新型裝配扶壁式擋土墻的抗震性能研究

章宏生，沈振中，徐力群，葉興成，劉益志

(1.河海大學水利水電學院，南京 210098；2.宿遷市水務局，江蘇 宿遷 223800)

0 引 言

新型裝配扶壁式擋土墻符合建筑工業化的大趨勢，可以實現綠色施工，是一種具有廣闊應用前景的結構型式，與傳統擋土墻采用現場立模澆筑不同，新型裝配扶壁式擋土墻則被分解為底板、面板和扶壁板等分離式結構，底板為現場澆筑，面板和扶壁板為預制雙面疊合混凝土板，在現澆底板上安裝后澆筑內芯混凝土，形成完整的裝配扶壁式擋土墻。這種新型裝配扶壁式擋土墻在結構上存在新老混凝土結合面及拼接縫[1]，結構的整體性存在不確定因素，抗震安全性存在隱患。目前對裝配式混凝土結構抗震性能的研究主要集中于框架結構[2]、剪力墻結構[3]，對這種新型裝配扶壁式擋土墻結構抗震性能的研究幾乎為空白，在地震高烈度區如何設計裝配式擋土墻、評價其抗震安全性缺乏理論依據，嚴重制約了該類擋土墻結構在地震高烈度區的應用推廣。

1 新型裝配扶壁式擋土墻結構型式

宿遷市馬陵河整治工程抗震設防烈度為8°。根據景觀設計及施工進程要求，擬采用新型裝配扶壁式擋土墻，該新型裝配扶壁式擋土墻被分解為底板、面板和扶壁板等分離式結構，底板為現場澆筑，面板和扶壁板為預制雙面疊合混凝土板，在現澆底板上安裝后澆筑內芯混凝土，形成完整的裝配扶壁式擋土墻，設計結構尺寸如圖1所示。

如圖1(b)所示，預制雙面疊合混凝土板每塊長度為6 m，包括面板預制雙面疊合混凝土板、扶壁板預制雙面疊合混凝土板，雙面疊合板中兩塊預制板采用鋼筋相連，兩塊預制雙面疊合混凝土板在拼接時存在拼接縫，澆筑二期混凝土時需分閉，以防止澆筑內芯混凝土時發生漏漿，拼接縫處面板的厚度實際為二期澆筑混凝土板厚度。擋土墻扶壁側填土至墻頂，另一側為河道。如圖1所示，擋土墻左側為填土側，右側為河道側，并約定：面板預制雙面疊合混凝土板靠近填土側的預制板稱為填土側預制板；靠近河道側的預制板稱為河道側預制板；二期澆筑的內芯混凝土稱為二期澆筑混凝土板。

圖1 新型裝配扶壁式擋土墻結構(單位：mm)Fig.1 New assembly buttressed retaining wall

2 有限元模型及計算參數

根據該新型裝配扶壁式擋土墻結構的對稱性，以拼接縫為對稱面取相鄰兩塊預制雙面疊合混凝土板各一半結構，建立三維有限元模型，即所取擋土墻軸線長度為6 m，如圖2所示。坐標系為右手系，規定為：x軸方向為擋土墻橫剖面的水平方向，指向河道為正；y軸方向為垂直向，指向上方為正，與高程一致；z軸方向為擋土墻軸線方向。沿擋土墻軸線截斷面是結構對稱面，該兩側截斷邊界及底板底面取為法向約束。

圖2 三維有限元模型Fig.2 Three-dimensional finite element model

采用ANSYS中的SOLID65單元來模擬鋼筋混凝土結構的擋土墻[6]。假定混凝土和鋼筋之間黏結良好，無相對滑移，采用整體式建模方式，即將鋼筋連續均勻地分布于單元中，視單元為連續均勻材料。鋼筋對結構的貢獻，采用根據剛度矩陣EI等效的原則提高材料的彈性模量的方法來實現，具體在ANSYS軟件中通過設置單元體積配筋率來實現。預制件下端預留鋼筋插入底板，現場澆筑混凝土后連接性能良好，可視為整體結構。考慮到擋土墻面板的預制混凝土雙面疊合板存在拼接縫，該處有效厚度實際為二期澆筑混凝土板的厚度。

根據預制雙面疊合混凝土板生產廠家對結合面強度的室內抗震試驗測定，各試樣預制雙面疊合板與二期澆筑混凝土之間的結合良好，直至試樣破壞時，結合面均未出現錯動滑移，如圖3所示。

圖3 結合面強度試驗結果Fig.3 The strength test results of adjoining faces

二期澆筑混凝土板和面板預制疊合板之間的結合面采用接觸面模擬，兩個接觸體都是變形體，是柔體-柔體接觸，接觸方式采用面-面接觸[7]，應用ANSYS內嵌的三維接觸面單元TARGE170和CONTA173形成接觸對來模擬，并采用Mohr-Coulomb模型來控制接觸面之間的黏結和滑動，表達式為:

τ=c+fp

(1)

式中：τ為接觸面間等效剪應力；c為黏聚力；f為接觸面摩擦系數，f=tanφ，φ為摩擦角；p為接觸部位的壓應力。當接觸面間的等效剪應力τ

3 新型裝配扶壁式擋土墻抗震性能研究

新型裝配扶壁式擋土墻抗震性能研究采用動力時程分析法，計算工況考慮正常運行⊕設計地震作用，除地震荷載外，還有自重、填土靜壓力、地下水靜壓力及車行荷載。填土側填土高度至墻頂，車行荷載取7.5 kN/m2[9]，河道側水位為河道平均水位，地下水位亦為河道平均水位，河道平均水位高出地面1 m。

3.1 地震波的選取

工程的抗震設防烈度為8°，設計基本地震加速度為0.2 g，設計地震分組為第一組，場地類別Ⅱ類[10]。結合模型模態分析結果，選擇適合實際情況的兩條實際強震記錄加速度波和一條人工波進行擋土墻地震響應分析，即EI-Centro波、Taft波、人工波。限于篇幅，這里僅給出Taft波作用下的成果，Taft波水平向加速度時程如圖4所示。對Taft波按水平地震動加速度峰值0.2 g調幅后，進行設防地震作用下的非線性動力時程分析，計算時間步長取為0.02 s，持續時間為20 s。計算時考慮三向地震作用，即垂直河向、順河向及豎直向，豎直向加速度值取水平向的2/3。動力分析時考慮地基質量，采用彈簧單元和阻尼單元實現黏彈性動力人工邊界。

3.2 結合面動力應力變形特性分析

新型裝配扶壁式擋土墻新老混凝土結合面是可能的抗震薄弱面，故分析填土側預制板與二期澆筑混凝土板結合面、河道側預制板與二期澆筑混凝土板結合面在抗震設防地震作用下的應力變形特性。為方便起見，約定：填土側預制板與二期澆筑混凝土板結合面為結合面1；河道側預制板與二期澆筑混凝土板結合面為結合面2。

通過對兩結合面特征點剪應力時程曲線分析，兩結合面剪應力與地震波加速度近似呈正相關，兩結合面剪應力最大值均出現在地震峰值時刻。圖5為擋土墻面板兩結合面地震峰值時刻的剪應力圖，可見，受擋土墻扶壁的影響，結合面剪應力較大的區域呈花瓣形分布。結合面1的最大剪應力為0.41 MPa，結合面2的最大剪應力為0.20 MPa，均未超過結合面的黏聚力，顯然該擋土墻結合面不會發生剪切破壞。圖6為擋土墻面板兩結合面地震峰值時刻的剪切變形圖，可見，結合面剪切變形分布與剪應力分布一致，剪切變形較大的區域呈花瓣形分布。結合面1最大剪切變形為0.029 5 mm，結合面2最大剪切變形為0.014 4 mm，均很小，為剪切彈性變形。從擋土墻結合面的應力和變形來看，擋土墻結合面的膠結良好，在抗震設防地震作用下，結合面不會發生剪切破壞，結構整體性未遭到破壞，安全滿足要求。

圖5 地震峰值時刻面板結合面的剪應力(單位：Pa)Fig.5 Shear stress of joint face of face slab of earthquake peak time

圖6 地震峰值時刻面板結合面的剪切變形(單位：m)Fig.6 Shear deformation of joint face of face slab of earthquake peak time

3.3 二期澆筑混凝土板動力應力變形特性分析

新型裝配扶壁式擋土墻的面板由預制雙面疊合混凝土板拼接后澆筑內芯混凝土形成，澆筑內芯混凝土時，為了防止漏漿，在拼接縫處需要采取止漿措施，因此面板拼接縫處面板的實際厚度應為二期澆筑混凝土的厚度，即面板設計厚度應扣除兩側疊合板的厚度，本工程面板設計厚度為0.35 m，疊合板厚度為0.08 m。因此，面板拼接縫處是擋土墻結構抗震薄弱部位，這里分析該部位的應力。二期澆筑混凝土板靠近河道側的面為正面，靠近填土側的面為背面。

通過對拼接縫處特征點第一主應力時程曲線分析，拼接縫處最大拉應力出現在地震峰值時刻。圖7為二期澆筑混凝土板正面地震峰值時刻的第一主應力圖，可見，受擋土墻扶壁影響，二期澆筑混凝土板正面在扶壁處處于受壓狀態，在拼接縫處處于受拉狀態，最大拉應力為1.08 MPa。該拉應力小于二期澆筑混凝土C30的抗拉強度設計值，不會出現開裂破壞，因此，拼接縫處面板強度滿足抗震要求。

圖7 地震峰值時刻二期澆筑混凝土板正面第一主應力(單位：Pa)Fig.7 The first main stress on the front of the second-stage concrete slab of earthquake peak time

3.4 新型裝配扶壁式擋土墻地震響應特性分析

新型裝配扶壁式擋土墻預制板與二期澆筑混凝土板的結合面在抗震設防地震作用下黏結良好，未發生剪切破壞，因此，該新型裝配扶壁式擋土墻整體性良好，除拼接縫處面板表面存在結構縫以外，擋土墻可帶縫工作。

圖8是新型裝配扶壁式擋土墻在抗震設防地震作用下發生最大拉應力時刻的第一主應力圖，可見，新型裝配扶壁式擋土墻拉應力較大的區域出現在扶壁上端與預制板連接處、扶壁前端與底板連接處及面板與底板連接處。除扶壁上端與預制板連接處存在應力集中現象，局部拉應力超出混凝土動態抗拉強度外，其余部分拉應力均小于擋土墻混凝土C30動態抗拉強度。通過在ANSYS軟件中查看扶壁處裂縫擴展圖可知，扶壁上端與預制板連接處由于局部拉應力超出混凝土動態抗拉強度，局部出現損傷，產生淺層拉裂縫，但裂縫擴展區域有限。

圖8 Taft波作用下地震峰值時刻擋土墻第一主應力圖(單位：Pa)Fig.8 The first main stress of the retaining wall under the Taft seismic of earthquake peak time

3.5 新型裝配扶壁式擋土墻的極限抗震能力

分析設計地震作用下新型裝配扶壁式擋土墻的應力分布及裂縫開展規律，可以發現扶壁上端與墻板連接處動力響應最大，是結構動力響應的控制性區域，該部位破壞將直接導致扶壁與擋土墻面板分離，使擋土墻失去承載作用。因此將該部位的破壞程度作為控制指標，采用超載法，應用ANSYS軟件中的分布裂縫模型對扶壁上端與面板連接處在不同強度地震作用下的裂縫分布及開裂狀態進行分析[11],扶壁與面板連接處裂縫在不同強度地震作用下分布情況如表2所示。

表2 裂縫分布情況Tab.2 The distribution of the crack

由表2可知，當地震加速度峰值為0.25、0.30 g時，扶壁在其上端與面板連接處出現豎向裂縫，擋土墻主體結構受地震影響不大；當地震峰值增至0.35 g時，扶壁在其上端與面板連接處的豎向裂縫開始沿面板向上延伸；當地震峰值加速度繼續增大至0.40、0.45、0.50 g時，扶壁在其上端與面板連接處的裂縫繼續沿豎向擴張；當地震峰值加速度增至0.55 g時，非線性計算不再收斂，由最后荷載步計算結果可以觀察到此時填土側預制板在約1/2墻高處出現水平向裂縫，幾乎貫穿整個填土側預制板，填土側預制板出現了斷裂。因此，可以預測該新型裝配扶壁式擋土墻的極限抗震能力為0.50 g。

3.6 結合面強度參數對擋土墻抗震性能的影響分析

正常情況下二期澆筑混凝土板與預制雙面疊合混凝土板的結合面膠結良好，不會出現剪切破壞，擋土墻的整體性可以得到保證。但是，由于施工的不確定性，施工質量往往存在差異，因此，考慮結合面不同強度參數，研究其對新型裝配扶壁式擋土墻地震響應特性的影響。二期澆筑混凝土板與預制雙面疊合混凝土板結合面黏聚力不變，結合面的摩擦系數分別取0.8、0.6、0.4、0.2，計算分析擋土墻的應力、變形，預測其極限抗震能力，并與整體澆筑的擋土墻進行對比。計算成果如表3所示，其變化曲線如圖9、圖10所示。

表3 結合面不同參數計算成果Tab.3 The calculation results of diffident parameter of joint faces

圖9 擋土墻最大拉應力隨摩擦系數變化關系曲線Fig.9 The maximum tensile stress change with the friction coefficient curve

圖10 擋土墻極限抗震能力隨摩擦系數變化曲線Fig.10 Limit aseismic ability change with the friction coefficient curve

由表2和圖9、圖10可以看出：①隨著結合面摩擦系數逐漸降低，填土側預制板承擔的土壓力逐漸增大，擋土墻最大拉應力逐漸增大，扶壁上端裂縫逐漸擴展；②二期澆筑混凝土板與預制雙面疊合混凝土板結合面摩擦系數取0.8、0.6、0.4時，新型裝配扶壁式擋土墻整體性良好，抗震能力較強，當結合面摩擦系數降至0.2時，結合面發生剪切破壞，結構整體性受到破壞，動力響應明顯變大，抗震能力顯著下降。因此，應保證結合面的摩擦系數在0.2以上，以保證擋土墻的整體性和良好的抗震能力。

4 結 論

采用時程分析法，論證了存在新老混凝土結合面及拼接縫的新型裝配扶壁式擋土墻結構的整體性、設計方案在技術上的合理性。

采用超載法，通過對不同強度地震作用下新型裝配扶壁式擋土墻的應力分布及裂縫開展規律的研究，可預測新型裝配扶壁式擋土墻的極限抗震能力為0.5 g。

二期澆筑混凝土板與預制雙面疊合混凝土板結合面摩擦系數取0.8、0.6、0.4時，新型裝配扶壁式擋土墻抗震能力較強，當結合面摩擦系數降至0.2時，結合面發生剪切破壞，結構整體性受到破壞，動力響應明顯變大，抗震能力顯著下降。

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