工程科学学报，第38卷，第4期：589594,2016年4月 Chinese Journal of Engineering,Vol.38,No.4:589-594,April 2016 DOI:10.13374/j.issn2095-9389.2016.04.020:http://journals.ustb.edu.cn 地基土体对货车与波形梁护栏碰撞效应的影响 李勇”，杨润林2)区 1)交通运输部公路科学研究院公路交通安全技术交通运输行业重点实验室，北京100088 2)北京科技大学土木与环境工程学院土木工程系，北京100083 ☒通信作者，E-mail:yang@usth.cdu.cn 摘要公路上正常行驶的车辆一旦操纵失控，安装在路侧的护栏就显得极为重要，可避免车辆直接冲出道路发生致命危 险.波形梁护栏是最常见的一种被动防护装置，可有效抵御车辆施加的碰撞荷载.依据常规的设计思路，这种护栏可以利用 波形梁板，防阻块和立柱的变形来吸收汽车碰撞所产生的能量.但与实际情况不同的是，在这一过程中忽略了地基土体对碰 撞过程可能产生的影响.本文通过分别建立不考虑和考虑地基约束作用的碰撞计算模型来研究土体的贡献.在模拟过程中， 分别观测货车的运行轨迹、护栏的变形和土体的变形.此外，也分析了不同部件对碰撞能量的吸收比率.与立柱接触区毗邻 的土体因受冲击荷载影响，可能发生剪切失效.整个护栏系统中超过10%的系统能量实际上是由土体吸收的，常用的简化固 定基模型跟实际情况有一定的出入· 关键词车辆：护栏：地基土体：碰撞分析 分类号TU312·.3:TB122 Influence of soils upon the impact effects of a truck on the W-beam guard rail LI Yong",YANG Run-in2) 1)Key Laboratory of Road Safety Technology,Research Institute of Highway,Ministry of Transport,Beijing 100088,China 2)Department of Civil Engineering,School of Civil and Environmental Engineering,University of Science and Technology Beijing,Beijing 100083, China Corresponding author,E-mail:rlyang@ustb.edu.cn ABSTRACT Once a driver loses control of an operating vehicle on the highway,the guard rail installed as a protection will be im- portant to eliminate the risk of fatal accidents during offroad crashes and collisions with hazardous roadside objects.The W-beam guard rail is one of the widely used passive safety devices designed to absorb loads applied by impacting vehicles.It can absorb the impact energy from large vehicles through the deformation of beams,blockouts and posts according to the traditional design method.However, contributions from the soils which the posts are rammed into are neglected.To this purpose,two computing models with and without soil bodies were considered,respectively.The trajectory of the truck,the deformation of the guard rail and the soil were observed dur- ing crash simulations.Moreover,the energy-absorbed ratios of different components in the guard rail system were also analyzed.A comparison between the two models indicates that the soil bodies adjacent to the post beneath the ground may become instable under shock loading,and more than 10%of the total impact energy is dissipated by the soil bodies.Consequently,the general fixed-base model cannot describe the real situation accurately enough. KEY WORDS vehicles:guard rails;soils:impact analysis 作为一种被动性的附属防护设施，公路护栏用来 越中线进入逆向车道.在刚性护栏、半刚性护栏和柔 防止车辆因意外情况脱离路面进入路侧危险地域或穿 性护栏三者之中，半刚性护栏在碰撞吸能程度和施工 收稿日期：201505-11 基金项目：公路交通安全技术交通运输行业重点实验室开放课题(2014RST01)
工程科学学报，第 38 卷，第 4 期: 589--594，2016 年 4 月 Chinese Journal of Engineering，Vol． 38，No． 4: 589--594，April 2016 DOI: 10． 13374 /j． issn2095--9389． 2016． 04． 020; http: / /journals． ustb． edu． cn 地基土体对货车与波形梁护栏碰撞效应的影响 李 勇1) ，杨润林2) 1) 交通运输部公路科学研究院公路交通安全技术交通运输行业重点实验室，北京 100088 2) 北京科技大学土木与环境工程学院土木工程系，北京 100083 通信作者，E-mail: rlyang@ ustb． edu． cn 摘 要 公路上正常行驶的车辆一旦操纵失控，安装在路侧的护栏就显得极为重要，可避免车辆直接冲出道路发生致命危 险． 波形梁护栏是最常见的一种被动防护装置，可有效抵御车辆施加的碰撞荷载． 依据常规的设计思路，这种护栏可以利用 波形梁板、防阻块和立柱的变形来吸收汽车碰撞所产生的能量． 但与实际情况不同的是，在这一过程中忽略了地基土体对碰 撞过程可能产生的影响． 本文通过分别建立不考虑和考虑地基约束作用的碰撞计算模型来研究土体的贡献． 在模拟过程中， 分别观测货车的运行轨迹、护栏的变形和土体的变形． 此外，也分析了不同部件对碰撞能量的吸收比率． 与立柱接触区毗邻 的土体因受冲击荷载影响，可能发生剪切失效． 整个护栏系统中超过 10% 的系统能量实际上是由土体吸收的，常用的简化固 定基模型跟实际情况有一定的出入． 关键词 车辆; 护栏; 地基土体; 碰撞分析 分类号 TU312 + . 3; TB122 Influence of soils upon the impact effects of a truck on the W-beam guard rail LI Yong1) ，YANG Ｒun-lin2) 1) Key Laboratory of Ｒoad Safety Technology，Ｒesearch Institute of Highway，Ministry of Transport，Beijing 100088，China 2) Department of Civil Engineering，School of Civil and Environmental Engineering，University of Science and Technology Beijing，Beijing 100083， China Corresponding author，E-mail: rlyang@ ustb． edu． cn ABSTＲACT Once a driver loses control of an operating vehicle on the highway，the guard rail installed as a protection will be important to eliminate the risk of fatal accidents during offroad crashes and collisions with hazardous roadside objects． The W-beam guard rail is one of the widely used passive safety devices designed to absorb loads applied by impacting vehicles． It can absorb the impact energy from large vehicles through the deformation of beams，blockouts and posts according to the traditional design method． However， contributions from the soils which the posts are rammed into are neglected． To this purpose，two computing models with and without soil bodies were considered，respectively． The trajectory of the truck，the deformation of the guard rail and the soil were observed during crash simulations． Moreover，the energy-absorbed ratios of different components in the guard rail system were also analyzed． A comparison between the two models indicates that the soil bodies adjacent to the post beneath the ground may become instable under shock loading，and more than 10% of the total impact energy is dissipated by the soil bodies． Consequently，the general fixed-base model cannot describe the real situation accurately enough． KEY WOＲDS vehicles; guard rails; soils; impact analysis 收稿日期: 2015--05--11 基金项目: 公路交通安全技术交通运输行业重点实验室开放课题( 2014ＲST01) 作为一种被动性的附属防护设施，公路护栏用来 防止车辆因意外情况脱离路面进入路侧危险地域或穿 越中线进入逆向车道． 在刚性护栏、半刚性护栏和柔 性护栏三者之中，半刚性护栏在碰撞吸能程度和施工
·590· 工程科学学报，第38卷，第4期 维修成本方面综合考虑具有最高的性价比，因此在公 土体约束对于车辆和护栏之间碰撞效应的影响 路沿线被广泛应用，其中又以波形梁护栏最具代表 程度 性-习.波形梁护栏将一系列W型截面的金属波形梁 1计算模型描述 板通过防阻块拴接固定在嵌入土中的金属立柱之上， 由于具有较好的弹塑性变形能力，可延长碰撞时间，进 考虑到粉土路基比较常见，立柱的地基按粉土进 而削弱碰撞效应 行考虑.根据《高速公路护栏安全性能评价标准(JT- 显而易见，地基土体通过受载后变形可以耗散 GT℉83-01一2004)》中对于半刚性护栏实车碰撞条件 整个系统的碰撞能量，对于护栏设计而言是有利 的规定，计算模型中选取的车辆为重型厢式货车，钢制 的.然而，常规的波形梁护栏设计主要考虑通过金 波形梁护栏为23跨，立柱间距按2m布置，总长46m. 属梁板、立柱以及附属的防阻块变形来吸收碰撞能 计算模型中地基土体宽度取为立柱外侧2m,内侧6m, 量，一般不考虑立柱嵌入的地基土体对于碰撞过程 总宽为8m:土体深度按2m计算.数值计算采用LS- 可能产生的影响.已有的文献-绝大多数同 DYNA进行模拟分析，分别建立不考虑地基土体约束 样也将研究重点着眼于护栏本身，而在护栏抗撞性 的固定基模型和考虑土体作用的土基模型，如图1所 能测试和数值模拟的研究过程中忽略土体的贡献. 示.固定基模型在地面处提供一刚性水平约束层，在 鉴于此，本文首先通过分别建立不考虑和考虑地基 计算过程中无需对土体进行建模：而土基模型则属于 土体约束的固定基模型和土基模型，然后对比分析 柔性模型，考虑立柱和土的相互作用，二者通过接触传 汽车、护栏和土体之间的相互作用，最后评判有无 递碰撞荷载 (a b 图1计算模型.(a)土基模型：(b)固定基模型 Fig.1 Computing models:(a)soil base:(b)fixed base 在碰撞模拟过程中，货车采用10t重标准厢式通 用货车模型，动力反应重点观测护栏本身.这样的简 化不影响评判土体对抑制碰撞效应的贡献，而且也排 除车辆因素可能带来的干扰.参考碰撞条件规定，车 辆速度取为60kmh,碰撞角度（即车辆行驶路线与 护栏之间的夹角)设为20°.钢制波形梁护栏按照A 级护栏进行建模，梁板尺寸为310mm×85mm×4mm, 防阻块尺寸为196mm×178mm×200mm,壁厚4.5 mm,具体构件详细尺寸参考文献11].立柱采用 中140mm×4.5mm直接打入式圆柱钢管，未设置混凝 图2波形梁有限元模型 土基础，地上尺寸为750mm,埋入地下1400mm.波形 Fig.2 Finite element model of the W-beam 梁板、防阻块和立柱均可采用壳单元模拟，参见图2~ 线性弹塑性材料模型，材料密度为7.85×103kg·m3, 图4：土基选用六面体实体单元模拟，由于路基土体经 弹性模量和屈服强度分别为210GPa和375MPa,泊松 过加密处理以及在高速冲击下土体本构关系缺乏实测 比取为0.3：土体材料模型及参数参考文献2]中的 参数，因此不考虑钢管桩打入时的局部挤土效应.防 测试结果，土体的黏聚力和内摩擦角分别为49.33kP 阻块是波形梁与立柱之间的传力部件，通过螺栓将二 和1.0122rad,密度为2.2×103kg°m3,变形模量取为 者连接.W型梁板、空心的防阻块、立柱等钢构件均选 172.5MPa,泊松比取为0.25，剪切模量和体积模量可 用24号MAT_PIECEWISE LINEAR PLASTICITY分段 由变形模量和密度换算得出
工程科学学报，第 38 卷，第 4 期 维修成本方面综合考虑具有最高的性价比，因此在公 路沿线被广泛应用，其中又以波形梁护栏最具代表 性［1--3］． 波形梁护栏将一系列 W 型截面的金属波形梁 板通过防阻块拴接固定在嵌入土中的金属立柱之上， 由于具有较好的弹塑性变形能力，可延长碰撞时间，进 而削弱碰撞效应． 显而易见，地基土体通过受载后变形可以耗散 整个系 统 的 碰 撞 能 量，对 于 护 栏 设 计 而 言 是 有 利 的． 然而，常规的波形梁护栏设计主要考虑 通 过 金 属梁板、立柱以及附属的防阻块变形来吸收碰撞能 量，一般不考虑立柱嵌入的地基土体对于碰撞过程 可能产生的影响［4--5］． 已有的 文 献［6--10］绝大 多 数 同 样也将研究重点着眼于护栏本身，而在护栏抗撞性 能测试和数值模拟的研究过程中忽略土体的贡献． 鉴于此，本文首先通过分别建立不考虑和考虑地基 土体约束的固定基模型和土基模型，然后对比分析 汽车、护栏和 土 体 之 间 的 相 互 作 用，最 后 评 判 有 无 土体约束对于车辆和护栏之间碰撞效应的影响 程度． 1 计算模型描述 考虑到粉土路基比较常见，立柱的地基按粉土进 行考虑． 根据《高速公路护栏安全性能评价标准( JTGTF83--01—2004) 》中对于半刚性护栏实车碰撞条件 的规定，计算模型中选取的车辆为重型厢式货车，钢制 波形梁护栏为 23 跨，立柱间距按 2 m 布置，总长 46 m． 计算模型中地基土体宽度取为立柱外侧 2 m，内侧6 m， 总宽为 8 m; 土体深度按 2 m 计算． 数值计算采用 LS-- DYNA 进行模拟分析，分别建立不考虑地基土体约束 的固定基模型和考虑土体作用的土基模型，如图 1 所 示． 固定基模型在地面处提供一刚性水平约束层，在 计算过程中无需对土体进行建模; 而土基模型则属于 柔性模型，考虑立柱和土的相互作用，二者通过接触传 递碰撞荷载． 图 1 计算模型． ( a) 土基模型; ( b) 固定基模型 Fig． 1 Computing models: ( a) soil base; ( b) fixed base 在碰撞模拟过程中，货车采用 10 t 重标准厢式通 用货车模型，动力反应重点观测护栏本身． 这样的简 化不影响评判土体对抑制碰撞效应的贡献，而且也排 除车辆因素可能带来的干扰． 参考碰撞条件规定，车 辆速度取为 60 km·h － 1，碰撞角度( 即车辆行驶路线与 护栏之间的夹角) 设为 20°． 钢制波形梁护栏按照 A 级护栏进行建模，梁板尺寸为 310 mm × 85 mm × 4 mm， 防阻块尺寸为 196 mm × 178 mm × 200 mm，壁 厚 4. 5 mm，具 体 构 件 详 细 尺 寸 参 考 文 献［11］． 立 柱 采 用 140 mm × 4. 5 mm 直接打入式圆柱钢管，未设置混凝 土基础，地上尺寸为 750 mm，埋入地下 1400 mm． 波形 梁板、防阻块和立柱均可采用壳单元模拟，参见图 2 ～ 图 4; 土基选用六面体实体单元模拟，由于路基土体经 过加密处理以及在高速冲击下土体本构关系缺乏实测 参数，因此不考虑钢管桩打入时的局部挤土效应． 防 阻块是波形梁与立柱之间的传力部件，通过螺栓将二 者连接． W 型梁板、空心的防阻块、立柱等钢构件均选 用 24 号 MAT_PIECEWISE_LINEAＲ_PLASTICITY 分段 图 2 波形梁有限元模型 Fig． 2 Finite element model of the W-beam 线性弹塑性材料模型，材料密度为 7. 85 × 103 kg·m － 3， 弹性模量和屈服强度分别为 210 GPa 和 375 MPa，泊松 比取为 0. 3; 土体材料模型及参数参考文献［12］中的 测试结果，土体的黏聚力和内摩擦角分别为 49. 33 kPa 和 1. 0122 rad，密度为 2. 2 × 103 kg·m － 3，变形模量取为 172. 5 MPa，泊松比取为 0. 25，剪切模量和体积模量可 由变形模量和密度换算得出． · 095 ·
李勇等：地基土体对货车与波形梁护栏碰撞效应的影响 591· 碰撞能量，然后逐步缓慢将车引导回原来的车道.通 过观察车辆与护栏之间的碰撞反应过程，并横向对比 固定基模型和土基模型的反应指标，可评判分析土基 对碰撞过程的影响程度 2.1车辆运动轨迹 车辆运动轨迹参见图5所示，图5(a)和图(b)分别对 图3防阻块有限元模型 应固定基模型和土基模型，X轴为车辆行进方向，Y轴与 Fig.3 Finite element model of the blockout 之垂直，表示碰撞发生后对应的不同时刻.从宏观模拟 现象来看，无论是固定基模型还是土基模型，对应情况下 的护栏在吸收一定比例的碰撞能量之后均可迫使车辆驶 回原来车道.两个模型中汽车的驶入角度均为20°，驶出 角度都不足6°，符合车辆碰撞后的驶出角度应小于碰撞 角度60%的规定，具有清晰的导向作用.二者之间不同时 刻的车辆轨迹肉眼几乎看不出区别，但由于柔性土基可 通过变形吸能，适度延长碰撞时间，这种情况下实际上车 辆与护栏脱离接触的时间要略长于固定基模型. 2.2护栏变形 图4立柱限元模型 车辆初始沿X轴方向行驶，同样条件下沿护栏横 Fig.4 Finite element model of the post 向的约束土体宽度最窄，因此可选取护栏的横向位移 d进行观测分析.d可由X轴方向的位移x和Y轴方 2数值模拟与分析 向的位移y按式d=xsin20°+ycos20°合成，如图6所 一旦正常行驶的车辆因意外偏离车道并与护栏出 示.固定基模型中护栏最大横向位移发生在波形梁图 现非损毁性碰撞时，理想的情况是护栏通过不断吸收 示位置A(节点93130)处，靠近变形最大的立柱处，约 1=0.2s =0.85 =1.2s (国 ZLY 1-0.2s 1=0.8s =1.2s 图5车辆运动轨迹.(a)固定基模型：(b)土基模型 Fig.5 Movement simulation of the vehicle:(a)fixed base:(b)soil base 车辆驶出位置 车辆驶出位置 车辆初始位置 (b) 图6护栏的横向位移.(a)固定基模型：(b)土基模型 Fig.6 Lateral displacement of the guard rail:(a)fixed base;(b)soil base
李 勇等: 地基土体对货车与波形梁护栏碰撞效应的影响 图 3 防阻块有限元模型 Fig． 3 Finite element model of the blockout 图 4 立柱限元模型 Fig． 4 Finite element model of the post 2 数值模拟与分析 一旦正常行驶的车辆因意外偏离车道并与护栏出 现非损毁性碰撞时，理想的情况是护栏通过不断吸收 碰撞能量，然后逐步缓慢将车引导回原来的车道． 通 过观察车辆与护栏之间的碰撞反应过程，并横向对比 固定基模型和土基模型的反应指标，可评判分析土基 对碰撞过程的影响程度． 2. 1 车辆运动轨迹 车辆运动轨迹参见图5 所示，图5( a) 和图( b) 分别对 应固定基模型和土基模型，X 轴为车辆行进方向，Y 轴与 之垂直，t 表示碰撞发生后对应的不同时刻． 从宏观模拟 现象来看，无论是固定基模型还是土基模型，对应情况下 的护栏在吸收一定比例的碰撞能量之后均可迫使车辆驶 回原来车道． 两个模型中汽车的驶入角度均为 20°，驶出 角度都不足6°，符合车辆碰撞后的驶出角度应小于碰撞 角度60%的规定，具有清晰的导向作用． 二者之间不同时 刻的车辆轨迹肉眼几乎看不出区别，但由于柔性土基可 通过变形吸能，适度延长碰撞时间，这种情况下实际上车 辆与护栏脱离接触的时间要略长于固定基模型． 2. 2 护栏变形 车辆初始沿 X 轴方向行驶，同样条件下沿护栏横 向的约束土体宽度最窄，因此可选取护栏的横向位移 d 进行观测分析． d 可由 X 轴方向的位移 x 和 Y 轴方 向的位移 y 按式 d = xsin20° + ycos20°合成，如图 6 所 示． 固定基模型中护栏最大横向位移发生在波形梁图 示位置 A( 节点 93130) 处，靠近变形最大的立柱处，约 图 5 车辆运动轨迹． ( a) 固定基模型; ( b) 土基模型 Fig． 5 Movement simulation of the vehicle: ( a) fixed base; ( b) soil base 图 6 护栏的横向位移． ( a) 固定基模型; ( b) 土基模型 Fig． 6 Lateral displacement of the guard rail: ( a) fixed base; ( b) soil base · 195 ·
·592· 工程科学学报，第38卷，第4期 为596.64mm;土基模型中护栏的最大横向位移发生 近，约为634.19mm.后者对应的最大横向位移比前者 在波形梁图示位置B(节点98759)处，与A处相距较 约增加6.3%，A、B两处的冲击时程曲线参见图7. 800 800[ d=xsin20°+ycos20 d=xsin20°+yes20 600 6X0 400 400 c0%2030s20 200 200 xcos 20 0s20 0 0.2 0.40.6 0.81012 02 0.40.60.8 1.012 时间/ 时间s 图7横向位移时程曲线.(a)固定基中位置A:(b)土基中位置B Fig.7 Time histories of the lateral displacement:(a)Position A in the fixed-base model:(b)Position B in the soil-base model 由于坐标系选取的原因，横向位移需如上推导得 位移中：向分量影响很小，为避免不必要的干扰，可予 出，但护栏的合成位移可以直接提取而来，并借以分析 以忽略，实际仅考虑一y向的合成位移，如图8所示. 不同计算模型中护栏的变形吸能情况.总体上，合成 固定基模型中护栏位置A处（节点93130）最大合成位 LS-DYNA user input LS-DYNA user input Tim-0.67 位移mm Time=0.61 位移/mm Contours of Xy-displacement 6.040x10。 Contours of YY-displacement min-0.o72628 min=0.at node'61322 6.369x10 5.436x10 max-603.965.tode93130 5.732x10 4.832×10 nx=636.871.at node*98759 5.095×10 4.228×10 4.458x10 3.624×10 3.821×10 3.020x10P 3.184×10 2.416x10P 2.547×10 1812×10 1.911x10 1.208×10 1.274×103 6.040x10 6.369×101 a b LS-DYNA user input Tim-0.67 位移mm IS-DYNA user input Contours of YY-displacement Time=0.61 604.0 位移n min=0.at node'61322 Contours of Yy-displacement 543.6 min=0.at node 61322 636.9■ max=f603.965.tole93130 483.2 max=636.871.t node*98759 573.2 422.8 509.5 445.8 位置A 362.4 位置B 382.1 302.0 3184 241.6 2547 181.2 191.1 120.8 1274 60.40 63.69 e d 图8护栏系统xy向合成位移云图.()固定基中护栏系统合成位移云图：(b)土基中护栏系统合成位移云图：()固定基中梁板合成位 移云图：(d)土基中梁板合成位移云图 Fig.8 Resultant displacement contours of the guard rail system:(a)for the guard rail system in the x-y plane direction in the fixed-base model; (b)for the guard rail system in the plane direction in the soil-base model:(e)only for the W-beam in the yplane direction in the fixed-base model:(d)only for the W-eam in the x-y plane direction in the soil-base model
工程科学学报，第 38 卷，第 4 期 为 596. 64 mm; 土基模型中护栏的最大横向位移发生 在波形梁图示位置 B( 节点 98759) 处，与 A 处相距较 近，约为 634. 19 mm． 后者对应的最大横向位移比前者 约增加 6. 3% ，A、B 两处的冲击时程曲线参见图 7． 图 7 横向位移时程曲线． ( a) 固定基中位置 A; ( b) 土基中位置 B Fig． 7 Time histories of the lateral displacement: ( a) Position A in the fixed-base model; ( b) Position B in the soil-base model 图 8 护栏系统 x--y 向合成位移云图． ( a) 固定基中护栏系统合成位移云图; ( b) 土基中护栏系统合成位移云图; ( c) 固定基中梁板合成位 移云图; ( d) 土基中梁板合成位移云图 Fig． 8 Ｒesultant displacement contours of the guard rail system: ( a) for the guard rail system in the x--y plane direction in the fixed-base model; ( b) for the guard rail system in the x--y plane direction in the soil-base model; ( c) only for the W-beam in the x--y plane direction in the fixed-base model; ( d) only for the W-beam in the x--y plane direction in the soil-base model 由于坐标系选取的原因，横向位移需如上推导得 出，但护栏的合成位移可以直接提取而来，并借以分析 不同计算模型中护栏的变形吸能情况． 总体上，合成 位移中 z 向分量影响很小，为避免不必要的干扰，可予 以忽略，实际仅考虑 x--y 向的合成位移，如图 8 所示． 固定基模型中护栏位置 A 处( 节点 93130) 最大合成位 · 295 ·
李勇等：地基土体对货车与波形梁护栏碰撞效应的影响 593 移约为603.97mm:土基模型中护栏位置B(节点 析土基的变形吸能情况，可以提取计算各部件的变形 98759)处的最大合成位移约为636.87mm.后者对应 吸能比例，参见图11.结合土基模型中护栏最大位移 的最大合成位移比前者约增加5.4%，与仅观察横向 出现时刻可以发现：对应突变时刻，梁板吸收能量为 位移的情况比较接近.由此说明，在对护栏进行变形 129kJ,约占护栏整体吸收能量的63%：立柱吸收的能 分析的过程中，重点关注其横向位移即可. 量为27kJ,约占整体吸收能量的13%：防阻块吸收的 2.3土基变形分析 能量为15kJ,约占整体吸收能量的7%：土基吸收能量 不同于固定基，土基模型中土体通过变形也可耗 为33kJ,约占整体吸收能量的16%.如前所述，在突 散碰撞能量，土基的变形如图9所示.由于土体即使 变时刻后由于土基失效变形会快速增加，仍可吸收一 单向受力其余两向变形也相对比较明显，因此土基总 定的碰撞能量，但考虑到大变形计算误差的可能，后续 位移采取x一y一z三向合成位移进行分析.在位置C 时刻数据不再予以统计， (节点737487)处，由于受立柱挤压导致变形很大，最 200 大合成位移约为200.26mm.土基中最大位移约发生 160 在0.61s时刻，在此之后位移发生突变，表明土基开始 双波梁板 失效，参见图10.土基在快速挤压失效后，仍可继续变 120 形耗能，但考虑到接触部位将因大变形出现有限元网 土基 格畸变现象，故该时刻后的数据考虑到误差的因素不 80 立柱 予考虑 40 LS-DYNA user input 防阻块 Time=0.61 Contours of YY-displacement 位移/mm 0.2 0.4 0.6 0.8 1.0 1.2 min=0.at node"706707 x=20.25.at node7374g7位置C 20.31 时间 180.2 1t60.2 图11护栏各部件吸收碰撞能量的时程曲线 140.2 Fig.11 Time histories of energy absorption of components in the 120.2 guard rail 10.1 80.10 60.08 根据上护栏各部件的吸能比例可以发现：在整个 40.05 护栏部件中，波形梁板吸能最多：地基土体和立柱次 20.03 之，二者吸能比例接近，前者略优于后者：防阻块吸能 最少.其中，土基一项吸收的能量约占整体的1/6，甚 至超过立柱，仅次于波形梁板.因此，土基约束对于抑 制护栏的碰撞效应是比较明显的，不容忽视.考虑到 图9土基总位移云图 地基失效后的持续变形，实际的吸能效果将会更为 Fig.9 Resultant displacement contours of the soil base 突出. 400r 3结论 位置C处 300 (1)车辆和护栏发生碰撞时，土基模型下护栏尽 管整体位移较大，但可以此为代价通过土体变形吸能， 200 减少上部梁板所受到的冲击效应 I00 (2)在整个护栏各部件中，除去波形梁板，土基对 于抑制外部碰撞作用的贡献最大，甚至优于立柱，因此 020.40.60.81.012 在实际的计算分析或设计过程中，需结合土体具体条 时间人 图10土基C处合成位移时程曲线 件予以考虑，否则将与实际过程发生较大的出入. Fig.10 Time history of resultant displacement of Position C 参考文献 2.4土基护栏各部件吸能情况分析 [Atahan A 0,Yucel A O.Erdem M M.Crash testing and evalua- 尽管可以借助护栏整体位移来判断整个护栏系统 tion of a new generation LI containment level guardrail.Eng Fail Anal,2014,38:25 的宏观变形吸能情况，但还不能区分护栏系统中各部 Jiga G,Stamin$Popovici D,et al.Study of shock attenuation for 件的能量吸收情况，这是因为护栏各部件包括梁板、防 impacted safety barriers.Procedia Eng,2014,69:1191 阻块、立柱、土基等的变形实际上是相互影响的.欲分 [3]Shen J.Jin X L,Chen JG.A new method of car-highway barrier
李 勇等: 地基土体对货车与波形梁护栏碰撞效应的影响 移约 为 603. 97 mm; 土 基 模 型 中 护 栏 位 置 B ( 节 点 98759) 处的最大合成位移约为 636. 87 mm． 后者对应 的最大合成位移比前者约增加 5. 4% ，与仅观察横向 位移的情况比较接近． 由此说明，在对护栏进行变形 分析的过程中，重点关注其横向位移即可． 2. 3 土基变形分析 不同于固定基，土基模型中土体通过变形也可耗 散碰撞能量，土基的变形如图 9 所示． 由于土体即使 单向受力其余两向变形也相对比较明显，因此土基总 位移采取 x--y--z 三向合成位移进行分析． 在位置 C ( 节点 737487) 处，由于受立柱挤压导致变形很大，最 大合成位移约为 200. 26 mm． 土基中最大位移约发生 在 0. 61 s 时刻，在此之后位移发生突变，表明土基开始 失效，参见图 10． 土基在快速挤压失效后，仍可继续变 形耗能，但考虑到接触部位将因大变形出现有限元网 格畸变现象，故该时刻后的数据考虑到误差的因素不 予考虑． 图 9 土基总位移云图 Fig． 9 Ｒesultant displacement contours of the soil base 图 10 土基 C 处合成位移时程曲线 Fig． 10 Time history of resultant displacement of Position C 2. 4 土基护栏各部件吸能情况分析 尽管可以借助护栏整体位移来判断整个护栏系统 的宏观变形吸能情况，但还不能区分护栏系统中各部 件的能量吸收情况，这是因为护栏各部件包括梁板、防 阻块、立柱、土基等的变形实际上是相互影响的． 欲分 析土基的变形吸能情况，可以提取计算各部件的变形 吸能比例，参见图 11． 结合土基模型中护栏最大位移 出现时刻可以发现: 对应突变时刻，梁板吸收能量为 129 kJ，约占护栏整体吸收能量的 63% ; 立柱吸收的能 量为 27 kJ，约占整体吸收能量的 13% ; 防阻块吸收的 能量为 15 kJ，约占整体吸收能量的 7% ; 土基吸收能量 为 33 kJ，约占整体吸收能量的 16% ． 如前所述，在突 变时刻后由于土基失效变形会快速增加，仍可吸收一 定的碰撞能量，但考虑到大变形计算误差的可能，后续 时刻数据不再予以统计． 图 11 护栏各部件吸收碰撞能量的时程曲线 Fig． 11 Time histories of energy absorption of components in the guard rail 根据上护栏各部件的吸能比例可以发现: 在整个 护栏部件中，波形梁板吸能最多; 地基土体和立柱次 之，二者吸能比例接近，前者略优于后者; 防阻块吸能 最少． 其中，土基一项吸收的能量约占整体的 1 /6，甚 至超过立柱，仅次于波形梁板． 因此，土基约束对于抑 制护栏的碰撞效应是比较明显的，不容忽视． 考虑到 地基失效后的持续变形，实际的吸能效果将会更为 突出． 3 结论 ( 1) 车辆和护栏发生碰撞时，土基模型下护栏尽 管整体位移较大，但可以此为代价通过土体变形吸能， 减少上部梁板所受到的冲击效应． ( 2) 在整个护栏各部件中，除去波形梁板，土基对 于抑制外部碰撞作用的贡献最大，甚至优于立柱，因此 在实际的计算分析或设计过程中，需结合土体具体条 件予以考虑，否则将与实际过程发生较大的出入． 参 考 文 献 ［1］ Atahan A O，Yücel A ，Erdem M M． Crash testing and evaluation of a new generation L1 containment level guardrail． Eng Fail Anal，2014，38: 25 ［2］ Jiga G，Stamin 爦，Popovici D，et al． Study of shock attenuation for impacted safety barriers． Procedia Eng，2014，69: 1191 ［3］ Shen J，Jin X L，Chen J G． A new method of car-highway barrier · 395 ·
·594. 工程科学学报，第38卷，第4期 crash accident reconstruction.J Vib Shock,2007,26(5):34 的探讨.工程力学，2002,19(1)：125) (申杰，金先龙，陈建国.汽车碰撞护栏事故再现方法.振动 [8]Huang H W,Liu Z H,Zhong Z H.Computer simulation on car- 与冲击，2007,26(5)：34) highway barriers impact.Chin J Mech Eng.2003,39(11):130 4]Research Institute of Highway,Ministry of Transport of China.JT- (黄红武，刘正恒，钟志华.汽车与高速公路护栏碰撞的计算 GT F83-01-2004 The Eraluation Specification for Highwcay Safe- 机仿真.机械工程学报，2003,39(11)：130) ty Barriers.Beijing:China Communications Press,2004 [9]Ren Z,Vesenjak M.Computational and experimental crash analy- (交通部公路科学研究所.JTGT F8301一2004高速公路护栏 sis of the road safety barrier.Eng Fail Anal,2005,12(6):963 安全性能评价标准.北京：人民交通出版社，2004) [10]Reid J D,Kuipers B D,Sicking D L,et al.Impact performance 5]Davids WG,Botting JK,Peterson M.Development and structur- of Wbeam guardrail installed at various flare rates.Int Impact al testing of a composite-reinforced timber highway guardrail. Eng,2009,36(3):476 Constr Build Mater,2006,20(9)733 [11]Ministry of Transport of China.Guidelines for Design of Highuay 6Tabiei A,Wu J.Roadmap for crashworthiness finite element sim- Safety Facilities.Beijing:China Communications Press,2006 ulation of roadside safety structures.Finite Elem Anal Des,2000, (中华人民共和国交通部.公路交通安全设施设计细则.北 34(2):145 京：人民交通出版社，2006) [7]Ding Y.Wu M X,Wang J W,et al.Study on post foundation of [12]Wu W J,Thomson R.A study of the interaction between a highway medium guardrail.Eng Mech,2002,19(1):125 guardrail post and soil during quasi-static and dynamic loading (丁桦，吴梦喜，王剑文，等.关于中央分隔带护栏立柱基础 Int J Impact Eng,2007,34(5)883
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