EXPERIMENTAL INVESTIGATIONS OF REINFORCED CONCRETE STRUCTURES OF HYDRAULIC STRUCTURES WITH BLOCK SEAMS, ENHANCED BY THE EXTERNAL REINFORCEMENT SYSTEM

Cover Page

Abstract


A method of strengthening reinforced concrete structures by external reinforcement systems based on carbon fiber is widely used. Significant experience is accumulated in industrial and civil construction; there is also a certain experience of strengthening reinforced concrete structures of hydraulic structures. It was necessary to conduct experimental studies to justify technical solutions for strengthening the reinforced concrete structures of hydraulic structures. A characteristic feature of reinforced concrete structures of hydraulic structures is the mandatory availability of inter-block construction joints, which are caused by the need to build massive hydraulic structures with tiers and blocks with interruptions in concreting. Previously studies of reinforced concrete structures strengthened by composite materials were conducted without taking into account the block structure. The results of experimental studies of reinforced concrete beam structures of hydraulic structures reinforced with carbon strips having horizontal and vertical inter-block building seams are presented in the article. Experimental studies of a series of reinforced concrete beam-type models made of concrete of class B15 with longitudinal reinforcement from two bars. Their diameter is 10 mm and class is A500C (percentage of reinforcement 0.39%). The used concrete class is B25 with longitudinal reinforcement of three bars of diameter 12 mm and class A500C (percentage of reinforcement 0.84%). Their inter-block construction joints is before their strengthening and after reinforcement by longitudinal and transverse carbon composite tapes. In this case, a special type of cracking was recorded, in which cracks propagate along vertical and horizontal inter-block building seams. Due to the strengthening of reinforced concrete structures with carbon composite strips, the strength of the structures has increased, on average, by 1.78 times.


В настоящее время распространяется метод усиления железобетонных конструкций системами внешнего армирования на основе углеродного волокна. В том числе появился определенный опыт усиления железобетонных конструкций гидротехнических сооружений (ГТС). Для обоснования технических решений по усилению железобетонных конструкций гидротехнических сооружений был проведен комплекс экспериментальных исследований [1; 2]. Следует отметить, что характерную особенность массивных гидротехнических ГТС представляют собой межблочные строительные швы, которые являются неотъемлемой составной частью указанных конструкций, вызванной необходимостью возводить их в несколько этапов с перерывами в бетонировании. Наличие межблочных строительных швов нашло свое отражение в нормативных документах по проектированию железобетонных конструкций ГТС [3; 4]. Потребовалось проведение исследований железобетонных конструкций ГТС с блочными швами, усиленных внешним армированием на основе композиционных материалов с учетом отечественного и зарубежного опыта [5-8]. Для этих целей была изготовлена серия железобетонных моделей балочного типа с горизонтальными и вертикальными межблочными швами. Проектные размеры опытных балок: длина - 2150 мм; высота - 300 мм; ширина - 150 мм. Две балки Б-И15-2.1 и Б-И15-2.2 изготавливались из бетона класса В15 с рабочим продольным армированием из двух стержней диаметром 10 мм класса А500С (процент армирования 0,39%). Третья балка Б-И25-1.1 изготавливалась из бетона класса В25 с рабочим продольным армированием из трех стержней диаметром 12 мм класса А500С (процент армирования 0,84%). Во всех балках на расстоянии 425 мм от торцов устраивались вертикальные межблочные швы. Также во всех балках устраивался горизонтальный межблочный шов на расстоянии 90, 70 и 110 мм от верхней грани соответственно. Поперечная рабочая арматура выполнялась из стержней диаметром 8 мм класса А500С на участке между опорой и вертикальным швом таким образом, чтобы участок между силой и вертикальным швом не имел поперечной арматуры. Конструкция опытных балок представлена на рис. 1. Рис. 1. Конструкции и схемы испытаний опытных балок [Fig. 1. Constructions and testing schemes of the experimental beams] При испытаниях опытные балки опирались на подвижную (катковую) и неподвижную (ножевую) опоры, расположенные на расстоянии 100 мм от торцов. Нагрузка прикладывалась вертикально посредством гидродомкрата с максимальным усилием 500 кН и передавалась через горизонтальную траверсу в двух точках на расстоянии 450 мм от центра балки. При этом расстояние между силами (зона «чистого» изгиба) составило 900 мм, а расстояние между силами и опорами (пролет среза) составило 525 мм. Схема испытаний показана на рис. 1. Испытания балок проводились в 2 этапа. На этапе 1 испытаний железобетонные балки нагружались ступенями до уровня, составляющего около 70% от нагрузки, вызывающей начало текучести в продольной рабочей арматуре. При этом происходило раскрытие вертикальных и горизонтальных межблочных строительных швов и развитие системы вертикальных (нормальных) трещин в зоне действия «чистого изгиба». На этапе 2 проводились испытания тех же железобетонных моделей, усиленных внешним армированием, до их разрушения. Оклейка железобетонных моделей элементами усиления (лентами из углеродного волокна) производилась после полного снятия нагрузки. При этом следует выделить три группы элементов усиления моделей (внешнего армирования). Первую группу внешнего армирования составляли продольные углеродные композитные ленты типа FibArm 530/150 шириной 150 мм, наклеенные на нижние растянутые грани опытных балок в два слоя. Продольная внешняя арматура анкеровалась поперечными хомутами из углеродных композитных лент шириной 150 мм у торцов балок. Вторую группу внешнего армирования составляли поперечные хомуты из углеродных композитных лент шириной 50 мм, устанавливаемые в количестве 3-х штук равномерно с шагом 250 мм на среднем участке моделей между двумя силами. Третью группу внешнего армирования составляли поперечные хомуты из углеродных композитных лент на участке среза между опорой и силой. В балках Б-И15-2.1 и Б-И15-2.2 (с процентами армирования 0,39%) в пролете среза устанавливались поперечные хомуты из углеродных композитных лент шириной 60 мм на участке между силой и вертикальным межблочным швом. В балке Б-И15-2.2 в пролете среза добавлялись хомуты из углеродных композитных лент шириной 150 мм на расстоянии 120 мм от торцевых хомутов, анкерующих продольную внешнюю арматуру на нижней грани балок. В балке Б-И25-1.1 (с процентом армирования 0,84%) в пролете среза устанавливались поперечные хомуты из углеродных композитных лент шириной 375 мм на расстоянии 100 мм от торцевых анкерующих хомутов, вплотную примыкающие к вертикальному сечению под силой. Схемы оклейки опытных балок углеродными композитными лентами представлены на рис. 2. Рис. 2. Схемы усиления опытных балок композитными углеродными лентами: а - Б-И15-2.1; б - Б-И15-2.2; в - Б-И25-1.1; 1 - межблочные швы; 2 - углеродная лента шириной 150 мм (2 слоя); 3 - анкерующие хомуты из углеродной ленты шириной 150 мм; 4 - хомуты из углеродной ленты шириной 50 мм; 5 - хомуты из углеродной ленты в пролете среза [Fig. 2. Schemes of amplification of experimental beams by composite carbon strips: а - Б-И15-2.1; б - Б-И15-2.2; в - Б-И25-1.1; 1 - interlocking seams, 2 - carbon tape 150 mm wide (2 layers); 3 - anchoring clamps made of carbon tape 150 mm wide; 4 - clamps from carbon tape with a width of 50 mm; 5 - clamps from the carbon tape in the shear span] Опытные балки оснащались контрольно-изме- рительной аппаратурой для измерения прогибов, раскрытия межблочных швов, деформаций бетона и элементов усиления конструкций. При этом использовались индикаторы часового типа, тензорезисторы омического сопротивления с базой 20 и 50 мм. В ходе этапа 1 испытаний (до усиления конструкций) были получены следующие основные результаты. Во всех опытных балках был зафиксирован особый характер трещинообразования. После раскрытия вертикальных межблочных швов со стороны нижней растянутой грани вертикальные трещины по швам достигли горизонтальных швов и стали продвигаться горизонтально по шву в направлении силы. Вблизи силы трещины выклинились наклонно вверх или вертикально (рис. 3). На участке между силами образовалась система вертикальных нормальных трещин. Рис. 3. Схема характерных трещин в опытных балках на этапе 1 испытаний: а - Б-И15-2.1; б - Б-И15-2.2; в - Б-И25-1.1 [Fig. 3. The scheme of the specific cracks in the experimental beams at the stage 1 of the test: а - Б-И15-2.1; б - Б-И15-2.2; в - Б-И25-1.1] При максимальной нагрузке 50 кН (учитывая, что начало текучести в стержневой арматуре ожидалось при нагрузке 75 кН) раскрытие горизонтального шва составило 0,8 мм в первой балке (Б-И15-2.1) и 1,6 мм во второй балке (Б-И15-2.2). Раскрытие наклонной трещины, направленной к силе, составило 0,5 мм в первой балке и 0,9 мм во второй балке. Максимальное раскрытие вертикальных нормальных трещин составило 0,28 мм в первой балке и 0,2 мм во второй балке. Графики прогибов опытных балок Б-И15-2.1 и Б-И15-2.2 в центре пролета и ширины раскрытия нормальных вертикальных трещин на первом этапе испытаний представлены на рис. 4 и 5. Аналогичная картина трещинообразования отмечалась в балке Б-И25-1.1, которая доводилась до нагрузки 120 кН (учитывая, что начало текучести в арматуре ожидалось при нагрузке 160 кН). Раскрытие горизонтального шва составило 0,9 мм, раскрытие наклонной трещины, направленной к силе, составило 0,7 мм. Максимальное раскрытие вертикальных нормальных трещин составило 0,25 мм. Графики прогибов опытной балки Б-И25-1.1 в центре пролета и ширины раскрытия нормальных вертикальных трещин на этапе 1 испытаний представлены на рис. 4 и 5. Рис. 4. Прогибы опытных балок в центре пролета на этапе 1 испытаний [Fig. 4. Deflections of the experimental beams in the center of the span at the stage 1 of the test] Рис. 5. Максимальная ширина раскрытия вертикальных нормальных трещин в средней части пролета на этапе 1 испытаний [Fig. 5. The maximum width of the opening of the vertical normal cracks in the middle part of the span at the stage 1 of the test] На этапе 2 испытаний после снятия нагрузки и оклейки моделей элементами усиления были получены следующие основные результаты. Следует отметить, что после снятия нагрузки произошло частичное или полное закрытие трещин. При последующем нагружении элементы усиления препятствовали раскрытию швов и трещин. В первой (Б-И15-2.1) и второй (Б-И15-2.2) опытных балках нагрузки разрушения составили 125 и 100 кН соответственно (при нагрузке начала текучести в балках без усиления, равной 75 кН), что в 1,67 и 1,33 раза превысило нагрузку начала текучести в опытных балках без усиления. В пролете среза первой балки образовалась наклонная трещина, по которой впоследствии произошло разрушение (рис. 6, а). При этом ширина раскрытия наклонной трещины составила 1,5 мм. В пролете среза второй балки в просвете между вертикальными хомутами возникла наклонная трещина шириной раскрытия 1,2 мм, по которой впоследствии произошло разрушение (рис. 6, б). Графики прогибов опытных балок Б-И15-2.1 и Б-И15-2.2 в центре пролета и ширины раскрытия нормальных вертикальных трещин на этапе 2 испытаний представлены на рис. 7 и 8. Рис. 6. Схемы трещин разрушения опытных балок на этапе 2 испытаний: а - Б-И15-2.1; б - Б-И15-2.2; в - Б-И25-1.1 [Fig. 6. The scheme of the cracks of the experimental beams destruction at the stage 2 of the test: а - Б-И15-2.1; б - Б-И15-2.2; в - Б-И25-1.1] Рис. 7. Прогибы опытных балок в центре пролета на этапе 2 испытаний [Fig. 7. Deflections of the experimental beams in the center of the span at the stage 2 of the test] Следует обратить внимание на расположение го- ризонтального шва во второй балке (на расстоянии 70 мм от верхней грани) практически на уровне ней- тральной оси, где действуют максимальные вторичные вертикальные растягивающие напряжения [3; 4]. Этим обусловливается большее раскрытие го- ризонтального шва (1,6 мм) во второй балке, чем в первой балке (0,8 мм) на первом этапе испытания. Учитывая приведенное выше обстоятельство, а также меньшую прочность на растяжение бетона второй балки (1,49 МПа) по сравнению с бетоном первой балки (1,74 МПа), можно объяснить меньшую нагрузку разрушения второй балки (100 кН) по сравнению с нагрузкой разрушения первой балки (125 кН). Рис. 8. Максимальная ширина раскрытия вертикальных нормальных трещин в средней части пролета на этапе 2 испытаний [Fig. 8. The maximum width of the vertical normal cracks opening in the middle part of the span at the stage 2 of the test] Разрушение третьей балки Б-И25-1.1 произошло под нагрузкой 375 кН (при нагрузке начала текучести в балке без усиления, равной 160 кН) вследствие разрыва горизонтальной углеродной композитной ленты усиления на низовой грани, что в 2,34 раза превысило нагрузку начала текучести в моделях без усиления (160 кН). Перед разрушением произошло значительное раскрытие наклонной трещины и отслоение бетона под силой (рис. 6, в). При этом ширина раскрытия наклонной трещины, образовавшейся в просвете между хомутами, составила 2,15 мм, а вертикальной нормальной трещины в средней части пролета - 0,56 мм. Графики прогибов опытной балки Б-И25-1 в центре пролета и ширины раскрытия нормальных вертикальных трещин на втором этапе испытаний представлены на рис. 7 и 8. Таким образом, результаты проведенных экспериментальных исследований показали, что усиление железобетонных конструкций ГТС, ослаблен- ных межблочными строительными швами, внешним армированием из углеродных композитных лент по- зволило повысить прочность в среднем в 1,78 раза. Также был выявлен особый характер трещинообразования, обусловленный наличием вертикальных и горизонтальных межблочных строительных швов. При этом было зафиксировано влияние расположения горизонтальных швов в первой и второй балках на ширину раскрытия этих швов и на несущую способность опытных балок. Расположение горизонтального шва ближе к нейтральной оси во второй балке обусловило большее раскрытие горизонтального шва и снижение разрушающей нагрузки второй балки по сравнению с первой балкой. Изучение особого характера трещинообразования при наличии межблочных швов различного направления позволяет управлять процессами реализации технических решений при усилении, ремонте, реконструкции железобетонных конструкций гидротехнических сооружений.

O D Rubin

Scientific Research Institute of Energy Structures (Joint-Stock Company)

Author for correspondence.
Email: info@niies.ru
7A Stroitel'nyi proezd, Moscow, 125362, Russia

Doctor of Technical Sciences, General Director, Scientific Research Institute of Energy Structures (NIIES) (Joint-Stock Company). Scientific interests: safety of hydraulic structures, theory of massive reinforced concrete hydraulic structures, composite materials.

S E Lisichkin

Engineering Center of Structures, Constructions and Technologies in Power Engineering (Limited Liability Company)

Email: cskte@mail.ru
35 Svobody St., Moscow, 125362, Russia

Doctor of Technical Sciences, Deputy General Director, Head of Division, LLC “Engineering Center of Structures, Constructions and Technologies in Power Engineering” (ITCSKTE) (Limited Liability Company). Scientific interests: safety of hydrau- lic structures, theory of massive reinforced concrete hydraulic structures, composite materials

K E Frolov

PJSC RusHydro

Email: frolovke@gidroogk.ru
7 Malaya Dmitrovka St., Moscow, 127006, Russia

Engineer, Deputy General Director for Scientific and Design Activities, PJSC RusHydro. Scientific interests: safety of hydraulic structures, theory of massive reinforced concrete hydraulic structures, composite materials

  • Rubin O.D., Lisichkin S.E., Balagurov V.B., Aleksandrov A.V. (2016). Novaya tekhnologiya remonta GTS posredstvom armirovaniya kompozitnymi materialami [New technology of repairing hydraulic structures by means of reinforcement with composite materials]. Izvestiya VNIIG, Vol. 280, 3–10. (In Russ.)
  • Rubin O.D., Lisichkin S.E., Frolov K.E. (2016). Rezul'taty ehksperimental'nyh issledovanij zhelezobetonnyh konstrukcij gidrotekhnicheskih sooruzhenij, usilennyh uglerodnymi lentami, pri dejstvii izgibayushchego momenta [The results of experimental studies of reinforced concrete structures of hydraulic buildings reinforced with carbon ribbons and subject to a bending moment]. Structural Mechanics of Engineering Constructions and Buildings, No 6, 58–63. (In Russ.)
  • SP 41.13330.2012. Betonnye i zhelezobetonnye konstrukcii gidrotekhnicheskih sooruzhenij. Aktualizirovannaya redakciya SNiP 2.06.08-87 [Concrete and reinforced concrete structures of hydraulic buidings. Actualized edition of SNiP 2.06.08-87]. Moscow, 2012, 67. (In Russ.)
  • P 46-89. Posobie po proektirovaniyu betonnyh i zhelezobetonnyh konstrukcij gidrotekhnicheskih sooruzhenij (bez predvaritel'nogo napryazheniya) k SNiP 2.06.08-87 [Manual for the design of concrete and reinforced concrete structures of hydraulic buildings (without prestressing) to SNiP 2.06.08-87]. Ministerstvo ehnergetiki i ehlektrifikacii SSSR. Leningrad: VNIIG im. B.E. Vedeneeva Publ., 1991. (In Russ.)
  • Serdyuk A.I., Chernyavskij V.L. (2013). Opyt usileniya stroitel'nyh konstrukcij kompozicionnymi materialami pri rekonstrukcii Baksanskoj GEHS [Experience in strengthening building structures with composite materials during the reconstruction of the Baksanskaya Hydroelectric Power Station]. Gidrotekhnika, 3(32), 115–117. (In Russ.)
  • Zhou Y. et al. (2013). Reinforced concrete beams strengthened with carbon fiber reinforced polymer by friction hybrid bond technique: Experimental investigation. Materials and Design, 50, 130–139.
  • Akbarzadeh H., Maghsoudi A.A. (2010). Experimental and analytical investigation of reinforced high strength concrete continuous beams strengthened with fiber reinforced polymer. Mater Des, 31, 1130–1147.
  • Wu Y.F., Lu J. (2013). Preventing debonding at the steel to concrete interface through strain localization. Compositer Part B, 45, 1061–1070

Views

Abstract - 112

PDF (Russian) - 24


Copyright (c) 2018 Rubin O.D., Lisichkin S.E., Frolov K.E.

Creative Commons License
This work is licensed under a Creative Commons Attribution 4.0 International License.