耿 攀， 程 蓓,2， 雷遠(yuǎn)德

(1 北京建筑大學(xué)土木與交通工程學(xué)院， 北京 100044；2 北京未來(lái)城市設(shè)計(jì)高精尖創(chuàng)新中心， 北京 100044；3 中國(guó)建筑標(biāo)準(zhǔn)設(shè)計(jì)研究院有限公司， 北京 100048)

0 引言

預(yù)制裝配式混凝土剪力墻(PCSW)結(jié)構(gòu)由于其在高層住宅的應(yīng)用和飽滿的建設(shè)需求量，將是今后在多高層住宅建筑中具有廣泛應(yīng)用前景的結(jié)構(gòu)形式。上下層預(yù)制墻之間的可靠連接是保證PCSW結(jié)構(gòu)整體性能的關(guān)鍵因素。錢稼茹等[1-2]對(duì)豎向鋼筋套筒漿錨連接(簡(jiǎn)稱套筒連接)的預(yù)制剪力墻進(jìn)行擬靜力試驗(yàn)，試驗(yàn)結(jié)果表明：PCSW結(jié)構(gòu)采用套筒連接可以有效傳遞豎向鋼筋的應(yīng)力，其破壞形態(tài)與現(xiàn)澆剪力墻(CSW)試件的破壞形態(tài)相同，兩者的剛度與耗能能力相當(dāng)。劉及進(jìn)等[3]設(shè)計(jì)制作了五片足尺剪力墻試件，其中一片為現(xiàn)澆剪力墻，一片為采用套筒灌漿連接剪力墻，一片為采用預(yù)留孔漿錨搭接連接剪力墻，兩片為采用混合連接剪力墻。通過(guò)擬靜力試驗(yàn)研究和有限元模擬對(duì)其承載能力、延性、耗能、剛度退化性能進(jìn)行了研究，結(jié)果表明：套筒灌漿連接可以更直接地傳力，且構(gòu)造與施工更為簡(jiǎn)便，但是對(duì)施工工藝要求更高，其水平接縫往往是抗裂的薄弱部位，螺紋質(zhì)量和灌漿密實(shí)度對(duì)其受力性能影響很大。劉香等[4]對(duì)足尺PCSW試件進(jìn)行擬靜力試驗(yàn)，試驗(yàn)結(jié)果表明：豎向鋼筋采用套筒灌漿連接可以較好地傳遞應(yīng)力，預(yù)制裝配式剪力墻試件滯回曲線的捏攏效應(yīng)較現(xiàn)澆剪力墻試件更為明顯，形狀較飽滿，展現(xiàn)出較好的耗能性能，當(dāng)達(dá)到峰值荷載后，骨架曲線下降段平緩，延性較好，具有良好的抗震能力，二者承載力可等同設(shè)計(jì)。

常規(guī)PCSW結(jié)構(gòu)在地震作用下，主要依靠結(jié)構(gòu)構(gòu)件連接處的損傷與結(jié)構(gòu)構(gòu)件損壞來(lái)消耗能量，其抗震性能與CSW結(jié)構(gòu)相比基本相當(dāng)[5]。在PCSW結(jié)構(gòu)中設(shè)置耗能減震元件，或?qū)CSW結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)成隔震結(jié)構(gòu)，將有效提高預(yù)制鋼筋混凝土剪力墻結(jié)構(gòu)的抗震性能[6]。賴正聰?shù)萚7]對(duì)1/12.5縮尺基礎(chǔ)隔震剪力墻結(jié)構(gòu)進(jìn)行振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)研究，試驗(yàn)結(jié)果表明：在8度小震、中震、大震作用下，基礎(chǔ)隔震高層剪力墻結(jié)構(gòu)整體以平動(dòng)為主，側(cè)向水平位移集中在隔震層，隔震支座不會(huì)出現(xiàn)拉應(yīng)力，上部結(jié)構(gòu)仍然處于彈性狀態(tài)，結(jié)構(gòu)不會(huì)發(fā)生傾覆，呈現(xiàn)出良好的抗震性能及較高的地震安全儲(chǔ)備。王維等[8]對(duì)1/4縮尺預(yù)制混凝土剪力墻隔震結(jié)構(gòu)進(jìn)行振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)研究，試驗(yàn)結(jié)果表明：隔震層具有較小的水平剛度，降低了PCSW隔震結(jié)構(gòu)的自振頻率，提高了PCSW隔震結(jié)構(gòu)的阻尼比，具有良好的耗能性能；PCSW隔震結(jié)構(gòu)的加速度、層間位移、層間剪力的隔震效果明顯，在罕遇地震作用下具有更好的隔震性能。

基于此，本文主要進(jìn)行傳統(tǒng)現(xiàn)澆混凝土剪力墻結(jié)構(gòu)、套筒漿錨連接裝配式混凝土剪力墻結(jié)構(gòu)與套筒漿錨連接裝配式混凝土剪力墻隔震結(jié)構(gòu)三種結(jié)構(gòu)類型在水平反復(fù)荷載作用下的塑性發(fā)展過(guò)程、裂縫開展規(guī)律、滯回性能、耗能能力等受力性能的比較研究，旨在為今后裝配式混凝土剪力墻隔震結(jié)構(gòu)的應(yīng)用和設(shè)計(jì)提供依據(jù)。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試驗(yàn)?zāi)Ｐ?/h3>

試驗(yàn)?zāi)Ｐ鸵砸粭澑邔愉摻罨炷良袅Y(jié)構(gòu)為原型，該建筑平面尺寸為55.2m×27.6m，層高2.8m，共40層，總高112m，結(jié)構(gòu)高寬比為4.0；抗震設(shè)防烈度為8度(0.2g)，建筑結(jié)構(gòu)等級(jí)為一級(jí)，場(chǎng)地類別為Ⅱ類。圖1(a)，(b)為試驗(yàn)?zāi)Ｐ驮徒Y(jié)構(gòu)，圖1(c)為隔震層平面布置圖，隔震層與上部結(jié)構(gòu)均平面對(duì)稱規(guī)則布置。采用PKPM與ETABS軟件建立彈性分析模型，并對(duì)其進(jìn)行8度設(shè)防烈度下的基礎(chǔ)隔震設(shè)計(jì)分析。該隔震結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)各項(xiàng)指標(biāo)均滿足規(guī)范限值要求，為試驗(yàn)子結(jié)構(gòu)提供設(shè)計(jì)依據(jù)。

圖1 試驗(yàn)?zāi)Ｐ驮徒Y(jié)構(gòu)及隔震層布置

1.2 試件設(shè)計(jì)及制作

如圖1(c)所示，選取原型結(jié)構(gòu)底部3層的一跨剪力墻(虛線圈出部分)作為試驗(yàn)?zāi)Ｐ?。共制作?個(gè)3層剪力墻試件，縮尺比例為1/4，試件的整體性系數(shù)α[9]均為3.11，屬于雙肢剪力墻。試件編號(hào)為CSW-1，PCSW-1，PCSW-2，試件加工方法與豎向鋼筋連接方式如表1所示，試件尺寸、配筋及部分構(gòu)造詳圖見圖2，3。試件頂部設(shè)置加載梁，以便施加往復(fù)水平荷載，下部設(shè)置地梁，墻肢兩端均設(shè)置暗柱。試件PCSW-1，PCSW-2上下層相鄰預(yù)制墻的豎向鋼筋采用套筒漿錨連接，連接詳圖如圖3(g)所示。套筒采用D-12半灌漿套筒，長(zhǎng)度140mm，外徑32mm，內(nèi)螺紋孔深度19.5mm，灌漿端連接鋼筋插入深度96～111mm。套筒埋置在各層預(yù)制墻底部，預(yù)制墻豎向鋼筋深入套筒100mm；各層預(yù)制墻體之間留出20mm縫隙作為現(xiàn)澆帶接縫，墻體接縫處表面鑿毛，露出粗骨料。試件PCSW-2預(yù)制墻與地梁之間采用鉛芯橡膠隔震支座連接。

試件加工方法與豎向鋼筋連接方式 表1

圖2 試件幾何尺寸及配筋圖

圖3 試件截面尺寸、配筋及部分構(gòu)造詳圖

1.3 材性試驗(yàn)

混凝土試塊在養(yǎng)護(hù)28d后進(jìn)行標(biāo)準(zhǔn)抗壓強(qiáng)度材性試驗(yàn)，其實(shí)測(cè)性能指標(biāo)見表2。鋼筋留有同批次相應(yīng)材料的鋼筋試樣，其實(shí)測(cè)性能指標(biāo)見表3。

以隔震層剛度等效為原則，綜合考慮原型結(jié)構(gòu)中隔震層布置(圖1(c))、鉛芯橡膠隔震支座力學(xué)性能的穩(wěn)定性以及實(shí)驗(yàn)室加載條件限制，本次試驗(yàn)隔震支座采用LRB500鉛芯橡膠隔震支座，其基本參數(shù)見表4。

混凝土力學(xué)性能指標(biāo) 表2

鋼筋力學(xué)性能指標(biāo) 表3

鉛芯橡膠支座基本參數(shù)設(shè)計(jì)值 表4

1.4 加載裝置及加載方案

分別對(duì)3個(gè)試件進(jìn)行低周反復(fù)荷載試驗(yàn)，豎向荷載由2個(gè)2 000kN液壓千斤頂提供，水平荷載由1個(gè)2 000kN伺服作動(dòng)器提供。加載梁與豎向液壓千斤頂之間設(shè)置剛度較大的鋼制分配梁，使剪力墻產(chǎn)生均勻壓應(yīng)力，加載裝置如圖4所示。

圖4 試驗(yàn)加載裝置與測(cè)點(diǎn)布置

高層剪力墻結(jié)構(gòu)底部三層處于較高軸壓比狀態(tài)，本文試驗(yàn)原型結(jié)構(gòu)中底部三層剪力墻軸壓均處于0.3～0.35范圍內(nèi)，綜合考慮試驗(yàn)加載條件，本文試件剪力墻軸壓比取0.3。試驗(yàn)時(shí)，首先通過(guò)2次加載將豎向荷載加至設(shè)計(jì)荷載并在試驗(yàn)過(guò)程中保持恒定不變。豎向荷載施加完畢之后，進(jìn)行水平荷載的施加。試件CSW-1與PCSW-1加載制度采用荷載-位移角雙控制，此處位移角為(測(cè)點(diǎn)W1水平位移-測(cè)點(diǎn)W2水平位移)/墻體高度計(jì)算所得(測(cè)點(diǎn)布置見圖4(b))。荷載控制階段：在試件達(dá)到屈服之前，采用荷載控制并分級(jí)加載，定義每級(jí)荷載增加100kN，循環(huán)往復(fù)1次。位移角控制階段：當(dāng)試件在試驗(yàn)過(guò)程監(jiān)控的骨架曲線出現(xiàn)拐點(diǎn)時(shí)，記錄此時(shí)的屈服位移角，并轉(zhuǎn)變?yōu)槲灰平强刂疲辞灰平堑谋稊?shù)逐級(jí)遞增，循環(huán)往復(fù)2次直至試件水平荷載下降到最大荷載的85%或試件破壞無(wú)法加載時(shí)，停止試驗(yàn)。試件PCSW-2加載制度采用荷載-位移角雙控制，此處位移角為試件PCSW-2整體結(jié)構(gòu)位移角，由(測(cè)點(diǎn)W1水平位移-測(cè)點(diǎn)W4水平位移)/(墻體高度+隔震層高度)計(jì)算所得；本文后續(xù)分析內(nèi)容中試件PCSW-2上部結(jié)構(gòu)位移角為(測(cè)點(diǎn)W1水平位移-測(cè)點(diǎn)W2水平位移)/墻體高度計(jì)算所得；隔震層位移為測(cè)點(diǎn)W3水平位移-測(cè)點(diǎn)W4水平位移計(jì)算所得。荷載控制階段：在隔震支座達(dá)到屈服之前，采用荷載控制并分級(jí)加載，定義每級(jí)荷載增加65kN，循環(huán)往復(fù)1次。位移角控制階段：當(dāng)試件在試驗(yàn)過(guò)程監(jiān)控的骨架曲線出現(xiàn)拐點(diǎn)時(shí)(隔震支座屈服后)，記錄此時(shí)的屈服位移角，并轉(zhuǎn)變?yōu)槲灰平强刂?，按屈服位移角的倍?shù)逐級(jí)遞增，循環(huán)往復(fù)2次直至試件水平荷載下降到最大荷載的85%或試件破壞無(wú)法加載時(shí)，停止試驗(yàn)。

1.5 量測(cè)內(nèi)容

試驗(yàn)量測(cè)內(nèi)容包括：1)剪力墻試件水平加載點(diǎn)處各級(jí)循環(huán)反復(fù)水平荷載作用下荷載-位移值；2)剪力墻試件各層接縫處下層墻頂與上層墻底在每級(jí)荷載作用下的位移，地梁的剛體位移；3)各層墻體底部縱向受力及分布筋的應(yīng)變、水平分布鋼筋應(yīng)變、箍筋應(yīng)變；4)記錄與描繪裂縫開展的寬度和試件的破壞過(guò)程。

2 試驗(yàn)結(jié)果

2.1 試件破壞過(guò)程及破壞形態(tài)

試件破壞形態(tài)及裂縫分布如圖5所示?？梢钥闯鲈嚰﨏SW-1，PCSW-1與PCSW-2均屬于彎剪型破壞。試件CSW-1與PCSW-1裂縫發(fā)展和破壞過(guò)程的共同特點(diǎn)為：首先2，1，3層連梁端部相繼出現(xiàn)豎向彎曲裂縫，緊接著2，1，3層連梁相繼出現(xiàn)剪切斜裂縫，墻肢底部出現(xiàn)水平彎曲裂縫；然后2層連梁端部縱筋屈服出現(xiàn)塑性鉸；隨著水平荷載的不斷增加，1，3層連梁端部縱筋相繼屈服出現(xiàn)塑性鉸；當(dāng)頂點(diǎn)位移角達(dá)到0.004rad時(shí)，試件PCSW-1左墻肢1，2層接縫處由于混凝土與灌漿料基體的材料性能和水化程度不同，界面層存在變形協(xié)調(diào)問(wèn)題，在荷載和收縮作用下，出現(xiàn)貫通水平裂縫，發(fā)生一定程度的剪切滑移破壞[10]。當(dāng)頂點(diǎn)位移角達(dá)到0.006rad時(shí)，試件PCSW-1右墻肢1，2層接縫處同樣位置發(fā)生剪切滑移破壞，如圖5(b)所示；在連梁端部塑性鉸充分發(fā)展之后，試件墻肢底部受拉縱筋屈服形成塑性鉸；墻肢縱筋屈服后，隨著荷載的逐漸增大，墻肢出現(xiàn)剪切斜裂縫，進(jìn)而試件兩邊墻肢外側(cè)暗柱內(nèi)混凝土均被壓碎，墻肢剪切斜裂縫不斷發(fā)展、寬度不斷增大；達(dá)到極限荷載之后，受壓端墻肢暗柱兩根鋼筋被壓彎，墻肢混凝土大面積剝落，露出墻肢1層中部水平分布鋼筋與暗柱內(nèi)箍筋，水平承載力迅速下降，試件宣告破壞，加載結(jié)束。最終破壞形態(tài)及裂縫發(fā)展?fàn)顟B(tài)對(duì)比見圖5(d)，(e)。試件CSW-1與PCSW-1均屬脆性破壞，其峰值荷載分別為1 028.04kN和1 100.45kN。

圖5 試件破壞形態(tài)及裂縫分布

試件PCSW-2裂縫發(fā)展為：在1，2，3層連梁端部相繼出現(xiàn)豎向彎曲裂縫，緊接著在1，2，3層連梁相繼出現(xiàn)剪切斜裂縫。隨后1層連梁端部縱筋屈服出現(xiàn)塑性鉸。隨著水平荷載的不斷增加，塑性鉸相繼出現(xiàn)在2，3層連梁端部；在連梁端部塑性鉸充分發(fā)展之后，1，3層墻肢出現(xiàn)剪切斜裂縫。隔震支座在試驗(yàn)過(guò)程中形態(tài)變化如圖6所示，當(dāng)頂點(diǎn)位移角達(dá)到0.048rad時(shí)(上部結(jié)構(gòu)位移角為0.002 3rad)，隔震支座達(dá)到100%剪應(yīng)變狀態(tài)。當(dāng)頂點(diǎn)位移角達(dá)到0.074rad時(shí)(上部結(jié)構(gòu)位移角為0.005 4rad)，隔震支座達(dá)到150%剪應(yīng)變狀態(tài)。試驗(yàn)過(guò)程中隔震支座上下封板與橡膠外表面未見明顯損傷。隔震支座為試件PCSW-2主要耗能構(gòu)件，隔震層水平變形在總水平變形中占主要比例，具有優(yōu)越的耗能能力，從而減輕了上部結(jié)構(gòu)破壞損傷，有效避免了上部裝配式混凝土剪力墻結(jié)構(gòu)在接縫處出現(xiàn)水平剪切滑移破壞。

圖6 隔震支座各階段形態(tài)圖

試件CSW-1破壞最為嚴(yán)重，裂縫幾乎布滿整個(gè)試件。其次為試件PCSW-1，其裂縫分布與試件CSW-1相比較少。試件PCSW-2破壞程度最輕，其裂縫主要分布在各層連梁，而墻體裂縫分布較少。

表5為試件主要特征點(diǎn)試驗(yàn)結(jié)果(荷載及位移角)，試件PCSW-1相比試件CSW-1，峰值荷載提高約12.5%，并且屈服位移角、峰值位移角及極限位移角均不小于試件CSW-1，說(shuō)明采用套筒連接的裝配式雙肢剪力墻承載能力與變形能力較現(xiàn)澆整體式雙肢剪力墻均有小幅提升，符合等同現(xiàn)澆的設(shè)計(jì)理念范疇。試件PCSW-2整體的屈服位移角、開裂位移角、極限位移角均顯著大于試件PCSW-1。試件PCSW-1極限位移角為0.008 8rad，試件PCSW-2極限位移角高達(dá)0.08rad，表明增加隔震層后，試件整體結(jié)構(gòu)的變形能力有顯著提升。

試件主要特征點(diǎn)試驗(yàn)結(jié)果 表5

2.2 滯回曲線

滯回曲線采用荷載-位移角的關(guān)系描繪，如圖7所示。試件CSW-1與PCSW-1開始加載至試件開裂前，滯回曲線呈較細(xì)長(zhǎng)的“梭形”，加載與卸載曲線基本重合且為一條直線，殘余變形很小，試件處于彈性階段；試件開裂后至屈服前階段，滯回環(huán)狹窄細(xì)長(zhǎng)，包圍的面積較小，耗能較少，試件剛度退化較?。辉嚰?，隨著荷載和頂點(diǎn)位移角的不斷增大，裂縫逐漸增多，裂縫寬度逐漸加大，混凝土損傷較大，試件剛度退化明顯，曲線逐漸向X軸偏移，卸載后存在很大的塑性變形，滯回環(huán)面積逐漸加大，耗能增加，試件進(jìn)入塑性變形階段。

圖7 試件的滯回曲線

3個(gè)試件滯回曲線均呈“梭形”，試件CSW-1滯回曲線狹窄細(xì)長(zhǎng)，循環(huán)次數(shù)較少，表明現(xiàn)澆整體式雙肢剪力墻抗震結(jié)構(gòu)變形能力與耗能能力較差；試件PCSW-1在往復(fù)水平荷載作用下，結(jié)構(gòu)會(huì)沿著水平接縫結(jié)合面發(fā)生滑移。在粗糙的界面構(gòu)造下，由于滑移過(guò)程中鋼筋內(nèi)沿著鋼筋軸線方向存在拉應(yīng)力，將會(huì)在混凝土界面上產(chǎn)生相應(yīng)的壓應(yīng)力，這種壓應(yīng)力將導(dǎo)致接縫結(jié)合面產(chǎn)生較大摩擦力[11]，由于摩擦力的作用導(dǎo)致結(jié)構(gòu)總耗能增大，滯回曲線較飽滿，表明采用套筒連接的裝配式雙肢剪力墻變形能力與耗能能力較好；試件PCSW-2滯回曲線最為飽滿，與試件CSW-1，PCSW-1的滯回曲線形成了鮮明的對(duì)比，直觀地說(shuō)明了采用套筒連接的裝配式鋼筋混凝土雙肢剪力墻隔震結(jié)構(gòu)具有較好的變形能力與耗能能力。

2.3 骨架曲線

圖8為各試件的骨架曲線對(duì)比。由圖中可以看出：試件CSW-1，PCSW-1與PCSW-2正向加載與反向加載的滯回曲線較對(duì)稱，但試件PCSW-2上部結(jié)構(gòu)正向加載與反向加載的骨架曲線不對(duì)稱，反向加載作用下，試件的剛度要小于正向加載時(shí)的剛度，這是由隔震支座豎向變形所致。反向加載時(shí)，其最左側(cè)隔震支座處于受拉狀態(tài)，其余隔震支座均處于受壓狀態(tài)，且壓縮位移從左至右逐漸增大，即隔震層發(fā)生了轉(zhuǎn)動(dòng)，導(dǎo)致上部結(jié)構(gòu)發(fā)生了一定的剛體轉(zhuǎn)動(dòng)[12-14]。但正向加載時(shí)只有當(dāng)上部結(jié)構(gòu)位移角大于0.003rad時(shí)(頂點(diǎn)位移角大于0.056rad)，四個(gè)隔震支座才會(huì)由于豎向變形不均勻?qū)е赂粽饘映兽D(zhuǎn)動(dòng)狀態(tài)，因此上部結(jié)構(gòu)實(shí)測(cè)剛度要低于正向加載時(shí)的剛度。

圖8 試件的骨架曲線

試件CSW-1與PCSW-1的骨架曲線共同點(diǎn)為均沒有明顯的下降段，水平荷載達(dá)到峰值后試件便失去承載力，破壞為脆性破壞。

2.4 剛度退化

采用割線剛度來(lái)描述雙肢剪力墻試件在低周反復(fù)荷載作用下的剛度衰減情況。圖9為試件的剛度退化曲線。

圖9 試件的剛度退化曲線

各試件的剛度衰減趨勢(shì)大致相同，3個(gè)試件在試驗(yàn)過(guò)程中隨著位移角的增大，剛度持續(xù)退化。從加載初期到開裂過(guò)程中剛度衰減最為明顯，試件開裂到屈服過(guò)程中剛度衰減較快，屈服以后剛度衰減開始減慢。試件剛度隨裂縫的發(fā)展而逐漸降低，而裂縫在試件屈服以前發(fā)展較快，裂縫的大體分布也在屈服以前形成，屈服以后新裂縫出現(xiàn)較少。

2.5 耗能能力

根據(jù)《建筑抗震試驗(yàn)規(guī)程》(JGJ/T 101—2015)[15]規(guī)定的計(jì)算方法，計(jì)算得到試件CSW-1，PCSW-1與PCSW-2的能量耗散系數(shù)E分別為0.56，0.67和1.28。試件PCSW-1的耗能能力略高于試件CSW-1，而試件PCSW-2的耗能能力遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于其余兩個(gè)試件。結(jié)果表明增加隔震支座對(duì)雙肢剪力墻的耗能能力影響較大，隔震層由于其水平剛度較低可以充分進(jìn)行耗能。

圖10為試件耗能(滯回環(huán)面積)與位移角的關(guān)系曲線。在位移角較小階段(未達(dá)到0.2%)，3個(gè)試件的上部結(jié)構(gòu)耗能能力無(wú)顯著差別。隨著位移角的增大，試件PCSW-1與PCSW-2的上部結(jié)構(gòu)耗能能力相比試件CSW-1略有增大。當(dāng)位移角大于0.5%后，試件CSW-1即將達(dá)到極限位移角，其耗能能力不再提升。與此同時(shí)，試件PCSW-1的上部結(jié)構(gòu)耗能能力最好，顯著高于其他兩個(gè)試件。試件PCSW-2總耗能遠(yuǎn)高于試件CSW-1與PCSW-1，其主要由隔震層耗能。

圖10 試件耗能與水平位移角關(guān)系曲線

2.6 隔震支座豎向變形

圖11為各隔震支座豎向變形與頂點(diǎn)位移角關(guān)系曲線。初始階段：由于軸力以及重力的作用，隔震支座均處于受壓狀態(tài)，兩端支座豎向位移為-0.3mm，跨中支座豎向位移為-0.4mm。往復(fù)荷載階段：1)正向加載時(shí)，隔震支座均處于豎向受壓狀態(tài)，最右側(cè)支座壓縮變形逐漸減小，其余三個(gè)支座壓縮變形均逐漸增大；當(dāng)頂點(diǎn)位移角達(dá)到0.002 8rad時(shí)，最右側(cè)隔震支座處于臨界提離受拉界限狀態(tài)，支座由受壓向受拉狀態(tài)轉(zhuǎn)變；隨著頂點(diǎn)位移角的增加，最右側(cè)隔震支座處于受拉提離狀態(tài)，當(dāng)頂點(diǎn)位移角超過(guò)0.056 4rad時(shí)，豎向壓縮變形由左至右依次增大。2)負(fù)向加載時(shí)，隔震支座依舊均處于豎向受壓狀態(tài)，豎向壓縮變形由左至右依次增大，上部結(jié)構(gòu)發(fā)生一定程度的剛體轉(zhuǎn)動(dòng)；當(dāng)隔震支座屈服后，最右側(cè)隔震支座豎向壓縮變形逐漸減?。划?dāng)頂點(diǎn)位移角達(dá)到0.030 8rad時(shí)，最左側(cè)隔震支座由受壓向受拉狀態(tài)轉(zhuǎn)變，隔震支座處于臨界提離受拉界限狀態(tài)；隨著頂點(diǎn)位移角的增加，最右側(cè)隔震支座處于受拉提離狀態(tài)，且提離高度隨位移角的增大而增大。

圖11 各隔震支座豎向變形情況

3 結(jié)論

對(duì)采用套筒漿錨連接的PCSW隔震結(jié)構(gòu)、采用套筒漿錨連接的PCSW抗震結(jié)構(gòu)、傳統(tǒng)現(xiàn)澆剪力墻抗震結(jié)構(gòu)進(jìn)行擬靜力試驗(yàn)，得出以下結(jié)論：

(1)采用套筒漿錨連接的裝配式雙肢剪力墻試件PCSW-1與現(xiàn)澆整體雙肢剪力墻試件CSW-1的破壞形態(tài)基本相同，均表現(xiàn)出2，1，3層連梁縱筋相繼屈服，其次相應(yīng)連梁箍筋屈服，然后墻肢邊緣約束豎向鋼筋屈服、受壓區(qū)底部混凝土壓碎的彎剪破壞形態(tài)。試件PCSW-2連梁屈服順序與其他兩個(gè)試件不同，為1，2，3層連梁相繼屈服，其破壞形態(tài)同樣為彎剪破壞。

(2)采用套筒漿錨連接的裝配式雙肢剪力墻試件PCSW-1的1，2層墻肢接縫處出現(xiàn)水平貫通裂縫，發(fā)生剪切滑移破壞。由于滑移的因素導(dǎo)致其整體結(jié)構(gòu)耗能增大，滯回曲線較飽滿，其耗能大于現(xiàn)澆整體雙肢剪力墻試件CSW-1。

(3)采用套筒漿錨連接的裝配式雙肢剪力墻隔震試件PCSW-2總耗能遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于試件CSW-1與PCSW-1，隔震層為其主要耗能構(gòu)件。其破壞模式為1，2，3層連梁縱筋率先屈服，其次相應(yīng)連梁箍筋屈服。