2021, Vol. 42
2. 中铁四局集团有限公司市政工程分公司, 安徽 合肥 230041
2. The Municipal Engineering Co., LTD of CTCE Group, Hefei 230041, China
综合管廊是指建于城市地下，容纳2种及以上市政管线的构筑物及其附属设施[1]。推进综合管廊建设，有利于提高市政管线的安全性，降低城市管网的全寿命成本，增强城市综合防灾、减灾能力。综合管廊的建设水平和规模已成为衡量城市基础设施现代化水平的重要标志之一。
推进土木建筑行业的工业化发展是实现我国产业结构转型升级的重大发展战略。从国外发达国家的情况来看，预制混凝土综合管廊已成为最主要的综合管廊建造方式。与传统的现浇混凝土综合管廊相比，预制混凝土综合管廊具有构件质量好、现场工期短、环境影响小、大幅缩减基坑支护时间、降低支护要求、大量减少模板和支撑、节省人工等优点[2]。根据构造方案的不同，预制混凝土综合管廊主要包括整舱预制拼装综合管廊、槽型预制拼装综合管廊、预制板式拼装综合管廊和叠合板式管廊4类[3-4]：1)整舱预制拼装综合管廊的整体性和防水性能好，施工速度快、环境影响小，但整体预制管节的尺寸大、重量重，对运输和吊装要求较高，一般适用于2舱及以下、截面不大的综合管廊；2)槽型预制拼装综合管廊无现场湿作业，施工速度快，但槽型预制构件形状不规则，运输效率较低，主要适用于3舱及以下综合管廊；3)预制板式拼装综合管廊采用板类预制构件，便于运输和拼装，但存在接头半刚性特性，设计计算理论尚不成熟，可适用于多舱、大截面综合管廊；4)叠合板式管廊的整体性和防水性能较好，采用板式预制构件，运输和拼装便利，技术要求相对较低，可适用于多舱、大截面综合管廊。从上述对比分析可见，叠合板式管廊具有良好的体系适用性，整体性和防水性能好，施工便捷，技术要求相对较低，是一种适合在我国大规模推广应用的预制混凝土综合管廊。
目前，有关叠合板式管廊受力性能的研究主要集中在我国。田子玄等[5]开展了叠合板式管廊节点和整体结构单调静力试验，重点分析了不同的配筋方式、不同加腋尺寸等参数的影响，并基于试验结果证明了叠合板式管廊具有与现浇综合管廊相近的受力性能。郭福能等[6]和颜良等[7]分别开展了叠合板式管廊节点和多舱整体结构的静力性能试验，结果表明：叠合板式管廊具有良好的整体性；底部节点主要发生节点处的弯剪破坏；叠合板式管廊和现浇管廊整体结构均发生了壁板端部剪切破坏，但正常使用极限状态和承载力极限状态下均有足够的安全余量。魏奇克等[8]开展了叠合板式管廊节点的低周反复荷载试验，结果表明：边节点的节点核心区配置适量箍筋有利于改善节点的受力性能；当预制边节点的箍筋和纵筋均满足要求时，其受力性能与现浇边节点相近。
综上可见，我国在叠合板式管廊的结构受力性能方面已开展了一系列试验研究，但仍存在以下问题：1)已有的试验研究绝大部分为单调静力性能试验，对于叠合板式管廊在低周反复荷载作用下的抗震性能试验研究还十分缺乏；2)仅文献[8]开展了叠合板式管廊节点的低周反复荷载试验，但其底板与地面刚性连接，在一定程度加强了边节点底板角部的混凝土约束，与综合管廊的实际受力工况以及设计计算模型存在一定差别。
鉴于此，本文通过4个节点足尺模型的低周反复荷载试验，对叠合板式管廊的抗震性能进行研究。为叠合板式管廊的推广应用提供基础，同时也为相关技术标准的编制提供依据。
1 管廊底部节点试验设计 1.1 试件设计以某抗震设防烈度为7度、覆土厚度3.4 m、埋深7.4 m的地下综合管廊工程为背景，共设计了4个综合管廊底部节点试件，包括叠合板式底部边节点试件(PCJ1)和中节点试件(PCJ2)，以及相应的现浇对比节点试件(RCJ1和RCJ2)。4个节点试件的纵向长度均为600 mm，施工图如图 1所示。其中，边节点设置了角部加腋构造，中节点采用角部无加腋构造；叠合板式节点的壁板均采用双面叠合构造，底板和双面叠合壁板中的后浇叠合层同时在现场浇筑；边节点的双面叠合侧壁板采用直接出筋方式与底板钢筋搭接连接，中节点则采用底板出筋(插筋)方式与双面叠合中壁板钢筋搭接连接；2个边节点之间以及2个中节点之间的壁板和底板配筋方案均相同。4个节点试件均采用C40混凝土浇筑，纵向和横向钢筋强度等级均为HRB400，混凝土和钢筋的实测力学性能指标分别见表 1和表 2。
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| 图 1 试件施工图 Fig. 1 Details of the specimens | |
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表 1 混凝土实测力学性能指标 Table 1 Mechanical properties of concrete |
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表 2 钢筋实测力学性能指标 Table 2 Mechanical properties of reinforcements |
4个试件均采用在壁板顶部施加水平低周反复荷载的加载模式，如图 2所示。壁板顶部水平低周反复荷载采用我国现行《建筑抗震试验规程》JGJ/T 101-2015中规定的荷载-位移混合控制加载制度，具体为：1)试件开裂前按照荷载控制进行加载；2)试件开裂后以壁板顶部侧移Δ=H/200(H为试件底板中部到壁板顶部加载点的距离，取H=1 800 mm，从而Δ=9 mm)的整数倍逐级进行位移控制加载，每级位移下进行3次循环；3)试验加载后期，当试件壁板顶部水平荷载下降至最大水平荷载的85%以下或水平位移过大超过作动器加载行程时试验结束。在整个加载过程中，试件的底板两端均保持简支支承。为适应在壁板顶部施加的水平反复荷载在底板支座出产生的拉、压交替反力，两端均设计为可承受压力和拉力的支座形式。
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| 图 2 节点试件加载示意 Fig. 2 Schematic diagrams of test setup | |
试验的主要测试内容包括：1)壁板顶部的水平反复荷载；2)壁板顶部水平位移；3)壁板和底板角部截面纵向钢筋与混凝土应变；4)壁板和底板端部截面以及节点核心区混凝土裂缝发展情况。
试验数据的采集均采用英国Solartron Instrument IMP 35951B数据采集系统。
2 主要试验结果与分析 2.1 受力过程与破坏形态4个节点试件的破坏形态均以壁板角部截面受弯破坏为标志，其主要特征为：
1) 4个试件均在壁板或底板角部首先出现弯曲裂缝。其中，叠合板式边节点试件PCJ1和现浇边节点试件RCJ1的弯曲裂缝首先出现在角部加腋变截面附近，叠合板式中节点试件PCJ2的弯曲裂缝首先出现在双面叠合中壁板预制板的底部接缝处，现浇中节点试件RCJ2的弯曲裂缝首先出现在中壁板角部截面；
2) 随着试验荷载的增大4个试件壁板和底板的弯曲裂缝逐渐增多，并逐渐向外延伸。PCJ1和RCJ1的侧壁板和底板纵向钢筋和角部加腋附加钢筋逐渐屈服，PCJ2的中壁板插筋和RCJ2的中壁板纵向钢筋逐渐屈服，但底板纵向钢筋始终未屈服；
3) PCJ1和RCJ1的最终破坏以外侧壁板角部加腋变截面受弯破坏为标志，破坏时2个边节点试件的角部外侧混凝土保护层剥落严重，侧壁板角部截面内侧混凝土压酥起皮，外侧和内侧钢筋均已屈服，如图 3(a)和图 3(b)所示；PCJ2的最终破坏以中壁板双面叠合板与后浇混凝土的接缝截面(距底板上表面500 mm)受弯破坏为标志，破坏时接缝截面两侧混凝土压碎剥落，两侧插筋均已屈服，如图 3(c)所示；RCJ2的最终破坏以中壁板角部截面(距底板上表面约150 mm)受弯破坏为标志，破坏时中壁板角部截面两侧混凝土压碎剥落，两侧的纵向钢筋均已屈服、部分拉断，如图 3(d)所示；
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| 图 3 试件的破坏形态 Fig. 3 Failure pattern of the specimens | |
4) 整个试验过程中，2个叠合板式节点均未观察到预制板与后浇叠合层之间发生明显的滑移，预制板与后浇叠合层之间也未出现裂缝，试件的整体性良好。
2.2 滞回曲线基于试件壁板顶部的荷载和位移测试结果，得到了4个节点试件壁板顶部的荷载—位移滞回曲线，如图 4所示。
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| 图 4 壁板顶部水平荷载-位移滞回曲线 Fig. 4 Horizontal load vs. displacement hysteresis loops of the specimens | |
对比分析可知：
1) 叠合板式边节点PCJ1和中节点PCJ2与对应现浇节点RCJ1和RCJ2的滞回曲线相近，但现浇节点比叠合板式节点试件的滞回曲线更饱满，而相比边节点试件，中节点试件的滞回曲线更饱满；
2) 从边节点试件的滞回曲线来看，PCJ1和RCJ1的滞回曲线均出现了较为明显的捏拢现象，这主要与加载后期2个边节点试件的角部混凝土剥落严重并导致侧壁板和底板外侧纵向钢筋在角部区域的搭接连接逐渐失效有关;
3) 从中节点试件的滞回曲线来看，RCJ2比PCJ2的滞回曲线明显更饱满，这主要与PCJ2的中壁板接缝截面配筋率相对较高有关。由于PCJ2的中壁板接缝截面采用受承载力等强原则进行设计，而插入双面叠合中壁板空腔的底板出筋(插筋)有效高度较小，因此插筋面积以及相应的截面配筋率增大了27%。此外，由于插筋在中壁板下部采用了弯折构造，导致该区域混凝土更早被压碎剥落，从而使得PCJ2的滞回曲线面积进一步减小。
2.3 骨架曲线基于试验测得的滞回曲线，可进一步得到4个节点试件的骨架曲线。2个边节点试件和2个中节点试件的骨架曲线如图 5所示。表 3列出了4个节点试件的特征点荷载与位移。
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| 图 5 壁板顶部水平荷载-位移骨架曲线 Fig. 5 Horizontal load vs. displacement skeleton curves of the specimens | |
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表 3 试件延性系数以及特征点荷载与位移 Table 3 Ductility coefficients and characteristic values of the specimens |
从上述骨架曲线以及特征点荷载和位移数据对比分析可见：
1) 4个节点试件的骨架曲线总体上都存在4个较为明显的特征点，即开裂、屈服、峰值和极限；
2) 对于边节点试件，叠合板式试件PCJ1与现浇试件RCJ1的骨架曲线上升段较为接近，PCJ1的峰值荷载均值比RCJ1的高约2%(正反向峰值荷载分别低约2%和高约6%)。但经过峰值荷载点后，PCJ1的荷载下降更明显，即下降段负刚度较大；
3) 对于中节点试件，叠合板式中节点PCJ2与现浇中节点RCJ2的骨架曲线上升段较为接近，但PCJ2的峰值荷载均值比RCJ2的高约17%(正反向峰值荷载分别高约12%和23%)。造成PCJ2峰值荷载较高的原因主要是其壁板破坏截面比RCJ2的壁板破坏截面更靠近壁板顶部的水平加载点(PCJ2的比RCJ2的短约22%)，在截面受弯承载力相同的情况下，PCJ2的壁板顶部水平荷载更高。与边节点试件的规律相似，在经过峰值荷载点后，PCJ2的荷载下降更明显，即下降段负刚度较大。
2.4 延性与变形能力延性是反映结构或构件受力性能的重要指标之一，通常以延性系数表示。延性系数定义为极限位移Δu与屈服位移Δy的比值，即μ＝Δu/Δy。其中，屈服位移Δy指试件屈服时对应的位移，一般通过能量法确定；极限位移Δu指试件的荷载下降到峰值荷载的85%时对应的位移，当试件的荷载未下降到峰值荷载的85%时，则取试件破坏时的位移为极限位移。4个节点试件的延性系数以及特征点荷载与位移如表 3所示。
从表中数据分析可知：
1) 4个节点试件的延性系数在2.14~6.61，均具有较好的延性。总体而言，中节点试件的延性均好于相应的边节点试件；
2) 无论是边节点还是中节点试件，现浇节点的延性系数均明显高于叠合板式节点的延性系数。此外，由于加载后期边节点试件的角部外侧混凝土保护层剥落严重，造成边节点侧壁板和底板外侧纵筋在此处的搭接连接逐渐失效，导致正向荷载下降更快。因此，叠合板边节点PCJ1和现浇边节点RCJ1的正向延性系数均明显小于反向延性系数；
3) 4个节点试件的正反向极限位移角在1/44~1/20，均表现出良好的变形能力。
2.5 刚度退化刚度退化是指结构或构件在不同受力阶段的刚度变化规律，反映了结构或构件在受力过程中的损伤程度。试件在各级位移下的刚度通常采用割线刚度k来表示。4个节点试件的刚度退化曲线如图 6所示。
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| 图 6 试件刚度退化曲线 Fig. 6 Stiffness degradation of the specimens | |
分析可见：
1) 2个边节点试件之间和2个中节点试件之间的初始刚度相近，刚度退化规律也较为接近。4个节点试件的刚度在加载前期下降较快；随着加载位移的增加，试件的刚度逐级下降，但下降趋势变缓；这表明试件的刚度退化主要集中在加载前期；
2) 屈服后，4个节点试件的刚度降低速度均相对放缓，这是因为试件的刚度下降主要是取决于混凝土裂缝的产生和发展，而裂缝产生和发展主要集中在加载前期试件屈服之前，试件屈服后仅有少量新裂缝产生或延伸。
2.6 耗能能力耗能能力是评价结构或构件抗震性能的重要指标之一。试件在某一加载循环的耗能可通过计算其滞回曲线所包围的面积得到。图 7所示为4个节点试件在不同加载位移下的耗能曲线。
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| 图 7 试件耗能曲线 Fig. 7 Cumulative energy dissipation of the specimens | |
由图分析可知：
1) 壁板顶部水平位移较小时，4个节点试件基本处于弹性工作阶段，其耗能均较小；随着壁板顶部水平位移的增大和循环次数的增多，试件逐渐进入弹塑性阶段，混凝土逐渐被压碎、钢筋屈服，4个试件的耗能能力均不断增大；
2) 对于边节点试件，无论是叠合板式边节点PCJ1还是现浇边节点RCJ1，在加载后期，同一级位移下的反向耗能明显高于正向。这可能是由于加载后期边节点试件的角部外侧混凝土严重剥落，壁板和底板外侧纵筋在此处的搭接连接逐渐失效。相比而言，叠合板式中节点PCJ2和现浇中节点RCJ2的正反向耗能均较为接近；
3) 无论是边节点还是中节点试件，现浇节点的耗能能力均明显好于相应的叠合板式节点。
3 安全性评价与设计建议 3.1 安全性评价基于现行国家标准《混凝土结构设计规范》GB 50010-2010和《装配式混凝土建筑技术标准》GB/T 51231-2016的相关计算规定，从正常使用极限状态和承载能力极限状态2方面，对叠合板式管廊底部节点的安全性进行评价。
1) 正常使用极限状态。
地下综合管廊处于地下腐蚀环境，其弯矩标准值作用下侧壁板迎水面的最大裂缝宽度要求严格控制在0.2 mm及以下。因此，本文首先对叠合板式管廊基于最大裂缝宽度的正常使用极限状态进行安全性评价。表 4列出了2个边节点试件侧壁板外侧迎水面最大裂缝宽度达到0.2 mm时的安全系数。可见，叠合板式边节点在正常使用极限状态下的安全系数为1.30，具有较大安全余量。
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表 4 边节点试件正常使用安全系数 Table 4 Comparison of calculated bending moments with test results under serviceability limit states |
2) 承载能力极限状态。
在承载力能力极限状态下，叠合板式管廊主要验算壁板截面受弯承载力以及双面叠合壁板接缝受剪承载力。
基于现行国家标准《混凝土结构设计规范》GB 50010-2010中有关正截面受弯承载力计算方法，计算得到了边节点侧壁板和中节点中壁板破坏截面的受弯承载力，将其与试验得到的各试件壁板截面受弯承载力进行对比，得到了4个节点试件的壁板截面受弯承载力安全系数，如表 5所示。分析可见：① 4个试件的安全系数在1.18~1.61，均具有较大的安全余量；②叠合板式节点试件的安全系数总体上与现浇节点的接近，边节点的安全系数也与中节点接近。
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表 5 壁板截面受弯承载力计算值与试验值对比 Table 5 Comparison of calculated flexural strength with test results |
基于现行国家标准《装配式混凝土建筑技术标准》GB/T 51231-2016有关墙底水平接缝受剪承载力的计算方法，对叠合板式节点试件的水平接缝受剪承载力进行了计算，其中，叠合板式边节点PCJ1和中节点PCJ2的接缝受剪承载力计算值分别为1 147.2 kN和574.5 kN。2个试件破坏时，壁板水平接缝处的最大剪力试验值分别为170.1 kN(正向，反向为176.9 kN)和81.8 kN(正向，反向为70.2 kN)，均小于各自的接缝受剪承载力计算值。这表明，叠合板式管廊的底部边节点和中节点水平接缝具有较高的受剪安全余量，不会发生剪切破坏。
3.2 设计建议从上述试验与安全性评价结果可见，叠合板式管廊底部边节点和中节点总体上具有良好的抗震性能，承载力略高于相应的现浇节点，正常使用极限状态和承载能力极限状态下均具有较大的安全余量，满足抗震设计要求。然而，从叠合板式管廊底部节点的破坏形态来看，存在以下特点：1)边节点的角部外侧混凝土剥落严重，导致此处壁板和底板的外侧纵向钢筋搭接连接逐渐失效；2)中节点中壁板接缝处混凝土剥落严重，导致受弯截面削弱较大。上述问题也在一定程度上影响了节点的延性、刚度退化和耗能能力等性能指标。
针对上述问题，提出如下设计建议：
1) 针对底部边节点，建议采用适当的底板外扩构造，并通过配置必要的横向钢筋提高对角部外侧混凝土的约束作用，避免其过早剥落。此外，建议适当增大侧壁板与底板外侧纵向钢筋的搭接长度，避免因角部外侧混凝土剥落导致搭接连接失效。
2) 针对底部中节点，建议采用附加搭接钢筋的连接构造，避免底板直接伸出的搭接钢筋在接缝下部弯折导致此处混凝土无约束区域过大，过早压碎剥落。此外，建议在接缝下部的中壁板底部区域适当增加横向钢筋，以进一步增强此处混凝土的约束，避免过早剥落。
4 结论1) 叠合板式管廊节点与现浇节点的破坏形态基本一致，均以壁板或底板角部截面受弯破坏为标志。其中，2个边节点试件PCJ1和RCJ1的角部外侧混凝土保护层剥落严重、部分外侧纵筋发生搭接连接失效；叠合板式中节点试件PCJ2的中壁板接缝截面两侧混凝土压碎剥落，两侧插筋均已屈服；现浇中节点试件RCJ2的中壁板角部截面两侧混凝土压碎剥落，两侧的纵向钢筋均已屈服、部分拉断。
2) 叠合板式管廊节点与对应现浇节点的滞回曲线相近，但现浇节点比叠合板式节点的滞回曲线更饱满。与现浇节点相比，叠合板式节点在加载到峰值荷载后水平荷载快速下降，负刚度较大。
3) 叠合板式管廊节点的承载力总体上接近或略高于对应的现浇节点。其中，PCJ1的峰值荷载均值比RCJ1的高约2%(正反向峰值荷载分别低约2%和高约6%)，PCJ2的峰值荷载均值比RCJ2的高约17%(正反向峰值荷载分别高约12%和23%)；
4) 4个节点试件的延性系数在2.14~6.61，均具有较好的延性；叠合板式管廊节点的刚度退化规律与现浇节点相近，但耗能能力较低。
5) 基于现行国家标准，开展了叠合板式管廊安全性评价，结果表明其在正常使用极限状态和承载力极限状态下均具有较大的安全余量，满足设计要求。在此基础上，提出了进一步改善叠合板式管廊底部节点抗震性能的设计建议。
本文研究成果已被CECS标准《预制拼装综合管廊设计规程》和上海市标准《综合管廊工程技术规范》采纳。
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