2ANSYSeq\o\ac(○,R)應(yīng)用實例：鋼筋混凝土簡支梁數(shù)值模擬下面以鋼筋混凝土簡支梁的ANSYSeq\o\ac(○,R)程序數(shù)值模擬的應(yīng)用實例，對ANSYSeq\o\ac(○,R)程序的應(yīng)用方法及模擬效果進(jìn)行驗證，梁的尺寸、配筋及荷載如圖5-9所示。鋼筋采用Ⅱ級鋼，混凝土強(qiáng)度等級為C30。（a）、梁的幾何尺寸及荷載示意圖RCBEAM-01RCBEAM-02RCBEAM-03（b）、梁斷面圖圖5-9梁尺寸、配筋及荷載示意圖2.1單元類型（i）混凝土單元：采用ANSYSeq\o\ac(○,R)程序單元庫中SOLID65單元。（ii）縱向鋼筋：PIPE20（iii）橫向箍筋：PIPE202.2材料性質(zhì)（i）、混凝土材料表5-4混凝土材料的輸入?yún)?shù)一覽表[16~19]混凝土立方體抗壓強(qiáng)度（）彈性模量（）泊松比單軸抗壓強(qiáng)度（）單軸抗拉強(qiáng)度（）裂縫間剪力傳遞系數(shù)張開閉合30240000.2025.03.11250.350.75·單軸受壓應(yīng)力-應(yīng)變曲線（曲線）在ANSYSeq\o\ac(○,R)程序分析中，需要給出混凝土單軸受壓下的應(yīng)力應(yīng)變曲線。在本算例中，混凝土單軸受壓下的應(yīng)力應(yīng)變采用Sargin和Saenz模型[17,18]：（5-30）式中??；（ii）、鋼材：（a）、本構(gòu)關(guān)系（應(yīng)力應(yīng)變曲線）在本算例中，所有鋼材，包括梁中縱向主筋、橫向箍筋和鋼支座墊板均采用理想彈塑性模型[9~16]，其應(yīng)力-應(yīng)變曲線見圖5-10。表5-5鋼材材性輸入?yún)?shù)一覽表縱向鋼筋橫向箍筋鋼支座墊板受拉受壓泊松比0.250.250.25（）（）360210210360說明圖5-10鋼材的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系（b）、屈服準(zhǔn)則和強(qiáng)化準(zhǔn)則鋼材的屈服準(zhǔn)則選用雙線性隨動強(qiáng)化材料（BKIN）[8]。在ANSYSeq\o\ac(○,R)程序中，本算例中鋼材的需要輸入的參數(shù)為泊松比、彈性模量和屈服強(qiáng)度，鋼材的輸入?yún)?shù)見表5-6。2.3建立模型（a）、單元劃分本算例中的鋼筋混凝土簡支梁形狀很規(guī)則，因此在ANSYSeq\o\ac(○,R)程序中采用了映射劃分，所有實體單元都是正六面體單元。在加載點和支座處均加設(shè)40mm厚的鋼墊板，以避免出現(xiàn)局壓破壞。另外，在加載點和支座處的網(wǎng)格進(jìn)行了細(xì)分，以考慮應(yīng)力集中。模型的單元網(wǎng)格圖見圖5-13。（b）、約束條件圖5-11模型的約束條件根據(jù)對稱性，可取圖5-9中的1/2模型進(jìn)行有限元分析。相應(yīng)的在ANSYSeq\o\ac(○,R)程序模型中的約束條件見圖5-11。（c）、加載方式在本算例中，采用位移加載，即在加載點墊板中心施加一豎向位移，。在本算例中，沒有考慮鋼筋混凝土之間的粘結(jié)滑移性能，將鋼筋與混凝土視為完全固結(jié)。FEM模型圖和鋼筋網(wǎng)格圖[1,3,5,6]見圖5-12和圖5-13所示。斷面圖配筋圖斷面圖配筋圖斷面圖配筋圖RCBEAM-01RCBEAM-02RCBEAM-03圖5-12各梁FEM模型斷面圖（a）單元網(wǎng)格圖（b）鋼筋單元劃分圖圖5-13算例（一）的FEM模型圖2.4模型求解在ANSYSeq\o\ac(○,R)程序中，對于非線性分析，求解步的設(shè)置很關(guān)鍵，對計算是否收斂關(guān)系很大，對于混凝土非線性有限元分析，在計算時間容許的情況下，較多的求解子步（Substeps）或較小的荷載步和一個非常大的最大子步數(shù)更容易導(dǎo)致收斂[2]。在本算例中，設(shè)置了100個子步。最終本算例收斂成功，在CPU為P41.6G、內(nèi)存為256MB的微機(jī)上計算，耗時約為8小時。2.5計算結(jié)果及分析2.5.1荷載—位移曲線圖5-14為ANSYSeq\o\ac(○,R)程序所得到的各梁的荷載-跨中撓度曲線，從圖中可以看出：（i）、梁RCBEAM-01：曲線形狀能基本反映鋼筋混凝土適筋梁剪切破壞的受力特點，而且荷載-跨中撓度曲線與鋼筋混凝土梁的彎剪破壞形態(tài)非常類似，即當(dāng)跨中彎矩最大截面的縱筋屈服后，由于裂縫的開展，壓區(qū)混凝土的面積逐漸減小，在荷載幾乎不增加的情況下，壓區(qū)混凝土所受的正應(yīng)力和剪應(yīng)力還在不斷增加，當(dāng)應(yīng)力達(dá)到混凝土強(qiáng)度極限時，剪切破壞發(fā)生，荷載突然降低。(a)荷載P-跨中撓度曲線(a)彎矩M-跨中撓度曲線圖5-14（a）荷載—跨中撓度曲線（RCBEAM-01）（ii）、梁RCBEAM-02：荷載-跨中撓度曲線與超筋梁的試驗荷載-跨中撓度曲線很相似，在荷載達(dá)到極限情況下，沒有出現(xiàn)屈服平臺，而是突然跌落。極限彎矩值相對梁RCBEAM-01增加約30%，與受拉區(qū)配筋率的增加量（100%）相比要低，表明受拉區(qū)所增加的鋼筋沒有完全發(fā)揮作用，與超筋梁類似。(a)荷載P-跨中撓度曲線(a)彎矩M-跨中撓度曲線圖5-14（b）荷載—跨中撓度曲線（RCBEAM-02）（iii）、梁RCBEAM-03：荷載-跨中撓度曲線形狀介于適筋梁與超筋梁的試驗曲線之間，隨著撓度的增加，荷載幾乎成線性地增長，在荷載達(dá)到極限情況下，曲線出現(xiàn)一個較短的屈服平臺，隨后出現(xiàn)突然跌落情況。由于受拉區(qū)配筋量的加倍，極限彎矩值增加較大，相當(dāng)于梁RCBEAM-01的兩倍，表明受拉區(qū)所增加鋼筋發(fā)揮了完全作用。(a)荷載P-跨中撓度曲線(a)彎矩M-跨中撓度曲線圖5-14（c）荷載—跨中撓度曲線（RCBEAM-03）表5-6計算結(jié)果與理論值比較計算項目RCBEAM-01RCBEAM-02RCBEAM-03理論計算結(jié)果ANSYS計算結(jié)果理論計算結(jié)果ANSYS計算結(jié)果理論計算結(jié)果ANSYS計算結(jié)果極限彎矩（）65.6667.7865.66~123.12084.79123.120122.06（）9.3108.1829.310~15.6359.79115.63514.796（kN）148.9**112.83148.9**141.317148.9**203.433破壞類型受拉區(qū)單側(cè)配筋適筋梁破壞形態(tài)受拉區(qū)單側(cè)配筋超筋梁破壞形態(tài)拉壓區(qū)雙側(cè)配筋適筋梁破壞形態(tài)說明表中帶“**”抗剪承載力沒有考慮縱向鋼筋的梢栓作用表5-6為理論計算結(jié)果與ANSYSeq\o\ac(○,R)程序計算結(jié)果的對比，從表5-6中可以看出，（1）、ANSYSeq\o\ac(○,R)程序計算的跨中最大彎矩值與理論計算值比較接近，RCBEAM-01和RCBEAM-02最大剪力比梁的斜截面抗剪能力低，即縱筋屈服決定梁的承載能力，壓區(qū)混凝土的剪斷決定梁的最大變形能力，梁的強(qiáng)度仍然由跨中垂直截面彎曲強(qiáng)度決定；而RCBEAM-03的最大剪力比梁的斜截面抗剪能力要大，所以，梁的極限承載能力由梁的斜截面抗剪能力決定，但從表中也可以看出，極限狀態(tài)下的最大彎矩計算值與理論計算值比較接近，表明梁ANSYSeq\o\ac(○,R)程序計算的抗剪能力值為203.433kN，比理論計算的148.9kN值高，這可能是因為縱筋的梢栓作用比較突出。從表5-6還可以看出，在縱筋屈服時刻，ANSYSeq\o\ac(○,R)程序計算的梁跨中最大撓度值比理論計算值略小，原因可能是由于沒有考慮鋼筋-混凝土之間的粘結(jié)滑移，而使整個梁的整體剛度有所增加。2