轎車與混凝土電桿的碰撞研究

陳芳

(長沙電力職業技術學院，湖南 長沙 410131)

轎車與混凝土電桿的碰撞研究

Research on the impact between the car and concrete pole

陳芳

(長沙電力職業技術學院，湖南 長沙 410131)

依據國內某乘用車及國標，建立車輛與電桿碰撞有限元模型，進行汽車正面碰撞及電桿彎曲強度驗證。在此基礎上，進行了3種碰撞速度下轎車沖擊對電桿損壞程度的模擬分析。結果表明3種情況下電桿都因剪切力產生了折斷，但在不同速度下，電桿損壞程度及斷裂點有所不同。針對此特點，提供了電桿在沖擊下的強度設計參考標準，提出了電桿在碰撞中抗折損性能的措施。

混凝土電桿；電桿折損；柱碰撞；有限元方法；供電可靠性

目前，對于在低壓輸配電線路中使用十分普遍的電桿，大多考慮其在工作狀態下的撓度及抗裂性能〔1－5〕，而對于沖擊載荷下的電桿損傷行為則研究得較少。為了了解電桿在汽車沖擊下的斷裂情況，Walte在1986年進行了11組混凝土電桿臺車的碰撞實驗〔6－7〕，探討了受沖擊時的電桿破壞情況。實驗結果表明在碰撞中剪切破壞是電桿折損的主要形式，并提出了增大壁厚和加密碰撞區的螺旋筋數量可以增強電桿的抗剪能力。

汽車與電桿的碰撞位置一般發生在汽車前端和側面，發生在汽車前端的碰撞形式在汽車碰撞安全中屬于低重疊率碰撞。國內在對車輛碰撞安全時進行了相關的研究。如:Hong分析了在正面100%正面碰撞、40%前碰撞及柱碰撞形式下，汽車的變形及耐撞性特點〔8〕。楊濟匡及Ahmed Elmarakbi通過有限元方法研究了車輛在與樹及電桿等柱體碰撞時的車輛變形及乘員損傷情況〔9－10〕。在大部分的柱碰撞研究中，研究對象多為汽車的耐撞性及乘員安全，相應研究中也將電桿模擬成不變形的剛性柱〔11〕。這不僅與實際碰撞不相符，也無法得到電桿在碰撞中的損壞情況。

文中旨在對混凝土電桿在與汽車前碰撞時的損壞機理進行數值模擬及分析，建立汽車與混凝土電桿的有限元碰撞模型，并分別對轎車模型進行正面碰撞及混凝土電桿彎曲強度驗證。在此基礎上對不同碰撞速度下電線桿的損壞機理進行仿真分析，然后根據分析結果提出電桿在汽車碰撞中的強度設計方案及提高電桿抗折斷性能具體方法應對電桿折斷事故，從而提高供電可靠性。

1 碰撞模型的建立及驗證

模型基于有限元前處理軟件Hyperworks建立，碰撞中的轎車來源于國內某乘用車，整車包括了車身、底盤、動力總成、電器以及部分內飾等。該模型使用的材料，剛度特性等關鍵參數根據實驗測得，仿真中涉及的3個機械假人以及相關配重用集中質量單元來模擬。建立的車輛有限元模型質量為1 670 kg，部件數為1 788個，單元數1 109 385個，節點數1 067 392個。

混凝土電桿基于文獻 〔12〕的數據建立，選用目前使用較普遍的錐形預應力混凝土電桿，桿長L為7 m，根徑為223 mm，梢徑為130 mm，壁厚為40 mm，縱向配筋為8×Φ6 mm，Φ3.4 mm螺旋筋間隔為100 mm。使用不低于525的硅酸鹽水泥，砂、石為優質中粗砂或1～3 cm花崗巖碎石或卵石(水灰配置比例:水0.39；水泥1.0；砂1.37；碎石2.88)。混凝土強度等級不低于C50級，電桿總重量為284 kg。模型中電桿采用分離式建模，混凝土及配筋都采用可變形實體單元建模，模型中假定混凝土及配筋之間的位移完全協調而采用共節點連接。關于材料本構的選用，混凝土采用LS－DYNA中的損傷塑性模型本構模型對混凝土的力學性能進行描述，其材料特性參數來自文獻 〔13－14〕，密度2 400 kg/m3，彈性模量41 GPa，泊松比為0.2，最大壓縮屈服應力為32.8 MPa，拉伸破壞應力為3.5 MPa。冷拉鋼絲配筋采用雙線性彈－塑性本構模型模擬，其彈性模量為202 GPa，張拉控制應力為1 100 MPa，名義抗拉強度為1 570 MPa〔6，15〕。模型中材料的失效定義標準為應變，即當材料達到設定的失效應變值，則自動刪除該單元。

為了驗證車模的有效性，作者將實車的 50 km/h的正面碰撞實驗結果與其仿真結果進行對比，通過比較仿真與試驗的整車變形情況及代表車體整體動態響應的B柱加速度曲線的差異來驗證模型的有效性。

圖1為實驗與仿真的整車碰撞變形對比，試驗中整車軸向變形量為512 mm，仿真中的變形量為508 mm，且仿真與試驗的前艙變形情況也極為接近。從圖2的代表整車在碰撞中的動態響應的B柱下端加速度曲線的對比來看，碰撞加速度曲線的波形趨勢及加速度峰值大小和出現的時間都在合理的誤差范圍內，可認為實驗與仿真具有較高的近似程度。

圖1 實車碰撞與仿真變形比較

圖2 實驗與仿真中的車輛B柱加速度曲線比較

混凝土電桿通過其懸臂式撓度實驗指標是否達到國家B級標準來驗證其可靠性。仿真中的設置根據文獻 〔12〕的要求建立，在距根部150 mm及支持點處放置150 mm的硬木制成的U形墊板支撐，在距梢端250 mm處加載逐步增大的徑向載荷至電桿失效產生，如圖3所示。

圖3 懸臂式撓度實驗設置示意圖

圖4 為懸臂式撓度實驗失效前時刻應力云圖，在載荷上升到2.64 kN時，電桿初始失效處發生在距梢端2 025 mm處的受拉應力側，而受壓側的最大應力為5.595 MPa。根據M＝FL1，得到電桿在開裂檢測中的失效彎矩為13.86 kN·m，達到B級標準5.5 kN·m的2.52倍，大于文獻 〔12〕中的要求 (安全系數大于2)；而電桿在破壞時刻產生的撓度為36.5 mm，，亦低于標準中小于L1＋L2/70的標準。

圖4 懸臂式撓度實驗失效前時刻應力云圖

根據比較汽車正面剛性墻的碰撞的仿真結果，可認為汽車有限元模型材料本構選用合理、建模方法正確，前部剛度與實驗結果有較好的對應，具有較高精度。在對電桿的懸臂式撓度仿真實驗中，應力分布合理，且符合文獻 〔12〕的設計要求，可以用于下一步的研究。

2 轎車與電桿不同碰撞速度下的損傷結果與分析

在上述的驗證的模型上，建立了轎車與鋼筋混凝土電桿的碰撞模型。電桿支持點 (埋入深度)為1.2 m，并對電桿埋入地下部分使用剛性圓筒進行約束。設定轎車與電桿碰撞的區域為軸向的中間部位，轎車對電桿碰撞的碰撞速度 V分別為30 km/h，50 km/h及70 km/h，碰撞動態仿真計算時間為100 ms。碰撞模型如圖5所示。

圖5 轎車與電桿碰撞設置

在3組汽車與混凝土電桿碰撞的虛擬實驗中，電桿都產生了折斷破壞，如圖6所示。在碰撞發生時，汽車前保險杠蒙皮、保險杠橫梁、散熱器及發動機外殼依次與電桿接觸，在最后的發動機外殼碰撞時，由于發動機本身具有較大的慣性及剛度，碰撞力急劇上升直至電桿完全折斷。對于不同的碰撞速度下的電桿損壞情況不盡相同，在速度為 30 km/h和50 km/h的碰撞中，保險杠接觸處及與發動機接觸處混凝土都產生了表面破損，但沒有在沖擊點產生斷裂，在碰撞到發動機外殼后，碰撞力上升，地面處的電桿的非碰撞側首先產生破裂并進一步發展到整個地面斷裂面，產生電桿折斷。而在速度為70 km/h的碰撞中，在斷裂產生前碰撞區域也產生了表面破損，隨著碰撞力的增加，地面處的電桿的非碰撞側出現應力集中出現了斷裂現象，幾乎在同一時刻碰撞點處也出現斷裂，隨著車輛向前移動，電桿倒向車身，在距離梢端2 050 mm處由彎矩作用產生了第3處斷裂。碰撞中電桿與汽車的碰撞接觸力也隨著速度的增加由116.5 kN增加到169.9 kN，如圖7所示。3種速度的碰撞中的配筋沒有發生拉斷的情況，這與文獻 〔7〕中的實驗結果一致。碰撞仿真結果見表1。

圖6 不同速度下的碰撞動態響應

圖7 不同速度下的電桿斷裂情況

表1 碰撞仿真結果

汽車與電桿的碰撞可以近似地看成電桿承受動態3點彎曲沖擊的過程，沖擊點為轎車的保險杠橫梁 (高度分布為距地面450～560 mm)及發動機外殼與電桿碰撞點 (高度為645 mm)。下端支撐力來自于地面的約束反力，因為為動態沖擊，上端的支撐力為電桿的慣性力。地面的約束力是碰撞力的主要反作用力，因此在3種碰撞速度的虛擬實驗中，都出現了電桿在地面處剪切折斷；由于上端的慣性力與碰撞中產生的加速度相關，隨著碰撞速度提高到70 km/h，電桿上端的慣性力增加從而使得在碰撞區域產生了斷裂。

在加拿大安大略交通部門1967—1968年進行的電力電桿及信號機柱的碰撞試驗的實驗中，產生的剪切失效中裂縫方向為沿汽車前進方向的反向，而在后續的Walter H.Dilger進行的實驗中則剛好相反，其認為是碰撞時的壁厚和速度有關系。在仿真中裂縫產生的方向與Walter H.Dilger進行的實驗類似，但由于電桿直徑較小，沒能形成從地面到碰撞點的斜裂縫，但裂縫的最初形成位置也同樣位于地面的非碰撞側。如果要防止電桿在汽車碰撞時斷裂，則可增強電桿的地面截面處的抗剪能力及碰撞接觸部位的強度，具體可增強其在碰撞處及地面截面處的壁厚及螺旋筋的密度。

在碰撞中吸收能量的部件主要為車身，如在電桿有多處折斷的70 km/h的碰撞中，車體吸收的能量為45.5 kJ，而電桿在碰撞中吸收的能量僅為8.9kJ。而在電桿損傷較小的30 km/h的碰撞中，電桿吸收的能量只有2.9 kJ。如果把30 km/h時車身前部吸能總量當成電桿碰撞過程中電桿不折斷時能承受的最大動能，則相對于1 500 kg的汽車則要求電桿與汽車的碰撞速度不大于20.8 km/h。相反可以在設定的碰撞速度下，對電桿的強度進行設計，使得在此速度下的碰撞能量由車輛前部結構吸收，從而確保電桿在碰撞事故中不發生斷裂倒伏。當然，如果想通過增強電桿強度來防止電桿在高速碰撞中斷裂，則不僅會增加電桿制造及安裝成本，而且會因為與電桿碰撞中車體的吸能能力并沒有明顯的上升，造成轎車的前艙侵入量明顯增加。如在 70 km/h的碰撞時，轎車前部侵入量達到了541 mm，而車體的吸能量只上升到在45.5 kJ，如果不讓電桿斷裂，則很可能對車內的乘員造成極大的損傷，甚至死亡。因此，在汽車高速碰撞時應允許電桿斷裂，以免增加的電桿強度產生更大的車體侵入量壓縮乘員艙內乘員的生存空間，給乘員造成損傷。

3 結論

針對汽車對電桿的碰撞產生折損事故，從而對供電可靠性造成較大影響，文中依據國內某乘用車及國標，建立了轎車與混凝土電桿的碰撞有限元模型，并分別對汽車正面碰撞及電桿彎曲強度進行了驗證。

在驗證模型基礎上進行了轎車對電桿不同碰撞速度下的損傷研究。結果表明，在3種速度下的碰撞中，電桿都產生了折斷，主要失效原因為剪切失效。在較低碰撞速度下時，距地面高度為530 mm保險杠接觸處及與發動機接觸處混凝土都產生了表面破損，使電桿產生折損事故則位于電桿埋入點與地面交界截面。高速碰撞時，在地面交界截面、保險杠接觸區及距梢端2 050 mm處先后產生了3處斷裂。

為了減少轎車碰撞電桿而造成折斷事故，提高供電可靠性，可以在設計電桿時采取相應措施:

1)根據汽車在與電桿允許的碰撞速度下碰撞前部結構的吸能能力設計電桿的強度；

2)增強電桿的地面截面處的抗剪能力及碰撞接觸部位的強度能有效提高電桿在汽車碰撞中的抗折斷性能，具體方法為增大其在碰撞處及地面截面處的壁厚及螺旋筋的密度。

為了避免汽車與電桿相撞，在道路邊電桿上安裝防撞反光警示帶是一種經濟有效的方式；也可在路邊沿設有電桿的公路上對汽車的行駛速度做相應的限制；避免在事故多發地段 (交叉路口，大曲率彎道)設立電桿等。

由于其它車型 (如卡車等)與轎車的電桿碰撞位置高低及車體重量都會有不同，電桿的損傷情況也會有較大差異，這些都將在后續的研究中進一步探討。

〔1〕高潤東，趙順波，張天光，等.離心成型鋼筋鋼纖維混凝土電桿受力性能試驗研究 〔J〕.土木工程學報，2005，38(8): 43-48.

〔2〕李鳳蘭，李曉克，趙順波，等.離心成型鋼筋鋼纖維混凝土電桿設計方法研究 〔J〕.應用基礎與工程科學學報，2007，15(2):190-195.

〔3〕方永浩，戴玭，龐二波，等.錐形鋼筋混凝土電桿的力學性能檢測與有限元分析 〔J〕.河海大學學報:自然科學版，2011，39(6):687-692.

〔4〕徐金俊，陳宗平，夏開全.CFRP加固帶接頭混凝土電桿承載力試驗及剛度研究 〔J〕.自然災害學報，2012，21(6): 208-213.

〔5〕陳宗平，徐金俊，張超榮，等.帶接頭在役混凝土電桿受力性能試驗研究 〔J〕.實驗力學，2012，27(6):734-740.

〔6〕Walter H.Dilger，Amin Ghall，趙力，等.機動車沖撞下離心式電桿的性能(上)〔J〕.鐵道標準設計，1989(9):44-48.

〔7〕Walter H.Dilger，Amin Ghall，趙力，等.機動車沖撞下離心式電桿的性能(下)〔J〕.鐵道標準設計，1989(10):44-47.

〔8〕Hong，S.W.Chung Kyu Park，Pradeep Mohan，et al.A Study of the IIHS Frontal Pole Impact Test〔J〕，SAE paper NO:2008-01-0507，SAE International:Detroit，Michigan.

〔9〕范婷，楊濟匡，陳勇，等.轎車撞樹事故駕駛員損傷風險重建研究 〔J〕.微計算機信息，2010，26(12-2):156-157，217.

〔10〕Ahmed Elmarakbi， Khaled Sennah， MagdySamaan， etal. Crashworthiness of motor vehicle and traffic light pole in frontal collisions〔J〕.Journal of transportation engineering，2006，132 (9):722-733.

〔11〕Qihui Li， JikuangYang.StudyofVehicleFrontStructure Crashworthiness Based on Pole Impact with Different Position.in Measuring Technology and Mechatronics Automation(ICMTMA)〔C〕.2013 Fifth International Conference on.2013，IEEE.

〔12〕中國國家標準化管理委員會.GB/T 4623—2006.環形混凝土電桿 〔S〕.北京:中國標準出版社.

〔13〕寧建國，商霖，孫遠翔.混凝土材料沖擊特性的研究 〔J〕.力學學報，2006，38(2):199-208.

〔14〕方秦，還毅，張亞棟，等.ABAQUS混凝土損傷塑性模型的靜力性能分析 〔J〕.解放軍理工大學學報 (自然科學版)，2007(3):254-260.

〔15〕國家質量監督檢驗檢疫總局.GB/T 5223—2002.預應力混凝土用鋼絲 〔S〕.北京:中國標準出版社.

10.3969/j.issn.1008-0198.2015.04.012

TM753

A

1008-0198(2015)04-0048-04

陳芳(1983)，女，碩士研究生，講師。主要研究方向為電力系統運行與維護、高職教育。

2015-06-16