落物豎向沖擊下PC裝配式簡(jiǎn)支箱梁橋動(dòng)力響應(yīng)及損傷分析

韓萬水，王 睿，張景峰，孔令云

(長(zhǎng)安大學(xué)公路學(xué)院，陜西西安 710064)

0 引 言

橋梁作為交通基礎(chǔ)設(shè)施的重要組成部分，除承受正常行車和行人等荷載作用外，在偶然極端情況下也會(huì)受到落物和重型汽車傾覆等劇烈的豎向沖擊荷載，對(duì)橋梁結(jié)構(gòu)造成嚴(yán)重的損傷。2009年7月25日，國(guó)道213線汶川段徹底關(guān)大橋被200 t巨石砸毀，造成百米橋面坍塌；2016年8月13日，西漢高速一失控貨車上墜落20 t鋼卷，撞擊高速公路橋面，導(dǎo)致橋梁發(fā)生嚴(yán)重?fù)p傷，最終導(dǎo)致4片箱梁更換，嚴(yán)重影響正常交通運(yùn)行。

針對(duì)落石重物沖擊作用下橋梁結(jié)構(gòu)的毀傷機(jī)理，相關(guān)學(xué)者開展了大量研究。顧?quán)l(xiāng)等[1]建立了落石-橋梁動(dòng)力分析模型，根據(jù)落石沖擊能量對(duì)橋梁損傷破壞程度進(jìn)行分級(jí)；余志祥等[2]研究了落石沖擊高度、沖擊速度、沖擊角度和落石尺寸等因素對(duì)墩柱損傷體積和位移的影響；葉欣等[3]根據(jù)結(jié)構(gòu)材料破壞和能量轉(zhuǎn)換效率提出了防滾石撞擊物的設(shè)計(jì)準(zhǔn)則；周曉宇等[4]基于滾石的運(yùn)動(dòng)特征，獲得了沖擊力峰值與滾石速度和直徑的關(guān)系；Tachibana等[5]基于沖擊能量和鋼筋混凝土梁的靜態(tài)極限抗彎承載力，提出了沖擊荷載作用下結(jié)構(gòu)防護(hù)設(shè)計(jì)方法。針對(duì)鋼筋混凝土梁式構(gòu)件的抗沖擊性能，相關(guān)學(xué)者已經(jīng)取得了豐富的研究成果。Fujikake等[6]進(jìn)行了普通鋼筋混凝土矩形簡(jiǎn)支梁的落錘沖擊試驗(yàn)，提出了預(yù)測(cè)豎向沖擊作用下梁體動(dòng)力響應(yīng)的兩自由度簡(jiǎn)化模型；曾翔等[7]對(duì)無腹筋梁沖擊損傷破壞行為進(jìn)行了試驗(yàn)和數(shù)值模擬研究，發(fā)現(xiàn)配置一定數(shù)量的箍筋和梁頂縱筋對(duì)于提高混凝土梁抗沖擊性能作用明顯；趙德博[8]基于試驗(yàn)和理論，提出了可考慮剪切及彎曲變形的簡(jiǎn)支梁受沖擊三自由度簡(jiǎn)化模型；劉飛等[9]對(duì)鋼筋混凝土簡(jiǎn)支梁進(jìn)行試驗(yàn)和數(shù)值模擬，分析了其破壞機(jī)理和耗能機(jī)制；許斌等[10]對(duì)鋼筋混凝土簡(jiǎn)支深梁進(jìn)行了沖擊性能試驗(yàn)研究并考慮了二次沖擊的影響；趙武超等[11]研究了箍筋間距﹑邊界條件和沖頭形狀等因素對(duì)鋼筋混凝土梁動(dòng)力響應(yīng)和損傷情況的影響，并采用截面損傷因子評(píng)定構(gòu)件損傷；竇國(guó)欽等[12]研究了高強(qiáng)鋼筋混凝土梁的抗沖擊性能。除此之外，相關(guān)學(xué)者針對(duì)鋼筋混凝土橋面板的沖擊性能亦進(jìn)行了深入研究，Xiong等[13]模擬了鋼板卷侵徹鋼筋混凝土橋面的過程，分析了沖擊過程構(gòu)件裂縫發(fā)展和失效機(jī)理；周曉宇等[14]提出了針對(duì)落物沖擊混凝土橋面板的失效概率和可靠度指標(biāo)的評(píng)價(jià)方法；Delhomme等[15]模擬了山區(qū)落石對(duì)鋼筋混凝土橋面板的沖擊作用，并提出了兩自由度的質(zhì)量-彈簧-阻尼器簡(jiǎn)化模型；Majeed等[16]提出了預(yù)測(cè)巨石等極端荷載撞擊混凝土結(jié)構(gòu)接觸力的計(jì)算方法；Yong等[17]根據(jù)能量守恒定律和動(dòng)量守恒定律，分析了落石撞擊結(jié)構(gòu)產(chǎn)生的滑動(dòng)位移；Kishi等[18]開展了落石沖擊作用下鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)試驗(yàn)研究，分析了結(jié)構(gòu)的沖擊損傷過程和安全性能。

從以上研究可以看到，目前針對(duì)鋼筋混凝土橋梁的抗沖擊性能研究仍集中于具有簡(jiǎn)單截面的構(gòu)件層面，從工程實(shí)際和結(jié)構(gòu)整體出發(fā)，研究落物、落石劇烈沖擊作用下橋梁結(jié)構(gòu)整體和局部的損傷破壞行為目前還涉及較少。因此，本文以公路橋梁中常見的預(yù)應(yīng)力混凝土裝配式箱梁橋?yàn)槔?，基于試?yàn)驗(yàn)證和數(shù)值仿真，采用顯式動(dòng)力有限元方法，研究重物墜落沖擊橋梁的致?lián)p機(jī)理，探討不同墜落沖擊位置、沖擊能量以及落物沖擊角度等因素對(duì)于裝配式箱梁橋的損傷影響。

1 RC梁落錘沖擊試驗(yàn)

為了驗(yàn)證數(shù)值模擬方法的精準(zhǔn)性和可靠性，本文對(duì)文獻(xiàn)[19]的鋼筋混凝土(RC)梁落錘沖擊試驗(yàn)進(jìn)行數(shù)值模擬(圖1)。梁體全長(zhǎng)為1 700 mm，凈跨徑為1 400 mm，截面高度和寬度分別為250 mm和150 mm。截面頂面和底面對(duì)稱布置2根截面面積為397 mm2的縱向鋼筋，屈服強(qiáng)度為426 MPa；箍筋直徑為10 mm，屈服強(qiáng)度為295 MPa，縱向布置間距為75 mm。混凝土立方體抗壓強(qiáng)度為42 MPa，最大骨料粒徑為10 mm。

圖1 落錘沖擊試驗(yàn)有限元模型(單位:mm)

采用豎向落錘試驗(yàn)機(jī)對(duì)RC梁跨中進(jìn)行沖擊試驗(yàn)，落錘沖頭形狀為半徑90 mm的半球面，質(zhì)量為400 kg，落錘自由落體高度為1.2 m。剛性落錘上設(shè)置有力傳感器來測(cè)量梁體與沖擊體間的碰撞力。梁底跨中設(shè)置激光位移傳感器來獲得跨中撓度，沖擊力和位移傳感器對(duì)碰撞力和跨中位移數(shù)據(jù)采集頻率為100 kHz。

建立圖1中RC梁三維非線性有限元模型?；炷梁椭ё捎脤?shí)體單元模擬，鋼筋采用基于高斯積分算法的3節(jié)點(diǎn)梁?jiǎn)卧M，網(wǎng)格尺寸為10 mm?；炷敛牧夏Ｐ筒捎眠B續(xù)帽蓋模型(*MAT_CSCM_CONCRETE)，為合理模擬混凝土的開裂行為，設(shè)置CSCM模型的侵蝕參數(shù)為1.1，表示當(dāng)最大主應(yīng)變超過0.1時(shí)，該單元將被刪除；鋼筋采用雙線性彈塑性材料模型(*MAT_PLASTIC_KINEMATIC)，彈性模量為200 GPa，泊松比為0.3，應(yīng)變率參數(shù)分別為40.4和5.0，失效應(yīng)變?cè)O(shè)為0.12[11,20]。通過引入Cowper-Symonds公式[21]考慮應(yīng)變率效應(yīng)對(duì)于鋼材屈服強(qiáng)度的提高。由于沖擊加載過程持時(shí)較短，鋼筋與混凝土無法發(fā)生明顯的相對(duì)滑動(dòng)[22]，故采用*CONSTRAINED_LAGRANGE_IN_SOLID命令模擬其理想黏結(jié)關(guān)系[23]。

落錘采用剛體材料(*MAT_RIGID)模擬，網(wǎng)格最小尺寸為5 mm。支座采用彈性本構(gòu)材料模擬，并約束支座底部平動(dòng)自由度。為了防止RC梁在受到?jīng)_擊載荷后發(fā)生抬升，梁的頂部模擬2個(gè)支撐。有限元模型中共包含64 632個(gè)實(shí)體單元和1 784個(gè)梁?jiǎn)卧?。力和位移輸出頻率與試驗(yàn)相同。

基于罰函數(shù)算法的自動(dòng)面面接觸(ASTS)被學(xué)者廣泛應(yīng)用，并得到了真實(shí)可靠的結(jié)果[24]，故支座、落錘與梁體之間的接觸采用自動(dòng)面面接觸方式模擬。當(dāng)接觸參數(shù)SOFT=0時(shí)，實(shí)體單元接觸剛度k不受時(shí)間步長(zhǎng)的影響[25]，計(jì)算公式如式(1)所示

(1)

式中：fs為界面剛度的比例因子；K為接觸材料的體積模量；A，V分別為接觸面積和接觸體積。

圖2給出了試驗(yàn)與數(shù)值模擬的結(jié)果對(duì)比，可以看出，碰撞力和位移時(shí)程曲線與試驗(yàn)曲線吻合較好，最大相對(duì)誤差均在5%以內(nèi)。

圖2 試驗(yàn)與數(shù)值模擬對(duì)比

圖3給出了RC梁的試驗(yàn)裂縫分布與數(shù)值模擬得到的塑性損傷分布對(duì)比，可以發(fā)現(xiàn)RC梁跨中沖擊位置處均出現(xiàn)嚴(yán)重的彎曲型損傷，故本文采用的數(shù)值模擬方法可以真實(shí)準(zhǔn)確地反映沖擊過程中RC梁動(dòng)態(tài)響應(yīng)特性。

2 PC裝配式箱梁數(shù)值模擬

2.1 有限元模型

建立文獻(xiàn)[26]中跨徑30 m的預(yù)應(yīng)力混凝土(PC)裝配式箱梁有限元模型，并采用顯式有限元軟件LS-DYNA進(jìn)行分析，梁體高1.8 m，支點(diǎn)處截面腹板和底板厚度為250 mm，其余尺寸與圖4跨中截面相同。箱梁混凝土立方體抗壓強(qiáng)度為65 MPa，換算為軸心抗壓強(qiáng)度為50 MPa?？v向鋼筋為直徑16 mm的HRB335鋼筋和直徑10 mm的R235鋼筋，箍筋采用直徑為10 mm的R235鋼筋，箍筋間距為200 mm；預(yù)應(yīng)力筋采用公稱直徑為15.2 mm的高強(qiáng)低松弛鋼絞線，張拉控制應(yīng)力為1 395 MPa，單根箱梁預(yù)應(yīng)力鋼筋的面積為4 480 mm2。

圖4 箱梁跨中截面尺寸及配筋(單位：cm)

預(yù)應(yīng)力鋼筋材料采用*MAT_ELASTIC_PLASTIC_THERMAL，通過設(shè)定材料降溫，實(shí)現(xiàn)預(yù)應(yīng)力的施加。根據(jù)式(2)計(jì)算溫度變化引起的鋼筋應(yīng)變?chǔ)臫

εT=ΔTα

(2)

式中：ΔT為溫度差值；α為預(yù)應(yīng)力鋼筋的溫度線膨脹系數(shù)，取為1.2×10-5[27-28]。

預(yù)應(yīng)力筋的預(yù)加力和降溫幅度之間的關(guān)系如公式(3)所示

(3)

式中：N為預(yù)加力；E為預(yù)應(yīng)力鋼筋的彈性模量；A′為預(yù)應(yīng)力鋼筋的面積。

支座類型為板式支座，支座墊石底部約束其平動(dòng)自由度?；炷痢⒅ё推胀ㄤ摻畈牧媳緲?gòu)模型與第1節(jié)相同，材料詳細(xì)參數(shù)見表1。

表1 材料參數(shù)Tab.1 Material Parameters

為了降低計(jì)算中出現(xiàn)的較大沙漏能，采用*CONTROL_HOURGLASS關(guān)鍵字，基于剛性的沙漏控制理論來控制計(jì)算過程，其中沙漏系數(shù)取為0.05[23]。

2.2 模型驗(yàn)證

在跨中施加隨時(shí)間線性變化的豎向均布荷載(圖4)，均布荷載最大合力為1.872 MN。對(duì)建立的箱梁數(shù)值模型進(jìn)行加載并得到其跨中底板荷載-撓度曲線(圖5)，通過與文獻(xiàn)[26]的足尺模型試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比可以發(fā)現(xiàn)，數(shù)值計(jì)算得到的撓度與試驗(yàn)結(jié)果最大相對(duì)誤差在10%以內(nèi)，說明采用的有限元模擬方法和參數(shù)取值能夠真實(shí)反映預(yù)制裝配式箱梁的力學(xué)性能，可用于后續(xù)的計(jì)算分析。

圖5 跨中荷載-撓度曲線

3 損傷過程分析

建立5片箱梁組成的裝配式預(yù)應(yīng)力混凝土簡(jiǎn)支梁橋[圖4(c)]，橋面寬度為14.7 m，瀝青混凝土鋪裝層厚10 cm，跨中和支點(diǎn)分別設(shè)置厚度為200 mm的橫隔梁。為提高計(jì)算精度和效率，落物碰撞區(qū)域混凝土實(shí)體單元尺寸為50 mm，除碰撞區(qū)域外混凝土單元尺寸為150 mm；鋼筋單元尺寸為200～300 mm。全橋模型單元共626 658個(gè)。

瀝青鋪裝層材料[29-30]本構(gòu)采用連續(xù)帽蓋模型，材料參數(shù)見表1。箱梁間接縫作為主梁翼緣的一部分，材料本構(gòu)及參數(shù)與主梁一致。落物假設(shè)為20 t的圓柱體鋼卷，高度和直徑分別為1.5 m和1.47 m，材料采用剛體本構(gòu)模型(*MAT_RIGID)。通過設(shè)置自動(dòng)面面接觸(ASTS)實(shí)現(xiàn)鋼卷與主梁間的撞擊接觸，接觸摩擦因數(shù)為0.5[31]。為節(jié)約計(jì)算時(shí)間，不同工況下鋼卷與主梁的初始間距均設(shè)置為1 mm。本文僅研究落物與箱梁第1次沖擊過程，并通過改變落物初始速度來實(shí)現(xiàn)不同墜落高度下的沖擊效應(yīng)。

圖6給出了落物沖擊1#邊梁的位移、碰撞力和支反力時(shí)程曲線。在接觸碰撞開始的極短時(shí)間內(nèi)，碰撞力即達(dá)到峰值，隨后迅速下降至極低水平；總支反力和梁體跨中位移峰值出現(xiàn)相對(duì)滯后，幾乎同時(shí)達(dá)到峰值且基本同相位發(fā)生變化。在碰撞的初始階

圖6 落物沖擊1#邊梁響應(yīng)時(shí)程

段，由于應(yīng)力波傳播時(shí)間差，碰撞力基本由主梁加速產(chǎn)生的慣性力承擔(dān)，梁體的整體變形較小，沖擊作用使得箱梁發(fā)生局部變形和損傷；隨著沖擊過程的持續(xù)進(jìn)行，碰撞荷載下降至較低水平，沖擊作用所產(chǎn)生的應(yīng)力波在梁體內(nèi)部已經(jīng)傳播完成并處于平衡狀態(tài)，這時(shí)梁體的整體變形主要由自身運(yùn)動(dòng)所產(chǎn)生的慣性力引起。

圖7給出了落物沖擊1#邊梁跨中時(shí)的梁體損傷擴(kuò)展過程。根據(jù)碰撞力的發(fā)展階段及梁體的損傷特征可以將沖擊過程分為3個(gè)階段，即初始碰撞階段、損傷擴(kuò)展階段和應(yīng)力傳播穩(wěn)定狀態(tài)。

圖7 箱梁損傷擴(kuò)展過程

(1)初始碰撞階段(t=0～0.01 s)

初始碰撞階段持時(shí)極短，沖擊作用引起的應(yīng)力波在梁體高度方向上傳播，沖擊位置中心產(chǎn)生環(huán)向損傷帶，沖擊位置處的腹板和底板產(chǎn)生微小損傷，但此時(shí)應(yīng)力波在縱向尚未大范圍傳播，重物的沖擊力基本由慣性力平衡，此時(shí)主梁的支反力處于較低水平，梁體的整體變形較小[圖7(a)]。

(2)損傷擴(kuò)展階段(t=0.01～0.1 s)

在這一階段，應(yīng)力波沿縱橫兩方向傳播，并引起橋梁的整體變形和運(yùn)動(dòng)，梁體的變形相較于應(yīng)力波的傳播較為滯后，因此位移峰值的出現(xiàn)晚于受沖擊梁體支反力出現(xiàn)的時(shí)間。在應(yīng)力波傳播的過程中，碰撞接觸區(qū)域的損傷繼續(xù)加重，沖擊導(dǎo)致的塑性損傷逐漸向兩支點(diǎn)方向擴(kuò)展，鄰近的梁體也發(fā)生一定的塑性損傷[圖7(b)]。

(3)穩(wěn)定階段(t>0.1 s)

由沖擊作用引起的應(yīng)力波在橋梁縱橫向傳播趨于穩(wěn)定后，梁體的塑性損傷也基本完全形成，在這一階段，重物沖擊梁體后的剩余動(dòng)能使得橋梁與重物發(fā)生自由振動(dòng)，并且由于阻尼的耗散作用，梁體的振動(dòng)最終停止[圖7(c)]。

圖8給出了沖擊過程中主梁跨中底板縱向鋼筋和預(yù)應(yīng)力鋼筋的應(yīng)力時(shí)程，鋼筋應(yīng)力在初始碰撞階段即達(dá)到峰值，隨后在應(yīng)力波傳播的損傷擴(kuò)展階段發(fā)生劇烈波動(dòng)，隨著應(yīng)力波傳播完成，鋼筋的應(yīng)力也逐漸減小并趨于穩(wěn)定。

圖8 鋼筋應(yīng)力時(shí)程

為分析沖擊荷載作用下梁體沿縱向的損傷分布情況，采用如式(4)所定義的截面損傷因子ds作為評(píng)價(jià)指標(biāo)[11]，其中d為單元的損傷因子，n為截面的單元數(shù)。輕度損傷時(shí)ds=0.0～0.3，中度損傷時(shí)ds=0.3～0.6，重度損傷時(shí)ds=0.6～0.9，構(gòu)件失效時(shí)ds=0.9～1.0。

(4)

圖9給出了主梁的縱向損傷因子分布。梁體的損傷程度從支點(diǎn)到跨中整體上呈增長(zhǎng)趨勢(shì)，即沖擊位置處的損傷較為嚴(yán)重，遠(yuǎn)離沖擊點(diǎn)的損傷逐漸減小，跨中截面的損傷因子達(dá)到0.65，截面的承載力和剛度發(fā)生較大比例削弱。支點(diǎn)處的剪力較大，致使主梁發(fā)生一定程度損傷，截面損傷因子因此也在鄰近支點(diǎn)處存在突變。

圖9 截面損傷因子

4 參數(shù)分析與沖擊損傷機(jī)理

4.1 沖擊位置

由于車輛行車線路的變化及重物墜落后發(fā)生彈跳滾動(dòng)，可能在縱向和橫向不同位置對(duì)多片預(yù)應(yīng)力混凝土箱梁造成損傷，因此討論不同縱橫向沖擊位置對(duì)于梁體損傷及動(dòng)力響應(yīng)的影響。

4.1.1 橫向沖擊位置

重物墜落沖擊橋梁跨中不同橫向位置時(shí)的梁體豎向位移、碰撞力和支反力峰值響應(yīng)結(jié)果見表2，沖擊位置從3#中梁轉(zhuǎn)移至1#邊梁，梁體豎向位移峰值逐漸增大，最大豎向位移增加約54.6%，沖擊后的殘余位移增加約38.2%。不同橫向沖擊位置產(chǎn)生梁體豎向位移差異主要是因?yàn)橹辛汉瓦吜菏艿洁徑后w的約束程度不同：3#中梁處于中部，受到兩側(cè)梁體的約束效應(yīng)最強(qiáng)，因此其沖擊位移最小，隨著沖擊位置由中梁轉(zhuǎn)移至邊梁，沖擊位置處受到周圍梁體的約束作用逐漸減小，受沖擊梁體的豎向位移逐漸提高。

表2 不同橫向沖擊位置響應(yīng)結(jié)果Tab.2 Response Results in Different Transverse Impact Positions

碰撞力峰值主要受到碰撞物沖擊參數(shù)(質(zhì)量和速度)、碰撞接觸剛度及接觸面積等因素影響，橫向沖擊位置對(duì)碰撞力峰值影響有限。梁體支反力由于扣除了慣性力影響，相較于碰撞力數(shù)值較小且可更好反映構(gòu)件抗力變化特征[32]，橫向沖擊位置對(duì)于多片裝配式箱梁總的支反力峰值影響較小，但是隨著沖擊位置從3#中梁轉(zhuǎn)移至1#邊梁，支反力峰值顯著增大，梁體自身抗力承擔(dān)沖擊荷載的比例亦增大。

落物沖擊預(yù)制裝配式箱梁的損傷模式可分為局部型和整體型2類，圖10給出了落物沖擊3#，2#和1#主梁的損傷分布情況。在落物沖擊橋梁跨中不同橫向位置時(shí)，接觸局部區(qū)域形成較為嚴(yán)重的環(huán)形塑性損傷，部分單元失效，落物沖擊位置從3#中梁[圖10(a)]轉(zhuǎn)移至1#邊梁[圖10(c)]時(shí)，由于鄰近主梁對(duì)于被沖擊主梁的約束效應(yīng)減弱，致使落物沖擊區(qū)域橋面板的損傷趨于嚴(yán)重。

圖10 不同沖擊位置時(shí)的箱梁損傷分布

落物的瞬時(shí)動(dòng)力加載對(duì)于受沖擊主梁和未受沖擊主梁的整體損傷分布呈現(xiàn)出不同的影響規(guī)律。圖11給出了落物在跨中沖擊3#中梁的受力示意圖，其中F為豎向力，T為沖擊加載所形成的等效扭矩，當(dāng)落物在跨中沖擊3#中梁時(shí)，中梁跨中區(qū)域的腹板和底板分別出現(xiàn)豎向和橫向分布的損傷，整體呈現(xiàn)出明顯的彎曲型損傷特征。對(duì)于其他未受沖擊的主梁，落物的沖擊作用對(duì)鄰近梁體形成了明顯的彎扭組合作用，形成了以沖擊位置處為中心的放射性斜向損傷分布。

圖11 落物沖擊箱梁受力示意

4.1.2 縱向沖擊位置

為考察不同縱向沖擊位置對(duì)主梁損傷和動(dòng)力響應(yīng)的影響，對(duì)落物撞擊1#邊梁跨中﹑1/4跨以及鄰近支座處(距支座1.8 m)時(shí)的響應(yīng)進(jìn)行分析，并在表3中給出主梁的碰撞響應(yīng)結(jié)果。隨著沖擊位置從跨中變化至支座附近處，沖擊峰值位移逐漸減小，與落物撞擊在跨中時(shí)的最大位移相比，撞擊位置在1/4跨和鄰近支座處的最大位移分別降低了約10.5%和50.4%，沖擊后梁體的殘余位移分別降低了約13.7%和42.8%。

表3 不同縱向沖擊位置響應(yīng)結(jié)果Tab.3 Response Results in Different Longitudinal Impact Positions

從圖12可以看到，相較于沖擊位置在跨中和1/4跨，落物沖擊發(fā)生在支座附近的位移峰值出現(xiàn)較早，且位移達(dá)到峰值后不發(fā)生明顯波動(dòng)，這說明當(dāng)支座附近受到?jīng)_擊時(shí)梁體可能發(fā)生脆性剪切破壞，梁體在很短時(shí)間內(nèi)發(fā)生破壞并達(dá)到位移峰值。

圖12 不同縱向沖擊位置時(shí)的主梁位移時(shí)程

不同縱向沖擊位置對(duì)碰撞力和總支反力峰值的影響同樣有限，但對(duì)沖擊的梁體支反力影響較大。從圖13可以看出，沖擊位置從跨中移動(dòng)至支點(diǎn)處，受沖擊主梁支反力峰值呈下降趨勢(shì)，與沖擊在跨中時(shí)相比，在1/4跨和支座處的支反力峰值分別降低了約43.4%和48.5%，且梁體自身的支反力峰值出現(xiàn)逐漸提前。這主要是由于沖擊位置從跨中移動(dòng)至支點(diǎn)處的過程中，梁體的慣性力效應(yīng)逐漸減弱，沖擊效應(yīng)由梁體自身抗力承擔(dān)，造成支反力與碰撞力無論是在數(shù)值還是在出現(xiàn)的時(shí)間點(diǎn)上逐漸接近。

圖13 不同縱向沖擊位置時(shí)的箱梁碰撞力和支反力

圖14給出了落物沖擊1#邊梁支點(diǎn)損傷分布情況，與沖擊位置在跨中時(shí)梁體的損傷[圖10(c)]相比，隨著沖擊位置向支點(diǎn)處轉(zhuǎn)移，落物沖擊梁體的局部區(qū)域損傷程度趨于嚴(yán)重，但是損傷分布范圍逐漸縮小。特別是當(dāng)沖擊位置在支點(diǎn)附近時(shí)，塑性損傷局限于受沖擊梁體自身及梁體之間的連接處，支點(diǎn)附近截面由于較大剪力發(fā)生嚴(yán)重的破壞，其他未受沖擊梁體未出現(xiàn)由于彎曲或彎扭聯(lián)合作用導(dǎo)致的整體分布型損傷。

圖14 1#邊梁支點(diǎn)損傷分布

4.2 沖擊能量

根據(jù)《中華人民共和國(guó)道路交通安全法實(shí)施條例》第五十四條，重型、中型載貨汽車、半掛車載物高度從地面起不得超過4 m，因此在分析中假設(shè)落物墜落高度為1，2，3，4 m，同時(shí)通過調(diào)整落物密度獲得不同的沖擊質(zhì)量，以考察沖擊能量變化對(duì)于梁體沖擊響應(yīng)的影響，表4給出了不同沖擊能量下的計(jì)算參數(shù)。

表4 不同沖擊能量下的計(jì)算參數(shù)Tab.4 Calculation Parameters at Different Impact Energies

對(duì)落物沖擊主梁的碰撞力時(shí)程進(jìn)行積分得到荷載沖量并在圖15(a)中給出，隨著沖擊能量的增加，荷載沖量持續(xù)增加，當(dāng)沖擊能量到達(dá)391.9 kJ時(shí)，荷載沖量增幅變緩。

圖15 不同沖擊能量下的箱梁響應(yīng)

圖15(b)給出了不同沖擊能量下的鋼筋最大應(yīng)力和考慮沖擊加載應(yīng)變率效應(yīng)后的鋼筋屈服應(yīng)力。隨著沖擊能量增加，受沖擊梁體的縱向鋼筋應(yīng)力持續(xù)增加，當(dāng)沖擊能量超過391.9 kJ時(shí)，縱向主要受力鋼筋已經(jīng)進(jìn)入屈服狀態(tài)，鋼筋應(yīng)力基本不隨落物沖擊能量提高而增加。

梁體的位移峰值和沖擊后的殘余位移隨著沖擊能量的增大而上升[圖15(c)]，且基本呈線性增長(zhǎng)關(guān)系。

隨著沖擊能量的提高，碰撞力峰值和受沖擊梁體的支反力也明顯增大，但裝配式多片箱梁的整體支反力峰值變化幅度相對(duì)較小，由于未受沖擊梁體的支反力可認(rèn)為等于總支反力扣除受沖擊梁體的支反力，因此從圖15(d)可以發(fā)現(xiàn)：未受沖擊的其他主梁支反力隨著沖擊能量的增加反而趨于減小，說明沖擊能量的增大雖然會(huì)使受沖擊主梁的損傷加重，但是其他未受沖擊主梁的損傷不會(huì)因沖擊能量的增大而發(fā)生更為嚴(yán)重的損傷。

4.3 沖擊角度

落物的沖擊角度會(huì)顯著影響沖擊初始階段的加載范圍，并對(duì)后續(xù)的動(dòng)力響應(yīng)產(chǎn)生影響，分別設(shè)定落物以0°，30°，90°沖擊主梁(圖16)，響應(yīng)結(jié)果在表5中給出。與0°沖擊角度相比，30°和90°位移峰值分別減小了約37.4%和38.8%，殘余位移分別減小了72.3%和69.7%，落物與梁體的接觸面積越大，對(duì)梁體造成的損傷越嚴(yán)重。

圖16 落物不同角度沖擊箱梁示意

表5 不同沖擊角度下的箱梁響應(yīng)結(jié)果Tab.5 Response Results of Box Girder with Different Impact Angles

不同沖擊角度對(duì)總支反力的峰值影響同樣有限，但碰撞力峰值和受沖擊梁體支反力峰值產(chǎn)生較大差異。與0°沖擊角度相比，30°和90°碰撞力峰值分別減小了約68.3%和61.9%，受沖擊梁體支反力峰值分別減小了約60.6%和48.5%。沖擊角度為0°時(shí)，碰撞力峰值較大且持時(shí)短；沖擊角度為30°和90°時(shí)，碰撞力峰值小但持時(shí)較長(zhǎng)，因此碰撞荷載沖量相差較小。

當(dāng)沖擊角度為30°和90°(碰撞接觸面積減小)沖擊梁體時(shí)，損傷主要集中于跨中沖擊區(qū)域，由于落物棱邊局部的接觸作用，致使頂板部分混凝土失效破碎，部分鋼筋外露，與圖10(c)相比，圖17鄰近受沖擊位置梁體的損傷影響較小。

圖17 不同沖擊角度下的箱梁塑性損傷分布

5 結(jié)語

(1)根據(jù)碰撞力和梁體損傷發(fā)展特征，落物沖擊裝配式箱梁可分為初始碰撞、損傷擴(kuò)展和最終穩(wěn)定3個(gè)階段；箱梁損傷主要表現(xiàn)為局部和整體2種類型，落物沖擊位置處箱梁截面損傷程度最大，支點(diǎn)處次之；在沖擊荷載作用下，受沖擊的主梁發(fā)生彎曲型損傷，而其他主梁則形成彎扭組合損傷。

(2)橫向沖擊位置從中梁轉(zhuǎn)移至邊梁，被沖擊梁體受約束效應(yīng)逐漸減小，梁體的位移和支反力顯著增長(zhǎng)，沖擊區(qū)域梁體損傷也更嚴(yán)重，但是碰撞力和總支反力峰值變化幅度較小。

(3)縱向沖擊位置從跨中移動(dòng)至鄰近支座處，受沖擊梁體的位移和支反力逐漸減小，碰撞力和多片梁總支反力變化較小，破壞模式逐漸由彎曲型轉(zhuǎn)變?yōu)榧羟行?；?dāng)沖擊位置在支座附近時(shí)，由于梁體的慣性力效應(yīng)減弱，受沖擊梁體豎向位移和支反力較早達(dá)到峰值。

(4)隨著沖擊能量的增加，碰撞荷載﹑縱向鋼筋應(yīng)力峰值﹑位移﹑碰撞力和受沖擊主梁支反力呈增長(zhǎng)趨勢(shì)，整體支反力增長(zhǎng)有限，受沖擊主梁損傷明顯加重，但未受沖擊的主梁損傷不會(huì)持續(xù)增加。沖擊能量超過391.9 kJ時(shí)，縱向鋼筋進(jìn)入屈服狀態(tài)。

(5)落物以30°和90°沖擊梁體時(shí)，初始碰撞接觸面積減小，總體支反力未明顯變化，碰撞力峰值、被沖擊梁體的支反力以及位移明顯減小，梁體的局部損傷趨于嚴(yán)重，但是損傷范圍減小。