张雷， 代领杰， 胡翔， 薛伟辰

(同济大学 建筑工程系，上海 200092)

组合封闭箍筋混凝土叠合梁受扭性能试验

张雷， 代领杰， 胡翔， 薛伟辰

(同济大学 建筑工程系，上海 200092)

组合封闭箍筋由下部开口箍筋和上部箍筋帽组成，可显著提高混凝土叠合梁的施工效率。为研究组合封闭箍筋对叠合梁受扭性能的影响，本文开展了9根采用4种组合封闭箍筋混凝土叠合梁的单调纯扭试验，对不同构造的组合封闭箍筋混凝土叠合梁的破坏形态、极限承载力、延性及变形能力等进行了系统的研究。结果表明：9根梁的主裂缝均为约45°夹角的螺旋状，最终破坏均为纵筋及箍筋受拉屈服，混凝土压碎；采用组合封闭箍筋叠合梁的受扭承载力与采用封闭箍筋现浇梁基本相同，采用不同组合封闭箍筋的叠合梁的受扭承载力和扭转刚度相近；9根梁的扭转延性系数在9.0～13.2，其中采用形式4组合封闭箍筋(开口箍筋两侧135°弯折、箍筋帽两侧90°弯折)的叠合梁的延性系数高。基于中美规范对上述梁的开裂扭矩和受扭承载力进行计算，规范计算值与试验值吻合较好。

组合封闭箍筋； 叠合梁； 纯扭； 承载力； 延性； 裂缝

混凝土叠合梁由预制梁和后浇叠合层组成，是装配整体式混凝土结构中重要的水平构件。传统连续封闭箍筋保证了混凝土叠合梁具有良好的受力性能，但也造成了后浇叠合层中纵向钢筋安装困难、叠合梁施工效率低等问题。组合封闭箍筋由下部开口箍筋和上部箍筋帽组成，将其应用于混凝土叠合梁中可有效简化后浇叠合层中纵向钢筋安装、显著提高叠合梁施工效率[1-2]。

目前，工程中常见的组合封闭箍筋构造主要包括：1)开口箍筋两侧135°弯折、箍筋帽两侧135°弯折[3](简称形式0)；2)开口箍筋两侧180°弯折、箍筋帽一侧90°弯折一侧135°弯折(简称形式1)；3)开口箍筋两侧135°弯折、箍筋帽一侧90°弯折一侧135°弯折[4](简称形式2)；4)开口箍筋两侧180°弯折、箍筋帽两侧90°弯折[5](简称形式3)。针对配置上述组合封闭箍筋叠合梁的受弯和受剪性能，国内外学者已开展了较为系统的试验与理论研究，并提出了相应的设计计算方法[6-7]。但在配置组合封闭箍筋叠合梁的受扭性能方面，相关研究工作仍较少。黄小坤等针对配置形式0和形式2组合封闭箍筋的叠合梁开展了单调纯扭试验，验证了两种形式组合封闭箍筋能够保证混凝土叠合梁具有良好的受扭性能[1]。从现有文献和工程实践经验来看，上述组合封闭箍筋及其混凝土叠合梁的研究与应用主要存在以下问题：1) 现有针对配置组合封闭箍筋叠合梁受力性能的研究主要集中在受弯性能和受剪性能方面，受扭性能的研究很少，且仅限于形式0和形式2两种组合封闭箍筋；2) 形式0、形式1和形式2组合封闭箍筋的箍筋帽均有一侧或两侧为135°弯折，存在因尺寸容许误差较低而导致后浇叠合层纵筋或箍筋帽就位困难的问题；3) 形式3组合封闭箍筋的开口箍筋两侧均为180°弯折，这对叠合梁后浇叠合层的最小厚度要求较高，即后浇叠合层的厚度应不小于开口箍筋弯折段长度加后浇叠合层中的纵筋直径(以箍筋直径10 mm、纵筋直径25 mm计算，叠合层厚度应不小于165 mm)，否则其中的纵筋无法安装。

因此，本文提出了一种构造简单、施工便捷的新型组合封闭箍筋形式(简称形式4)，并对对配置不同组合封闭箍筋混凝土叠合梁的受扭性能进行较为系统的研究。

1 试验设计

1.1试件设计

基于目前工程常见的组合封闭箍筋构造与本文提出的组合封闭箍筋构造(图1所示)，共设计了10根混凝土梁试件，包括5根现浇混凝土梁和5根混凝土叠合梁，试件施工图如图2所示。10根混凝土梁的配箍形式等设计参数如表1所示，配箍率均为0.54%(C6@70)，纵筋总配筋率均为0.89%(4C8)，纵筋和箍筋的配筋强度比为1.17。所有试件均采用C40混凝土浇筑，纵筋和箍筋强度等级均HRB400。

注：形式1、2中，ACI318-14规定c取6d，且不小于75 mm，JGJ1-2014中规定c取不小于10d图1 组合封闭箍筋形式Fig.1 Forms of overlapping hoops

图2 试件施工图Fig.2 Details of specimens

序号编号类型箍筋形式1RCB1现浇传统连续封闭箍筋2PCB1叠合传统连续封闭箍筋3RCB2现浇组合封闭箍筋形式14PCB2叠合组合封闭箍筋形式15RCB3现浇组合封闭箍筋形式26PCB3叠合组合封闭箍筋形式27RCB4现浇组合封闭箍筋形式38PCB4叠合组合封闭箍筋形式39RCB5现浇组合封闭箍筋形式410PCB5叠合组合封闭箍筋形式4

需要说明，由于现浇混凝土梁试件RCB3的混凝土浇筑质量存在问题，导致其在试验过程中提前破坏，因此本文不对其试验结果进行对比与分析。

1.2加载方案

试验加载装置采用同济大学自主研发的混凝土梁受扭试验装置[8]，如图3所示。该装置通过梁端支座处对角的两个千斤顶同步施加大小相同的荷载从而实现对混凝土梁的纯扭加载。加载过程中，梁端的滚动支座可双向转动，既保证了混凝土梁扭转变形自由，同时又避免了对试件产生附件的轴向力。所有试件的加载制度均采用标准的单调静力加载制度。

图3 加载示意图Fig.3 Schematic diagram of test setup

1.3量测内容

应变片、位移计及倾角仪布置如图4所示。试验主要量测内容包括：1)扭矩(荷载与力臂的乘积)；2)叠合梁关键截面的扭转角；3)叠合梁纵筋应变；4)叠合梁箍筋应变；5)叠合梁关键截面混凝土应变；6)裂缝发展情况。

测试数据的采集采用英国Solartron (SI35951BIMP) Instrument数据采集系统。

注：S：钢筋应变片，C：混凝土应变片图4 试件测点布置图Fig.4 Layout of measuring instrument

2 主要试验结果与分析

2.1破坏形态

所有试件均发生典型的适筋梁受扭破坏(如图5所示)，其主要特征为：1)试件的最终破坏以混凝土压碎、纵向钢筋和箍筋屈服为标志；2)混凝土表面裂缝发展较为充分，裂缝呈螺旋状分布，与构件轴线夹角约为45°；3)现浇混凝土梁与混凝土叠合梁的破坏形态基本一致，二者表现出相近的受扭性能；4)整个试验过程中，混凝土叠合梁的预制梁与叠合层之间未发生明显的滑移，二者共同工作良好。

图5 试件典型破坏形态Fig.5 Cracking pattern of the test specimens at failure

2.2扭矩-单位扭转角关系

通过布置在关键截面处的倾角仪可测试并计算出混凝土梁在扭矩作用下的扭转角。表2所示为扭矩特征值，图5所示为各试件的扭矩-单位扭转角关系曲线。其中，Tcr为开裂扭矩；Ty为根据能量法确定的屈服扭矩；Tm为峰值扭矩；Tu为极限扭矩，取下降到85%峰值扭矩时的扭矩。

由图6和表2分析可见：

1) 9根梁试件的扭矩-单位扭转角关系曲线较为相似，其受力过程均经历了开裂、屈服和极限破坏等三个特征状态。

表2 试件的扭矩特征值

图6 扭矩-单位扭转角关系曲线Fig.6 Curves of torque-twist relationship

2) 开裂前，混凝土梁的受扭刚度相近，均较大，扭矩与扭转角之间呈线性关系，此时混凝土梁主要依靠混凝土正截面剪应力平衡扭矩，纵筋和箍筋的应力均很小；开裂后，随着混凝土梁的内力重分布，新的受扭平衡机理逐渐形成，扭矩-单位扭转角曲线呈现明显的“屈服平台”；此后，纵筋和箍筋的应变逐渐增大并屈服，继而混凝土梁达到受扭承载力峰值；最终，随着混凝土裂缝不断扩展、受压剥落，混凝土梁承受的扭矩逐渐下降，并最终因混凝土压碎而破坏。

3) 混凝土叠合梁的开裂扭矩、屈服扭矩和受扭承载力与采用相同箍筋构造的现浇混凝土梁接近，相差最大不超过7.5%。其中，采用形式4组合封闭箍筋构造的混凝土叠合梁PCB5与其现浇对比梁RCB5的开裂扭矩相差最大，低约4.6%；采用形式1组合封闭箍筋的混凝土叠合梁PCB2与其现浇对比梁RCB2的屈服扭矩相差最大，低约7.3%；而采用形式3组合封闭箍筋构造的混凝土叠合梁PCB4与其现浇对比梁RCB4的受扭承载力相差最大，低约4.0%。

4) 与采用连续封闭箍筋的混凝土梁相比，采用组合封闭箍筋的混凝土梁(包括现浇混凝土梁和混凝土叠合梁)的开裂扭矩、屈服扭矩和受扭承载力均略高。其中，开裂扭矩高约2.7%～9.1%，屈服扭矩高约0.3%～11.5%，受扭承载力高约2.0%～8.3%。这说明，组合封闭箍筋能够保证混凝土叠合梁具有良好的受扭承载力。

5) 在采用不同组合封闭构造的混凝土梁中，采用形式4组合封闭箍筋混凝土梁的受扭承载力最高，分别比采用连续封闭箍筋的现浇梁和混凝土叠合梁高约8.3%和7.0%。这表明，形式4组合封闭箍筋不仅构造最简单、便于施工，同时能够保证混凝土叠合梁具有良好的受扭承载力。

2.3延性与变形能力

延性是反映结构或构件受力性能的重要指标之一，常用延性系数来反映。混凝土梁在纯扭作用下的延性系数可表示为μ=θu/θy，其中，θcr、θy、θm和θu分别为试件开裂扭矩、屈服扭矩、峰值扭矩和极限扭矩对应的单位扭转角。表3为9根梁的单位扭转角特征值和延性系数。

表3试件的单位扭转角特征值与延性

Table3Characteristicvaluesofunittorsionangleandductility

试件编号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

由表中数据分析可知：

1) 所有试件在纯扭作用下的扭转延性系数在9.05～13.20，这表明采用4种组合封闭箍筋的混凝土梁和采用连续封闭箍筋的混凝土梁均具有较好的扭转延性。

2) 屈服扭转角θy与开裂扭转角θcr的比值θy/θcr可用于表示正常使用极限状态下梁的扭转变形安全性。表数据可见，所有试件的θy/θcr值在1.58～4.57，这表明采用4种组合封闭箍筋的混凝土梁和采用连续封闭箍筋的混凝土梁在正常使用极限状态下均具有较好的扭转变形安全系数。

3) 采用形式1、2、3、4组合封闭箍筋混凝土叠合梁的扭转延性系数相较采用连续封闭箍筋的混凝土叠合梁，分别高约10%、11%、4%和31%。这表明组合封闭箍筋能够保证混凝土叠合梁具有不低于采用连续封闭箍筋的混凝土叠合梁的扭转延性。

4) 在4种采用组合封闭箍筋的混凝土叠合梁中个，采用形式4组合封闭箍筋的混凝土叠合梁PCB5的扭转延性系数最高，比采用形式1、2、3组合封闭箍筋的混凝土叠合梁的扭转延性系数分别高约20.0%、18.2%和26.2%。这表明，形式4组合封闭箍筋不仅构造最简单、便于施工，同时能够保证混凝土叠合梁具有良好的扭转延性和扭转变形安全度。

3 规范计算值与试验值对比

根据《混凝土结构设计规范》(GB 50010-2010)[10]、ACI318-14[2]和EN 1992-1-1∶2004[11]的规定，对本文9根混凝土梁试件的开裂扭矩和受扭承载力进行了计算，计算值与试验值对比如表4所示。需要说明，ACI318-14和EN 1992-1-1∶2004中关于混凝土梁开裂扭矩和受扭承载力的计算方法相同，二者在计算混凝土梁受扭承载力时均不考虑混凝土部分的贡献。

表4 规范计算值与试验值对比Table 4 Comparison of test results with predicted results

表4中开裂扭矩和受扭承载力试验值与GB 50010计算值的比值平均值分别为1.15和1.11，而与ACI318计算值的比值平均值分别为1.70和1.40。这表明：1)GB 50010和ACI318的计算方法均可用于采用组合封闭箍筋混凝土叠合梁的开裂扭矩和受扭承载力计算，二者能保证采用组合封闭箍筋混凝土叠合梁具有与采用连续封闭箍筋混凝土梁相近的受扭安全度；2)GB 50010有关混凝土叠合梁开裂扭矩和受扭承载力的计算方法精度较高，ACI318有关混凝土叠合梁开裂扭矩和受扭承载力的计算方法具有更高的安全度。

4 结论

1) 纯扭作用下，采用不同形式组合封闭箍筋的混凝土叠合梁的受扭破坏形态与采用连续封闭箍筋的现浇混凝土梁基本一致，最终均形成与混凝土梁轴线成45°的螺旋裂缝，并以箍筋和纵筋屈服、混凝土压碎为最终破坏的标志。

2) 采用不同形式组合封闭箍筋的混凝土叠合梁具有与采用连续封闭箍筋的现浇混凝土梁相近的扭矩-单位扭转角关系，二者在受扭刚度、开裂扭矩、屈服扭矩和受扭承载力等方面均较接近。其中，采用组合封闭箍筋的混凝土叠合梁的开裂扭矩比采用连续封闭箍筋的现浇混凝土梁高约2.7%～9.1%，屈服扭矩高约0.3%～11.5%，受扭承载力高约2.0%～8.3%。

3) 所有混凝土梁试件的扭转延性系数在9.05～13.20，均具有良好的延性。其中，采用组合封闭箍筋的混凝土叠合梁的扭转延性系数均高于采用连续封闭箍筋的混凝土叠合梁，采用形式1、2、3、4组合封闭箍筋的混凝土叠合梁分别高约10%、11%、4%和31%。

4) 全部9根混凝土梁的开裂扭矩和受扭承载力试验值与GB 50010计算值的比值平均值分别为1.15和1.11，与ACI318计算值的比值平均值分别为1.70和1.40，这表明现有规范计算方法可用于采用组合封闭箍筋混凝土叠合梁的开裂扭矩和受扭承载力计算，并能保证其具有与采用连续封闭箍筋混凝土梁相近的受扭安全度。

综上，采用组合封闭箍筋的混凝土叠合梁具有良好的受扭性能，可实现“等同现浇”，也可采用现行规范方法进行设计。在4种形式的组合封闭箍筋中，形式4构造最简单、便于施工，具有良好的应用前景。

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本文引用格式：

张雷， 代领杰， 胡翔， 等. 组合封闭箍筋混凝土叠合梁受扭性能试验[J]. 哈尔滨工程大学学报， 2017， 38(11): 1745 -1750.

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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.

网络出版日期：2017-10-16.

上海市科委项目(15DZ1203502)；上海市建委项目(建管2014-001-001)；上海市国资委技术创新和能级提升项目(2015010).

张雷(1993-), 男,硕士研究生；

薛伟辰(1970-)，男，教授，博士生导师，“长江学者”特聘教授.

薛伟辰，E-mail: xuewc@tongji.edu.cn.