倒T形混凝土缺口梁抗弯性能的优化分析*

2023-12-19赵海龙

工业建筑 2023年10期

赵海龙苏晨刘斌

(1.天津大学建筑工程学院, 天津 300072; 2.滨海土木工程结构与安全教育部重点实验室(天津大学), 天津 300072; 3.中国市政工程华北设计研究总院有限公司, 天津 300074)

0 引言

地下综合管廊(用于排水、电力、通信、燃气等管线)在现代城市发展的重要性日趋突出,在维护城市正常运作中扮演了重要的角色,是必不可少的基础设施之一,因此得到了国内学者的深入研究[1-4]。国内对管廊受力性能的研究主要围绕静力分析和动力响应在管廊整体结构上开展,对于地下管廊在实际工况中关键部位的受力性能研究相对较少。在地下综合管廊的建设中,为方便施工,每隔一部分工段会设置一个投料口,局部管廊的受力状态有较大改变。

目前城市地下综合管廊工程为了减少投料口对整体结构的影响,通常在管廊两侧壁之间沿着投料口边缘处加设梁,从而加强对两边侧壁的约束。但如何加强梁的约束、结构的受力、梁板共同受力的情况、关键部位的受力性能等问题,都需要进一步研究。经过前期对管廊投料口处侧壁和顶板的变形及受力情况分析,发现管廊顶板在距离梁一半腹板高度范围内的缺口板,相较于其他区域内的板,应力、应变变化明显。因此,取梁两侧的顶板作为梁的翼缘,组成倒T形混凝土缺口梁。对该倒T形混凝土缺口梁进行系统的结构分析,以结构试验和有限元分析为基础,得到梁完整的受力性能,为研究投料口对管廊受力的影响提供理论依据。

对于倒T形梁而言,目前国内外的研究主要还是集中在材料性能、预制预应力构件以及制作工艺改进等方面。李培刚等对倒T形梁的骨架材料进行研究,并发现玻璃纤维加强筋骨架更有利于结构受力[5]。曾垂军等比对了预制预应力倒T形梁和现浇倒T形梁的受弯性能及破坏特征,并对两个梁的整个受弯过程进行比较分析[6]。杨云俊、唐煜等对倒T形钢筋混凝土梁的静力性能进行了试验和深入的理论分析[7-8]。但是,目前对于结构上有缺失的倒T形梁构件的研究很少,针对上述文献从管廊结构中提取出的倒T形缺口梁的受力性能需要进一步研究。

作为厚板结构研究的一部分,该倒T形混凝土缺口梁的一侧翼缘完整,另一侧翼缘中间段缺失,导致受力性能发生较大变化。为深入研究,本文对倒T形混凝土缺口梁的受力性能进行试验研究,讨论倒T形混凝土缺口梁在静力作用状态下的破坏模式、裂缝发展以及抗弯承载力、延性、刚度等力学指标,通过与有限元分析结果对比,来验证试验结果的合理性;并借助有限元软性ANSYS进行数值模拟,分析面积配箍率、纵筋配筋率、材料强度等参数对试件受力性能的影响,为其工程应用和理论分析提供依据。

1 试验设计

图1a为管廊投料口段示意,本节对从管廊投料口段结构中提取出的倒T形混凝土缺口梁的受力性能进行试验研究。目前现有规范中对倒T形梁的构造没有明确规定,为深入研究管廊投料口段梁板共同受力情况,根据分析(见第3节)取梁两侧的该区域内顶板作为梁的翼缘(图1a中红色部分),组成如图1b所示的倒T形混凝土缺口梁。

a—管廊投料口段; b—倒T形混凝土缺口梁。

1.1 试件设计

a—试件DTL1尺寸; b—试件DTL2尺寸; c—试件DTL1、DTL2配筋。

全部试件均在天津大学滨海土木工程结构与安全教育部重点实验室制作。其中3组150 mm×150 mm×150 mm的混凝土立方体标准试块和2组100 mm×100 mm×300 mm的混凝土棱柱体试块。试块和梁同等条件养护。试件采用的混凝土立方体抗压强度fcu由养护成型的立方体试块测得,试验时实测的3个立方体抗压强度分别为33.29,34.90,38.85 MPa,可得平均立方体抗压强度fcu=35.68 MPa。钢筋的强度等级均为HRB400。

1.2 加载方案和量测内容

本文试验均在天津大学滨海土木工程结构与安全教育部重点实验室进行。试验采用结构单调静力分级加载试验方法[9],具体加载过程如下:考虑到试验加载形式应同实际荷载作用类似,采用两点加载法,通过分配梁将荷载传给试件,试件两端为铰接,加载方案如图3所示。正式加载前,对试件进行预加载,加载荷载不超过试件开裂荷载的70%。正式加载采用力控制加载,利用传感器和数显静态应变仪器控制荷载大小及加载进程。试件开裂前每级加载40 kN,开裂后每级加载60 kN,直到试件破坏。

a—DTL2试验加载装置示意; b—DTL1试验加载装置示意;c—DTL2底部纵筋应变测点; d—DTL1底部纵筋应变测点。

在试验加载过程中,每级荷载持荷5～10 min,并测量记录各级荷载下混凝土关键区域应变,纵筋及箍筋关键部位应变、跨中截面挠度、裂缝发展等。应变片、位移计的布置如图3所示。

2 试验结果及分析

两个试件的破坏模式和试验结果如表1所示。其中Pcr为试验梁的开裂荷载,Py为试验梁纵筋开始屈服时的荷载,Pmax为试验梁的最大承载力;Δcr、Δy、Δu分别为试验梁开裂、钢筋开始屈服和极限荷载对应的跨中挠度;位移延性系数μ=Δu/Δy。

表1 荷载及挠度特征值

2.1 荷载特征值与位移延性

由表1可见:

1)试件DTL1和试件DTL2的开裂荷载分别为101.4 kN和121.12 kN,表明试件DTL1(缺口梁)的开裂早于相应的试件DTL2(完整梁)。

2)试件DTL1(缺口梁)的屈服荷载比试件DTL2(完整梁)的约低38%,说明倒T形梁一侧翼缘的缺口大大削弱了梁的刚度。

3)试件DTL1(缺口梁)的正截面抗弯承载力较试件DTL2(完整梁)的低约37.4%,可见缺口梁承载力下降较多。

4)2个试件中Pmax/Py的差距在1%以内,表明试件的承载力安全储备相近。

5)试件DTL1(缺口梁)和试件DTL2(完整梁)的位移延性系数(Δu/Δy)分别为4.76和4.08,试件DTL1的位移延性系数比试件DTL2高16.7%左右,可见试件DTL1(缺口梁)具有良好的延性特性,位移延性好于试件DTL2(完整梁)。

2.2 破坏形态

两个试验梁的最终破坏形态见图4。

a—DTL1破坏形态缺口侧; b—DTL1破坏形态完整侧;c—DTL1破坏形态整体; d—DTL2破坏形态。

试件DTL2破坏时,腹板顶部受压区混凝土已经被压碎,底部受拉纵筋全部屈服,腹板及翼缘上出现多条弯曲裂缝,为典型的适筋梁弯曲破坏。

试件DTL1破坏时,腹板顶部受压区混凝土压碎,对比图4a和图4b腹板两侧压碎状态可以发现,完整翼缘侧的腹板受压区高度更大,腹板跨中该侧由上至下几乎全部压碎,且完整侧翼缘顶部跨中区域也被压碎,可见试件DTL1的受压区向完整侧翼缘偏移较多;底部受拉纵筋全部屈服;腹板及翼缘出现多道明显的弯剪斜裂缝;如图4c构件的破坏状态整体呈明显的扭曲,可见试件DTL1发生明显的弯扭破坏,一侧的翼缘缺口导致梁的受力性能发生较大改变。

2.3 裂缝发展模式

试件DTL1和试件DTL2破坏时的裂缝分布情况如图5所示。在加载过程中,裂缝的发展与分布主要有以下特点:

a—DTL1缺口翼缘侧裂缝; b—DTL1完整翼缘侧裂缝;c—DTL2一侧裂缝; d—DTL2另一侧裂缝。

1)与完整梁试件DTL2相比,试件DTL1的缺口侧的裂缝发展速度相对较快,相同荷载下,裂缝宽度明显增大,完整侧的裂缝发展速度则较慢,裂缝宽度也更小;极限状态时,试件DTL1缺口侧腹板裂缝沿梁高贯穿,说明试件DTL1腹板靠近缺口侧受拉,而完整侧裂缝分布细密,但裂缝宽度及沿梁高发展的长度均远小于完整侧,腹板及翼缘上部均未开裂,这反映出试件完整侧腹板及翼缘受压,是明显的扭型破坏特征。结合图4c试件DTL1的破坏形态,可以进一步验证试件受扭。

2)试件DTL2的裂缝发展大致呈快—慢—快的趋势。混凝土受拉区开裂后,裂缝迅速发展,出现多条间距大致相同的弯曲裂缝,向上延伸较快;加载中期,很少出现较长的弯曲裂缝,裂缝宽度有所增长;加载后期,试件支座附近出现多道斜裂缝,弯曲裂缝也开始迅速发展,宽度迅速增加,原有裂缝会产生一些劈叉,向上延伸。梁两侧裂缝分布及发展情况大致相同。

3)试件DTL1缺口侧跨中附近出现多条斜裂缝,反映出梁发生了扭转;两侧裂缝均集中在试件的缺口段,且分布细密呈树根状,这是由于一侧翼缘的缺口导致应力集中,使得梁底产生剪应力和拉应力,这对试件DTL1的混凝土抗剪不利。

4)如图5b,试件DTL1完整侧翼缘裂缝发展并未到翼缘顶部,说明完整侧翼缘跨中顶部受压,与试件DTL1破坏时翼缘跨中顶部被压碎契合,进一步验证了试件受扭。

2.4 荷载挠度曲线

两个试件在两点对称单调荷载作用下荷载-挠度曲线如图6所示,可见,曲线上主要有开裂荷载、屈服荷载、峰值荷载和极限荷载等四个特征点。根据GB 50010—2010[10]的规定:盖板中的受弯构件挠度容许值为L/200(L为构件跨度),针对倒T形缺口梁即为11.25 mm,该挠度对应的荷载为试件正常使用极限状态下的荷载。由图6可见:1)在开裂之前,DTL1和DTL2两个试件的跨中挠度均较小,荷载-挠度曲线呈现出近似线性关系,但试件DTL1的弹性抗弯刚度明显小于试件DTL2;2)当荷载加至开裂荷载时,可以看到两条曲线均出现第一个拐点,两个试件的刚度均有所下降,随着荷载继续增加,试件DTL1的刚度下降较快;3)加载到330 kN左右时,试件DTL1的荷载-挠度曲线出现明显转折(本文定义为屈服),变形急剧增加,荷载达到380 kN左右时,腹板受压区混凝土压碎,荷载达到388.7 kN时,完整侧翼缘受压区混凝土被压碎;4)试件DTL2的刚度和承载能力远大于试件DTL1,当荷载达到540 kN左右时,试件DTL2才开始屈服,变形急剧增加,荷载达到620.87 kN时腹板受压区混凝土压坏,属于典型的适筋梁受弯破坏;5)试件DTL1较早达到峰值荷载后,荷载随着跨中挠度的急剧增加而缓慢下降。参照图4c可以发现试件DTL1由于结构受扭,梁完整侧翼缘部分参与受压,从而使得试件DTL1的延性明显好于试件DTL2。

2.5 截面整体工作性能

判定截面整体工作性能好坏的一个重要标准就是是否满足平截面假定的要求。试件的跨中截面混凝土应变分布如图7所示,从图中可以看出:

a—试件DTL1;b—试件DTL2。

1)作用荷载较小时,试件DTL1的截面应变较小,但整个截面应变由上至下呈现出压—拉—压的情况,可见结构发生了扭转;作用荷载大于等于125 kN时,截面中部受拉的趋势更为明显,导致截面应变出现较大变化,变化趋势进一步说明试件DTL1在静力作用下受扭,此时试验梁不满足平截面假定,截面整体工作性能较差。

2)在正常使用荷载作用下时,试件DTL2的跨中截面应变较小,截面应变沿梁高度方向呈线性分布,满足平截面假定的要求;在较大荷载作用下,随着荷载逐渐增大,试件截面中和轴的高度随着荷载的增加逐渐降低,截面应变不断增大,试件的跨中截面应变沿着梁的高度方向分布基本呈线性分布,表明这个阶段内的平截面假定同样基本成立。

2.6 纵筋应变分析

图8为两个试件底部纵筋的应变-荷载曲线,本文中纵筋的屈服应变为0.001 99,极限拉应变为0.01(图8中虚线)。由图可见:在混凝土尚未开裂前,两个试件的纵筋应变均很小,差别不大,荷载与应变基本成正比;当混凝土开裂后,最初由混凝土承担的应力转移给纵筋,纵筋应变增长速度变快,但试件DTL1底部纵筋的应变增长速度较试件DTL2显著加快,两者出现差别,说明试件DTL1翼缘的缺口不利于结构的受力,加快了纵筋应变的增长速度。

图8 底部纵筋的应变-荷载曲线

随着荷载的增加,试件DTL2的底部纵筋由内(腹板)至外(翼缘)先后屈服,图8可以明显看出屈服顺序;相反,试件DTL1的底部纵筋应变-荷载曲线区分度不大,中间两根纵筋的应变-荷载曲线几乎重合,进一步验证了DTL1在加载的过程中出现明显的扭转,导致试件的完整侧翼缘参与受力,受力状态发生变化。

试件DTL1底部最外侧纵筋并未完全屈服,主要原因是试件DTL2翼缘参与结构受力程度较小。

3 有限元分析

对两个倒T形梁试件进行有限元分析,模拟两个构件静力加载的状态,并将有限元分析的结果与试验值进行有效比较。完成模型验证后,对配筋率、配箍率、箍筋位置等参数进行定量分析,探究这些因素对缺口梁力学性能的影响。

图9a、图9b分别为管廊投料口段在设计荷载作用下的截面应力和截面应变云图。分析发现:距离梁越远的缺口顶板应力、应变变化幅度越小,参与受力程度越低。而在距离梁一半腹板高度范围内的缺口顶板,应力、应变变化明显,参与受力程度较高。因此取梁两侧的该区域内顶板作为梁的翼缘,组成倒T形混凝土缺口梁。

a—设计荷载作用下截面应力云图,MPa;b—设计荷载作用下截面应变云图。

3.1 概述

两个试件的混凝土强度等级均是C35,配筋也完全相同。纵向受力钢筋强度等级为HRB400,腹板中钢筋直径为10 mm,翼缘中钢筋直径为8 mm,梁中所有的箍筋强度等级也为HRB400,直径为8 mm,间距为150 mm。作用在缺口梁试件顶部的设计荷载为5 m普通砂土荷载,汽车及人群荷载取 0.02 N/mm2,计算可得设计荷载约为140 kN。

3.2 有限元模型的建立

对试验试件进行有限元模拟,用来验证两个试件的力学性能。采用ANSYS软件建立试件三维有限元模型。建模时使用分离式模型,模型中的混凝土材料均用Solid 65单元进行模拟,钢筋采用三维空间杆单元Link 8单元模拟。鉴于混凝土和钢筋之间的相对滑移非常小,黏结较好,因此将其看作刚性连接,混凝土单元和钢筋单元共用节点,忽略两者之间的黏结滑移。为了避免局部压碎破坏导致有限元计算提前终止,采用Solid 45单元来模拟支座和加载端的刚性垫块。

混凝土的本构关系采用的是多线性随动强化模型MKIN,并使用美国学者Hognestad提出的处理方法,曲线的上升段为抛物线,下降段为直线,表达式为:

(1a)

ε≤ε0

(1b)

ε0≤ε≤εcu

式中:fc为混凝土轴心抗压强度,取实测值23.87 MPa;ε0为峰值应力对应的应变;εcu为混凝土的极限压应变,建议取0.003 8;混凝土弹性模量取试验实测值32 264 MPa。

钢筋的本构关系采用BISO双线性等向强化模型,为便于计算,钢筋的应力、应变关系采用理想弹塑性模型,其表达式为:

σ=Esεs0≤εs≤εy

(2a)

σ=fyεy<εs<εcu

(2b)

分析过程中,钢筋材料强度均采用试验实测值,屈服强度为398 MPa,钢筋弹性段的弹性模量为2.11×105MPa,泊松比为0.3。

支座及加载处的垫块用Solid 45单元模拟,为了防止局部压碎破坏导致计算提前终止,取其弹性模量为2.1×108MPa,屈服强度为8 000 MPa,泊松比为0.3。

本文中有限元模型的建立需选择合适的网格尺寸大小,根据多次试算,本文中混凝土单元及钢筋单元网格划分尺寸为25 mm,两个试件的有限元模型网格划分如图10所示。

a—试件DTL1; b—试件DTL2。

为精确模拟试验中试件的加载条件,根据试验时的约束条件,在两个试件有限元模型底部两侧设置厚度为40 mm的刚性垫块,并对底部垫块底面跨中的全部节点(Z=100,Z=2 150)施加X、Y、Z三个方向的约束,两个试件有限元模型的边界约束如图11所示。

a—试件DTL1; b—试件DTL2。

3.3 模型的加载与求解分析步骤

倒T形梁试件分析模型的边界条件设置为简支,与试验的实际情况相同。在计算时,在倒T形梁腹板的三等分点处,设置100 mm×200 mm的刚性垫块,并在刚性垫块上施加竖向集中荷载,用来防止模型局部压碎破坏,导致计算提前终止。采用位移控制的无穷范数控制收敛,在模型计算的过程中,关闭压碎设置,采用自动时间步长,同时打开预测和线性搜索一系列功能,使模型能更好收敛。

3.4 模型验证

图12为两个试件在两点静力荷载作用下经过有限元分析得到的跨中荷载-挠度曲线与实际得到的荷载-挠度曲线的比较。可以看出,在试件达到极限承载力之前,有限元计算曲线上升段与试验曲线变化基本一致,拟合较好。

a—试件DTL1; b—试件DTL2。

由跨中荷载-挠度曲线可得到试件有限元计算峰值荷载和对应的试验峰值荷载,两者间的误差见表2。

表2 分析结果与试验结果比较

由表2可知,试验得到的结果与有限元分析得到的结果存在一定的误差,但误差很小,均在5%以内,满足有限元计算的精度要求。通过图12可以看出,在跨中荷载-位移曲线的上升段,试件模型均能较好地模拟静力加载作用下的倒T形梁的力学性能。

图13为峰值荷载下,试验梁顶部混凝土试验及模拟形态对比。如图13a,缺口梁试件DTL1受压区向完整侧翼缘偏移,完整翼缘跨中附近受压,符合缺口梁试件破坏时的破坏形态(图13b),而完整梁试件DTL2两侧翼缘均不参与受压,与完整梁试验时的破坏形态(图13d)也完全相符,再一次验证有限元模型具有较高的准确性。总体上看,建立的有限元模型可以较好地预测加载过程中试验梁的受力性能。

a—试件DTL1模拟应变; b—试件DTL1试验破坏形态;c—试件DTL2模拟应变; d—试件DTL2试验破坏形态。

3.5 设计荷载(180 kN)作用下缺口梁应力分析

由上述章节可知,有限元分析软件ANSYS能较好地模拟静力加载作用下的倒T形缺口梁的力学性能。在设计荷载作用下,试件DTL1的各项力学性能如图14所示。

a—缺口梁y向位移,mm; b—缺口梁顶部压应力,MPa;c—缺口梁y向位移,mm; d—缺口梁纵筋应力,MPa。

1)设计荷载作用下,试件DTL1的最大跨中位移为1.7 mm,由图14试件DTL1的跨中荷载-挠度曲线可以看出,此时试件刚刚进入带裂缝工作阶段,试件的工作状态良好,承载力安全储备充足。

2)设计荷载作用下,试件DTL1的底部缺口侧受拉纵筋最大拉应力为340.4 MPa,最大应力点出现在缺口翼缘与腹板的交接处。根据2.6节试件DTL1底部受拉纵筋应变分析可知,试件DTL1底部受拉纵筋还远远没有完全屈服,完全具备继续承载的能力。

3)设计荷载作用下,试件DTL1混凝土中最大压应力为17.67 MPa,出现在腹板顶部,腹板顶部最大压应变为0.000 62,远小于混凝土的极限压应变0.003 3。根据2.1节可知试件DTL1破坏时,完整侧翼缘顶部混凝土由于构件受扭也被压坏,此时完整侧翼缘顶部混凝土最大压应力为6.58 MPa,最大压应变为0.000 23,同样远小于23.87 MPa。可见缺口梁完整侧翼缘顶部随着荷载的增加逐步参与受压。

综上所述,在设计荷载作用下,试件DTL1刚刚进入带裂缝工作状态,工作状态良好,具有充足的承载力安全储备。

4 优化分析

根据上述对完整梁和缺口梁的对比研究发现,缺口梁破坏时试件发生了明显的扭转,是导致梁承载力下降的直接原因。因此,以缺口梁试件DTL1为研究对象进行参数分析,研究材料强度、纵筋配筋率和箍筋间距等对倒T形缺口梁抗扭和抗弯性能的影响。

为定量对比不同材料强度、箍筋间距和配筋率下的倒T形缺口梁力学性能,制定了表3所示的数值模拟方案,通过改变单一变量分别研究其对于倒T形混凝土缺口梁抗扭及抗弯性能的影响。表3中梁编号DTL1-A-B-C的含义为:DTL1表示以试件DTL1为建模基准梁,A代表箍筋间距,B代表纵筋配筋率,C代表混凝土强度。数值模拟结果选取试验过程中的试件的特征荷载进行分析,根据GB 50010—2010[10]的规定:盖板中的受弯构件挠度容许值为L/200。针对倒T形缺口梁即为11.25 mm,将该挠度对应的荷载记为P11.25,该荷载为试件正常使用极限状态下的荷载;将纵筋全部屈服时对应的荷载记为Py,该荷载为试件承载能力极限状态下的荷载。将试件在设计荷载作用下时跨中沿梁宽方向最大位移记为Xmax;将试件在设计荷载作用时完整侧翼缘跨中顶部所受的最大压应力记为σi,通过Xmax和σi判断试件扭转的程度。各单一变量分析结果见图15～17,各模拟方案梁加载结果见表 3。

表3 数值模拟方案

图15 纵筋配筋率对缺口梁荷载-挠度曲线的影响

4.1 纵筋配筋率的影响

根据3.5节可知,设计荷载(180 kN)作用下,缺口梁试件DTL1具有足够的承载力储备,选取纵筋配筋率分别为0.44%、0.78%、0.96%和1.22%的方案建模进行分析,模型其他参数均与试件DTL1保持一致,加载得到的荷载-挠度曲线如图15所示。

可以看出,随着纵筋配筋率的增加,倒T形混凝土缺口梁的抗弯刚度逐渐提高,正常使用极限状态特征荷载和承载能力也逐渐提高。但是,图中可以明显看出,倒T形混凝土缺口梁达到极限荷载时的挠度随着配筋率的提高而减小,倒T形混凝土缺口梁的延性逐渐变差。因此,倒T形混凝土缺口梁的刚度和承载能力随着纵筋配筋率的增大而提高,延性随之降低。由表3中方案一数值模拟结果可知,设计荷载作用下,试件的纵筋配筋率越大,Xmax和σi的值越小,即缺口梁扭转的程度越小。

由此可见:通过提高梁的纵筋配筋率,可以提高结构的刚度和承载能力,使倒T形混凝土缺口梁有效抵抗扭转。

4.2 箍筋间距的影响

使用表3中方案二的工况,选取箍筋间距分别为100 mm、150 mm、200 mm的方案建立有限元模型进行模拟分析,其他参数与试件DTL1保持不变,加载得到的荷载-挠度曲线如图16所示。

图16 箍筋间距对缺口梁荷载-挠度曲线的影响

可以看出,随着箍筋间距的增大,相同荷载作用下试件的挠度变大,试件的正常使用极限状态特征荷载和承载能力极限状态特征荷载逐渐减小。由表3中方案二数值模拟结果可知,在设计荷载作用下,试件的箍筋间距越小,Xmax和σi的值越小,说明减小箍筋间距能有效协助结构抵抗扭转。

总体上看,倒T形混凝土缺口梁的刚度和承载能力随着箍筋间距的增大而减小;试件在正常使用状态下,可以通过减小箍筋间距来抵抗扭转。

4.3 材料强度的影响

倒T形混凝土缺口梁的承载能力主要由混凝土和钢筋所决定。使用表3中方案三和方案四的工况,通过改变试件模型中混凝土和纵向钢筋的强度进行模拟分析,研究浇筑混凝土强度和纵向钢筋强度对倒T形混凝土缺口梁极限荷载和构件扭转的影响,并通过定量分析得到缺口梁在发生破坏时各材料强度取值的合理范围,为后续研究管廊整体梁板受力分析和实际工程应用提供参考,便于节省成本,避免浪费。图17中的材料强度提升率是以C25混凝土强度和HRB335钢筋强度为基准,计算出其他材料强度的提升率。

浇筑混凝土强度和纵向受力钢筋强度对于缺口梁受力性能的影响分析结果如表3和图17所示。分析结果表明:在各个模拟工况下混凝土强度对于结构的承载能力影响很小,当钢筋强度等级为HRB400时,将浇筑混凝土强度等级从C25提升至C55,则缺口梁的承载能力仅提升13%;当混凝土强度等级为C35时,将钢筋强度等级从HRB335提升至HRB600,则缺口梁的承载能力提升41.5%,可见倒T形混凝土缺口梁的极限荷载主要受钢筋强度的影响。在设计荷载作用下,改变混凝土强度和钢筋强度对于缺口的扭转几乎均无影响,可见材料强度对构件的扭转并不敏感。因此,可以在满足承载力等设计要求的情况下,选择最经济的材料强度应用于实际工程。

4.4 各参数变化对承载力和破坏形态的影响

倒T形混凝土缺口梁破坏时试件整体发生扭转,试件腹板顶部受压区向完整翼缘侧顶部偏移,即完整侧翼缘参与结构整体受力。表3数值模拟方案中所有工况下的有限元模型破坏时,腹板和完整侧翼缘底部受拉纵筋均屈服,腹板顶部受压区混凝土和完整翼缘侧顶部受压区混凝土均被压碎,相当于普通混凝土构件的适筋破坏情形,各参数在正常取值范围内对于倒T形混凝土缺口梁的破坏形态几乎没有影响。由表3数值模拟结果可知,提高纵筋配筋率、减小箍筋间距和增大纵向受力钢筋强度均能充分利用混凝土的抗压性能,显著提高倒T形混凝土缺口梁的承载能力,而混凝土强度的变化对梁的破坏形态和承载能力几乎没有影响。