新型護欄形式的結構分析及仿真研究

胡煜文 周德源

(同濟大學結構工程與防災研究所，上海200092)

1 引言

在公路上車輛與護欄發生碰撞是一類常見的交通事故，事故資料顯示，在郊外公路上與護欄有關的事故約占38%。這個數字在一定程度上反映了護欄設計是否適當，設計不當的護欄將成為危險物[1]。因此設置合理的防撞護欄是保障交通安全的一種切實有效的防護措施。

我國傳統常用護欄可概括為三種類型:剛性護欄、半剛性護欄及柔性護欄，其主要代表形式分別為混凝土護欄、波形梁護欄及纜索護欄。混凝土護欄多用于橋梁上或懸崖處，主要目的防止車輛穿越護欄而導致嚴重的事故后果，但是混凝土護欄因其剛性強而柔性不足，碰撞發生時的能量消耗主要以車體的變形來承擔，這樣車輛護欄碰撞發生時易造成重大傷害。波形梁護欄多用于一般路段，因其材料及結構特性在車輛與護欄發生碰撞時依靠波形梁的大變形吸收碰撞能量以減輕車體的碰撞造成的損害，目前在公路上應用最為廣泛，但是雙波形梁護欄的最大動態變形量允許值為100 cm，這要求護欄外路肩有一定的緩沖帶，這對狹窄路段有一定的應用限制。纜索護欄因其柔性較好，碰撞發生時依靠纜索、托架及立柱的吸能及大變形減輕車輛及人員可能受到的傷害，但是因其柔性及大變形的特性在直觀上給人以防穿越能力不足的感覺，所以目前在我國公路上的應用非常稀少。

本文新型開發的防撞護欄是基于三類傳統護欄的結構特點及防撞特性的基礎上，根據中國傳統文化理念剛柔相濟、外柔內剛概念設計的理念上，通過大量仿真試驗開發出的一種新型防撞護欄，設計要旨為在碰撞發生時盡量減輕傷亡為主要目標。

2 傳統護欄結構模型

傳統常用的護欄有混凝土護欄、波形梁護欄及纜索護欄。由于新型設計的護欄結構由波形梁板和混凝土組合設計而成，為了對比研究新型設計護欄的防撞性能，以下分別介紹混凝土護欄結構模型和波形梁護欄結構模型。

2.1 混凝土結構模型

美國曾對混凝土護欄結構形式進行了大量的實車碰撞試驗。文獻[3]推薦的F型及單坡型混凝土護欄是我國根據美國計算機模擬和足尺碰撞試驗結果并參考日本《車輛用防護柵標準圖·同解說》并結合我國的路肩寬度確定的。

本文混凝土A級防撞等級的護欄F型及單坡型兩種護欄結構形式，如圖1所示。混凝土護欄長度依據文獻[4]設置為40 m，護欄單元類型采用SECTION-SOLID八節點的1號實體單元，主要接觸部位單元尺寸約30 mm×30 mm×40 mm，其他部位約30 mm×30 mm×75 mm;F型護欄有162 400個單元，單坡型護欄有175 740個單元。

圖1 F型和單坡型混凝土護欄(單位:mm)Fig.1 F-shape and single-slope concrete barriers(Unit:mm)

2.2 波形梁護欄結構模型

波形梁護欄是一種連續的梁柱式護欄結構，在受到車輛的碰撞作用時，主要通過護欄板和立柱的共同變形來吸收碰撞能量。波形梁護欄由護欄板、防阻塊和立柱組成，文獻[3]中關于路側護欄的A級防撞等級波形梁護欄結構模型如圖2所示。波形梁護欄立柱分埋入土中和加混凝土封層兩種情況，本文模型選擇加混凝土封層的立柱模型。加混凝土封層的立柱，其最大力矩發生在地表處[3]，因而立柱模型高度取為750 mm，在地面處加全約束。

圖2 波形梁護欄模型(單位:mm)Fig.2 The model of W-beam guardrail(Unit:mm)

波形梁護欄模型長度依據文獻[4]設置為18跨約72.2 m，護欄每跨長度取為4 m，護欄板板厚為4 mm，托架和立柱板厚均為4.5 mm;護欄板、防阻塊和立柱均采用SECTION-SHELL殼單元，計算類型選定16號全積分殼單元[6]，沿厚度方向積分點個數選為5個;為簡化計算，護欄板、托架及立柱之間的連接方式采用剛性連接;主要接觸部位單元尺寸約10 mm×10 mm，其他部位約10 mm×25 mm;整體波形梁護欄有194 181個單元。

3 新型護欄結構設計

已經設計成熟的波形梁上的護欄板結構因其材料和結構特性使其具有良好的吸能效果。另外一般設計的混凝土護欄多在內部加鋼筋骨架為鋼筋混凝土護欄，為節省材料，作者對新型混凝土護欄墻使用素混凝土，相當于內部使用的鋼筋骨架轉移到外部的波形梁板上，使材料盡量節省且發揮其最大性能。另外混凝土連續性墻式護欄的防穿越性能優越，而波形梁板吸能效果良好，作者將兩者的優越性能結合在一起，使其充分發揮各自的優勢，設計出新型的波形護欄板-墻式混凝土新型護欄結構。其防撞等級按A類等級進行設計，主要內容包括護欄板結構構造模型、連接護欄板與混凝土墻式護欄的托架結構及混凝土護欄墻式結構。以下內容對其結構設計做詳細介紹。

圖3 護欄板結構模型圖(單位:mm)Fig.3 The structural model of wave-shaped beam plate(Unit:mm)

3.1 護欄板及托架結構及有限元模型

波形梁式護欄板的結構模型取自于已經成熟設計的文獻[3]附錄C中B級波形梁護欄板[3]，板厚3 mm，結構圖及有限元模型如圖1所示。護欄板取自波形梁的理念是其設計研究已經比較成熟，大量研究成果表明其在受到碰撞時具有較好的變形吸能效果;另外波形梁護欄的結構有5類防撞等級，因為本文護欄結構形式是護欄板和混凝土的組合設計，為了節省材料，則用最末等級的B級護欄板的結構形式。

托架結構的設計模型結合已設計成熟的纜索護欄的托架結構形式，根據本文模型的實際情況對纜索護欄托架進行了修改設計，修改后的托架結構構造圖見圖4，托架板厚5 mm。

圖4 托架結構構造圖(單位:mm)Fig.4 The structure diagram of guardrail bracket(Unit:mm)

以下介紹托架的結構設計理念及思路。車輛在與新型護欄結構發生碰撞時，首先碰撞吸能效果較好的護欄板，護欄板和托架通過大變形吸能來減小車輛的碰撞瞬間的加速度變化值，這需要為護欄板留下大變形的空間，另外波形梁護欄等級越高，而護欄板到立柱的距離越大，因而通過模型試算初步確定設計的托架使護欄板到混凝土墻的距離定為288 mm，這個值比SS級波形梁護欄板到立柱的距離大了69 mm，這為車輛碰撞護欄板發生消能緩沖變形留下了較大的空間值。

護欄板和托架單元類型均采用SECTIONSHELL殼單元，計算類型選定16號全積分殼單元[6]，沿厚度方向積分點個數選為5個;護欄板主要接觸部位單元尺寸約10 mm×10 mm，其他部位約10 mm×25 mm;托架單元尺寸約20 mm×20 mm;護欄板和托架之間才用剛性連接，約共有115 743個單元。

3.2 混凝土護欄墻式結構模型

文獻[3]資料顯示，從NJ型、F型、單坡型到直墻型的試驗表明，后幾種護欄斷面形狀對車輛穩定性表現更好，但對乘員的響應即加速度趨向于不利。可見直墻型的護欄對車輛的穩定性非常好，為了增加護欄板與墻體的空間值，因而本文設計的混凝土護欄采用直墻式結構，如圖5所示。又為了節省材料，單跨長度7 m，僅在護欄板、托架與混凝土護欄的結合處對墻體做了加強設計，此處尺寸為320 mm×270 mm，而中間部位混凝土墻后僅為150 mm。

圖5 混凝土護欄墻式結構模型(單位:mm)Fig.5 The wall structure model of concrete guardrail(Unit:mm)

墻式混凝土護欄長度依據文獻[4]設置為6跨42.32 m，單元類型采用SECTION-SOLID八節點的1號實體單元，單元尺寸約37.5 mm×30 mm×40 mm，墻式混凝土護欄約有110 000個單元。

3.3 新型護欄耦合結構模型

由3.1節及3.2節設計的護欄板、托架及墻式混凝土護欄結構模型進行耦合，其整體結構耦合模型部分截圖如圖6所示。模型中連接處均按剛性連接處理，護欄整體模型共有約225 778個單元。

圖6 托架及護欄板與托架組合結構模型圖(單位:mm)Fig.6 The structural model of guardrail bracket and wave-shaped beam plate(Unit:mm)

4 車輛與護欄耦合模型

本文的車輛模型取自于美國國家碰撞分析中心 NCAC(The National Crash Analysis Center)，為一重型車輛，重10 t，車輛模型如圖7所示。

圖7 車輛有限元模型Fig.7 The finite elemene model of vehicle

車輛護欄碰撞耦合模型的4組試驗方案根據規范[3，4]制定，如表 1所示。車輛—護欄碰撞的三大要素車輛質量、碰撞速度及碰撞角度設定為10 t、60 km/h 及 20°。

表1 試驗方案Table 1 Test scheme

路面采用剛性路面，試驗1、試驗2及試驗4混凝土護欄的底面約束在路面處，試驗3波形梁護欄的地面約束也在路面處;車輛及車輛與護欄之間的接觸方式采用自動單面接觸(CONTACT_AUTOMATIC_SINGLE_SURFACE)模型，車輛與路面及護欄的碰撞接觸摩擦系數均設定為0.4;車輛護欄碰撞的時程設定為1 s。

5 本構模型

本文4組護欄模型由兩種材料組成。波形梁護欄及新型設計護欄的護欄板和托架均采用鋼材，本構模型采用LS-DYNA材料庫自帶的24號(MAT_PLASTIC_KINEMATIC)材料模型，其參數設定如表2所示，應力應變關系圖如圖8所示。

表2 鋼材材料參數Table 2 The steel material parameters

圖8 鋼材應力應變曲線Fig.8 The stress-strain curve of steel

F型、單坡型及新型設計墻式護欄均采用素混凝土材料，采用LS-DYNA材料庫自帶96號(MAT_BRITTLE_DAMAGE)材料模型，材料參數取自文獻[6]，經過換算如表3所示。此本構模型基于損傷力學理論，能夠模擬混凝土拉伸斷裂行為[6，7]，但不能模擬混凝土破碎失效行為。

表3 混凝土材料參數Table 3 The concrete material parameters

6 仿真結果分析

本文的仿真結果的評價標準由文獻[3，4]來進行評價。由于本文的車輛模型為重型車輛，而重型車輛的仿真研究主要以測試護欄的防穿越性能為主，但本文同時也對新型設計護欄與傳統護欄的導向性能及安全性能進行了對比研究。

6.1 沙漏控制

對于仿真結果的可靠性，本文主要以沙漏控制的效果來判斷，一般認為沙漏能不超過內能的10%即可認為計算的結果是可以接受的[5]。沙漏能與內能隨著時間的變化而變化，沙漏能與內能比值絕對值的峰值及時程內比值絕對值的平均值如表4所示。

表4 沙漏能與內能的比值Table 4 The ratio of hourglass energy/internal energy

從四個試驗模型沙漏控制的峰值和平均值可以看出效果較理想，說明4個試驗數值仿真模擬結果的可靠性。

6.2 防穿越性能

護欄的防穿越性能要求車輛與護欄碰撞時不能沖斷穿越護欄。其中對剛性護欄要求最大動態變形量小于或等于10 cm;雙波形梁路側護欄要求最大動態變形量小于或等于100 cm[4]。圖9為4個試驗護欄的最大動態變形量隨時間變化圖，其中試驗4提取的是墻式混凝土護欄的動態變形量值，表5為4個試驗從動態變形量圖中提取的峰值。

圖9 最大動態變形Fig.9 The maximum dynamic deformation

表5 動態變形量峰值Table 5 The peak value of dynamic deformation

由提取結果可知試驗1、試驗2、試驗4的動態變形量均小于10 cm，滿足最大動態變形量限值的要求;而試驗3的動態變形量值超過了100 cm，超越值為5 cm，超越率5%，顯然不滿足最大動態變形量限值的要求。

本文混凝土采用的BRITTLE_DAMAGE本構模型雖然不能模擬混凝土像爆炸性散塊狀失效的碎裂失效行為，但能夠模擬混凝土的拉伸斷裂行為，試驗1、試驗2及試驗4三個方案混凝土護欄均沒有顯示拉伸斷裂性為，模擬1 s的時程內車輛沒有穿越沖出路外;因而由以上結果判斷F型、單坡型混凝土護欄及新型設計護欄的防穿越性能滿足要求。試驗3情況下的波形梁護欄的動態變形量輕微超越臨界限值，嚴格判斷則其防穿越性能不滿足要求。

6.3 導向性能

護欄的導向性能指在車輛與護欄發生碰撞時，護欄能夠有效阻擋車輛并對其進行導向，碰撞后車輛應保持正常行駛狀態、不發生橫轉、掉頭等現象，另外車輛碰撞后的駛出角度應小于碰撞角度的 60%[4]。

護欄的的導向性能是否良好，本節從車輛駛出軌跡、車輛駛出角度、車輛碰撞后沿護欄向駛出距離及車輛駛出速度變化對仿真結果進行多角度探討。6.3.1 車輛駛出軌跡及駛出角度

圖10為4個試驗方案車輛與護欄碰撞后的駛出軌跡，四排試驗時程運動狀態分別為試驗1、試驗2、試驗3及試驗4的5個時間點的狀態截圖。

試驗1駛出軌跡0.5 s之前平順;0.5 s之后車頭朝護欄向出現擠壓現象，0.75 s至1 s之間車身平行于護欄向滑行。

試驗2駛出軌跡 0.75 s之前較平順;在0.75 s之后，車尾開始向外擺出，車輛出現滑行滯慢現象。

試驗3駛出軌跡0.5 s之前較平順;在0.75 s之后，車頭開始朝護欄向有擠壓現象，至1 s車身基本導向平行于護欄，但車輪失效。

試驗4駛出軌跡 0.75 s之前較平順;在0.75 s之后，車頭朝護欄向有輕微擠壓，但是因護欄板的擠壓外凸而迫使車頭導向路內;1 s車頭已經擺出護欄并且平行于護欄行駛。導向效果非常理想。

圖10 車輛碰撞運行軌跡Fig.10 The trajectory of vehicle collision

6.3.2 車輛駛出角度

圖11是從車身中線駛出角度隨時程變化調取的數據圖。

4個試驗在0.2 s之前變化角度變化均很小，在約0.2 s至0.7 s之間車身與護欄的夾角均迅速減小，在0.7 s至1 s之間試驗1、試驗3及試驗4均變化很小，基本平行于護欄，只有試驗2出現嚴重的角度回復即擺尾現象。

6.3.3 車輛駛出距離

圖12為車輛護欄碰撞后的駛出距離隨時程變化圖，所調取的駛出距離數據是車輛駛出沿護欄方向的距離。

圖11 車輛駛出角度Fig 11 The exit angle of vehicle

圖12 車輛碰撞后駛出距離Fig.12 The running distance of vehicle after collision

試驗1、試驗3及試驗4的駛出距離隨時間增長而增長，可以看出車輛導出滑移效果平順;試驗2在0.7 s之前的導出效果平順，但0.7 s至1.0 s之間基本沒有滑移導出。

6.3.4 車輛駛出速度變化

圖13為車輛碰撞護欄后Y向速度隨時程的變化圖。圖中的速度值為車輛平行于護欄向的速度，護欄向平行于Y軸，車輛沿Y軸負方向行駛，因而初始速度為負值。速度絕對值減小越快說明車輛滑移導出越慢，而速度絕對值減小越慢說明滑移導出越順利。

圖13 車輛碰撞后速度變化Fig.13 The velocity of vehicles after collision

從圖13中可以看出4個試驗的Y向速度絕對值皆隨有差別但總體隨時間增大而減小。因而試驗1、試驗3及試驗4的導出效果皆較好，而試驗2的速度變化劇烈導出效果較差。由圖可看出試驗4在約0.4 s之后速度變化很小且平穩，導出效果很好。

6.3.5 護欄導向性能歸納總結

通過四個小節的內容對四個試驗護欄導向性能綜合進行判斷，試驗2的導向性能最差，試驗1及試驗3的導向性能較好，但以試驗試驗4的導向性能最為平穩且效果較好。

6.4 安全性能

圖14—圖17是4個試驗模型中車輛座位部件和車身部件加速度圖，每幅圖的左側小圖為座位處的加速度圖，右側則為車身部位的加速度圖;車輛提取加速度的座位 part號為pid116、車身part號為pid55。表6是車體座位和車身出提取的加速度峰值。

圖14 試驗1車體部件加速度Fig.14 Acceleration of bodywork in the test one

圖15 試驗2車體部件加速度Fig.15 Acceleration of bodywork in the test two

圖16 試驗3車體部件加速度Fig.16 Acceleration of bodywork in the test three

圖17 試驗4車體部件加速度Fig.17 Acceleration of bodywork in the test four

表6 車體部件加速度峰值Table 6 The peak acceleration of bodywork

本文4個試驗沒有安裝假人，依據我國標準[4]當車體三個方向的加速度值均小于20 g時，則不會對車內乘員造成嚴重傷害。文獻[5]中通過文獻資料總結指出，峰值加速度是造成成員傷害的主要因素。因而標準中以整體車輛所受加速度值來判定人員可能的受傷害情況是一定范圍內的模糊概念。

從試驗1到試驗4的加速度數據可看出，實際車體不同部件的加速度峰值均是有差異的，且車座位和車身處的峰值加速度出現非同步而是有時間差異的，另外車身遠小于座位處的峰值加速度絕對值。

試驗1車座位處的峰值加速度超過20 g;試驗2車座位處的峰值加速度接近20 g;試驗3車座位處的峰值加速度絕對值與車身的峰值加速度值差異最大，說明車頭部位向車身傳遞加速度的效果不好，破壞主要以車頭承受;試驗4車座位處的峰值加速度絕對值在四個試驗中最小且其和車身的峰值加速度值差異也最小。

為了對護欄的防撞安全性能作進一步分析，如圖13車體碰撞后破壞狀態圖對車體與護欄碰撞后的破壞狀態進行直觀性輔助性分析。

從車體破壞狀態可以看出，試驗1車頭左側部位受到明顯的擠壓;試驗2車廂空間完整沒有擠壓破壞，但是車頭與車廂結合處拉裂明顯，從車頭破壞狀態可以看出其擠壓破壞最為輕微;試驗3車頭擠壓嚴重，車輪失效斷裂;試驗4車頭左側部位受到擠壓破壞。

從以上兩個方面綜合分析，車體沒有安裝假人的試驗，很難以單純的某部件加速度輸出值來具體判定車體是否會對成員造成嚴重傷害。從車體部件加速度及車體的破壞擠壓情況兩方面進行綜合判斷，試驗2峰值加速度在安全范圍內且車體破壞輕微，防撞效果較好;試驗4雖車頭左側有一定擠壓破壞，但車頭及車體的峰值加速度較低且平穩，可判斷防撞安全性能較好;試驗1及試驗

圖18 車體破壞狀態Fig.18 The damage state of vehicles

3的安全性能不是很理想，尤其試驗3的破壞情況最為嚴重，但是試驗3的車體加速度峰值在較好的安全范圍內。

7 結論

通過四組模型的碰撞試驗結果進行綜合性分析研究得出以下結論:

(1)兩種混凝土護欄及新型設計護欄的防穿越的防撞性能良好且均滿足要求，但試驗3情況下的波形梁護欄不滿足防穿越性能要求。

(2)試驗4新型護欄導向性能最好，試驗1、試驗3的導向性能次之，試驗2護欄的導向性能最差。

(3)綜合判斷試驗4雖然車頭部位有一定的擠壓破壞，但是其車體的加速度峰值最低且平穩，因而判斷其安全性能較好;試驗2加速度值及形體狀態綜合判斷安全性能也較好;試驗1及試驗3的安全性能較差。

(4)車輛與混凝土護欄碰撞時車體的峰值加速度值較高，但波形梁護欄及波形梁板對降低車體的峰值加速度效果明顯;混凝土護欄防穿越性能較好且使車體與護欄碰撞后的狀態更平穩;新型護欄結合了以上兩者的優點，防撞效果較好。

總之，從三個方面進行綜合判斷顯然新型護欄的綜合型防撞性能較為理想。這說明新型護欄的結構設計理念較為理想且結構設計的結果也較好。

[1] 中交第一公路勘察設計研究院.JTG D80—2006高速公路交通工程及沿線設施設計通用規范[S].北京:人民交通出版社，2006.CCCC First Highway Consultants.JTG D80—2006 General specification of freeway traffic engineering and roadside facilities[S].Beijing:China Communication Press，2006.(in Chinese)

[2] 賈寧，閆書明，馬亮，等.組合式消能減速護欄實車碰撞試驗研究[J].振動與沖擊，2013，32(13):1-5.Jia Ning，Yan Shuming，Ma Liang，et al，Full-scale impact test of a combined barrier for vehicle speed-reducing[J].Journal of Vibration and Shock，2013，32(13):1-5.(in Chinese)

[3] 中華人民共和國交通部.JTG/T D81—2006公路交通安全設施設計細則[M].北京:人民交通出版社，2006.Ministry of Transport of the People’s Republic of China.JTG/T D81—2006 Ministry of Communications.Guidelines for design of highway safety facilities[M].Beijing:China Communication Press，2006.(in Chinese)

[4] 中華人民共和國交通運輸部.JTG B05—01—2013高速公路護欄安全性能評價標準[S].北京:人民交通出版社，2013.Ministry of Transport of 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)

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

[6] Livermore Software Technology Coporation.LS-DYNA Keyword user’s manual version971，2007.

[7] 陸新征，何水濤，黃盛楠.超高車輛撞擊橋梁上部結構研究——破壞機理、設計方法和防護對策[M].北京:中國建筑工業出版社，2011.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.(in Chinese)