CC BY
9Опытное исследование длительного сопротивления составных железобетонных стержней с высокопрочной арматурой
Зараковская Кристина Игоревна
аспирант, Балтийский федеральный университет им. И. Канта (БФУ им. И. Канта), [email protected]
Захаров Владимир Федорович
доктор технических наук, профессор, Калининградский государственный технический университет(КГТУ)
В отечественной науке вопросам использования высокопрочной арматуры в сжатых элементах уделялось достаточно большое внимание, начиная с прошлого века. Исследования целесообразности и эффективности применения высокопрочной арматуры в таких элементах продолжают быть актуальными и в настоящее время, учитывая то, что действующие отечественные и зарубежные нормативы ограничиваются рекомендациями применения арматуры периодического профиля со значением расчетного сопротивления сжатию 400 МПа в случае кратковременного нагружения и 500 МПа в случае длительного нагружения.
Кроме того интересна и актуальна проблема применения высокопрочной арматуры в железобетонных стержнях составного сечения, при расчете которых помимо совместной работы бетона и высокопрочной арматуры необходимо учитывать еще и совместную работу бетонов с разными деформа-тивными свойствами. Такие стержни находят широкое применение при реконструкции зданий и сооружений. В настоящей работе приведены результаты экспериментального исследования сопротивления длительному однородному сжатию составных железобетонных стержней с высокопрочной арматурой с малыми эксцентриситетами. Ключевые слова: бетон; железобетон; высокопрочная арматура; длительное сжатие; ползучесть; напряжения; деформации; перераспределение усилий; сжатые колонны; напряженно-деформированное состояние сечений.
1 Изготовление и испытания всех опытных образцов производилось при участии инженера Фаража Хасана.
Под руководством профессора Захарова В.Ф. и при участии автора были проведены экспериментальные исследования, произведена обработка и анализ полученных опытных данных по изучению сопротивления длительному однородному сжатию железобетонных стержней составного сечения с высокопрочной ненапрягаемой продольной арматурой А8001. В дальнейшем, как правило, термин «стержень» заменен на термин «колонна».
Было изготовлено 6 опытных образцов колонн, каждая из которых имела длину 150 см и поперечное сечение прямоугольной формы общим размером h х Ь = 100 х 120 мм. Каждый образец колонн состоял из двух ветвей - ранее уложенный «сборный» бетон (ветвь 1) и «монолитный» бетон (ветвь 2). Разрыв в бетонировании оставил в среднем 135 суток. При этом было принято два основных вида образцов в зависимости от типа соединения ветвей. Ветви образцов первой серии КС-1 были соединены хомутами вдоль грани шириной 100 мм, геометрические размеры поперечного сечения каждой ветви составили 60x100 мм (рисунок 1.1). Образцы второй серии КС-2 имели соединение ветвей вдоль грани шириной 120 мм, геометрические размеры поперечного сечения каждой ветви - 50x120 мм (рисунок 1.1). Гибкость Х = образцов колонн серии КС-1 составила 15, а образцов серии КС-2 - 12,5.
Продольная арматура каждой ветви представляла собой два арматурных стержня диаметром 12 мм класса А800. Между собой ветви образцов колонн соединялись хомутами из проволоки диаметром 4 мм класса В500 с шагом 100 мм. Коэффициент армирования составил ц = 3,77 %. Кроме того, на концах образцов колонн были установлены по 3 сетки с шагом 30 мм. Перед замоноличиванием колонн на продольную арматуру каркаса наклеивались электротензо-датчики базой 20 мм и устанавливались специ-
I I
б
£
I
ё Н
альные анкера для последующего присоединения индикаторов часового типа.
КС-1-1!
И
у
Ы Сб Е
а
2 о
Е Е
Рис. 1. Конструкция опытных образцов колонн
Испытания железобетонных колонн составного сечения серий КС-1 и КС-2 на длительное сжатие были проведены на пружинной силовой установке.
Через 7 суток после соединения ветвей из «сборного» (ветвь 1) и «монолитного» (ветвь 2) бетонов проводились испытания на осевое и вне-центренное сжатие по заданному режиму нагру-жения. Относительные уровни длительного сжатия образцов, определяемые из соотношения величины длительного сжатия N и кратковременного разрушающего усилия Ыи,5Ь, находились в пределах 0,78 ...0,9 (таблица 1.1). Значения кратковременного разрушающего усилия были установлены ранее из кратковременных испытаний образцов, подобных опытным. Образцы при заданных уровнях сжатия выдерживались 150 суток. После длительной выдержки образцы разгружались практически мгновенно до начального ненагруженного состояния, и затем были доведены до разрушения кратковременной нагрузкой.
Таким образом, принятый режим нагружения включал в себя три стадии:
стадия №1 - нагружение образца до относительного уровня предварительного длительного сжатия ^/Ыц,^ ;
стадия №2 - длительная выдержка образца при заданном уровне длительного сжатия в течение 150 суток; стадия №3 - мгновенная разгрузка образца с последующим его кратковременным нагруже-нием до разрушения.
Эксцентриситет продольной силы определялся как расстояние от физического центра колонн до точки приложения внешней силы N образцов КС-2-3,4, он составил 25 мм (таблица 3.1) и был направлен в сторону наибольшей жесткости колонны. Необходимо заметить, что значение и направление эксцентриситета назначались
таким образом, чтобы обеспечить приложение сжимающего усилия в пределах упругого ядра сечения.
Таблица 1.1
Характеристика режимов испытания опытных образцов колонн.
Серия образца Наименование образца Ы = Ы,, кН t — т, суток е0, мм
1 КС-1-1 301 0,83 150 0
КС-1 -2 301 0,83 150 0
2 КС-2-1 283 0,78 150 0
КС-2-2 283 0,78 150 0
КС-2-3 215 0,92 150 25
КС-2-4 215 0,85 150 25
В таблице 1.1 приняты следующие обозначения:
Ы = Ы! - величина длительного сжимающего усилия;
^/Ы^ - величина относительного уровня длительного сжатия образцов; ^т - длительность испытания; е0 - заданный эксцентриситет действия внешней нагрузки.
Во время испытаний продольные деформации измерялись при помощи тензорезисторов, установленных на арматуре перед бетонированием, а также индикаторов часового типа с ценой деления 0,01 мм. Тензорезисторы наклеивались на арматуру с двух противоположных сторон в продольном направлении в средней части каркаса колонн. Показания тензорезисторов регистрировались с помощью тензометрической станции. Индикаторы устанавливались по двум боковым граням на базе 200 мм в продольном направлении. Применение индикаторов позволило контролировать достоверность показаний электротензодатчиков до нагрузки, приблизительно составляющей 80% от разрушающей. Прогибы измерялись прогибомерами системы Максимова.
Прочностные и деформативных свойства бетонов опытных образцов колонн представлены в Таблице 1.2. Эти данные были получены путем кратковременного испытания контрольных кубов и призм, изготовленных из одного замеса с опытными образцами, испытанных на пятидесятитонном прессе.
Данные о прочностных и деформативных характеристиках высокопрочной арматуры А800 были получены в лаборатории арматуры (ныне центр новых видов арматуры, сварки и армирования железобетона) НИИЖБ им. А. А. Гвоздева. По результатам этих опытов была построена диаграмма состояния высокопрочной арматуры а5 - е5. С помощью этой диаграммы осуществлялся переход от опытных значений деформаций высокопрочной арматуры к напряжениям.
Таблица 1.2
Прочностные и деформативные свойства бетонов опыт-
Вид бе- Возраст Кубико- Приз- Модуль
тона бетона, вая менная упруго-
сут. проч- проч- сти бе-
ность ность тона Еь•
бетона бетона 104,
R, МПа МПа МПа
15 14,1 9,5 2,21
«Сбор- 30 16,2 10,5 2,26
ный» бе- 60 16,5 11,1 2,35
тон 90 16,7 11,2 2,39
(ветвь 1) 150 17,1 11,5 -
400 17,5 11,5 2,47
7 12,1 8,2 1,75
«Моно- 35 14,5 9,5 2,17
литный» 120 15,5 10,7 -
бетон 180 16,1 11,1 -
(ветвь 2) 240 16,2 11,4 2,17
240 16,1 11,5 2,17
Результаты испытаний опытных образцов колонн
Об особенностях развития продольных деформаций высокопрочной арматуры при заданном режиме нагружения можно судить по данным таблиц 1.3 - 1.4. В процессе длительной выдержки деформации высокопрочной арматуры растут, следовательно, можно предположить, что за время длительной выдержки под нагрузкой соответствующего уровня происходит заметное перераспределение усилий с бетона на высокопрочную арматуру, что должно оказать влияние на несущую способность стержней.
Таблица 1.3
Деформации наиболее сжатой арматуры ветви «1» на раз-
Наиме нова-ние образца £¡1.1, %0 Д£51.2, % £¡1.2 % £sl.ult %
КС-1-1 1,74 0,66 2,4 2,49
КС-1-2 1,33 0,99 2,32 2,34
КС-2-1 V7 J Б1И.1 0,90 2,66 3,50
КС-2-2 2,00 0,73 2,73 4,31
КС-2-3 1,66 1,30 2,96 4,23
КС-2-4 1,46 1,40 2,86 4,48
Примечание. Деформации в «сборном» бетоне обозначены как: - деформации арматуры к моменту начала приложения нагрузки уровня Nl/Nu¡sh; Дг51.2 - приращение деформаций арматуры за время длительной выдержки под нагрузкой уровня Nl/Nu¡sh; ел2 - деформации арматуры после длительной выдержки под нагрузкой уровня ;
- деформации арматуры при кратковременном испытании после длительной выдержки при разрушении.
На последнем этапе нагружения, а именно при мгновенной разгрузке образцов колонн после
150 суток длительного сжатия до уровня, близкого к первоначальному ненагруженному состоянию, на напряжения в высокопрочной арматуре и бетоне наложились напряжения обратного знака, значения которых с достаточной точностью были вычислены из теории упругого сопротивления железобетона (таблица 1.5) на основе опытных данных. Напряжения в бетонах обеих ветвей после мгновенной разрузки были сравнены со значениями предельного сопротивления бетона опытных образцов растяжению, вычисленных по эмпирической формуле Фере. В результате было выяснено, что рассматриваемые напряжения для большинства образцов превосходят предел прочности бетона на растяжение в 1,5-5 раз. Таким образом, можно сделать вывод о том, что при мгновенной разгрузке после длительной выдержки в бетоне появляются трещины, что было зафиксировано при визуальном осмотре образцов при испытании.
Таблица 1.4
Деформации наиболее сжатой арматуры ветви «2» на раз-
Наиме
нова-
ние об- £S2.1, % Д£52.2, % £¡2.2 % £s2.ult %
разца
КС-1-1 2,35 0,45 2,93 3,46
КС-1-2 1,54 0,39 2,63 2,76
КС-2-1 1,15 0,31 1,55 3,50
КС-2-2 1,34 0,38 1,86 2,54
КС-2-3 2,16 - - 5,15
КС-2-4 2,34 - - 5,05
Примечание. Деформации в «монолитном» бетоне обозначены как: £х21 — деформации арматуры к моменту начала приложения нагрузки уровня N¡/N^5^; А£52 2 - приращение деформаций арматуры за время длительной выдержки под нагрузкой уровня N¡/N„,5^ ; £52.2 - деформации арматуры после длительной выдержки под нагрузкой уровня N[/N„,5^ ; £52.иИ - деформации арматуры при кратковременном испытании после длительной выдержки при разрушении.
При дальнейшем ступенчатом нагружении образцов колонн наблюдалось закрытие трещин. Образцы были нагружены вплоть до разрушения (таблиц 1.6).
Приведенные в таблице 1.6 значения прогибов образцов колонн вычислены по опытным данным деформаций арматуры. Отсюда видно, что прогибы внецентренно сжатых колонн значительно превышают прогибы центрально сжатых образцов, это и объясняет их более низкую несущую способность.
Также необходимо заметить, что сплошность составного сечения всех образцов колонн не была нарушена ни на одном этапе нагружения.
I I
б
£
I
ё i
Наблюдалось мгновенное хрупкое разрушение центрально сжатых колонн по середине с выкручиванием арматуры. У нижней и верхней опоры при разрушении появились поперечные и под 45° трещины, что в конечном итоге привело к потере устойчивости. При разрушении внецентренно сжатых образцов колонн КС-2-3,4 появились вертикальные трещины в сжатой зоне в середине образцов колонн и расслоение, также после разгрузки появились поперечные трещины на расстоянии 110 мм от верхних и нижних опор.
Таблица 1.5
Напряжения в «сборном» и «монолитном» бетонах при
Экс- Напря- Предел Напря- Предел
цен- жения в прочно- жения в прочно-
Наи три- "сбор- сти "моно- сти "мо-
ме- ситет ном" "сбор- литном" нолит-
но- дей- бетоне ного" бетоне ного"
ва- ствия после бетона после бетона
ние внеш мгно- на рас- мгно- на рас-
об- ней венного тяже- венного тяже-
раз- нагру разгру- ние по разгру- ние по
ца зки жения фор- жения фор-
^ аЬ1, МП муле аЬ2, МП муле
мм а Фере а Фере
КС- 0
1-1 -0,88 -1,57 -0,77 -1,49
КС- 0
1-2 -0,52 -1,57 -2,52 -1,49
КС- 0
2-1 -2,17 -1,57 -0,32 -1,49
КС- 0
2-2 -2,05 -1,57 -0,72 -1,49
КС- 25
2-3 -3,10 -1,57 -3,10 -1,49
КС- 25
2-4 -2,58 -1,57 -2,58 -1,49
Таблица 1.6
Результаты кратковременного испытания образцов после
£ У Ы tt Е
S
3
о
Е Е
Наимено- Гиб- e0, мм Разруша- Прогиб,
вание об- кость ющие см
разеца A = l0/h опытные усилия Nult,KH
КС-1-1 15 0 412 0,36
КС-1-2 15 0 424 0,25
КС-2-1 12,5 0 400 0,23
КС-2-2 12,5 0 424 0,22
КС-2-3 12,5 25 320 1,61
КС-2-4 12,5 25 301 1,66
Значения, приведенные в таблице 1.7, указывают на тот факт, что использование ненапряженной высокопрочной арматуры класса А800 в сжатых колоннах достаточно эффективно. Уровень использования предела текучести высокопрочной арматуры, равного а02 = 800 МПа, оказался довольно высок: для центрально сжатых колон он составил 51,1 - 92,1 %, для внецентренно сжатых колонн - 101,6 - 107,5 %. Также напряжения в наиболее нагруженной арматуре в
большинстве случаев не достигли опытного значения предела текучести арматуры равного а02 = 935 МПа.
Таблица 1.7
Напряжения в наиболее нагруженной высокопрочной арматуре в стадии, близкой к разрушению
Наим ено-вание
образца
КС-1-1
КС-1-2
КС-2-1
КС-2-2
КС-2-3
КС-2-
4
Экс-цен-триси-тет действия внешней нагруз ки e0, мм
25
25
Разрушающее усилие Nu,i , кН
418
424
424
424
320
301
Напряжения в наиболее нагруженной арматуре ветви "1"при разрушении asl, МПа
409
450
633
737
813
860
Напряжения в
наиболее нагруженной арматуре ветви "2"при разрушении а52, МП а
627
625
365
488
988
970
Доля наибол ьшего напряжения в арматуре от физического предела текучести арматуры °0,2 = 800 МПа, %
51,1
56,3
79,1
92,1
101,6
107,5
Таким образом, проведенные опытные исследования сопротивления длительному однородному сжатию составных железобетонных стержней с высокопрочной арматурой показали достаточно высокую эффективность использования последней в стержнях средней гибкости.
Литература
1. Аль Абед Ахмад. Несущая способность железобетонных внецентренно сжатых элементов средней гибкости с высокопрочной продольной арматурой: дисс.канд.техн.наук: 05.23.01 -строительные конструкции, здания и сооружения / Аль Абед Ахмад. - Тверь, 1997. - 167с.
2. Захаров В. Ф. Несущая способность сжатых железобетонных стержней. Предельная эксплуатационная нагрузка / В. Ф. Захаров, Т. Р., Баркая, А. В. Каляскин // Сборник научных трудов инженеров строительного факультета / ТГТУ. -Тверь, - 1998. - вып.1. - с.31-33.
3. СП 63.13330.2012. Бетонные и железобетонные конструкции. Основные положения. Актуализированная редакция СНиП 52-01-2003 М., ГУП НИИЖБ Госстроя России, 2012г., - 155с.
4. Узунова Л.В. Сопротивление кратковременному сжатию составных железобетонных стержней с высокопрочной арматурой: дисс. ...
0
0
0
0
канд.техн. наук: 05.23.01 - строительные конструкции, здания и сооружения / Л.В.Узунова. -Калининград, 2010. - 144 с.
5. ACI Committee 318. Building code requirements for structural concrete (ACI 318-11) and commentary. Farmington Hills (MI): American Concrete Institute; 2011.
6. EN 1992-1-1:2005. Eurocode 2: Design of concrete structures. Part 1-1: General rules and rules for buildings. CEN.
7. Fib (2012a): Model Code 2010 Final draft, Volume 1. Féderation Internationale du Béton Lausanne, Switzerland, 2012.
Experimental research of the long-term resistance of combined reinforced concrete elements with high tensile reinforcement bars Zarakovskaia K.I., Zakharov V.F.
Immanuel Kant Baltic Federal University (IKBFU) Great attention has been paid to the question of the application of high tensile reinforcement bars in compression reinforced concrete elements in domestic science since last century. Nowadays study of the efficiency and expediency of the application of high tensile reinforcement bars in such elements has relevance, considering that domestic and foreign modern standards are limited to the use of reinforcement bars with design compressive strength 400 MPa for short-time load and 500 MPa for long-time load. Besides there is interesting issue of the application of high tensile reinforcement bars in combined section reinforced concrete elements, in calculation of which it is necessary to consider not only joint work of concrete and high tensile reinforcement bars but also joint work of concretes with different deformation properties. Such elements have many uses in the reconstructions of buildings and structures. There are results of the experimental research of the resistance to long-term homogeneous small eccentric compression of the combined reinforced concrete elements with high tensile reinforcement bars in this study.
Keywords: concrete, reinforced concrete, high tensile reinforcement bars, long-term compression, creep, tension, deformations, redistribution of efforts, compression columns, tensely deformed condition (TDC) of cross-sections. References
1. Al Abed Ahmad. Bearing capacity of reinforced concrete eccen-
trically compressed elements of medium flexibility with high-strength longitudinal reinforcement: diss ... candidate of technical sciences: 05.23.01 - building structures, buildings and structures / Al Abed Ahmad. - Tver, 1997. - 167s.
2. Zakharov VF The bearing capacity of compressed reinforced
concrete rods. Maximum operational load / VF Zakharov, TR, Barkaya, AV Kalyaskin // Collection of scientific works of engineers of the building faculty / TSTU. - Tver, - 1998. - Issue 1. - p.31-33.
3. SP 63.13330.2012. Concrete and iron-concrete structures.
Basic provisions. Actualized edition SNiP 52-01-2003 Moscow, State Unitary Enterprise Research Institute of State Construction of Russia, 2012, - 155s.
4. Uzunova L.V. Resistance to short-term compression of compo-
site reinforced concrete rods with high-strength reinforcement: diss. ... Cand. Sciences: 05.23.01 - building designs, buildings and structures / L.V.Uzunova. - Kaliningrad, 2010. -144 with.
5. ACI Committee 318. Building code re-quirements for structural
concrete (ACI 318-11) and commentary. Farmington Hills (MI): American Concrete Institute; 2011.
6. EN 1992-1-1: 2005. Eurocode 2: Design of concrete structures.
Part 1-1: General rules and rules for buildings. CEN.
7. Fib (2012a): Model Code 2010 Final draft, Volume 1. Fédera-
tion Internationale du Béton Lau-sanne, Switzerland, 2012.
