Экспериментальные исследования напряженно-деформированного состояния железобетонных конструкций, усиленных предварительно напряженной базальтокомпозитной арматурой

Полный текст

Для разработки технических решений по усилению длительно эксплуатируемых железобетонных конструкций гидротехнических сооружений (ГТС), таких как балочные конструкции водоприемников и зданий ГЭС (ГАЭС), подпорные стены и стены камер шлюзов, фундаментные плиты водоприемников и зданий ГЭС (ГАЭС), являлось необходимым проведение комплекса экспериментально-теоретических работ по обоснованию применения базальтокомпозитной арматуры - АБК (сравнимой по стоимости со стальной арматурой), учитывающих: бóльшую прочность (в 2,5-3 раза) АБК на разрыв и меньший вес (в 4-4,5 раза), а следовательно, упрощение технологии производства строительных и ремонтных работ, в сравнении со стальной арматурой при равном диаметре; устойчивость к щелочной среде бетона; а также важный факт, что АБК не корродирует в водной, влагонасыщенной и других агрессивных средах. При этом следовало учитывать характерные особенности массивных малоармированных железобетонных конструкций ГТС (изготовленных из бетона и арматуры невысоких классов), в первую очередь наличие межблочных строительных швов, а также особенности трещинообразования, включая наклонные трещины, выклинивающиеся из межблочных строительных швов. Учет в экспериментальных моделях и в теоретических исследованиях перечисленных характерных особенностей массивных железобетонных гидротехнических конструкций позволяет распространить результаты экспериментальных и теоретических исследований на широкий круг гидротехнических конструкций. Методы Проведены экспериментальные исследования, учитывающие характерные особенности железобетонных конструкций ГТС: невысокий класс бетона (до В35) и стальной арматуры (до A500); коэффициент продольного рабочего армирования µ < 0,01; наличие межблочных строительных швов; нарушение сцепления рабочей стальной арматуры с бетоном в зоне размещения строительных швов как результат проявления усадочных деформаций бетона при твердении (в период строительства), а также длительной эксплуатации конструкций ГТС при температурных и знакопеременных нагрузках; особый характер трещинообразования малоармированных конструкций ГТС [1-3]. При проведении экспериментальных исследований учитывался отечественный и зарубежный опыт исследований конструкций ГТС [4-18]. Железобетонные конструкции балочного типа Б1, Б2, Б3, Б4 и Б5 с вертикальными межблочными строительными швами имели размеры: длина - 2000 мм, высота - 300 мм, ширина - 150 мм; класс бетона В30-В35. Все опытные балки изготавливались со стальной арматурой в два приема (блочное бетонирование) для устройства межблочных строительных швов. Модели Б2-Б5 изготовлены с каналом АБК с последующим предварительным напряжением АБК на бетон, омоноличиванием канала и с последующим отпуском АБК на бетон балок после набора прочности бетона канала. АБК в балках Б2-Б5 подвергалась предварительному напряжению на величину 0,45 × 800 = 360 МПа (принято: коэффициент 0,45 - п. 1.4.2 СП 63.13330.2012[13] [19]; Rf,n = 800 МПа. Предел прочности АБК при растяжении - табл. 1, п. 5.2.4 СП 295.1325800.2017[14] [20]) с последующим бетонированием каналов в балках. Поперечная предварительно напряженная арматура Æ12 устанавливалась в балках Б1 (этап 2), Б3 (этап 3), Б4 (этап 4) и Б5 (этап 2) по длине наклонных трещин, образовавшихся из межблочных строительных швов по направлению к силе Р/2. Конструкция опытных балок приведена на рис. 1. Нагрузка прикладывалась вертикально ступенями посредством гидравлического домкрата и передавалась через горизонтальную траверсу в двух точках на расстоянии 310-330 мм от центра балки, при этом расстояние между силами (зона чистого изгиба) составило 620-660 мм, а расстояние между силами и опорами (пролет среза) - 500-540 мм (рис. 1). Результаты и обсуждение В результате проведенных экспериментов получена сила Р, соответствующая разрушению бетона (табл. 1). Анализ результатов экспериментальных исследований позволяет выделить четыре этапа работы конструкции с межблочными строительными швами на восприятие поперечных сил: первый - до образования трещин, второй - образование трещин по межблочным строительным швам и нормальных трещин, третий - образование и развитие наклонных трещин и четвертый - разрушение. Усиление железобетонных малоармированных балок (mS = 0,0056) производилось после их разрушения посредством предварительно напряженной базальтокомпозитной арматуры (sf = 360 МПа), располагаемой либо в сжатой, либо в растянутой зоне конструкции. Каждой из перечисленных стадий работы соответствует определенное напряженно-деформированное состояние конструкции, которое учитывает специфику и отражает напряженно-деформированное состояние бетона, продольной стальной и базальтокомпозитной арматуры. Основная информация о напряженно-деформированном состоянии конструкции в процессе нагружения - это результаты экспериментов в условиях интенсивного трещинообразования и деформаций бетона и арматуры. С целью изучения напряженно-деформированного состояния армированных конструкций в зоне действия поперечных сил измерялись деформации бетона и арматуры посредством использования тензорезисторов с базой 10 ÷ 50 мм. Рис. 1. Конструкции опытных малоармированных железобетонных моделей, усиленных предварительно напряженной базальтокомпозитной арматурой Figure 1. Structures of experimental low-reinforced concrete models reinforced with prestressed basalt composite reinforcement Анализ результатов проведенных экспериментальных исследований и обобщение их с данными других экспериментов [19-21] позволяет следующим образом представить четыре этапа напряженно-деформированного состояния конструкции при увеличении внешней нагрузки (рис. 2). Таблица 1 Результаты экспериментальных исследований балок Сила Р, соответствующая разрушению балки, кН Б1 (этап 1) Б1 (этап 2) Б2 Б3 (этап 1) Б3 (этап 2) Б3 (этап 3) Б4 (этап 1) Б4 (этап 2) Б4 (этап 3) Б4 (этап 4) Б5 (этап 1) Б5 (этап 3) Опытные значения силы Р, кН 52,7 62,4 104,0 52,0 67,6 72,8 41,6 46,8 55,12 83,2 83,2 104,0 Table 1 The results of the experimental studies of beams Force P, corresponding to the destruction of the beam, kN Б1 (stage 1) Б1 (stage 2) Б2 Б3 (stage 1) Б3 (stage 2) Б3 (stage 3) Б4 (stage 1) Б4 (stage 2) Б4 (stage 3) Б4 (stage 4) Б5 (stage 1) Б5 (stage 3) Experienced values of force P, kN 52.7 62.4 104.0 52.0 67.6 72.8 41.6 46.8 55.12 83.2 83.2 104.0 Этап I. В стадии работы до образования трещин конструкция ведет себя как сплошное тело из упругого материала (рис. 2, а). По нормальным сечениям деформации сжатия и растяжения бетона изменяются по линейному закону в соответствии гипотезой плоских сечений; деформации сдвига также распределяются по всей высоте нормальных сечений. Деформации продольной арматуры происходят совместно с окружающих бетоном в соответствии с изменениями изгибающего момента. Первые этапы нагружения конструкции характеризуются линейной зависимостью «напряжения - деформации» в бетоне, эпюры продольных сжимающих и растягивающих напряжений имеют треугольную форму. При возрастании нагрузки в зоне действия изгибающих моментов в растянутом бетоне развиваются неупругие деформации, эпюра растягивающих напряжений приобретает криволинейную форму, максимальные значения растягивающих напряжений приближаются к пределу прочности на растяжение и происходит образование нормальных трещины по межблочным строительным швам и несколько позже - в зоне действия максимальных изгибающих моментов. После образования нормальных трещин происходит переход к этапу II напряженно-деформированного состояния (рис. 2, б). Этап II. Образование нормальных трещин вызывает различное напряженно-деформированное состояние бетона в сечениях с трещиной и между трещинами. Деформации сжатия и растяжения бетона в сечениях между трещинами распределяются по линейному закону с максимальными значениями у сжатой и растянутой граней; деформации сдвига также распределяются по всей высоте сечения (аналогично этапу I). Деформации сжатия и растяжения бетона в сечении с трещиной имеют линейный характер, однако они распределяются в диапазоне от сжатой грани до вершины трещины, образовавшейся в растянутой зоне. Деформации сдвига возникают в не треснувшей части бетона с максимумом примерно в средней части по высоте этой зоны. Приближаясь к сжатой грани и к вершине нормальной трещины, деформации сдвига уменьшаются. Исключения составляют трещины по межблочным строительным швам, которые в дальнейшем переходят в наклонные. Вблизи таких трещин деформации сдвига резко возрастают. В зоне растяжения над вершиной нормальной трещины, а также в сечениях между трещинами зависимости между растягивающими напряжениями и деформациями в бетоне с ростом нагрузки становятся нелинейными и напряжения возрастают, приближаясь к предельному значению. Это вызывает дальнейшее развитие существующих трещин и образование новых нормальных трещин. В силу малоармированности гидротехнических сооружений и конструкций эпюры сжимающих напряжений в сжатой зоне бетона имеют треугольную форму, что отражено в нормативных документах СНиП 52-01-2003[15]. а б в г Рис. 2. Схемы напряженного состояния на этапах I-IV Figure 2. Diagrams of the stress state at stages I-IV Продольная стальная арматура начинает интенсивно деформироваться после образования и по мере развития нормальных трещин. Этап II напряженно-деформированного состояния конструкции завершается образованием наклонных трещин, выклинивающихся из межблочных строительных швов. Этап III. Появление наклонных (критических) трещин, выклинивающихся из межблочных строительных швов, вызывает значительные изменения характера напряженно-деформированного состояния конструкции в целом, в том числе бетона и продольной арматуры (рис. 2, в). Происходит перераспределение деформаций бетона по длине и по высоте конструкции, наиболее значительное вблизи критической трещины, которая по высоте нормальных сечений разделяет сжатую зону на две части. С ростом нагрузки деформации сжатия над вершиной критической наклонной трещины растут значительной быстрее, чем под ней. После появления критических наклонных трещин деформации сдвига в нормальных сечениях перераспределяются, при этом максимум деформаций смещается к их вершинам. Деформации сдвига в сечениях с нормальными трещинами концентрируются в зоне не треснувшей части бетона, с максимумом в вершине наклонной трещины, уменьшаясь до нуля на сжатой грани. Деформации сдвига в сечениях между нормальными трещинами также уменьшаются до нуля на сжатой грани. Окончание третьего этапа напряженно-деформированного состояния и переход к четвертому этапу (рис. 2, г) определяется тем, что конструкция перестает сопротивляться действию внешней нагрузки. В этот момент представляется необходимым произвести усиление конструкции предварительно напряженной базальтокомпозитной арматурой с расположением в растянутой (сжатой) зоне. Этап IV. Пример: балка Б3 (этап 1) усилена предварительно напряженной БПА, расположенной в растянутой зоне, при этом (за счет усиления) нагрузка разрушения балки Б3 (этап 2) увеличилась в 1,3 раза, равно как и нагрузка разрушения балки Б4 (этап 3) по отношению к Б4 (этап 1) с расположением БПА в сжатой зоне. Разрушение произошло по сжатой зоне бетона над вершиной критической наклонной трещины. Эпюра сжимающих напряжений в бетоне над трещиной при разрушении имеет треугольную форму с максимальными значениями у сжатой грани (что подтверждено экспериментальными данными). Эпюра касательных напряжений в нормальном сечении, проходящем через вершину критической наклонной трещины: максимум при разрушении (1,5-1,85) Rbt, полученный экспериментальным путем, действует в вершине наклонной трещины, уменьшаясь в направлении сжатой и растянутой граней. Рис. 3. Вид фрагмента опытной балки (этапы III и IV) Figure 3. View of a fragment of the experimental beam (stages III and IV) Основываясь на вышеизложенном, предлагается определять прочность гидротехнических малоармированных железобетонных конструкций с межблочными строительными швами, в том числе усиленных предварительно напряженной БПА, согласно следующей методике. Поперечное усилие Qb, воспринимаемое бетоном сжатой зоны в наклонном сечении, определяется на основе формулы (65) СП 41.13330.2012[16] [25]: , (1) где - коэффициент влияния предварительно напряженных хомутов (стальных или из БПА) в зоне среза, принимаемый равным 1,2 в случае их дополнительной установки; - коэффициент, учитывающий влияние продольной арматуры, определяемый по формуле , (2) и принимаемый не более 2,0; - для элементов конструкций с высотой сечения , 0,83 - для элементов конструкций с высотой сечения ; - коэффициент, учитывающий влияние предварительно напряженной базальтокомпозитной арматуры, , (3) где - усилие предварительного напряжения, , (4) в котором х - высота сжатой зоны элемента конструкции, вычисляемая при треугольной эпюре по формуле . Коэффициент Kp, определяемый по результатам комплекса экспериментальных исследований, равен 1,5 - при расположении предварительно напряженной базальтокомпозитной арматуры в растянутой зоне элемента конструкции и 1,85 - при расположении предварительно напряженной базальтокомпозитной арматуры в сжатой зоне элемента конструкции; φn = 1,0 - при отсутствии предварительного напряжения; γj - коэффициент, учитывающий влияние межблочного строительного шва в зоне действия поперечных сил, принимаемый по табл. 2, где lj - расстояние между сечением по шву и нормальным сечением, проходящим через конец наклонного сечения в сжатой зоне; hj - высота сечения по шву; M и Q - изгибающий момент и поперечная сила в нормальном сечении, проходящем через конец наклонного сечения в сжатой зоне, соответственно. Таблица 2 Значения коэффициента, учитывающего влияние межблочного строительного шва в зоне действия поперечных сил lj / hj 0,45 и меньше От 0,46 до 0,64 0,65 и выше 1,0 0,80 Table 2 Values of the coefficient taking into account the influence of the interblock construction seam in the zone of transverse forces action lj / hj 0.45 and less From 0.46 to 0.64 0.65 and higher 1.0 0.80 Сравнение результатов расчетов по формуле (1) с данными экспериментов показывает достаточное совпадение с отклонением до 7 %. Заключение С учетом результатов проведенных исследований характерных железобетонных конструкций ГТС с межблочными строительными швами сформулированы этапы (I, II, III, IV) напряженно-деформированного состояния железобетонных конструкций ГТС, которое характеризуется особенностями распределения нормальных и касательных напряжений в нормальном сечении, проходящем через вершину критической наклонной трещины, выклинивающейся из межблочного строительного шва. На основе результатов проведенных исследований железобетонных конструкций ГТС, в том числе усиленных предварительно напряженной базальтокомпозитной арматурой (как в растянутой, так и в сжатой зонах конструкции), а также предварительно напряженными хомутами в зоне среза, разработана методика расчета прочности малоармированных железобетонных конструкций ГТС, имеющих межблочные строительные швы.

Об авторах

Олег Дмитриевич Рубин

Институт «Гидропроект» имени С.Я. Жука, Научно-исследовательский институт энергетических сооружений

Автор, ответственный за переписку.
Email: cskte@mail.ru
SPIN-код: 2720-6627

директор филиала, Институт «Гидропроект» имени С.Я. Жука, Научно-исследовательский институт энергетических сооружений, доктор технических наук

Российская Федерация, 125080, Москва, Волоколамское шоссе, д. 2, стр. 1

Сергей Евгеньевич Лисичкин

Инженерный центр сооружений, конструкций и технологий в энергетике

Email: cskte@mail.ru

заместитель генерального директора, Инженерный центр сооружений, конструкций и технологий в энергетике, доктор технических наук

Российская Федерация, 125364, Москва, ул. Свободы, д. 35, стр. 36

Оксана Валерьевна Зюзина

Всероссийский научно-исследовательский институт имени Б.Е. Веденеева

Email: cskte@mail.ru
SPIN-код: 6769-5035

инженер 1-й категории, аспирант

Российская Федерация, 195220, Санкт-Петербург,ул. Гжатская, д. 21

Список литературы