實心圓柱橋墩防車撞裝置的防撞性能對比分析

王向陽，張林凱,2

(1.武漢理工大學(xué) 交通與物流工程學(xué)院，湖北 武漢 430063;2. 中信建筑設(shè)計研究總院有限公司，湖北 武漢 430014)

0 引言

中國擁有超過100萬座公路和鐵路橋梁，是名副其實的“橋梁大國”。近年來橋梁建設(shè)的發(fā)展，也帶來很多安全問題，橋梁防車撞就是其中之一。目前，中國對于車橋碰撞及防撞裝置的研究尚處于起步階段，相關(guān)規(guī)范也不完善，因此對車橋碰撞和防撞裝置研究很有必要。

泡沫鋁材料是一種以鋁金屬為骨架的新型結(jié)構(gòu)材料，同時具有金屬和氣泡的特性。近年來，泡沫鋁憑借質(zhì)量輕，吸能效率高等優(yōu)點，被大量地應(yīng)用于制造緩沖裝置、減震裝置以及保險杠等安全裝置上。徐東豐[1]分析了汽車撞擊帶有泡沫鋁防護裝置橋墩的外部動力響應(yīng)問題，證明了泡沫鋁防護裝置對橋墩可以起到保護作用。

橡膠混凝土作為一種新型的骨料混凝土，可以吸收大量能量,而并不改變混凝土中各組成材料的化學(xué)性能[2]。李偉龍[3]設(shè)計了一種橡膠混凝土覆層作為橋梁的防撞結(jié)構(gòu)，證明了采用橡膠混凝土材料作為防撞層是可行的。

許多學(xué)者對于用不同材料組合的裝置進行了研究[4-6]。胥睿[7]對鋼板-橡膠混凝土復(fù)合覆層應(yīng)用于橋墩防撞做了介紹；唐進元[8]設(shè)計了一種基于泡沫鋁“三明治”結(jié)構(gòu)的新型斜井跑車防護裝置，采用鋁合金材料作為夾層板，分析其吸能特性和可能的失效形式；劉海證[9]研究了泡沫鋁外包混凝土橋墩的防撞性能，證明其能對車輛橋墩都起到很好的保護作用。

本研究研究不同材料的附著式防撞裝置對橋墩防撞性能的影響，設(shè)計一種泡沫鋁外包橡膠混凝土防撞裝置，其綜合了泡沫鋁和橡膠混凝土各自的優(yōu)點，泡沫鋁材料可以吸收較多的能量，橡膠混凝土可以產(chǎn)生較小的撞深，并將該裝置與泡沫鋁防撞裝置和橡膠混凝土防撞裝置進行對比，通過能量轉(zhuǎn)化、撞擊力大小和裝置撞深等方面來研究裝置的防撞性能，為橋墩防車撞研究和設(shè)計等提供依據(jù)。

1 防撞裝置及其有限元模擬

1.1 項目背景

以某30 m連續(xù)梁橋為研究對象，橋墩為雙柱式實體圓柱墩，橋墩直徑為1.5 m，高7 m，采用C30混凝土，縱筋為HRB400鋼筋。對該橋墩設(shè)立防撞裝置后，采用ANSYS有限元軟件分析車輛撞擊該橋墩的動力響應(yīng)。

(1)車輛模型

車輛模型參考了一輛Ford800卡車模型[10-11]，車輛模型主要由車頭、保險杠、車架、車廂等部位組成，其相關(guān)材料參數(shù)如表1所示。

表1 車輛各部位材料參數(shù)Tab.1 Material parameters for each part of vehicle

碰撞時車頭與保險杠變形較大，因此還需要考慮材料的失效和應(yīng)變率，采用Cowper-Symonds模型來模擬，其屈服應(yīng)力公式如下：

(1)

車廂采用剛性體模擬，通過改變車廂的殼單元厚度來模擬不同質(zhì)量的車輛。

(2)橋墩模型

橋墩采用SOLID164實體單元模擬，混凝土等級為C30，材料本構(gòu)模型選用在高速碰撞領(lǐng)域中運用較多的HJC損傷本構(gòu)模型。橋墩具體尺寸和材料參數(shù)等見文獻[12-13]。

1.2 防撞裝置設(shè)計

3種防撞裝置均為圓筒狀，以橋墩覆層的形式附著在橋墩表面，即內(nèi)徑與橋墩直徑相同為1.5 m，外徑為2.1 m，厚度均為0.3 m，高度均為2.5 m。泡沫鋁防撞裝置采用顯式SOLID164單元模擬，泡沫鋁材料選用LS-DYNA材料庫中的MAT-63號可壓縮泡沫材料模型(關(guān)鍵字為MAT-CRUSHABLE-FOAM)模擬[8]。橡膠混凝土防撞裝置采用HJC本構(gòu)模型模擬，參考李偉龍[3]的橡膠混凝土材料靜力力學(xué)性能試驗及拉壓滯回試驗確定橡膠混凝土材料模型的計算參數(shù)。泡沫鋁外包橡膠混凝土防撞裝置是由泡沫鋁和橡膠混凝土按一定的結(jié)構(gòu)形式組合的裝置，根據(jù)劉海證[9]泡沫鋁外包混凝土的防撞裝置，將外包的C30混凝土替換成橡膠混凝土材料，采用0.2 m厚的泡沫鋁材料并外包0.1 m的橡膠混凝土材料，各相關(guān)材料參數(shù)取值見文獻[13-14]。

1.3 有限元建模

(1)接觸定義及參數(shù)設(shè)置

將車輛與橋墩、車輛與防撞裝置和防撞裝置與橋墩直接的接觸設(shè)置為面面接觸中的自動接觸(ASTS)，車輛和防撞裝置自身內(nèi)部的接觸都設(shè)置為自接觸(ASSC)。自動接觸中需要定義靜摩擦系數(shù)和動摩擦系數(shù)，本研究采用李偉然[15]在車-橋墩防撞裝置數(shù)值模擬時采用的參數(shù)，設(shè)置靜摩擦系數(shù)為0.3，動摩擦系數(shù)為0.2。

(2)沙漏能及滑移界面能的控制

沙漏能的產(chǎn)生是因為LS-DYNA程序為了減少CPU的計算時間，采用單點縮減積分進行計算，進而激起零能模式，導(dǎo)致單元沒有剛度，變形呈現(xiàn)鋸齒形網(wǎng)格，它的出現(xiàn)容易導(dǎo)致結(jié)果無效，需要避免這種模式，或者盡量減小零能模式。仿真分析中滑移界面能屬于非物理量，也需要對其進行控制。一般地，沙漏能和界面滑移能之和不超過總能量的10%，可以認為分析結(jié)果是可靠的[16]。

(3)時間步長的控制

顯式積分算法只有在特定條件下才能使求解過程趨于穩(wěn)定。時間步長Δt均要小于臨界時間步長Δtcr，Δtcr取決于模型中網(wǎng)格的最小單元尺寸，這樣計算結(jié)果才能收斂。本研究取計算時間步長為0.002 s，總計算時間為0.2 s。

(4)單元網(wǎng)格劃分

本研究有限元模型，將車輛模型中車頭和保險杠部分的單元尺度設(shè)為2 cm，車架部分的單元尺度設(shè)為5 cm，車廂部分單元尺度設(shè)為10 cm；橋墩和防撞裝置模型的單元尺度均為10 cm。

(5)邊界條件的定義

研究表明[17]，墩頂自由與墩頂固結(jié)時的最大撞擊力誤差僅為7%，橋梁上部結(jié)構(gòu)對墩頂?shù)募s束作用，采用COMBI165彈簧單元來模擬，計算表明其與全橋模擬時橋墩所受最大撞擊力幾乎不變。車輛撞擊橋墩時，其碰撞持續(xù)時間極短，且橋墩所受撞擊力較大，因此將橋墩墩底與地面剛性連接，建模時將墩底節(jié)點的自由度全部約束。

建立的有限元模型如圖1、圖2所示。

圖1 車輛與橋墩碰撞有限元模型Fig.1 Finite element model of vehicle-bridge pier collision

圖2 車-防撞裝置-橋墩碰撞有限元模型Fig.2 Finite element model of vehicle + anti-collision device + pier

1.4 有限元建模合理性分析

由于沒有試驗數(shù)據(jù)驗證有限元建模的正確性，為驗證有限元模型的合理性，從系統(tǒng)的能量角度出發(fā)，數(shù)值仿真過程中能量轉(zhuǎn)化和能量守恒可以作為判斷有限元模型是否正確合理的一個重要標準[18]。

將橋梁上部結(jié)構(gòu)對墩頂?shù)淖饔煤喕癁樨Q向荷載作用，將上部結(jié)構(gòu)重量平均分給每一個橋墩，得到橋墩所受豎向荷載P=2.8 MPa(采用豎向面荷載作用在橋墩頂面)。對比有、無豎向荷載作用下橋墩所受的最大撞擊力和位移，結(jié)果如表2所示。

表2 不同豎向荷載下橋墩的動力響應(yīng)值(m=8 t，v=80 km/h)Tab.2 Dynamic response values of bridge piers under different vertical loads (m=8 t,v=80 km/h)

從表2可以看出，豎向荷載作用下，橋墩所受最大撞擊力峰值基本不變，且撞擊力峰值出現(xiàn)的時間一致，但增加豎向荷載會減小墩頂?shù)淖畲笪灰?，受撞區(qū)最大位移基本一致。因此，是否施加上部荷載對橋墩最大撞擊力影響不大，且在之后的研究主要考慮受撞區(qū)的位移，在后面的研究中將不考慮上部結(jié)構(gòu)對橋墩的豎向荷載作用。

整個碰撞過程中，車輛以某一速度與橋墩碰撞，車頭先與橋墩發(fā)生碰撞產(chǎn)生變形，撞擊力達到第1個峰值，然后迅速下降，隨后車廂與橋墩2次碰撞使撞擊力再次上升產(chǎn)生第2個峰值，之后撞擊力緩慢下降直到為0。圖3為8 t的卡車以80 km/h的速度撞擊無防撞裝置時的橋墩的撞擊力時程圖。

圖3 車輛與裸墩碰撞時撞擊力時程(m=8 t，v=80 km/h)Fig.3 Time history of impact force during collision between vehicle and bare pier (m=8 t,v=80 km/h)

采用車重為8 t的卡車以80 km/h的速度分別與帶有泡沫鋁防撞裝置、橡膠混凝土防撞裝置和泡沫鋁外包橡膠混凝土防撞裝置的橋墩進行正面對中碰撞模擬，觀察整個模型的能量傳遞與變化，來驗證有限元模型的正確性。

圖4是車-防撞裝置-橋墩碰撞時的能量變化時程圖，從圖4可以看出：車重為8 t的卡車以80 km/h 的速度撞擊3種防撞裝置的總能量為1.96×106J，碰撞結(jié)束后3種工況的剩余動能分別為1.23×105J,1.02×105J,1.17×105J，分別占總能量的6.3%,5.2%,6.0%；系統(tǒng)內(nèi)能分別為1.79×106J,1.82×106J,1.80×106J，分別占總能量的91.3%,92.9%,91.8%；界面滑移能分別為4.35×104J,3.53×104J,4.39×104J，分別占總能量的2.2%,1.8%,2.2%，本研究采用全積分的方式使沙漏能始終為0，計算結(jié)果中總能量基本等于動能與內(nèi)能之和，沙漏能和界面滑移能之和不超過總能量的10%，說明沙漏能和界面滑移能控制滿足條件，計算結(jié)果滿足有限元仿真計算要求[11]，驗證了上述3種防撞裝置有限元模型的合理性。

圖4 車-防撞裝置-橋墩碰撞能量時程Fig.4 Energy time histories of vehicle + anti-collision device + pier collision

從整個系統(tǒng)的動能時程曲線可以看出，碰撞過程中，車輛的動能逐漸轉(zhuǎn)化為防撞裝置和橋墩的內(nèi)能，小部分轉(zhuǎn)化為接觸界面的滑移能，動能減小的速度隨時間變小，這是因為碰撞開始后防撞裝置產(chǎn)生變形，吸收大部分動能，隨著時間的增加其變形逐漸達到最大值，隨后動能有小幅度上升，是因為防撞裝置的彈性變形和橋墩的阻滯作用，出現(xiàn)了速度反彈，但回彈速度非常小，最后趨于穩(wěn)定。系統(tǒng)的內(nèi)能和動能曲線變化趨勢幾乎相反，符合實際碰撞過程變化規(guī)律。

2 碰撞分析及計算

2.1 車輛碰撞對橋墩動力響應(yīng)的影響

用質(zhì)量為16 t的車輛以80 km/h的速度對上述橋墩(無防撞裝置)進行正面對中碰撞，以該典型工況為例，對車橋碰撞過程中橋墩結(jié)構(gòu)的位移、應(yīng)力等進行分析。

(1)位移分析

圖5～圖6分別反映了碰撞過程中受撞區(qū)域和墩頂?shù)奈灰茣r程圖。可以看到無論是撞擊區(qū)域還是墩頂，整個車橋碰撞過程橋墩的位移變形都呈周期性的增長與回落，最后趨于穩(wěn)定，符合一般車橋碰撞過程。結(jié)合圖3可知，當0.15 s后撞擊力基本為0，但橋墩仍然有位移變形，說明橋墩內(nèi)部可能已經(jīng)產(chǎn)生了一定的塑形變形。

圖5 受撞區(qū)位移時程圖Fig.5 Time history of displacement in impacted area

圖6 墩頂位移時程圖Fig.6 Time history of pier top displacement

(2)應(yīng)力分析

通過分析車橋碰撞后橋墩結(jié)構(gòu)內(nèi)部的應(yīng)力響應(yīng)可以一定程度上反應(yīng)橋梁結(jié)構(gòu)是否安全可靠，在車橋碰撞過程中會產(chǎn)生各類應(yīng)力，其中等效應(yīng)力是基于剪切應(yīng)變能的一種應(yīng)力，當單元體的形狀改變比能達到一定程度，材料開始屈服，它可以直觀地反映出橋墩各節(jié)點的應(yīng)力狀態(tài)，從而快速確定模型中的最危險區(qū)域。

圖7反映不同時刻橋墩的等效應(yīng)力云圖。從圖7可以看到：碰撞剛開始時撞擊區(qū)域內(nèi)的應(yīng)力迅速上升且向四周發(fā)散，應(yīng)力上升到最大值后開始出現(xiàn)周期性的上升與下降，但總體上應(yīng)力在逐漸減小。撞擊區(qū)域內(nèi)的應(yīng)力發(fā)展過程符合車橋碰撞時撞擊力時程曲線變化規(guī)律，最后撞擊力為0后橋墩等效應(yīng)力趨于一個穩(wěn)定值。

圖7 不同時刻橋墩的等效應(yīng)力云圖(單位：Pa)Fig.7 Nephograms of equivalent stress on bridge pier at different moments(unit:Pa)

從圖7明顯看到橋墩大部分區(qū)域所受的等效應(yīng)力值(t=0.04 s時最大應(yīng)力為39.7×106Pa，t=0.145 s時為33.7×106Pa)大于C30混凝土軸心抗壓強度標準值20.1×106Pa，且撞擊區(qū)域內(nèi)節(jié)點的應(yīng)力超過標準值較多，其次是墩底區(qū)域，說明車橋碰撞過程中撞擊區(qū)域容易出現(xiàn)壓潰破壞，應(yīng)力損傷的區(qū)域主要為撞擊區(qū)域，其次是墩底區(qū)域。證明了車橋碰撞事故會導(dǎo)致橋墩出現(xiàn)損傷和破壞，建立相應(yīng)的防撞裝置是有必要的。

增設(shè)泡沫鋁防撞裝置，其余初始條件不變，有限元分析結(jié)果發(fā)現(xiàn)：應(yīng)力發(fā)展規(guī)律基本與裸墩時一致，當t=0.038 s時，橋墩所受最大等效應(yīng)力為16.02×106Pa，小于C30混凝土軸心抗壓強度標準值20.1×106Pa。說明防撞裝置的增加并不改變應(yīng)力發(fā)展規(guī)律，但能使橋墩承受該車輛撞擊，滿足抗壓強度要求。經(jīng)計算，增設(shè)30 cm橡膠混凝土防撞裝置和泡沫鋁外包橡膠混凝土防撞裝置均能使橋墩滿足抗壓強度要求，在此不一一贅述。

圖8 t=0.038 s時橋墩所受等效應(yīng)力云圖(單位：Pa)Fig.8 Nephogram of equivalent stress on bridge pier at t=0.038 s(unit:Pa)

2.2 碰撞工況設(shè)計

車橋碰撞時有很多不確定因素，本研究主要考慮車輛的質(zhì)量、撞擊速度以及車輛縱軸線與橋墩軸心間的偏心距距離，對防撞裝置防撞性能研究提供參考。

車輛質(zhì)量為8,12 和16 t，來模擬車輛空載、滿載和超載的情況；車輛的撞擊速度為20,40,60 和80 km/h；車輛與橋墩碰撞的偏心距為0，0.3，0.6和0.9 m。每種初始條件下的車輛分別與裸墩和帶有3種防撞裝置的橋墩發(fā)生碰撞，對橋墩所受撞擊力、裝置吸能和撞深等進行研究。

2.3 碰撞結(jié)果分析

(1)速度因素對防撞裝置的影響

質(zhì)量為8 t的車輛分別以20，40，60和80 km/h正面碰撞橋墩和3種防撞裝置，計算結(jié)果如表3所示。

表3 不同速度下車橋碰撞計算結(jié)果Tab.3 Calculation result of vehicle-bridge collision at different speeds

從表3可以看出，在4種速度下，3種防撞裝置的撞擊力折減率最大的是泡沫鋁防撞裝置，相應(yīng)的也有最長的撞擊持續(xù)時間，但其有最大的裝置塑性撞深，撞擊力折減率最小的是橡膠混凝土防撞裝置，響應(yīng)的也有最短的撞擊持續(xù)時間，但其有最小的裝置塑性撞深，泡沫鋁外包橡膠混凝土防撞裝置的各項指標均介于上述兩種防撞裝置之間。這種情況在低速碰撞時更為明顯，以20 km/h為例，泡沫鋁外包橡膠混凝土防撞裝置撞擊力折減率和泡沫鋁防撞裝置相差0.3%，但其塑性撞深卻減小了41.0%(8.2 mm)。高速碰撞時，以80 km/h為例，泡沫鋁外包橡膠混凝土防撞裝置撞擊力折減率和泡沫鋁防撞裝置相差5.3%，但其塑性撞深卻減小了25.0%(19.5 mm)。

與橡膠混凝土防撞裝置相比，泡沫鋁外包橡膠混凝土防撞裝置雖然塑性撞深較大，但其撞擊持續(xù)時間較長，這和裝置結(jié)構(gòu)的剛度有關(guān)，說明橡膠混凝土防撞裝置剛度較大，不容易產(chǎn)生變形，剛度過大有可能對車輛造成極大的破壞，因此泡沫鋁外包橡膠混凝土防撞裝置是一種良好的緩沖吸能防撞裝置。

從圖9可以看出，隨著車輛速度的增大，撞擊初始動能相應(yīng)增加，使得橋墩所受撞擊力峰值增大，撞擊持續(xù)時間也增加。橋墩加設(shè)防撞裝置后，其撞擊力峰值均有不同程度的減小，由于防撞裝置的緩沖吸能作用，撞擊持續(xù)時間也相應(yīng)增加。從圖10可以看出，隨著車輛速度的增大，防撞裝置的塑性撞深也越來越大，泡沫鋁防撞裝置和泡沫鋁外包橡膠混凝土防撞裝置變化幅度較大，橡膠混凝土防撞裝置變化幅度明顯小于上面兩種防撞裝置，當速度超過60 km/h后裝置的塑性撞深基本不變，說明橡膠混凝土防撞裝置變形已經(jīng)趨于極限，高速碰撞下不利于變形吸能。

圖9 不同速度下最大撞擊力峰值Fig.9 Maximum peak impact forces at different speeds

圖10 不同速度下的裝置塑性撞深Fig.10 Plastic penetration depths of device at different speeds

(2)質(zhì)量因素對防撞裝置的影響

質(zhì)量為8，12和16 t的車輛以80 km/h正面碰撞橋墩和3種防撞裝置，計算結(jié)果如表4所示。

表4 不同質(zhì)量車輛車橋碰撞計算結(jié)果Tab.4 Calculation result of vehicle-bridge collision with different vehicle masses

從圖11、圖12可知，車輛質(zhì)量增加，第1撞擊力增加不明顯，但會顯著增加第2撞擊力峰值，此時已經(jīng)出現(xiàn)了明顯的第2撞擊力峰值，但均小于第1撞擊力峰值；從圖13看出泡沫鋁防撞裝置和泡沫鋁外包橡膠混凝土防撞裝置塑性撞深隨著車輛質(zhì)量的增加而增大，尤其在高質(zhì)量下增加更明顯，但橡膠混凝土防撞裝置塑性撞深基本不變，可以認為其已經(jīng)吸收了最大的能量。同時，表4指出隨著車輛質(zhì)量的增加，無論有無防撞裝置，其撞擊持續(xù)時間顯著增加。這說明質(zhì)量的增加雖然不能增加第1撞擊力峰值，但增加了碰撞持續(xù)時間，這是因為車廂二次碰撞的動量增大，使得二次碰撞的時間也增加。

圖11 車輛撞擊力時程曲線Fig.11 Time history curves of vehicle impact force

圖12 不同質(zhì)量下最大撞擊力峰值Fig.12 Maximum peak impact forces with different masses

圖13 不同質(zhì)量下的裝置塑性撞深Fig.13 Plastic penetration depths of the device with different masses

比對結(jié)果數(shù)據(jù)可知，泡沫鋁防撞裝置緩沖吸能效果最好，泡沫鋁外包橡膠混凝土防撞裝置次之，橡膠混凝土防撞裝置緩沖吸能效果最差，其裝置剛度最大，可能會在高質(zhì)量車輛碰撞時使得車輛損壞更加嚴重。

(3)偏心距因素對防撞裝置的影響

8 t的車輛以80 km/h的速度，分別以偏心距為0(正面碰撞)，0.3，0.6和0.9 m，碰撞橋墩和3種防撞裝置，計算結(jié)果見表5、圖14和圖15。

表5 不同偏心距車橋碰撞計算結(jié)果Tab.5 Calculation result of vehicle-bridge collision with different eccentricities

圖14 不同偏心距時最大撞擊力峰值Fig.14 Maximum peak impact forces with different eccentricities

圖15 不同偏心距的裝置塑性撞深Fig.15 Plastic penetration depths of device with different eccentricities

由計算結(jié)果可知，橋墩所受撞擊力隨偏心距的增大而減小，但撞擊持續(xù)時間會隨偏心距增大而增大，因車輛偏心碰撞防撞裝置，撞擊過程中車頭僅有一側(cè)碰撞變形，仍具有較大的動能繼續(xù)向前移動，導(dǎo)致防撞裝置的塑性撞深會比正撞時要大，從圖14可以看出，偏心碰撞下防撞裝置的塑性撞深隨偏心距的增大呈現(xiàn)先增加后減小的趨勢，且泡沫鋁防撞裝置和泡沫鋁外包橡膠混凝土防撞裝置的塑性撞深遠大于橡膠混凝土防撞裝置的塑性撞深。泡沫鋁防撞裝置和泡沫鋁外包橡膠混凝土防撞裝置在偏心距為0.3 m時有最大的塑性撞深，分別為148.0 mm和107.0 mm，橡膠混凝土防撞裝置在偏心距為0.6 m時有最大的塑性撞深18.7 mm。這說明在偏心碰撞情況下，防撞裝置的撞深會比正面碰撞時要大，具體哪個角度的偏心碰撞下對防撞裝置的撞深影響最大，還應(yīng)進行進一步研究。

2.4 裝置防撞性能對比

選取8 t車輛以80 km/h的速度正撞對應(yīng)的橋墩和防撞裝置(工況13～16)，研究裝置的防撞性能。由上文計算結(jié)果可知，工況13～工況16下橋墩所受撞擊力峰值分別為6 175，4 389，4 866和4 717 kN，工況14，15和16相比工況13撞擊力峰值折減了28.9%，21.2%和23.6%，泡沫鋁防撞裝置折減的撞擊力最大，橡膠混凝土防撞裝置折減的撞擊力最小，泡沫鋁外包橡膠混凝土防撞裝置折減率介于兩者之間。無防撞裝置下，整個碰撞過程持續(xù)了0.109 s，帶有泡沫鋁防撞裝置時碰撞過程持續(xù)了0.156 s，帶有橡膠混凝土防撞裝置時碰撞過程持續(xù)了0.121 s，帶有泡沫鋁外包橡膠混凝土防撞裝置時碰撞過程持續(xù)了0.147 s?？梢钥吹剑O(shè)置防撞裝置后，相比裸墩碰撞情況，橋墩所受的撞擊力有明顯的減少，且撞擊持續(xù)時間相應(yīng)增加，防撞裝置通過自身的變形吸能吸收了車輛撞擊時產(chǎn)生的能量，使得橋墩所受內(nèi)能減小，有利于保護橋墩不受破壞，進而保護橋梁整體的安全性。

圖16 防撞裝置內(nèi)能時程曲線圖Fig.16 Time history curves of internal energy of anti-collision device

圖17 防撞裝置撞深時程曲線圖Fig.17 Time history curves of penetration depth of anti-collision device

圖16、圖17分別表示碰撞過程中防撞裝置內(nèi)能及撞深時程曲線。泡沫鋁防撞裝置最終吸收的能量為2.23×105J，最大撞深為88.2 mm，最終塑性撞深為78.1 mm，橡膠混凝土防撞裝置最終吸收的能量為6.92×104J，最大撞深為15.0 mm，最終塑性撞深為11.5 mm，泡沫鋁外包橡膠混凝土防撞裝置最終吸收的能量為2.07×105J，最大撞深為62.7 mm，最終塑性撞深為58.6 mm?？梢钥吹接捎谲囕v速度進一步增加，防撞裝置吸收的能量和防撞的撞深都相應(yīng)增加，泡沫鋁防撞裝置吸收的能量最大，橡膠混凝土防撞裝置吸收的能量最小，泡沫鋁外包橡膠混凝土防撞裝置吸能效果介于兩者之間，但和泡沫鋁吸能效果差距不大。此外，防撞裝置的結(jié)構(gòu)剛度與撞深呈負相關(guān)，即在保證撞擊力滿足規(guī)范要求的前提下，防撞裝置的結(jié)構(gòu)剛度與其撞深成反比，因此，可以看出泡沫鋁防撞裝置的結(jié)構(gòu)剛度最小，橡膠混凝土防撞裝置結(jié)構(gòu)剛度最大，而泡沫鋁外包橡膠混凝土結(jié)構(gòu)剛度介于兩者之間，說明泡沫鋁外包橡膠混凝土防撞裝置兼具兩種材料的特性，不僅可以吸收大量能量，且不會產(chǎn)生較大的裝置變形值。

采用無量綱化分析研究3種裝置的防撞能力。選取工況14～16進行分析，3種防撞裝置的質(zhì)量分別為754.94，9 754.88和4 088.15 kg。3種裝置單位質(zhì)量下的撞擊力折減率比值、塑性撞深比值和裝置吸能比值(假定泡沫鋁裝置的各比值為100%)見圖18。顯示單位質(zhì)量泡沫鋁的撞擊力折減率、塑性撞深、裝置吸能比都遠遠高于另外兩種裝置。而單位質(zhì)量橡膠混凝土裝置的3種比值都最小。如果橋梁性能對橋墩質(zhì)量增加比較敏感，可以優(yōu)先考慮泡沫鋁裝置防撞。

圖18 單位質(zhì)量下3種裝置的防撞性能無量綱化比較Fig.18 Dimensionless comparison of anti-collision performance of 3 devices per unit mass

3 結(jié)論

(1)防撞裝置的結(jié)構(gòu)剛度與其撞深成反比，其中泡沫鋁防撞裝置結(jié)構(gòu)剛度最小，泡沫鋁外包橡膠混凝土防撞裝置次之，橡膠混凝土防撞裝置結(jié)構(gòu)剛度最大，選擇適當剛度的防撞裝置有利于保護駕駛?cè)说纳踩把b置的重復(fù)利用和維修。

(2)橋墩所受撞擊力峰值隨車輛速度增大而增大，車輛質(zhì)量的增加對第1撞擊力峰值的影響不明顯，但顯著提高了撞擊持續(xù)時間和第2撞擊峰值，撞擊力隨偏心距的增大而減小，撞擊持續(xù)時間會隨偏心距增大而增大。

(3)防撞裝置的塑性撞深隨車輛速度、車輛質(zhì)量的增大而增加，隨偏心距的增大呈現(xiàn)先增加后減小的趨勢。

(4)泡沫鋁防撞裝置撞擊力折減率最大，橡膠混凝土防撞裝置的塑性撞深最小，撞擊持續(xù)時間最短。泡沫鋁外包橡膠混凝土防撞裝置綜合了泡沫鋁和橡膠混凝土兩種材料的性能，不僅可以吸收較多的能量，而且可以產(chǎn)生較小的塑性撞深，是一種很好的新型緩沖吸能防撞裝置。

(5)無量綱化分析結(jié)果表明，如果橋梁性能對橋墩質(zhì)量增加比較敏感，可以優(yōu)先考慮泡沫鋁裝置防撞。