危险性的英文翻译英语怎么说

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2023年4月18日发(作者：奥巴马为何力挺拜登)

春词白居易译文及赏析

Engineering Structures 49 (2013) 806–818

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Engineering Structures
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大冲击荷载下轴向约束非复合钢-混凝土-钢夹芯板的响应

a

Alex M. Remennikov, Sih Ying Kong, Brian Uy
a* b c
School of Civil, Mining and Environmental Engineering, University of Wollongong, Wollongong, NSW 2522, Australia
Department of Civil Engineering, Universiti Tenaga Nasional, 43000 Kajang, Selangor, Malaysia
School of Engineering, University of Western Sydney, Penrith, NSW 2750, Australia
b
c

文章信息

摘要
在传统的钢-混凝土-钢（CSC）结构中，外部钢板通过焊接栓钉的方式和内部混凝土连接。本文介绍
了一种简化的轴向约束下非复合钢混凝土板的实验计划和数据调查。实验结果表明通过表面钢板构成
的张拉膜，非复合钢混凝土板能够提高荷载承载力。这种结构展示了极高的延伸性并且能够最大承受
高达18的扭转。冲击荷载状态下的钢混凝土板的高精度的有限单元模型已经开发出来，相同的文言文翻译器在线翻译中文结果
已经得到了实验数据的验证。根据证实的有限单元模型，由非复合钢混凝土板和钢标杆组成的等比屏
障结构经受了一辆F800福特卡车的迎头撞击。相似的结构显示非复合钢混凝土板能够抵抗非常大的
冲击能量并且能够有效停止快速移动的车辆。轴向约束非复合钢混凝土板能够使财产在严重的撞击事
故下得到有效的保护。.

文章历史:
2011年9月4日修改
2012年11月5日修改
2012年11月13日接受
2013年2月4日上线
关键词:
钢–混凝土–钢结构
防护结构
冲击荷载
薄膜机制
1.介绍

钢-混凝土-钢复合结构（SCS）或由把混凝土内核和机械栓钉连
接的两面钢板组成的双面层复合结构。这种形式的结构起源于英国康
维河水下通道的初始设计阶段并且已经广泛应用于建筑物内核，防波
堤，核设施和防护结构。
栓钉在钢板和混凝土界面上的抗力是复合结构发挥作用的主要
因素。目前的可以利用机械剪切连接器实现复合动作的技术包括端部
螺栓，摩擦焊条和J形钩。Oduyemi和Wrigth[2]，Wright等[3]和
Shanmugam和Kumar[4]对传统的SCS结构件与承受静载荷主导的
剪力钉的响应进行了实验研究。Corus UK公司已经开发出了用贯通
钢筋同时焊接到两个钢面板的双钢复合夹芯板（Xie等[5]）。Liew和
Sohel[6]提出双J型钩连接器联锁钢面板，并提供钢板与混凝土之间填
充剪力传递机制,Sohel和Liew[7]研究表明SCS板对静载条件下的抗
弯屈服起到了拉伸膜作用。
SCS板由于其高强度和高韧性的特点是防止极端冲击和爆炸荷载
的的一种有效手段。Young和Coyle[8]研究表明，双钢板能够有效的承
受高能炸药的近距离爆炸。他们还发现，可以用双钢板被来代替传统的
钢筋混凝土防护墙以防止破坏所要求的壁厚被显著降低。Hulton[9]研
究表明，制成300毫米厚的双钢板全面屏障可以在范围2米承受2吨炸药
爆炸,Liew等 [10]进行了充满了轻质混凝土的J形钩板低速碰撞试验。结
果表明，该板通过耐弯曲性抵抗冲击载荷的最大位移依赖于钢板和混凝
土填实之间的剪切连接程度。.
迄今为止已经对非复合SCS夹芯板已进行了有限的研究。Heng等
人[11] 对全封闭SCS板进行了静态和爆炸荷载作用下的试验研究。全封
闭SCS板在这项研究中对钢面板和混凝土芯的没有任何其他意义。该模
型爆破试验结果表明，这种类型的SCS面板可以对结构提供高水平的保
护和适宜度。Lan等[12] 对全封闭式SCS板进行了进一步的实验研究，
结果显示这些面板能够有效地抵抗非常大的爆炸载荷。

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Crawford和Lan[13]提出了非复合SCS板的设计理念，为抵抗
爆炸荷载和满量程防爆墙提供了实验验证。Remennikov等[14,15]
进一步评估SCS复合板的概念，并建立了这种结构形式提供了高能
量吸收能力和良好的经济和技术特点。在这个概念上，混凝土芯的
质量提供了惯性阻力，这是对抗高集中度冲击载荷十分有益。赋予
的能量被轴向拉伸钢面板和破碎的混凝土芯消散。当SCS板被损坏，
也不会产生危险的抛射，因为混凝土芯是由钢面板局限。此外，建
筑的总成本由于不提供抗剪切连接件的面板，从而简化其施工性和
安装步骤而减少。
基于全面的文献回顾，到目前为止我们没有发现已经解决SCS
复合夹心板与轴向约束连接的详细分析和实验研究。本研究以提供
一个探究在极端负载下非复合SCS板的行为的研究，并制定建议的
轴向约束SCS复合夹芯板作为屏障结构的保护，防止高速车辆碰撞
和高屈服性的爆炸。Remennikov[14,15]等报道了轴向约束非复合
SCS板遭受冲击负荷的初步结果。结果表明，开始是板的抗弯强度，
然后是钢面板大位移的拉伸膜作用来抵抗冲击能量。非复合SCS板
的抗弯强度比等效的复合SCS板的下部由于没有抗剪切连接件的横
截面的惯性力矩降低。钢面板的大能量耗散的拉伸膜作用是主要的
能元日古诗意思量耗散机制，相对于108千牛的等效组合截面的理论弯曲强度，
记录在测试中的峰值拉伸膜的数据超过300千牛。
本文介绍了轴向约束受到来自3米高度释放600公斤的自由下
落的落锤冲击非复合SCS板缩放模式的响应的实验研究结果。实验
数据利用非线性瞬态动力学有限元程序LS-DYNA用于校准SCS有
限元模型。使用经过验证的有限元模型，轴向约束非复合SCS板组
成一个全面的屏障结构已经进行数值研究，以便对高速行驶车辆的
影响确定其性能。
.
2。实验方案

用大的冲击能量对四个轴向约束非复合SCS板进行测试。该测试
的面板的结构示于表1。该控制面板有普通混凝土核心和低碳钢面板。
对于其他面板，一个设计参数变化以探讨在冲击载荷下的SCS复合夹
芯板的响应。所有的板具有的几何形状和尺寸与图1a所示。顶部和底低碳钢和不锈钢面板的两个完整的工程应力 - 应变关系显示在
部钢面板被弯曲成所需的形状，使用3 mm钢板以产生扩口端部。3图3。该低碳钢的屈服强度为271兆帕，而对于不锈钢屈服应力为291
毫米厚的端板分别焊接在扩口端，以产生部分封闭的钢制外壳。混凝兆帕。最大极限拉伸强度钢为333兆帕，不锈钢是573兆帕斯卡。
土芯的厚度为80毫米。

特别设计的键连接是用于连接为了冲击试验过程中抑制面板的轴
向移动的面板与支承结构的扩口端。键连接通过用混凝土填充的空心
钢梯形截面，如图1b所示。三个隙孔为M16的高强度螺栓制备的键插
入到它们之中，固定到钢通用柱（UC）的支承部分，如图2所示。使
用了UC的部分是310UC96.8 ，和16毫米的低碳钢节点板焊接到UC部
分在冲击试验过程中尽量减少其变形。UC部分使用M25高强度螺栓用
角斜杆固定在工字梁的底部凸缘和腹板。落锤的质量为大约600公斤，
它是从3米的高度释放在冲击板的跨度中间。在实验过程中，用1600
千牛容量测力传感器和高速拉伸丝位移计来记录面板的时间历程的负
载和位移。NI公司的PXI高速数据采集系统，10万个样本/ s的采样率
记录实验数据。
标准混凝土圆柱体试件在面板制造的时间和面板前的测试试验也
被应用。混凝土的无侧限抗压强度按照澳大利亚标准AS1012.9[16]进
行了测试。英斯特朗万能试验机，通过利用标准的测试规程按照澳大
利亚标准AS1391[17]，得到低碳钢和不锈钢的材料特性。
3。实验结果

3.1。材料测试

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Fig. 1. Dimension and geometry of (a) non-composite SCS panel and (b) key insert.

Fig. 2. Experimental setup for SCS panels with keyed connections under impact loading.
CFC1000Butterworth滤波器截止频率为是1650赫兹。根据轴向约
束SCS板的载荷时间历程，可以识别出三个不同的负荷抵抗机制如图5
所示。这些载荷抵抗的机制包括在反应的初始阶段的惯性阻力，夹心
板的耐弯曲性，其次是钢面板的拉伸膜电阻。这些抵抗机制对非复合SCS
夹心板的整体性能的贡献，接下来讨论。

3.2.1 。惯性阻力

势垒结构的有效性取决于屏障组件遭受损坏，但仍然站立的能力。除
了强度和延展性的结构承受爆炸性或冲击事件并保持稳定外惯性阻力是
必需的。非复合SCS夹芯板作为从冲击以及爆炸荷载的吸收机制具有相
对灵活的优点。此外，通过组合SCS板与混凝土或颗粒状物料，板材得
到更多的惯性阻力。

Fig. 3. Complete stress–strain relationship for mild steel and stainless steel.

混凝土抗压强度因不同的面板是不同的，因为测试样品使用不
从实验载荷时间历程分析，有人指出，负荷的增加几乎瞬间可达
1000千牛，比面板的抗弯能力提高十倍以上，然后锤与面板接触。已知
的是，当锤第一次撞击试样，将会观察到一个显著的力，因为锤子的速
度该试被加速。此惯性力峰值使称重传感器接收到一个非常快速的振动，
因此，由测力传感器内的第2-3毫秒测量的冲击载荷并不代表真正的弯曲
载荷作用在试样上，如图4 。
第一峰惯性力之后，所述板的载荷时间历程表明高频振荡持续约5毫
秒的时间。由于落锤冲击势头，试样有飞出去的倾向，而记录的力减弱。
同时，面板开始弯曲，在支撑部位反作用力开始出现。板的弯曲能量消
耗迅速的影响面板的额外动能和凿打面板的第二时间。测力传感器记录
撞击和松弛几次，直到冲击载荷相加到实际的弯曲载荷的过程。这种现
象也被Remennikov等[19]观察到。因此，在这个阶段记录在测力传感器
上的力表示的是惯性力和该板的耐弯曲性的组合。
同批次制备混凝土。对于控制和加力钢筋混凝土核心板，混凝土
抗压强度为23兆帕。对于不锈钢钢板，混凝土抗压强度为37兆帕，
而轻质混凝土的混凝土抗压强度为10MPa。

3.2 。板的冲击试验
板的冲击载荷和位移的时间历程显示在图4 。在测试过程中
由于高强度钢锤和面板的顶部钢面板之间的硬冲击接触，落锤上
安装了记录高频回声的传感器。原始载荷时间历程使用低通四阶
Butterworth滤波器，按CFC1000 [ 18 ]规定进行了数字滤波。

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Fig. 4. Load and displacement time histories for: (a) Control panel, (b) Lightweight panel, (c) Reinforced panel, and (d) Stainless steel panel.
3.2.2.抗弯
惯性效应所引起的大幅度瞬时振荡消退后可以实现面板的挠曲后
能力，如图5 。面板的极限抗弯能力列于表2 。这表明由于其较低的
混凝土抗压强度，轻质混凝土核心略微降低了面板的极限抗弯能力。
由于非线性应变硬化不锈钢的影响不锈钢板比控制面板（120KN）具
有较高的极限抗弯阻力（135KN）。不锈钢面板的混凝土芯相比于控
制面板的较高强度，可能也是导致更高的极限抗弯承载力的原因。钢
筋混凝土芯相比控制面板显著增加非复合SCS面板的极限抗弯阻力
（205KN）。

Fig. 5. Schematic of three load resisting mechanisms for axially restrained SCS
panels under impact loading conditions.

所有测试板的弯曲强度显著下降后面板达到其极限抗弯能力。试
验后，有人指出，在控制面板中，轻质混凝土核心板和不锈钢板的混
凝土芯断裂，郝怎么读大片的混凝土从这些面板中掉落，这些面板的混凝土芯
的损坏由实验观察控制面板所验证，如图6a所示。

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Table 2
A summary of the ﬂexural resistance, tensile membrane resistance and maximum displacements of the SCS panels.
Panel Ultimate ﬂexural Peak tensile membrane Maximum displacement (mm) Support rotation () Ratio (Max. Displ./Max.
Control panel (CP) 120 356 200 18 1
Lightweight Core panel (LP) 84 333 196 17 0.98
Reinforced Core panel (RP) 205 284 183 16 0.92
Stainless steel panel (SP) 135 377 181 16 0.91
resistance (kN) resistance (kN) Displ. of the Control panel)
o

Fig. 6. Damage of the concrete core of the Control panel after the impact test: (a) Control panel, (b) Reinforced panel, (c) Lightweight concrete core panel.

为控制面板，轻巧核心面板和增强芯板，低碳钢面板的屈服应力，另一方面，在钢筋混凝土芯面板顶部的混凝土芯粉碎和冲击区的
横截面积和面板的跨度是相同的。因此，拉伸膜阻力增加，位移增加。底破裂，如图6b所示。混凝土芯的不同损伤模式表明，该板的抗
对于不锈钢面板，它显示出比控制面板在一个较低的跨中位移更高的峰弯性能可以通过提供钢筋与混凝土芯来控制。图6c示出了轻质混
值拉伸膜阻力。这是因为，在不锈钢板的应力后，材料屈服可能是由于凝土芯面板的故障模式。可以观察到，该轻质混凝土相比普通混
应变硬化效应显著增加。在更高的应力下，不锈钢面板可以在较低的位凝土芯的脆性破坏模式更均匀和有延性。
移达到较高的拉伸膜阻力相比于软钢面板。但应注意的是，在这些试验
中得到的最大拉伸膜阻力并不代表板的拉伸膜的能力。拉伸膜阻力，可
进一步增加，在跨中位移进一步增加，直到钢面板断裂失效或面板上的
轴向约束连接失败。对于在本研究中所有的非复合SCS板与素混凝土芯
研究，钢面板的膜伸长动作消耗的输入动能至少为85％。

3.2.3 。拉伸膜阻力
从图4中所示的夹心板的载荷和位移的时间历程。钢面板的
拉伸膜阻力面板的跨中位移超过了80毫米（面板厚度）后成为占
主导地位因素。每个面板的峰值拉伸膜阻力示于表2 。可以注意
到，对于低碳钢板与不同类型的混凝土芯，峰值拉伸膜阻力正比
于面板的最大跨距中点位移。

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Fig. 7. Numerical model of the experimental setup for axially restrained SCS sandwich panels using an instrumented impact testing system.

3.2.4 。面板的变形特性
在这项研究中，面板的峰值变形由自由落体落锤给予的冲击能量进
行控制。由于落锤的下落高度在所有测试中保持在3m，在板的性能上的
差别可以归因于在前面所讨论的整体面板的阻力抗性机制的变化。从表2
中所示的最大位移的分析，很明显，所有的面板都有非常大的变形，通
常，在不降低负荷承载能力时是中跨挠度的两倍以上的面板深度。面板
支持的旋转超过16 ，如图2，证明非复合SCS板可以在严重冲击载荷下
表现出稳定的韧性行为。此外，实验结果为夹层板与轻质混凝土芯和钢
丝网增强混凝土芯表明，这些类型的夹心板的变形特性将内板的10％变
化与正常无筋混凝土芯。因此，本研究的结论是，各种其他的填充材料，
如砂，泡沫材料，砂浆和颗粒材料可有效地用于非复合夹心板。
根据实验数据，面板与钢丝网约束混凝土核心表现在相比与未增强
混凝土核心面板降低了8％的最大位移。此外，代替具有相同的厚度的软
钢面板，使用不锈钢面板可最大减少9％的位移。

4 。有限元模型的验证
显式动力学非线性有限元程序LS-DYNA （ Hallquist [ 20 ] ）被
用来进行数值模拟仪器来实现落锤测试非复合SCS板。在这个研究中开
发的有限元模型，只有四分之一的实验装置被认为是由于试样，加载和
支撑条件的对称性，以节省计算时间。

Fig. 8. Stress–strain relationships numerically generated忍顾鹊桥归路上一句 for concrete inﬁll.

轴向约束，包括键的插入，螺栓连接，钢UC部及钢I型梁进行详细建
根据保守的研究，发现10毫米的网眼尺寸适合混凝土芯和钢面板。
模，如图7 所示。
完全集成的有选择的还原（S/R）的实体单元形式用于钢板的UC部分， I
型梁和螺栓，而在面板的混凝土芯采用恒定应力实体单元建模。钢面板
采用Belytschko-Tsay单元建模。用横截面的集成梁元件的Hughes-Liu
被用来钢增强件建模。

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Fig. 9. A comparison between experimental and predicted results for the Control panel: (a) load time histories and (b) displacement time histories.

Fig. 10. A comparison between experimental and predicted results for the Lightweight panel (a) load time histories and (b) displacement time histories.

Fig. 11. A comparison between experimental and predicted results for the Reinforced panel (a) load time histories and (b) displacement time histories.

Fig. 12. A comparison between experimental and predicted results for the Stainless steel panel (a) load time histories and (b) displacement time histories.

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Table 3
A comparison between numerically predicted results with the experimental results.
Panel EXP. peak TMR (kN) FE peak TMR (kN) (FE/EXP) TMR EXP. Max. Displ. (mm) FE. Max. Displ. (mm) (FE/EXP) Max. Displ.
Control panel 356 384 1.08 200 182 0.91
Lightweight Core panel 333 358 1.08 196 174 0.89
Stainless steel panel 377 380 1.01 181 162 0.90
Reinforced Core panel 284 294 1.04 183 168 0.92
813

Fig. 13. Damage contour plot for the concrete core of the FE model for the Control panel (in the fringe bar: 0.0 – no damage; 1.0 – severe damage).

Fig. 14. Damage contour plot for the concrete core for the FE model of the Reinforced panel (in the fringe bar: 0.0 – no damage; 1.0 – severe damage).

为研究低碳钢和不锈钢面板完整的应力 - 应变关系，采用了
LS-DYNA片分段线性塑性材料模型（ MAT_PIECEWISE_LIN
EAR_PLASTICITY ）建模。屈服后的非线性特性被认为是通过定义塑
性应力 - 应变关系为两种钢根据拉伸关联的测试结果。低碳钢和不锈
钢的应变率效应是通过指定的Cowper-Symonds系数考虑在模型中。
Cowper-Symonds系数对软钢是40.4（D）和5 （q），而对于不锈
钢，它们是100 （D）和10 （q）（Jones[21]）。撞击假设绝对刚
性，因为测试过程中没有观察到落锤变形。钢UC部分， I型梁，螺栓
和铁丝网假定为理想弹塑性材料，并使用LS-DYNA塑料材料的运动学
模型（ MAT_PLAS TIC_KINEMATIC ）建模。UC部屈服应力和I梁
被假定为300兆帕，而螺栓的屈服应力被假定为600兆帕。金属丝网的
屈服应力为假定为450兆帕

.
连续表面覆盖LS-DYNA159模型（ MAT_CSCM_CONCRETE ）
被施加到填实在面板的混凝土上。这种材料模型来预测混凝土结构的
动态性能体验车辆碰撞。它可以只需要通过像无侧限抗压强度，密度，
骨料粒径基本材料特性为普通强度混凝土生成默认参数。据联邦公路
管理局的报告[22] ，该模型适用于20兆帕和58兆帕的混凝土和在8毫
米和32mm之间的骨料粒径。在这项研究中，人们发现，在混凝土芯
沙漏能量超过其峰值内部能量的50 ％时，被认为是应变率效应。

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Fig. 15. FE model of the full scale barrier subjected to vehicle impact by the Ford singl慈母手中线图片 e unit truck.

Fig. 16. The simulation results (a) time histories of impact load and mid-height displacement for the barrier, (b) crashing deformation of the impacting truck.

沙漏控制公式， Flanagan-Belytschko与准确体积集成实体单元（类
型3）和精确的音量整合实体单元（类型5 ）没有有效控制沙漏能由于高度
本地化的影响条件和大Flanagan-Belytschko刚度形式粘稠形式面板变形。
在混凝土芯沙漏能量可以减少到约15％的峰值内部能量时，应变率效应将
被忽略。因此，混凝土的应变率效应在这项在混凝土芯最大限度地减少沙漏
能量的研究中被忽略了。
轻质混凝土的密度为1400 kg/m和无聚集物混合使用。单一元素模拟
3
（联邦公路管理局[23]）具体的模型CSCM（ MAT_159 ）来生成用于轻
量级混凝土参数的能力进行了评估。结果发现，通过使用1400 kg/m的密
3
度， 16兆帕的混凝土抗压强度，并忽略聚集体尺寸，具体模型可以产生应
力 - 应变曲线为10.8兆帕的抗压强度和0.9兆帕的抗拉强度，如图8所示。
人们认为这种应力 - 应变关系在本研究中使用的轻质混凝土是适当的。通
过使用单一元素模拟生成不同等级的混凝土在这项研究中使用的应力 - 应
变关系，其结果如图8所示。应力 - 应变关系包括压缩强度，拉伸强度，软
化曲线后的混凝土达到其最大强度。
在这项研究中，LS-DYNA的Automatic-Surfaceto-Surface
接触算法被用来钢部件的建模，如冲击型钢面板，钢面板和键连接，
栓接部件之间的相互作用。这种接触算法也被用于钢混凝土接触接
口。这种接触算法只考虑了钢和混凝土表面之间的摩擦相互作用，
而在钢 - 混凝土界面的化学键在模型中被忽视了。这是一个现实
的假设，因为化学键合在面板处理和实验装置的测试开始之前失
败。假设钢丝网和周围混凝土之间的粘结充分，为增强芯板，梁单
元的节点与混凝土核心合并.
数值预测的接触力和中跨位移量进行了比较，在图9-12给出了
该面板的实验结果。根据预计值和实验载荷时间历程的比较，可
以注意到该数值模型能够预测该面板后面的拉伸膜抵抗大变形的
初始挠曲响应。

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0 0.02 0.04 0.06 0.08 0.1 0.12 0.14 0.16
Time (s)
Fig. 17. Time history of truck velocity.
它表明，该数值模型具有预测初始惯性效应和面板的挠曲响应的相
当密切的能力。此后，与未增强混凝土芯的板，由于混凝土芯的断裂该
有限元模型无法预测耐弯曲性的显著下降。由于增强芯板，其抗弯强度
模型预测显著的高于10和20毫秒的响应之间的测试时间。这可以归因于
铁丝网和混凝土芯通过合并元素模型中的具体元素的节点到节点之间的
键产生的。混凝土和铁丝网之间的这种整体的交互作用忽略了钢丝 - 混
凝土界面之间的滑动导致较高的抗弯能力.
该有限元模型也能够预测钢面板拉伸膜机制的发展。从数值模拟的
峰值拉伸膜的电阻进行比较，实验结果见表3。它表明，该面板的预测峰
值拉伸膜阻力分别比实验结果稍高，最大差异为8％。面板预测的最大跨
距中间位移和实验的位移图进行比较，见图9 -12b 。它表明，该模型略
微低估了实验位移，轻质芯面板最大差异为11％，如表3所示 .
该模型对控制面板，轻巧核心板和不锈钢板混凝土芯有类似的预测
的损坏。这些面板混凝土芯的破坏由损坏轮廓图控制面板的混凝土核心
体现，如图13所示。图14显示了混凝土芯增强芯板的损害轮廓图。损害
轮廓图显示混凝土破碎的分布和破裂作为标量损伤参数。压缩和拉伸应
变超过极限应变的混凝土模型中，随着从0向1的最大值为初始值的破坏
参数增加而增加。随着损伤参数的接近混凝土构件失去其强度和刚度。
对于控制面板的模型，其预测的在混凝土芯的碰撞区域和附近相似的广
泛观察的实验的破坏，如图6a所示。在增强芯板的模型中，混凝土芯的
损伤集中在图中所示的实验观测的冲击区域，如图6B.
从对冲击载荷，最大位移和混凝土的物理损伤的数值和测试数据的
比较中，可以得出结论，该有限元模型能够捕获非复合SCS面板的最重
要的结构响应特征。

5 。全面屏障结构的汽车碰撞分析
在夹心板的有限元模型的基础上，基于设计功能的全面保护屏障列
于图1。根据大的冲击载荷来研究它的表现。研究的目的之一是在本研究
的实验阶段确定没有潜在的失效机制。应当指出的是，保护性屏障是由
于不同的交通障碍的负载性质而不同的。交通障碍被用于在事故发生时
停止和重新导向车辆。交通障碍通常被设计为易折断的，以便它们经受
塑性变形来吸收冲击能量，从而减少发生意外时对乘客的危险。
交通屏障的设计由Hui和Yu[24]，Lu和Yu[ 25 ]，Ferrer等人[26]讨
论。采用有限元程序评估泊车钢柱对车辆在低速的影响，并与在欧洲规
范采用的设计建议的数值结果响应。Neves[27]等提出了一种直接的分析
车辆结构相互作用方法，这是非常有效的大型结构系统，精度堪比数值
模拟结果之间的相互作用。

Fig. 18. The simulation results (a) time history of the panel reaction force acting on
the post, (b) time history of plastic rotation of the post ﬂange.

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.

Fig. 19. (a) Contour plot of plastic strain for the front faceplate of the panel, (b) deformations of the front and rear steel faceplates (view from the top).
在另一方面，车辆碰撞由于高能炸药引爆造成风压形式的冲击，保用恒定应力实体单元，以及钢面板的夹层板的混凝土填充和钢柱进
护屏障要有针对性的结构，这需要有一个围墙，以响应和消散爆炸压力行LS-DYNA Belytschko –Tsay单元建模。钢柱的基础假设是对平移和
冲力的能量。在本文中，只讨论车辆碰撞情况下的防护屏障。但应注意旋转的固定。从低碳钢的拉伸试验的材料特性（参见图3）使用LS -DYNA
的是，由于复合SCS板屏障具有高刚度，这将显著增加对车辆的乘客碰分段线性塑性材料模型，它也包括了施加到钢面板的应变速率效应。混
撞的危险。然而，由于拉伸膜作用显著增加，从非复合SCS板的门槛相凝土的应变速率效应被列入LS-DYNA CSCM_Concrete （材料159 ）
对较低的初始抗弯刚度到承受较大的塑性变形刚度之前能消散冲击能的模型，以及时程控制算法（确切的体积积分Flanagan- Belytschko刚
量。非复合SCS板上的障碍比传统的复合SCS板的屏障在意外车辆碰撞度形式）来控制在混凝土构件的时程能.
的情况下，能提供更好的客运交通保护，以及含有恐怖袭击的情况下车冲击载荷和中间高度位移为中等屏障段的时间历程示于图16a 。它
辆仍然有效说明了障碍持续2200KN的最大冲击载荷有440毫米的最大位移。卡车速
阻挡结构的高度和宽度选定为3.5米。板的总厚度为200毫米，钢面度在0.14 s由80公里/小时减小到零，表示车辆被屏障结构完全停止，如
板和混凝土芯的厚度分别为10毫米和180毫米。该面板是通过在图1中所图17。据观察，卡车的驾驶室产生大塑性变形，如图16b 。冲击的初始
示的键连接在扩口端的钢柱。用于形成键连接的钢板和钢后的横截面部能量的很大一部分，约76％，是通过卡车的变形消散，而势垒结构吸收
分的厚度为10毫米。钢板的总深度为500毫米。在这项研究中三段阻隔只有冲击能量的24％.
板为模型。从国家碰撞分析中心得到的福特单一单元卡车（ F800 ）模支撑立柱连接到中间屏障面板的峰值反作用力约为最大冲击载荷的
型被选为测试车。根据国家交通研究中心[ 28 ]F800型号的原始质量是一半，如图18a 。反作用力集中在柱后凸缘的一侧上，造成所述凸缘的
8142公斤。模型卡车的质量降低了压舱物的密度，为满足K12评定屏障塑性转动，如图17b所示。相比最大旋转面板角度的0.5后凸缘旋转的最
测试要求[29]降低至6800千克。该卡车定位到与屏障的中间跨度成直角，大角度为约10 。后凸缘的塑性的旋转变形增加了从支撑引起的局部拉出
初始速度为80公里/小时，如图15所示。的键连接，如图19。

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Fig. 20. Tensile membrane resistance provided by the rear faceplate.
.
图19A显示了中部面板的前面板经历局部塑性变形，由于局部负荷
条件的影响，集中在板的扩口端的下半部分，并在该板的中心。与卡车
接触的前面板沿着冲击的方向被按下，而前板的上部则向相反方向移动，
如图19b。底部的前面板拉伸包含卡车引起面板上的局部屈服。在钢板后
面的混凝土芯经粉碎和分布吸收了剩余的冲击能量。图20的负荷 - 变形
曲线证明了后部面板通过膜机制产生的轴向阻力。我们还可以注意到在
图19b中的最大位移文件中的平均位移，确认混凝土芯的片段在面板的后
部施加均匀的压力。从塑性变形的轮廓来看，钢板的塑性应变似乎不超
过0.025 ，这比断裂应变的钢板低约10倍，并且该面板仍然有足够的备
用容量抵抗更高冲击载荷. 然而，后凸缘的厚度似乎对夹心板的性能有显
著作用，其中较大的轴向和键连接的旋转变形，可能会影响保护性屏障
的性能故障，如果面板完全从约束连接被拉出。为了防止被拉出，在图1
中所示的约束连接，应当通过提供额外的加强元件来降低凸缘塑性旋转
进行改进。
6 。结论

在冲击载荷条件下，非复合钢 - 混凝土 - 钢夹芯板的动态响应已
经开展了广泛的研究。实验项目包括混凝土核心密度的影响研究，加强
混凝土芯与钢丝网，并用不锈钢作面板。试验的三维有限元模型生成和
验证对实验结果的影响。根据提出的建模技术，预测的峰值拉伸膜阻力
和峰值跨中位移以及相关的实验结果。使用经过验证的建模技术，轴向
约束的非复合SCS板构成的全程屏障结构是由单个单元卡车进行迎头碰
撞的。根据观测结果，本研究提出了一些结论可以概括如下：

1 。对缩小比例的高速冲击试验，轴向约束非复合SCS板证实了这一
建筑类型的技术可行性，通过钢面板的拉伸膜机制，实现了非常高的
承载能力。面板展示了高延展性和维持高达18 的大旋转而不崩溃的
能力.
2 。该填充材料对轴向约束非复合SCS板的极限荷载随能力影响较
小。由于拉伸膜机制的钢面板现行的作用，和轻质混凝土或低强度混
凝土相比，使用正常的强度和重量的混凝土核心也不会对大变形产生
显著影响。相对于面板的无筋混凝土芯面板与钢筋混凝土核心显示减
少峰值位移8％。低碳钢面板的不锈钢面板的采用导致峰值位移降低
了9％。
3 。使用LS-DYNA ，利用满量程屏障结构轴向约束非钢 - 混凝土
组合钢面板是能够遏制福特单个单元卡车在80公里每小时行驶的数
值模拟结果。它应该避免通过提供额外的加强部件来建立，以防止拉
出，并允许SCS夹芯板键连接的设计容量的过度变形。可以得出结论，
该非复合SCS板对高性能的保护屏障提供一个有吸引力的解决方案，

以抵抗极端冲击和爆炸荷载.

致谢

这项研究受到了澳大利亚研究理事会的探索项目资助计划（项目编号
DP0879733 ）的支持，对此表示感谢。笔者也对高级技术人员，

Alan Grant先生和Ian Brige先生的协助表示感谢.

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