ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫЕ ИССЛЕДОВАНИЯ ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ КОНСТРУКЦИЙ ГИДРОТЕХНИЧЕСКИХ СООРУЖЕНИЙ С БЛОЧНЫМИ ШВАМИ, УСИЛЕННЫХ СИСТЕМОЙ ВНЕШНЕГО АРМИРОВАНИЯ

Полный текст

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.

Об авторах

Олег Дмитриевич Рубин

АО «Научно-исследовательский институт энергетических сооружений»

Автор, ответственный за переписку.
Email: info@niies.ru

доктор технических наук, генеральный директор, АО «Научно-исследова- тельский институт энергетических сооружений» (АО «НИИЭС»). Область научных интересов: безопасность гидротехнических сооружений, теория массивного железобетона гидротехнических сооружений, композитные материалы

Строительный проезд, д. 7А, Москва, Российская Федерация, 125362

Сергей Евгеньевич Лисичкин

ООО «Инженерный центр сооружений, конструкций и технологий в энергетике»

Email: cskte@mail.ru

доктор технических наук, заместитель генерального директора, началь- ник отдела, ООО «Инженерный центр сооружений, конструкций и технологий в энергетике» (ООО «ИЦСКТЭ»). Область научных интересов: безопасность гидротехнических сооружений, теория массивного железобетона гидротехнических сооружений, композитные материалы

ул. Свободы, д. 35, Москва, Российская Федерация, 125362

Кирилл Евгеньевич Фролов

ПАО «РусГидро»

Email: frolovke@gidroogk.ru

инженер, заместитель генерального директора по научно-проектной деятельности, ПАО «РусГидро». Область научных интересов: безопасность гидротехнических сооружений, теория массивного железобетона гидротехнических сооружений, композитные материалы

ул. Малая Дмитровка, д. 7, Москва, Российская Федерация, 127006

Список литературы