新型装配扶壁式挡土墙的抗震性能研究

章宏生，沈振中，徐力群，叶兴成，刘益志

(1.河海大学水利水电学院，南京 210098；2.宿迁市水务局，江苏 宿迁 223800)

0 引 言

新型装配扶壁式挡土墙符合建筑工业化的大趋势，可以实现绿色施工，是一种具有广阔应用前景的结构型式，与传统挡土墙采用现场立模浇筑不同，新型装配扶壁式挡土墙则被分解为底板、面板和扶壁板等分离式结构，底板为现场浇筑，面板和扶壁板为预制双面叠合混凝土板，在现浇底板上安装后浇筑内芯混凝土，形成完整的装配扶壁式挡土墙。这种新型装配扶壁式挡土墙在结构上存在新老混凝土结合面及拼接缝[1]，结构的整体性存在不确定因素，抗震安全性存在隐患。目前对装配式混凝土结构抗震性能的研究主要集中于框架结构[2]、剪力墙结构[3]，对这种新型装配扶壁式挡土墙结构抗震性能的研究几乎为空白，在地震高烈度区如何设计装配式挡土墙、评价其抗震安全性缺乏理论依据，严重制约了该类挡土墙结构在地震高烈度区的应用推广。

1 新型装配扶壁式挡土墙结构型式

宿迁市马陵河整治工程抗震设防烈度为8°。根据景观设计及施工进程要求，拟采用新型装配扶壁式挡土墙，该新型装配扶壁式挡土墙被分解为底板、面板和扶壁板等分离式结构，底板为现场浇筑，面板和扶壁板为预制双面叠合混凝土板，在现浇底板上安装后浇筑内芯混凝土，形成完整的装配扶壁式挡土墙，设计结构尺寸如图1所示。

如图1(b)所示，预制双面叠合混凝土板每块长度为6 m，包括面板预制双面叠合混凝土板、扶壁板预制双面叠合混凝土板，双面叠合板中两块预制板采用钢筋相连，两块预制双面叠合混凝土板在拼接时存在拼接缝，浇筑二期混凝土时需分闭，以防止浇筑内芯混凝土时发生漏浆，拼接缝处面板的厚度实际为二期浇筑混凝土板厚度。挡土墙扶壁侧填土至墙顶，另一侧为河道。如图1所示，挡土墙左侧为填土侧，右侧为河道侧，并约定：面板预制双面叠合混凝土板靠近填土侧的预制板称为填土侧预制板；靠近河道侧的预制板称为河道侧预制板；二期浇筑的内芯混凝土称为二期浇筑混凝土板。

图1 新型装配扶壁式挡土墙结构(单位：mm)Fig.1 New assembly buttressed retaining wall

2 有限元模型及计算参数

根据该新型装配扶壁式挡土墙结构的对称性，以拼接缝为对称面取相邻两块预制双面叠合混凝土板各一半结构，建立三维有限元模型，即所取挡土墙轴线长度为6 m，如图2所示。坐标系为右手系，规定为：x轴方向为挡土墙横剖面的水平方向，指向河道为正；y轴方向为垂直向，指向上方为正，与高程一致；z轴方向为挡土墙轴线方向。沿挡土墙轴线截断面是结构对称面，该两侧截断边界及底板底面取为法向约束。

图2 三维有限元模型Fig.2 Three-dimensional finite element model

采用ANSYS中的SOLID65单元来模拟钢筋混凝土结构的挡土墙[6]。假定混凝土和钢筋之间黏结良好，无相对滑移，采用整体式建模方式，即将钢筋连续均匀地分布于单元中，视单元为连续均匀材料。钢筋对结构的贡献，采用根据刚度矩阵EI等效的原则提高材料的弹性模量的方法来实现，具体在ANSYS软件中通过设置单元体积配筋率来实现。预制件下端预留钢筋插入底板，现场浇筑混凝土后连接性能良好，可视为整体结构。考虑到挡土墙面板的预制混凝土双面叠合板存在拼接缝，该处有效厚度实际为二期浇筑混凝土板的厚度。

根据预制双面叠合混凝土板生产厂家对结合面强度的室内抗震试验测定，各试样预制双面叠合板与二期浇筑混凝土之间的结合良好，直至试样破坏时，结合面均未出现错动滑移，如图3所示。

图3 结合面强度试验结果Fig.3 The strength test results of adjoining faces

二期浇筑混凝土板和面板预制叠合板之间的结合面采用接触面模拟，两个接触体都是变形体，是柔体-柔体接触，接触方式采用面-面接触[7]，应用ANSYS内嵌的三维接触面单元TARGE170和CONTA173形成接触对来模拟，并采用Mohr-Coulomb模型来控制接触面之间的黏结和滑动，表达式为:

τ=c+fp

(1)

式中：τ为接触面间等效剪应力；c为黏聚力；f为接触面摩擦系数，f=tanφ，φ为摩擦角；p为接触部位的压应力。当接触面间的等效剪应力τ

3 新型装配扶壁式挡土墙抗震性能研究

新型装配扶壁式挡土墙抗震性能研究采用动力时程分析法，计算工况考虑正常运行⊕设计地震作用，除地震荷载外，还有自重、填土静压力、地下水静压力及车行荷载。填土侧填土高度至墙顶，车行荷载取7.5 kN/m2[9]，河道侧水位为河道平均水位，地下水位亦为河道平均水位，河道平均水位高出地面1 m。

3.1 地震波的选取

工程的抗震设防烈度为8°，设计基本地震加速度为0.2 g，设计地震分组为第一组，场地类别Ⅱ类[10]。结合模型模态分析结果，选择适合实际情况的两条实际强震记录加速度波和一条人工波进行挡土墙地震响应分析，即EI-Centro波、Taft波、人工波。限于篇幅，这里仅给出Taft波作用下的成果，Taft波水平向加速度时程如图4所示。对Taft波按水平地震动加速度峰值0.2 g调幅后，进行设防地震作用下的非线性动力时程分析，计算时间步长取为0.02 s，持续时间为20 s。计算时考虑三向地震作用，即垂直河向、顺河向及竖直向，竖直向加速度值取水平向的2/3。动力分析时考虑地基质量，采用弹簧单元和阻尼单元实现黏弹性动力人工边界。

3.2 结合面动力应力变形特性分析

新型装配扶壁式挡土墙新老混凝土结合面是可能的抗震薄弱面，故分析填土侧预制板与二期浇筑混凝土板结合面、河道侧预制板与二期浇筑混凝土板结合面在抗震设防地震作用下的应力变形特性。为方便起见，约定：填土侧预制板与二期浇筑混凝土板结合面为结合面1；河道侧预制板与二期浇筑混凝土板结合面为结合面2。

通过对两结合面特征点剪应力时程曲线分析，两结合面剪应力与地震波加速度近似呈正相关，两结合面剪应力最大值均出现在地震峰值时刻。图5为挡土墙面板两结合面地震峰值时刻的剪应力图，可见，受挡土墙扶壁的影响，结合面剪应力较大的区域呈花瓣形分布。结合面1的最大剪应力为0.41 MPa，结合面2的最大剪应力为0.20 MPa，均未超过结合面的黏聚力，显然该挡土墙结合面不会发生剪切破坏。图6为挡土墙面板两结合面地震峰值时刻的剪切变形图，可见，结合面剪切变形分布与剪应力分布一致，剪切变形较大的区域呈花瓣形分布。结合面1最大剪切变形为0.029 5 mm，结合面2最大剪切变形为0.014 4 mm，均很小，为剪切弹性变形。从挡土墙结合面的应力和变形来看，挡土墙结合面的胶结良好，在抗震设防地震作用下，结合面不会发生剪切破坏，结构整体性未遭到破坏，安全满足要求。

图5 地震峰值时刻面板结合面的剪应力(单位：Pa)Fig.5 Shear stress of joint face of face slab of earthquake peak time

图6 地震峰值时刻面板结合面的剪切变形(单位：m)Fig.6 Shear deformation of joint face of face slab of earthquake peak time

3.3 二期浇筑混凝土板动力应力变形特性分析

新型装配扶壁式挡土墙的面板由预制双面叠合混凝土板拼接后浇筑内芯混凝土形成，浇筑内芯混凝土时，为了防止漏浆，在拼接缝处需要采取止浆措施，因此面板拼接缝处面板的实际厚度应为二期浇筑混凝土的厚度，即面板设计厚度应扣除两侧叠合板的厚度，本工程面板设计厚度为0.35 m，叠合板厚度为0.08 m。因此，面板拼接缝处是挡土墙结构抗震薄弱部位，这里分析该部位的应力。二期浇筑混凝土板靠近河道侧的面为正面，靠近填土侧的面为背面。

通过对拼接缝处特征点第一主应力时程曲线分析，拼接缝处最大拉应力出现在地震峰值时刻。图7为二期浇筑混凝土板正面地震峰值时刻的第一主应力图，可见，受挡土墙扶壁影响，二期浇筑混凝土板正面在扶壁处处于受压状态，在拼接缝处处于受拉状态，最大拉应力为1.08 MPa。该拉应力小于二期浇筑混凝土C30的抗拉强度设计值，不会出现开裂破坏，因此，拼接缝处面板强度满足抗震要求。

图7 地震峰值时刻二期浇筑混凝土板正面第一主应力(单位：Pa)Fig.7 The first main stress on the front of the second-stage concrete slab of earthquake peak time

3.4 新型装配扶壁式挡土墙地震响应特性分析

新型装配扶壁式挡土墙预制板与二期浇筑混凝土板的结合面在抗震设防地震作用下黏结良好，未发生剪切破坏，因此，该新型装配扶壁式挡土墙整体性良好，除拼接缝处面板表面存在结构缝以外，挡土墙可带缝工作。

图8是新型装配扶壁式挡土墙在抗震设防地震作用下发生最大拉应力时刻的第一主应力图，可见，新型装配扶壁式挡土墙拉应力较大的区域出现在扶壁上端与预制板连接处、扶壁前端与底板连接处及面板与底板连接处。除扶壁上端与预制板连接处存在应力集中现象，局部拉应力超出混凝土动态抗拉强度外，其余部分拉应力均小于挡土墙混凝土C30动态抗拉强度。通过在ANSYS软件中查看扶壁处裂缝扩展图可知，扶壁上端与预制板连接处由于局部拉应力超出混凝土动态抗拉强度，局部出现损伤，产生浅层拉裂缝，但裂缝扩展区域有限。

图8 Taft波作用下地震峰值时刻挡土墙第一主应力图(单位：Pa)Fig.8 The first main stress of the retaining wall under the Taft seismic of earthquake peak time

3.5 新型装配扶壁式挡土墙的极限抗震能力

分析设计地震作用下新型装配扶壁式挡土墙的应力分布及裂缝开展规律，可以发现扶壁上端与墙板连接处动力响应最大，是结构动力响应的控制性区域，该部位破坏将直接导致扶壁与挡土墙面板分离，使挡土墙失去承载作用。因此将该部位的破坏程度作为控制指标，采用超载法，应用ANSYS软件中的分布裂缝模型对扶壁上端与面板连接处在不同强度地震作用下的裂缝分布及开裂状态进行分析[11],扶壁与面板连接处裂缝在不同强度地震作用下分布情况如表2所示。

表2 裂缝分布情况Tab.2 The distribution of the crack

由表2可知，当地震加速度峰值为0.25、0.30 g时，扶壁在其上端与面板连接处出现竖向裂缝，挡土墙主体结构受地震影响不大；当地震峰值增至0.35 g时，扶壁在其上端与面板连接处的竖向裂缝开始沿面板向上延伸；当地震峰值加速度继续增大至0.40、0.45、0.50 g时，扶壁在其上端与面板连接处的裂缝继续沿竖向扩张；当地震峰值加速度增至0.55 g时，非线性计算不再收敛，由最后荷载步计算结果可以观察到此时填土侧预制板在约1/2墙高处出现水平向裂缝，几乎贯穿整个填土侧预制板，填土侧预制板出现了断裂。因此，可以预测该新型装配扶壁式挡土墙的极限抗震能力为0.50 g。

3.6 结合面强度参数对挡土墙抗震性能的影响分析

正常情况下二期浇筑混凝土板与预制双面叠合混凝土板的结合面胶结良好，不会出现剪切破坏，挡土墙的整体性可以得到保证。但是，由于施工的不确定性，施工质量往往存在差异，因此，考虑结合面不同强度参数，研究其对新型装配扶壁式挡土墙地震响应特性的影响。二期浇筑混凝土板与预制双面叠合混凝土板结合面黏聚力不变，结合面的摩擦系数分别取0.8、0.6、0.4、0.2，计算分析挡土墙的应力、变形，预测其极限抗震能力，并与整体浇筑的挡土墙进行对比。计算成果如表3所示，其变化曲线如图9、图10所示。

表3 结合面不同参数计算成果Tab.3 The calculation results of diffident parameter of joint faces

图9 挡土墙最大拉应力随摩擦系数变化关系曲线Fig.9 The maximum tensile stress change with the friction coefficient curve

图10 挡土墙极限抗震能力随摩擦系数变化曲线Fig.10 Limit aseismic ability change with the friction coefficient curve

由表2和图9、图10可以看出：①随着结合面摩擦系数逐渐降低，填土侧预制板承担的土压力逐渐增大，挡土墙最大拉应力逐渐增大，扶壁上端裂缝逐渐扩展；②二期浇筑混凝土板与预制双面叠合混凝土板结合面摩擦系数取0.8、0.6、0.4时，新型装配扶壁式挡土墙整体性良好，抗震能力较强，当结合面摩擦系数降至0.2时，结合面发生剪切破坏，结构整体性受到破坏，动力响应明显变大，抗震能力显著下降。因此，应保证结合面的摩擦系数在0.2以上，以保证挡土墙的整体性和良好的抗震能力。

4 结 论

采用时程分析法，论证了存在新老混凝土结合面及拼接缝的新型装配扶壁式挡土墙结构的整体性、设计方案在技术上的合理性。

采用超载法，通过对不同强度地震作用下新型装配扶壁式挡土墙的应力分布及裂缝开展规律的研究，可预测新型装配扶壁式挡土墙的极限抗震能力为0.5 g。

二期浇筑混凝土板与预制双面叠合混凝土板结合面摩擦系数取0.8、0.6、0.4时，新型装配扶壁式挡土墙抗震能力较强，当结合面摩擦系数降至0.2时，结合面发生剪切破坏，结构整体性受到破坏，动力响应明显变大，抗震能力显著下降。

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