章宏生，沈振中，徐力群，葉興成，劉益志

(1.河海大學(xué)水利水電學(xué)院，南京 210098；2.宿遷市水務(wù)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(yè)化的大趨勢(shì)，可以實(shí)現(xiàn)綠色施工，是一種具有廣闊應(yīng)用前景的結(jié)構(gòu)型式，與傳統(tǒng)擋土墻采用現(xiàn)場(chǎng)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(jié)構(gòu)，底板為現(xiàn)場(chǎng)澆筑，面板和扶壁板為預(yù)制雙面疊合混凝土板，在現(xiàn)澆底板上安裝后澆筑內(nèi)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(jié)構(gòu)上存在新老混凝土結(jié)合面及拼接縫[1]，結(jié)構(gòu)的整體性存在不確定因素，抗震安全性存在隱患。目前對(duì)裝配式混凝土結(jié)構(gòu)抗震性能的研究主要集中于框架結(jié)構(gòu)[2]、剪力墻結(jié)構(gòu)[3]，對(duì)這種新型裝配扶壁式擋土墻結(jié)構(gòu)抗震性能的研究幾乎為空白，在地震高烈度區(qū)如何設(shè)計(jì)裝配式擋土墻、評(píng)價(jià)其抗震安全性缺乏理論依據(jù)，嚴(yán)重制約了該類擋土墻結(jié)構(gòu)在地震高烈度區(qū)的應(yīng)用推廣。

1 新型裝配扶壁式擋土墻結(jié)構(gòu)型式

宿遷市馬陵河整治工程抗震設(shè)防烈度為8°。根據(jù)景觀設(shè)計(jì)及施工進(jìn)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(jié)構(gòu)，底板為現(xiàn)場(chǎng)澆筑，面板和扶壁板為預(yù)制雙面疊合混凝土板，在現(xiàn)澆底板上安裝后澆筑內(nèi)芯混凝土，形成完整的裝配扶壁式擋土墻，設(shè)計(jì)結(jié)構(gòu)尺寸如圖1所示。

如圖1(b)所示，預(yù)制雙面疊合混凝土板每塊長(zhǎng)度為6 m，包括面板預(yù)制雙面疊合混凝土板、扶壁板預(yù)制雙面疊合混凝土板，雙面疊合板中兩塊預(yù)制板采用鋼筋相連，兩塊預(yù)制雙面疊合混凝土板在拼接時(shí)存在拼接縫，澆筑二期混凝土?xí)r需分閉，以防止?jié)仓?nèi)芯混凝土?xí)r發(fā)生漏漿，拼接縫處面板的厚度實(shí)際為二期澆筑混凝土板厚度。擋土墻扶壁側(cè)填土至墻頂，另一側(cè)為河道。如圖1所示，擋土墻左側(cè)為填土側(cè)，右側(cè)為河道側(cè)，并約定：面板預(yù)制雙面疊合混凝土板靠近填土側(cè)的預(yù)制板稱為填土側(cè)預(yù)制板；靠近河道側(cè)的預(yù)制板稱為河道側(cè)預(yù)制板；二期澆筑的內(nèi)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(jié)構(gòu)(單位：mm)Fig.1 New assembly buttressed retaining wall

2 有限元模型及計(jì)算參數(shù)

根據(jù)該新型裝配扶壁式擋土墻結(jié)構(gòu)的對(duì)稱性，以拼接縫為對(duì)稱面取相鄰兩塊預(yù)制雙面疊合混凝土板各一半結(jié)構(gòu)，建立三維有限元模型，即所取擋土墻軸線長(zhǎng)度為6 m，如圖2所示。坐標(biāo)系為右手系，規(guī)定為：x軸方向?yàn)閾跬翂M剖面的水平方向，指向河道為正；y軸方向?yàn)榇怪毕?，指向上方為正，與高程一致；z軸方向?yàn)閾跬翂S線方向。沿?fù)跬翂S線截?cái)嗝媸墙Y(jié)構(gòu)對(duì)稱面，該兩側(cè)截?cái)噙吔缂暗装宓酌嫒榉ㄏ蚣s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(jié)構(gòu)的擋土墻[6]。假定混凝土和鋼筋之間黏結(jié)良好，無相對(duì)滑移，采用整體式建模方式，即將鋼筋連續(xù)均勻地分布于單元中，視單元為連續(xù)均勻材料。鋼筋對(duì)結(jié)構(gòu)的貢獻(xiàn)，采用根據(jù)剛度矩陣EI等效的原則提高材料的彈性模量的方法來實(shí)現(xiàn)，具體在ANSYS軟件中通過設(shè)置單元體積配筋率來實(shí)現(xiàn)。預(yù)制件下端預(yù)留鋼筋插入底板，現(xiàn)場(chǎng)澆筑混凝土后連接性能良好，可視為整體結(jié)構(gòu)?？紤]到擋土墻面板的預(yù)制混凝土雙面疊合板存在拼接縫，該處有效厚度實(shí)際為二期澆筑混凝土板的厚度。

根據(jù)預(yù)制雙面疊合混凝土板生產(chǎn)廠家對(duì)結(jié)合面強(qiáng)度的室內(nèi)抗震試驗(yàn)測(cè)定，各試樣預(yù)制雙面疊合板與二期澆筑混凝土之間的結(jié)合良好，直至試樣破壞時(shí)，結(jié)合面均未出現(xiàn)錯(cuò)動(dòng)滑移，如圖3所示。

圖3 結(jié)合面強(qiáng)度試驗(yàn)結(jié)果Fig.3 The strength test results of adjoining faces

二期澆筑混凝土板和面板預(yù)制疊合板之間的結(jié)合面采用接觸面模擬，兩個(gè)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(yīng)用ANSYS內(nèi)嵌的三維接觸面單元TARGE170和CONTA173形成接觸對(duì)來模擬，并采用Mohr-Coulomb模型來控制接觸面之間的黏結(jié)和滑動(dòng)，表達(dá)式為:

τ=c+fp

(1)

式中：τ為接觸面間等效剪應(yīng)力；c為黏聚力；f為接觸面摩擦系數(shù)，f=tanφ，φ為摩擦角；p為接觸部位的壓應(yīng)力。當(dāng)接觸面間的等效剪應(yīng)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(dòng)力時(shí)程分析法，計(jì)算工況考慮正常運(yùn)行⊕設(shè)計(jì)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(cè)填土高度至墻頂，車行荷載取7.5 kN/m2[9]，河道側(cè)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(shè)防烈度為8°，設(shè)計(jì)基本地震加速度為0.2 g，設(shè)計(jì)地震分組為第一組，場(chǎng)地類別Ⅱ類[10]。結(jié)合模型模態(tài)分析結(jié)果，選擇適合實(shí)際情況的兩條實(shí)際強(qiáng)震記錄加速度波和一條人工波進(jìn)行擋土墻地震響應(yīng)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(shí)程如圖4所示。對(duì)Taft波按水平地震動(dòng)加速度峰值0.2 g調(diào)幅后，進(jìn)行設(shè)防地震作用下的非線性動(dòng)力時(shí)程分析，計(jì)算時(shí)間步長(zhǎng)取為0.02 s，持續(xù)時(shí)間為20 s。計(jì)算時(shí)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(dòng)力分析時(shí)考慮地基質(zhì)量，采用彈簧單元和阻尼單元實(shí)現(xiàn)黏彈性動(dòng)力人工邊界。

3.2 結(jié)合面動(dòng)力應(yīng)力變形特性分析

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

通過對(duì)兩結(jié)合面特征點(diǎn)剪應(yīng)力時(shí)程曲線分析，兩結(jié)合面剪應(yīng)力與地震波加速度近似呈正相關(guān)，兩結(jié)合面剪應(yīng)力最大值均出現(xiàn)在地震峰值時(shí)刻。圖5為擋土墻面板兩結(jié)合面地震峰值時(shí)刻的剪應(yīng)力圖，可見，受擋土墻扶壁的影響，結(jié)合面剪應(yīng)力較大的區(qū)域呈花瓣形分布。結(jié)合面1的最大剪應(yīng)力為0.41 MPa，結(jié)合面2的最大剪應(yīng)力為0.20 MPa，均未超過結(jié)合面的黏聚力，顯然該擋土墻結(jié)合面不會(huì)發(fā)生剪切破壞。圖6為擋土墻面板兩結(jié)合面地震峰值時(shí)刻的剪切變形圖，可見，結(jié)合面剪切變形分布與剪應(yīng)力分布一致，剪切變形較大的區(qū)域呈花瓣形分布。結(jié)合面1最大剪切變形為0.029 5 mm，結(jié)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(jié)合面的應(yīng)力和變形來看，擋土墻結(jié)合面的膠結(jié)良好，在抗震設(shè)防地震作用下，結(jié)合面不會(huì)發(fā)生剪切破壞，結(jié)構(gòu)整體性未遭到破壞，安全滿足要求。

圖5 地震峰值時(shí)刻面板結(jié)合面的剪應(yīng)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(shí)刻面板結(jié)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(dòng)力應(yīng)力變形特性分析

新型裝配扶壁式擋土墻的面板由預(yù)制雙面疊合混凝土板拼接后澆筑內(nèi)芯混凝土形成，澆筑內(nèi)芯混凝土?xí)r，為了防止漏漿，在拼接縫處需要采取止?jié){措施，因此面板拼接縫處面板的實(shí)際厚度應(yīng)為二期澆筑混凝土的厚度，即面板設(shè)計(jì)厚度應(yīng)扣除兩側(cè)疊合板的厚度，本工程面板設(shè)計(jì)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(jié)構(gòu)抗震薄弱部位，這里分析該部位的應(yīng)力。二期澆筑混凝土板靠近河道側(cè)的面為正面，靠近填土側(cè)的面為背面。

通過對(duì)拼接縫處特征點(diǎn)第一主應(yīng)力時(shí)程曲線分析，拼接縫處最大拉應(yīng)力出現(xiàn)在地震峰值時(shí)刻。圖7為二期澆筑混凝土板正面地震峰值時(shí)刻的第一主應(yīng)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(tài)，在拼接縫處處于受拉狀態(tài)，最大拉應(yīng)力為1.08 MPa。該拉應(yīng)力小于二期澆筑混凝土C30的抗拉強(qiáng)度設(shè)計(jì)值，不會(huì)出現(xiàn)開裂破壞，因此，拼接縫處面板強(qiáng)度滿足抗震要求。

圖7 地震峰值時(shí)刻二期澆筑混凝土板正面第一主應(yīng)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(yīng)特性分析

新型裝配扶壁式擋土墻預(yù)制板與二期澆筑混凝土板的結(jié)合面在抗震設(shè)防地震作用下黏結(jié)良好，未發(fā)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(jié)構(gòu)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(shè)防地震作用下發(fā)生最大拉應(yīng)力時(shí)刻的第一主應(yīng)力圖，可見，新型裝配扶壁式擋土墻拉應(yīng)力較大的區(qū)域出現(xiàn)在扶壁上端與預(yù)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(yù)制板連接處存在應(yīng)力集中現(xiàn)象，局部拉應(yīng)力超出混凝土動(dòng)態(tài)抗拉強(qiáng)度外，其余部分拉應(yīng)力均小于擋土墻混凝土C30動(dòng)態(tài)抗拉強(qiáng)度。通過在ANSYS軟件中查看扶壁處裂縫擴(kuò)展圖可知，扶壁上端與預(yù)制板連接處由于局部拉應(yīng)力超出混凝土動(dòng)態(tài)抗拉強(qiáng)度，局部出現(xiàn)損傷，產(chǎn)生淺層拉裂縫，但裂縫擴(kuò)展區(qū)域有限。

圖8 Taft波作用下地震峰值時(shí)刻擋土墻第一主應(yīng)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(shè)計(jì)地震作用下新型裝配扶壁式擋土墻的應(yīng)力分布及裂縫開展規(guī)律，可以發(fā)現(xiàn)扶壁上端與墻板連接處動(dòng)力響應(yīng)最大，是結(jié)構(gòu)動(dòng)力響應(yīng)的控制性區(qū)域，該部位破壞將直接導(dǎo)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(biāo)，采用超載法，應(yīng)用ANSYS軟件中的分布裂縫模型對(duì)扶壁上端與面板連接處在不同強(qiáng)度地震作用下的裂縫分布及開裂狀態(tài)進(jìn)行分析[11],扶壁與面板連接處裂縫在不同強(qiáng)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(dāng)?shù)卣鸺铀俣确逯禐?.25、0.30 g時(shí)，扶壁在其上端與面板連接處出現(xiàn)豎向裂縫，擋土墻主體結(jié)構(gòu)受地震影響不大；當(dāng)?shù)卣鸱逯翟鲋?.35 g時(shí)，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(dāng)?shù)卣鸱逯导铀俣壤^續(xù)增大至0.40、0.45、0.50 g時(shí)，扶壁在其上端與面板連接處的裂縫繼續(xù)沿豎向擴(kuò)張；當(dāng)?shù)卣鸱逯导铀俣仍鲋?.55 g時(shí)，非線性計(jì)算不再收斂，由最后荷載步計(jì)算結(jié)果可以觀察到此時(shí)填土側(cè)預(yù)制板在約1/2墻高處出現(xiàn)水平向裂縫，幾乎貫穿整個(gè)填土側(cè)預(yù)制板，填土側(cè)預(yù)制板出現(xiàn)了斷裂。因此，可以預(yù)測(cè)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(jié)合面強(qiáng)度參數(shù)對(duì)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(yù)制雙面疊合混凝土板的結(jié)合面膠結(jié)良好，不會(huì)出現(xiàn)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(zhì)量往往存在差異，因此，考慮結(jié)合面不同強(qiáng)度參數(shù)，研究其對(duì)新型裝配扶壁式擋土墻地震響應(yīng)特性的影響。二期澆筑混凝土板與預(yù)制雙面疊合混凝土板結(jié)合面黏聚力不變，結(jié)合面的摩擦系數(shù)分別取0.8、0.6、0.4、0.2，計(jì)算分析擋土墻的應(yīng)力、變形，預(yù)測(cè)其極限抗震能力，并與整體澆筑的擋土墻進(jìn)行對(duì)比。計(jì)算成果如表3所示，其變化曲線如圖9、圖10所示。

表3 結(jié)合面不同參數(shù)計(jì)算成果Tab.3 The calculation results of diffident parameter of joint faces

圖9 擋土墻最大拉應(yīng)力隨摩擦系數(shù)變化關(guān)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(shù)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(jié)合面摩擦系數(shù)逐漸降低，填土側(cè)預(yù)制板承擔(dān)的土壓力逐漸增大，擋土墻最大拉應(yīng)力逐漸增大，扶壁上端裂縫逐漸擴(kuò)展；②二期澆筑混凝土板與預(yù)制雙面疊合混凝土板結(jié)合面摩擦系數(shù)取0.8、0.6、0.4時(shí)，新型裝配扶壁式擋土墻整體性良好，抗震能力較強(qiáng)，當(dāng)結(jié)合面摩擦系數(shù)降至0.2時(shí)，結(jié)合面發(fā)生剪切破壞，結(jié)構(gòu)整體性受到破壞，動(dòng)力響應(yīng)明顯變大，抗震能力顯著下降。因此，應(yīng)保證結(jié)合面的摩擦系數(shù)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(jié) 論

采用時(shí)程分析法，論證了存在新老混凝土結(jié)合面及拼接縫的新型裝配扶壁式擋土墻結(jié)構(gòu)的整體性、設(shè)計(jì)方案在技術(shù)上的合理性。

采用超載法，通過對(duì)不同強(qiáng)度地震作用下新型裝配扶壁式擋土墻的應(yīng)力分布及裂縫開展規(guī)律的研究，可預(yù)測(cè)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(yù)制雙面疊合混凝土板結(jié)合面摩擦系數(shù)取0.8、0.6、0.4時(shí)，新型裝配扶壁式擋土墻抗震能力較強(qiáng)，當(dāng)結(jié)合面摩擦系數(shù)降至0.2時(shí)，結(jié)合面發(fā)生剪切破壞，結(jié)構(gòu)整體性受到破壞，動(dòng)力響應(yīng)明顯變大，抗震能力顯著下降。

□

[1] 丁克偉,陳 東,劉運(yùn)林,等.一種新型拼縫結(jié)構(gòu)的疊合板受力機(jī)理及試驗(yàn)研究[J].土木工程學(xué)報(bào),2015,48(10):64-69.

[2] 程萬鵬,宋玉普,王 軍.預(yù)制裝配式部分鋼骨混凝土框架梁柱中節(jié)點(diǎn)抗震性能試驗(yàn)研究[J].大連理工大學(xué)學(xué)報(bào),2015,55(2):171-178.

[3] 肖全東,郭正興.裝配式混凝土雙板剪力墻低周反復(fù)荷載試驗(yàn)[J].東南大學(xué)學(xué)報(bào):自然科學(xué)版,2014,44(4):826-831.

[4] 唐世斌,唐春安,梁正召.接觸面損傷演化過程的數(shù)值模型[J].計(jì)算力學(xué)學(xué)報(bào),2011,28(1):146-151.

[5] 李翠華.三維彈塑性和接觸問題的非線性互補(bǔ)方法研究[D]. 武漢：武漢大學(xué),2014.

[6] Cao B Z, Zhang Y C, Yu H J, et al. Experiment and ANSYS finite element analysis on concrete filled thin-walled steel tube joints[J]. Jilin JianzhuGongchengXueyuanXuebao(Journal of Jilin Architectural and Civil Engineering Institute), 2007,24(2):1-4.

[7] 鄭恒斌,黃仕平,顏全勝,等.考慮壓剪組合作用力的雙粗糙表面接觸模型[J].華南理工大學(xué)學(xué)報(bào)，2013,41(2):101-128.

[8] 王振領(lǐng), 林擁軍, 錢永久. 新老混凝土結(jié)合面抗剪性能試驗(yàn)研究[J]. 西南交通大學(xué)學(xué)報(bào), 2005,40(5):600-604.

[9] 城市道路交通規(guī)劃設(shè)計(jì)規(guī)范[M].北京：中國(guó)計(jì)劃出版社，1995.

[10] SL203-97,中國(guó)水利水電科學(xué)研究院.水工建筑物抗震設(shè)計(jì)規(guī)范[S].

[11] 張社榮,王 超,孫 博,等.復(fù)雜層狀巖基上重力壩極限抗震能力評(píng)估方法初探[J].天津大學(xué)學(xué)報(bào),2013,46(3):202-210.