CC BY
18
СТРОИТЕЛЬНАЯ МЕХАНИКА И РАСЧЕТ СООРУЖЕНИЙ
УДК 627.8.04
DOI: 10.22227/2305-5502.2019.3.6
Обоснование решения по усилению железобетонных конструкций после кратковременных ударных нагрузок, на
примере ГЭС Айурикин
О.Д. Рубин1, А.С. Антонов1'2, С.Е. Лисичкин3, К.Е. Фролов4, А.С. Лисичкин3
1 Филиал АО «Проектно-изыскательский и научно-исследовательский институт "Гидропроект им. С.Я. Жука"» — «Научно-исследовательский институт энергетических сооружений» (Филиал АО «Институт Гидропроект» — «НИИЭС»); г. Москва, Россия; 2 Национальный исследовательский Московский государственный строительный университет
(НИУ МГСУ); г. Москва, Россия; 3 ООО «Инженерный центр сооружений, конструкций и технологий в энергетике» (ООО «ИЦ СКТЭ»); г. Москва, Россия; 4 ПАО «РусГидро»; г. Москва, Россия
АННОТАЦИЯ
Введение. Перекрытия машинного зала и монтажных площадок ГЭС (ГАЭС) являются одними из наиболее ответственных железобетонных конструкций, так как при эксплуатации подвергаются значительным технологическим нагрузкам, в том числе не предусмотренным проектом. Так, при испытании кранового оборудования на поверхность перекрытия монтажной площадки строящейся ГЭС Айурикин упал груз весом 22 т, под действием которого произошло продавливание плиты перекрытия, что потребовало проведения комплексных исследований состояния железобетонной конструкции перекрытия и окружающих зону падения конструкций, а также разработки мероприятий по усилению поврежденной конструкции.
Материалы и методы. Визуальные и инструментальные исследования напряженно-деформированного состояния (НДС) железобетонной конструкции перекрытия машинного зала и окружающих конструкций проводились с применением оптических приборов (микроскопа отсчетного МПБ-3), молотка Шмидта для определения прочности бетона конструкций, а также метода «разгрузки арматуры» для определения фактических напряжений в арматуре конструкций. Результаты. Выявлено продавливание железобетонной плиты перекрытия монтажной площадки с вертикальными смещениями краев сквозных трещин до 12 мм, а также сформировавшуюся при падении груза систему трещин. Определены фактические напряжения в арматуре методом «разгрузки арматуры». На основе конечно-элементного моделирования получено фактическое состояние конструкций в период падения груза и после прекращения действия нагрузки. На основе анализа результатов натурных и расчетных исследований разработаны принципиальные схемы усиления конструкций углеродными композитными материалами.
Выводы. Установлено фактическое НДС железобетонного перекрытия монтажной площадки и конструкций его опи-рания в период падения груза и после прекращения действия ударной нагрузки. Вертикальное смещение краев трещины продавливания плиты перекрытия составило 17,5 мм в период падения груза и 12 мм после прекращения действия ударной нагрузки. Ширина раскрытия трещин в железобетонных конструкциях в зоне падения груза достигла 2 мм. В момент падения груза на плиту перекрытия значения напряжений в арматурном каркасе достигали 200 МПа; после ударного воздействия — 76,2 МПа. В целях последующей безопасной эксплуатации железобетонного перекрытия и окружающих конструкций разработаны принципиальные схемы усиления их внешним армированием на основе углеродного волокна, которые были обоснованы расчетным путем.
КЛЮЧЕВЫЕ СЛОВА: напряженно-деформированное состояние, продавливание, сквозное трещинообразова- 5' ние, метод «разгрузки арматуры», усиление железобетонного перекрытия и окружающих конструкций, композитные 5 материалы, расчетные исследования, метод конечных элементов 5
ДЛЯ ЦИТИРОВАНИЯ: Рубин О.Д., Антонов А.С., Лисичкин С.Е., Фролов К.Е., Лисичкин А.С. Обоснование ре- S =
шения по усилению железобетонных конструкций после кратковременных ударных нагрузок, на примере ГЭС Айу- =5'
рикин // Строительство: наука и образование. 2019. Т. 9. Вып. 3. Ст. 6. URL: http://nso-journal.ru. DOI: 10.22227/2305- =: 5502.2019.3.6
с/3
Св Св
CD Ы
СО
со
© О.Д. Рубин, А.С. Антонов, С.Е. Лисичкин, К.Е. Фролов, А.С. Лисичкин, 2019
1
Grounds for the decision to strengthen reinforced concrete structures after short-term impulse loads, using Alluriquin HPP as an example
Oleg D. Rubin1, Anton S. Antonov12, Sergey E. Lisichkin3, Kirill E. Frolov4,
Andrey S. Lisichkin3
1 Branch ofJSC Design and survey and research Institute Hydroproject them. S.Y. Zhuka-Research Institute of Energy Structures (Branch of JSC Institute Hydroproject-NIIES); Moscow, Russian Federation;
2 Moscow State University of Civil Engineering (National Research University) (MGSU);
Moscow, Russian Federation;
3 LEngineering Center of Objects,Structures and Technologies in the Power Engineering;
Moscow, Russian Federation; 4 PJSC RusHydro; Moscow, Russian Federation
ABSTRACT
Introduction. Floorings of the turbine hall and installation sites of the HPP (PSS) are one of the most important reinforced concrete structures, as during operation they are subjected to significant process duties, including those not provided for by the project. Thus, during the testing of crane equipment on the floor surface of the installation site of the Alluriquin HPP under construction, the cargo weighing 22 tons fell, under the influence of which the floor slab was punched, which required a comprehensive study of the condition of the reinforced concrete structure of the floor and the surrounding area of the failure of structures, as well as the development of measures to strengthen the damaged structure.
Materials and Methods. Visual and instrumental studies of the stress and strain state (SSS) of the reinforced concrete structure of the turbine hall slab and surrounding structures were carried out with the use of optical devices (MPB-3 reading microscope), Schmidt hammer to determine the strength of concrete structures, as well as the "reinforcement load removal" method to determine the actual stresses in the reinforcement of structures.
Results. The punching of the reinforced concrete floor of the installation site with vertical displacements of the edges of through cracks up to 12 mm, as well as the system of cracks formed during the fall of cargo was revealed. The actual stresses in the reinforcement are determined by the "reinforcement load removal" method. On the basis of finite element modeling the actual condition of structures during the period of cargo fall and after the removal of the load is obtained. On the basis of the analysis of results of field and design studies the schematic diagram of strengthening of structures by carbon composite materials is developed.
Conclusions. The actual SSS of the reinforced concrete floor of the installation site and its support structures during the period of the cargo fall and after the termination of the impulse load is established. The vertical displacement of the edges of the crack of the floor punching was 17.5 mm during the period of the fall of the load and 12 mm after the removal of the impulse load. Crack opening width in reinforced concrete structures in the cargo drop area reached 2 mm. At the moment when the cargo fell on the floor slab, the values of stresses in the reinforcement cage reached 200 MPa; after the impact — 76.2 MPa. With a view of the subsequent safe operation of the reinforced concrete floor and surrounding structures the basic schemes of their strengthening by external reinforcement on the basis of carbon fiber have been developed, which have been proved by calculation.
KEY WORDS: stress strain state, punching, through crack formation, "reinforcement load removal" method, reinforced concrete floor and surrounding structures strengthening, composite materials, design study, finite element method
FOR CITATION: Rubin O.D., Antonov A.S., Lisichkin S.E., Frolov K.E., Lisichkin A.S. Grounds for the decision to strengthen reinforced concrete structures after short-term impulse loads, using Alluriquin HPP as an example. Stroitel'stvo: nauka i obrazovanie [Construction: Science and Education]. 2019; 9(3):6. URL: http://nso-journal.ru. DOI: 10.22227/23055502.2019.3.6 (rus.).
CO u
ВВЕДЕНИЕ падения различных грузов на железобетонные конструкции, вибрационные или другие техногенные
В современных условиях эксплуатации энер- воздействия.
гетических объектов возможны нагрузки и воздей- Подобные воздействия могут вызвать повреж-
ствия, не предусмотренные проектом. Наиболее дение железобетонных конструкций, привести
распространенными являются: установка элементов к увеличению напряжений в рабочей арматуре до
энергетического и вспомогательного оборудования значений близких к пределу текучести, чрезмерно-
на места, не предназначенные к их размещению [27], му раскрытию трещин и ухудшению надежности
эксплуатации энергообъектов. Для оценки состояния конструктивных элементов целесообразно проведение комплекса работ, включающих в себя натурные и расчетные исследования.
К натурным относятся визуальные обследования, неразрушающий контроль и методы фактического определения напряженно-деформированного состояния (НДС), к примеру, метод «разгрузки арматуры» [27]. Расчетные исследования выполняются после проведения инструментальных исследований и позволяют определить фактическое НДС всей конструкции, выработать и обосновать предложения по усилению и реконструкции. Расчеты осуществлялись в универсальном промышленном программном комплексе ANSYS, позволяющем решать сложные междисциплинарные задачи с учетом термических, динамических и сейсмических воздействий.
На результатах расчетных исследований основывались предложения по ремонту и усилению конструкций, подверженных существенным техногенным воздействиям. В качестве основного метода усиления предлагается композитное армирование, имеющее ряд преимуществ, таких как малый вес, высокие жесткости, неизменность габаритов усиливаемых конструкций. Данный метод получил широкое распространение в различных областях [1-7].
МАТЕРИАЛЫ И МЕТОДЫ
Метод фактического определения НДС заключается в определении составляющих напряжений в рабочей стержневой арматуре, расположенной в сжатых и растянутых зонах железобетонных конструкций, вызванных действием изгибающего и крутящего моментов.
Для расчетных обоснований используется универсальный программный комплекс на основе метода конечных элементов (МКЭ). МКЭ является одним из наиболее распространенных методов математического моделирования для определения НДС как гидротехнических сооружений (ГТС) [21-25], так и уникальных энергетических объектов и сооружений. Развитие информационных технологий и промышленных программных комплексов позволяет при решении междисциплинарных задач привлекать программно-аппаратную архитектуру параллельных вычислений СиСА и увеличить точность выполняемых исследований.
С целью определения физико-механических параметров бетонного массива применялись нераз-рушающие методы контроля, такие как склерометрия или молоток Шмидта, позволяющие оценить прочностные параметры, не внося дополнительных конструктивных изменений в поврежденные железобетонные конструкции.
Выбор метода усиления поврежденных конструкций определялся из анализа существующих
материалов и методик. Наиболее целесообразным является применение технологий внешнего армирования на основе композитного материала (CFRP) [1-7]. Данные углеродные материалы обладают высокими физико-механическими характеристиками (Е = 245 000 МПа, ц = 0,27, нормативное значение прочности 3500 МПа), и не несут существенного изменения особенностей железобетонных конструкций. Данная методика апробирована и внедрена на объектах энергетики и уникальных сооружениях, как на территории РФ, так и за рубежом [8-20].
РЕЗУЛЬТАТЫ ИССЛЕДОВАНИЯ
В машинном зале ГЭС Айурикин во время проведения испытаний вспомогательного подъемника мостового крана произошел обрыв подъемного троса во время нахождения груза весом 22 т в наивысшей точке. В результате чего груз упал на монтажную площадку с высоты 4 м одним из своих углов. Данное воздействие нанесло существенный ущерб железобетонной плите перекрытия монтажной площадки, произошло образование трещин на верховой грани и скол защитного слоя бетона на низовой грани.
Была поставлена задача, оценить фактическое состояние железобетонной плиты перекрытия и предложить мероприятия по приведению конструкций в исправное состояние.
Основными несущими конструкциями участка падения груза являются непосредственно перекрытие, а также колонны и ригели плиты перекрытия. Исследуемый участок имеет размеры около 5,3 х 3,125 м с толщиной 0,50 м. Опорами являются ригели V4 и V5 поперек потока и ригели вдоль осей сооружения Б и Е. Класс бетона соответствует прочности 28 МПа. Арматурный каркас выполнен ячейками с шагом 0,15 м из арматуры диаметром 18 мм типа ASТM 615 с пределом текучести 420 МПа.
Проведение обследования железобетонных конструкций монтажной площадки в зоне падения груза показали, что наиболее значимые сквозные трещины образовались вдоль траекторий отпечатков двух взаимно перпендикулярных ребер груза. Расстояние от одной из трещин Т-1 с раскрытием до 2 мм до риге- £ ля V5 составило 0,35 м, от трещины Т-2 с раскры- С тием 5 мм до ригеля V2 — 1,6 м. Произошло про-давливание внутренней части блока, оконтуренного Е Ц трещинами Т-1 и Т-2, с максимальным вертикаль- =з ным смещением граней трещин — 12 мм. Трещины =5' продавливания прошли наклонно сверху вниз через = : плиту, и вышли: одна — в сопряжение нижней гра- 5 ни плиты с ригелем V5, другая — на нижнюю грань 9 плиты, параллельно боковой грани ригеля V2. По I периметру контура блока трещины прошли верти- ^ кально, что соответствует изгибу консольного эле- е мента при заделке в остальную часть плиты.
На нижней грани плиты произошел отрыв за- 3 щитного слоя на значительной площади, ограничен- й
n со
Рис. 1. Схема трещинообразования на верхней и нижней гранях плиты перекрытия: 1, 2, 3, 4 — участки разгрузки арматуры
Рис. 2. Отрыв слоя бетона на нижней грани плиты перекрытия на отм. 743,50 м
ной боковыми поверхностями ригелей V2 (по оси Е), V5, V4 и траекторией протяженной трещины на нижней грани плиты.
Кроме трещин продавливания, зафиксированы трещины, соответствующие траектории удара одной из граней груза, которая простиралась поперек ригеля V4 и выходила за пределы рассматриваемой области.
Вид поверхностей плиты перекрытия и схемы расположения трещин представлены на рис. 1, 2.
Определение прочностных параметров бетона выполнялось при помощи неразрушающего метода контроля с применением молотка Шмидта. Средняя прочность бетона в зоне повреждения перекрытия монтажной площадки ГЭС составила 51,2 МПа, что соответствует классу и марке бетона В40/М500, при проектном значении 28 МПа.
Для определения остаточных напряжений в арматурном каркасе перекрытия применялся метод «разгрузки арматуры», всего выбрано 5 зон:
Рис. 3. Установка прибора ПЛДС-150 на оголенном арматурном стержне
Табл. 1. Результаты исследований методом «разгрузки арматуры»
Зона Зона № 1 Зона № 2 Зона № 3 Зона № 4 Зона № 5
Показания 76,2 27,1 67,1 25,3 47,1
• зоны № 1, 2 расположены на арматуре диаметром 18 мм верхней грани плиты перекрытия в местах распространения трещин продавливания с раскрытием 2 и 5 мм;
• зоны № 3 и 4 расположены на арматуре диаметром 18 мм нижней грани в зоне примыкания плиты к вертикальной грани ригеля V3 (по оси Е) и на протяженной трещине, совпадающей с контуром грани груза;
• зона № 5 расположена на арматуре диаметром 16 мм на нижней грани ригеля V3 при пересечении с трещиной раскрытием 0,7 мм.
Установка и съем показаний прибора ПЛДС-150 при проведении исследований методом «разгрузки арматуры» представлен на рис. 3.
В результате проведенных экспериментов получены фактические напряжения в арматуре, представленные в табл. 1.
Полученные значения напряжений ниже предела текучести арматуры класса ASТM 615 (420 МПа), что свидетельствует о распределении напряжений по арматурному каркасу после техногенного воздействия.
Для определения НДС монтажной площадки после падения груза была разработана объемная конечно-элементная математическая модель, в которой воспроизводился участок монтажной площадки в пределах осей 1...3, включающий колонны, ригели, плиту перекрытия на отм. 744,00 м.
Верификация модели проводилась по показаниям контрольно-измерительной аппаратуры после проведения исследований методом «разгрузки арматуры». Одной из целей расчетного исследования являлось определение перераспределения нагрузок в арматурном каркасе основных несущих конструкций, после падения груза. В модели воспроизведены трещины, фактическая стержневая арматура и фак-
тические значения прочностных параметров бетона. Дополнительно в схему добавлены элементы предлагаемого усиления железобетонных конструкций композитными материалами.
В ходе исследований предусматривались следующие расчетные случаи:
• динамическая (ударная) нагрузка в период падения груза;
• действие нагрузки от груза после его падения;
• эксплуатационная нагрузка на усиленные конструкции (обоснование усиления конструкций) величиной 12 кПа;
• монтажная нагрузка на усиленные конструкции (обоснование усиления конструкций) величиной 60 кПа;
• сейсмическое воздействие интенсивностью 8 баллов (0,2^).
Расчетные исследования подтвердили высокие значения растягивающих напряжений у верхней грани плиты перекрытия на отм. 744,0 м на пересечениях с двумя трещинами продавливания, при этом вертикальные смещения краев трещин составляют от 15,4 до 17,5 мм. Напряжения в арматуре верхнего £ пояса находятся в интервале от 177,4 до 194,3 МПа, С максимальные значения напряжений в нижнем по- а и ясе арматуры от 171,1 до 199,2 МПа. Е Ц
Значения напряжений в ригеле состави- =з ли 97,0 МПа для наклонных трещин со стороны оси =5' Е, в пролете до 201,8 МПа и до 141,3 МПа в наклон- = : ных трещинах со стороны оси Б. Визуализация рас- 5 четных исследований представлена на рис. 3, свод- 9 ные таблицы с результатами приведены в табл. 2.
В момент падения груза на плиту перекрытия ^ в ней образовались трещины с максимальным сме- е щением краев до 17,5 мм, и значения напряжений ы в арматурном каркасе до 200 МПа. После ударного 3 воздействия произошло частичное закрытие тре- й
щин, смыкание граней трещин на 3-4 мм, и снижение напряжений в арматуре до 76,2 МПа.
Анализ результатов проведенных исследований показал, что требуется усиление железобетонных конструкций на участке падения груза, требуется инъектирование раствором трещин в ригеле V3 и усиление внешним армированием композитными материалами.
Инъектирование необходимо провести по контуру зоны продавливания для обеспечения связи бетона блока продавливания с бетоном остальной части плиты. На нижней поверхности требуется удаление поврежденного защитного слоя на глубину до 70 мм, а затем предусмотреть нанесение торкрет бетона.
Усиление конструкций композитными материалами выполняется углеродными лентами типа FibArm 530/300 в двух направлениях (крест - на-
крест), ширина ленты 300 мм, наклеивается с шагом 800 мм.
Принципиальная схема усиления конструкций плиты перекрытия представлена на рис. 5.
Данная схема усиления с учетом инъектиро-вания трещин заложена в пространственную математическую модель, на основе которой проведены расчеты нормальной эксплуатации монтажной площадки.
В качестве основных нагрузок принимались:
• эксплуатационная нагрузка интенсивностью 12 кН/м2;
• монтажная нагрузка интенсивностью 60 кН/м2;
• сейсмические воздействия интенсивностью 8 баллов (0,2^).
Результаты исследований показали, что при усилении конструктивных элементов монтажной площадки, напряжения при монтажных нагрузках
Рис. 4. Деформированное состояние конструкции перекрытия при действии нагрузки от груза после его падения, мм
Табл. 2. Результаты расчетных исследований
Положение арматурного Вдавливание на поверхности В наклонной трещине, В вертикальной трещине,
пояса плиты перекрытия, мм МПа МПа
Продольное сечение плиты отм. 744,00 м
Напряжения в верхнем 17,5 194,3 69,1
поясе арматуры
Напряжения в нижнем 171,1 64,5
поясе арматуры
Поперечное сечение плиты отм. 744,00 м
Напряжения в верхнем 15,4 177,4 69,3
поясе арматуры
Напряжения в нижнем 199,2 65,0
поясе арматуры
Ригель
В наклонных трещинах В вертикальных В наклонных трещинах
со стороны оси E трещинах в пролете со стороны оси D
Напряжения в нижнем 97,0 201,8 141,3
поясе арматуры
СО
со и
и се ■а еа С ®
0 со
Рис. 5. Схема усиления ригеля У3, мм: 1 — трещины инъектируются, штриховкой показана зона оклейки углеродными лентами
не превосходят 96,5 МПа в нижнем арматурном поясе, при этом напряжения в композитном материале достигают 108,1 МПа. Для ригеля V3 максимальные значения растягивающих напряжений в арматуре не превышают 59,8 МПа. С учетом величин остаточных напряжений и сейсмических воздействий, напряжения в арматурном каркасе после усиления композитным материалом не превышают нормативных значений и обеспечивают безопасную эксплуатацию.
Для оценки состояния как отдельных конструктивных элементов, так и ГТС после усиления, во время нормальной эксплуатации целесообразно провести доукомлектацию струнной контрольно-измерительной аппаратурой, позволяющей проводить оценку технического состояния объекта в реальном времени. Дополнительно развернуть информационно-диагностическую систему на основе постоянно действующих математических моделей аналогич-
ную программно-аппаратному комплексу, развернутому на Загорской ГАЭС [26].
ЗАКЛЮЧЕНИЕ И ОБСУЖДЕНИЕ
и п
1. Выполненное визуальное и инструменталь- С ное обследование плиты на отм. 744,00 м выявило 2 и продавливание блока бетона плиты в месте падения Е Ц груза, сквозное трещинообразование в плите пере- = С крытия и трещинообразование в ригелях с раскры- Ю тием трещин более 0,3 мм, что выше предельно до- = : пустимого значения.
2. Результаты оценки прочности бетона нераз- 9 рушающими методами контроля показали параме- I тры существенно выше проектных значений.
3. Определение фактического НДС методом е «разгрузки арматуры» показало значения напря- со жений в диапазоне от 25,3 до 76,2 МПа, что ниже 3 предела текучести, равного 420 МПа.
4. Расчеты НДС плиты перекрытия монтажной площадки проводились на основе МКЭ с учетом трещинообразования, фактических физико-механических характеристик и арматурного каркаса.
5. Результаты математического моделирования показали, что в момент падения груза на плиту перекрытия, в ней образовались сквозные трещины с максимальным смещением краев до 17,5 мм, значения напряжений в арматурном каркасе до 200 МПа. После ударного воздействия произошло частичное закрытие трещин, смыкание граней трещин на 3-4 мм и снижение напряжений в арматуре до 76,2 МПа.
6. Для восприятия эксплуатационных нагрузок от монтажа оборудования требовалось предложить вариант усиления железобетонных конструкций, при неизменных массогабаритных размерах конструктивных элементов. Для чего предложен вариант усиления композитными материалами, с применением FibArm 530/300.
7. Для подтверждения достаточности предлагаемого проекта усиления проведены расчетные исследования на основе скорректированных матема-
тических моделей с учетом внешнего армирования. Результаты показали, что при усилении конструктивных элементов напряжения не превосходят 96,5 МПа, при этом напряжения в композитном материале достигают 108,1 МПа. Для ригеля V3 максимальные значения растягивающих напряжений в арматуре не превышают 59,8 МПа. С учетом величин остаточных напряжений и сейсмических воздействий напряжения в арматурном каркасе после усиления композитным материалом не превышают нормативных значений и обеспечивают безопасную эксплуатацию.
8. Для оценки состояния как отдельных конструктивных элементов, так и ГТС после усиления, во время нормальной эксплуатации целесообразно провести доукомлектацию струнной контрольно-измерительной аппаратурой, позволяющей проводить оценку технического состояния объекта в реальном времени. Дополнительно развернуть информационно-диагностическую систему на основе постоянно действующих математических моделей аналогичную программно-аппаратному комплексу, развернутому на Загорской ГАЭС.
ЛИТЕРАТУРА
со
со и
и се ■а еа С ®
0 со
1. Чернявский В.Л., Сердюк А.И. Опыт усиления строительных конструкций композиционными материалами при реконструкции Баксанской ГЭС // Гидротехника. 2013. № 3 (32). C. 115-117.
2. Чернявский В.Л. Система ремонта и усиления строительных конструкций // Гидротехника. 2010. № 4 (21); 2011. № 5 (22). С. 60-63.
3. Козырев Д.В., Симохин А.С., Чернявский В.Л., Осьмак П.П. Ремонт участков напорного коллектора композитными материалами // Монтажные и специальные работы в строительстве. 2009. № 9. С. 2-5.
4. Рубин О.Д., Лисичкин С.Е., Балагуров В.Б., Александров А.В. Новая технология ремонта ГТС посредством армирования композитными материалами // Известия Всероссийского научно-исследовательского института гидротехники им. Б.Е. Веденеева. 2016. Т. 280. C. 3-9.
5. Александров А.В., Рубин О.Д., Лисичкин С.Е., Балагуров В.Б. Расчетное обоснование и технические решения по усилению железобетонных конструкций ГЭС (ГАЭС), имеющих трещины различного направления, при действии комплекса нагрузок // Строительная механика инженерных конструкций и сооружений. 2014. № 6. С. 50-54.
6. Рубин О.Д., Лисичкин С.Е., Фролов К.Е. Результаты экспериментальных исследований железобетонных конструкций гидротехнических сооружений, усиленных углеродными лентами, при действии изгибающего момента // Строительная
механика инженерных конструкции и сооружении. 2016. № 6. C. 58-63.
7. Рубин О.Д., Лисичкин С.Е., Фролов К.Е. Методика расчета на прочность нормальных сечений железобетонных конструкций гидротехнических сооружений, усиленных внешним армированием на основе углеродных материалов // Вестник Российского университета дружбы народов. Сер. : Инженерные исследования. 2017. Т. 18. № 1. С. 20-28. DOI: 10.22363/2312-8143-2017-18-1-20-28
8. Zhou Y., Gou M., Zhang F., Zhang S., Wang D. Reinforced concrete beams strengthened with carbon fiber reinforced polymer by friction hybrid bond technique: Experimental investigation // Materials and Design. 2013. Vol. 50. Pp. 130-139. DOI: 10.1016/j.mat-des.2013.02.089
9. Akbarzadeh H., Maghsoudi A.A. Experimental and analytical investigation of reinforced high strength concrete continuous beams strengthened with fiber reinforced polymer // Materials and Design. 2010. Vol. 31. Issue 3. Pp. 1130-1147. DOI: 10.1016/j.mat-des.2009.09.041
10. Wu Y.-F., Lu J. Preventing debonding at the steel to concrete interface through strain localization // Composites Part B: Engineering. 2013. Vol. 45. Issue 1. Pp. 1061-1070. DOI: 10.1016/j.com-positesb.2012.08.020
11. Duell J.M., Wilson J.M., Kessler M.R. Analysis of a carbon composite overwrap pipeline repair system // International Journal of Pressure Vessels and
Piping. 2008. Vol. 85. Issue 11. Pp. 782-788. DOI: 10.1016/j.ijpvp.2008.08.001
12. Van Den Einde L., Zhao L., Seible F. Use of FRP composites in civil structural applications // Construction and Building Materials. 2003. Vol. 17. Issue 6-7. Pp. 389-403. DOI: 10.1016/s0950-0618(03)00040-0
13. Chajes M.J., Thomson T.A., Farschman C.A. Durability of concrete beams externally reinforced with composite fabrics // Construction and Building Materials. 1995. Vol. 9. Issue 3. Pp. 141-148. DOI: 10.1016/0950-0618(95)00006-2
14. Shahawy M.A., Beitelman T., Arockiasamy M., Sowrirajan R. Experimental investigation on structural repair and strengthening of damaged prestressed concrete slabs utilizing externally bonded carbon laminates // Composites Part B: Engineering. 1996. Vol. 27. Issue 3-4. Pp. 217-224. DOI: 10.1016/1359-8368(95)00043-7
15. SaafiM., Toutanji H. Flexural capacity of prestressed concrete beams reinforced with aramid fiber reinforced polymer (AFRP) rectangular tendons // Construction and Building Materials. 1998. Vol. 12. Issue 5. Pp. 245-249. DOI: 10.1016/s0950-0618(98)00016-6
16. Xie J., Hu R.-L. Experimental study on rehabilitation of corrosion-damaged reinforced concrete beams with carbon fiber reinforced polymer // Construction and Building Materials. 2013. Vol. 38. Pp. 708-716. DOI: 10.1016/j.conbuildmat.2012.09.023
17. Zhou Y., Gou M., Zhang F., Zhang S., Wang D. Reinforced concrete beams strengthened with carbon fiber reinforced polymer by friction hybrid bond technique: Experimental investigation // Materials and Design. 2013. Vol. 50. Pp. 130-139. DOI: 10.1016/j.mat-des.2013.02.089
18. Hamed E., Bradford M.A. Flexural time-dependent cracking and post-cracking behaviour of FRP strengthened concrete beams // International Journal of Solids and Structures. 2012. Vol. 49. Issue 13. Pp. 1595-1607. DOI: 10.1016/j.ijsolstr.2012.03.001
19. Kotynia R. Bond between FRP and concrete in reinforced concrete beams strengthened with near surface mounted and externally bonded reinforcement // Construction and Building Materials. 2012. Vol. 32. Pp. 41-54. DOI: 10.1016/j.conbuildmat.2010.11.104
20. Esfahani M.R., Kianoush M.R., Moradi A.R. Punching shear strength of interior slab-column connections strengthened with carbon fiber reinforced polymer sheets // Engineering Structures. 2009. Vol. 31. Issue 7. Pp. 1535-1542. DOI: 10.1016/j.engstruct.2009.02.021
21. Almassri B., Mahmoud F.A., Francois R. Behaviour of corroded reinforced concrete beams repaired with NSM CFRP rods, Experimental and Finite Element Study // Composites Part B: Engineering. 2016. Vol. 92. Pp. 477-488. DOI: 10.1016/j.compositesb.2015.01.022
22. Chellapandian M., Prakash S.S., Sharma A. Experimental and finite element studies on the flexural behavior of reinforced concrete elements strengthened with hybrid FRP technique // Composite Structures. 2019. Vol. 208. Pp. 466-478. DOI: 10.1016/j.comp-struct.2018.10.028
23. Hany N.F., Hantouche E.G., Harajli M.H. Finite element modeling of FRP-confined concrete using modified concrete damaged plasticity // Engineering Structures. 2016. Vol. 125. Pp. 1-14. DOI: 10.1016/j. engstruct.2016.06.047
24. Li G., Zhang R., Yang Z., Zhou B. Finite element analysis on mechanical performance of middle long CFST column with inner I-Shaped CFRP profile under axial loading // Structures. 2017. Vol. 9. Pp. 6369. DOI: 10.1016/j.istruc.2016.09.007
25. Al-Saoudi A., Al-Mahaidi R., Kalfat R., Cer-venka J. Finite element investigation of the fatigue performance of frp laminates bonded to concrete // Composite Structures. 2019. Vol. 208. Pp. 322-337. DOI: 10.1016/j.compstruct.2018.10.001
26. Рубин О.Д., Антонов А.С., Лисичкин С.Е., Беллендир Е.Н., Кобочкина Е.М., Котлов О.Н. Разработка расчетного модуля программно-аппаратного комплекса (ПАК) для обеспечения безопасности взаимовлияющих ГТС (ГЭС/ГАЭС) // Строительная механика инженерных конструкций и сооружений. 2019. Т. 15. № 2. С. 96-105.
27. Рубин О.Д., Антонов А.С., Лисичкин С.Е., Баклыков И.В., Бекин Н.В., Фролов К.Е. Расчетное обоснование технического решения по усилению железобетонного перекрытия машинного зала ГЭС // Строительство: наука и образование. 2019.
Т. 9. Вып. 1. С. 4. DOI: 10.22227/2305-5502.2019.1.4 £
Поступила в редакцию 12 июня 2019 г. Принята в доработанном виде 27 июля 2019 г. Одобрена для публикации 29 августа 2019 г.
Об авторах: Олег Дмитриевич Рубин — доктор технических наук, старшии научный сотрудник, ди- о ректор; Филиал АО «Проектно-изыскательский и научно-исследовательский институт «Гидропроект»
им. С.Я. Жука» — «Научно-исследовательский институт энергетических сооружений» (Филиал АО I
«Институт Гидропроект» — «НИИЭС»); 125080, г. Москва, Волоколамское шоссе, д. 2; РИНЦ ГО: 423001; до o.rubin@hydroproject.ru;
Антон Сергеевич Антонов — кандидат технических наук, директор аналитического центра; СО
Филиал АО «Проектно-изыскательский и научно-исследовательский институт «Гидропроект» 3
им. С.Я. Жука» — «Научно-исследовательский институт энергетических сооружений» (Филиал АО й
«Институт Гидропроект» — «НИИЭС»); 125080, г. Москва, Волоколамское шоссе, д. 2; старший преподаватель кафедры гидравлики и гидротехнического строительства; Национальный исследовательский Московский государственный строительный университет (НИУ МГСУ), 129337, г. Москва, Ярославское шоссе, д. 26; РИНЦ ГО: 238171, ORCID: 0000-0002-8310-9604; iges@mgsu.ru;
Сергей Евгеньевич Лисичкин — доктор технических наук, заместитель генерального директора; Инженерный центр сооружений, конструкций и технологий в энергетике (ИЦ СКТЭ); 125364, г. Москва, ул. Свободы, д. 35; РИНЦ ГО: 368472; cskte@mail.ru;
Кирилл Евгеньевич Фролов — заместитель генерального директора по научно-проектной деятельности; ПАО «РусГидро»; 127006, г. Москва, ул. Малая Дмитровка, д. 7; frolovke@gidroogk.ru;
Андрей Сергеевич Лисичкин — генеральный директор; Инженерный центр сооружений, конструкций и технологий в энергетике (ИЦ СКТЭ); 125364, г. Москва, ул. Свободы, д. 35; РИНЦ ГО: 368472; Lisichkin070989@mail.ru.
INTRODUCTION
In the current operating conditions of power facilities, loads and impacts that are not provided for by the project are possible. Installation of elements of power and auxiliary equipment in places not intended for their placement [27], falling of various cargoes on reinforced concrete structures, vibration or other man-made impacts are the most common.
Such impacts can cause damage to reinforced concrete structures, lead to an increase in stresses in the working reinforcement to values close to the yield point, excessive crack opening and reliability degradation of operation of power facilities. In order to assess the condition of structural units, it is advisable to carry out a set of works, including field and design studies.
Visual inspections, non-destructive testing and methods of actual determination of the stress strain state (SSS), for example, the "reinforcement load removal" method [27], are considered to be field methods. Design studies are performed after carrying out instrumental examination and allow to define the actual SSS of all structure, to develop and prove offers on strengthening and reconstruction. Calculations were carried out in ANSYS universal industrial software system, which allows to solve complex interdisciplin-
£2 ary problems taking into account thermal, dynamic and
CQ
— seismic impact.
Proposals on repair and strengthening of structures g subject to significant man made impacts were based on c the results of design studies. Composite reinforcement
¿5 is offered as the main method of reinforcement, which has a number of advantages, such as low weight, high ■g rigidity, invariability of dimensions of the reinforced ® structures. This method gained wide use in various
: fields [1-7].
si
C MATERIALS AND METHODS
« n
I- «s
OIS
¡5 ® The method of actual determination of SSS is used
u "
je to determine the components of stresses in the working Sb reinforcement bars, located in the compression and ten-
sion areas of reinforced concrete structures, caused by the action of bending moment and torque.
A universal software system based on the finite element method (FEM) is used for the calculations. FEM is one of the most common methods of mathematical modeling for determining the SSS of hydraulic structures (HS) [21-25], and unique power facilities and structures. Development of information technologies and industrial software packages allows to involve the software and hardware parallel computing architecture of CUDA and to increase the accuracy of carried out researches when solving interdisciplinary tasks.
In order to determine the physical and mechanical parameters of the mass concrete, non-destructive control methods such as sclerometry or Schmidt hammer were used to evaluate the strength parameters without making additional structural alterations in the damaged reinforced concrete structures.
The choice of the method for strengthening damaged structures was determined based on the analysis of existing materials and techniques. The most appropriate is the application of technologies of external reinforcement on the basis of composite material (CFRP) [1-7]. These carbon materials have high physical and mechanical characteristics (E = 245.000 MPa, p. = 0.27, the standard value of strength is 3.500 MPa), and do not have a significant change in the features of reinforced concrete structures. This technique has been tested and implemented at power facilities and unique facilities, both in Russia and abroad [8-20].
RESULTS
There was a breakage of the lifting cable when the cargo weighing 22 tons was at the highest point in the turbine hall of Alluriquin HPP during the tests of the auxiliary hoist of the traveling crane. As a result, the cargo fell to the installation site from a height of 4 m with one of its corners. This impact caused significant damage to the reinforced concrete slab of the installation site, cracks at the top edge and chipping of the protective concrete layer at the bottom edge.
The task was set to evaluate the actual condition of the reinforced concrete slab and to suggest measures to bring the structures into good condition.
The main load-bearing structures of the cargo drop area are the flooring itself, as well as the columns and beams of the floor slab. The area under study is about 5.3 x 3.125 m with a thickness of 0.50 m. The supports are beams V4 and V5 across the flow and beams along the axes of D and E structure. The concrete grade corresponds to the strength of 28 MPa. The reinforcement cage is made of 18 mm ASTM 615 reinforcement with a yield strength of 420 MPa at a pitch of 0.15 m.
Inspection of reinforced concrete structures of the installation site in the drop area of the cargo showed that the most significant through cracks were formed along the trajectories of two mutually perpendicular ribs of the cargo. The distance from one of the T-1 cracks with opening up to 2 mm to the V5 beam was 0.35 m, from the T-2 crack with opening of 5 mm to the V2 beam is 1.6 m. The inner part of the block was punched with T-1 and T-2 cracks, with the maximum vertical displacement of the crack edges of 12 mm. The punching cracks went from top to bottom through the slab and came out: one at the bottom edge of the plate with the V5 beam, the other at the bottom edge of the slab, parallel to the side edge of the V2 beam. The cracks along the perimeter of the block contour are vertical, which corresponds
to the bending of the cantilever element when sealed into the rest of the slab.
On the lower edge of the slab there was a detachment of the protective layer on a large area, bounded by the side surfaces of V2, V5, V4 beams (along the E axis), and the trajectory of a long crack on the lower edge of the slab.
In addition to punching cracks, the cracks corresponding to the impact trajectory of one of the edges of the load, which stretched across the V4 beam and went beyond the area under consideration, were documented.
View of the slab surfaces and crack diagrams are given in Fig. 1, 2.
The strength parameters of the concrete were determined using a non-destructive control method using Schmidt hammer. The average strength of concrete in the area of damage to the floor slab of the installation site of the HPP was 51.2 MPa, which corresponds to the class and grade of concrete B40/M500, with a design value of 28 MPa.
To determine the residual stresses in the reinforcement cage of the floor, the "reinforcement load removal" method was used, a total of 5 areas were selected: • areas No. 1, 2 are located on the reinforcement with a diameter of 18 mm of the top edge of the slab in the places of crack proliferation with the opening of 2 and 5 mm;
Fig. 2. Detachment of a concrete layer on the bottom edge of the floor slab at the elevation of 743.50 m
• areas No. 3 and 4 are located on the reinforcement with a diameter of 18 mm of the bottom edge in the area of the slab joining the vertical edge of the V3 beam (along the E axis) and on the extended crack coinciding with the contour of the edge of the load;
• area No. 5 is located on the reinforcement with a diameter of 16 mm on the bottom edge of the V3 beam at the intersection with a crack opening of 0.7 mm.
Installation and instrument readings of PLDS-150 while conducting research by the "reinforcement load removal" method is shown in Fig. 3.
As a result of the conducted experiments, the actual stresses in the reinforcement were obtained and given in the Table 1.
The received values of stresses are lower than the yield point of the reinforcement of the ASTM 615 (420 MPa) grade, which as evidenced by the distribution of stresses on the reinforcement cage after man made impact.
To determine the SSS of the installation site after the fall of the load, a volumetric finite element mathe-
matical model was developed, in which the section of the installation site within the axes 1...3, including columns, beams, slab and floors on the elevation of 744.00 m.
Verification of the model was carried out according to the indications of control and measuring equipment after the research by the "reinforcement load removal" method. One of the objectives of the design study was to determine the redistribution of loads in the reinforcement cage of the main load-bearing structures after the fall of the load. The model reproduces cracks, actual reinforcement bars and actual values of concrete strength parameters. In addition, elements of the proposed strengthening of reinforced concrete structures with composite materials are added to the diagram.
The following estimates were made in the course of the studies:
• dynamic (impact) load during cargo drop;
• the effect of the load on the cargo after it has fallen;
• operational load on reinforced structures (justification of structural reinforcement) of 12 kPa;
• installation load on reinforced structures (justification of structural reinforcement) of 60 kPa;
• seismic impact with intensity of 8 points (0.21g). Design studies confirmed the high values of tensile
stress at the top edge of the floor slab at the elevation of
744.0 m at intersections with two punching cracks, with vertical displacements of crack edges ranging from 15.4 to 17.5 mm. Stresses in the top chord reinforcement are in the range from 177.4 to 194.3 MPa, the maximum values of stresses in the lower cast-in-situ strip are from
171.1 to 199.2 MPa.
The stress values in the beam were 97.0 MPa for diagonal cracks on the E-axis side, up to 201.8 MPa in span and up to 141.3 MPa in diagonal cracks on the D-axis side. Visualization of design studies is given in Fig. 3, summary tables with the results are given in the Table 2.
At the moment of falling of cargo on a floor slab, cracks with the maximum displacement of edges up to
17.5 mm, values of stresses in the reinforcement cage up to 200 MPa were formed. After the impact, the cracks were partially closed, the edges were closed by 3-4 mm and the stresses in the reinforcement were reduced to 76.2 MPa.
The analysis of the results of the studies showed that strengthening of the reinforced concrete structures at the cargo fall site is required, solution injection into cracks of V3 beam and strengthening by external reinforcement with composite materials are required.
Injection shall be carried out along the contour of the punching area to ensure that the concrete of the punching block is connected to the concrete of the rest of the slab. Removal of the damaged protective layer to a depth of up to 70 mm on the lower surface, and then the application of shotcrete lining are required.
Reinforcement of structures with composite materials is carried out with FibArm 530/300 carbon tapes in
Fig. 4. The deformation state of the floor structure under the load from the cargo after it falls, mm
Table 2. The results of the design studies
Cast-in-situ strip position Punching on the floor slab surface, mm In the diagonal crack, MPa In the vertical crack, MPa
The longitudinal section of the slab at the elevation of 744.00 m
Stresses in the upper cast-in-situ strip 17.5 194.3 69.1
Stresses in the lower cast-in-situ strip 171.1 64.5
The transverse section of the slab at the elevation of 744.00 m
Stresses in the upper cast-in-situ strip 15.4 177.4 69.3
Stresses in the lower cast-in-situ strip 199.2 65.0
Beam
In the diagonal cracks from the E axis side In the vertical cracks of the span In the diagonal cracks from the D axis side
Stresses in the lower cast-in-situ strip 97.0 201.8 141.3 13
ce
V»
с
GO 3
GO
two directions (crosswise), the width of the tape is 300 mm, glued with a pitch of 800 mm.
The basic diagram of strengthening the floor slab is given in Fig. 5.
This strengthening diagram taking into account injection of cracks is in spatial mathematical model on the basis of which calculations of normal operation of the installation site are carried out.
The main loads used:
• operating intensity load 12 kN/m2;
• installation intensity load 60 kN/m2;
• seismic impact with intensity of 8 points (0.21g).
The results of studies showed that when strengthening structural elements of the installation site, stresses at installation loads do not exceed 96.5 MPa in the lower cast-in-situ strip, thus stresses in a composite material reach 108.1 MPa. The maximum tensile stresses in the reinforcement for the V3 beam do not exceed 59.8 MPa. Taking into account the values of residual stresses and seismic effects, the stresses in the reinforcement cage after the reinforcement of composite
material do not exceed the standard values and ensure safe operation.
In order to assess the condition of both individual structural elements and HS after strengthening, it is advisable to equip additionally with string instrumentation during normal operation, which allows to assess the technical condition of the facility in real time. In addition, to deploy an information and diagnostic system on the basis of permanently operating mathematical models similar to the hardware and software system used at Zagorsk Pumped Storage Station [26].
CONCLUSION AND DISCUSSION
1. Visual and instrumental inspection of the slab at the elevation of 744.00 m revealed that the concrete block of the slab had been punched at the point of cargo drop, crack formation through the slab and crack formation in the beams with crack opening of more than 0.3 mm, which is higher than the maximum allowable value.
n
CO и
u cs
•a es С ®
оз n
Fig. 5. V3 beam reinforcement diagram, mm: 1 — cracks are injected, shading shows the carbon tapes area
2. The results of assessment of the strength of concrete by non-destructive control methods showed the parameters significantly higher than the design values.
3. Determination of the actual SSS by the "reinforcement load removal" method showed the values of stresses in the range from 25.3 to 76.2 MPa, which is below the yield point of 420 MPa.
4. Calculations of SSS of the installation site floor slabs were based on FEM, taking into account crack formation, actual physical and mechanical characteristics and reinforcement cage.
5. The results of mathematical modeling showed that at the moment of falling of cargo on a floor slab, through with the maximum displacement of edges up to 17.5 mm, values of stresses in a reinforcement cage up to 200 MPa were formed. After the impact, the cracks were partially closed, the edges were closed by 3-4 mm and the stresses in the reinforcement were reduced to 76.2 MPa.
6. To perceive the operational loads from the installation of equipment it was necessary to offer an option of strengthening the reinforced concrete structures, with the unchanged weight and dimensions of structural elements. For this purpose the option of rein-
forcement with composite materials is proposed, using FibArm 530/300.
7. In order to confirm the sufficiency of the proposed project of strengthening, the design studies were carried out on the basis of corrected mathematical models taking into account the external reinforcement. The results showed that the strengthening of structural elements the stresses does not exceed 96.5 MPa, while the stresses in the composite material reach 108.1 MPa. The maximum tensile stresses in the reinforcement for the V3 beam do not exceed 59.8 MPa. Taking into account the values of residual stresses and seismic effects, the stresses in the reinforcement cage after the reinforcement of composite material do not exceed the standard values and ensure safe operation.
8. In order to assess the condition of both individual structural elements and HS after strengthening, it is advisable to equip additionally with string instrumentation during normal operation, which allows to assess the technical condition of the facility in real time. In addition, deploy information and diagnostic system on the basis of permanently operating mathematical models similar to the hardware and software system used at Zagorsk Pumped Storage Station.
REFERENCES
1. Serdyuk A.I., Chernyavskiy V.L. Experience in strengthening building structures with composite materials during the reconstruction of the Baksan HPP. Hydro-technics. 2013; 3(32):115-117. (rus.).
2. Chernyavskiy V.L. The system of repair and strengthening of building structures. Hydrotechnics. 2010; 4(21)-2011; 1(22):60-63. (rus.).
3. Kozyrev D.V., Simokhin A.S., Chernyavskiy V.L., Osmak P.P. Repair of pressure collector sections with composite materials. Installation and special works in construction. 2009; 9:2-5. (rus.).
4. Rubin O.D., Lisichkin S.E., Balagurov V.B., Aleksandrov A.V. New technology repair GTS through reinforcement with composite materials. Proceedings of the Russian Research Institute of Hydraulic Engineering B.E. Vedeneeva. 2016; 280:3-9. (rus.).
5. Aleksandrov A.V., Rubin O.D., Lisichkin S.E., Balagurov V.B. Calculation justification and technical solutions for reinforcement of reinforced concrete structures of hydropower plants (PSPP) with cracks of various directions under the action of a complex of loads. Construction mechanics of engineering structures and structures. 2014; 6:50-54. (rus.).
6. Rubin O.D., Lisichkin S.E., Frolov K.E. The results of experimental studies of reinforced concrete structures of hydraulic structures reinforced with carbon ribbons, under the action of bending moment. Construction mechanics of engineering structures and structures. 2016; 6:58-63. (rus.).
7. Rubin O.D., Lisichkin S.E., Frolov K.E. The method of calculating the strength of normal sections of reinforced concrete structures of hydraulic structures, reinforced with external reinforcement based on carbon materials. Bulletin of Peoples' Friendship University of Russia. Series: Engineering Studies. 2017; 18(1):20-28. DOI: 10.22363/2312-8143-2017-18-1-20-28 (rus.).
8. Zhou Y., Gou M., Zhang F., Zhang S., Wang D. Reinforced concrete beams strengthened with carbon fiber reinforced polymer by friction hybrid bond technique: Experimental investigation. Materials and Design. 2013; 50:130-139. DOI: 10.1016/j.mat-des.2013.02.089
9. Akbarzadeh H., Maghsoudi A.A. Experimental and analytical investigation of reinforced high strength concrete continuous beams strengthened with fiber reinforced polymer. Materials and Design. 2010; 31(3):1130-1147. DOI: 10.1016/j.matdes.2009.09.041
10. Wu Y.-F., Lu J. Preventing debonding at the steel to concrete interface through strain localization. Composites Part B: Engineering. 2013; 45(1):1061-1070. DOI: 10.1016/j.compositesb.2012.08.020
11. Duell J.M., Wilson J.M., Kessler M.R. Analysis of carbon composite overwrap pipeline repair system. International Journal of Pressure Vessels and Piping. 2008; 85(11):782-788. DOI: 10.1016/j. ijpvp.2008.08.001
12. Van Den Einde L., Zhao L., Seible F. Use of FRP composites in civil structural applications. Con-
ce ce
CD
GO 3
GO
struction and Building Materials. 2003; 17(6-7):389-403. DOI: 10.1016/s0950-0618(03)00040-0
13. Chajes M.J., Thomson T.A., Farschman C.A. Durability of concrete beams externally reinforced with composite fabrics. Construction and Building Materials. 1995; 9(3):141-148. DOI: 10.1016/0950-0618(95)00006-2
14. Shahawy M.A., Beitelman T., Arockiasa-my M., Sowrirajan R. Experimental investigation on structural repair and strengthening of damaged pre-stressed concrete slabs utilizing externally bonded carbon laminates. Composites Part B: Engineering. 1996; 27(3-4):217-224. DOI: 10.1016/1359-8368(95)00043-7
15. Saafi M., Toutanji H. Flexural capacity of pre-stressed concrete beams reinforced with aramid fiber reinforced polymer (AFRP) rectangular tendons. Construction and Building Materials. 1998; 12(5):245-249. DOI: 10.1016/s0950-0618(98)00016-6
16. Xie J., Hu R.-L. Experimental study on rehabilitation of corrosion-damaged reinforced concrete beams with carbon fiber reinforced polymer. Construction and Building Materials. 2013; 38:708-716. DOI: 10.1016/j.conbuildmat.2012.09.023
17. Zhou Y., Gou M., Zhang F., Zhang S., Wang D. Reinforced concrete beams strengthened with carbon fiber reinforced polymer by friction hybrid bond technique: Experimental investigation. Materials and Design. 2013; 50:130-139. DOI: 10.1016/j.mat-des.2013.02.089
18. Hamed E., Bradford M.A. Flexural time-dependent cracking and post-cracking behaviour of FRP strengthened concrete beams. International Journal of Solids and Structures. 2012; 49(13):1595-1607. DOI: 10.1016/j.ijsolstr.2012.03.001
19. Kotynia R. Bond between FRP and concrete in reinforced concrete beams strengthened with near surface mounted and externally bonded reinforcement. Construction and Building Materials. 2012; 32:41-54. DOI: 10.1016/j.conbuildmat.2010.11.104
20. Esfahani M.R., Kianoush M.R., Moradi A.R. Punching shear strength of interior slab-column connec-
tions strengthened with carbon fiber reinforced polymer sheets. Engineering Structures. 2009; 31(7):1535-1542. DOI: 10.1016/j.engstruct.2009.02.021
21. Almassri B., Mahmoud F.A., Francois R. Behaviour of corroded reinforced concrete beams repaired with NSM CFRP rods, experimental and finite element study. Composites Part B: Engineering. 2016; 92:477488. DOI: 10.1016/j.compositesb.2015.01.022
22. Chellapandian M., Prakash S.S., Sharma A. Experimental and finite element studies on the flexural behavior of reinforced concrete elements strengthened with hybrid FRP technique. Composite Structures. 2019; 208:466-478. DOI: 10.1016/j.compstruct.2018.10.028
23. Hany N.F., Hantouche E.G., Harajli M.H. Finite element modeling of FRP-confined concrete using modified concrete damaged plasticity. Engineering Structures. 2016; 125:1-14. DOI: 10.1016/j.eng-struct.2016.06.047
24. Li G., Zhang R., Yang Z., Zhou B. Finite element analysis on mechanical performance of middle long CFST column with inner I-Shaped CFRP profile under axial loading. Structures. 2016; 9:63-69. DOI: 10.1016/j.istruc.2016.09.007
25. Al-Saoudi A., Al-Mahaidi R., Kalfat R., Cer-venka J. Finite element investigation of the fatigue performance of FRP laminates bonded to concrete. Composite Structures. 2019; 208:322-337. DOI: 10.1016/j. compstruct.2018.10.001
26. Rubin O.D., Antonov A.S., Bellendir E.N., Lisichkin S.E., Kobochkina E.M., Kotlov O.N. Development of the design module of the software and hardware complex to ensure the safety of mutually influencing GTS (HPP / PSPP). Construction mechanics of engineering structures and structures. 2019; 15(2):96-105. (rus.).
27. Rubin O.D., Antonov A.S., Lisichkin S.E., Baklykov I.V., Bekin N.V., Frolov K.E. Estimated justification of technical decision on strengthening reinforced concrete machine hall floor. Construction: Science and Education. 2019; 9(1):4. DOI: 10.22227/23055502.2019.1.4 (rus.).
CO
£3 Received June 12, 2019.
Adopted in its final form on July 27, 2019. U Approved for publication on August 29, 2019.
u cs
•a es С ®
03 n
BioNOTBs: Oleg D. Rubin — Doctor of Technical Sciences, Senior Staff Scientist; Branch of JSC "Design, survey and research institute «Hydroproject» named after. S.Y. Zhuka" — "Research institute of energy structures" (Branch of JSC "Institute Hydroproject" — "NIIES"); 2 Volokolamskoye highway, Moscow, 125080, Russian Federation; ID RISC: 423001; o.rubin@hydroproject.ru;
Anton S. Antonov — Candidate of Technical Sciences, Director of the Analytical Center; Branch of JSC "Design, survey and research institute "Hydroproject" named after. S.Y. Zhuka" — "Research institute of energy structures" (Branch of JSC "Institute Hydroproject" — "NIIES"); 2 Volokolamsk highway, Moscow, 125080, Russian Federation; senior lecturer, Institute of Hydraulic Engineering and Energy Sector Construction; Moscow State University of Civil Engineering (National Research University) (MGSU); 26 Yaroslavskoe shosse, Moscow, 129337, Russian Federation; ID RISC: 238171, ORCID: 0000-0002-8310-9604; iges@mgsu.ru;
Sergey E. Lisichkin — Doctor of Technical Sciences, Deputy General Director; Engineering Center of Objects, Structures and Technologies in the Power Engineering; 35 Freedom st., Moscow, 125364, Russian Federation; ID RISC: 368472; cskte@mail.ru;
Kirill E. Frolov — Deputy General Director for Research and Design Activities; PJSC RusHydro; 7 Malaya Dmitrovka st., Moscow, 127006, Russian Federation; frolovke@gidroogk.ru;
Andrey S. Lisichkin — General Director; Engineering Center of Objects, Structures and Technologies in the Power Engineering; 35 Freedom st., Moscow, 125364, Russian Federation; ID RISC: 368472; Lisichkin070989@ mail.ru.
