Влияние различных вариантов внешнего композитного армирования на жесткость гибких сжатых элементов

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

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.