叠合板式综合管廊侧墙连接节点面外抗震性能试验研究

钟紫蓝，李广帆，石少华，赵 密，杜修力

(北京工业大学城市与工程安全减灾教育部重点实验室，北京 100124)

综合管廊是建设在城市地下，用于集中敷设电力、通信、广播电视、给水等市政管线的公共隧道[1-3]。综合管廊的建设使得市政管线统一规划，加强城市防灾、减灾能力，提高城市韧性，是保障基础建设的重要设施和支撑城市发展的重要生命线工程[4-6]。

综合管廊兴起于19 世纪德国，后推广于世界各国，经过一个多世纪的发展，在系统日趋完善的同时其规模越来越大，建造方式也呈现多元化。现行的综合管廊建造方式主要包括：现浇式综合管廊、节段式综合管廊、预制拼装式综合管廊和叠合板式综合管廊[7-10]。其中，叠合板式综合管廊属于一种新型半装配式结构，由预制叠合墙板、底板以及后浇混凝土夹层组成(图1)。叠合板式综合管廊充分结合了现浇和装配式结构的优点：预制叠合墙板降低模板使用量和现场浇筑量，后浇混凝土夹层降低接缝数量提高抗渗性能[11-13]。叠合板式综合管廊采用板式预制构件，运输和拼装便利，技术要求相对较低，适用于多舱、大截面综合管廊。

图1 叠合板式综合管廊Fig.1 Assembly of the composite tube gallery

叠合板式剪力墙按预制叠合墙板的材料一般分为叠合钢板剪力墙和叠合混凝土板剪力墙两种形式。

叠合钢板剪力墙一般多应用于地上结构或特殊建筑结构中。李小军等[14]研究叠合钢板剪力墙用于核电工程中，表明钢板厚度和竖向荷载都对双钢板混凝土组合剪力墙试件的抗震性能有较大影响，而混凝土强度对其影响不明显。VARMA等[15-16]对叠合钢板式剪力墙展开研究，结果表明：该种叠合墙体可用于中高层建筑结构，同时能够抵抗爆炸冲击用于特殊建筑结构中。SENER等[17-18]针对叠合钢板式剪力墙的面外弯曲和剪切承载力展开研究，将试验所得的抗弯与抗剪承载力结果与日本、韩国、美国设计规范中公式计算的标准强度进行比较，结果表明：设计规范方程对墙体的强度估算是相对保守的，具有合理的精度。RAFIEI 等[19]研究了由两层压型钢板和填充混凝土组成的组合剪力墙体系在面内单调荷载作用下的受力性能，建立了复合墙体承载力分析模型，最终研究结果表明复合墙体的抗震性能试验与分析结果吻合较好。

叠合混凝土板剪力墙近些年来开始在地下结构或低层建筑结构中逐步推广。田子玄[20]开展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、不同加腋高度、不同节点位置等参数的影响，并基于试验结果证明了叠合板式管廊与现浇综合管廊相近的受力性能。赵作周等[21]开展叠合板式剪力墙的低周水平往复加载试验，分析轴压比、边缘构件形式与底部搭接区纵筋插筋面积增加率(0%、25%与 33%)对该类剪力墙抗震性能的影响。胡翔等[12]也开展了钢筋插接连接的叠合板式综合管廊底部边节点和中节点的抗震性能研究，研究表明：叠合板式节点与现浇节点的破坏形态基本一致，叠合板式节点的承载力略高于现浇节点，4 个节点均具有较好的延性，叠合板式节点与现浇节点的刚度退化规律相近，但耗能能力相对较低。

综上所述，在综合管廊建设中采用叠合混凝土板式结构(以下简称叠合板式结构)，具有拼接缝少，防水性能好；重量轻，运输效率高；模板工程量低，现场浇筑量少等显著优势。综合管廊作为典型的长线性地下结构，侧墙在设计建造过程中面内抗侧刚度远超面外，从而使得地震荷载作用下的破坏以面外失效为主，因此主要针对管廊侧墙面外性能展开研究。针对叠合板式剪力墙抗震性能的研究中，其连接方式多为插接和钢筋搭接连接，然而对于地震等典型往复荷载作用下装配式结构常用的灌浆套筒连接和浆锚搭接连接方式应用到叠合板式结构连接中的力学性能及破坏机理尚未展开深入的研究[22-25]。

本文中通过改变连接方式，研究其对叠合板式侧墙抗震性能的影响，以北京某一浅埋地下综合管廊为研究对象，设计了3 个足尺模型(现浇侧墙、灌浆套筒连接和浆锚搭接连接的叠合板式侧墙)的面外低周反复荷载试验，对比研究采用不同侧墙-底板连接方式的叠合板式综合管廊侧墙试件的承载力、变形、耗能和刚度退化等力学性能及破坏机理，为叠合板式侧墙式综合管廊结构抗震设计和应用，同时为发挥装配式剪力墙的装配效率与经济效益提供参考。

1 试验概况

1.1 试件设计

根据《装配式混凝土建筑技术标准》(GB/T 51231-2016)[26]和《混凝土结构设计规范》(GB 50010-2010)[27]中规定的抗震设防烈度8 度，抗震等级一级的剪力墙结构，设计了3 个足尺模型，1 个现浇侧墙(RC1)、1 个灌浆套筒连接的叠合板式侧墙(GS2)及1 个浆锚搭接连接的叠合板式侧墙(RL3)，试件配筋参数基本一致，具体如表1 所示，尺寸详图如图2 所示。叠合板式试件设计符合《装配式混凝土建筑技术标准》(GB/T 51231-2016)[26]中的规定，如图2 所示，侧墙试件整体高为2250 mm，厚度为450 mm(其中预制叠合板板厚为100 mm，后浇混凝土厚度为250 mm)，侧墙拼接缝的高度距底板顶面150 mm，拼接高度宜为20 mm。灌浆套筒采用半灌浆套筒(钢材为球墨铸铁，高强材料的一种)[28]，浆锚钢筋搭接长度ll=la(ll为钢筋搭接长度，la为钢筋锚固长度)[29-30]。现浇试件按北京某一浅埋综合管廊结构施工流程，腋角处预留施工缝。

表1 剪力墙试件参数Table 1 Parameters of shear wall specimens

图2 试件尺寸详图Fig.2 Detail drawing of specimen size

侧墙试件制作流程如图3 所示。叠合板式试件由基础、预制叠合墙板和后浇混凝土三部分组成。首先，绑扎试件钢筋笼(图3(a))，绑扎完成后支模，浇筑底座和预制叠合墙板。当底座和预制叠合墙板养护至一定强度后，进行试件拼装浇筑灌浆料(图3(b))。当灌浆料达到预定强度后，支侧模板以及分配梁模板(图3(c))。最后，浇筑后浇混凝土以及分配梁，开展后期养护(图3(d))。

图3 试件制作与拼装流程Fig.3 Casting and assembling of specimens

1.2 材料力学性能

试件三次浇筑混凝土均采用C40 混凝土，基于混凝土立方体试块标准抗压强度试验，三组试块测得的立方体抗压强度试验值分别为44.07 MPa、46.51 MPa 和46.14 MPa，均符合C40 混凝土的强度要求。三组侧墙构件均采用HRB400 钢筋，基于不同直径钢筋的拉拔试验，测得钢筋具有明显的弹性和屈服阶段，具体钢筋和套筒的力学性能指标，如表2 所示。

表2 钢筋力学性能Table 2 Mechanical properties of reinforcement

1.3 加载方案

试验采用平面外低周反复加载，其加载装置如图4 所示。试验采用2000 kN 的竖向作动器施加稳定的竖向力，水平方向采用1000 kN 的水平作动器施加往复循环的水平力，水平作动器向右推(管廊内侧受拉)为正向加载，向左拉(管廊内侧受压)为负向加载。竖向作动器加载时连接稳压器，确保轴力在加载过程中保持稳定。

图4 试验加载装置Fig.4 Test setup

加载方案：首先对试件施加轴力N(N=ndfcA，其中nd为设计轴压比，A为墙体截面面积，fc为墙体混凝土轴心抗压强度设计值)。当构件轴压比达到预设值后，开始施加水平往复力，加载制度如图5 所示。水平荷载按照我国建筑抗震试验规程(JGJ/T 101-2015)[31]中规定的荷载-位移协同控制施加，具体操作为：1)试件屈服前由荷载控制加载，每级循环1 次；2)试件屈服后改为由位移控制，按照屈服位移大小成倍增长，每级循环2 次；3)加载后期，承载力达到峰值荷载后开始下降，当试件承载力下降至极限荷载的85%或构件出现严重破坏时，认为试件失效，停止加载。

图5 试件加载制度Fig.5 Specimen loading system

2 试验现象及破坏形态

试件破坏以侧墙角部破坏为主，其中叠合板式试件座浆层压溃脱落(图6(a))且结合面处的竖向裂缝贯穿并存在明显滑移(图6(b))。该现象说明叠合板式试件拼接高度20 mm 处所受组合内力较大，导致后浇的座浆层发生较严重破坏，不利于结构的整体抗震性能。

图6 试件局部形态Fig.6 Local failure mode of specimens

试件破坏具体现象如图7 所示，现浇试件以水平裂缝为主，叠合板式试件以斜裂缝为主，侧视图左侧裂缝为正向加载引起的裂缝，右侧裂缝为负向加载引起的裂缝。叠合板式试件的裂缝发展规律一致，不同于现浇试件，水平裂缝和斜裂缝分别分布在预制叠合墙板和后浇区域。现浇试件的裂缝数量较少，破坏形态较轻，裂缝主要集中在距墙底800 mm 的范围内；叠合板式试件的裂缝数量较多，裂缝主要分布在距墙底600 mm 和1100 mm～1300 mm 范围内。

图7 裂缝发展及试件破坏形态Fig.7 Crack patterns failure modes

针对试件RC1：当θ=1/1300 时，墙体无明显裂缝；当θ=1/1000 时，墙体出现第一条裂缝，长度约为150 mm，位于施工缝处；当θ=1/330 时，第一条裂缝全面贯通，沿墙高产生多条细小的水平裂缝；当θ=1/160 时，水平裂缝增多，斜裂缝产生并不断延伸；当θ=1/100 时，距墙底800 mm 处新增水平裂缝，底部斜裂缝不断延伸，在距墙底400 mm和600 mm 处斜裂缝贯通；当θ=1/80～1/23 时，无新增裂缝，斜裂缝不断延伸，裂缝宽度增加并在主裂缝周围延伸出现细微裂缝，墙体表面鼓起；当θ=1/16 时，混凝土角部压溃，出现混凝土脱落，钢筋屈曲，墙体接缝处最大裂缝宽度达到12 mm。

针对试件GS2：当θ=1/1000 时，墙体未开裂表面无明显现象；当θ=1/870 时，拼接缝处出现水平裂缝，长度约为100 mm；当θ=1/670～1/160 时，水平裂缝沿预制叠合墙板向上开展，后浇混凝土表面无裂缝产生，混凝土结合面处产生竖向裂缝并向上延伸；当θ=1/100～1/65 时，在后浇混凝土区域内出现斜裂缝并不断延伸，混凝土结合面处的竖向裂缝向上延伸至墙体顶部，同时墙体顶部区域出现受压裂缝；当θ=1/48～1/32 时，斜裂缝不断发展并贯通，混凝土结合面处开始出现滑移约1 mm 左右，墙体底部混凝土鼓起掉灰，底部斜裂缝主要出现在距墙体底部600 mm 范围内；当θ=1/23～1/16 时，墙体顶部在竖向裂缝附近产生斜裂缝，墙体底部混凝土出现脱落，钢筋屈曲，最大裂缝宽度为9 mm。

针对试件RL3：当θ=1/1100 时，墙体表面未开裂表面无明显现象；当θ=1/900 时，接缝处出现水平裂缝，长度约为150 mm；当θ=1/670～1/160时，混凝土结合面处的竖向裂缝由底部向上延伸，水平裂缝在预制叠合墙板上不断发展，拼接缝处的水平裂缝完全贯通；当θ=1/100 时，斜裂缝在墙体底部的后浇混凝土上发展延伸，竖向裂缝继续向上延伸达到距底部1100 mm 处；当θ=1/65～1/48时，竖向裂缝延伸至墙体顶部，墙体顶部出现受压裂缝，底部斜裂缝贯通，并在主裂缝上延伸处许多细微斜裂缝；当θ=1/32 时，裂缝数量不再增多，裂缝宽度增加，混凝土结合面出现错动滑移约1.5 mm；当θ=1/23～1/16 时，墙体顶部的受压裂缝数目增多，墙体角部混凝土压溃，出现脱落，钢筋屈曲，最大裂缝宽度为15 mm。

3 试验结果及分析讨论

3.1 滞回曲线

根据试件顶部的水平荷载和位移，绘制了3 个试件的滞回曲线如图8 所示。

图8 试件水平荷载-位移滞回曲线Fig.8 Horizontal load-displacement hysteretic curves of specimens

由图8 分析可知：

1) 3 个试件的滞回曲线特征基本吻合，荷载存在明显特征点：开裂、屈服、峰值、极限。试件屈服前，滞回圈狭长面积小，处于弹性阶段。屈服后滞回圈形状相对饱满，墙体的弯曲裂缝不断发展，尤其是拼接缝处的裂缝发展迅速，使得墙体刚度退化，卸载后出现残余变形，同一加载制度下强度出现退化。达到峰值荷载后，由于混凝土开裂严重，角部混凝土剥落，滞回圈均出现不同程度的捏拢。叠合板式试件墙体二次浇筑的状况，使得其捏拢现象较现浇试件更加突出。

2)由试件的滞回曲线对比可知，RL3 与RC1试件的滞回曲线相近，滞回环更加饱满；GS2 试件的滞回曲线捏拢以及强度退化较为明显，这主要由于GS2 试件的剪切变形过大所导致的。

3.2 骨架曲线

基于滞回曲线选择其外包络图，得到试件的顶部水平荷载-位移骨架曲线如图9 所示。根据现行标准《混凝土结构设计规范》(GB 50010-2010)[27]和《装配整体式叠合剪力墙结构技术规程》(DG/T J08-2266-2018)[32]相关计算规定，按矩形偏心受压剪力墙的正截面抗弯承载力公式计算，侧墙峰值承载力为606.91 kN，如图9 虚线所示，侧墙计算承载力与试验承载力对比如表3 所示。

表3 计算承载力与试验承载力对比Table 3 Comparison of computed and tested capacity of the RC wall

图9 试件水平荷载-位移骨架曲线Fig.9 Horizontal load-displacement skeleton curves of specimens

由图9 分析可知：

1)弹性阶段3 个试件的曲线基本重合一致；GS2 试件的正向峰值承载力是RC1 试件的1.07 倍，负向承载力是RC1 的1.07 倍；GS2 试件的正向峰值承载力是RC1 试件的0.95 倍，负向承载力是RC1的1.03 倍；GS2 试件的正向峰值承载力是RL3 试件的1.13 倍，负向承载力是RL3 的1.04 倍。

2) GS2 和RL3 试件的峰值荷载均高于RC1 试件基，但GS2 和RL3 试件在峰值荷载后的荷载下降速率快，这主要与叠合装配式试件内部配置斜拉钢筋有关使得墙体的侧向刚度较高，又因为加载后期混凝土结合面存在剪切滑移使得变形过大，刚度承载力下降速率加快。

由表3 整体分析可知，仅RL3 试件的正向峰值荷载略小于依照现行规范公式计算的设计值(约为设计值的0.97)，其余试件双向抗侧承载力均高于现行规范公式计算的理论值，在1.01～1.10，由此可见试件极限抗侧承载能力具有一定的安全冗余度。采用灌浆套筒连接方式的极限抗侧承载能力，明显优于采用浆锚搭接连接方式，可见以球墨铸铁为材料的灌浆套筒的抗侧性能良好。

3.3 累积滞回耗能

试件的耗能能力是衡量试件抗震性能的重要指标之一，本文采用累积滞回耗能E来评定试件耗能能力[33]，计算方法按式(1)所示，Ei为每级加载的耗能大小，不同加载位移下的累积耗能如图10 所示。

图10 累积滞回耗能曲线Fig.10 Cumulative energy dissipation curves

由图10 分析可知：试件耗能随着加载的不断进行逐渐增大，加载初期试件耗能基本一致，但随着位移的不断增大叠合板试件的耗能逐渐高于现浇试件；对于叠合板式试件来说，GS2 试件的累积滞回耗能相对于RC1 试件提高了9.3%，RL3试件的累积滞回耗能相对于RC1 试件提高了5.4%，由此可见GS2 试件耗能性能最优越。

3.4 延性与变形能力

表4 中为试件屈服荷载Fy、峰值荷载Fp、极限荷载Fu以及相对应的屈服位移Δy、峰值位移Δp、极限位移Δu和位移延性系数µ，图11 所示为各特征点示意图。其中屈服位移通过等能量法确定此时的荷载为屈服荷载[34]，峰值荷载是试件加载时最大荷载此时位移被称为峰值位移，极限荷载是荷载下降到峰值荷载的85%时的取值此时的位移被称为极限位移。位移延性系数µ是极限位移Δu与屈服位移Δy的比值[35-37]。

表4 试件延性系数和特征点处荷载与位移Table 4 Ductility coefficient of specimens and load and displacement at characteristic points

图11 特征点示意图Fig.11 Definition of feature points

由表4 分析可知，3 个试件的延性系数在6.5～9.0，表明试件均具有良好的延性，即结构在强震作用下可以承受较大的塑性变形而不会发生倒塌破坏，满足我国规范中规定的罕遇地震作用下变形要求；GS2 试件延性系数小于RC1 试件，而RL3 试件由于拼接处上下钢筋搭接长度足够长以及螺旋箍筋约束核心混凝土的膨胀作用，使得延性系数大于RC1 试件；试件正向加载的延性系数均高于负向加载，这一现象是因为侧墙腋角中布置的斜拉钢筋提高了试件的正向延性。

3.5 刚度退化

刚度退化是结构或构件在加载循环中损伤体现，在构件循环往复加载过程中，每级加载构件变形随着循环次数的增加而增大，从而使得构件刚度随着循环次数和位移的增大而减小，图12 中给出了抗侧刚度K随试件顶点位移Δ的退化曲线。

图12 试件刚度退化曲线Fig.12 Stiffness degradation curve of specimens

由图12 分析可知，试件随加载位移和循环次数的不断增加，刚度逐渐退化且刚度退化规律大致相同；在加载前期试件刚度下降较快，在加载后期下降逐渐变慢，这一现象是由混凝土裂缝的开展引起的，试件加载前期裂缝不断产生延伸使得下降速率增快，加载后期基本无新生裂缝，下降速率逐渐放缓，曲线趋于平缓；GS2 和RL3 试件由于高强灌浆料以及套筒以及螺旋箍筋的约束作用使得试件的初始刚度均高于RC1 试件，但叠合板式试件前期退化速率也高于现浇试件，最终使得试件的刚度退化曲线基本重合，这一现象主要是由连接部位钢筋刚度过大叠合板式试件的外部混凝土裂缝开展数量增多以及混凝土结合面的剪切滑移所致。

3.6 剪切变形

按式(2)计算管廊侧墙剪切变形，计算取值如图13 所示，h为墙体高度， Δ1+Δ2和 Δ′1+ Δ′2为拉线位移计测得的墙体变形量。随着循环往复加载的不断进行，试件进入非弹性阶段，塑性区产生的剪切变形使得试件存在残余位移，导致试件的耗能减小，如图14 所示是各试件剪切变形曲线。

图13 剪切变形示意图Fig.13 Schematic diagram of shear deformation

图14 试件剪切变形-位移关系曲线Fig.14 Shear deformation-displacement relationship curve of specimens

由图14 分析可知，弹性阶段试件的剪切变形曲线基本重合；叠合板式试件屈服后，由于裂缝数量增多以及混凝土结合面处竖向裂缝的产生贯通，使得叠合板式试件的剪切变形均高于现浇试件；GS2 试件的剪切变形相对RL3 试件要高，使得RL3 试件的延性和变形能力优于GS2 试件，主要由于GS2 试件混凝土结合面的滑移更为严重，以及RL3 试件螺旋箍筋约束核心混凝土的破坏变形所致。

3.7 钢筋应变

图15 中给出了2 种连接方式的叠合板式墙体拼接缝上下(距墙体底部125 mm 和175 mm)连接钢筋的应变随水平荷载增加的发展情况。可以看出，拼接缝上下钢筋均达到屈服状态，接缝上下的钢筋应变曲线基本吻合，表明灌浆套筒连接和浆锚搭接连接两种连接方式均具有良好的传力性能，可以有效传递钢筋应力。

图15 钢筋应变发展Fig.15 Strain skeleton of rebars

3.8 接缝接口张开量

接缝接口张开量通过布置于墙体拼接缝(距墙体底部150 mm 处)上下的拉线位移计测得，如图16所示为接缝接口张开量随加载不断变化的情况，图中“-”为压缩变形，“+”为拉伸变形。

图16 试件拼接缝处力-接口张开量关系曲线Fig.16 Force- joint stretch value relationship curve at splitjoint of specimen

由图16 可以看出，试件随着每级加载的不断进行，接缝接口张开量逐渐提升；RC1 和GS2 试件每级加载下的接缝张开量变化相近，以拉伸变形为主，压缩变形较小；RL3 试件存在明显的压缩变形，拉伸变形也远高于其他试件，这一现象主要是RL3 试件的钢筋长度大，同时螺旋箍筋约束核心混凝土，使得拼接缝上部局部强化明显刚度远远高于拼接缝，最终导致RL3 试件在加载过程中拼接缝损伤严重；RC1 试件接缝处最大裂缝宽度为11.68 mm，GS2 试件接缝处最大裂缝宽度为8.27 mm，RL3 试件接缝处最大裂缝宽度为14.77 mm。

4 结论

本文通过针对采用灌浆套筒连接和浆锚搭接连接2 种不同连接方式的叠合板式侧墙和现浇侧墙开展了低周反复荷载作用下面外力学性能试验，对叠合板式剪力墙在反复荷载作用下的受力过程、破坏形态、滞回曲线、耗能能力、剪切变形等进行研究探讨，得出以下结论：

(1)叠合板式试件与现浇试件相比，试件抗震性能与现浇试件基本一致，满足装配式结构等同现浇的抗震设计要求；损伤破坏状态以及裂缝发展规律不同；混凝土结合面处出现竖向贯穿裂缝，存在明显滑移变形，致使剪切变形较大。

(2)叠合板式试件坐浆层碎裂脱落明显；延性系数在6.5～9.0，均具有良好的延性，满足我国规范中规定的罕遇地震作用下变形要求；试件初始刚度较高，但后期下降速率较快；两种连接方式均具有良好的传力性能，可有效的传递钢筋应力直至试件破坏。

(3)采用浆锚搭接连接的叠合板式试件与采用灌浆套筒连接的叠合板式试件相比滞回圈更为饱满，耗能能力强，峰值荷载后承载力退化缓慢；而采用灌浆套筒连接试件滞回圈捏拢相对明显，达到峰值荷载后承载力退化较快。

两种连接方式的叠合板式侧墙均可用于综合管廊建设：浆锚搭接连接造价相对较低，侧墙试件延性和变形能力优越，但施工工序较为复杂；灌浆套筒连接施工简便，试件耗能性能优越损伤破坏较轻，但造价相对昂贵。