Деформативность и трещиностойкость изгибаемых железобетонных элементов, усиленных композитными материалами

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 консультант: 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 дис сертационного совета Д 212.207.02 при Ростовском государственном строитель ном университете по адресу: 344022, Ростов-на-Дону, ул. Социалистическая, 162, РГСУ, главный корпус, ауд.232, тел/факс 8(863)2019031;

E-mail: [email protected]

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

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, связан ные с ремонтом, восстановлением и усилением этих конструкций.

Повышение эффективности ремонтно-восстановительных работ в насто ящее время невозможно без совершенствования проектных решений по усиле нию конструкций, которые бы обеспечили их надежность, долговечность и экономичность. Эти показатели в равной степени зависят от снижения стоимо сти и трудоемкости технологических процессов при усилении, экономичного использования материальных и энергетических ресурсов, применения новых материалов.

Одним из таких направлений при усилении конструкции является исполь зование 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 боль шее применение.

Вместе с тем, следует отметить, что проведенные эксперименты по ис следованию прочности железобетонных балок, усиленных с помощью различ ных видов композитных материалов, показали разный характер разрушения опытных образцов. Многие авторы, используя однотипные материалы, получи ли противоречивые результаты. Причина, на наш взгляд, кроется в отсутствии комплексности при проведении исследований, которые бы учитывали соотно шение размеров опытных образцов, процент стального и композитного армиро вания, наличие и количество поперечной арматуры, схему загружения, техно логию 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 различ ные варьируемые факторы, в том числе различные виды арматуры и композит ных 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 сече ний железобетонных балок, изготовленных, усиленных и испытанных по еди ной методике, где в качестве варьируемых факторов использовались бы разное соотношение видов и процентов стального и композитного армирования. На основе полученных результатов разработать предложения по совершенствова нию существующего расчетного аппарата.

Автор защищает:

новые экспериментальные данные по прочности и деформативности же лезобетонных балок с двумя видами рабочей арматуры классов А500 и А600, усиленных тремя видами композитных материалов, в которых при изготовле нии и испытании по единой методике варьировались проценты стального и композитного армирования и анкерующие устройства;

предложения по учету вида и количества стальной и композитной арма туры при расчете прочности и деформативности согласно Руководству по уси лению железобетонных конструкций композитными материалами;

новые данные о характере разрушения и несущей способности железобе тонных элементов переармированных в процессе усиления внешней композит ной арматурой;

новые данные о влиянии анкерных устройств, установленных на торцах композитных холстов или ламинатов, на несущую способность усиленных эле ментов;

новые данные о влиянии процента продольного армирования в зависимо сти от вида арматуры и композитных материалов на прочность и деформатив ность усиленных железобетонных элементов;

данные о сопоставлении расчетных методик России, США и Италии с ис пользованием выборки экспериментальных данных отечественных и зарубеж ных исследователей;

предложения по совершенствованию расчета железобетонных конструк ций усиленных композитными материалами;

новые данные о влиянии вида и количества стальной и композитной ар матуры на характер трещинообразования и развития трещин в элементах, уси ленных внешним армированием;

Научная новизна работы:

на основе комплексных исследований с изменением 10 варьируемых фак торов, получены новые экспериментальные данные по прочности, деформатив ности, 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 А и композитного материала на характер развития нормальных и наклонных тре щин, особенно при достижении стальной арматурой предельных деформаций;

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 изме нении процентов композитного армирования;

разработаны рекомендации по совершенствованию существующей в Рос сии расчетной модели при расчете прочности и деформативности железобетон ных конструкций с рабочей арматурой повышенной прочности, усиленных композитными материалами;

на базе экспериментальных данных автора и других отечественных и за рубежных исследователей (всего 49 результатов) проведено сопоставление 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 ма териалами изгибаемых железобетонных элементов при различных варьируемых факторах обеспечена научной обоснованностью и высоким уровнем статисти ческой надежности, полученных при обработке большого количества результа тов тщательно проведенных экспериментов.

Практическое значение и внедрение результатов исследований. Раз работаны практические рекомендации по проектированию конструкций усиле ния, которые включают в себя: влияние на несущую способность железобетон ных элементов, усиленных композитными материалами, класса рабочей арма туры разной прочности, в т. ч. не имеющей площадки текучести;

поведение конструкции под нагрузкой при суммарных процентах стального и композитно го армирования, превышающих граничный;

роль и эффективность работы ан керных устройств для переармированных сечений при изменении вида компо зитного материала.

Внедрение разработанных рекомендаций позволяет повысить надежность и эффективность усиления изгибаемых железобетонных элементов с использо ванием нетрадиционного метода усиления.

Результаты исследований автора внедрены: в учебный процесс в Ростов ском государственном строительном университете при чтении курса по рекон струкции 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.

Апробация работы и публикации. Основные материалы диссертации доложены и получили одобрение на:

двух Международных научно-технических конференциях Ростовского государственного строительного университета «Строительство» (Ростов-на Дону, апрель 2011, 2012 г.);

Всероссийской конференции: Усиление строительных конструкций с применением композитных материалов (г. Ростов-на-Дону, РГСУ, июнь г.);

V Международной конференции «Инновационные проекты и технологии в градостроительстве и управлении недвижимостью» (г. Ростов-на-Дону, кон грессно-выставочный центр «ВертолЭКСПО», октябрь 2012 г.);

научно-практической конференции «Инновационные исследования стро ительных конструкций в работах молодых ученых Ростовской области», (г. Ро стов-на-Дону, конгрессно-выставочный центр «ВертолЭКСПО», март 2013г.).

Основные результаты выполненных исследований и положения диссер тации опубликованы в 9 печатных трудах, в том числе в 6 изданиях, курируе мых ВАК.

Структура и объем работы. Диссертация состоит из введения, 5 глав, основных выводов, списка литературы и приложений. Полный объем диссерта ции 209 страниц, в том числе: 135 страниц печатного текста, 45 рисунков, таблиц, 99 наименований (позиций) библиографического списка использован ной литературы, 4 страниц приложений.

Диссертационная работа выполнялась в период с мая 2010 по май 2013 г.

на кафедре железобетонных и каменных конструкций«ФГБОУ ВПО» Ростов ский 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 стро ительных 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 (Чехосло вакия), Р. Лермит и Ж. Брессон (Франция), С. Кайфаш (Польша), А. Рон (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, несомнен ными достоинствами которых являются их высокая прочность на растяжение, в несколько раз превышающая прочность стали;

технологичность, малый вес, не восприимчивость к агрессивным воздействиям.

Исследованиям железобетонных конструкций, усиленных с использова нием композитных материалов на основе стекло- и углепластиковых волокон в России, посвящены работы Ю.Г. Хаютина, Е.З. Аксельрод, инж. В.Л. Черняв ского, 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 следова тельно, и разный уровень приращения несущей способности.

Практически отсутствуют комплексно выполненные эксперименты, влия ние процентов стального и композитного армирования при использовании раз личных видов материалов, конкретные данные о конструкции анкерных устройств, характере расположений их вдоль пролета, эффективности исполь зования стекло- и углепластика холодного или горячего отверждения при уси лении железобетонных конструкций с высокопрочной арматурой, не имеющий площадки текучести.

Во второй главе изложены программы экспериментальных исследова ний и свойства материалов. Для проведения экспериментов были приняты: тя желый бетон класса В35;

арматура периодического профиля классов А500 и А600;

три вида композитных материалов: стеклоткань прямоугольного плете ния, углеткань с однонаправленными волокнами холодного отверждения и ла минаты на основе однонаправленных углеродных волокон горячего отвержде ния. Композитные материалы на основе углеродных волокон и все расходные материалы, необходимые при усилении изгибаемых железобетонных элемен тов, предоставлены Московским отделением MBRACE ООО «БАСФ строи тельные системы».

Для уточнения прочностных показателей композитных материалов были изготовлены и испытаны шесть серий образцов, в виде холстов из стекло-, уг лепластика и ламината. Каждый холст был склеен из двух, трех, четырх и ше сти слоев ткани, пропитанных тем же клеевым составом, что и при усилении 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 же лезобетонные 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 железо бетонные 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 радиу сом 15мм с помощью шлифовального круга в местах установки анкерных устройств;

собственно усиление балок, которое выполнялось в несколько эта пов в зависимости от вида наклеиваемых композитных материалов.

Опытные образцы испытывались кратковременной нагрузкой по схеме однопролетных свободно опертых балок. Нагрузка передавалась на балки дву мя 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 исследова ний влияния вида композитных материалов и процентов стального и композит ного армирования на прочность, деформативность и трещиностойкость уси ленных балок.

Результаты испытания 22 опытных балок показали, что первые нор мальные трещины при силовом воздействии появлялись во всех балках при Ni=7,5±0,7 кН. На последних этапах загружения появились новые нормальные трещины, дальнейший характер их развития, как и уровень появления и разви тия наклонных трещин, находился в определенной зависимости от класса рабо чей арматуры, процента стального армирования -µs, а также от вида композит ной арматуры, наклеенной на растянутую грань балок, и коэффициента компо зитного армирования - µf. Значительное влияние на характер развития нормаль ных и наклонных трещин в балках, дальнейшую форму их разрушения и на прочность опытных образцов оказали анкерующие устройства усиления.

Трещиностойкость эталонных образцов оказалась практически одинако вой, 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. Вли яние композитного усиления на основе стекловолокон сказывается в значи тельно меньшей степени.

Анкеры U-образной формы, установленные на полную высоту сечения балки, показали более высокую эффективность, которая увеличивалась про порционально площади сечения композита.

Существенное влияние вид композитного усиления оказал и на форму разрушения исследуемых образцов. Всего было получено 6 форм разрушения:

1) чткое разрушение в зоне чистого изгиба от дробления бетона, вследствие развития магистральной трещины;

2) одновременное разрушение от совместного действия момента и попе речной силы, причиной которого явилось дробление бетона в зоне чистого из гиба и дробление бетона над концом наклонной трещины или среза сжатой зо ны;

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. Проскальзы вание арматуры вдоль анкера;

5) отрыв защитного слоя бетона под силой вследствие значительной де формации 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 стеклопласти ком оказался практически в два раза выше по сравнению с аналогично усилен ными образцами с А600. Указанное соотношение сохраняется и при двукрат ном 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 углепла стиком оказалась сопоставимой с усилением стеклотканью. Однако при увели чении 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 про цент приращения нагрузки из-за отрыва защитного слоя бетона. Последнее свидетельствует о том, что усиление балок с использованием большой площа ди композитной арматуры делает это усиление неэффективным, если отсут ствуют конструктивные мероприятия.

Эффективность U-образных анкеров несколько снижается при увеличе нии прочности стали и процента стального армирования.

Все изложенное свидетельствует о том, что усиление нормальных сече ний балок не может происходить без усиления наклонных сечений. Не обходи ма также и разработка других конструктивных мероприятий, обеспечивающих равнопрочность нормальных и наклонных сечений.

Деформативность балок, усиленных стеклотканью, практически не отли чается 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 уменьше нию деформации опытных образцов, вне зависимости от вида композитных во локон.

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 толщи ны, во всем диапазоне нагрузок незначительно отличается от ширины трещин эталонных балок. Усиление балок холстами или ламинатами на основе углепла стика 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 стеклопла стиком и при высоком коэффициенте композитного армирования.

В четвертой главе даны анализ опытных данных и предложения по уч ту вида стальной и композитной арматуры при расчте 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 ис пытания не только эталонные балки с рабочей арматурой класса А500, но и об разцы, усиленные одним условным холстом, состоящим из трех слоев стекло или углеткани и одной полосы углеламината.

При наличии двух условных холстов усиления, раскрытие трещин с вели чиной af,crc,ult достигли только эталонные балки и усиленные стеклотканью. Об разцы, усиленные различными видами углепластика, имели ширину раскрытия acrc=0,23-0,29мм.

Опытные образцы с рабочей арматурой класса А600 не достигли пре дельно-допустимой ширины раскрытия трещин. Однако наибольшую степень приближения к величине af,crc,ult показали эталонные балки. Образцы, усиленные стеклотканью, независимо от процента композитногоарми рования 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, соответ ствующей 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 менном действии нагрузки достигают только образцы, усиленные стеклотка нью.

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 срав нению с усиленными балками. При эксплуатационном уровне нагрузки отно шение af,crc,/ as,crc, изменяет в пределах 0,836-0,367 в балках с рабочей армату рой класса А 500 и 0,738-0,415 – армированных классом А600.

Расчет ширины раскрытия нормальных трещин для обычных изгибае мыхжелезобетонных элементов, согласно СП 63.13330.2012, позволяет учиты вать такие факторы, как: напряжение в продольной арматуре - s ;

базовое рас стояние между смежными нормальными трещинами – ls ;

неравномерное рас пределение относительных деформаций растянутой арматуры между трещина ми– s, а также продолжительность воздействия нагрузки посредством коэф фициента 1 ;

профиль арматуры– 2 и характер нагружения 3.

Для усиленных композитной арматурой элементов Руководство по уси лению железобетонных конструкций предлагает определять acrc, в соответствии с указаниями норм с некоторыми изменениями. Они касаются формулы, в ко торой значение момента инерции приведенного сечениярекомендуется опреде лять 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 зависимо сти с учетом рекомендаций был выполнен поверочный расчет по специально разработанной на базе Excelавторской программе.

Теоретическая ширина раскрытия нормальных трещин as,crc в эталонных teor балках I этапа исследования при уровне нагрузки 0,3 и выше, переоценивает фактическую максимальную ширину раскрытия трещин.

В балках II этапа исследование величина as,crc во всем диапазоне нагру teor зок недооценивает фактическую ширину раскрытия трещин, т.е. ширина рас крытия нормальных трещин обычных железобетонных элементов в определн ной степени зависит от класса стальной арматуры.

Сопоставление опытных и теоретических значений ширины раскрытия нормальных трещин в усиленных балках показывает, что величина af, crc в бал teor кахI этапа в еще большей степени переоценивает опытную ширину раскрытия трещин, а в балках II этапа примерно на такую же величину недооценивает. Та ким 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 рас стояние между трещинами Опытная ширина раскрытия нормальных трещин для усиленных образ цов на 15100% ниже по сравнению с эталонными балками. Однако это прак тически не учитывается расчетом.

С уменьшением ширины трещин уменьшается и их высота, а также ба зовое 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 приве денные 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 кон струкций, значение As, f,red определим по формуле, в которой соотношение заменено на E f / Es с учетом совместности деформаций для растянутой R f / Rs зоны усиленных балок.

As,red As A f ( E f / Es ). (5) В этом случае приведнный к стали условный диаметр комплексной ар матуры 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) 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 t *y, 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, показы вает, что значение напряжений, в стальной арматуре, значительно превышают их предельные величины. Для усиленных балок, расчетная величина s изменя ется в значительно большем интервале и зависит от вида стального и композит ного материала и процентов их армирования.

С учетом изложенного, формулу Руководства для определения напряже ний в арматуре s =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 Руковод ства, а именно z s h0 x / 3, в которой высота сжатой зоны x = yc, в первом при ближении 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 уси ленных балок можно принять аналогичное допущение и принять z s, f,red 0,77 h0 – для балок, усиленных стеклопластиком, и z s, f,red 0,74 h0 – для образцов, усилен ных холстами или ламинатами на основе углеродных волокон.

Уточнение методики норм при расчете ширины раскрытия нормаль ных трещин. Предложения по учету вида стальной и композитной арматуры и их площади при расчете ширины раскрытия нормальных трещин применитель но к методике норм, приводят к следующим расчетным зависимостям:

s -железобетонные элементы. acrc 1 2 3 s ls 4 ;

(10) Es -железобетонные элементы, усиленные композитными материалами.

acrc 1 2 3 s s,red l s,red 4. (11) E s,red 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 фор мулы 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 ма териала;

-дополнительно ввести коэффициент 4, учитывающей влияние вида ар матуры, не имеющей площади текучести, на деформативность железобетонных элементов.

С учетом изложенного для расчета обычных и усиленных железобетон ных 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;

- Es, f,red – приведенный модуль упругости для стальной и композитной ар матуры, 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 рас тянутого бетона между трещинами для усиленного композитным материалом элемента, определяемая по формуле:

xm,s, f h0 [ ( s s 2 s s1 f f 1 ) 2 2( s s 2 s s1 f f 1 ) h ( s s 2 s1 s1 f f 1 ), (15) где f А f /(b h) ;

f 1 E f / Eb,red.

Для определения сходимости опытных и теоретических значений прогибов эта лонных и усиленных балок был выполнен расчет теоретических значений про гибов 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 про гибов 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 нормаль ных сечений изгибаемых железобетонных элементов, усиленных композитны ми материалами, подбор площади внешней композитной арматуры предлагает ся 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 использова нием композитных материалов, расчетные формулы примут вид:

Аf A / 2 A2 / 4 B, (16) где коэффициенты А и B определяются из выражений:

А [ Rs As Rsc As Rb b (h0 a0 )] / 0,5R ft, (17) B 2 [M ( Rsc As Rs As h0 )] Rb b [ Rs As Rsc As ]2 / R 2 ft, (18) где величина a0 – это расстояние между центрами тяжести стальной и компо зитной арматуры. Учитывая, что композитная арматура наклеивается на ниж нюю растянутую грань балок, а толщина ее составляет всего 1-2мм, для просто ты 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 ис пользовался максимальный предельно-допустимый расчет для сечения с оди ночной 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 зна чения относительной высоты сжатой зоны бетона усиленного сечения – sf своего граничного значения – Rf. Таким образом, речь идет о переармирован ном композитными материалами сечении, которое может иметь место, напри мер, при высоком коэффициенте усиления элементов таврового профиля, име ющих рбра малой ширины.

U-образные анкеры выполняли также роль упругой опоры, так как раз витие наклонных трещин в усиленных балках шло не от оси опоры, как в эта лонных образцах, а от внутренней (со стороны зоны чистого изгиба) грани хо мута.

Увеличение несущей способности сечения с анкером в первом случае можно представить в виде двух формул для определения максимального значе ния 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 при мут вид: М s q l 0 ;

М k s q l 01, в которых величина s – учитывает 2 схему загружения конструкции;

kl– коэффициент изменения несущей способно сти за счет изменения условного расчетного пролета. В нашем случае – значе ние равно 1,23.

Приравняв обе части, получим: l01 l 0 / k 1.8 / 1.23 1.62 м.

2 Эта величина хорошо согласуется с расчетным пролетом, т.е. расстоя нию между наружными гранями наклеенных анкеров, равным 1,6м. Таким об разом, значение коэффициента k, учитывающего работу анкеров, можно опре kl l 02 / l 01, делить по формуле (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 s, f, равного отношению:

в виде коэффициента s, f / R, f, (22) но не более, чем 1,25.

Повышение несущей способности переармированных сечений при нали чие U-образных хомутов-анкеров возможно только при условии, когда наклон ное 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 предста s, f kl, определяемых по формулам (20) и (22), но вить в виде произведения 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 сле дующем:

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 –s. 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 коэффи циентов k l и s, f, определяемых по формулам (20) и (22). Их значения в зави симости от соотношения s,f иR,,f необходимо вводить в расчетные выражения для определения предельных моментов, воспринимаемых усиленными сечени ями.

Предлагается расчетные формулы записать в виде:

для условия №1 Sf Rf RS M ult kl R fu A f (h 0,5x) Rs As (h0 0,5x) Rsc As (0,5x a) ;

(23) для условия №2 s, f RS Rf M k As (h 0,5x) Rs As (h0 0,5x) Rsc As (0,5x a). (24) ult l st fu 4. При расчете явно переармированных внешней арматурой конструк ций, т.е. при условии R, f S, f, расчетную формулу с целью улучшения схо димости результатов расчета и опыта (но при условии отсутствия торцевых ан керов) следует записать в виде:

90000 km f 0,9, (25) 60 ft n E ft t f f (1 R, f / S, f ).

где (26) 5. Под торцевым анкером следует понимать U-образный жсткий хомут шириной 150-200мм, изготовленный из холстов, состоящих не менее чем из слоев ткани, однотипной по материалу холстам или ламинатам усиления.

Для определения сходимости опытных и теоретических значений прочно сти был выполнен дополнительный поверочный расчет по формулам Руковод ства… с учетом рекомендаций автора. Этот расчет был выполнен для балок се рии B независимо от величины f для обоих этапов исследования и для балок 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 отно шения Мexp/ Мteor соответственно при расчете по методам России, США и мето дики аналоговой фермы составило 1,01;

1,26;

0,97 для балок, усиленных стекло тканью 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, усилен ные стеклотканью, показывают хорошую сходимость результатов, т.к. коэффи циент вариации при расчете по всем методикам меньше, чем0,135.

Балки, усиленные композитными материалами из углепластика, дают значительно большее значение коэффициента. Причина кроется в переарми ровании отдельных балок внешней арматурой и влиянием U-образных хомутов анкеров из композитной арматуры.

Основные выводы 1. На основе комплексных исследований усиленных железобетонных ба лок (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 про дольного (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 способ ность, 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 увеличе нием прочности обеих видов арматуры и модуля упругости композитных мате риалов, количество трещин возрастает, а их средняя ширина раскрытия – уменьшается.

4. Повышение жесткости и процентов композитного армирования спо собствует уменьшению деформативности образцов вне зависимости от вида композитного материала. Вместе с тем, степень снижения прогибов повышает ся при использовании более упругих композитных материалов.

5. При расчете усиленных элементов с учетом ограничения норм по допу стимому прогибу (до 50%) снижает эффективность композитного усиления, особенно с увеличением процентов стального армирования балок. В меньшей степени это касается усиленных балок, имеющих высокий процент композит ного армирования при наличии анкерных устройств.

6. Наибольший эффект от усиления балок (прочность, деформативность, ширина раскрытия нормальных трещин), включая и переармированные сече ния, 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 услови ях на 39,3-136,45%. Анкеры меньшей высоты – не эффективны.

Усиление нормальных сечений с использованием углепластиков в боль шей степени сказывается на работе балок. Однако это справедливо только до определенного значения процента композитного армирования, превышение ко торого снижает эффект усиления.

7. Ширина раскрытия нормальных трещин всех усиленных балок замет но ниже эталонных во всем диапазоне нагрузок. В большей степени это отно сится 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, усилен ных углепластиком, при нагрузках, соответствующих достижению предельно допустимых прогибов - fult, величина аcrc практически, в два раза ниже по срав нению с предельно допустимой шириныаcrc,ult=0,4 мм. При этом, изменение процентов стального и композитного армирования практически не сказывается на изменении величины аcrc.

exp 8. Теоретические значения и f teor для эталонных балок с арматурой аcrc teor А500 несколько переоценивают их опытные значения аcrc и f exp, а расчетные exp величины и f teor для опытных образцов с арматурой А600, наоборот, на 20 а crc teor 30% недооценивают результаты эксперимента. Для учета влияния вида сталь ной рабочей арматуры класса А600 на теоретические значения аcrc и f teor в рас teor четные 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 ется определять по формуле 11, которая учитывает приведенные характеристи ки материалов усиления и их сечение.

9. Прогибы опытных образцов, усиленных углепластиком, во всем диа пазоне нагрузок заметно ниже, по сравнению с эталонными образцами. При этом с увеличением процента композитного армирования опытные прогибы ба лок уменьшаются. Прогибы балок, усиленных стеклопластиком, во всем диа пазоне нагрузок, включая величину предельно допустимого прогиба f ult, прак тически, совпадают с прогибами эталонных образцов. Изменения класса рабо чей арматуры и процента композитного армирования не влияют на изменение прогибов.

10. Расчетные значения прогибов для образцов, усиленных стеклотка нью, следует определять по методике нормативных документов. Значения f teor для балок, усиленных углепластиками холодного и горячего отверждения, ре комендуется определять по предлагаемой формуле, в которой учтены отдель ные приведенные характеристики усиленного сечения, полученные, в том чис ле, и по результатам эксперимента.

11. Прочность опытных образцов с анкерами, при прочих равных усло виях, увеличилась в наших опытах при разных процентах композитного арми рования в 1,25 и 1,5 раза. Эти результаты учтены в предлагаемых формулах.

Начальную величину площади внешней дополнительной арматуры Afпредлага ется (вместо метода последовательного приближения) определять по адаптиро ванным 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 эф фективному использованию композитной арматуры усиления.

12. Сопоставление результатов расчета и опытов автора с использовани ем 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 =0,135.

Сравнение вышеуказанных расчетных аппаратов на базе 49 результатов экспериментов разных исследователей, включая Россию, показывает, что луч шая сходимость имеет место при расчете по методу ферменной аналогии. Ре зультаты этого расчета вдвое надежнее, чем при расчете по методикам России и США.

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 же лезобетонных балок, усиленных композитными материалами, по методу анало говой фермы: Новые технологии, МГТУ. Вып.2. Майкоп,2012.,С.79-88.

2. Михуб Ахмад, Польской П.П., Маилян Д. Р., Блягоз А. М. «Сопостав ление опытной и теоретической прочности железобетонных балок, усиленных композитными материалами, с использованием разных методов расчта»: Но вые технологии, МГТУ. Вып.4. Майкоп,2012.С.101-110.

3. Хишмах Мерват, Польской П.П., Михуб Ахмад К вопросу о деформа тивности балок из тяжелого бетона, армированных стеклопластиковой и ком бинированной арматурой //Эл.журнал «Инженерный вестник Дона». 2012.

№4.С.163-166.

4. Польской П. П., Хишмах Мерват, Михуб Ахмад. О возможности ис пользования 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 де формативности балок, армированных стальной, углепластиковой и комбиниро ванной арматурой.М. //Научное обозрение. 2012. №6 С. 208- 6. Польской П.П., Хишмах Мерват, Михуб Ахмад. «О влиянии стекло пластиковой арматуры на прочность нормальных сечений изгибаемых элемен тов из тяжелого бетона. //Эл.журнал «Инженерный вестник Дона». №4.

2012.С.159- - в 3 публикациях в других изданиях:

7.Михуб Ахмад, Польской П.П. Зарубежные методики расчета железо бетонных конструкций, усиленных композитными материалами. //Вопросы проектирования железобетонных конструкций: сб.научн.тр. Ростов-на Дону:РГСУ,2011. С.52-61.

8. Польской П.П., Михуб Ахмад. К вопросу исследования прочности нормальных сечений балок, усиленных различными видами композитных мате риалов //"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 ма териалов//"Строительство-2012":сб.научн.тр..Ростов-на-Дону:РГСУ, 2012.С.51 52.

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.