докторант
Курск, Курская область, Россия
сотрудник с 01.01.2014 по 01.01.2021
Белгород, Белгородская область, Россия
Белгород, Белгородская область, Россия
ВАК 05.02.2000 Машиностроение и машиноведение
ВАК 05.17.00 Химическая технология
ВАК 05.23.00 Строительство и архитектура
УДК 62 Инженерное дело. Техника в целом. Транспорт
ГРНТИ 67.11 Строительные конструкции
ОКСО 08.06.01 Техника и технологии строительства
ББК 38 Строительство
ТБК 9110 Журналы
BISAC TEC005000 Construction / General
В статье рассмотрены конструктивные решения систем внешнего армирования железобетонных конструкций композитными материалами. Изучены схемы деформирования и раз-рушения конструкций при статическом изгибе. Обобщены полученные зависимости и закономерности совместной работы бетона и неметаллической арматуры. Приведены результаты экспериментальных исследований железобетонных конструкций нескольких авторов, проведено сопоставление, показавшее схожесть результатов эмпирических методов в подходах различных ученых. Показано, что на работу составной конструкции с внешним армированием существенное влияние оказывает наличие в момент усиления напряженно-деформированного состояния и силовых повреждений, а также их уровень относительно критических величин. Подтверждена гипотеза об изменении типичного характера разрушения конструкций, а именно – вследствие потери прочности на восприятие касательных напряжений зон контакта бетона и внешнего армирования. Показано, что работа бетона сжатой зоны в меньшей степени определяет несущую способность в усиленных конструкциях, нежели чем в неусиленных. Предложен новый способ оценки несущей способности путем введения понятия о предельных относительных деформациях клеевого шва в зоне контакта. Получена зависимость между прочностью зоны контакта и прочностью бетона усиливаемой конструкции.
внешнее армирование, железобетонные конструкции, композитные системы, сцепление
Введение. В настоящее время накоплен определенный опыт применения строительных конструкций с внешним армированием композитами [1–6]. Внешние армирование железобетонных конструкций композитами позволяет обеспечить неповреждаемость конструкции в агрессивной среде, а также решить задачи усиления конструкций без остановки основного производства. Для внешнего армирования железобетонных конструкций предпочтительно применять однонаправленные тканые композитные материалы. Внешнее армирование изгибаемых железобетонных конструкций создает сложную конструктивную систему, несущую способность которой определяют прочность бетона сжатой зоны, прочность арматуры растянутой зоны. Более сложная картина напряженного состояния конструкции получается, когда внешнее армирование применяется в комплексе с армированием конструкции стальной арматурой [7, 8]. Экспериментальные исследования в значительной степени касаются несущей способности изгибаемых железобетонных конструкций с внешним армированием композитным материалом, обусловленной прочностью сцепления композита с бетоном поверхности конструкции [9–13]. Также эффективность внешнего армирования железобетонных конструкций определяется прочностными и деформативными характеристиками композитных материалов. Система армирования создается на основе омоноличивания композитной ткани полимерным связующим, образуя ламинаты. Сухая композитная ткань и ламинат, полученный на основе этой ткани, отличаются прочностными характеристиками, прочность на растяжение ламината до 1,4 раза выше прочности исходной композитной ткани [14].
Материалы и методы. В качестве опорных показателей сравнения были выбраны результаты экспериментально-теоретических исследований нескольких групп авторов [1–3]. Работы сгруппированы по принципу схожести расчетных схем неусиленных и усиленных конструкций, классов прочности бетона, схем армирования и материалов усиления. Класс бетона по прочности варьируется в интервале В15…В25, основное армирование – пространственные каркасы из арматуры класса А400 и А240, материалы усиления – ламинаты на основе углеродных волокон в эпоксидной матрице (производство как заводское под марками FibARM [1] и MBrace BASF [2], так и самостоятельного изготовления [3]). Расчетные схемы – однопролетные балки с шарнирными опорами без консолей. Нагрузка – сосредоточенная в третях пролета. Сечения – прямоугольные с соотношением
высота:ширина – 2:1. Сравнительные показатели усиления приведены в таблице 1.
В [1] выявлены характеры разрушения изгибаемых конструкций с внешним армированием. Разрушения образцов 1,2 произошло с отслоением внешнего армирования в средине пролета с образованием нормальных трещин. В образцах 3-6 отслоение композитного материала внешнего армирования произошло в зоне образования наклонных трещин. Образец 7: внешнее армирование выполнялось при наличии нормальных трещин в растянутой зоне, а разрушение сопровождалось отслоением композитного материала в зоне трещин.
Таблица 1
Схемы усиления изгибаемых железобетонных конструкций
|
№ схемы |
Схема усиления образцов |
Характер армирования |
Прирост несущей способности на восприятие изгибающего момента, % |
|
Исследования группы авторов [1] |
|||
|
1 |
|
по нижней грани одним слоем шириной 50мм |
136 |
|
2 |
по нижней грани одним слоем шириной 100мм |
154 |
|
|
3 |
по нижней грани одним слоем шириной 150мм |
185 |
|
|
4 |
по нижней грани двумя слоями шириной 150мм |
188 |
|
|
5 |
|
по нижней грани с устройством анкеров |
189 |
|
6 |
|
по нижней грани с выходом материала на боковые поверхности |
219 |
|
7 |
|
по нижней грани при наличии нормальных трещин |
159 |
|
Исследования группы авторов [2] |
|||
|
8 |
|
по нижней грани одним слоем |
164 |
|
9 |
|
по нижней грани с выходом материала на боковые поверхности |
252 |
|
10 |
|
по нижней грани с выходом материала на боковые поверхности с устройством анкеров |
284 |
|
11 |
|
по нижней грани с устройством анкеров |
206 |
|
12 |
|
по нижней грани одним слоем, наклейка поверх слоя еще материала с выходом на боковые поверхности |
240 |
В [2] выявлены схожие характеры разрушения изгибаемых конструкций с внешним армированием. Разрушение образца 8 произошло из-за отслоения внешнего армирования в средине пролета с образованием нормальных трещин шириной раскрытия не выше предельных. В образцах 9–11 отслоение композитного материала элемента внешнего армирования произошло в зоне образования наклонных трещин, в образце 12 – комбинированный вариант.
Основная часть. Для решения задачи по проверке гипотез разрушения и получения опытных данных автором в объеме экспериментальных исследований предусмотрены испытания основных образцов – железобетонных балок, изготовленных из тяжёлого бетона класса по прочности В20. Поперечное сечение: 100×150(h), пролет – 1300 мм. Расчетный пролет составил 1200 мм. Конструктивное решение образцов приведено на рисунке 1.
Образцы железобетонных балок были испытаны в 4 серии: Б-1, Б-2, Б-3, Б-4. В серию Б-1 вошли две балки-близнеца Б-1-1 и Б-1-2. Серия Б-1 являлась контрольной.
В серию Б-2 вошли две балки Б-2-1 и Б-2-2. Обе балки до испытаний были усилены внешним армированием из приклеенного к нижней грани однослойного композитного материала шириной 90 мм на основе углеродных волокон. На балке Б-2-2 были устроены торцевые хомуты шириной 120 мм из аналогичного композитного материала. На балке Б-2-1 хомутов нет.
В серию Б-3 вошли две балки Б3-1 и Б-3-2. Балка Б-3-1 была нагружена кратковременной нагрузкой до величины изгибающего момента, равного 50 % от разрушающего для серии Б-1, после чего была полностью разгружена и усилена аналогично балке Б-2-2. Балка Б-3-2 была испытана аналогично, но с преднагружением величиной 70 % от разрушающего.
В серию Б-4 вошли две балки Б-4-1 и Б-4-2. Балка Б-4-1 была нагружена кратковременной нагрузкой до величины изгибающего момента, равного 50 % от разрушающего для серии Б-1, после чего была усилена под нагрузкой аналогично балке Б-2-2. Балка Б-4-2 была испытана аналогично, но усилена под нагрузкой величиной в 70 % от разрушающего.
Все образцы были нагружены кратковременной нагрузкой вплоть до разрушения. В качестве расчетной схемы была принята схема с однопролетным шарнирным опиранием по двум сторонам, с 2 равными сосредоточенными силами, равноудаленными от опор. Нагружение велось ступенями по 5% от разрушающей. На этапах, предшествующих разрушению, величина ступени снижалась до 2.5% для подробного рассмотрения НДС элементов. Время выдержки стабилизации на каждой ступени – 600 сек. Общий вид испытаний приведен на рисунке 2.
Рис. 1. Опалубочные и арматурные чертежи образцов
Рис. 2. Общий вид проведения испытаний
Значения величин разрушающих изгибающих моментов приведены в таблице 1. Согласно полученным данным для серий Б-2, Б-3, Б-4 свойственно повышение несущей способности по изгибающему моменту по сравнению с Б-1. Под величиной Мразр в таблице 1 обозначается величина предельного изгибающего момента образца без усиления, под величиной Мfразр – то же, усиленного образца.
Таблица 2
Результаты экспериментальных исследований
|
Серия |
Маркировка образца |
Мразр, кН˖м |
Мfразр, кН˖м |
|
Характер разрушения |
|
Б-1 |
Б-1-1 |
7,12 |
- |
- |
По нормальным сечениям в зоне чистого изгиба |
|
Б-1-2 |
7,19 |
- |
- |
||
|
Б-2 |
Б-2-1 |
- |
10,02 |
140% |
Отслоение композита с разрушением защитного слоя бетона |
|
Б-2-2 |
- |
11,63 |
163% |
Разрыв композита в приопорной зоне, раздробление бетона сжатой зоны |
|
|
Б-3 |
Б-3-1 |
- |
9,54 |
134% |
Разрыв части волокон композита в приопорной зоне с частичным разрушением защитного слоя бетона. Проскальзывание композита под анкером |
|
Б-3-2 |
- |
8,64 |
121% |
||
|
Б-4 |
Б-4-1 |
- |
9,2 |
129% |
|
|
Б-4-2 |
- |
8,64 |
121% |
Отслоение композита с разрушением защитного слоя бетона |
Было установлено следующее:
- Для образцов серии Б-2 характерно увеличение угла наклона к оси абсцисс диаграммы по сравнению с серией Б-1 вследствие повышения изгибной жесткости образца. Перелом диаграммы при появлении нормальных трещин находится на диаграмме выше, чем для образцов серии Б-1. При изгибающем моменте, равном М=8.64 кН˖м происходит перелом диаграммы, соответствующий началу разрушения защитного слоя бетона и свидетельствующий о начале пластической стадии работы контактной зоны «композит-бетон» [15, 16]. Образец Б-2-1 разрушается вследствие отслоения композита с разрушением защитного слоя бетона по касательным площадкам. Диаграмма приведена на рисунке 3.
- В образце Б-2-2 к моменту разрушения образца Б-2-1 защитный слой бетона разрушился, адгезия между бетоном и композитом практически нулевая, растянутая зона воспринимает усилия только за счет внешней арматуры, которая анкеруется в торцевых хомутах. Разрушение происходит за счет потери прочности композита на растяжение. Авторы отмечают положительное влияние хомутов, обеспечивающих более полное использование прочности композита на растяжение. Образец Б-2-2 после разрушения представлен на рисунке 4.
Рис. 3. Зависимость «момент – прогиб» серии Б-2
- Образцы серии Б-3 работают под нагрузкой не аналогично серии Б-2 (за исключением предельных моментов) - сказывается разница в величине предварительного нагружения. Чем ближе был образец к разрушению до разгружения и усиления, тем меньший эффект дает усиление. Диаграмма образца Б-3-1 после усиления схожа с диаграммой образцов серии Б-2: видно, что диаграмма усиленного образца лежит выше диаграммы контрольного образца и имеет больший угол наклона к оси прогибов. Диаграмма образца Б-3-2 мало отлична от контрольной. Виден лишь прирост несущей способности, деформативность осталась на прежнем уровне. До величины изгибающего момента М=7,5...8 кН·м внешнее армирование и бетон работают совместно.
- Образцы серии Б-4 демонстрируют те же закономерности, что и образцы серии Б-3. Если у диаграммы образца Б-4-1 заметен излом и уменьшение деформативности после стадии усиления при нагрузке, равной 50 % от разрушающей, вплоть до разрушения, то диаграмма образца Б-4-2 после усиления при нагрузке, равной 70 % от разрушающей повторяет диаграмму контрольных образцов.
Рис. 4. Характерное разрушение образца Б-2-2
Отслоение внешнего армирования начинается после образования критической нормальной трещины в защитном слое бетона. Взаимное горизонтальное и вертикальное смещение берегов трещин способствует отслоению [17].
Трещина проходит по нормали защитный слой бетона до нижней растянутой стальной арматуры и поворачивает в горизонтальной плоскости в направлении опор и наклонных трещин. Величина раскрытия критической трещины при старте отслоения составила 0,16–0,17 мм. Аналитически [18–20] легко выявить точку излома диаграмм для образцов серий Б-2, Б-3, соответствующую значению изгибающего момента 7,5 кНм. При моменте, превышающем указанную величину, нарастание величины раскрытия трещин ускоряется на 15 % для серии Б-2 и на 5 % для серии Б-3.
По данным, полученным в ходе экспериментальных исследований, определены характерные точки излома «реальной» диаграммы. Установлено, что работа клеевого соединения на сдвиг носит упругий характер вплоть до достижения предельных величин касательных напряжений, после чего зависимость характеризуется ниспадающей ветвью. На рисунке 5 изображена зависимость для клеевого соединения, определенная по экспериментальным данным.
Обобщая результаты испытаний авторов с результатами экспериментальных исследований [1–6], была получена обобщенная формула предельных касательных напряжений в зоне контакта:
(1)
Определена величина предельных относительных деформаций внешней арматуры, при которой проявляется процесс отслоения внешнего армирования от поверхности бетона, установлено, что она практически не зависит от класса бетона и продольной жесткости композита [17-18]:
(2)
Рис. 5. Предлагаемая зависимость в контактном шве «композит-бетон» для бетона класса В20 и
Выводы
1. Разрушение усиленных конструкций происходило вследствие нарушения совместной работы элементов усиления с бетоном конструкций. При усилении ненагруженных конструкций увеличение несущей способности составляет от 40 % (без анкеров) до 63 % (с анкерами). При усилении конструкций, разгруженных после приложения нагрузки прирост несущей способности составляет 21–34 %. При усилении под нагрузкой прирост составляет 21–29 %. Усиление на запроектных стадиях работы изменяет расчетную схему, при которой конструкция работает как балка с затяжкой.
2. Форма разрушения усиленных конструкций – потеря сцепления между бетоном и внешним армированием при достижении предельных деформаций. Это подтверждается опытом других исследователей.
3. Установлено, что усиление уменьшает деформативность изгибаемых конструкций вследствие увеличения изгибной жесткости при нагрузках до 70 % от разрушающих и вследствие изменения расчетной схемы при нагрузках свыше 70 % соответственно. Усиление ненагруженных образцов вызывает снижение прогибов на 30 %, разгруженных после приложения нагрузки – на 10–11 %, усиленных под нагрузкой – на 20–28 %. При наличии воздействия на усиливаемую конструкцию нагрузки, величина которой превышает 70 % от разрушающей, внешнее армирование практически не влияет на деформативность.
4. Наличие композитных анкерных устройств на торцах повышает их несущую способность на 16,4 % и позволяет реализовать рост несущей способности за счет изменения расчетной схемы.
5. Получены апробированные выражения определения предельных напряжений и деформаций в контактной зоне, являющиеся критерием разрушения усиленных конструкций.
1. Бокарев С.А., Смердов Д.Н. Экспериментальные исследования изгибаемых железобетонных элементов, усиленных композитными материалами // Известия вузов. Строительство. 2010. №2. С. 112-124.
2. Неровных А.А. Совершенствование методики оценки грузоподъемности железобетонных пролетных строений железнодорожных мостов, усиленных композитными материалами: Авт. реф. дис. …канд. техн. наук. Новосибирск. 2013. 24 с.
3. Меркулов С.И., Есипов С.М. Увеличение несущей способности железобетонных конструкций усилением внешним армированием композитным материалом// Бюллетень строительной техники. 2018. №2. С. 56-57.
4. Alferjani M.B.S., Abdul Samad A.A., Blkasem S. Elrawaff, N. Mohamad, M. Hilton. Shear strengthening of reinforced concrete beams using carbon fiber reinforced polymer laminate: A review // American Journal of Civil Engineering. 2014. 2(1). Pp. 1-7. doihttps://doi.org/10.11648/J.AJCE.20140201.11
5. Lu X.Z., Teng J.G., Ye L.P., Jiang J.J. Bond-slip models for FRP sheets/plates bonded to concrete // Engineering Structures. 2005. Vol. 27. Issue 6. Pp. 920-937. doihttps://doi.org/10.1016/j.engstruct.2005.01.014
6. Смердов Д.Н., Клементьев А.О. Расчет по прочности сечений, нормальных к продольной оси изгибаемых железобетонных элементов с комбинированным армированием металлической и полимерной композиционной арматурой, с использованием нелинейной деформационной модели материалов // Интернет-журнал "Науковедение". 2017. № 1. С. 1-8.
7. Лесовик Р.В., Клюев С.В. Расчет усиления железобетонных колонн углеродной тканью // Инновационные материалы технологии; сборник докладов Международной научно-практической конференции: Белгород, 11-12 октября 2011 г. / Белгор. гос. технол. ун-т, Белгород: Изд-во БГТУ, 2011. Ч. 2. С. 3-5
8. Римшин В.И., Меркулов С.И. Элементы теории развития бетонных конструкций с неметаллической композитной арматурой // Промышленное и гражданское строительство. 2015. №5. С. 38-42.
9. Невский А.В. Прочность сжатых углеродофибробетонных элементов с углекомпозитным стержневым и внешним армированием при кратковременном динамическом нагружении: дис. ...канд. техн. наук : 05.23.01 / Невский Андрей Валерьевич. Томск, 2018. 210 с.
10. Морозов В.И., Юшин А.В., Хегай А.О. Анализ напряженно-деформированного состояния двухпролетных железобетонных балок, усиленных фиброармированными пластиками по наклонному сечению // В сборнике: Современные проблемы расчета железобетонных конструкций, зданий и сооружений на аварийные воздействия. Под редакцией А.Г. Тамразяна, Д.Г. Копаницы. 2016. С. 282-286.
11. Меркулов С.И., Есипов С.М., Есипова Д.В. Экспериментальные исследования трещинообразования железобетонных балок, усиленных композитными материалами // Вестник Донбасской национальной академии строительства и архитектуры. 2019. № 3 (137). С. 102-107.
12. Меркулов С.И., Есипов С.М. Использование тканых композитов для восстановления строительных конструкций // Известия высших учебных заведений. Технология текстильной промышленности. 2019. № 3 (381). С. 256-259.
13. Ali-Ahmad, M.K., Subramaniam K.V., Ghosn M. Analysis of scaling and instability in FRP-concrete shear debonding for beam-strengthening applications // Journal of Engineering Mechanics. 2007. Pp. 58-65. doihttps://doi.org/10.1061/(ASCE)0733-9399(2007)133:1(58)
14. Nakaba K., Kanakubo T., Furuta T., Yoshizawa H. Bond Behavior between Fiber-Reinforced Polymer Laminates and Concrete // ACI Structural Journal. 2020. Vol. 98, No. 3. Pp. 1-9. doihttps://doi.org/10.14359/10224
15. Spyrakos C.C., Raftoyiannis I.G., Credali L. and Ussia J. Experimental and Analytical Study on Reinforced Concrete Beams in Bending Strengthened with FRP // The Open Construction and Building Technology Journal. 2014. 8. Pp. 153-163. doihttps://doi.org/10.2174/1874836801408010153
16. Krishan A., Troshkina E., Rimshin V. Experimental research of the strength of compressed concrete filled steel tube elements // Advances in Intelligent Systems and Computing. 2020. Vol. 1116 AISC. Pp. 560-566. doihttps://doi.org/10.1007/978-3-030-37919-3_56
17. Kuzina E., Rimshin V. Strengthening of concrete beams with the use of carbon fiber // Advances in Intelligent Systems and Computing. 2019. Vol. 983. Pp. 911-919. doihttps://doi.org/10.1007/978-3-030-19868-8_90
18. Krishan A.L., Narkevich M.Yu., Sagadatov A.I., Rimshin V.I. The strength of short compressed concrete elements in a fiberglass shell // Magazine of Civil Engineering. 2020. Vol. 2 (94). Pp. 3-10. doihttps://doi.org/10.18720/MCE.94.1
19. Trekin N.N., Kodysh E.N., Shmakov S.D., Terekhov I.A., Kudyakov K.L. Determination of the criteria of deformation in a special limiting state // International Journal for Computational Civil and Structural Engineering. 2021. Vol. 17. Issue 1. Pp. 108-116. doihttps://doi.org/10.22337/2587-9618-2021-17-1-108-116
20. Fediuk R.S., Lesovik V.S., Liseitsev Yu.L., Timokhin R.A., Bituyev A.V., Zaiakhanov M.Ye., Mochalov A.V. Composite binders for concretes with improved shock resistance // Magazine of Civil Engineering. 2019. Vol. 1 (85). Pp. 28-38. doihttps://doi.org/10.17213/0321-2653-2018-4-85-91
