箍筋雙側(cè)端部斷裂對(duì)鋼筋混凝土長(zhǎng)梁受剪性能的影響

趙朋飛，薛 昕，楊 成

(廈門(mén)大學(xué)建筑與土木工程學(xué)院，福建 廈門(mén) 361005)

近年來(lái)，城鎮(zhèn)化的高速推進(jìn)以及大規(guī)?；A(chǔ)設(shè)施的建設(shè)導(dǎo)致天然優(yōu)質(zhì)砂石資源日益枯竭，機(jī)制砂的替代使用成為今后砂石行業(yè)的發(fā)展趨勢(shì)[1-2].機(jī)制砂的選礦多就地取材，復(fù)雜的礦物成分加大了混凝土結(jié)構(gòu)發(fā)生堿骨料反應(yīng)(alkali-aggregate reaction,AAR)的風(fēng)險(xiǎn)[3].AAR是指混凝土微孔中的堿性離子和骨料中的活性礦物反應(yīng)生成的堿性凝膠吸水后體積膨脹的現(xiàn)象，是混凝土結(jié)構(gòu)的主要劣化現(xiàn)象之一.對(duì)于鋼筋混凝土(reinforced concrete，RC)結(jié)構(gòu)，AAR產(chǎn)生的膨脹力在鋼筋中產(chǎn)生不容忽視的拉應(yīng)力[4-5].佐佐木一則[6]在現(xiàn)場(chǎng)調(diào)查中發(fā)現(xiàn)橋梁結(jié)構(gòu)蓋梁中箍筋彎曲部由于AAR產(chǎn)生的膨脹力發(fā)生了斷裂，且斷裂截面無(wú)頸縮現(xiàn)象，斷面整齊，表明AAR引起的箍筋斷裂呈脆性.Miyagawa[7]對(duì)日本國(guó)內(nèi)發(fā)生了AAR的30條公路和鐵路進(jìn)行調(diào)查，結(jié)果發(fā)現(xiàn)AAR產(chǎn)生的膨脹力導(dǎo)致RC梁受拉側(cè)箍筋彎曲處脆性斷裂以及斷裂處附近的局部黏結(jié)失效.實(shí)驗(yàn)室研究結(jié)果[8-9]也表明，混凝土內(nèi)部由AAR引起的箍筋最大拉應(yīng)力遠(yuǎn)超國(guó)內(nèi)外常用箍筋的抗拉強(qiáng)度.AAR導(dǎo)致的箍筋彎曲部斷裂及局部黏結(jié)失效必然降低箍筋在承載過(guò)程中的錨固性能，進(jìn)而直接影響到RC梁的受剪性能.以往的研究主要關(guān)注AAR發(fā)生機(jī)理以及混凝土脹裂特性等材料層面的影響，國(guó)內(nèi)學(xué)者很少?gòu)慕Y(jié)構(gòu)層面關(guān)注AAR引起的箍筋端部錨固性能退化對(duì)RC梁受剪性能影響.

在實(shí)驗(yàn)室研究中，國(guó)外學(xué)者[10-11]主要采用U型箍筋代替普通箍筋的方法對(duì)AAR引起的箍筋彎曲部斷裂進(jìn)行人工模擬.采取人工模擬的主要原因如下：1) 在構(gòu)件層面模擬AAR引起的箍筋彎曲部斷裂較為困難；2) 剝離箍筋彎曲端部斷裂影響并進(jìn)行單獨(dú)評(píng)價(jià)的研究目的.Megawa等[10]的研究結(jié)果表明，箍筋的彎曲部斷裂導(dǎo)致桁架機(jī)制無(wú)法正常形成，進(jìn)而降低了受剪承載力；Abe等[11]的研究結(jié)果確認(rèn)了文獻(xiàn)[10]的實(shí)驗(yàn)現(xiàn)象，并發(fā)現(xiàn)箍筋側(cè)肢斷裂處的局部黏結(jié)進(jìn)一步降低了受剪承載力.上述研究主要通過(guò)試驗(yàn)開(kāi)展定性評(píng)價(jià)，關(guān)于箍筋端部錨固失效對(duì)承載機(jī)制的影響尚未完全把握.

鑒于以上背景，本文以箍筋彎曲部斷裂與否、側(cè)肢斷裂處局部黏結(jié)失效長(zhǎng)度為變量，對(duì)箍筋斷裂RC長(zhǎng)梁的受剪性能展開(kāi)試驗(yàn)研究，并借助有限元數(shù)值模擬進(jìn)一步揭示其受剪承載機(jī)制，為定量評(píng)價(jià)受剪性能積累基礎(chǔ)研究數(shù)據(jù).

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)

試驗(yàn)設(shè)計(jì)了剪跨比3.2的4根長(zhǎng)梁.試件尺寸統(tǒng)一為160 mm×250 mm×1 800 mm，混凝土保護(hù)層厚度取15 mm，28 d立方體混凝土抗壓強(qiáng)度為43.5 MPa.縱筋采用2根HRB400級(jí)肋紋鋼筋2 C 25(fy=445.7 N/mm2)；上部架立筋配置2 C 14；箍筋配置A6@120(fy=330.4 N/mm2).圖1所示為試驗(yàn)梁幾何尺寸及配筋情況(圖中①～⑩為剪跨區(qū)內(nèi)箍筋編號(hào)).借鑒國(guó)外研究[10-11]，采用人工方法通過(guò)配置“∩型”箍筋來(lái)模擬箍筋的下端彎曲部斷裂，如圖2所示.對(duì)于側(cè)肢斷裂處的局部黏結(jié)失效，通過(guò)在側(cè)肢的設(shè)計(jì)黏結(jié)失效區(qū)域包裹玻璃紙并涂抹潤(rùn)滑油進(jìn)行模擬.在剪跨區(qū)內(nèi)箍筋側(cè)肢中部黏貼應(yīng)變片以測(cè)定加載過(guò)程中的箍筋應(yīng)變進(jìn)展.

圖1 試件詳情(單位：mm)Fig.1 Details of specimen (unit:mm)

圖2 ∩型箍形狀及其連接構(gòu)造Fig.2 ∩-hoop shape and its connection structure

試驗(yàn)變量為箍筋下端彎曲部斷裂與否和斷裂處局部黏結(jié)失效長(zhǎng)度.試件所對(duì)應(yīng)的模擬狀況如下：1) BC3.2-0：完好對(duì)比梁；2) BC3.2-1：剪跨區(qū)內(nèi)①～⑩箍筋雙側(cè)箍肢下端彎曲部斷裂；3) BC3.2-2：剪跨區(qū)內(nèi)①～⑩箍筋雙側(cè)箍肢下端彎曲部斷裂且側(cè)肢斷裂處上方5d(d為箍筋直徑)范圍黏結(jié)失效；4) BC3.2-3：①～⑩箍筋雙側(cè)箍肢下端彎曲部斷裂且側(cè)肢斷裂處上方10d范圍黏結(jié)失效.BC3.2-1、BC3.2-2、BC3.2-3在本文中統(tǒng)稱(chēng)為箍筋端部斷裂梁.

1.2 加載試驗(yàn)

如圖3所示，本研究采用單通道電液伺服加載試驗(yàn)系統(tǒng)，支座間距離設(shè)定為1 400 mm.通過(guò)0.3 mm/min位移控制的簡(jiǎn)支跨中單點(diǎn)加載調(diào)查試驗(yàn)梁的受剪性能.為防止局部壓壞，在加載點(diǎn)和支座處設(shè)置鋼板.在加載過(guò)程中通過(guò)數(shù)據(jù)采集器連續(xù)采集外部荷載、跨中撓度以及箍筋應(yīng)變等試驗(yàn)數(shù)據(jù)，并定期描畫(huà)裂縫進(jìn)展，測(cè)定主斜裂縫寬度.

圖3 加載裝置Fig.3 Loading device

2 試驗(yàn)加載結(jié)果及討論

圖4為荷載撓度曲線(xiàn).除了端部斷裂且局部黏結(jié)失效區(qū)域?yàn)?0d的BC3.2-3梁發(fā)生斜拉破壞以外，其余試驗(yàn)梁均發(fā)生剪壓破壞.相比于完好梁，所有箍筋端

圖4 荷載撓度曲線(xiàn)Fig.4 Load-deflection curve

部斷裂梁的受剪承載力均明顯下降，且臨近破壞前的剛度均有減弱，其中BC3.2-3梁的承載力下降及剛度減弱最為明顯.此外，與完好梁的峰值后破壞相對(duì)延性相比，所有箍筋端部斷裂梁的峰值后破壞更為脆性.圖5所示為加載過(guò)程中的主斜裂縫寬度進(jìn)展，可知箍筋端部斷裂梁的主斜裂縫開(kāi)口進(jìn)展較完好梁更為迅速，其中BC3.2-3梁在荷載達(dá)到140 kN左右后，斜裂縫數(shù)目增多且主斜裂縫寬度極速增加，最終由于主斜裂縫貫穿截面發(fā)生斜拉破壞.上述結(jié)果說(shuō)明箍筋的下端部斷裂及局部黏結(jié)失效降低了箍筋對(duì)斜裂縫開(kāi)口進(jìn)展的約束，進(jìn)而影響到受剪破壞模式.

圖5 主斜裂縫寬度進(jìn)展曲線(xiàn)Fig.5 Width progression curve of critical diagonal cracks

圖6所示為試驗(yàn)梁破壞時(shí)裂縫分布情況，圖中粗實(shí)線(xiàn)為主斜裂縫，可知：除了BC3.2-2梁主斜裂縫稍微靠近加載點(diǎn)，其他梁的主斜裂縫發(fā)生位置及傾角基本相同；另外，BC3.2-1和BC3.2-3梁臨近破壞時(shí)在受拉區(qū)產(chǎn)生了沿縱筋向支座發(fā)展的黏結(jié)裂縫.表1為試驗(yàn)梁破壞時(shí)各箍筋側(cè)肢中點(diǎn)的最大平均應(yīng)變值(兩側(cè)肢應(yīng)變最大值的平均)，箍筋的屈服微應(yīng)變?yōu)? 573×10-6.完好梁③、④號(hào)箍筋發(fā)生屈服，②號(hào)箍筋也接

圖6 裂縫分布形態(tài)Fig.6 Cracks patterns of specimens

表1 極限狀態(tài)時(shí)箍筋微應(yīng)變Tab.1 Microstrain of stirrups in limit state

近屈服.與之相比，BC3.2-1梁僅有③號(hào)箍筋發(fā)生屈服，而B(niǎo)C3.2-2和BC3.2-3梁剪跨區(qū)的箍筋均未屈服，且各箍筋的最大平均應(yīng)變隨著斷裂處附近黏結(jié)失效區(qū)域的增加趨于減少.分析原因如下：箍筋下端部斷裂及局部黏結(jié)失效導(dǎo)致承載過(guò)程中的端部錨固退化，使箍筋無(wú)法充分發(fā)揮抗拉強(qiáng)度.根據(jù)以上結(jié)果可以推斷：雖然和主斜裂縫相交的箍筋數(shù)量和完好梁相比并無(wú)明顯變化，但是箍筋斷裂梁中箍筋抗拉作用的減弱降低了通過(guò)“桁架機(jī)制”承擔(dān)的剪力.

從試驗(yàn)承載力變化趨勢(shì)推斷，箍筋下端彎曲部斷裂且局部黏結(jié)失效的BC3.2-2梁承載力應(yīng)小于僅發(fā)生彎曲部斷裂的BC3.2-1梁，試驗(yàn)結(jié)果卻相反.從圖6的裂縫分布形態(tài)可以看出，BC3.2-2梁主斜裂縫向加載位置移動(dòng)且傾角變大，推測(cè)該梁在承載過(guò)程早期形成了“拉拱機(jī)制”，提高了混凝土承擔(dān)剪力，最終導(dǎo)致受剪承載力較BC3.2-1梁不降反升.因此，初步判定上述結(jié)果是由于試驗(yàn)誤差所造成，應(yīng)該不具有普遍性，需要在后述的有限元數(shù)值模擬中進(jìn)一步分析.

圖7所示為各試驗(yàn)梁的受剪承載力比較.圖中Vc為完好梁受剪承載力減去箍筋承擔(dān)剪力后得到的混凝土承擔(dān)剪力，也可以認(rèn)為同等條件下無(wú)腹筋梁的受剪承載力.由圖可以看出，試驗(yàn)梁的受剪承載力隨著箍筋彎曲部斷裂及局部黏結(jié)失效范圍的增加呈減少趨勢(shì).特別是彎曲部斷裂且黏結(jié)失效范圍達(dá)到10d的B3.2-3梁，其受剪承載力Vu接近Vc，即基本和無(wú)腹筋梁承載力相當(dāng)，這說(shuō)明箍筋基本沒(méi)有發(fā)揮作用(表1所示的箍筋平均微應(yīng)變僅為115).這在BC3.2-3梁的破壞模式和主斜裂縫開(kāi)口進(jìn)展?fàn)顩r等承載現(xiàn)象上得到驗(yàn)證.

圖7 梁極限荷載比較Fig.7 Compasion of ultimate load

3 有限元數(shù)值模擬

3.1 有限元模型

本研究使用商業(yè)有限元軟件DIANA對(duì)試件展開(kāi)二維非線(xiàn)性數(shù)值模擬研究.考慮到試件在材料屬性和幾何尺寸上的對(duì)稱(chēng)性，選擇左半跨進(jìn)行模擬分析，有限元模型如圖8所示.邊界條件為跨中截面在X方向約束，支座處在Y方向約束.混凝土、加載及承壓板采用8節(jié)點(diǎn)等參數(shù)平面應(yīng)力單元(CQ16M)；鋼筋采用3節(jié)點(diǎn)桁架單元(CL6TR)；鋼筋和混凝土之間引入界面單元(CL12I)考慮兩者之間黏結(jié)滑移舉動(dòng).對(duì)于“∩型”箍筋，將上端部和混凝土之間的界面單元定義成完好黏結(jié)，除此之外的界面單元考慮黏結(jié)滑移.網(wǎng)格尺寸由最大粗骨料粒徑來(lái)決定.模擬過(guò)程采用改進(jìn)的牛頓-辛普森(modified Newton-Raphson)方法進(jìn)行迭代計(jì)算，根據(jù)能量準(zhǔn)則判斷是否收斂.

圖8 試件分析模型Fig.8 Analytical model for specimens

3.2 本構(gòu)關(guān)系

混凝土的本構(gòu)關(guān)系如圖9(a)所示.其中：ft表示150 mm立方體混凝土受拉強(qiáng)度，fc表示150 mm立方體混凝土受壓強(qiáng)度，f′c表示圓柱體(150 mm×300 mm)混凝土受壓強(qiáng)度，Gf表示受拉斷裂能，Gc表示受壓斷裂能，lcr表示等效單位長(zhǎng)度.受壓側(cè)應(yīng)力隨應(yīng)變?cè)黾映蕭佄锞€(xiàn)上升后線(xiàn)性軟化.受拉側(cè)應(yīng)力隨應(yīng)變呈線(xiàn)性增加后按Hordijk模型[12]軟化.為了降低網(wǎng)格尺寸敏感性，分別在受拉側(cè)和受壓側(cè)引入破壞能量系數(shù)Gf和Gc[13-14]定義峰值后的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系.

由于鋼筋的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系按圖9(b)所示的理想彈塑性考慮，不考慮鋼筋的應(yīng)變硬化，屈服條件符合Von Mises屈服準(zhǔn)則.采用D?rr[15]提出的黏結(jié)-滑移模型模擬鋼筋和混凝土之間的黏結(jié)舉動(dòng).對(duì)于箍筋端部黏結(jié)失效區(qū)域，采用和普通鋼筋相似的黏結(jié)滑移關(guān)系，但整體強(qiáng)度大幅下降至接近無(wú)黏結(jié).

圖9 材料本構(gòu)關(guān)系Fig.9 Constitutive relationship of materials

3.3 裂縫模型及裂縫間應(yīng)力傳遞模擬

本研究采用DIANA提供的彌散裂縫模型中的總應(yīng)變固定裂縫模型模擬混凝土中的裂縫發(fā)生和進(jìn)展，并考慮開(kāi)裂后裂縫間骨料咬合發(fā)生的剪應(yīng)力傳遞.對(duì)于有腹筋梁，由于箍筋約束了斜裂縫開(kāi)口擴(kuò)展，所以箍筋屈服前斜裂縫間依然能保持較大的剪力傳遞.鑒于此，本研究采用DIANA提供的恒定剪切滯留系數(shù)β研究裂縫間的剪力傳遞.斜裂縫間的剪應(yīng)力傳遞機(jī)制非常復(fù)雜，至今未有成熟可信賴(lài)的定量評(píng)價(jià)模型，根據(jù)以往研究結(jié)果[16]，本研究取β=0.2.

4 有限元模擬結(jié)果

4.1 完好梁的模擬結(jié)果檢證

圖10表示完好梁BC3.2-0的模擬結(jié)果和試驗(yàn)結(jié)果分析比較.在模擬加載過(guò)程中，主斜裂縫出現(xiàn)后，隨著荷載的增加不斷向支座和加載點(diǎn)處延伸，當(dāng)剪壓區(qū)混凝土單元內(nèi)高斯積分點(diǎn)的主壓應(yīng)力達(dá)到混凝土抗壓強(qiáng)度時(shí)，荷載達(dá)到峰值，隨后承載力急劇下降.模擬結(jié)果表明試件發(fā)生了明顯的剪壓破壞，與試驗(yàn)現(xiàn)象相一致.圖10(a)所示為荷載-撓度曲線(xiàn)的比較.試驗(yàn)極限承載力為216.4 kN，對(duì)應(yīng)的模擬結(jié)果為212.2 kN，誤差2%，模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果吻合較好；由于采用彌散裂縫模型導(dǎo)致單元間發(fā)生了“stress locking”效應(yīng)[17]，模擬剛度較試驗(yàn)結(jié)果整體偏大.圖10(b)所示為完好梁的裂縫分布比較，模擬的主斜裂縫結(jié)果在發(fā)生位置以及傾角上與試驗(yàn)結(jié)果較為接近.以上分析結(jié)果表明，模擬結(jié)果很好地再現(xiàn)了試驗(yàn)現(xiàn)象，證明了模擬結(jié)果的有效性.

圖10 荷載撓度關(guān)系以及裂縫分布比較Fig.10 Comparison of load deflection relationship and crack distribution

4.2 箍筋端部斷裂梁的模擬結(jié)果驗(yàn)證

表2表示極限承載力的模擬結(jié)果和試驗(yàn)結(jié)果比較.除BC3.2-2梁外，所有試件的模擬結(jié)果均接近試驗(yàn)值，誤差在3%以?xún)?nèi).BC3.2-2的模擬結(jié)果比試驗(yàn)值小約11%，但介于B3.2-1和B3.2-3之間.從后文的模擬裂縫分布來(lái)看，模擬結(jié)果未出現(xiàn)如試驗(yàn)現(xiàn)象所示的“拉拱機(jī)制”，因此，從箍筋斷裂位置和側(cè)肢局部黏結(jié)失效范圍推斷，B3.2-2的模擬結(jié)果更具有合理性，試驗(yàn)現(xiàn)象是由試驗(yàn)誤差所致.

表2 極限荷載的模擬結(jié)果和試驗(yàn)結(jié)果比較Tab.2 Comparison of computed ultimate load with test results

圖11所示為模擬加載過(guò)程中箍筋與主斜裂縫交點(diǎn)處的應(yīng)變進(jìn)展.由圖可知，完好梁剪跨內(nèi)②、③、④號(hào)箍筋屈服，BC3.2-1梁中的③、④號(hào)箍筋以及BC3.2-2梁中的④號(hào)箍筋屈服，BC3.2-3梁剪跨內(nèi)箍筋均未屈服.由于應(yīng)變位置不同，所以無(wú)法和實(shí)驗(yàn)結(jié)果完全對(duì)應(yīng)比較，但在箍筋發(fā)揮作用隨著黏結(jié)失效范圍的增加而逐漸減小這一點(diǎn)上，模擬結(jié)果和實(shí)驗(yàn)結(jié)果一致(參照表1).各梁中箍筋屈服狀況出現(xiàn)差異的原因如下：由于BC3.2-1中的③、④號(hào)箍筋和主斜裂縫的相交位置處于側(cè)肢的上端，裂縫相交處和下端部還保有一定的黏結(jié)長(zhǎng)度，在箍筋受力時(shí)保持較好的錨固效果，所以最終③、④號(hào)箍筋仍發(fā)生屈服.但對(duì)BC3.2-2梁和BC3.2-3梁，隨著箍筋下端斷裂附近的局部黏結(jié)失效區(qū)域逐漸增加，保有黏結(jié)長(zhǎng)度逐漸減少，導(dǎo)致箍筋的端部錨固性能不斷退化，最終導(dǎo)致屈服箍筋根數(shù)逐漸減少.

圖11 加載過(guò)程中的箍筋應(yīng)變進(jìn)展Fig.11 Development of stirrup strain during loading process

4.3 基于模擬箍筋應(yīng)變的承載機(jī)制分析

以下基于模擬箍筋應(yīng)變對(duì)受剪承載機(jī)制進(jìn)行分析.根據(jù)修正桁架機(jī)制[18]，RC梁一旦受剪開(kāi)裂，外部剪力由混凝土和箍筋共同承擔(dān)，如式(1)所示：

Vu=Vc+Vs,

(1)

式中，Vc為混凝土承擔(dān)的剪力，Vs為和主斜裂縫相交的箍筋通過(guò)桁架作用承擔(dān)的剪力.Vs可根據(jù)式(2)和(3)計(jì)算：

(2)

(3)

由于各主斜裂縫并非均和箍筋的側(cè)肢中部相交，箍筋中部的試驗(yàn)測(cè)定數(shù)據(jù)難以評(píng)價(jià)箍筋發(fā)揮的抗剪作用，所以本研究基于圖11中的模擬箍筋應(yīng)變對(duì)Vc和Vs進(jìn)行定量評(píng)價(jià).圖12所示為模擬加載過(guò)程中Vc和Vs進(jìn)展以及破壞時(shí)兩者在總剪力中的占比.從圖中可以看出：各試驗(yàn)梁的Vc和Vs隨箍筋下端彎曲部斷裂及斷裂處黏結(jié)失效范圍的增加逐漸降低.和完好梁相比，箍筋端部斷裂梁在極限狀態(tài)時(shí)的Vc/Vu值先有所減小，之后隨著局部黏結(jié)范圍的增加再次增大；相反，Vs/Vu值先有所增大后呈不斷下降趨勢(shì).以上結(jié)果說(shuō)明，箍筋端部斷裂梁中混凝土通過(guò)拉拱機(jī)制發(fā)揮主要的承載作用.

圖12 加載過(guò)程中的Vc和Vs進(jìn)展以及極限狀態(tài)時(shí)兩者貢獻(xiàn)占比Fig.12 Development of Vc and Vs with the applied load and Vc/Vu and Vs/Vu at ultimate state

圖13表示各試驗(yàn)梁破壞時(shí)Vc和Vs的模擬結(jié)果.從圖中可以發(fā)現(xiàn)：與完好梁相比，箍筋端部斷裂梁Vc和Vs均有一定幅度的下降，但Vc下降幅度保持在16%左右，較為穩(wěn)定；而Vs下降幅度分別為6%、19%和53%，隨著局部黏結(jié)失效范圍的增加呈現(xiàn)不斷增大的趨勢(shì).上述現(xiàn)象可以做如下解釋?zhuān)簜?cè)肢的下端部斷裂使箍筋對(duì)縱筋發(fā)揮的類(lèi)似吊桿的拉結(jié)作用無(wú)法發(fā)揮，直接影響到極限狀態(tài)時(shí)拉拱機(jī)制承擔(dān)剪力，因此Vc出現(xiàn)明顯下降；但下端部一旦斷裂，局部黏結(jié)失效程度并不會(huì)進(jìn)一步弱化拉拱機(jī)制，因此Vc保持在一定的水平.而下端部斷裂及局部黏結(jié)失效范圍直接影響到箍筋發(fā)揮抗拉作用所必需的保有黏結(jié)長(zhǎng)度，因此箍筋通過(guò)桁架機(jī)制承擔(dān)剪力的降幅隨箍筋下端部斷裂及局部黏結(jié)失效范圍的增加而增大.

圖13 極限狀態(tài)時(shí)各試驗(yàn)梁的Vc和Vs比較Fig.13 Comparison of Vc and Vs at ultimate state

5 結(jié) 論

1) 與完好梁相比，箍筋下端彎曲部斷裂導(dǎo)致剛度和承載力下降，斷裂處附近局部黏結(jié)失效范圍的增加進(jìn)一步加劇了該影響，黏結(jié)失效范圍過(guò)大時(shí)甚至?xí)淖冊(cè)囼?yàn)梁的破壞模式.

2) 試驗(yàn)現(xiàn)象和數(shù)值模擬結(jié)果還表明：與完好梁相比，箍筋下端彎曲部斷裂及局部黏結(jié)失效減弱了箍筋對(duì)斜裂縫開(kāi)口進(jìn)展的約束效果；箍筋在承載過(guò)程中發(fā)揮的抗拉作用隨下端彎曲部斷裂以及局部黏結(jié)失效范圍的增加而趨于下降，最終導(dǎo)致箍筋通過(guò)桁架機(jī)制承擔(dān)剪力不斷下降.

3) 基于模擬箍筋應(yīng)變的承載機(jī)制定量評(píng)價(jià)結(jié)果表明：側(cè)肢的下端部斷裂導(dǎo)致箍筋對(duì)縱筋拉結(jié)作用無(wú)法發(fā)揮，因此降低了拉拱機(jī)制承擔(dān)剪力Vc；但局部黏結(jié)失效范圍對(duì)拉拱機(jī)制的影響并不大，因此Vc并不隨局部黏結(jié)失效范圍的增加而降低.

本文重點(diǎn)研究了剪跨區(qū)內(nèi)箍筋雙側(cè)下端彎曲部斷裂對(duì)RC長(zhǎng)梁受剪性能的影響，但實(shí)際工程中也可能發(fā)生箍筋單個(gè)彎曲端部斷裂或者部分箍筋彎曲端部斷裂的情況.關(guān)于后者對(duì)RC長(zhǎng)梁受剪性能的影響，有待進(jìn)一步開(kāi)展研究.