ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫЕ ИССЛЕДОВАНИЯ СОПРОТИВЛЕНИЯ СРЕЗУ САМОНАПРЯЖЕННЫХ БЕТОННЫХ БАЛОК, АРМИРОВАННЫХ FRP ПРИ РАЗЛИЧНЫХ УСЛОВИЯХ НАГРУЖЕНИЯ Текст научной статьи по специальности «Строительство и архитектура»

УДК 624.012.45:539.415

ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫЕ ИССЛЕДОВАНИЯ СОПРОТИВЛЕНИЯ СРЕЗУ САМОНАПРЯЖЕННЫХ БЕТОННЫХ БАЛОК, АРМИРОВАННЫХ FRP ПРИ РАЗЛИЧНЫХ УСЛОВИЯХ НАГРУЖЕНИЯ

А.П. ВОРОБЕЙ, д-р техн. наук, проф. В.В. ТУР (Брестский государственный технический университет)

В данной статье представлены результаты экспериментальных исследований сопротивления срезу самонапряженных бетонных балочных элементов, армированных как ГЕР стержнями, так и традиционным способом (стальной арматурой). Выявлены отличительные особенности, оказывающие влияние на траекторию развития наклонных трещин, их ширину раскрытия, а также на напряженно-деформированное состояние при различных типах армирования (ГЕР и стальное армирование), уровнях самонапряжения бетона и условий нагруже-ния (при действии равномерно распределенной нагрузки и сосредоточенных сил).

Ключевые слова: сопротивление срезу, балочные элементы, самонапряженный бетон, ГЕР стержни, равномерно распределенная нагрузка, сосредоточенные силы, трещинообразование, наклонные трещины.

Введение. На настоящее время в Республике Беларусь, как и во многих странах мира, в нормативных документах по проектированию железобетонных конструкций и элементов не представлены разделы, связанные с применением неметаллической арматуры. В связи с этим возникает вопрос о возможности использования расчетных моделей (в том числе и моделей сопротивления срезу), разработанных для элементов со стальным армированием, к элементам, армированным стержнями из полимерных композитов (БИР).

В научной литературе представлено довольно большое число публикаций, содержащих описание результатов экспериментальных исследований сопротивления срезу элементов с неметаллической продольной арматурой, нагруженных сосредоточенными силами. Однако отсутствуют работы, в которых исследовалось бы влияние равномерно-распределенного нагружения на балочные элементы с таким армированием. Данное допущение нельзя игнорировать, так как при действии равномерно-распределенной нагрузки существенно меняется поведение плоско-напряженных элементов. Расчетная модель сопротивления срезу, представленная в нормативных документах, должна соответствовать (что будет методически правильно) всем возможным расчетным схемам нагру-жения, независимо от вида армирования.

Особенности основных деформационных и прочностных характеристик полимерных композитов (главным образом, низкий модуль упругости и отсутствие пластической ветви диаграммы деформирования) оказывают существенное влияние при проверках предельных состояний как эксплуатационной пригодности, так и несущей способности. Для повышения эксплуатационных характеристик элементов, армированных стержнями из полимерных композитов, было предложено в работах [1-3] выполнять их предварительное натяжение физико-химическим способом при использовании напрягающего бетона. Предварительное натяжение стержней из полимерных композитов позволяет повысить трещиностойкость и жесткостные характеристики элемента, тем самым повысив эффективность работы армирующих стержней. Однако до сих пор не исследовано влияние самонапряжения бетона в элементах, армированных БКР стержнями, на сопротивление срезу при совместном действии изгибающих моментов и поперечных сил.

Принимая во внимание все названные факторы, были проведены экспериментальные исследования балочных элементов на напрягающем и обычном бетоне для различных типов армирования и условий нагружения. Данные исследования позволят выявить отличительные особенности, оказывающие влияние на сопротивление срезу балочных элементов, при различных типах армирования, уровнях самонапряжения бетона и условиях нагружения.

Экспериментальные исследования. Опытные образцы. Для исследования влияния величины самонапряжения бетонных элементов с несимметричным расположением ограничивающих связей на сопротивление срезу были использованы бетонные балки с размерами поперечного сечения 120*300 мм и длиной 3000 мм. В качестве ограничивающих связей были приняты стержни из полимерных композитов 010 (стеклопластиковые (вРИР) и углепластиковые (СБКР) стержни) и стальная арматура 012 (8500), которые были расположены несимметрично по длине балки. Геометрические размеры и конструкция каркасов представлены на рисунке 1. В ходе экспериментального исследования были применены напрягающие бетоны с различной энергоактивностью и бетон на портландцементе (серии VI и VIII).

Всего было изготовлено 8 серий опытных балок (по 2 балки в каждой серии). Программа экспериментальных исследований представлена в таблице 1.

Опытные балки распалубливали при средней прочности при сжатии 11 МПа, после чего погружали в бассейн с водой (кроме балок серии VI и VIII), где они хранились 28 суток либо до момента стабилизации процесса расширения напрягающего бетона.

Рисунок 1. - Геометрические размеры и схема армирования балок

Таблица 1. - Программа испытаний

Серия Обозначение балок Геометрические размеры, мм Условия Армирование

1 хранения Кол-во А/гр, мм2 Р1, %

I БЫСД18 2010 GFRP 142,5 0,44

БК2СД18

II БП-3СД12 2010 GFRP 142,5 0,44

БП-4УД12 010 CFRP 73,9 0,23

III БШ-6СтД15 Водные 2012 Б500 226,2 0,70

БШ-6СтД15

IV Б^-УСтаб^ 120x300 3000 2012 Б500 226,2 0,70

V БV-9СC16,5 2010 GFRP* 142,5 0,44

БV-10СC16,5

VI БVI-11СтПЦ Сухие 2012 Б500 226,2 0,70

БVI-12СПЦ 2010 GFRP* 142,5 0,44

VII БVII-13СC16,5 Водные 2010 GFRP* 142,5 0,44

Б¥Н-14СтС16,5 2012 Б500 226,2 0,70

VIII Б¥Ш-15СПЦ 120x300 3000 Сухие 2010 ОЕКР* 142,5 0,44

Б¥Ш-16СтПЦ 2012 Б500 226,2 0,70

Примечание. * - применялась стеклопластиковая арматура АКС 10 с навивкой.

Измерение деформаций ограничивающих связей в опытных балках на стадии твердения и расширения напрягающего бетона в водных условиях хранения выполняли при помощи деформометра с индикатором часового типа с ценой деления 0,01 мм на базе 270 мм (при измерении деформаций по боковой грани опытной балки). На каждую балку (серии ¡-V) устанавливалось 4 деформометра на уровне арматуры (в средних участках пролетной и консольной частях балки из-за неравномерного армирования (рисунок 2)). На балках серии VII дополнительно были установлены еще два деформометра для исследования процесса самонапряжения бетона в зоне с одинаковым армированием (рисунок 3).

Рисунок 2. — Схема расположения деформометров на опытных балках серий I—V для измерения деформаций на стадии самонапряжения бетона с расширяющейся добавкой

Рисунок 3. — Схема расположения деформометров на опытных балках серии VII для измерения деформаций на стадии самонапряжения бетона с расширяющейся добавкой

Опытные балки серий !-У! были испытаны при статической нагрузке с монотонно возрастающей равномерно-распределенной нагрузкой. Для исследования влияния условий нагружения на сопротивление срезу также были испытаны балки серий VII-VIII при действии сосредоточенных сил. Схемы испытаний опытных балок представлены на рисунке 4.

1 — опытная балка; 2 — П-образные стальные рамы (2 шт.); 3 — стальные опорные пластины (100x200x30 мм, 4 шт.);

4 — резиновые прокладки (13 шт.); 5 — стальные распределительные пластины (130х130х30 мм, 12 шт.); 6 — стальные катки (014 мм, 12 шт.); 7 — стальная пластина (245x155x50 мм); 8 — стальной шарнир (6 шт.); 9 — гидравлические домкраты (250 кН, 7 шт.); 10 — стальная пластина (150x150x40 мм); 11 — стальные опоры

Рисунок 4. — Схема приложения нагрузки при статических испытаниях балок серий Б1—Б"У1 (а) (начало)

а

1 - опытная балка; 2 - П-образные стальные рамы (2 шт.); 3 - стальные опорные пластины (100^200x30 мм, 3 шт.); 4 - резиновые прокладки (3 шт.); 5 - стальные распределительные пластины (100x200x30 мм, 3 шт.); 6 - стальной шарнир (3 шт.); 7 - гидравлические домкраты (250 кН, 2 шт.); 8 - гидравлические домкраты (100 кН, 1 шт.); 9 - стальные опоры; 10 - динамометр электронный АЦД/1С-200/4И-1 (200 кН)

Рисунок 4. - Схема приложения нагрузки при статических испытаниях балок серий БУП-БУШ (б) (окончание)

Арматура. Армирование опытных балок было выполнено стержнями вРКР 010 (Маре1^ в и АКС 10), CFRP 010 (Марет^ О и стальной арматурой 012 (8500). Характеристики арматуры представлены в таблице 2.

Таблица 2. - Характеристики арматуры

б

Класс арматуры Диаметр 0, мм Предел текучести, fyk, МПа Временное сопротивление, f, МПа Модуль упругости &Х103, МПа Относительное удлинение при разрыве, %

Maperod G 10 - 760 40,8 2

Maperod C 10 - 2000 155 1,5

АКС 10 10* - 1244 32 2,7

S500 12 652 749 200 -

12** 678 778 200 -

Примечание. * - данная арматура использовалась в балках серий БV, БVI-12СПЦ, БVII-13СС16,5 и БVIII-15СПЦ; ** - данная арматура использовалась в балках серий Б^, Б^-ИСтЕЦ, БVII-14СтС16,5 и Б¥Ш-16СтПЦ.

Бетон. Подбор номинального состава (таблица 3) был принят с учетом достижения самонапряжения, кроме состава серий VI и VIII.

Таблица 3. - Номинальный состав бетона

№ серии Расход материалов на 1 м3 смеси в сухом состоянии, кг

цемент расширяющая добавка Denka песок щебень вода, л Стахемент 2010

I 510 90 600 960 240 -

II 410 50 805 990 175 7,0

III 410 60 800 990 185 7,8

IV, V, VII 515 85* 740 880 201 7,5

VI, VIII 360 - 900 1060 148 5,4

Примечание. * - в качестве расширяющейся добавки использовали CSA 20.

Для достижения самонапряжения бетона использовали расширяющиеся добавки Denka CSA 20 (балки серий I—III) и CSA 20 (балки серий IV, V и VII). Бетонную смесь приготавливали в бетономешалке принудительного действия с последующей укладкой в стальную опалубку и уплотнением глубинным вибратором.

Основные характеристики напрягающего бетона к моменту статических испытаний приведены в таблице 4.

Таблица 4. - Основные характеристики напрягающего бетона к моменту статических испытаний

Серия Обозначение балок Механические характеристики бетона к моменту испытаний Характеристики расширения к моменту статических испытаний

fcm,cube, МПа fcm, pri:zma, МПа fcm, cyl, Мпа Ecm, Гпа

SCEf, % fcE,k, МПа

I БЫСД18 - 51,1 - 31,7 1,12 1,8

БК2СД18 - 55,1 - 1,1

II БП-3СД12 77,1 76,5 56,1 43,3 - -

БП-4УД12

III БШ-5СтД15 86,2 82,4 67,1 46,3 0,05 0,45

БШ-6СтД15 86,2 82,4 67,1 0,50

IV Б^-7СтС16,5 29,3 47,8 - 29,8 0,64 2,70

Б^-8СтС16,5 17,4 43,5 - 2,90

V БV-9СC16,5 58,1 52,0 34,5 32,7 0,45 1,80

БV-10СC16,5 54,6 54,4 32,3 34,7 1,65

VI БVI-11СтПЦ 56,1 47,1 36,1 40,5 - -

БVI-12СПЦ

VII БVII-13СС16,5 29,2 50,2 21,9 31,2 0,42 1,90

БУП-14СтС16,5 33,9 53,8 31,2 32,6 1,95

VIII БУШ-15СПЦ 37,1 30,7 25,0 32,1 - -

БУШ-16СтПЦ

Примечание. fcm,cube, — средняя кубиковая прочность бетона при сжатии в возрасте 28 суток; fem, prizma, — среДНЯЯ ПриЗ-менная прочность бетона при сжатии (призмы 100x100x400 мм, твердевшие в условиях упругого ограничения); fem, eyt, — средняя цилиндрическая прочность бетона при сжатии (цилиндры 0150 и h = 300 мм, твердевшие без осевого упругого ограничения); fcE,k — средняя величина самонапряжения контрольных образцов-призм 100x100x400 мм, твердевших в условиях упругого ограничения, эквивалентного жесткости продольного армирования в количестве 1%; scEf — относительная деформация свободного расширения, которая была установлена на свободных образцах-цилиндрах напрягающего бетона (цилиндры 0150 и h = 300 мм).

Результаты испытаний. Исходя из величины зафиксированных связанных деформаций к моменту статического испытания были определены величины самонапряжения бетона, которые представлены в таблице 5.

Таблица 5. - Величины самонапряжения бетона к моменту статических испытаний, зафиксированные в ходе экспериментальных исследований на несимметрично армированных по высоте сечения и длине балках

Серия Обозначение балок Величина самонапряжения бетона к моменту статических испытаний öce, МПа

Пролет балки Консоль Приопорная зона Б

I БЫСД18 0,62 0,79 -

БК2СД18 0,78 0,89 -

II БП-3СД12 0,03 -0,01 -

БП-4УД12 0,05 0,13 -

III БШ-5СтД15 -0,01 0,10 -

БШ-6СтД15 0,09 0,23 -

IV Б^-7СтС16,5 1,80 1,53 -

Б^-8СтС16,5 1,83 1,98 -

V БV-9СC16,5 0,47 0,55 -

БV-10СC16,5 0,45 0,50 -

VI БVI-11СтПЦ - - -

БVI-12СПЦ - - -

VII БVII-13СC16,5 0,36 0,35 0,32

БVII-14СтC16,5 0,81 0,70 1,33

VIII БУШ-15СПЦ - - -

БУШ-16СтПЦ - - -

Зафиксированные в ходе статических испытаний усилия, соответствующие образованию трещин, и предельные усилия при действии равномерно распределенной нагрузки и сосредоточенных сил в пролете балки представлены в таблицах 6 и 7 соответственно.

Таблица 6. - Результаты статических испытаний при действии равномерно распределенной нагрузки в пролете балки

Серия Обозначение балок Pcr, кН qcr, кН/м Pu, кН qu, кН/м Характер разрушения

I БЫСД18 (без нагружении консоли) - 29,6 - 87,3 По наклонному сечению

БК2СД18 10,4 34,7 22,5 75,0 По наклонному сечению в пролете

II БП-3СД12 10,4 34,7 24,5 81,7 По наклонному сечению в консоли

БП-4УД12 8,4 28,0 24,5 81,7 —//—

III БШ-5СтД15 12,4 41,4 34,6 115,3 По нормальной трещине на опоре Б

БШ-6СтД15 14,5 48,2 36,6 122,1 По наклонному сечению в пролете

IV Б^-7СтС16,5 12,4 41,4 34,6 115,3 —//—

Б^-8СтС16,5 12,4 41,4 37,9 126,3 —//—

V БV-9СС16,5 6,4 21,3 20,2 67,5 —//—

БV-10СС16,5 6,4 21,3 18,5 61,6 По наклонному сечению в консоли

VI БVI-11СтПЦ 8,4 28,0 26,5 88,5 По наклонному сечению в пролете

БVI-12СПЦ 6,4 21,3 18,2 60,6 —//—

Примечание. Рсг — сосредоточенная сила на консоли, соответствующая образованию трещин; д сг — равномерно распределенная нагрузка, приложенная в пролете балки, соответствующая образованию трещин; Р и — сосредоточенная сила на консоли, соответствующая разрушению; ди — равномерно распределенная нагрузка, приложенная в пролете балки, соответствующая разрушению.

Таблица 7. — Результаты статических испытаний при действии сосредоточенных сил в пролете балки

Серия Обозначение балок Pcr, кН Ptot, cr, кН Pu, кН Ptot.u, кН Характер разрушения

VII БVII-13СС16,5 6,5 32,9 21,9 110,6 По наклонному сечению в консоли

БVII-14СтС16,5 14,6 73,5 34,8 175,2 По наклонному сечению в пролете

VIII БVIII-15СПЦ 4,5 22,8 14,6 73,4 —//—

БVIII-16СтПЦ 4,5 22,7 24,9 125,5 —//—

Примечание. Рсг — сосредоточенная сила на консоли, соответствующая образованию трещин; Рш, сг — сосредоточенная сила, приложенная в пролете балки, соответствующая образованию трещин; Р и — сосредоточенная сила на консоли, соответствующая разрушению; Рш.и — сосредоточенная сила, приложенная в пролете балки, соответствующая разрушению.

Первые трещины нормального отрыва образовались во всех сериях балок в пролете при нагрузке равной 0,33-0,48дм (в балках, нагруженных равномерно распределенной нагрузкой в пролете) и 0,2-0,42Ptot,u (в балках, нагруженных сосредоточенными силами в пролете). Стоит отметить, что в балках серии II (Б11-3СД12 и Б11-4УД12) первые трещины образовывались одновременно в пролете и на консоли. Трещины распределялись по длине пролета приблизительно с равным шагом и в момент образования по высоте сечения достигали 10-20% (Б11-4УД12, балки серий III-V, БУЫЮтПЦ и серий VII-VIII). В балках Б1-2СД18, Б11-3СД12, БУ1-12СПЦ первые трещины в пролете развились по высоте сечения на 50-85%.

В консольной части балок со стальным армированием (балки серий III, IV, БУТ-ПСтПЦ, БУП-14СтС16,5 и БУЛЫбСтИЦ) трещины достигали приблизительно 10-67% высоты сечения, а в балках с FRP армированием (балки серий I, II, V, Б^-12СПЦ, Б^Ы3СС16,5 и Б^П-15СПЦ) - до 60-83% высоты сечения.

По мере увеличения нагрузки трещины развивались по высоте сечения, достигая 90% высоты сечения опытной балки. Во всех опытных балках наклонные трещины в момент образования достигали около 80% высоты сечения (кроме балок со стальным армированием). Также стоит отметить, что по мере развития по высоте сечения наклонные трещины, образовавшиеся из нормальных, изменяли свой угол наклона к продольной оси балки. Это характерно для трещин, образующихся в зоне совместного действия изгибающего момента и перерезывающей силы.

Разрушение всех опытных балок (кроме серии IV) происходило по наклонной трещине, которая пересекала всю высоту сечения балки, что, в свою очередь, противоречит утверждениям, представленным в работах N.A. Dassow [4], A. Caldentey Perez [5], F. Cavagnis [6], B.A. Podgorniak-Stanik [7], о том, что при испытаниях жестких балок (при l/d<10) при равномерно распределенной нагрузке разрушение происходит при раздавливании сжатого бетона над вершиной наклонной трещины.

Ключевым различием между типом армирования балок (независимо от вида нагружения) является то, что в балках с традиционным армированием (балки серий III, IV и Б VI-11 СтПЦ) образуется большее количество трещин и без увеличения ширины раскрытия (до 0,15 мм), чем в балках с FRP армированием, где ширина раскрытия трещин может достигать до 2,5 мм.

Наклонные трещины в балках с традиционным армированием, нагруженных равномерно распределенной нагрузкой в пролете, образуются на расстоянии ~ 0^ от опоры, которая соединяется с наклонной трещиной, образованной на расстоянии ~ d, на уровне ~ 0^ высоты сечения балки. Наклонные трещины в балках с БКР армированием образуются на расстоянии ~ ^ Однако в балках, нагруженных сосредоточенными силами, картина образования критической наклонной трещины в пролете не зависит от типа армирования и схожа с балками, армированными традиционным способом, при действии равномерно распределенной нагрузки в пролете, которая описана ранее.

Одной из отличительных особенностей влияния вида нагружения на сопротивление срезу является то, что в балках, нагруженных сосредоточенными силами, после образования наклонной трещины формируется продольная трещина вдоль растянутой арматуры по направлению к опоре, что приводит к снижению нагельного эффекта (одной из составляющих сопротивления срезу элемента). Это явление наиболее отразимо в элементах, армированных БКР стержнями.

В балках (БП-3СД12, БП-4УД12 и БV-10СС16,5), которые были нагружены равномерно распределенной нагрузкой в пролете и разрушились по консоли, расстояние образования критической наклонной трещины от опоры Б варьируется в диапазоне ~ 1^-2,0^ В то время, как в балке БУП-13СС16,5, которая была нагружена сосредоточенными силами в пролете, критическая наклонная трещина образовалась в консоли на расстоянии ~ от опоры Б.

Стоит отметить, что в балках серии IV критическая наклонная трещина образовалась вблизи опоры Б (рисунок 5). При этом, перед моментом разрушения наклонные трещины (трещины № 20 (Б^-7СтС16,5) и №№ 14, 20 (Б^-8СтС16,5)) раскрылись на ширину до 2,5 мм на уровне центра тяжести сечения. Это связано с тем, что в данных балках было высокое значение самонапряжения бетона.

©

а - балка Б1-1СД18; б - балка Б1-2СД18; в - балка Б11-3СД12 Рисунок 5. - Картина трещинообразования и разрушения опытных балок (начало)

47

зооо

ТТТТТТТТТТТ7]

Г/2 Г/2 ¥/2 Г/2 Р/2 Р2 Р/2 Ш Ш Р72 Р/2 Ш

д

¥/2 ¥/2 Р/2 Р/2 Р/2 Р 2 1' 2 1 2 12 К/2 Р72 К,-2

4 1_[ И 1И11 1

-» ' ~* "10(Т 110 11СТ 80 120 10СГ110

610

540

1Г,Г,П

тттттттттттт

Р/2 12 Р/2 Р'2 р/2 Р. 2 12 Р/2 Р/2 12 Р/2 Р2 1-я-1 " ' '

"120* 160

3000

1307,\90*53'1003"65" £.125* 30 30 25 45

сЬ1

ТТТТТТТТТТТТ

р'2 Р/2 Р/2 р/2 Р'/2 Р/2 р/2 Р/2 Р/2 Р/2 Р'2 Р/2

• 15/ 1/2 V А5 15,-, ¿5

© © ооес

700

450

Л I Ш Ш1 I

170 ■ 190 ■ 95*105" 115"Т?75" Ц_120"

,100. 185 .75.70.^1.70.70^56 Ж)./Гз5 .105 , 95 .140 . 540 900 , 200

111 |{ 111 I®; © © ©ф©@ ©< э© Ь Ь Ь Ь ® т I 1

г - балка БП-4УД12; д - балка БШ-5СтД15; е - балка БШ-6СтД15; ж - балка Б1У-7СтС16,5; и - балка Б1У-8СтС16,5 Рисунок 5. - Картина трещинообразования и разрушения опытных балок (продолжение)

г

е

и

3000

Ш ¥12 Р/2 Г/7 Р/2 № № № ¥12

* 540 °'7Л

270 * 200

3000

][}] } |

0"_У*10(Т 120* 19? "

Ж

590

Р/2 I' 2 Ь'/2 Р/2 К/2 К/2 Р/2 I 2 Р/2 Р/2 Р2 Р/2'

^ППП

ТТТТТТТТТТТ .

Р '2 Р/2 Р/2 Р/2 Р/2 Р/2 Р/2 Р/2 ¥/2 ¥/2 ¥/2 ¥/2

560

3000

.100. 290 .90 .80. 150 .140 . 160 .130 . 190 . 570

.ои. иц .дчи . . 1УУ и

о к2> 'о о Ь о о

900

200

¥!2 ¥12 ¥И Р/2 ¥12 Р/2 ¥/2 ¥¡2 ¥12 ¥/2 ¥/2 гД

]_14 1Ш

* 275 " 250 * 4СГ*80*100"8СГ 145"

ЭАПЛ

2.52Р

2,52-

нн о 61 о о 6

111}) I

*63"5?У5-" 120' пи*

* 460 " 365 " 355 6>5? 95 120 110 480 "95*

к - балка БV-9СС16,5; л - балка БV-10СС16,5; м - балка Б'УЪИСтПЦ; н - балка Б^-12СПЦ; о - БVП-13СС16,5 Рисунок 5. - Картина трещинообразования и разрушения опытных балок (продолжение)

к

л

м

н

о

п - БVП-14СтС16,5; р - балка Б^П-15СПЦ; с - балка Б^П-16СтПЦ Рисунок 5. - Картина трещинообразования и разрушения опытных балок (окончание)

В балках со стальным армированием на напрягающем бетоне (серии III-IV, БУЛ-МСтОб^) и на обычном бетоне (БVI-11СтПЦ и БVIII-16СтПЦ) существенным различием при статических испытаниях (независимо от вида нагружения) является высота сжатой зоны. Так, при увеличении величины самонапряжения бетона в балках высота сжатой зоны существенно возрастает (см. рисунок 5). Также величина самонапряжения бетона в балках с традиционным армированием увеличивает трещиностойкость и несущую способность по сравнению с обычным бетоном. (см. таблицы 6, 7). Однако данный эффект только в незначительной мере наблюдается и в балках, армированных вБИР стержнями (балки серий I, V, БП-3СД12, Б\1-12СПЦ, Б\И-13СС16,5 и Б\Ш-15СПЦ) (см. рисунок 5 и таблицы 6, 7).

Различием между балками, армированными стальными стержнями и БИР стержнями (независимо от вида на-гружения), заключается в том, что в балке с традиционным армированием в ходе статических испытаний были зафиксированы меньшие прогибы и относительные деформации на уровне продольного армирования (рисунки 6, 7).

Самонапряжение бетона способствует созданию начального напряженно-деформированного состояния, которое, в свою очередь, оказывает влияние на поведение балки при статических испытаниях. Данное заключение выражается в том, что в балках с различным уровнем самонапряжения бетона (независимо от вида нагруже-ния) разрушение может произойти в консоли по наклонной трещине (БП-3СД12, БП-4УД12, БV-10СС16,5 и Б'^-13СС16,5), что не наблюдалось при испытаниях балок на обычном бетоне (БVI-11СтПЦ, Б^-ПСИЦ, БVIII-15СПЦ и БVIII-16СтПЦ).

30 20 10 0

М, кНм

БЫСД18

-50 200 450 700 950 1200 1450 < Пролет растяжение

■Пролет сжатие

8 (х10-5)

М, кНм

БI-2СД18

150 400

9 Пролет растяжение

— - Консоль растяжение ♦ Пролет сжатие

— Ш - Консоль сжатие

650 8 (х10-5)

М, кНм

25 20 15 10 5 0

БП-3СД12 _ — А.

150 250 350 450 Пролет растяжение

650

Ь -Консоль растяжение 8 ( 0 ) > Пролет сжатие Ш - Консоль сжатие

25 20 15 10 5

М, кНм

БП-4УД12

■ Пролет растяжение

— Ь - Консоль растяжение ♦ Пролет сжатие

— Ш - Консоль сжатие

950 8 (х10-5)

б

а

в

г

М, кНм 35

БШ-5СтД15

1

10 5

0

-100 0

100 200 300

• Пролет растяжение

— Ь - Консоль растяжение

♦ Пролет сжатие

— В - Консоль сжатие

400 500

8 (х10-5)

М, кНм 35

30 25

БШ-6СтД15

-100 -50

- * -

0 50 100 150 Пролет растяжение Консоль растяжение Пролет сжатие Консоль сжатие

200 250 8 (х10-5)

д

е

М, кНм 1 £

Б^^Стаб^

■д

-100 -50 0 50 9 Пролет растяжение

— Ь - Консоль растяжение Ф Пролет сжатие

— Ш - Консоль сжатие

8 (х10-5)

М, кНм

Б^^СтС^^

-200 -100 0 100 < Пролет растяжение

— Ь - Консоль растяжение ♦ Пролет сжатие

— Ш - Консоль сжатие

200

300 8 (х10-5)

и

а - балка Б1-1СД18; б - балка Б1-2СД18; в - балка БП-3СД12; г - балка Б11-4УД12; д - балка БШ-5СтД15; е - балка БШ-6СтД15; ж - балка Б^-7СтС16,5; и - балка Б^-8СтС16,5

Рисунок 6. - Зависимость «момент - относительные деформации» (начало)

М, кНм 20

15

10

БУ-9СС16,5 - А

-100 100 300 500 700 900 9 Пролет растяжение

— Ь -Консоль растяжение е (х10-5) ♦ Пролет сжатие

— Ш - Консоль сжатие

М, кНм 20

БУ-10СС16,5

100 200 300 400 500 600 9 Пролет растяжение

— -Консоль растяжение е (х10 ) > Пролет сжатие

— Ш - Консоль сжатие

к

л

М, кНм

БУ!-11СтПЦ

30

• Пролет растяжение

— - Консоль растяжение > Пролет сжатие

— Ш - Консоль сжатие

250 300 е (х10-5)

М, кНм 18

БУ1-12СПЦ

-200

0

200 400 600

• Пролет растяжение

— Ь - Консоль растяжение > Пролет сжатие

— В - Консоль сжатие

800 1000 е (х10-5)

м

н

М, кНм

20 15 10 5

БУП-13СС16,5 ▲

0

-50 150 350 550 750 9 Пролет растяжение

— Ь — Консоль растяжение Ф Пролет сжатие

— Ш - Консоль сжатие

950 1150 е (х10-5)

М, кНм 35

БУП-14СтС16,5 ■А

-50 0 50 9 Пролет растяжение Ь - Консоль растяжение > Пролет сжатие ■ - Консоль сжатие

е (х10-5)

о

п

М, 12

9

6

3

0

-50

кНм

■ Пролет растяжение

— Ь — Консоль растяжение • Пролет сжатие

— В - Консоль сжатие

950 1150 е (х10-5)

М, кНм 25

БУШ-16СтПЦ -А

150

■ Пролет растяжение

* - Консоль растяжение

♦ Пролет сжатие Ш - Консоль сжатие

200 е (х10-5)

с

к - балка БУ-9СС16,5; л - балка БУ-10СС16,5; м - балка БУ1-11СтПЦ; н - балка БУ1-12СПЦ; о - БУ11-13СС16,5; п - БУП-14СтС16,5; р - балка БУШ-15СПЦ; с - балка БУ111-16СтПЦ

Рисунок 6. - Зависимость «момент - относительные деформации» (окончание)

52

М, кНм

30 20

а 10

0

БЫСД18

5 10

Пролет

15

20

М, кНм

Б!-2СД18

25 20

15 А 10

-2 0 2 4 6 8 10 Ш Пролет — ^ -Консоль

12

а, мм

б

0

а, мм

М, кНм 25

20 15 10 5

БП-3СД12

0

-2 0

2 4 6 8 10 ■Пролет — -Консоль

12 14

а, мм

М, кНм

í

25

А

15

10 5

—0 -2 0

2 4

БП-4УД12

6

8 10 12

■Пролет — -Консоль

в

г

а, мм

М, кНм 35 30 25 20 15 10 5 0

БШ-5СтД15

0246 — Пролет — - Консоль а, шш

35 30 25 20 15 10 5

М, кНм

БШ-6СтД15

1234567 •— Пролет — - Консоль а, мм

д

е

0

0

М, кНм 35 30 25 20 15 10 5 —0 -1 0

Б^ЛСтС^б

М, кНм

Б^^СтС^^

1 2 3 4 5 6 7 ■ Пролет — - Консоль а, шш

35 30 25 20 15 10 5 0

12 Пролет

345678 — Ь - Консоль а, шш

а - балка Б1-1СД18; б - балка Б1-2СД18; в - балка БП-3СД12; г - балка Б11-4УД12; д - балка БШ-5СтД15; е - балка БШ-6СтД15; ж - балка Б^-7СтС16,5; и - балка Б^-8СтС16,5

Рисунок 7. - Зависимость «момент - прогиб» (начало)

53

и

М, кНм

БУ-9СС16,5

20 15

10 5

0 2 4 6 8 10 12 14 9 Пролет — - Консоль а, шш

М, кНм

БУ-10СС16,5

20 15

-1 0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 Пролет — Ь - Консоль а, шш

к

л

М, кНм 30 25 20 1 1

5

0

БУ1-11СтПЦ

М, кНм

БУ1-12СПЦ

12 3 4 ■Пролет — Ь -Консоль

5

а, шш

20

2468 ■Пролет — Ь -Консоль

12 а, шш

М, кНм 20

15

10

БУП-13СС16,5

5;

0

24 Пролет

6 8 10 12 — ^ -Консоль

14

а, мм

-1

М, кНм 35 30 25 20 15 10 5 0

БУП-14СтС16,5

12 3 4 ■ Пролет — - Консоль а, мм

М, кНм

БУШ-15СПЦ

2 4 6 8 10 ■Пролет — * -Консоль

12

а, мм

М, кНм 25

БУШ-16СтПЦ

1 2 3 4 5 ■Пролет — * -Консоль а мм

к - балка БУ-9СС16,5; л - балка БУ-10СС16,5; м - балка БУ1-11СтПЦ; н - балка БУ1-12СПЦ; о - БУ11-13СС16,5; п - БУП-14СтС16,5; р - балка БУШ-15СПЦ; с - балка БУ111-16СтПЦ

Рисунок 7. - Зависимость «момент - прогиб» (окончание)

м

н

о

п

0

0

с

0

Результаты статических испытаний носят устойчивый повторяющийся характер. Это заключение относится к положению сечений, в которых образуются наклонные трещины и траектории их развития (рисунки 8, 9). Стоит отметить, что во всех опытных балках, независимо от схемы их нагружения, ширина раскрытия наклонных трещин на уровне центра тяжести сечения была больше, чем на уровне продольной арматуры. Это связано с распределением касательных напряжений по высоте сечения, которые больше на уровне центра тяжести.

В балках серии IV при статических испытаниях были зафиксированы наклонные трещины, которые образовались на уровне центра тяжести сечения (см. рисунок 5), что характерно для преднапряженных конструкций. Данное явление связано с тем, что в балках серии IV было достаточно высокое значение самонапряжения бетона.

Как утверждалось выше, при равномерно распределенном нагружении балок, армированных стальными и FRP стержнями, наблюдали отличия в образовании и траектории развития наклонных трещин. В балках, армированных FRP стержнями (серии I, II, V и балка БУ1-12СПЦ), все наклонные трещины имеют угол наклона равным в ~ 65° (см. рисунок 8). В балках со стальным армированием (серии III, IV и балка Б'УЫЮтПЦ) образовывались наклонные трещины с углом наклона в ~ 40° (см. рисунок 8), которые соединялись с трещинами, образованными на расстоянии ~ d от опоры, и угол наклона составлял в ~ 65°.

В пролете балки, нагруженной сосредоточенными силами, угол наклона критической трещины составил в ~ 40°, а затем эта трещина соединялась с трещиной, образованной на расстоянии ~ d от опоры, угол наклона которой составил в ~ 65° (см. рисунок 9). Стоит отметить, что траектория развития критической наклонной трещины в пролете балки, нагруженной сосредоточенными силами, не зависит от типа армирования. Однако на консоли балки, армированной FRP стержнями, при таком же виде нагружения образуется трещина с углом наклона в ~ 65°.

Рисунок 8. - Траектории развития наклонных трещин при статических испытаниях балок (равномерно распределенное нагружение)

Рисунок 9. — Траектории развития наклонных трещин при статических испытаниях балок (нагружение сосредоточенными силами)

В таблице 8 представлены характеристики, описывающие место образования критической наклонной трещины и траекторию ее развития вдоль продольной оси балки.

Таблица 8. - Данные, описывающие критические наклонные трещины

Серия Обозначение балок № крит. накл. трещины l0, мм 1пр, мм M Vd wt, мм в°

I БР1СД18 (без нагружении консоли) 1 410 370 2,22 2,5 65

БР2СД18 6 250 370 1,16 1,2 65

II БП-3СД12 8 530 530 1,37 - 65

БП-4УД12 14 445 445 1,70 0,7 66

III БШ-6СтД15 25 435 540 0,56 - 40

IV БГУ-7СтС16,5 26 290 290 0,04 - 41

БГУ-8СтС16,5 26 285 285 0,04 0,05 39

V БV-9СС16,5 15 210 330 0,93 0,9 64

БV-10СС16,5 15 370 370 1,96 0,6 54

VI Б^-ПСтПЦ 20 140 420 0,56 1,7 42

Б^-12СПЦ 9 570 275 1,28 1,0 61

VII БVII-13СС16,5 17 325 325 2,13 2,5 59

БVII-14СтС16,5 18 130 330 0,48 2,0 43

VIII БVIII-15СПЦ 9 140 320 0,52 3,0 51

БVIII-16СтПЦ 21 150 310 0,56 1,0 45

Примечание. в° - угол наклона критической трещины; lo - расстояние от опоры до точки образования критической наклонной трещины. В балках серий I, VIII, БV-9СС16,5, Б'УЫ 1СтПЦ и Б'УП-МСтОб^ - это расстояние от опоры А, в балках серий II, БV-10СС16,5 и БVII-13СС16,5 - от опоры Б (в консоли), в балке серии IV, БШ-6СтД15 и Б^-12СПЦ - от опоры Б (в пролете). 1пр - величина развития критической трещины вдоль продольной оси балки; M/Vd - соотношение в точке образования критической трещины; wt - максимальная ширина раскрытия критической наклонной трещины. Знак «-» указывает на то, что ширина раскрытия трещины не фиксировалась, так как было мгновенное разрушение во время выдержки под нагрузкой.

Заключение. В настоящей статье представлены результаты экспериментальных исследований сопротивления срезу самонапряженных бетонных балок, армированных стальными и FRP стержнями. Проанализировав результаты испытаний балок при действии равномерно распределенной нагрузки, а также исследовав влияние самонапряжения бетона и типа армирования на трещинообразование, можно сделать следующие предварительные выводы:

- самонапряжение бетона влияет на трещиностойкость и несущую способность, в большей степени в балках, армированных стальными стержнями, а также уменьшает величину прогибов и относительных деформаций на уровне продольной арматуры (увеличивает жесткость);

- вид нагружения оказывает влияние на траекторию развития наклонной трещины. В балках, нагруженных сосредоточенными силами в пролете и независимо от типа армирования, траектория развития наклонной трещины будет одинаковая. В балках, нагруженных равномерно распределенной нагрузкой, тип армирования уже будет оказывать влияние на траекторию развития наклонной трещины. Также одной из отличительных особенностей влияния вида нагружения на сопротивление срезу является то, что в балках, нагруженных сосредоточенными силами, после образования наклонной трещины формируется продольная трещина вдоль растянутой арматуры по направлению к опоре;

- тип армирования оказал влияние на количество трещин, ширину их раскрытия, место образования и траекторию развития критической наклонной трещины, а также величины прогибов и относительных деформаций на уровне продольного армирования балок при статических испытаниях;

- в балочных элементах, независимо от типа армирования, величина самонапряжения бетона (или отсутствие эффекта самонапряжения) не оказала влияния на траекторию развития критической наклонной трещины;

- при испытаниях опытных балок (независимо от вида нагружения, типа армирования и наличия самонапряжения бетона) было зафиксировано, что ширина раскрытия критических наклонных трещин была больше на уровне центра тяжести сечения, чем на уровне продольного армирования;

- при испытаниях опытных балок, нагруженных равномерно распределенной нагрузкой, не наблюдалось раздавливание сжатого бетона над вершиной наклонной трещины.

ЛИТЕРАТУРА

1. Тур, В.В. Применение базальтопластиковой арматуры при изготовлении самонапряженных конструкций / В.В. Тур, О.С. Семенюк // Вестн. Брест. гос. техн. ун-та. Сер. Стр-во и архитектура. - 2013. - № 1. - С. 99-103.

2. Tur, V. Self-stressed concrete members reinforced with FRP-bars / V. Tur, V. Semianiuk // Modern Materials, Installation and Construction Technologies : monograph / PSW in Biala Podlaska ; D. Bamat-Hunek (chief editor). - Biala Podlaska, 2013. - 165-178.

3. Tur, V. Strains and self-stresses estimation in the expansive concrete members reinforced with GFRP bars / V. Tur, V. Semianiuk // Inzynieria bezpieczenstwa obiektow antropogenicznych. - 2016. - № 4. - P. 3-9.

4. Dassow, N.A. Effect of uniform load on the shear strength of slender beams without shear reinforcement : MSc thesis / N.A. Dassow. - Austin, 2014. - 117 p.

5. Effect of Load Distribution and Variable Depth on Shear Resistance of Slender Beams without Stirrups / A.P. Caldentey [et al.] // ACI Structural Journal. - 2012. - № 109 (5). - 595-603.

6. Cavagnis, F. Shear in reinforced concrete without transverse reinforcement: from refined experimental measurements to mechanical models : PhD thesis / F. Cavagnis. - Lausanne, 2017. - 201 p.

7. Podgorniak-Stanik, B. The Influence of Concrete Strength, Distribution of Longitudinal Reinforcement, Amount of Transverse Reinforcement and Member Size on Shear Strength of Reinforced Concrete Members : MSc thesis / B. Podgorniak-Stanik. -Toronto, 1998. - 711 p.

Поступила 16.11.2021

EXPERIMENTAL STUDIES OF THE RESISTANCE SHEAR OF SELF-STRESSED CONCRETE BEAMS

UNDER DIFFERENT LOADING CONDITIONS

A. VARABEI, V. TUR

This paper presents the results of experimental studies of the shear resistance of self-stressed concrete beam elements reinforced with both FRP bars and the traditional method (steel reinforcement). Distinctive characteristics are revealed that affect the trajectory of shear cracks, their opening width, as well as the stress-strain state at various types of reinforcement (FRP and steel reinforcement), self-stress levels of concrete and loading conditions (under the action of a uniformly distributed load and point forces).

Keywords: resistance shear, beam elements, expansive concrete, FRP bars, uniformly distributed load, point forces, cracking, shear cracks.