水平?jīng)_擊荷載下的橋墩動(dòng)態(tài)響應(yīng)模型試驗(yàn)

李 亞，羅旗幟*

（佛山科學(xué)技術(shù)學(xué)院土木工程系，廣東佛山528000）

水平?jīng)_擊荷載下的橋墩動(dòng)態(tài)響應(yīng)模型試驗(yàn)

李 亞，羅旗幟*

（佛山科學(xué)技術(shù)學(xué)院土木工程系，廣東佛山528000）

基于相似理論，按照1∶5的縮尺比例制作了鋼筋混凝土圓柱形模型橋墩，并進(jìn)行了水平?jīng)_擊下的模型試驗(yàn)。水平撞擊力采用研制的超高重型落錘水平牽引碰撞試驗(yàn)機(jī)施載，并專門設(shè)計(jì)了薄壁鋼管緩沖器，以模擬碰撞過程中車頭的柔性變形。模型試驗(yàn)獲得了在水平?jīng)_擊荷載作用下橋墩動(dòng)態(tài)響應(yīng)的撞擊力、位移和鋼筋應(yīng)變等時(shí)程曲線，并與有限元計(jì)算結(jié)果作了比較。研究表明：橋墩在水平?jīng)_擊撞擊下，沖擊力經(jīng)歷了動(dòng)態(tài)波動(dòng)，且最大沖擊力發(fā)生在第一峰值；橋墩變形主要是彎曲變形，且在撞擊點(diǎn)以下和附近最為突出；橋墩縱向鋼筋應(yīng)變小，遠(yuǎn)小于其屈服應(yīng)變，處于彈性范圍；沖擊體一半以上能量被轉(zhuǎn)化成橋墩的內(nèi)能和動(dòng)能，造成橋墩在沖擊瞬間能量急劇增加。

橋墩；水平?jīng)_擊；模型試驗(yàn)；數(shù)值模擬；動(dòng)態(tài)響應(yīng)

橋梁作為架空建筑物，往往位于公路、城市道路和鐵路等交通線的交叉匯合處，存在被車輛撞擊的風(fēng)險(xiǎn)。近年來，隨著道路交通量的不斷增大，公路和城市道路橋梁等被車撞擊事故不斷發(fā)生［1］，不僅危害橋梁結(jié)構(gòu)的安全性，也造成嚴(yán)重的生命財(cái)產(chǎn)損失。車輛與橋墩的碰撞過程非常復(fù)雜，其力學(xué)研究涉及多種因素。迄今為止，國(guó)內(nèi)外許多學(xué)者致力于碰撞的能量法［2-6］、有限元仿真法［7-12］、經(jīng)驗(yàn)公式法［13-16］和模型試驗(yàn)法［17-18］等方面的研究。能量法可以獲得解析解，但它忽略了諸多因素。有限元仿真法盡管可以考慮諸多因素，但其計(jì)算工作量大，且準(zhǔn)確計(jì)算模型和相關(guān)參數(shù)還有難度。經(jīng)驗(yàn)公式法盡管有的已經(jīng)納入國(guó)家相關(guān)規(guī)范中，但各種不同計(jì)算公式得到的結(jié)果相差很大［19］，說明國(guó)際上對(duì)橋墩撞擊的理論計(jì)算還不能有效解決實(shí)際工程問題。最佳方法是進(jìn)行全尺度撞擊試驗(yàn)，但耗材昂貴，一般較難實(shí)現(xiàn)。通常把縮尺比例模型試驗(yàn)作為一種研究車輛與橋墩撞擊的基本試驗(yàn)方法，它能給理論分析結(jié)果提供較為準(zhǔn)確的對(duì)比基礎(chǔ)，但目前大多數(shù)采用豎向落錘沖擊試驗(yàn)替代水平撞擊試驗(yàn)［20-21］。本文基于相似理論，按照1∶5的縮尺比例制作鋼筋混凝土圓形橋墩，并專門設(shè)計(jì)了小車薄壁鋼管緩沖器，采用研制的超高重型落錘水平牽引碰撞試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行水平?jīng)_擊試驗(yàn)，獲得橋墩沖擊力、位移和鋼筋應(yīng)變等時(shí)程曲線，并與有限元計(jì)算結(jié)果作比較。

1 模型制作

本文以某橋的圓柱形橋墩為原型，基于相似原理以1∶5的縮尺比例制作了模型試件。試件高2 m，截面半徑0.17 m，墩身采用C30混凝土（與原橋橋墩相同）。在墩頂施加軸向荷載用以模擬原橋上部結(jié)構(gòu)對(duì)橋墩的豎向作用，橋墩下部以0.9×0.9×0.4 m的鋼筋混凝土底座連接。制備試件的同時(shí)，制作3個(gè)配比相同的混凝土立方體試塊，測(cè)得模型混凝土力學(xué)性能參數(shù)如表1所示，即得3個(gè)立方體試件28 d齡期后的抗壓強(qiáng)度均值為31.69 MPa，彈性模量均值為3.02×104MPa。

表1 混凝土力學(xué)性能參數(shù)

橋墩配筋為：縱向主筋為HRB335 8 14，箍筋為R235 8@50，試件詳細(xì)配筋如圖1所示。

圖1 配筋詳圖（尺寸單位：mm）

試驗(yàn)前，通過萬能試驗(yàn)機(jī)對(duì)試件中的同型號(hào)縱向鋼筋和箍筋各兩根進(jìn)行拉伸試驗(yàn)，獲得鋼筋力學(xué)性能參數(shù)如表2所示：

表2 鋼筋力學(xué)參數(shù)

同樣，分別取均值346.7 MPa、251.4 MPa作為縱向鋼筋和箍筋的屈服強(qiáng)度。

2 試驗(yàn)方法

試驗(yàn)中不考慮上部結(jié)構(gòu)對(duì)橋墩的約束作用，將橋墩簡(jiǎn)化為底部固定、上端僅施加軸壓的懸臂結(jié)構(gòu)；水平?jīng)_擊力施加對(duì)象為前端添加緩沖試件的1.2 t剛體小車，如圖2所示。試驗(yàn)裝置由水平導(dǎo)軌、小車、豎向落錘、數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)和監(jiān)控等組成。試驗(yàn)原理是將提升到一定高度的落錘重力勢(shì)能轉(zhuǎn)化為小車的動(dòng)能，小車在獲得動(dòng)能后與固定于另一端的試件相撞，完成水平?jīng)_擊試驗(yàn)。

圖2 小車、測(cè)力傳感器與緩沖試件

試驗(yàn)時(shí)橋墩頂部施加均布軸壓力120 kN，小車以0.93 m/s的速度與橋墩水平相撞。小車質(zhì)量與速度平方乘積的一半即為水平?jīng)_擊試驗(yàn)中的總能量。試驗(yàn)中水平?jīng)_擊力由安裝在小車前端的傳感器采集，如圖2所示，同時(shí)基于水平?jīng)_擊過程中橋墩的受力和振動(dòng)特點(diǎn)，在橋墩沖擊面的另一側(cè)布置了6個(gè)位移計(jì)，位移計(jì)布置如表3，實(shí)體布置圖如圖3，此外在橋墩的縱向鋼筋上布置4個(gè)鋼筋應(yīng)變片，如圖4。

表3 位移測(cè)量點(diǎn)距離橋墩底部距離cm

圖3 位移計(jì)位置圖（尺寸單位：mm）

圖4 鋼筋應(yīng)變片布置圖（尺寸單位：mm）

3 有限元建模

利用ANSYS/LS-DYNA建立水平?jīng)_擊試驗(yàn)的有限元模型，ANSYS/LS-DYNA是一款功能強(qiáng)大的非線性顯示動(dòng)力分析軟體，能真實(shí)地模擬現(xiàn)實(shí)世界的各種復(fù)雜幾何非線性（大位移、大轉(zhuǎn)動(dòng)和大應(yīng)變）等問題，特別適合求解各種三維非線性結(jié)構(gòu)的高速?zèng)_擊等非線性動(dòng)力沖擊問題。

根據(jù)模型試驗(yàn)結(jié)果，有限元模型中橋墩的縱向鋼筋和箍筋均采用BEAM161梁?jiǎn)卧?，鋼筋材料模型采用與應(yīng)變率相關(guān)的隨動(dòng)塑性模型，該模型是各項(xiàng)同性、隨動(dòng)硬化或者兩者的組合模型?；炷痢⑿≤?、千斤頂和緩沖試件前后擋板等均用三維顯式結(jié)構(gòu)實(shí)體單元（SOLID164）、緩沖試件鋼管采用SHELL163單元?；炷敛牧夏Ｐ瓦x用彈塑性損傷帽蓋模型，小車選用剛性體材料（Rigid Material）模型，混凝土與鋼筋的連接采用分離式模型。橋墩與小車的接觸采用表面與表面的侵蝕接觸類型，以確保模型外部的單元失效而被刪除后，其余的單元仍可以考慮接觸。墩頂與千斤頂表面接觸產(chǎn)生的摩擦力用庫(kù)倫摩擦模型定義，并假定此過程靜摩擦系數(shù)與動(dòng)摩擦系數(shù)相等，取摩擦系數(shù)值為0.3［22］。

試件采用25mm的均勻網(wǎng)格劃分，縱向鋼筋以及箍筋網(wǎng)格尺寸均劃為5mm。小車中間區(qū)域采用5mm的尺寸劃分網(wǎng)格，其余部分以25mm的尺寸劃分。模型的總單元數(shù)為71 519個(gè)。本模型采用的均勻網(wǎng)格劃分以及SOLID164單元的全積分算法可有效控制沙漏變形。

4 試驗(yàn)結(jié)果與對(duì)比

通過試驗(yàn)和有限元分析，獲得了模型橋墩的水平?jīng)_擊力、橫向位移和縱向鋼筋應(yīng)變等動(dòng)態(tài)響應(yīng)的時(shí)程曲線。

4.1 沖擊力時(shí)程曲線

水平?jīng)_擊力的大小很大程度上決定了橋墩動(dòng)態(tài)響應(yīng)的大小。水平?jīng)_擊力時(shí)程曲線的模型試驗(yàn)和數(shù)值模擬對(duì)比如圖5所示。

圖5 水平?jīng)_擊力時(shí)程曲線

從圖5可知，沖擊力作用時(shí)間較短，約為30 ms左右。沖擊力時(shí)程曲線有兩個(gè)相對(duì)較大的峰值：第一峰值95.21 kN，第二峰值57.97 kN。當(dāng)t＜7 ms時(shí)，小車前端沿水平導(dǎo)軌第一次與橋墩接觸，此時(shí)沖擊力迅速上升至第一峰值；隨后橋墩在此沖擊力作用下離開軸向位置并產(chǎn)生橫向位移，沖擊力迅速下降至22 kN左右，而此時(shí)小車?yán)^續(xù)向前移動(dòng)，并與在慣性力作用下回彈的橋墩再次相撞，此時(shí)沖擊力表現(xiàn)為第二個(gè)峰值。

表4為模型試驗(yàn)與數(shù)值模擬的沖擊力對(duì)比。從圖5和表4綜合分析可知模型試驗(yàn)和數(shù)值模擬取得的水平?jīng)_擊力值吻合較好，驗(yàn)證了有限元仿真計(jì)算的可行性和準(zhǔn)確性。

表4 試驗(yàn)數(shù)據(jù)與數(shù)值模擬沖擊力峰值對(duì)比

4.2 位移時(shí)程曲線

橋墩橫向位移由布置于橋墩一側(cè)的6個(gè)位移計(jì)測(cè)得，經(jīng)整理后可得如圖6所示的各測(cè)點(diǎn)位移時(shí)程曲線和如圖7典型時(shí)刻的橋墩變形形態(tài)。

圖6 位移時(shí)程曲線對(duì)比

結(jié)合圖5和圖6可以看出，當(dāng)時(shí)間t=17 ms時(shí)，沖擊力下降到第一個(gè)峰值后的最低點(diǎn)時(shí)橋墩位移并未達(dá)到最大值，17 ms后位移仍在持續(xù)增大；隨后橋墩與小車在t=25 ms時(shí)第二次接觸，橋墩位移此時(shí)達(dá)到最大值，也即位移峰值出現(xiàn)在沖擊力的第二個(gè)峰值點(diǎn)。此后當(dāng)t=33 ms秒時(shí)，橋墩開始在慣性力作用下沿平衡位置做有阻尼的自由振動(dòng)，各位移測(cè)點(diǎn)的水平位移在零點(diǎn)上下波動(dòng)，且振幅逐漸降低。

圖7 橋墩變形

從圖7可以看出，在回彈變形及其之前的時(shí)間內(nèi)，撞擊點(diǎn)以上部分的試件基本保持直線狀態(tài)，撞擊點(diǎn)以下部分的試件彎曲曲率明顯大于撞擊點(diǎn)以上部分，表明橋墩變形狀態(tài)主要是彎曲變形，并且在撞擊點(diǎn)以下和附近最為突出。模型試驗(yàn)與數(shù)值計(jì)算的位移峰值對(duì)比如表5所示，結(jié)果吻合較好。

表5 位移峰值結(jié)果對(duì)比

4.3 鋼筋應(yīng)變時(shí)程曲線

在水平?jīng)_擊試驗(yàn)中，試件的鋼筋應(yīng)變較小，如圖8。從圖8可以看出鋼筋應(yīng)變片的應(yīng)變大小為ε3＜ε4＜ε1＜ε2。鋼筋在沖擊過程中并未達(dá)到屈服應(yīng)力，橋墩還可以繼續(xù)承受水平?jīng)_擊。

圖8 鋼筋應(yīng)變時(shí)程曲線

在時(shí)間t＜30 ms時(shí)，鋼筋應(yīng)變值迅速上升，當(dāng)t=30 ms時(shí)，1號(hào)鋼筋應(yīng)變達(dá)到峰值12.96×10-5，2號(hào)鋼筋應(yīng)變達(dá)到峰值69.96×10-5，3號(hào)鋼筋應(yīng)變達(dá)到峰值1.03×10-5，4號(hào)鋼筋應(yīng)變達(dá)到峰值7.85×10-5；當(dāng)時(shí)間t＞30 ms時(shí)，鋼筋應(yīng)變迅速回落；當(dāng)時(shí)間t=60 ms時(shí)，1、3、4號(hào)應(yīng)變?nèi)詾槔瓚?yīng)變，2號(hào)鋼筋應(yīng)變則轉(zhuǎn)為壓應(yīng)變；當(dāng)t=70 ms時(shí)，鋼筋應(yīng)變?cè)俅涡》厣?，?2 ms時(shí)1號(hào)應(yīng)變回升至4.65×10-5，2號(hào)應(yīng)變回升至8.23×10-5，3號(hào)應(yīng)變回升至0.37×10-5，4號(hào)應(yīng)變回升至2.81×10-5。此后鋼筋應(yīng)變隨橋墩在慣性力作用下的振動(dòng)而進(jìn)入有阻尼的自由振動(dòng)階段，且未出現(xiàn)殘余不可恢復(fù)應(yīng)變，表明處于彈性范圍。沖擊面一側(cè)的縱向鋼筋先處于受拉狀態(tài)，隨后由于橋墩墩身的回彈轉(zhuǎn)為受壓狀態(tài)；而對(duì)于沖擊面背面的縱向鋼筋，則始終處于受拉狀態(tài)。模型試驗(yàn)與數(shù)值模擬結(jié)果對(duì)比如表6所示。

表6 鋼筋應(yīng)變峰值數(shù)值模擬與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比

從表6可知，位于加載點(diǎn)的鋼筋應(yīng)變最大。沖擊過程中，最大拉應(yīng)變和最小壓應(yīng)變均未達(dá)到鋼筋屈服應(yīng)變17%，表明試件的縱向鋼筋在沖擊過程中未出現(xiàn)損傷仍處于彈性范圍。

5 水平?jīng)_擊過程系統(tǒng)各部分能量變化

小車動(dòng)能為系統(tǒng)的總能量，撞擊橋墩時(shí)系統(tǒng)耗能由緩沖器和橋墩的混凝土應(yīng)變能、縱向鋼筋應(yīng)變能、箍筋應(yīng)變能、沙漏能以及能量損失組成，撞擊后系統(tǒng)耗能分配如表7所示。

表7 水平?jīng)_擊過程系統(tǒng)能量轉(zhuǎn)化

從表7可以看到，沖擊過程中系統(tǒng)總能量的41.63%被緩沖器所吸收，51.95%被轉(zhuǎn)換成橋墩應(yīng)變能。撞擊發(fā)生時(shí)，沖擊體超過一半的能量被轉(zhuǎn)化成橋墩應(yīng)變能，造成橋墩在沖擊瞬間能量急劇增加，需通過結(jié)構(gòu)變化如位移、應(yīng)變等消耗該部分能量，給橋墩的安危造成極大的威脅。

6 結(jié)論

（1）考慮軸力和車頭柔性變形等因素的影響，采用水平?jīng)_擊撞擊加載，獲得了橋墩在彈性撞擊下的動(dòng)態(tài)響應(yīng)，更能準(zhǔn)確反映碰撞受力特性的實(shí)際情況，為開展水平?jīng)_擊試驗(yàn)提供了一條有效的途徑。

（2）碰撞過程沖擊力作用時(shí)間較短且有兩個(gè)較大峰值，說明橋墩經(jīng)歷了碰撞力迅速上升又迅速下降，再次上升又再次下降的動(dòng)態(tài)波動(dòng)階段，且最大沖擊力在第一峰值。

（3）位移峰值出現(xiàn)在沖擊力的第二個(gè)峰值點(diǎn)，隨后橋墩在慣性力作用下做有阻尼的自由振動(dòng)。從位移變形來看，試件在水平?jīng)_擊荷載作用下的變形主要是彎曲變形，且在撞擊點(diǎn)以下和附近最為突出。

（4）沖擊力作用下的橋墩縱向鋼筋應(yīng)變遠(yuǎn)小于其屈服應(yīng)變，處于彈性范圍，且撞擊點(diǎn)附近的鋼筋應(yīng)變值最大。

（5）撞擊發(fā)生時(shí)，沖擊體超過一半的能量被轉(zhuǎn)化成橋墩應(yīng)變能，造成橋墩在沖擊瞬間能量急劇增加，致使橋墩需要通過結(jié)構(gòu)變化如位移、應(yīng)變等消耗該部分能量，給橋墩的安危造成極大的威脅。

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【責(zé)任編輯：周紹纓 410154121@qq.com】

Model test on dynamic response of bridge piers under horizontal impact

LI Ya,LUOQi-zhi *
（Department ofcivil Engineering,Foshan University,Foshan 528000,China）

Based on the similarity theory,the reinforced concrete circular piers are fabricated according to the scaling ratio of 1∶5,and the model tests are carried out under the horizontal impact.In this model test,the horizontal impact force was provided by the apparatus which was named as Ultra-high drop hammer horizontal impact testingmachine.In addition,a thin-walled steel pipe buffer are speciallydesigned tosimulate the flexible deformation of the front of the car.According to result of the model test,the dynamic responses of the pier under horizontal impact force are obtained and compared with those of calculated by finite element method,which including the time history curve of the impact force,displacement and reinforcement strain.It shows that impact force experienced dynamic fluctuation,and the maximum force occurred at the first peak;the deformation of the pier is mainly bending deformation,and the most obviously area is nearby the impact point;the strain of the Longitudinal steel of the pier is particularly small,less than its yield strain,so the strain always variation within it’s elastic range;more than half of the collision’s energy changes into the piers internal energy and kinetic energy,resultingthe pier’s energyincreasingin a rapid wayat the shock moment.

pier;horizontal impact;model experiment;numerical simulation;dynamic response

U443.22

A

1008-0171（2017）02-0024-08

2016-11-14

國(guó)家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目（50978058）；廣東省交通運(yùn)輸廳科技項(xiàng)目資助（2012-02-18）作者簡(jiǎn)介：李 亞（1990-），女，湖南長(zhǎng)沙人，佛山科學(xué)技術(shù)學(xué)院碩士研究生。

*通信作者：羅旗幟（1955-），男，浙江溫州人，佛山科學(xué)技術(shù)學(xué)院教授，博士。