落石沖擊作用對山區(qū)橋梁墩柱破壞的影響規(guī)律研究

落石沖擊作用對山區(qū)橋梁墩柱破壞的影響規(guī)律研究

四川岷江流域大部分山區(qū)自然災(zāi)害，公路沿線經(jīng)常發(fā)生石塊滾動(dòng)，橋梁影響破壞事故，嚴(yán)重影響了橋梁的正常使用（圖1）。此外，四川地震加劇了各種地質(zhì)風(fēng)險(xiǎn)，導(dǎo)致落石保護(hù)成為岷江上游山區(qū)橋梁設(shè)計(jì)的中心要素。結(jié)合已有調(diào)查來看,落石沖擊對橋墩的侵徹?fù)p傷影響明顯。目前國內(nèi)外針對結(jié)構(gòu)物的沖擊破壞研究主要集中在彈射體對混凝土的侵徹穿透,Jahidul基于有限元分析,用Lagrangian列式解決了子彈侵徹混凝土板產(chǎn)生的單元扭曲以及拓?fù)涓淖?并給出了經(jīng)試驗(yàn)驗(yàn)證的侵徹參數(shù),Polanco研究了HJC(Holmquist-Johnson-Cook)模型模擬鋼筋混凝土板沖擊破壞的適應(yīng)性,何長江、熊益波、巫緒濤等也做了類似工作;王翔基于細(xì)觀層次的仿真分析研究了射彈沖擊作用下鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)的動(dòng)力響應(yīng),得到射彈在鋼筋混凝土中的侵徹深度與彈坑半徑,給出了配筋率、配筋方式、配筋位置以及混凝土材料性質(zhì)等相關(guān)因素的影響規(guī)律;葛楠利用打靶法計(jì)算了鋼筋混凝土構(gòu)件在沖擊作用下的失效概率,認(rèn)為沖擊荷載的持時(shí)與峰值是結(jié)構(gòu)破壞模式的決定因素。Williams結(jié)合有限元分析與沖擊試驗(yàn),研究了鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)在爆炸作用下混凝土保護(hù)層的剝落行為;Fujikake采用落錘試驗(yàn)和數(shù)值分析,研究了沖擊荷載對鋼筋混凝土梁的破壞影響,王君杰基于混凝土微平面模型提出了改進(jìn)的動(dòng)力彌散開裂本構(gòu),據(jù)此研究了輪船撞擊橋墩的動(dòng)力響應(yīng)。上述研究主要針對高速彈射體、爆炸、沖擊對鋼筋混凝土的侵徹穿透,方法以數(shù)值模擬為主,針對落石對橋梁墩柱沖擊破壞的影響研究還鮮見報(bào)道。作者基于LS-DYNA和顯式非線性分析方法,采用HJC本構(gòu)模擬鋼筋混凝土,考慮了落石高度、沖擊速度、沖擊角度和直徑等因素對墩柱損傷體積及位移的影響,結(jié)合部分試驗(yàn)結(jié)果驗(yàn)證了計(jì)算的合理性,據(jù)此給出了落石沖擊墩柱破壞的影響規(guī)律,供山區(qū)橋梁墩柱防護(hù)設(shè)計(jì)參考。1材料本構(gòu)模型選取都汶公路一典型單墩式鋼筋混凝土橋梁的墩柱作為計(jì)算模型,墩柱直徑D=1.8m,柱高H=10m,保護(hù)層厚40mm。柱內(nèi)縱筋采用36Φ32mm,螺旋箍筋采用1Φ14mm,箍筋加密區(qū)間距60mm,非加密區(qū)間距120mm,柱上下加密區(qū)長度分別為1.8和3.6m;縱筋伸入蓋梁1.2m,對應(yīng)位置箍筋為Φ14mm,間距100mm。落石模型參照歐洲規(guī)范,如圖2所示。有限元模型中,混凝土采用8節(jié)點(diǎn)Solid單元,鋼筋采用2節(jié)點(diǎn)Truss單元,構(gòu)建分離式鋼筋混凝土模型,鋼筋和混凝土單元節(jié)點(diǎn)之間嵌入綁定邊界(圖3)。鋼筋本構(gòu)采用雙折線理想彈塑性模型,強(qiáng)度取值參照《鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》(GB50010—2010)。計(jì)算考慮了落石沖擊高度h、沖擊速度v、立面沖擊角α、平面偏心距e、平面沖擊角度β和落石直徑d的影響。采用單因素分析法,通過改變表1所列變量考慮不同工況影響,其它參數(shù)與基本工況相同(表2)。計(jì)算采用HJC模型模擬鋼筋混凝土,1993年Holomquist、Johnson、Cook基于混凝土非線性本構(gòu)Ottosen模型,考慮應(yīng)變率影響,提出了針對混凝土大變形計(jì)算的HJC模型,該模型考慮了高壓、應(yīng)變率及損傷、塑性體積應(yīng)變和等效塑性應(yīng)變及壓力的影響,通過體積應(yīng)變計(jì)算壓力,并考慮材料的壓實(shí),其屈服面方程為:σ?=[A(1?D)+BP*N][1?Cln(ε?)](1)σ*=[A(1-D)+BΡ*Ν][1-Cln(ε*)](1)式中:A、B、C、N為材料的強(qiáng)度參數(shù),σ*≤Smax,Smax為最大無量綱強(qiáng)度,σ*=σ/fc′,σ為實(shí)際等效應(yīng)力,fc′為混凝土抗壓強(qiáng)度;P*=P/fc′,為無量綱壓力,P為實(shí)際壓力;ε*=ε/ε0為無量綱應(yīng)變率,ε0為參考應(yīng)變率;D為損傷度,可由等效塑性應(yīng)變和塑性體積應(yīng)變累積得到,D=∑(Δεp+Δμp)D1(P?+T?)D2(2)D=∑(Δεp+Δμp)D1(Ρ*+Τ*)D2(2)式中,Δεp為效塑性應(yīng)變增量,Δμp為塑性體積應(yīng)變增量,D1、D2為損傷系數(shù),T*=T/fc′,為材料的最大拉伸強(qiáng)度。由式(2)可知,當(dāng)P*=-T*時(shí),混凝土材料不能承受任何塑性應(yīng)變。HJC損傷本構(gòu)模型的P-μ關(guān)系分為3個(gè)響應(yīng)區(qū):當(dāng)P≤Pcrush時(shí),材料處于線彈性區(qū);當(dāng)Pcrush≤P≤Plock時(shí),材料處于塑性過渡區(qū),混凝土內(nèi)部的空隙開始破裂并產(chǎn)生破碎性裂紋,但混凝土結(jié)構(gòu)還沒有完全破碎;當(dāng)P≥Plock時(shí),材料處于完全密實(shí)狀態(tài),其中:P=K1μˉˉ+K2μˉˉ2+K3μˉˉ3(3)Ρ=Κ1μˉ+Κ2μˉ2+Κ3μˉ3(3)式中,μˉˉ=μ?μlock1+μlock?K1μˉ=μ-μlock1+μlock?Κ1、K2、K3為混凝土的材料常數(shù),Pcrush為混凝土空隙開始閉合時(shí)的界壓力,Plock、μlock為混凝土材料空隙全部閉合時(shí)的臨界壓力與體應(yīng)變。具體參數(shù)選擇參照文獻(xiàn),相關(guān)材料參數(shù)見表3、4。采用顯示動(dòng)力非線性方法展開分析,計(jì)算時(shí)間步長為Δt=0.00001s,計(jì)算持時(shí)截?cái)嘁詻_擊石塊與混凝土墩柱模型完全分離并不再發(fā)生接觸作為判斷條件。為了節(jié)省計(jì)算消耗,沖擊石塊與混凝土墩柱初始呈接觸狀態(tài),并通過修改石塊的初始速度考慮其接觸瞬間的沖擊能量。柱頂承受的上部結(jié)構(gòu)荷載通過在模型相應(yīng)位置施加質(zhì)量單元加以模擬。墩柱底部采用完全約束模擬其崁固邊界。沖擊落石與柱之間采用雙面自動(dòng)接觸,接觸算法為對稱罰函數(shù)法。采用侵蝕接觸模擬沖擊落石在撞毀墩柱表層混凝土之后對內(nèi)部混凝土的侵徹。計(jì)算前先對模型進(jìn)行應(yīng)力初始化。2落石沖擊混凝土柱失效分析非線性顯示動(dòng)力分析為時(shí)步推進(jìn)過程,計(jì)算時(shí)間的終止判別不僅要考慮關(guān)注的沖擊破損時(shí)段持時(shí),尚需考慮非線性計(jì)算的數(shù)值平穩(wěn),因此,計(jì)算的截止時(shí)間既兼顧了預(yù)估的沖擊作用持時(shí),還單獨(dú)根據(jù)沖擊能量曲線的發(fā)展走勢作為數(shù)值計(jì)算終止的判別條件,最終計(jì)算結(jié)果穩(wěn)定時(shí)其能量變化曲線趨于平穩(wěn)(圖4)。落石沖擊作用下,墩柱混凝土的損傷如圖5(a)所示,沖擊接觸位置的混凝土保護(hù)層的破壞較為明顯,沖擊最大深度達(dá)到40mm,局部區(qū)域的混凝土保護(hù)層完全失效,落石直接與鋼筋籠相接觸,豎向鋼筋發(fā)生了明顯的塑性變形(圖5(b))。以體積損傷率ρv作為混凝土破壞程度的衡量指標(biāo),ρv=Ver/V0,其中,Ver為撞擊造成的失效混凝土單元體積,V0為混凝土單元總體積。圖6中各損傷率數(shù)值代表進(jìn)行單因素分析下僅改變相應(yīng)變量后的計(jì)算結(jié)果,具體分析如下:1)對比不同沖擊高度h條件下共5組模型的計(jì)算結(jié)果,當(dāng)h=2H/5～4H/5時(shí),落石沖擊位置均為螺旋箍筋的非加密區(qū),只有當(dāng)h=H/5時(shí),沖擊位置為加密區(qū),此時(shí)混凝土的損傷失效體積最大,當(dāng)h由2變?yōu)?m時(shí),體積失效率由0.114%變?yōu)?.067%,最大變化率約為2倍。2)對比不同沖擊速度v條件下6組模型的計(jì)算結(jié)果,當(dāng)v=10m/s時(shí)落石沖擊對混凝土柱幾乎沒有損傷;隨著速度增大,混凝土的失效體積也開始增加,但增幅不明顯,尤其是v=15～30m/s時(shí),混凝土柱的破壞形式均表現(xiàn)為沖擊部位的保護(hù)層完全失效,且核心區(qū)混凝土出現(xiàn)輕微失效,體積失效率也相近;當(dāng)速度增大至50m/s時(shí),柱的破壞程度明顯加重,核心區(qū)混凝土及鋼筋均產(chǎn)生明顯的失效破壞;v值由10增至50m/s,對應(yīng)的體積失效率增大了約90倍。3)對比落石的不同立面沖擊角度α的5組模型的計(jì)算結(jié)果,當(dāng)α由0°變化至75°時(shí),沖擊落石的水平速度分量也逐漸減小,混凝土失效體積也隨之減小,除基本工況外失效破壞均只發(fā)生在混凝土保護(hù)層,體積失效率由0.051%變?yōu)?.032%,變化率約為3倍。4)對比不同落石直徑d的5組模型的計(jì)算結(jié)果,當(dāng)直徑d由0.25m變化至0.75m時(shí),混凝土在沖擊作用下的失效體積均很小,僅是表層保護(hù)層個(gè)別單元發(fā)生失效;當(dāng)d增至1.0m時(shí),失效體積明顯增加,但只限于保護(hù)層的破壞,當(dāng)d繼續(xù)增至1.25m時(shí),破壞程度明顯加重,核心區(qū)混凝土也發(fā)生了明顯的失效破壞。d值變化范圍由0.25增至1.25m,落石體積約增大125倍,而對應(yīng)的體積失效率增大了約230倍。失效體積變化的原因主要與落石的能量有關(guān),沖擊時(shí)動(dòng)能越大,侵蝕深度則越大,混凝土的損傷失效體積也越大。綜上所述,落石體積和沖擊速度是落石沖擊鋼筋混凝土柱問題中影響最為明顯的參數(shù),可用同時(shí)包含體積和速度的能量參數(shù)E作為判斷沖擊影響程度的參考量。圖7表示了沖擊能量E對混凝土失效體積的影響。據(jù)圖7可知:E≤500kJ時(shí),沖擊作用對墩柱僅造成輕微破壞,主要限于混凝土保護(hù)層,且體積損失波動(dòng)較小,此時(shí),落石沖擊面的大小、形狀對墩柱破壞的影響可以忽略;500kJ<E≤2500kJ時(shí),墩柱損傷深度可達(dá)鋼筋及核心區(qū)混凝土,損傷體積增幅不大,但可能形成遍布周長的長裂縫;E>2500kJ時(shí),墩柱出現(xiàn)貫通破壞,損失體積急劇增加,近似呈線性關(guān)系(BC段)。在以上參數(shù)分析的計(jì)算結(jié)果中,大部分破壞影響表現(xiàn)為混凝土保護(hù)層完全失效壓碎,落石與鋼筋沖擊后導(dǎo)致局部發(fā)生塑性變形,并且出現(xiàn)少數(shù)核心區(qū)混凝土發(fā)生輕微損傷的情況。進(jìn)一步研究沖擊參數(shù)對柱頂位移的影響。據(jù)圖8可知,柱頂最大位移隨著沖擊高度h、沖擊速度v、落石直徑d的增大而增大。其影響規(guī)律按結(jié)構(gòu)響應(yīng)不同具體如下:1)沖擊速度v,當(dāng)其由10增加到50m/s時(shí),柱頂最大位移從1.01增大到6.41mm,變化率約為6倍;2)沖擊高度h,當(dāng)其從2增加到8m時(shí),柱頂位移從0.52增大到4.87mm,變化率約為9倍;3)落石直徑d,當(dāng)其從0.25增大到1.25m時(shí),柱頂最大位移從0.1增大到4.63mm,變化率約為46倍,三者的影響規(guī)律總體上大致成線性增長趨勢。實(shí)際上,沖擊高度h、沖擊速度v、落石直徑d直接影響了落石的沖擊能量,因此,三者的影響可以直接用能量指標(biāo)替代,這樣更利于工程設(shè)計(jì)使用。隨著豎直方向的沖擊角α的增大,柱頂位移逐漸減小;同時(shí),相關(guān)曲線變化相對平緩,這說明沖擊角α對柱頂最大位移的影響較小,但隨著α的增大,柱的水平?jīng)_擊速度減小,柱頂位移有減小趨勢,這實(shí)際上從側(cè)面間接反映了沖擊速度v對柱頂位移的影響。3破壞表觀分析原因?yàn)榱蓑?yàn)證上述分析結(jié)果的合理性,與部分試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行了比較。限于篇幅,僅選取了1∶4墩柱模型在落石沖擊作用下的加速度時(shí)間歷程(圖9)和破壞模式(圖10)進(jìn)行對比,對比數(shù)據(jù)基于工況1模型的破壞性試驗(yàn)結(jié)果。根據(jù)沖擊加速度時(shí)程曲線判斷,試驗(yàn)數(shù)據(jù)和數(shù)值模擬的結(jié)果在荷載持時(shí)、峰值等關(guān)鍵響應(yīng)特征上很接近,越過沖擊峰值后,曲線存在一定差異,分析原因在于試驗(yàn)時(shí)為了防止石塊后期發(fā)生沖擊彈跳等安全隱患,增設(shè)了輔助鋼繩對石塊進(jìn)行牽引限位,導(dǎo)致沖擊歷程后半段差異較大。從破壞表觀來看,試件中部受沖擊部位形成了明顯塑性鉸,混凝土保護(hù)層完全破壞,縱筋屈曲,墩柱底部受拉區(qū)出現(xiàn)多條斜向、豎向貫通裂縫,跨中最大撓度約達(dá)18cm。數(shù)值模擬的結(jié)果較之偏小,撓度為16.5cm,斷裂前跨中形成明顯的塑性鉸,分析原因,這是由于模型網(wǎng)格精細(xì)程度不夠,導(dǎo)致增加了數(shù)值剛度所致,試件跨中底部的裂縫發(fā)展也存在一定差異。需要說明的是,由于歐洲規(guī)范的落石模型主要針對被動(dòng)防護(hù)網(wǎng),其表面為光滑平整形態(tài),這在沖擊試驗(yàn)中將導(dǎo)致先期破碎的混凝土形成柔性護(hù)墊效應(yīng),并減弱了后續(xù)侵徹作用,而數(shù)值模擬時(shí),因?yàn)槭卧獣?huì)自動(dòng)殺死,因此其侵徹過程能合理再現(xiàn)單元接觸—失效—侵徹—接觸—失效這樣一個(gè)反復(fù)過程。因此,為了提高試驗(yàn)與數(shù)值模擬的一致性,試驗(yàn)時(shí)在落石沖擊位置設(shè)置了鋼楞條,增加其鏟削作用。總之,對比分析一定程度上驗(yàn)證了數(shù)值模擬的合理性,因此,數(shù)值模擬的結(jié)果是具有參考價(jià)值的。4hjc損傷模型1)落石沖擊能量E對混凝土失效體積的影響呈近似雙線性關(guān)系,E≤500kJ時(shí),墩柱一般為保護(hù)層破壞;500<E≤2500kJ時(shí),失效體積小幅線性增長,但可能出現(xiàn)通縫;E>2500kJ時(shí),損失體積明顯增加,且常伴隨通縫。2)落石沖擊高度h和沖擊角α對混凝土的體積失效率影響較小,沖擊速度v和落石直徑d影響較大;大部損傷狀態(tài)表現(xiàn)為混凝土保護(hù)層完全失效破壞,鋼筋局部塑性變形,并可能伴隨少數(shù)核心區(qū)混凝土輕微損傷。3)隨著沖擊高度h、沖擊速度v、落石直徑d的增大,柱頂位移大致成線性增長;隨著沖擊角α的增大,