組合封閉式箍筋雙筋混凝土梁受彎性能試驗研究

林峰 張羽 張智 韋恒

(同濟大學建筑工程系，上海200092)

1 引言

預制裝配整體式混凝土結構是以預制構件為主，經構件吊裝、鋼筋連接、部分施工現場澆筑而成的混凝土結構。該結構形式結合了預制結構工業化程度高、能耗低、污染小的優點，以及現澆結構整體性好的長處，符合我國目前建設資源節約型、環境友好型社會的要求，是建筑產業工業化、現代化的重要發展方向之一。

近年來，我國大陸從臺灣引進一種新型預制裝配整體式混凝土結構房屋的建造技術——“潤泰體系”。其中的一個關鍵技術是疊合梁采用組合封閉式箍筋。建造時，首先在工廠預制柱構件和梁板構件的下部，然后運至現場，綁扎梁板上部鋼筋，最后整體澆筑梁柱節點和梁板上部。圖1顯示了現場整體澆注前的梁板照片。圖2示意了組合式箍筋梁的施工順序。預制梁下部采用U形箍肢，運至施工現場后再綁扎上部的J形箍肢，最后澆筑疊合層。這一技術的優點是避免了先將箍筋封閉后再安裝梁上部縱筋的不便，施工次序合理，效率提高。

圖1 整體澆筑前疊合梁板和梁柱節點Fig．1 Precast beams，slabs and beam-column joints before cast

圖2 組合式箍筋疊合梁施工順序示意Fig．2 Construction sequence of superposed beams using assembled stirrups

然而，組合封閉式箍筋是否滿足規范要求，工程師目前對此沒有共識。我國《混凝土結構設計規范》(GB 50010—2010)［1］第 9．2．9 條規定:當梁中有按計算需要的縱向受壓鋼筋時，箍筋應做成封閉式。美國ACI規范［2］允許在現澆結構中使用組合封閉式箍筋，并對上部J形箍肢的放置做出了相關規定，但對箍筋間距這一關鍵參數沒有給出說明。《裝配式混凝土結構技術規程(報批稿)》［3］允許采用此類箍筋，但相關規定需要進一步的研究結果支撐。從箍筋約束效果方面考慮，有人擔心，組合式箍筋的上部J形箍肢對雙筋梁中受壓縱筋的約束可能弱于常規封閉箍筋。極限荷載下，箍肢和周圍混凝土能否有效約束受壓縱筋?換言之，受壓縱筋是否可能因側向約束不足而過早失穩，導致梁受彎性能下降?

推廣組合封閉式箍筋疊合梁制造技術需要回答以上疑問。經文獻檢索，沒有發現相關研究報道。考慮到組合封閉式箍筋梁的抗剪性能與傳統封閉箍筋梁相比沒有區別，以及解析或數值方法研究此問題存在困難，故本研究采用試驗方法研究采用組合封閉式箍筋的疊合雙筋混凝土梁受彎性能。

2 試驗計劃

試驗分兩批。第一批試驗包括13根一次澆筑梁試件，目的是考察不同箍筋形式梁受力性能差異。為考察足尺和疊合梁受彎性能，進行了第二批6根疊合梁試驗。試件截面均為矩形，選取箍筋形式、截面尺寸、受壓縱筋和箍筋間距為研究參數。第一批試件信息見表1。箍筋有三種形式，即組合封閉式、傳統封閉箍筋和U形箍筋(箍筋上部不配J形箍肢)。試件尺寸有150 mm ×300 mm×2 300 mm和200 mm×400 mm×3 000 mm兩種。受壓縱筋包括212和214兩種。設計了110 mm、120 mm、200 mm和350 mm共4種箍筋間距，前兩種和后兩種試件預計分別受彎和受剪破壞。

第二批試件信息見表2。箍筋形式均為組合封閉式箍筋。試件D-B1—D-B4的尺寸、配筋分別同第一批試件A-B1—A-B4，但二次澆筑。試件D-B5和D-B6長6 000 mm，接近實際工程尺度。最大受壓縱筋322。第二次澆筑前對混凝土疊合面進行鑿毛處理，以保證粘結可靠［4］。

加載時若如常規做法在試件上表面放置鋼墊塊承受集中力，則此范圍內受壓縱筋將受到鋼墊板的約束，與實際受力情況不符。為避免此約束，在梁中兩個加載點位置處預埋鋼塊。鋼塊呈工字形，其上部鋼板露出試件上表面，使得加載可繞過上部受壓縱筋而直接作用在梁內部混凝土中，如圖3所示。此外，為確保發生預期的受彎破壞，部分試件的所有箍肢附加綁扎豎向鋼筋直桿，以提高試件抗剪承載力。箍筋和縱筋分別采用HPB235鋼筋和HRB335鋼筋。采用商品混凝土，試驗得到第一批試件、第二批試件先澆部分、第二批試件后澆部分的混凝土單軸抗壓強度分別是31．7 MPa、36．4 MPa 和 47．9 MPa，彈性模量分別是 3．26 × 104MPa、2．99 × 104MPa 和 3．67 ×104MPa［5］。鋼筋的屈服強度和彈性模量見表3。混凝土保護層厚度20 mm。

表1 第一批試件信息Table 1 Details of first test group

表2 第二批試件信息Table 2 Details of second test group

圖3 試件中預埋的鋼塊Fig．3 Steel block embedded in specimen

表3 鋼筋材料力學性能［6］Table 3 Mechanical properties of reinforcing steel bars［6］

試驗在同濟大學建筑結構試驗室進行。考慮預埋鋼塊位置，近似三分點分級加載，荷載控制。采用常規的粘貼電阻應變片量測縱筋、U形箍筋兩肢和J形箍筋水平段的應變。用位移計測量試件撓度。縱筋應變片、位移計的位置和加載位置示意見圖4和表4。

圖4 縱筋應變片、位移計及加載點位置Fig．4 Layout of strain gauges，displacement meters and loading points

表4 試件加載位置Table 4 Loading positions

3 試驗結果與分析

3．1 破壞形態

除試件A-B5、A-B6和U-B5發生預期的受剪破壞外，其余試件受彎破壞。典型的破壞形態見圖5。試驗后，鑿除試件跨中上部受壓破壞區域的混凝土后，觀察箍筋對受壓縱筋的約束情況，見圖6。可見，所有試件受壓縱筋在與箍筋交匯處均被正常約束。組合封閉式箍筋的U形和J形箍筋彎鉤處沒有肉眼可見的脫開，J形箍筋也沒有整體移動的跡象。甚至僅配置U形箍筋的試件中，箍筋也可以為縱筋提供有效約束，未發現受壓縱筋失穩的現象。

圖5 試件典型的破壞形態Fig．5 Typical failure modes of specimens

圖6 箍筋可完好約束受壓縱筋Fig．6 Compressive longitudinal steel bars perfectly restrained by assembled stirrups

此外，包括傳統封閉箍筋在內的部分試件，在兩個完好箍肢間受壓縱筋朝“外側及上部”方向彎曲，見圖6。這與峰值荷載后進一步位移加載、混凝土體積膨脹等因素有關。將試驗與計算結果比較(見第3．5節)也表明，這一現象沒有導致試件受彎承載力降低。因而，受壓縱筋在箍筋節點間的部分朝“外側及上部”方向彎曲并未影響“箍筋可有效約束受壓縱筋”這一判斷。這一現象可以認為是試件受彎或受剪破壞后的“后破壞”現象。

3．2 極限承載力與荷載-撓度曲線

試驗得到了試件的極限承載力，分析如下。

(1)組合封閉式箍筋試件A-B1—A-B4與傳統封閉箍筋試件T-B1—T-B4僅箍筋形式不同，比較它們的極限承載力見表5。相對誤差在0．3%～－7．7%之間，可見，兩種箍筋形式試件的受彎極限承載力沒有顯著差異。

表5 組合封閉式箍筋與傳統封閉箍筋試件極限承載力Table 5 Comparison on ultimate bending capacity of specimens with assembled stirups and traditional stirrups

(2)U形箍筋試件U-B1、U-B3與傳統封閉箍筋試件T-B1、T-B3僅箍筋形式不同，比較它們的極限承載力見表6。相對誤差在－4．5% ～1．3%之間，可見，在受壓縱筋沒有提前失穩的情況下，僅配置U形箍筋與傳統封閉箍筋試件的受彎極限承載力也沒有顯著差異。

表6 U型箍筋與傳統封閉箍筋試件極限承載力Table 6 Comparison on ultimate bending capacity of specimens with μ shape stirrups and traditional stirrups

(3)組合封閉式箍筋試件A-B2、A-B5和AB6的破壞由受彎向受剪轉化，極限承載力分別是450．7 kN、425．6 kN 和 331．7 kN，逐步降低。

(4)由于組合封閉式箍筋試件D-B1—D-B4與A-B1—A-B4的材料性能不同，承載力難以直接比較。但3．5節表明，它們的試驗值與計算值吻合較好。

綜上所述，不同的箍筋形式不影響試件的受彎或受剪破壞形態，對受彎極限承載力也沒有顯著影響。

圖7以B3系列(受彎破壞)為例，給出了荷載－撓度曲線。可見，曲線呈典型的三折線延性破壞特點，曲線形狀接近，不同箍筋形式對試件變形性能沒有顯著影響。包括疊合試件在內的其余試件也支持此結果。

圖7 典型試件荷載—撓度曲線Fig．7 Loads-deflection curves of typical specimens

3．3 受壓縱筋應力

試件設計時，遵循受壓鋼筋盡可能屈服或接近屈服的原則，同時考慮最大配筋率和鋼筋直徑的因素。兩次試驗中測得了受壓縱筋的應變并換算為應力，見圖8。可見對于受彎破壞的試件，受壓鋼筋基本可以屈服或接近屈服。對于受剪破壞的3個試件(A-B5、U-B5和A-B6)，實測應力和預期一樣，沒有達到材料屈服強度。這是因為受剪破壞發生在受彎破壞之前，故受壓縱筋應力較小。個別試件受壓鋼筋應力稍微偏小可能與測量誤差有關。

圖8 實測鋼筋應力與屈服強度的比較Fig．8 Comparison on measured stress with yield strength of compressive steel bars in specimens

3．4 箍筋應變

表7給出了加載至極限荷載時，跨中附近處J形箍筋水平肢應變實測值以及U形箍筋兩豎肢應變的實測平均值。總體上，箍筋受拉且應變較小，J形箍筋的應變基本上可以達到U形箍筋的2倍以上。分析認為，箍筋應變與測點布置、箍筋間距、混凝土受壓膨脹等較多因素有關，較為復雜。另外，部分地受到混凝土受壓膨脹影響，受壓縱筋既有向上彎曲擴張的趨勢，也有向兩側擴張的趨勢。

表7 組合封閉式箍筋試件跨中附近箍筋的應變Table 7 Measured strain of stirrups in the midspan of specimens

3．5 承載力計算

為進一步調查采用組合封閉式箍筋與傳統封閉箍筋的試件受彎性能有無區別，我們采用傳統的分析方法［7，8］得到組合式箍筋試件抗彎承載力。計算基于試件破壞形態、平截面假定、材料模型［1］和力平衡原理。經驗算，疊合梁試件受壓區高度均小于疊合層澆筑高度，因此受壓區混凝土強度取疊合層混凝土強度。對于配有雙層受拉鋼筋的試件，計算縱向鋼筋合力點到混凝土邊緣的距離as時需考慮鋼筋的分布。發生受彎破壞試件的承載力示于表8。可見，計算承載力與試驗承載力接近，平均誤差1．5%。其中，第一批A系列的4個試件計算as時采用了設計混凝土保護層厚度而沒有進行實測，可能是導致誤差稍大的一個原因。第二批D系列采用了實測混凝土保護層厚度計算，相對誤差進一步趨小。可見，可以采用傳統封閉箍筋受彎構件承載力的計算方法，預測組合封閉式箍筋構件的相應承載力。

表8 組合封閉式箍筋試件的計算和試驗極限承載力Table 8 Calculated and tested ultimate bending capacity of the specimens with assembled stirrups

4 討論

雙筋混凝土梁的受壓縱筋側向約束由箍筋和混凝土提供。對于組合封閉式箍筋雙筋梁而言，在箍筋與受壓縱筋的交匯點處，側向約束主要由三個因素組成，即U形箍筋兩個豎肢端部的彎鉤約束、J形箍筋水平肢端部錨固約束和混凝土保護層約束，如圖9所示。在交匯點之間，混凝土可提供一定的側向約束。但這種約束在地震作用下因混凝土保護層可能部分剝落而不可靠，常不予考慮。本研究實例中，在靜力荷載作用下組合封閉式箍筋可以對受壓縱筋提供有效約束，受壓縱筋沒有發生失穩失效。

圖9 組合封閉式箍筋梁中受壓縱筋側向約束組成Fig．9 Components of lateral restrains for compression steel bars in specimens with assembled stirrups

5 結語

本文系統研究了配置組合封閉式箍筋雙筋疊合梁的受彎性能。在本研究范圍內，可以到以下結論:

(1)組合封閉式箍筋可以對雙筋疊合混凝土梁的受壓縱筋提供有效側向約束，受壓縱筋沒有在梁破壞之前失穩。

(2)配置組合封閉式箍筋和傳統封閉式箍筋雙筋梁的受彎性能可認為沒有區別，可采用相同的計算方法進行受力性能預測。

進一步將開展地震作用下配置組合封閉式箍筋雙筋疊合梁的受彎性能研究，并對組合封閉式箍筋側向約束進行量化描述。

致謝 本研究得到同濟大學光華基金“預制裝配整體式混凝土房屋結構體系(潤泰技術)關鍵技術研究”的資助，特此致謝!

［1］ 中華人民共和國住房和城鄉建設部．GB 50010—2010混凝土結構設計規范［S］．北京:中國建筑工業出版社，2011．Ministry of Housing and Urban-Rural Construction of the People’s Republic of China．GB 50010—2010 Code for design of concrete structures［S］．Beijing:China Architecture and Building Press，2011．(in Chinese)

［2］ American Concrete Institute，ACI Committee 318．AC I318—05 Building code requirements for structural concrete and commentary［S］．Farmington Hills，Mich．，2005．

［3］ 中華人民共和國住房和城鄉建設部．JGJ 1—2014裝配式混凝土結構技術規程［S］．北京:中國建筑工業出版社，2014．Ministry of Housing Urban-Rural Construction of the People’s Republic of China．JGJ 1—2014 Technical specification for precast concrete structures［S］．Beijing:China Architecture and Building Press，2013．(in Chinese)

［4］ 中華人民共和國住房和城鄉建設部．GB 50666—2011混凝土結構工程施工規范［S］．北京:中國建筑工業出版社，2011．Ministry of Housing Urban-Rural Construction of the People’s Republic of China．GB 50666—2011 Code for construction of concrete structures［S］．Beijing:China Architecture and Building Press，2011．(in Chinese)

［5］ 中華人民共和國建設部．GB/T 50081—2002普通混凝土力學性能試驗方法標準［S］．北京:中國建筑工業出版社，2003．Ministry of Construction of the People’s Republic of China．GB/T 500812—2002 Standard for test method of mechanical properties on ordinary concrete［S］．Beijing:China Architecture and Building Press，2003．(in Chinese)

［6］ 中國國家標準化管理委員會．GB/T 228．1—2010金屬材料拉伸試驗第1部分:室溫試驗方法［S］．北京:中國標準出版社，2011．China National Standardization Management Committee．GB/T 228．1—2010 Metallic materials-tensile testingpart 1:method of test at room temperature［S］．Beijing:China Standard Press，2011．(in Chinese)

［7］ 顧祥林．混凝土結構基本原理［M］．上海:同濟大學出版社，2004．Gu Xianglin．Basic principles for reinforcing concrete structures［M］．Shanghai:Tongji University Press，2004．(in Chinese)

［8］ 肖建莊，高歌，徐亞玲，等．再生混凝土疊合梁受彎力學性能試驗研究［J］．結構工程師，2012，28(2):122-126．Xiao Jianzhuang，Gao Ge，Xu Yaling，et al．Test on bending performance of recycled concrete composite beams［J］Structural Engineers，2012，28(2):122-126．(in Chinese)