石雪飛， 蘇 昶， 張 浩

(1. 同濟(jì)大學(xué)土木工程學(xué)院， 上海 200092； 2. 唐山學(xué)院交通與車輛工程系， 河北唐山 063000)

預(yù)制化、 裝配化是現(xiàn)代工程建設(shè)的發(fā)展方向， 是提高工程結(jié)構(gòu)施工質(zhì)量和效率、 降低現(xiàn)場施工人員勞動(dòng)強(qiáng)度的重要途徑[1]。 預(yù)制裝配式混凝土結(jié)構(gòu)體系最初起源于1875年的英國， 經(jīng)過140多年的發(fā)展和完善， 已成功應(yīng)用于工業(yè)廠房、 停車場、 民用住宅等建筑。 在歐美等發(fā)達(dá)國家和地區(qū)， 預(yù)制裝配式混凝土結(jié)構(gòu)占總土木工程數(shù)量的分?jǐn)?shù)分別為美國35%、 俄羅斯50%、 歐洲35%～40%[2-3]。 許多工程技術(shù)人員與學(xué)者也嘗試對(duì)擋土墻進(jìn)行預(yù)制化、 裝配化。 徐健等[4]對(duì)預(yù)制裝配式鋼筋混凝土擋土墻的設(shè)計(jì)與施工進(jìn)行研究， 討論了擋土墻預(yù)制裝配的優(yōu)點(diǎn)及可行性； 葉興成等[5]結(jié)合江蘇省宿遷市馬陵河河道整治工程， 詳細(xì)闡述了新型裝配扶壁式擋土墻結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)方案、 施工工藝； 劉曙光等[6]提出鍵槽疊合型、 桁架筋疊合型和螺旋筋疊合型3種新型裝配式懸臂混凝土擋土墻并開展相關(guān)試驗(yàn)研究， 驗(yàn)證了3種擋土墻的良好適用性與可行性。

隨著擋土墻裝配化研究的快速發(fā)展， 墻頂護(hù)欄的設(shè)計(jì)與施工逐漸成為裝配式擋土墻應(yīng)用的重要環(huán)節(jié)。 對(duì)于現(xiàn)澆鋼筋混凝土擋土墻， 墻頂護(hù)欄與擋土墻結(jié)構(gòu)一起澆筑[7]， 使護(hù)欄傳遞來的車輛撞擊力直接作用于擋土墻結(jié)構(gòu)。 目前， 護(hù)欄防撞研究只是針對(duì)護(hù)欄本身及其基礎(chǔ)等局部設(shè)施展開[8-9]， 屬于一個(gè)相對(duì)獨(dú)立的分支， 極少有學(xué)者通過護(hù)欄碰撞研究對(duì)擋土墻結(jié)構(gòu)受力性能的影響。 張國棟等[10]對(duì)裝配式擋土墻設(shè)計(jì)中的碰撞力和分段長度進(jìn)行了初步分析； 張智超等[11]通過在護(hù)欄上施加碰撞荷載時(shí)程曲線， 對(duì)加筋土擋墻的動(dòng)力響應(yīng)進(jìn)行數(shù)值模擬分析。

為了推動(dòng)擋土墻裝配化的發(fā)展，參考文獻(xiàn)[12-13]， 本文中提出將墻頂護(hù)欄安裝在擋土墻墻頂?shù)穆坊钔辽希?設(shè)計(jì)緩沖土體分散、 抵消護(hù)欄傳遞來的車輛撞擊力； 為了更深入地研究受墻頂分離式護(hù)欄車輛撞擊力的節(jié)段式擋土墻的受力性能， 依托沈陽至?？趪腋咚俟飞俏碴懾S至深圳龍崗段改擴(kuò)建工程，利用顯式動(dòng)力有限元仿真方法進(jìn)行節(jié)段式擋土墻頂護(hù)欄車輛撞擊分析， 通過能量變化、 擋土墻位移等指標(biāo)研究結(jié)構(gòu)動(dòng)力響應(yīng)，提取擋土墻結(jié)構(gòu)控制內(nèi)力，并進(jìn)行承載能力安全性評(píng)價(jià)，針對(duì)分離間距和擋土墻節(jié)段間連接強(qiáng)弱等開展參數(shù)化分析。

1 節(jié)段式擋土墻及墻頂分離式護(hù)欄概念設(shè)計(jì)

與傳統(tǒng)的現(xiàn)場砌筑或澆注的擋土墻相比， 工廠預(yù)制的節(jié)段式擋土墻具有以下優(yōu)點(diǎn)： 1)質(zhì)量有保障； 2)材料利用充分，消耗量少； 3)現(xiàn)場施工簡單， 工人勞動(dòng)強(qiáng)度低； 4)施工不受季節(jié)氣候的影響， 工效高。 依托沈陽至海口國家高速公路汕尾陸豐至深圳龍崗段改擴(kuò)建工程，節(jié)段式擋土墻分為3種不同結(jié)構(gòu)形式，分別為懸臂式、整體扶壁式和組合扶壁式， 如圖1所示，應(yīng)用于不同的擋土墻高度。懸臂式擋土墻由底板和固定在底板上的面板構(gòu)成，主要依靠面板抵擋土側(cè)壓力， 依靠底板上的填土質(zhì)量維持穩(wěn)定；整體扶壁式擋土墻由面板、 底板和扶壁板組成，扶壁將面板與底板連接起來，具有加固作用，以改善受力條件，改善結(jié)構(gòu)的剛度和整體性；組合扶壁式擋土墻考慮節(jié)段預(yù)制和現(xiàn)場施工起重條件的限制，將面板與扶壁、 底板分別進(jìn)行預(yù)制， 通過現(xiàn)澆濕接縫和抗推擋塊的方式進(jìn)行連接。 在該路基擴(kuò)寬工程中， 考慮各形式擋土墻的適用性， 懸臂式擋土墻的適用高度為2～3 m， 節(jié)段基本長度為3 m； 整體扶壁式擋土墻的適用高度為3～6 m， 節(jié)段基本長度為3 m； 組合扶壁式擋土墻的適用高度為6～8 m，節(jié)段基本長度為2 m。

(a)懸臂式(b)整體扶壁式(c)組合扶壁式圖1 節(jié)段式擋土墻概念設(shè)計(jì)圖

為了推動(dòng)擋土墻裝配化的發(fā)展，結(jié)合行業(yè)標(biāo)準(zhǔn)JTG D30—2015《公路路基設(shè)計(jì)規(guī)范》[14]和行業(yè)標(biāo)準(zhǔn)JTG D81—2017《公路交通安全設(shè)施設(shè)計(jì)規(guī)范》[15]，依托沈陽至?？趪腋咚俟飞俏碴懾S至深圳龍崗段改擴(kuò)建工程，提出墻頂護(hù)欄與擋土墻結(jié)構(gòu)的分離式設(shè)計(jì)方案，墻頂護(hù)欄與擋土墻面板之間的分離間距設(shè)計(jì)為200 mm，如圖2所示。墻頂護(hù)欄安裝在路基填土上，使護(hù)欄與擋土墻之間形成緩沖土體，該設(shè)計(jì)方法一方面使節(jié)段式擋土墻施工與墻頂護(hù)欄施工進(jìn)行分離，有利于擋土墻的裝配化施工；另一方面使墻頂護(hù)欄傳遞來的車輛碰撞力在緩沖土體中得到消散， 擋土墻結(jié)構(gòu)受力狀態(tài)得到改善。 由于足尺試驗(yàn)條件限制且具有高危險(xiǎn)性，因此本文中采用顯式有限元仿真方法進(jìn)行車輛撞擊響應(yīng)計(jì)算與分析。

圖2 墻頂護(hù)欄與擋土墻結(jié)構(gòu)的分離式設(shè)計(jì)方案(單位為mm)

2 有限元模型

2.1 道路結(jié)構(gòu)有限元模型

根據(jù)節(jié)段式擋土墻及墻頂分離式護(hù)欄概念設(shè)計(jì)方案， 利用ABAQUS軟件建立有限元計(jì)算模型， 如圖3所示。 節(jié)段式擋土墻、 墊塊、 路面采用實(shí)體建模， 計(jì)算單元類型為C3D8R； 路基填土、 墻頂護(hù)欄采用實(shí)體建模， 計(jì)算單元類型為C3DM10； 墻頂護(hù)欄的鋼管樁基礎(chǔ)采用殼體建模， 計(jì)算單元類型為S4R。

在計(jì)算模型中， 混凝土及瀝青等材料的力學(xué)特性均采用線彈性應(yīng)力-應(yīng)變本構(gòu)模型， 鋼材的力學(xué)特性采用雙折線彈塑性應(yīng)力-應(yīng)變本構(gòu)模型， 道路結(jié)構(gòu)材料的力學(xué)性能參數(shù)如表1所示。 路基填土材料的力學(xué)特性采用ABAQUS軟件中的Mohr-Coulomb彈塑性本構(gòu)模型[16-17]， Mohr-Coulomb屈服準(zhǔn)則假定當(dāng)作用在某點(diǎn)的剪應(yīng)力等于該點(diǎn)的抗剪強(qiáng)度時(shí)，該點(diǎn)發(fā)生破壞，剪切強(qiáng)度與作用在該面的正應(yīng)力呈線性關(guān)系， 經(jīng)過現(xiàn)場試驗(yàn)勘測， 路基填土材料的力學(xué)參數(shù)取值如下：摩擦角為35°，黏聚力為0 kN， 密度為1 900 kg/m3， 彈性模量為250 MPa， 泊松比為0.4。

(a)懸臂式擋土墻(b)整體扶壁式擋土墻(c)組合扶壁式擋土墻圖3 不同擋土墻結(jié)構(gòu)形式時(shí)的道路結(jié)構(gòu)有限元模型

表1 道路結(jié)構(gòu)材料的力學(xué)性能參數(shù)

2.2 車輛有限元模型

根據(jù)行業(yè)標(biāo)準(zhǔn)JTG B05-01—2013《公路護(hù)欄安全性能評(píng)價(jià)標(biāo)準(zhǔn)》[18]，選取總質(zhì)量分別為1.5、 18、 33 t的小型汽車、 大型客車、 大型貨車進(jìn)行撞擊仿真計(jì)算。 根據(jù)團(tuán)體標(biāo)準(zhǔn)T/GDHS 001—2020《公路護(hù)欄安全性能仿真評(píng)價(jià)技術(shù)規(guī)程》[19]， 建立撞擊車輛的三維有限元模型， 如圖4所示。 將車輛結(jié)構(gòu)劃分為輪胎、 懸架、 底盤、 發(fā)動(dòng)機(jī)、 車架、 車身等若干組成部分， 分別建立三維幾何模型，并使用CATIA裝配模塊進(jìn)行參數(shù)化裝配[20]。利用ABAQUS軟件， 通過施加非結(jié)構(gòu)質(zhì)量模擬載重情況， 在車輛的簧上結(jié)構(gòu)與簧下結(jié)構(gòu)之間通過建立三維實(shí)體鋼板彈簧模擬懸架的彈簧系統(tǒng)， 通過對(duì)阻尼器定位點(diǎn)之間施加Axial軸向連接模擬懸掛阻尼系統(tǒng)， 阻尼參數(shù)分別取為30、 200、 260 N·s/mm[21-23]。整車材料數(shù)據(jù)均來自于實(shí)驗(yàn)， 剛性壁面碰撞試驗(yàn)測試表明， 碰撞結(jié)果與實(shí)車足尺碰撞實(shí)驗(yàn)情況比較符合。

(a)小型汽車(b)大型客車(c)大型貨車圖4 撞擊車輛的三維有限元模型

2.3 模型計(jì)算條件

在計(jì)算模型中， 混凝土結(jié)構(gòu)(擋土墻、 墊塊、 護(hù)欄)與路基填土之間采用切向庫倫摩擦、 法向硬接觸的摩擦接觸關(guān)系， 摩擦系數(shù)取為0.56[24]， 預(yù)埋鋼管樁與墻頂護(hù)欄和路基填土之間采用嵌入(embedded)約束表示錨固關(guān)系， 輪胎與地面的摩擦系數(shù)設(shè)置為0.7， 護(hù)欄和車體之間設(shè)置面對(duì)面自動(dòng)接觸， 摩擦系數(shù)設(shè)置為0.15。

行業(yè)標(biāo)準(zhǔn)JTG B05-01—2013《公路護(hù)欄安全性能評(píng)價(jià)標(biāo)準(zhǔn)》[18]規(guī)定， 高速公路普通路段的護(hù)欄防護(hù)等級(jí)為六級(jí)， 設(shè)計(jì)防護(hù)能量為520 kJ， 護(hù)欄標(biāo)準(zhǔn)段、 護(hù)欄過渡段和中央分隔帶開口護(hù)欄的碰撞條件如表2所示。 利用ABAQUS軟件， 分別建立車輛撞擊擋土墻墻頂護(hù)欄的有限元計(jì)算模型。 圖5所示為大型客車撞擊懸臂式擋土墻墻頂護(hù)欄的有限元仿真計(jì)算模型。 通過速度預(yù)定義場對(duì)車輛施加碰撞初速度， 采用顯式動(dòng)力有限元方法進(jìn)行結(jié)構(gòu)動(dòng)力響應(yīng)計(jì)算。

表2 護(hù)欄標(biāo)準(zhǔn)段、護(hù)欄過渡段和中央分隔帶開口護(hù)欄的碰撞條件

圖5 大型客車撞擊懸臂式擋土墻墻頂護(hù)欄的 有限元仿真計(jì)算模型

在有限元?jiǎng)恿Ψ抡婺M前處理中， 通過分區(qū)劃分的方式最大程度地改善網(wǎng)格質(zhì)量， 同時(shí)對(duì)單元屬性進(jìn)行沙漏剛度增強(qiáng)控制和開啟二階精度以改善結(jié)果的可靠性。 最終將系統(tǒng)的偽應(yīng)變能控制在總能量的10%以下， 時(shí)間增量步長穩(wěn)定控制在5×10-7s。

3 仿真結(jié)果與分析

3.1 能量變化

以小型汽車撞擊懸臂式擋土墻墻頂護(hù)欄的仿真模擬為例，車輛撞擊墻頂護(hù)欄過程中的能量變化如圖6所示。從圖6(a)中可以看出，0.02 s時(shí)車輛開始接觸護(hù)欄，車輛前部與護(hù)欄接觸發(fā)生撞擊，車輛動(dòng)能驟然減??；0.175 s時(shí)車輛逐漸轉(zhuǎn)向，導(dǎo)致車輛后部與護(hù)欄接觸發(fā)生撞擊，車輛動(dòng)能再次減小。從圖6(a)中還可以看出，在撞擊過程中，車輛動(dòng)能呈減小趨勢，車輛動(dòng)能的30%轉(zhuǎn)化為車輛結(jié)構(gòu)內(nèi)能，這部分能量導(dǎo)致了車輛結(jié)構(gòu)的受力變形；另一部分車輛動(dòng)能傳遞到道路結(jié)構(gòu)物，轉(zhuǎn)化為結(jié)構(gòu)內(nèi)能，道路結(jié)構(gòu)物受沖擊力導(dǎo)致變形。從圖6(b)中可以看出，墻頂護(hù)欄和預(yù)埋鋼管樁增加的內(nèi)能各占車輛動(dòng)能的5%，路基填土、節(jié)段式擋土墻、基礎(chǔ)墊塊增加的內(nèi)能分別占車輛動(dòng)能的30%、 15%、 10%。上述結(jié)果表明，在車輛撞擊力作用下，墻頂護(hù)欄和預(yù)埋鋼管樁只起到了傳遞能量的作用，而路基填土、節(jié)段式擋土墻和基礎(chǔ)墊塊等道路結(jié)構(gòu)物起到了變形耗能的作用，其中路基緩沖土體通過彈塑性變形吸收了較大的車輛撞擊動(dòng)能，大幅緩解了擋土墻和車輛結(jié)構(gòu)的受力變形，對(duì)墻頂護(hù)欄傳來的車輛碰撞力具有較好的緩沖、消散作用。

(a)車輛動(dòng)能及內(nèi)能(b)道路結(jié)構(gòu)物內(nèi)能圖6 小型汽車撞擊懸臂式擋土墻墻頂護(hù)欄過程中的能量變化

3.2 緩沖土體受力狀態(tài)

以小型汽車撞擊懸臂式擋土墻墻頂護(hù)欄的仿真模擬為例，車輛撞擊墻頂護(hù)欄過程中墻頂護(hù)欄及緩沖土體的位移云圖如圖7所示。從圖中可以看出，與車輛直接碰撞位置的墻頂護(hù)欄和預(yù)埋鋼管樁均存在較大位移，墻頂護(hù)欄擠壓緩沖土體，導(dǎo)致該部分緩沖土體受擠壓隆起變形，并進(jìn)一步將車輛撞擊力傳遞到擋土墻結(jié)構(gòu)。圖8所示為小型汽車撞擊懸臂式擋土墻墻頂護(hù)欄過程中路基填土應(yīng)力云圖與破壞面示意圖。從圖中可以看出，在車輛撞擊墻頂護(hù)欄作用下，路基結(jié)構(gòu)主要出現(xiàn)了3個(gè)破壞面。第一破壞面(紅線)因墻頂護(hù)欄受車輛撞擊作用擠壓緩沖土體而產(chǎn)生，第二破壞面(綠線)因基礎(chǔ)墊塊擠壓路基基礎(chǔ)墊層而產(chǎn)生，第三破壞面(藍(lán)線)因擋土墻底板上翹剪切路基填土而產(chǎn)生，其中墻頂護(hù)欄附近的緩沖土體所受Trasca應(yīng)力最大，表明緩沖土體在車輛撞擊護(hù)欄過程中出現(xiàn)了較大的位移變形并產(chǎn)生了較大應(yīng)力，起到緩沖、消散車輛撞擊力的作用。

圖7 小型汽車撞擊懸臂式擋土墻墻頂護(hù)欄過程中 墻頂護(hù)欄及緩沖土體的位移云圖

(a)應(yīng)力云圖

(b)破壞面示意圖圖8 小型汽車撞擊懸臂式擋土墻墻頂護(hù)欄過程中 路基填土應(yīng)力云圖與破壞面示意圖

3.3 擋土墻受力狀態(tài)

以小型汽車撞擊懸臂式擋土墻墻頂護(hù)欄的仿真模擬為例，考慮車輛對(duì)護(hù)欄水平撞擊力作用的擋土墻結(jié)構(gòu)受力、位移狀態(tài)如圖9所示。車輛對(duì)護(hù)欄的水平撞擊力通過墻頂護(hù)欄及預(yù)埋鋼管樁傳遞至緩沖土體，并經(jīng)過緩沖土體的緩沖作用形成作用于擋土墻墻背的車輛撞擊力，該作用力與土側(cè)壓力共同引起擋土墻的平動(dòng)位移。擋土墻墻趾處基礎(chǔ)墊塊的位移限制條件使得該平動(dòng)位移部分轉(zhuǎn)化為繞墻趾的傾倒式轉(zhuǎn)動(dòng)。受填土重力影響，該繞墻趾的傾倒式轉(zhuǎn)動(dòng)又轉(zhuǎn)化為面板彎曲位移以及底板彎曲位移，導(dǎo)致該彎曲位移的內(nèi)力控制擋土墻結(jié)構(gòu)面板和底板的強(qiáng)度，而最終的平動(dòng)位移控制擋土墻結(jié)構(gòu)的穩(wěn)定性。

圖9 小型汽車撞擊懸臂式擋土墻墻頂護(hù)欄過程中考慮 車輛對(duì)護(hù)欄水平撞擊力作用的擋土墻結(jié)構(gòu)受力、位移狀態(tài)

4 擋土墻動(dòng)力響應(yīng)分析

4.1 平動(dòng)位移

在車輛撞擊作用下， 擋土墻的平動(dòng)位移反映了擋土墻的整體滑動(dòng)效應(yīng)， 控制擋土墻結(jié)構(gòu)的穩(wěn)定性， 通過車輛撞擊擋土墻墻頂護(hù)欄有限元仿真， 計(jì)算得到擋土墻的平動(dòng)位移隨不同車輛的撞擊時(shí)間的變化， 如圖10所示。 從圖中可以看出： 在相同擋土墻結(jié)構(gòu)情況下， 隨著車輛撞擊速度的增加， 平動(dòng)位移到達(dá)峰值的時(shí)間縮短， 并且隨著車輛撞擊動(dòng)能的增加， 平動(dòng)位移峰值增大； 在相同車輛撞擊墻頂護(hù)欄作用下， 隨擋土墻高度的增加， 平動(dòng)位移到達(dá)峰值的時(shí)間延長， 并且隨擋土墻結(jié)構(gòu)剛度的增加， 平動(dòng)位移峰值增大。

在車輛撞擊作用下， 擋土墻的平動(dòng)位移峰值發(fā)生在大型客車撞擊工況下， 懸臂式、 整體扶壁式、 組合扶壁式擋土墻的平動(dòng)位移峰值分別為27、 42、 50 mm， 相對(duì)于擋土墻高度， 平動(dòng)位移很小， 擋土墻的整體抗滑動(dòng)性能和結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性均較優(yōu)。

(a)小型汽車

(b)大型客車

(c)大型貨車圖10 擋土墻的平動(dòng)位移隨不同車輛的撞擊時(shí)間的變化

4.2 面板彎曲位移

在車輛撞擊作用下，擋土墻的面板彎曲位移反映了擋土墻面板的彎矩內(nèi)力效應(yīng)，通過擋土墻墻頂護(hù)欄有限元仿真，計(jì)算得到擋土墻的面板彎曲位移隨不同車輛的撞擊時(shí)間的變化，如圖11所示。從圖中可以看出：車輛動(dòng)能越大，則擋土墻面板彎曲位移峰值越大；擋土墻剛度越大，則面板彎曲位移峰值越??；擋土墻的面板彎曲位移到達(dá)峰值的時(shí)間，僅與車輛的速度有關(guān)，與擋土墻結(jié)構(gòu)類型基本無關(guān)。

在車輛撞擊作用下，擋土墻的面板彎曲位移峰值發(fā)生在大型客車撞擊工況下， 懸臂式、 整體扶壁式、組合扶壁式擋土墻的面板彎曲位移峰值分別為75、 60、 50 mm，相對(duì)于擋土墻的平動(dòng)位移，該面板彎曲位移較大，擋土墻的面板彎曲效應(yīng)較顯著。

(a)小型汽車

(b)大型客車

(c)大型貨車圖11 擋土墻的面板彎曲位移隨不同車輛的撞擊時(shí)間的變化

4.3 承載能力安全性分析

4.2節(jié)中面板彎曲位移的動(dòng)力響應(yīng)分析表明，在車輛撞擊墻頂護(hù)欄過程中，擋土墻面板受彎矩效應(yīng)較大。根據(jù)行業(yè)標(biāo)準(zhǔn)JTG D30—2015《公路路基設(shè)計(jì)規(guī)范》[14]，作用于墻頂護(hù)欄上的車輛碰撞力屬于偶然荷載，因此選擇結(jié)構(gòu)承載能力極限狀態(tài)的荷載偶然組合如下：擋土墻結(jié)構(gòu)重力、填土重力、填土主動(dòng)土壓力、填土被動(dòng)土壓力、墻頂上的有效永久荷載、車輛荷載、墻頂護(hù)欄上的車輛碰撞力，荷載分項(xiàng)系數(shù)分別取為1.2、 1.2、 1.4、 1.0、 1.2、 0.7、 1.0，并選取結(jié)構(gòu)安全系數(shù)為1.1。在車輛撞擊墻頂護(hù)欄的有限元仿真中，采用彈性理論計(jì)算擋土墻結(jié)構(gòu)內(nèi)力，提取擋土墻結(jié)構(gòu)面板控制截面的內(nèi)力狀態(tài)，如表3所示。

根據(jù)國家標(biāo)準(zhǔn)GB 50010—2010《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》[25]，采用塑性應(yīng)力分布方法計(jì)算正截面抗彎承載能力。根據(jù)擋土墻結(jié)構(gòu)控制截面的尺寸與配筋條件，計(jì)算鋼筋混凝土擋土墻結(jié)構(gòu)控制截面的抗彎承載能力，如表4所示。

由表3可知， 在3種撞擊車輛的撞擊作用下， 大型客車撞擊墻頂護(hù)欄所引起的擋土墻結(jié)構(gòu)面板控制截面的內(nèi)力效應(yīng)最大。 結(jié)合表4可知， 懸臂式、 整體扶壁式、 組合扶壁式鋼筋混凝土擋土墻結(jié)構(gòu)控制截面的承載能力安全系數(shù)分別為7.147/6.307=1.133、 2.263/2.231=1.014、 3.533/3.388=1.043， 擋土墻結(jié)構(gòu)尺寸及配筋設(shè)計(jì)在護(hù)欄車輛撞擊力的作用下較安全。

5 參數(shù)分析

5.1 仿真試驗(yàn)設(shè)計(jì)

為了探索墻頂分離式護(hù)欄的車輛撞擊力對(duì)節(jié)段式擋土墻受力性能的影響，以大型客車撞擊懸臂式擋土墻墻頂護(hù)欄的仿真為例，針對(duì)分離間距和擋土墻節(jié)段間連接強(qiáng)弱等因素設(shè)計(jì)2組對(duì)比仿真試驗(yàn)。分離間距為墻頂護(hù)欄與擋土墻之間的距離，擋土墻節(jié)段強(qiáng)弱連接的區(qū)別為連接件的個(gè)數(shù)，分別為0、 6、12，對(duì)應(yīng)無連接、弱連接、強(qiáng)連接，整體式狀態(tài)采用綁定(tie)約束連接各節(jié)段擋土墻側(cè)面，仿真試驗(yàn)參數(shù)如表5所示，仿真試驗(yàn)中其他條件均相同。

表3 偶然組合下?lián)跬翂Y(jié)構(gòu)面板控制截面的內(nèi)力狀態(tài)

表4 鋼筋混凝土擋土墻結(jié)構(gòu)控制截面的抗彎承載能力

表5 大型客車撞擊懸臂式擋土墻墻頂護(hù)欄的仿真試驗(yàn)參數(shù)

5.2 分離間距

圖12所示為5種不同分離間距時(shí)擋土墻平動(dòng)位移、面板彎曲位移和底板彎曲位移隨撞擊時(shí)間的變化。從圖中可以看出，在不同分離間距時(shí)，擋土墻的位移曲線呈現(xiàn)相似的變化規(guī)律，隨著分離間距的增大，擋土墻的平動(dòng)位移和彎曲位移均出現(xiàn)減小，表明不同分離間距時(shí)的緩沖土體具有相似的消散車輛水平撞擊力的作用，但是隨著分離間距的增大，護(hù)欄與擋土墻之間的緩沖土體變厚，對(duì)車輛撞擊力的消散作用變強(qiáng)，擋土墻的位移逐漸減小。當(dāng)分離間距由0 mm增至100 mm時(shí)， 擋土墻的位移減小幅度較小， 并且面板彎曲位移基本無變化； 當(dāng)分離間距由100 mm增至200 mm時(shí)， 擋土墻的平動(dòng)位移和底板、 面板彎曲位移均出現(xiàn)較大幅度的減小， 表明在該分離間距區(qū)間內(nèi)， 隨著分離間距的增大， 緩沖土體消散車輛撞擊力的作用迅速增強(qiáng)； 當(dāng)分離間距由200 mm增至400 mm繼而增至600 mm時(shí)，擋土墻的位移減小幅度變小。在緩沖土體可以有效消散墻頂護(hù)欄車輛撞擊力的基礎(chǔ)上，為了盡可能減小路基寬度，擋土墻與墻頂護(hù)欄之間分離間距的合理區(qū)間為100～200 mm，建議取為200 mm。

5.3 擋土墻節(jié)段間連接

圖13所示為不同擋土墻節(jié)段間連接強(qiáng)弱工況下?lián)跬翂Φ钠絼?dòng)位移、面板彎曲位移和底板彎曲位移隨撞擊時(shí)間的變化。從圖中可以看出，在不同連接強(qiáng)弱工況下，擋土墻的位移曲線呈現(xiàn)相似的變化規(guī)律，隨著節(jié)段間連接的增強(qiáng)，擋土墻的平動(dòng)位移出現(xiàn)增大，面板和底板彎曲位移均出現(xiàn)減小，表明不同連接強(qiáng)弱工況下的擋土墻結(jié)構(gòu)受到相似的緩沖土體傳來的車輛撞擊力影響，但是隨著連接的增強(qiáng)，擋土墻的縱向整體性加強(qiáng)，相鄰擋土墻節(jié)段之間的平動(dòng)位移會(huì)相互傳遞，面板和底板的彎曲效應(yīng)相互制約，導(dǎo)致平動(dòng)位移增大而彎曲位移減小。從圖中還可以看出，擋土墻節(jié)段間的連接強(qiáng)弱對(duì)擋土墻的平動(dòng)位移和面板彎曲位移影響較小，對(duì)底板彎曲位移影響較大，但是底板彎曲位移明顯小于面板彎曲位移，懸臂式擋土墻結(jié)構(gòu)受力以面板受彎為主。由此可見，擋土墻節(jié)段間的連接強(qiáng)弱對(duì)擋土墻結(jié)構(gòu)影響較小，為了簡化現(xiàn)場安裝的程序，建議取消設(shè)置擋土墻節(jié)段間的連接件。

(a)平動(dòng)位移

(b)面板彎曲位移

(c)底板彎曲位移圖12 5種不同分離間距時(shí)擋土墻的平動(dòng)位移、 面板彎曲位移和底板彎曲位移隨撞擊時(shí)間的變化

(a)平動(dòng)位移

(b)面板彎曲位移

(c)底板彎曲位移圖13 不同擋土墻節(jié)段間連接強(qiáng)弱工況下?lián)跬翂Φ钠絼?dòng) 位移、面板彎曲位移和底板彎曲位移隨撞擊時(shí)間的變化

5.4 設(shè)計(jì)建議

通過5.2、 5.2節(jié)中針對(duì)分離間距和擋土墻節(jié)段間連接強(qiáng)弱的參數(shù)化分析可知，墻頂護(hù)欄與擋土墻之間的分離間距為100～200 mm，隨著分離間距的增大，擋土墻結(jié)構(gòu)位移大幅減小，面板和底板彎曲效應(yīng)大幅減弱；擋土墻節(jié)段連接的強(qiáng)弱對(duì)面板彎曲效應(yīng)影響較小，可大幅削弱底板的彎曲效應(yīng)，但是底板彎曲效應(yīng)明顯弱于面板彎曲效應(yīng)。在墻頂分離式護(hù)欄設(shè)計(jì)中，分離間距建議取值為200 mm，并建議取消擋土墻節(jié)段間的連接件。

6 結(jié)論

為了推動(dòng)節(jié)段式擋土墻的發(fā)展與應(yīng)用，本文中依托沈陽至?？趪腋咚俟飞俏碴懾S至深圳龍崗段改擴(kuò)建工程，提出了擋土墻與墻頂護(hù)欄進(jìn)行分離式設(shè)計(jì)的方案。利用顯式動(dòng)力有限元仿真方法，分析在墻頂分離式護(hù)欄的車輛撞擊力作用下節(jié)段式擋土墻結(jié)構(gòu)的受力性能，得到以下主要結(jié)論：

1)墻頂分離式護(hù)欄與擋土墻之間形成緩沖土體，在車輛撞擊護(hù)欄過程中，該部分土體受護(hù)欄和鋼管樁擠壓隆起變形而消耗了較大的車輛撞擊動(dòng)能，起到了較好緩沖、 消散車輛撞擊力的作用。

2)在車輛撞擊擋土墻墻頂護(hù)欄作用下，懸臂式、扶壁式擋土墻的平動(dòng)滑移效應(yīng)較弱，但是面板彎曲效應(yīng)較強(qiáng)，并且隨著車輛撞擊動(dòng)能的增大與擋土墻剛度的減弱，面板的彎曲效應(yīng)不斷增強(qiáng)。

3)隨著墻頂護(hù)欄與擋土墻之間分離間距的增大， 緩沖土體對(duì)車輛撞擊力的緩沖、 消散作用增強(qiáng)， 當(dāng)墻頂護(hù)欄與擋土墻之間的分離間距為100～200 mm時(shí)， 隨著分離間距的增大， 擋土墻面板和底板彎曲效應(yīng)大幅削弱， 墻頂護(hù)欄與擋土墻之間的分離間距建議取值為200 mm。

4)節(jié)段式擋土墻節(jié)段之間連接的強(qiáng)弱對(duì)擋土墻面板的彎曲效應(yīng)影響較小，但是較強(qiáng)的節(jié)段間連接對(duì)底板的彎曲效應(yīng)有較大的削弱作用。由于擋土墻底板彎曲效應(yīng)不顯著，因此建議取消節(jié)段擋土墻之間的連接件。