設(shè)置鐓錨鋼筋的地下綜合管廊墻板節(jié)點(diǎn)的抗震性能

李正英，余書君，魏奇科，賀繼軍

(1.重慶大學(xué) a. 土木工程學(xué)院；b. 山地城鎮(zhèn)建設(shè)與新技術(shù)教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，重慶 400045; 2.中冶建工集團(tuán)有限公司，重慶 400051)

鐓頭鋼筋錨固技術(shù)是一種鋼筋在混凝土結(jié)構(gòu)中機(jī)械錨固的方法，利用專用設(shè)備將鋼筋端部鐓粗形成鐓頭，用以取代傳統(tǒng)鋼筋的彎鉤錨固形式。參考《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范》(GB 50010—2010)附錄條文說明里對機(jī)械錨固中圓形錨板直徑的要求，設(shè)計鐓頭直徑約為2.4～3倍的鋼筋直徑。試驗(yàn)及研究表明[1]，該技術(shù)可明顯降低節(jié)點(diǎn)位置處的鋼筋密集程度、減少鋼筋用量、提高節(jié)點(diǎn)混凝土澆筑質(zhì)量；同時，鋼筋鐓頭加工快速、穩(wěn)定、便于施工，可有效降低成本。

地下綜合管廊是目前城市市政建設(shè)的重點(diǎn)之一，也是研究熱點(diǎn)之一。Marshall等[2]從管廊埋深、土體剛度、傳力方法等因素對地下管廊與土體的相互作用，進(jìn)行了理論推導(dǎo)與分析。Hunt等[3]對管廊布置方案作了詳細(xì)闡述，并且分別對各種形式管廊的優(yōu)劣進(jìn)行了詳細(xì)的分析。而地震安全問題是城市地下管廊設(shè)計中不得不考慮的部分，張博華等[4]對地下綜合管廊交叉口節(jié)點(diǎn)地震動力響應(yīng)特性進(jìn)行研究發(fā)現(xiàn)，在地震作用下交叉口節(jié)點(diǎn)與標(biāo)準(zhǔn)段連接處的角點(diǎn)是結(jié)構(gòu)受力的薄弱部位，應(yīng)加強(qiáng)該部位的結(jié)構(gòu)設(shè)計。郭恩棟等[5]通過對典型綜合管廊體系進(jìn)行地震響應(yīng)分析發(fā)現(xiàn)，側(cè)壁與底板連接部位為典型綜合管廊損傷最大位置。王鵬宇等[6]研究地震時管廊的結(jié)構(gòu)內(nèi)力發(fā)現(xiàn)，薄弱環(huán)節(jié)在頂板、底板與側(cè)墻的連接部位以及中隔墻的墻端，在抗震設(shè)計中需采取加固措施。上述研究主要針對地下管廊墻板現(xiàn)澆節(jié)點(diǎn)的受力性能，而裝配式結(jié)構(gòu)是目前建筑結(jié)構(gòu)發(fā)展的重要方向之一，其中疊合裝配式地下綜合管廊施工方便且具有良好的整體性。墻板節(jié)點(diǎn)作為結(jié)構(gòu)受力的關(guān)鍵部位，有必要對其抗震性能進(jìn)行研究，目前，針對疊合裝配式管廊結(jié)構(gòu)墻板節(jié)點(diǎn)的抗震性能研究較少，田子玄[7]對疊合裝配式地下綜合管廊節(jié)點(diǎn)和模塊單元結(jié)構(gòu)進(jìn)行了試驗(yàn)研究，發(fā)現(xiàn)采用鋼筋環(huán)插筋連接節(jié)點(diǎn)和約束鋼筋搭接連接節(jié)點(diǎn)的延性優(yōu)于現(xiàn)澆節(jié)點(diǎn)，并發(fā)現(xiàn)節(jié)點(diǎn)加腋可以有效控制節(jié)點(diǎn)跨中撓度。魏奇科等[8]對疊合裝配式地下綜合管廊節(jié)點(diǎn)進(jìn)行抗震性能試驗(yàn)研究，發(fā)現(xiàn)疊合節(jié)點(diǎn)和現(xiàn)澆節(jié)點(diǎn)的節(jié)點(diǎn)區(qū)按0.25%的體積配箍率配置箍筋時，可防止疊合節(jié)點(diǎn)和現(xiàn)澆節(jié)點(diǎn)發(fā)生剪切破壞，并顯著提高疊合節(jié)點(diǎn)的受彎承載力。楊艷敏等[9]對底部腋角配置斜向鋼筋的裝配疊合式管廊進(jìn)行擬靜力試驗(yàn)，結(jié)果表明，該結(jié)構(gòu)形式的管廊具有較好變形與耗能能力，且水平卸載后的殘余變形較小，有利于結(jié)構(gòu)震后修復(fù)。

筆者以地下綜合管廊墻板節(jié)點(diǎn)構(gòu)件為研究對象，采用鐓錨鋼筋技術(shù)，設(shè)計了足尺地下綜合管廊墻板節(jié)點(diǎn)試件，對試件進(jìn)行低周往復(fù)荷載下的擬靜力試驗(yàn)和有限元分析，研究采用鐓頭鋼筋錨固技術(shù)后現(xiàn)澆與疊合裝配式墻板節(jié)點(diǎn)試件的破壞形態(tài)、滯回曲線、耗能能力、位移延性等抗震性能指標(biāo)以及鐓錨鋼筋錨固長度的合理取值。

1 節(jié)點(diǎn)試驗(yàn)

1.1 試件制作

考慮澆筑施工方式和節(jié)點(diǎn)位置以及鐓錨鋼筋錨固長度的不同，設(shè)計了6個足尺地下綜合管廊節(jié)點(diǎn)試件，包括現(xiàn)澆和疊合裝配式L型邊節(jié)點(diǎn)試件各1個、疊合裝配式T型中節(jié)點(diǎn)試件1個、現(xiàn)澆T型中節(jié)點(diǎn)試件3個。疊合裝配式L型邊節(jié)點(diǎn)和T型中間節(jié)點(diǎn)試件尺寸如圖1、圖2所示，現(xiàn)澆節(jié)點(diǎn)試件尺寸見圖3。

圖1 疊合裝配式L型邊節(jié)點(diǎn)試件(mm)Fig.1 Specimen of L-sectional prefabricated concrete joint (mm)

圖2 疊合裝配式T型中節(jié)點(diǎn)試件(mm)Fig.2 Specimen of T-sectional prefabricated concrete joint (mm)

試件混凝土強(qiáng)度等級為C40，根據(jù)《普通混凝土力學(xué)性能試驗(yàn)方法》(GB 50081—2002)，抽取150 mm×150 mm×150 mm的標(biāo)準(zhǔn)混凝土立方體試塊，測得各混凝土試塊的立方體抗壓強(qiáng)度，立方體抗壓強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值取值為42.18 MPa。試件桁架鋼筋為HPB300，縱筋為HRB400，鋼筋強(qiáng)度由標(biāo)準(zhǔn)拉伸試驗(yàn)確定。

各節(jié)點(diǎn)試件的鋼筋配置及詳圖見圖3，其中現(xiàn)澆邊節(jié)點(diǎn)XJBJD-1的墻板和底板內(nèi)側(cè)鋼筋采用鐓頭鋼筋錨固形式，墻板和底板外側(cè)鋼筋采用傳統(tǒng)彎鉤錨固形式。中間節(jié)點(diǎn)XJZJD-3、XJZJD-5和XJZJD-6的墻板縱筋采用鐓頭鋼筋錨固，3個試驗(yàn)構(gòu)件尺寸和配筋相同，僅僅是鐓錨鋼筋錨固長度不同，構(gòu)件尺寸如圖3(c)所示。疊合裝配式節(jié)點(diǎn)試件的鋼筋錨固形式見圖3(e)、圖3(f)，疊合裝配式節(jié)點(diǎn)試件中預(yù)制板之間設(shè)置間距為150 mm、直徑為8 mm的桁架鋼筋拉結(jié)，試件編號和設(shè)計參數(shù)如表1所示。參考《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范》(GB 50010—2010)第11.6.7節(jié)中對框架頂層中間節(jié)點(diǎn)柱縱向鋼筋端頭加錨板錨固的構(gòu)造措施要求中關(guān)于柱縱向受力鋼筋在節(jié)點(diǎn)區(qū)的抗震錨固長度構(gòu)造要求，節(jié)點(diǎn)錨固長度不小于0.5labE。根據(jù)混凝土等級、鋼筋級別、抗震等級，計算受拉鋼筋抗震基本錨固長度labE=30.95d，即0.5labE=15.5d。為考察錨固鋼筋長度對受力性能的影響，試驗(yàn)設(shè)計現(xiàn)澆管廊T型中節(jié)點(diǎn)試件的鐓頭鋼筋錨固長度參數(shù)分別為16d、12d、8d。其中縱向鋼筋直徑d為16 mm，即鐓頭鋼筋節(jié)點(diǎn)錨固長度取值分別為256、192、128 mm。

圖3 節(jié)點(diǎn)試件配筋圖(mm)Fig.3 Reinforcement of connection specimens (mm)

表1 節(jié)點(diǎn)試件設(shè)計參數(shù)Table 1 Design parameter of connection specimen

1.2 試驗(yàn)加載及量測方案

試驗(yàn)需研究墻板節(jié)點(diǎn)的抗震性能，加載方案采取墻端施加低周往復(fù)荷載，加載制度采用力-位移混合控制，如圖4所示。節(jié)點(diǎn)試驗(yàn)的加載裝置主要由1 000 kN液壓伺服加載系統(tǒng)、錨桿、萬向鉸和荷載分配梁等組成，為保證加載時試件與地面不發(fā)生相對滑動影響試驗(yàn)效果，節(jié)點(diǎn)頂板、底板與地面之間采用預(yù)應(yīng)力錨桿連接，墻體與力分配梁通過高強(qiáng)螺栓連接，如圖5所示，這樣的設(shè)計能較好地模擬地下綜合管廊墻板節(jié)點(diǎn)的抗震性能[8]。

圖4 試驗(yàn)加載方案Fig.4 Loading procedure of test

圖5 L型邊節(jié)點(diǎn)試件加載裝置Fig.5 Loading device of L-sectional specimen

地下綜合管廊的重力荷載和土壓力在節(jié)點(diǎn)處生成初始彎矩，由此推算施加于節(jié)點(diǎn)試件的水平等效初始荷載。首先，對墻端施加一個20 kN的小循環(huán)預(yù)加載，以消除試件內(nèi)部受力不均勻效應(yīng)，然后，對各節(jié)點(diǎn)施加水平的等效初始荷載，測得節(jié)點(diǎn)試件墻端的水平初始位移，并在初始位移的基礎(chǔ)上，以10 mm位移為步長逐級進(jìn)行位移控制加載，每級荷載循環(huán)加載兩次。加載到試件接近破壞時，當(dāng)荷載降至峰值荷載的80%或節(jié)點(diǎn)試件混凝土發(fā)生明顯的破壞時即停止加載。加載過程中主要量測梁自由端加載點(diǎn)往復(fù)荷載及位移，墻板縱筋和混凝土應(yīng)變，觀測裂縫開展情況以及節(jié)點(diǎn)破壞形態(tài)。

2 試件破壞現(xiàn)象及失效模式

試驗(yàn)過程中，各節(jié)點(diǎn)試件都經(jīng)歷了開裂、屈服、極限、破壞4個階段。鐓錨現(xiàn)澆節(jié)點(diǎn)試件的破壞控制因素是墻根部混凝土開裂脫落，節(jié)點(diǎn)區(qū)混凝土開裂較為嚴(yán)重；鐓錨疊合裝配式節(jié)點(diǎn)的破壞控制因素是節(jié)點(diǎn)區(qū)交叉斜裂縫的開展形成鉸，預(yù)制墻板疊合交界面剝離開展較為嚴(yán)重。

各試件的破壞特征見表2，各試件的最終破壞形態(tài)如圖6所示。

表2 各節(jié)點(diǎn)試件破壞特征Table 2 Failure mode of joint specimens

續(xù)表2

圖6 各節(jié)點(diǎn)試件破壞形態(tài)Fig.6 Failure pattern of joint specimens

3 試驗(yàn)結(jié)果分析

3.1 試件承載力

由試驗(yàn)量測墻端水平作用力和位移，為更加直觀地分析試驗(yàn)結(jié)果，折算出各節(jié)點(diǎn)的開裂荷載和抗彎承載力，并對比節(jié)點(diǎn)的理論承載力結(jié)果，得到節(jié)點(diǎn)開裂彎矩、極限抗彎承載力等參數(shù)，結(jié)果見表3。

表3 各節(jié)點(diǎn)試件試驗(yàn)結(jié)果Table 3 Test results of specimens

對于邊節(jié)點(diǎn)件XJBJD-1和ZPBJD-2，兩者極限抗彎承載力分別高于理論抗彎承載力13%和20%，ZPBJD-2試件的位移延性稍高于XJBJD-1試件，主要原因是XJBJD-1構(gòu)件的彎鉤錨固鋼筋錨固長度不足，導(dǎo)致現(xiàn)澆邊節(jié)點(diǎn)提前發(fā)生粘結(jié)錨固破壞。

對于中間節(jié)點(diǎn)件XJZJD-3和ZPZJD-4，其極限抗彎承載力和極限位移相近，且承載力都具有約25%的安全儲備。對比中節(jié)點(diǎn)件XJZJD-3、XJZJD-5和XJZJD-6，3個試件的開裂彎矩差異十分明顯，隨著錨固長度的減小，節(jié)點(diǎn)極限承載力明顯下降。

3.2 試件滯回曲線及耗能能力

擬靜力試驗(yàn)中，各節(jié)點(diǎn)試件墻端加載位置處的荷載-位移滯回曲線如圖7所示。

圖7 節(jié)點(diǎn)試件荷載-位移滯回曲線Fig.7 Hysteretic curves of specimens

采用等效黏滯阻尼系數(shù)[10]作為節(jié)點(diǎn)耗能能力的評價指標(biāo)，各節(jié)點(diǎn)指標(biāo)如表4所示，從表4可知，除XJZJD-6試件外，其余試件的阻尼系數(shù)均大于0.3，而普通鋼筋混凝土節(jié)點(diǎn)的阻尼系數(shù)在0.1左右[11]，可見，鐓錨疊合裝配式節(jié)點(diǎn)具有較好的耗能能力。

由圖7可知，邊節(jié)點(diǎn)件XJBJD-1和ZPBJD-2的滯回曲線飽滿程度相似，即抗震性能相近，由于XJBJD-1節(jié)點(diǎn)區(qū)彎鉤鋼筋錨固不足提前發(fā)生了混凝土的脆性破壞，導(dǎo)致其破壞加載位移較小。中間節(jié)點(diǎn)件XJZJD-3和ZPZJD-4的滯回曲線十分相似，且隨著加載位移的增加，曲線斜率下降緩慢，延性較好；兩節(jié)點(diǎn)試件等效黏滯阻尼系數(shù)十分相近，說明鐓錨疊合裝配式節(jié)點(diǎn)可以達(dá)到與現(xiàn)澆節(jié)點(diǎn)相近的耗能能力。對比XJZJD-3、XJZJD-5和XJZJD-6的滯回曲線和等效黏滯阻尼系數(shù)可以發(fā)現(xiàn)，隨著鐓頭鋼筋錨固長度的減小，試件的滯回曲線飽滿程度明顯下降，延性變差，粘滯阻尼系數(shù)逐漸減小，承載能力也明顯下降；對于錨固長度小于0.5labE的試件，XJZJD-5和XJZJD-6節(jié)點(diǎn)最終出現(xiàn)剪切和錨固破壞。

表4 節(jié)點(diǎn)試件等效黏滯阻尼系數(shù)Table 4 Equivalent viscous damping coefficient of specimens

3.3 骨架曲線及延性分析

骨架曲線是將試件的荷載-位移滯回曲線各級循環(huán)的峰值點(diǎn)連接起來的包絡(luò)線，各節(jié)點(diǎn)骨架曲線見圖8。

圖8 節(jié)點(diǎn)試件骨架曲線Fig.8 Skeleton curves of specimens

采用墻端加載處的位移延性系數(shù)[10]來衡量構(gòu)件延性，各節(jié)點(diǎn)試件的位移延性系數(shù)見表5。

表5 節(jié)點(diǎn)位移延性系數(shù)Table 5 Displacement ductility coefficient of specimens

由表5可以看出，各節(jié)點(diǎn)試件的位移延性系數(shù)在3.44～6.07之間，高于普通鋼筋混凝土節(jié)點(diǎn)延性系數(shù)的平均值2.0[11]，可見，鐓錨疊合裝配式節(jié)點(diǎn)延性較好。

由圖8可知，邊節(jié)點(diǎn)試件XJBJD-1和ZPBJD-2在屈服前，骨架曲線斜率相近，即兩者初始剛度相近；隨后XJBJD-1試件骨架曲線突然下降，這是由于試件節(jié)點(diǎn)區(qū)外側(cè)的彎鉤錨固鋼筋錨固不足，節(jié)點(diǎn)發(fā)生脆性破壞；ZPBJD-2試件骨架曲線水平段較長，之后平緩下降，具有較好延性。

中節(jié)點(diǎn)試件XJZJD-3和ZPZJD-4的骨架曲線基本相似，具有相近的初始剛度、屈服荷載和極限峰值荷載，兩試件位移延性系數(shù)相近且均大于2.0，說明疊合裝配式節(jié)點(diǎn)能夠達(dá)到與現(xiàn)澆節(jié)點(diǎn)相近且較好的延性性能。

對比XJZJD-3、XJZJD-5和XJZJD-6的骨架曲線，試件屈服前，XJZJD-3和XJZJD-5試件的初始剛度相近，達(dá)到峰值荷載后，XJZJD-5試件承載能力下降明顯快于XJZJD-3，變形能力相對較差；XJZJD-6試件變形能力、耗能能力明顯弱于XJZJD-3和XJZJD-5。XJZJD-3、XJZJD-5到XJZJD-6試件的位移延性系數(shù)逐漸減小，可見隨著鐓頭鋼筋在節(jié)點(diǎn)區(qū)錨固長度的減小，節(jié)點(diǎn)位移延性明顯下降。

4 數(shù)值模擬分析

4.1 模型建立

利用有限元軟件ABAQUS對現(xiàn)澆及疊合裝配式墻板節(jié)點(diǎn)建立模型?；炷敛捎媚芸紤]損傷變量因子的彈塑性損傷模型[12]，鋼筋單軸拉壓應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系采用雙折線彈塑性模型[13]?；炷敛捎脤?shí)體八節(jié)點(diǎn)六面體線性縮減積分單元C3D8R[14]，鋼筋選用兩節(jié)點(diǎn)三維線性桁架單元T3D2[15]。由試驗(yàn)結(jié)果可知，除了XJZJD-5、XJZJD-6構(gòu)件由于鐓頭鋼筋錨固長度不足，導(dǎo)致現(xiàn)澆節(jié)點(diǎn)發(fā)生粘結(jié)錨固破壞，其他試件并未發(fā)生因鐓頭錨固鋼筋較短造成的失效破壞，為避免建模的冗雜和模型分析的不收斂情況，提高模型分析的效率，在適當(dāng)保證計算準(zhǔn)確性的情況下，采用鋼筋“embeded”的方式嵌入混凝土中?？紤]到試驗(yàn)破壞過程中疊合面存在剝離和滑移現(xiàn)象，疊合混凝土與后澆混凝土接觸面采取“面面接觸”，法向作用為“硬接觸”；切向作用以庫倫摩擦系數(shù)來表達(dá)[16]，系數(shù)取值為μ=0.7。

在試驗(yàn)過程中，構(gòu)件底板被固定在地面上，整個節(jié)點(diǎn)板在試驗(yàn)過程中無任何方向的位移，因此，在進(jìn)行有限元模擬時，將模型混凝土板底面完全固定，同時約束板底面6個自由度，使其與地面形成理想剛接，限制其平動和轉(zhuǎn)動。

對于有限元加載過程的模擬，在模型加載區(qū)域的中心位置設(shè)置參考點(diǎn)，將節(jié)點(diǎn)墻側(cè)面的加載區(qū)域與該參考點(diǎn)采用耦合約束連接，再利用有限元軟件中的邊界條件在該參考點(diǎn)位置處施加低周往復(fù)水平位移進(jìn)行位移加載，其加載制度參照試驗(yàn)取值。

4.2 模型驗(yàn)證

將有限元模擬所得的節(jié)點(diǎn)試件的荷載-位移骨架曲線與試驗(yàn)測得的曲線對比，對比結(jié)果見圖9。

圖9 節(jié)點(diǎn)試驗(yàn)和數(shù)值模擬骨架曲線對比Fig.9 Comparison of skeleton curves

從圖9可看出，大部分?jǐn)?shù)值模型骨架曲線與試驗(yàn)骨架曲線吻合較好，數(shù)值模擬能較好地反映實(shí)際構(gòu)件的剛度、延性、承載力；但模擬加載初期剛度和峰值荷載均略大于試驗(yàn)值，這是由于模擬時的加載邊界條件設(shè)置更加嚴(yán)格，并忽略了材料缺陷等因素。

試件XJBJD-1～XJZJD-5的荷載-位移骨架曲線的數(shù)值模擬結(jié)果與試驗(yàn)值整體上基本吻合；但XJBJD-1試件在加載末期，由于墻板外側(cè)的彎鉤錨固鋼筋錨固不足發(fā)生混凝土保護(hù)層的脆性劈裂破壞，數(shù)值模擬未能有效地體現(xiàn)。XJZJD-6試件的荷載-位移骨架曲線的數(shù)值模擬結(jié)果與試驗(yàn)值相差較大，主要是因?yàn)閄JZJD-6試件在試驗(yàn)過程中位移加載到10 mm時，固定加載梁的錨固螺栓松動，導(dǎo)致加載梁下墜了一段距離，從而導(dǎo)致了模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)值存在一定的偏差。

4.3 參數(shù)分析

對比XJZJD-3、XJZJD-5和XJZJD-6的試驗(yàn)結(jié)果可知，鐓頭鋼筋錨固長度對于設(shè)置鐓錨鋼筋的地下綜合管廊現(xiàn)澆節(jié)點(diǎn)受力性能影響較大，因此，通過有限元數(shù)值模擬進(jìn)一步分析其影響。

結(jié)合表1中節(jié)點(diǎn)試驗(yàn)試件已有錨固長度參數(shù)設(shè)置及其試驗(yàn)的分析結(jié)果，確定數(shù)值模擬試件的錨固長度參數(shù)如表6所示，為更加系統(tǒng)性地分析節(jié)點(diǎn)錨固長度對節(jié)點(diǎn)受力性能的影響，將綜合管廊節(jié)點(diǎn)試件底板厚度改為400 mm，以便節(jié)點(diǎn)錨固長度參數(shù)可擴(kuò)大取值為320 mm。

表6 數(shù)值模擬節(jié)點(diǎn)試件參數(shù)Table 6 Parameters of specimen in numerical simulation

為更加準(zhǔn)確地分析節(jié)點(diǎn)錨固長度對鐓錨節(jié)點(diǎn)受力性能的影響，表7給出了采用等效彈塑性屈服法計算確定的各數(shù)值模擬節(jié)點(diǎn)試件的屈服點(diǎn)、峰值點(diǎn)和極限點(diǎn)的位移及荷載值。由表7可得，各節(jié)點(diǎn)試件的屈服位移和峰值位移大體一致，試件JD-4、JD-5相比試件JD-1～JD-13極限位移和峰值荷載降低，變形能力下降，JD-5相比JD-1和JD-3的極限位移分別下降30.46%、28.89%；JD-5相比JD-1和JD-3峰值荷載分別下降9.26%、6.86%。

表7 JD-1～ JD-5試件特征點(diǎn)位移和荷載Table 7 Displacements and loads at the feature points of JD-1～JD-5

總體上講，節(jié)點(diǎn)錨固長度大于16d時，節(jié)點(diǎn)錨固長度對試件變形能力的影響較??；節(jié)點(diǎn)錨固長度小于16d時，隨著節(jié)點(diǎn)錨固長度的減小，節(jié)點(diǎn)試件的極限位移和峰值荷載逐漸降低，變形能力下降。建議對于現(xiàn)澆地下綜合管廊，節(jié)點(diǎn)錨固長度取值應(yīng)不小于16d。

5 結(jié)論

將鐓頭鋼筋錨固技術(shù)用于地下綜合管廊墻板構(gòu)件中，通過對設(shè)置鐓錨鋼筋的墻板節(jié)點(diǎn)進(jìn)行擬靜力試驗(yàn)和數(shù)值模擬分析，對比研究了現(xiàn)澆和疊合裝配式墻板節(jié)點(diǎn)構(gòu)件的抗震性能，得到以下結(jié)論：

1)設(shè)置鐓頭鋼筋的疊合裝配式墻板節(jié)點(diǎn)具有與現(xiàn)澆節(jié)點(diǎn)大致相當(dāng)?shù)目箯澇休d能力、強(qiáng)度退化性能、剛度退化性能，滿足抗震設(shè)計要求，并且加載后期在節(jié)點(diǎn)區(qū)形成塑性鉸，位移延性及耗能能力較好，可以將鐓錨鋼筋技術(shù)應(yīng)用到地下管廊墻板中。

2)現(xiàn)澆節(jié)點(diǎn)最終破壞形態(tài)為靠近墻身根部區(qū)域混凝土破壞；在低周往復(fù)加載下，疊合裝配式墻板節(jié)點(diǎn)預(yù)制疊合面縫隙開展較大，節(jié)點(diǎn)核心區(qū)混凝土破壞嚴(yán)重，在實(shí)際工程中需采取必要的加強(qiáng)措施。

3)地下綜合管廊墻板節(jié)點(diǎn)為結(jié)構(gòu)受力的關(guān)鍵部位，在低周往復(fù)荷載作用下，現(xiàn)澆墻板節(jié)點(diǎn)區(qū)外側(cè)彎鉤錨固鋼筋劈裂混凝土，導(dǎo)致節(jié)點(diǎn)發(fā)生脆性破壞。因此，對彎鉤錨固的墻板節(jié)點(diǎn)需加強(qiáng)節(jié)點(diǎn)錨固設(shè)計，可適當(dāng)延長彎鉤鋼筋錨固長度、加大構(gòu)件外側(cè)的混凝土保護(hù)層厚度或者對外側(cè)錨固鋼筋采取約束構(gòu)造措施。

4)參考《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范》中的頂層中間節(jié)點(diǎn)柱筋加錨頭錨固構(gòu)造要求，當(dāng)試驗(yàn)中鐓頭鋼筋錨固長度大于0.5labE時，現(xiàn)澆節(jié)點(diǎn)試件和疊合裝配式節(jié)點(diǎn)試件抗震性能均可滿足抗震設(shè)計要求。鐓頭鋼筋節(jié)點(diǎn)錨固長度小于0.5labE時，隨著錨固長度的減小，其抗彎承載能力、延性及耗能能力逐漸降低；小于12d時，節(jié)點(diǎn)錨固不足，發(fā)生剪切脆性破壞。建議鐓錨鋼筋的錨固長度取值宜大于0.5labE。