CC BY
25
О влиянии модуля упругости композитных материалов на прочность и деформативные свойства усиленных конструкций.
112 П.П. Польской , Н.В. Василенко , З.А. Меретуков
1 Донской государственный технический университет 2 Майкопский государственный технологический институт
Аннотация: Выполнено сопоставление прочности, деформативности и ширины раскрытия нормальных трещин опытных образцов длиной 220, сечением 12,5х25 ф) см, усиленных композитными холстами и ламинатами разной площади сечения, изготовленных на основе стекло- и углепластиков. Образцы имели рабочую арматуру, представленную 2014А6ОО, поперечную - двухсрезными хомутами 05В5ОО, установленными с шагом 100 мм. Образцы загружались двумя сосредоточенными силами, приложенными в третях пролета. При композитном усилении варьировались вид внешней композитной арматуры, а также наличие или отсутствие Ц-образных анкерующих хомутов, наклеенных на приопорных участках балок. Установлено, что наибольший эффект усиления дают композитные материалы на основе углеродных волокон, у которых модуль упругости сопоставим с модулем упругости стали.
Ключевые слова: бетон, железобетон, изгибаемый элемент, композит, стекопластик, углепластик, прочность, деформативность.
На кафедре железобетонных и каменных конструкций ДГТУ продолжаются комплексные исследования, направленные на совершенствование инновационных технологий. В их числе исследования, связанные с применением центрифугированных [1,2] и высокопрочных бетонов [3,4], а также исследования, связанные с совершенствованием существующих [5,6] и инновационных технологий при усилении строительных конструкций. Последние исследования связаны с разработкой теории и практики усиления конструкций с использованием композитных материалов. Этим исследованиям посвящены работы [7-9]. Данная статья посвящена вопросам сравнения эффективности различных видов внешней композитной арматуры, используемой при усилении железобетонных конструкций на действие изгибающих моментов.
За основу взяты результаты испытания изгибаемых элементов, усиленных внешней стекло- и углепластиковой арматурой [10]. Опытные балки прямоугольного профиля с проектным классом бетона по прочности на
сжатие В35-40 имели одинаковую длину 220 см и сечение 12,5x25 (h) см. Внутренняя стальная рабочая, монтажная и поперечная арматура также были одинаковыми. Продольная арматура - представлена 2014А6ОО (ms=1,12%), у которой площадка текучести отсутствует, а монтажная - 206В5ОО. Поперечная арматура состояла из замкнутых хомутов 06В5ОО, установленных с шагом 100 мм на приопорных участках и 150 - в зоне чистого изгиба.
Всего к сопоставлению было принято 12 опытных образцов, в том числе 2 эталонных, 4 усиленных стеклопластиком на основе ткани толщиной 0,255 мм, 2 образцов, усиленных углетканью толщиной 0,166 мм и 4 образцов, усиленных углеламинатами, 2 из которых имели анкерные устройства (хомуты) на приопорных участках.
Согласно программы исследований, опытные образцы были усилены холстами, состоящими из трех или шести слоев соответственно стеклоткани марки EWR400; углеткани - MBRACE® FIB CF 230/4900.300g/5.50m и углеламинатов MBRACE® LAM CF210/2800.50x1.4.100m, состоящими из одной или двух полос.
По результатам испытания образцов-восьмерок, временное
сопротивление 0/u=R/„, составила 732,6 МПа для холстов, состоящих из трех
слоев стеклоткани и 679,5 МПа - для шестислойных холстов. Нормативное сопротивление холстов из углеткани составило соответственно 2887,9 и 2751,0 МПа, а для углеламинатов толщиной 1,4 мм и шириной 50 мм - 2800 МПа. Модуль упругости стеклоткани Е/=7,6-104 МПа, углеткани -Е/с=2,3-105 МПа, а углеламината - Ед=2,1-105 МПа.
Усиление образцов композитными материалами осуществлялось по системе MBRACE®: - подготовка поверхности бетона; грунтовка; шпатлевка (при необходимости) и наклеивание композитного материала.
Опытные образцы испытывались по схеме однопролетных свободно опертых балок до момента их разрушения ступенчатой кратковременной нагрузкой, передаваемой через траверсу в виде двух сосредоточенных симметрично расположенных сил. Расчетный пролет балок составлял 180 см, а величина пролета среза - 60 см. Загружение осуществлялось интенсивностью 4, 6 и 8 кН, что составляло приблизительно 1/20 и 1/10 часть от расчетных значений предельной нагрузки соответственно до и после образования трещин.
Результаты испытаний по прочности, деформативности и ширине раскрытия наклонных трещин опытных образцов, а также оценка влияния вида композитных материалов на несущую способность опытных образцов представлены в табл. 1 и 2.
По результатам анализа опытных данных можно отметить факт существенного влияния вида композитного материала на несущую способность опытных образцов, которое проявилось на всех этапах загружения, начиная от характера развития трещин, общей деформативности и прочности. Конкретно можно отметить следующее:
Трещиностойкость эталонных опытных образцов, с высокопрочной стальной арматурой класса А600 оказалась практически одинаковой с опытными образцами, имеющими рабочую арматуру класса А500 и практически вдвое меньшую площадь сечения. Вместе с тем, количество нормальных трещин оказалось больше в тех балках, где и площадь арматуры, и ее прочность были больше. Иным был и характер развития этих трещин.
На характер развития нормальных и наклонных трещин оказывает влияние не только вид композитного материала, но и его площадь сечения. По сравнению с эталонными балками, количество нормальных трещин также увеличилось, особенно в опытных образцах, усиленных холстами из стеклоткани. Особенностью опытных образцов, усиленных стеклопластиком,
является то, что именно в таких балках происходило в уровне верха рабочей арматуры раздвоение ранее появившихся нормальных трещин.
Нормальные трещины образовывались не только в зоне чистого изгиба, но и на приопорных участках. При этом, в балках, усиленных стеклотканью, нормальные трещины распространялись почти до середины приопорного участка, а усиленных углетканью - до 2/3 расстояния от оси приложения нагрузки до оси опорной реакции.
Таблица 1
Результаты испытания опытных балок по ширине раскрытия
нормальных трещин
Серия балок по виду композитной арматуры Шифр балок Площадь композитно й арматуры Л^ см Нагрузка , кН, воспринимаемая балкой при ширине раскрытия нормальных трещин асгс, мм
0,05 0,1 0,2 0,25 0,3
1 2 3 4 5 6 7 8
А Эталон Б-2-1 - 14,0 28,0 49,5 57,8 66,4
Б-2-2 - 12,5 32,5 51,0 59,2 68,5
Б Стеклоткань БУя-2-1 0,765 14,0 33,0 56,0 68,1 79,0
БУg-2-2 1,53 15,0 35,0 60,0 74,0 92,0
БУg-2-3 1,53 15,0 35,0 62,7 73,1 86,3
БУ^-2-4 1,53 15,0 36,6 64,5 98,5 -
В Углеткань БУс-2-1 0,622 25,0 44,5 90,0 - -
БУс-2-2 1,245 27,8 45,5 133,5 - -
Б Углеламинат БУЬ-2-1 0,7 23,6 43,0 107,5 - -
БУЬ-2-2 1,4 24,5 45,0 - - -
Д Углеламинат +анкер БУЬ*-2-1 0,7 27,5 50,5 120,0 - -
БУЬ*-2-2 1,4 30,5 51,0 - - -
Важно отметить и тот факт, что при одинаковых этапах загружения по количеству и интенсивности усиленные балки имели большее развитие по высоте, чем эталонные. При этом, в балках, усиленных углепластиком, высота трещин была больше чем для стеклопластика.
Влияние вида композитного материала на прочность определялось прямым сопоставлением результатов эксперимента для эталонных и усиленных образцов. При этом было установлено существенное влияние площади внешнего композитного усиления на прочность нормальных сечений. Отметим также, что величина приращения прочности балок, усиленных углепластиком, в большей степени зависит от прочности и процента стального армирования опытных образцов, по сравнению с балками, аналогично усиленными стеклопластиком.
Таблица 2
Результаты испытания опытных балок по прочности
Серия балок по виду композитной арматуры Шифр балок Площадь композитно й арматуры Л^ см Опытная прочность балок Nехр Я п N ;хр, кн Макс. приращен ие несущей способнос N;хр ти NехР ' Я % Нагрузка Л г ехр Лыи при предельно допустимом прогибе г _ 10 Лй 200, кН Прираще ние предельн о допустим ой нагр. N Тр иЫ 0, NехР , % Я
1 2 3 4 5 6 7
А Эталон Б-2-1 - 125,2 - 111,0 -
Б-2-2 - 124,6 - 110,0 -
Б Стеклоткань БУя-2-1 0,765 140,0 12,1 113,5 2,7
БУg-2-2 1,53 151,0 20,9 116,0 4,97
БУg-2-3 1,53 148,3 18,7 113,0 2,26
БУg-2-4 1,53 155,8 24,7 116,0 4,9
В Углеткань БУс-2-1 0,622 140,8 18,5 131,0 18,55
БУс-2-2 1,245 134,0 7,3 131,0 18,55
Г углеламинат БУЬ-2-1 0,7 133,7 7,04 127,0 14,9
БУЬ-2-2 1,4 128,0 2,48 128,0 15,84
Д Углеламинат + анкер БУЬ*-2-1 0,7 166,0 32,9 132,5 19,9
БУЬ*-2-2 1,4 206,0 64,9 150,0 35,75
Примечание: символом ^ехр и N^хр обозначена величина опытной
нагрузки, приложенной на траверсу, соответственно при испытании эталонной или усиленной балки.
Балки, переармированные композитным материалом, приводят практически к нулевому эффекту усиления, особенно в балках, усиленных углепластиком, если отсутствует надежная анкеровка композитной арматуры у опоры. Все вышеизложенное хорошо прослеживается в табл. 1.
Деформативность опытных образцов также находится в прямой зависимости, как от класса и площади стальной арматуры, так и вида, и площади сечения композитных материалов. Сравнение прогибов эталонных балок показывает, что они примерно на 20% меньше в элементах, армированных сталью А600, по сравнению с балками с рабочей арматурой класса А500.
Деформативность балок, усиленных тканью на основе стекловолокна, практически не отличается от эталонных образцов, независимо от класса и площади сечения стальной арматуры. Балки, усиленные разными видами углепластика (холсты из углеткани и углеламинаты) показали резкое уменьшение деформации по сравнению с эталонными образцами, независимо от класса стальной арматуры. Эффект уменьшения деформаций тем больше, чем выше модуль упругости композитных материалов на основе углеродных волокон.
Опытами установлено также, что наличие Ц-образных хомутов у опоры на торцах номпозитной арматуры резко уменьшает деформативность опытных образцов, при одновременном увеличении их прочности. Важно отметить и тот факт, что приращение прочности образцов с анкерами увеличивается вместе с ростом площади сечения композитной арматуры.
Ширина раскрытия нормальных трещин также находится в прямой зависимости от вида композитного усиления, что хорошо прослеживается по табл. 2. В дополнение отметим лишь следующее. Раскрытие трещин в балках, усиленных стеклопластиком, незначительно отличается от ширины трещин
эталонных образцов во всем диапазоне действующих нагрузок. Увеличение площади сечения композитных холстов также сказывается незначительно.
Балки, усиленные холстами из углеткани и углеламинатами имеют значительно меньшее раскрытие нормальных трещин при одинаковых нагрузках. Важно подчеркнуть и тот факт, что ширина раскрытия трещин в балках, усиленных углепластиком в наших опытах не превысила перед разрушением значения, равного 0,2 мм.
Отметим также, что балки при ширине раскрытия трещин - 0,2 мм, имеющие одинаковое продольное усиление в сочетании с Ц-образными хомутами, превысили разрушающую нагрузку эталонных образцов в 2,39 раза.
Проведенный анализ показывает, что эффективность композитного усиления в большей степени зависит от модуля упругости композитного материала, по сравнению с влиянием его прочности. Поэтому, предпочтение при усилении железобетонных конструкций следует отдавать композитным материалам на основе углепластика, модуль упругости которых равен, либо несколько превышает модуль упругости стали.
С учетом вышеизложенного можно сделать следующие выводы:
1. Установлено, что характер трещинообразования и развития нормальных трещин, а также вид разрушения опытных образцов и их деформативность находятся в прямой зависимости от вида и процентов армирования стальной и композитной арматурой.
2. Повышение жесткости холстов из композитного материала и процентов композитного армирования способствуют уменьшению деформативности опытных образцов вне зависимости от вида композитного материала. Вместе с тем, степень уменьшения прогибов повышается при использовании более упругих композитных материалов.
3. Наибольший эффект при усилении балок, включая и переармированное сечение, показывают образцы, имеющие U-образные торцовые анкеры для композитной арматуры. Наличие анкерных устройств, наклеенных на всю высоту балок привело к увеличению их прочности при прочих равных условиях на 39,3%. Анкеры, наклеенные не на полную высоту усиленных элементов - неэффективны.
Литература
1. Щуцкий В.Л., Чубаров В.Е., Коробкин А.П., Гриценко М.Ю. Исследование трещиностойкости и деформативности цилиндрических опор ЛЭП // Научное обозрение. -2017. - №12. URL:sced.ru/ru/index.php?Itemid=156&catid=39&id=618:nauchnoe-obozrenie-12-2017&option=com_content&view=article
2. Щуцкий В.Л., Коробкин А.П., Шевченко А.С., Стельмах С.А. Исследование работы конических опор электропередач в качестве стоек для антенных башенных надстроек // Науковедение, 2017, Том 9, №4. URL: naukovedenie.ru/PDF/43TVN417.pdf
3. Сухарева А. В., Аксенов В. Н. Сравнительный анализ эффективности использования кесонных перекрытий Skydome в современных многоэтажных зданиях при стандартном шаге колонн // Инженерный вестник Дона, 2016, №4. URL: ivdon.ru/ru/magazine/archive/n4y2016/3885
4. Радченко А.В., Аксенов В.Н. Методы расчета каркасных зданий из монолитного железобетона на прогрессирующее обрушение на примере 17-этажного жилого дома // Инженерный вестник Дона, 2016, №4. URL: ivdon.ru/ru/magazine/archive/n4y2016/3879
5. Рабинович Л.Р. Мизернюк Б.Н. Рекомендации по проектированию усиления железобетонных конструкций здания и сооружений реконструируемых предприятий. Надземные конструкции и
сооружения // Харьковский ПростройНИИ проект, НИИЖБ - М.: Стройиздат,1992.-191с.
6. Mander J. B.; Priestley M. J. N., Park R. Theoretical Stress-Strain Model for Confined Concrete // Journal of structural Engineering. Vol. 114. №8. 1988. URL: doi.org/10.1061/ (ASCE) 0733-9445(1988)114:8(1804).
7. Польской П.П., Маилян Д.Р. Прочность и деформативность усиленных композитными материалами балок при различных варьируемых факторах // Инженерный вестник Дона. 2013. № 2. URL: ivdon.ru/magazine/archive/n2y2013/1676
8. Польской П.П., Маилян Д.Р. О расчете ширины нормальных трещин, усиленных стекло- и углепластиком // Научное обозрение. - 2014. -№12. - С. 490-492.
9. Ai-hui Zhang, Wei-liang Jin, Gui-bing Li. Behavior of preloaded RC beams strengthened with CFRP laminates // Journal of Zhejiang University-SCIENCE A. 2006. Vol. 7. №3. pp. 436-444. URL: link. Springer.com/article/10.1631/jzus.2006.A0436.
10. Polskoy P.P., Mailyan D.R., Dedukh D.A., Georgiev S.V. Desighn of reinforced concrete beams in a case of a change of cross section of composite strengthening reinforcement // Global Journal of Pure and Applied Mathemathics. 2016. - Vol. 12, N2. pp. 1767-1786. URL: ripublication.com
References
1. Shhuckij V.L., Chubarov V.E., Korobkin A.P., Gricenko M. Ju. Nauchnoe obozrenie. 2017. №12 URL:sced.ru/ru/index.php?Itemid=156&catid=39&id=618:nauchnoe-obozrenie-12-2017&option=com_content&view=article
2. Shhuckij V.L., Korobkin A.P., Shevchenko A.S., Stel'mah S.A. Naukovedenie V 9, №4. 2017. URL: naukovedenie.ru/PDF/43TVN417.pdf
3. Suhareva A.V., Aksenov V.N. Inzenernyj vestnik Dona, 2016, №4. URL: ivdon.ru/ru/magazine/archive/n4y2016/3885
4. Radchenko A.V., Aksenov V.N. Inzenernyj vestnik Dona, 2016, №4. URL: ivdon.ru/ru/magazine/archive/n4y2016/3879
5. Rjabinovich L.R. Mizernjuk B.N. Rekomendacii po proektirovaniyu usileniya zhelezobetonnyh konstrukcij zdaniya i sooruzhenij rekonstruiruemyh predpriyatij. Nadzemnye konstrukcii i sooruzheniya [Recommendations for the design of reinforced concrete structures of buildings and structures of reconstructed enterprises. Overground structures and facilities]. Har'kovskij ProstrojNII proekt, NIIZhB. M.: Strojizdat,1992.pp.-191
6. Mander J. B.; Priestley M. J. N., Park R. Journal of structural Engineering. Vol. 114. №8. 1988. UL: doi.org/10.1061/ (ASCE) 0733-9445(1988)114:8(1804)
7. Pol'skoy P.P., Mailyan D.R. Inzhenernyy vestnik Dona. 2013. № 2. URL: ivdon.ru/magazine/archive/n2y2013/1676
8. Pol'skoy P.P., Mailyan D.R. Nauchnoye obozreniye. 2014. №12. pp. 490-492.
9. Zhang Ai-hui, Jin Wei-liang, Li Gui-bing. Journal of Zhejiang University-SCIENCE A. 2006. Vol. 7. №3. pp. 436-444. URL: link.Springer.com/article/10.1631/jzus.2006.A0436.
10. Polskoy P.P., Mailyan D.R., Dedukh D.A., Georgiev S.V. Global Journal of Pure and Applied Mathemathics. 2016. Vol. 12, N2. pp. 1767-1786. URL: ripublication.com.
