设置镦锚钢筋的地下综合管廊墙板节点的抗震性能

李正英，余书君，魏奇科，贺继军

(1.重庆大学 a. 土木工程学院；b. 山地城镇建设与新技术教育部重点实验室，重庆 400045; 2.中冶建工集团有限公司，重庆 400051)

镦头钢筋锚固技术是一种钢筋在混凝土结构中机械锚固的方法，利用专用设备将钢筋端部镦粗形成镦头，用以取代传统钢筋的弯钩锚固形式。参考《混凝土结构设计规范》(GB 50010—2010)附录条文说明里对机械锚固中圆形锚板直径的要求，设计镦头直径约为2.4～3倍的钢筋直径。试验及研究表明[1]，该技术可明显降低节点位置处的钢筋密集程度、减少钢筋用量、提高节点混凝土浇筑质量；同时，钢筋镦头加工快速、稳定、便于施工，可有效降低成本。

地下综合管廊是目前城市市政建设的重点之一，也是研究热点之一。Marshall等[2]从管廊埋深、土体刚度、传力方法等因素对地下管廊与土体的相互作用，进行了理论推导与分析。Hunt等[3]对管廊布置方案作了详细阐述，并且分别对各种形式管廊的优劣进行了详细的分析。而地震安全问题是城市地下管廊设计中不得不考虑的部分，张博华等[4]对地下综合管廊交叉口节点地震动力响应特性进行研究发现，在地震作用下交叉口节点与标准段连接处的角点是结构受力的薄弱部位，应加强该部位的结构设计。郭恩栋等[5]通过对典型综合管廊体系进行地震响应分析发现，侧壁与底板连接部位为典型综合管廊损伤最大位置。王鹏宇等[6]研究地震时管廊的结构内力发现，薄弱环节在顶板、底板与侧墙的连接部位以及中隔墙的墙端，在抗震设计中需采取加固措施。上述研究主要针对地下管廊墙板现浇节点的受力性能，而装配式结构是目前建筑结构发展的重要方向之一，其中叠合装配式地下综合管廊施工方便且具有良好的整体性。墙板节点作为结构受力的关键部位，有必要对其抗震性能进行研究，目前，针对叠合装配式管廊结构墙板节点的抗震性能研究较少，田子玄[7]对叠合装配式地下综合管廊节点和模块单元结构进行了试验研究，发现采用钢筋环插筋连接节点和约束钢筋搭接连接节点的延性优于现浇节点，并发现节点加腋可以有效控制节点跨中挠度。魏奇科等[8]对叠合装配式地下综合管廊节点进行抗震性能试验研究，发现叠合节点和现浇节点的节点区按0.25%的体积配箍率配置箍筋时，可防止叠合节点和现浇节点发生剪切破坏，并显著提高叠合节点的受弯承载力。杨艳敏等[9]对底部腋角配置斜向钢筋的装配叠合式管廊进行拟静力试验，结果表明，该结构形式的管廊具有较好变形与耗能能力，且水平卸载后的残余变形较小，有利于结构震后修复。

笔者以地下综合管廊墙板节点构件为研究对象，采用镦锚钢筋技术，设计了足尺地下综合管廊墙板节点试件，对试件进行低周往复荷载下的拟静力试验和有限元分析，研究采用镦头钢筋锚固技术后现浇与叠合装配式墙板节点试件的破坏形态、滞回曲线、耗能能力、位移延性等抗震性能指标以及镦锚钢筋锚固长度的合理取值。

1 节点试验

1.1 试件制作

考虑浇筑施工方式和节点位置以及镦锚钢筋锚固长度的不同，设计了6个足尺地下综合管廊节点试件，包括现浇和叠合装配式L型边节点试件各1个、叠合装配式T型中节点试件1个、现浇T型中节点试件3个。叠合装配式L型边节点和T型中间节点试件尺寸如图1、图2所示，现浇节点试件尺寸见图3。

图1 叠合装配式L型边节点试件(mm)Fig.1 Specimen of L-sectional prefabricated concrete joint (mm)

图2 叠合装配式T型中节点试件(mm)Fig.2 Specimen of T-sectional prefabricated concrete joint (mm)

试件混凝土强度等级为C40，根据《普通混凝土力学性能试验方法》(GB 50081—2002)，抽取150 mm×150 mm×150 mm的标准混凝土立方体试块，测得各混凝土试块的立方体抗压强度，立方体抗压强度标准值取值为42.18 MPa。试件桁架钢筋为HPB300，纵筋为HRB400，钢筋强度由标准拉伸试验确定。

各节点试件的钢筋配置及详图见图3，其中现浇边节点XJBJD-1的墙板和底板内侧钢筋采用镦头钢筋锚固形式，墙板和底板外侧钢筋采用传统弯钩锚固形式。中间节点XJZJD-3、XJZJD-5和XJZJD-6的墙板纵筋采用镦头钢筋锚固，3个试验构件尺寸和配筋相同，仅仅是镦锚钢筋锚固长度不同，构件尺寸如图3(c)所示。叠合装配式节点试件的钢筋锚固形式见图3(e)、图3(f)，叠合装配式节点试件中预制板之间设置间距为150 mm、直径为8 mm的桁架钢筋拉结，试件编号和设计参数如表1所示。参考《混凝土结构设计规范》(GB 50010—2010)第11.6.7节中对框架顶层中间节点柱纵向钢筋端头加锚板锚固的构造措施要求中关于柱纵向受力钢筋在节点区的抗震锚固长度构造要求，节点锚固长度不小于0.5labE。根据混凝土等级、钢筋级别、抗震等级，计算受拉钢筋抗震基本锚固长度labE=30.95d，即0.5labE=15.5d。为考察锚固钢筋长度对受力性能的影响，试验设计现浇管廊T型中节点试件的镦头钢筋锚固长度参数分别为16d、12d、8d。其中纵向钢筋直径d为16 mm，即镦头钢筋节点锚固长度取值分别为256、192、128 mm。

图3 节点试件配筋图(mm)Fig.3 Reinforcement of connection specimens (mm)

表1 节点试件设计参数Table 1 Design parameter of connection specimen

1.2 试验加载及量测方案

试验需研究墙板节点的抗震性能，加载方案采取墙端施加低周往复荷载，加载制度采用力-位移混合控制，如图4所示。节点试验的加载装置主要由1 000 kN液压伺服加载系统、锚杆、万向铰和荷载分配梁等组成，为保证加载时试件与地面不发生相对滑动影响试验效果，节点顶板、底板与地面之间采用预应力锚杆连接，墙体与力分配梁通过高强螺栓连接，如图5所示，这样的设计能较好地模拟地下综合管廊墙板节点的抗震性能[8]。

图4 试验加载方案Fig.4 Loading procedure of test

图5 L型边节点试件加载装置Fig.5 Loading device of L-sectional specimen

地下综合管廊的重力荷载和土压力在节点处生成初始弯矩，由此推算施加于节点试件的水平等效初始荷载。首先，对墙端施加一个20 kN的小循环预加载，以消除试件内部受力不均匀效应，然后，对各节点施加水平的等效初始荷载，测得节点试件墙端的水平初始位移，并在初始位移的基础上，以10 mm位移为步长逐级进行位移控制加载，每级荷载循环加载两次。加载到试件接近破坏时，当荷载降至峰值荷载的80%或节点试件混凝土发生明显的破坏时即停止加载。加载过程中主要量测梁自由端加载点往复荷载及位移，墙板纵筋和混凝土应变，观测裂缝开展情况以及节点破坏形态。

2 试件破坏现象及失效模式

试验过程中，各节点试件都经历了开裂、屈服、极限、破坏4个阶段。镦锚现浇节点试件的破坏控制因素是墙根部混凝土开裂脱落，节点区混凝土开裂较为严重；镦锚叠合装配式节点的破坏控制因素是节点区交叉斜裂缝的开展形成铰，预制墙板叠合交界面剥离开展较为严重。

各试件的破坏特征见表2，各试件的最终破坏形态如图6所示。

表2 各节点试件破坏特征Table 2 Failure mode of joint specimens

续表2

图6 各节点试件破坏形态Fig.6 Failure pattern of joint specimens

3 试验结果分析

3.1 试件承载力

由试验量测墙端水平作用力和位移，为更加直观地分析试验结果，折算出各节点的开裂荷载和抗弯承载力，并对比节点的理论承载力结果，得到节点开裂弯矩、极限抗弯承载力等参数，结果见表3。

表3 各节点试件试验结果Table 3 Test results of specimens

对于边节点件XJBJD-1和ZPBJD-2，两者极限抗弯承载力分别高于理论抗弯承载力13%和20%，ZPBJD-2试件的位移延性稍高于XJBJD-1试件，主要原因是XJBJD-1构件的弯钩锚固钢筋锚固长度不足，导致现浇边节点提前发生粘结锚固破坏。

对于中间节点件XJZJD-3和ZPZJD-4，其极限抗弯承载力和极限位移相近，且承载力都具有约25%的安全储备。对比中节点件XJZJD-3、XJZJD-5和XJZJD-6，3个试件的开裂弯矩差异十分明显，随着锚固长度的减小，节点极限承载力明显下降。

3.2 试件滞回曲线及耗能能力

拟静力试验中，各节点试件墙端加载位置处的荷载-位移滞回曲线如图7所示。

图7 节点试件荷载-位移滞回曲线Fig.7 Hysteretic curves of specimens

采用等效黏滞阻尼系数[10]作为节点耗能能力的评价指标，各节点指标如表4所示，从表4可知，除XJZJD-6试件外，其余试件的阻尼系数均大于0.3，而普通钢筋混凝土节点的阻尼系数在0.1左右[11]，可见，镦锚叠合装配式节点具有较好的耗能能力。

由图7可知，边节点件XJBJD-1和ZPBJD-2的滞回曲线饱满程度相似，即抗震性能相近，由于XJBJD-1节点区弯钩钢筋锚固不足提前发生了混凝土的脆性破坏，导致其破坏加载位移较小。中间节点件XJZJD-3和ZPZJD-4的滞回曲线十分相似，且随着加载位移的增加，曲线斜率下降缓慢，延性较好；两节点试件等效黏滞阻尼系数十分相近，说明镦锚叠合装配式节点可以达到与现浇节点相近的耗能能力。对比XJZJD-3、XJZJD-5和XJZJD-6的滞回曲线和等效黏滞阻尼系数可以发现，随着镦头钢筋锚固长度的减小，试件的滞回曲线饱满程度明显下降，延性变差，粘滞阻尼系数逐渐减小，承载能力也明显下降；对于锚固长度小于0.5labE的试件，XJZJD-5和XJZJD-6节点最终出现剪切和锚固破坏。

表4 节点试件等效黏滞阻尼系数Table 4 Equivalent viscous damping coefficient of specimens

3.3 骨架曲线及延性分析

骨架曲线是将试件的荷载-位移滞回曲线各级循环的峰值点连接起来的包络线，各节点骨架曲线见图8。

图8 节点试件骨架曲线Fig.8 Skeleton curves of specimens

采用墙端加载处的位移延性系数[10]来衡量构件延性，各节点试件的位移延性系数见表5。

表5 节点位移延性系数Table 5 Displacement ductility coefficient of specimens

由表5可以看出，各节点试件的位移延性系数在3.44～6.07之间，高于普通钢筋混凝土节点延性系数的平均值2.0[11]，可见，镦锚叠合装配式节点延性较好。

由图8可知，边节点试件XJBJD-1和ZPBJD-2在屈服前，骨架曲线斜率相近，即两者初始刚度相近；随后XJBJD-1试件骨架曲线突然下降，这是由于试件节点区外侧的弯钩锚固钢筋锚固不足，节点发生脆性破坏；ZPBJD-2试件骨架曲线水平段较长，之后平缓下降，具有较好延性。

中节点试件XJZJD-3和ZPZJD-4的骨架曲线基本相似，具有相近的初始刚度、屈服荷载和极限峰值荷载，两试件位移延性系数相近且均大于2.0，说明叠合装配式节点能够达到与现浇节点相近且较好的延性性能。

对比XJZJD-3、XJZJD-5和XJZJD-6的骨架曲线，试件屈服前，XJZJD-3和XJZJD-5试件的初始刚度相近，达到峰值荷载后，XJZJD-5试件承载能力下降明显快于XJZJD-3，变形能力相对较差；XJZJD-6试件变形能力、耗能能力明显弱于XJZJD-3和XJZJD-5。XJZJD-3、XJZJD-5到XJZJD-6试件的位移延性系数逐渐减小，可见随着镦头钢筋在节点区锚固长度的减小，节点位移延性明显下降。

4 数值模拟分析

4.1 模型建立

利用有限元软件ABAQUS对现浇及叠合装配式墙板节点建立模型。混凝土采用能考虑损伤变量因子的弹塑性损伤模型[12]，钢筋单轴拉压应力-应变关系采用双折线弹塑性模型[13]。混凝土采用实体八节点六面体线性缩减积分单元C3D8R[14]，钢筋选用两节点三维线性桁架单元T3D2[15]。由试验结果可知，除了XJZJD-5、XJZJD-6构件由于镦头钢筋锚固长度不足，导致现浇节点发生粘结锚固破坏，其他试件并未发生因镦头锚固钢筋较短造成的失效破坏，为避免建模的冗杂和模型分析的不收敛情况，提高模型分析的效率，在适当保证计算准确性的情况下，采用钢筋“embeded”的方式嵌入混凝土中。考虑到试验破坏过程中叠合面存在剥离和滑移现象，叠合混凝土与后浇混凝土接触面采取“面面接触”，法向作用为“硬接触”；切向作用以库伦摩擦系数来表达[16]，系数取值为μ=0.7。

在试验过程中，构件底板被固定在地面上，整个节点板在试验过程中无任何方向的位移，因此，在进行有限元模拟时，将模型混凝土板底面完全固定，同时约束板底面6个自由度，使其与地面形成理想刚接，限制其平动和转动。

对于有限元加载过程的模拟，在模型加载区域的中心位置设置参考点，将节点墙侧面的加载区域与该参考点采用耦合约束连接，再利用有限元软件中的边界条件在该参考点位置处施加低周往复水平位移进行位移加载，其加载制度参照试验取值。

4.2 模型验证

将有限元模拟所得的节点试件的荷载-位移骨架曲线与试验测得的曲线对比，对比结果见图9。

图9 节点试验和数值模拟骨架曲线对比Fig.9 Comparison of skeleton curves

从图9可看出，大部分数值模型骨架曲线与试验骨架曲线吻合较好，数值模拟能较好地反映实际构件的刚度、延性、承载力；但模拟加载初期刚度和峰值荷载均略大于试验值，这是由于模拟时的加载边界条件设置更加严格，并忽略了材料缺陷等因素。

试件XJBJD-1～XJZJD-5的荷载-位移骨架曲线的数值模拟结果与试验值整体上基本吻合；但XJBJD-1试件在加载末期，由于墙板外侧的弯钩锚固钢筋锚固不足发生混凝土保护层的脆性劈裂破坏，数值模拟未能有效地体现。XJZJD-6试件的荷载-位移骨架曲线的数值模拟结果与试验值相差较大，主要是因为XJZJD-6试件在试验过程中位移加载到10 mm时，固定加载梁的锚固螺栓松动，导致加载梁下坠了一段距离，从而导致了模拟结果与实验值存在一定的偏差。

4.3 参数分析

对比XJZJD-3、XJZJD-5和XJZJD-6的试验结果可知，镦头钢筋锚固长度对于设置镦锚钢筋的地下综合管廊现浇节点受力性能影响较大，因此，通过有限元数值模拟进一步分析其影响。

结合表1中节点试验试件已有锚固长度参数设置及其试验的分析结果，确定数值模拟试件的锚固长度参数如表6所示，为更加系统性地分析节点锚固长度对节点受力性能的影响，将综合管廊节点试件底板厚度改为400 mm，以便节点锚固长度参数可扩大取值为320 mm。

表6 数值模拟节点试件参数Table 6 Parameters of specimen in numerical simulation

为更加准确地分析节点锚固长度对镦锚节点受力性能的影响，表7给出了采用等效弹塑性屈服法计算确定的各数值模拟节点试件的屈服点、峰值点和极限点的位移及荷载值。由表7可得，各节点试件的屈服位移和峰值位移大体一致，试件JD-4、JD-5相比试件JD-1～JD-13极限位移和峰值荷载降低，变形能力下降，JD-5相比JD-1和JD-3的极限位移分别下降30.46%、28.89%；JD-5相比JD-1和JD-3峰值荷载分别下降9.26%、6.86%。

表7 JD-1～ JD-5试件特征点位移和荷载Table 7 Displacements and loads at the feature points of JD-1～JD-5

总体上讲，节点锚固长度大于16d时，节点锚固长度对试件变形能力的影响较小；节点锚固长度小于16d时，随着节点锚固长度的减小，节点试件的极限位移和峰值荷载逐渐降低，变形能力下降。建议对于现浇地下综合管廊，节点锚固长度取值应不小于16d。

5 结论

将镦头钢筋锚固技术用于地下综合管廊墙板构件中，通过对设置镦锚钢筋的墙板节点进行拟静力试验和数值模拟分析，对比研究了现浇和叠合装配式墙板节点构件的抗震性能，得到以下结论：

1)设置镦头钢筋的叠合装配式墙板节点具有与现浇节点大致相当的抗弯承载能力、强度退化性能、刚度退化性能，满足抗震设计要求，并且加载后期在节点区形成塑性铰，位移延性及耗能能力较好，可以将镦锚钢筋技术应用到地下管廊墙板中。

2)现浇节点最终破坏形态为靠近墙身根部区域混凝土破坏；在低周往复加载下，叠合装配式墙板节点预制叠合面缝隙开展较大，节点核心区混凝土破坏严重，在实际工程中需采取必要的加强措施。

3)地下综合管廊墙板节点为结构受力的关键部位，在低周往复荷载作用下，现浇墙板节点区外侧弯钩锚固钢筋劈裂混凝土，导致节点发生脆性破坏。因此，对弯钩锚固的墙板节点需加强节点锚固设计，可适当延长弯钩钢筋锚固长度、加大构件外侧的混凝土保护层厚度或者对外侧锚固钢筋采取约束构造措施。

4)参考《混凝土结构设计规范》中的顶层中间节点柱筋加锚头锚固构造要求，当试验中镦头钢筋锚固长度大于0.5labE时，现浇节点试件和叠合装配式节点试件抗震性能均可满足抗震设计要求。镦头钢筋节点锚固长度小于0.5labE时，随着锚固长度的减小，其抗弯承载能力、延性及耗能能力逐渐降低；小于12d时，节点锚固不足，发生剪切脆性破坏。建议镦锚钢筋的锚固长度取值宜大于0.5labE。