CC BY
13УДК 691.328.43
М. САБЕР1, Assistant Lecturer (Eng.m.saber@hotmail.com); К.А. САРАЙКИНА2, магистр (Ksenya_s2004@ mail.ru); Г.И. ЯКОВЛЕВ3, д-р техн. наук (jakowlew@udm.net); А. ШЕРИФ1, Professor of Concrete Structures and Vice Dean of Faculty of Engineering - Helwan University (agbsherif@yahoo.com), С. АБД ЭЛЬНАБИ1, Professor of Materials (sherifsens@yahoo.com), Ш. ХЕЛЬМИ1, Professor of Concrete Structures (president@eruegypt.com)
1 Egyptian Russian University (Cairo-Suez road, Badr City, 11829, Egypt)
2 Пермский национальный исследовательский политехнический университет (614990, г. Пермь, Комсомольский пр., 29)
3 Ижевский государственный технический университет им. М.Т. Калашникова (426069, г. Ижевск, ул. Студенческая, 7)
Прочность при сдвиге армированного базальтопластиком (АБП) бетона
Применение армированных волокнами полимеров в строительстве стало важной темой исследований. Армированные полимеры имеют много преимуществ, таких как высокая прочность на растяжение, коррозионная стойкость, малый вес и непроводимость. Эта работа представляет собой экспериментальное исследование поведения армированного базальтопластиком (БП) бетона на прямой сдвиг посредством изучения образцов сдвига. Основная цель исследования заключается в сравнении поведения S-образных бетонных образцов сдвига, армированных стержнями из обычной мягкой стали или базальтопластика с контрольными образцами. Были отлиты и исследованы двенадцать образцов под воздействием сжимающих сил. Они были разделены на четыре группы, различающиеся по типу и основной арматуре. На основании полученных результатов уравнения, используемые для прогнозирования мощности сдвига железобетона, были изменены в соответствии с пониженной жесткостью БП.
Ключевые слова: базальтопластик, армирование, бетон, прочность, сдвиг.
M. SABER1, Assistant Lecturer (Eng.m.saber@hotmail.com); K. SARAYKINA2, Master (Ksenya_s2004@mail.ru); G. YAKOVLEV3, Doctor of Sciences (Engineering) (jakowlew@udm.net); A. SHERIF1, Professor of Concrete Structures and Vice Dean of Faculty of Engineering - Helwan University (agbsherif@yahoo.com), S. ABD ELNABY1, Professor of Materials (sherifsens@yahoo.com), S. HELMY1, Professor of Concrete Structures (president@eruegypt.com)
1 Egyptian Russian University (Cairo-Suez road, Badr City, 11829, Egypt)
2 Perm State National Research Polytechnic University (29, Komsomolskiy Avenue, Perm, 614990, Russian Federation)
3 Izhevsk State Technical University named after M.T. Kalashnikov(7, Studencheskaya Street, Izhevsk, 426069, Russian Federation)
Shear Strength of Concrete Reinforced with Basalt Fiber Reinforced Polymer Bars (BFRP)
The application of fiber reinforced polymers in construction became an important research topic in construction. Reinforced polymers have many advantages such as high tensile strength, corrosion resistance, light weight and non conductivity. This study presents an experimental investigation into the direct shear behavior of concrete, reinforced using basalt fiber reinforced polymer (BFRP) bars, by testing Push-off specimens. The main objective of the study is to compare the behavior of concrete S-shaped push-off specimens reinforced using ordinary mild steel bars or BFRP bars to the plain control specimens. Twelve specimens were molded and tested under compression force. They were divided into four groups differing in the type and detailing of their main reinforcement. Based on the obtained results, the equations used to predict the shear capacity of reinforced concrete were modified to suit the reduced stiffness of the BFRP.
Keywords: basalt fiber reinforced polymer, concrete, strength, shift.
Коррозию стальной арматуры в бетоне можно предотвратить множеством способов, в том числе эпоксидным покрытием, цинкованием, катодной защитой или спецификацией арматуры из нержавеющей стали. Современная тенденция направлена на применение в бетоне армированных волокном полимеров (АВП), поскольку они имеют легкий вес, являются коррозион-ностойкими и электрически проводящими материалами [1]. Основная проблема использования АВП арматуры заключается в том, что прочность арматуры в продольном направлении зависит от прочности волокнистых материалов, а в поперечном — от прочности матрицы (полимера). Это приводит к снижению сопротивления АВП напряжениям сдвига в железобетонных элементах. Данное исследование проводилось для подтверждения эффективности использования базальтопластика (БП) в качестве арматуры для железобетонных элементов по сравнению с традиционной стальной арматурой.
Проводилось сравнение эффективности БП и стальной арматуры сопротивлению напряжению сдвига в железобетонных элементах. Для этого используется S-образный образец сдвига [1—3]. Он состоит из бетонной призмы с двумя углублениями, проходящими перпендикулярно ее продольной оси и создающими плоскость, находящуюся под действием напряжений сдвига при сжатии образца. Проводится сравнение по-
The corrosion of steel bars in concrete could be resisted using many ways as epoxy- coating, galvanizing, cathodic protection or specification of stainless steel bars. The modern trend focuses on the application of fiber reinforced polymers (FRPs) in concrete because they are noncorrosive, light weight and electrically non conducting materials [1]. The main problem of using (FRPs) bars is that the bars' strength in the longitudinal direction depends on the fiber materials strength while the strength in the transverse direction depends on the matrix (polymer) strength. This results in inefficiency of FRPs bars in resisting shear stresses in reinforced concrete elements. The current study investigates the efficiency of using basalt fiber reinforced polymer (BFRP) bars as reinforcement in reinforced concrete elements compared to traditional steel bars.
The current research aims to compare the efficiency of (BFRP) bars with that of steel bars in resisting shear stress in reinforced concrete elements. For this purpose, the S-sha-ped push-off test specimen is used [1—3]. It consists of a concrete prism containing two recesses perpendicular to its longitudinal axis, resulting in a plane that is subjected to pure shear stresses, when the specimen is subjected to compression. The behavior of specimens containing different types and contents of reinforcement is compared to that of plain concrete specimens. The results are used to modify the equations [4] used to predict the shear capacity of reinforced concrete to account for bars with low modulus of elasticity.
научно-технический и производственный журнал
сентябрь 2015
31
p
□
27
Рис.
c
ведения образцов с арматурой разных типов и материалов с обычными бетонными образцами. Полученные результаты используются для модификации уравнений [4], применяемых для прогнозирования мощности сдвига железобетона с арматурой с низким модулем упругости.
Прочность на сжатие бетона, используемого в отливке образцов, составляла 25 МПа. Составляющие смеси (по весу): 1 часть — портландцемент (Sinai Portland cement); 2,5 части — мелкий заполнитель (песок); 4 части — крупный заполнитель (дробленый доломит) и 0,5 части пресной воды. Использованная арматура представляла собой стальные стержни диаметром 8 мм, изготовленные из высококачественной стали с нижним пределом текучести 390 МПа. Предел прочности базаль-топластика составляет 133 МПа, а его модуль упругости — 46 ГПа. Диаметр применяемой БП арматуры был 6 и 8 мм.
Испытания проводились с использованием двенадцати образцов с одинаковыми размерами и основной арматурой, но разной плоскостью сдвига. На рис. 1 показаны размеры и данные по основной и поперечной арматуре. Образцы были разделены на четыре группы. Первая группа была контрольной без поперечной арматуры, проходящей через плоскость сдвига. Вторая группа была армирована двумя рядами стальных стержней. Каждый ряд состоял из трех стержней диаметром 8 мм. Третья группа была армирована двумя рядами БП арматуры, каждый из которых состоял из трех стержней диаметром 6 мм. Четвертая группа имела арматуру, аналогичную третьей группе, но диаметр стержней составлял 8 мм.
Основная арматура образца очень важна для получения требуемого вида разрушения в плоскости сдвига. Основная арматура, показанная на рис. 1, была выбрана с целью предотвращения нежелательных разрушений. На рис. 2 показаны образцы до и после укладки.
Испытание образцов проводилось в Испытательной лаборатории бетона инженерного факультета Египетского-Российского университета с помощью испытательной рамы. Максимальная производительность загрузочной рамы составляет 1000 кН, а скорость загрузки — 0,5 кН/с. Загрузка и деформации контролировались с помощью регистратора данных, подключенного к компьютеру.
На рис. 3 показаны виды разрушений для четырех групп образцов. Как видно, все образцы претерпели разрушения в виде трещин в плоскости сдвига.
На рис. 4 представлены типичные состояния арматуры в плоскости сдвига после разрушения. В группах 2 и 4 бетон был убран с целью изучения арматуры.
Видно, что стальные стержни сместились и местами погнулись; БП арматура диаметром 6 мм разрушилась, в то время как БП арматура диаметром 8 мм утратила жесткость при изгибе без разрушения, а также сохранила осевую жесткость, поскольку волокна остались неповрежденными. Это обеспечило восстановление боль-
P
Основная стальная арматура
Main Steel
=
Поперечная арматура
Shear RFT
* *
* *
■ *
Основная
стальная
арматура
Main Steel
1. S-образные образцы сдвига: а
вертикальная проекция; Ь - боковая проекция; основная арматура; d - поперечное сечение A-A (все размеры даны в см) Fig. 1. S-shaped push-off specimen details: a - font view; b - side view; c - main reinforcement details; d - cross-section A-A (All dimensions are in sm)
Рис. 2. Образцы до и после укладки
Fig. 2. The specimens before and after сasting
The compressive strength of concrete used in molding the Push-off samples was 25 MPa. The constituents of the mix, by weight were 1 unit of Portland cement (Sinai Portland cement), 2.5 units of fine aggregate (sand), and 4 units of coarse aggregate (crushed dolomite) and 0.5 unit of fresh water. The used steel bars were 8 mm diameter high grade steel deformed bars with 390 MPa yield strength. The ultimate strength of the basalt fiber reinforced polymer (BFRP) bars equals to 133 MPa and its modulus of elasticity equals to 46 GPa. The diameters of the used (BFRP) bars were 6 mm and 8 mm.
The experimental program contained twelve specimens with the same dimensions and same main reinforcement, but they had different shear plane reinforcement. Figure 1 shows the specimen's dimensions and the main and shear reinforcement details. The specimens were divided in four groups. The first group was a control group with no shear reinforcement passing through the shear plane. The second group was reinforced with two rows of steel bars. Every row contained three 8 mm diameter bars. The third group was reinforced with two rows of (BFRP) bars, each containing three 6 mm diameter bars. The fourth group was reinforced similar to the third group, but the diameter of the bars was 8 mm.
The main reinforcement of the specimen is very important to ensure obtaining the required failure mode through the shear plane. The main reinforcement detailing shown in Fig. 1 was chosen to prevent undesirable failure modes. Fig. 2 shows the specimens before and after casting.
The testing of the samples was performed in the Concrete Testing Laboratory of the Faculty of Engineering of the
b
d
c
P
Группа 1 Group 1
Рис. 3. Типичные виды разрушений Fig. 3. Typical failure modes
Группа 2 Group 2
Группа 3 Group 3
Группа 4 Group 4
Группа 1 Группа 2
Group 1 Group 2
Рис. 4. Плоскость сдвига после разрушения Fig. 4. Shear plane after failure
шинства деформаций после снятия нагрузки. БП арматура диаметром 6 мм претерпела сгибание без возможности восстановления в плоскости сдвига за счет локального повреждения эпоксидной матрицы арматуры. Тем не менее сами по себе базальтовые волокна остались частично нетронутыми и могли способствовать развитию усилий растяжения, необходимых для сцепления заполнителей.
В таблице представлены максимальные разрушающие нагрузки и соответствующие максимальные смещения для всех образцов.
Как видно, разрушающие нагрузки составляли от 54 кН для контрольных образцов до 212 кН для образцов, армированных БП арматурой 8 мм.
Средняя мощность сдвига образцов группы 2 и 4 составляет 138 и 182 кН соответственно. Это означает, что при условии использования одного и того же диаметра стержней более эффективным представляется армирование плоскости сдвига БП арматурой, чем стальной. Это может быть обусловлено более низкой поперечной жесткостью БП арматуры, которая является более со-
Группа 3 Group 3
Группа 4 Group 4
Egyptian Russian University using the testing frame. The maximum capacity of the loading frame is 1000 kN and the loading rate was 0.5 kN/second. The load and deformation were monitored using a data logger connected to a computer.
Figure 3 shows the modes of failure for the four specimens groups. It can be seen that all specimens failed by developing cracks through the shear plane.
Figure 4 shows typical conditions of the bars passing the shear plane after failure. The concrete cover for Group 2 and Group 4 was intentionally removed to reveal the bars.
It can be seen that the steel bars yielded and were locally bent; the 6 mm BFRP bars were fractured, while the 8 mm BFRP bars lost their bending stiffness without fracture. The latter bars maintained their axial stiffness because the fibers remained undamaged. This ensured the retrieval of most of the deformations after removal of the load. The 6 mm BFRP bars were permanently bent at the shear plane due to local damage of the epoxy matrix of the bars; however, the basalt fibers themselves remained partially intact and could contribute to the development of the tensile forces necessary for the aggregates interlocking action to occur.
Cj научно-технический и производственный журнал
® сентябрь 2015 33
n TD ^ СС
F^ о
вместимои с поперечной жесткостью бетона, что приводит к снижению концентрации напряжения по периметру и длине арматуры.
На рис. 5 показаны кривые зависимости деформаций от нагрузок испытанных образцов. Для образцов группы 1 характерна хрупкость из-за внезапной потери нагрузки при разрушении. Образцы группы 2 имеют нисходящую ветвь кривой, указывающую на частично пластичные разрушения. Образцы группы 3 и 4 демонстрируют слегка нисходящую ветвь, указывающую на квазипластичные разрушения.
На рис. 6 показан образец, армированный БП арматурой диаметром 8 мм в условиях нагрузки и ее снятия. Хорошо видно, что значительная часть деформации сместилась во время разгрузки. Это означает, что БП арматура при сдвиге остается упругой при условии, что стержневая арматура остается неповрежденной.
Для расчета прочности на сдвиг используемых образцов могут быть использованы две модели. Первая модель — модель трения при сдвиге и вторая — модель связности и трения [4]. Изучается применимость двух моделей при расчете экспериментально полученной прочности на сдвиг.
Модель трения при сдвиге. Простейшей расчетной моделью мощности сдвига является модель трения при сдвиге, которая игнорирует мощность сдвига, присущую обычному бетону, и предполагает, что передача усилий сдвига происходит полностью из-за трения. Эта модель является основой проектирования трения при сдвиге в стандартах АС1 318 [5] и ЕСР 203 [6]. Мощность сдвига рассчитывается по формуле 1 [4]:
Группа 1 Group 1
rn TD ^ сс
F^ о
1 2 Деформация, мм Deformation, mm
Группа 3 Group 3
180 160 140 120 100 80 60 40 20 0
Группа 2 Group 2
(О TD
?У
Р" О
10 15 Деформация, мм Deformation, mm
Рис. 5. Кривые нагрузка-деформация Fig. 5. Load-deformation curves
250 200 150 100 50 0
10 15 Деформация, мм Deformation, mm
Группа 4 Group 4
10 15 Деформация, мм Deformation, mm
Vn = A . f .
(1)
где Лу определяется как площадь арматуры, пересекающей плоскость сдвига; ^ — максимальное напряжение текучести арматуры; ^ — коэффициент трения. Для особо тяжелого бетона этот коэффициент составляет 1,4 по стандарту АС1 318 [5] или 1,2 по стандарту ЕСР 203 [6].
При средних значениях мощности сдвига образцов групп 2, 3 и 4, которые составляют 138, 123 и 182 кН соответственно, полученные коэффициенты трения составляют соответственно 1,18, 0,55 и 0,45. Значение для армированных сталью образцов близко к значению в стандарте ЕСР 203, в то время как значения для БП арматуры значительно отличаются от рекомендованных стандартом. Это происходит по причине того, что модуль упругости БП отличается от того же модуля стали. Осевая и изгибная жесткость БП арматуры меньше, чем у стали. Эта гибкость снижает влияние сцепления заполнителя и функции штырей на прочность сдвига. Механизм сцепления заполнителя зависит от осевой жесткости арматуры, а механизм действия штырей зависит от относительной жесткости при изгибе арматуры в качестве балки на упругой опоре.
Поправочный коэффициент для влияния сцепления заполнителя на мощность сдвига будет Еь/Ев, где Еь — модуль упругости материала арматуры, а Ев — мо-
Образцы Specimens Поперечная арматура Shear Rft. Максимальная разрушающая нагрузка, кН Max. Failure Load(kN) Деформация при нагрузке, мм Deformation at failure (mm)
Контрольный-1 Control-1 Нет No 62 1,19
Контрольный-2 Control-2 Нет No 61 0,8
Контрольный-3 Control-3 Нет No 54 1,16
Сталь-8-1 Steel-8-1 608 мм 608 mm 154 2,25
Сталь-8-2 Steel-8-2 608 мм 608 mm 135 2,59
Сталь-8-3 Steel-8-3 608 мм 608 mm 125 1,87
Базальт-6-1 Basalt-6-1 606 мм 606 mm 132 1,75
Базальт-6-2 Basalt-6-2 606 мм 606 mm 123 1,11
Базальт-6-3 Basalt-6-3 606 мм 606 mm 115 3,17
Базальт-8-1 Basalt-8-1 608 мм 608 mm 212 2,42
Базальт-8-2 Basalt-8-2 608 мм 608 mm 193 2,05
Базальт-8-3 Basalt-8-3 608 мм 608 mm 140 3,8
Table shows maximum failure loads and the corresponding maximum displacements of all specimens.
It can be seen that the failure loads of the specimens ranged from 54 kN for control specimens to 212 kN for specimens reinforced with 8 mm (BFRP) bars.
3
- during unloading
Рис. 6. Смещение деформации базальтового образца диаметром 8 мм: a - при нагрузке; b - при разгрузке
Fig. 6. Deformation removal of 8 mm basalt specimen: а - during loading; b
дуль упругости стали. Поправочный коэффициент для влияния штырей на прочность сдвига будет (Eb/Es)1/4 [7].
Для БП эти поправочные коэффициенты составляют 46/200=0,23 и (0,23)1/4=0,69 соответственно. Ни один из этих коэффициентов не соответствует экспериментальным значениям 0,46 и 0,375 для групп 3 и 4. Это можно объяснить тем фактом, что передача усилий сдвига не осуществляется полностью ни сцеплением заполнителя, ни действием штырей. Предполагается, что поправочный коэффициент будет между этими двумя предельными значениями.
Различные стандарты используют различные поправочные коэффициенты для расчета влияния модуля упругости АВП. Стандарт ACI 440.1R-03 [9] использует поправочный коэффициент Eb/Es, однако, от него отказались в ACI 440.1R-06 [10]. Стандарты ACAN/CSA (2004) [10], JSCE 1997 [11] и Fib Report 40 [12] рекомендуют поправочный коэффициент (Eb/Es) /3. Итальянский национальный стандарт проектирования CNR-DT 203/2006 [13] и ISIS M03 Manual [14] используют поправочный коэффициент (Eb/Es)1/2. Наконец, Xu и Reinhardt [15] поддерживают использование (Eb/Es)1/2 на основе механики разрушения.
Значения (Eb/Es) /3 и (Eb/Es)1/2 для БП составляют 61 и 0,48 соответственно. Следовательно, поправочный коэффициент (Eb/Es)1/2 более соответствует данным экспериментальным результатам.
Модель связности и трения [4]. При учете влияния напряжения сдвига, присущего обычному бетону, мощность сдвига может быть рассчитана по уравнению Маттока [16]:
The average shear capacity of Group 2 and Group 4 specimens is 138 kN and 182 kN, respectively. This means that, for the same bar diameter, reinforcing the shear plane with BFRP bars is more efficient than using steel bars. This may be due to the lower lateral stiffness of the BFRP bar which is more compatible with that of concrete, resulting in reduced stress concentration around the bars' perimeter and along its length.
Figure 5 shows the load deformation curves of the tested specimens. The specimens of Group 1 show brittle behavior due to their sudden loss of load at failure. The specimens of Group 2 show a descending branch in their load deformation curves indicating a semi ductile failure. The specimens of Group 3 and Group 4 show a lightly descending branch in their load deformation curves indicating a quasi ductile failure.
Figure 6 shows a sample reinforced with 8 mm BFRP bars during loading and during load removal. It can be clearly seen that a considerable portion of the deformation has been removed during unloading. This means that the shear behavior for BFRP bars remains elastic, provided that the reinforcement bars are not fractured.
Two models can be used to predict shear strength of the used specimens. The first model is the Shear Friction Model [4] and the second is the Cohesion Plus Friction Model [4]. The applicability of the two models in predicting the experimentally obtained shear strength is investigated.
Shear Friction Model. The simplest design model for shear capacity is the shear-friction model, which ignores the contribution of the inherent shear strength of plain concrete, and assumes that the shear transfer is due entirely to friction. This model is the basis of the shear-friction design procedures in ACI 318 [5] and ECP 203 [6] Codes. The shear capacity is predicted using equation (1) [4].
Vn = Av . fy . Ц,
(1)
: ktAcv + 0,8Af
(2)
где ^=400 psi (2,75 МПа) для обычного тяжелого бетона. Первый член правой части уравнения (2) представляет собой мощность сдвига, присущую обычному бетону, и относится к связности. Второй член представляет собой влияние арматуры и относится к трению. Последний член следует изменять с использованием
where: Av is defined as the area of bars crossing the shear plane; fy is the maximum yield strength of the bars and ^ is the coefficient of friction. For monolithically placed normal weight concrete the latter coefficient takes the value 1.4 given by ACI 318 Code [5] or 1.2 given by ECP 203 Coden[6].
Using the average values for the shear capacity of the specimens of Groups 2, 3 and 4, which are 138, 123 and 182 kN respectively, the resulting coefficients of friction are 1.18, 0.55 and 0.45 respectively. The value for the steel reinforced specimens is near the value given by ECP 203 Code, while the values for the BFRP bars are far from that recommended by the Code. This is because the modulus of elasticity of BFRP differs from that of steel. The axial and bending stiffness of the BFRP bars is less than that of steel. This flexibility reduces the aggregate interlock contribution and the dowel action contribution to the shear strength. The aggregate interlock mechanism depends on the axial stiffness of the bars, while the dowel action mechanism depends on the relative flexural stiffness of the bar as a beam on elastic support.
A correction factor for the aggregate interlock contribution to the shear strength would be Eb/Es where Eb is the modulus of elasticity of the reinforcement bar's material and Es is that of steel. A correction factor for the dowel action contribution to the shear strength would be (Eb/Es)1/4 [7].
For BFRP, these correction factors are equal to 46/200=0.23 and (0.23)1/4 = 0.69 respectively. Neither of these correction factors matches the experimental values
0 J'r^CJMT^JibHbJi научно-технический и производственный журнал
Йлг^ш^ ® сентябрь 2015 35
Рис. 7. Влияние арматуры на прочность при сдвиге Fig. 7. Effect of reinforcement on shear strength
коэффициента (Еь/Е )1/2 для расчета малой жесткости БП.
Таким образом, уравнение (2) может быть преобразовано в уравнение прочности сдвига (МПа) БП арматуры:
= 2.75 + 0,8 • р • Fь • (Еь/Е)1/2, (3)
где р — отношение площади поперечного сечения арматуры к площади сдвига; Fь — технический предел упругости материала арматуры; Еь — модуль упругости материала арматуры; Е, — модуль упругости стали.
На рис. 7 представлены расчеты прочности при сдвиге, полученные с помощью уравнения (3) с экспериментальными результатами. Сплошная линия представляет собой уравнение (3), в то время как пунктирная линия представляет прямую линию, которая лучше всего подходит для современных экспериментальных результатов. Видно, что уравнение (3) образует верхнюю границу результатов. Коэффициенты, полученные с помощью регрессионного анализа, составляют 2,61 и 0,64 вместо 2,75 и 0,8 соответственно. Это указывает на то, что предлагаемая форма уравнения (3) является подходящей для расчета прочности при сдвиге бетона, армированного любым материалом. Для точного определения коэффициентов уравнения необходимы дальнейшие испытания. Заключение
На основе результатов испытаний можно сделать следующие выводы:
• контрольным образцам свойственны хрупкость и малые деформации при разрушении;
• образцам, армированным стальными стержнями диаметром 8 мм, не свойственна хрупкость. Они претерпели разрушения после сильных деформаций и значительных нагрузок;
• образцам, армированным БП стержнями диаметром 6 мм, не свойственна хрупкость. Они разрушились после проявления средних деформаций, но нагрузка была ниже, чем на образцы со стальной арматурой;
• образцам, армированным БП стержнями диаметром 8 мм, не свойственна хрупкость. В зоне сдвига было отмечено разрушение бетона, а БП арматура не имела повреждений. Неповрежденная арматура вызвала частичную деформацию образца после снятия нагрузки;
• прочность при сдвиге бетона с поперечной БП арматурой диаметром 8 мм выше, чем бетона с поперечной арматурой того же диаметра из стали;
• величина значения влияния арматуры на прочность при сдвиге должна быть умножена на коэффициент, равный (Еь/Е,)1/2;
which are 0.46 and 0.375 for Group 3 and Group 4, respectively. This can be explained by the fact that the shear is not completely transferred by aggregate interlock nor by dowel action. Accordingly the correction factor is expected to be somewhere between these two limiting values.
Different codes use different correction factors to account for the effect of FRP's modulus of elasticity. ACI 440.1R-03 Code [9] considered the correction factor Eb/Es, however, it has been abandoned in ACI 440.1R-06 [10]. CAN/CSA (2004) Code [10], JSCE 1997 Code [11], and Fib Report 40 [12] recommend the correction factor (Eb/Es)1/3. The Italian National Design Code CNR-DT 203/2006 [13] and ISIS M03 Manual [14] use the correction factor (Eb/Es)1/2. Finally, based on fracture mechanics, the work of Xu, and Reinhardt [15] supports the use of (Eb/Es)1/2.
The values of (Eb/Es)1/3 and (Eb/Es)1/2 for BFRP are 0.61 and 0.48 respectively. Accordingly, the correction factor (Eb/Es)1/2 better matches the current experimental results.
Cohesion Plus Friction Model [4]. When the contribution of the inherent shear strength of plain concrete is explicitly considered, the shear capacity can be predicted using the following equation given by Mattock [16]:
Vn = + 0,8 Avfy, (2)
where: k1=400 psi (2.75 MPa) for normal-weight concrete. The first term on the right-hand side of equation (2) represents the inherent shear strength of plain concrete and resembles cohesion. The second term represents the contribution of the reinforcement bars and resembles friction. The latter term should be modified using the factor (Eb/Es)1/2 to account for the low stiffness of BFRP.
Thus, equation (2) can be rearranged to give the following equation for shear strength (MPa) of BFRP bars:
Vn = 2.75 + 0,8 • p • Fb • (Eb/E)1/2, (3)
where: p is the ratio of the area of bar's cross-section to the shear area; Fb is the elastic limit of the bars' material; Eb is the modulus of elasticity of the bars' material; E is the modulus of elasticity of steel.
Figure 7 compares the shear strength predictions obtained using equation (3) with the experimental results. The solid line represents equation (3), while the dashed line represents the straight line that best fits the current experimental results. It can be seen that equation (3) forms an upper ceiling for the results. The coefficients obtained using regression analysis are 2.61 and 0.64 instead of 2.75 and 0.8, respectively. This indicates that the proposed form of equation (3) is suitable for predicting shear strength of concrete reinforced using bars of any material. Further testing is needed to accurately determine the coefficients of the equation. Conclusion
From the previous tests result it can be concluded that:
• The failure mode in the control samples were brittle and with low deformation.
• The failure mode of specimens reinforced with 8 mm steel bars was not brittle. The specimens failed after developing high deformation and high load.
• The failure mode of specimens reinforced with 6 mm BFRP bars was not brittle. The specimens failed after developing medium deformations, but their failure load was lower than of steel reinforced specimens.
• The failure mode of specimens reinforced with 8 mm BFRP-bars was not brittle. Crushing of concrete in shear zone was noted and the BFRP bars were no damaged. The undamaged bars retrieved partly the deformation of the specimen upon removal of the load.
• The shear strength of concrete with 8 mm BFRP shear reinforcement has higher strength than concrete reinforced with same diameter steel shear reinforcement.
36
научно-технический и производственный журнал
сентябрь 2015
iA ®
• данные результаты доказывают целесообразность использования коэффициента трения, равного 1,2 в модели трения при сдвиге, приведенного в ECP 203 для монолитно залитого бетона. Авторы выражают благодарность доктору Мохамеду
Камалю Мостафе за предоставление БП арматуры, использованной в данном исследовании.
Список литературы/References
1. Ibell T.J., Burgoyne C.J. The shear strength of concrete containing fibre-reinforced plastic (FRP) reinforcement. The 23rd Conference on our World in Concrete and Structures. 1998. Singapore, pp. 77—82.
2. Constantinescu H., Magureanu C. Study of shear behavior of high performance concrete using push off tests. Journal of Applied Engineering Sciences. 2011. 1(14). Issue 2, pp. 77—82.
3. Ashraf H. El- Zanaty. Shear transfer behavior of initially cracked concrete with compressive stresses normal to the shear plane. Journal of the Egyptian society of Engineers. 1995. Vol. 34, No. 1.
4. James K. Wight, James G. MacGregor. Reinforced Concrete: Mechanics and Design. Chapter 16: Shear Friction, Horizontal Shear Transfer, and Composite Concrete Beams. Sixth Edition. Prentice Hall, 2011. 1177 p.
5. ACI Committee 318, (2014), Building Code Requirements for Structural Concrete (ACI 318-11) and Commentary, (ACI 318R-11), American Concrete Institute, Farmington Hills, Mich.
6. ECP 203, 2007, Egyptian Code for Design and Construction of Concrete Structures, Housing and Building National Research Center, Cairo, Egypt, Friberg, B.F., 1940. Design of Dowels in Transverse Joints of Concrete Pavements, Proceedings, American Society of Civil Engineers, 105, 1076-1116.
7. ACI Committee 440. (2003). "Guide for the Design and Construction of Concrete Reinforced with FRP Bars," ACI
• The contribution of reinforcement to the shear strength must be multiplied by a coefficient equal to (Eb/Es)1/2.
• The current results support the use a coefficient of friction equal 1.2 in the shear friction model given in ECP 203 for monolithic cast concrete.
The authors acknowledge the kind donation of the BFRP
bars used in the current research by CMB's (Dr. Mohamed
Kamal Mostafa).
440.1R-03, American Concrete Institute, Farmington Hills, Mich.
8. ACI Committee 440. (2006). "Guide for the Design and Construction of Concrete Reinforced with FRP Bars," ACI 440.1R-06, American Concrete Institute, Farmington Hills, Mich.
9. CAN/CSA S806—02. (2002). "Design and Construction of Building Components with Fibre Reinforced Polymers", Canadian Standards Association, Rexdale, Ontario, 177 p.
10. Machida, A., ed. (1997). "Recommendation for Design and Construction of Concrete Structures Using Continuous Fibre Reinforcing Materials," Concrete Engineering Series 23, Japan Society of Civil Engineers, JSCE, Tokyo, Japan, 325 p.
11. Fib Task Group 9.3, FRP reinforcement in RC structures, Technical report, fib Bulletin No. 40, September 2007.
12. CNR-DT 203/2006, National Research Council, Advisory Committee On Technical Recommendations For Construction. Guide for the Design and Construction of Concrete Structures Reinforced with Fiber-Reinforced Polymer Bars. CNR-DT 203/2006, June 2007, Rome.
13. ISIS-M03-01. (2001). Reinforcing concrete structures with fiber reinforced polymers. The Canadian Network of Centers of Excellence on Intelligent Sensing for Innovative Structures, ISIS Canada, University of Winnipeg, Manitoba, 81 p.
14. Shilang Xu, Hans W. Reinhardt. Shear fracture on the basis of fracture mechanics. Otto-Graf-Journal. 2005. Vol. 16, p. 21.
15. Alan H. Mattock and Neil M. Hawkins. shear transfer in reinforced concrete—recent research. Journal of the Prestressed Concrete Institute. 1972. Vol. 17. No. 2, pp. 55—75.
Cj научно-технический и производственный журнал
® сентябрь 2015 37"
