Усиление железобетонных балок: Усиление балок. Усиление ригелей и железобетонных балок перекрытия

Содержание

Усиление балок. Усиление ригелей и железобетонных балок перекрытия

Балки и ригели — линейные детали зданий и сооружений, которые воспринимают нагрузку от других горизонтальных конструкций и представляют собой стержень (брус) квадратного или прямоугольного сечения. В практике строительства они могут изготавливаться из дерева, металла или железобетона, при этом независимо от используемого сырья иногда требуется усиление балок и ригелей для повышения их несущей способности и обеспечения безопасной эксплуатации домов.

Особенности укрепления линейных элементов строительных объектов

Если жесткость системы снижается под воздействием внешних факторов или в результате повреждения материалов, со временем происходит ее деформация. Это приводит к активному росту напряжений на неповрежденных участках и процесс разрушения ускоряется еще больше. В итоге балка не выполняет возложенную на нее при проектировании функцию, что приводит здание или строение в аварийное состояние.

Деревянные и металлические несущие элементы имеют монолитную структуру. В свою очередь железобетон — это композит, где нагрузку воспринимает непосредственно бетон и стальная арматура. Последняя имеет заданное направление, которое очень важно знать, если планируется усиление балок перекрытия.

Методы повышения прочности линейных элементов строительных объектов разделяются на следующие виды:

  • Традиционные — установка обойм, хомутов, рубашек, метод наращивания, преднапряженные затяжки. Недостаток такого решения — наращивание массы системы и изменение ее внешнего вида.
  • Инновационные — применение композитных материалов. Отличаются простотой монтажа и более долговечным сроком службы.

Если планируется усиление именно железобетонных балок, важным критерием выбора способа является масса усиливающих средств, поскольку увеличение собственного веса конструкции снижает эффективность результата работ. Это делает углеродные ленты наиболее рентабельной технологией для усиления ригелей, поскольку их вес практически не ощутим.

Как улучшить эксплуатационные характеристики углелентами

На практике применяются две схемы наклеивания углеродных материалов на жб поверхности:

  • Использование однонаправленных холстов FibArm Tape для усиления в пролете в зоне растяжения. Они наклеиваются горизонтально вдоль продольной оси. Лента остается цельной, а ее края по ширине загибаются на боковые стороны. Взамен лент могут применяться также углепластиковые ламели FibArm Tape Lamel или углеродные сетки FibArm Tape Grid.
  • Хомуты из FibArm Tape для увеличения сопротивления поперечным нагрузкам. Они наклеиваются в опорной зоне в поперечном направлении или под углом, перпендикулярно действию поперечной силы, загибаясь на боковые стороны.

При усилении пролетных строений основное внимание уделяется грузоподъемности конструкции в целом. Традиционные технологии предлагают в качестве решений этой задачи либо увеличение поперечного сечения, либо полное конструктивное преобразование. Первый вариант позволяет повысить грузоподъемность до 15%, второй до 35%. Если же рассматривать укрепление углелентами, то увеличить этот показатель возможно до 2 раз. При этом основная геометрия останется неизменной, что также является преимуществом инновационных решений.


Усиление железобетонных и металлических балок

Усиление балок перекрытия может производиться при реконструкции здания, при замене или усилении изношенных конструкций, при капитальном ремонте, при перепланировке или перепрофилировании помещений. Также усиление балок проводится в целях предотвращения аварийной ситуации (в случае повышенного износа, повреждения или деформации балки).

Железобетонные балки перекрытий подвержены комплексному разрушению. Бетон под воздействием сырости и перепадов температур выкрашивается, арматура ржавеет. Металлические балки также подвержены коррозии.

В настоящей статье мы рассмотрим несколько вариантов усиления железобетонных и металлических балок.

Повышению несущей способности железобетонной балки может способствовать увеличение её сечения. Наращивание балки может быть односторонним, когда к телу балки присоединяют нижнюю накладку, двухсторонним, когда балка увеличивается вбок за счёт симметричных накладок, кроме того, балка может быть целиком заключена в трёхстороннюю железобетонную рубашку. Если позволяют условия, балка может быть заключена в четырёхстороннюю железобетонную обойму.

Практикуется также усиление железобетонных балок перекрытия посредством установки внешней листовой арматуры на полимеррастворе. В нижней плоскости балки высверливаются отверстия под анкерные болты, которые прикрепляют к балке стальную полосу. Полоса укладывается на адгезионную обмазку из защитно-конструктивного полимерраствора.

Полимерраствор применяется также при усилении железобетонной балки посредством установки дополнительной арматуры. Вдоль по длине балки фрезой прорезываются два паза, куда помещаются арматурные пруты. Они также закрепляются защитно-конструктивным полимерраствором.

Еще один метод усиления железобетонной балки – усиление с помощью уголков. К существующей арматуре балки при помощи арматурных коротышей привариваются металлические пластины, а к последним – уголки из прокатной стали.

Возможно усиление железобетонной балки перекрытия с помощью установки предварительно-напряжённых шпренгелей из арматурной стали. В зависимости от характеристик балки, шпренгель может удерживаться различным количеством распорок и стяжных хомутов. Распорки могут быть прикреплены к телу балки с помощью натяжных винтов.

Усиление металлических балок, как и укрепление железобетонных балок, также может осуществляться путём увеличения сечения. Для этой цели к балке привариваются накладки. При этом балки должны быть разгружены не менее чем на 60 %, либо следует установить временные дополнительные опоры. Существует два вида усиления металлических балок накладками: прикрепление симметричных боковых накладок или нижней накладки.

 Следует помнить, что объём сварки при наращивании балки должен быть минимальным, сварные швы должны располагаться в удобных местах, а потолочная сварка должна быть сведена к минимуму.

Другой способ усиления металлических балок перекрытия – это использование натяжных устройств, которые обеспечивают постоянную величину предварительного напряжения.

Ремонт и усиление железобетонных балок транспортного тоннеля «Октябрьский»

24 января 2015


22 августа 2014 года ООО «АльянсСтрой» завершило производство работ по ремонту секций С-5.2 с использованием материалов фирмы «MAPEI» на объекте: «Капитальный ремонт транспортного тоннеля «Октябрьский» с адресными ориентирами: г. Москва, ЦАО, пересечение Садового кольца с Ленинским проспектом и с ул. Якиманка, под Калужской площадью».


Необходимость производства работ по ремонту железобетонных балок транспортного тоннеля возникла в связи с глубокой карбонизацией бетона и разрушением защитного слоя балок, коррозией рабочей арматуры локальных участков балок (как следствие снижение несущей способности элементов сооружения), разрушением межбалочных швов в результате высоких динамических нагрузок.


Дополнительные сложности вызывала высокая автомобильная загруженность транспортного тоннеля – производство работ по усилению железобетонных балок транспортного тоннеля, допускалось только в ночные часы с перекрытием одной полосы движения в каждую сторону.


Для восстановления эксплуатационных характеристик сооружений была принята следующая технология ремонта железобетонной конструкций транспортного тоннеля:

  1. Механическое удаление слабодержащихся частиц бетона балок и межбалочных швов.
  2. Очистка арматуры от коррозии.
  3. Нанесение антикоррозионного состава Mapefer 1 K на оголенные участки арматуры.
  4. Ремонт межбалочных швов и восстановление защитного слоя балок высокопрочным фиброармированным составом Mapegrout Thixotropic.


5. Усиление несущей способности балок системой внешнего армирования на основе углеродных ламелей Carboplate E170 и MapeWrap System.


6. Нанесение защитного состава Elastocolor Paint с предварительным грунтованием Elastocolor Primer.


Большой опыт выполнения работ по ремонту и усилению железобетонных балок и высокая эффективность организации производства позволили нашей компании завершить комплекс работ раньше установленного срока.

Усиление железобетонных балок с нормальными трещинами (Реферат)

Петрозаводский
Государственный Университет

Кафедра
строительных конструкций, оснований и
фундаментов

РАСЧЕТНО-ГРАФИЧЕСКАЯ
РАБОТА

Усиление
ж/б балок с нормальными трещинами

по
курсу:

« Реконструкция зданий и сооружений»

Выполнил:
студент гр.51502

Пауков
П. Н.


Принял:
Таничева
Н.В

Петрозаводск
2002

Содержание:

Содержание: 3

1
Исходные данные
4

2
Усиление ригеля междуэтажного перекрытия
4

2.1
Усиление ригеля междуэтажного перекрытия
упругой промежуточной опорой
4

1
Определение изгибающих моментов М
1,
М
2 4

2
Определение высоты сжатой зоны бетона
5

3
Определение относительной высоты сжатой
зоны, исходя из условий равновесия
5

4
Проверка несущей способности балки по
нормальному сечения
5

5
Определение Мр в середине пролета в
результате подведения упругой опоры
6

6
Определение Р в середине пролета в
результате подведения упругой опоры
6

7
Определение прогибов конструкции
6

8
Определение момента инерции ж/б сечения
6

9
Подбор сечения балки упругой опоры
6

2. 2
Усиление ригеля междуэтажного перекрытия
подведением жесткой опоры
7

1
Вычисление моментов
7

2
Проверка достаточности арматуры в
верхней части сечения
8

2.1
Определение высоты сжатой зоны бетона
8

2.2
Несущая способность опорного сечения
балки
8

2.3
Усиление ригеля междуэтажного перекрытия
с помощью предварительно-напряженных
затяжек
9

1
Определение приведенной площади
армирования
9

2
Вычисление приведенной высоты сечения
9

3 Определение
высоты сжатой зоны бетона, усиленная
затяжками
10

4 4
Проверка ограничения, которое накладывается
на высоту сжатой зоны изгибающих
элементов
10

5
Определение относительной высоты сжатой
зоны
10

6
Определение момента способного выдержать
сечением
11

7
Определение усилия необходимого для
предварительного натяжения затяжек
11

Список
литературы:
12

1 Исходные
данные

Таблица 1 – Исходные данные для
расчета

Существующая

Нагрузка
после

Класс

Рабочая

Монтажная

Расчетный

Разм.
сечения, (см)

вар

нагрузка,

q1
(кН/м)

усиления,

q2
(кН/м)

бетона
В

ар-ра

ар-ра

пролет,

L0
(м)

b

h

18

20.0

27.0

В20

416
AIII

210AI

7. 0

25

60

Принятые материалы и их
характеристики:

  • Бетон В20: Rb
    = 11.5МПа,
    ;

  • Арматура: АIII
    с RS
    = 365МПа, AI
    с RS
    = 225МПа.

Усиление балок перекрытия | ПРАЙМ

Усиление балок – это процедура, в которой нередко возникает необходимость. Даже хорошо спроектированная и построенная с соблюдением всех норм и требований конструкция может со временем потребовать усиления отдельных элементов, принимающих на себя наиболее значительные нагрузки. К ним, безусловно относятся, балки.

Усиление балок чаще всего производится в ходе различных ремонтных работ, включая не только капитальный ремонт, но и плановое обслуживание и усиление отдельных частей конструкции, с подходящим к окончанию сроком эксплуатации. Также процедура может потребоваться, если производится перепланировка или перепрофилирование всего здания или отдельного его помещения. Общая цель усиления балок – предотвращение возникновения аварийных ситуаций.

Усиление балок перекрытия

На сегодняшний день в современном строительстве используется множество эффективных и действенных методик, позволяющих восстановить или увеличить несущую способность балок перекрытия. Отбрасывая те случаи, когда требует полная замена компонентов строительной конструкции, усиление балок перекрытия – это эффективный способ продлить срок ее эксплуатации.

Наиболее часто используемый метод усиления – это установка опорных стоек с последующим монтажом усиливающих элементов. Она позволяет существенно снизить нагрузку на отдельных участках конструкции и равномерно распределить ее. Для этого опорные стойки под балками устанавливаются на всех этажах, при этом важно, что они располагались четко одна под другой. Сами стойки устанавливаются на лаги (обычно для этой цели используют деревянные бруски), которые помогают распределить вес балки, по нижнему перекрытию.

В зависимости от материала, из которого изготовлена балка, используются различные способы ее усиления.

Деревянные балки

Усиление деревянных балок рано или поздно становится необходимым в ста процентах случаев. Дерево – это далеко не самый надежный материал для изготовления несущих конструкций. Даже при условии, того, что балка была соответствующим образом обработана при монтаже, рано или поздно влажность и естественные процессы старения материала возьмут свое.

Для того, чтобы продлить срок службы несущей деревянной балки, используют следующую методику. С двух сторон к балке прибивают специальные накладки – деревянные брусья. Толщину и длину конструкторы рассчитывают индивидуально для каждой балки. Если необходимо серьезное усиление, накладки могут монтироваться по всей длине балки перекрытия.

Усиление металлических балок

Основной принцип усиления металлических балок заключается в увеличении сечения. Для этого, как и в случае с деревянными конструкциями, к балкам привариваются накладки. Для того, чтобы произвести эту операцию нагрузка на балки должна быть снижена при помощи опорных стоек не менее, чем на 60%. Также практикуется способ приваривания нижней накладки, в качестве альтернативы установке боковых накладок.

Усиление железобетонных балок

Железобетонные конструкции часто бывают подвержены комплексному постепенному разрушению: выходит из строя не только бетонная часть конструкции, но также постепенно выходит из строя и арматура. Наиболее популярный способ усиления железобетонных балок – это установка листовой арматуры с применением специального полимерного раствора. В качестве усиливающей конструкции служит т.н. «рубашка» из листового металла, которая заключает балку с трех или, если позволяет конструкция, с четырех сторон.

Усиление балок композитными материалами

Компания «ПРАЙМ» предлагает вам свои услуги по усилению строительных конструкций. В своей работе мы используем в качестве армирующей конструкции углеволокно, обладающее целым рядом существенных преимуществ, по сравнению с традиционными материалами:

  • Высокую устойчивость к коррозии
  • Малый вес монтируемых элементов конструкции
  • Незначительное влияние на площадь и объем балки
  • Универсальность (метод применяется для всех видов и типов балок, включая деревянные балки)
  • Высочайшую прочность конструкции

Позвоните нам по телефону +7 (495) 669-9136 или оставьте заявку через одну из форм на нашем сайте, чтобы заказать работы по усилению балок перекрытий и других балок!

Усиление железобетонных конструкций — презентация онлайн

1.

Усиление железобетонных конструкций

2. Отличительные особенности железобетонных конструкций зданий и сооружений:

• использование в качестве несущих элементов двух компонентов стали и бетона, обладающих разными физико-механическими
свойствами (прочностью, деформативностью,
коррозиоустойчивостью и т.д.). В реальных условиях это
обуславливает значительную зависимость их совместной работы от
технологических факторов, условий эксплуатации; соответственно,
действительная работа железобетонных конструкций часто
отличается от расчетных предпосылок;
• недоступность одного из основных элементов — арматуры для
осмотра и ремонта, следовательно, наличие некоторой
неопределенности в оценке его состояния и действительной работы;
• слабая прочность бетона на удары, хрупкость;
• слабая трещиностойкость бетона;
• подверженность бетона и арматуры коррозии;
• большая трудоемкость производства усилительных работ.

3. Наиболее распространенными повреждениями железобетонных конструкций, вызывающими необходимость усиления являются:

• коррозионное разрушение бетона и арматуры;
• трещинообразование бетона от развития начальных
трещин и перегрузок;
• разрушения опорных участков;
• дефекты монтажа и изготовления (отсутствие закладных
деталей, пониженная прочность бетона, недостаточное
армирование и пр. ).
• Особенностью железобетонных конструкций является
сложность установления и оценки их эксплуатационного
состояния, связанная со слабым приборным обеспечением
обследований.

4. Особенности оценки несущей способности

В отличие от вновь проектируемых элементов в расчетах
существующих конструкций учитываются:
• пониженная прочность бетона, при наличии повреждений
и коррозии коэффициентом 01 на который умножается
расчетное сопротивление бетона Rb ;
• потери сечения арматуры в результате коррозии
коэффициентами 02 и kd на которые умножается
расчетное сопротивление арматуры Rs;
• нарушение сцепления арматуры и бетона при коррозии
арматуры коэффициентом 03 на который умножаются
расчетные сопротивления бетона и арматуры Rb ,Rs ;.
Расчетные коэффициенты железобетонных конструкций в
зависимости от состояния бетона и арматуры
Внешние признаки
Показания приборов
01
Отсутствуют
видимые
дефекты и повреждения.
Глубина
нейтрализации
бетона
не
превышает
половины
толщины
защитного слоя; имеются
отдельные
волосяные
трещины.
Прочность
бетона
и
арматуры не ниже проектной,
скорость УЗВ более 4 км/с.
1
1
1
Работоспособное
Антикоррозионная защита
частично повреждена. На
бетоне
в
отдельных
участках
мелкие
и
маслянистые пятна, волосы:
проступают следы коррозии
не
расчетной
арматуры
отдельными
точками
и
пятнами.
Прочность бетона основного
сечения не ниже проектной,
скорость УЗВ 3 … 4 км/с.
Потеря площади сечения
рабочей
арматуры
и
закладных
деталей
не
превышает 5%. Прогибы и
ширина
раскрытия
нормальных
трещин
превышают допустимые.
0,9
0,95
0,9
Ограниченноработоспособное
Имеются признаки снижения
эксплуатационной
пригодности
конструкции.
Пластинчатая
коррозия
расчетной
арматуры
и
закладных деталей.
Прочность бетона основного
сечения ниже проектной,
скорость УЗВ менее 3 км/с,
потери сечения арматуры и
закладных деталей более
5%, трещины в сжатой зоне и
в
зоне
главных
растягивающих напряжений.
0,8
0,9
0,8
Категория
состояния
Исправное
02
03

6. Усиление увеличением сечения

• По статической схеме работы усиление осуществляется
обетонированием или армированием.
• Армирование выполняется
– по схеме работы — продольным и (или) поперечным, по виду
арматуры — из канатов, гибких стержней, профилированных или
листовых материалов;
– по материалу арматуры — из стали или синтетических материалов.
• Обетонирование выполняется
– по виду материала армированным или неармированным бетоном;
– по способу укладки — заливкой, инъецированием,
торкретированием, а также устройством сборного бетона или
железобетона.
• Перечисленные методы применяются как по отдельности, так и в
сочетании. В последнем случае получают наибольший эффект от
усиления. Например, обетонирование сочетают с установкой
дополнительной арматуры, продольное армирование с поперечным и
т.д. Арматура усиления, как правило, покрывается защитным слоем
бетона. Торкретирование или набрызгивание целесообразно
применять при необходимости бетонирования снизу вверх или при
усилении широких вертикальных поверхностей.
Способы усиления растянутой зоны или
растянутых элементов
• увеличение площади сечения рабочей арматуры
путем устройства дополнительных затяжек,
закрепленных по концам конструкции;
• установка дополнительной арматуры соединением
через коротыши с рабочей арматурой и с
последующим обетонированием ;
• приклеивание листовой стали;
• вклеивание стержневой арматуры в
подготовленных пазах;
• установка самоанкерующихся устройств с
реализацией бокового обжатия зоны рабочей
арматуры конструкции.
Способы усиления сжатой зоны или сжатых
элементов:
увеличение площади сечения сжатой зоны бетона;
установка дополнительной сжатой арматуры;
ограничение поперечных деформаций устройством
наращиваний, обойм, рубашек или, применяя
распорки из жесткой арматуры (для изгибаемых и
внецентренно сжатых — односторонним распором,
для центрально-нагруженных — двусторонним), и т.д.
Способы усиления на восприятие
поперечных сил:
увеличение поперечного сечения бетона;
устройство поперечной арматуры;
устройство наращиваний, обойм, рубашек;
установка поперечных балок, стержней и т.д.
• Наиболее распространенными видами усиления железобетонных
конструкций увеличением сечения являются устройство
наращиваний, рубашек и обойм.
• Наращивание — способ усиления, при котором сечение усиливаемой
конструкции увеличивается по высоте или ширине сечения с одной
или двух сторон.
• Рубашка — способ усиления, в котором усиливающий элемент
охватывает усиливаемую конструкцию с трех сторон.
• Обойма — способ усиления, в котором усиливающий элемент
устраивается по периметру усиливаемого элемента.
• Наращиванием могут быть усилены любые железобетонные
конструкции: балки, плиты, стойки, стены и др.
• Рубашки выполняются в балках или стойках при отсутствии доступа с
одной стороны, например, в пилястрах или колоннах у стенового
ограждения, а также в балках при необходимости повышения
несущей способности по нормальным и наклонным сечениям
одновременно.
• Обоймами усиливаются, в основном, сжатые стойки или простенки,
элементы стропильных ферм.
Присоединение арматуры.
• Стержни арматуры в местах установки на сварке соединительных
скоб вскрываются не менее чем на половину диаметра. Арматура
очищается от ржавчины или остатков бетона механическим способом.
Соединение существующей и вновь устанавливаемой арматуры
осуществляют с помощью коротышей или внахлестку (с применением
ручной дуговой сварки).
• Последовательность выполнения сварных соединений усиливаемых
конструкций устанавливается проектом. При отсутствии указаний в
проекте сварку соединения выполняют в следующем порядке:
• в балках или ригелях — от краев к середине пролета с размещением
коротышей в шахматном порядке; приварку крючьев, хомутов — от
изогнутой части к концу стержня с заплавлением кратера шва.
Последовательность приварки хомутов, крючьев по длине (высоте)
усиливаемых конструкций может быть произвольной.
• Сварку под нагрузкой производят при температуре не ниже — 15°С, в
слабонагруженных элементах, воспринимающих до 25% расчетной
нагрузки — не ниже — 25°С.

12. Соединение арматурных стержней на накладках (а) и в нахлестку (б)

13. Крепление ПН затяжки к усиливаемой балке

Крепление дополнительной арматуры к существующей конструкции: а –
схема усиления; б – вклеивание в пазы; в,г – соединение на сварке через
коротыши; д – приклеивание листовой стали с дополнительной анкеровкой
Установка дополнительных закладных деталей.
• При усилении часто возникает необходимость в установке
дополнительных закладных деталей. При этом детали разделяются
на конструктивные, на которые не передаются значительные усилия,
и на расчетные, которые воспринимают значительные сдвигающие,
отрывающие усилия и изгибающие моменты.
• К первой группе относятся закладные детали для фиксации
элементов, которые устанавливаются на несущие конструкции
(например, плиты перекрытия на балки). Эти детали испытывают
сжимающие и незначительные сдвигающие усилия.
• Закладные детали крепятся с помощью сварки к существующей
арматуре и с помощью накладных металлических хомутов. В первом
случае скалывается защитный слой арматурных стержней, к ним
привариваются круглые коротыши или ребра из полосовой стали и
к последним — лист (уголок) новой закладной детали. При установке
закладной детали заподлицо с поверхностью элемента устраивается
борозда, и пластина вдавливается в свежий цементный раствор.
• Устройство закладных деталей на хомутах менее трудоемко, но
требует большего расхода стали.
• Дополнительные закладные детали, а также арматура
усиления могут быть заанкерованы в существующую
железобетонную конструкцию путем пробуривания
скважины и заделки в нее арматурного стержня.
• Скважина пробуривается перфоратором на глубину не
менее 20 диаметров.
• Арматура или анкерный стержень заделываются на
эпоксидном клее или путем виброчеканки жесткой
цементно-песчаной смесью. На эпоксидном клее
закрепляется арматура к горизонтальной, вертикальной
плоскости бетона, а также к нижней плоскости,
расположенной под углом 45° и более к горизонту.
• На цементно-песчаном растворе допускается закрепление
анкера только к горизонтальной плоскости бетона.
• Эффективно к концу анкера приварить шайбу.
Установка дополнительной закладной детали с
помощью сварки по верхней плоскости (а) и
заподлицо с поверхностью (б)
1 – сколотая зона бетона, заделываемая раствором; 2 – коротышпрокладка из круглого стержня; 3 – коротыш-прокладка из полосовой
стали; 4 – продольная арматура; 5 –дополнительная ЗД

17.

Устройство дополнительных ЗД с помощью хомутов в балках (а) и стойках (б): 1 – листовой держатель; 2 – стержневой держатель; 3 – стяжной болт; 4

– боковая планка; 5 – листовая ЗД; 6 – угловая ЗД

18. Усиление железобетонных элементов увеличением сечения: а, б – наращиванием; в – устройством обоймы; г – устройством рубашки; д – устройст

Усиление железобетонных элементов увеличением сечения:
а, б – наращиванием; в – устройством обоймы; г –
устройством рубашки; д – устройством балки рядом
Минимальные толщины обойм и набетонок,
определяемые технологическими требованиями
Конструктивный элемент
Колонна
Боковые стенки балок
Нижние пояса балок
Плиты перекрытий при
наращивании:
— сверху
-снизу
Минимальная толщина, см бетона при
устройстве
в опалубке с
вибрированием
Торкретированием и
набрызгом
8
6
12,5
5
3
5
3,5
6
3,5

21. Усиление элементов зданий

22.

Усиление пустотных плит с использованием пустот: а – без увеличения рабочей высоты; б – с увеличением рабочей высоты наращиванием сжатой

Усиление плит перекрытий и покрытий
Усиление пустотных плит с использованием пустот: а – без увеличения
рабочей высоты; б – с увеличением рабочей высоты наращиванием
сжатой полки. 1 – усиливаемая плита; 2 – арматура; 3 – бетон усиления
Усиление ребристых плит устройством плоского (а) и пространственного
(б) арматурного каркаса и бетонированием швов

23. Усиление опорных частей пустотных плит крайних (а) и средних (б) пролетов:

1 – усиливаемая плита; 2 – опора; 3 – анкерная балка
• Усиление ребер
сборных плит
установкой хомутов 1 –
хомуты; 2 – прокладки
из уголков
• Увеличение опорной
площади ребристых
плит средних пролетов
устройством
металлических
столиков
• Увеличение опорной
площади ребристых
плит крайних пролетов
устройством
металлических
консолей

25.

Усиление плит монолитных перекрытий

• а, б – укладкой
дополнительной
армированной плиты;
• в, г – подведением
железобетонных и
стальных поперечных
ребер
• 1 – усиливаемая
плита;
2 – дополнительная
плита;
3 – дополнительное
железобетонное
поперечное ребро;
4 – дополнительное
стальное поперечное
ребро

26. Усиление балок

• Усиление балок производят для увеличения их несущей
способности по изгибающему моменту и по поперечной силе в
зависимости от характера повреждений.
• Балки усиливаются односторонним или двусторонним
наращиванием железобетоном (сверху, снизу или с боков),а
также с помощью четырехсторонних обойм. При усилении без
разгрузки наращиванием арматуры, дополнительную
арматуру обычно предварительно напрягают.
• Приварку дополнительной арматуры осуществляют
посредством коротышей или арматурных отгибов через
200…1000 мм, начиная с концов и постепенно переходя к
середине.
• При применении высокоуглеродистых сталей классов A-600 и
выше, а также высокопрочной проволоки и канатов сварка не
допускается. Крепление производится с применением
наружных металлических или железобетонных
поддерживающих систем.

При усилении железобетонных балок наклейкой стальных листов
на полимеррастворе для улучшения сцепления листов с балкой
устраиваются анкерные устройства .
Усиление приопорных участков балок на действие поперечных
усилий может быть осуществлено с использованием:
железобетонных обойм или рубашек с усиленным поперечным
армированием, стальных хомутов, полимерных армированных
шпонок, наклейкой листового металла или стеклоткани.
Поперечные хомуты рекомендуется предварительно напрягать
стягиванием хомутов, натяжкой болтов.
При недостаточной несущей способности приопорных участков балок
или при необходимости уменьшения их расчетной длины
устраиваются выносные опоры в виде шпренгельных систем или
консольных балок.
При усилении балок путем изменения конструктивной схемы подкосы
и стойки прикрепляются к балке непосредственно через стальные
детали на растворе. Включение стоек и подкосов в работу
осуществляется через клиновые стальные прокладки, стальные
хомуты, а также стягиванием или раздвижкой подкосов по
металлической прокладке на графитовой смазке.

28. Включение усиливающих подкосов в работу железобетонных балок через клиновые прокладки – а; раздвижкой подкосов — б

29. Подведение дополнительных стальных столиков под железобетонные балки при недостаточной прочности опорных участков

• а – на сварке; б – устройством анкеров; в – на подвесках; г –
на дополнительных консолях; д – на тяжах; е – на стойках

30. Усиление колонн

• Наибольшее применение находит усиление
железобетонных колонн устройством железобетонных и
металлических обойм. Усиление обоймами наиболее
рационально для колонн небольшой гибкости .
• Арматура или стальные элементы усиления обойм
устанавливаются обычно без связи с арматурой
усиливаемых колонн, поэтому нет необходимости их
вскрывать. При таком способе усиления важно обеспечить
совместную работу «старого» и «нового» бетона (см.
ниже). Для улучшения адгезии и защиты бетона и
арматуры в агрессивных условиях эксплуатации
рекомендуется применение полимербетонов.
• Толщина железобетонной обоймы колонн определяется
расчетом и конструктивными требованиями и, как
правило, не превышает 300 мм. Диаметр арматуры
принимают не менее 16 мм для стержней, работающих на
сжатие, и 12 мм для стержней, работающих на
растяжение. Поперечную арматуру диаметром не менее
6 мм для вязаных каркасов и 8 мм для сварных
устанавливают с шагом 15 диаметров продольной
арматуры и не более трехкратной толщины обоймы,
но не более 200 мм.
• При местном усилении обойму заводят за пределы
поврежденного участка на длину не менее пяти ее толщин
и не менее длины анкеровки арматуры, а также не менее
двух ширин большей грани колонны, но не менее 400 мм.
Для лучшего сцепления рекомендуется адгезионная
промазка из полимерных материалов.
• Поперечная арматура железобетонной обоймы
может быть выполнена в виде спиральной обмотки.
Спирали в плане должны быть круглыми и
охватывать всю рабочую продольную арматуру.
Расстояние между ветвями спирали должно быть не
менее 40 мм и не более 100 мм, оно не должно также
превышать 0,2 диаметров сечения ядра обоймы,
охваченного спиралью.
• При сильном повреждении защитного слоя,
железобетонные обоймы выполняются с
обеспечением связи существующей и
дополнительной арматуры.
• При необходимости устройства «рубашек» особое
внимание должно быть уделено анкеровке поперечных
хомутов. Это осуществляется обычно путем приварки
хомутов к арматуре колонн или пропуском хомутов
через стену и приваркой к анкерным уголкам.
• Наиболее технологичны металлические обоймы из
уголков и соединительных планок между ними.
Эффективность включения металлической обоймы в
работу колонны зависит от плотности прилегания
уголков к телу колонны и от предварительного
напряжения поперечных планок. Для плотного
прилегания уголков поверхность бетона предварительно
по граням колонн тщательно выравнивается
сглаживанием неровностей и зачеканкой цементным
раствором.
• Для усиления колонн эффективно использование
предварительно напрягающих элементов.

34. Усиление железобетонных стоек устройством железобетонных (а,б) и стальных обойм

• 1 – бетон
усиления;
• 2 – продольная
арматура;
• 3 – хомуты;
• 4 спиральная
арматура;
• 5 – уголок;
• 6 – планки;
• 7 –опорный
уголок

35. Обеспечение надежного сцепления между старым и новым бетоном

• Важнейшим условием эффективности усиления
железобетонных конструкций является обеспечение
надежного сцепления усиливающего и усиливаемого
элементов.
• Это достигается:
• соответствующей подготовкой бетонной
поверхности усиливаемого элемента;
• применением адгезионной промазки;
• надежным закреплением усиливающей арматуры к
существующей или надежной ее анкеровкой;
• тщательной анкеровкой или закреплением
устанавливаемых закладных деталей.

36. Подготовка поверхности бетона.

Порядок выполнения работ:
• Предварительно удаляют слабопрочный бетон в
дефектных участках, цементное тесто;
• С целью повышения шероховатости поверхность бетона
подвергают механической обработке при помощи
электрических или пневматических машин — при малых
объемах работ и гидроабразивным, пескоструйным или
термоабразивным способом — при больших объемах работ.
• Смывают пыль гидроструйным способом;
• Рабочие поверхности перед бетонированием увлажняют в
течение 12…24 ч до полного водопоглощения;
• Поверхность продувают сжатым воздухом для удаления
капель и пленок воды.
• Разрушаемый бетон по периметру сечения удаляют
перпендикулярно, а на боковых поверхностях — параллельно
продольной оси усиливаемых конструкций. Особенно тщательно
обрабатывают бетонные поверхности в зоне максимальных
касательных напряжений.
• При отсутствии указаний в проекте неровности поверхности
должны составлять 2,5. ..5 мм на длине 200 мм, а волнистость
до 1 см.
• Для улучшения адгезии на подготовленную поверхность старого
бетона рекомендуется нанести слой клея (силоксанового или
акрилового) с толщиной слоя 3…5 мм. Бетон укладывается
непосредственно после нанесения клея.
• Поверхность рабочих швов, выполняемых при укладке бетонной
смеси с перерывами, должна быть перпендикулярна оси
бетонирования, в плоских набетонках (в любом месте) параллельна меньшей стороне плиты.
• При перерывах в бетонировании больше сроков схватывания
(ориентировочно 4 ч) требуется обработка поверхностей.

В случае, когда старый бетон подвержен
замасливанию, рекомендуется
термохимическая обработка его поверхности,
включающая следующие операции:
обработка 0,1%-м раствором ПАВ (ОП-7
или ОП-10) -1…1,5 ч;
прогрев при температуре 180°С — 1 ч;
обработка органическим растворителем трихлорэтиленом, перхлорэтиленом – 1 ч;
сушка при температуре около 100°С – 0,5 ч;
промывка водой под давлением.

20.09.2018 Впервые в мире для усиления железобетонных конструкций применены углепластиковые ламели на основе полиуретановой пултрузии

В Республике Удмутрия для усиления железобетонных конструкций были применены углепластиковые ламели CarbonWrap Lamel T-50/110

 

В сентябре 2018 года выполнен капитальный ремонт ребристых плит и усиление железобетонных балок чердачного перекрытия средней общеобразовательной школы в п. Балезино-3 (Удмуртская Республика, Балезинский район, п. Балезино-3).

Устранены дефекты плит: нарушение защитного слоя бетона, трещины в ребрах, выколы и сколы бетона ребер, а также дефекты балок: нарушение защитного слоя бетона, оголение и коррозия арматуры, сквозные отверстия, каверны и трещины в растянутой зоне.

Геометрия балок и плит чердачного перекрытия, а также ремонт трещин были осуществлены ремонтными составами CarbonWrap Repair.

Повышение несущей способности для восприятия возросшего уровня снеговых нагрузок железобетонных балок перекрытия было выполнено впервые в мировой практике при помощи технологии внешнего армирования с применением углепластиковых ламелей CarbonWrap Lamel T-50/110 производства ООО «НЦК».

  

Углепластиковые ламинаты CarbonWrap Lamel T выпускаются толщиной 5 мм и шириной до 110 мм. Применяются для усиления элементов высокоответственных конструкций с большими размерами сечений и при условии действия повышенных нагрузок. CarbonWrap Lamel T поставляются с защитной пленкой (peel-ply), которая обеспечивает защиту ламели от загрязнений и высокую прочность сцепления за счет шероховатой поверхности (при наклейке пленку следует удалять).

Стоит отметить, что настоящие ламинаты при толщине 5 мм и высоких прочностных и деформативных характеристиках на сегодняшний день не имеют аналогов на российском рынке.

Система Внешнего Армирования CarbonWrap®  — лидирующее решение по усилению композитами на базе углеволокна в России и СНГ. Производится НЦК и является частью глобальной продуктовой линейки международного холдинга DowAksa Advanced Composites Holdings B.V. СВА CarbonWrap® представлена на рынке с 1987 года. За более чем 30 лет по всему миру реализовано значительное число проектов по ремонту и усилению строительных конструкций промышленных и жилых зданий и сооружений, объектов атомной и гидроэнергетики, транспортной инфраструктуры, трубопроводов, резервуаров и пр.

 

Железобетонная балка – обзор

17.4.2 Усталость под действием поперечной силы

Когда железобетонная балка без армирования стенки многократно нагружается и происходит усталостное разрушение по схеме наклонной трещины, в которой преобладает поперечная сила (глава 14), предельное величина поперечной силы (Vuf) составляет около 60 % от таковой при монотонном нагружении ( V u ) [17-15].

Что касается армированной или частично предварительно напряженной бетонной балки с поперечным армированием, то поперечная сила (Vcrf) при появлении наклонной трещины при повторной нагрузке также меньше, чем при монотонной нагрузке ( V cr ).Отношение Vcrf/Vcr зависит, главным образом, от усталостной прочности бетона при растяжении (ftf/ft), которая уменьшается по мере увеличения времени повторного нагружения или усталостной долговечности ( N ). Напряжение армирующей сетки в балке до появления наклонной трещины достаточно низкое, поэтому армирующая сетка оказывает незначительное влияние на замедление растрескивания бетона.

Результаты испытания на усталость частично предварительно напряженной бетонной балки, в которой преобладает сила сдвига, показаны на рис. 17-15, а сечение, материал и предварительное напряжение используемого образца такие же, как и у предыдущего (рис.17-13). При первом нагружении образца до V = 0,58 V u , где V u — предельное усилие сдвига того же образца при монотонном нагружении, в пролете сдвига появляется наклонная трещина. (ближе к концу балки). Затем образец разгружают и снова нагружают повторно 2,81×10 6 раз в диапазоне от нижней границы к верхней, что соответствует соответственно .39 В и . Затем верхнюю границу повторной нагрузки увеличивают до В max = 0,58 В u , и образец разрушается с критической наклонной трещиной после повторения нагрузки 1,34 × 10 6 раз и там стремя устали и сломаны. Общее время повторной нагрузки составляет 4,15×10 6 .

РИС. 17-15. Испытание частично предварительно напряженной железобетонной балки на усталость в наклонной трещине [17-18]

При первом нагружении балки растягивающее напряжение хомута составляет всего σ sv < 30 Н/мм 2 и наибольшее усилие сдвига переносится бетоном до появления наклонной трещины, но после образования наклонной трещины растягивающее напряжение явно увеличивается, а доля поперечной силы, переносимая бетоном, соответственно уменьшается.Кроме того, растягивающее напряжение каждого хомута ( σ sv , рис. 17-15) в пределах пролета сдвига значительно варьируется в зависимости от местоположения, расстояния от наклонной трещины и ширины трещины поблизости. Наклонная трещина не закрывается после полной разгрузки ( V = 0), а остаточное напряжение хомута составляет 30–60 Н/мм 2 .

При повторном нагружении балки с одинаковой амплитудой напряжение хомута ( σ sv ) и ширина наклонной трещины ( w max ) под верхней границей нагрузки (или V max ) меняются аналогично остаточным напряжениям и ширине трещины под нижней границей (или V min ). Они явно увеличиваются на ранней стадии (менее n ), но имеют тенденцию постепенно стабилизироваться позже. Однако, если верхняя граница повторной нагрузки будет увеличена позже, напряжение, наклонная трещина и деформация балки сразу же возрастут и в дальнейшем также будут стабильными.

Наконец, усталостное разрушение балки происходит внезапно после повторения нагрузки Н раз с верхней границей или пределом усталости (Vmax=Vuf). Однако существует две категории разрушения балки с критической наклонной трещиной.Как правило, одно из хомутов, пересекаемых наклонной трещиной, разрушается первым из-за усталости, и внезапно возникает большая ширина трещины и более высокое напряжение в соседних хомутах. Затем соседние хомуты последовательно разрушаются, наклонная трещина расширяется и проходит как вверх, так и вниз, а зона сжатия на сечении постепенно уменьшается по мере дальнейшего повторения нагрузки. Наконец, балка разрушается вскоре после того, как бетон в зоне сжатия достигает усталостной прочности под действием сжимающих и касательных напряжений вместе. Другая категория усталостного разрушения возникает обычно для балки с меньшим содержанием арматуры. Продольная арматура балки разрушается при усталости под действием растягивающего напряжения и действия штифта (напряжения сдвига) вместе, после того как сначала разрушается стремя, а наклонная трещина расширяется. Это вызывает окончательное разрушение балки, но явных признаков разрушения в зоне сжатия бетона не обнаруживается. На рис.17-16, где V u — предел прочности балки на сдвиг при монотонном нагружении.

РИС. 17-16. S N диаграмма прочности на сдвиг для балки из частично предварительно напряженного бетона [17-18]

Конструктивный элемент, на который воздействует сила сдвига и на который действует повторяющаяся нагрузка, обычно сначала проектируется, после чего определяются размеры сечения, арматура и хомуты удовлетворять пределу прочности, следуя методу предельного состояния (глава 14).После этого проверяется усталостная прочность балки на сопротивление сдвигу, и могут быть использованы различные принципы и методы расчета.

Значения повторяющихся нагрузок. То же, что используется для проверки сопротивления усталости изгибу (раздел 17.4.1).

Требование проверки. Если для предварительно напряженного железобетонного элемента не допускается появление наклонной трещины, то максимальное главное (растягивающее) напряжение бетона при максимальном повторном нагружении должно удовлетворять:

(17-6)σc1f≤ftf.

Поскольку допускается растрескивание бетона для железобетонных элементов под эксплуатационной нагрузкой, номинальное касательное напряжение (υf) в зоне растяжения при изгибе рассчитывается по распределению напряжений по сечению (рис. 14-15, раздел 14.3.3[14- 15]14.3.3) также является главным растягивающим напряжением бетона ( σ 1 ). Усталостную прочность хомута не нужно проверять для балки, если касательное напряжение при повторном нагружении составляет

(17-7)υf≤0,6ftf.

Однако, если касательное напряжение υf>0. 6ftf существует в обеих торцевых частях элемента, там должны быть проверены усталостные прочности хомута и изгибаемой арматуры.

Расчет напряжения при усталостной нагрузке. Обычно для расчета используется упрощенная формула, основанная на модели балки или фермы (см. раздел 14.3.3), но в нормах проектирования разных стран приводятся разные формулы.

Границы | Поведение на изгиб железобетонных балок, армированных полимерными прямоугольными трубами, армированными стекловолокном

Введение

Железобетонные (ЖБ) конструкции обычно демонстрируют достаточную прочность в обычных условиях.Однако в суровых условиях долговечность железобетонных конструкций была серьезной проблемой из-за коррозии стальных стержней и бетона (Аль-Саллум и др., 2013; Базли и др., 2016; Эльгази и др., 2017; Berrocal et al., 2018; Biswas et al., 2020). Например, некоторые мосты, нефтяные платформы и другие открытые сооружения в морской среде функционально изнашиваются из-за проблем с коррозией (Li et al. , 2018; Oskouei et al., 2018; Zhou et al., 2019), что приводит к дорогостоящему техническому обслуживанию. Стоимость.Поэтому поиск новых строительных материалов или технологий для защиты железобетонных конструкций от коррозии имеет важное значение для железобетонных конструкций в суровых условиях.

Армированные волокном полимерные (FRP) композитные материалы привлекают все большее внимание в качестве строительных материалов благодаря своей превосходной коррозионной стойкости (Micelli and Nanni, 2004; Miyano et al., 2005; Correia et al., 2015; Sankholkar et al. , 2018). Например, арматура FRP использовалась для замены обычных стальных стержней в некоторых железобетонных конструкциях (Chen et al., 2007; Бенмокран и др., 2017; Эльгаббас и др., 2017). Таким образом, очевидно, можно было бы повысить долговечность железобетонных конструкций, особенно в морской технике и гидротехнике. В настоящее время было проведено множество исследований по изучению использования арматуры FRP в бетоне из морского песка с морской водой (Xiao et al. , 2017; Li et al., 2018; Bazli et al., 2019; Zeng et al., 2020). , а коррозионная стойкость композитов FRP была полностью использована в бетонных конструкциях из морской воды и морского песка.Использование армирования FRP может точно решить проблему коррозии стальных стержней, однако коррозионная стойкость бетона не может быть улучшена после использования армирования FRP. На долговечность бетона значительно влияет эрозия из-за воздействия хлоридов и сульфатов (Song et al., 2008; Valipour et al., 2017; Kashi et al., 2019), таких как сваи на причалах. Таким образом, как одновременно защитить бетон и арматуру в железобетонных конструкциях в суровых условиях от коррозии, также является важной темой исследований (Otieno et al., 2016; Мельчерс и Чавес, 2020).

Пултрузионные трубы FRP все чаще исследуются в композитных элементах с превосходными свойствами материала (Hadi and Yuan, 2017; Youssef and Hadi, 2017). Например, Белзер и др. (2013) исследовали поведение на изгиб заполненных бетоном прямоугольных труб из армированного стекловолокном полимера (GFRP). Труба из стеклопластика использовалась в качестве несъемной опалубки и обеспечивала армирование образцов балки. Мутташар и др. (2016) протестировали изгиб композитных балок, армированных квадратными трубами из стеклопластика, заполненными бетоном.Таким образом, эти исследования подтвердили влияние труб из пултрузионного профиля из стеклопластика на улучшение характеристик конструкции и коррозионной стойкости балочных элементов (Сатасивам и др., 2018; Юань и Хади, 2018; Скиарретта и Руссо, 2019). Из-за вышеупомянутых преимуществ трубы из стеклопластика были использованы для усиления железобетонных балок в этом экспериментальном исследовании с целью повышения коррозионной стойкости железобетонных конструкций в суровых условиях, как показано на рисунке 1. Прямоугольные трубы из стеклопластика использовались в качестве несъемная опалубка, а элементы ж/б балки заключены в трубы из стеклопластика.Поскольку и стальные стержни, и бетон ограничены трубами из стеклопластика, коррозионная стойкость элементов железобетонной балки может быть значительно улучшена.

РИСУНОК 1 . Сечения образцов балок (A) RC, (B) G0C, (C) G0.6A, (D) G1.15A, (E) G1.15B и ( F) G1.15C.

На этом фоне в данной статье представлено экспериментальное исследование изгибного поведения предлагаемых композитных балок.Пултрузионные трубы из стеклопластика использовались для усиления ж/б балок. В общей сложности шесть образцов балки были отлиты и испытаны с использованием испытания на изгиб в четырех точках. К основным параметрам относились армирование растяжимых стальных стержней и расстояние между хомутами. Даны исследования предельных нагрузок, перемещений, деформаций и режимов разрушения образцов балок. Кроме того, также обсуждались влияние каждого компонента образцов балки на поведение при изгибе.

Экспериментальная программа

Образцы балок

Всего было испытано шесть образцов балок различной конфигурации, в том числе пять составных балок, армированных стеклопластиковыми трубами, и одна железобетонная балка. Все образцы композитных балок были усилены одними и теми же трубами из стеклопластика, как показано на рисунке 2А, ​​а размер трубы составляет 3000 мм × 228 мм × 152 мм (длина × высота × ширина). Толщина трубы из стеклопластика составляла 6 мм. Образцы балок были отлиты из бетона с такой же прочностью на сжатие, предельная прочность на сжатие которого составляет 40 МПа. Конфигурации образцов балки приведены в таблице 1, а поперечные сечения приведены на рисунке 1. Исследуемые переменные включали коэффициент усиления растяжимых стальных стержней и расстояние между хомутами.Железобетонная балка названа «ЖБ» в качестве эталонной балки, а коэффициент армирования продольных растяжимых стержней составлял 1,15%. Поскольку коэффициент армирования 1,15% отвечает требованиям уравновешенных армированных балок и расчету размеров поперечных сечений в составных балках, 1,15% было определено в качестве основного коэффициента усиления для большинства образцов балок. Для композитных балок название образцов начинается с буквы «G», что указывает на то, что прямоугольная труба из стеклопластика используется для усиления этого образца балки. Затем за этой буквой следует арабская цифра, которая означает коэффициент армирования стержней из растянутой стали в процентах, и используются три различных коэффициента армирования (0, 0,6 и 1,15%). Наконец, добавляется буква (A, B или C), обозначающая расстояние между хомутами в поперечном пролете, а «A» означает, что расстояние составляет 100 мм, «B» — 200 мм, «C» означает, что в этом пролете нет хомутов. образец. Например, в образце G0.6A указано, что этот образец балки армирован прямоугольной трубой из стеклопластика, а коэффициент армирования растяжимыми стальными стержнями равен 0.6%, а расстояние между хомутами в пролете сдвига составляет 100 мм.

ТАБЛИЦА 1 . Конфигурация образцов балки.

Образцы RC и G1.15C имеют одинаковую конфигурацию стальных стержней, включая продольные стальные стержни и хомуты. Таким образом, влияние трубы GFRP было исследовано путем сравнения этих двух образцов. Влияние продольных растяжимых стальных стержней обсуждалось образцами G0C и G1. 15C, которые были усилены различными растяжимыми стальными стержнями.Образцы G1.15A, G1.15B и G1.15C были сконфигурированы с тем же коэффициентом армирования стальных стержней на растяжение, и влияние стремени расстояние было исследовано путем сравнения этих трех образцов.

Следует отметить, что качество сцепления между бетоном и трубой из стеклопластика имеет большое значение для поведения при изгибе образцов композитных балок. Из-за гладкой поверхности профилей GFRP обычно предлагалось несколько мер для повышения прочности на сдвиг на границе раздела, таких как использование соединителей на сдвиг или шлифование покрытия.Принимая во внимание возможное повреждение прочности трубы из стеклопластика, вызванное установкой срезных соединителей во фланец, срезные соединители в этом исследовании не использовались. Взаимодействие между трубой из стеклопластика и бетоном будет изучаться как параметр в будущих исследованиях.

Свойства материала

Все образцы были отлиты одной партией из самоуплотняющегося бетона. Самоуплотняющийся бетон был приготовлен в лаборатории, его состав приведен в таблице 2.Гладкие бетонные кубы (150 мм × 150 мм × 150 мм) были отлиты для определения прочности бетона на сжатие в соответствии с GB/T 50081 (2002 г.). Прочность на сжатие самоуплотняющегося бетона, усредненная из трех кубов, составила 39,8 МПа через 28 сут. Испытания на растяжение пяти образцов были проведены для определения средней прочности стальных стержней на растяжение в соответствии с GB/T 228 (2010). Средний предел текучести при растяжении стержней из стали Н14 составил 556,6 МПа, а модуль упругости — 205.4 ГПа. Средний предел текучести при растяжении стержней из стали N8 составил 301,7 МПа при модуле упругости 190,6 ГПа.

ТАБЛИЦА 2 . Состав самоуплотняющегося бетона.

Были проверены свойства материала труб из стеклопластика в продольном направлении. Прочность на растяжение определяли с помощью ASTM D3039 (2017). Пять образцов размером 250 мм × 25 мм × 6 мм (длина × ширина × толщина) были испытаны на среднюю прочность на растяжение. Средняя прочность на растяжение составила 416.5 МПа, а модуль упругости при растяжении составлял 40,6 ГПа. Прочность на сжатие была получена с использованием ASTM D695 (2015 г.), а размеры образцов составляли 125 мм × 25 мм × 6 мм (длина × ширина × толщина). Прочность на сжатие и модуль упругости при сжатии, усредненные по результатам испытаний образцов, составили 342,5 МПа и 32,7 ГПа соответственно.

Изготовление образцов

Изготовление образцов балки в основном включало следующие этапы. Сначала были подготовлены стальные клетки, и четыре тензорезистора с проволокой были прикреплены к четырем продольным стальным стержням для каждой стальной клетки.Тензорезисторы были закреплены в середине продольной арматуры, и была подготовлена ​​достаточно длинная проволока тензорезисторов, чтобы обеспечить удобное соединение с системой сбора данных, как показано на рисунке 2B. Затем в опалубку были помещены подготовленные стальные каркасы. Деревянная опалубка использовалась для отливки образца RC, а трубы из стеклопластика использовались в качестве несъемной опалубки для композитных балок. Для всех образцов с каждой стороны было оставлено покрытие толщиной 20 мм с использованием пластиковых стульев.Кроме того, в два отверстия, расположенные в области сдвига, были помещены два крючка для удобного перемещения образцов балки. Труба из стеклопластика была уложена с уклоном в 30 градусов, как показано на рис. 2C, что способствовало облегчению заливки самоуплотняющегося бетона. Нижний конец трубы из стеклопластика был закрыт деревянным бруском, чтобы обеспечить герметичность трубы. Наконец, самоуплотняющийся бетон был искусственно залит в трубу с верхнего конца, и была использована специальная крышка, чтобы заблокировать верхний конец и обеспечить хорошее литье, как показано на рисунке 2C.Образец RC накрывали влажной мешковиной для предотвращения потери влаги и поливали в будние дни. Образцы композитных балок отверждались в окружающей среде до дня испытаний.

РИСУНОК 2 . (A) трубы из стеклопластика, (B) стальные клетки и (C) трубы из стеклопластика со стальными клетками.

Испытательная установка

Испытания на изгиб проводились с использованием четырехточечного изгиба, как показано на рисунке 3. Все образцы балок имели пролет в свету 2700 мм.Длина пролета сдвига и области чистого изгиба составляла 900 мм. Пять линейных регулируемых дифференциальных трансформаторов (LVDT) были равномерно установлены в нижней части образцов балки для контроля за развитием прогиба. Связь между бетоном и профилями из стеклопластика обычно слабая, поэтому два других LVDT были размещены горизонтально на двух концах образцов для измерения относительного скольжения во время испытаний.

РИСУНОК 3 . Испытательная установка.

Тензодатчики использовались для измерения деформации продольной арматуры и труб из стеклопластика.Как показано на рисунке 4, тензодатчики были прикреплены к каждому продольному стальному стержню перед заливкой бетона. Деформация сжатия стальных стержней при сжатии была достигнута путем усреднения тензорезисторов S 1 и S 2 . Средняя деформация растяжения стальных стержней была получена с помощью тензодатчиков S 3 и S 4 . Для труб из стеклопластика в середине верхнего фланца были закреплены два датчика окраски (S 5 и S 6 ) для контроля средней деформации сжатия.Кроме того, два тензорезистора (S 7 , S 8 ) были равномерно приклеены в середине полотна для исследования распределения деформации в поперечном сечении в середине пролета. Среднее растяжение нижних полок измеряли тензорезисторами S 9 и S 10 . Все тензорезисторы в трубах из стеклопластика были размещены в продольном направлении.

РИСУНОК 4 . Расположение тензорезисторов (мм).

Нагрузка с регулируемым перемещением использовалась с помощью универсальной испытательной машины 2000 кН.Скорость загрузки составляла 0,5 мм/мин. Данные о нагрузке и перемещении собирались электронным регистратором данных, подключенным к компьютеру, каждые 3 с. Загрузка образца RC была остановлена, когда нагрузка уменьшилась до 80% от предельной нагрузки. Для составных образцов балки испытания были прекращены, как только была достигнута предельная нагрузка.

Экспериментальные результаты

Экспериментальные результаты испытаний на изгиб приведены в таблице 3, включая предельную нагрузку, предельную нагрузку и соответствующий прогиб в середине пролета, предельный момент, начальную жесткость на изгиб и среднее относительное скольжение.Следует отметить, что предел текучести образцов балки можно было найти только в образцах RC, G1.15A, G1.15B и G1.15C, и не наблюдалось очевидных пределов текучести для образцов G0C и G0.6A. При этом начальная изгибная жесткость образцов с пределом текучести определялась как жесткость от точки с нагрузкой 30 кН до предела текучести. Для образцов балок без видимых пределов текучести жесткость на изгиб определялась от точки с нагрузкой 30 кН до предельной нагрузки.

ТАБЛИЦА 3 . Результаты экспериментов.

Общее поведение

В начале испытаний нагрузка и прогиб образцов балки постепенно увеличивались. На внешней поверхности трубы из стеклопластика не было обнаружено явных повреждений или трещин. Затем было обнаружено относительное проскальзывание между бетоном и трубой из стеклопластика, сопровождающееся некоторыми звуками. При достижении предельной нагрузки раздался громкий взрывной звук для всех составных балок. Этот взрывной звук был вызван внезапным выходом из строя труб из стеклопластика.Как показано на рисунке 5, составные образцы балки не удалось из-за повреждения труб GFRP. Повреждение произошло в одной из точек нагружения, трубка разорвалась по верхнему краю. Помимо повреждения в месте загрузки, другая часть трубы из стеклопластика осталась целой без видимых повреждений. В результате поврежденные образцы составных балок сохраняли высокую остаточную прочность. Поскольку отклонение в середине пролета поврежденных образцов превысило полную шкалу испытательной машины, точная остаточная прочность составных образцов балки не была получена в этом экспериментальном исследовании.

РИСУНОК 5 . (A) Разрушение образцов, (B) разрушение в точке нагрузки и (C) относительное скольжение.

Вид разрушения бетонного ядра был исследован путем удаления трубы из стеклопластика после испытаний, и типичное распределение трещин было дано, как показано на рисунке 6. Количество трещин было меньше по сравнению с обычными железобетонными балками, в то время как ширина которого была больше. Большинство трещин были сквозными и распространялись в области чистого изгиба.Одна основная трещина была обнаружена под одной точкой нагрузки, где произошел отказ трубы из стеклопластика. Различное распределение между ж/б балками и составными балками было в основном вызвано трубами из стеклопластика. В областях сдвига использование труб из стеклопластика улучшило прочность образцов на сдвиг, поэтому в пролете сдвига почти не было трещин при сдвиге. В то же время жесткость составных балок была улучшена трубами из стеклопластика, что уменьшило прогиб и количество трещин в областях чистого изгиба. Кроме того, удержание трубы из стеклопластика также способствовало уменьшению трещин.

РИСУНОК 6 . Распространение бетонных трещин.

Все составные балки показали одинаковый режим разрушения из-за локального разрушения в одной точке нагрузки. Режим отказа в этом исследовании отличался от обычного режима отказа при изгибе или режиме отказа при сдвиге в ж/б балках, поскольку как чистая область изгиба, так и область сдвига трубы из стеклопластика не пострадали, когда образцы луча не удались.В конце испытаний локальное давление стальной пластины было большим, и это давление легко вызывало локальное повреждение труб из стеклопластика в верхнем фланце. Местный отказ верхней полки также вызвал отказ образцов луча. Таким образом, режим разрушения композитных образцов балки был локальным отказом в точке нагружения.

Кривые прогиба под нагрузкой в ​​середине пролета

Кривые прогиба под нагрузкой в ​​середине пролета образцов балки приведены на рис. 7. Образец RC показывает типичную кривую прогиба под нагрузкой в ​​середине пролета железобетонной балки с линейным приращением до предела текучести и длинным ступень платформы выхода после точки выхода.Кривая образца G0C показывает почти линейный рост вплоть до разрушения образца. Колебания кривых были обнаружены на этой кривой, как показано на рисунке 7, которые должны быть вызваны разрушением бетонного ядра. Бетон в образце G0C был армирован только трубой из стеклопластика, без армирования стальными стержнями, бетон легко растрескивался при большой деформации. Жесткость при изгибе образца G0C была примерно такой же, как и у образца RC в начале испытания.Затем, после выхода стальных стержней, жесткость образца RC уменьшилась, а образец G0C остался постоянным.

РИСУНОК 7 . Кривые прогиба нагрузки в середине пролета.

Кривая образца G0.6A стала более гладкой после использования продольных стальных стержней и хомутов. Между тем нагрузка образца G0.6A почти линейно увеличивалась до предельной нагрузки. Жесткость и предельная нагрузка образца G0.6A были явно выше по сравнению с образцами RC и G0C.

Образцы G1.15А, G1.15B и G1.15C показаны аналогичные кривые. На основании результатов, представленных на рис. 7, рост кривых можно разделить на две стадии. Первый этап начинался с начала испытания до предела текучести образцов, и три образца сохраняли почти одинаковую начальную жесткость на изгиб и предел текучести. Второй этап начинался после достижения предела текучести, жесткость образцов при изгибе несколько снижалась, а нагрузки постоянно возрастали вплоть до разрушения образцов.Предельные нагрузки этих трех образцов показывают небольшую разницу, хотя три образца имели разное расстояние между стременами.

Скольжение

Кривые прогиба скольжения в середине пролета приведены на рисунке 8, а скольжение было получено путем усреднения двух LVDT на концах балочных образцов. На рисунке 8 показано, что максимальное скольжение было обнаружено в образцах G0C и G0.6A, и скольжение почти превышало 4 мм. Для образцов G1.15B и G1.15C скорость роста и максимальное значение скольжения были меньше, чем у первых двух образцов.Образец G1.15A показал наименьшее скольжение среди всех композитных балок.

РИСУНОК 8 . Кривые прогиба скользящего среднего пролета.

Относительное проскальзывание композитных балок в основном было вызвано трещинами в бетоне и деформацией образцов балок. После использования растяжимых стальных стержней и хомутов бетон ограничивался стальными стержнями, а деформация образцов балки контролировалась, что уменьшало количество и ширину бетонных трещин, а относительное скольжение ограничивалось.Кроме того, относительное скольжение показало более быстрый рост, когда отклонение достигло примерно 30 мм, когда растянутые стальные стержни поддались. Износ стальных стержней вызвал более широкую трещину, поэтому относительное скольжение начало быстро увеличиваться при прогибе около 30 мм.

Пластичность

Составные балки (образцы G1. 15A, G1.15B и G1.15C), стальные стержни на растяжение (N14) которых имели кажущийся предел текучести, показали примерно билинейную восходящую ветвь перед пиковым свинцом.Нагрузка этих трех композитных балок продолжала расти после выхода из растяжимых стальных стержней. Композитные балки, наконец, вышли из строя при внезапном падении нагрузки и не показали хороших пластических свойств. Хотя образец G0.6A также был укреплен продольной арматурой, текучести образца луча не наблюдалось. Причина в том, что стержни из растянутой стали (N8), использованные в этом исследовании, не имели очевидных пределов текучести. В результате образец G0.6A выполнил линейный рост нагрузки и режима хрупкого разрушения.Образец G0C не показал никакой пластичности из-за отсутствия стальных стержней в этом образце. Стальные стержни способствовали повышению пластичности, однако в этом исследовании проблема хрупкого разрушения составных элементов не была решена.

Анализ и обсуждение

Влияние прямоугольной трубы из стеклопластика

Влияние труб из стеклопластика очевидно можно наблюдать при сравнении образцов RC и G1. 15A, как показано на рис. 9. Эти два образца имели одинаковый коэффициент армирования продольные стержни и стремена, и единственное отличие состоит в том, что в образце G1 использовалась трубка из стеклопластика.15А. Результаты экспериментов показывают, что предельная нагрузка образца G1.15A была улучшена в три раза по сравнению с образцом RC, а начальная жесткость при изгибе удвоилась. Улучшения прочности и жесткости также были обнаружены при сравнении других составных образцов с образцом RC. Таким образом, прочность и жесткость элементов ж/б балки могут быть значительно улучшены за счет использования труб из стеклопластика. Более того, в образце G1.15C не использовались стальные стремена, а в образце G1.15C демонстрирует превосходные характеристики при изгибе без разрушения при сдвиге, что указывает на то, что труба из стеклопластика может обеспечить достаточную прочность на сдвиг. В результате использование растяжимых стальных стержней и хомутов может быть разумно уменьшено в этом типе образцов балок, а высокие механические свойства труб профилей из стеклопластика могут гарантировать достаточную устойчивость к изгибу.

РИСУНОК 9 . Кривые прогиба нагрузки в середине пролета (образец G1.15A и образец RC).

Кривые деформации в середине пролета образца G1.15B приведен на фиг. 10, включая деформацию верхней полки, нижней полки и стенки. В целом, деформация каждой части трубы из стеклопластика показывает линейное увеличение до конечного значения. Возрастающая деформация сжатия указывает на то, что верхняя половина секции трубы из стеклопластика обеспечивает высокую прочность на сжатие композитных балок. Возрастающая деформация растяжения доказывает, что трубка из стеклопластика может обеспечить высокую прочность на растяжение для образцов балки. Более того, растяжение оказалось явно больше, чем сжатие, что указывает на то, что труба из стеклопластика вносит больший вклад в свойства растяжения, чем свойства сжатия композитных балок.Другие образцы показали аналогичные кривые деформации образца G1.15B.

РИСУНОК 10 . Кривые деформации среднего пролета (образец G1. 15B).

Деформация сжатия верхней полки для всех труб из стеклопластика показана на рисунке 11. Хотя коэффициент армирования композитных образцов балки был разным, поведение верхней полки при сжатии не имело очевидных различий. Все деформации сжатия показывают линейный рост и максимальное значение которого достигает около 6500.Анализ деформаций и режим разрушения верхней полки продемонстрировал, что предельная нагрузка образцов балки контролировалась верхней полкой труб из стеклопластика.

РИСУНОК 11 . Кривые деформации сжатия в середине пролета для всех труб из стеклопластика.

Кроме того, хотя максимальная деформация при сжатии трубы из стеклопластика была намного выше, чем предельная деформация при сжатии бетона, было обнаружено, что бетон при сжатии не разрушается. Это могло быть вызвано двумя причинами: а) бетон хорошо удерживался стеклопластиковой трубой, что улучшало поведение бетона на сжатие; и б) трещина на растянутой стороне бетона вызвала кажущееся относительное скольжение между бетоном и трубой, поэтому предельная деформация сжатия бетона не была достигнута.

Влияние хомутов

Влияние хомутов на поведение при изгибе оценивали путем сравнения образцов G1.15A, G1.15B и G1.15C, как показано на рис. 7. Разница между тремя образцами заключалась в хомуте. расстояние (100 мм в G1.15A, 200 мм в G1.15B и без хомутов в G1.15C). Эти три образца балки показали аналогичные кривые прогиба нагрузки в середине пролета, в том числе примерно одинаковые точки текучести и жесткость на изгиб. Таким образом, на поведение при изгибе использование стремян существенно не повлияло.Предельные нагрузки на изгиб не улучшались, когда в пролете сдвига использовалось больше хомутов. И наоборот, использование большего количества стремян вызвало небольшое снижение предельной нагрузки на изгиб в образце G1.15A. Возможная причина может заключаться в том, что использование большего количества хомутов в композитных балках привело к сужению пространства между хомутами и трубами, что повлияло на заливку самоуплотняющегося бетона и, наконец, уменьшило изгибные характеристики композитных балок.

Влияние стальных стержней на растяжение

Прочность на изгиб и жесткость композитных балок были значительно улучшены при использовании стальных стержней на растяжение.Например, когда в образце G0.6A использовались два стальных стержня, предельная нагрузка которых была на 26% выше, чем у образца G0C. Когда коэффициент стального армирования был увеличен до 1,15% в образце G1.15C, прочность на изгиб и жесткость дополнительно улучшились, как показано на рисунке 12. Кроме того, свойства растяжения продольных стальных стержней значительно повлияли на пластическую реакцию композита. лучи. Если растянутые стальные стержни имеют предел текучести, композитные балки также выполняют кажущийся предел текучести, например образец G1.15С усилен стальными стержнями N14. И наоборот, композитные балки показали почти линейную кривую отклонения нагрузки в середине пролета, если растяжимые стальные стержни не имеют предела текучести, например, образец G0.6A, усиленный стальными стержнями N8.

РИСУНОК 12 . Кривые прогиба нагрузки в середине пролета (образцы G0C, G0.6A и G1.15C).

Как показано на рис. 11, коэффициент армирования растянутых стальных стержней мало повлиял на характеристики сжатия верхнего фланца трубы из стеклопластика. Однако растягивающие стальные стержни значительно повлияли на растяжение нижней полки, как показано на рисунке 13.Таким образом, использование растяжимых стальных стержней способствовало полному использованию свойств труб из стеклопластика на растяжение, тем самым повышая прочность композитных балок на изгиб.

РИСУНОК 13 . Влияние растянутых стальных стержней на поведение нижней полки при растяжении.

Нейтральная ось

Положение нейтральной оси было определено на основе деформации сжатия верхней полки и деформации растяжения нижней полки в трубах из стеклопластика. Высота оси представляла собой расстояние от нижнего фланца трубы из стеклопластика до положения нейтральной оси. Как показано на рисунке 14, для составных балок, армированных трубой из стеклопластика и растяжимыми стальными стержнями, высота нейтральной оси составляла около 140 мм (2/3 глубины балки). Высота нейтральной оси образца G0C составляет около 120 мм, а наличие растянутых стальных стержней увеличило высоту нейтральной оси. Расположение нейтральной оси доказало, что большинство труб из стеклопластика использовалось для натяжения композитных балок.

РИСУНОК 14 . Расположение нервной оси.

На рис. 15 показано распределение деформации трубы из стеклопластика в середине пролета (образец G1.15B), где показано то же расположение нейтральной оси, что и на рис. 14. Кроме того, распределение деформации в середине пролета трубы из стеклопластика было подтвердилось, что линейное распределение в тесте на изгиб. Этот вывод имеет важное значение для прогнозирования прочности на изгиб композитных балок. Следует отметить, что положение нейтральной оси определялось деформацией трубы из стеклопластика. Поскольку между бетоном и трубой произошло относительное скольжение, положение нейтральной оси, вероятно, имело некоторую разницу в бетоне и в трубах из стеклопластика.

РИСУНОК 15 . Распределение деформации в середине пролета (G1.15B).

Выводы

В этом исследовании исследуется поведение на изгиб железобетонных балок, армированных трубами из стеклопластика, и трубы из стеклопластика использовались для повышения коррозионной стойкости железобетонных балок в суровых условиях. Параметры включали усиление отношения растяжимых стальных стержней и хомутов.Все образцы балки были подвергнуты испытанию на четырехточечный изгиб. Представлены экспериментальные результаты и проанализировано влияние каждого компонента. Были сделаны следующие выводы и результаты.

• Прочность на изгиб и жесткость образцов балок, армированных трубами из стеклопластика, были намного выше, чем у железобетонных балок. Когда железобетонные балки были усилены трубами из стеклопластика, прочность на изгиб также улучшилась в три раза, а жесткость на изгиб удвоилась. Следовательно, коэффициент армирования растяжимых стальных стержней может быть должным образом уменьшен в этом типе композитных балок благодаря высоким механическим свойствам труб из стеклопластика.

• Трубы из стеклопластика могут обеспечить высокую прочность на сдвиг для образцов композитных балок. В результате хомуты, используемые в образцах балки, мало повлияли на поведение при сдвиге составных образцов луча, и использование хомутов можно было уменьшить или вообще отказаться от них.

• Трубы из стеклопластика показали как прочность на сжатие, так и прочность на растяжение для образцов балки. Основываясь на анализе деформации, труба из стеклопластика обеспечивает большую прочность на растяжение, чем прочность на сжатие.

• Композитные балки, армированные трубами из стеклопластика и растянутыми стальными стержнями, демонстрируют некоторые пластические свойства, и можно наблюдать текучесть образцов балок. Однако режима хрупкого разрушения избежать не удалось. Коэффициент армирования растяжимых стальных стержней и прочность трубы из стеклопластика следует дополнительно скорректировать, чтобы улучшить пластические характеристики составных элементов балки.

• Если у растянутых стальных стержней есть предел текучести, композитные балки показали очевидный предел текучести, когда растянутые стальные стержни поддаются.После достижения предела текучести жесткость композитных балок на изгиб немного уменьшилась, однако приведенная жесткость на изгиб все еще была намного выше, чем у образца RC луча. Грузоподъемность продолжала расти благодаря использованию труб из стеклопластика.

• Образцы составных балок разрушились из-за локального разрушения стеклопластиковых труб в одной точке нагрузки. Нижний фланец всегда был цел, без повреждений во время испытаний. Улучшение точек нагрузки для трубы из стеклопластика, например, использование стальной пластины с закругленными углами вместо пластины с острыми краями, имеет важное значение для контроля поведения при изгибе и режима разрушения композитных балок.

На основании результатов испытаний поведение на изгиб образцов балок абсолютно достаточно, когда трубы из стеклопластика использовались для повышения коррозионной стойкости железобетонных балок. Однако конструкция композитных балок должна быть дополнительно оптимизирована, чтобы обеспечить полное использование материалов. Например, глубина полки или перегородки для трубы из стеклопластика должна быть рассчитана более разумно. Разумная конструкция трубы способствует контролю затрат и улучшению изгибных характеристик композитных элементов балки, поскольку стоимость трубы из стеклопластика все еще была намного выше по сравнению с другими строительными материалами.Также следует изучить коэффициент армирования растяжимых стальных стержней, потому что стальные стержни значительно повлияли на пластическое поведение композитных балок.

Заявление о доступности данных

Необработанные данные, подтверждающие выводы этой статьи, будут предоставлены авторами без неоправданных оговорок.

Вклад авторов

JY: Концептуализация, методология, написание — подготовка первоначального проекта, управление проектом и получение финансирования.GC и LZ: Экспериментальный. ГК: Анализ. ДГ и ХЗ: Написание — просмотр и редактирование.

Финансирование

Авторы благодарят за финансовую поддержку Национального фонда естественных наук Китая (NSFC) (проект № 51

8) и ключевого научно-технического проекта провинции Хэнань (проект № 202102310585).

Конфликт интересов

Авторы заявляют, что исследование проводилось при отсутствии каких-либо коммерческих или финансовых отношений, которые могли бы быть истолкованы как потенциальный конфликт интересов.

Ссылки

Аль-Саллум, Ю. А., Эль-Гамаль, С., Алмусаллам, Т. Х., Алсайед, С. Х., и Акель, М. (2013). Влияние суровых условий окружающей среды на прочностные свойства стеклопластиковых стержней. Композ. Б инж. 45 (1), 835–844. doi:10.1016/j.compositesb.2012.05.004

CrossRef Full Text | Google Scholar

ASTM D695-15 (2015). Стандартный метод испытаний на сжатие жестких пластмасс . Сингапур: ASTM International.

Google Scholar

ASTM D3039-17 (2017). Стандартный метод испытаний на растяжение композиционных материалов с полимерной матрицей . Сингапур: ASTM International.

Google Scholar

Базли М., Ашрафи Х. и Оскоуэй А.В. (2016). Влияние агрессивных сред на механические свойства пултрузионных профилей из стеклопластика. Композ. Б инж. 99, 203–215. doi:10.1016/j.compositesb.2016.06.019

Полный текст CrossRef | Google Scholar

Базли М., Чжао С.-Л., Бай Ю., Сингх Раман Р. К. и Аль-Саади С.(2019). Поведение сцепления скольжения между трубами FRP и бетоном из морского песка с морской водой. англ. Структура 197, 109421. doi:10.1016/j.engstruct.2019.109421

CrossRef Полный текст | Google Scholar

Белзер Б. Э., Робинсон М. Дж. и Фик Д. Р. (2013). Композитное действие прямоугольных стеклопластиковых труб, заполненных бетоном. Дж. Компос. Констр. 17 (5), 722–731. doi:10.1061/(ASCE)CC.1943-5614.0000370

Полный текст CrossRef | Google Scholar

Бенмокран Б. , Али А.Х., Мохамед, Х.М., ЭльСафти, А., и Манало, А. (2017). Лабораторная оценка и долговечность стержней из винилэфирного, полиэфирного и эпоксидного стеклопластика для бетонных конструкций. Композ. Б инж. 114, 163–174. doi:10.1016/j.compositesb.2017.02.002

Полный текст CrossRef | Google Scholar

Беррокаль К.Г., Лёфгрен И. и Лундгрен К. (2018). Влияние волокон на коррозию стальных стержней и поведение при изгибе корродированных железобетонных балок. англ. Структура 163, 409–425.doi:10.1016/j.engstruct.2018.02.068

Полный текст CrossRef | Google Scholar

Бисвас Р. К., Иванами М., Чидзива Н. и Уно К. (2020). Влияние неравномерной коррозии арматуры на конструктивные характеристики железобетонных конструкций: численное и экспериментальное исследование. Конструкция. Строить. Матер. 230, 116908. doi:10.1016/j.conbuildmat.2019.116908

CrossRef Полный текст | Google Scholar

Чен Ю., Давалос Дж. Ф., Рэй И. и Ким Х. -Ю. (2007). Ускоренные испытания на старение для оценки долговечности арматурных стержней из стеклопластика для бетонных конструкций. Композ. Структура 78 (1), 101–111. doi:10.1016/j.compstruct.2005.08.015

Полный текст CrossRef | Google Scholar

Коррейя Дж. Р., Бай Ю. и Келлер Т. (2015). Обзор огнестойкости конструкционных профилей из пултрузионного стеклопластика для гражданского строительства. Композ. Структура 127, 267–287. doi:10.1016/j.compstruct.2015.03.006

Полный текст CrossRef | Google Scholar

Эльгаббас Ф., Ахмед Э. А. и Бенмокран Б. (2017). Изгиб железобетонных балок, армированных ребристой базальтовой арматурой, при статических нагрузках. Дж. Компос. Констр. 21 (3), 04016098. doi:10.1061/(ASCE)CC.1943-5614.0000752

CrossRef Полный текст | Google Scholar

Эльгази М., Эль Рефаи А., Эбеад У. и Нанни А. (2017). Влияние коррозионного повреждения на изгибные характеристики железобетонных балок, усиленных композитами FRCM. Композ. Структура 180, 994–1006. doi:10.1016/j.compstruct.2017.08.069

Полный текст CrossRef | Google Scholar

ГБ/T 228 (2010 г.). Металлические материалы — испытание на растяжение.Часть 1: метод испытаний при комнатной температуре . Пекин: Standards Press of China.

Google Scholar

ГБ/T 50081 (2002). Стандарт на метод испытаний механических свойств обычного бетона . Пекин: Standards Press of China.

Google Scholar

Хади, М. Н. С., и Юань, Дж. С. (2017). Экспериментальное исследование составных балок, армированных двутавровой балкой из стеклопластика и стальными стержнями. Конструкция. Строить. Матер. 144, 462–474. дои: 10.1016 / j.conbuildmat.2017.03.217

CrossRef Полный текст | Google Scholar

Каши А., Рамезанианпур А. А., Муди Ф. и Малекитабар Х. (2019). Влияние агрессивной морской среды на деформационный коэффициент полезного действия бетона, ограниченного стеклопластиком. Конструкция. Строить. Матер. 222, 882–891. doi:10.1016/j.conbuildmat.2019.07.055

CrossRef Full Text | Google Scholar

Li, Y.L., Zhao, X.L., and Singh Raman, R.K. (2018). Механические свойства железобетонных труб, заполненных морской водой и морским песком, в искусственной морской воде. Конструкция. Строить. Матер. 191, 977–993. doi:10.1016/j.conbuildmat.2018.10.059

Полный текст CrossRef | Google Scholar

Мельчерс, Р. Э., и Чавес, И. А. (2020). Коррозия арматуры в судовых бетонах — 2. Долгосрочные эффекты. ACI Mater. J. 117 (2), 217–228. doi:10.14359/51722400

Google Scholar

Микелли Ф. и Нанни А. (2004). Прочность стержней FRP для бетонных конструкций. Конструкция. Строить. Матер. 18 (7), 491–503.doi:10.1016/j.conbuildmat.2004.04.012

CrossRef Full Text | Google Scholar

Мияно Ю., Накада М. и Секине Н. (2005). Ускоренные испытания на долговечность ламинатов FRP для морского использования. Дж. Компос. Матер. 39 (1), 5–20. doi:10.1177/0021998305046430

Полный текст CrossRef | Google Scholar

Мутташар М., Манало А., Карунасена В. и Локуге В. (2016). Влияние прочности бетона заполнения на поведение при изгибе пултрузионных квадратных балок из стеклопластика. Композ. Структура 145, 58–67. doi:10.1016/j.compstruct.2016.02.071

Полный текст CrossRef | Google Scholar

Оскоуэй А.В., Базли М., Ашрафи Х. и Имани М. (2018). Свойства пултрузионных профилей из стеклопластика при изгибе и разрушении полотна, подвергнутых циклам смачивания и сушки в различных условиях морской воды. Полим. Тестовое задание. 69, 417–430. doi:10.1016/j.polymertesting.2018.05.038

CrossRef Полный текст | Google Scholar

Отиено М., Бойсхаузен Х.и Александр М. (2016). Вызванная хлоридами коррозия стали в бетоне с трещинами — Часть I: экспериментальные исследования в ускоренных и естественных морских условиях. Цемент Конкр. Рез. 79, 373–385. doi:10.1016/j.cemconres.2015.08.009

CrossRef Полный текст | Google Scholar

Санхолкар, П. П., Пантелидес, С. П., и Хейлз, Т. А. (2018). Модель локализации бетонных колонн, армированных спиралями из стеклопластика. Дж. Компос. Констр. 22 (3), 04018007. doi:10.1061/(ASCE)CC.1943-5614.0000843

Полнотекстовая перекрестная ссылка | Google Scholar

Сатасивам С., Бай Ю., Ян Ю., Чжу Л. и Чжао Х. (2018). Механические характеристики двусторонних модульных сэндвич-панелей FRP. Композ. Структура 184, 904–916. doi:10.1016/j.compstruct.2017.10.026

Полный текст CrossRef | Google Scholar

Шарретта Ф. и Руссо С. (2019). КЭ-моделирование и экспериментальные исследования клеевых соединений между глиняным кирпичом и пултрузионными профилями из стеклопластика. Конструкция.Строить. Матер. 226, 601–615. doi:10.1016/j.conbuildmat.2019.07.291

CrossRef Full Text | Google Scholar

Сонг, Х.-В., Ли, К.-Х., и Энн, К. Ю. (2008). Факторы, влияющие на транспорт хлоридов в бетонных конструкциях, подверженных воздействию морской среды. Цемент Конкр. Композиции 30 (2), 113–121. doi:10.1016/j.cemconcomp.2007.09.005

CrossRef Полный текст | Google Scholar

Валипур М., Шекарчи М. и Арезуманди М. (2017). Удельное сопротивление диффузии хлора устойчивого зеленого бетона в суровых морских условиях. Дж. Чистый. Произв. 142, 4092–4100. doi:10.1016/j.jclepro.2016.10.015

CrossRef Полный текст | Google Scholar

Сяо Дж., Цян К., Нанни А. и Чжан К. (2017). Использование морского песка и морской воды в бетонном строительстве: текущее состояние и возможности в будущем. Конструкция. Строить. Матер. 155, 1101–1111. doi:10.1016/j.conbuildmat.2017.08.130

CrossRef Full Text | Google Scholar

Юссеф, Дж., и Хади, М.Н.С. (2017). Диаграммы осевых нагрузок и изгибающих моментов колонн, армированных стеклопластиком, и квадратных колонн, заключенных в стеклопластик. Конструкция. Строить. Матер. 135, 550–564. doi:10.1016/j.conbuildmat.2016.12.125

CrossRef Full Text | Google Scholar

Юань, Дж. С., и Хади, М. Н. С. (2018). Коэффициент трения между пултрузионными профилями FRP и бетоном. Матер. Структура 51 (5), 120. doi:10.1617/s11527-018-1250-8

CrossRef Full Text | Google Scholar

Цзэн, Дж. Дж., Дуань, З. Дж., Го, Ю. К., Се, З. Х., и Ли, Л. Дж. (2020). Новый метод поперечного усиления полимера, армированного волокном: сравнительное исследование. Доп. Структура англ. 23 (5), 979–996. doi:10.1177/1369433219884451

Полный текст CrossRef | Google Scholar

Чжоу А., Цинь Р., Чоу К.Л. и Лау Д. (2019). Структурные характеристики бетонных колонн из FRP, ограниченных морской водой, в хлоридной среде. Композ. Структура 216, 12–19. doi:10.1016/j.compstruct.2019.02.058

Полный текст CrossRef | Google Scholar

Анализ разрушения бетонных и железобетонных балок с различным коэффициентом армирования

Балки из неармированного бетона и железобетона

слегка железобетонные балки. Экспериментальное исследование было выполнено на 3 простых бетонных балках и 3 слегка армированных бетонных балках (коэффициент армирования 0,12%). Балки были испытаны на четырехточечный изгиб. Балки были нагружены двумя сосредоточенными силами, приложенными снизу вверх на одной трети пролета. Применение перевернутого способа нагружения и способа нагружения принудительным перемещением позволило замедлить процесс разрушения и точно наблюдать за развитием трещины. Нагружение осуществлялось как деформация, контролируемая с помощью гидравлических домкратов с калиброванными датчиками.Балки были изготовлены из бетона нормальной прочности. Для приготовления бетонной смеси использовали кварцитовый заполнитель с максимальным размером заполнителя \(D_{\mathrm{max}}=32~\hbox {мм}\). Основные свойства бетона проверялись стандартными методами. Прочность бетона на сжатие была испытана на 21 цилиндре \(\upphi 150/300~\hbox {мм}\), и полученное среднее значение составило \(f_\mathrm{c}=20,4~\hbox {МПа}\) (стандартное отклонение \(s=2,54~\hbox {МПа}\)). Прочность бетона на растяжение измерялась на 21 кубе 150/150/150 мм при испытании на раскалывание.{0,7}\) (где \(\alpha _\mathrm{F}=10\) для \(D_{\mathrm{max}}=32~\hbox {мм}\), \(f_\mathrm{c }\) в МПа). В слабо железобетонных балках использовались три стальных стержня диаметром 4,5 мм, а предел текучести стали \(f_\mathrm{y}=275~\hbox {МПа}\). Геометрия балки и расположение стальных стержней представлены на рис. 1.

Рис. 1

Геометрия балки и расположение арматуры

Во всех испытанных был замечен процесс разрушения, и была получена более высокая стойкость к растрескиванию в слегка армированных бетонных балках по сравнению с измеренной в простых бетонных балках.В простых бетонных балках сразу после появления первой изгибной трещины было замечено хрупкое внезапное разрушение. В слабожелезобетонных балках с коэффициентом армирования 0,12 % разрушение также было вызвано основной трещиной изгиба, но повреждение балок было замечено при более высоком уровне нагрузки, чем в балках из простого бетона. Трещина разрушения распространяется не так быстро, как в бетонных балках, а в слабоармированных бетонных балках процесс разрушения продолжался, постепенно развивая две-три трещины.Расположение трещин в простых бетонных и слабоармированных бетонных балках представлено на рис. 2 и 3. Фотодокументация трещины разрушения в простой бетонной балке А1 и слегка армированной бетонной балке В1 представлена ​​на рис. 4.

Расположение трещин в слегка железобетонных балках

Рис. 4

Фотография трещины разрушения в балке: a A1 и b B1

В ходе эксперимента приложенные нагрузки считывались с калиброванных датчиков которые крепились к гидравлическим домкратам.В простых железобетонных балках по датчикам были сняты следующие максимальные усилия: 5,10 кН, 5,51 кН, 4,45 кН, а в слабоармированных бетонных балках максимальные усилия достигли: 5,59 кН, 5,44 кН, 5,21 кН. Изгибающие моменты сначала рассчитывались на основе приложенных внешних сил, а затем к ним добавлялись изгибающие моменты, связанные с собственным весом балок. (Собственный вес балок нельзя было исключить при расчетах, так как его вклад в общий изгибающий момент составлял примерно 10 %.) Было замечено, что изгибающий момент, связанный с появлением первой изгибной трещины, определял несущую способность простых бетонных и слегка железобетонных балок. Среднее значение момента образования трещин составило \(M_\mathrm{cr,E}=5,08~\hbox {кН~м}\) в простых бетонных балках и \(M_\mathrm{cr,E}=5,39~\hbox { кН~м}\) в слабоармированных бетонных балках. Растрескивающий момент, который определял несущую способность слабоармированных бетонных балок, был больше, чем растрескивающий момент в бетонных элементах.Разницу в процессе разрушения, связанную с развитием трещин изгиба в простых бетонных и слабоармированных бетонных балках, можно наблюдать при сравнении кривых нагрузка-прогиб, полученных в ходе эксперимента (см. рис. 5). Значительно более медленное образование трещин в слабоармированных бетонных балках привело к почти в четыре раза большему прогибу слабоармированных бетонных балок по сравнению с прогибом, измеренным в простых бетонных балках.

Рис. 5

Кривые нагрузка-прогиб плоских и слабоармированных бетонных балок

Результаты экспериментов показали, что присутствие арматуры изменяет процесс образования трещин и влияет на сопротивление растрескиванию в железобетонных изгибаемых элементах, даже при армировании. соотношение низкое.{2}/6\) — модуль сечения).

Чтобы лучше понять явления, связанные с разрушением бетона при растяжении, и исследовать влияние продольных стальных стержней на зарождение и распространение трещин в изгибаемых балках, было проведено численное моделирование. В численных расчетах методом конечных элементов реализована теория нелинейной механики разрушения и применена модель разупрочнения растянутого бетона. Модель была получена из концепции фиктивной трещины, предложенной Hillerborg et al.[12] и позже улучшены Bažant и Oh [13], Cedolin et al. [14]. Модель основана на предположении, что трещина начинает развиваться в зоне процесса разрушения, когда растягивающее напряжение достигает предела прочности бетона \(\sigma =f_\mathrm{ct}\). Бетон в зоне процесса разрушения частично поврежден, но еще способен передавать напряжения. Деформационное разупрочнение растянутого бетона позволило передать напряжение размазанной трещины до тех пор, пока раскрытие трещины w не достигнет критического раскрытия трещины \(w_{1}\).Процесс растрескивания инициируется, когда существующие микротрещины начинают расти и сливаться. При дальнейшем росте микротрещин связи в бетоне разрываются и в конечном итоге процесс приводит к образованию макротрещины. Основная идея образования макротрещины представлена ​​на рис. 6.

Рис. 6

Образование макротрещины в результате действия изгибающего момента

При формулировке закона разупрочнения учитывается понятие энергии разрушения. Энергия разрушения \(G_\mathrm{F}\) представляет собой энергию, поглощаемую единицей площади трещины во время образования трещины (уравнение2). Энергия разрушения соответствует площади под кривой раскрытия трещины под напряжением \(\sigma -w\), полученной в результате испытания бетона на растяжение. {w_1} \sigma \hbox {d}w \end{align}$$

(2)

Рис.7

Характеристики бетона при растяжении (описание в тексте)

Численные расчеты выполнены с использованием модуля АПАК0 коммерческой программы АЛГОР. Модуль основан на модифицированном методе Ньютона-Рафсона, применимом к нелинейному анализу. Балка моделировалась трехмерными шести- или восьмиузловыми кирпичными элементами в объеме балки и ферменными элементами в узкой зоне процесса разрушения. Ширина зоны процесса разрушения была выбрана равной \(w_\mathrm{c}=10~\hbox {мм}\) на основании результатов проведенного ранее численного анализа [17].В процессе разрушения бетон при растяжении моделировался как нелинейный материал в соответствии с кодом модели (рис. 7b, c), а одноосная модель применялась для бетона при сжатии, поскольку предполагался низкий уровень сжимающего напряжения. Вне технологической зоны бетон моделировался как упругий материал. Интегрирование второго порядка использовалось для построения матрицы жесткости кирпичных элементов. Узлы кирпичных и ферменных элементов имели три степени свободы. Сетка МКЭ представлена ​​на рис. 8.

Рис. 8

В результате расчетов МКЭ получено распределение нормальных напряжений \(\sigma _{xx}\) в зоне процесса разрушения в простом бетоне и слабоармированной бетонной балке с коэффициентом армирования 0,12% на следующих этапах загрузки (см. рис. 9).

Рис. 9

Распределение нормального напряжения в бетоне в зоне процесса разрушения: плоская бетонная балка ; b слабоармированная бетонная балка

При анализе развития нормального напряжения в зоне процесса разрушения можно заметить, что процесс разрушения в балках из бетона в значительной степени связан с деформационным разупрочнением растянутого бетона.Распределение напряжений носит линейный характер до тех пор, пока растягивающее напряжение не достигнет прочности бетона на растяжение \(f_\mathrm{ct}\) в крайней верхней кромке зоны растяжения. Поскольку бетон не является эластичным и совершенно хрупким материалом, мы можем наблюдать прогрессирующий процесс растрескивания, который приводит к образованию макротрещин. В глубине зоны процесса разрушения в более глубоких волокнах нормальные напряжения достигают предела прочности бетона при растяжении, тогда как в верхнем уровне зоны растяжения напряжения снижаются до нуля.Влияние деформационного разупрочнения на образование трещин объясняет, почему при испытаниях изгибаемых бетонных балок с армированием и без армирования получаются более высокие экспериментальные моменты трещин по сравнению с теоретическим расчетом. Кроме того, наличие арматуры вызывает дальнейшее увеличение трещиностойкости слабоармированной бетонной балки. Связь между бетоном и стальными стержнями влияет на интенсивность напряжения вблизи арматуры и, как следствие, замедляет весь процесс образования трещин.Различие в механизме образования трещин хорошо видно при сравнении распределения нормальных напряжений при одинаковом уровне нагрузки для простого бетона и слабоармированной бетонной балки (см. рис. 10). Проведенное численное моделирование позволяет объяснить менее хрупкий характер образования трещин в слабоармированных бетонных балках по сравнению с балками из простого бетона.

Рис. 10

Сравнение распределения нормальных напряжений в зоне процесса разрушения при одинаковом уровне нагрузки

Средне- и более высокие железобетонные балки

На втором этапе исследований целью анализа было исследование эффективности продольной арматуры в балках нормальной и повышенной арматуры.Экспериментальные исследования проводились на продольно железобетонных балках, в которых коэффициент армирования составлял 0,9 %, 1,3 % и 1,8 %. Следует отметить, что в балках не применялась поперечная арматура. Балки были испытаны на трехточечный изгиб. Нагрузка прикладывалась непосредственно от испытательной машины. Балки имели длину 2,05 м, а эффективный пролет балок во время испытаний составлял 1,8 м. Балки изготавливались из бетона с максимальным размером заполнителя \(D_{\mathrm{max}}=16~\hbox {мм}\). Основные свойства бетона проверялись стандартными методами. Прочность бетона на сжатие была испытана на 27 цилиндрах \(\upphi 150/300~\hbox {мм}\), и полученное среднее значение составило \(f_\mathrm{c}=35~\hbox {МПа}\) (стандартное отклонение \(s=5,6~\hbox {МПа}\)). Прочность бетона на растяжение измерялась на 32 кубах 150/150/150 мм при испытании на растяжение при раскалывании. Полученное среднее значение прочности на разрыв при раскалывании составило \(f_\mathrm{ct,sp}=3,5~\hbox {МПа}\) (стандартное отклонение \(s=0,4~\hbox {МПа}\)), а осевое прочность на растяжение рассчитывалась как \(f_\mathrm{ct}=0.9f_\mathrm{ct,sp}=3,15~\hbox {МПа}\). Модуль упругости был измерен на 19 цилиндрах \(\upphi 150/300~\hbox {мм}\), а среднее значение составило \(E_\mathrm{c}=41400~\hbox {МПа}\) (стандартный отклонение \(s=3650~\hbox {МПа}\)). В качестве продольной арматуры использовались стальные стержни диаметром 12 мм или 18 мм. Характерный предел текучести стальных стержней был \(f_{yk}=500~\hbox {МПа}\). Геометрия балок и расположение стальных стержней представлены на рис. 11. В статье представлены избранные результаты более всестороннего научного исследования.Дополнительные анализы поведения балок из-за напряжения сдвига опубликованы в [18, 19].

Рис. 11

Геометрия балки и армирование

Во всех испытанных балках первые трещины возникли при одинаковом уровне нагрузки в середине пролета и распространяются в вертикальном направлении. По мере увеличения нагрузки в середине пролета и по направлению к опорным областям образовалось больше изгибных трещин, а существующие вертикальные трещины стали незначительно шире и глубже. При дальнейшем увеличении нагрузки вертикальные трещины, расположенные вблизи опор, начали менять свою ориентацию и переходить в наклонные.Распределение и количество трещин, а также их ширина и длина варьировались в зависимости от коэффициента армирования. Распределение трещин представлено на рис. 12, где числа в кружках обозначают порядок появления трещин. Фотодокументация трещины разрушения в железобетонных балках представлена ​​на рис. 13.

Рис. трещина разрушения в балке: a OII-1, b OIII-1 и c OI-1

В зависимости от коэффициента армирования в испытанных элементах наблюдался различный режим разрушения.

Стабильный рост вертикальных трещин наблюдался в среднеармированной балке с коэффициентом армирования 0,9%. Такое усиление эффективно предотвратило внезапный отказ. Наблюдалось медленное развитие нескольких изгибных трещин, и произошло изгибное разрушение. Балка разрушилась при приложенной нагрузке \(F_\mathrm{max}=66~\hbox {кН}\), а предельный изгибающий момент достиг \(M_\mathrm{ult}=29,7~\hbox {кН~м}\ ) (\(M_\mathrm{ult}=V_\mathrm{ult}~a\), где \(V_\mathrm{ult}=F_\mathrm{max}~/2\) и a — расстояние от опоры до приложенной нагрузки).Была достигнута полная изгибная способность, связанная с достижением предела текучести стальных стержней.

В более высоких железобетонных балках с коэффициентом продольного армирования 1,3% и 1,8% после образования трещины на изгиб также образовалась диагональная трещина в опорной зоне балок. Одна большая диагональная трещина образовалась из трещины при изгибе из-за напряжения сдвига, из-за чего трещина при изгибе в области сдвига изменила свою ориентацию и стала диагональной трещиной. В испытанных балках не применялась поперечная арматура, поэтому развитие наклонных трещин вызывало сдвиговое, хрупкое разрушение.Балки разрушились вскоре после появления главной диагональной трещины. Поскольку поперечные силы управляют отказом в более высоких железобетонных балках, полная способность к изгибу из-за примененной продольной арматуры не была достигнута. Продольное армирование оказало влияние на способность сдвига высокоармированных бетонных балок. С увеличением коэффициента армирования было замечено увеличение усилия сдвига при растрескивании, которое вызвало появление диагональной трещины \(V_\mathrm{cr}\) и предельного усилия сдвига при разрушении \(V_\mathrm{ult}\).(Сила растрескивания рассчитывалась как половина приложенной нагрузки в момент образования первой диагональной трещины \(V_\mathrm{cr}=F_\mathrm{cr} /2\), а предельная срезающая сила рассчитывалась как половина приложенной нагрузки при разрушении \(V_\mathrm{ult}=F_\mathrm{max} /2\). ) В балке с коэффициентом армирования 1,3% усилия сдвига при растрескивании были \(V_\mathrm{ cr}=30~\hbox {кН}\), а предельная поперечная сила составила \(V_\mathrm{ult}=37,5~\hbox {кН}\), тогда как в балке с коэффициентом армирования 1.9%, усилие сдвига при растрескивании составило \(V_\mathrm{cr}=37\hbox {кН}\), а предельное усилие сдвига достигло \(V_\mathrm{ult}=43,5~\hbox {кН}\). Можно заметить, что предельные усилия сдвига были выше, чем усилия сдвига при растрескивании, и поэтому процесс разрушения, вызванный наклонными трещинами, не шел быстрым образом.

При анализе процесса трещинообразования в балках можно сделать вывод, что в среднежелезобетонных балках и в высокоармированных бетонных балках может наблюдаться медленное развитие нескольких изгибных трещин вплоть до разрушения, после стабилизации изгибных трещин появляются диагональные трещины.На зарождение наклонных трещин влияет деформационное размягчение растянутого бетона, но в прогрессивном развитии диагональных трещин преобладают такие механизмы, как блокировка заполнителя и штифтовое действие стальных стержней. Увеличение способности к сдвигу с увеличением коэффициента армирования показывает, что действие дюбеля играет более важную роль в передаче сдвига в высокоармированных бетонных балках. Основные механизмы передачи напряжений в продольно-железобетонных балках показаны на рис.14. При анализе распространения сдвиговой трещины может применяться более совершенная модель для бетона, например, модель микроплоскости с ослабленной кинематической связью [20].

Рис. 14

Образование диагональной трещины

Экспериментальные исследования железобетонных балок с инновационной ферменной системой армирования

. 2021 27 марта; 14 (7): 1652.

дои: 10.3390/ma14071652.

Принадлежности

Расширять

принадлежность

  • 1 Инженерно-геодезический факультет Военно-технического университета, 2 ген. Улица Сильвестра Калиского, 00-908 Варшава, Польша.

Бесплатная статья ЧВК

Элемент в буфере обмена

Адам Столярски и соавт.

Материалы (Базель).

.

Бесплатная статья ЧВК

Показать детали

Показать варианты

Показать варианты

Формат

АннотацияPubMedPMID

.2021 27 марта; 14 (7): 1652.

дои: 10.3390/ma14071652.

принадлежность

  • 1 Инженерно-геодезический факультет Военно-технического университета, 2 ген. Улица Сильвестра Калиского, 00-908 Варшава, Польша.

Элемент в буфере обмена

Полнотекстовые ссылки
Параметры отображения цитирования

Показать варианты

Формат
АннотацияPubMedPMID

Абстрактный

Цель работы — экспериментальный анализ поведения железобетонных балок с новой, запатентованной системой ферменного армирования.Проведены экспериментальные испытания железобетонных балок с обычным армированием и с ферменной эквивалентной по массе арматурой с двумя различными значениями коэффициента продольного армирования. Приведены результаты испытаний несущей способности и перемещений балок. Также был проанализирован механизм растрескивания и разрушения балок с новой ферменной системой армирования. Сравнивались результаты испытаний для традиционно армированных балок и с ферменной арматурой.Результаты испытаний показывают, что использование арматуры фермы влияет на увеличение несущей способности балок. Величина этого увеличения зависит от общего коэффициента продольного армирования и достигает 95 % для балок с низким коэффициентом армирования и 12 % для балок с более высоким коэффициентом армирования. На основании исследования механизма образования трещин можно сделать вывод, что разрушение балок с поперечной ферменной арматурой происходит при большем количестве более мелких трещин, которые более равномерно распределены по длине зоны образования трещин и имеют меньший диапазон по глубине поперечного сечения, что приводит к меньшей ширине их раскрытия.Сравнительный анализ показывает эффективность предложенной системы армирования, обосновывая высокие потенциальные возможности ее использования для армирования железобетонных элементов конструкций.


Ключевые слова:

экспериментальные исследования; железобетонные балки; ферменная система армирования.

Заявление о конфликте интересов

Авторы заявляют об отсутствии конфликта интересов.Спонсоры не участвовали в разработке исследования; при сборе, анализе или интерпретации данных; при написании рукописи; или в решении опубликовать результаты.

Цифры

Рисунок 1

Схема ферменной арматуры…

Рисунок 1

Схема ферменной системы армирования балки: 1 — продольные стержни (пояса), 2 — диагональные…


фигура 1

Схема ферменной системы армирования балки: 1 — продольные стержни (пояса), 2 — диагональные поперечные стержни (кресты), 3 — узлы скрепления (сваркой или контактной сваркой), 4 — угол наклона поперечных связей 30 °–60°.

Рисунок 2

Схемы усиления балки: (…

Рисунок 2

Схемы армирования балки: ( а ) условная компоновка серии 1 C-s1…


фигура 2

Схемы усиления балок: ( а ) условной компоновки серии 1 С-s1 и серии 2 С-s2 , ( б ) ферменной тавровой компоновки серии 1 1 9064 s1 и серия 2 T-s2 .

Рисунок 3

Плоские сетки для ферм…

Рисунок 3

Плоские сетки для ферменного армирования балок Серия 1 Т-с1 и Серия…


Рисунок 3

Плоские сетки для ферменной арматуры балок серии 1 Т-с1 и серии 2 Т-с2 : ( а ) общий вид, ( б ) поперечный вид.

Рисунок 3

Плоские сетки для ферм…

Рисунок 3

Плоские сетки для ферменного армирования балок Серия 1 Т-с1 и Серия…


Рисунок 3

Плоские сетки для ферменной арматуры балок серии 1 Т-с1 и серии 2 Т-с2 : ( а ) общий вид, ( б ) поперечный вид.

Рисунок 4

Точки измерения перемещений A…

Рисунок 4

Точки измерения перемещений A относительно опорной точки A 0…


Рисунок 4

Точки измерения перемещений A относительно базовой точки A 0 .

Рисунок 5

Смещение точки измерения…

Рисунок 5

Смещение точки измерения А в середине пролета балок Серия 1…


Рисунок 5

Смещение точки измерения А в середине пролета балок серии 1 с предлагаемой арматурой фермы T-s1 и с обычной арматурой C-s1 .

Рисунок 6

Смещение точки измерения…

Рисунок 6

Смещение точки измерения А в середине пролета балки Ряд 2…


Рисунок 6

Смещение точки измерения А в середине пролета балок серии 2 с предлагаемой арматурой фермы T-s2 и с обычной арматурой C-s2 .

Рисунок 7

Механизм взлома балок…

Рисунок 7

Механизм взлома балок серии 1: ( a ) балка C-s1 ,…


Рисунок 7

Механизм взлома балок серии 1: ( а ) балка Ц-с1 , ( б ) балка Т-с1 .

Рисунок 8

Увеличенный вид финала…

Рисунок 8

Увеличенный вид окончательной схемы растрескивания балок серии 1: (…


Рисунок 8

Увеличенный вид окончательного рисунка трещин для балок серии 1: ( a ) балка C-s1 для c6 (Q = 13. 520 кН, v А = 128,6 мм), ( б ) балка Т-с1 для t6 (Q = 9,673 кН, v А = 139,2 мм).

Рисунок 9

Механизм взлома балок…

Рисунок 9

Механизм взлома балок серии 2: ( a ) балка C-s2 ,…


Рисунок 9

Механизм взлома балок серии 2: ( а ) балка Ц-с2 , ( б ) балка Т-с2 .

Рисунок 10

Увеличенный вид финала…

Рисунок 10

Увеличенный вид окончательной схемы растрескивания балок серии 2: (…


Рисунок 10

Увеличенный вид окончательной схемы растрескивания для балок серии 2: ( a ) балка C-s2 для c6(Q = 52. 398 кН, v А = 116,0 мм), ( б ) балка Т-с2 для т6 (Q = 59,392 кН, v А = 119,6 мм).

Все фигурки (11)

Похожие статьи

  • Оценка размазанных определяющих законов для растянутого бетона для прогнозирования растрескивания железобетонных балок при кручении с помощью модели размазанной фермы.

    Тейшейра М., Бернардо Л.
    Тейшейра М. и соавт.
    Материалы (Базель). 2021 7 марта; 14 (5): 1260. дои: 10.3390/ma14051260.
    Материалы (Базель). 2021.

    PMID: 33799924
    Бесплатная статья ЧВК.

  • Циклическая реакция стальных фибробетонных тонких балок; Экспериментальное исследование.

    Чалиорис К. Э., Космиду П.К., Караяннис К.Г.
    Chalioris CE и соавт.Материалы (Базель). 2019 29 апреля; 12 (9): 1398. дои: 10.3390/ma120

    .
    Материалы (Базель). 2019.

    PMID: 31035704
    Бесплатная статья ЧВК.

  • Поведение на изгиб Т-образных балок UHPC с различными коэффициентами продольного армирования.

    Чжан Р., Ху П., Чен К., Ли С., Ян С.
    Чжан Р. и др.
    Материалы (Базель). 2021 30 сентября; 14 (19): 5706. дои: 10.3390/ma14195706.
    Материалы (Базель).2021.

    PMID: 34640120
    Бесплатная статья ЧВК.

  • Анализ механики разрушения гибридных высокопрочных бетонных балок, армированных волокном, с проемами и без них.

    Смаржевский П.
    Смаржевский П.
    Материалы (Базель). 2018 29 декабря; 12 (1): 101. дои: 10.3390/ma12010101.
    Материалы (Базель). 2018.

    PMID: 30597966
    Бесплатная статья ЧВК.

  • Испытания и прогнозирование характеристик сдвига для балок из легкого керамзитобетона, армированного стальным волокном, без армирования полотна.

    Ли С, Ли С, Чжао М, Ян Х, Чжоу С.
    Ли Х и др.
    Материалы (Базель). 2019 15 мая; 12 (10): 1594. дои: 10.3390/ma12101594.
    Материалы (Базель). 2019.

    PMID: 31096660
    Бесплатная статья ЧВК.

использованная литература

    1. Кан Дж. Бетонные и металлические конструкции.Офис № 736602. Патент США. 1903 г., 18 августа;

    1. Trussed Concrete Steel Company Kahn System of Reenforced Concrete, 20 июня 1904 г. [(по состоянию на 16 июня 2020 г.)]; Доступно в Интернете: http://archive.org/details/kahndystemofrein00trus.

    1. Сэлмон Р., Эллиотт М. Исторические постройки.Система железобетона Кана. Журнал Структура. Апрель 2013 г. стр. 9–12.

    1. Уолравен Дж., ван Влит А.Б., редакторы. Модельный кодекс для бетонных конструкций 2010 г. Международная федерация конструкционного бетона; Лозанна, Швейцария: 2013 г.

    1. Американский институт бетона.Дизайн участников. В: Тейлор А., Гамильтон Т. III, Нанни А., редакторы. Справочник по проектированию железобетонных конструкций. Том 1. Американский институт бетона; Фармингтон-Хиллз, Мичиган, США: 2015. SP-17(14)

Показать все 35 ссылок

LinkOut — больше ресурсов

  • Полнотекстовые источники

  • Прочие литературные источники

%PDF-1. 4
%
1 0 объект
>поток
2018-04-12T14:01:54-04:00Microsoft® Word 20162022-03-10T10:47:29-08:002022-03-10T10:47:29-08:00iText 4.2.0 от 1T3XTapplication/pdfuuid:ba416de9- 450C-4462-9114-0225f81089c2uuid: 970e2229-c38e-4141-9507-062a04d5d903uuid: ba416de9-450c-4462-9114-0225f81089c2

  • savedxmp.iid: 899B042DEC3EE8119E0CDF0029BD42DC2018-04-13T12: 57: 52 + 05: 30Adobe Bridge CS6 (Windows) / метаданные
  • Нубайла Абд Хамид
  • Азми Ибрагим
  • Азлан Аднан
  • Мухаммад Хуссейн Исмаил
  • конечный поток
    эндообъект
    2 0 объект
    >
    эндообъект
    3 0 объект
    >поток
    xXMo7ﯘ?E»zhoE䔢(K~Ihfk ϗD=R|}>I:ק3󤡼ʸ y2~
    Н)]
    tbĀ[email protected]!1×8]/tsgU6E
    64}Ik}i

    (PDF) ИСПОЛЬЗОВАНИЕ ПЛАВАТЕЛЬНЫХ БРУСОВ В КАЧЕСТВЕ АРМАТУРЫ НА СДВИГ В ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ БАЛКАХ

    Moayyad Al-Nasra et al. / American Journal of Engineering and Applied Sciences 6 (1): 87-94, 2013

    88

    Science Publications

    AJEAS

    вероятность внезапного отказа будет снижена.

    Обычно наклонные трещины сдвига начинаются на

    средней высоте балки около опоры примерно на

    45° и распространяются к зоне сжатия.Любая форма

    эффективно закрепленной арматуры, которая пересекает

    эти диагональные трещины, сможет в определенной степени сопротивляться поперечной силе

    . На практике поперечная арматура

    представлена ​​в трех формах; стремена, наклонные отогнутые стержни

    и комбинированная система стремян и отогнутых стержней.

    В строительстве хомуты чаще всего

    используются в качестве поперечной арматуры из-за простоты их изготовления и установки.Обычно расстояние между хомутами

    уменьшено, чтобы выдерживать высокое напряжение сдвига. Перегруженность

    возле опоры ЖБ балки из-за наличия близко расположенных хомутов

    увеличивает стоимость и время

    необходимое для монтажа.

    Использование изогнутых стержней вместе со стременами

    использовалось в прошлом. В случае, когда вся растянутая арматура

    не требуется для сопротивления изгибающему моменту, некоторые из растянутых стержней

    изгибаются вверх в области высокого сдвига

    для образования наклонных участков арматуры сдвига

    .Например, балки снабжены 4 стержнями

    основной напрягаемой арматуры, 2 стержня

    можно изогнуть по диагонали в области сдвига и использовать в качестве поперечной

    арматуры, а остальные 2 стержня оставить прямыми

    до опоры. Использование изогнутых стержней

    в настоящее время не является предпочтительным. Из-за сложности конструкции гнутые бруски

    применяются редко. В балках с небольшим количеством предусмотренных стержней

    система изогнутых стержней не подходит из-за

    недостаточного количества прямых стержней, оставшихся для удлинения до

    опоры, как того требует свод правил.

    В этом исследовании несколько железобетонных балок были испытаны

    с использованием новой системы плавающих стержней

    для поперечной арматуры. Балки с традиционными стременами в качестве поперечной арматуры

    также были испытаны для изучения эффективности новой системы пловцов. Эти лучи

    используются в качестве опорных лучей. В этом исследовании

    предполагается, что все балки разрушатся исключительно при сдвиге, поэтому

    было обеспечено достаточное количество растянутой арматуры

    , чтобы обеспечить достаточную прочность на изгибающий момент.Это исследование

    направлено на изучение нового подхода к проектированию поперечной арматуры

    за счет использования плавающих стержней

    в зоне высокого сдвига. Основными преимуществами системы поперечной арматуры типа

    являются: гибкость,

    простота, эффективность и скорость строительства.

    Piyamahant (2002) показал, что существующие железобетонные конструкции

    должны иметь арматуру хомутов

    , равную минимальному требованию, указанному в норме. Теоретический анализ

    показывает, что количество хомута

    0,2% является подходящим. Исследование пришло к выводу, что небольшого количества

    армирования полотна достаточно для повышения несущей способности на сдвиг. Исследование было сосредоточено на

    применимости метода наложения, который использовался в

    для прогнозирования несущей способности на сдвиг железобетонной балки

    с небольшим количеством армирования стенки при коэффициенте пролета

    , равном 3.Также были рассмотрены механизмы разрушения

    при использовании небольшого количества хомутов.

    Лесли и Хулио (2008) обсудили результаты

    экспериментальных исследований, проведенных для проверки гипотезы

    о том, что эффективная глубина не влияет на прочность на сдвиг

    железобетонных элементов на изгиб, которые

    не содержат арматуры. Были исследованы результаты восьми испытаний

    просто опертой железобетонной балки без

    сдвига и обшивки. Балки

    были спроектированы таким образом, что эффективная глубина является переменной

    , в то время как значения других традиционно рассматриваемых параметров оказывают влияние на прочность на сдвиг

    (например, прочность бетона на сжатие, коэффициент продольного армирования

    , отношение промежутка сдвига к глубине

    и максимальный размер заполнителя) оставались постоянными

    . Значения, выбранные для параметров,

    постоянных, были выбраны в попытке минимизировать прочность бетона на сдвиг

    .

    Хамуш и др. (2010) представили несколько результатов экспериментального исследования

    шести железобетонных балок

    , в которых изучалось их структурное поведение при сдвиге. Проведенное исследование

    касалось использования дополнительных горизонтальных и независимых изогнутых стержней

    для увеличения сопротивления балки

    сдвиговым усилиям. Основными целями этого исследования

    были изучение эффективности добавления горизонтальных стержней

    на прочность на сдвиг в прямоугольных балках, эффективность

    арматуры на сдвиг и определение оптимального количества

    обоих типов арматуры на сдвиг для достижения Прочность на сдвиг такая же, как у обычных звеньев системы

    . Экспериментальное исследование системы

    показало, что использование независимых горизонтальных и изогнутых вверх

    стержней в качестве поперечной арматуры прочнее, чем

    обычная система поперечной арматуры.

    1.1. Перекладина для плавания

    Перекладина для плавания представляет собой небольшую наклонную перекладину, оба конца которой

    согнуты горизонтально на короткое расстояние, приваренные сверху и снизу

    к продольным перекладинам, как показано на

    Рис.1-3. Есть три основных стандартных формы; одинарные

    плавники прямоугольной формы и прямоугольной формы с

    поперечными связями. Можно рассмотреть несколько дополнений к этим стандартным формам

    , например, добавление горизонтальных ребер жесткости

    в прямоугольные формы, разделяющих большой прямоугольник

    по горизонтали на меньшие прямоугольники. Также можно использовать дополнительные перекладины

    . Добавив к прямоугольной фигуре еще одну плавательную полосу

    , большая прямоугольная фигура

    будет разделена по вертикали на два прямоугольника.

    Стойкость к сдвигу бетонных балок, армированных высокоэффективной стальной арматурой на сдвиг

    Абстрактный: Текущие положения о конструкции на сдвиг спецификаций ACI 318 ограничивают предел текучести в поперечной арматуре до 60 тысяч фунтов на квадратный дюйм. Развитие технологий привело к производству стали с высокими эксплуатационными характеристиками. Использование стали HP в железобетоне может привести к экономии средств за счет уменьшения количества требуемой стали из-за унаследованной высокой прочности и увеличения срока службы элементов конструкции из-за ее повышенной коррозионной стойкости.Это исследование проводится для изучения использования стали с высокими эксплуатационными характеристиками в качестве возможного армирующего материала для железобетонных конструкций. Для этого исследования была выбрана коммерчески доступная сталь, микрокомпозитная многоструктурная формируемая сталь (MMFX), соответствующая стандарту ASTM A 1035. Сталь MMFX имеет минимальный предел текучести 100 тысяч фунтов на квадратный дюйм.

    Эта экспериментальная программа включала восемнадцать испытаний с использованием девяти крупных железобетонных балок, подвергнутых статическому нагружению до разрушения. Ключевыми параметрами, рассматриваемыми в экспериментальной программе, были тип стали и количество поперечной арматуры.В этом исследовании изучались ширина трещины, виды разрушения, прогиб, деформация хомута, предельная грузоподъемность и поведение стали MMFX в качестве поперечной арматуры для бетонных балок.

    Результаты экспериментальной программы показывают, что за счет использования более высокого предела текучести и, следовательно, уменьшения коэффициента армирования стали MMFX, балки могут достичь почти такой же несущей способности, как и балки, армированные обычной сталью марки 60. Кроме того, балки, армированные MMFX, показали такой же прогиб при рабочей нагрузке, как и балки, армированные сталью Grade 60.Поэтому снижение коэффициента армирования стали ММФХ не повлияло на работоспособность этих балок.

    Анализ показывает, что коды проектирования ACI 318, CSA и AASHTO LRFD могут точно предсказать предел прочности при сдвиге для балок, армированных высокоэффективной сталью с пределом текучести до 100 тысяч фунтов на квадратный дюйм.

    Добавить комментарий

    Ваш адрес email не будет опубликован.

    *

    *

    *