CC BY
29
Влияние различных вариантов внешнего композитного армирования на
жесткость гибких сжатых элементов
П. П. Польской, С. В. Георгиев
Донской государственный технический университет, г. Ростов-на-Дону
Аннотация: Приводится сравнение результатов испытания по деформативности и жёсткости гибких сжатых железобетонных стоек, усиленных различными вариантами внешнего поперечного и продольного армирования композитными материалами. Дана оценка влияния жесткости элементов усиления на деформативные свойства опытных образцов сечением 250x125^) мм при гибкости ^=е0^=20, которые были испытаны при эксцентриситетах е0=0; 2,0 см (0,16^ и 4,0 см (0,32^.
Ключевые слова: бетон, железобетон, стойки, гибкость, композитные материалы, арматура, прочность, деформативность.
Увеличение объемов каркасно-монолитного строительства в конце 70-х годов сначала за рубежом, а затем и в нашей стране, вызвал необходимость разработки новых методов усиления монолитных безбалочных перекрытий. Это связано с тем, что традиционный метод усиления таких перекрытий с использованием железобетона, приводит к резкому увеличению постоянной нагрузки, примерно до 250 кг/м . Последняя резко усугубляет работу плиты на срез вокруг сечения колонн и приводит к необходимости усиления узла опирания плиты перекрытия на колонны.
Появление на строительном рынке новых видов строительных материалов на основе стекло- и углепластика ускорило решение этой задачи. Появился новый метод усиления железобетонных конструкций путем внешнего композитного армирования с использованием клеевых составов на основе эпоксидных смол.
Отдельные результаты исследования изгибаемых элементов, а затем и сжатых, усиленных стекло- и углепластиком появились сначала в Германии, а несколько позже в Японии [1,2].
В России активные исследования по использованию композитных материалов начались в самом начале 21 столетия. Начиная с 2006 года,
комплексные исследования инновационных материалов и технологий, связанных с усилением и восстановлением железобетонных конструкций, начались в лаборатории кафедры железобетонных и каменных конструкций РГСУ (в настоящее время это архитектурно-строительная Академия Донского государственного технического университета - ДГТУ).
Появились разработки по использованию и расчету высокопрочных бетонов [3-5], а также предложения о способах изготовления конструкций с переменным напряжением по длине элементов и другие новации [6-8].
Одновременно начались исследования по использованию композитных материалов в качестве внутренней рабочей арматуры для изгибаемых элементов при расчете по прочности [9,10] и деформативности [11-13], а также внешней рабочей арматуры для усиления нормальных и наклонных [14,15] сечений изгибаемых элементов.
Наибольшее число работ посвящено исследованиям сжатых железобетонных элементов, усиленных композитными материалами, у которых гибкость и соотношение размеров поперечного сечения превышает ограничения по расчёту, установленные Сводом Правил по усилению железобетонных конструкций композитными материалами.
Настоящая статья посвящена сопоставлению деформативности сжатых железобетонных элементов с гибкостью А^=е0^=20, усиленных различными вариантами внешнего поперечного, продольного и комбинированного композитного армирования.
Испытывались железобетонные стойки сечением 250x125^) мм и длиной 2400мм, изготовленные из тяжелого бетона с проектным классом по прочности В30-35. Характеристики материалов, включая композитные, приведены в работе [16,17]. Продольное армирование всех стоек с вязаными каркасами было выполнено одинаковым и состояло из 4012А500. Поперечные хомуты из проволочной арматуры 06В500 установлены с шагом
280 мм. Конструкция каркасов для стоек различной гибкости приведены в работе [18].
Все опытные образцы в зависимости от эксцентриситета приложения нагрузки (е0) были разбиты на три серии. По серии «А» стойки испытывали с осевым эксцентриситетом приложения нагрузки е0=0. В серии «Б» нагрузка прикладывалась при е0=2,0см (0,16^, а по серии «В» - при е0=4,0см(0,32^.
Опытные образцы имели 5 вариантов усиления. В поперечном направлении оно было выполнено в виде трехслойных замкнутых хомутов различной ширины и шага (варианты Х1; Х3; Х4), включая и полную обойму (Х5). Отдельные стойки имели продольное усиление в виде полос (ламината) шириной 50 мм и толщиной 1,4 мм, наклеенных на растянутых гранях. Продольное усиление выполнялось совместно с поперечными композитными хомутами. Методика усиления и испытания представлены в работе [19].
Характеристика всех опытных образцов, варианты их усиления композитными материалами, а также прочностные показатели стоек приведены в табл. 1.
Оценка деформативности всех опытных образцов при изменении уровня нагрузки и эксцентриситетов ее приложения для различных вариантов усиления, выполнена на основе сопоставления графиков изменения прогибов стоек (/). Эти графики представлены на рис.1-3. Они построены по результатам обработки показаний измерительных приборов (прогибомеров и индикаторов), установленных на образцах и занесенных в журналы испытаний (рис. 4).
Рассматривая указанные графики, и используя методику прямого сопоставления результатов эксперимента, можно отметить следующие:
- Во всём диапазоне нагрузок (от начала загружения до этапа, предшествующего разрушению), предельные деформации эталонных стоек оказались, как правило, меньше по сравнению с деформациями усиленных
Таблица № 1
Характеристика и результаты испытания эталонных и усиленных углепластиком гибких стоек (А^=20) при эксцентриситетах приложения
нагрузки е0=0; 2 и 4 см.
Характеры стика опытных образцов Поряд ковый номер Шифр стоек Класс бетона В Характеристика вариантов усиления Опытные значения
Прочно сть кН N; N у Проги бы ух,мм
1 2 3 4 5 6 7
а о X и и О « * 17 АГ 30,6 Эталон 803,0 14,13
18 АГУ-Х1 30,0 Ь у = 50 мм ; ^ J = 190 мм ; я = 140 мм 873,2 19,1
т Ь рс а ^ с: 5 к н а ^ а о ® 5 г- § I § Я "< 19 АГУ-Х3 27,7 Ь у = 50 мм ; я у = 190 мм ; я = 140 мм Хомут в центре Ьу = 250мм 900,0 12,7
<3 ~ 20 АГУ-Х5 27,7 Ьу = 1920 мм (Обойма по всей длине) 1080,0 9,62
Осевой эксцентриситет е0=2см. Сечение-250x125 (К) мм 10=2400мм. 21 БГ 30,6 Эталон 410 20,5
22 БГУ-Х1 30,0 Ь у = 50 мм; я у = 190 мм; я = 140 мм 400 15,2
23 БГУ-Х3 31,2 Ь у = 50 мм ; я у = 190 мм ; я = 140 мм Хомут в центре Ьу = 240 мм 450 28,1
24 БГУ- Х5 35,7 Ьу = 1920 мм (Обойма по всей длине) 510 15,5
25 БГУ-ХэЬр 31,2 Ьу = 50 мм ; я у = 190 мм ; я = 140 мм хомут в центре Ьу = 240 мм ;2-а углеламината: Ь = 50 мм; ? = 1,4 мм 510 34,2
26 БГУ-Х4Ьр 39,8 Ь у = 50 мм; я у = 190 мм; я = 140 мм; локальная обойма Ьу = 620мм ; 2-а углеламината: Ь = 50 мм; ? = 1,4 мм 714,5 24,7
Осевой эксцентриситет е0=4см. Сечение-250х125 (К) мм 10=2400мм. 27 ВГ 35,2 Эталон 242,5 31,7
28 ВГУ-Х3 35,2 Ь у = 50 мм ; я у = 190 мм ; я = 140 мм Хомут в центре Ьу = 240 мм 290,0 31,4
29 ВГУ-Х5 30,1 Ьу = 1920 мм (Обойма по всей длине) 270 28,7
30 ВГУ-ХэЬр 35,7 Ь у = 50 мм; я у = 190 мм; я = 140 мм; локальная обойма Ьу = 240мм ; 2-а углеламината: Ь = 50 мм; ? = 1,4 мм 503,5 40,9
31 ВГУ-Х4Ьр 39,8 Ь у = 50 мм; я у = 190 мм; я = 140 мм; локальная обойма Ьу = 620мм ; 2-а углеламината: Ь = 50 мм; ? = 1,4 мм 504,5 32,4
:
Примечание: В таблице 1 приняты следующие условные обозначения: Ь]- ширина поперечных хомутов усиления или непрерывной обоймы; Sf- шаг поперечных хомутов между центрами их ширины; £ - величина зазора между поперечными хомутами (шаг поперечных хомутов в свету).
образцов. Исключение из сказанного составляют отдельные усиленные образцы, у которых оказалась заведомо более низкая прочность бетона по сравнению с эталонными. При этом прочность всех без исключения усиленных стоек оказалась выше эталонных.
- Жесткость всех опытных образцов, усиленных только внешней
поперечной либо продольной (в сочетании с конструктивной поперечной)
композитной арматурой, оказалось выше по сравнению с эталонными
образцами. Это имеет место во всем диапазоне нагрузок и проявляется в
увеличении угла наклона всех кривых (по отношению к горизонтальной оси),
характеризующих зависимость между величиной продольной нагрузки - N и
1100 1000
-10 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20
Рис. 1. Сопоставление опытных значений прогибов гибких (А^=20) стоек в зависимости от величины нагрузки и вариантов композитного усиления при осевом эксцентриситете е0=0.
О 2 4 б 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 28 30 32 34 Рис. 2. Сопоставление опытных значений прогибов гибких (А^=20) стоек в зависимости от величины нагрузки и вариантов композитного усиления при осевом эксцентриситете е0=2,0см (0,16^.
0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 28 30 32 34 36 38 40 42 Рис. 3. Сопоставление опытных значений прогибов гибких (А^=20) стоек в зависимости от величины нагрузки и вариантов композитного усиления при осевом эксцентриситете е0=4,0см (0,32^.
:
прогибами - у. Следует отметить, также, что с увеличением жесткости самого варианта композитного усиления (хомуты Х3, Х4 и обойма - Х5), увеличивается не только прочность и угол наклона кривых, но и предельная величина прогиба. Противоречий в этом нет, так как усиленные стойки имеют более высокую прочность, которая связана с увеличением прочности бетона, который работает при наличии поперечных хомутов в стесненных условиях.
-При увеличении эксцентриситета приложения нагрузки- е0, прочность стоек и углы наклона всех кривых (эталонных и усиленных) уменьшаются, а прогибы - у - увеличиваются.
-Опытные образцы при е0=0 (рис. 1) имеют деформации, которые, для эталонных стоек характеризуются равномерно изменяющейся
криволинейной зависимостью во всем диапазоне нагрузок. Это по-настоящему видимые прогибы, начиная уже с момента загружения. Рис. 4. Характер разрушения гибкой стойки БГУ-Х3 при величине е0=2,0см
(0,16К).
В частности, если эталонные образцы величину предельно допустимого прогиба /иц=6мм достигают при уровне нагрузки, равном 0,76, то усиленные обоймой - только при уровне 0,94.
-При эксцентриситетах приложения нагрузки е0=2см и е0=4см (рис. 2 и 3) гибкие стойки сохраняют вышеуказанную закономерность изменения линии прогибов. Однако уровни нагрузок, при которых эталонные и усиленные образцы достигают значений предельно допустимых прогибов (/дц=6,0мм), с увеличением эксцентриситета - уменьшаются.
- Важно отметить и то, что эффективность поперечного усиления несколько снижается в случае, когда хомуты наклеиваются на продольные полосы (ламинаты) внешнего усиления. Это объясняется, по-видимому, тем, что бетон имеет большую свободу деформаций в поперечном направлении в местах пересечения с внешней продольной и поперечной композитной арматурой. На наш взгляд, это происходит из-за менее плотного прилегания хомутов к бетону, а также из-за отсутствия полноценной адгезии между хомутами, выполненными из ткани и элементами продольного усиления - из полос, так как эти углепластики имеют разные клеевые составы при наклеивании, а, следовательно, и разные прочностные характеристики. Кроме того, необходимо на наш взгляд дополнительное нанесение высокопрочных ремонтных составов для устранения перепада высоты на пересечениях, продольных и поперечных элементов усиления.
С учетом вышеизложенного, следует отметить, что согласно нашим опытам, несмотря на большую гибкость опытных образцов (А^=20) и соотношение сторон стоек (Ь^=2,0), которые превышают рекомендации действующего свода правил, композитное усиление позволяет резко увеличить не только прочность, но и жесткость сжатых элементов при разных значениях величины осевого эксцентриситета и е0=0. Это указывает
на то, что Свод Правил по усилению железобетонных конструкций композитными материалами должен быть дополнен методикой расчета сжатых элементов, загруженных при малых эксцентриситетах (0,1h<e0<0,3h). Это связано с тем, что указанный вид напряженно-деформированного состояния имеет место на нескольких этажах любого высотного каркасно-монолитного здания.
Литература
1. Zhang Ai-hui, Jin Wei-liang, Li Gui-bing. Behavior of preloaded RC beams strengthened with CFRP laminates // Journal of Zhejiang University-SCIENCE A. 2006. Vol. 7. №3. pp. 436-444 URL: link.springer.com/article/10.1631/jzus.2006.A0436.
2. Mander J. B.; Priestley M. J. N., Park R. Theoretical Stress-Strain Model for Confined Concrete // Journal of Structural Engineering. Vol. 114. №8. 1988. URL: doi.org/10.1061/ (ASCE) 0733-9445(1988)114:8(1804).
3. Aksenov V.N., Quyen Vu Le, Trufanova E.V. Evaluation of Reinforced Concrete Cylindrical Reservoirs with Single-layered Walls, In Procedia Engineering // Procedia Engineering (ISSN 1877-7058), Vol. 150, 2016, pp. 19191925 URL: doi.org/10.1016/j.proeng.2016.07.192.
4. Belyaev A.V., Nesvetaev G.V., Mailyan D.R. Calculation of three-layer bent reinforced concrete elements considering fully transformed concrete deformation diagrams // MATEC Web of Conferences Editor V. Murgul. 2017. p. 04022. URL: doi.org/10.1051/matecconf/201710604022.
5. Мкртчян А.М., Маилян Д.Р. Расчет железобетонных колонн из высокопрочного бетона по недеформированной схеме // Научное обозрение. 2013. № 11. С. 72-76.
6. Маилян Д.Р., Маилян Р.Л., Хуранов В.Х. Способы изготовления железобетонных конструкций с переменным преднапряжением по длине
элемента // Известия высших учебных заведений. Строительство. 2004. № 5. С. 4-11.
7. Давидюк А.Н., Маилян Д.Р., Несветаев Г.В. Самоуплотняющиеся высокопрочные и легкие бетоны на пористых заполнителях для эффективных конструкций // Технологии бетонов. 2011. № 1-2. С. 57-59.
8. Muradyan V., Mailyan D., Lyapin A., Chubarov V. Energy-efficiency increase of reinforced concrete columns with recessed working fittings // IOP Conference Series: Earth and Environmental Science 19. "Energy Management of Municipal Transportation Facilities and Transport, EMMFT 2017" 2017. p. 012032.
9. Польской П.П., Хишмах М., Михуб А. О возможности использования круглых углепластиковых стержней в качестве рабочей арматуры для изгибаемых элементов // Научное обозрение. 2012. № 6. С. 211-213.
10. Маилян Д.Р., Польской П.П., Мерват Х., Кургин К.В. О прочности балок из тяжелого бетона при использовании стальной, углепластиковой и комбинированной арматуры, расположенной в два ряда // Инженерный вестник Дона, 2013, № 4. URL: ivdon.ru/magazine/archive/n4y2013/2096.
11. Маилян Д.Р., Польской П.П., Мерват Х., Кургин К.В. О деформативности изгибаемых элементов из тяжелого бетона при двухрядном расположении углепластиковой и комбинированной арматуры // Инженерный вестник Дона, 2013, №4 URL: ivdon.ru/magazine/archive/n4y2013/2094.
12. Польской П.П., Маилян Д.Р. Об уточнении расчетов прогибов балок, усиленных композитными материалами // Научное обозрение. 2014. № 12. С. 493-495.
13. Маилян Д. Р., Польской П. П. О расчете ширины нормальных трещин балок, усиленных стекло и углепластиком // Научное обозрение. 2014. № 12. С. 490-492.
14. Польской П. П., Маилян Д. Р., Шилов А. А., Меретуков З. А. Армирование и схемы испытания наклонных сечений балок с внешним композитным усилением // Новые технологии. 2015. № 4. с. 44-48.
15. Polskoy P.P., Mailyan D.R., Dedukh D.A., Georgiev S.V. Design of reinforced concrete beams in a case of a change of cross section of composite strengthening reinforcement // Global journal of Pure and Applied mathematics. 2016. V.12. №2. pp. 1767-1786. URL: ripublication.com/gjpam16/gjpamv12n2_50.pdf
16. Польской П.П., Георгиев С.В. О программе исследования сжатых железобетонных элементов, усиленных композитными материалами на основе углепластика // Научное обозрение, 2014, №10-3, с. 662-666.
17. Польской П.П., Георгиев С.В. Характеристики материалов, используемых при исследовании коротких и гибких стоек, усиленных углепластиком // Научное обозрение, 2014, №10, ч.2. с. 411-414
18. Маилян Д.Р., Польской П.П., Георгиев С.В. Конструкция каркасов и схемы испытания опытных стоек, усиленных углепластиком // Научное обозрение. 2014. № 10-3. с. 667-670.
19. Маилян Д.Р., Польской П.П., Георгиев С.В. Методики усиления углепластиком и испытания коротких и гибких стоек // Научное обозрение. 2014, №10, ч.2. с. 415-418.
References
1. Zhang Ai-hui, Jin Wei-liang, Li Gui-bing. Journal of Zhejiang University-SCIENCE A. 2006. Vol. 7. №3. pp. 436-444 URL: link.springer.com/article/10.1631/jzus.2006.A0436.
2. Mander J. B.; Priestley M. J. N., Park R. Journal of Structural Engineering. Vol. 114. №8. 1988. URL: doi.org/10.1061/ (ASCE) 0733-9445(1988)114:8(1804).
3. Aksenov V.N., Quyen Vu Le, Trufanova E.V. Procedía Engineering (ISSN 1877-7058), Vol. 150, 2016, pp. 1919-1925 URL: doi.org/10.1016/j.proeng.2016.07.192.
4. Belyaev A.V., Nesvetaev G.V., Mailyan D.R. MATEC Web of Conferences Editor V. Murgul. 2017. P. 04022. URL: doi.org/10.1051/matecconf/201710604022.
5. Mkrtchjan A.M., Mailjan D.R. Nauchnoe obozrenie. 2013. № 11. pp. 7276.
6. Mailjan D.R., Mailjan R.L., Huranov V.H. Izvestija vysshih uchebnyh zavedenij. Stroitel'stvo. 2004. № 5. pp. 4-11.
7. Davidjuk A.N., Mailjan D.R., Nesvetaev G.V. Tehnologii betonov. 2011. № 1-2. pp. 57-59.
8. Muradyan V., Mailyan D., Lyapin A., Chubarov V. IOP Conference Series: Earth and Environmental Science 19. "Energy Management of Municipal Transportation Facilities and Transport, EMMFT 2017" 2017. C. 012032.
9. Pol'skoj P.P., Hishmah M., Mihub A. Nauchnoe obozrenie. 2012. № 6. pp. 211-213.
10. Mailjan D.R., Pol'skoj P.P., Mervat H., Kurgin K.V. Inzenernyj vestnik Dona (Rus), 2013, № 4. URL: ivdon.ru/magazine/archive/n4y2013/2096
11. Mailjan D.R., Pol'skoj P.P., Mervat H., Kurgin K.V. Inzenernyj vestnik Dona (Rus), 2013, № 4. URL: ivdon.ru/magazine/archive/n4y2013/2094
12. Pol'skoj P.P., Mailjan D.R. Nauchnoe obozrenie. 2014. № 12. pp. 493-495.
13. Mailjan D.R., Pol'skoj P.P. Nauchnoe obozrenie. 2014. № 12. pp. 490-492.
14. Pol'skoj P. P., Mailjan D. R., Shilov A. A., Meretukov Z. A. Novye tehnologii. 2015. № 4. pp. 44-48.
15. Polskoy P.P., Mailyan D.R., Dedukh D.A., Georgiev S.V. Global journal of Pure and Applied mathematics. 2016 V. 12. №2. pp. 1767-1786. URL: ripublication.com/gjpam16/gjpamv12n2_50.pdf
16. Pol'skoj P.P., Georgiev S.V. Nauchnoe obozrenie, 2014, №10-3, pp. 662666
17. Pol'skoj P.P., Georgiev S.V. Nauchnoe obozrenie, 2014, №10, ch.2. pp. 411-414
18. Mailjan D.R., Pol'skoj P.P., Georgiev S.V. Nauchnoe obozrenie. 2014. № 10-3. pp. 667-670.
19. Mailjan D.R., Pol'skoj P.P., Georgiev S.V. Nauchnoe obozrenie. 2014, №10, ch.2. pp. 415-418.
