疊合板式綜合管廊底部節(jié)點(diǎn)低周反復(fù)荷載試驗(yàn)

胡翔， 白浩陽(yáng)， 薛偉辰， 黃建波

(1.同濟(jì)大學(xué) 土木工程學(xué)院，上海 200092；2. 中鐵四局集團(tuán)有限公司市政工程分公司，安徽 合肥 230041)

綜合管廊是指建于城市地下，容納2種及以上市政管線的構(gòu)筑物及其附屬設(shè)施[1]。推進(jìn)綜合管廊建設(shè)，有利于提高市政管線的安全性，降低城市管網(wǎng)的全壽命成本，增強(qiáng)城市綜合防災(zāi)、減災(zāi)能力。綜合管廊的建設(shè)水平和規(guī)模已成為衡量城市基礎(chǔ)設(shè)施現(xiàn)代化水平的重要標(biāo)志之一。

推進(jìn)土木建筑行業(yè)的工業(yè)化發(fā)展是實(shí)現(xiàn)我國(guó)產(chǎn)業(yè)結(jié)構(gòu)轉(zhuǎn)型升級(jí)的重大發(fā)展戰(zhàn)略。從國(guó)外發(fā)達(dá)國(guó)家的情況來(lái)看，預(yù)制混凝土綜合管廊已成為最主要的綜合管廊建造方式。與傳統(tǒng)的現(xiàn)澆混凝土綜合管廊相比，預(yù)制混凝土綜合管廊具有構(gòu)件質(zhì)量好、現(xiàn)場(chǎng)工期短、環(huán)境影響小、大幅縮減基坑支護(hù)時(shí)間、降低支護(hù)要求、大量減少模板和支撐、節(jié)省人工等優(yōu)點(diǎn)[2]。根據(jù)構(gòu)造方案的不同，預(yù)制混凝土綜合管廊主要包括整艙預(yù)制拼裝綜合管廊、槽型預(yù)制拼裝綜合管廊、預(yù)制板式拼裝綜合管廊和疊合板式管廊4類[3-4]：1)整艙預(yù)制拼裝綜合管廊的整體性和防水性能好，施工速度快、環(huán)境影響小，但整體預(yù)制管節(jié)的尺寸大、重量重，對(duì)運(yùn)輸和吊裝要求較高，一般適用于2艙及以下、截面不大的綜合管廊；2)槽型預(yù)制拼裝綜合管廊無(wú)現(xiàn)場(chǎng)濕作業(yè)，施工速度快，但槽型預(yù)制構(gòu)件形狀不規(guī)則，運(yùn)輸效率較低，主要適用于3艙及以下綜合管廊；3)預(yù)制板式拼裝綜合管廊采用板類預(yù)制構(gòu)件，便于運(yùn)輸和拼裝，但存在接頭半剛性特性，設(shè)計(jì)計(jì)算理論尚不成熟，可適用于多艙、大截面綜合管廊；4)疊合板式管廊的整體性和防水性能較好，采用板式預(yù)制構(gòu)件，運(yùn)輸和拼裝便利，技術(shù)要求相對(duì)較低，可適用于多艙、大截面綜合管廊。從上述對(duì)比分析可見(jiàn)，疊合板式管廊具有良好的體系適用性，整體性和防水性能好，施工便捷，技術(shù)要求相對(duì)較低，是一種適合在我國(guó)大規(guī)模推廣應(yīng)用的預(yù)制混凝土綜合管廊。

目前，有關(guān)疊合板式管廊受力性能的研究主要集中在我國(guó)。田子玄等[5]開展了疊合板式管廊節(jié)點(diǎn)和整體結(jié)構(gòu)單調(diào)靜力試驗(yàn)，重點(diǎn)分析了不同的配筋方式、不同加腋尺寸等參數(shù)的影響，并基于試驗(yàn)結(jié)果證明了疊合板式管廊具有與現(xiàn)澆綜合管廊相近的受力性能。郭福能等[6]和顏良等[7]分別開展了疊合板式管廊節(jié)點(diǎn)和多艙整體結(jié)構(gòu)的靜力性能試驗(yàn)，結(jié)果表明：疊合板式管廊具有良好的整體性；底部節(jié)點(diǎn)主要發(fā)生節(jié)點(diǎn)處的彎剪破壞；疊合板式管廊和現(xiàn)澆管廊整體結(jié)構(gòu)均發(fā)生了壁板端部剪切破壞，但正常使用極限狀態(tài)和承載力極限狀態(tài)下均有足夠的安全余量。魏奇克等[8]開展了疊合板式管廊節(jié)點(diǎn)的低周反復(fù)荷載試驗(yàn)，結(jié)果表明：邊節(jié)點(diǎn)的節(jié)點(diǎn)核心區(qū)配置適量箍筋有利于改善節(jié)點(diǎn)的受力性能；當(dāng)預(yù)制邊節(jié)點(diǎn)的箍筋和縱筋均滿足要求時(shí)，其受力性能與現(xiàn)澆邊節(jié)點(diǎn)相近。

綜上可見(jiàn)，我國(guó)在疊合板式管廊的結(jié)構(gòu)受力性能方面已開展了一系列試驗(yàn)研究，但仍存在以下問(wèn)題：1)已有的試驗(yàn)研究絕大部分為單調(diào)靜力性能試驗(yàn)，對(duì)于疊合板式管廊在低周反復(fù)荷載作用下的抗震性能試驗(yàn)研究還十分缺乏；2)僅文獻(xiàn)[8]開展了疊合板式管廊節(jié)點(diǎn)的低周反復(fù)荷載試驗(yàn)，但其底板與地面剛性連接，在一定程度加強(qiáng)了邊節(jié)點(diǎn)底板角部的混凝土約束，與綜合管廊的實(shí)際受力工況以及設(shè)計(jì)計(jì)算模型存在一定差別。

鑒于此，本文通過(guò)4個(gè)節(jié)點(diǎn)足尺模型的低周反復(fù)荷載試驗(yàn)，對(duì)疊合板式管廊的抗震性能進(jìn)行研究。為疊合板式管廊的推廣應(yīng)用提供基礎(chǔ)，同時(shí)也為相關(guān)技術(shù)標(biāo)準(zhǔn)的編制提供依據(jù)。

1 管廊底部節(jié)點(diǎn)試驗(yàn)設(shè)計(jì)

1.1 試件設(shè)計(jì)

以某抗震設(shè)防烈度為7度、覆土厚度3.4 m、埋深7.4 m的地下綜合管廊工程為背景，共設(shè)計(jì)了4個(gè)綜合管廊底部節(jié)點(diǎn)試件，包括疊合板式底部邊節(jié)點(diǎn)試件(PCJ1)和中節(jié)點(diǎn)試件(PCJ2)，以及相應(yīng)的現(xiàn)澆對(duì)比節(jié)點(diǎn)試件(RCJ1和RCJ2)。4個(gè)節(jié)點(diǎn)試件的縱向長(zhǎng)度均為600 mm，施工圖如圖1所示。其中，邊節(jié)點(diǎn)設(shè)置了角部加腋構(gòu)造，中節(jié)點(diǎn)采用角部無(wú)加腋構(gòu)造；疊合板式節(jié)點(diǎn)的壁板均采用雙面疊合構(gòu)造，底板和雙面疊合壁板中的后澆疊合層同時(shí)在現(xiàn)場(chǎng)澆筑；邊節(jié)點(diǎn)的雙面疊合側(cè)壁板采用直接出筋方式與底板鋼筋搭接連接，中節(jié)點(diǎn)則采用底板出筋(插筋)方式與雙面疊合中壁板鋼筋搭接連接；2個(gè)邊節(jié)點(diǎn)之間以及2個(gè)中節(jié)點(diǎn)之間的壁板和底板配筋方案均相同。4個(gè)節(jié)點(diǎn)試件均采用C40混凝土澆筑，縱向和橫向鋼筋強(qiáng)度等級(jí)均為HRB400，混凝土和鋼筋的實(shí)測(cè)力學(xué)性能指標(biāo)分別見(jiàn)表1和表2。

表1 混凝土實(shí)測(cè)力學(xué)性能指標(biāo)Table 1 Mechanical properties of concrete

表2 鋼筋實(shí)測(cè)力學(xué)性能指標(biāo)Table 2 Mechanical properties of reinforcements

圖1 試件施工圖Fig.1 Details of the specimens

1.2 加載方案

4個(gè)試件均采用在壁板頂部施加水平低周反復(fù)荷載的加載模式，如圖2所示。壁板頂部水平低周反復(fù)荷載采用我國(guó)現(xiàn)行《建筑抗震試驗(yàn)規(guī)程》JGJ/T 101-2015中規(guī)定的荷載-位移混合控制加載制度，具體為：1)試件開裂前按照荷載控制進(jìn)行加載；2)試件開裂后以壁板頂部側(cè)移Δ=H/200(H為試件底板中部到壁板頂部加載點(diǎn)的距離，取H=1 800 mm，從而Δ=9 mm)的整數(shù)倍逐級(jí)進(jìn)行位移控制加載，每級(jí)位移下進(jìn)行3次循環(huán)；3)試驗(yàn)加載后期，當(dāng)試件壁板頂部水平荷載下降至最大水平荷載的85%以下或水平位移過(guò)大超過(guò)作動(dòng)器加載行程時(shí)試驗(yàn)結(jié)束。在整個(gè)加載過(guò)程中，試件的底板兩端均保持簡(jiǎn)支支承。為適應(yīng)在壁板頂部施加的水平反復(fù)荷載在底板支座出產(chǎn)生的拉、壓交替反力，兩端均設(shè)計(jì)為可承受壓力和拉力的支座形式。

圖2 節(jié)點(diǎn)試件加載示意Fig.2 Schematic diagrams of test setup

1.3 測(cè)試方案

試驗(yàn)的主要測(cè)試內(nèi)容包括：1)壁板頂部的水平反復(fù)荷載；2)壁板頂部水平位移；3)壁板和底板角部截面縱向鋼筋與混凝土應(yīng)變；4)壁板和底板端部截面以及節(jié)點(diǎn)核心區(qū)混凝土裂縫發(fā)展情況。

試驗(yàn)數(shù)據(jù)的采集均采用英國(guó)Solartron Instrument IMP 35951B數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)。

2 主要試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 受力過(guò)程與破壞形態(tài)

4個(gè)節(jié)點(diǎn)試件的破壞形態(tài)均以壁板角部截面受彎破壞為標(biāo)志，其主要特征為：

1) 4個(gè)試件均在壁板或底板角部首先出現(xiàn)彎曲裂縫。其中，疊合板式邊節(jié)點(diǎn)試件PCJ1和現(xiàn)澆邊節(jié)點(diǎn)試件RCJ1的彎曲裂縫首先出現(xiàn)在角部加腋變截面附近，疊合板式中節(jié)點(diǎn)試件PCJ2的彎曲裂縫首先出現(xiàn)在雙面疊合中壁板預(yù)制板的底部接縫處，現(xiàn)澆中節(jié)點(diǎn)試件RCJ2的彎曲裂縫首先出現(xiàn)在中壁板角部截面；

2) 隨著試驗(yàn)荷載的增大4個(gè)試件壁板和底板的彎曲裂縫逐漸增多，并逐漸向外延伸。PCJ1和RCJ1的側(cè)壁板和底板縱向鋼筋和角部加腋附加鋼筋逐漸屈服，PCJ2的中壁板插筋和RCJ2的中壁板縱向鋼筋逐漸屈服，但底板縱向鋼筋始終未屈服；

3) PCJ1和RCJ1的最終破壞以外側(cè)壁板角部加腋變截面受彎破壞為標(biāo)志，破壞時(shí)2個(gè)邊節(jié)點(diǎn)試件的角部外側(cè)混凝土保護(hù)層剝落嚴(yán)重，側(cè)壁板角部截面內(nèi)側(cè)混凝土壓酥起皮，外側(cè)和內(nèi)側(cè)鋼筋均已屈服，如圖3(a)和圖3(b)所示；PCJ2的最終破壞以中壁板雙面疊合板與后澆混凝土的接縫截面(距底板上表面500 mm)受彎破壞為標(biāo)志，破壞時(shí)接縫截面兩側(cè)混凝土壓碎剝落，兩側(cè)插筋均已屈服，如圖3(c)所示；RCJ2的最終破壞以中壁板角部截面(距底板上表面約150 mm)受彎破壞為標(biāo)志，破壞時(shí)中壁板角部截面兩側(cè)混凝土壓碎剝落，兩側(cè)的縱向鋼筋均已屈服、部分拉斷，如圖3(d)所示；

4) 整個(gè)試驗(yàn)過(guò)程中，2個(gè)疊合板式節(jié)點(diǎn)均未觀察到預(yù)制板與后澆疊合層之間發(fā)生明顯的滑移，預(yù)制板與后澆疊合層之間也未出現(xiàn)裂縫，試件的整體性良好。

圖3 試件的破壞形態(tài)Fig.3 Failure pattern of the specimens

2.2 滯回曲線

基于試件壁板頂部的荷載和位移測(cè)試結(jié)果，得到了4個(gè)節(jié)點(diǎn)試件壁板頂部的荷載—位移滯回曲線，如圖4所示。

圖4 壁板頂部水平荷載-位移滯回曲線Fig.4 Horizontal load vs. displacement hysteresis loops of the specimens

對(duì)比分析可知：

1) 疊合板式邊節(jié)點(diǎn)PCJ1和中節(jié)點(diǎn)PCJ2與對(duì)應(yīng)現(xiàn)澆節(jié)點(diǎn)RCJ1和RCJ2的滯回曲線相近，但現(xiàn)澆節(jié)點(diǎn)比疊合板式節(jié)點(diǎn)試件的滯回曲線更飽滿，而相比邊節(jié)點(diǎn)試件，中節(jié)點(diǎn)試件的滯回曲線更飽滿；

2) 從邊節(jié)點(diǎn)試件的滯回曲線來(lái)看，PCJ1和RCJ1的滯回曲線均出現(xiàn)了較為明顯的捏攏現(xiàn)象，這主要與加載后期2個(gè)邊節(jié)點(diǎn)試件的角部混凝土剝落嚴(yán)重并導(dǎo)致側(cè)壁板和底板外側(cè)縱向鋼筋在角部區(qū)域的搭接連接逐漸失效有關(guān);

3) 從中節(jié)點(diǎn)試件的滯回曲線來(lái)看，RCJ2比PCJ2的滯回曲線明顯更飽滿，這主要與PCJ2的中壁板接縫截面配筋率相對(duì)較高有關(guān)。由于PCJ2的中壁板接縫截面采用受承載力等強(qiáng)原則進(jìn)行設(shè)計(jì)，而插入雙面疊合中壁板空腔的底板出筋(插筋)有效高度較小，因此插筋面積以及相應(yīng)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彎折構(gòu)造，導(dǎo)致該區(qū)域混凝土更早被壓碎剝落，從而使得PCJ2的滯回曲線面積進(jìn)一步減小。

2.3 骨架曲線

基于試驗(yàn)測(cè)得的滯回曲線，可進(jìn)一步得到4個(gè)節(jié)點(diǎn)試件的骨架曲線。2個(gè)邊節(jié)點(diǎn)試件和2個(gè)中節(jié)點(diǎn)試件的骨架曲線如圖5所示。表3列出了4個(gè)節(jié)點(diǎn)試件的特征點(diǎn)荷載與位移。

圖5 壁板頂部水平荷載-位移骨架曲線Fig.5 Horizontal load vs. displacement skeleton curves of the specimens

從上述骨架曲線以及特征點(diǎn)荷載和位移數(shù)據(jù)對(duì)比分析可見(jiàn)：

1) 4個(gè)節(jié)點(diǎn)試件的骨架曲線總體上都存在4個(gè)較為明顯的特征點(diǎn)，即開裂、屈服、峰值和極限；

2) 對(duì)于邊節(jié)點(diǎn)試件，疊合板式試件PCJ1與現(xiàn)澆試件RCJ1的骨架曲線上升段較為接近，PCJ1的峰值荷載均值比RCJ1的高約2%(正反向峰值荷載分別低約2%和高約6%)。但經(jīng)過(guò)峰值荷載點(diǎn)后，PCJ1的荷載下降更明顯，即下降段負(fù)剛度較大；

3) 對(duì)于中節(jié)點(diǎn)試件，疊合板式中節(jié)點(diǎn)PCJ2與現(xiàn)澆中節(jié)點(diǎn)RCJ2的骨架曲線上升段較為接近，但PCJ2的峰值荷載均值比RCJ2的高約17%(正反向峰值荷載分別高約12%和23%)。造成PCJ2峰值荷載較高的原因主要是其壁板破壞截面比RCJ2的壁板破壞截面更靠近壁板頂部的水平加載點(diǎn)(PCJ2的比RCJ2的短約22%)，在截面受彎承載力相同的情況下，PCJ2的壁板頂部水平荷載更高。與邊節(jié)點(diǎn)試件的規(guī)律相似，在經(jīng)過(guò)峰值荷載點(diǎn)后，PCJ2的荷載下降更明顯，即下降段負(fù)剛度較大。

2.4 延性與變形能力

延性是反映結(jié)構(gòu)或構(gòu)件受力性能的重要指標(biāo)之一，通常以延性系數(shù)表示。延性系數(shù)定義為極限位移Δu與屈服位移Δy的比值，即μ=Δu/Δy。其中，屈服位移Δy指試件屈服時(shí)對(duì)應(yīng)的位移，一般通過(guò)能量法確定；極限位移Δu指試件的荷載下降到峰值荷載的85%時(shí)對(duì)應(yīng)的位移，當(dāng)試件的荷載未下降到峰值荷載的85%時(shí)，則取試件破壞時(shí)的位移為極限位移。4個(gè)節(jié)點(diǎn)試件的延性系數(shù)以及特征點(diǎn)荷載與位移如表3所示。

表3 試件延性系數(shù)以及特征點(diǎn)荷載與位移Table 3 Ductility coefficients and characteristic values of the specimens

從表中數(shù)據(jù)分析可知：

1) 4個(gè)節(jié)點(diǎn)試件的延性系數(shù)在2.14～6.61，均具有較好的延性?？傮w而言，中節(jié)點(diǎn)試件的延性均好于相應(yīng)的邊節(jié)點(diǎn)試件；

2) 無(wú)論是邊節(jié)點(diǎn)還是中節(jié)點(diǎn)試件，現(xiàn)澆節(jié)點(diǎn)的延性系數(shù)均明顯高于疊合板式節(jié)點(diǎn)的延性系數(shù)。此外，由于加載后期邊節(jié)點(diǎn)試件的角部外側(cè)混凝土保護(hù)層剝落嚴(yán)重，造成邊節(jié)點(diǎn)側(cè)壁板和底板外側(cè)縱筋在此處的搭接連接逐漸失效，導(dǎo)致正向荷載下降更快。因此，疊合板邊節(jié)點(diǎn)PCJ1和現(xiàn)澆邊節(jié)點(diǎn)RCJ1的正向延性系數(shù)均明顯小于反向延性系數(shù)；

3) 4個(gè)節(jié)點(diǎn)試件的正反向極限位移角在1/44～1/20，均表現(xiàn)出良好的變形能力。

2.5 剛度退化

剛度退化是指結(jié)構(gòu)或構(gòu)件在不同受力階段的剛度變化規(guī)律，反映了結(jié)構(gòu)或構(gòu)件在受力過(guò)程中的損傷程度。試件在各級(jí)位移下的剛度通常采用割線剛度k來(lái)表示。4個(gè)節(jié)點(diǎn)試件的剛度退化曲線如圖6所示。

圖6 試件剛度退化曲線Fig.6 Stiffness degradation of the specimens

分析可見(jiàn)：

1) 2個(gè)邊節(jié)點(diǎn)試件之間和2個(gè)中節(jié)點(diǎn)試件之間的初始剛度相近，剛度退化規(guī)律也較為接近。4個(gè)節(jié)點(diǎn)試件的剛度在加載前期下降較快；隨著加載位移的增加，試件的剛度逐級(jí)下降，但下降趨勢(shì)變緩；這表明試件的剛度退化主要集中在加載前期；

2) 屈服后，4個(gè)節(jié)點(diǎn)試件的剛度降低速度均相對(duì)放緩，這是因?yàn)樵嚰膭偠认陆抵饕侨Q于混凝土裂縫的產(chǎn)生和發(fā)展，而裂縫產(chǎn)生和發(fā)展主要集中在加載前期試件屈服之前，試件屈服后僅有少量新裂縫產(chǎn)生或延伸。

2.6 耗能能力

耗能能力是評(píng)價(jià)結(jié)構(gòu)或構(gòu)件抗震性能的重要指標(biāo)之一。試件在某一加載循環(huán)的耗能可通過(guò)計(jì)算其滯回曲線所包圍的面積得到。圖7所示為4個(gè)節(jié)點(diǎn)試件在不同加載位移下的耗能曲線。

圖7 試件耗能曲線Fig.7 Cumulative energy dissipation of the specimens

由圖分析可知：

1) 壁板頂部水平位移較小時(shí)，4個(gè)節(jié)點(diǎn)試件基本處于彈性工作階段，其耗能均較小；隨著壁板頂部水平位移的增大和循環(huán)次數(shù)的增多，試件逐漸進(jìn)入彈塑性階段，混凝土逐漸被壓碎、鋼筋屈服，4個(gè)試件的耗能能力均不斷增大；

2) 對(duì)于邊節(jié)點(diǎn)試件，無(wú)論是疊合板式邊節(jié)點(diǎn)PCJ1還是現(xiàn)澆邊節(jié)點(diǎn)RCJ1，在加載后期，同一級(jí)位移下的反向耗能明顯高于正向。這可能是由于加載后期邊節(jié)點(diǎn)試件的角部外側(cè)混凝土嚴(yán)重剝落，壁板和底板外側(cè)縱筋在此處的搭接連接逐漸失效。相比而言，疊合板式中節(jié)點(diǎn)PCJ2和現(xiàn)澆中節(jié)點(diǎn)RCJ2的正反向耗能均較為接近；

3) 無(wú)論是邊節(jié)點(diǎn)還是中節(jié)點(diǎn)試件，現(xiàn)澆節(jié)點(diǎn)的耗能能力均明顯好于相應(yīng)的疊合板式節(jié)點(diǎn)。

3 安全性評(píng)價(jià)與設(shè)計(jì)建議

3.1 安全性評(píng)價(jià)

基于現(xiàn)行國(guó)家標(biāo)準(zhǔn)《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》GB 50010-2010和《裝配式混凝土建筑技術(shù)標(biāo)準(zhǔn)》GB/T 51231-2016的相關(guān)計(jì)算規(guī)定，從正常使用極限狀態(tài)和承載能力極限狀態(tài)2方面，對(duì)疊合板式管廊底部節(jié)點(diǎn)的安全性進(jìn)行評(píng)價(jià)。

1) 正常使用極限狀態(tài)。

地下綜合管廊處于地下腐蝕環(huán)境，其彎矩標(biāo)準(zhǔn)值作用下側(cè)壁板迎水面的最大裂縫寬度要求嚴(yán)格控制在0.2 mm及以下。因此，本文首先對(duì)疊合板式管廊基于最大裂縫寬度的正常使用極限狀態(tài)進(jìn)行安全性評(píng)價(jià)。表4列出了2個(gè)邊節(jié)點(diǎn)試件側(cè)壁板外側(cè)迎水面最大裂縫寬度達(dá)到0.2 mm時(shí)的安全系數(shù)?？梢?jiàn)，疊合板式邊節(jié)點(diǎn)在正常使用極限狀態(tài)下的安全系數(shù)為1.30，具有較大安全余量。

表4 邊節(jié)點(diǎn)試件正常使用安全系數(shù)

2) 承載能力極限狀態(tài)。

在承載力能力極限狀態(tài)下，疊合板式管廊主要驗(yàn)算壁板截面受彎承載力以及雙面疊合壁板接縫受剪承載力。

基于現(xiàn)行國(guó)家標(biāo)準(zhǔn)《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》GB 50010-2010中有關(guān)正截面受彎承載力計(jì)算方法，計(jì)算得到了邊節(jié)點(diǎn)側(cè)壁板和中節(jié)點(diǎn)中壁板破壞截面的受彎承載力，將其與試驗(yàn)得到的各試件壁板截面受彎承載力進(jìn)行對(duì)比，得到了4個(gè)節(jié)點(diǎn)試件的壁板截面受彎承載力安全系數(shù)，如表5所示。分析可見(jiàn)：① 4個(gè)試件的安全系數(shù)在1.18～1.61，均具有較大的安全余量；② 疊合板式節(jié)點(diǎn)試件的安全系數(shù)總體上與現(xiàn)澆節(jié)點(diǎn)的接近，邊節(jié)點(diǎn)的安全系數(shù)也與中節(jié)點(diǎn)接近。

基于現(xiàn)行國(guó)家標(biāo)準(zhǔn)《裝配式混凝土建筑技術(shù)標(biāo)準(zhǔn)》GB/T 51231-2016有關(guān)墻底水平接縫受剪承載力的計(jì)算方法，對(duì)疊合板式節(jié)點(diǎn)試件的水平接縫受剪承載力進(jìn)行了計(jì)算，其中，疊合板式邊節(jié)點(diǎn)PCJ1和中節(jié)點(diǎn)PCJ2的接縫受剪承載力計(jì)算值分別為1 147.2 kN和574.5 kN。2個(gè)試件破壞時(shí)，壁板水平接縫處的最大剪力試驗(yàn)值分別為170.1 kN(正向，反向?yàn)?76.9 kN)和81.8 kN(正向，反向?yàn)?0.2 kN)，均小于各自的接縫受剪承載力計(jì)算值。這表明，疊合板式管廊的底部邊節(jié)點(diǎn)和中節(jié)點(diǎn)水平接縫具有較高的受剪安全余量，不會(huì)發(fā)生剪切破壞。

表5 壁板截面受彎承載力計(jì)算值與試驗(yàn)值對(duì)比

3.2 設(shè)計(jì)建議

從上述試驗(yàn)與安全性評(píng)價(jià)結(jié)果可見(jiàn)，疊合板式管廊底部邊節(jié)點(diǎn)和中節(jié)點(diǎn)總體上具有良好的抗震性能，承載力略高于相應(yīng)的現(xiàn)澆節(jié)點(diǎn)，正常使用極限狀態(tài)和承載能力極限狀態(tài)下均具有較大的安全余量，滿足抗震設(shè)計(jì)要求。然而，從疊合板式管廊底部節(jié)點(diǎn)的破壞形態(tài)來(lái)看，存在以下特點(diǎn)：1)邊節(jié)點(diǎn)的角部外側(cè)混凝土剝落嚴(yán)重，導(dǎo)致此處壁板和底板的外側(cè)縱向鋼筋搭接連接逐漸失效；2)中節(jié)點(diǎn)中壁板接縫處混凝土剝落嚴(yán)重，導(dǎo)致受彎截面削弱較大。上述問(wèn)題也在一定程度上影響了節(jié)點(diǎn)的延性、剛度退化和耗能能力等性能指標(biāo)。

針對(duì)上述問(wèn)題，提出如下設(shè)計(jì)建議：

1) 針對(duì)底部邊節(jié)點(diǎn)，建議采用適當(dāng)?shù)牡装逋鈹U(kuò)構(gòu)造，并通過(guò)配置必要的橫向鋼筋提高對(duì)角部外側(cè)混凝土的約束作用，避免其過(guò)早剝落。此外，建議適當(dāng)增大側(cè)壁板與底板外側(cè)縱向鋼筋的搭接長(zhǎng)度，避免因角部外側(cè)混凝土剝落導(dǎo)致搭接連接失效。

2) 針對(duì)底部中節(jié)點(diǎn)，建議采用附加搭接鋼筋的連接構(gòu)造，避免底板直接伸出的搭接鋼筋在接縫下部彎折導(dǎo)致此處混凝土無(wú)約束區(qū)域過(guò)大，過(guò)早壓碎剝落。此外，建議在接縫下部的中壁板底部區(qū)域適當(dāng)增加橫向鋼筋，以進(jìn)一步增強(qiáng)此處混凝土的約束，避免過(guò)早剝落。

4 結(jié)論

1) 疊合板式管廊節(jié)點(diǎn)與現(xiàn)澆節(jié)點(diǎn)的破壞形態(tài)基本一致，均以壁板或底板角部截面受彎破壞為標(biāo)志。其中，2個(gè)邊節(jié)點(diǎn)試件PCJ1和RCJ1的角部外側(cè)混凝土保護(hù)層剝落嚴(yán)重、部分外側(cè)縱筋發(fā)生搭接連接失效；疊合板式中節(jié)點(diǎn)試件PCJ2的中壁板接縫截面兩側(cè)混凝土壓碎剝落，兩側(cè)插筋均已屈服；現(xiàn)澆中節(jié)點(diǎn)試件RCJ2的中壁板角部截面兩側(cè)混凝土壓碎剝落，兩側(cè)的縱向鋼筋均已屈服、部分拉斷。

2) 疊合板式管廊節(jié)點(diǎn)與對(duì)應(yīng)現(xiàn)澆節(jié)點(diǎn)的滯回曲線相近，但現(xiàn)澆節(jié)點(diǎn)比疊合板式節(jié)點(diǎn)的滯回曲線更飽滿。與現(xiàn)澆節(jié)點(diǎn)相比，疊合板式節(jié)點(diǎn)在加載到峰值荷載后水平荷載快速下降，負(fù)剛度較大。

3) 疊合板式管廊節(jié)點(diǎn)的承載力總體上接近或略高于對(duì)應(yīng)的現(xiàn)澆節(jié)點(diǎn)。其中，PCJ1的峰值荷載均值比RCJ1的高約2%(正反向峰值荷載分別低約2%和高約6%)，PCJ2的峰值荷載均值比RCJ2的高約17%(正反向峰值荷載分別高約12%和23%)；

4) 4個(gè)節(jié)點(diǎn)試件的延性系數(shù)在2.14～6.61，均具有較好的延性；疊合板式管廊節(jié)點(diǎn)的剛度退化規(guī)律與現(xiàn)澆節(jié)點(diǎn)相近，但耗能能力較低。

5) 基于現(xiàn)行國(guó)家標(biāo)準(zhǔn)，開展了疊合板式管廊安全性評(píng)價(jià)，結(jié)果表明其在正常使用極限狀態(tài)和承載力極限狀態(tài)下均具有較大的安全余量，滿足設(shè)計(jì)要求。在此基礎(chǔ)上，提出了進(jìn)一步改善疊合板式管廊底部節(jié)點(diǎn)抗震性能的設(shè)計(jì)建議。

本文研究成果已被CECS標(biāo)準(zhǔn)《預(yù)制拼裝綜合管廊設(shè)計(jì)規(guī)程》和上海市標(biāo)準(zhǔn)《綜合管廊工程技術(shù)規(guī)范》采納。