Belgorod, Russian Federation
Russian Federation
Russian Federation
Russian Federation
UDK 69 Строительство. Строительные материалы. Строительно-монтажные работы
UDK 624.07 Конструктивные элементы. Несущие конструкции
In this paper, the authors study the stress-strain state of composite jumpers made of aerated concrete blocks with steel reinforcement rods and external composite reinforcement when working in bending. Rod reinforcement of jumpers is carried out by inserting steel reinforcing bars into the body of aerated concrete in the longitudinal and transverse directions. Composite reinforcement is performed with carbon fiber tapes in the stretched edge of the element over the entire width, as well as parts of tapes on the flange sides of the aerated concrete block at the vertical seam or in the center of the element. The test results are assessed by comparing the strength of the normal section and the deformability of aerated concrete bending jumpers, the effectiveness of gluing carbon fiber tapes and aerated concrete, and the optimal use of various types of reinforcement. It has been established that external composite reinforcement at a load of up to 60% of the breaking load reduces the deformability of aerated concrete bending elements due to an increase in flexural rigidity, and at a load of more than 60% due to a change in the design scheme. Jumpers with rod reinforcement have a brittle nature of destruction, while those with external composite reinforcement fail plastically. In general, the load-bearing capacity of composite aerated concrete jumpers reinforced with external composite reinforcement is sufficient to withstand operational loads
aerated concrete blocks, composite jumper, external composite reinforcement, strength, deformability, carbon fibers
Введение. Современное строительство и проектирование зданий и сооружений предъявляют высокие требования к прочности и долговечности строительных конструкций [1]. Одним из важных аспектов в данном контексте является разработка и оптимизация составных элементов, таких как перемычки, которые используются для поддержания оконных и дверных пролетов в зданиях и сооружениях.
Использование газобетона как строительного материала имеет ряд преимуществ, включая легкость, теплоизоляционные свойства, обеспечиваемые однородной пористой структурой [2, 3]. Однако, для обеспечения необходимой прочности и устойчивости при изгибе, газобетонные перемычки требуют армирования. В данной статье авторами проведено исследование напряженно-деформированного состояния составных перемычек из газобетонных блоков со стержнями из стальной арматуры и внешним композитным армированием при работе на изгиб.
Стальная арматура используется для стержневого армирования при врезке в тело газобетона как в продольном, так и в поперечном направлении, что позволяет увеличить прочность и жесткость перемычек, что снижает деформативность при изгибе [4-8].
Внешнее композитное армирование выполняется лентами из углеродных волокон, которые накладываются на газобетонный блок в растянутой грани элемента на всю его ширину, а также в местах вертикальных швов или в центре элемента [9]. Данный тип армирования также способствует увеличению прочности и жесткости перемычек, что может уменьшить деформативность [10-13].
Целями настоящего исследования являются:
– анализ напряженно-деформированного состояния изгибаемых элементов из газобетонных блоков, усиленных внешним полосовым армированием;
– оценка эффективности внешнего композитного усиления для его использования в изгибаемых конструкциях из газобетонных элементов;
– оценка эффективности применения изгибаемых составных перемычек из газобетонных блоков, при двух- и четырехточечном изгибе.
Материалы и методы. Составная ячеистобетонная перемычка состоит из двух газобетонных блоков и шва, скрепляющего блоки по торцевым сторонам. Также составная газобетонная перемычка снабжена стержневым армированием, выполненным в виде стальной арматуры, уложенной в штрабы в нижней стороне блоков, и внешним полосовым армированием, выполненным в виде ленты из углеродных волокон, жестко прикрепленной эпоксидным клеем с нижней стороны составной газобетонной перемычки по всей ширине и длине с направлением волокон параллельно продольной оси перемычки, и частей лент, жестко прикрепленных к ложковым сторонам блоков в местах вертикальных швов, выполненных на полиуретановом клее, по всей высоте блока симметрично относительно вертикального шва [9].
В исследовании использовались газобетонный блоки с маркой по средней плотности D500 и классом по прочности В3,5. В качестве заполнителя шва применялся клеевой состав для газобетонных блоков с пределом текучести при растяжении 0,9 МПа. В качестве стержневого армирования применялись стальные стержни А400 с модулем упругости 200000 МПа; пределом текучести при растяжении 320 МПа и предельной прочностью на растяжении 618 МПа при минимальном коэффициенте армирования µmin (при d = 8 мм), пределом текучести при растяжении 512 МПа и предельной прочностью на растяжении 750 МПа при максимальном коэффициенте армирования µmax
(при d = 10 мм).
Однонаправленные ленты из углеродных волокон с модулем упругости 230000 МПа, предельной деформацией растяжения 0,3 и толщиной 1,29 мм, работающие на изгиб, ориентированы вдоль растянутой грани элемента, а поперечные ленты, работающие на сдвиг, ориентированы на 90° относительно продольной оси перемычки. Ленты из углеродных волокон прикрепляются к газобетонным блокам при помощи эпоксидного клея с модулем упругости 3800 МПа и прочностью на растяжение при изгибе 30 МПа.
В рамках исследования было изготовлено 20 образцов, которые были разделены на две серии
(ГП-1 и ГП-2) в зависимости от типа нагрузки и армирования (табл. 1 и 2).
Таблица 1
Схемы армирования перемычек с двухточечной нагрузкой для серии ГП-1
|
Наим-е образца |
Поперечное сечение |
Изометрический вид перемычек |
Типы армирования |
|
КП1 |
|
|
А: без армирования |
|
П1 |
|
|
А: без армирования |
|
П1-1 |
|
|
Б: армирование лентами на изгиб только с нижней поверхности |
|
П1-1.1 |
|
|
В: стержневое армирование |
|
П1-2 |
|
|
Г: армирование лентами в растянутой зоне и в зоне соединения блоков |
|
П1-3 |
|
|
Д: комбинированное армирование (ленты + стержневое армирование) и армирование швов с (μmin) |
|
П1-4 |
|
|
Е: комбинированное армирование (ленты + стержневое армирование) в растянутой зоне с (μmin) |
|
П1-5 |
|
|
Д: комбинированное армирование (ленты + стержневое армирование) в растянутой зоне и в зоне соединения блоков с (μmax) |
|
П1-6 |
|
|
Е: комбинированное армирование (ленты + стержневое армирование) в растянутой зоне с (μmax) |
Первая группа перемычек (серия ГП-1) (табл. 1) предназначена для испытания на двухточечный изгиб (сосредоточенная нагрузка), вторая группа (серия ГП-2) (табл. 2) – на четырехточечный изгиб. Образцы армированы лентами из углеродных волокон в разных положениях и арматурными стержнями с целью исследования прочности на растяжение и сдвиг. Все образцы имеют размеры поперечного сечения 1200×240×200 мм. В качестве внешнего полосового армирования в исследовании использовались ленты из углеродных волокон Sikawrap 230C.
Таблица 2
Схемы армирования перемычек с четырехточечной нагрузкой для серии ГП-2
|
Наим-е образца |
Поперечное сечение |
Изометрический вид перемычек |
Типы армирования |
|
КП2 |
|
|
А: без армирования |
|
П2 |
|
|
А: без армирования |
|
П2-1 |
|
|
Б: армирование лентами на изгиб только в растянутой зоне |
|
П2-1.1 |
|
|
В: стержневое армирование |
|
П2-2 |
|
|
Г: армирование лентами в растянутой зоне и в зоне соединения блоков |
|
П2-3 |
|
|
Е: армирование лентами в растянутой зоне, U-образная обертка усиления на сдвиг на каждом конце и армирование швов в середине |
|
П2-4 |
|
|
Ж: комбинированное армирование (ленты + стержневое армирование) в растянутой зоне и в зоне соединения блоков, U-образная обертка с хомутом |
|
П2-5 |
|
|
И: комбинированное армирование (ленты + стержневое армирование) в растянутой зоне и U-образная обертка с хомутом |
|
П2-6 |
|
|
Ж: комбинированное армирование (ленты + стержневое армирование) в растянутой зоне и в зоне соединения блоков, U-образная обертка с хомутом |
|
П2-7 |
|
|
И: комбинированное армирование (ленты + стержневое армирование) в растянутой зоне и U-образная обертка с хомутом |
|
П2-8 |
|
|
К: стержневое армирование, на изгиб и сдвиг |
Для армирования перемычек стальными стержнями были выполнены штрабы в продольном направлении перемычек и по вертикали по схеме Fib TG 9.3 [14, 15], максимальном коэффициенте армирования µmax: hg = 40 мм, bg = 30 мм, ac = 40 мм и a`c = 55 мм, а минимальном коэффициенте армирования µmin: hg = 32 мм, bg = 24 мм, ac = 40 мм и a`c = 52 мм. Система армирования стальными стержнями представлена на рис. 1.
Рис. 1. Система армирования поверхности стальным стержнем с анкеровкой арматуры:
1 – газобетонное основание; 2 – вертикальный шов; 3 – продольный стержень (d = 10 мм);
4 – вертикальная арматура (d = 8 мм); 5 – штрабы
Все образцы были испытывались в соответствии с DIN EN 846-9-2016 «Определение прочности на изгиб и на срез перемычек» на четырехточечный изгиб. Схема и установка для испытаний составных перемычек для четырехточечного нагружения представлена на рис. 2.
|
а) |
|
б) |
|
Рис. 2. Система загрузки: а – схема испытаний перемычек; б –установка для испытаний:
L – длина балки; Ln – длина пролета в свету; a – пролет сдвига
Нагрузка прикладывалась с использованием универсальной гидравлической машины мощностью 2000 кН. Скорость нагрузки была принята 1,5 мм/мин от смещения середины пролета в соответствии с EN 846-9-2016. Система сбора данных непрерывно записывала приложенные значения нагрузки и смещения в цифровом виде.
Основная часть. Испытания образцов перемычек были проведены в соответствии с установленной методикой испытаний. Анализ результатов испытаний (табл. 3) позволил сделать выводы о влиянии внешнего армирования на напряженно-деформированное состояние газобетонных изгибаемых конструкций, оценить характер разрушения.
Таблица 3
Значения предельных изгибающих нагрузок, напряжений
и деформаций при испытаниях образцов
|
Серия |
Наим-е образца |
Нагрузка Рmax, кН |
Прогиб fmax, мм |
Напряжения σmax, кН/м2 |
Относительная деформация εmax, % |
Характер разрушения |
|
ГП-1 |
КП1 |
5,3 |
0,004 |
72,9 |
0,282 |
хрупкое разрушение под действием силы сдвига в середине пролета |
|
П1 |
5,3 |
0,02 |
72,8 |
0,46 |
разрушение кладочного шва |
|
|
П1-1 |
16,5 |
3,44 |
226,9 |
3,3 |
разрушение при сдвиге |
|
|
П1-1,1 |
17,8 |
6,87 |
244,8 |
1,73-4,16 |
разрушение кладочного шва |
|
|
П1-2 |
21,5 |
2,96 |
295,6 |
1,86 |
разрушение при сдвиге |
|
|
П1-3 |
27,2 |
0,12 |
374,2 |
0,28-3,9 |
разрушение при сдвиге |
|
|
П1-4 |
25,2 |
0,16 |
347,3 |
0,5-1,3 |
разрушение при сдвиге |
|
|
П1-5 |
31,4 |
6,72 |
432,4 |
0,26-5 |
по нормальным сечениям в зоне чистого изгиба |
|
|
П1-6 |
26,3 |
4,57 |
362 |
0,42-3,3 |
разрушение при сдвиге |
|
|
ГП-2 |
КП2 |
8,8 |
1,54 |
88 |
0,24 |
хрупкое разрушение под действием силы сдвига в середине пролета |
|
П2 |
1,7 |
3,81 |
17 |
0,14 |
разрушение кладочного шва |
|
|
П2-1 |
25 |
4,00 |
250 |
2,3 |
разрушение при сдвиге в опоре |
|
|
П2-1,1 |
20,9 |
5,43 |
209 |
0,42-2,2 |
разрушение при изгибе |
|
|
П2-2 |
22,9 |
3,53 |
229 |
1,4 |
разрушение при сдвиге в опоре |
|
|
П2-3 |
33,8 |
2,95 |
338 |
2,52 |
разрушение на изгиб с разрывом в зоне сдвига |
|
|
П2-4 |
65,1 |
51,42 |
651 |
0,23-1,63 |
разрушение на изгиб с разрывом в зоне сдвига |
|
|
П2-5 |
69,6 |
22,60 |
696 |
0,63-0,27 |
разрушение при изгибе и сдвиге в опоре |
|
|
П2-6 |
74,6 |
43,10 |
746 |
0,83-1,58 |
разрушение при изгибе и разрыв композитного листа в опоре |
|
|
П2-7 |
62,7 |
44,15 |
627 |
0,63-1,42 |
разрушение при изгибе и разрыв композитного листа в опоре |
|
|
П2-8 |
13,3 |
6,08 |
133 |
0,21-1,15 |
разрушение при изгибе |
На основании показаний тензорезисторов и индикаторов часового типа определены величины продольных деформаций по высоте сечения образцов на отдельных этапах нагружений. Величины продольных деформаций как в сжатой зоне, так и в растянутой на противоположных боковых гранях образцов имели разницу не более 5 %, что свидетельствует о симметричном распределении изгибающего момента в поперечном сечении. На этапах, предшествующих разрушению образцов некоторые из тензорезисторов были выведены из строя вследствие их разрыва, после чего регистрация их показаний была остановлена. Диаграммы продольных деформаций газобетонных изгибаемых перемычек по высоте сечения образца показаны на рис. 3.
Рис. 3. Диаграмма напряжений и деформаций газобетонных перемычек: а – серии ГП-1; б – серии ГП-2
Анализируя диаграммы, представленные на рис. 3, можно судить о характере распределения продольных деформаций по высоте сечения как о близком к линейному для всех образцов всех серий.
По данным тензорезисторов, установленных на ленте из углеродного волокна для образцов
П2-4, и П1-3 построены диаграммы распределения относительных деформаций композита по его длине вдоль образца, представленные на рис. 4.
Рис. 4. Диаграмма распределения относительных деформаций углеродного волокна по длине анкеровки:
а – на образце П1-3; б – на образце П2-4
Диаграмма на рис. 4, б свидетельствуют о затухающем характере распределения деформаций εf элемента армирования по длине образца. До достижения εf ≈ 0,26 % относительные деформации распределяются между точками, соответствующими L = 0-50 мм и L = 300 мм довольно равномерно после превышения указанной величины, деформации при L = 300 мм начинают отставать от максимальных значений. Изменение εf в интервале L = 300-600 мм линейно в соответствии с линейным уменьшением изгибающего момента в сечениях (рис. 4, а).
В большинстве армированных образцов в ходе испытаний зарегистрировано образование нормальных трещин. Момент образования нормальных трещин определяли визуально, его значения приведены в табл. 5.
Таблица 5
Сдвиговые усилия и моменты трещинообразования при испытании образцов серии ГП-2
|
Маркировка образца |
Vcrc, кН |
V ulti,, кН |
Vulti /Vcrc |
|
|
|
|
П2-1 |
24 |
12,5 |
0,52 |
5,9 |
4,8 |
0,96 |
|
П2-1.1 |
17,5 |
10,45 |
0,59 |
4,34 |
3,5 |
0,83 |
|
П2-2 |
22 |
11,45 |
0,52 |
5,45 |
4,4 |
0,96 |
|
П2-3 |
20,5 |
16,9 |
0,82 |
5,08 |
4,1 |
0,60 |
|
П2-4 |
55 |
32,55 |
0,59 |
13,64 |
11 |
0,85 |
|
П2-5 |
41 |
34,8 |
0,84 |
10,16 |
8,2 |
0,63 |
|
П2-6 |
47,5 |
37,3 |
0,78 |
11,78 |
9,5 |
0,63 |
|
П2-7 |
41 |
31,35 |
0,76 |
10,16 |
8,2 |
0,65 |
|
П2-8 |
12 |
6,65 |
0,55 |
2,97 |
2,4 |
0,90 |
Согласно полученным данным, образование трещин началось при изгибающем моменте, равном 25 % от разрушающего момента в перемычках серии ГП-2. Характер разрушения и образования трещин во всех образцах перемычек принципиально зависят от отношения предельного усилия сдвига к усилию сдвига трещины (Vult/Vcrc). При Vult/Vcrc равном нулю, как в КП2 и П2, имеется внезапное хрупкое разрушение под точечной нагрузкой. При этом если отнонение больше 0,5, как и в других составных перемычках из газобетона, мы имеем диагональное хрупкое разрушение. С увеличением отношения Vult/Vcrc наблюдается более стабильный процесс разрушения.
Выводы. В зависимости от результатов, полученных в ходе проведенного исследования, о поведении газобетонных перемычек, изготовленных с внешним полосовым армированием, при двух- и четырехточечной нагрузке можно сделать следующие выводы:
Установлены особенности напряженно-деформированного состояния образцов. Разрушение армированных перемычек произошло в результате разрушения основного газобетонного элемента при увеличении нагрузки. Степень повышения несущей способности нормальных сечений зависит от вида и положения армирования в серии ГП-1 (П1 и П1-1), ГП-2 (П2 и П2-1), средняя несущая способность увеличилась в семь раз после армирования по типу Б (армирование на изгиб в растянутой грани). Также результаты исследования показали, что в серии ГП-1 тип армирования Д и Е увеличивает несущую способность составных изгибаемых газобетонных перемычек в шесть раз по сравнению с типом армирования А (без армирования);
Армирование вертикальных швов с использованием внешнего полосового армирования не играет существенной роли в повышении несущей способности. Также коэффициент армирования μ в сериях ГП-1 не увеличивает несущую способность, так как внешнее армирование композиционными материалами в растянутой зоне работает взамен стержней рабочей арматуры до момента разрушения;
Тип армирование Д и Е в образцах П1-3, П1-4, П1-5 и П1-6 серии ГП-1 эквивалентны образцам П2-3 с Е-образным армированием по несущей способности на изгиб, что приводит к снижению трудоемкости устройства составной перемычки;
Оптимальным видом армирования в зависимости от несущей способности в зоне сжатия и растяжения, напряженно-деформированного состояния, прогиба, количества трещин и ширины раскрытия трещин является тип И в серии ГП-2 в образцах П2-5 и П2-7;
Установлено, что армирование лентами из углеродных волокон уменьшает деформативность газобетонных изгибаемых элементов вследствие увеличения изгибной жесткости при нагрузках до 60 % от разрушающих и вследствие изменения расчетной схемы конструкции при нагрузках свыше 60 % соответственно;
Составные газобетонные изгибаемые перемычки, армированные стальными стержнями, имеют хрупкое разрушение по сравнению с усиленными внешним полосовым армированием. С другой стороны, данное исследование показало, что составные газобетонные перемычки, усиленные лентами из углеродных волокон, также могут выдерживать требуемую нагрузку и соответствовать пределу эксплуатационной пригодности, обеспечивая значительную экономию времени и средств;
Характер разрушения и образования трещин во всех образцах перемычек из газобетона принципиально зависят от отношения предельного усилия сдвига к усилию сдвига трещины (Vult/Vcrc). При Vult/Vcrc равном нулю, как в КП2 и П2, имеется внезапное хрупкое разрушение под точечной нагрузкой. При этом если отнонение больше 0,5, как и в других составных перемычках из газобетона, мы имеем диагональное хрупкое разрушение. С увеличением отношения Vult/Vcrc наблюдается более стабильный процесс разрушения.
Основываясь на этих ключевых выводах, можно отметить, что составные газобетонные перемычки могут быть рассчитаны по требованиям к прочности и пригодности к нормальной эксплуатации при сохранении их преимуществ, а именно долговечности, качества изготовления и времени производства. Данное исследование показало, что предельные деформации газобетонных игзибаемых элементов, усиленных внешним полосовым армированием отличаются от железобетонных балок с идентичным усилением.
Благодарности. Исследование выполнено при поддержке инженерного факультета университета Дияла (Баакуба, Ирак).
1. Dauletbaev R.B., Vovk B.V. Reliability of building structures of buildings and structures during their operation [Nadezhnost' stroitel'nyh konstrukcij zdanij i sooruzhenij v processe ih ekspluatacii]. Innovations and investments. 2019. No. 5. Pp. 173-. (rus)
2. Suleymanova L.A., Pogorelova I.A., Kondrashev K.R., Suleymanov K.A., Piriev Yu.S. Energy-saving aerated concrete with composite binders [Energosberegayushchie gazobetony na kompozicionnyh vyazhushchih]. Bulletin of BSTU named after. V.G. Shukhov. 2016. No. 4. Pp. 73-83. (rus)
3. Suleymanova L.A. Control of the process of formation of the porous structure of cellular concrete [Upravlenie processom formirovaniya poristoj struktury yacheistyh betonov]. Bulletin of BSTU named after V.G. Shukhov. 2016. No. 2. Pp. 69-76. (rus)
4. Lobodenko E.A., Sinyansky I.A., Orlov E.V. Study of the properties of cellular concrete lintels reinforced with composite reinforcement from reinforcing fibers for low-rise buildings [Issledovanie svojstv yacheistobetonnyh peremychek, armirovannyh kompozitnoj armaturoj iz armiruyushchego volokna, dlya maloetazhnyh zdanij]. System technologies. 2019. No. 1(30). Pp. 52-56. (rus)
5. Dovzhenko A.V., Pozdeev V.M. Evaluation of the strength of cellular concrete beams with glued reinforcement [Ocenka prochnosti yacheisto-betonnyh balok s vkleennym armirovaniem]. Bulletin of the Volzhsky regional branch of the Russian Academy of Architecture and Construction Sciences. 2013. No. 16. Pp. 236-240. (rus)
6. Dovzhenko A.V., Pozdeev V.M. Lintels made of cellular concrete with glued reinforcement [Peremychki iz yacheistogo betona s vkleennoj armaturoj]. Current problems of modern science, technology and education. 2016. T. 2. Pp. 31-34. (rus)
7. Memari A.M., Lepage A., Setthachayanon J. An experimental study of autoclaved aerated concrete lintels strengthened with externally bonded glass FRP. J. Reinf. Plast. Compos. 2010. Vol. 29(22) Pp. 3322-3337. DOI:https://doi.org/10.1177/0731684410373413.
8. Klingner R.E., Tanner J.E., Varela J.L., Brightman M.J., Cancino U. Seismic testing of autoclaved aerated concrete shear walls: A comprehensive review. ACI Struct. J. 2005. Vol. 102(2005) Pp. 374-382.
9. Memari A., Lepage A., Setthachayanon J. An experimental study of autoclaved aerated concrete lintels strengthened with externally bonded glass FRP. Journal of Reinforced Plastics and Composites - J REINF PLAST COMPOSITE. 2010. No. 29. Pp. 3322-3337. DOI:https://doi.org/10.1177/0731684410373413.
10. Suleymanova L.A., Pogorelova I.A., Ryabchevskiy I.S., Obaidi A.A.Kh. Composite cellular concrete lintel. Patent RF, no 215740. 2022. (rus)
11. Mousa M.A., Uddin N. Experimental and analytical study of carbon fiber-reinforced polymer (FRP)/autoclaved aerated concrete (AAC) sandwich panels. Engineering Structures. 2009. Vol. 31(10). Pp. 2337-2344. DOI:https://doi.org/10.1016/j.engstruct.2009.05.009.
12. Tuncer E., Binici B., Canbay E. Behavior and design of FRP bonded autoclaved aerated concrete beams. Construction and Building Materials. 2021. Vol. 282. Pp. 122712. DOI:https://doi.org/10.1016/j.conbuildmat.2021.122712.
13. Memari A.M., Eminaga A. Preliminary results on the use of GFRP as an external reinforcement for autoclaved aerated concrete. Advances in Building Technology. 2002. Pp. 865-872. DOI:https://doi.org/10.1016/B978-008044100-9/50109-1.
14. Chew Sp., Zulkifli A.Z., Ghayeb H, Harun S.W., Lee L.Y., Abdul Razak H., Adikan F.R.M. Singlemode-Multimode-Singlemode Fiber Structure as Compressive Strain Sensor on a Reinforced Concrete Beam. Optik - International Journal for Light and Electron Optics. 2017. Vol. 154. Pp. 705-710. DOI:https://doi.org/10.1016/j.ijleo.2017.10.033.
15. De Lorenzis L., Teng J.G. Near-surface mounted FRP reinforcement: An emerging technique for strengthening structures. Compos. Part B Eng. 2007. Vol. 38(2). Pp. 119-143. DOI:https://doi.org/10.1016/j.compositesb.2006.08.003.
