近几年，随着国家政策对建筑工业化的强力推动和落实，预制装配式混凝土剪力墙结构体系得到了蓬勃发展，也出现了很多新型的装配式创新技术。预制装配式混凝土剪力墙结构中，剪力墙几乎承担全部水平力，所以如何保证预制装配式混凝土剪力墙与连梁之间的可靠连接，使结构具有较好的整体工作性能，并能够有效地传递层间剪力、提高结构的承载力和抗侧刚度是问题关键。

　　 鉴于以上问题，课题组发明了一种自保温预制混凝土剪力墙结构体系^[1,2,3]。在该体系中，剪力墙内预留标准尺寸的孔洞，并在孔洞内填充聚氨酯，以实现剪力墙的承重与保温一体化。自保温预制混凝土剪力墙结构体系的应用，解决了外墙外保温易开裂脱落，外墙内保温不利于室内装修、占用室内使用面积等问题。课题组针对自保温预制混凝土剪力墙结构体系做了大量的试验研究，认为其抗震性能满足使用要求，同时测试了其墙板的综合传热系数，综合传热系数达到0.79W/ (m²·k) ，能够满足《江苏省居住建筑热环境和节能设计标准》 (DGJ32/J 71—2014) ^[4]。

　　 为配合自保温预制混凝土剪力墙结构体系的应用，外墙处的连梁或者其他梁也必须达到自保温的效果，因此设计了一种内填保温芯的连梁构件。为了能将这种自保温预制连梁应用到实际工程，本文采用低周往复加载试验，通过分析其裂缝开展情况、滞回曲线、骨架曲线、耗能性能、刚度退化及混凝土和钢筋的应变，对自保温预制连梁试件的抗弯性能进行研究。

　　 设计并制作了3个连梁试件 (1个现浇实心对比试件和2个自保温预制试件) ，试件的具体参数如表1所示。自保温预制连梁试件由3块预制构件拼接而成，分别是上部和下部自保温预制剪力墙及预制全截面自保温预制连梁。自保温预制连梁除与剪力墙相连的端部用混凝土填实20mm的长度外，其余全长设置保温芯。连梁钢筋和剪力墙采用双节套筒机械连接，其中双节套筒均为正、反牙内螺纹套筒，双节套筒之间设连杆钢筋，直径比连接钢筋大一级，且一端正丝一端反丝，如图1所示。连梁与下部剪力墙机械连接后，连接处用混凝土灌实。待混凝土达到强度后，采用倒插法，将上部剪力墙纵筋插入下部剪力墙的灌浆套筒内，如图2所示。

　　 用于抗弯性能测试的现浇实心连梁试件和自保温预制连梁试件几何尺寸及配筋分别如图3、图4所示，连梁与剪力墙的连接节点照片如图5所示。

　　 通过预留的标准立方体试块，测得各试件标准立方体试块混凝土抗压强度如表2所示。

　　 按照《金属材料拉伸试验第1部分:室温试验方法》 (GB/T 228.1—2010) ^[5]规定，测试试件中主要受力钢筋的强度，测试结果见表3。

　　 试验加载装置如图6所示。剪力墙承受的竖向荷载由量程为2 000kN的液压千斤顶提供，在千斤顶和剪力墙之间设置加载钢梁，使试件受力趋于均匀。为使试验过程中千斤顶与剪力墙顶部的位移保持同步，在钢梁下设置滑动支座。连梁承受的竖向荷载由量程为500kN的MTS电液伺服系统提供，系统竖向作动器前端与钢拉杆连接，实现反复推拉，后端固定于钢梁上。作动器的加载点与剪力墙侧边的水平距离为1 000mm。

　　 加载时，首先对剪力墙顶部施加恒定竖向荷载，之后对连梁施加低周反复竖向荷载。3个试件剪力墙顶部恒定竖向荷载均按照实心剪力墙试件设计轴压比0.22计算，荷载值为650kN，采用荷载控制模式一次加载完成，并在试验过程中保持不变。连梁承受的竖向荷载采用荷载和位移联合控制模式加载:试件开裂前采用荷载控制并分级加载，每级荷载增量为20kN;试件屈服后采用位移控制 (定义作动器推为正向、拉为负向) ，位移取屈服时试件的最大位移值，并以该位移值的倍数为级差进行控制加载，每级位移循环3次，直至荷载降低到峰值荷载的85%以下停止加载。

　　 试验量测项目包括连梁承受的竖向荷载、加载点的竖向位移以及关键位置的应变，其中，连梁承受的竖向荷载通过作动器内置的传感器获得;加载点的竖向位移取位移计D1和D2读数的均值;关键位置的应变通过布置于连梁混凝土的应变片 (图6中S3) 、纵筋表面的应变片 (图3, 4中S1和S2) 量测得到，为降低粘贴应变片墙体开洞对试件自身性能的影响，只在一个自保温预制连梁试件 (PPB-B-1) 上开洞，并在钢筋上粘贴应变片测量钢筋应变。

　　 连梁抗弯试件在荷载作用下产生±4mm位移时出现刚度下降，认为此时试件已经屈服，转为位移加载。试验过程经历了弹性阶段、弹塑性阶段和破坏阶段。各试件具体试验过程和现象描述如下。

　　 竖向荷载达到40kN时，连梁端部与剪力墙连接位置出现1条竖向弯曲裂缝，连梁上部出现2条竖向弯曲裂缝;竖向荷载达到-40kN时，连梁端部与剪力墙连接位置出现2条竖向弯曲裂缝，连梁下部出现1条竖向弯曲裂缝。竖向荷载达到60kN时，连梁上部出现1条弯剪斜裂缝;竖向荷载达到-60kN时，连梁下部出现3条斜裂缝。竖向荷载达到80kN时，剪力墙上部出现1条竖向裂缝。改为位移控制后，加载点竖向位移达到-4mm时，剪力墙下部出现1条弯剪斜裂缝，原有裂缝宽度不断增加。加载点竖向位移达到8mm时，连梁的最大裂缝宽度达到0.30mm;加载点竖向位移达到-8mm时，剪力墙最大裂缝宽度达到0.30mm。加载点竖向位移达到24mm时，连梁最大裂缝宽度增加至1.80mm;加载点竖向位移达到-24mm时，剪力墙的最大裂缝宽度增加至1.60mm。加载点竖向位移达到28mm时，连梁侧面混凝土被压碎。加载点竖向位移达到-40mm时，试件反向承载力降低到峰值荷载的85%以下。加载点竖向位移达到44mm时，试件正向承载力降低到峰值荷载的85%以下，停止试验。试件的破坏形态与裂缝开展见图7 (a) 、图8 (a) 。

　　 竖向荷载达到40kN时，连梁端部与剪力墙连接位置出现1条竖向弯曲裂缝，连梁上部出现1条竖向弯曲裂缝;竖向荷载达到-40kN时，连梁端部与剪力墙连接位置出现1条竖向弯曲裂缝。竖向荷载达到60kN时，连梁上部出现2条竖向弯曲裂缝。改为位移控制后，加载点竖向位移达到4mm时，剪力墙上部出现弯剪斜裂缝。随着加载点位移增加，原有裂缝宽度不断增加;加载点竖向位移达到-4mm时，连梁的最大裂缝宽度达到0.35mm。加载点竖向位移达到8mm时，剪力墙的最大裂缝宽度达到0.30mm。加载点竖向位移达到20mm时，剪力墙的最大裂缝宽度增加至1.70mm。竖向位移达到-24mm时，连梁的最大裂缝宽度增加至2.5mm。加载点竖向位移达到28mm时，连梁侧面混凝土被压碎。加载点竖向位移达到-40mm时，试件反向承载力降低到峰值荷载的85%以下。加载点竖向位移达到44mm时，试件正向承载力降低到峰值荷载的85%以下，停止试验。试件的破坏形态与裂缝开展见图7 (b) 、图8 (b) 。

　　 竖向荷载达到40kN时，连梁端部与剪力墙连接位置出现1条竖向弯曲裂缝;竖向荷载达到-40kN时，连梁端部与剪力墙连接位置出现1条竖向弯曲裂缝，连梁下部出现1条竖向弯曲裂缝。竖向荷载达到80kN时，连梁上部出现1条弯剪斜裂缝。改为位移控制后，加载点竖向位移达到4mm时，连梁的最大裂缝宽度达到0.15mm;加载点竖向位移达到-4mm时，剪力墙的最大裂缝宽度达到0.20mm。加载点竖向位移达到8mm时，剪力墙上部出现多条裂缝。随着加载点位移增加，原有裂缝宽度不断增加。加载点竖向位移达到-16mm时，剪力墙的最大裂缝宽度增加至1.20mm。加载点竖向位移达到24mm时，连梁的最大裂缝宽度增加至1.80mm，连梁侧面混凝土被压碎。加载点竖向位移达到36mm时，试件正向承载力降低到峰值荷载的85%以下。竖向位移达到-40mm时，试件反向承载力降低到峰值荷载的85%以下，停止试验。试件的破坏形态与裂缝开展见图7 (c) 、图8 (c) 。

　　 试件滞回曲线如图9所示。由图9可知，三个试件的滞回特征基本一致。加载初期，所有试件均处于线弹性工作阶段，滞回环面积较小。随着荷载增加，试件逐渐进入弹塑性工作阶段，滞回环面积逐渐增大。到达峰值荷载后，试件刚度明显低，滞回曲线出现“捏拢”现象。

　　 各试件的骨架曲线如图10所示。根据试件滞回曲线和骨架曲线可进一步确定试件的屈服荷载P_y、峰值荷载P_u、破坏位移Δ_u以及延性系数μ等。其中，屈服荷载P_y根据能量法进行确定，过骨架曲线的原点与极值点，做两段折线，使折线下的面积与骨架曲线包围的曲线面积相等，则折线转折点即为对应的屈服荷载P_y与屈服位移Δ_y，破坏位移取荷载下降到85%峰值荷载对应的位移，延性系数μ为破坏位移Δ_u和屈服位移Δ_y的比值。试验结果如表4所示。

　　 由表4可知，自保温预制连梁试件PPB-B-1和PPB-B-2的正、反两个方向平均屈服荷载和平均峰值荷载与现浇实心连梁对比试件CSB-B相当，平均延性系数和平均累积耗能较现浇实心连梁对比试件分别提高10.6%和6.1%。

　　 试件的耗能性能通常可通过能量耗散系数E^[6]来表征，表达式为:

　　 式中: 为每级循环的第一个滞回环面积 (图11) ;S_ΔOCG+ΔOEF为滞回环峰值点对应的三角形面积之和 (图11) 。

　　 试件能量耗散系数-位移曲线如图12所示。由图12可知，自保温预制连梁试件PPB-B-1和PPB-B-2的能量耗散系数的变化趋势与现浇实心连梁对比试件CSB-B基本一致，数值上基本略高于现浇实心连梁对比试件，表明自保温预制连梁试件的耗能能力略优于现浇实心连梁对比试件。

　　 根据《建筑抗震试验规程》 (JGJ/T 101—2015) ^[6]，采用每级循环的第一个滞回环的正、负荷载峰值点之间连线的斜率来衡量刚度退化程度，具体计算公式为:

　　 式中:+F_i和-F_i分别为第i级循环加载下第一个滞回环的正、负最大荷载;+Δ_i和-Δ_i分别为+F_i和-F_i对应的位移。

　　 考虑到各试件均在其产生±4mm位移时转为位移加载，因而试件的刚度变化规律主要基于±4mm位移以后的骨架曲线 (图10) 确定。各试件的刚度退化曲线如图13所示。由图13可知，自保温预制连梁试件的初始刚度略高于现浇实心连梁对比试件。加载过程中，各试件的刚度退化规律基本一致。

　　 典型试件连梁顶部和底部的纵筋应变变化规律 (应变片位置详见图2) 如图14所示。由图14可知，自保温预制连梁试件和现浇实心连梁对比试件顶部纵筋的应变发展规律基本一致，而底部纵筋受拉时应变的发展规律存在一定的差异。

　　 各试件连梁底部混凝土应变变化规律 (应变片位置见图6) 如图15所示。由图15可知，没有开洞的自保温预制连梁试件PPB-B-2的连梁底部混凝土应变变化规律与现浇实心连梁对比试件基本一致。

　　 (1) 自保温预制连梁试件的平均屈服荷载和平均峰值荷载与现浇实心连梁试件相似。

　　 (2) 自保温预制连梁试件平均延性系数和平均累积耗能略优于现浇实心连梁试件。

　　 (3) 自保温预制连梁的裂缝开展与现浇实心连梁相似，表明自保温预制连梁满足强剪弱弯的要求。