F型与单坡型护栏在车辆撞击下的仿真研究

胡煜文 周德源

（同济大学结构工程与防灾研究所，上海200092）

F型与单坡型护栏在车辆撞击下的仿真研究

胡煜文*周德源

（同济大学结构工程与防灾研究所，上海200092）

为了对比研究A类防撞等级的F型混凝土护栏与单坡型混凝土护栏的防撞性能，基于动态显式有限元法采用Hyperworks和LS-DYNA软件，采用重型及轻型两种车辆类型，建立了4组车辆—护栏的系统碰撞动力学仿真模型。从沙漏控制及质量缩放证实了仿真结果的可靠性，然后从防撞性能、导向性能及安全性能方面进行了分析，探讨了两种混凝土护栏形式的综合性防撞性能。

混凝土护栏，碰撞，数值仿真，防撞性能

1 引 言

检验护栏防撞性能最有效的方法是实车碰撞实验，国外实车—护栏碰撞实验标准主要有欧洲标准EN1317［1］和美国标准NCHRP Report 350［2］。我国于20世纪70年代也开展了护栏的安全研究，1994年推出了《高速公路交通安全设施设计及施工技术规范》（JTJ 074—94），其中部分内容是关于护栏的设计条件，而相应的评价方法和评价标准未规定。2004年交通部公路科学研究所发布《高速公路护栏安全性能评价标准》（JTG／T F83—01—2004）［3］，规定了高速公路护栏实车碰撞实验条件、实验指标控制精度、实车碰撞试验方法及评价标准，2013年发布了新的护栏评价标准JTG B05—01—2013。2006年发布《公路交通安全设施设计细则》（JTG／T D81—2006）［4］推荐性标准，其中公路护栏相关条款给出了混凝土、波形梁、缆索三类详细护栏结构形式。

由于实车碰撞试验的周期长、费用高，对于各种类型护栏的早期初步开发及后续应用显然不能进行广泛性的大量试验。然而随着计算机仿真技术的日渐成熟与广泛应用，已经有大量文献证明车辆—护栏仿真模拟的可靠性，为护栏的前期研究、开发提供了技术支持。另外车辆—护栏的有限元仿真具有周期短、模型的可调控性强、费用省的特点，为护栏的初步研究提供了便捷的数据支持。

本文依据国内规范［4］，主要针对A类防撞等级F型及单坡型混凝土护栏做了系列仿真研究，仿真结果验证标准依据国内规范验证标准［3］。

2 有限元建模

2.1 护栏模型

F型与单坡型混凝土护栏的区别在于截面形式不同，截面形式如图1所示，左图为F形，右图为单坡型，防撞级别为A级，模型来自于规范［4］。

应用AutoCad建立护栏的几何模型，生成dxf文件，导入LS-DYNA接口的HyperMesh界面，进行有限元模型的建立。护栏单元类型采用SECTION-SOLID八节点的实体单元。护栏长度依据规范设置为40 m。护栏的主要接触部位单元尺寸约30 mm×30 mm×40 mm，其他部位约30 mm×30 mm×75 mm；F型护栏有162 400个单元，单坡型护栏有175 740个单元。

图1 F型和单坡型混凝土护栏（单位：mm）Fig.1 F-shape and single-slope concrete barriers（Unit：mm）

2.2 车辆模型

本文根据规范要求采用一10 t重型货车和一1.5 t小皮卡，车辆模型来自于美国国家碰撞分析中心NCAC（The National Crash Analysis Center）。为了符合碰撞规范要求，笔者在车辆原有模型的基础上，进行了一定的修改。

2.3 车辆与护栏整体耦合模型

车辆护栏碰撞模型主要满足三个初始条件：车辆质量、碰撞速度及碰撞角度，试验方案根据规范［3，4］制定，如表1所示。路面采用刚性路面，混凝土护栏的底面约束在路面处，车辆与路面及护栏的接触摩擦系数均设为0.4。车辆护栏碰撞的时间设定为1 s。

表1 试验方案Table 1 Test scheme

图2 车辆有限元模型Fig.2 Geometricmodel of vehicles

2.4 混凝土本构模型

本文混凝土材料本构模型采用LS-DYNA材料模型库中自带的模拟混凝土的96号MAT＿BRITTLE＿DAMAG模型，此本构模型基于损伤力学理论，能够模拟混凝土拉伸断裂行为，但不能模拟混凝土破碎失效行为，其理论在文献［7，8］中有详细说明；文献［6］通过落锤试验对比了混凝土的HJC、MARC和BRITTLE＿DAMAG三种材料本构模型的仿真试验，结论是BRITTLE＿DAMAG本构模型最适合模拟车辆撞击下混凝土的拉裂破坏。仿真模拟中采用C30混凝土，具体材料参数取自于文献［8］，经过换算如表2所示。

表2 混凝土材料参数Table 2 Concretem aterial parameters

3 仿真结果分析

本文护栏的碰撞安全评价标准采用国内规范［3］。小车的碰撞试验主要测试安全性能和导向性能，而大车的碰撞试验主要测试护栏的防撞性能。护栏的评价标准主要包括防撞性能、导向性能及安全性能。

防撞性能指车辆不能穿越冲出护栏，具体指标对刚性护栏要求最大动态变形量小于或等于10 cm。

导向性能指能够将车辆正确导向，尽可能不驶入相邻车道；具体车辆碰撞后的驶出角度应小于碰撞角度的60%。

安全性能主要指防止车内乘员受到伤害，护栏具有缓冲、防撞、导向等方面的综合性能，本文试验因没有安装假人，据规范要求车体三个方向加速度数值均小于或等于20 g时，不会对车内乘员造成严重伤害。

3.1 沙漏控制

对于计算结果的可靠性，普遍认为沙漏能量不超过内能的10%既可认为计算的结果是可以接受的［5］。当然，沙漏能越小，结果越好。以下为根据实验编号整理出的沙漏能和内能的结果图，如图3所示。

图3 试验模型的沙漏能和内能Fig.3 The hourglass energy and internal energy of the testmodels

总体来看，随着时间的变化，四个模型的沙漏能比较平稳，而且沙漏能总体还是比较低的。

试验1是大车—F型混凝土护栏的沙漏能和内能图，结果输出定义了2 000步，沙漏能与内能比值绝对值总和的平均值为4.48%，最大值为8.86%，结果理想。另外此模型没有质量缩放。

试验2是大车—单坡型混凝土护栏的沙漏能和内能图，沙漏能与内能比值绝对值总和的平均值为2.01%，最大值6.88%，结果很理想。此模型也没有质量缩放。

试验3是皮卡—F型混凝土护栏的沙漏能和内能图，沙漏能与内能比值绝对值总和的平均值为2.70%，最大值为4.21%，结果非常理想。此模型有质量缩放，质量最大增大了7.3 kg，相当于皮卡的0.49%，可以忽略。

试验4是皮卡—单坡型混凝土护栏的沙漏能和内能图，沙漏能与内能比值绝对值总和的平均值为1.74%，最大值为3.94%，结果非常理想。此模型有质量缩放，质量最大增大了7.2 kg，相当于皮卡的0.48%，可以忽略。结果可靠。

综上所述，四个模型的沙漏控制效果很理想，质量缩放也很理想，说明了本文数值模拟结果的可靠性。

3.2 防穿越性能

混凝土护栏的防撞性能要求最大动态变形量小于10 cm。图4为4个试验的最大动态变形量随时间的变化图，由图可知试验1、试验3、试验4的动态变形量很小均小于1 cm；而试验2在0.65 s后最大动态变形量迅速增大，在0.9 s左右达到峰值，最大动态变形量为31.04 mm。说明4个试验的最大动态变形量均小于10 cm，满足要求。

图4 最大动态变形量Fig.4 Themaximum dynamic deformation

由于本文采用的BRITTLE＿DAMAG本构模型，虽然不能模拟混凝土像爆炸性散块状失效的破碎行为，但是能够模拟混凝土拉伸断裂行为，四个试验方案混凝土护栏均没有显示拉伸断裂性为，模拟1 s的时程内车辆没有穿越冲出路外。由以上结果判断F型及单坡型混凝土护栏的防穿越性能满足要求。

3.3 导向性能

护栏的的导向性能是否良好，本节从车辆驶出角度、车辆运行轨迹、车辆碰撞后沿护栏向驶出距离及车辆在碰撞的1s内的速度变化进行多角度探讨。

3.3.1车辆驶出角度和运行轨迹

由图5车辆驶出角度结合图6运行轨迹可知，试验1和试验2即大车与两种护栏碰撞模型的驶出角度基本一致而稍有差异，试验3和试验4结果类似而又少许差异。试验1在约0.5 s之后，滑出角度和护栏平行沿护栏向水平滑出，导致和护栏有刮擦接触；就导向性能来讲导向顺利良好。

图5 车辆驶出角度Fig.5 The exit angle of vehicle

图6 车辆碰撞运行轨迹Fig.6 The trajectory of vehicle collision

试验2在约0.7 s之后，车辆开始出现轻微摆尾现象，但同时车头也有摆出倾向，导出基本顺利，导向性能良好。

而试验3及试验4在0.1 s之后就开始摆尾，摆尾严重，约0.5 s达到峰值，然后又有所回归，导向效果很差。

3.3.2车辆驶出距离和车辆速度变化

图7为车辆碰撞护栏后沿平行于护栏方向的Y向的驶出距离随时间变化图；图8为车辆与护栏碰撞后平行于护栏方向沿Y向的速度随时间变化图。

从图7车辆驶出距离可以看出，试验1和试验2的导出总体来看还是比较好的，一直随时间而滑移，试验2的滑出距离最远；试验3和试验4碰撞护栏滑行约3 m后，基本不再滑行，车头卡在此处出现严重摆尾，这也就意味着试验3和试验4的碰撞能量基本全被车体吸收，显然这会导致车体的严重破坏。

图7 车辆碰撞后驶出距离Fig.7 The running distance of vehicle after collision

图8 车辆碰撞后速度变化Fig.8 The velocity of vehicles after collision

从图8车辆碰撞后沿护栏向速度变化来看，试验1在约0.5 s之前速度基本匀速减小，0.5 s至0.7 s之间，速度基本匀速，之后又开始减小。而试验2在0.6 s之前，显然速度减少得很少，迅速滑出，说明导向性很好，但0.6 s至0.8 s速度迅速减小，之后基本速度不变，但也接近0。

综合以上来看，大车的导向性能均良好，试验2的导向性能相比试验1较好；而小车的导向性能均不满足要求，但是试验4相比试验3较好。而国内规范要求，运行轨迹和导出性能主要以小车来衡量，以此来定，这两种模型的护栏的导向性能都不满足要求。但若以大车的试验碰撞结果来论，大车的导向性能基本符合导向性能要求。

3.4 安全性能

图9—图12是4个试验模型的车辆座位部件和车身部件加速度图，每幅图的左侧小图为座位处的加速度图，右侧为车身部位的加速度图。每个试验均提取2个具有代表意义的位置部件提取加速度值。货车提取加速度的座位part号为pid116、车身part号为pid55；皮卡提取加速度的座位part号为pid2000200、车身part号为pid2000218。

图9 试验1车体部件加速度Fig.9 Acceleration of bodywork in the test one

图10 试验2车体部件加速度Fig.10 Acceleration of bodywork in the test two

图11 试验3车体加速度Fig.11 Acceleration of bodywork in the test three

图12 试验4车体部件加速度Fig.12 Acceleration of bodywork in the test four

试验1车座位峰值加速度最大20.7 g发生在0.25 s重力加速度方向Z向，车身峰值加速度6.8 g发生在0.37 s平行与护栏向Y向。车身峰值加速度滞后于车座位峰值加速度0.12 s。由于车座位的峰值加速度在Z向，说明车体碰撞后有所抬升攀爬现象以减少碰撞的能量值。

试验2车座位峰值加速度19.3 g发生在0.705 s平行于护栏向Y向，车身峰值加速度11.9 g发生在0.675 s平行于护栏向Y向。车身峰值加速度超前于车座位峰值加速度0.03 s。

试验3车座位峰值加速度42.3 g发生在0.09 s沿护栏向Y向，车身峰值加速度37.1 g发生在0.09 s。座位和车身发生的峰值在同一时间，没有出现峰值加速度因车体位置而产生的滞后或超前现象。

试验4车座位峰值加速度39.5 g发生在0.095 s沿护栏向Y向，车身峰值加速度37.7 g发生在0.08 s垂直护栏向X向。

我国推荐性标准［3］提出车体三个方向的加速度均小于20 g，不会对车内乘员造成严重伤害；但标准并没有具体指出是采用峰值加速度还是平均加速度。从试验1到试验4的加速度数据可看出，实际车体每个部件的加速度无论峰值还是平均值均是有差异的。因而标准中以整体车辆所受加速度值来判定人员可能的受伤害情况是一定范围内的模糊概念。

表3中的数值只有试验2两个代表部件在三个方向的峰值加速度均小于20 g，如果仅从部件峰值加速度判断显然这两种护栏的安全防撞性均不符合要求，尤其是小车与护栏的碰撞试验无论车身还是座位处其加速度峰值均远大于20 g。

此外由表3中四个试验的数据显示，座位处的峰值加速度均大于车身的加速度，尤其以大车的座位处和车身处的加速度差距较显著，这说明碰撞部件的加速度要大于非碰撞部件加速度，另外从不同部位峰值加速度出现的时间可以看出车身部件的峰值加速度具有滞后现象。

表3 峰值加速度Table 3 The peak resultant acceleration

另外四个试验均说明同一车体的不同部位提取的加速度值有较大差别，那么这样很难确定某一部位来代表车体整体加速度，事实情况是车体碰撞的部位不同，显然加速度变化会不同。为了对车辆碰撞护栏的破坏情况进行进一步说明，从另外一个方面车体的变形破坏程度，如图13所示，对乘员的伤害情况进行进一步判定。

图13 车体破坏状态Fig.13 The damage state of vehicles

从车体破坏状态可以看出，试验1因后期导出的不顺利车头左侧部位受到明显的挤压，但不是特别严重；试验2则较好，车厢空间完整没有挤压破坏，但是车头与车厢结合处有一定拉裂；试验3车头破坏挤压严重，右车门失效碎裂；试验4也是破坏挤压严重并有失效破碎。但是除试验1的车头座位空间处被挤压外，另外三个试验的座位处空间均没有受到严重挤压。

从以上两个方面综合分析，车体没有安装假人的试验，很难以单纯的某部件加速度输出值来具体判定车体是否会造成严重伤害。另外以车体的破坏挤压情况来辅助判断的话，试验2的安全性能较好，而试验1、试验3及试验4的安全性能不是很理想，尤其小车的破坏情况较为严重。

4 结 论

通过对皮卡及货车的两种车辆模型与F型及单坡型护栏组合成四组模型的碰撞试验结果进行综合性分析研究得出以下结论：

（1）两种混凝土护栏的防穿越的防撞性能良好且均满足要求。

（2）两种混凝土护栏的导向性能以大车导向性能来判定满足要求；而以小车导向性能判定不满足要求。

（3）以车体三个方向的加速度均小于20 g来判断护栏的防撞安全性能是不确定的一种模糊概念，峰值加速度与一定时间范围的平均加速度差异很大，而实际情况是车体每个部位的加速度值都是有差异的，且达到峰值的时间也是有差异的，另外车体碰撞的主要部位和非主要部位加速度差异也较明显，这与车型也有较大的关系。此处的结论可以为规范提供有价值的建议。

但通过两种代表性部位的峰值加速度及车体破坏状态两个方面综合判断，两种护栏防大车碰撞的安全性能效果较好，而小车因其高速度的碰撞，两种护栏型式对小车的防撞能均不理想；可见在发生碰撞时的速度影响在防撞安全性能方面要超过质量的影响。

（4）相比两种护栏，其防撞性能虽基本类似一致，但单坡形护栏的综合性防撞性能较F型稍好，这与美国NCHRP第350号报告的结果也是一致的，这从另一个侧面也证实了仿真实验结果的可靠性。

总之，混凝土护栏的防冲撞穿越性能非常好，导向性能效果较一般，而防撞安全性能因混凝土护栏的刚度强而柔性不足，可能容易造成伤害。

［1］ Ross H E，Sicking D L，Zimerr R A.Recommended procedures for vehicle crash testing highway appurtenances，NCHRPReport 350［S］.Transportation Research Board，Washington，D.C.，1993.

［2］ EN 1317［S］.European Standard Norme.

［3］ 中华人民共和国交通运输部.JTG B05-01—2013高速公路护栏安全性能评价标准［S］.北京：人民交通出版社，2013.Ministry of Transportof the People’s Republic of China.JTG B05-01—2013 Standard for Safety Performance Evatuation of flighway Barriers［S］.Beijing：China Communication Press，2013.（in Chinese）

［4］ 中华人民共和国交通部.JTG／T D81—2006公路交通安全设施设计细则［S］.北京：人民交通出版社，2006.Ministry of Transportof the People’s Republic of China.JTG／TD81—2006 Guidelines for design of highway safety facilities［S］.Beijing：China Communication Press，2006.（in Chinese）

［5］ Zhang Peng，Zhou Deyuan.A research on the LSDYNA hourglass formulations［C］.2nd Interna-tional Conference on Advances in Experimental Structural Engineering，2007，2（2）：641-648.

［6］ 陆新征，何水涛，黄盛楠.超高车辆撞击桥梁上部结构研究——破坏机理、设计方法和防护对策［M］.北京：中国建筑工业出版社，2011：56-60.Lu Xinzheng，He Shuitao，Huang Shengnan.Collision between over-height vehicles and bridge superstructures：failure mechanism，design methodology and protective measures［M］.Beijing：China Architecture and Building Press，2011：56-60.（in Chinese）

［7］ Livermore Software Technology Coporation.LS-DYNA Theoretical Manual，2007.

［8］ Livermore Software Technology Coporation.LS-DYNA Keyword user’smanual version971，2007.

Simulation of F-shape Concrete Barrier and Single Slope Concrete Barrier under the Vehicle Collision

HU Yuwen*ZHOU Deyuan
（Research Institute of Structural Engineering and Disaster Reduction，Tongji University，Shanghai200092，China）

In order to study the crashworthiness of the A anti-collision grade concrete barriers of F-shape and Single-slope type，four dynamic simulation models of vehicle-guardrail collision systems were set up，which were based on dynamic explicit finite elementmethod（fem）using Hyperworks and LS-DYNA software.In four simulation models both heavy and light vehicles were used.The reliability of the simulation results were confirmed by hourglass technology and mass scaling method.Then the comprehensive crashworthiness of two types’concrete guardrailswere analyzed in the aspects of anti-collision performance，guiding performance and safety performance.

concrete barrier，collision，numerical simulation，crashworthiness

2014－02－18

国家自然科学基金（50538050）*联系作者，Email：441466926＠qq.com