組合封閉箍筋混凝土疊合梁受扭性能試驗

張雷， 代領杰， 胡翔， 薛偉辰

(同濟大學 建筑工程系，上海 200092)

組合封閉箍筋混凝土疊合梁受扭性能試驗

張雷， 代領杰， 胡翔， 薛偉辰

(同濟大學 建筑工程系，上海 200092)

組合封閉箍筋由下部開口箍筋和上部箍筋帽組成，可顯著提高混凝土疊合梁的施工效率。為研究組合封閉箍筋對疊合梁受扭性能的影響，本文開展了9根采用4種組合封閉箍筋混凝土疊合梁的單調純扭試驗，對不同構造的組合封閉箍筋混凝土疊合梁的破壞形態、極限承載力、延性及變形能力等進行了系統的研究。結果表明：9根梁的主裂縫均為約45°夾角的螺旋狀，最終破壞均為縱筋及箍筋受拉屈服，混凝土壓碎；采用組合封閉箍筋疊合梁的受扭承載力與采用封閉箍筋現澆梁基本相同，采用不同組合封閉箍筋的疊合梁的受扭承載力和扭轉剛度相近；9根梁的扭轉延性系數在9.0～13.2，其中采用形式4組合封閉箍筋(開口箍筋兩側135°彎折、箍筋帽兩側90°彎折)的疊合梁的延性系數高?；谥忻酪幏秾ι鲜隽旱拈_裂扭矩和受扭承載力進行計算，規范計算值與試驗值吻合較好。

組合封閉箍筋； 疊合梁； 純扭； 承載力； 延性； 裂縫

混凝土疊合梁由預制梁和后澆疊合層組成，是裝配整體式混凝土結構中重要的水平構件。傳統連續封閉箍筋保證了混凝土疊合梁具有良好的受力性能，但也造成了后澆疊合層中縱向鋼筋安裝困難、疊合梁施工效率低等問題。組合封閉箍筋由下部開口箍筋和上部箍筋帽組成，將其應用于混凝土疊合梁中可有效簡化后澆疊合層中縱向鋼筋安裝、顯著提高疊合梁施工效率[1-2]。

目前，工程中常見的組合封閉箍筋構造主要包括：1)開口箍筋兩側135°彎折、箍筋帽兩側135°彎折[3](簡稱形式0)；2)開口箍筋兩側180°彎折、箍筋帽一側90°彎折一側135°彎折(簡稱形式1)；3)開口箍筋兩側135°彎折、箍筋帽一側90°彎折一側135°彎折[4](簡稱形式2)；4)開口箍筋兩側180°彎折、箍筋帽兩側90°彎折[5](簡稱形式3)。針對配置上述組合封閉箍筋疊合梁的受彎和受剪性能，國內外學者已開展了較為系統的試驗與理論研究，并提出了相應的設計計算方法[6-7]。但在配置組合封閉箍筋疊合梁的受扭性能方面，相關研究工作仍較少。黃小坤等針對配置形式0和形式2組合封閉箍筋的疊合梁開展了單調純扭試驗，驗證了兩種形式組合封閉箍筋能夠保證混凝土疊合梁具有良好的受扭性能[1]。從現有文獻和工程實踐經驗來看，上述組合封閉箍筋及其混凝土疊合梁的研究與應用主要存在以下問題：1) 現有針對配置組合封閉箍筋疊合梁受力性能的研究主要集中在受彎性能和受剪性能方面，受扭性能的研究很少，且僅限于形式0和形式2兩種組合封閉箍筋；2) 形式0、形式1和形式2組合封閉箍筋的箍筋帽均有一側或兩側為135°彎折，存在因尺寸容許誤差較低而導致后澆疊合層縱筋或箍筋帽就位困難的問題；3) 形式3組合封閉箍筋的開口箍筋兩側均為180°彎折，這對疊合梁后澆疊合層的最小厚度要求較高，即后澆疊合層的厚度應不小于開口箍筋彎折段長度加后澆疊合層中的縱筋直徑(以箍筋直徑10 mm、縱筋直徑25 mm計算，疊合層厚度應不小于165 mm)，否則其中的縱筋無法安裝。

因此，本文提出了一種構造簡單、施工便捷的新型組合封閉箍筋形式(簡稱形式4)，并對對配置不同組合封閉箍筋混凝土疊合梁的受扭性能進行較為系統的研究。

1 試驗設計

1.1試件設計

基于目前工程常見的組合封閉箍筋構造與本文提出的組合封閉箍筋構造(圖1所示)，共設計了10根混凝土梁試件，包括5根現澆混凝土梁和5根混凝土疊合梁，試件施工圖如圖2所示。10根混凝土梁的配箍形式等設計參數如表1所示，配箍率均為0.54%(C6@70)，縱筋總配筋率均為0.89%(4C8)，縱筋和箍筋的配筋強度比為1.17。所有試件均采用C40混凝土澆筑，縱筋和箍筋強度等級均HRB400。

注：形式1、2中，ACI318-14規定c取6d，且不小于75 mm，JGJ1-2014中規定c取不小于10d圖1 組合封閉箍筋形式Fig.1 Forms of overlapping hoops

圖2 試件施工圖Fig.2 Details of specimens

序號編號類型箍筋形式1RCB1現澆傳統連續封閉箍筋2PCB1疊合傳統連續封閉箍筋3RCB2現澆組合封閉箍筋形式14PCB2疊合組合封閉箍筋形式15RCB3現澆組合封閉箍筋形式26PCB3疊合組合封閉箍筋形式27RCB4現澆組合封閉箍筋形式38PCB4疊合組合封閉箍筋形式39RCB5現澆組合封閉箍筋形式410PCB5疊合組合封閉箍筋形式4

需要說明，由于現澆混凝土梁試件RCB3的混凝土澆筑質量存在問題，導致其在試驗過程中提前破壞，因此本文不對其試驗結果進行對比與分析。

1.2加載方案

試驗加載裝置采用同濟大學自主研發的混凝土梁受扭試驗裝置[8]，如圖3所示。該裝置通過梁端支座處對角的兩個千斤頂同步施加大小相同的荷載從而實現對混凝土梁的純扭加載。加載過程中，梁端的滾動支座可雙向轉動，既保證了混凝土梁扭轉變形自由，同時又避免了對試件產生附件的軸向力。所有試件的加載制度均采用標準的單調靜力加載制度。

圖3 加載示意圖Fig.3 Schematic diagram of test setup

1.3量測內容

應變片、位移計及傾角儀布置如圖4所示。試驗主要量測內容包括：1)扭矩(荷載與力臂的乘積)；2)疊合梁關鍵截面的扭轉角；3)疊合梁縱筋應變；4)疊合梁箍筋應變；5)疊合梁關鍵截面混凝土應變；6)裂縫發展情況。

測試數據的采集采用英國Solartron (SI35951BIMP) Instrument數據采集系統。

注：S：鋼筋應變片，C：混凝土應變片圖4 試件測點布置圖Fig.4 Layout of measuring instrument

2 主要試驗結果與分析

2.1破壞形態

所有試件均發生典型的適筋梁受扭破壞(如圖5所示)，其主要特征為：1)試件的最終破壞以混凝土壓碎、縱向鋼筋和箍筋屈服為標志；2)混凝土表面裂縫發展較為充分，裂縫呈螺旋狀分布，與構件軸線夾角約為45°；3)現澆混凝土梁與混凝土疊合梁的破壞形態基本一致，二者表現出相近的受扭性能；4)整個試驗過程中，混凝土疊合梁的預制梁與疊合層之間未發生明顯的滑移，二者共同工作良好。

圖5 試件典型破壞形態Fig.5 Cracking pattern of the test specimens at failure

2.2扭矩-單位扭轉角關系

通過布置在關鍵截面處的傾角儀可測試并計算出混凝土梁在扭矩作用下的扭轉角。表2所示為扭矩特征值，圖5所示為各試件的扭矩-單位扭轉角關系曲線。其中，Tcr為開裂扭矩；Ty為根據能量法確定的屈服扭矩；Tm為峰值扭矩；Tu為極限扭矩，取下降到85%峰值扭矩時的扭矩。

由圖6和表2分析可見：

1) 9根梁試件的扭矩-單位扭轉角關系曲線較為相似，其受力過程均經歷了開裂、屈服和極限破壞等三個特征狀態。

表2 試件的扭矩特征值

圖6 扭矩-單位扭轉角關系曲線Fig.6 Curves of torque-twist relationship

2) 開裂前，混凝土梁的受扭剛度相近，均較大，扭矩與扭轉角之間呈線性關系，此時混凝土梁主要依靠混凝土正截面剪應力平衡扭矩，縱筋和箍筋的應力均很小；開裂后，隨著混凝土梁的內力重分布，新的受扭平衡機理逐漸形成，扭矩-單位扭轉角曲線呈現明顯的“屈服平臺”；此后，縱筋和箍筋的應變逐漸增大并屈服，繼而混凝土梁達到受扭承載力峰值；最終，隨著混凝土裂縫不斷擴展、受壓剝落，混凝土梁承受的扭矩逐漸下降，并最終因混凝土壓碎而破壞。

3) 混凝土疊合梁的開裂扭矩、屈服扭矩和受扭承載力與采用相同箍筋構造的現澆混凝土梁接近，相差最大不超過7.5%。其中，采用形式4組合封閉箍筋構造的混凝土疊合梁PCB5與其現澆對比梁RCB5的開裂扭矩相差最大，低約4.6%；采用形式1組合封閉箍筋的混凝土疊合梁PCB2與其現澆對比梁RCB2的屈服扭矩相差最大，低約7.3%；而采用形式3組合封閉箍筋構造的混凝土疊合梁PCB4與其現澆對比梁RCB4的受扭承載力相差最大，低約4.0%。

4) 與采用連續封閉箍筋的混凝土梁相比，采用組合封閉箍筋的混凝土梁(包括現澆混凝土梁和混凝土疊合梁)的開裂扭矩、屈服扭矩和受扭承載力均略高。其中，開裂扭矩高約2.7%～9.1%，屈服扭矩高約0.3%～11.5%，受扭承載力高約2.0%～8.3%。這說明，組合封閉箍筋能夠保證混凝土疊合梁具有良好的受扭承載力。

5) 在采用不同組合封閉構造的混凝土梁中，采用形式4組合封閉箍筋混凝土梁的受扭承載力最高，分別比采用連續封閉箍筋的現澆梁和混凝土疊合梁高約8.3%和7.0%。這表明，形式4組合封閉箍筋不僅構造最簡單、便于施工，同時能夠保證混凝土疊合梁具有良好的受扭承載力。

2.3延性與變形能力

延性是反映結構或構件受力性能的重要指標之一，常用延性系數來反映?；炷亮涸诩兣ぷ饔孟碌难有韵禂悼杀硎緸棣?θu/θy，其中，θcr、θy、θm和θu分別為試件開裂扭矩、屈服扭矩、峰值扭矩和極限扭矩對應的單位扭轉角。表3為9根梁的單位扭轉角特征值和延性系數。

表3試件的單位扭轉角特征值與延性

Table3Characteristicvaluesofunittorsionangleandductility

試件編號θcr/((°)·m-1)θy/((°)·m-1)θu/((°)·m-1)θm/((°)·m-1)θyθcrμRCB10.080.212.290.572.8010.92PCB10.170.262.370.681.589.11RCB20.110.222.910.712.0813.20PCB20.110.171.700.421.629.98PCB30.050.181.820.514.0010.13RCB40.070.252.260.513.389.05PCB40.050.211.990.574.579.49RCB50.130.303.310.962.3311.05PCB50.090.222.640.632.4211.98

由表中數據分析可知：

1) 所有試件在純扭作用下的扭轉延性系數在9.05～13.20，這表明采用4種組合封閉箍筋的混凝土梁和采用連續封閉箍筋的混凝土梁均具有較好的扭轉延性。

2) 屈服扭轉角θy與開裂扭轉角θcr的比值θy/θcr可用于表示正常使用極限狀態下梁的扭轉變形安全性。表數據可見，所有試件的θy/θcr值在1.58～4.57，這表明采用4種組合封閉箍筋的混凝土梁和采用連續封閉箍筋的混凝土梁在正常使用極限狀態下均具有較好的扭轉變形安全系數。

3) 采用形式1、2、3、4組合封閉箍筋混凝土疊合梁的扭轉延性系數相較采用連續封閉箍筋的混凝土疊合梁，分別高約10%、11%、4%和31%。這表明組合封閉箍筋能夠保證混凝土疊合梁具有不低于采用連續封閉箍筋的混凝土疊合梁的扭轉延性。

4) 在4種采用組合封閉箍筋的混凝土疊合梁中個，采用形式4組合封閉箍筋的混凝土疊合梁PCB5的扭轉延性系數最高，比采用形式1、2、3組合封閉箍筋的混凝土疊合梁的扭轉延性系數分別高約20.0%、18.2%和26.2%。這表明，形式4組合封閉箍筋不僅構造最簡單、便于施工，同時能夠保證混凝土疊合梁具有良好的扭轉延性和扭轉變形安全度。

3 規范計算值與試驗值對比

根據《混凝土結構設計規范》(GB 50010-2010)[10]、ACI318-14[2]和EN 1992-1-1∶2004[11]的規定，對本文9根混凝土梁試件的開裂扭矩和受扭承載力進行了計算，計算值與試驗值對比如表4所示。需要說明，ACI318-14和EN 1992-1-1∶2004中關于混凝土梁開裂扭矩和受扭承載力的計算方法相同，二者在計算混凝土梁受扭承載力時均不考慮混凝土部分的貢獻。

表4 規范計算值與試驗值對比Table 4 Comparison of test results with predicted results

表4中開裂扭矩和受扭承載力試驗值與GB 50010計算值的比值平均值分別為1.15和1.11，而與ACI318計算值的比值平均值分別為1.70和1.40。這表明：1)GB 50010和ACI318的計算方法均可用于采用組合封閉箍筋混凝土疊合梁的開裂扭矩和受扭承載力計算，二者能保證采用組合封閉箍筋混凝土疊合梁具有與采用連續封閉箍筋混凝土梁相近的受扭安全度；2)GB 50010有關混凝土疊合梁開裂扭矩和受扭承載力的計算方法精度較高，ACI318有關混凝土疊合梁開裂扭矩和受扭承載力的計算方法具有更高的安全度。

4 結論

1) 純扭作用下，采用不同形式組合封閉箍筋的混凝土疊合梁的受扭破壞形態與采用連續封閉箍筋的現澆混凝土梁基本一致，最終均形成與混凝土梁軸線成45°的螺旋裂縫，并以箍筋和縱筋屈服、混凝土壓碎為最終破壞的標志。

2) 采用不同形式組合封閉箍筋的混凝土疊合梁具有與采用連續封閉箍筋的現澆混凝土梁相近的扭矩-單位扭轉角關系，二者在受扭剛度、開裂扭矩、屈服扭矩和受扭承載力等方面均較接近。其中，采用組合封閉箍筋的混凝土疊合梁的開裂扭矩比采用連續封閉箍筋的現澆混凝土梁高約2.7%～9.1%，屈服扭矩高約0.3%～11.5%，受扭承載力高約2.0%～8.3%。

3) 所有混凝土梁試件的扭轉延性系數在9.05～13.20，均具有良好的延性。其中，采用組合封閉箍筋的混凝土疊合梁的扭轉延性系數均高于采用連續封閉箍筋的混凝土疊合梁，采用形式1、2、3、4組合封閉箍筋的混凝土疊合梁分別高約10%、11%、4%和31%。

4) 全部9根混凝土梁的開裂扭矩和受扭承載力試驗值與GB 50010計算值的比值平均值分別為1.15和1.11，與ACI318計算值的比值平均值分別為1.70和1.40，這表明現有規范計算方法可用于采用組合封閉箍筋混凝土疊合梁的開裂扭矩和受扭承載力計算，并能保證其具有與采用連續封閉箍筋混凝土梁相近的受扭安全度。

綜上，采用組合封閉箍筋的混凝土疊合梁具有良好的受扭性能，可實現“等同現澆”，也可采用現行規范方法進行設計。在4種形式的組合封閉箍筋中，形式4構造最簡單、便于施工，具有良好的應用前景。

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本文引用格式：

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Experimentalstudyontorsionperformanceofcomposite
concretebeamswithoverlappinghoops

ZHANG Lei, DAI Lingjie, HU Xiang, XUE Weichen

(Department of Building Engineering, Tongji University, Shanghai 200092, China)

An overlapping hoop comprises a lower opening hoop and an upper cap; this design significantly improves the construction efficiency of composite concrete beams. To study the effect of overlapping hoops on the torsional performance of composite concrete beams, this study reports the testing of nine concrete beams using four types of overlapping hoops under pure torsion. The failure mode, ultimate bearing capacity, ductility, and deformation capacity of the concrete beams with different overlapping hoops are systematically studied. Test results show that major cracks occurring in the nine beams are all spiral with an inclined angle of approximately 45° to the longitudinal axis, and all beams fail owing to concrete crush and yielding of longitudinal bars and hoops. The ultimate loading bearing capacity of the composite beams with overlapping hoops are primarily similar to that of composite beams with traditional hoops, and the ultimate loading bearing capacity and torsional rigidity of the composite beams with different types of overlapping hoops are similar. The ductility coefficients of the nine beams range from 9.05 to 13.2, in which the ductility coefficient of beams using the fourth overlapping hoop (open hoop with both 135° hooks, crosstie with both 90° hooks) is greater than the others. Furthermore, cracking torque and ultimate torque are calculated according to Chinese concrete code and American concrete code; calculation results are similar to test results.

overlapping hoops; composite beams; pure torsion; bearing capacity; ductility; crack

10.11990/jheu.201705048

http://www.cnki.net/kcms/detail/23.1390.u.20171016.1607.012.html

TU375.1

A

1006-7043(2017)11-1745-06

2017-05-10.

網絡出版日期：2017-10-16.

上海市科委項目(15DZ1203502)；上海市建委項目(建管2014-001-001)；上海市國資委技術創新和能級提升項目(2015010).

張雷(1993-), 男,碩士研究生；

薛偉辰(1970-)，男，教授，博士生導師，“長江學者”特聘教授.

薛偉辰，E-mail: xuewc@tongji.edu.cn.