cm37638726 cmΦ12間距15 cm376336

2.6 護(hù)欄抗傾覆驗算

橋梁護(hù)欄的高度應(yīng)大于或等于車輛抗傾覆荷載的有效高度。分別對大型客車及大型貨車進(jìn)行車輛抗傾覆荷載的有效高度計算，計算結(jié)果如表5所示，取較大值大型客車的車輛抗傾覆荷載的有效高度0.77 m進(jìn)行驗算。

表5 車輛抗傾覆荷載有效高度Table 5 Effective height of vehicle anti-overturning load碰撞車型G/mW/kgB/mFt/NHe/m大型客車1.2918 0002.52425 6810.77大型貨車1.9133 0002.49317 0980.64

式中:G為車輛重心高度；W為標(biāo)準(zhǔn)車輛質(zhì)量；B為輪胎外側(cè)距離；Ft為橫向碰撞荷載；g為重力加速度，取9.8 m/s2。

組合式護(hù)欄有效高度計算：

0.78 m>He=0.77 m

式中:RR為上部金屬梁柱式護(hù)欄抗力；RW為混凝土護(hù)欄抗力，如圖6中所示。

3 計算機(jī)仿真分析

3.1 計算模型

由上述計算發(fā)現(xiàn)，組合式護(hù)欄構(gòu)件強(qiáng)度、抗傾覆驗算滿足SS級防護(hù)要求，僅少數(shù)弱翼緣的橋面板計算承載力略小于荷載效應(yīng)值。由于橋面板驗算按照彈性分析方法，材料指標(biāo)采用設(shè)計值，且未考慮下部混凝土護(hù)欄內(nèi)側(cè)的第三根金屬橫梁的消能緩沖作用，其計算結(jié)果偏保守。因此采用計算機(jī)仿真模擬時選擇最不利的護(hù)欄基座與最不利的弱翼緣橋面板組合進(jìn)行極限承載能力分析。為保證計算結(jié)果可靠，錨固主梁及橋面現(xiàn)澆層鋪裝均按實際結(jié)構(gòu)尺寸建模，材料參數(shù)按試驗測定數(shù)據(jù)取值，仿真分析模型見圖7。

圖7 仿真分析模型Figure 7 Simulation analysis model

3.2 仿真分析結(jié)果

按照文獻(xiàn)[3]要求，分別采用標(biāo)準(zhǔn)小客車、大型客車、大型貨車進(jìn)行仿真計算，碰撞車輛車重、碰撞速度、碰撞角度如前述表1中所示。

小型客車碰撞護(hù)欄后見圖8，車輛沒有穿越、翻越和騎跨護(hù)欄，車輛平穩(wěn)導(dǎo)出，行駛姿態(tài)正常，沒有發(fā)生翻車現(xiàn)象，車輛輪跡經(jīng)過導(dǎo)向駛出框(A=4.7 m，B=10 m)時，輪跡最遠(yuǎn)處與護(hù)欄的距離X=2.9 m，滿足邊界要求。車輛碰撞過程中，護(hù)欄未發(fā)生破壞，護(hù)欄構(gòu)件也沒有侵入車輛乘員艙。

圖8 小客車碰撞過程模擬

大型客車碰撞護(hù)欄后見圖9，車輛沒有穿越、翻越和騎跨護(hù)欄，車輛平穩(wěn)導(dǎo)出并二次碰撞護(hù)欄，行駛姿態(tài)正常。車輛輪跡經(jīng)過導(dǎo)向駛出框(A=8.7 m，B=20 m)時，輪跡最遠(yuǎn)處與護(hù)欄的距離X=3.7 m，滿足邊界要求。車輛碰撞過程中，護(hù)欄混凝土幾乎沒有破壞，鋼構(gòu)件也未發(fā)生斷裂破壞，護(hù)欄構(gòu)件及脫離物沒有侵入車輛內(nèi)部，護(hù)欄的最大橫向動態(tài)變形量約為35 cm。

圖9 大型客車碰撞過程模擬

大型貨車碰撞護(hù)欄后見圖10，車輛沒有穿越、翻越和騎跨護(hù)欄，車輛正常導(dǎo)出，行駛姿態(tài)正常。車輛輪跡經(jīng)過導(dǎo)向駛出框(A=8.5 m，B=20 m)時，輪跡最遠(yuǎn)處與護(hù)欄的距離X=3.3 m，滿足邊界要求。車輛碰撞過程中，護(hù)欄混凝土發(fā)生了一定程度地破壞，但鋼構(gòu)件未發(fā)生斷裂破壞，T型梁也未出現(xiàn)裂縫，脫離物沒有侵入車輛乘員艙，護(hù)欄的最大橫向動態(tài)變形量為37 cm。

圖10 大型貨車碰撞過程模擬

4 碰撞試驗

4.1 碰撞試驗條件

按照1∶1比例澆筑主梁并安裝組合式護(hù)欄，分別采用SS級的標(biāo)準(zhǔn)小客車、大型客車、大型貨車進(jìn)行實車碰撞試驗,見圖11～圖16。

圖11 小客車試驗后車輛及護(hù)欄情況

圖12 小客車行駛軌跡

圖13 大型客車試驗后車輛及護(hù)欄情況

圖14 大型客車行駛軌跡

圖15 大型貨車試驗后車輛及護(hù)欄情況

圖16 大型貨車行駛軌跡

4.2 碰撞試驗結(jié)果

試驗結(jié)果表明，該三橫梁組合式護(hù)欄的阻擋功能、導(dǎo)向功能、緩沖功能等指標(biāo)滿足SS級要求，具體試驗結(jié)果指標(biāo)見表6。

表6 碰撞試驗結(jié)果表Table 6 Results of the impact tests項目指標(biāo)檢測值試驗結(jié)果阻擋功能車輛不得穿越、翻越和騎跨試驗護(hù)欄。符合要求試驗護(hù)欄構(gòu)件及其脫離件不得侵入車輛乘員艙。符合要求導(dǎo)向功能車輛碰撞后不得翻車。符合要求車輛碰撞后的輪跡應(yīng)滿足導(dǎo)向駛出框的要求。符合要求乘員碰撞速度2.9符合要求緩沖功能乘員碰撞速度6.9符合要求乘員碰撞加速度24.5符合要求乘員碰撞加速度72.52符合要求

5 結(jié)語

利用金屬梁柱及防阻塊的變形吸能作用，根據(jù)理論計算并結(jié)合仿真分析及碰撞試驗，確定了一種三橫梁組合式護(hù)欄方案：拆除原護(hù)欄上部鋼扶手，保留利用原有護(hù)欄混凝土底座，上部通過法蘭錨固增加法蘭立柱+防阻塊+2道鋼橫梁，側(cè)方增加防阻塊+1道鋼橫梁，改造護(hù)欄總高度120 cm。

根據(jù)計算機(jī)仿真分析及實車足尺碰撞試驗結(jié)果可知，該組合式護(hù)欄上部金屬梁柱護(hù)欄可有效降低傳遞至橋面板的碰撞荷載，使護(hù)欄構(gòu)件強(qiáng)度、橋面板強(qiáng)度滿足在碰撞荷載作用下的承載要求，護(hù)欄安全性能達(dá)到SS級防護(hù)等級。該組合式護(hù)欄方案保留利用了原混凝土護(hù)欄，施工方便、經(jīng)濟(jì)合理，同時解決了弱翼緣橋梁的橋面板錨固問題，具有適用性強(qiáng)的優(yōu)點，在既有橋梁護(hù)欄的改造工程中具有重大的推廣價值和應(yīng)用前景。