Прочность, деформативность и трещиностойкость изгибаемых

1
На правах рукописи
Михуб Ахмад
Прочность, деформативность и трещиностойкость
изгибаемых железобетонных элементов, усиленных
композитными материалами
Специальность 05.23.01 – Строительные конструкции,
здания и сооружения
Автореферат
диссертации на соискание ученой степени
кандидата технических наук
Ростов-на-Дону
2013
2
Работа выполнена на кафедре железобетонных и каменных конструкций
Федерального государственного бюджетного образовательного
учреждения высшего профессионального образования
«Ростовский государственный строительный университет».
Научный руководитель:
доктор технических наук, профессор
Маилян Дмитрий Рафаэлович
Официальные оппоненты:
Пересыпкин Евгений Николаевич
доктор технических наук, профессор
Сочинский государственный университет,
профессор кафедры Строительных контракций
Пиневич Сергей Сергеевич
кандидат технических наук, ст.науч.сотр.
ОАО Ростовский Промстрой НИИ проект,
зав. отделом исследований железобетона
Ведущая организация:
ООО «СевКавНИПИагропром».
Защита диссертации состоится «24» мая 2013 г. в 10 часов на заседании диссертационного совета Д 212.207.02 при Ростовском государственном строительном университете по адресу: 344022, Ростов-на-Дону,
ул. Социалистическая, 162, РГСУ, главный корпус, ауд.232 , тел/факс
8(863)2019031; E-mail: dis_sovet_rgsu@mail.ru
С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке Ростовского
государственного строительного университета и на сайте www.rgsu.ru
Автореферат разослан «19» апреля 2013 г.
Ученый секретарь
диссертационного совета
канд. техн. наук, доцент
А.В. Налимова
3
Общая характеристика работы
Актуальность темы. Железобетонные конструкции занимают ведущее
место в мировом капитальном строительстве. Одновременно с ростом объемов
промышленного и гражданского строительства растут и объемы работ, связанные с ремонтом, восстановлением и усилением этих конструкций.
Повышение эффективности ремонтно-восстановительных работ в настоящее время невозможно без совершенствования проектных решений по усилению конструкций, которые бы обеспечили их надежность, долговечность и
экономичность. Эти показатели в равной степени зависят от снижения стоимости и трудоемкости технологических процессов при усилении, экономичного
использования материальных и энергетических ресурсов, применения новых
материалов.
Одним из таких направлений при усилении конструкции является использование композитных материалов на основе стекло- и углепластиков, которые,
благодаря таким качествам, как высокая прочность на растяжение, малый вес,
технологичность и невосприимчивость к агрессивной среде, находят все большее применение.
Вместе с тем, следует отметить, что проведенные эксперименты по исследованию прочности железобетонных балок, усиленных с помощью различных видов композитных материалов, показали разный характер разрушения
опытных образцов. Многие авторы, используя однотипные материалы, получили противоречивые результаты. Причина, на наш взгляд, кроется в отсутствии
комплексности при проведении исследований, которые бы учитывали соотношение размеров опытных образцов, процент стального и композитного армирования, наличие и количество поперечной арматуры, схему загружения, технологию выполнения работ по усилению, а также наличие и вид анкерующих
композитные материалы устройств.
Практически отсутствуют опытные данные, полученные в одинаковых
условиях и при единой методике испытания элементов, учитывающих различные варьируемые факторы, в том числе различные виды арматуры и композитных материалов.
Нет единого мнения о влиянии анкерующих устройств, установленных
на конце композитных материалов, на прочностные и деформативные свойства
усиленных элементов.Нет полной ясности в вопросе наиболее рациональной
конструкции композитного усиления.
Цель работы– провести комплексные исследования нормальных сечений железобетонных балок, изготовленных, усиленных и испытанных по единой методике, где в качестве варьируемых факторов использовались бы разное
4
соотношение видов и процентов стального и композитного армирования. На
основе полученных результатов разработать предложения по совершенствованию существующего расчетного аппарата.
Автор защищает:
 новые экспериментальные данные по прочности и деформативности железобетонных балок с двумя видами рабочей арматуры классов А500 и А600,
усиленных тремя видами композитных материалов, в которых при изготовлении и испытании по единой методике варьировались проценты стального и
композитного армирования и анкерующие устройства;
 предложения по учету вида и количества стальной и композитной арматуры при расчете прочности и деформативности согласно Руководству по усилению железобетонных конструкций композитными материалами;
 новые данные о характере разрушения и несущей способности железобетонных элементов переармированных в процессе усиления внешней композитной арматурой;
 новые данные о влиянии анкерных устройств, установленных на торцах
композитных холстов или ламинатов, на несущую способность усиленных элементов;
 новые данные о влиянии процента продольного армирования в зависимости от вида арматуры и композитных материалов на прочность и деформативность усиленных железобетонных элементов;
 данные о сопоставлении расчетных методик России, США и Италии с использованием выборки экспериментальных данных отечественных и зарубежных исследователей;
 предложения по совершенствованию расчета железобетонных конструкций усиленных композитными материалами;
 новые данные о влиянии вида и количества стальной и композитной арматуры на характер трещинообразования и развития трещин в элементах, усиленных внешним армированием;
Научная новизна работы:
 на основе комплексных исследований с изменением 10 варьируемых факторов, получены новые экспериментальные данные по прочности, деформативности, трещиностойкости и ширине раскрытия нормальных трещин изгибаемых
элементов изготовленных, усиленных и испытанных по единой методике;
 получены новые данные о влиянии вида арматуры классов А500 и А600
и композитного материала на характер развития нормальных и наклонных трещин, особенно при достижении стальной арматурой предельных деформаций;
5
 получены новые данные о характере развития нормальных трещин при
изменении процентов внутреннего и наружного продольного армирования;
 получена и обоснована новая форма разрушения усиленных балок при
избыточном совокупном проценте продольного армирования;
 получены новые данные об эффективности торцовых анкеров при изменении процентов композитного армирования;
 разработаны рекомендации по совершенствованию существующей в России расчетной модели при расчете прочности и деформативности железобетонных конструкций с рабочей арматурой повышенной прочности, усиленных
композитными материалами;
 на базе экспериментальных данных автора и других отечественных и зарубежных исследователей (всего 49 результатов) проведено сопоставление 3
наиболее известных в России, Италии и США расчетных методик и дана оценка
их эффективности.
Достоверность полученных результатов исследований и предложенных
рекомендаций по расчету нормальных сечений, усиленных композитными материалами изгибаемых железобетонных элементов при различных варьируемых
факторах обеспечена научной обоснованностью и высоким уровнем статистической надежности, полученных при обработке большого количества результатов тщательно проведенных экспериментов.
Практическое значение и внедрение результатов исследований. Разработаны практические рекомендации по проектированию конструкций усиления, которые включают в себя: влияние на несущую способность железобетонных элементов, усиленных композитными материалами, класса рабочей арматуры разной прочности, в т. ч. не имеющей площадки текучести; поведение
конструкции под нагрузкой при суммарных процентах стального и композитного армирования, превышающих граничный; роль и эффективность работы анкерных устройств для переармированных сечений при изменении вида композитного материала.
Внедрение разработанных рекомендаций позволяет повысить надежность
и эффективность усиления изгибаемых железобетонных элементов с использованием нетрадиционного метода усиления.
Результаты исследований автора внедрены: в учебный процесс в Ростовском государственном строительном университете при чтении курса по реконструкции зданий и сооружений; переданы в научный и технический отделы
проектно-строительного предприятия ОOО «СевКавНИПИагропром» и ООО
«Югстройпроект» для апробации рекомендаций при проектировании новых
решений по усилению дефектных конструкций.
6
Апробация работы и публикации. Основные материалы диссертации
доложены и получили одобрение на:
двух Международных научно-технических конференциях Ростовского
государственного строительного университета «Строительство» (Ростов-наДону, апрель 2011, 2012 г.);
Всероссийской конференции: Усиление строительных конструкций с
применением композитных материалов (г. Ростов-на-Дону, РГСУ, июнь 2012
г.);
V Международной конференции «Инновационные проекты и технологии
в градостроительстве и управлении недвижимостью» (г. Ростов-на-Дону, конгрессно-выставочный центр «ВертолЭКСПО», октябрь 2012 г.);
научно-практической конференции «Инновационные исследования строительных конструкций в работах молодых ученых Ростовской области», (г. Ростов-на-Дону, конгрессно-выставочный центр «ВертолЭКСПО», март 2013г.).
Основные результаты выполненных исследований и положения диссертации опубликованы в 9 печатных трудах, в том числе в 6 изданиях, курируемых ВАК.
Структура и объем работы. Диссертация состоит из введения, 5 глав,
основных выводов, списка литературы и приложений. Полный объем диссертации 209 страниц, в том числе: 135 страниц печатного текста, 45 рисунков, 40
таблиц, 99 наименований (позиций) библиографического списка использованной литературы, 4 страниц приложений.
Диссертационная работа выполнялась в период с мая 2010 по май 2013 г.
на кафедре железобетонных и каменных конструкций«ФГБОУ ВПО» Ростовский государственный строительный университет под руководством доктора
технических наук, профессора Д.Р. Маиляна и кандидата технических наук,
профессора П.П. Польского.
Основное содержание работы
Во введении обосновываются актуальность темы диссертации, цель и
практическое значение работы, ее научная новизна.
В первой главе приводятся сведения о развитии методов усиления строительных конструкций. Большой вклад в развитие теории и практики усиления
несущих конструкций внесли А.А. Гвоздев, О.Я. Берг, В.В. Михайлов, Н.М.
Онуфриев, Н.А. Мощанский, В.Г. Микульский, И.С. Дуров, Н.И. Красулин,
А.Г., Литвинов, А.П. Васильев.
Из зарубежных исследователей – Т. Брин (Англия), В.Горгол (Чехословакия), Р. Лермит и Ж. Брессон (Франция), С. Кайфаш (Польша),
А. Рон
7
(Венгрия), С. Флеминг и Г. Кинг (ЮАР), В. Франк (бывшая ГДР), А. Холквиет
(Норвегия) и др.
Последние годы отмечены появлением различных видов композитных
материалов на основе стекло-, углепластиковых и других волокон, несомненными достоинствами которых являются их высокая прочность на растяжение, в
несколько раз превышающая прочность стали; технологичность, малый вес, невосприимчивость к агрессивным воздействиям.
Исследованиям железобетонных конструкций, усиленных с использованием композитных материалов на основе стекло- и углепластиковых волокон в
России, посвящены работы Ю.Г. Хаютина, Е.З. Аксельрод, инж. В.Л. Чернявского, Л.И. Юдиной и Р.Х. Сабирова, В.А. Клевцова, Н.В. Факлуллина,
А.А. Шилина, А.Г. Юрьева, А.В. Грановского, С.А. Бокарева и др.
Проведенный анализ ранее выполненных работ позволил установить, что
результаты многих исследователей получены на опытных образцах и сильно
отличаются от реальных конструкций, зачастую симметрично армированных,
получен различный характер разрушения усиленных конструкций, а следовательно, и разный уровень приращения несущей способности.
Практически отсутствуют комплексно выполненные эксперименты, влияние процентов стального и композитного армирования при использовании различных видов материалов, конкретные данные о конструкции анкерных
устройств, характере расположений их вдоль пролета, эффективности использования стекло- и углепластика холодного или горячего отверждения при усилении железобетонных конструкций с высокопрочной арматурой, не имеющий
площадки текучести.
Во второй главе изложены программы экспериментальных исследований и свойства материалов. Для проведения экспериментов были приняты: тяжелый бетон класса В35; арматура периодического профиля классов А500 и
А600; три вида композитных материалов: стеклоткань прямоугольного плетения, углеткань с однонаправленными волокнами холодного отверждения и ламинаты на основе однонаправленных углеродных волокон горячего отверждения. Композитные материалы на основе углеродных волокон и все расходные
материалы, необходимые при усилении изгибаемых железобетонных элементов, предоставлены Московским отделением MBRACE ООО «БАСФ строительные системы».
Для уточнения прочностных показателей композитных материалов были
изготовлены и испытаны шесть серий образцов, в виде холстов из стекло-, углепластика и ламината. Каждый холст был склеен из двух, трех, четырѐх и шести слоев ткани, пропитанных тем же клеевым составом, что и при усилении
8
балок, и представлен тремя опытными образцами – восьмерками, с размерами:
длина- 250мм,ширина по торцам в местах их захватов -30мм и ширина в месте
разрыва- 15мм.
На первом этапе по нормальным сечениям испытывались усиленные железобетонные балки с рабочей арматурой, имеющей площадку текучести (класс
А500), при относительно малом проценте стального армирования µs=0,57%. На
втором этапе – аналогичные балки с рабочей арматурой класса А600, у которой
площадка текучести отсутствует, а процент армирования µs=1,12% близок к
оптимальному.
Все балки были разбиты на пять серий. Серия «А» – эталонные железобетонные балки без усиления; группа «Б»– балки, усиленные холстами из
стеклоткани; «В»– тоже, при использовании холстов из углеткани; «Г»– тоже
при наклеивании углеламинатов; «Д»– балки типа «Г», имеющие анкерные
устройства на торцах композитных материалов.
Балки имели одинаковую длину, высоту и ширину, которые составляли
220, 25 и 12,5 см соответственно.
В соответствии с программой исследований было испытано 22 опытных
образца, в том числе– 10 балок на первом этапе и 12– на втором.
Усиление образцов осуществлялось по следующей технологии: разметка
поверхности железобетонных балок в соответствии с конструктивной схемы
усиления; механическая очистка поверхности бетона (насечка) от цементного
молока до оголения щебня и ее обеспыливание, создание угловых фасок радиусом 15мм с помощью шлифовального круга в местах установки анкерных
устройств; собственно усиление балок, которое выполнялось в несколько этапов в зависимости от вида наклеиваемых композитных материалов.
Опытные образцы испытывались кратковременной нагрузкой по схеме
однопролетных свободно опертых балок. Нагрузка передавалась на балки двумя сосредоточенными силами, симметрично расположенными в третях пролета.
Расчетный пролет балок –180см, а пролет среза– 60см.
В процессе испытания в середине пролета балок замеряли средние
деформации сжатой и растянутой зоны балок, а также перемещения (прогибы)
в характерных точках опытных образцов.
В третьей главе приведены результаты экспериментальных исследований влияния вида композитных материалов и процентов стального и композитного армирования на прочность, деформативность и трещиностойкость усиленных балок.
Результаты испытания 22 опытных балок показали, что первые нормальные трещины при силовом воздействии появлялись во всех балках при
9
Ni=7,5±0,7 кН. На последних этапах загружения появились новые нормальные
трещины, дальнейший характер их развития, как и уровень появления и развития наклонных трещин, находился в определенной зависимости от класса рабочей арматуры, процента стального армирования -µs, а также от вида композитной арматуры, наклеенной на растянутую грань балок, и коэффициента композитного армирования - µf. Значительное влияние на характер развития нормальных и наклонных трещин в балках, дальнейшую форму их разрушения и на
прочность опытных образцов оказали анкерующие устройства усиления.
Трещиностойкость эталонных образцов оказалась практически одинаковой, однако количество нормальных трещин в балках с рабочей арматурой
класса А500 было меньше по сравнению с образцами с А600.
Балки, усиленные стеклотканью, при эксплуатационном уровне нагрузки
и выше получали резкое увеличение числа нормальных трещин высотой 5-6 см.
Причина этого в низком модуле упругости стеклоткани.
С появлением классических наклонных трещиннормальные практически
не развивались либо даже уменьшались по ширине.
Балки, имеющие более высокий процент композитного усиления, в
большей степени изменяли характер развития наклонных трещин, траектория
которых была больше похожа на работу свода, а не изгибаемого элемента. Влияние композитного усиления на основе стекловолокон сказывается в значительно меньшей степени.
Анкеры U-образной формы, установленные на полную высоту сечения
балки, показали более высокую эффективность, которая увеличивалась пропорционально площади сечения композита.
Существенное влияние вид композитного усиления оказал и на форму
разрушения исследуемых образцов. Всего было получено 6 форм разрушения:
1) чѐткое разрушение в зоне чистого изгиба от дробления бетона,
вследствие развития магистральной трещины;
2) одновременное разрушение от совместного действия момента и поперечной силы, причиной которого явилось дробление бетона в зоне чистого изгиба и дробление бетона над концом наклонной трещины или среза сжатой зоны;
3) разрушение по наклонному сечению при действии поперечной силы в
виде дробления бетона над концом наклонной трещины или срез сжатой зоны;
4) разрушение в пролете среза при неполном использовании несущей
способности нормального и наклонного сечений из-за отслоения композита в
его торце; отрыв защитного слоя бетона вдоль рабочей арматуры. Проскальзывание арматуры вдоль анкера;
10
5) отрыв защитного слоя бетона под силой вследствие значительной деформации элемента;
6) изменение расчетной схемы работы балки как свободно опертой на
работу по типу свода или условное (упругое) уменьшение расчетного пролета
при наличии U-образных анкеров. Отметим при этом, что наличие анкерных
устройств резко повысило несшую способность балок, независимо от площади
сечения композитного материала и повысило эффективность работы самого
композита.
Уровень приращения прочности балок с А500 усиленных стеклопластиком оказался практически в два раза выше по сравнению с аналогично усиленными образцами с А600. Указанное соотношение сохраняется и при двукратном увеличении площади поперечного сечения композитного материала. Таким
образом, можно отметить, что с увеличением процента стального армирования,
обратно пропорционально изменяется эффективность композитного усиления.
Степень приращения прочности опытных образцов, усиленных углепластиком оказалась сопоставимой с усилением стеклотканью. Однако при увеличении площади сечения углепластика в два раза эффект приращения несущей
способности наоборот уменьшился примерно на 20%. Балки, процент стального
армирования которых в два раза больше, показали практически нулевой процент приращения нагрузки из-за отрыва защитного слоя бетона. Последнее
свидетельствует о том, что усиление балок с использованием большой площади композитной арматуры делает это усиление неэффективным, если отсутствуют конструктивные мероприятия.
Эффективность U-образных анкеров несколько снижается при увеличении прочности стали и процента стального армирования.
Все изложенное свидетельствует о том, что усиление нормальных сечений балок не может происходить без усиления наклонных сечений. Не обходима также и разработка других конструктивных мероприятий, обеспечивающих
равнопрочность нормальных и наклонных сечений.
Деформативность балок, усиленных стеклотканью, практически не отличается от эталонных образцов. Деформативность балок, усиленных разными
видами углепластика заметно ниже по сравнению с эталонными образцами и
практически не зависит от вида стальной арматуры.
Увеличение процента композитного армирования приводит к уменьшению деформации опытных образцов, вне зависимости от вида композитных волокон.
11
Наличие анкерных устройств U-образной формы на торцах композитных
полос или холстов уменьшает деформативность балок независимо от класса
арматуры.
Раскрытие трещин в балках, усиленных стеклопластиком разной толщины, во всем диапазоне нагрузок незначительно отличается от ширины трещин
эталонных балок. Усиление балок холстами или ламинатами на основе углепластика почти вдвое снижает ширину раскрытия трещин во всем диапазоне
нагрузок.
ВлияниеU-образных анкерных устройств заметно сказалось на изменении
ширины раскрытия нормальных трещин только в балках, усиленных стеклопластиком и при высоком коэффициенте композитного армирования.
В четвертой главе даны анализ опытных данных и предложения по учѐту вида стальной и композитной арматуры при расчѐте ширины раскрытия
нормальных трещин и деформативности усиленных балок.
Значение предельно допустимой ширины раскрытия нормальных трещин
при кратковременном действии нагрузкиaf,crc,ult=0,4мм достигли на I этапе испытания не только эталонные балки с рабочей арматурой класса А500, но и образцы, усиленные одним условным холстом, состоящим из трех слоев стеклоили углеткани и одной полосы углеламината.
При наличии двух условных холстов усиления, раскрытие трещин с величиной af,crc,ult достигли только эталонные балки и усиленные стеклотканью. Образцы, усиленные различными видами углепластика, имели ширину раскрытия
acrc=0,23-0,29мм.
Опытные образцы с рабочей арматурой класса А600 не достигли предельно-допустимой ширины раскрытия трещин. Однако наибольшую степень
приближения к величине af,crc,ult показали эталонные балки. Образцы, усиленные
стеклотканью, независимо от процента композитногоармирования показали сопоставимую с эталонными балками величину acrc.
Балки, усиленные с использование углепластика, независимо от величины
µfпоказали практически одинаковую максимальную ширину раскрытия трещин,
равную 0,19-0,225 и 0,175-0,215мм соответственно при наличии одного и двух
условных холстов усиления.
Сравнение опытной ширины раскрытия трещин при нагрузке, соответствующей величине предельно допустимого прогиба fult=l0 /200, показывает, что
независимо от вида композитного усиления значенияacrc,ult==0,4мм достигают и
эталонные, и усиленные одним условным холстом балки. При наличии двух
холстов усиления, предельно-допустимое раскрытие трещин при кратковре-
12
менном действии нагрузки достигают только образцы, усиленные стеклотканью.
Ширина трещин усиленных образцов уменьшалась как при увеличении
процента армирования, так и при увеличении модуля упругости композитных
материалов. При этом, балки, имеющие анкерные устройства на торцах холстов
или ламинатов, показали наименьшую ширину раскрытия трещин.
Значение отношения af,crc,/ as,crc, представленное по каждому опытному
образцу, показывает, что во всем диапазоне нагрузок это отношение меньше
единицы. Следовательно, эталонные балки имеют большее раскрытие, по сравнению с усиленными балками. При эксплуатационном уровне нагрузки отношение af,crc,/ as,crc, изменяет в пределах 0,836-0,367 в балках с рабочей арматурой класса А 500 и 0,738-0,415 – армированных классом А600.
Расчет ширины раскрытия нормальных трещин для обычных изгибаемыхжелезобетонных элементов, согласно СП 63.13330.2012 , позволяет учитывать такие факторы, как: напряжение в продольной арматуре -  s ; базовое расстояние между смежными нормальными трещинами – ls ; неравномерное распределение относительных деформаций растянутой арматуры между трещинами– s , а также продолжительность воздействия нагрузки посредством коэффициента 1 ; профиль арматуры–  2 и характер нагружения  3 .
Для усиленных композитной арматурой элементов Руководство по усилению железобетонных конструкций предлагает определять acrc, в соответствии
с указаниями норм с некоторыми изменениями. Они касаются формулы, в которой значение момента инерции приведенного сечениярекомендуется определять с учетом момента инерции композитной
арматуры:
I red  I b  I s   s1  I s   s1  I f   f 1 .
(1)
В формуле (1) коэффициент  f 1 , учитывающий приведение композитной
арматуры к бетону, определяется из выражения
 f 1  E f / Eb,red .
(2)
Для оценки точности расчетной зависимости при определении ширины
раскрытия нормальных трещин для эталонных балок–as,crc, и этой же зависимости с учетом рекомендаций был выполнен поверочный расчет по специально
разработанной на базе Excelавторской программе.
Теоретическая ширина раскрытия нормальных трещин as,teor
в эталонных
crc
балках I этапа исследования при уровне нагрузки 0,3 и выше, переоценивает
фактическую максимальную ширину раскрытия трещин.
13
В балках II этапа исследование величина as,teor
во всем диапазоне нагруcrc
зок недооценивает фактическую ширину раскрытия трещин, т.е. ширина раскрытия нормальных трещин обычных железобетонных элементов в определѐнной степени зависит от класса стальной арматуры.
Сопоставление опытных и теоретических значений ширины раскрытия
нормальных трещин в усиленных балках показывает, что величина af,teor
в балcrc
кахI этапа в еще большей степени переоценивает опытную ширину раскрытия
трещин, а в балках II этапа примерно на такую же величину недооценивает. Таким образом, предложения руководства по учету в расчетных формулах (1) и
(2) только за счет приведенного момента инерции композитной арматуры I f и
 f ,1 явно не достаточны.
Влияние вида и площади композитного материала на базовое расстояние между трещинами
Опытная ширина раскрытия нормальных трещин для усиленных образцов на 15÷100% ниже по сравнению с эталонными балками. Однако это практически не учитывается расчетом.
С уменьшением ширины трещин уменьшается и их высота, а также базовое расстояние между трещинами. Если ввести в эту формулу руководства
данные о влиянии композитных материалов, то она при условии одинаковой
прочности материалов примет вид:
ls  K s , f  ( Abt,s , f /( As  Af ))  d s , f
.(3)
Расчетное сопротивление композитных материалов в разы больше, чем у
стали. Поэтому формула(4) должна включать в себя ненатуральные, а приведенные характеристики:
l s , f ,red  K s , f  ( Abt,s , f ,red / As , f ,red )  d s , f ,red
(4)
По аналогии с классическим методом усиления железобетонных конструкций, значение As , f ,red определим по формуле, в которой соотношение
R f / Rs
заменено на E f
/ Es с
учетом совместности деформаций для растянутой
зоны усиленных балок.
As ,red  As  A f  ( E f / Es ) .
(5)
В этом случае приведѐнный к стали условный диаметр комплексной арматуры можно получить из формулы площади круга As , f ,red    d s2, f ,red / 4 , откуда
d s , f ,red  0,785  As , f ,red
(6)
14
Опытные значения площади растянутого бетона Аbtдля усиленных балок
заменим на Аbt,s,f и определим с использованием расчетной схемы для базового
расстояния между трещинами.
Высота растянутой зоны для обычного железобетонного элемента y=ks yt
, где ks =0,9. Для усиленного элемента введем коэффициент ks,fи определим его
значения с использованием опытных данных:
y f  y f  (a f ,crc / as ,crc ) или y f  0,45  k f  h ,
(7)
*
где k f  y f /(0,45  h) .
(8)
Опытные величины коэффициента kf и его рекомендуемые для расчета
значения приведены в диссертации.
Влияние вида и площади композитного материала на напряжения в
стальной арматуре. Расчет ширины раскрытия трещин согласно СП, показывает, что значение напряжений, в стальной арматуре, значительно превышают
их предельные величины. Для усиленных балок, расчетная величина σs изменяется в значительно большем интервале и зависит от вида стального и композитного материала и процентов их армирования.
С учетом изложенного, формулу Руководства для определения напряжений в арматуре σs =М/(zs*As) рекомендуется записать в виде
M
 s , f ,red 
,
(9)
z s , f  As , f ,red
где
As , f ,red определяется
по той же формуле (5), что и при уточнении базового
расстояния между трещинами, т.е.
As , f ,red  As  Af  E f / Es .
Плечо внутренней пары сил следует определять по формулам Руководства, а именно z s  h0  x / 3 , в которой высота сжатой зоны x = yc, в первом приближении определяется как расстояние от сжатой грани до конца нормальной
трещины для усиленного сечения, т.е. x  h  0,5  k f  h . По аналогии с тем, что
нормы допускают для обычных балок принимать величину z s  0,8  h0 , для усиленных балок можно принять аналогичное допущение и принять
для балок, усиленных стеклопластиком, и
z s , f ,red  0,74  h0 –
z s , f ,red  0,77  h0 –
для образцов, усилен-
ных холстами или ламинатами на основе углеродных волокон.
Уточнение методики норм при расчете ширины раскрытия нормальных трещин. Предложения по учету вида стальной и композитной арматуры и
их площади при расчете ширины раскрытия нормальных трещин применительно к методике норм, приводят к следующим расчетным зависимостям:
s
-железобетонные элементы . acrc  1  2  3  s   ls  4 ;
(10)
Es
15
-железобетонные элементы, усиленные композитными материалами.

acrc  1   2   3  s  s ,red l s ,red   4 .
E s ,red
(11)
В указанных формулах: 1 ; 2 ; 3  определяются по СП,
 4 =1,2 –коэффициент, учитывающий влияние стальной арматуры класса
А600.
ls,f,red– приведенное значение базового расстояния между нормальными
трещинами для элементов по формуле (4);
 s , f ,red – приведенное напряжение в стальной и композитной арматуре
(по формуле (9)).
Анализируя данные расчета по формулам СП и с учетом предложений
автора, можно отметить, что учет вида стальной и композитной арматуры, а
также их количества в рекомендуемых формулах (10) и (11), позволяет снизить
сумму квадратов отклонений более чем в 27.
Предложения по совершенствованию методики норм и руководства
при расчете прогибов обычных и усиленных элементов. В расчетные формулы предлагается внести следующие изменения:
-ввести дифференцированное значение величины zg=0,77h0– для образцов,
усиленных стеклопластиком и zс=0,74h0 – для углепластика, независимо от его
вида;
-заменить площадь стальной арматуры As, используемую для обычных
железобетонных элементов, на величину As,f,red – для усиленных балок.
- дополнить третьим слагаемым, учитывающим влияние композитного материала;
-дополнительно ввести коэффициент  4 , учитывающей влияние вида арматуры, не имеющей площади текучести, на деформативность железобетонных
элементов.
С учетом изложенного для расчета обычных и усиленных железобетонных балок предлагаются расчетные формулы в следующей редакции:
-железобетонные элементы:
Ds , f  Es ,red  As  z  (h0  xm )   4 ;
(12)
-железобетонные элементы, усиленные композитными материалами:
Ds , f  Es , f ,red  As , f ,red  z s , f  (h0  xm,s. f )   4
(13)
В указанных формулах:
значения E s ,red ; As ; z; xm определяются по предлагаемым формулам;
-  4  1,2 – коэффициент, учитывающий влияние арматуры класса А600;
16
- Es , f ,red – приведенный модуль упругости для стальной и композитной арматуры, определяемый по формуле
Es , f ,red   f  ( Es / s )  ( Es / s )  ( E f / Es ) ,
(14)
гдеEf – модуль упругости композитного материала;
 f – коэффициент приведения композитной арматуры к стальной,
As , f ,red – приведенное значение площади стальной и композитной арматуры,
определяемой по формуле (5).
xm,s,f – средняя высота сжатой зоны бетона, учитывающая влияние работы растянутого бетона между трещинами для усиленного композитным материалом
элемента, определяемая по формуле:
xm,s , f  h0  [ (  s   s 2   s   s1  μ f  α f 1 ) 2  2(  s   s 2   s   s1 
 ( s   s 2   s1   s1   f   f 1 ) ,
где  f  А f /(b  h) ;

h0
  f  f 1 ) 
(15)
 f 1  E f / Eb,red .
Для определения сходимости опытных и теоретических значений прогибов эталонных и усиленных балок был выполнен расчет теоретических значений прогибов с учетом предложений автора (формулы (12)-(15)).
Учет вида стальной и композитной арматуры по формулам (12) – (15),
позволяет резко повысить сходимость опытных и теоретических значений прогибов для обычных и усиленных элементов, что повышает надежность расчета.
Сумма квадратов отклонений уменьшилась на обоих этапах испытания более
чем в 3 раза.
В пятой главе приведены рекомендации по расчету прочности нормальных сечений изгибаемых железобетонных элементов, усиленных композитными материалами, подбор площади внешней композитной арматуры предлагается проводить итерационно, задаваясь ее некоторой начальной величиной. Далее
сечение Af корректируется по результатам расчетов по прочности на действие
изгибающих моментов.
Учитывая, что сделать это с первой попытки весьма проблематично,
предлагаем воспользоваться имеющимися наработками по расчету усиления
железобетонных конструкций с использованием классического метода.
Применительно к новому варианту усиления конструкций с использованием композитных материалов, расчетные формулы примут вид:
Аf   A / 2  A2 / 4  B ,
где коэффициенты А и B определяются из выражений:
(16)
17

А  [ Rs  As  Rsc  As  Rb  b  (h0  a0 )] / 0,5R ft ,

B  2  [M  ( Rsc  As  Rs  As  h0 )]  Rb  b  [ Rs  As  Rsc  As ]2 / R 2 ft ,
(17)
(18)
где величина a0 – это расстояние между центрами тяжести стальной и композитной арматуры. Учитывая, что композитная арматура наклеивается на нижнюю растянутую грань балок, а толщина ее составляет всего 1-2мм, для простоты расчета предлагается значение a0 принимать равным, расстоянию от центра
тяжести стальной арматуры до крайнего растянутого волокна балки, т.е.
a0  ав  0,5d s
(19)
R ft – расчетная прочность композитного материала с учетом коэффициента
надежности по материалу –  f и коэффициента условия работы– С E .
Был выполнен поверочный расчет по определению предварительной
площадки сечения композитной арматуры А f . В качестве действующего использовался максимальный предельно-допустимый расчет для сечения с одиночной арматурой момент M R – для опытных образцов автора.
Полученные данные полностью подтвердили возможность использования
предлагаемых зависимостей для определения начальной площади внешнего
композитного армирования, которые уже будут корректироваться в процессе
дальнейшего расчета. Полезным этот расчет является и на стадии планирования
эксперимента.
Влияние анкерных устройств U-образной формы на изменение
прочности нормальных сечений. Опытные данные свидетельствуют о том,
что с увеличением площади сечения композитного материла, эффективность
работы U-образных хомутов повышается. Аналогичная картина имеет место и
при увеличении процента стального армирования.
Здесь, однако, отметим, что эффективность работы анкерных устройств
напрямую зависит от уровня композитного усиления.
U-образные хомуты активно включаются в работу при превышении значения относительной высоты сжатой зоны бетона усиленного сечения –  sf
своего граничного значения –  Rf . Таким образом, речь идет о переармированном композитными материалами сечении, которое может иметь место, например, при высоком коэффициенте усиления элементов таврового профиля, имеющих рѐбра малой ширины.
U-образные анкеры выполняли также роль упругой опоры, так как развитие наклонных трещин в усиленных балках шло не от оси опоры, как в эта-
18
лонных образцах, а от внутренней (со стороны зоны чистого изгиба) грани хомута.
Увеличение несущей способности сечения с анкером в первом случае
можно представить в виде двух формул для определения максимального значения момента. Один из этих моментов превышает другой на коэффициент kl.
При одинаковом армировании увеличение момента возможно только за счет
уменьшения расчетного пролета. Для любого вида нагрузки эти формулы примут вид: М  s  q  l 0 ; М  k  s  q  l 01 , в которых величина s – учитывает
2
2
схему загружения конструкции; kl– коэффициент изменения несущей способности за счет изменения условного расчетного пролета. В нашем случае – значение равно 1,23.
2
2
Приравняв обе части, получим: l01  l 0 / k  1.8 / 1.23  1.62 м .
Эта величина хорошо согласуется с расчетным пролетом, т.е. расстоянию между наружными гранями наклеенных анкеров, равным 1,6м. Таким образом, значение коэффициента k, учитывающего работу анкеров, можно определить по формуле
kl  l 02 / l 012 ,
(20)
l 01  l 0  l f .
где
(21)
Учитывая отсутствие статистической обработки данных, ограничим
величину k l  1,1 .
Вторая составляющая по учету работы анкера может быть представлена
в виде коэффициента
 s, f , равного отношению:
 s , f /  R, f ,
(22)
но не более, чем 1,25.
Повышение несущей способности переармированных сечений при наличие U-образных хомутов-анкеров возможно только при условии, когда наклонное сечение балок будет равно прочно нормальному.
Эффективность работы анкерного устройства при значении  s , f   R, f
будет снижаться, приближаясь к 1. В целом, влияние анкера можно представить в виде произведения
 s , f  kl , определяемых по формулам (20) и (22), но
не более чем 1,2 при  f  0,22% и 1,35 при  f  0,45%.
Предложения по совершенствованию методики расчета, заложенной
в руководстве по усилению железобетонных конструкций заключают в следующем:
19
1. Не известную до начала расчета площадь композитной арматуры
усиления рекомендуется определять в первом приближении по предложенным
формулам (16) - (18). Значение величины Аf , согласно проведенному анализу,
практически, не требует своей корректировки в процессе дальнейшего расчета.
2. Ограничить для усиливаемых конструкций область использования
внешней стеклопластиковой арматуры, посредством значений относительной
высоты сжатой зоны бетона –ξs . Основанием для ограничения является низкий
модуль упругости стеклопластиковой арматуры, т.к. при увеличении процента
стального армирования происходит снижение уровня приращения несущей
способности.
3.Учесть эффективную работу U-образных хомутов-анкеров при расчете
явно переармированных конструкций с использованием предлагаемых коэффициентов k l и  s, f , определяемых по формулам (20) и (22). Их значения в зависимости от соотношения ξs,f иξR,,f необходимо вводить в расчетные выражения
для определения предельных моментов, воспринимаемых усиленными сечениями.
Предлагается расчетные формулы записать в виде:
для условия №1  Sf   Rf   RS 

для условия №2 
M  k    

M ult  kl  R fu A f  (h  0,5x)  Rs As  (h0  0,5x)  Rsc As  (0,5x  a) ; (23)
Rf
ult
l
st
fu
  s , f   RS 

As  (h  0,5x)  Rs As  (h0  0,5x)  Rsc As  (0,5x  a) . (24)
4. При расчете явно переармированных внешней арматурой конструкций, т.е. при условии  R, f   S , f , расчетную формулу с целью улучшения сходимости результатов расчета и опыта (но при условии отсутствия торцевых анкеров) следует записать в виде:
km 
где
1
60   ft
 90000

 n  E ft  t f

   f  0,9 ,

(25)
 f  (1   R, f /  S , f ) .
(26)
5. Под торцевым анкером следует понимать U-образный жѐсткий хомут
шириной 150-200мм, изготовленный из холстов, состоящих не менее чем из 4
слоев ткани, однотипной по материалу холстам или ламинатам усиления.
Для определения сходимости опытных и теоретических значений прочности был выполнен дополнительный поверочный расчет по формулам Руководства… с учетом рекомендаций автора. Этот расчет был выполнен для балок серии B независимо от величины  f для обоих этапов исследования и для балок
20
серий Г и Д, усиленных холстами из 6 слоев ткани либо двух углеламинатов,
для обоих этапов исследования.
Анализируя полученные данные, можно отметить, что коэффициенты kl;
 S , f и  f позволяют значительно улучшить сходимость результатов расчета и
опыта при повышенном проценте внешнего армирования.
Сравнение расчетных аппаратов России, США и метода аналоговой
фермы на базе экспериментальных данных автора. Среднее значение отношения Мexp/ Мteor соответственно при расчете по методам России, США и методики аналоговой фермы составило 1,01;1,26; 0,97 для балок, усиленных стеклотканью и 0,868; 0,98; 0,84 для балок, усиленных композитными материалами на
основе углепластика. При этом коэффициент вариации  составил 0,0757; 0,05;
0,104 и 0,25; 0,313; 0,27 соответственно.
Сопоставление результатов расчета и опыта показало, что балки, усиленные стеклотканью, показывают хорошую сходимость результатов, т.к. коэффициент вариации  при расчете по всем методикам меньше,
чем0,135.
Балки, усиленные композитными материалами из углепластика, дают
значительно большее значение коэффициента  . Причина кроется в переармировании отдельных балок внешней арматурой и влиянием U-образных хомутованкеров из композитной арматуры.
Основные выводы
1. На основе комплексных исследований усиленных железобетонных балок (22 элемента) получены новые экспериментальные данные о их прочности,
деформативности и трещиностойкости при варьировании видов и процентов
стального и композитного армирования.
2. Усиление железобетонных балок методом их внешнего армирования
композитными материалами в значительной степени изменяет их расчетную
схему. При определенном соотношении процентов поперечного (µsw) и продольного (µs) армирования балок и одновременно высоком коэффициенте
наружного композитного армирования (µf) усиленные балки начинают работать
по схеме арки с затяжкой или свода, резко увеличивая их несущую способность, что изменяет принципы конструирования композитного усиления.
3. Установлено, что характер трещинообразования, вид разрушения
опытных образцов и их деформативность, находятся в прямой зависимости от
вида и процентов армирования стальной и композитной арматуры. С увеличением прочности обеих видов арматуры и модуля упругости композитных материалов, количество трещин возрастает, а их средняя ширина раскрытия –
уменьшается.
21
4. Повышение жесткости и процентов композитного армирования способствует уменьшению деформативности образцов вне зависимости от вида
композитного материала. Вместе с тем, степень снижения прогибов повышается при использовании более упругих композитных материалов.
5. При расчете усиленных элементов с учетом ограничения норм по допустимому прогибу (до 50%) снижает эффективность композитного усиления,
особенно с увеличением процентов стального армирования балок. В меньшей
степени это касается усиленных балок, имеющих высокий процент композитного армирования при наличии анкерных устройств.
6. Наибольший эффект от усиления балок (прочность, деформативность,
ширина раскрытия нормальных трещин), включая и переармированные сечения, показывают усиленные образцы, имеющие торцовые U-образные анкера
для композитной арматуры. Наличие анкерных устройств, наклеенных на всю
высоту балок, привело к увеличению их прочности при прочих равных условиях на 39,3-136,45%. Анкеры меньшей высоты – не эффективны.
Усиление нормальных сечений с использованием углепластиков в большей степени сказывается на работе балок. Однако это справедливо только до
определенного значения процента композитного армирования, превышение которого снижает эффект усиления.
7. Ширина раскрытия нормальных трещин всех усиленных балок заметно ниже эталонных во всем диапазоне нагрузок. В большей степени это относится к опытным образцам, усиленным углепластиком и в меньшей –
стеклотканью. Минимальная ширина нормальных трещин имеет место при
наличии U-образных хомутов на торцах углеламинатов. Для образцов, усиленных углепластиком, при нагрузках, соответствующих достижению предельнодопустимых прогибов - fult, величина аcrc практически, в два раза ниже по сравнению с предельно допустимой шириныаcrc,ult=0,4 мм. При этом, изменение
процентов стального и композитного армирования практически не сказывается
exp
на изменении величины аcrc .
8. Теоретические значения
teor
аcrc
и f teor для эталонных балок с арматурой
exp
А500 несколько переоценивают их опытные значения аcrc
и f exp , а расчетные
величины
teor
а crc
и f teor для опытных образцов с арматурой А600, наоборот, на 20-
30% недооценивают результаты эксперимента. Для учета влияния вида стальteor
ной рабочей арматуры класса А600 на теоретические значения аcrc
и f teor в расчетные формулы 10; 11; 12 и 13для обычных и усиленных балок предлагается
ввести поправочный коэффициент  4  1,2 . Теоретические значения ширины
раскрытия нормальных трещин для усиленных опытных образцов рекоменду-
22
ется определять по формуле 11, которая учитывает приведенные характеристики материалов усиления и их сечение.
9. Прогибы опытных образцов, усиленных углепластиком, во всем диапазоне нагрузок заметно ниже, по сравнению с эталонными образцами. При
этом с увеличением процента композитного армирования опытные прогибы балок уменьшаются. Прогибы балок, усиленных стеклопластиком, во всем диапазоне нагрузок, включая величину предельно допустимого прогиба f ult , практически, совпадают с прогибами эталонных образцов. Изменения класса рабочей арматуры и процента композитного армирования не влияют на изменение
прогибов.
10. Расчетные значения прогибов для образцов, усиленных стеклотканью, следует определять по методике нормативных документов. Значения f teor
для балок, усиленных углепластиками холодного и горячего отверждения, рекомендуется определять по предлагаемой формуле, в которой учтены отдельные приведенные характеристики усиленного сечения, полученные, в том числе, и по результатам эксперимента.
11. Прочность опытных образцов с анкерами, при прочих равных условиях, увеличилась в наших опытах при разных процентах композитного армирования в 1,25 и 1,5 раза. Эти результаты учтены в предлагаемых формулах.
Начальную величину площади внешней дополнительной арматуры Afпредлагается (вместо метода последовательного приближения) определять по адаптированным к композитной арматуре формулам, которые при расчете уже в первом
приближении обладают достаточной степенью надежности. Наличие жестких
U-образных хомутов-анкеров при значении  s , f   Rf способствует более эффективному использованию композитной арматуры усиления.
12. Сопоставление результатов расчета и опытов автора с использованием расчетных аппаратов России, США и метода аналоговой фермы, показало
наилучшую сходимость для балок, усиленных стеклопластиковой арматурой.
Для этих образцов коэффициент вариации по всем методикам не превышает
нормируемую для России величину ν=0,135.
Сравнение вышеуказанных расчетных аппаратов на базе 49 результатов
экспериментов разных исследователей, включая Россию, показывает, что лучшая сходимость имеет место при расчете по методу ферменной аналогии. Результаты этого расчета вдвое надежнее, чем при расчете по методикам России и
США.
23
Основное содержание диссертации отражено в следующих работах:
- в 6 публикациях в изданиях, входящих в перечень ведущих периодических
изданий ВАК РФ:
1. Михуб Ахмад, Польской П.П., Котеленко Р. В. Блягоз А.М. Расчет железобетонных балок, усиленных композитными материалами, по методу аналоговой фермы: Новые технологии, МГТУ. Вып.2. Майкоп,2012.,С.79-88.
2. Михуб Ахмад, Польской П.П., Маилян Д. Р., Блягоз А. М. «Сопоставление опытной и теоретической прочности железобетонных балок, усиленных
композитными материалами, с использованием разных методов расчѐта»: Новые технологии, МГТУ. Вып.4. Майкоп,2012.С.101-110.
3. Хишмах Мерват, Польской П.П., Михуб Ахмад К вопросу о деформативности балок из тяжелого бетона, армированных стеклопластиковой и комбинированной арматурой //Эл.журнал «Инженерный вестник Дона». 2012.
№4.С.163-166.
4. Польской П. П., Хишмах Мерват, Михуб Ахмад. О возможности использования круглых углепластиковых стержней в качестве рабочей арматуры
для изгибаемых элементов М. //Научное обозрение. 2012. №6. С.211-213.
5. Польской П.П. , Хишмах Мерват, Михуб Ахмад. Сопоставление деформативности балок, армированных стальной, углепластиковой и комбинированной арматурой.М. //Научное обозрение. 2012. №6 С. 208-210
6. Польской П.П., Хишмах Мерват, Михуб Ахмад. «О влиянии стеклопластиковой арматуры на прочность нормальных сечений изгибаемых элементов из тяжелого бетона. //Эл.журнал «Инженерный вестник Дона». №4.
2012.С.159-162
- в 3 публикациях в других изданиях:
7.Михуб Ахмад, Польской П.П. Зарубежные методики расчета железобетонных конструкций, усиленных композитными материалами. //Вопросы
проектирования железобетонных конструкций: сб.научн.тр.
Ростов-наДону:РГСУ,2011. С.52-61.
8. Польской П.П., Михуб Ахмад. К вопросу исследования прочности
нормальных сечений балок, усиленных различными видами композитных материалов //"Строительство-2011": сб.научн.тр. г.Ростов-на-Дону: РГСУ
,2011.С.45-46.
9. Польской П.П., Михуб Ахмад. О программе исследования изгибаемых
железобетонных элементов, усиленных различными видами композитных материалов//"Строительство-2012":сб.научн.тр..Ростов-на-Дону:РГСУ, 2012.С.5152.
24
Подписано в печать 18.04.13. Формат 60x84/16.
Бумага белая. Ризограф. Уч.-изд. л. 1,0. Тираж 100 экз. Заказ 159/13.
Редакционно-издательский центр
Ростовского государственного строительного университета.
344022, Ростов-на-Дону, ул. Социалистическая, 162