新型装配式双舱综合管廊节点的力学性能试验

工程科学学报 Chinese Journal of Engineering 新型装配式双舱综合管廊节点的力学性能试验 匡亚川姜厉阳刘胤虎莫小飞伏亮明罗时权 Experimental study of mechanical properties of joints in a new-type prefabricated double cabin utility tunnel KUANG Ya-chuan,JIANG Li-yang.LIU Yin-hu,MO Xiao-fei,FU Liang-ming.LUO Shi-quan 引用本文： 匡亚川，姜厉阳，刘胤虎，莫小飞，伏亮明，罗时权.新型装配式双舱综合管廊节点的力学性能试验).工程科学学报，2021， 43(111522-1533.doi:10.13374j.issn2095-9389.2021.03.07.002 KUANG Ya-chuan,JIANG Li-yang.LIU Yin-hu,MO Xiao-fei,FU Liang-ming,LUO Shi-quan.Experimental study of mechanical properties of joints in a new-type prefabricated double cabin utility tunnel[].Chinese Journal of Engineering,2021,43(11):1522- 1533.doi:10.13374/折i.issn2095-9389.2021.03.07.002 在线阅读View online:https::/doi.org10.13374.issn2095-9389.2021.03.07.002 您可能感兴趣的其他文章 Articles you may be interested in 外加强环式H型钢梁-方钢管角柱节点抗震性能 Seismic performance of H-shaped steel beam-to-square steel corner column connection with external strengthened ring 工程科学学报.2018,408：1005htps:/1doi.org/10.13374.issn2095-9389.2018.08.015 考虑楼板效应的外环板式梁柱节点抗弯承载力 Flexural capacity of beam-to-column joints with external diaphragm considering the slab effect 工程科学学报.2019.41(6)：824 https::/1doi.org/10.13374斩.issn2095-9389.2019.06.015 基于SHPB的不同含水状态砂岩动态响应 Dynamic response of sandstones with different water contents based on SHPB 工程科学学报.2017,3912：1783htps:/doi.org10.13374.issn2095-9389.2017.12.002 双钢板混凝土组合剪力墙轴压承载力研究 Study on axial compressive bearing capacity of composite shear wall with double-skin steel plate 工程科学学报.2017,3911：1765htps1doi.0rg/10.13374j.issn2095-9389.2017.11.020 粉煤灰改性高水材料力学性能试验研究及机理分析 Experimental study and analysis of the mechanical properties of high-water-content materials modified with fly ash 工程科学学报.2018,40(10：1187htps:oi.org10.13374.issn2095-9389.2018.10.005 一种新型综合注浆加固试验系统的研制及应用 Development and application of a new comprehensive grouting reinforcement test system 工程科学学报.2017,398：1268 https:1doi.org/10.13374.issn2095-9389.2017.08.018

新型装配式双舱综合管廊节点的力学性能试验 匡亚川 姜厉阳 刘胤虎 莫小飞 伏亮明 罗时权 Experimental study of mechanical properties of joints in a new-type prefabricated double cabin utility tunnel KUANG Ya-chuan, JIANG Li-yang, LIU Yin-hu, MO Xiao-fei, FU Liang-ming, LUO Shi-quan 引用本文: 匡亚川, 姜厉阳, 刘胤虎, 莫小飞, 伏亮明, 罗时权. 新型装配式双舱综合管廊节点的力学性能试验[J]. 工程科学学报, 2021, 43(11): 1522-1533. doi: 10.13374/j.issn2095-9389.2021.03.07.002 KUANG Ya-chuan, JIANG Li-yang, LIU Yin-hu, MO Xiao-fei, FU Liang-ming, LUO Shi-quan. Experimental study of mechanical properties of joints in a new-type prefabricated double cabin utility tunnel[J]. Chinese Journal of Engineering, 2021, 43(11): 1522- 1533. doi: 10.13374/j.issn2095-9389.2021.03.07.002 在线阅读 View online: https://doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2021.03.07.002 您可能感兴趣的其他文章 Articles you may be interested in 外加强环式H型钢梁-方钢管角柱节点抗震性能 Seismic performance of H-shaped steel beam-to-square steel corner column connection with external strengthened ring 工程科学学报. 2018, 40(8): 1005 https://doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2018.08.015 考虑楼板效应的外环板式梁柱节点抗弯承载力 Flexural capacity of beam-to-column joints with external diaphragm considering the slab effect 工程科学学报. 2019, 41(6): 824 https://doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2019.06.015 基于SHPB的不同含水状态砂岩动态响应 Dynamic response of sandstones with different water contents based on SHPB 工程科学学报. 2017, 39(12): 1783 https://doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2017.12.002 双钢板混凝土组合剪力墙轴压承载力研究 Study on axial compressive bearing capacity of composite shear wall with double-skin steel plate 工程科学学报. 2017, 39(11): 1765 https://doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2017.11.020 粉煤灰改性高水材料力学性能试验研究及机理分析 Experimental study and analysis of the mechanical properties of high-water-content materials modified with fly ash 工程科学学报. 2018, 40(10): 1187 https://doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2018.10.005 一种新型综合注浆加固试验系统的研制及应用 Development and application of a new comprehensive grouting reinforcement test system 工程科学学报. 2017, 39(8): 1268 https://doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2017.08.018

工程科学学报.第43卷.第11期：1522-1533.2021年11月 Chinese Journal of Engineering,Vol.43,No.11:1522-1533,November 2021 https://doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2021.03.07.002;http://cje.ustb.edu.cn 新型装配式双舱综合管廊节点的力学性能试验 匡亚川)区，姜厉阳)，刘胤虎，莫小飞)，伏亮明)，罗时权) 1)中南大学土木工程学院，长沙4100752)中国电建集团中南勘测设计研究院有限公司，长沙4100143)重庆金科地产集团股份有限公 司，重庆400000 区通信作者，E-mail:kuangyachuan@csu,edu.cm 摘要预制装配综合管廊结构中，节点是结构的薄弱环节，其力学性能直接影响整体结构的变形和承载力等.本文提出了 一种“U型套箍插筋连接”新型装配式双舱综合管廊结构，通过4个节点足尺试件力学性能试验，包括1个底部L型现浇边节 点试件，1个底部L型装配边节点试件，1个顶部L型装配节点试件和1个底部T型装配节点试件，以此来验证“U型套箍插 筋”连接技术的有效性.试验得到了节点足尺试件的开裂荷载、裂缝发展规律、承载能力、破坏方式、构件延性等力学性能. 试验结果表明：新型装配式管廊节点试件都在靠近角点区域发生弯剪破坏，具有较高的承载力和延性：采用“U型套箍插筋” 连接性能可靠，能够获得与现浇节点试件相当的力学性能. 关键词装配式综合管廊：U型套箍插筋连接：节点足尺试验：破坏形态：承载力：延性 分类号TU990.3 Experimental study of mechanical properties of joints in a new-type prefabricated double cabin utility tunnel KUANG Ya-chuan,JIANG Li-yang,LIU Yin-he),MO Xiao-fe,FU Liang-ming,LUO Shi-quan) 1)School of Civil Engineering,Central South University,Changsha 410075,China 2)Power China Zhongnan Engineering Corporation Limited,Changsha 410014,China 3)Jinke Property Group Co.,Ltd.,Chongqing 400000,China Corresponding author,E-mail:kuangyachuan@csu.edu.cn ABSTRACT Modernization of urban infrastructure is the premise for improving urban operation efficiency.The traditional direct burying method of the municipal public pipeline requires repeated excavation for maintenance,which seriously affects the traffic and appearance of the city and interferes with the everyday life and work order of residents.With the rapid development of urbanization recently,the city's underground utility tunnel appears at a historical juncture.To cope with the industry's urgent need for efficient and green construction technology,China is strongly promoting urban utility tunnels and its development toward prefabrication.The prefabricated utility tunnel efficiently uses the urban underground space,intensively manages various municipal pipelines,and solves the "zipper road"problem;it also has the advantages of increased production efficiency in a short construction period and green environmental protection.The joint is the weakest link of the structure in a prefabricated utility tunnel,and its mechanical properties directly affect the deformation and bearing capacity of the entire structure.A new type of prefabricated double cabin utility tunnel with a "U-shaped ferrule joint bars connection"was proposed.The validity of the method was confirmed through testing the mechanical properties of four full-scale joints,including one bottom L-shaped cast-in-place side joint,one bottom L-shaped assembly side joint,one top L-shaped assembly joint,and one bottom T-shaped assembly joint specimen.The result obtained the mechanical properties of the joint full-scale specimen,such as cracking load,crack development law,bearing capacity,failure mode,and member ductility. 收稿日期：2021-03-07 基金项目：国家自然科学基金资助项目(51878663)：中南电力建设股份有限公司科技项目

新型装配式双舱综合管廊节点的力学性能试验 匡亚川1) 苣，姜厉阳1)，刘胤虎2)，莫小飞3)，伏亮明2)，罗时权2) 1) 中南大学土木工程学院, 长沙 410075    2) 中国电建集团中南勘测设计研究院有限公司, 长沙 410014    3) 重庆金科地产集团股份有限公 司, 重庆 400000 苣通信作者， E-mail: kuangyachuan@csu.edu.cn 摘    要    预制装配综合管廊结构中，节点是结构的薄弱环节，其力学性能直接影响整体结构的变形和承载力等. 本文提出了 一种“U 型套箍插筋连接”新型装配式双舱综合管廊结构，通过 4 个节点足尺试件力学性能试验，包括 1 个底部 L 型现浇边节 点试件，1 个底部 L 型装配边节点试件，1 个顶部 L 型装配节点试件和 1 个底部 T 型装配节点试件，以此来验证“U 型套箍插 筋”连接技术的有效性. 试验得到了节点足尺试件的开裂荷载、裂缝发展规律、承载能力、破坏方式、构件延性等力学性能. 试验结果表明：新型装配式管廊节点试件都在靠近角点区域发生弯剪破坏，具有较高的承载力和延性；采用“U 型套箍插筋” 连接性能可靠，能够获得与现浇节点试件相当的力学性能. 关键词    装配式综合管廊；U 型套箍插筋连接；节点足尺试验；破坏形态；承载力；延性 分类号    TU990.3 Experimental  study  of  mechanical  properties  of  joints  in  a  new-type  prefabricated double cabin utility tunnel KUANG Ya-chuan1) 苣 ，JIANG Li-yang1) ，LIU Yin-hu2) ，MO Xiao-fei3) ，FU Liang-ming2) ，LUO Shi-quan2) 1) School of Civil Engineering, Central South University, Changsha 410075, China 2) Power China Zhongnan Engineering Corporation Limited, Changsha 410014, China 3) Jinke Property Group Co., Ltd., Chongqing 400000, China 苣 Corresponding author, E-mail: kuangyachuan@csu.edu.cn ABSTRACT    Modernization  of  urban  infrastructure  is  the  premise  for  improving  urban  operation  efficiency.  The  traditional  direct burying method of the municipal public pipeline requires repeated excavation for maintenance, which seriously affects the traffic and appearance of the city and interferes with the everyday life and work order of residents. With the rapid development of urbanization recently, the city’s underground utility tunnel appears at a historical juncture. To cope with the industry’s urgent need for efficient and green  construction  technology,  China  is  strongly  promoting  urban  utility  tunnels  and  its  development  toward  prefabrication.  The prefabricated utility tunnel efficiently uses the urban underground space, intensively manages various municipal pipelines, and solves the “ zipper  road” problem;  it  also  has  the  advantages  of  increased  production  efficiency  in  a  short  construction  period  and  green environmental protection. The joint is the weakest link of the structure in a prefabricated utility tunnel, and its mechanical properties directly affect the deformation and bearing capacity of the entire structure. A new type of prefabricated double cabin utility tunnel with a “ U-shaped  ferrule  joint  bars  connection” was  proposed.  The  validity  of  the  method  was  confirmed  through  testing  the  mechanical properties of four full-scale joints, including one bottom L-shaped cast-in-place side joint, one bottom L-shaped assembly side joint, one top L-shaped assembly joint, and one bottom T-shaped assembly joint specimen. The result obtained the mechanical properties of the joint  full-scale  specimen,  such  as  cracking  load,  crack  development  law,  bearing  capacity,  failure  mode,  and  member  ductility. 收稿日期: 2021−03−07 基金项目: 国家自然科学基金资助项目（51878663）；中南电力建设股份有限公司科技项目 工程科学学报，第 43 卷，第 11 期：1522−1533，2021 年 11 月 Chinese Journal of Engineering, Vol. 43, No. 11: 1522−1533, November 2021 https://doi.org/10.13374/j.issn2095-9389.2021.03.07.002; http://cje.ustb.edu.cn

匡亚川等：新型装配式双舱综合管廊节点的力学性能试验 ·1523 Furthermore,the specimens of new prefabricated utility tunnel joints had flexure-shear failures near the corner points despite their high bearing capacity and ductility.Using U-shaped ferrule joint bars provides consistent performance and can obtain mechanical properties comparable with those of cast-in-place joint specimens KEY WORDS prefabricated utility tunnel;U-shaped ferrule joint bars;full-scale test of joints;failure form;bearing capacity;ductility 随着近年来城市化进程的不断加快，城市地 坏现象和破坏形态.李正英等四进行了6个足尺 下综合管廊应运而生-)发展综合管廊能有效解 地下综合管廊墙板节点的低周往复荷载试验，试 决架空线网密集、道路反复开挖、管线事故频发 验结果表明：设置镦头钢筋锚固的叠合装配式节 等问题，有利于完善城市功能、美化城市景观、保 点具有与现浇节点相近的抗震性能要求.“U型套 障城市安全、提升城市综合承载力，促进城市集约 箍插筋连接”与现有的钢筋连接方法（如灌浆套 高效发展4刀装配式综合管廊相较于现浇式综合 筒、螺栓连接等)相比，具有如下优点：施工精度要 管廊具有预制构件生产效率高、质量有保障、能 求不高，连接工艺较为简单，不需要过多处理，可 有效缩短工期、降低用工成本、绿色环保等优点 大大提高施工速度，其力学性能较为稳定，无需额 随着行业对高效、绿色建造技术的迫切需求，国家 外的施工设备.本文基于“U型套箍插筋连接”技 在大力推动城市综合管廊建设的同时，也在积极 术，提出了一种的新型装配式综合管廊.在预制装 推动其朝着预制装配的方向发展⑧).特别是自 配综合管廊结构中，节点是结构的薄弱环节，其力 2015年8月国务院在《关于推进城市地下综合管 学性能直接影响整体结构的变形和承载力等.本 廊建设的指导意见》o中明确指出“推进综合管 文通过足尺模型静载试验，对新型装配式双舱综 合管廊的节点的力学性能进行研究，以验证“U型 廊主体结构构件标准化，积极推广应用预制拼装 套箍插筋”连接技术的可靠性 技术”以来，装配式综合管廊逐渐成为建设主流 目前，国内外有关综合管廊预制装配技术的 1试验研究 研究才刚刚起步.Garg等山对整舱预制拼装综合 管廊的抗剪性能进行了试验研究，结果表明该类 11新型装配式双舱综合管廊 装配式综合管廊顶板和底板均为预制叠合板， 管廊具有较高的抗剪承载力.Li等！利用有限元 侧墙均为预制墙，各节点通过预制构件外露的U型 ANSYS软件进行研究分析了不同接缝形式对装 套箍，在节点处相互搭接，形成矩形平面，在矩形 配式综合管廊防水性能的影响规律.胡翔，薛伟辰 四角插入纵向钢筋（如图1所示），浇筑节点及叠 等研究了一种预制槽型节段拼装综合管廊，将管 合板混凝土，形成装配式综合管廊结构，如图2所示 廊分成上下槽型节段，拼装时上下槽型节段通过 在预制墙体上预留螺栓孔，安装钢制临时承托牛 预应力筋或弯曲螺栓连接，通过试验研究了预制 腿，实现装配式综合管廊顶板免竖向支撑拼装施工 单舱综合管廊接头的防水性能和受力性能3-] Inserted U-shaped Truss 魏奇科等通过试验研究了预制叠合板式装配式 reinforcement steel bars 管廊节点的抗震性能.预制叠合板式装配式管廊% 的主要特点是将侧壁、顶板和底板进行分块、侧 壁采用双面叠合预制板，顶板采用叠合楼板，底板 Cast-in-place layer 一般采用整体现浇或叠合板，但预制叠合板式装 of laminated roof 配式管廊形式存在现场湿作业多、支撑多等问题 Precast layer 田子玄研究了以“钢筋环插筋连接”为核心技术 of laminated roof 的预制综合管廊结构，通过试验研究其受力性能 和防水性能.颜良劉对无腋角现浇综合管廊与装 U-shaped steel 配式综合管廊进行了试验研究和有限元分析.胡 翔等对套筒灌浆连接装配式综合廊下部边节点 的抗震性能进行了研究.黄臣瑞2o对上下分体预 制装配式综合管廊的抗震响应进行了数值分析 宋春芳等开展了4块叠合式装配式地下综合管 图1U型套箍插筋连接 廊墙板接缝受剪性能试验研究，得到了试件的破 Fig.1 U-shaped ferrule joint bars connection

Furthermore, the specimens of new prefabricated utility tunnel joints had flexure-shear failures near the corner points despite their high bearing capacity and ductility. Using U-shaped ferrule joint bars provides consistent performance and can obtain mechanical properties comparable with those of cast-in-place joint specimens. KEY WORDS    prefabricated utility tunnel；U-shaped ferrule joint bars；full-scale test of joints；failure form；bearing capacity；ductility 随着近年来城市化进程的不断加快，城市地 下综合管廊应运而生[1−3] . 发展综合管廊能有效解 决架空线网密集、道路反复开挖、管线事故频发 等问题，有利于完善城市功能、美化城市景观、保 障城市安全、提升城市综合承载力，促进城市集约 高效发展[4−7] . 装配式综合管廊相较于现浇式综合 管廊具有预制构件生产效率高、质量有保障、能 有效缩短工期、降低用工成本、绿色环保等优点. 随着行业对高效、绿色建造技术的迫切需求，国家 在大力推动城市综合管廊建设的同时，也在积极 推动其朝着预制装配的方向发展[8−9] . 特别是自 2015 年 8 月国务院在《关于推进城市地下综合管 廊建设的指导意见》[10] 中明确指出“推进综合管 廊主体结构构件标准化，积极推广应用预制拼装 技术”以来，装配式综合管廊逐渐成为建设主流. 目前，国内外有关综合管廊预制装配技术的 研究才刚刚起步. Garg 等[11] 对整舱预制拼装综合 管廊的抗剪性能进行了试验研究，结果表明该类 管廊具有较高的抗剪承载力. Li 等[12] 利用有限元 ANSYS 软件进行研究分析了不同接缝形式对装 配式综合管廊防水性能的影响规律. 胡翔，薛伟辰 等研究了一种预制槽型节段拼装综合管廊，将管 廊分成上下槽型节段，拼装时上下槽型节段通过 预应力筋或弯曲螺栓连接，通过试验研究了预制 单舱综合管廊接头的防水性能和受力性能[13−14] . 魏奇科等[15] 通过试验研究了预制叠合板式装配式 管廊节点的抗震性能. 预制叠合板式装配式管廊[16] 的主要特点是将侧壁、顶板和底板进行分块、侧 壁采用双面叠合预制板，顶板采用叠合楼板，底板 一般采用整体现浇或叠合板，但预制叠合板式装 配式管廊形式存在现场湿作业多、支撑多等问题. 田子玄[17] 研究了以“钢筋环插筋连接”为核心技术 的预制综合管廊结构，通过试验研究其受力性能 和防水性能. 颜良[18] 对无腋角现浇综合管廊与装 配式综合管廊进行了试验研究和有限元分析. 胡 翔等[19] 对套筒灌浆连接装配式综合廊下部边节点 的抗震性能进行了研究. 黄臣瑞[20] 对上下分体预 制装配式综合管廊的抗震响应进行了数值分析. 宋春芳等[21] 开展了 4 块叠合式装配式地下综合管 廊墙板接缝受剪性能试验研究，得到了试件的破 坏现象和破坏形态. 李正英等[22] 进行了 6 个足尺 地下综合管廊墙板节点的低周往复荷载试验，试 验结果表明：设置镦头钢筋锚固的叠合装配式节 点具有与现浇节点相近的抗震性能要求. “U 型套 箍插筋连接”与现有的钢筋连接方法（如灌浆套 筒、螺栓连接等）相比，具有如下优点：施工精度要 求不高，连接工艺较为简单，不需要过多处理，可 大大提高施工速度，其力学性能较为稳定，无需额 外的施工设备. 本文基于“U 型套箍插筋连接”技 术，提出了一种的新型装配式综合管廊. 在预制装 配综合管廊结构中，节点是结构的薄弱环节，其力 学性能直接影响整体结构的变形和承载力等. 本 文通过足尺模型静载试验，对新型装配式双舱综 合管廊的节点的力学性能进行研究，以验证“U 型 套箍插筋”连接技术的可靠性. 1    试验研究 1.1    新型装配式双舱综合管廊 装配式综合管廊顶板和底板均为预制叠合板， 侧墙均为预制墙，各节点通过预制构件外露的 U 型 套箍，在节点处相互搭接，形成矩形平面，在矩形 四角插入纵向钢筋（如图 1 所示），浇筑节点及叠 合板混凝土，形成装配式综合管廊结构，如图 2 所示. 在预制墙体上预留螺栓孔，安装钢制临时承托牛 腿，实现装配式综合管廊顶板免竖向支撑拼装施工. Precast layer of laminated roof Inserted reinforcement U-shaped steel Truss bars Cast-in-place layer of laminated roof U-shaped steel 图 1    U 型套箍插筋连接 Fig.1    U-shaped ferrule joint bars connection 匡亚川等： 新型装配式双舱综合管廊节点的力学性能试验 · 1523 ·

.1524 工程科学学报，第43卷，第11期 (a) (b) 图2装配式双舱综合管廊.(a)试件的拼装：(b)节点的浇筑 Fig.2 Prefabricated double cabin utility tunnel:(a)assembly of the specimens;(b)casting of the joints 1.2节点模型选取与制作 荷载下降到峰值荷载的85%或者变形过大时停止 设计了4个双舱综合管廊节点足尺模型试件： 加载 1个底部L型现浇边节点试件（编号DLX),1个 1.4测量仪器布置 底部L型装配边节点试件（编号D-LZ),1个顶部 节点试件混凝土应变测量点(A~)和钢筋应 L型装配节点试件（编号U-LZ),1个底部T型装 变测量点(J~S)的布置情况，分别如图6和图7所 配节点试件（编号D-TZ),节点试件的具体尺寸如 示，钢筋应变片采用120-3AA型，混凝土应变片采 表1所示. 用120-50AA型.试验时采用与电脑相连的静态应 表1双综合管廊节点足尺模型试件尺寸 变仪(uT121Y)自动采集数据 Table 1 Specimen size of full-scale model of double cabin utility tunnel 2试验结果及分析 Specimen name Connection type Size/mm D-LX Cast-in-place 1750×600×300(350) 2.1裂缝发展及破坏过程 D-LZ Assemble 1750(1950)×600×300(350) 2.1.1试件D-LX U-LZ Assemble 1700×600×300 首先对试件DLX进行预加载以保证节点与 D-TZ Assemble 2650×1550×600×300(350) 加载装置接触良好.加载初期，采用力控制加载， 前四级未出现明显现象.当加载到53.4kN时，侧 节点试件所有钢筋均采用HRB400.预制部 墙距腋角处约200mm处出现第一条微裂缝.加载 分混凝土强度等级为C35,后浇混凝土强度等级 到64.6kN时，侧墙靠近腋角处出现第二条裂缝， 为C40.预制试件内侧的保护层厚度为30mm,外 裂缝沿墙厚方向开展.继续加载，53.4kN时产生 侧的保护层厚度为50mm.节点试件的配筋图 的第一条裂缝继续开展.加载到92.8kN时，侧墙 如图3所示（地16@200的形式表示钢筋的型号为 和底板靠近角点区域出现多条微裂缝.加载到 HRB400,直径为16mm,间距为200mm,其余类似) 115.9kN时，53.4kN和64.6kN时产生的两条裂缝 试验在中南大学高速铁路建造技术国家工程 宽度不断增大，发展成为两条主裂缝.DLX节点 实验室进行.试件浇筑时采用木模板和木方支撑， 的裂缝分布如图8所示 如图4所示.试件浇注拆模后在试验室养护至 加载到122.8kN时，竖向位移值为6.78mm, 龄期 试件位移突然增大，可初步判断试件进入屈服阶 1.3加载方案 段.此时，采用位移控制试验加载，当竖向位移达 节点试件的加载装置如图5所示.试验在反 到16.50mm时，试验荷载达到最大值143.5kN.在 力架上进行，L型节点45度斜放，上下两端设置单 此过程中，两条主裂缝不断在向腋角区域发展.继 向铰支座，T型节点平放，底板两端设置铰支座， 续加载，主裂缝宽度不断增加，构件变形增大，最 采用50t千斤顶进行竖向加载，试验过程中采用 后腋角受压区混凝土出现压碎，试件发生破坏，当 倒链调整L型节点位置并保障试验安全.根据《混 试件承载力下降至119.2kN时，竖向位移为25.02mm, 凝土结构试验方法标准》GB/T50152一2012P到，采 停止加载.试件D-LX的破坏状态如图9所示 用分级加载，每级加载持荷5min,屈服以前采取 2.1.2试件D-LZ 力控制加载，每级加载荷载约10kN,加载速率为 试验加载到51.4kN时，侧墙靠近腋角处出现 0.2kNs;屈服之后采取位移控制加载，每级加载 第一条微裂缝，裂缝沿墙厚方向开展.加载到71.3kN 位移约5mm,加载速率降低为0.1kNs,当所加 时，侧墙和底板在靠近角点区域出现多条微裂缝

(a) (b) 图 2    装配式双舱综合管廊. （a）试件的拼装；（b）节点的浇筑 Fig.2    Prefabricated double cabin utility tunnel: (a) assembly of the specimens; (b) casting of the joints 1.2    节点模型选取与制作 设计了 4 个双舱综合管廊节点足尺模型试件： 1 个底部 L 型现浇边节点试件（编号 D-LX） ，1 个 底部 L 型装配边节点试件 (编号 D-LZ)， 1 个顶部 L 型装配节点试件（编号 U-LZ） ，1 个底部 T 型装 配节点试件（编号 D-TZ），节点试件的具体尺寸如 表 1 所示. 表 1 双综合管廊节点足尺模型试件尺寸 Table 1   Specimen size of full-scale model of double cabin utility tunnel Specimen name Connection type Size/mm D-LX Cast-in-place 1750×600×300（350） D-LZ Assemble 1750（1950）×600×300（350） U-LZ Assemble 1700×600×300 D-TZ Assemble 2650×1550×600×300（350） 节点试件所有钢筋均采用 HRB400. 预制部 分混凝土强度等级为 C35，后浇混凝土强度等级 为 C40. 预制试件内侧的保护层厚度为 30 mm，外 侧的保护层厚度为 50 mm. 节点试件的配筋图 如图 3 所示（ 16@200 的形式表示钢筋的型号为 HRB400，直径为 16 mm，间距为 200 mm，其余类似）. 试验在中南大学高速铁路建造技术国家工程 实验室进行. 试件浇筑时采用木模板和木方支撑， 如图 4 所示. 试件浇注拆模后在试验室养护至 龄期. 1.3    加载方案 节点试件的加载装置如图 5 所示. 试验在反 力架上进行，L 型节点 45 度斜放，上下两端设置单 向铰支座，T 型节点平放，底板两端设置铰支座， 采用 50 t 千斤顶进行竖向加载，试验过程中采用 倒链调整 L 型节点位置并保障试验安全. 根据《混 凝土结构试验方法标准》GB/T50152—2012[23] ，采 用分级加载，每级加载持荷 5 min，屈服以前采取 力控制加载，每级加载荷载约 10 kN，加载速率为 0.2 kN·s−1；屈服之后采取位移控制加载，每级加载 位移约 5 mm，加载速率降低为 0.1 kN·s−1，当所加 荷载下降到峰值荷载的 85% 或者变形过大时停止 加载. 1.4    测量仪器布置 节点试件混凝土应变测量点 (A～I) 和钢筋应 变测量点 (J～S) 的布置情况，分别如图 6 和图 7 所 示，钢筋应变片采用 120-3AA 型，混凝土应变片采 用 120-50AA 型. 试验时采用与电脑相连的静态应 变仪（uT121Y）自动采集数据. 2    试验结果及分析 2.1    裂缝发展及破坏过程 2.1.1    试件 D-LX 首先对试件 D-LX 进行预加载以保证节点与 加载装置接触良好. 加载初期，采用力控制加载， 前四级未出现明显现象. 当加载到 53.4 kN 时，侧 墙距腋角处约 200 mm 处出现第一条微裂缝. 加载 到 64.6 kN 时，侧墙靠近腋角处出现第二条裂缝， 裂缝沿墙厚方向开展. 继续加载，53.4 kN 时产生 的第一条裂缝继续开展. 加载到 92.8 kN 时，侧墙 和底板靠近角点区域出现多条微裂缝. 加载到 115.9 kN 时，53.4 kN 和 64.6 kN 时产生的两条裂缝 宽度不断增大，发展成为两条主裂缝. D-LX 节点 的裂缝分布如图 8 所示. 加载到 122.8 kN 时，竖向位移值为 6.78 mm， 试件位移突然增大，可初步判断试件进入屈服阶 段. 此时，采用位移控制试验加载，当竖向位移达 到 16.50 mm 时，试验荷载达到最大值 143.5 kN. 在 此过程中，两条主裂缝不断在向腋角区域发展. 继 续加载，主裂缝宽度不断增加，构件变形增大，最 后腋角受压区混凝土出现压碎，试件发生破坏，当 试件承载力下降至119.2 kN 时，竖向位移为25.02 mm， 停止加载. 试件 D-LX 的破坏状态如图 9 所示. 2.1.2    试件 D-LZ 试验加载到 51.4 kN 时，侧墙靠近腋角处出现 第一条微裂缝，裂缝沿墙厚方向开展. 加载到 71.3 kN 时，侧墙和底板在靠近角点区域出现多条微裂缝. · 1524 · 工程科学学报，第 43 卷，第 11 期

匡亚川等：新型装配式双舱综合管廊节点的力学性能试验 .1525 (a) 300 (b) 300 堂16@200 空16@200 单14@200 丝14@200 214 5迪16 2业14 ■■ 空12@200业20@200空14@200 卓12@200单20@200业14@200 单16a200 16@200 1750 100100 300150150 1150 120 (c) 1400 (d) 业14@200 业16@200 250 业20@200 坐14@200 堂16@200 堂14@200 14@200 20@200 6空16 坐16@200业14@200 81 生16@200 1100 250 1100 300 100100 图3节点试件的配筋图（单位：mm).(a)试件D-LX:(b)试件DLZ:(c)试件ULZ:(d)试件D-TZ Fig.3 Reinforcement drawings of joint specimens (unit:mm):(a)specimen D-LX;(b)specimen D-LZ;(c)specimen U-LZ;(d)specimen D-TZ 试件位移增大速度加快，采用位移控制试验加载， 当竖向位移达到17.68mm时，试验荷载达到最大 值134.8kN.在此过程中，两条主裂缝不断在向腋 角区域发展.继续加载，主裂缝宽度不断增加，构 件变形增大，最后腋角受压区混凝土出现压碎破 坏现象，当试件承载力下降至113.3kN时，竖向位 图4试件的制作 Fig.4 Preparation of specimens 移为28.18mm,停止加载.试件D-LZ的破坏状态 如图11所示 加载到88.0kN时，侧墙距腋角约150mm处出现 2.1.3试件U-LZ 一条微裂缝，51.4kN时出现的第一条裂缝继续发 试验加载到44.9kN时，侧墙和顶板在距离角 展并沿墙宽方向贯通.加载到107.3kN时，51.4kN 点端部约450mm处各出现一条微裂缝.加载到 和88.0kN时产生的两条裂缝宽度继续增加，沿墙 51.8kN时，侧墙距角点端部约200mm处及顶板 宽方向发展成为两条主裂缝.试件DLZ的裂缝分 距角点端部约300mm处各出现一条裂缝，裂缝分 布如图10所示 别沿墙厚和板厚方向开展，44.9kN时产生的顶板 加载到117.3kN时，竖向位移值为7.31mm, 裂缝继续并沿板宽方向发展.加载到82.3kN时

加载到 88.0 kN 时，侧墙距腋角约 150 mm 处出现 一条微裂缝，51.4 kN 时出现的第一条裂缝继续发 展并沿墙宽方向贯通. 加载到 107.3 kN 时，51.4 kN 和 88.0 kN 时产生的两条裂缝宽度继续增加，沿墙 宽方向发展成为两条主裂缝. 试件 D-LZ 的裂缝分 布如图 10 所示. 加载到 117.3 kN 时，竖向位移值为 7.31 mm， 试件位移增大速度加快，采用位移控制试验加载， 当竖向位移达到 17.68 mm 时，试验荷载达到最大 值 134.8 kN. 在此过程中，两条主裂缝不断在向腋 角区域发展. 继续加载，主裂缝宽度不断增加，构 件变形增大，最后腋角受压区混凝土出现压碎破 坏现象，当试件承载力下降至 113.3 kN 时，竖向位 移为 28.18 mm，停止加载. 试件 D-LZ 的破坏状态 如图 11 所示. 2.1.3    试件 U-LZ 试验加载到 44.9 kN 时，侧墙和顶板在距离角 点端部约 450 mm 处各出现一条微裂缝. 加载到 51.8 kN 时，侧墙距角点端部约 200 mm 处及顶板 距角点端部约 300 mm 处各出现一条裂缝，裂缝分 别沿墙厚和板厚方向开展，44.9 kN 时产生的顶板 裂缝继续并沿板宽方向发展. 加载到 82.3 kN 时， C16@200 C14@200 C12@200 C20@200 C14@200 C16@200 5C16 2C14 300 1250 100 100 150 150 150 200 150 100 100 300 150 150 1150 C16@200 C14@200 C12@200 C20@200 C14@200 C16@200 350 2C14 150 (a) 300 (b) 1750 1750 C16@200 C14@200 C20@200 C14@200 C16@200 4C16 80 100 120 1400 1250 300 150 130 170 300 (c) C20@200 C14@200 C14@200 C14@200 250 C16@200 C16@200 6C16 1200 150 150 200 100 100 1100 1100 100 100 250 (d) 图 3    节点试件的配筋图（单位：mm）. （a）试件 D-LX；（b）试件 D-LZ；（c）试件 U-LZ；（d）试件 D-TZ Fig.3    Reinforcement drawings of joint specimens (unit: mm): (a) specimen D-LX; (b) specimen D-LZ; (c) specimen U-LZ; (d) specimen D-TZ 图 4    试件的制作 Fig.4    Preparation of specimens 匡亚川等： 新型装配式双舱综合管廊节点的力学性能试验 · 1525 ·

1526 工程科学学报.第43卷，第11期 (a) Reaction frame (b) Reaction frame Force sensor Jack Force sensor Single direction hinge Jack Test specimen Test specimen Chain block Hinged support Single direction hinge- 3 图5节点试件加载装置.(a)L型节点试件：(b)T型节点试件 Fig.5 Loading device of joint specimens:(a)L-shaped joint specimen;(b)T-shaped joint specimen (a) (b) A2 C2 C4 C3 B3 BI D3 DI B4 B2 5 0 300150 50 950 30入 人350 L300 850 300 100 100 (c) 300 1000 L300L (d) F4 F2 GI 1G2 F3 多 F4 F3 HI G3 G4 H3■L 3 H2 H4 200 900 250L 900 200 E i00100 图6混凝土应变片布置图（单位：mm).(a)试件DLX:(b)试件D-LZ:(c)试件U-LZ:(d)试件D-TZ Fig.6 Layout drawings of concrete strain gauges (unit:mm):(a)specimen D-LX;(b)specimen D-LZ;(c)specimen U-LZ;(d)specimen D-TZ 角点区域产生多条微裂缝，侧墙、顶板距角点端 角点区域裂缝发展成3条主裂缝，并在宽度方向 部750mm处出现3条微裂缝.加载到93.8kN时， 贯通.试件U-LZ的裂缝分布如图12所示

角点区域产生多条微裂缝，侧墙、顶板距角点端 部 750 mm 处出现 3 条微裂缝. 加载到 93.8 kN 时， 角点区域裂缝发展成 3 条主裂缝，并在宽度方向 贯通. 试件 U-LZ 的裂缝分布如图 12 所示. (a) Reaction frame Force sensor Jack Single direction hinge Test specimen Chain block Single direction hinge (b) Reaction frame Force sensor Jack Test specimen Hinged support 图 5    节点试件加载装置. （a）L 型节点试件；（b）T 型节点试件 Fig.5    Loading device of joint specimens: (a) L-shaped joint specimen; (b) T-shaped joint specimen 300 300 100 50 300 100 1000 300 F2 F1 F4 F3 E3 E1 E4 E2 950 (c) 100 150 100 200 950 200 900 900 250 200 100 100 G3 G4 G1 G2 H1 H2 I1 I2 H3 H4 I3 I4 50 (d) 50 300 150 350 950 300 A2 (a) A1 A4 A3 B3 B1 B4 B2 150 950 300 (b) 50 300 100 350 350 950 300 C2 C1 C4 C3 D3 D1 D5 D2 D4 150 850 300 图 6    混凝土应变片布置图（单位：mm）. （a）试件 D-LX；（b）试件 D-LZ；（c）试件 U-LZ；（d）试件 D-TZ Fig.6    Layout drawings of concrete strain gauges (unit: mm): (a) specimen D-LX; (b) specimen D-LZ; (c) specimen U-LZ; (d) specimen D-TZ · 1526 · 工程科学学报，第 43 卷，第 11 期

匡亚川等：新型装配式双舱综合管廊节点的力学性能试验 .1527 (b) 号= J2 J4 J3 6 J5 L5 K5 K3 KI MS M3 MI 2201200 K4 K2 M6 600 650 2004220l501 600 650 30 5050 30 (c) 30 (d) L22030 670 600 Q2 Q3 Q4 Q6 R R3 S5 S3 N3 房士 R2 R4 R6 S6 S4 S2 100 550 450 130190130 4501 550 100 图7钢筋应变片布置图（单位：mm).(a)试件DLX:(b)试件D-LZ:(c)试件U-LZ:(d)试件D-TZ Fig.7 Layout drawings of steel reinforcement strain gauges (unit:mm):(a)specimen D-LX;(b)specimen D-LZ;(c)specimen U-LZ;(d)specimen D-TZ 图9试件DLX破坏形态图 图8试件DLX裂缝分布图 Fig.9 Destruction pattern of specimen D-LX Fig.8 Fracture profile of specimen D-LX 荷载加载到104.9kN时，竖向位移值为8.56mm, 件承载力下降至99.0kN时，竖向位移为33.67mm, 试件位移增大速度加快，此时，采用位移控制试验 停止加载.试件ULZ的破坏形态如图13所示. 加载，当试件位移达到21.88mm时，试验荷载达到 2.1.4试件D-TZ 最大值119.2kN.在此过程中，三条主裂缝不断向 试验加载到50.3kN时，左边墙角受拉区新旧混 阴角区域发展.继续加载，主裂缝宽度不断增加， 凝土界面处出现第一条微裂缝，裂缝沿板厚方向开 试件变形不断增大，受压区混凝土压碎破坏，当构 展.加载到60.9kN时，右边墙角受拉区新旧混凝土

荷载加载到 104.9 kN 时，竖向位移值为 8.56 mm， 试件位移增大速度加快，此时，采用位移控制试验 加载，当试件位移达到 21.88 mm 时，试验荷载达到 最大值 119.2 kN. 在此过程中，三条主裂缝不断向 阴角区域发展. 继续加载，主裂缝宽度不断增加， 试件变形不断增大，受压区混凝土压碎破坏，当构 件承载力下降至 99.0 kN 时，竖向位移为 33.67 mm， 停止加载. 试件 U-LZ 的破坏形态如图 13 所示. 2.1.4    试件 D-TZ 试验加载到 50.3 kN 时，左边墙角受拉区新旧混 凝土界面处出现第一条微裂缝，裂缝沿板厚方向开 展. 加载到 60.9 kN 时，右边墙角受拉区新旧混凝土 220 200 600 50 270 50 600 600 30 J2 (a) J1 J4 J3 J6 J5 K5 K1 K6 K3 K4 K2 200 650 30 200 220 150 600 50 50 270 50 600 600 30 50 L2 (b) L1 L4 L3 L6 L5 M5 YJ M1 M6 M3 M4 M2 150 650 30 220 30 670 50 180 220 9090 470 50 P6 (c) (d) P5 N5 N6 N4 N3 N2 N1 P4 P3 P2 P1 R2 R1 R4 R3 R6 R5 S2 S1 S4 S3 S6 S5 Q1 Q2 Q3 Q4 Q5 Q6 600 50 80 450 600 100 100 100 550 450 450 550 130 130 190 270 600 30 图 7    钢筋应变片布置图（单位：mm）. （a）试件 D-LX；（b）试件 D-LZ；（c）试件 U-LZ；（d）试件 D-TZ Fig.7    Layout drawings of steel reinforcement strain gauges (unit: mm): (a) specimen D-LX; (b) specimen D-LZ; (c) specimen U-LZ; (d) specimen D-TZ 图 8    试件 D-LX 裂缝分布图 Fig.8    Fracture profile of specimen D-LX 图 9    试件 D-LX 破坏形态图 Fig.9    Destruction pattern of specimen D-LX 匡亚川等： 新型装配式双舱综合管廊节点的力学性能试验 · 1527 ·

·1528 工程科学学报，第43卷，第11期 图10试件D-LZ裂缝分布图 图14试件D-TZ裂缝分布图 Fig.14 Fracture profile of specimen D-TZ Fig.10 Fracture profile of specimen D-LZ 荷载加载到160.6kN时，竖向位移值为6.23mm, 试件位移增大速度加快，此时，采用位移控制试验 加载，当构件位移达到15.86mm时，试验荷载达到 最大值198.5kN.在此过程中，左右两边主裂缝各 自不断向左右墙角发展.继续加载，主裂缝不断增 加，试件位移加达到15.86mm时，试验荷载达到最 大值198.5kN.在此过程中，左右两边主裂缝各自 不断向左右墙角发展.继续加载，主裂缝不断增 图11试件D-LZ破坏形态图 加，试件变形不断增大，受压区混凝土压碎破坏， Fig.11 Destruction pattem of specimen D-LZ 当构件承载力下降至164.3kN时，竖向位移为 32.01mm,停止加载.试件D-TZ的破坏形态如 图15所示 图12试件U-LZ裂缝分布图 Fig.12 Fracture profile of specimen U-LZ 图15试件D-TZ破坏形态图 Fig.15 Destruction pattern of specimen D-TZ 装配式节点试件和现浇节点试件从加载到破 坏都经历了开裂、主裂缝形成、试件屈服、荷载峰 值、混凝土压碎破坏阶段，最后在靠近构件的角点 区域发生弯剪破坏，破坏前有明显的裂缝发展和 位移变化，属于塑性破坏；试验过程中，装配式节 点试件DLZ与现浇节点试件DLX展现出极为相 图13试件U-LZ破坏形态图 似的裂缝发展及破坏规律 Fig.13 Destruction pattem of specimen U-LZ 2.2荷载位移曲线 界面处出现第二条微裂缝，裂缝沿板厚方向开展， 图16为节点试件D-LX、D-LZ、U-LZ和D-TZ 50.3kN时产生的裂缝继续发展至底板叠合面处.加 的荷载-位移曲线.观察节点的荷载-位移曲线发 载到126.9kN时，墙板节点区域产生多条微裂缝，左 现，4个节点构件的竖向位移随荷载变化规律大致 右底板距墙板节点400mm处各形成一条沿板厚方 相同，整个过程主要分为四个阶段：弹性阶段、开 向发展的裂缝.加载到148.1kN时，沿左右墙角新旧 裂阶段、屈服阶段、破坏阶段 混凝土界面的两条裂缝发展成为主裂缝，并沿板宽方 (1)弹性阶段：加载初期，四条荷载-位移曲线 向继续.试件D-TZ的裂缝分布如图14所示. 呈倾斜的直线，位移随荷载均匀变化，四者初始刚

界面处出现第二条微裂缝，裂缝沿板厚方向开展， 50.3 kN 时产生的裂缝继续发展至底板叠合面处. 加 载到 126.9 kN 时，墙板节点区域产生多条微裂缝，左 右底板距墙板节点 400 mm 处各形成一条沿板厚方 向发展的裂缝. 加载到 148.1 kN 时，沿左右墙角新旧 混凝土界面的两条裂缝发展成为主裂缝，并沿板宽方 向继续. 试件 D-TZ 的裂缝分布如图 14 所示. 图 14    试件 D-TZ 裂缝分布图 Fig.14    Fracture profile of specimen D-TZ 荷载加载到 160.6 kN 时，竖向位移值为 6.23 mm， 试件位移增大速度加快，此时，采用位移控制试验 加载，当构件位移达到 15.86 mm 时，试验荷载达到 最大值 198.5 kN. 在此过程中，左右两边主裂缝各 自不断向左右墙角发展. 继续加载，主裂缝不断增 加，试件位移加达到 15.86 mm 时，试验荷载达到最 大值 198.5 kN. 在此过程中，左右两边主裂缝各自 不断向左右墙角发展. 继续加载，主裂缝不断增 加，试件变形不断增大，受压区混凝土压碎破坏， 当构件承载力下降 至 164.3  kN 时 ，竖向位移 为 32.01 mm，停止加载. 试件 D-TZ 的破坏形态如 图 15 所示. 图 15    试件 D-TZ 破坏形态图 Fig.15    Destruction pattern of specimen D-TZ 装配式节点试件和现浇节点试件从加载到破 坏都经历了开裂、主裂缝形成、试件屈服、荷载峰 值、混凝土压碎破坏阶段，最后在靠近构件的角点 区域发生弯剪破坏，破坏前有明显的裂缝发展和 位移变化，属于塑性破坏；试验过程中，装配式节 点试件 D-LZ 与现浇节点试件 D-LX 展现出极为相 似的裂缝发展及破坏规律. 2.2    荷载位移曲线 图 16 为节点试件 D-LX、D-LZ、U-LZ 和 D-TZ 的荷载−位移曲线. 观察节点的荷载−位移曲线发 现，4 个节点构件的竖向位移随荷载变化规律大致 相同，整个过程主要分为四个阶段：弹性阶段、开 裂阶段、屈服阶段、破坏阶段. （1）弹性阶段：加载初期，四条荷载−位移曲线 呈倾斜的直线，位移随荷载均匀变化，四者初始刚 图 10    试件 D-LZ 裂缝分布图 Fig.10    Fracture profile of specimen D-LZ 图 11    试件 D-LZ 破坏形态图 Fig.11    Destruction pattern of specimen D-LZ 图 12    试件 U-LZ 裂缝分布图 Fig.12    Fracture profile of specimen U-LZ 图 13    试件 U-LZ 破坏形态图 Fig.13    Destruction pattern of specimen U-LZ · 1528 · 工程科学学报，第 43 卷，第 11 期

匡亚川等：新型装配式双舱综合管廊节点的力学性能试验 ·1529· 160 (a) 140(b) 140 120 120 Yield stage Failure stage 100 Yield stage Failure stage 100 80 Cracking stage 60 60 Cracking stage 40 40 20 一Bottom L-shaped 20 -Bottom L-shaped Elastic stage cast-in-place joint Elastic stage assembly joint 0 0 5 10 1520 25 101520 2530 Displacement/mm Displacement/mm 120(c) (d) 200 100 Yield stage Failure stage 150 Failure stage 80 Yield stage Cracking stage h 40 Cracking stage 50 20 —TopL-shaped -Botton T-shaped Elastic stage assembly joint Elastic stage assembly joint 0 0 5 1015 2025 30 35 0 5 10152025 3035 Displacement/mm Displacement/mm 图16节点试件荷载-位移曲线图.(a)试件D-LX:(b)试件D-LZ:(c)试件ULZ:()试件D-TZ Fig.16 Load displacement curve of joint specimens:(a)specimen D-LX;(b)specimen D-LZ;(c)specimen U-LZ;(d)specimen D-TZ 度比较相近 160 (2)开裂阶段：随着荷载的增加，试件出现开 140 裂，刚度出现较小的退化，构件变形逐渐增大 120 (3)屈服阶段：继续加载，裂缝宽度不断增加， 100 试件开始屈服，此时拉应力主要由钢筋承担，构件 内部应力将重分布，刚度退化明显，在荷载增加不 60 大的情况下，变形急剧增加 % (4)破坏阶段：试件屈服后，很快达到其承载 -Bottom L-shaped cast-in-place joint ---Bottom L-shaped assembly joint 力极限，构件荷载-位移曲线图出现明显的下降 段，荷载逐渐下降，变形不断增大，最后试件角点 1015 20 25 30 Displacement/mm 受压区混凝土被压碎 图17试件D-LX和试件DLZ荷载-位移对比曲线图 图17为现浇节点试件D-LX和装配式节点试 Fig.17 Load displacement comparison curve of joint specimen D-LX 件DLZ的荷载-位移对比曲线图.从图17中可以 and D-LZ 发现，现浇节点试件D-LX和装配式节点试件D- 位移曲线上的拐点综合确定，屈服特征点是通过 LZ的荷载-位移曲线几乎重合.装配式节点试件 RPak法在荷载-位移曲线作图求得P4,峰值特征 DLZ的极限荷载略低于现浇节点试件DLX,装 点取荷载-位移曲线的极值点，极限特征点取荷 配式节点试件DLZ和现浇节点试件D-LX的力学 载-位移曲线下降段荷载为峰值荷载的85%对应 性能基本一致，说明U型套箍插筋连接性能可靠. 的点 2.3特征点分析 从表2中可知，现浇节点试件DLX和装配式 表2为节点试件的特征点荷载值及相应的位 节点试件D-LZ的开裂荷载分别为53.4kN、51.4kN, 移值.开裂特征点通过试验时的观察记录和荷载- 屈服荷载分别为116.5kN、109.1kN,承载力分别为

度比较相近. （2）开裂阶段：随着荷载的增加，试件出现开 裂，刚度出现较小的退化，构件变形逐渐增大. （3）屈服阶段：继续加载，裂缝宽度不断增加， 试件开始屈服，此时拉应力主要由钢筋承担，构件 内部应力将重分布，刚度退化明显，在荷载增加不 大的情况下，变形急剧增加. （4）破坏阶段：试件屈服后，很快达到其承载 力极限，构件荷载−位移曲线图出现明显的下降 段，荷载逐渐下降，变形不断增大，最后试件角点 受压区混凝土被压碎. 图 17 为现浇节点试件 D-LX 和装配式节点试 件 D-LZ 的荷载−位移对比曲线图. 从图 17 中可以 发现，现浇节点试件 D-LX 和装配式节点试件 D￾LZ 的荷载−位移曲线几乎重合. 装配式节点试件 D-LZ 的极限荷载略低于现浇节点试件 D-LX，装 配式节点试件 D-LZ 和现浇节点试件 D-LX 的力学 性能基本一致，说明 U 型套箍插筋连接性能可靠. 2.3    特征点分析 表 2 为节点试件的特征点荷载值及相应的位 移值. 开裂特征点通过试验时的观察记录和荷载− 位移曲线上的拐点综合确定，屈服特征点是通过 R.Park 法在荷载−位移曲线作图求得[24] , 峰值特征 点取荷载−位移曲线的极值点，极限特征点取荷 载−位移曲线下降段荷载为峰值荷载的 85% 对应 的点. 从表 2 中可知，现浇节点试件 D-LX 和装配式 节点试件 D-LZ 的开裂荷载分别为 53.4 kN、51.4 kN， 屈服荷载分别为 116.5 kN、109.1 kN，承载力分别为 0 0 5 10 15 20 25 Load/kN Displacement/mm Elastic stage Cracking stage Bottom L-shaped cast-in-place joint Yield stage Failure stage 20 40 60 80 100 120 140 160 (a) 0 0 5 10 15 20 25 30 Load/kN Displacement/mm Elastic stage Cracking stage Bottom L-shaped assembly joint Yield stage Failure stage 20 40 60 80 100 120 140 (b) 0 0 5 10 15 20 30 25 35 Load/kN Displacement/mm Elastic stage Cracking stage Top L-shaped assembly joint Yield stage Failure stage 20 40 60 80 100 120 (c) 0 0 5 10 15 20 25 30 35 Load/kN Displacement/mm Elastic stage Cracking stage Botton T-shaped assembly joint Yield stage Failure stage 50 100 150 200 (d) 图 16    节点试件荷载−位移曲线图. （a）试件 D-LX；（b）试件 D-LZ；（c）试件 U-LZ；（d）试件 D-TZ Fig.16    Load displacement curve of joint specimens: (a) specimen D-LX; (b) specimen D-LZ; (c) specimen U-LZ; (d) specimen D-TZ 0 0 5 10 15 20 25 30 Load/kN Displacement/mm Bottom L-shaped cast-in-place joint 20 40 60 80 100 120 140 160 Bottom L-shaped assembly joint 图 17    试件 D-LX 和试件 D-LZ 荷载−位移对比曲线图 Fig.17     Load  displacement  comparison  curve  of  joint  specimen  D-LX and D-LZ 匡亚川等： 新型装配式双舱综合管廊节点的力学性能试验 · 1529 ·

·1530 工程科学学报，第43卷，第11期 表2节点试件各特征点荷载值及竖向位移 Table2 Specimen size of full-scale model of double cabin utility tunnel Specimen Cracking load/Cracking deflection/Yield load/ Yield deflection/ Peak load/ Peak deflection/Ultimate load/Ultimate deflection/ name kN mm kN mm kN mm kN mm D-LX 53.4 0.62 116.5 5.38 143.5 16.50 122.0 24.28 D-LZ 51.4 0.48 109.1 4.73 134.8 17.68 114.6 27.76 U-LZ 44.9 0.85 97.3 6.12 119.2 21.88 101.3 32.40 D-TZ 50.3 0.42 163.1 6.84 198.5 15.86 168.7 30.71 143.5kN.134.8kN.极限荷载分别122.0kN、114.6kN. 表3节点试件延性系数表 现浇节点试件DLX和装配式节点试件DLZ的各 Table 3 Specimen size of a full-scale model with double cabin utility 特征荷载以及各特征荷载所对应的位移都相差较 tunnel 小，两者的受力变形性能基本一致，采用“U型套 Specimen name 4u/mm 4y/mm 箍插筋”连接性能可靠，能够获得与现浇节点试件 D-LX 24.28 5.38 4.51 相当的力学性能.顶部L型装配节点试件U-LZ的 D-LZ 27.76 4,73 5.87 开裂荷载、屈服荷载、峰值荷载、极限荷载值均小 U-LZ 32.40 6.12 5.29 于底部L型装配节点试件DLZ,试件U-LZ各特 D-TZ 30.71 6.84 4.49 征荷载对应的位移值大于试件DLZ相应的位移 2.5应变分析 值.这主要是由于底部L型装配节点试件D- 2.5.1混凝土应变分析 LZ有150mm加腋，且试件D-LZ的底板比试件U- 试件各测点混凝土应变随荷载的变化曲线如 LZ节点的顶板厚50mm,所以试件U-LZ的刚度 图18所示（图中混凝土拉应变为正，压应变为负） 小于试件D-LZ.底部T型装配节点试件D-TZ的 由图18可知：加载过程中各试件混凝土应变沿构 开裂荷载、屈服荷载、峰值荷载以及极限荷载值 件长度方向呈现出相似的规律，当荷载小于50kN 均大于底部L型装配节点试件DLZ和顶部L型 时，混凝土各测点应变值随荷载变化较小：当荷载 装配节点试件U-LZ的相应值. 达到100kN左右时，越靠近角点区域的测点（如测 2.4延性分析 点A3、B3、C3、D3、F3、H3等)应变值越大，增大 延性较好的构件在达到屈服或最大承载能力 幅度也越大；而远离角点区域的测点（如测点B1、 状态后仍能吸收一定量的能量，其塑性变形能力 B2、DI、E1、H1等)应变值较小，变化不明显.在 强，能防止发生脆性破坏，是一个重要的抗震性能 试件的受拉区，混凝土的拉应变较小，随着荷载的 评价指标.构件的延性一般用延性系数来表征2， 不断增加，角点受拉区域部分混凝土达到其极限 延性系数计算公式如下： 拉应变并出现开裂现象，导致L型节点试件D- μ=4u4 (1) LX的A4测点D-LZ的C4测点和U-LZ的E4、F4 式中：4，为构件的屈服位移；4为构件的极限 测点以及T型节点试件D-TZ的I4测点处的应变 位移 片失效 4个节点试件的延性系数的计算结果如表3 2.5.2钢筋应变分析 所示.节点试件D-LX、DLZ、ULZ、D-TZ延性系 试件各测点钢筋应变随荷载的变化曲线如 数μ分别为4.51、5.87、5.29、4.49，所有节点试件 图19所示（图中钢筋拉应变为正，压应变为负） 的延性系数均大于3，可以承受较大的塑性变形， 由图19可知：各个试件钢筋应变沿构件长度方向 具有良好的抗震性能.装配式节点试件DLZ的延 呈现出相似的规律，越靠近角点区域的钢筋应变 性系数略大于现浇节点试件DLX的延性系数，装 值越大.由于顶部L型节点和底部T型节点未设 配式节点延性较好；底部L型装配节点试件D- 置腋角，加载过程中钢筋应变发展快于底部L型 LZ的延性系数大于顶部L型装配节点试件U- 节点.在试件的受压区，测点处钢筋应变值随荷载 LZ的延性系数；底部T型装配节点试件D-TZ具 增大，在整个加载过程中，钢筋的压应变值均未超 有较大的刚度，其延性系数略小于顶部L型装配 过550×10：在试件的受拉区，测点钢筋应变开始 节点试件U-LZ. 随荷载均匀变化，在试件开裂到形成主裂缝的过

143.5 kN，134.8 kN，极限荷载分别 122.0 kN、114.6 kN， 现浇节点试件 D-LX 和装配式节点试件 D-LZ 的各 特征荷载以及各特征荷载所对应的位移都相差较 小，两者的受力变形性能基本一致，采用“U 型套 箍插筋”连接性能可靠，能够获得与现浇节点试件 相当的力学性能. 顶部 L 型装配节点试件 U-LZ 的 开裂荷载、屈服荷载、峰值荷载、极限荷载值均小 于底部 L 型装配节点试件 D-LZ，试件 U-LZ 各特 征荷载对应的位移值大于试件 D-LZ 相应的位移 值 . 这主要是由于底 部 L 型装配节点试 件 D￾LZ 有 150 mm 加腋，且试件 D-LZ 的底板比试件 U￾LZ 节点的顶板厚 50 mm，所以试件 U-LZ 的刚度 小于试件 D-LZ. 底部 T 型装配节点试件 D-TZ 的 开裂荷载、屈服荷载、峰值荷载以及极限荷载值 均大于底部 L 型装配节点试件 D-LZ 和顶部 L 型 装配节点试件 U-LZ 的相应值. 2.4    延性分析 µ µ 延性较好的构件在达到屈服或最大承载能力 状态后仍能吸收一定量的能量，其塑性变形能力 强，能防止发生脆性破坏，是一个重要的抗震性能 评价指标. 构件的延性一般用延性系数 来表征[25] ， 延性系数 计算公式如下： µ = ∆µ/∆y （1） 式中 ： ∆y 为构件的屈服位移 ； ∆µ 为构件的极限 位移. 4 个节点试件的延性系数的计算结果如表 3 所示. 节点试件 D-LX、D-LZ、U-LZ、D-TZ 延性系 数 μ 分别为 4.51、5.87、5.29、4.49，所有节点试件 的延性系数均大于 3，可以承受较大的塑性变形， 具有良好的抗震性能. 装配式节点试件 D-LZ 的延 性系数略大于现浇节点试件 D-LX 的延性系数，装 配式节点延性较好；底部 L 型装配节点试件 D￾LZ 的延性系数大于顶部 L 型装配节点试件 U￾LZ 的延性系数；底部 T 型装配节点试件 D-TZ 具 有较大的刚度，其延性系数略小于顶部 L 型装配 节点试件 U-LZ. 2.5    应变分析 2.5.1    混凝土应变分析 试件各测点混凝土应变随荷载的变化曲线如 图 18 所示（图中混凝土拉应变为正，压应变为负）. 由图 18 可知：加载过程中各试件混凝土应变沿构 件长度方向呈现出相似的规律，当荷载小于 50 kN 时，混凝土各测点应变值随荷载变化较小；当荷载 达到 100 kN 左右时，越靠近角点区域的测点（如测 点 A3、B3、C3、D3、F3、H3 等）应变值越大，增大 幅度也越大；而远离角点区域的测点（如测点 B1、 B2、D1、E1、H1 等）应变值较小，变化不明显. 在 试件的受拉区，混凝土的拉应变较小，随着荷载的 不断增加，角点受拉区域部分混凝土达到其极限 拉应变并出现开裂现象，导致 L 型节点试件 D￾LX 的 A4 测点 D-LZ 的 C4 测点和 U-LZ 的 E4、F4 测点以及 T 型节点试件 D-TZ 的 I4 测点处的应变 片失效. 2.5.2    钢筋应变分析 试件各测点钢筋应变随荷载的变化曲线如 图 19 所示（图中钢筋拉应变为正，压应变为负）. 由图 19 可知：各个试件钢筋应变沿构件长度方向 呈现出相似的规律，越靠近角点区域的钢筋应变 值越大. 由于顶部 L 型节点和底部 T 型节点未设 置腋角，加载过程中钢筋应变发展快于底部 L 型 节点. 在试件的受压区，测点处钢筋应变值随荷载 增大，在整个加载过程中，钢筋的压应变值均未超 过 550×10−6；在试件的受拉区，测点钢筋应变开始 随荷载均匀变化，在试件开裂到形成主裂缝的过 表 2 节点试件各特征点荷载值及竖向位移 Table 2 Specimen size of full-scale model of double cabin utility tunnel Specimen name Cracking load/ kN Cracking deflection/ mm Yield load/ kN Yield deflection/ mm Peak load/ kN Peak deflection/ mm Ultimate load/ kN Ultimate deflection/ mm D-LX 53.4 0.62 116.5 5.38 143.5 16.50 122.0 24.28 D-LZ 51.4 0.48 109.1 4.73 134.8 17.68 114.6 27.76 U-LZ 44.9 0.85 97.3 6.12 119.2 21.88 101.3 32.40 D-TZ 50.3 0.42 163.1 6.84 198.5 15.86 168.7 30.71 表 3    节点试件延性系数表 Table 3    Specimen size of a full-scale model with double cabin utility tunnel Specimen name ∆µ/mm ∆y /mm µ D-LX 24.28 5.38 4.51 D-LZ 27.76 4,73 5.87 U-LZ 32.40 6.12 5.29 D-TZ 30.71 6.84 4.49 · 1530 · 工程科学学报，第 43 卷，第 11 期