Министерство науки и высшего образования Российской Федерации

Федеральное государственное бюджетное образовательное учреждение

высшего образования «Томский государственный архитектурно-строительный

университет» (ТГАСУ)

На правах рукописи

НЕВСКИЙ АНДРЕЙ ВАЛЕРЬЕВИЧ

ПРОЧНОСТЬ СЖАТЫХ УГЛЕРОДОФИБРОБЕТОННЫХ ЭЛЕМЕНТОВ

С УГЛЕКОМПОЗИТНЫМ СТЕРЖНЕВЫМ И ВНЕШНИМ АРМИРОВАНИЕМ

ПРИ КРАТКОВРЕМЕННОМ ДИНАМИЧЕСКОМ НАГРУЖЕНИИ

Специальность: 05.23.01 – Строительные конструкции, здания и сооружения

Диссертация на соискание ученой степени

кандидата технических наук

Научный руководитель:

кандидат технических наук,

доцент Балдин И.В.

Томск 2018

2

ОГЛАВЛЕНИЕ

ВВЕДЕНИЕ ...................................................................................................................... 5

ГЛАВА 1. СОВРЕМЕННОЕ СОСТОЯНИЕ ВОПРОСА

ПО ИССЛЕДОВАНИЮ ПРОЧНОСТИ СЖАТЫХ

УГЛЕРОДОФИБРОБЕТОННЫХ ЭЛЕМЕНТОВ С УГЛЕКОМПОЗИТНЫМ

СТЕРЖНЕВЫМ И ВНЕШНИМ АРМИРОВАНИЕМ ............................................... 12

1.1 Арматура композитная полимерная для стержневого армирования

бетонных конструкций ............................................................................................ 12

1.1.1 Классификация и физико-механические свойства арматуры

композитной полимерной .................................................................................. 13

1.1.2 Особенности расчета сжатых бетонных конструкций

со стержневым углекомпозитным армированием ........................................... 21

1.2 Методы повышения эффективности использования стержневой

углекомпозитной арматуры в сжатых бетонных конструкциях ......................... 22

1.2.1 Фибровое армирование бетона углеродными волокнами ..................... 23

1.2.2 Система внешнего углекомпозитного армирования бетона ................. 26

1.3 Обзор теоретических и экспериментальных исследований напряженно-

деформированного состояния сжатых бетонных элементов с композитным

стержневым армированием при статическом и кратковременном

динамическом нагружениях .................................................................................... 32

1.4 Выводы по первой главе .................................................................................... 37

ГЛАВА 2. ПРЕДПОСЫЛКИ РАСЧЕТА ПРОЧНОСТИ СЖАТЫХ

УГЛЕРОДОФИБРОБЕТОННЫХ ЭЛЕМЕНТОВ С УГЛЕКОМПОЗИТНЫМ

СТЕРЖНЕВЫМ И ВНЕШНИМ АРМИРОВАНИЕМ

ПРИ КРАТКОВРЕМЕННОМ ДИНАМИЧЕСКОМ НАГРУЖЕНИИ ...................... 39

2.1 Нормирование предельных состояний сжатых

углеродофибробетонных элементов с углекомпозитным стержневым

и внешним армированием при кратковременном динамическом

нагружении ............................................................................................................... 39

2.2 Прочностные и деформационные свойства углекомпозитной арматуры .... 46

3

2.3 Прочностные и деформационные свойства бетона с углефибровым

армированием ........................................................................................................... 55

2.4 Прочностные и деформационные свойства бетона с внешним

углекомпозитным армированием ........................................................................... 75

2.5 Выводы по второй главе .................................................................................... 83

ГЛАВА 3. МЕТОД РАСЧЕТА ПРОЧНОСТИ НОРМАЛЬНЫХ СЕЧЕНИЙ

СЖАТЫХ УГЛЕРОДОФИБРОБЕТОННЫХ ЭЛЕМЕНТОВ

С УГЛЕКОМПОЗИТНЫМ СТЕРЖНЕВЫМ И ВНЕШНИМ

АРМИРОВАНИЕМ ПРИ КРАТКОВРЕМЕННОМ ДИНАМИЧЕСКОМ

НАГРУЖЕНИИ ............................................................................................................. 86

3.1 Теоретические основы определения расчетных напряжений

в углекомпозитной арматуре нормальных сечений сжатых бетонных

элементов с углефибровым и внешним углекомпозитным армированием

при статическом и кратковременном динамическом нагружениях .................... 86

3.2 Метод расчета прочности нормальных сечений сжатых

углеродофибробетонных элементов с углекомпозитным стержневым и

внешним армированием при кратковременном динамическом нагружении .. 100

3.3 Результаты расчетов прочности нормальных сечений сжатых бетонных

элементов с различными параметрами углефибрового, углекомпозитного

стержневого и внешнего армирования при кратковременном

динамическом нагружении ................................................................................... 127

3.4 Выводы по третьей главе ................................................................................. 134

ГЛАВА 4. ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫЕ ИССЛЕДОВАНИЯ ПРОЧНОСТИ

КОЛОНН С УГЛЕФИБРОВЫМ, УГЛЕКОМПОЗИТНЫМ СТЕРЖНЕВЫМ

И ВНЕШНИМ АРМИРОВАНИЕМ ПРИ СТАТИЧЕСКОМ

И КРАТКОВРЕМЕННОМ ДИНАМИЧЕСКОМ НАГРУЖЕНИЯХ ...................... 135

4.1 Программа экспериментальных исследований ............................................. 135

4.2 Экспериментальные исследования фрагментов натурных бетонных

колонн со стальным и углекомпозитным стержневым армированием

при статическом нагружении ................................................................................ 138

4

4.2.1 Конструкции фрагментов натурных колонн ......................................... 138

4.2.2 Методика проведения испытаний фрагментов натурных колонн ...... 140

4.2.3 Результаты экспериментальных исследований фрагментов

натурных колонн ............................................................................................... 141

4.3 Экспериментальные исследования прочности бетонных колонн

с углефибровым, углекомпозитным стержневым и внешним армированием

при статическом и кратковременном динамическом нагружениях ..................... 144

4.3.1 Конструкции экспериментальных колонн ............................................ 144

4.3.2 Методика проведения испытаний при статическом

и кратковременном динамическом нагружениях .......................................... 147

4.3.3 Результаты экспериментальных исследований колонн

при статическом и кратковременном динамическом нагружениях ............ 155

4.3.4 Сопоставление экспериментальных данных с результатами

расчетов по предложенному методу .............................................................. 169

4.4 Выводы по четвертой главе ............................................................................ 171

ОСНОВНЫЕ ВЫВОДЫ ............................................................................................. 173

ЗАКЛЮЧЕНИЕ ........................................................................................................... 176

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ ........................................................................................... 177

ПРИЛОЖЕНИЕ А. Свидетельство о государственной регистрации

программы для ЭВМ по расчету прочности нормальных сечений бетонных

элементов с углеродным стержневым, фибровым и внешним армированием

на основе деформационной модели .......................................................................... 204

ПРИЛОЖЕНИЕ Б. Евразийский патент на изобретение

«Стенд для испытания строительных конструкций на действие

кратковременной динамической сжимающей нагрузки» ....................................... 206

ПРИЛОЖЕНИЕ В. Документы, подтверждающие внедрение результатов

диссертационной работы ............................................................................................ 208

5

ВВЕДЕНИЕ

Актуальность темы исследования. Развитие современных технологий

создания новых ресурсоэффективных и долговечных композитных материалов

требует поиска и совершенствования форм их эффективного применения

в строительстве. Наибольшее распространение среди композитных материалов

конструкционного назначения приобрела арматура композитная полимерная

(АКП), используемая для стержневого армирования бетонных конструкций.

Среди множества видов АКП особое внимание уделяется арматуре

углекомпозитной (АУК), которая обладает высокими прочностными показателями

и уникальными эксплуатационными свойствами. Возможность её применения

в строительстве взамен традиционной стальной стержневой арматуры вызывает

большой научный и практический интерес, который широко проявляется во всем

мире. Этот интерес обоснован актуальностью вопросов создания новых видов

армированных бетонных конструкций с уникальными свойствами для зданий

и сооружений гражданской обороны или специального защитного назначения,

а также других видов строений, которые в процессе эксплуатации могут быть

подвержены динамическим воздействиям взрывного характера, связанными

с диверсиями и террористическими актами или вызванными аварийными

ситуациями, возникшими на производстве. Задачей проектирования подверженных

таким воздействиям конструкций является недопущение возникновения

в них предельных состояний (значительно отличающихся от статически

нагруженных конструкций), при достижении которых возникает угроза

для человеческих жизней и опасность повреждения материальных ценностей.

Среди известных результатов теоретических и экспериментальных

исследований армированных АУК бетонных конструкций одним из наименее

изученных является вопрос их прочности при кратковременном динамическом

сжатии. Ввиду высоких прочностных свойств и значительной деформативности

АУК реализация её прочностного потенциала в динамически нагруженных сжатых

бетонных конструкциях тем больше, чем выше предельные сжимающие

6

деформации бетона. Для повышения деформативности бетона, армированного

АУК, могут использоваться различные способы его модифицирования, наиболее

перспективными из которых являются применение углефибрового и внешнего

углекомпозитного армирования.

Таким образом, разработка метода расчета прочности сжатых

углеродофибробетонных элементов с углекомпозитным стержневым и внешним

армированием при кратковременном динамическом нагружении является

актуальной задачей.

Работа выполнена на кафедре железобетонных и каменных конструкций

ФГБОУ ВО ТГАСУ при финансовой поддержке «Фонда содействия развитию

малых форм предприятий в научно-технической сфере» по программе «УМНИК»

(договор № 11906ГУ/2017 от 03.07.2017).

Степень разработанности темы исследования. В трудах отечественных

и зарубежных авторов (М.К. Бейсембаев, С.А. Бокарев, С.В. Бондаренко,

Д.С. Ванус, А.П. Васильев, С.В. Георгиев, Т.С. Евдокимова, С.Т. Захаров,

Ю.Н. Карнет, С.В. Клюев, В.Н. Кондель, А.Н. Костенко, А.Л. Кришан,

Д.В. Кузеванов, А.Е. Лапшинов, У.Х. Магдеев, С.А. Мадатян, Д.Р. Маилян,

С.И. Меркулов, В.И. Морозов, Т.А. Мухамедиев, П.П. Польской, Ю.В. Пухаренко,

Е.А. Рабинович, Б.Л. Рискинд, Д.Н. Смердов, К.В. Талантова, В.В. Теряник,

А.М. Уманский, Р.Ф. Фардиев, А.О. Хегай, Е.А. Чистяков, А.А. Шилин,

M.Z. Afifi, S.H. Alsayed, A. Amer, L. Bisby, J. Brown, A. De Luca, M.L. Ehab,

V. Egidijus, A. El-Kurdi, B. Fillmore, A. Hadhood, S. Jiang, N. Kawaguchi,

E.M. Lotfy, A. Mirmiran, N.S. Paramanantham, H. Tobby и др.) приведены

результаты исследований сжатых бетонных конструкций при различных

параметрах стержневого (углекомпозитного или высокопрочного стального),

фибрового (неметаллического или стального) и внешнего (углекомпозитного

или стального) армирования при статическом нагружении. Данных о результатах

исследований сжатых бетонных элементов с комбинированием углефибрового,

стержневого и внешнего углекомпозитного армирования при кратковременном

динамическом нагружении в литературе недостаточно.

7

Объектом исследования являются сжатые углеродофибробетонные

элементы с углекомпозитным стержневым и внешним армированием.

Предметом исследования является метод расчета прочности нормальных

сечений сжатых углеродофибробетонных элементов с углекомпозитным

стержневым и внешним армированием при кратковременном динамическом

нагружении.

Цель работы – создание метода расчета прочности нормальных сечений

сжатых углеродофибробетонных элементов с углекомпозитным стержневым

и внешним армированием при кратковременном динамическом нагружении

и его экспериментальная проверка.

Задачи исследования:

исследовать прочностные и деформационные свойства при осевом

сжатии углекомпозитной арматуры, а также бетона с углефибровым и внешним

углекомпозитным армированием; предложить их диаграммы деформирования

при кратковременном динамическом нагружении;

на основе анализа современных теоретических и экспериментальных

данных уточнить предельные состояния и способы их нормирования для сжатых

углеродофибробетонных элементов с углекомпозитным стержневым и внешним

армированием при кратковременном динамическом нагружении;

создать метод и алгоритм расчёта прочности нормальных сечений

динамически нагруженных сжатых углеродофибробетонных элементов

с углекомпозитным стержневым и внешним армированием с учетом

действительных диаграмм деформирования материалов;

провести расчеты прочности нормальных сечений динамически

нагруженных сжатых бетонных элементов с различными параметрами

углефибрового, стержневого и внешнего углекомпозитного армирования

по предложенному методу и алгоритму расчёта;

выполнить экспериментальные исследования бетонных колонн

с углефибровым, углекомпозитным стержневым и внешним армированием

при статическом и кратковременном динамическом нагружениях;

8

провести анализ и сопоставление результатов расчетов

по разработанному методу с данными экспериментальных исследований.

Методология и методы исследования. Теоретические исследования

выполнены с учетом результатов научных работ российских и зарубежных

ученых в области исследования сжатых армированных бетонных конструкций

с использованием фундаментальных положений строительной механики

и современной теории железобетона. Физические эксперименты выполнены

в соответствии с общепринятыми стандартными и разработанными методиками

проведения экспериментальных исследований с применением компьютерной

обработки опытных данных.

Достоверность результатов диссертационной работы обеспечивается

использованием базовых общенаучных методов и приемов исследования, а также

согласованием теоретических результатов с опытными данными, полученными

с применением современного сертифицированного оборудования и поверенных

прецизионных измерительных приборов и датчиков.

Научная новизна работы заключается в получении новых знаний

о прочности сжатых углеродофибробетонных элементов с углекомпозитным

стержневым и внешним армированием при кратковременном динамическом

нагружении, а именно:

выявлены особенности деформирования и разрушения АУК при осевом

сжатии, предложены аналитические выражения, описывающие зависимость между

напряжениями в продольной АУК и высотой сжатой зоны нормальных сечений

динамически нагруженных сжатых бетонных элементов с углефибровым и внешним

углекомпозитным армированием при кратковременном динамическом нагружении;

впервые получено аналитическое описание нелинейной диаграммы

деформирования углеродофибробетона (УФБ) с внешним углекомпозитным

армированием и без него при кратковременном динамическом сжатии;

получены новые опытные данные о прочности углеродофибробетонных

колонн с углекомпозитным стержневым и внешним армированием

при кратковременном динамическом сжатии, экспериментально доказана

9

эффективность применения стержневого углекомпозитного армирования

при сжатии со случайными и малыми эксцентриситетами продольной силы;

разработан метод расчета прочности нормальных сечений сжатых

бетонных элементов с различным сочетанием углефибрового, стержневого

и внешнего углекомпозитного армирования, показавший хорошую

согласованность с экспериментальными данными.

Личный вклад диссертанта заключается:

в выборе, обосновании актуальности и постановке цели исследования;

в разработке аналитических зависимостей для диаграмм деформирования

АУК и УФБ при кратковременном динамическом сжатии;

в выявлении теоретических предпосылок и создании метода, алгоритма

и программы расчета прочности нормальных сечений динамически нагруженных

сжатых углеродофибробетонных элементов с углекомпозитным стержневым

и внешним армированием;

в разработке программы и методологии испытаний

углеродофибробетонных колонн с углекомпозитным стержневым и внешним

армированием, непосредственном их проведении и анализе результатов.

Положения, выносимые на защиту. На защиту выносятся:

аналитическое описание расчетных моделей диаграмм деформирования

АУК и УФБ при кратковременном динамическом сжатии;

метод расчета прочности нормальных сечений динамически нагруженных

сжатых углеродофибробетонных элементов с углекомпозитным стержневым

и внешним армированием, реализующий действительные диаграммы

деформирования материалов;

результаты численного анализа влияния параметров углефибрового,

стержневого и внешнего углекомпозитного армирования на прочность

нормальных сечений сжатых бетонных элементов при кратковременном

динамическом нагружении;

методика проведения и результаты экспериментальных исследований

прочности углеродофибробетонных колонн с углекомпозитным стержневым

10

и внешним армированием при кратковременном динамическом сжатии

со случайными и малыми эксцентриситетами продольной силы.

Теоретическую значимость работы представляют:

полученные модели диаграмм деформирования АУК и УФБ

при кратковременном динамическом нагружении и их аналитическое описание;

разработанные теоретические положения и метод расчета прочности

нормальных сечений динамически нагруженных сжатых углеродофибробетонных

элементов с углекомпозитным стержневым и внешним армированием.

Практическую значимость работы представляют:

разработанный состав и способ изготовления УФБ, позволяющие получить

значительный прирост прочности при сжатии армируемого фиброй бетона;

созданный в рамках исследования алгоритм и программный продукт

для расчёта прочности нормальных сечений сжатых углеродофибробетонных

элементов с углекомпозитным стержневым и внешним армированием

при кратковременном динамическом нагружении;

внедрение результатов исследований в специальный курс и дипломное

проектирование на кафедре «Железобетонные и каменные конструкции»

ФГБОУ ВО «Томский государственный архитектурно-строительный университет»

при подготовке бакалавров, специалистов и магистров по направлениям 08.05.01,

08.03.01 и 08.04.01 «Строительство»;

внедрение результатов исследований в проектном институте АО «ГСПИ»

Госкорпорации «Росатом» при оценке несущей способности сжатых элементов

каркаса проектируемых промышленных зданий и сооружений специального

назначения.

Апробация результатов исследования. Материалы диссертации были

доложены и вошли в сборники материалов Международных Академических

чтений «Безопасность строительного фонда России. Проблемы и решения»

(ФГБУ ВПО КГУ, г. Курск, 2014 г.), VI Всероссийской научно-технической

конференции «Молодая мысль: наука, технологии, инновации» (ФГБОУ ВПО

БРГУ, г. Братск, 2014 г.), I, II, III и IV Международных научных конференций

11

студентов и молодых ученых «Молодежь, наука, технологии: новые идеи

и перспективы» (ФГБОУ ВО ТГАСУ, г. Томск, 2014–2017 гг.), V Международного

семинара-конкурса молодых ученых и аспирантов, работающих в области

вяжущих веществ, бетонов и сухих смесей (г. Санкт-Петербург, 2015 г.), XIII

и XV Международных конференций студентов и молодых ученых «Перспективы

развития фундаментальных наук» (ФГАОУ ВО НИ ТПУ, г. Томск, 2016

и 2018 гг.), Международной научной конференции «Фундаментальные

и прикладные разработки в области технических и физико-математических наук:

круглый стол № 2» (г. Казань, 2018 г.), Международной научно-практической

конференции «Строительство: материалы, конструкции, технологии» (г. Москва,

2018 г.). Основные положения и результаты диссертационной работы

неоднократно представлялись на научных семинарах кафедры «Железобетонные

и каменные конструкции» Томского государственного архитектурно-

строительного университета (г. Томск, 2015–2018 гг.). В полном объёме

диссертация была доложена на совместном научном семинаре кафедр в Томском

государственном архитектурно-строительном университете (г. Томск, 2018 г.).

Публикации. По материалам диссертации опубликовано 11 печатных

работ, включая четыре статьи, опубликованные в журналах, входящих в перечень

изданий, рекомендованных ВАК, две статьи, опубликованные в журналах,

входящих в международные реферативные базы Scopus и Web of Science,

один патент Евразийского патентного ведомства на изобретение и одно

свидетельство о государственной регистрации программы для ЭВМ.

Объем и структура работы. Настоящая диссертация объемом 210 страниц

машинописного текста состоит из введения, четырех глав, основных выводов,

заключения, списка литературы из 252 наименований, трёх приложений

и содержит 11 таблиц и 78 рисунков.

Автор выражает благодарность за помощь в проведении исследований

коллективам кафедр ТГАСУ: железобетонные и каменные конструкции,

строительные материалы и технологии, металлические и деревянные конструкции.

12

ГЛАВА 1. СОВРЕМЕННОЕ СОСТОЯНИЕ ВОПРОСА

ПО ИССЛЕДОВАНИЮ ПРОЧНОСТИ СЖАТЫХ

УГЛЕРОДОФИБРОБЕТОННЫХ ЭЛЕМЕНТОВ

С УГЛЕКОМПОЗИТНЫМ СТЕРЖНЕВЫМ И ВНЕШНИМ

АРМИРОВАНИЕМ

В данном разделе диссертации приведено обоснование актуальности

применения углекомпозитных стержней в качестве рабочей арматуры

динамически нагруженных сжатых бетонных элементов. Рассмотрены методы

повышения эффективности использования углекомпозитной арматуры в сжатых

конструкциях путем применения фибрового и внешнего армирования бетона.

Приводятся результаты обзора современного состояния вопроса по исследованию

прочности сжатых углеродофибробетонных элементов с углекомпозитным

стержневым и внешним армированием при статическом и кратковременном

динамическом нагружениях.

1.1 Арматура композитная полимерная для стержневого армирования

бетонных конструкций

Наибольшее распространение среди современных строительных

полимерных композитных материалов конструкционного назначения получила

АКП для стержневого армирования бетонных конструкций. Благодаря высокой

прочности и уникальным физико-химическим свойствам АКП, её применение в

строительстве в качестве стержневой арматуры позволяет придать конструкциям

особенные эксплуатационные качества и повысить их долговечность. Наибольшая

эффективность достигается при её использовании в бетонных конструкциях,

эксплуатируемых в условиях их взаимодействия с влагой, агрессивной

химической и электрохимической внешней средой, и подверженных силовым

воздействиям динамического характера [43, 79, 140, 161].

13

1.1.1 Классификация и физико-механические свойства арматуры

композитной полимерной

АКП или Fiber Reinforced Polymer (FRP) представляет собой выполненный

в форме стержня гетерогенный анизотропный материал, состоящий

из ориентированных высокопрочных неметаллических волокон и полимерного

связующего (матрицы).

История появления АКП имеет свое начало в шестидесятых годах прошлого

столетия. Хронология появления, развития и совершенствования технологий

производства и свойств АКП подробно рассмотрена в работах [161, 171, 211].

К настоящему времени большинство проблем, связанных в основном с вопросами

уменьшения стоимости и повышения технологичности её производства, решены.

Широкомасштабное индустриальное производство АКП налажено во многих

странах мира.

Волокна в АКП являются основным несущим элементом, воспринимающим

нагрузку, а полимерная матрица служит средой, защищающей их от внешних

механических и химических воздействий, а также выполняет функцию

распределения усилий между волокнами при сопротивлении силовым

воздействиям.

Физико-механические свойства АКП в основном определяются типом

и количеством армирующего наполнителя из непрерывного волокна,

составляющего 80-85 % её состава по массе [161]. Эффективность применения

того или иного вида АКП зависит от правильности выбора вида армирующего

наполнителя, основывающегося на требованиях к его прочности, жесткости и

долговечности [79]. На сегодняшний день армирующий наполнитель АКП

изготавливается из стеклянных, базальтовых, арамидных и углеродных

неметаллических волокон диаметром 8-20 мкм. В зависимости от вида волокон

армирующего наполнителя различают стеклокомпозитную (АСК),

базальтокомпозитную (АБК), арамидокомпозитную (ААК), углекомпозитную

(АУК), а также комбинированную композитную (АКК) арматуру [48].

14

В таблице 1.1.1 представлены основные механические характеристики

неметаллических волокон, используемых при изготовлении полимерных

композитов согласно литературным данным [51, 79, 92, 114, 161, 179 и др.].

Все приведенные в таблице типы волокон имеют линейную диаграмму

деформирования при растяжении вплоть до наступления разрушения

(рисунок 1.1.1). Наибольшей прочностью при растяжении обладают базальтовые,

высокопрочные стеклянные и углеродные волокна. Наименьший модуль

упругости наблюдается у стеклянных волокон, а наибольший – у углеродных.

Таблица 1.1.1 –Механические свойства неметаллических волокон, используемых

для изготовления полимерных композитов

Тип волокна Плотность,

кг/м3

Модуль

упругости

при растя-

жении, ГПа

Прочность

при растя-

жении,

МПа

Предельная

относительная

деформация,

%

Коэффициент

Пуассона

Углеродное

высокопрочное 1750 200…250 3400…3900 1,5…2,5 0,2

Углеродное

высокомодульное 1950 300…700 2900…4000 0,45…1,2 0,2

Арамидное

высокопрочное 1440 75…124 3500…3620 2,9…4,6 0,35

Арамидное

высокомодульное 1440 110…175 2900…3450 2,0…2,4 0,35

Стеклянное (E)

универсальное 2600 72…77 3400…3700 4,5…4,8 0,22

Стеклянное (S)

высокопрочное 2500 74…88 4020…4650 4,2…5,4 0,22

Стеклянное (A)

щелочестойкое 2700 70…76 3000…3500 2,5…4,3 -

Базальтовое 2800 79…110 3000…4840 3,1…6,0 -

Неметаллические волокна обладают разнообразным комплексом физико-

химических и технологических свойств, значительно отличающихся друг от

друга. Стеклянным волокнам свойственна низкая теплопроводность, хорошая

теплостойкость, электроизоляционные свойства и устойчивость к химическим

воздействиям. Самым большим преимуществом стекловолокон, обусловившим их

широкую популярность, является низкая стоимость [28].

15

Типы армирующих волокон: УМ – углеродное высокомодульное; УП – углеродное

высокопрочное; АМ – арамидное высокомодульное; АП – арамидное высокопрочное;

Б – базальтовое; СЩ – стеклянное щелочестойкое; СУ – стеклянное универсальное;

СП – стеклянное высокопрочное

Рисунок 1.1.1 – Диаграммы деформирования неметаллических армирующих

волокон при растяжении

Базальтовые волокна являются близким по объёмам производства

к стекловолокну материалом. Благодаря широкому распространению

минерального сырья, стоимость этих волокон невысока. Среди достоинств

материала следует отметить высокую щелочестойкость, огнестойкость,

диэлектрические свойства и экологичность материала [92, 161].

Арамидные волокна обладают большей щелочестойкостью, чем

базальтовые и стеклянные волокна. Им также свойственны низкая электро-

и теплопроводность, высокая термостойкость. К недостаткам арамидоволокон

можно отнести их высокую стоимость, низкую водостойкость и долговечность,

обусловленную процессами старения материала во времени [147].

Углеродные волокна превосходят все перечисленные выше

неметаллические волокна по многим показателям. Эти волокна обладают высокой

химической стойкостью к длительным контактным воздействиям на них широко

спектра агрессивных реагентов (минеральных кислот, щелочей и органических

растворителей) любой концентрации. Устойчивость к такого рода воздействиям

16

несколько падает лишь при высокотемпературных взаимодействиях

с окислителями, вызывающими в результате реакции разрушение аморфного

углерода [161]. Углеродные волокна имеют хорошую термо-

и атмосферостойкость, устойчивость к воздействию ультрафиолета

и проникающей радиации [62, 79]. Хорошую электропроводимость углеволокна

с учетом его высокой электрокоррозионной стойкости в зависимости от сферы

применения можно отнести как к недостаткам, так и к преимуществам [74, 178].

Единственным значительным недостатком углеродных волокон на сегодняшний

день выступает высокая стоимость, обусловленная дороговизной сырья

и сложностью технологии производства. Однако, несмотря на это, углеродные

волокна являются самым перспективным видом волокон для применения в

качестве армирующего наполнителя АКП строительных бетонных конструкций

ответственных зданий и сооружений, испытывающих интенсивные силовые

воздействия в условиях активного взаимодействия с агрессивной внешней средой.

Наряду с важнейшим значением функциональности армирующего

наполнителя в формировании комплекса полезных свойств АКП, немаловажную

роль играет также тип её полимерной матрицы. В качестве матрицы

для армирующего наполнителя АКП в настоящее время широко применяются

связующие на эпоксидных и полиэфирных термореактивных смолах.

Отличительными чертами таких связующих являются высокие прочностные

характеристики, технологичность, термостойкость, а также низкая доля

пластических деформаций. Свойства основных видов связующих, используемых

для производства АКП, приведены в работе [79]. От вида и свойств полимерной

матрицы зависят тепло-, огне- и влагостойкость, устойчивость к различным видам

коррозии и многие другие свойства композитной арматуры, поэтому выбор

полимерного связующего осуществляется в основном из условий эксплуатации

армированного ею изделия.

Совместность деформаций композитных арматурных стержней

с конструкционным бетоном достигается обеспечением достаточной прочности

её сцепления с бетоном, которая зависит от вида анкеровочного слоя арматуры

17

и условий механического и химического взаимодействия материалов на границе

разделов [18, 20]. Анкеровочный слой может быть образован рядами поперечных

рёбер, сформированных намоткой на силовой стержень непрерывного волокна,

или песчаным (песчано-эпоксидным) покрытием. Величина прочности анкеровки

АКП в бетоне определяется испытаниями по ГОСТ 32492-2015 [50] и должна быть

не менее нормируемого им значения. Исследования [176, 196], направленные

на определение предела прочности сцепления с бетоном композитных арматурных

стержней с различными видами анкеровочного слоя показали, что её анкеровка

в большей степени обеспечивается вследствие адгезии цементного камня

к полимерному покрытию, чем механическим зацеплением поперечных выступов

за цементный камень. Наибольшие значения предела прочности анкеровки

отмечены у АУК с песчано-эпоксидным анкеровочным слоем.

Прочностные свойства АКП определяются физико-механическими

свойствами армирующего наполнителя и его полимерной матрицы, а также

количественным соотношением этих компонентов. Многими исследователями

[7, 20, 42, 43, 139] отмечено, что в связи с неравномерностью распределения

между волокнами внутренних усилий величина прочности и модуля упругости

при растяжении АКП является чувствительной к её диаметру: с увеличением

диаметра арматуры данные параметры принимают меньшие значения.

В отдельных случаях прочность при растяжении композитных стержней

с увеличением их диаметра может снижаться на величину до 35 % [139].

Прочность же и модуль упругости при сжатии АКП при различных её диаметрах

изменяются незначительно: для композитных стержней с анкеровочным слоем,

образованным спиральной навивкой из непрерывного волокна, с увеличением

их диаметра прочностные характеристики при сжатии несколько увеличиваются,

а для композитных стержней с песчаным анкеровочным слоем

эти характеристики практически не изменяются [100, 146]. Вне зависимости

от диаметра и вида анкеровочного слоя, в соответствии с СП 295.1325800.2017

[154], значения нормативных характеристик АКП при растяжении должны быть

не ниже указанных в таблице 1.1.2 величин.

18

Таблица 1.1.2 – Минимальные нормативные значения прочностных

и деформационных характеристик АКП при растяжении

Наименование показателя Значение показателя АКП в зависимости от её вида

АСК АБК АУК ААК АКК

Предел прочности при

растяжении Rf,n , МПа 800 800 1400 1400 1000

Модуль упругости при

растяжении Ef,n , ГПа 50 50 130 70 100

Помимо прочностных характеристик АКП существует ряд других

немаловажных показателей, накладывающих ограничения на условия

эксплуатации армированных ею бетонных конструкций. К одному из таких

показателей относится стойкость арматуры к щелочам. Данная характеристика

значительно влияет на срок службы армированных бетонных и железобетонных

конструкций. Так, в работе [171] приводятся данные о сокращении сроков

эксплуатации железобетонных конструкций до 4–7 лет при воздействии на них

вредных солей и кислот. Щелочестойкость является основным характерным

достоинством АКП, определяющим её существенное преимущество перед

стальной арматурой [161, 172]. Для определения степени щелочестойкости АКП

проводятся специальные исследования, при которых воспроизводится химическое

взаимодействие арматурных стержней с раствором, имитирующим щелочную

среду твердеющего бетона на портландцементе или иное потенциальное

взаимодействие с внешней агрессивной средой при длительном их контакте.

При этом после выдержки арматуры в щелочной среде производится

исследование структуры её наружной поверхности, измерение потерь по массе

и остаточной прочности. Исследованию щелочестойкости АКП были посвящены

работы [65, 175, 199, 230 и др.]. Результаты данных исследований, показали,

что щелочестойкость АКП напрямую зависит от свойств её полимерной матрицы.

В зависимости от её вида при взаимодействии композитных стержней с щелочью

в стержнях АКП могут развиваться микротрещины, открывающие доступ

к контакту с армирующим наполнителем, в отдельных случаях вызывающие

19

его деструкцию. Наилучшие показатели по щелочестойкости показывают

связующие на эпоксидно-фенольной и фенолформальдегидной смолах, фураново-

эпоксидных и эпоксиаминных композициях [161, 175]. Помимо типа полимерной

матрицы на щелочестойкость также влияет вид анкеровочного слоя АКП.

Так, минимальное снижение прочности стержней после выдержки в агрессивной

среде наблюдается для арматуры с песчаным анкеровочным слоем [101, 146].

Таким образом, степень щелочестойкости АКП в первую очередь зависит

от химического состава полимерного связующего, в особенности, если

армирующий наполнитель выполнен из волокна, обладающего низкой

устойчивостью к таким воздействиям, а во вторую – от вида анкеровочного слоя.

В связи с этим определение степени щелочестойкости АКП является важной

и обязательной процедурой, проводимой в соответствии нормативной методике

ГОСТ 32487-2015 [49].

Ещё одним важным показателем, определяющим долговечность АКП,

является стойкость к низким и высоким температурам. Согласно данным

исследований, механические свойства арматуры могут изменяться в зависимости

от температуры окружающей среды. Так, исследования прочности

при растяжении и изгибе АУК при низких температурах (–20, –60 и –150 °С),

а также после циклов замораживания и оттаивания, показали, что в полимерной

матрице образуются микродефекты и трещины, снижающие её прочность [196,

240]. Очевидно, что появление данных микродефектов в матрице может повлиять

на прочность АУК и при сжатии. Исследования АКП при высоких температурах

показали, что механические свойства, прочность анкеровки и характер

разрушения растянутых композитных стержней при их нагреве значительно

меняются при достижении арматурой температуры стеклования матрицы [60, 79,

100]. Так, в работе [248] показано, что при повышении температуры с 20 до

350 °С АУК линейно теряет лишь 10 % от своей прочности при растяжении,

а при дальнейшем увеличении температуры до 500–600 °С показатели прочности

части стержней начинают резко уменьшаться, повышая изменчивость результатов

измерений и снижая их надежность. Что же касается поведения АУК,

20

используемой в качестве сжатой арматуры при высоких температурах,

то необходимо понимать, что достижение ею температуры стеклования матрицы

приводит к потере прочности анкеровки и утрате связывающей способности

матрицы по отношению к волокнам, которые вследствие этого теряют

устойчивость, и арматура больше не может воспринимать сжимающие усилия.

В связи с этим следует ограничивать условия эксплуатации конструкций с АУК

температурой по меньшей мере на 30 °С ниже, чем температура стеклования

матрицы [210], а для конструкций, к которым предъявляются требования

по огнестойкости – предусмотреть конструктивные мероприятия по обеспечению

дополнительной огнезащиты.

Учитывая вышеописанные особенности, можно выделить основные

преимущества АУК для её применения при стержневом армировании

строительных бетонных конструкций:

высокая прочность при растяжении;

низкий удельный вес;

высокая коррозионная стойкость;

радиопрозрачность и электромагнитная инертность;

низкая теплопроводность;

высокая долговечность.

Соответствующие перечисленным достоинствам рациональные области

эффективного применения стержневого армирования АУК [18, 113, 115, 161, 171]:

мостовые опоры, их пролетные строения и покрытия, причалы,

волнорезы, припортовые сооружения, конструкции берегоукрепления, плавучие

причалы и доки;

дорожные и тротуарные плиты и ограждения, контактирующие

в процессе эксплуатации с противогололёдными реагентами;

строительные конструкции из бетона с противоморозными добавками

и ускорителями твердения на основе хлористых солей;

коммунальные сети водоотведения, канализации и мелиорации;

осветительные опоры, траверсы и опоры линий электропередачи;

21

строительные конструкции на химических производствах (например,

ёмкости или хранилища солесодержащих веществ);

строительные конструкции, не наводящие магнитных полей (например,

помещения магнитно-резонансной томографии);

энергоэффективные трёхслойные стеновые панели;

фундаменты.

1.1.2 Особенности расчета сжатых бетонных конструкций

со стержневым углекомпозитным армированием

С появлением АКП и по мере её развития и внедрения в строительное

производство в качестве стержневой арматуры разрабатывались

и совершенствовались и национальные стандарты, регламентирующие порядок

проектирования и расчета армированных ею бетонных конструкций. Анализируя

положения таких действующих отечественных и зарубежных нормативных

документов [55, 154, 181, 198, 203, 210, 221, 223], можно отметить, что они

являются модификацией аналогичных норм по расчету железобетонных

конструкций и реализуют принцип расчета бетонных конструкций с АКП

по методу предельных состояний. Изменения связаны с нормированием

характеристик АКП, введением коэффициентов надежности по нагрузке

и понижающих коэффициентов условий её работы, а также более осторожным

описанием конструктивных требований к армированным ею бетонным

конструкциям [2, 79].

Для сжатых бетонных элементов с композитным стержневым армированием

большинством из перечисленных нормативных документов не рекомендуется

учитывать в расчете величину сопротивления сжатию АУК без проведения

специальных исследований. Данную осторожность можно объяснить

относительно низким модулем упругости при сжатии АУК, составляющим,

согласно приводимым в работе [202] данным, 80–100 % от модуля упругости

22

при растяжении. При этом величина прочности при сжатии АУК может достигать

значений 78 % от прочности при растяжении [181, 200]. С учетом этих данных

минимальные нормативные значения модуля упругости и прочности при сжатии

АУК (согласно данным таблицы 1.1.2) соответственно равны 104 ГПа и

1092 МПа. Таким образом, относительно низкая величина модуля упругости АУК

и предельных деформаций бетона при сжатии не позволяет реализовать

прочностной потенциал более деформативной, но высокопрочной АУК

армированных ею сжатых бетонных конструкций. Однако, учитывая результаты

исследований [94, 95], эффективность использования прочностного ресурса

сжатой высокопрочной арматуры можно увеличить, повысив предельные

продольные деформации конструкционного бетона путем сдерживания

его поперечных деформаций. Так, в работах [10, 141, 130], на примере

железобетонных колонн с продольной ненапрягаемой высокопрочной арматурой

классов Ат-V (А800), Ат-VI (А1000) и Ат-VII (А1200), показано, что учащение

шага установки хомутов создает в колоннах эффект обоймы, вследствие чего

повышается способность бетона к деформированию в пределах нисходящей ветви

диаграммы « σb – εb », что позволяет сжатым конструкциям сопротивляться

внешнему продольному усилию после появления продольных трещин. За счет

увеличения деформативности бетона сжимающие напряжения в продольной

арматуре увеличиваются и прочность конструкции возрастает. Таким образом,

наиболее эффективного использования прочностного потенциала АУК в сжатых

бетонных элементах возможно достичь при увеличении деформативности бетона.

1.2 Методы повышения эффективности использования стержневой

углекомпозитной арматуры в сжатых бетонных конструкциях

Среди перспективных методов модифицирования деформационных свойств

бетона при условии обеспечения особых эксплуатационных свойств бетонных

конструкций с АУК (высокой коррозионной и щелочестойкости, радио-

23

и электромагнитной прозрачности и т.д.) рационально рассмотреть возможность

применения фибрового и внешнего композитного армирования на основе

углеволокна [99, 102, 106, 116, 161, 179, 246].

1.2.1 Фибровое армирование бетона углеродными волокнами

Фибровое (дисперсное) армирование бетона представляет собой введение и

равномерное распределение в объёме бетона на стадии его изготовления

дискретных волокон (фибр) с преобладающей или случайной ориентацией.

При затвердевании бетона с фибровым армированием (фибробетона)

находящиеся в его объёме фибры за счет сил адгезии оказываются надежно

связанными с ним. В дальнейшем при воздействии растягивающих

или сжимающих внешних сил фибра и бетон работают совместно: бетон

выполняет функцию матрицы для волокон, а фибры – оказывают сопротивление

развитию в ней деформаций. Такой силовой каркас способствует повышению

сопротивления бетона внешним усилиям, увеличению его трещиностойкости

и деформативности [3, 57, 63, 98, 103, 104, 117, 163, 207, 246]. Высокая

структурная вязкость и энергоемкость разрушения фибробетонов предопределяют

его высокий потенциал при сопротивлении динамическим воздействиям [9, 31

104]. Кроме того, фибровое армирование бетона способствует повышению

прочности сцепления стержневой арматуры с бетоном [103] и увеличению

его коррозионной стойкости в целом [32].

История развития исследований и нормативная база фибробетонов, а также

опыт их применения в строительных конструкциях подробно рассмотрены в

работах [33, 34, 35, 45, 57, 86, 132, 225].

К фибробетонам предъявляется ряд обязательных требований. Первым

важнейшим и принципиальным требованием является химическая стойкость

фибры к материалу матрицы и способность к образованию с ней химических

связей, обеспечивающих надежную анкеровку волокна в её теле [32, 117, 145].

24

Данное требование связано с образованием и сохранением достигнутого уровня

прироста прочностных характеристик фибробетонов во времени по сравнению с

базовым бетоном исходного состава. Вторым основным требованием,

предъявляемым к фибробетонам, является больший по отношению к бетону

модуль упругости волокна и достаточно высокая его прочность на разрыв.

Третьим требованием является обеспечение равномерности распределения

волокон в бетонной матрице [35, 117]. Данная задача ввиду малой величины

размеров волокон требует тщательного научно-экспериментального подхода.

Её решением является выработка технологии введения и перемешивания

фибробетонной смеси, при которых происходит не только взаимное разделение

волокон, но и достигается однородность (отсутствие сгустков и «ежей»

из волокон) фибробетонной смеси [131]. При этом для распределения

неметаллических волокон в бетонной смеси нередко используются поверхностно-

активные вещества (ПАВ) и химические добавки [29, 73, 105, 118]. Следующим

требованием является выверенность состава фибробетона, то есть обеспечение

оптимального, с точки зрения эффективности фибрового армирования,

соотношения компонентов бетонной смеси и количества фибр, приводящего

к максимальной степени увеличения прочности бетона и улучшения его других

физико-механических характеристик [35, 57, 164]. Отступление от оптимальных

значений в большую или меньшую сторону снижает эффективность фибрового

армирования. Другие (рекомендуемые) требования связаны с доступностью сырья

и технологии получения армирующего волокна, технологичности приготовления

и удобоукладываемости фибробетонной смеси [132] и т.д. В совокупности все

требования, предъявляемые к фибробетонам, сводятся к задачам выбора того

или иного типа волокна с конкретными физико-механическими свойствами,

разработки метода введения и равномерного распределения фибр в бетонной

смеси и подбора состава фибробетона.

Номенклатура волокон для фибрового армирования намного шире, чем для

АКП. Основные виды фибр для дисперсного армирования бетона приведены на

рисунке 1.2.1. Выбор того или иного волокна для фибрового армирования бетона

25

имеет за собой как свои преимущества, так и недостатки, поэтому применение

определённого его вида должно нести за собой научное и экспериментальное

обоснование. Отечественные и зарубежные исследования свойств различных

видов волокон позволили определить существенные недостатки их применения

в фибробетонах. Так, стеклянные волокна обладают низкой химической

стойкостью к среде твердеющего цементного бетона, синтетические волокна

при их относительно высокой стоимости имеют низкую эффективность,

связанную с низким модулем упругости и прочностью на разрыв, стальные

волокна отличаются низкой коррозионной стойкостью и высоким весом,

а углеродные волокна, в связи с их высокими прочностными характеристиками,

хрупки при механических воздействиях и требуют особых технологических

решений по их введению в бетонную смесь [1, 92]. С учетом этих особенностей,

опираясь на результаты сопоставительного анализа данных о физико-

механических свойствах волокон, представленных в работах [27, 102, 107],

определено, что наиболее перспективным для использования в фибробетонах

являются фибры, полученные из углеродного волокна.

а б в г д

Рисунок 1.2.1 – Фибра для дисперсного армирования бетона: а – стальная;

б – полипропиленовая; в – стеклянная; г – базальтовая; д – углеродная

Углеродные волокна в отличие от неметаллических волокон других видов

выгодно отличаются не только высоким модулем упругости и прочностью при

растяжении, но и своими улучшенными адгезионными свойствами, термической и

радиационной стойкостью и др. [43, 151, 202]. Наряду с множеством достоинств

недостатком данного вида волокон является его высокая стоимость. Однако

применение углеволокна для фибрового армирования конструкционных бетонов

обосновано и оправдано для строительных конструкций, находящихся в тяжелых

26

эксплуатационных условиях при силовых воздействиях динамического характера,

где первостепенной задачей является достижение высокой эксплуатационной

надежности и безопасности, а вопросы стоимости отступают на второй план

[31, 57, 104].

Обзор литературных данных показал, что немногочисленные результаты

исследований влияния количества и способа введения углеродных фибр

в бетонную смесь на физико-механические свойства и особенности

деформирования фибробетона имеют фрагментарный и разрозненный характер

[3, 44, 151, 202]. Определенность отсутствует и в вопросе оптимальной дозировки

углеродной фибры. Ввиду этого, учитывая существенную зависимость

прочностных и деформационных свойств фибробетона как от параметров самих

углеродных волокон (длины, диаметра, прочности при растяжении и степени

адгезии к бетону), так и от технологии введения фибр (последовательности

введения компонентов фибробетонной смеси, режима и скорости

её перемешивания) и состава бетонной смеси (количества фибры, количества

и параметров инертных материалов и водоцементного отношения), актуальной

научной задачей является разработка и проведение комплекса

материаловедческих исследований технологии изготовления и состава

углеродофибробетона (УФБ), а также его прочностных и деформационных

свойств.

1.2.2 Система внешнего углекомпозитного армирования бетона

Под внешним композитным армированием бетона понимается установка

послойным наклеиванием на основание (поверхность) бетонной конструкции

полимерных композитных материалов и изделий на основе непрерывного волокна

с последующим отверждением адгезива и образованием системы внешнего

композитного армирования. Клеевое соединение элементов системы внешнего

армирования (элементов усиления) с бетонным основанием обеспечивает

27

совместность их деформирования с усиливаемой таким образом конструкцией на

всех этапах её загружения.

Элементы усиления работают на восприятие преимущественно

растягивающих усилий и выполняются из ламинатов (ламелей) или тканых

материалов и изделий из непрерывного волокна. Ламинаты представляют собой

жесткие композитные ленты или пластины, изготовленные в заводских условиях

путем пропитки необходимого количества слоёв волокнистой ткани в ванне

с эпоксидным составом с последующим формованием и термообработкой

до полного отверждения изделия. Установка наклеиванием ламинатов

на бетонное основание усиливаемой конструкции обычно производится в один

слой. Элементы усиления второй группы представляют собой одно-

и двунаправленные волокнистые ткани или холсты. Монтаж элементов усиления

данного вида осуществляется послойно путем их пропитки эпоксидными смолами

и наклеивания на основание усиливаемого элемента с последующим

отверждением компаунда в естественных условиях. Внешнее композитное

армирование ткаными материалами, по сравнению с усилением ламинатами,

обладает более высокой универсальностью, обусловленной возможностью

создания сложных пространственных форм с заданной ориентацией армирующего

наполнителя внешней арматуры в одном или нескольких направлениях [74].

В качестве армирующих наполнителей элементов усиления используются

в основном углеродные волокна, которые благодаря своей высокой прочности

и модулю упругости при растяжении, получили наибольшее распространение

в практике [92, 224].

Внешнее армирование углекомпозитными материалами в отличие

от аналогичных конструктивных решений с внешней арматурой из стального

проката обладает рядом преимуществ. Основными достоинствами данного метода

являются: простота транспортировки и изготовления элементов усиления,

их высокая удельная и усталостная прочность, низкий вес и компактность

конструкции усиления, технологичность её монтажа, высокая коррозионная

стойкость и долговечность, способность повторять формы усиливаемой

28

конструкции и др. [21, 91, 96]. Также в ряде случаев применение

углекомпозитных материалов для внешнего армирования за счет высокой

долговечности и эксплуатационной надежности, увеличения межремонтного

ресурса и повышения безопасности сооружений по совокупности затрат является

более экономически эффективным, чем применение традиционных материалов

[74, 106, 140, 149].

Среди недостатков систем внешнего углекомпозитного армирования можно

отметить необходимость их защиты от механических и высокотемпературных,

в том числе огневых, воздействий [179].

Метод модифицирования деформационных и прочностных свойств сжатых

бетонных элементов способом внешнего углекомпозитного армирования

заключается в формировании вдоль их длины углекомпозитного бандажа

(обоймы) и основан на принципе создания бокового давления в конструкции.

Изучению данного принципа посвящены фундаментальные исследования

О.Я. Берга, А. А. Гвоздева, Г.А. Гениева, И.И. Гольденблата, В.И. Карпинского,

Г.Г. Соломенцева, Я.В. Столярова, К. Баха, Р. Залигера, Р. Брауна, Ф. Рихарда [17,

38, 70, 152 и др.]. Суть метода состоит в следующем. При уровне сжимающих

напряжений в бетоне ,b i ниже напряжений микротрещинообразования 0

,b crcR

величина поперечных деформаций в нём относительно мала. С появлением

( 0

, ,b i b crcR ) и развитием ( 0

, , ,b crc b i b crcR R ) продольных микротрещин происходит

разуплотнение структуры бетона и он начинает интенсивно расширяться.

При этом в усиленном углекомпозитной обоймой бетоне возникает стеснение

нарастающих поперечных деформаций, вызванное воздействием бокового

давления. Величина и характер распределения бокового давления по поверхности

усиления зависит не только от жесткости и толщины углекомпозитной обоймы,

но и главным образом от формы поперечного сечения. В усиливаемых элементах

круглого поперечного сечения возникает круговое боковое давление,

способствующее возникновению трехосного напряженного состояния всей

площади поперечного сечения [209] (рисунок 1.2.2, а). При усилении элемента

с квадратным или прямоугольным (с конструктивным закруглением ребер)

29

поперечным сечением силы бокового давления распределяются так, что часть

площади поперечного сечения испытывает объёмное напряженное состояние,

а вторая его часть остается не обжатой [201, 218, 236] (рисунок 1.2.2, б, в).

С увеличением соотношения h / b сторон прямоугольного поперечного сечения

усиливаемого элемента доля областей, не испытывающих эффекта обоймы,

возрастает так, что при h / b = 1,5 или h > 900 мм применение данного метода

усиления становится нецелесообразным [108, 109]. Кроме того, величина эффекта

обжатия от внешнего углекомпозитного армирования сжатых элементов

также зависит от эксцентриситета продольной сжимающей силы

(рисунок 1.2.2, г).

а б в

г

1 – углекомпозитная обойма; 2 – область, не испытывающая стесненного деформирования от

обжатия обоймой; 3 – область, испытывающая трёхосное напряженное состояние от обжатия

обоймой; 4 – условная линия, сдвигающая границу области 3

Рисунок 1.2.2 – Схемы напряженного состояния заключенных в углекомпозитную

обойму сжатых бетонных элементов круглого (а), квадратного (б)

и прямоугольного (в) поперечных сечений, а также влияние на него

эксцентриситета приложения продольной сжимающей силы (г)

согласно данным [209, 218, 236, 241]

30

Этот вопрос подробно рассмотрен в работе [241], где авторами в результате

обширных численных и экспериментальных исследований установлено, что

несущая способность при сжатии усиленных углекомпозитной обоймой бетонных

элементов по сравнению с элементами без усиления нелинейно повышается

с увеличением количества её слоёв и пропорционально понижается с увеличением

эксцентриситета сжимающего усилия. При этом максимальная эффективность

внешнего армирования достигается при усилении бетона с низким классом

прочности на сжатие и уменьшается с его повышением по экспоненциальному

закону. Таким образом, в результате воздействия бокового давления часть или вся

площадь поперечного сечения испытывает трехосное напряженное состояние,

которое приводит к увеличению прочности и деформаций бетона при сжатии,

отражающиеся на форме его криволинейной диаграммы деформирования [26, 234,

242, 243]. На рисунке 1.2.3 показан характер видоизменения криволинейной

диаграммы деформирования сжатого бетона в осевом направлении при его

внешнем углекомпозитном армировании, расположенном в ортогональном

направлении по отношению к действующему усилию, по данным [187, 197, 218].

Рисунок 1.2.3 – Криволинейные диаграммы продольного деформирования

сжатого бетона с внешним углекомпозитным армированием (линии 2–5),

а также без него (линия 1)

31

Из рисунка видно, что прочность заключенного в углекомпозитную обойму

бетона в осевом направлении Rb3 повышается с увеличением коэффициента

внешнего углекомпозитного армирования μfw, а ниспадающая ветвь диаграммы

стремиться к выпрямлению. Диаграмма имеет условно билинейное очертание.

Согласно исследованиям G. Campione [197], предельные относительные

деформации в осевом направлении усиленного углекомпозитной обоймой бетона

εb3,m в зависимости от величины коэффициента внешнего армирования могут

достигать значений от 8 до 20 ‰, что соответствует 4…10 кратному

их увеличению по сравнению с предельными деформациями бетона без усиления

εb,m . А величина соотношения Rb3 / Rb пределов прочности в осевом направлении

может принимать значения 1,19…1,97. Данные результаты получены на бетонных

образцах цилиндрической формы. Известны результаты подобных исследований

и на образцах-призмах квадратного и прямоугольного поперечных сечений.

Так, в [183, 247, 249] показано влияние на прочность и предельные сжимающие

деформации в осевом направлении размеров и формы поперечного сечения,

а также радиуса закругления продольных ребер усиливаемых внешним

армированием бетонных образцов. Авторами установлено, что с увеличением

соотношения высоты к ширине поперечного сечения h / b бетонных призм

с внешним армированием эффективность обоймы падает, а с уменьшением

радиуса закругления продольных ребер величина прироста прочности бетона

пропорционально уменьшается, в то время как эффект повышения

деформативности бетона остается неизменным. Кроме того, в работе [183]

показано, что фактор масштаба (размера) конструкций с внешним

углекомпозитным армированием практически не влияет на величину прироста

прочности при осевом сжатии.

Из вышеописанного можно заключить, что внешнее углекомпозитное

армирование сжатых элементов создает в них объёмное напряженное состояние,

способствующее увеличению, как прочности, так и предельных деформаций

бетона.

32

1.3 Обзор теоретических и экспериментальных исследований напряженно-

деформированного состояния сжатых бетонных элементов с композитным

стержневым армированием при статическом и кратковременном

динамическом нагружениях

Сжатые конструкции (колонны, стойки, опоры) и конструктивные

элементы, воспринимающие сжимающие усилия (верхние пояса, восходящие

раскосы и стойки ферм и т.д.), занимают значимое место в общем объёме

производства современных строительных конструкций возводимых зданий

и сооружений. От поведения сжатых элементов при воздействии на них

кратковременных динамических сжимающих нагрузок зависит в последующем

состояние вышележащих конструкций и каркаса здания или сооружения в целом,

а также их пригодность к дальнейшей эксплуатации [53, 167, 170].

Это свидетельствует о необходимости ответственного проектирования и расчета

сжатых конструкций с учетом особенностей их напряженно-деформированного

состояния. При проектировании новых видов современных сжатых бетонных

конструкций с углекомпозитным стержневым армированием следует

руководствоваться не только требованиями строительных норм и правил,

но и результатами экспериментально-теоретических исследований напряженно-

деформированного состояния АУК и армированных ею конструкций.

Для расчета прочности динамически нагруженных сжатых элементов

используют аналитические и численные методы. Расчет аналитическим методом

производится с использованием различных пособий [19, 54, 129, 137]. Решение

задач с применением данного метода отличается высокой точностью расчета.

Дать оценку динамической прочности сжатых конструкций можно также,

применив методы численного моделирования, в современных программных

комплексах (ANSYS, ABAQUS, LS-DYNA, SCAD, ЛИРА и др.). Численные

исследования бетонных конструкций при динамических воздействиях,

в том числе с применением авторских программных комплексов, проводились

С.П. Батуевым, Ю.А. Беленцовым, Н.Н. Беловым, О.П. Бузиной,

33

З.Р. Галяутдиновым, Д.Г. Копаницей, А.М. Корнеевым, О.Г. Кумпяком,

А.В. Радченко, П.А. Радченко, А.В. Сухановым, Н.Т. Юговым, и др. Авторами

реализованы модели динамического разрушения фибробетона [13–16]

и поведения анизотропных конструкционных материалов [8, 11, 80, 134–136] при

их динамическом нагружении. Для большинства из принятых авторами моделей

численного расчета проведена верификация с результатами экспериментальных

исследований, показавшая хорошую сходимость.

В литературных источниках содержится большое количество данных

о результатах экспериментальных исследований сжатых бетонных элементов

со стержневым армированием высокопрочной стальной и композитной

полимерной арматурой.

В трудах М.К. Бейсембаева, Д.С. Вануса, А.П. Васильева, Ю.В. Иванова,

Ю.Н. Карнета, В.Н. Конделя, А.Н. Костенко, У.Х. Магдеева, Д.Р. Маиляна,

Б.Л. Рискинда, А.О. Хегая, Е.А. Чистякова, В.Г. Щелкунова и многих других

ученых приведены результаты исследований прочности и деформативности

сжатых бетонных элементов с продольной ненапрягаемой арматурой

из высокопрочной стали при их осевом и внецентренном сжатии.

Так, Ю.Н. Карнет в работе [67] исследовал поведение центрально сжатых

железобетонных элементов размерами 180×180×800 мм с продольной арматурой

класса А-VI (А1000) при коэффициенте армирования μs = 0,35…1,95 %,

где показал, что применение поперечной арматуры в виде сеток позволяет

увеличить предельные деформации бетона при сжатии на 17…33 % по сравнению

с соответствующими деформациями контрольных бетонных призм, а также

повысить его прочность. Максимальные зафиксированные продольные

деформации бетона достигали значений 2,96…7,27 ‰, а соответствующие им

нормальные напряжения в арматуре составляли 559…1370 МПа. А.О. Хегай [174]

провел подобные исследования на внецентренно сжатых сталефибробетонных

элементах, где показал, что фибровое армирование бетона за счет более

эффективного перераспределения усилий позволяет повысить пластические

свойства конструкций, что приводит к более полному использованию

34

высокопрочной арматуры и бетона и, как следствие, к повышению несущей

способности. Подобный эффект повышения сжимаемости (до 54 %) и вязкости

разрушения при фибровом армировании бетона внецентренно сжатых

железобетонных конструкций был также зафиксирован и другими авторами [56].

У.Х. Магдеев в своей работе [99] представил результаты исследований

внецентренно сжатых (с малыми эксцентриситетами) фиброжелезобетонных

колонн размерами 200×200×1000 мм, армированных четырьмя стержнями

арматуры Ø 12 мм класса Ат800. Автор отметил повышение продольных

деформаций конструкций (по сравнению с центрально сжатыми

железобетонными образцами) с увеличением эксцентриситета продольной силы

e0 , которое составило 12, 18 и 30 % при его значениях, равных 0,1h, 0,2h и 0,3h

соответственно. При этом величина нормальных напряжений в сжатой арматуре

численно достигала значений своего расчетного сопротивления. А.Н. Костенко

[81] были проведены исследования прочности и деформативности центрально и

внецентренно сжатых кирпичных и железобетонных колонн с различными

вариантами внешнего стекло- и углекомпозитного армирования в виде обойм.

Результаты исследований показали, что эффективность внешнего армирования

в части повышения прочности и деформативности материалов, снижается

с увеличением эксцентриситета продольной сжимающей силы и становится

нулевой при его значениях e0 / h > 0,32. Влияние внешнего армирования

на прочность и деформативность центрально и внецентренно сжатых бетонных

и железобетонных элементов рассматривалось учеными: М.А. Астафьева,

С.В. Бондаренко, С.В. Георгиев, А.И. Заикин, С.Т. Захаров, А.Л. Кришан,

Д.Р. Маилян, А.С. Мельничук, С.И. Меркулов, Т.А. Мухамедиев, П.П. Польской,

Е.А. Рабинович, Д.Н. Смердов, В.В. Теряник, Р.Ф. Фардиев [26, 83–85, 109, 110,

124, 125, 148, и др.].

В своих выводах большинство из приведенных выше авторов сходятся

в едином мнении о том, что эффективность использования сжатой высокопрочной

арматуры зависит от предельной деформативности бетона при разрушении

элементов. При этом повышения уровня предельных сжимающих деформаций

35

бетона с целью более полного использования высокопрочной арматуры на сжатие

возможно достичь применением косвенного армирования или другими

конструктивными решениями, способствующими сдерживанию бетонного ядра

от нарастающих поперечных деформаций. К подобному выводу в работах [10, 30,

64, 78 и др.] приходят и другие авторы.

Исследованиям сжатых бетонных конструкций с продольной ненапрягаемой

АКП посвящены работы А.Е. Лапшинова, С.А. Мадатяна, И.В. Подмостко,

M.Z. Afifi, S.H. Alsayed, A. Amer, L. Bisby, J. Brown, A. De Luca, M.L. Ehab,

V. Egidijus, A. El-Kurdi, B. Fillmore, A. Hadhood, S. Jiang, N. Kawaguchi,

E.M. Lotfy, A. Mirmiran, N.S. Paramanantham, H. Tobby и др. В работе [226],

представлены результаты исследования двенадцати внецентренно сжатых

бетонных колонн размерами 150×200×600 мм с продольным армированием

четырьмя стержнями Ø 12 мм ААК, где автором было отмечено,

что их разрушение во всех случаях происходило в результате раздробления

бетона. При этом разрушения арматуры не наблюдалось. A. Hadhood [217]

и A. Amer [186] в своих работах исследовали центрально сжатые колонны

с продольной АУК и пришли к выводу, что характер их деформирования

под нагрузкой близок к поведению их железобетонных аналогов.

Многочисленные экспериментальные исследования других зарубежных авторов

[182, 184, 193, 204] дополнили эти наблюдения, показав, что прочность колонн

с продольным композитным стержневым армированием меньше прочности

аналогичных железобетонных конструкций. При этом величина снижения

несущей способности для колонн с продольной АУК при таком сравнении

составляет 5 %. В данных работах также показано, что продольные деформации

стержневой композитной арматуры экспериментальных конструкций достигали

лишь 20-30 % от их предельных значений при сжатии. А приходящаяся на неё

доля в обеспечении общей прочности конструкции составляла 5-10 %,

при величине аналогичного параметра 12 % для железобетонных колонн. С целью

повышения несущей способности сжатых бетонных конструкций с композитным

стержневым армированием за счет прочностных резервов сжатой продольной

36

арматуры A. De Luca, H. Tobbi и E.M. Lotfy в своих работах приходят к выводу

о необходимости уменьшения шага хомутов. Так, в трудах [227, 244] показано,

что для центрально сжатых натурных бетонных колонн поперечным сечением

250×250 и 350×350 мм с продольным стержневым композитным армированием

уменьшение шага хомутов с 120 до 80 мм обеспечивало прирост прочности

более чем на 20 %. К пересмотру конструктивных требований, заимствованных

у железобетонных конструкций, также призывает и A. Mirmiran. В своей работе

[231] автор приводит результаты параметрического исследования гибких колонн

с композитным стержневым армированием, в которых обосновывает

необходимость учета коэффициента продольного изгиба, а также предлагает

ограничить гибкость сжатых бетонных конструкций с АКП, снизив

её максимально допустимое значение, относительно её величины, принятой

для железобетонных конструкций.

Помимо увеличения коэффициента поперечного армирования учеными

также рассмотрены перспективы применения фибрового армирования сжатых

бетонных конструкций с целью более полной реализации прочностного

потенциала армирующих их композитных стержней. Об эффективности метода

фибрового армирования сообщается в работах [162, 220]. Кроме того,

в литературных источниках имеются данные об успешном применении

с той же целью метода внешнего армирования углекомпозитными материалами.

Согласно исследованиям A. El-Kurdi [206] и S. Jiang [222] внешнее

углекомпозитное армирование сжатых элементов значительно влияет

на прочность и деформативность сжатых конструкций. Так, в работе A. El-Kurdi

[206] приводятся данные о более чем двукратном увеличении прочности

и четырехкратном увеличении предельных сжимающих деформаций бетона

при его однослойном внешнем углекомпозитном армировании.

Не смотря на доказанную результативность рассмотренных учеными методов

модифицирования деформационных свойств бетона с целью более полной

реализации прочностного потенциала высокопрочной арматуры сжатых бетонных

37

конструкций, их эффективность наблюдается лишь при эксцентриситетах

продольной силы, находящихся в пределах границ области ядра сечения [204].

Анализ исследований центрально и внецентренно сжатых бетонных

элементов со стержневым армированием высокопрочной ненапрягаемой стальной

и композитной полимерной арматурой при применении фибрового, внешнего, а

также повышенного косвенного армирования позволил сделать следующие

выводы. Для более полного использования прочности высокопрочной рабочей

АКП в сжатых бетонных элементах необходимо прибегать к методам

модифицирования деформационных свойств бетона, позволяющим повысить

его предельные деформации. При этом основные известные методы

модифицирования деформационных свойств бетона показывают свою

эффективность при эксцентриситетах продольной сжимающей силы,

не выходящих за границы ядра сечения, что свидетельствует

о нецелесообразности применения данного вида арматуры во внецентренно

сжатых элементах с большими эксцентриситетами продольной силы. Учитывая

значительно более высокую, по сравнению с бетоном, деформативность АУК,

рационально рассмотреть возможность комбинирования способов

модифицирования бетона армированных ею сжатых конструкций фибровым

и внешним армированием, а при выборе модифицирующих материалов

руководствоваться принципом подобия с АУК их физических свойств.

1.4 Выводы по первой главе

1. Обзор литературных источников показал, что свойства АКП зависят от

вида и объёмного содержания армирующего наполнителя, типа полимерной

матрицы и вида анкеровочного слоя. В совокупности прочностных

и эксплуатационных свойств наиболее перспективным видом АКП

для армирования сжатых бетонных конструкций является АУК с песчаным

38

анкеровочным слоем, отвечающая требованиям национальных стандартов и

имеющая достаточный уровень стойкости к щелочной среде бетона.

2. Анализ нормативной литературы показал, что величина расчетного

сопротивления сжатию АУК статически нагруженных бетонных элементов

принимается равной нулю. На основе анализа литературных данных сделан вывод

о возможности учета сопротивления сжатию АУК сжатых бетонных элементов

при их кратковременном динамическом нагружении, требующий

экспериментально-теоретического обоснования.

3. Для повышения эффективности АУК в сжатых бетонных конструкциях

при их кратковременном динамическом нагружении необходимо модифицировать

деформационные свойства конструкционного бетона путем введения фибрового

и внешнего армирования на основе углеволокна.

4. Актуальной задачей является проведение экспериментально-

теоретического исследования прочности сжатых углеродофибробетонных

элементов с углекомпозитным стержневым и внешним армированием,

подверженных кратковременному динамическому сжатию со случайными и

малыми эксцентриситетами продольной силы.

39

ГЛАВА 2. ПРЕДПОСЫЛКИ РАСЧЕТА ПРОЧНОСТИ СЖАТЫХ

УГЛЕРОДОФИБРОБЕТОННЫХ ЭЛЕМЕНТОВ С УГЛЕКОМПОЗИТНЫМ

СТЕРЖНЕВЫМ И ВНЕШНИМ АРМИРОВАНИЕМ

ПРИ КРАТКОВРЕМЕННОМ ДИНАМИЧЕСКОМ НАГРУЖЕНИИ

В настоящем разделе диссертации приводятся физические предпосылки

теории расчета прочности динамически нагруженных сжатых

углеродофибробетонных элементов с углекомпозитным стержневым и внешним

армированием. К предпосылкам относятся: способы нормирования предельных

состояний сжатых углеродофибробетонных элементов с углекомпозитным

стержневым и внешним армированием при кратковременном динамическом

нагружении; расчетные модели диаграмм деформирования АУК и бетона с

углефибровым и внешним углекомпозитным армированием при кратковременном

динамическом нагружении.

2.1 Нормирование предельных состояний сжатых углеродофибробетонных

элементов с углекомпозитным стержневым и внешним армированием

при кратковременном динамическом нагружении

Созданию, разработке и развитию методов динамического расчета

бетонных и железобетонных конструкций было посвящено большое количество

работ российских и зарубежных ученых: И.В. Балдин [87, 123], С.В. Балдин [6],

С.П. Батуев [8], Н.Н. Белов [13, 15, 16], М.Д. Боданский [19], В.М. Бондаренко

[24, 25], З.Р. Галяутдинов [37], А.А. Гвоздев [39], Г.А. Гениев [41], А.В. Забегаев

[58, 59], Н.И. Карпенко [69], А.П. Кириллов [71], В.И. Колчунов [77],

В.А. Котляревский [82], Д.Г. Копаница [13, 15, 87], О.Г. Кумпяк [87–90],

Г.И. Попов [126], Н.Н. Попов [127, 128, 129], В.С. Плевков [22, 23, 119, 121–123],

И.М. Рабинович [158], А.В. Радченко [123, 135, 136], П.А. Радченко [123, 136],

Б.С. Расторгуев [128, 129, 137], В.А. Рахманов [66, 138], Г.В. Рыков [143, 144],

40

Г.Н. Ставров [159, 160], А.Г. Тамразян [165], Г.П. Тонких [168, 169], Н.Н. Трекин

[170], P.H. Bischoff [191], J.J. Brooks [192], E. Cadoni [194, 195], W.H. Dilger [205],

H.M. Farag [208], M.F. Ghazy [213], L.J. Malvar [229], P.F. Mlakar [232], M. Pajak

[235], B. Riisgaard [238], M. Wakabayashi [245], D. Yan [251] и др. Результаты

исследований данных ученых позволили уточнить предельные состояния для

динамически нагруженных сжатых углеродофибробетонных элементов с

углекомпозитным стержневым и внешним армированием.

Расчет сжатых углеродофибробетонных элементов с углекомпозитным

стержневым и внешним армированием производится на особое сочетание

статических и кратковременных динамических нагрузок по предельным

состояниям первой группы. Расчет по первой группе предельных состояний

включает в себя расчет по несущей способности, выполняющийся с целью

предотвращения общего или местного разрушения конструкции

(с ограничением в необходимых случаях перемещений для исключения

обрушения смежных элементов или конструкций) и потери её устойчивости.

При этом в случае, если кратковременная динамическая нагрузка для сжатых

элементов является многократно повторяющейся эксплуатационной нагрузкой,

то в них не должны возникать остаточные деформации и повреждения,

что обеспечивается расчетом по несущей способности с вводимой системой

коэффициентов надежности (по материалам, нагрузкам и пр.). А в случае,

если такая нагрузка является аварийной или расчетной, действующей однократно,

допускается ограниченное развитие пластических деформаций и локальные

повреждения, которые не вызовут общего разрушения конструкции и могут быть

восстановлены при ремонте.

Расчет по первой группе предельных состояний динамически нагруженных

конструкций и составляющей ими несущей системы здания в целом производится

с целью:

обеспечения пригодности к дальнейшей эксплуатации конструкций

или предотвращения возникновения в них остаточных деформаций,

затрудняющих эксплуатацию здания (предельное состояние 1а),

41

при этом допустимыми считаются деформации АУК, не превышающие

её расчетных значений, и деформации сжатого бетона, находящиеся

на восходящем участке диаграммы его деформирования;

предотвращения потери несущей способности конструкций или создания

условий для обеспечения безопасности для людей и материальных ценностей

(предельное состояние 1б), при этом допускаются деформации АУК,

исключающие её полное разрушение, и деформации бетона на ниспадающем

участке диаграммы его деформирования.

В некоторых случаях, когда разрушение отдельных элементов конструкции

не вызывает обрушения конструкции в целом и обеспечивается безопасность

для людей и материальных ценностей, допускается рассматривать динамический

расчет этих элементов по разрушению (предельное состояние 1в).

Обычно расчетные усилия от внешних динамических нагрузок

и предельные внутренние усилия, которые могут быть восприняты расчетным

нормальным сечением, сопоставляются в абсолютных их величинах. Переход

от абсолютных величин к относительным, позволяет более наглядно отразить

влияние параметров армирования на несущую способность нормального сечения.

При этом за единичное принимается максимальное усилие, воспринимаемое

сжатым бетоном сечения при его осевом нагружении. Тогда для нормальных

сечений динамически нагруженных сжатых углеродофибробетонных элементов

с углекомпозитным стержневым и внешним армированием при условии

недопущения возникновения остаточных деформаций (предельное состояние 1а),

условия прочности в абсолютных (слева) и относительных (справа) величинах

имеют вид:

,max , ,d d ultN N (2.1.1) ,max

,max ,

0

,d

nd nd ult

b

N

N (2.1.2)

,max , ,d d ultM M (2.1.3) ,max

,max ,

0

,d

md md ult

b

M

M (2.1.4)

Далее в разделе при формульном описании значений в левом столбце

приводятся выражения в их абсолютных величинах, а в правом – в относительных.

42

В уравнениях (2.1.1) – (2.1.4):

Nd,max , Md,max и αnd,max , αmd,max – расчетные значения продольных сил

и изгибающих моментов относительно центра тяжести бетонного сечения

от внешних кратковременных динамических нагрузок, определяемые

аналитическим или численным расчетом, соответственно в абсолютных

и относительных величинах;

Nb0 и Mb0 – максимальные внутренние усилия (продольная сила

и изгибающий момент относительно центра тяжести бетонного сечения),

воспринимаемые бетоном при его осевом нагружении, которые в зависимости

от наличия углефибрового и внешнего углекомпозитного армирования бетона

принимают следующие значения:

для нормального сечения из бетона

0 ,b bdN R A (2.1.5)

0 ;b bdM R S (2.1.6)

для нормального сечения из УФБ

0 , ,b cfb dN R A (2.1.7)

0 , ;b cfb dM R S (2.1.8)

для нормального сечения из бетона с внешним углекомпозитным

армированием в виде обоймы

0 3, ,b b dN R A (2.1.9)

0 3, ;b b dM R S (2.1.10)

для нормального сечения из УФБ с внешним углекомпозитным

армированием в виде обоймы

0 3, ,b cfb dN R A (2.1.11)

0 3, ,b cfb dM R S (2.1.12)

где: Rbd , Rcfb,d , Rb3,d и Rcfb3,d – расчетные значения сопротивления

кратковременному динамическому сжатию в осевом направлении соответственно

для бетона, УФБ, а также бетона и УФБ с внешним углекомпозитным

армированием в виде обоймы;

43

A и S – площадь и статический момент поперечного сечения из бетона

или УФБ относительно центра его тяжести, величины которых

для прямоугольной формы нормального сечения шириной b и высотой h

определяются по формулам:

;A bh (2.1.13)

2

;8

bhS (2.1.14)

Nd,ult , Md,ult и αnd,ult , αmd,ult – внутренние усилия (продольная сила

и изгибающий момент относительно центра тяжести бетонного сечения),

воспринимаемые нормальным сечением углеродофибробетонного элемента

с углекомпозитным стержневым и внешним армированием, соответственно

в абсолютных и относительных величинах, которые определяются суммой

предельных внутренних усилий, воспринимаемых бетоном и АУК:

, ,d ult bd fdN N N (2.1.15) , , , ,nd ult n bd n fd (2.1.16)

, ,d ult bd fdM M M (2.1.17) , , , .md ult m bd m fd (2.1.18)

Здесь: Nbd , Mbd и αn,bd , αm,bd – внутренние усилия, воспринимаемые бетоном (УФБ)

нормального сечения соответственно в абсолютных и относительных величинах,

которые в зависимости от наличия углеродного фибрового и внешнего

армирования бетона могут принимать различные значения:

для нормального сечения из бетона

,bd bd bN R A (2.1.19) 0

, ,bdn bd

b

N

N (2.1.20)

,bd bd bM R S (2.1.21) ,

0

;bdm bd

b

M

M (2.1.22)

для нормального сечения из УФБ

, , ,bd cfb d cfb d cfbN N R A (2.1.23) ,

, , ,

0

,cfb d

n bd n c

b

fb d

N

N (2.1.24)

, ,   ,bd cfb d cfb d cfbM M R S (2.1.25) ,

, ,

0

;cfb d

mbd m cfb d

b

M

M (2.1.26)

44

для нормального сечения из бетона с внешним углекомпозитным

армированием в виде обоймы

3, 3, ,bd b d b d bN N R A (2.1.27) 3,

, , 3,

0

,b d

n bd n b d

b

N

N (2.1.28)

3, 3, ,bd b d b d bM M R S (2.1.29) 3,

, , 3,

0

;b d

m bd m b d

b

M

M (2.1.30)

для нормального сечения из УФБ с внешним углекомпозитным

армированием в виде обоймы

3, 3, ,bd cfb d cfb d cfbN N R A (2.1.31) 3,

, , 3,

0

,cfb d

n bd n cfb d

b

N

N (2.1.32)

3, 3, ,bd cfb d cfb d cfbM M R S (2.1.33) 3,

, , 3,

0

;cfb d

m bd m cfb d

b

M

M (2.1.34)

Nfd , Mfd и αn,fd , αm,fd – внутренние усилия, воспринимаемые АУК,

соответственно в абсолютных и относительных величинах, определяемые

по формулам:

, ,

1

      ,fn

fd fd i f i

i

N A

(2.1.35) , ,

,

1 0

,fn

fd i f i

n fd

i b

A

N

(2.1.36)

, ,

1

      ,fn

fd fd i f i

i

M S

(2.1.37) , ,

,

1 0

;fn

fd i f i

m fd

i b

S

M

(2.1.38)

В уравнениях (2.1.19) – (2.1.38) приняты следующие обозначения:

Ab и Acfb – площадь сжатой зоны поперечного сечения из бетона или УФБ;

Sb и Scfb – статический момент сжатой зоны поперечного сечения из бетона

или УФБ относительно его центра тяжести;

σfd,i , Af,i и Sf,i – соответственно нормальное (осевое) напряжение от внешнего

динамического воздействия, площадь и статический момент относительно центра

тяжести бетонного сечения для i-го стержня продольной АУК нормального

сечения элемента.

Для нормирования предельных состояний динамически нагруженных

сжатых углеродофибробетонных конструкций с углекомпозитным стержневым

и внешним армированием, в которых допускается работа бетона в том числе

45

в пластической стадии (состояния 1б и 1в), используются ограничения

деформационных характеристик. Общие условия прочности

в данном случае имеют вид:

, , ,fd i fd ult (2.1.30)

, ,bd bd ult (2.1.31)

где εfd,i и εbd – деформации, вызванные внешним кратковременным динамическим

воздействием, соответственно в i-ом стержне продольной АУК и бетоне

нормального сечения рассматриваемого элемента;

εfd,ult и εbd,ult – предельные деформации соответственно АУК,

устанавливаемые по результатам её испытаний в соответствии [49, 50], и бетона,

зависящие от его вида, условий окружающей среды, продолжительности действия

нагрузки и вида напряженного состояния, которые принимаются равными:

для предельного состояния 1а

εfd,ult = εfd,u при растяжении и εfd,ult = εfcd,u при сжатии – предельные

деформации, соответствующие достижению АУК расчетных значений

сопротивления растяжению и сжатию при кратковременном динамическом

нагружении;

εbd,ult = εbd,u – предельные деформации, соответствующие началу разрушения

сжатого бетона при кратковременном динамическом нагружении, достигаемые

при напряжениях σbd = Rbd , которые в зависимости от наличия углефибрового

и внешнего углекомпозитного армирования бетона могут принимать значения:

Rbd (для бетона), Rcfb,d (для УФБ), Rb3,d (для бетона с внешним углекомпозитным

армированием) или Rcfb3,d (для УФБ с внешним углекомпозитным армированием);

для предельного состояния 1б и 1в

εfd,ult = εfd,n при растяжении и εfd,ult = εfcd,n при сжатии – предельные

деформации, соответствующие достижению АУК нормативных значений

сопротивления растяжению и сжатию при кратковременном динамическом

нагружении;

εbd,ult = εbd,m – максимальные деформации при разрушении динамически

нагруженного сжатого бетона, соответствующие окончанию нисходящей ветви

46

диаграммы его деформирования, принимаемые в зависимости от наличия

углефибрового и внешнего углекомпозитного армирования бетона равными:

εbd,m (для бетона), εcfb,d,m (для УФБ), εb3,d,m (для бетона с внешним углекомпозитным

армированием) или εcfb3,d,m (для УФБ с внешним углекомпозитным армированием).

Величины предельных внутренних усилий и деформаций, используемые

при расчете по предельным состояниям динамически нагруженных сжатых

углеродофибробетонных элементов с углекомпозитным стержневым и внешним

армированием зависят от прочностных и деформационных характеристик

используемых конструкционных материалов, назначаемых с учётом

коэффициентов запаса и динамичности [154, 156, 157].

2.2 Прочностные и деформационные свойства углекомпозитной арматуры

Для определения прочностных и деформационных характеристик АУК

были проведены экспериментальные исследования. В качестве исследуемой

стержневой арматуры выбрана АУК марки FibARM Rebar с песчаным

анкеровочным слоем, изготовленная АО «ХК «Композит» (г. Москва)

по ТУ 1916-001-60513556-2010 (рисунок 2.2.1).

Рисунок 2.2.1 – АУК марки FibARM Rebar

Экспериментальные исследования физико-механических свойств

рассматриваемой в работе АУК производились с целью получения диаграммы

её деформирования « σf – εf » при сжатии и растяжении, установления

её нормативных и расчетных прочностных и деформационных характеристик,

оценки её устойчивости к щелочной среде бетона, а также проверки соответствия

данных физико-механических свойств рассматриваемой АУК требованиям

ГОСТ 31938-2012 [48]. Программа экспериментальных исследований АУК

представлена на рисунке 2.2.2.

47

Рисунок 2.2.2 – Программа экспериментальных исследований физико-

механических свойств АУК марки FibARM Rebar

Согласно программе исследований, партия образцов была поделена

на две равные части, каждая из которых состояла из двух серий: для испытания

осевым сжимающим и растягивающим усилиями. Первая часть образцов

испытывалась нагружением в исходном состоянии, а вторая часть образцов была

предварительно исследована на устойчивость к воздействию щелочи

с последующим испытанием нагружением.

Исследование влияния воздействия щелочной среды на характеристики

АУК проводилось согласно ГОСТ 32487-2015 [49] с применением ускоренного

метода, который позволяет сымитировать эксплуатацию АУК в бетонной

конструкции сроком до 50 лет [65, 142]. Стержни АУК помещались

и выдерживались в водном растворе щелочи в течение 30 сут при уровне

pH = 13,0 и постоянной температуре 60 °C, после чего изымались из раствора,

промывались дистиллированной водой, высушивались при температуре 100 °C

и взвешивались. В результате воздействия щелочи на образцах были выявлены

локальные участки с нарушением целостности песчано-эпоксидного

анкеровочного слоя и частичным повреждением наружного армирующего

наполнителя. При этом изменение массы стержней не превышало 5 %.

Для испытаний осевым сжимающим и растягивающим усилиями были

подготовлены по две серии образцов для каждого вида испытания:

соответственно в исходном состоянии и после выдержки в щелочной среде.

48

Для испытания осевой растягивающей нагрузкой серии образцов

помещались в специальные приспособления (рисунок 2.2.3, б), изготовленные

по ГОСТ 32492-2015 [50]. Испытание растяжением производилось с постоянной

скоростью деформирования 5 мм/мин на автоматизированной разрывной

гидравлической машине МР-500 (рисунок 2.2.3, а). Продольные деформации

растяжения измерялись высокоточным электронным экстензометром

Epsilon-3542, подключенным в режиме синхронизации к электронному блоку

управления гидравлической машиной. Все образцы АУК, испытываемые

при осевом растяжении, были доведены до разрушения, которое сопровождалось

последовательным разрывом углеродных волокон по направлению от периферии

к центральной оси стержня. Общий вид и характер разрушения образцов,

подвергавшихся воздействию щелочной среды, и образцов, испытанных

в исходном состоянии, не отличался между собой. Общий вид разрушения

стержней АУК при осевом растяжении приведен на рисунке 2.2.3, в.

Методика проведения испытаний серий образцов АУК при осевом сжатии

заключалась в следующем. Перед испытанием на очищенный от анкеровочного

слоя рабочий участок стержней АУК наносилась контрастная реперная сетка.

Для этого рабочие участки стержней были окрашены белой матовой краской,

поверх которой с частым шагом равномерно наносились черные точки размером

не более 0,1 мм. Для испытания стержней осевым сжимающим усилием

использовался комплект приспособлений (рисунок 2.2.3, д), изготовленный

в соответствии требованиям ГОСТ 32492-2015 [50], который обеспечивал

приложение нагрузки вдоль оси образца и его разрушение на рабочем участке.

Направляющая втулка для испытательных муфт, в которых фиксировался

испытываемый стержень, содержала отверстие для наблюдения за рабочим

участком и измерения его деформаций в процессе нагружения. Испытание

стержней при сжатии производилось на универсальной электромеханической

машине Instron 3382 с точностью измерения нагрузки 0,5 % (рисунок 2.2.3, г)

путем приложения сжимающего усилия с постоянной скоростью перемещения

подвижной траверсы 5 мм/мин. Продольные деформации сжатия при испытании

49

измерялись с точностью 0,01 % при помощи цифровой оптической системы

измерения деформаций Correlated Solutions Vic-3D. Во время проведения

испытаний при помощи двух видеокамер высокого разрешения данной системы

была произведена фотосъёмка при заданной её скорости 10 кадров в секунду

поверхности рабочего участка с нанесенной реперной сеткой. Схема измерения

деформаций при испытании образцов АУК при сжатии изображена на

рисунке 2.2.4. Все образцы АУК были доведены до разрушения, происходившего

в результате потери устойчивости сжатых волокон внутри матрицы и их разрыва

в поперечном направлении. Образцы, подвергавшиеся воздействию щелочной

среды, имели аналогичный характер и картину разрушения с образцами,

испытанными в исходном состоянии. Общий вид разрушения стержней АУК

при осевом сжатии приведен на рисунке 2.2.3, е.

Обработка результатов измерений заключалась в численной корреляции

цифровых стереоскопических изображений, снятых с использованием системы

Vic-3D. В результате обработки опытных данных получены изополя продольных

относительных деформаций стержней АУК при их осевом сжатии. Общий вид

деформирования, показания виртуального экстензометра измерительной системы

Vic-3D и общий вид разрушения рабочего участка стержней АУК при испытании

на осевое сжатие представлены на рисунке 2.2.5. Синхронизация показаний

испытательной машины со значениями продольных относительных деформаций,

измеренных виртуальным экстензометром, позволила определить величины

сжимающих нормальных напряжений в АУК при соответствующих уровнях

её деформирования. Предельные сжимающие деформации сжатия АУК

составляли 9,6 ‰. При этом уровень сжимающих нормальных напряжений

равнялся 1008 МПа. Из рисунка 2.2.5 можно также видеть, что деформирование

АУК при осевом сжатии происходило равномерно: стержни не имели следов

повреждений вплоть до наступления разрушения. Данная особенность

свидетельствует о возможности повышения эффективности использования

прочностных свойств АУК в сжатых элементах при применении бетонов

с модифицированными деформационными свойствами [145].

50

а б в

г д е

Рисунок 2.2.3 – Общий вид испытаний АУК (а, г), схема приспособлений (б, д)

и общий вид разрушения (в, е) при растяжении (а, б, в) и сжатии (г, д, е)

а б

Рисунок 2.2.4 – Измерение сжимающих деформаций образцов АУК цифровой

оптической системой Vic-3D: а – схема; б – общий вид

51

а б в г д

σfi = 105 МПа

σfi = 210 МПа

σfi = 367,5 МПа

σfi = 420 МПа

σfi = 525 МПа

е ж з и к

σfi = 630 МПа

σfi =735 МПа

σfi = 840 МПа σfi = 1008 МПа

min

max

Рисунок 2.2.5 – Характерные изополя продольных относительных деформаций при

различных уровнях осевых напряжений (а–и) и схема разрушения (к) стержней

АУК при продольных относительных деформациях сжатия: а – 1 ‰; б – 2 ‰;

в – 3,5 ‰; г – 4 ‰; д – 5 ‰; е – 6 ‰; ж – 7 ‰; з – 8 ‰; и – 9,6 ‰; к – более 9,7 ‰

52

По результатам полученных экспериментальных данных построена

диаграмма деформирования АУК в её исходном состоянии и после выдерживания

в щелочной среде (рисунок 2.2.6).

Рисунок 2.2.6 – Диаграмма деформирования АУК марки FibARM Rebar Ø 10 мм

в исходном состоянии (сплошная линия, АУК) и после воздействия щелочи

(штриховая линия, АУКalk

) при статическом нагружении

53

Данная диаграмма имеет линейную зависимость с различными углами

наклона её ветвей при осевом сжатии и растяжении. Изменение величины предела

прочности в результате воздействия на АУК щелочи составило 7 %

при растяжении и 10 % при сжатии (диаграмма АУКalk

на рисунке 2.2.6),

что свидетельствует об удовлетворительном уровне щелочестойкости АУК

в пределах нормы, установленной национальным стандартом [48].

Представленные на рисунке 2.2.6 величины расчетных значений сопротивления

растяжению Rf и предельных относительных деформаций εf,ult АУК вычислены

по формулам, представленным в СП 295.1325800.2017 [154]:

,,

f n n

f

f

RR

(2.2.1)

, ,f

f ult

f

R

E (2.2.2)

где Rf,n – нормативное значение предела прочности при растяжении АУК;

γn – коэффициент условий эксплуатации АУК; γf – коэффициент надежности

по материалу АУК; Ef – расчетное значение модуля упругости АУК, принимаемое

равным его нормативному значению Ef,n . В данном нормативном документе,

как и в ряде других зарубежных [181, 198, 203, 221, 223], рекомендуется

пренебрегать сопротивлением АУК сжатию, принимая его расчетное значение

равным нулю: Rfc = 0. Однако продольная АУК, находящаяся в условиях сжатия

в бетонных элементах, может деформироваться вплоть до предельных значений

укорочения бетона при сжатии εb,u, что отмечалось многими исследователями

[76, 93, 95, 171, 188–190, 212, 244]:

, , .fc ult b u (2.2.3)

В зависимости от вида бетона, продолжительности действия нагрузки

и относительной влажности воздуха, предельные относительные деформации

укорочения бетона εb,u могут принимать различные значения. При распределении

в поперечном сечении бетона внецентренно сжатого элемента деформаций только

одного знака предельные значения относительных деформаций бетона

принимаются равными εb,u = εb,0 = (2,0…4,0)×10–3

, а при двузначной эпюре

54

распределения деформаций – εb,u = εb,2 = (3,5…5,6)×10–3

[156]. Соответствующие

этим значениям сжимающие напряжения в АУК представляют собой

существенную величину, составляющую 210…420 МПа при εb,u = εb,0

и 367,5…588 МПа при εb,u = εb,2. Ввиду этого при расчете бетонных конструкций

с продольной АУК рационально учитывать сопротивление данной арматуры

сжатию, принимая величину расчетного сопротивления сжатию АУК Rfc , в

зависимости от расчетных предельных деформаций бетона εb,u :

, .fc fc b uR E (2.2.4)

При динамических воздействиях прочностные и деформационные

характеристики материалов отличаются от аналогичных характеристик,

полученных при статическом нагружении. Учет влияния различных факторов

на динамическую прочность конструкционных материалов при действии

кратковременного динамического нагружения допускается учитывать

интегрально, путем использования коэффициентов динамического упрочнения

материала при сжатии и растяжении, которые равны отношению динамической

прочности материала к статической при сжатии и растяжении соответственно.

Анализ российских и зарубежных литературных данных показал, что влияние

скорости деформирования на свойства АУК и АКП в целом является

малоизученным вопросом. Однако данные немногочисленных теоретических и

экспериментальных исследований [166, 214, 219, 233, 237] свидетельствуют

о том, что значение пределов прочности и величин предельных деформаций АКП

при растяжении и сжатии являются чувствительными к изменению скорости

деформирования преимущественно при высоких скоростях нагружения и зависят

от многих факторов, таких как объёмная доля и диаметр волокон армирующего

наполнителя, тип матрицы и др. Основываясь на анализе результатов

исследований [9, 88, 119, 129, 166, 233, 237] в расчетах бетонных конструкций

с продольной АУК при кратковременном динамическом нагружении предлагается

использовать значения коэффициентов её динамического упрочнения

при растяжении kf,d = 1,15 и при сжатии kfc,d = 1,1. Причем коэффициент

динамического упрочнения АУК при сжатии kfc,d назначен исходя из условия

55

увеличения на величину до 10 % предельных сжимающих деформаций

окружающего её бетона при его кратковременном динамическом нагружении,

согласно [66]. Тогда расчетные значения сопротивления АУК при действии

кратковременных динамических нагрузок определяются по формулам:

,fd fd fR k R (2.2.5)

, , .fc d fc d fcR k R (2.2.6)

Таким образом, в результате экспериментальных исследований АУК были

получены значения её прочностных и деформационных характеристик

при статическом сжатии и растяжении без учета влияния на них воздействия

щелочной среды и с его учетом. Для определения прочности АУК

при кратковременном динамическом нагружении предложены коэффициенты

её динамического упрочнения.

2.3 Прочностные и деформационные свойства бетона

с углефибровым армированием

Для исследования прочностных и деформационных свойств УФБ была

разработана программа экспериментальных исследований, представленная на

рисунке 2.3.1, которая состоит из трёх этапов:

разработка технологии изготовления и состава УФБ;

исследование прочностных свойств УФБ;

исследование деформационных свойств УФБ.

В качестве сырьевых материалов при проведении исследований

применялись: портландцемент бездобавочный Цем I 42,5Н по ГОСТ 30515-2013;

песок с модулем крупности 2,8 мм по ГОСТ 8736-2014; щебень из гравия фракции

5–10 мм по ГОСТ 31424-2010; водопроводная вода по ГОСТ 23732-2011; волокно

углеродное мелкорезанное диаметром 7 мкм, длиной 5–20 мм

по ТУ 1916-002-94812603-2009.

56

Рисунок 2.3.1 – Программа экспериментальных исследований прочностных и

деформационных свойств УФБ в зависимости от технологии его изготовления

На первом этапе экспериментального исследования УФБ (рисунок 2.3.1)

производилось определение рационального, с точки зрения качества

распределения волокон в объёме бетона и прироста по прочности, состава УФБ,

а также технологии его изготовления.

Разработка составов углеродофибробетонной смеси проводилась

по методике, разработанной кафедрой «Строительные материалы и технологии»

и Научно-исследовательским институтом строительных материалов Томского

государственного архитектурно-строительного университета. Базовый состав

57

бетона проектного класса прочности В30 принят в соотношении инертных

материалов 1 : 1,5 : 4 (Цемент : Песок : Щебень) при водоцементном

отношении 0,65. Коэффициент фибрового армирования бетона углеродными

волокнами µcf назначался по массе углеродных волокон относительно массы

цемента.

Поскольку наибольшую сложность в получении бетонов с углефибровым

армированием представляет равномерное распределение армирующих волокон

и обеспечение их целостности при перемешивании в смеси, то в первую очередь

было изучено взаимодействие углеродных волокон с водными растворами

поверхностно-активных веществ (ПАВ). Целью исследования влияния различных

видов ПАВ являлось определение добавки, позволяющей обеспечить взаимное

разделение углеродных волокон и их сохранность в фибробетонной смеси

при последующем перемешивании за счет увеличения её подвижности.

Для решения данной задачи волокна помещались в водные растворы различных

пластификаторов и перемешивались с последующей оценкой качества

их взаимного разделения. Для исследования были выбраны следующие

поверхностно-активные добавки, удовлетворяющие требованиям

ГОСТ 24211-2008:

суперпластификатор на основе нафталинсульфокислоты и формальдегида

(ПАВ-1);

суперпластификатор на основе лигносульфоната нафталина

(ПАВ-2);

комплексный модификатор на основе смеси поверхностно-активных

натриевых солей метиленбиссульфокислоты и кремнеземистого

компонента (ПАВ-3);

гиперпластификатор на основе эфиров поликарбонатов (ПАВ-4);

суперпластификатор на основе эфиров карбоксилатов (ПАВ-5).

В результате визуального осмотра была определена добавка на основе эфиров

карбоксилатов (ПАВ-5), показавшая наибольшую эффективность с точки зрения

качества взаимного разделения углеродных волокон (рисунок 2.3.2).

58

а б в

г д е

Рисунок 2.3.2 – Качество взаимного разделения углеродных волокон в водном

растворе: а – без добавок; б – ПАВ-1; в – ПАВ-2; г – ПАВ-3; д – ПАВ-4; е – ПАВ-5

Далее рассматривались различные технологии введения углеродных

волокон в бетонную смесь. Всего было рассмотрено три технологии,

в соответствии с таблицей 2.3.1: введение волокон в сухую бетонную смесь

(технология Т-1); добавление волокон в частично затворенную водой бетонную

смесь (технология Т-2) и технология, предусматривавшая введение

предварительно разделенных между собой углеродных волокон в частично

затворенную водой бетонную смесь в составе водного раствора ПАВ-5

при его дозировке 0,4 % от массы цемента (технология Т-3). Для каждой их трех

полученных технологий были разработаны 11 видов экспериментальных составов

углеродофибробетонной смеси, в которых варьировался коэффициент фибрового

армирования. Коэффициент фибрового армирования углеродными волокнами

назначался µcf = 0,2 %, µcf = 0,3 %, µcf = 0,4…1 % с шагом 0,2 %, и µcf = 2…5 %

59

с шагом 1 %. В результате было получено 33 варианта углеродофибробетонных

смесей, которые использовались для изготовления экспериментальных образцов.

Таблица 2.3.1 – Технологии изготовления фибробетонных смесей

Шифр

технологии

Введение волокон

Предварительное

разделение волокон в

водном растворе ПАВ-5 в сухую

бетонную смесь

в частично

затворенную водой

бетонную смесь*

Т-1 +

Т-2 +

Т-3 + +

* Примечание – частично затворенная водой бетонная смесь предварительно перемешивалась с

40 % проектного количества воды затворения.

На втором этапе экспериментального исследования (рисунок 2.3.1)

проводилось изучение прочностных характеристик УФБ. Из разработанных

33 вариантов экспериментальных составов были изготовлены серии

фибробетонных образцов для испытания на сжатие и растяжение

при раскалывании. Количество бетонных образцов в сериях для каждого типа

испытания принималось равным шести, общее количество образцов

для испытания составило 396 штук. Испытания данных образцов производились

в возрасте 28 суток на универсальной электромеханической машине Instron 3382

на сжатие и на раскалывание в соответствии с ГОСТ 10180-2012 [46]

и рекомендациями [97]. При этом контролировались скорость нагружения

и величина действующего внешнего усилия. Все бетонные образцы испытывались

до разрушения.

Полученные результаты проведенных испытаний были обработаны

с использованием математических методов статистики. В качестве исследуемой

величины для статистического анализа был принят относительный прирост

прочности бетона при его фибровом армировании углеродными волокнами:

60

при сжатии

/ ;cfb cfb bk R R (2.3.1)

при растяжении

/ .cfbt cfbt btk R R (2.3.2)

Были рассмотрены линейная, логарифмическая, степенная и полиномиальная

регрессионные зависимости. Анализ осуществлялся при помощи компьютерных

программ «Origin» и «StatPlus», позволяющих решать широкий круг

исследовательских задач, связанных с обработкой экспериментальных данных

с применением различных алгоритмов. Результатом обработки стало получение

статистических характеристик и вариационных рядов с оценкой однородности

выборок (за исключением аномальных значений измеренных величин)

и проверкой на соответствие предполагаемому теоретическому закону

распределения. Оценка значимости моделей осуществлялась с применением

критериев Стьюдента и Фишера.

Общий вид испытаний образцов из УФБ на сжатие и раскалывание

и установленные в их результате закономерности влияния коэффициента

фибрового армирования углеродными волокнами и способов изготовления

фибробетонной смеси на относительный прирост прочности фибробетона

при сжатии и растяжении, представлены на рисунке 2.3.3.

Как видно из графиков, максимальные значения прироста прочности

при сжатии и растяжении для всех вариантов технологий изготовления получены

при µcf = 0,2 %. Увеличение же содержания волокон свыше µcf = 1 % приводит

к существенному снижению прочностных показателей. Для установления причин

снижения прочности УФБ при увеличении коэффициента фибрового

армирования было проведено исследование микроструктуры поверхностей

разрушенных образцов с помощью сканирующего растрового электронного

микроскопа Quanta 200 3D, позволяющего проводить трёхмерный анализ

объектов и получать высококачественные изображения их структуры на

наноуровне.

61

а

б

Рисунок 2.3.3 – Общий вид испытаний образцов из УФБ и графики влияния

коэффициента фибрового армирования при различных технологиях изготовления

УФБ на относительный прирост прочности: а – при сжатии kσ

cfb =Rcfb / Rb ;

б – при растяжении kσ

cfbt =Rcfbt / Rbt

В ходе изучения микроструктуры поверхностей разрушения УФБ

установлено, что при µcf = 0,2…0,6 % происходит равномерное распределение

углеродных волокон с плотностью их содержания ≈ 120 шт/мм2 (рисунок 2.3.4, а),

а при µcf = 0,8…5 % волокна находятся в скоплениях различной массивности,

62

нарушающих однородность структуры фибробетона (рисунок 2.3.4, б).

Такие скопления из волокон способствуют образованию зон концентрации

напряжений и образования трещин и, как следствие, снижают прочностные

показатели фибробетона. Причина появления скоплений из углеродных волокон

связана с технической невозможностью взаимного разделения и равномерного

распределения волокон по объёму бетона при их повышенном содержании:

большая часть волокон попадает в бетоносмеситель в сгущенном состоянии,

что понуждает к увеличению времени перемешивания фибробетонной смеси,

однако продолжительное механическое перемешивание при помощи лопастей

бетоносмесителя не позволяет обеспечить качественное разделение отдельных

сгустков волокон, наличие которых в теле фибробетона в последствии является

причиной падения его прочности вплоть до значений ниже прочности

неармированного бетона.

Анализ контактной зоны углеволокна с цементным камнем показал,

что на его поверхности образуются отложения новообразований продуктов

гидратации цемента, которые способствуют повышению сцепления поверхности

фибр с цементным камнем и их анкеровке в его теле (рисунок 2.3.4, в),

что было также получено и другими исследователями [216].

Известно, что разрушение фибробетонов с объёмно-произвольной

ориентацией волокон, в зависимости от физико-механических свойств и размеров

волокон, может сопровождаться обрывом некоторого количества волокон

и выдергиванием остальных (схема 1) или выдергиванием всех волокон из тела

бетона (схема 2) [133]. Исследование поверхности разрушения УФБ показало,

что его разрушение происходило по схеме 1: часть волокон имело следы разрыва,

а часть была выдернута, о чем свидетельствуют наличие признаков разрыва

у волокон и кратеры в теле бетона (рисунок 2.3.4, г). На рисунке 2.3.4, а, г

сплошной линией выделены разорванные и закрепленные в бетоне волокна,

пунктирной – кратеры, образовавшиеся в результате выдергивания волокон

из бетона.

63

а б

в г

Рисунок 2.3.4 – Микрофотографии углеродных волокон на поверхности

разрушения УФБ: а – распределение волокон при µcf = 0,2 %;

б – то же при µcf = 3 %; в – новообразования на поверхности волокон;

г – разорванные волокна и кратеры от выдернутых волокон

Анализ влияния количественного содержания волокон на прочность бетона

с углефибровым армированием показал, что максимальный прирост прочности

УФБ достигается при применении технологии его изготовления Т-3. Применение

данной технологии при µcf =0,2 % позволяет получить прирост прочности бетона

73,5 % при сжатии и 41 % при растяжении при коэффициентах вариации

показателей прочности, не превышающих 2,8 %. Данный результат достигнут при

предварительной подготовке углеродных волокон при помощи водного раствора

ПАВ-5, позволяющего обеспечить равномерность распределения волокон в теле

64

бетона и их целостность по достижению большей подвижности фибробетонной

смеси, при механическом перемешивании которой углеродные волокна обладают

большей гибкостью. При этом использование ПАВ позволяет повысить прочность

бетона базового состава (µcf =0) на 21 % при сжатии и 20,1 % при растяжении

(рисунок 2.3.3). Вследствие выявленного наиболее результативного эффекта,

в дальнейшем в данной работе рассматривается УФБ, изготовленный

по технологии Т-3.

Зависимости изменения коэффициентов упрочнения УФБ при сжатии

и растяжении от коэффициента фибрового армирования на интервале µcf =0…1 %

представлены на рис. 2.3.5. Маркерами на графиках отмечены экспериментальные

данные, сплошной линией обозначена линия регрессии, выраженная полиномами

3-ей (рисунок 2.3.5, а) и 4-ой (рисунок 2.3.5, б) степени, пунктирная линия

отображает границы области экспериментальных данных с доверительной

вероятностью P = 0,95.

Зависимости изменения коэффициентов упрочнения УФБ kσ

cfb и kσ

cfbt

от коэффициента фибрового армирования (µcf = 0…1 %), выраженные

полиномами 3-ей, 4-ой и 5-ой степени с соответствующими коэффициентами

детерминации представлены в таблице 2.3.1 (значения µcf выражены в процентах).

а б

Рисунок 2.3.5 – Зависимости изменения коэффициентов упрочнения УФБ

от коэффициента фибрового армирования: а – при сжатии kσ

cfb =Rcfb / Rb ;

б – при растяжении kσ

cfbt =Rcfbt / Rbt

65

Таблица 2.3.1 – Аппроксимирующие уравнения зависимости коэффициентов

упрочнения УФБ при сжатии и растяжении при µcf = 0…1 %

Степень

полинома Аппроксимирующая функция

Коэффициент

детерминации R2

При сжатии:

3 2 31,21 3,33 – 6,11 3,11cfb cf cf cfk µ µ µ 0,951

4 2 3 41,21 4,51 –12,78 14,12 – 5,54cfb cf cf cf cfk µ µ µ µ 0,984

5 2 3 4 51,21 6,44 – 28,83 59,05 – 56,8 20,45cfb cf cf cf cf cfk µ µ µ µ µ 0,999

При растяжении:

3 2 31,2 1,29 – 2,39 1,18cfbt cf cf cfk µ µ µ 0,922

4 2 3 41,2 1,98 – 6,27 7,56 – 3,2cfbt cf cf cf cfk µ µ µ µ 0,988

5 2 3 4 51,2 2,66 –11,94 23,45 – 21,33 7,23cfbt cf cf cf cf cfk µ µ µ µ µ 0,999

Третий этап экспериментального исследования (рисунок 2.3.1) заключался

в изучении деформационных свойств УФБ. Экспериментальные образцы

представляли собой призмы для испытания на сжатие и «восьмерки»

с загрузочными арматурными анкерами для испытания на растяжение.

Для изготовления серий образцов использовался бетон базового состава,

а также УФБ с µcf = 0,2 %. Количество образцов в сериях для каждого вида

испытания составляло шесть штук.

Испытания серий экспериментальных образцов производилось в возрасте 28

суток статической нагрузкой по ГОСТ 10180-2012. Испытание сжимающей

нагрузкой проводилось на электрогидравлическом прессе GCTS UTM-4500

с замкнутым контуром управления, позволяющим проводить испытания

с контролем величины напряжений или деформаций при различных режимах

загружения. Испытание растягивающей нагрузкой проводилось с применением

универсальной электромеханической машины Instron 3382. Нагружение

осуществлялось с обеспечением постоянной скорости нарастания нагрузки.

Измерение деформаций производилось датчиками-тензорезисторами,

установленными на поверхности образцов, а также при помощи цифровой

оптической системы Vic-3D с использованием методики измерения, описанной

66

ранее в данной работе. Общий вид испытаний, характерные изополя развития

продольных деформаций на поверхности фибробетонных образцов и показания

виртуального экстензометра системы Vic-3D при напряжениях, характеризующих

начало и окончание ниспадающего участка диаграммы деформирования УФБ

« σcfb – εcfb », приведены на рисунке 2.3.6. Результаты анализа экспериментальных

данных сведены в таблицу 2.3.2.

а б в г д е

Рисунок 2.3.6 – Общий вид испытаний (а, г) и характерные изополя продольных

относительных деформаций (б, в, д, е) УФБ при напряжениях, характеризующих

начало (б, д) и окончание (в, е) ниспадающего участка диаграммы

его деформирования « σcfb – εcfb »: при сжатии (а, б, в) и при растяжении (г, д, е)

Таблица 2.3.2 – Результаты экспериментальных исследований

деформативности УФБ при сжатии и растяжении

При сжатии

Rcfb, МПа Rcfb /Rb εcfb,u εcfb,u /εb,u εcfb,m εcfb,m /εb,m Ecfb, ГПа Ecfb /Eb

35,4 1,73 0,0029 1,32 0,006 1,58 33,8 1,2

При растяжении

Rcfbt, МПа Rcfbt /Rbt εcfbt,u εcfbt,u /εbt,u εcfbt,m εcfbt,m /εbt,m Ecfbt, ГПа Ecfbt /Ebt

3,3 1,41 0,000125 1,14 0,00018 1,2 32,9 1,17

Примечание – коэффициент Пуассона УФБ νcfb = 0,2…0,22

67

Для аналитического описания диаграммы, связывающей напряжения

и продольные деформации, возникающие в бетоне, различными авторами

в разные периоды времени было предложено множество аппроксимаций,

выраженных уравнениями различного вида [111]. Большинство из этих функций

для простоты использования приводят криволинейную диаграмму

деформирования бетона в более упрощенный вид, что препятствует учету

действительных нелинейных свойств бетона в полной мере [5, 24, 68, 119].

Для описания криволинейной диаграммы деформирования УФБ принято

аналитическое выражение Н.И. Карпенко [69]:

.mm

m mE

(2.3.3)

В формуле (2.3.3) приняты следующие обозначения:

εm, σm, Em – соответственно относительные деформации, напряжения,

начальные модули упругости УФБ;

m – индекс состояния материала, принимаемый «cfb» для сжатого и «cfbt»

для растянутого УФБ;

νm – коэффициент изменения секущего модуля, определяемый по формуле

2

0 1 2ˆ ˆ 1 .m m m (2.3.4)

Здесь: ˆm – значение коэффициента в вершинах диаграмм при ˆ

m m ,

вычисляемое по формулам:

ˆˆ ,

ˆ

cfb

cfb

cfb cfbE

(2.3.5)

ˆ ˆ0,6 0,06 ;cfbt cfbt (2.3.6)

η – уровень приращения напряжений, определяемый отношением

;ˆ

m

m

(2.3.7)

0 – начальный коэффициент изменения секущего модуля, принимаемый

для восходящей ветви 0 1 , для нисходящей ветви 0

ˆ2,31 .m

68

1 2, – коэффициенты, характеризующие полноту диаграммы УФБ.

Для восходящей ветви диаграммы 1ˆ2 2,5 m , для нисходящей ветви

1ˆ1,95 0,138m . Для обеих ветвей диаграммы

2 11 .

Знак плюс в уравнении (2.3.4) принимается для восходящей ветви,

а знак минус – для нисходящей ветви диаграммы деформирования УФБ.

Уровень приращения напряжений для нисходящей ветви диаграммы

деформирования УФБ ограничен условием 0,85m .

Совместное использование эмпирических данных таблицы 2.3.2

и уравнения (2.3.3) позволяет с высокой точностью описать диаграмму

нелинейного деформирования УФБ. В графическом виде зависимости между

напряжениями в бетоне и УФБ и их относительными продольными

деформациями представлены на рисунке 2.3.7. Ось ординат графиков

представлена отношением возникающих напряжений к соответствующему

пределу прочности бетона базового состава kσ

cfb,i =Rcfb,i / Rb,i . Маркерами

на графиках отмечены экспериментальные значения в параметрических точках

диаграммы, полученные в результате испытаний бетонных (■)

и углеродофибробетонных (●) образцов. Пунктирная линия отображает границы

области экспериментальных данных с доверительной вероятностью P = 0,95.

а б

Рисунок 2.3.7 – Зависимости относительной прочности k

σcfb,i =Rcfb,i / Rb,i

и деформаций бетона (сплошная линия 1) и УФБ (сплошная линия 2):

а – при сжатии; б – при растяжении

69

На основе полученных результатов предложена диаграмма нелинейного

деформирования УФБ в зависимости от коэффициента фибрового армирования

при статическом нагружении, представленная на рисунке 2.3.8. В данной

диаграмме использованы следующие обозначения:

,0 ,E

cfb cfb cfbE k E (2.3.8) ,0 ,E

cfbt cfb cfbE k E (2.3.9)

,cfb cfb bR k R (2.3.10) ,cfbt cfbt btR k R (2.3.11)

, , , ,cfb u cfb u b uk (2.3.12) , , , ,cfbt u cfbt u bt uk (2.3.13)

, , , ,cfb m cfb m b mk (2.3.14) , , , ,cfbt m cfbt m bt mk (2.3.15)

где cfbk и

cfbtk определяются по таблице 2.3.1, а эмпирические коэффициенты

, , , , ,0, , , , E

cfb u cfb m cfbt u cfbt m cfbk k k k k – по таблице 2.3.3. Диаграмма имеет параметрические

точки A1, B1, C1, D1 и E1 , соответствующие стадиям деформирования УФБ.

В первой начальной стадии деформирования УФБ происходит уплотнение

его структуры. На этой стадии в УФБ возникают только упругие деформации

,cfb e , а напряжения его упругой работы составляют , (0,15...0,3)cfb e cfbR R . На второй

стадии в теле УФБ возникают неупругие деформации, вызванные уплотнением

геля. Окончание этой стадии характеризуется возникновением микротрещин.

Напряжения микротрещинообразования УФБ равны 0

, (0,35 lg 0,15)cfb crc cfb cfbR R R ,

деформации – 0

,cfb crc . С возрастанием напряжений от 0

,cfb crcR

до , (0,35 lg 0,175)cfb crc cfb cfbR R R (на участке 0

, ,cfb crc cfb crc

) происходит развитие

микротрещин в теле УФБ, вызывающее разуплотнение его структуры.

При напряжениях, больших ,cfb crcR , в УФБ развиваются пластические деформации,

связанные с образованием больших поверхностей разрыва и разрушением

образца. Параметрическими точками стадии разрушения являются призменная

прочность УФБ cfbR , которой соответствуют деформации ,cfb u , а также прочность

при нагружении нисходящей ветви диаграммы деформирования « σcfb – εcfb »

, 0,85cfb m cfbR R с соответствующими предельными деформациями ,cfb m .

70

Таблица 2.3.3 – Значения коэффициентов для определения основных

деформационных характеристик УФБ

µсf , % ,cfb uk ,cfb mk

,cfbt uk ,cfbt mk

,0

E

cfbk

µсf ≤ 0,2 1 + 1,6µсf 1 + 2,9µсf 1 + 1,5µсf 1 + 2,2µсf 1 + µсf

Рисунок 2.3.8 – Диаграмма нелинейного деформирования УФБ в зависимости от

коэффициента углефибрового армирования при статическом нагружении

71

Изменение времени нагружения бетона ( τ ) или скорости

его деформирования ( ) не приводит к качественному изменению характера

разрушения. Однако, при кратковременном динамическом нагружении

наблюдается неравномерное развитие и определенное запаздывание деформаций,

причем поперечные деформации развиваются менее интенсивно, чем продольные.

Запаздывание поперечных деформаций приводит к возникновению напряжений

в поперечном направлении, сдерживающих поперечные деформации бетона,

создавая, таким образом, эффект динамической обоймы, вызывающий

упрочнение бетона. Вместе с увеличением предела динамической прочности

бетона наблюдается снижение доли пластических деформаций и уменьшение

кривизны диаграммы бетона как при сжатии, так и при растяжении

[88, 119].

Динамическое упрочнение фибробетона зависит от физико-механических

свойств бетона-матрицы, фибры и условий их взаимодействия. При этом вопросы

влияния кратковременных динамических нагружений на свойства фибробетонов,

армированных углеродными волокнами, в настоящее время малоизучены.

В связи с этим влияние различных факторов на динамическую прочность УФБ

в настоящей работе учитывается интегрально путем использования в качестве

минимального упрочняющего динамического фактора УФБ – динамическое

упрочнение бетона-матрицы. Коэффициенты динамического упрочнения бетона

при сжатии kbd и растяжении kbt,d, выраженные отношением динамической

прочности бетона к статической при сжатии и растяжении соответственно,

определяют на основе статистической обработки экспериментальных данных.

Систематизированные результаты экспериментальных исследований прочности

бетонных образцов при динамическом нагружении, выполненные

отечественными и зарубежными учеными [4, 88, 180, 191, 215, 228, 235, 239]

приведены на рисунке 2.3.9.

72

а

б

Рисунок 2.3.9 – Зависимость коэффициентов динамического упрочнения бетона

от времени его нагружения: а – при сжатии kbd = Rbd / Rb ;

б – при растяжении kbt,d = Rbt,d / Rbt

Различными авторами к настоящему времени предложены линейные,

логарифмические, степенные и другие функции, аппроксимирующие изменения

kbd и kbt,d в зависимости от времени нагружения бетона или скорости

73

его деформирования. По итогам проведённого статистического анализа опытных

данных, представленных на рисунке 2.3.9, предложены аппроксимирующие

логарифмические зависимости для определения значений коэффициентов

динамического упрочнения УФБ в зависимости от времени его нагружения,

которые имеют следующий вид:

2

, 1,11 0,05 lg 0,025 lg ,cfb d bdk k (2.3.14)

2

, , 1,06 0,1 lg 0,02 lg ,cfbt d bt dk k (2.3.15)

где τ – время действия нагрузки (сек).

Тогда динамические пределы прочности УФБ при сжатии и растяжении

определяются умножением статического предела прочности на соответствующий

коэффициент динамического упрочнения, определяемый из выражений (2.3.14)

и (2.3.15):

, , ,cfb d cfb d cfbR k R (2.3.16)

, , .cfbt d cfbt d cfbtR k R (2.3.17)

Использование динамических коэффициентов упрочнения для УФБ kcfb,d и

kcfbt,d позволили получить диаграмму деформирования УФБ при кратковременном

динамическом нагружении, представленную на рисунке 2.3.10.

Проведенные экспериментальные исследования показали, что применение

углеродных волокон (µсf =0,2 %) при фибровом армировании бетонов позволяет

не только увеличить его прочностные характеристики при сжатии и растяжении

в 1,73 и 1,41 раза соответственно, но и значительно повысить деформативность

материала при сжатии на 32 % (с 2 до 2,9 ‰) и при растяжении на 14 %

(с 0,1 до 0,125 ‰), повысить начальный модуль упругости на 20 %.

Таким образом, проведенные исследования УФБ позволили определить

аналитические выражения для определения основных прочностных

и деформационных характеристик сжатого и растянутого УФБ в зависимости

от коэффициента фибрового армирования углеродными волокнами

и кратковременного динамического нагружения.

74

Рисунок 2.3.10 – Диаграмма нелинейного деформирования УФБ

при кратковременном динамическом нагружении

75

2.4 Прочностные и деформационные свойства бетона с внешним

углекомпозитным армированием

В данной работе рассматривается внешнее композитное армирование

бетона на основе углеволокна, выполненное в виде сплошной по высоте обоймы

из углекомпозитного материала. В качестве материалов для усиления была

выбрана однонаправленная ткань из углеродных волокон марки SikaWrap-230 C

и адгезив на основе двухкомпонентной эпоксидной смолы марки Sikadur-330.

В настоящем исследовании данный вид армирования рассматривается в качестве

одного из вариантов повышения деформативности бетона с использованием

неметаллических материалов, имеющих в основе армирующий наполнитель

из углеволокна.

Для установления прочностных и деформационных характеристик

углекомпозитного материала при осевом растяжении были проведены

экспериментальные исследования. Для проведения испытаний на растяжение

были изготовлены стандартные опытные образцы по ГОСТ 25.601-80 [47],

представляющие собой пластины длиной 250 мм, шириной 12 мм и толщиной

1 мм, состоящие из пропитанной адгезивом углеродной ткани толщиной 0,131 мм

с параллельной продольной оси образца ориентацией её волокон. Для анкеровки

в клиновых захватах испытательной машины образцы обжимались накладками,

выполненными из металлических пластин толщиной 4 мм, которые имели

абразивный слой на стороне соприкосновения с образцом. Длина рабочего

участка углекомпозитных образцов составляла 70 мм. Общее их количество

для проведения испытаний принято равным шести. Схема опытных образцов

представлена на рисунке 2.4.1. Перед проведением испытаний поверхность

рабочего участка образцов была покрыта контрастной реперной сеткой

для измерения его продольных деформаций в процессе нагружения при помощи

оптической системы Vic-3D.

76

а

б

Рисунок 2.4.1 – Опытные образцы из углекомпозитного материала для испытания

на осевое растяжение: а – схема образца; б – схема установки опорных накладок

Нагружение образцов осевым растягивающим усилием осуществлялось

со скоростью деформирования 1 мм/мин на универсальной электромеханической

машине Instron 3382. Общий вид испытания представлен на рисунке 2.4.2, а.

Измерение действующих на образцы внешних усилий производилось датчиками

испытательной машины, измерение продольных деформаций рабочего участка

опытных образцов – при помощи цифровой оптической системы Vic-3D

(рисунок 2.4.2, а, б). Деформирование рабочего участка опытных образцов

при растяжении сопровождалось поэтапным образованием поперечных трещин

в адгезиве с последующем наступлением разрушения в результате разрыва

углеродной ткани. Характерные изополя продольных относительных деформаций

перед наступлением разрушения, а также показания виртуального экстензометра,

полученные при помощи оптической системы Vic-3D, представлены на рисунке

2.4.2, б. Характерная схема разрушения углекомпозитных образцов приведена

на рисунке 2.4.2, в. Диаграмма деформирования углекомпозитного материала,

полученная в результате анализа экспериментальных данных, приведена

на рисунке 2.4.3.

77

а б в

Рисунок 2.4.2 – Испытание углекомпозитных образцов при осевом растяжении:

а – общий вид испытания с применением оптической системы Vic-3D;

б – характерные изополя продольных относительных деформаций рабочего

участка образцов перед наступлением разрушения; в – общий вид разрушения

рабочего участка образца

Рисунок 2.4.3 – Диаграмма деформирования углекомпозитного материала

при осевом растяжении

78

На рисунке 2.4.3 использованы следующие обозначения:

Rfw,n, Efw,n и εfw,u,n – нормативные значения соответственно сопротивления, модуля

упругости и предельных относительных деформаций при растяжении

углекомпозитного материала; Rfw и εfw,u – расчетные значения соответственно

сопротивления растяжению и предельных относительных деформаций

при растяжении углекомпозитного материала, вычисленные согласно [153]

по формулам:

1 2 ,,

f f fw n

fw

f

RR

(2.4.1)

, ,fw

fw u

fw

R

E (2.4.2)

где γf1 – коэффициент условий работы углекомпозитного материала,

определяемый в зависимости от условий эксплуатации; γf2 – коэффициент

условий работы, учитывающий сцепление адгезива с основанием;

γf – коэффициент надежности по углекомпозитному материалу; Efw – расчетное

значение модуля упругости углекомпозитного материала при растяжении.

Приведенные в [185, 252] результаты экспериментальных исследований

углекомпозитных материалов при широком диапазоне скоростей нагружения

растягивающим усилием показали, что его прочностные характеристики являются

чувствительными к скорости деформирования свыше 50 с–1

. При этом предельные

деформации εfw,u,n с увеличением скорости нагружения изменяются

незначительно, в пределах 1 %. Приведенные в работе [252] графики зависимости

коэффициента динамического упрочения углекомпозитного материала

с их аналитическим описанием свидетельствуют о том, что в рассматриваемом

диапазоне скоростей деформирования (10–2

...10–3

с–1

) коэффициент динамического

упрочнения углекомпозита при его кратковременном динамическом нагружении

может быть принят равным единице, а предельные деформации εfw,u – равными

их значению при статическом нагружении.

Для выявления особенностей деформирования сжатого бетона и УФБ

с внешним углекомпозитным армированием были проведены экспериментальные

79

исследования серий образцов-призм размером 100×100×400 мм с внешним

углекомпозитным армированием в виде обоймы толщиной 1 мм. Первая серия

образцов была выполнена из бетона (серия ПБО), а вторая – из УФБ с μcf =0,2 %

(серия ПФО). При изготовлении призм на ребрах в местах загиба системы

внешнего армирования были выполнены галтели радиусом 20 мм. Поверхности

контакта с элементами усиления перед наклейкой были выровнены шлифованием

и обеспылены. В качестве элементов усиления использовалась однонаправленная

ткань из углеродных волокон марки SikaWrap-230 C и адгезив марки Sikadur-330.

Способ устройства обоймы – по всей высоте образцов в один слой с нахлёстом

в направлении волокон 100 мм. Установка армирующей углеродной ткани

производилась путём наклеивания на бетонное (фибробетонное) основание

усиливаемого образца предварительно подготовленной ткани из углеволокна

с последующей её пропиткой полимерным связующим и отвердеванием

углекомпозитного материала. Испытание образцов статической сжимающей

нагрузкой производилось на электрогидравлическом прессе GCTS UTM-4500

с постоянной скоростью деформирования. Измерение действующих внешних

усилий при нагружении производилось датчиками испытательной машины,

измерение продольных деформаций сжатия бетона и растяжения

углекомпозитного материала – датчиками-тензорезисторами и цифровой

оптической системой Vic-3D. Общий вид испытания приведен на рисунке 2.4.4, а.

При обработке показаний измерительных систем были получены изополя

растягивающих деформаций углекомпозитного материала, а также показания

виртуального экстензометра, характеризующие величину продольных

сжимающих деформаций усиленного бетона и УФБ перед наступлением

разрушения (рисунок 2.4.4, б). Разрушение образцов обеих серий происходило

в результате разрыва углекомпозитной обоймы. Общий вид разрушения бетонных

образцов с внешним углекомпозитным армированием, представленный в виде

фотографий различных сторон одной из разрушенных призм серии ПФО,

изображен на рисунке 2.4.4, в.

80

а

б в

Рисунок 2.4.4 –Испытания при сжатии призм из бетона и УФБ с внешним

углекомпозитным армированием: а – общие виды испытания; б – характерные

изополя растягивающих деформаций углекомпозитной обоймы и показание

продольно установленного экстензометра системы Vic-3D перед разрушением

образца серии ПФО; в – общие виды разрушения образца серии ПФО

81

В результате обработки опытных данных были получены нелинейные

диаграммы деформирования образцов серий ПБО и ПФО, представленные

на рисунке 2.4.5. Пунктирными линиями на графиках показаны диаграммы

деформирования бетона (линия 1) и УФБ (линия 4) без внешнего

углекомпозитного армирования. Сплошными линиями на графиках показаны

диаграммы деформирования бетона (линия 2) и УФБ (линия 5) с внешним

углекомпозитным армированием, полученные в результате испытаний призм

серий ПБО и ПФО соответственно. Как видно из первого графика

(рисунок 2.4.5, а) при внешнем углекомпозитном армировании бетона

его прочность при сжатии составляет Rb3,n = 1,56 Rb, а сжимающие деформации

достигают значений εb3,n = 10,2 ‰. Прочность УФБ при его внешнем

углекомпозитном армировании (рисунок 2.4.5, б) равна Rcfb3,n = 1,41 Rcfb

при величине сжимающих деформаций εcfb3,n = 11,4 ‰.

Ограничивая величины максимальных относительных деформаций

усиленного внешним углекомпозитным армированием бетона (εb3,n) и УФБ (εcfb3,n)

их расчетными значениями, вычисленными по СП 164.1325800.2014 [153]

с учетом прочностных и деформационных характеристик углекомпозита,

диаграммы принимают вид нелинейных кривых, которые представлены

на рисунке 2.4.5 сплошными выделенными линиями 3 и 6 соответственно.

При этом значения продольных относительных деформаций и прочности

усиленного углекомпозитной обоймой бетона в расчетных диаграммах

деформирования принимают значения соответственно εb3,u = 2,8 ‰, εb3,m = 4,7 ‰

и Rb3 = 1,21 Rb, то же для УФБ – εcfb3,u = 3,4 ‰, εcfb3,m = 7 ‰ и Rcfb3 = 1,17 Rb3.

Для аналитического описания расчетных диаграмм состояния сжатого

бетона с внешним углекомпозитным армированием могут использоваться

различные аппроксимирующие степенные, экспоненциальные или

логарифмические функции [153, 243, 250]. Для описания полученных в работе

диаграмм деформирования (выделенные линии 3 и 6 на рисунке 2.4.5) принята

экспоненциальная функция. Выражения, описывающие изменение величин

напряжений сжатого в осевом направлении бетона σb3 и УФБ σcfb3 с внешним

82

армированием однослойной углекомпозитной обоймой, в зависимости

от величины соответствующих продольных относительных деформаций εb3,i

и εcfb3,i имеют вид:

3,900

3 1,35 1,32 b i

b b e

(2.4.3)

3,703

3 1,31 1,29 cfb i

cfb cfb e

(2.4.4)

а

б

Рисунок 2.4.5 – Нелинейные диаграммы деформирования при осевом сжатии:

а – бетона без внешнего армирования (линия 1) и с внешним углекомпозитным

армированием (линия 2); б – то же для УФБ (линии 4 и 5 соответственно)

83

Для определения прочности усиленного углекомпозитной обоймой бетона

Rb3,d и УФБ Rcfb3,d при кратковременном динамическом нагружении предлагается

использовать следующие выражения:

3, 3b d b bdR R k (2.4.5)

3, 3cfb d cfb bdR R k (2.4.6)

Таким образом, проведенные экспериментальные исследования

прочностных и деформационных свойств бетона с фибровым и внешним

композитным армированием на основе углеволокна позволили установить

аналитические зависимости, которые описывают состояние сжатого бетона

и УФБ с внешним углекомпозитным армированием при его статическом

и кратковременном динамическом нагружениях.

2.5 Выводы по второй главе

1. На основе анализа теоретических и экспериментальных исследований

сформулированы предельные состояния и способы их нормирования для сжатых

углеродофибробетонных элементов с углекомпозитным стержневым и внешним

армированием при кратковременном динамическом нагружении, которые

выражены в абсолютных и относительных величинах.

2. По результатам испытаний стержней АУК осевым сжимающим и

растягивающим усилиями предложены аналитические зависимости диаграммы

её деформирования. Испытания, проведенные с применением современного

прецизионного измерительного оборудования, позволили получить новые знания

об особенностях деформирования и разрушения АУК при осевом сжатии.

Показано, что даже с учетом взаимодействия с щелочной средой бетона сжатые

стержни АУК деформируются без каких-либо поверхностных повреждений

вплоть до значений продольных относительных деформаций более 8 ‰.

Установлено, что разрушение стержней АУК при сжатии наступает при значении

продольных относительных деформаций 9,6 ‰ и соответствующей им величине

84

сжимающих нормальных напряжений 1008 МПа. Деформирование АУК

при сжатии и растяжении носит упругий характер без образования пластических

деформаций во всем диапазоне нагружения. Модуль упругости АУК при сжатии

Efc меньше модуля упругости при растяжении Ef в 1,37 раза.

Величина сопротивления сжатию АУК Rfc = εb,u Efc при совместном

деформировании с бетоном в составе конструкции зависит от предельных

сжимающих деформаций бетона εb,u и составляет 210…420 МПа

при εb,u = εb,0 = (2,0…4,0)×10–3

и 367,5…588 МПа при εb,u = εb,2 = (3,5…5,6)×10–3

.

3. Расчет прочности нормальных сечений сжатых бетонных элементов

с продольной АУК, предлагается производить с учетом сопротивления АУК

динамическому сжатию, которое может принимать значения 231…647 МПа. При

этом расчетное сопротивление сжатию АУК принимается равным Rfc,d = Rfc kfc,d ,

где коэффициент динамического упрочнения АУК при сжатии kfc,d = 1,1.

4. Разработана программа экспериментальных исследований

по установлению прочностных и деформационных характеристик УФБ

при сжатии и растяжении в зависимости от способа его изготовления

и коэффициента фибрового армирования. При её реализации были испытаны

396 образцов УФБ, изготовленных согласно разработанным 33 вариантам

углеродофибробетонной смеси, в которых варьировался коэффициент фибрового

армирования μcf = (0,2…5 %) и применялись различные технологические приемы

изготовления углеродофибробетонной смеси, отличающиеся способом

предварительного разделения углеродных волокон при помощи химических

добавок и последовательностью введения её компонентов. Проведенный

статистический анализ результатов испытаний позволил выявить рациональные

состав (μcf = 0,2 %) и технологию изготовления (Т-3) для УФБ, при которых

достигается максимальный прирост прочности бетона, равный 73 % при сжатии

и 41 % при растяжении. При исследовании деформационных свойств такого УФБ

установлено увеличение предельных деформаций при сжатии εcfb,u на 32 %

и растяжении εcfbt,u на 14 %; увеличение максимальных деформаций при сжатии

εcfb,m на 58 % и растяжении εcfbt,m на 20 %.

85

На основе анализа результатов исследований отечественных и зарубежных

ученых и полученных в работе опытных данных предложены эмпирические

коэффициенты и зависимости, которые позволяют учитывать влияние параметров

углефибрового армирования и скорости деформирования УФБ на его

прочностные и деформационные свойства. С их использованием разработаны

нелинейные диаграммы деформирования УФБ при статическом и

кратковременном динамическом нагружениях и дано их аналитическое описание.

5. Проведены испытания на растяжение серии образцов

из углекомпозитного материала, используемого для внешнего армирования

бетонных конструкций, в результате которых зафиксирован линейный характер

его деформирования; установлены нормативные (Rfw,n = 355,8 МПа, εfw,u,n = 12 ‰)

и расчетные (Rfw = 240,2 МПа, εfw,u = 8,1 ‰) значения соответственно его

сопротивления и предельных относительных деформаций при растяжении.

Исследования прочности и деформативности усиленных однослойным

внешним углекомпозитным армированием призм из бетона и УФБ позволили

установить повышение соответственно их прочности в осевом направлении

Rb3,n = 1,56 Rb и Rcfb3,n = 1,41 Rcfb; максимальных деформаций до εb3,n = 10,2 ‰

и εcfb3,n = 11,4 ‰. С учетом принятых в нормативной литературе ограничений

величины предельных деформаций для усиленного углекомпозитной обоймой

бетона εb3,u = 2,8 ‰ и УФБ εcfb3,u = 3,4 ‰ получены соответствующие

им расчетные значения относительной прочности при сжатии Rb3 = 1,21 Rb

и Rcfb3 = 1,17 Rcfb и предложено аналитическое описание их диаграмм

деформирования. Предложены выражения для определения прочности

усиленного углекомпозитной обоймой бетона Rb3,d и УФБ Rcfb3,d

при кратковременном динамическом нагружении.

Установленные предпосылки могут быть использованы при расчете

прочности динамически нагруженных сжатых углеродофибробетонных элементов

с углекомпозитным стержневым и внешним армированием по нелинейной

деформационной модели.

86

ГЛАВА 3. МЕТОД РАСЧЕТА ПРОЧНОСТИ НОРМАЛЬНЫХ СЕЧЕНИЙ

СЖАТЫХ УГЛЕРОДОФИБРОБЕТОННЫХ ЭЛЕМЕНТОВ

С УГЛЕКОМПОЗИТНЫМ СТЕРЖНЕВЫМ И ВНЕШНИМ

АРМИРОВАНИЕМ ПРИ КРАТКОВРЕМЕННОМ

ДИНАМИЧЕСКОМ НАГРУЖЕНИИ

В данном разделе диссертации приводятся основные положения метода

расчета прочности нормальных сечений динамически нагруженных сжатых

углеродофибробетонных элементов с углекомпозитным стержневым и внешним

армированием при кратковременном динамическом нагружении. Метод расчета

основан на деформационной модели, в которой используются аналитические

выражения, описывающие действительные диаграммы деформирования

материалов. Представлены алгоритм и программа для ЭВМ, реализующие данный

метод расчета.

3.1 Теоретические основы определения расчетных напряжений

в углекомпозитной арматуре нормальных сечений сжатых бетонных

элементов с углефибровым и внешним углекомпозитным армированием

при статическом и кратковременном динамическом нагружениях

При расчете динамически нагруженных элементов строительных бетонных

конструкций с продольной АУК важной задачей является обеспечение прочности

нормальных сечений, которые могут находиться в условиях сжатия, изгиба

или растяжения. При этом нормальные напряжения в продольной АУК могут

изменяться от предельных напряжений растяжения σfd,u до предельных

напряжений сжатия σfcd,u . Величина нормальных напряжений в продольной АУК

зависит от высоты сжатой зоны нормального сечения (x), расположения арматуры

в сечении (a, a’ ), а также прочностных и деформационных характеристик бетона

(Rbd , εbd,u , Rcfb,d , εcfb,d,u , Rb3,d , εb3,d,u , Rcfb3,d , εcfb3,d,u ) и АУК (Rfd , εfd,u , Rfcd , εfcd,u ).

87

Использование высоты сжатой зоны x в качестве основного параметра

для определения деформаций и напряжений в продольной арматуре нормального

сечения позволяет получить зависимость нормальных напряжений в продольной

арматуре от относительной высоты сжатой зоны нормального сечения (ξ = x/h0),

применимую для расчета как внецентренно сжатых, так и растянутых

и изгибаемых элементов [40, 52, 61, 177].

В отечественных нормативных документах в разные годы принимались

различные зависимости для определения связи между деформациями

в продольной арматуре и относительной высотой сжатой зоны бетона статически

и динамически нагруженных конструкций. В целом эти зависимости носят

гиперболический характер. Чем меньше относительная высота сжатой зоны

бетона, тем больше деформации в арматуре, а, следовательно, и растягивающие

напряжения. И наоборот, с увеличением высоты сжатой зоны растягивающие

напряжения в арматуре падают, могут достигать нулевых значений

или становятся сжимающими. В целом эта зависимость имеет вид:

.A

B

(3.1.1)

Коэффициенты A и B определяются из условия наилучшего приближения

опытных значений продольных деформаций арматуры к теоретическим,

определенным по формуле (3.1.1). Гиперболическую зависимость изменения

деформаций (напряжений) в продольной арматуре от ξ можно также получить

из рассмотрения деформирования нормального сечения с учетом гипотезы

плоских сечений [22, 61, 76].

Зависимость изменения напряжений в продольной АУК от относительной

высоты сжатой зоны нормального сечения бетонных элементов σf = f (ξ) можно

получить из рассмотрения подобной зависимости для определения деформаций

(напряжений) в продольной стальной арматуре железобетонных элементов εs = f (ξ).

В СНиП 2.03.01-84* [150] зависимость εs = f (ξ) выражена уравнением,

наиболее точно отражающим действительный характер деформирования

продольной стальной арматуры нормального сечения в зависимости от ξ :

88

,

, 01 , где .1 /1,1

b u

s b u b

(3.1.2)

Данная зависимость хорошо согласуется с опытными данными, полученными

отечественными учеными (рисунок 3.1.1).

Рисунок 3.1.1 – Вычисленная по формуле (3.1.2) зависимость εs = f (ξ) (кривая 1)

и опытные значения εs (●) для изгибаемых и внецентренно сжатых

железобетонных элементов из бетона прочностью при сжатии 30 МПа

В действующем своде правил СП 63.13330.2012 [156] данная зависимость

претерпела изменения и принята в следующем виде:

, , 21 , где .s b u b u b

(3.1.3)

В соответствии с СП 295.1325800.2017 [154], данную зависимость также

предлагается использовать для описания связи между деформациями в АУК εf

и относительной высотой сжатой зоны бетона ξ.

В выражениях (3.1.2) и (3.1.3) ω – характеристика относительной высоты

сжатой зоны бетона, при которой деформации в продольной арматуре равны

нулю. Данная величина зависит от класса бетона по прочности на сжатие.

Относительная высота сжатой зоны бетона ξ имеет граничное значение ξR ,

при котором напряжения в продольной арматуре начинают отличаться

89

от её расчетного сопротивления на растяжение. На рисунке 3.1.2 приведены

результаты выполненных расчетов характеристики ω и граничного значения

относительной высоты сжатой зоны бетона ξR в зависимости от класса бетона

по прочности на сжатие согласно СП 63.13330.2012 и СНиП 2.03.01-84*.

а

б

Рисунок 3.1.2 – Значения характеристики ω (а) и граничной относительной

высоты сжатой зоны бетона ξR (б) по СП 63.13330.2012 и СНиП 2.03.01–84*

в зависимости от класса бетона по прочности на сжатие

90

Из рисунка 3.1.2 видно, что согласно СП 63.13330.2012 ω имеет постоянное

значение, равное ω = 0,8 для бетонов класса по прочности на сжатие В60 и менее

и ω = 0,7 для высокопрочных бетонов. По СНиП 2.03.01–84* ω имеет линейную

зависимость от класса по прочности на сжатие и условий твердения бетона.

При этом граничная относительная высота сжатой зоны бетона ξR

по СП 63.13330.2012 и СНиП 2.03.01–84* имеет близкие значения при классах

по прочности на сжатие В30–В40. При других значениях они расходятся.

В качестве продольной ненапрягаемой арматуры нормальных сечений

железобетонных элементов, как правило, используют арматурные стали,

имеющие физический предел текучести. На рисунке 3.1.3 в графическом виде

представлены выражения (3.1.2) и (3.1.3) для определения деформаций

(напряжений) в продольной арматуре железобетонных элементов из тяжелого

бетона класса В30 с арматурной сталью классов А240 и А400

по СП 63.13330.2012 (гиперболическая кривая 1) и СНиП 2.03.01–84*

(гиперболическая кривая 2). Обе кривые имеют характерные точки. Первая точка

(при ξ = ω) соответствует нулевым деформациям арматуры εs = 0. Вторая точка

определяет граничное значение относительной высоты сжатой зоны бетона ξ = ξR

и соответствует значениям ξ , при которых напряжения в продольной арматуре

перестают соответствовать расчетному сопротивлению на растяжение Rs .

При использовании в элементе продольной арматуры класса А240 величина ξR

по СНиП 2.03.01-84* принимает несколько меньшие значения, чем вычисленная

по СП 63.13330.2012, и наоборот, при использовании стержневой арматуры

класса А400. Третья точка определяет граничное значение ξ , при котором

нормальное сечение полностью сжато (x = h или ξ = x/h0 = 1,1 при a = a’=0,1 h).

При этом по СНиП 2.03.01–84* (кривая 2 на рисунке 3.1.3) предельные

деформации сжатой арматуры ограничены на уровне, соответствующем

расчетному значению предельного укорочения бетона при осевом сжатии

εb,u = εb0, а по СП 63.13330.2012 (кривая 1 на рисунке 3.1.3) – на уровне, равном

εb,u ≈ 1 ‰ < εb0 .

91

Ри

сун

ок 3

.1.3

– И

змен

ени

е д

ефор

мац

ий

(н

апр

яжен

ий

) в п

род

ольн

ой

нен

апряга

емо

й а

рм

атур

е клас

сов А

240

и А

400

нор

мал

ьны

х с

ечен

ий

жел

езо

бет

он

ны

х э

лем

енто

в и

з тя

жел

ого

бет

он

а клас

са п

о п

ро

чн

ост

и н

а сж

ати

е В

30

в з

ави

сим

ост

и

от

отн

оси

тельн

ой

вы

соты

сж

атой

зон

ы б

ето

на

по

СП

63

.133

30

.201

2 (

гип

ерб

оли

чес

кая

кри

вая

1),

по

СН

иП

2.0

3.0

1–84

*

(ги

пер

бо

ли

чес

кая

кр

ивая

2)

и п

о [

4]

(ли

ней

ная

зав

иси

мост

ь 3

)

92

Это объясняется некорректностью использования выражения (3.1.2) на участке

кривой при ξ > ω, связанной с тем, что оно получено из рассмотрения двузначной

эпюры распределения деформаций по высоте нормального сечения элемента

в соответствии с гипотезой плоских сечений [75] и справедливо лишь при ξ ≤ ω.

Таким образом, для описания зависимости между деформациями в продольной

арматуре и высотой сжатой зоны нормального сечения для сжатых бетонных

элементов при распределении деформаций по высоте сечения одного знака,

справедливо использование выражения (3.1.2).

Использование зависимости, предложенной СНиП 2.03.01–84*, также

позволяет воспользоваться обозначением ξR1 [22], представляющим собой

относительную высоту сжатой зоны бетона, при которой напряжения в арматуре

достигают расчетного сопротивления сжатию Rsc . Таким образом,

на гиперболическую зависимость (3.1.2) накладываются ограничения в виде

прямых σs = Rs при ξ ≤ ξR и –σs = Rsc при ξ ≥ ξR1 .

Выражая напряжения в продольной арматуре нормального сечения через

её деформации путем умножения на модуль упругости арматуры

Es = Esc = 200 ГПа, гиперболическую зависимость (3.1.2) можно представить

в виде выражения, связывающего напряжения в упруго-работающей

ненапрягаемой арматуре σs с относительной высотой сжатой зоны ξ :

,1 .

1 /1,1

sc u

s

(3.1.4)

Относительные напряжения в арматуре равны

, /1 .

1 /1,1

sc u sss

s

R

R

(3.1.5)

Ограничивая напряжения в арматуре её расчетными значениями

при растяжении Rs и сжатии Rsc , зависимость « ψs – ξ » можно описать

следующими выражениями на соответствующих участках (рисунок 3.1.3):

,

1

1

1 ( )

/1 ( ) ,

1 /1,1

1 ( )

s R

sc u s

s R R

s R

при AB

Rпри ВD

при DЕ

(3.1.6)

93

где ξR и ξR1 зависят от вида, класса бетона и арматуры:

,

1 1

,

1,1

R

s

sc u

R

(3.1.7)

1

,

;

1 11,1

R

s

sc u

R

(3.1.8)

или

,

,

1 11,1

R

s

b u

(3.1.9)

1

,

.

1 11,1

R

s

b u

(3.1.10)

Из рисунка 3.1.3 видно, что изменение напряжений в продольной арматуре

при ξR < ξ < ω и ω < ξ < ξR1 происходит на участках неравной длины.

Так, изменение напряжений от Rs до 0 происходит на участке ВС, а изменение

от 0 до Rsc на участке СD, длины проекций которых на оси ξ составляют

соответственно:

1 1

1 1 /1,1 / 1 1 /1,1 ,RВС (3.1.11)

1 1

1 1 1 /1,1 / 1 1 /1,1 ,RСD (3.1.12)

где ψ = εb,u / εs = σsc,u / Rs .

Нетрудно видеть, что длина участка СD1 в 1,5–2 раза больше длины B1C,

так как при одинаковых числителях знаменатель выражения (3.1.11) больше

знаменателя (3.1.12), что вряд ли соответствует действительности.

Общую длину проекции на ось ξ участка ВD можно определить

из выражения:

21 2

1 1 2 1 /1,1 / 1 1 /1,1 .В D

(3.1.13)

Для нормальных сечений железобетонных элементов из бетона классов В30

и ниже с ненапрягаемой арматурой классов А240…А400 (A-I, А-II, А-III)

А.Е. Чистяковым [177] вместо гиперболической зависимости на участке ВD

предложена зависимость вида

12 1 1,

1

ss R

s R

приR

(3.1.14)

которая представлена пунктирной линией 3 на рисунке 3.1.3 и сплошной линией 4

на рисунке 3.1.4. В предложенной А.Е. Чистяковым зависимости ξR1 принято

94

равным единице. Зависимость обладает симметрией, так как

B1C = CD1 =0,5(1–ξR), однако при ξ = ω ψs ≠ 0 (σs ≠ 0). Использование

зависимости (3.1.14) упрощает расчеты прочности нормальных сечений, позволяя

избежать решения квадратных уравнений.

Рисунок 3.1.4 – Зависимость относительного напряжения в арматуре

внецентренно сжатых элементов от относительной высоты сжатой зоны

по данным [177]: 1 – Е.А. Чистякова, С.С. Мамедова; 2 – К.К. Салаи;

3 – В.А. Беликова; 4 – расчетные значения σs / Rs по формуле (3.1.14)

Для описания зависимости напряжений в продольной арматуре от высоты

сжатой зоны на участке ξR < ξ < ξR1 также можно воспользоваться линейной

зависимостью

11

1

2 1 .s Rs R R

s R R

приR

(3.1.15)

Представленные выше выражения характеризуют изменение напряжений

в стальной продольной ненапрягаемой арматуре нормального сечения

с физическим пределом текучести при статическом воздействии.

С учетом результатов экспериментальных исследований АУК,

представленных в разделе 2.2 главы 2, зависимость изменения напряжений в АУК

от относительной высоты сжатой зоны нормального сечения согласно

СП 295.1325800.2017 [154] описана выражением, подобным зависимости (3.1.3)

и изображена на рисунке 3.1.5 (кривая «1» с ветвью «1а»). В соответствии

95

с п. 5.2.9 того же документа [154] на кривую «1» накладывается ограничение

(ветвь «1б» на рисунке 3.1.5), согласно которому напряжения в продольной АУК

при ξ > ω принимаются равным нулю.

Более точно зависимость изменения деформаций АУК от высоты сжатой

зоны бетона можно описать выражением (3.1.2), представленным кривой 2

на рисунке 3.1.5. При этом значение граничной относительной высоты сжатой

зоны бетона нормального сечения элемента, а также положение конечной точки

диаграммы зависят от величины предельных деформаций укорочения бетона εb,u .

Тогда для бетона с углефибровым армированием при εb,u = εcfb,u = 2,9 ‰

зависимость деформаций (напряжений) в продольной АУК нормальных сечений

элементов от относительной высоты сжатой зоны углеродофибробетона можно

представить в виде кривой 3 на рисунке 3.1.5. С добавлением в рассматриваемый

элемент внешнего углекомпозитного армирования в виде однослойной обоймы

предельные деформации укорочения УФБ (в осевом направлении) будут равны

εb,u = εcfb3,u ≈ 3,4 ‰. Тогда зависимость εf = f (ξ) для продольной АУК бетонного

элемента с углеродным фибровым и внешним армированием имеет вид кривой 4

на рисунке 3.1.5. При этом сжимающие напряжения в АУК могут достигать

значений порядка 360 МПа.

Зависимость относительных напряжений АУК от относительной высоты

сжатой зоны нормального сечения при статическом нагружении имеет вид

1

,

,

1

1

1

1.

1 /1,1

1

1 /1,1

f

f R

f

b uf

f ft R

f f u

fс

f fc R

fс

приR

приR

приR

(3.1.16)

Использование упрощенных линейных зависимостей (3.1.14) и (3.1.15)

вместо гиперболических (3.1.16) на участке ξR < ξ < ξR1 приводит к погрешностям

при вычислении относительных деформаций или напряжений в АУК.

96

Ри

сун

ок 3

.1.5

– И

змен

ени

е д

ефор

мац

ий

(н

апр

яжен

ий

) в п

род

ольн

ой

АУ

К н

ор

мал

ьны

х с

ечен

ий

элем

енто

в и

з б

етон

а

(кри

вы

е 1

, 2

), У

ФБ

(кри

вая

3),

а т

акж

е У

ФБ

с в

неш

ни

м у

глек

ом

по

зитн

ым

ар

ми

ро

ван

ием

в в

ид

е о

бой

мы

(кри

вая

4)

в з

ави

сим

ост

и о

т о

тно

сите

льн

ой

вы

соты

сж

ато

й з

он

ы

97

Выражение (3.1.16) положено в основу расчетной зависимости εfd = f (ξ)

для определения деформаций (напряжений) в продольной АУК нормальных

сечений бетонных элементов при динамическом нагружении.

При кратковременном динамическом нагружении, согласно положений

[157], εs (εf) = εbd,u принимается таким же, как в статике. Однако обширные

экспериментальные исследования, проведенные во ВНИИЖелезобетон [66],

показали, что εbd,u при динамике увеличивается и может быть принята по меньшей

мере на 10 % больше статической εb,u .

Выражая коэффициенты A и B формулы (3.1.1) через параметры ωd и εbd,u ,

после преобразований из (3.1.2) получаем:

,1 .

1 /1,1

bd u dfd

d

(3.1.17)

В выражении (3.1.17) величина ωd представляет собой относительную

высоту сжатой зоны бетона (ωd = xω / h0), при которой деформации в продольной

арматуре равны нулю. Таким образом, величина ωd характеризует отклонение

фактической эпюры напряжения высотой xact = h0 от прямоугольной эпюры

высотой xω, являясь коэффициентом полноты эпюры напряжений в сжатой зоне.

Непосредственное использование диаграммы « σb – εb » для бетона сжатой зоны

представляет большие трудности в определении ω и εf , поэтому величина ω [150]

определяется по эмпирической зависимости, полученной на основании

наилучшего приближения к опытным данным:

0/ ,bix h R (3.1.18)

где α и β – коэффициенты, характеризующие вид бетона и его упруго-

пластические свойства при сжатии; так для тяжелого бетона α = 0,85, при

статическом нагружении β = (0,005…0,008) МПа–1

и β = (0,0048…0,007) МПа–1

при динамическом нагружении; Rbi – призменная прочность бетона

при статическом или кратковременном динамическом нагружении (МПа).

Экспериментальные исследования бетонных призм и железобетонных балок

при кратковременном динамическом нагружении, проведенные

во ВНИИЖелезобетона под руководством В.А. Рахманова [66] и в НИИЖБе

98

И.К. Белобровым [12], показали, что влияние скорости деформирования

не сказывается на значениях ω. Так при динамических и статических испытаниях

во ВНИИЖелезобетона 15 серий железобетонных балок, в которых

варьировались: тип армирования (однородное и комбинированное);

вид армирования (ненапрягаемая и напрягаемая); класс арматурной стали (A-I,

A-III, A-IV, A-V и Вр-II) коэффициенты армирования сечения продольной

арматурой (0,0044…0,0187); различное соотношение расчетного пролета

и высоты сечения (l0 / h = 7,5…16) установлены изменения ω в пределах

ω = 0,548…0,803 (при Rb = 47,5…54,3 МПа) и ωd = 0,513…0,797

(при Rbd = 51,3…64,5 МПа), средние значения ωs,ср = 0,671 (Rb,ср = 51,6 МПа) и

ωd,ср = 0,674 (Rbd,ср = 61,9 МПа) близки между собой. Отмеченные особенности

деформирования бетона сжатой зоны сечения при кратковременном

динамическом нагружении, в частности, его деформативная способность,

несколько видоизменяют характер зависимости εfd = f (ξ). При одинаковой

условной прямоугольной эпюре напряжений и относительной высоте сжатой

зоны сечения в предельном состоянии, динамические деформации продольной

арматуры выше статических, что позволяет более эффективно использовать

арматуру. Зависимости изменений деформаций (напряжений) от относительной

высоты сжатой зоны при статическом и кратковременном динамическом

нагружениях для продольной АУК представлены на рисунке 3.1.6.

Относительные напряжения в АУК в зависимости от относительной высоты

сжатой зоны нормального сечения при кратковременном динамическом

нагружении определяются из выражения:

1

,

,

1

,

, 1,

,

1

1.

1 /1,1

1

1 /1,1

fd

fd Rd

fd

bd u dfd

fd ft d Rd d

fd fd d

dfc d

fd fc d d R d

fc d d

приR

приR

приR

(3.1.19)

99

Рисунок 3.1.6 – Изменение деформаций (напряжений) в АУК в зависимости

от относительной высоты сжатой зоны бетона при статическом (прерывистая

линия) и кратковременном динамическом (сплошная линия) нагружениях

Аналитическое описание зависимости относительных напряжений в АУК

от относительной высоты сжатой зоны нормального сечения элемента (3.1.19)

использовано при разработке метода расчета прочности нормальных сечений

динамически нагруженных сжатых углеродофибробетонных элементов

с углекомпозитным стержневым и внешним армированием на основе

углеволокна.

100

3.2 Метод расчета прочности нормальных сечений

сжатых углеродофибробетонных элементов с углекомпозитным стержневым

и внешним армированием при кратковременном динамическом нагружении

Метод расчета прочности динамически нагруженных сжатых

углеродофибробетонных элементов с углекомпозитным стержневым и внешним

армированием основан на применении областей относительного сопротивления

нормального сечения, реализующих его нелинейную деформационную модель.

Для оценки прочности нормальных сечений рассматриваемых сжатых элементов

используются выражения, характеризующие соотношение расчетных усилий

от внешних кратковременных динамических воздействий и предельных значений

внутренних усилий.

Определение расчетных усилий от внешних воздействий осуществляется

в результате аналитического или численного расчета здания или сооружения,

в составе каркаса которого будет эксплуатироваться рассматриваемый сжатый

элемент (например, стойка рамы, колонна, внутренние стены). При этом

рассматриваемое здание или сооружение рассчитывается на особое сочетание

нагрузок, состоящее из постоянных, временных длительных, а также статических

нагрузок, эквивалентных действию кратковременной динамической нагрузки [58,

89, 90, 119, 129, 157].

Для определения расчетных внешних усилий, возникающих в нормальных

сечениях сжатых углеродофибробетонных элементов с углекомпозитным

стержневым и внешним армированием при действии внешних кратковременных

динамических нагрузок, в настоящей работе рассматривается аналитический

метод расчета, основанный на предложениях Б.С. Расторгуева [19]

и учитывающий предпосылки, установленные в главе 2 диссертации. В расчете

рассмотрен фрагмент несущего каркаса с жесткой конструктивной схемой,

состоящий из колонны, её фундамента и части межэтажного перекрытия,

на которое вертикально приложена кратковременная динамическая нагрузка.

101

Уравнение движения рассматриваемого фрагмента сооружения во времени

t, представленное в относительных величинах, имеет вид:

2

, 2

,

( ) 0,n tot

cfb d

m d ut

R A dt (3.2.1)

где Rcfb,d – прочность УФБ нормального сечения колонны при кратковременном

динамическом нагружении, величина которой при наличии внешнего

углекомпозитного армирования принимается равной Rcfb3,d ; A – площадь

рассматриваемого нормального сечения колонны; m и u – соответственно масса

и вертикальное перемещение фрагмента сооружения; αn,tot (t) – сумма полной

относительной динамической нагрузки αn,P (t), действующей на перекрытие

сооружения, и относительной продольной силы αn,F (t) под подошвой фундамента,

вызываемой сопротивлением грунта движению сооружения:

, , ,( ) ( ) ( ),n tot n P n Ft t t (3.2.2)

где:

,

,

( )( ) ,n P

cfb d

P tt

R A (3.2.3)

1, ( ) .

2n F g F

F

du at k u

dt d

(3.2.4)

Здесь: kg и βF равны

1,gk a (3.2.5)

,

;FF

cfb d

A

R A (3.2.6)

ρ – плотность грунта основания; a1 – скорость распространения

упругопластической волны в грунте основания; AF и dF – соответственно площадь

и большая сторона подошвы фундамента под колонной; P(t) – полная

динамическая нагрузка, действующая на перекрытие.

В результате решения уравнения движения (3.2.1) вариационным методом

Бубнова - Галеркина с учетом условия динамического равновесия определяются

102

перемещение, скорость, ускорение, а также искомые относительные усилия

под подошвой фундамента и в рассматриваемом нормальном сечении колонны.

Относительная продольная динамическая сила под подошвой фундамента

равна:

, ,( ) ( ),n F n Ft S t (3.2.7)

где , ,/ ( )n F cfb dP R A – относительная продольная сила, вызываемая внешней

нагрузкой P, приложенной статически; S(t) – функция динамичности, которая

определяется по формуле:

1

2 2

1

1 1( ) 1 cos 1 sin ,

q ttS t e q t q t

r q

(3.2.8)

в которой θ – полное время действия кратковременной динамической нагрузки,

а 1 2,q q и r определяются по формулам:

11 ,

c F

aq

d

(3.2.9) 2 1,q rq (3.2.10)

1,cr (3.2.11) 2

;c

F F

m

A d

(3.2.12)

Максимальное продольное усилие под подошвой фундамента равно:

, max , max( ) ,n F n Ft S (3.2.13)

где Smax – коэффициент динамичности по усилию, определяемый по формуле

(3.2.8) при подстановке в неё t = tmax, определяемого из решения уравнения:

1

2 2

1 1 1

( ) 1 1 1 12 cos sin 0.

q tdS te q t r q t

dt q q r r q

(3.2.14)

Продольное усилие в рассматриваемом нормальном сечении колонны,

вызванное действием внешней кратковременной динамической нагрузки и

выраженное относительно несущей способности сжатого элемента из УФБ, равно:

, ( ) ( ),n P nt t (3.2.15)

где αn,P – продольная сила, вызываемая нагрузкой P, приложенной статически,

Φ(t) – функция, зависящая от времени и определяемая по формуле

103

( ) ( ) ( ) 1 .m

tt S t k S t

(3.2.16)

Здесь km – коэффициент, равный отношению суммы масс фундамента mF и части

колонны от фундамента до рассматриваемого сечения m1c к массе всего

сооружения m:

1 .F cm

m mk

m

(3.2.17)

Максимальное значение продольного усилия, вызванного внешней

кратковременной динамической нагрузкой, в рассматриваемом нормальном

сечении колонны, будет достигнуто при t = tmax:

, max , max( ) ,n P n Pt (3.2.18)

где Φmax – коэффициент динамичности по усилию в колонне, определяемый

по формуле (3.2.16) при подстановке в неё t = tmax, определяемого из решения

уравнения:

112 2

1 1 1

( ) 1 1 1 11 2 cos sin 0.

q tF cm md te q t r q t

dt q m q r r q

(3.2.19)

В работе также рассмотрен численный метод определения расчетных

сочетаний внешних усилий в нормальных сечениях исследуемых динамически

нагруженных сжатых элементов. Расчет численным методом осуществляется

в современных вычислительных программных комплексах, которые позволяют

реализовать конечно-элементную модель сооружения при действии на него

расчетных статических и кратковременных динамических нагрузок. На рисунке

3.2.1 приведены расчетные схемы зданий различного назначения с жесткой

конструктивной схемой пространственно работающего рамного или связевого

несущего каркаса, выполненные в программном вычислительном комплексе

SCAD. Красным цветом на рисунке обозначены элементы каркаса,

испытывающие осевое и внецентренное сжатие с малыми эксцентриситетами

продольной силы при их кратковременном динамическом нагружении.

104

б

в

Р

ису

но

к 3

.2.1

– Р

асчет

ны

е сх

емы

нес

ущ

их

кар

кас

ов з

дан

ий

с ж

естк

ой

кон

стр

укти

вн

ой

сх

емой

, р

азраб

ота

нн

ые

в вы

чи

сли

тельн

ом

про

грам

мн

ом

ком

плек

се S

CA

D д

ля з

дан

ий

ад

ми

ни

стр

ати

вн

ого

(а)

; п

ро

мы

шлен

но

го (

б)

и о

бщ

еств

енн

ого

(в)

наз

нач

ени

й

а

105

Определение предельных значений внутренних усилий в нормальных

сечениях динамически нагруженных сжатых углеродофибробетонных элементов

с углекомпозитным стержневым и внешним армированием осуществляется на

основе рассмотрения его нелинейной деформационной модели [76, 120, 154, 156].

В основу расчета заложены следующие положения:

распределение деформаций по высоте сечения принимаются

по линейному закону в соответствии с гипотезой плоских сечений;

проскальзывание между бетоном (УФБ) и АУК отсутствует, то есть оба

материала деформируются совместно;

зависимость между продольными деформациями бетона (УФБ) и АУК

и величиной нормальных напряжений принимается в виде диаграмм их состояния

с учетом реальной работы материалов (см. рисунки 2.2.6, 2.3.8, 2.3.10 и 2.4.5);

при расчете нормальных сечений по первой группе предельных

состояний сопротивление бетона (УФБ) растяжению не учитывается,

растягивающие усилия воспринимаются только продольной АУК;

сопротивление АУК сжатию при кратковременном динамическом

нагружении принимается в зависимости от величины расчетных предельных

деформаций сжатия бетона (УФБ) σfc,d = εbd,u Efc , где εbd,u в зависимости от наличия

фибрового и/или внешнего композитного армирования на основе углеволокна

принимается равным εcfb,d,u , εcfb3,d,u или εb3,d,u .

Переход от эпюры напряжений в бетоне (УФБ) к обобщенным внутренним

усилиям выполняется с помощью процедуры численного интегрирования

напряжений по высоте нормального сечения. Для этого нормальное сечение

условно разделяется по высоте сечения на k малых участков одинаковой

высоты Δ. Напряжения в пределах этих участков принимают усредненные

значения. При этом значения сжимающей продольной силы, а также сжимающих

напряжений и деформаций сжатия бетона (УФБ) и АУК имеют знак «плюс»,

а значения растягивающей продольной силы, а также растягивающих напряжений

и деформаций растяжения бетона и АУК – знак «минус». Знаки координат

центров тяжести стержней продольной АУК и участков бетона на каждом

106

из участков, а также точки приложения продольной силы принимают

в соответствии с назначенной системой координат X - Y.

Расчет прочности нормальных сечений динамически нагруженных сжатых

углеродофибробетонных элементов с углекомпозитным стержневым и внешним

армированием производится на основе рассмотрения уравнений равновесия

системы внешних и внутренних сил, которые в абсолютных (слева)

и относительных (справа) величинах имеют вид:

'

,max ,d bd fd fdN N N N (3.2.20) '

,max , , , ,nd n bd n fd n fd (3.2.21)

'

,max ,d bd fd fdM M M M (3.2.22) '

,max , , , .md m bd m fd m fd (3.2.23)

Здесь: Nd,max , Md,max и αnd,max , αmd,max – расчетные значения продольных сил

и изгибающих моментов относительно центра тяжести бетонного сечения

от действующих на рассматриваемое нормальное сечение элемента внешних

кратковременных динамических нагрузок, которые определяются в результате

аналитического или численного расчета, выраженные соответственно

в абсолютных и относительных величинах;

Nbd , Mbd и αn,bd , αm,bd – внутренние усилия (продольная сила и изгибающий момент

относительно центра тяжести бетонного сечения), воспринимаемые бетоном,

соответственно в абсолютных и относительных величинах, величина которых

зависит от наличия углефибрового и/или внешнего углекомпозитного

армирования бетона и определяется по формулам:

/

,

1

,x

bd bd k k

k

N b

(3.2.24)

/

,

1,

0

,

x

bd k k

bd kn bd

b bd

bN

N R bh

(3.2.25)

/

,

1

,x

bd b bd k k

k

M y b

(3.2.26)

/

,

1, 2

0

8

,

x

b bd k k

bd km bd

b bd

y bM

M R bh

(3.2.27)

где /

,

1

x

bd k k

k

b

– сумма усилий в сжатом бетоне (УФБ) на каждом из k слоев шириной

bk и высотой Δ, расположенных по высоте сжатой зоны x нормального сечения;

yb – расстояние между центром тяжести нормального сечения и точкой

приложения равнодействующей усилий в сжатом бетоне (УФБ);

107

Nb0 и Mb0 – максимальные внутренние усилия (продольная сила и изгибающий

момент относительно центра тяжести бетонного сечения), воспринимаемые

бетоном (УФБ) при его осевом нагружении, определяемые по формулам

(2.1.5) - (2.1.12);

Nfd , Mfd и αnfd , αmfd – внутренние усилия в продольной АУК, расположенной

у нижней грани сечения, соответственно в абсолютных и относительных

величинах; N’fd , M’fd и α’n,fd , α’m,fd – то же в продольной АУК, расположенной

у верхней грани сечения:

, ,

1

,fn

fd fd i f i

i

N A

(3.2.28) ,

0

,fd fd fd f

n fd

b bd

N R

N R

(3.2.29)

, , ,

1

,fn

fd fd i f i f i

i

M A y

(3.2.30) ,

0

8,

fd fd fd f f

m fd

b bd

M R

M R

(3.2.31)

'

' '

, ,

1

,fn

fd fd i f i

i

N A

(3.2.32) ' ' '

'

,

0

,fd fd fd f

n fd

b bd

N R

N R

(3.2.33)

'

' ' '

, , ,

1

,fn

fd fd i f i f i

i

M A y

(3.2.34) ' ' ' '

'

,

0

8.

fd fd fd f f

m fd

b bd

M R

M R

(3.2.35)

В выражениях (3.2.24) – (3.2.35):

Rfd – расчетное сопротивление продольной АУК нормального сечения

кратковременному динамическому нагружению, которое в зависимости от вида

её деформированного состояния принимает значение Rfd или Rfc,d ;

ψfd и ψ’fd – относительные осевые напряжения в продольной динамически

нагруженной АУК, расположенной соответственно у нижней и у верхней граней

сечения, которые определяются по (3.1.19) в зависимости от относительной

высоты сжатой зоны нормального сечения;

Af , A’f и μf , μ’f – соответственно площади поперечного сечения и коэффициенты

стержневого армирования нормального сечения продольной АУК, расположенной

соответственно у нижней и верхней граней сечения:

,f

f

b

A

A (3.2.36)

'

' ;f

f

b

A

A (3.2.37)

108

ζf и ζ’f – относительные расстояния между центром тяжести нормального сечения

и точками приложения равнодействующей усилий в стержнях АУК,

расположенной соответственно у нижней и верхней граней сечения:

,f

f

y

h

(3.2.38) '

' ,f

f

y

h (3.2.39)

где yf , y’f – расстояния между центром тяжести нормального сечения и точками

приложения равнодействующей усилий в стержнях АУК, расположенных

соответственно у нижней и у верхней граней сечения высотой h.

Расчет прочности нормальных сечений углеродофибробетонных элементов

с углекомпозитным стержневым и внешним армированием реализует нелинейную

деформационную модель и позволяет рассмотреть процесс деформирования

исследуемого элемента на всех стадиях его сопротивления растяжению, изгибу и

сжатию. Расчетная схема и расчетная модель приведены на рисунке 3.2.2.

Рисунок 3.2.2 – Расчетные схема и модель, характеризующие последовательность

развития деформаций в нормальном сечении углеродофибробетонного элемента

с углекомпозитным стержневым и внешним армированием

109

Расчет прочности нормального сечения углеродофибробетонного элемента

с углекомпозитным стержневым и внешним армированием состоит из следующих

этапов:

Этап № 1. Определение геометрических характеристик нормального

сечения исходя из заданного вида и размеров поперечного сечения элемента,

количества и положения в нём стержней АУК;

Этап № 2. Определение прочностных и деформационных характеристик

бетона при кратковременном динамическом нагружении: Rbd , Ebd , εbd,u и εbd,m ,

которые в зависимости от параметров углефибрового или внешнего

углекомпозитного армирования принимаются равными соответственно: Rcfb,d ,

Ecfb,d , εcfb,d,u и εcfb,d,m при наличии углефибрового армирования; Rb3,d , Eb3,d , εb3,d,u

и εb3d,m при наличии внешнего углекомпозитного армирования; Rcfb3,d , Ecfb3,d ,

εcfb3,d,u и εcfb3,d,m при наличии углефибрового и внешнего углекомпозитного

армирования;

Этап № 3. Определение прочностных и деформационных характеристик

АУК при кратковременном динамическом нагружении: Rfd , Rfc,d , Efd , Efc,d , εfd,u

и εfc,d,u ;

Этап № 4. Определение максимальных внутренних усилий Nb0 и Mb0,

воспринимаемых бетоном при его осевом нагружении;

Этап № 5. Вычисление относительных предельных значений продольной

силы и изгибающего момента, воспринимаемых нормальным сечением

относительно центра его тяжести. Для этого рассматриваемое сечение

разбивается по высоте на k = 103 слоев высотой Δ так, что высота сечения h = k Δ.

Затем производится расчет внутренних усилий, воспринимаемых

рассматриваемым динамически нагруженным нормальным сечением

при различных вариантах его деформированного состояния. Данный этап

реализуется в несколько последовательно выполняемых шагов расчета. Каждый

из шагов рассматривается в двух случаях расчета в зависимости от наличия

внешнего углекомпозитного армирования: случай 1 реализуется для элементов

с продольной АУК из бетона и УФБ без внешнего углекомпозитного

110

армирования, а случай 2 – при его наличии. При этом в зависимости

от рассматриваемого случая принимаются различные эпюры распределения

сжимающих напряжений в бетоне и УФБ.

Этап № 6.1. Осевое (равномерное) и внецентренное растяжение с точкой

приложения продольной силы внутри ядра сечения (рисунок 3.2.2).

Рисунок 3.2.3 – Расчетная модель нормального сечения, характеризующая

переход от осевого к внецентренному растяжению с точкой приложения

продольной силы внутри ядра сечения

На данном шаге рассматривается НДС нормального сечения при осевом

(равномерном) и внецентренном растяжении с точкой приложения продольной

силы внутри границ ядра сечения, а также промежуточные стадии перехода

между ними. Первоначальное положение АА’ расчетной эпюры деформаций

в нормальном сечении соответствует равномерному растяжению, при котором

все стержни АУК достигают своего расчетного сопротивления растяжению.

Далее производится поворот прямой распределения деформаций вокруг точки A

до тех пор, пока вторая точка A’ не достигнет граничного значения D’,

соответствующего нулевым деформациям бетона верхней грани сечения.

Данное действие реализуется в 9 итераций расчета. Прерывистая линия

на рисунке 3.2.3 указывает на положение прямой деформаций в момент

выполнения промежуточной итерации расчета ( i ). В каждой из таких итераций

вычисляются деформации в арматуре и бетоне по формулам:

, ,fd

fd u

f

R

E (3.2.21)

111

, , ,btd i fd u (3.2.22)

' '

, , , 0 ,btd i fd u btd i (3.2.23)

' '

, ,' '

, ,

0

,fd u btd i

fd i btd i

a

h

(3.2.24)

где Δε’btd,i – величина приращения деформации растянутого бетона верхней грани

сечения на этапе промежуточной итерации расчета; ε’btd,i и εbtd,i – деформации

растяжения бетона соответственно верхней и нижней граней сечения,

вычисляемые на этапе промежуточной итерации расчета. ε’fd,i – то же для

арматуры, расположенной у верхней грани сечения.

Этап № 6.2. Внецентренное растяжение с точкой приложения продольной

силы вне ядра сечения и изгиб (рисунок 3.2.4).

Рисунок 3.2.4 – Расчетная модель нормального сечения, характеризующая

переход от внецентренного растяжения с точкой приложения продольной силы

вне ядра сечения к изгибу

На данном шаге рассматривается НДС нормального сечения при его

переходе от внецентренного растяжения с точкой приложения продольной силы

вне ядра сечения к изгибу. Данный шаг расчета реализуется в 16 итераций

и соответствует переходу прямой распределения деформаций из положения AD’

к положению AB в результате поворота вокруг точки A. При этом точка B

соответствует значению предельных сжимающих деформаций динамически

нагруженного бетона εbd,ult , которые при двузначной эпюре распределения

деформаций в нормальном сечении принимаются равными их максимальному

112

значению εbd,m. Деформации в арматуре и бетоне для каждой итерации

вычисляются по формулам:

, ,fd

fd u

f

R

E (3.2.25)

, , ,btd i fd u (3.2.26)

' '

, , , ,bd i bd i bd m (3.2.27)

' '

,'

, ,bd i i

fd i

i

x a

x

(3.2.28)

где Δε’bd,i – величина приращения деформации сжатого бетона верхней грани

сечения на этапе промежуточной итерации расчета; ε’bd,i – деформации сжатия

бетона верхней грани сечения, вычисляемые на этапе промежуточной итерации

расчета; xi – высота сжатой зоны бетона нормального сечения, вычисляемая

на этапе промежуточной итерации расчета по формуле

'

, 0

'

, ,

.bd i

i

bd i fd u

hx

(3.2.29)

Этап № 6.3. Изгиб и внецентренное сжатие с точкой приложения

продольной силы вне ядра сечения (рисунок 3.2.5).

Рисунок 3.2.5 – Расчетная модель нормального сечения, характеризующая

переход от изгиба к внецентренному сжатию с точкой приложения продольной

силы вне ядра сечения

На данном шаге рассматривается НДС нормального сечения при его

переходе от изгиба к внецентренному сжатию с точкой приложения продольной

113

силы вне границ ядра сечения. Здесь прямая AB поворачивается вокруг точки B

до тех пор, пока эпюра распределения деформаций в сечении станет одного знака.

Данный шаг расчета реализуется в 40 итераций. Деформации в арматуре и бетоне

вычисляются по формулам:

'

, , ,bd i bd m (3.2.30)

, ,u , 0 ,fd i fd fd i (3.2.31)

,

,

0

,fd i i

btd i

i

h x

h x

(3.2.32)

','

, ,bd m i

fd i

i

x a

x

(3.2.33)

где Δε fd,i и ε fd,i – соответственно величина приращения деформации растянутой

арматуры нижней грани сечения и её фактическая деформация, вычисляемые

на этапе промежуточной итерации расчета; xi – высота сжатой зоны бетона

нормального сечения, вычисляемая на этапе промежуточной итерации расчета по

формуле

, 0

, ,

.bd m

i

bd m fd i

hx

(3.2.34)

Этап № 6.4. Внецентренное сжатие с точкой приложения продольной силы

внутри ядра сечения и осевое (равномерное) сжатие (рисунок 3.2.6).

На данном шаге рассматривается НДС нормального сечения при его

переходе от внецентренного сжатия с точкой приложения продольной силы

внутри границ ядра сечения к осевому (равномерному) сжатию. Данный шаг

расчета реализуется в 20 итераций. При этом в зависимости от наличия внешнего

углекомпозитного армирования эпюра распределения сжимающих деформаций

(напряжений) в бетоне по высоте сечения может принимать различный вид

в соответствии его расчетным диаграммам. В связи с этим расчет внецентренно

сжатых элементов в случаях 1 и 2 производится по различным расчетным

моделям. В случае 1 (рисунок 3.2.6, а) на данном шаге производится поворот

прямой деформаций BD в положение KK’ вокруг точки С, соответствующей

114

предельным деформациям сжатия бетона при равномерном динамическом сжатии

εbd,u в начальном положении прямой деформаций BD.

а)

б)

Рисунок 3.2.6 – Расчетная модель нормального сечения, характеризующая

переход от внецентренного сжатия с точкой приложения продольной силы

внутри ядра сечения к осевому сжатию: а) случай 1; б) случай 2

Деформации в арматуре и бетоне в случае 1 вычисляются по формулам:

, , , ,bd i bd i bd u (3.2.35)

, ,'

, , ,bd u bd i C

bd i bd u

C

x

h x

(3.2.36)

, ,i 0

, ,bd u bd C

fd i

C

h x

h x

(3.2.37)

'

,i ,'

, , ,bd bd m C

fd i bd u

C

x a

x

(3.2.38)

где Δεbd,i и εbd,i – соответственно величина приращения деформации сжатия бетона

нижней грани сечения и его фактическая деформация, вычисляемые на этапе

промежуточной итерации расчета; xC – высота сжатой зоны бетона нормального

115

сечения, принимающая постоянное значение на всех этапах промежуточных

итераций расчета

, ,

,

.bd m bd u

C

bd m

hx

(3.2.39)

В случае 2 (рисунок 3.2.6, б) производится поворот прямой деформаций BD

вокруг точки B в положение BE. Деформации в арматуре и бетоне в случае 2

вычисляются по формулам:

'

, , ,bd i bd m (3.2.40)

, , , ,bd i bd i bd m (3.2.41)

, , 0

, , ,bd m bd i

fd i bd m

h

h

(3.2.42)

'

, ,'

, , .bd m bd i

fd i bd m

a

h

(3.2.43)

Этап № 7. Определение возникающих в АУК и бетоне с углефибровым

и внешним углекомпозитным армированием сжимающих напряжений согласно

формулам (3.2.24) - (3.2.35) по вычисленным в каждой итерации вышеописанных

шагов расчета значениям их деформаций на основании аналитических

зависимостей, описывающих диаграммы их деформирования.

Этап № 8. Послойное суммирование усредненных в пределах слоёв

значений внутренних усилий и определение предельных относительных

продольных усилий αnd,ult,i и изгибающих моментов αmd,ult,i :

'

, , ,

, ,

0

,bd i fd i fd i

nd ult i

b

N N N

N

(3.2.44)

'

, , ,

, ,

0

.bd i fd i fd i

md ult i

b

M M M

M

(3.2.45)

Вычисленные предельные внутренние усилия αnd,ult и αmd,ult образуют

выпуклую замкнутую поверхность, трансформирующуюся вокруг временной

координаты, при фиксированном значении которой она переходит в область

K (αnd,ult , αmd,ult), характеризующую относительное сопротивление нормального

116

сечения внешним сжимающим усилиям при кратковременном динамическом

нагружении (рисунок 3.2.7).

Рисунок 3.2.7 – Область относительного сопротивления по прочности

нормального сечения углеродофиборобетонного элемента с углекомпозитным

стержневым и внешним армированием при кратковременном динамическом

нагружении

Область прочности углеродофибробетонного элемента с углекомпозитным

стержневым и внешним армированием позволяет оценить его прочность

при любом сочетании усилий от внешних кратковременных динамических

нагрузок.

Сопоставление полученных ранее расчетных сочетаний усилий от внешних

кратковременных динамических нагрузок с массивом (областью) вычисленных

предельных значений внутренних усилий производится из условия:

,max ,max , ,, , ,nd md nd ult md ultF K (3.2.46)

117

где F (αnd,max, αmd,max) – массив расчетных значений относительных усилий

(продольных сил и изгибающих моментов) от внешних кратковременных

динамических нагрузок, полученный в результате аналитического или численного

расчета; K (αnd,ult, αmd,ult) – граница области относительной прочности нормального

сечения при кратковременном динамическом нагружении. Если массив F

расчетных сочетаний усилий от внешних кратковременных динамических

нагрузок оказывается внутри области K, то прочность нормального сечения

обеспечена, а если он выходит за её пределы – то нет.

С целью автоматизации процесса численного расчета и для удобства

практического применения его положений в решении инженерных задач

разработанный метод расчета доведен до алгоритма и воплощен в программный

продукт «JBK-NM-CF». Программа разработана в среде программирования

«Delphi» и позволяет производить расчет прочности бетонных элементов

с различными параметрами углефибрового, стержневого и внешнего

углекомпозитного армирования. Алгоритм расчета, заложенный в программе,

приведен на рисунке 3.2.8.

При запуске программы «JBK-NM-CF» открывается начальная страница

(рисунок 3.2.9). Пользователю в строке меню в окне списка вкладки «Файл»

предоставляется возможность выполнения операций над задачей: создать новую

задачу или открыть ранее созданную, сохранить задачу или сохранить отдельный

её результат, вывести на печать результаты расчета и т.д. Для каждой задачи в

строке меню доступны операции над ней: ввод исходных данных или их правка,

запуск и просмотр результата расчета в табличном или графическом виде,

формирование отчета о результатах расчета.

При выборе команды «Ввод данных» в окне списка вкладки «Данные»

программа предлагает ввести исходные данные задачи в последовательно

открывающихся окнах. В первом окне «Размеры сечения» предлагается ввести

геометрические размеры рассматриваемого поперечного сечения и указать

положение в нём арматуры. Все значения вводятся в миллиметрах. Вид окна

«Размеры сечения» показан на рисунке 3.2.10.

118

Рисунок 3.2.8 – Алгоритм расчета программы JBK-NM-CF

119

Рисунок 3.2.9 – Стартовая страница программы «JBK-NM-CF»

Рисунок 3.2.10 – Окно № 1 «Размеры сечения»

120

Второе окно – «Характеристики бетона» (рисунок 3.2.11). Здесь задается

тип, условия твердения, класс по прочности на сжатие, а также параметры

углефибрового и внешнего углекомпозитного армирования бетона. При указании

наличия фибрового армирования бетона предлагается ввести значение

коэффициента углефибрового армирования μcf . В зависимости от величины

данного параметра назначаются соответствующие прочностные по (2.3.1), (2.3.2)

и деформационные по (2.3.8) – (2.3.15) свойства УФБ. При указании наличия

внешнего углекомпозитного армирования бетона в виде обоймы открывается

дополнительное окно «Параметры внешнего армирования» (рисунок 3.2.12).

В данном окне предлагается указать условия эксплуатации рассматриваемой

конструкции и ввести нормативные значения прочности и начального модуля

упругости при растяжении углекомпозитного материала, используемого

для усиления. Расчётные параметры, используемые при расчете, вычисляются

с учетом коэффициентов запаса по СП 164.1325800.2015 [153].

Рисунок 3.2.11 – Окно № 2 «Характеристики бетона»

121

Рисунок 3.2.12 – Дополнительное окно № 2а «Параметры внешнего армирования»

В следующем окне «Параметры армирования» выбирается тип продольной

арматуры рассматриваемого сечения, задается её количество и диаметр (рисунок

3.2.13). Параметры стержневого армирования сечения в верхней и нижней

его частях задаются индивидуально, что позволяет установить как симметричное,

так и несимметричное армирование нормального сечения. При выборе АУК

в качестве продольной арматуры сечения открывается дополнительное окно

«Параметры углекомпозитной арматуры», где предлагается ввести значение

нормативного сопротивления арматуры растяжению, а также указать её модуль

упругости при растяжении и сжатии (рисунок 3.2.14). Расчетные значения

прочности АУК при сжатии и растяжении, а также величины её предельных

сжимающих и растягивающих деформаций вычисляются программой

в соответствии с СП 295.1325800.2017 [154] с учетом сопротивления АУК сжатию

по формулам (2.2.1) – (2.2.6), приведенным во второй главе диссертации.

122

Рисунок 3.2.13 – Окно № 3 «Параметры армирования»

Рисунок 3.2.14 – Дополнительное окно № 3а

«Параметры углекомпозитной арматуры»

В четвертом окне программы «Тип решаемой задачи» предлагается выбрать

тип решаемой задачи (рисунок 3.2.15). При указании динамического характера

внешнего воздействия в расчет вводятся коэффициенты упрочнения для бетона

и арматуры, которые могут быть приняты по нормативным или справочным

данным, или заданы вручную. При назначении коэффициентов динамического

упрочнения следует руководствоваться данными формул (2.3.14), (2.3.15).

Расчетные значения предельных деформаций и сопротивления арматуры и бетона

123

с углеродным фибровым и внешним армированием назначаются в соответствии

с формулами (2.2.5), (2.2.6), (2.3.16), (2.3.17), (2.4.5) и (2.4.6).

Рисунок 3.2.15 – Окно № 4 «Тип решаемой задачи»

Пятое окно – «Ввод расчетных усилий» (рисунок 3.2.16). Здесь указывается

расчетная длина элемента, класс ответственности здания, а также выбирается

способ ввода расчетных усилий от внешних воздействий.

Рисунок 3.2.16 – Окно № 5 «Ввод расчетных усилий»

124

При выборе в окне № 5 способа ввода «вручную» открывается

дополнительное окно № 5а (рисунок 3.2.16), где пользователю предлагается

ввести расчетные значения максимальных внутренних усилий, в нормальном

сечении рассматриваемого динамически нагруженного элемента, которые были

получены в результате вышерассмотренного аналитического расчета.

Рисунок 3.2.16 – Дополнительное окно № 5а «Ввод расчетных усилий вручную»

Второй способ ввода «из файла», доступный пользователю в окне № 5

(см. рисунок 3.2.16), позволяет экспортировать в программу расчетные сочетания

усилий в нормальном сечении рассматриваемого динамически нагруженного

сжатого элемента, которые были получены в результате численного расчета

здания или сооружения в вычислительных программных комплексах.

Для экспорта данных используется встроенное в программу приложение

RSUScad, которое позволяет производить необходимую выборку расчетных

сочетаний усилий по элементам и их сечениям. Окно ввода данных из файла

показано на рисунке 3.2.17.

После подтверждения ввода данных в седьмом окне программа сохраняет

все исходные данные и возвращается к стартовому окну. Редактирование

введенных в программу данных осуществляется вызовом команды

«Редактировать» во вкладке «Данные» строки меню (см. рисунок 3.2.9).

125

Рисунок 3.2.17 – Дополнительное окно № 5б «Ввод расчетных усилий из файла»

126

Для запуска расчета необходимо обратиться к вкладке «Расчет».

В окне списка данной вкладки предлагается выбрать тип расчета: «на статические

нагрузки» или «на динамические нагрузки». Расчет производится автоматически

после осуществления данного выбора. Для просмотра результатов расчета

необходимо перейти на вкладку «Результаты», где пользователю предлагается

открыть их для просмотра или сформировать отчет. Для просмотра и сохранения

результатов расчета в графическом виде необходимо перейти к вкладке

«Графика». В окне списка данной вкладки предлагается осуществить выбор

варианта вывода графики на экран: «Просмотр в абсолютных величинах»

или «Просмотр в относительных величинах». В первом случае на экран

выводится область сопротивления по прочности рассматриваемого в задаче

нормального сечения в системе координат N-M, где на осях абсцисс и ординат

откладываются координаты внешних и предельных внутренних продольных

усилий и изгибающих моментов в их абсолютных величинах. Во втором случае

выводятся результаты в системе координат относительных усилий αn - αm .

Окно вывода результата расчета в графическом виде в относительных величинах

для произвольной задачи изображено на рисунке 3.2.18. Синим цветом на рисунке

показана граница области относительного сопротивления по прочности

рассматриваемого нормального сечения из бетона с фибровым, композитным

стержневым и внешним армированием на основе углеволокна. Обозначенные

красным маркером обозначены точки 1-23, которые характеризуют расчетные

сочетания усилий от внешних постоянных, временных и эквивалентных

статических нагрузок на колонну. Точки 1-20 находятся внутри области

относительного сопротивления по прочности, следовательно, рассматриваемое

нормальное сечение способно воспринять эти внецентренные сжимающие усилия.

При этом запас по прочности выражается величинами n

iZ и m

iZ , приведенными

на рисунке 3.2.18. И наоборот, рассматриваемое нормальное сечение не может

воспринять сжимающие усилия от расчетных сочетаний усилий 21-23,

так как соответствующие точки находятся вне области прочности. Величина

перегрузки характеризуется величинами n

iP и m

iP .

127

Рисунок 3.2.18 – Окно № 6 «Вывод результата расчета в графическом виде»

3.3 Результаты расчетов прочности нормальных сечений сжатых бетонных

элементов с различными параметрами углефибрового, углекомпозитного

стержневого и внешнего армирования при кратковременном динамическом

нагружении

Программа численных исследований прочности нормальных сечений

динамически нагруженных сжатых углеродофибробетонных элементов с

углекомпозитным стержневым и внешним армированием представлена на

рисунке 3.3.1. В качестве варьируемых параметров использованы коэффициенты

углефибрового μcf =0…0,2 %, а также углекомпозитного стержневого μf =0…3 %,

и внешнего μfw =0…0,12 % армирования, размеры поперечного сечения и

величина соотношения его высоты к ширине h / b = 1…1,5. Всего было проведено

128

более 130 расчетов прочности нормальных сечений с различными сочетаниями

величин варьируемых параметров.

Рисунок 3.3.1 – Программа численных исследований прочности нормальных

сечений динамически сжатых бетонных элементов при различных параметрах

углефибрового, стержневого и внешнего углекомпозитного армирования

Результаты расчетов прочности нормальных сечений, проведенные

для сжатых бетонных элементов с квадратной формой поперечного сечения

при различных параметрах фибрового, композитного стержневого и внешнего

армирования на основе углеволокна, приведены на рисунках 3.3.2–3.3.4.

Пунктирной линией на рисунках обозначены области относительного

сопротивления нормальных сечений элементов без стержневого армирования,

а сплошной линией – со стержневым армированием АУК. В представленных ниже

результатах расчетов рассмотрены различные уровни эксцентриситета e0, который

характеризует смещение оси приложения продольной сжимающей силы

относительно центра тяжести нормального сечения элемента: e0 = 0 (осевое

сжатие), e0 = h / 30, e0 = h / 10 (внецентренное сжатие со случайными

эксцентриситетами) и e0 = h / 6 (внецентренное сжатие с эксцентриситетом

на границе ядра сечения). Рассмотренные случаи относятся к внецентренному

сжатию с малыми эксцентриситетами.

129

На рисунке 3.3.2 приведены результаты расчетов прочности нормальных

сечений сжатых бетонных элементов с различными значениями коэффициента

углекомпозитного стержневого армирования μf = Af,tot / Ab (от нулевого μf = 0

и минимального μf,min до максимального μf,max его значения [154, 156]) в виде

областей их относительного сопротивления осевому и внецентренному сжатию

при динамическом нагружении. На рисунке 3.3.2, а приведены области прочности

без учета сопротивления АУК сжатию, а на рисунке 3.3.2, б – с его учетом.

Штриховкой на рисунке 3.3.2, б обозначены зоны, образующиеся при учете

в расчете сопротивления сжатию АУК, которые расширяют границы областей

сопротивления сжатию нормальных сечений. Как видно из рисунка,

учёт сопротивления АУК сжатию приводит к значительному (до 29 %)

увеличению областей сопротивления нормального сечения, армированных

ею сжатых бетонных элементов. Дальнейшие расчеты прочности нормальных

сечений динамически нагруженных сжатых бетонных элементов при различных

параметрах фибрового, композитного стержневого и внешнего армирования

на основе углеволокна проводились с учетом сопротивления АУК сжатию.

На рисунке 3.3.3, а показано влияние величины коэффициента

углефибрового армирования μcf на прочность нормального сечения элемента

из УФБ (μfw = 0, μf =0). При изменении коэффициента μcf с 0 до 0,2 % наблюдается

расширение границ области относительного сопротивления нормального сечения,

обусловленное увеличением значений предельных относительных внутренних

усилий αmd,ult и αnd,ult на величину до 73%. На рисунке 3.3.3, б показано влияние

величины коэффициента стержневого армирования μf на прочность нормального

сечения элемента из УФБ (μcf = 0,2 %, μfw = 0), при этом за единичные внутренние

усилия приняты соответственно несущая способность нормального сечения

из УФБ при сжатии и изгибе относительно центра его тяжести. Установлено,

что изменение коэффициента μf с 0 до 3 % приводит к повышению несущей

способности при осевом сжатии нормального сечения элемента до 22 %.

Представленные на рисунке 3.3.4, а, результаты характеризуют изменение

прочности нормального сечения элемента из УФБ (μcf = 0,2 %, μf = 0)

130

в зависимости от параметров внешнего углекомпозитного армирования в виде

обоймы, состоящей из одного (μfw = 0,04 %), двух (μfw = 0,08 %) или трёх

(μfw = 0,12 %) слоёв. Из рисунка прослеживается понижение эффективности

использования углекомпозитной обоймы с увеличением количества её слоёв

и эксцентриситета продольной сжимающей силы e0, что согласуется с данными,

полученными в [241]. Так, установлено, что увеличение несущей способности

при e0 = 0 в зависимости от количества слоёв углекомпозитной обоймы

происходит непропорционально: при μfw = 0,04 % αnd,ult = 1,31, при μfw = 0,08 %

αnd,ult = 1,45, при μfw = 0,12 % αnd,ult = 1,56; в случае e0 = h / 6 прирост прочности

составляет соответственно αnd,ult = 1,17, αnd,ult = 1,29, и αnd,ult = 1,38. На рисунке

3.3.4, б показано влияние величины коэффициента стержневого армирования

μf на прочность нормального сечения элемента из УФБ (μcf = 0,2 %) с внешним

углекомпозитным армированием в виде однослойной обоймы (μfw = 0,04 %).

При этом за единичные внутренние усилия приняты несущая способность

нормального сечения из усиленного однослойной углекомпозитной обоймой УФБ

при сжатии и изгибе относительно центра его тяжести. Установлено,

что изменение коэффициента стержневого армирования μf с 0 до 3 % при e0 = 0

приводит к повышению несущей способности нормального сечения такого

элемента до 51 %, а при e0 = h / 6 – до 54 %.

Результаты расчетов, характеризующие изменение областей прочности

нормального сечения бетонных элементов без фибрового армирования (μcf = 0)

в зависимости от параметров внешнего (μfw = 0,04…0,12 %) и стержневого

(μf = 0…3 %) армирования, при их представлении относительно единичных

внутренних усилий, воспринимаемых неармированным бетонным нормальным

сечением, имеют схожий с представленными на рисунке 3.3.4 вид.

Сопоставление областей относительного сопротивления дает наглядное

представление о влиянии параметров углефибрового, стержневого и внешнего

углекомпозитного армирования на прочность нормальных сечений сжатых

бетонных элементов при кратковременном динамическом нагружении.

131

б

Ри

сун

ок 3

.3.2

– О

блас

ти о

тно

сите

льн

ого

соп

ро

тивлен

ия п

о п

ро

чн

ост

и д

ин

ами

чес

ки

наг

руж

енн

ых

сж

аты

х б

етон

ны

х

элем

енто

в п

ри

вар

ьиро

ван

ии

ко

эфф

иц

иен

том

угл

еко

мп

ози

тно

го с

тер

жн

ево

го а

рм

ир

ован

ия μ

f : а

– б

ез у

чет

а

соп

ро

тивлен

ия с

жат

ию

АУ

К; б

– с

уч

етом

соп

ро

тивлен

ия с

жат

ию

АУ

К

а

132

б

Ри

сун

ок 3

.3.3

– О

блас

ти о

тно

сите

льн

ого

соп

ро

тивлен

ия п

о п

ро

чн

ост

и д

ин

ами

чес

ки

наг

руж

енн

ых

сж

аты

х б

етон

ны

х

элем

енто

в с

угл

ефи

бро

вы

м а

рм

ир

ован

ием

: а

– п

ри

вар

ьирован

ии

ко

эфф

иц

иен

том

угл

ефи

бр

ово

го а

рм

иро

ван

ия μ

cf :

б –

пр

и ф

икси

ро

ван

но

м з

нач

ени

и μ

cf =

0,2

% и

вар

ьи

ро

ван

ии

ко

эфф

иц

иен

том

угл

еко

мп

ози

тно

го с

тер

жн

ево

го

арм

иро

ван

ия μ

f

а

133

б

Ри

сун

ок 3

.3.4

– О

блас

ти о

тно

сите

льн

ого

соп

ро

тивлен

ия п

о п

ро

чн

ост

и д

ин

ами

чес

ки

наг

руж

енн

ых

сж

аты

х б

етон

ны

х

элем

енто

в с

угл

ефи

бро

вы

м (

μcf =

0,2

%)

и в

неш

ни

м у

глек

ом

по

зитн

ым

ар

ми

ро

ван

ием

: а

– п

ри

вар

ьир

ован

ии

ко

эфф

иц

иен

том

вн

ешн

его

угл

еком

по

зитн

ого

ар

ми

ро

ван

ия μ

fw ; б

– п

ри

фи

кси

ро

ван

но

м з

нач

ени

и μ

fw =

0,0

4 %

и в

арьи

ро

ван

ии

ко

эфф

иц

иен

том

угл

еком

по

зитн

ого

сте

рж

нев

ого

ар

ми

ро

ван

ия μ

f

а

134

3.4 Выводы по третьей главе

1. Предложено аналитическое выражение, характеризующее зависимость

« σfd – ξ » между величиной нормального напряжения в АУК σfd и относительной

высотой сжатой зоны ξ нормального сечения динамически нагруженного

элемента, которая позволяет учитывать сопротивление АУК кратковременному

динамическому сжатию. Использование данной зависимости позволяет оценить

напряжения, возникающие в продольной АУК нормальных сечений сжатых

элементов из бетона и УФБ при нулевом, случайных, малых и больших

эксцентриситетах приложения продольной кратковременной динамической

сжимающей силы.

2. Разработан метод и алгоритм расчета прочности нормальных сечений

динамически нагруженных сжатых углеродофибробетонных элементов

с углекомпозитным стержневым и внешним армированием, реализующий

нелинейную деформационную модель с учетом действительных диаграмм работы

материалов. Данный метод основан на использовании областей относительного

сопротивления и позволяет в численной и графической форме проводить оценку

прочности нормальных сечений таких элементов.

3. Разработан программный продукт для ЭВМ «JBK-NM-CF», основанный

на авторском алгоритме расчета, который с высокой точностью позволяет

выполнять задачи научного и практического характера, включая решение задач

прямого и обратного проектирования.

4. С применением разработанной программы выполнено более

130 численных расчетов прочности нормальных сечений динамически

нагруженных сжатых бетонных элементов, в которых варьировались параметры

углефибрового, стержневого и внешнего углекомпозитного армирования, а также

размеры поперечного сечения при различных соотношениях его высоты

к ширине. Анализ результатов расчетов позволил установить особенности

изменения прочности нормальных сечений таких элементов при осевом и

внецентренном динамическом сжатии в зависимости от параметров армирования.

135

ГЛАВА 4. ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫЕ ИССЛЕДОВАНИЯ ПРОЧНОСТИ

КОЛОНН С УГЛЕФИБРОВЫМ, УГЛЕКОМПОЗИТНЫМ СТЕРЖНЕВЫМ

И ВНЕШНИМ АРМИРОВАНИЕМ ПРИ СТАТИЧЕСКОМ

И КРАТКОВРЕМЕННОМ ДИНАМИЧЕСКОМ НАГРУЖЕНИЯХ

Целью проведения экспериментальных исследований являлось определение

влияния углефибрового и внешнего углекомпозитного армирования на прочность

сжатых бетонных колонн с продольной АУК при их статическом

и кратковременном динамическом нагружениях. Экспериментальные

исследования проводились в лаборатории научно-образовательного центра

«Испытание строительных материалов и конструкций» Томского

государственного архитектурно-строительного университета.

4.1 Программа экспериментальных исследований

Для реализации поставленной цели была разработана программа

экспериментальных исследований, представленная на рисунке 4.1.1, которая

включала в себя изготовление и испытание статической и кратковременной

динамической сжимающими нагрузками 24 конструкций. Экспериментальные

конструкции представляли собой 4 фрагмента натурных бетонных колонн

размерами 300×300×2000 мм и 400×400×2000 мм, армированных стальными

и углекомпозитными продольными стержнями, а также 20 бетонных колонн

размерами 100×100×1000 мм, в которых варьировался тип продольного

стержневого и наличие углефибрового и внешнего углекомпозитного

армирования. Конструкция и размеры экспериментальных бетонных колонн

определялись задачами эксперимента и назначались в соответствии основным

положениям теории физического моделирования с применением принципов

геометрического и физического подобия их свойств реальным конструкциям,

а также с учетом возможностей их изготовления и испытания.

136

В зависимости от величины эксцентриситета приложения продольной

сжимающей силы e0 экспериментальные конструкции были разделены

на три группы: e0 = 0, e0 = h/10 и e0 = h/6. Натурные фрагменты бетонных колонн

испытывались осевой (e0 = 0) статической сжимающей нагрузкой, а колонны

размерами 100×100×1000 мм – осевой и внецентренной статической

и кратковременной динамической сжимающими нагрузками. Причем испытание

внецентренной сжимающей нагрузкой при статическом нагружении

производилось с эксцентриситетами e0 = h/10 и e0 = h/6, а испытание

при кратковременном динамическом нагружении – с e0 = h/10. Основные

параметры армирования экспериментальных конструкций приведены

в таблице 4.1.1.

Рисунок 4.1.1 – Программа экспериментальных исследований прочности сжатых

железобетонных и бетонных конструкций с углефибровым, углекомпозитным

стержневым и внешним армированием при статическом и кратковременном

динамическом нагружениях

137

Таб

ли

ца

4.1

.1 –

Осн

овн

ые

пар

амет

ры

эксп

ери

мен

тальн

ых

ко

нст

ру

кц

ий

Ш

иф

р к

он

стр

ук

ци

и в

зав

иси

мост

и о

т в

ида н

агр

уж

ени

я

Кр

атк

ов

рем

енн

ое

ди

нам

ич

еск

ое

–

–

–

–

КБ

С-Д

0

КБ

С-Д

10

–

КБ

У-Д

0

КБ

У-Д

10

–

КФ

У-Д

0

КФ

У-Д

10

–

КФ

УО

-Д0

КФ

УО

-Д1

0

–

24

* У

стр

ой

ство

сп

ло

шн

ой

по

вы

соте

об

раз

ца

од

но

сло

йн

ой

об

ой

мы

из

угл

еко

мп

ози

та т

олщ

ин

ой

1 м

м,

сост

оящ

его

из

од

но

нап

рав

лен

но

й у

глев

оло

ко

нн

ой

ткан

и S

ikaW

rap

-23

0 C

и д

ву

хко

мп

он

ентн

ого

эп

окси

дн

ого

ад

гези

ва

Sik

adu

r-3

30

Стати

чес

кое

КН

БС

20

.4.4

КН

БУ

20

.4.4

КН

БС

20

.3.3

КН

БУ

20

.3.3

КБ

С-С

0

КБ

С-С

10

КБ

С-С

16

КБ

У-С

0

КБ

У-С

10

КБ

У-С

16

КФ

У-С

0

КФ

У-С

10

КФ

У-С

16

КФ

УО

-С0

КФ

УО

-С1

0

КФ

УО

-С1

6

Об

щее

ко

ли

чес

тво

оп

ытн

ых

ко

нст

ру

кц

ий

:

Вн

ешн

ее у

гле-

ком

пози

тн

ое

ар

ми

ров

ан

ие

бет

он

а*

–

–

–

–

–

–

–

–

–

–

–

–

–

+

+

+

Фи

бр

ов

ое

угл

еродн

ое

ар

ми

ров

ан

ие

бет

он

а (

μcf =

0,2

%)

–

–

–

–

–

–

–

–

–

–

+

+

+

+

+

+

Пар

ам

етр

ы п

родол

ьн

ого

стр

ежн

евого

ар

ми

ров

ан

ия

μf =

Af,

tot /A

b

(μs =

As,

tot /A

b)

μs

= 0

,79

%

μf =

0,1

9 %

μs

= 1

,42

%

μf =

0,3

5 %

μs

= 3

%

μf =

3 %

μf =

3 %

μf =

3 %

4 Ø

10 А

УК

Fib

AR

M R

ebar

–

+

–

+

–

–

–

+

+

+

+

+

+

+

+

+

4 Ø

10

А500

–

–

–

–

+

+

+

–

–

–

–

–

–

–

–

–

4 Ø

20

А500

+

–

+

–

–

–

–

–

–

–

–

–

–

–

–

–

Эк

сцен

тр

иси

тет

пр

ил

ож

ени

я

пр

одол

ьн

ой

сил

ы e

0 ,

мм

0

0

0

10

16

0

10

16

0

10

16

0

10

16

Гео

мет

ри

чес

ки

е

разм

еры

b

h

l, м

м

400

400

2000

300

300

2000

100

100

1000

100

100

1000

100

100

1000

100

100

1000

Пр

им

ечан

ие

138

4.2 Экспериментальные исследования фрагментов натурных бетонных

колонн со стальным и углекомпозитным стержневым армированием

при статическом нагружении

При испытании сжатых бетонных конструкций натурных размеров

определялось влияние вида и коэффициента стержневого армирования

на их прочность при статическом нагружении с нулевым эксцентриситетом

приложения продольной сжимающей силы e0 = 0. В качестве опытных

конструкций были выбраны фрагменты бетонных натурных колонн двух

типоразмеров: 300×300×2000 мм и 400×400×2000 мм. Фрагменты колонн

натурных бетонных армировались стальными (серия КНБС) или

углекомпозитными (серия КНБУ) продольными стержнями (рисунок 4.1.1).

4.2.1 Конструкции фрагментов натурных колонн

Фрагменты натурных бетонных колонн изготавливались в заводских

условиях из тяжелого бетона класса по прочности на сжатие В30 (для колонн

КНБС 20.3.3 и КНБУ 20.3.3) и В20 (для КНБС 20.4.4 и КНБУ 20.4.4). Поперечное

и косвенное армирование конструкций было выполнено соответственно семью

хомутами диаметром 8 мм класса В500С по ГОСТ Р 52544-2006 и десятью

сетками, образованными установленными с шагом 50 мм стержнями диаметром

10 мм класса А500С по ГОСТ Р 52544-2006, что соответствует конструктивным

требованиям. По торцам фрагментов натурных колонн были предусмотрены

закладные детали, состоящие из стальной распределительной пластины толщиной

20 мм и четырех анкеровочных стержней диаметром 20 мм класса А500С

по ГОСТ Р 52544-2006 длиной 300 мм. Продольное армирование осуществлялось

стержнями стальной и углекомпозитной арматуры. Фрагменты колонн

КНБС 20.3.3 и КНБС 20.4.4 имели четыре стержня диаметром 20 мм класса

А500С по ГОСТ Р 52544-2006. Фрагменты колонн КНБУ 20.3.3 и КНБУ 20.4.4

139

армировались АУК марки FibARM Rebar диаметром 10 мм по ТУ 1916-001-

60513556-2010. Конструкция фрагментов натурных колонн представлена

на рисунке 4.2.1, а.

На экспериментальные конструкции перед проведением испытаний

устанавливались измерительные приборы. Для замера продольных деформаций

бетона по двум смежным сторонам посередине высоты конструкций закреплялись

механические тензометры рычажного типа. Для измерения вертикальной

деформации конструкций по двум другим смежным сторонам устанавливались

прогибомеры 6-ПАО. Схема расстановки приборов показана на рисунке 4.2.1, б.

а б

ТГ – тензометр Гугенбергера рычажного типа; ПА – прогибомер Аистова

Рисунок 4.2.1 – Опытные фрагменты натурных бетонных колонн со стальным

и углекомпозитным стержневым армированием: а – схема армирования;

б – схема расстановки измерительных приборов

140

4.2.2 Методика проведения испытаний фрагментов натурных колонн

Испытание фрагментов натурных колонн статической сжимающей

нагрузкой осуществлялось в вертикальном положении на гидравлическом прессе

ПР-1000 с максимальным создаваемым усилием 10000 кН. Для этого каждая

конструкция устанавливалась и центрировалась на подвижной опоре пресса

с последующим прижатием её неподвижной опорой (рисунок 4.2.2). Нагружение

осуществлялось этапами по 150 кН для КНБС 20.3.3 и КНБУ 20.3.3 и по 200 кН

для КНБС 20.4.4 и КНБУ 20.4.4. После приложения каждого этапа нагрузки

производилась выдержка конструкций под нагрузкой в течение 10 минут.

В это время конструкция осматривалась, при помощи отсчетного микроскопа

МПБ-2 фиксировалось появление, развитие и ширина раскрытия трещин,

записывались показания измерительных приборов и данных о величине нагрузки.

Все фрагменты натурных бетонных колонн были испытаны до разрушения.

а б

1 – гидравлический пресс ПР-1000; 2 – пульт управления гидравлическим прессом;

3 – испытываемый фрагмент натурной колонны; 4 – штанги неподвижной опоры;

5 – неподвижная опора; 6 – подвижная опора; 7 – силовой пол

Рисунок 4.2.2 – Испытание фрагментов натурных колонн статической

сжимающей нагрузкой: а – схема стенда; б – общий вид испытания

141

4.2.3 Результаты экспериментальных исследований фрагментов натурных

колонн

После разрушения фрагментов натурных колонн производилась

фотофиксация зон и локальных участков разрушения конструкций. Схемы

разрушения фрагментов натурных колонн представлены на рисунке 4.2.3.

а б

в г

Рисунок 4.2.3 – Схемы разрушения фрагментов натурных колонн:

а – КНБС 20.3.3; б – КНБС 20.4.4; в – КНБУ 20.3.3; г – КНБУ 20.4.4

142

Разрушение фрагментов КНБС 20.3.3 и КНБС 20.4.4 сопровождалось

раздроблением бетона и потерей устойчивости продольных стальных стержней на

участке между поперечными хомутами. Разрушение фрагментов КНБУ 20.3.3 и

КНБУ 20.4.4 сопровождалось раздроблением бетона, потерей устойчивости и

разрушением продольных углекомпозитных стержней на участке между

поперечными хомутами. Разрушающая нагрузка Nult для конструкций составила:

3040 кН для КНБС 20.3.3, 2550 кН для КНБУ 20.3.3, 2900 кН для КНБС 20.4.4,

2800 кН для КНБУ 20.4.4.

В результате обработки показаний измерительных приборов

для опытных конструкций были построены графики зависимости величины

деформации Δl от значения продольной силы, показанные на рисунке 4.2.4.

Как видно из графиков, стержневое армирование фрагментов натурных

бетонных колонн стальной арматурой и АУК не приводит к значительному

изменению характера деформирования сжатых конструкций даже с учетом

разницы в значениях коэффициентов стержневого армирования. При этом

несущая способность фрагментов КНБУ 20.3.3 и КНБУ 20.4.4 с продольным

углекомпозитным армированием принимает меньшие значения по сравнению

с железобетонными аналогами КНБС 20.3.3 и КНБС 20.4.4 на 16,4 и 3,4 %

соответственно.

При определении предельного значения продольной силы опытных

конструкций по методике СП 295.1325800.2017 [154] при Rfc,i = 0 расчетное

её значение для фрагментов натурных бетонных колонн с углекомпозитным

продольным армированием составляет Ncalc,1 = 1807 кН для КНБУ 20.3.3

и Ncalc,1 = 2215 кН для КНБУ 20.4.4. А при расчете с учётом сопротивления

сжатию АУК данных конструкций – соответственно Ncalc,2 = 1898 кН

и Ncalc,2 = 2358 кН. Таким образом, использование методики расчета с учетом

сопротивления продольной АУК сжатию позволяет более точно воспроизвести

опытные значения предельной продольной силы, повысив точность расчета

на величину 4 и 5 % соответственно.

143

а

б

Рисунок 4.2.4 – Графики зависимости величины деформации Δl (мм) от

продольной силы при испытании натурных колонн:

а – КНБС 20.3.3 и КНБУ 20.3.3; б – КНБС 20.4.4 и КНБУ 20.4.4

144

4.3 Экспериментальные исследования прочности бетонных колонн

с углефибровым, углекомпозитным стержневым и внешним армированием

при статическом и кратковременном динамическом нагружениях

Для экспериментального исследования влияния углефибрового,

углекомпозитного стержневого и внешнего армирования на прочность сжатых

бетонных элементов были запроектированы и изготовлены четыре серии

конструкций размерами 100×100×1000 мм: колонны бетонные со стальным

стержневым армированием (серия КБС), колонны бетонные с углекомпозитным

стержневым армированием (серия КБУ), то же с углефибровым армированием

бетона при μcf = 0,2 % (серия КФУ), то же с добавлением внешнего армирования

в виде сплошной по высоте однослойной углекомпозитной обоймы толщиной

1 мм (серия КФУО). Каждая из четырех серий конструкций состояла из пяти

колонн. Три из них испытывались статической сжимающей нагрузкой

при различных значениях эксцентриситета приложения продольной силы: e0 = 0,

e0 = h / 10 и e0 = h / 6. Оставшиеся две колонны в каждой серии испытывались

кратковременной динамической сжимающей нагрузкой с эксцентриситетами

продольной силы e0 = 0 и e0 = h/10.

4.3.1 Конструкции экспериментальных колонн

Опытные конструкции были выполнены из тяжелого бетона класса

по прочности на сжатие В30. Для изготовления колонн серий КФУ и КФУО

использовался УФБ с коэффициентом углефибрового армирования μcf = 0,2 %,

произведенный по технологии Т-3. Для колонн серии КФУО при их изготовлении

устраивались скругления продольных ребер с радиусом 20 мм

для предотвращения заломов элементов усиления. Конструкция

экспериментальных колонн в зависимости от их серий приведена на рисунке

4.3.1.

145

Рисунок 4.3.1 – Опалубочные размеры и схема армирования

экспериментальных колонн серий КБС, КБУ, КФУ и КФУО

146

Экспериментальные колонны имели пространственный арматурный каркас

одинаковых размеров. Основу арматурного каркаса составляли четыре

продольных стержня диаметром 10 мм, выполненные из арматуры класса А500СП

по ТУ 14-1-5226-2006 (серия КБС) или из АУК марки FibARM Rebar (серии КБУ,

КФУ и КФУО). В соответствии с конструктивными требованиями арматурный

каркас содержал хомуты из проволоки диаметром 3 мм класса Вр500

по ГОСТ 6727-80 длиной 400 мм, а также сварные сетки косвенного армирования,

образованные стержнями из проволоки диаметром 3 мм класса Вр500

по ГОСТ 6727-80. Схема армирования экспериментальных колонн приведена

на рисунке 4.3.1.

Устройство внешнего армирования в виде однослойной углекомпозитной

обоймы для колонн серии КФУО осуществлялось однонаправленной

углеволоконной тканью SikaWrap-230 C шириной 600 мм, пропитанной

двухкомпонентным эпоксидным адгезивом Sikadur-330. Для этого

на выровненную шлифованием и очищенную щеткой сухую поверхность

основания при помощи валика наносилась грунтовка из адгезива Sikadur-330.

Затем производилась установка углеволоконной ткани SikaWrap-230 C

путем обертывания в поперечном направлении усиливаемых ею конструкций.

Далее осуществлялась прокатывание ткани вдоль волокон специальным

пластмассовым валиком, в результате которого адгезив проникал сквозь ткань

наружу, равномерно пропитывая её, и распределялся по всей поверхности. После

этого для обеспечения замкнутости создаваемой обоймы обеспечивался нахлёст

слоёв длиной 100 мм. Для этого оставшаяся часть ткани длиной нахлёста

пропитывалась адгезивом и укладывалась поверх грунтовки, нанесенной

на предыдущий слой, с повторением процедуры прокатывания ткани

специальным валиком. Стыковка элементов усиления по ширине ткани

производилась без нахлеста. Общий вид этапов производства работ

при устройстве внешнего углекомпозитного армирования экспериментальных

колонн серии КФУО показан на рисунке 4.3.2.

147

а б в г

Рисунок 4.3.2 – Устройство внешнего углекомпозитного армирования

колонн серии КФУО: а – нанесение грунтовки; б – установка углеволоконной

ткани на прогрунтованное основание; в – прокатывание ткани специальным

валиком; г – общий вид колонны с углекомпозитной обоймой

4.3.2 Методика проведения испытаний при статическом и кратковременном

динамическом нагружениях

До проведения испытаний на колонны устанавливался комплект датчиков

для измерения продольных деформаций рабочей арматуры, продольных и

поперечных деформаций бетона. Для измерения продольных деформаций рабочей

арматуры посредине длины каждого стержня устанавливались тензорезисторы

5П1-10-200-Б-12 (рисунок 4.3.3, а). Для измерения деформаций бетона посередине

длины опытных колонн по двум противоположным сторонам наклеивались пары

датчиков-тензорезисторов во взаимно перпендикулярном направлении (рисунок

4.3.3, б). При этом для колонн серий КБС и КБУ использовались тензорезисторы

148

ПКБ-50-300, а для колонн серий КФУ и КФУО – KYOWA KC-60-120-A1-11. Для

колонн серий КБС и КБУ датчики Тб-3 и Тб-4 не устанавливались. Для измерения

продольных деформаций бетона колонн, испытываемых статическим

нагружением, на стороне, испытывающей наибольшие сжимающие деформации,

посередине длины элемента дополнительно устанавливался индуктивный датчик

перемещения WayCon SL300-G-SR (рисунок 4.3.3, в). Для контроля уровня

растягивающих деформаций в углекомпозитной обойме колонн серии КФУО по

высоте устанавливались тензорезисторы 5П1-10-200-Б-12. Показания

установленных датчиков считывались при помощи измерительно-вычислительных

комплексов MIC-300M и MIC-400D.

а б в г

Та – тензорезистор, установленный на арматуре; Тб – тензорезистор, установленный на бетоне;

ДП – датчик перемещения

Рисунок 4.3.3 – Схема расстановки датчиков на экспериментальных колоннах:

а – тензорезисторов на арматурном каркасе; б – тензорезисторов на бетоне;

в – индуктивного датчика перемещения на бетоне; д – условное обозначение сторон

149

На образцах серий КФУ и КФУО при их испытании помимо

вышеописанного комплекта измерительных приборов и датчиков дополнительно

была использована цифровая оптическая система измерения деформаций Vic-3D.

Данная система использовалась для измерения деформаций одной из боковых

граней опытных конструкций, находящихся в плоскости продольного изгиба.

Причем при испытании статическим нагружением съёмка деформирования

исследуемой поверхности производилась с помощью оптической стереосистемы

Vic-3D, а при испытании динамическим нагружением – при помощи

высокоскоростной видеокамеры Photron FASTCAM SA2, позволяющей

производить видеозапись с кадровой частотой 2500 кадров в секунду,

с последующей обработкой полученных видеоданных при помощи программного

обеспечения системы Vic-3D. Датчики и измерительные приборы, используемые

при экспериментальных исследованиях колонн, приведены на рисунке 4.3.4.

а б

в г

д е ж

Рисунок 4.3.4 – Датчики и измерительные приборы, используемые при испытаниях

колонн: а – тензорезистор 5П1-10-200-Б-12; б – то же KYOWA KC-60-120-A1-11;

в – высокоскоростная видеокамера Photron FASTCAM SA2; г – индуктивный

датчик перемещения WayCon SL300-G-SR; д – измерительно-вычислительная

система MIC-300M; е – то же MIC-400D; ж – цифровая оптическая система

измерения деформаций Correlated Solutions Vic-3D

150

Испытание колонн сжимающей статической нагрузкой производилась

на прессе ПММ-250 согласно схеме, представленной на рисунке 4.3.5. Для этого

колонны помещались и фиксировались в оголовках, устанавливались

и центрировались на упорных пластинах, закрепленных на опорах пресса. Задание

эксцентриситета приложения продольной сжимающей силы производилось

при помощи установки стального стержня круглого сечения, помещаемого между

упорными пластинами и оголовками в соответствующие задаваемому

эксцентриситету желоба (см. схему на рисунке 4.3.5, б, в).

а б

в)

1 – Гидравлический пресс ПММ-250; 2 – Пульт управления прессом;

3 – Подвижная опора; 4 – Неподвижная опора; 5 – Штанги неподвижной опоры; 6 – Упорная

пластина; 7 – Стальной стержень; 8 – Желоба для установки стального стержня;

9 – Испытываемый сжатый элемент; 10 – Оголовки колонны

Рисунок 4.3.5 – Схема испытания экспериментальных колонн статической

сжимающей нагрузкой: а – схема стенда; б – узел А стенда; в – узел Б стенда

Нагружение экспериментальных колонн статической нагрузкой

производилось этапами по 20 кН. Между этапами нагружения производилась

выдержка конструкций под нагрузкой в течение 10 минут, во время которой

производился осмотр конструкций, фиксировалось появление и развитие трещин,

снимались показания датчиков и силоизмерителя пресса. Все колонны были

доведены до разрушения. Общий вид испытания колонн статической сжимающей

нагрузкой приведен на рисунке 4.3.6.

151

Рисунок 4.3.6 – Общий вид испытания экспериментальных колонн статической

сжимающей нагрузкой

Испытание экспериментальных колонн кратковременной динамической

нагрузкой производилось на специально разработанном стенде (рисунок 4.3.7),

который представляет собой копровую установку. Конструкция стенда позволяет

проводить испытания бетонных колонн с фибровым, композитным стержневым

и внешним армированием на основе углеволокна осевой и внецентренной

152

сжимающей кратковременной динамической нагрузкой при заданном

эксцентриситете приложения продольной силы. Оригинальность технического

решения установки для испытания колонн подтверждена патентом

на изобретение, выданным Евразийским патентным ведомством, который

приведен в Приложении Б работы.

1 – силовой пол; 2 – ручьи силового пола; 3 – опорное основание;

4 – вертикальные направляющие; 5 – опорная пластина; 6 – опорный силоизмеритель;

7 – насадки силоизмерителя; 8 – стальные стержни круглого сечения; 9 – оголовки;

10 – испытываемый сжатый элемент; 11 – кондуктор; 12 – силоизмеритель; 13 – насадка-демпфер;

14 – страховки; 15 – груз; 16 – траверса

Рисунок 4.3.7 – Схема стенда для испытаний колонн кратковременной

динамической сжимающей нагрузкой

153

Работа стенда заключается в следующем. На силовом полу размещается,

центрируется и закрепляется в его ручьях опорная пластина. В специальное

кольцо опорной пластины фиксируется опорный силоизмеритель. На него

устанавливается насадка, имеющая по центру её верхней части продольный

желоб, в который размещается круглый стальной стержень. Поверх него

устанавливается испытываемый элемент с зафиксированными на обоих

его концах оголовками, содержащими желоба в местах примыкания к опорам.

Причем желоба в оголовках выполнены с их смещением относительно центра

тяжести поперечного сечения установленного в них испытываемого сжатого

элемента на величину требуемого эксцентриситета создаваемого продольного

усилия. После центрирования элемента относительно вертикальных

направляющих в желоб верхнего оголовка устанавливается второй круглый

стальной стержень. Затем производится фиксация его свободных концов

кондуктором, который накладывает ограничения на его горизонтальные

перемещения. Далее на этот круглый стержень с опиранием через насадку

устанавливается второй силоизмеритель. Поверх него устанавливается насадка-

демпфер, содержащая прокладки из армированной тканью резины.

Для обеспечения безопасности проведения испытаний на оголовки испытываемых

колонн устанавливаются страховочные приспособления, ограничивающие

чрезмерно большие их горизонтальные перемещения. Производятся проверка

и корректировка вертикальности положения элементов стенда, а также

их надежности. При помощи подъёмной тали с закрепленном на её крюке

грузосбрасывателем подвешенная к нему траверса с грузом устанавливается

на заданную высоту. Кратковременное динамическое нагружение создается

в результате сбрасывания груза на испытываемый сжатый элемент. Величина

передаваемой на испытываемый сжатый элемент кратковременной динамической

нагрузки регулируется массой и высотой падения груза, а время её воздействия –

количеством и толщиной прокладок насадки-демпфера.

154

Все колонны, испытанные кратковременной динамической осевой

и внецентренной сжимающими нагрузками, доводились до разрушения. Сведения

о массе и высоте сброса груза при испытании экспериментальных колонн сведены

в таблицу 4.3.1. Общий вид испытания колонн при кратковременном

динамическом нагружении представлен на рисунке 4.3.8.

Таблица 4.3.1 – Масса и высота сброса груза при кратковременном динамическом

нагружении экспериментальных колонн

Наименование

величины

Шифр колонны

КБС-

Д0

КБС-

Д10

КБУ-

Д0

КБУ-

Д10

КФУ-

Д0

КФУ-

Д10

КФУО-

Д0

КФУО-

Д10

Масса, кг 475 475 475 475 475 475 545 545

Высота, см 110 100 90 75 125 100 180 140

Рисунок 4.3.8 – Общий вид испытания колонн кратковременной динамической

сжимающей нагрузкой

155

4.3.3 Результаты экспериментальных исследований колонн при статическом

и кратковременном динамическом нагружениях

При проведении экспериментальных исследований со статическим

приложением продольной сжимающей силы производились измерения уровня

действующей нагрузки и продольных деформаций, возникающих у наименее

(εi,min) и наиболее (εi,max) нагруженных граней колонн, для: стальной (εs)

и углекомпозитной (εf) арматуры, бетона (εb), УФБ (εcfb) и усиленного

углекомпозитной обоймой УФБ (εcfb3).

Результаты обработки показаний датчиков-тензорезисторов представлены

на рисунках 4.3.9, 4.3.11 и 4.3.13. На рисунках 4.3.10, 4.3.12 и 4.3.14 представлены

характерные схемы разрушения колонн, испытанных статической сжимающей

нагрузкой. Приведенные схемы разрушения представлены в виде разверток

из последовательно составленных фотографий их сторон в соответствии

принятым на рисунке 4.3.3, г обозначениям: слева-направо вид Г, вид В, вид Б

и вид А.

Представленные ниже рисунки сгруппированы в зависимости от величины

эксцентриситета приложения продольной сжимающей силы e0 при статическом

нагружении: на рисунках 4.3.9 и 4.3.10 представлены результаты испытаний

серий колонн при e0 = 0; на рисунках 4.3.11 и 4.3.12 – при e0 = h/10; на рисунках

4.3.13 и 4.3.14 – при e0 = h/6.

На рисунке 4.3.15 представлены полученные при помощи оптической

системы Vic-3D характерные изополя продольных сжимающих относительных

деформаций боковых граней колонн серий КФУ и КФУО перед наступлением

разрушения конструкций.

Основные результаты, полученные при испытаниях статической нагрузкой

железобетонных и бетонных колонн с фибровым, композитным стержневым

и внешним армированием на основе углеволокна сведены в таблицу 4.3.2.

156

Рисунок 4.3.9 – Графики изменения продольных деформаций бетона εb , εcfb , εcfb3

и арматуры εs , εf наименее (εi,min) и наиболее (εi,max) сжатых граней колонн

КБС-С0, КБУ-С0, КФУ-С0, КФУО-С0, а также гистограмма их несущей

способности

а б в д

Рисунок 4.3.10 – Схемы разрушения колонн:

а – КБС-С0; б – КБУ-С0; в – КФУ-С0; г – КФУО-С0

157

Рисунок 4.3.11 – Графики изменения продольных деформаций бетона εb , εcfb , εcfb3

и арматуры εs , εf наименее (εi,min) и наиболее (εi,max) сжатых граней колонн

КБС-С10, КБУ-С10, КФУ-С10, КФУО-С10, а также гистограмма их несущей

способности

а б в д

Рисунок 4.3.12 – Схемы разрушения колонн:

а – КБС-С10; б – КБУ-С10; в – КФУ-С10; г – КФУО-С10

158

Рисунок 4.3.13 – Графики изменения продольных деформаций бетона εb , εcfb , εcfb3

и арматуры εs , εf наименее (εi,min) и наиболее (εi,max) сжатых граней колонн

КБС-С16, КБУ-С16, КФУ-С16, КФУО-С16, а также гистограмма их несущей

способности

а б в д

Рисунок 4.3.14 – Схемы разрушения колонн:

а – КБС-С16; б – КБУ-С16; в – КФУ-С16; г – КФУО-С16

159

а б в

г д е

Рисунок 4.3.15 – Характерные изополя продольных относительных деформаций

боковой грани колонн перед наступлением разрушения: а – КФУ-С0;

б – КФУ-С10; в – КФУ-С16; г – КФУО-С0; д – КФУО-С10; е – КФУО-С16

160

Таблица 4.3.2 – Результаты испытаний экспериментальных колонн

при статическом нагружении

Шифр

колонны

Максимальные продольные

относительные деформации

(‰), зафиксированные

Разру-

шающая

нагрузка,

кН

Характер разрушения колонн

тензорезисторами системой

Vic-3D

арматуры бетона

КБС-С0 2,2 2,4 - 340

Растрескивание и разрушение

бетона без оголения продольной

стальной арматуры

КБС-С10 2,3 2,7 - 309 Растрескивание и разрушение

бетона преимущественно со

стороны наиболее сжатой боковой

грани колонны без оголения

продольной стальной арматуры КБС-С16 2,3* 2,5* - 261

КБУ-С0 2,4 2,6 - 321

Растрескивание и откол бетона с

оголением двух разрушенных

продольных стержней АУК

КБУ-С10 2,7 2,9 - 290 Растрескивание и откол бетона со

стороны наиболее сжатой боковой

грани колонны с оголением двух

разрушенных продольных

стержней АУК КБУ-С16 2,1* 2,3* - 209

КФУ-С0 2,7* 3,1* 3,3 493

Растрескивание и откол УФБ с

оголением двух разрушенных

продольных стержней АУК

КФУ-С10 2,7* 3,2* 3,8 384 Растрескивание и откол УФБ со

стороны наиболее сжатой боковой

грани колонны с оголением двух

разрушенных продольных

стержней АУК КФУ-С16 2,4* 2,9* 4,7 297

КФУО-С0 2,8* 2,9* 6,4 715

Разрыв углекомпозитной обоймы

и разрушение УФБ под ней с

оголением четырёх разрушенных

продольных стержней АУК

КФУО-С10 2,9* 3,2* 7,1 561 Разрыв углекомпозитной обоймы

и разрушение УФБ под ней с

оголением двух разрушенных

продольных стержней АУК КФУО-С16 2,6* 3,2* 10,2 356

* Примечание – Последнее показание тензорезистора, зафиксированное перед его отказом

161

Проведен анализ результатов экспериментальных исследований статически

нагруженных сжатых железобетонных, а также бетонных колонн с фибровым,

композитным стержневым и внешним армированием.

Установлено, что в случае осевого статического сжатия несущая

способность бетонной колонны с продольной АУК в сравнении с железобетонной

колонной меньше на 5,6 %. С добавлением углефибрового армирования несущая

способность статически нагруженной бетонной колонны с АУК при осевом

сжатии увеличилась на 53,6 %. При применении углефибрового и внешнего

углекомпозитного армирования несущая способность статически нагруженной

бетонной колонны с АУК увеличилась на 122,7 %.

С увеличением эксцентриситета продольной сжимающей силы несущая

способность статически нагруженных сжатых бетонных колонн с углефибровым,

углекомпозитным стержневым и внешним армированием уменьшается.

Так, несущая способность колонн серии КБУ при эксцентриситетах e0, равных

h / 10 и h / 6 составляет соответственно 90 и 65,1 % от несущей способности

колонны той же серии, испытанной при e0 = 0. Для колонн серии КФУ

аналогичные значения равны 77,9 и 60,2 %, а для колонн серии КФУО – 78,4

и 49,8 %.

При нагружении конструкций статической сжимающей нагрузкой

распределение деформаций в АУК, бетоне или УФБ по высоте нормальных

сечений элементов имело линейную зависимость, что соответствует гипотезе

плоских сечений.

Максимальные продольные деформации бетона и арматуры в статически

нагруженных колоннах со стальной арматурой и АУК имели близкие по величине

значения. Углефибровое армирование бетонных колонн с АУК позволило

повысить максимальные деформации бетона на величину более 26,9 %.

Использование внешнего углекомпозитного армирования бетонных

и углеродофибробетонных колонн с продольной АУК позволило увеличить

максимальные деформации соответственно бетона до 2,46 раз и УФБ до 2,17 раз.

162

При статическом нагружении разрушение колонн с продольными

стержнями АУК носило хрупкий характер и сопровождалось отколом сжатого

бетона или фибробетона, а при наличии внешнего армирования – в результате

разрыва углекомпозитной обоймы и разрушения бетона под ней.

При испытаниях колонн кратковременной динамической сжимающей

нагрузкой производились измерения уровня действующей нагрузки и продольных

деформаций, возникающих у наименее (εi,d,min) и наиболее (εi,d,max) нагруженных

граней колонн, для: стальной (εsd) и углекомпозитной (εfd) арматуры, бетона (εbd),

УФБ (εcfb,d) и усиленного углекомпозитной обоймой УФБ (εcfb3,d).

Результаты обработки показаний датчиков-тензорезисторов представлены

на рисунках 4.3.16, а – 4.3.19, а. На данных рисунках пунктирными линиями

обозначены зависимости изменения во времени величины действующего усилия,

а штриховыми и сплошными – соответственно значения продольных

относительных деформаций бетона и арматуры. На рисунках 4.3.16, б, в –

4.3.19, б, в приведены схемы разрушения колонн, испытанных

при кратковременном динамическом нагружении. Схемы разрушения колонн

серий КФУ и КФУО, представленные на рисунках 4.3.18, б, в и 4.3.19, б, в,

дополнены характерными изополями продольных сжимающих относительных

деформаций, полученными при помощи оптической системы Vic-3D для

их боковой грани перед наступлением разрушения конструкций. Представленные

ниже результаты экспериментальных исследований колонн сгруппированы по их

сериям в зависимости от величины эксцентриситета приложения продольной

сжимающей силы e0 = 0 и e0 = h / 10 при кратковременном динамическом

нагружении: на рисунках 4.3.16 и 4.3.17 приведены графики деформирования

бетона и арматуры, а также схемы разрушения колонн серий КБС и КБУ,

на рисунках 4.3.18 и 4.3.19 – то же для колонн серий КФУ и КФУО.

Основные результаты, полученные при испытаниях кратковременной

динамической нагрузкой железобетонных и бетонных колонн с фибровым,

композитным стержневым и внешним армированием на основе углеволокна

сведены в таблицу 4.3.3.

163

а

б в

Рисунок 4.3.16 – Результаты испытаний колонн КБС-Д0 и КБУ-Д0:

а – графики изменения продольных деформаций бетона εbd , стальной арматуры εsd

и АУК εfd у наиболее (εi,d,max) и наименее (εi,d,min) сжатых граней колонн;

б – схема разрушения колоны КБС-Д0; в – то же для колонны КБУ-Д0

164

а

б в

Рисунок 4.3.17 – Результаты испытаний колонн КБС-Д10 и КБУ-Д10:

а – графики изменения продольных деформаций бетона εbd , стальной арматуры εsd

и АУК εfd у наиболее (εi,d,max) и наименее (εi,d,min) сжатых граней колонн;

б – схема разрушения колонны КБС-Д10; в – то же для колонны КБУ-Д10

165

а

б в

Рисунок 4.3.18 – Результаты испытаний колонн КФУ-Д0 и КФУО-Д0:

а – графики изменения продольных деформаций АУК εfd , УФБ εcfb,d и усиленного

обоймой УФБ εcfb3,d у наиболее (εi,d,max) и наименее (εi,d,min) сжатых граней колонн;

б – характерные изополя продольных относительных деформаций боковой грани

перед наступлением разрушения и схема разрушения колоны КФУ-Д0;

в – то же для колонны КФУО-Д0

166

а

б в

Рисунок 4.3.19 – Результаты испытаний колонн КФУ-Д10 и КФУО-Д10:

а – графики изменения продольных деформаций АУК εfd , УФБ εcfb,d и усиленного

обоймой УФБ εcfb3,d у наиболее (εi,d,max) и наименее (εi,d,min) сжатых граней колонн;

б – характерные изополя продольных относительных деформаций боковой грани

перед наступлением разрушения и схема разрушения колоны КФУ-Д10;

в – то же для колонны КФУО-Д10

167

Таблица 4.3.2 – Результаты испытаний экспериментальных колонн

при кратковременном динамическом нагружении

Шифр

колонны

Максимальные продольные

относительные деформации

(‰), зафиксированные

Разру-

шающая

нагрузка,

кН

Характер разрушения колонн

тензорезисторами системой

Vic-3D

арматуры бетона

КБС-Д0 3,2* 2,5 - 425 Разрушение бетона без оголения

продольной стальной арматуры

КБС-Д10 3,2* 2,8 - 386

Раздробление бетона и потеря

устойчивости двух продольных

стальных стержней

КБУ-Д0 2,7 2,7 - 392

Разрушение бетона с оголением

двух разрушенных продольных

стержней АУК

КБУ-Д10 2,9 3,0 - 326

Разрушение бетона со стороны

наиболее сжатой боковой грани

колонны с оголением двух

разрушенных продольных

стержней АУК

КФУ-Д0 4,6 3,8 4,0 572

Разрушение УФБ с оголением

двух разрушенных продольных

стержней АУК

КФУ-Д10 3,6 3,3 4,1 459

Разрушение УФБ со стороны

наиболее сжатой боковой грани

колонны с оголением двух

разрушенных продольных

стержней АУК

КФУО-Д0 6,2 5,8 7,1 796

Разрыв углекомпозитной обоймы

и разрушение УФБ под ней с

оголением четырёх продольных

стержней АУК, два из которых

были разрушены

КФУО-Д10 5,4 5,7 7,8 630

Разрыв углекомпозитной обоймы

и разрушение УФБ под ней с

оголением двух продольных

стержней АУК

* Примечание – Последнее показание тензорезистора, зафиксированное перед его отказом

168

Проведен анализ результатов экспериментальных исследований

динамически нагруженных сжатых железобетонных, а также бетонных колонн

с углефибровым, углекомпозитным стержневым и внешним армированием.

Установлено, что в случае осевого кратковременного динамического сжатия

несущая способность бетонной колонны с продольной АУК в сравнении

с железобетонной колонной меньше на 7,8 %. С добавлением углефибрового

армирования несущая способность динамически нагруженной бетонной колонны

с АУК при осевом сжатии увеличилась на 45,9 %. При применении

углефибрового и внешнего углекомпозитного армирования несущая способность

динамически нагруженной бетонной колонны с АУК увеличилась на 103,1 %.

С увеличением эксцентриситета продольной сжимающей силы несущая

способность динамически нагруженных сжатых бетонных колонн

с углефибровым, углекомпозитным стержневым и внешним армированием

уменьшается. Так, несущая способность колонн серии КБУ при эксцентриситете

e0 = h / 10 составляет 83,2 % от несущей способности колонны той же серии,

испытанной при e0 = 0. Для колонн серии КФУ аналогичное значение равно

80,2 %, а для колонн серии КФУО – 79,1 %.

При нагружении конструкций кратковременной динамической сжимающей

нагрузкой распределение деформаций в АУК, бетоне или УФБ по высоте

нормальных сечений элементов имело линейную зависимость, что соответствует

гипотезе плоских сечений.

Максимальные продольные деформации бетона и арматуры в динамически

нагруженных колоннах со стальной арматурой и АУК имели близкие по величине

значения. Углефибровое армирование бетонных колонн с АУК позволило

повысить максимальные деформации бетона на величину до 48,1 %.

Использование внешнего углекомпозитного армирования для бетонных

и углеродофибробетонных колонн с продольной АУК позволило увеличить

максимальные деформации соответственно бетона до 2,6 раз и УФБ до 1,9 раз.

При кратковременном динамическом нагружении для всех бетонных колонн

с углефибровым, углекомпозитным стержневым и внешним армированием

169

установлены схемы разрушения, подобные зафиксированным для статически

нагруженных конструкций. При этом несущая способность таких колонн

при их кратковременном динамическом нагружении принимала большие

в 1,11…1,22 раза значения по сравнению со статическим нагружением.

4.3.4 Сопоставление экспериментальных данных с результатами расчетов

по предложенному методу

Полученные в результате экспериментальных исследований опытные

данные были сопоставлены с результатами расчетов прочности сжатых бетонных

элементов с углефибровым, углекомпозитным стержневым и внешним

армированием по предложенному методу. Сопоставление заключалось

в сравнении предельных относительных значений продольной силы αn и αnd

для серий опытных конструкций при различных эксцентриситетах сжимающей

силы e0. Результаты сопоставления сведены в таблицу 4.3.3.

В данной таблице использованы следующие обозначения:

αn,exp и αnd,exp – предельные величины продольного усилия, воспринимаемого

сжатым нормальным сечением колонны, полученные по данным их испытаний

соответственно при статическом и кратковременном динамическом нагружении,

выраженные в относительных величинах;

kd,exp – коэффициент, равный отношению величины предела прочности колонны,

испытанной при кратковременном динамическом нагружении к его значению,

зафиксированному при статическом нагружении;

αn,calc1 и αnd,calc1 – предельные величины продольного усилия, воспринимаемого

сжатым нормальным сечением колонны, полученные в результате расчета

по разработанному методу без учета сопротивления АУК сжатию соответственно

при статическом и кратковременном динамическом нагружениях;

αn,calc2 и αnd,calc2 – то же, с учетом сопротивления АУК сжатию;

170

Δαn,calc1, Δαnd,calc1, Δαn,calc2, Δαnd,calc2 – разница между опытным значением

предельной величины продольного усилия и соответствующим рассчитанным

её значением, выраженная в процентах.

При этом результаты, приведенные в таблице для образцов серий КБС

и КБУ выражены относительно несущей способности при сжатии нормального

сечения элемента из бетона без стержневого армирования; для образцов серии

КФУ – то же относительно сечения из УФБ; КФУО – то же относительно сечения

из УФБ, усиленного внешним углекомпозитным армированием.

Таблица 4.3.3 – Сопоставление опытных данных с результатами расчетов

Наименование

сравниваемого

параметра

Значение параметра для серий конструкций в зависимости от

величины эксцентриситета продольной сжимающей силы e0 (мм)

КБС КБУ КФУ КФУО

0 10 16 0 10 16 0 10 16 0 10 16

стати

чес

кое

нагр

уж

ени

е

αn,exp 1,6 1,45 1,22 1,51 1,36 0,98 1,47 1,18 0,92 1,68 1,32 0,84

αn,calc1 1,55 1,38 1,16 1 0,91 0,7 1 0,91 0,7 1 0,85 0,62

Δαn,calc1, % 3,1 4,8 4,9 33,8 33,1 28,6 32 22,9 23,9 40,5 35,6 26,2

αn,calc2 – – – 1,33 1,3 0,92 1,26 1,14 0,91 1,56 1,23 0,83

Δαn,calc2, % – – – 11,9 4,4 6,2 14,3 3,4 1,1 7,1 6,8 1,2

кр

. ди

нам

ич

еск

ое

нагр

уж

ени

е

αnd,exp 1,28 1,16 – 1,22 1,21 – 1,27 0,98 – 1,51 1,18 –

kd,exp 1,25 1,25 – 1,22 1,12 – 1,16 1,20 – 1,11 1,12 –

αnd,calc1 1,25 1,13 – 1 0,91 – 1 0,91 – 1 0,85 –

Δαnd,calc1, % 2,4 2,6 – 18 24,8 – 21,3 7,1 – 33,8 28 –

αnd,calc2 – – – 1,2 1,14 – 1,2 0,97 – 1,44 1,14 –

Δαnd,calc2, % – – – 1,6 5,8 – 5,5 1 – 4,6 3,4 –

Анализ приведенных в таблице данных показал, что без учёта в расчете

сопротивления сжатию продольной АУК происходит недооценка прочности

нормальных сечений армированных ею сжатых элементов и, как следствие,

появляются значительные расхождения (22,9…40,5 %) между величиной

фактической разрушающей нагрузки таких конструкций и её расчётным

значением в сторону запаса. Учет действительных возникающих в АУК

сжимающих напряжений при расчете прочности статически и динамически

171

нагруженных нормальных сечений таких конструкций по деформационной

модели, реализующей реальные диаграммы деформирования материалов,

позволяет повысить точность расчетов и достичь сходимости при сравнении

с экспериментальными данными до 14,3 % при статическом и до 5,8 %

при кратковременном динамическом нагружениях в сторону запаса.

4.4 Выводы по четвертой главе

1. Разработана программа и методика экспериментальных исследований сжатых

железобетонных, а также бетонных колонн с различными вариантами углефибрового,

углекомпозитного стержневого и внешнего армирования при статическом

и кратковременном динамическом нагружениях. При реализации экспериментальных

исследований создана оригинальная конструкция испытательного стенда, новизна

которого подтверждена патентом на изобретение Евразийского патентного ведомства.

2. В результате проведенных экспериментальных исследований получены

новые опытные данные о прочности бетонных колонн при различных вариантах

углефибрового, углекомпозитного стержневого и внешнего армирования, а также

о характере их деформирования и разрушения при статическом

и кратковременном динамическом нагружениях. Выявлено увеличение

деформативности и соответствующее ему повышение прочности бетонных

конструкций с продольной АУК при модифицировании бетона углефибровым

и внешним углекомпозитным армированием. Установлено, что в случае осевого

кратковременного динамического сжатия несущая способность бетонной колонны

с продольной АУК по сравнению с её железобетонным аналогом принимает

меньшее на 7,8 % значение. С добавлением углефибрового армирования несущая

способность динамически нагруженной бетонной колонны с АУК при осевом

сжатии увеличивается на 45,9 %. С применением углефибрового и внешнего

углекомпозитного армирования несущая способность динамически нагруженной

бетонной колонны с АУК повышается на 103,1 %. С увеличением эксцентриситета

172

продольной сжимающей силы несущая способность статически и динамически

нагруженных сжатых бетонных колонн с углефибровым, углекомпозитным

стержневым и внешним армированием уменьшается.

3. При нагружении бетонных колонн с фибровым, композитным

стержневым и внешним армированием на основе углеволокна осевой

и внецентренной статической или кратковременной динамической сжимающей

нагрузкой распределение деформаций в АУК, бетоне или УФБ по высоте

нормальных сечений элементов имеет линейную зависимость, что соответствует

гипотезе плоских сечений. Разрушение таких элементов сопровождается

разрушением сжатого бетона (УФБ) наиболее нагруженной грани.

4. Экспериментально установлено, что с применением углефибрового

армирования бетона динамически нагруженных колонн с АУК обеспечивается

увеличение максимальных сжимающих деформаций до 4,1 ‰, а при совместном

использовании углефибрового и внешнего углекомпозитного армирования – до

7,8 ‰. Зафиксированное увеличение деформативности бетона при кратковременном

динамическом сжатии позволяет повысить эффективность использования АУК в

составе таких конструкций, несущая способность которых при кратковременном

динамическом нагружении увеличивается на величину до 45,9 % при углефибровом

и до 103,1 % при углефибровом и внешнем углекомпозитном армировании.

5. Выполнено сопоставление опытных данных с результатами выполненных

расчетов прочности нормальных сечений сжатых углеродофибробетонных

элементов с углекомпозитным стержневым и внешним армированием

при кратковременном динамическом нагружении. Проведение расчетов прочности

нормальных сечений таких элементов без учета сопротивления сжатию продольной

АУК приводит к существенному расхождению до 33,8 % между опытными

и расчетными данными в сторону запаса прочности. А при его учете – расхождение

составляет не более 5,8 % в сторону запаса. В связи с этим при расчетах прочности

динамически нагруженных сжатых углеродофибробетонных элементов

с углекомпозитным стержневым и внешним армированием рекомендуется

производить учет сопротивления АУК кратковременному динамическому сжатию.

173

ОСНОВНЫЕ ВЫВОДЫ

1. Проведены экспериментальные исследования прочностных

и деформационных свойств стержней АУК при осевом сжатии и растяжении.

Установлено, что даже с учетом взаимодействия с щелочной средой бетона

сжатые стержни АУК способны деформироваться до более чем 8 ‰

без каких-либо поверхностных повреждений. Разрушение стержней АУК

при сжатии наступает при значении продольных относительных деформаций

не менее 9,6 ‰ и соответствующей им величине сжимающих напряжений более

1008 МПа. Предложены аналитические зависимости для диаграммы

деформирования АУК при осевом кратковременном динамическом сжатии.

2. Исследования УФБ показали, что, при рациональном выборе состава

(µсf = 0,2 %) и способа изготовления УФБ, применение углефибрового

армирования бетона позволяет повысить его прочность при сжатии в 1,73 раза,

а также увеличить его предельные и максимальные деформации соответственно

на 32 и 58 %. При этом обеспечивается равномерное распределение и анкеровка

углеродных волокон в бетоне, что подтверждается анализом микроструктуры

УФБ. На основе статистической обработки экспериментальных данных

предложены аналитические зависимости для определения основных прочностных

и деформационных характеристик сжатого УФБ при статическом

и кратковременном динамическом нагружениях в зависимости от коэффициента

углефибрового армирования µсf. С учетом выявленных зависимостей предложена

диаграмма нелинейного деформирования УФБ при кратковременном

динамическом нагружении и дано её аналитическое описание.

3. Исследования прочности и деформативности бетона и УФБ с внешним

углекомпозитным армированием позволили установить повышение в осевом

направлении нормативных значений их сопротивления сжатию и максимальных

деформаций, значения которых соответственно равны: для бетона Rb3,n = 1,56 Rb

и εb3,n = 10,2 ‰, для УФБ Rcfb3,n = 1,41 Rcfb и εcfb3,n = 11,4 ‰. Предложено

аналитическое описание расчетных нелинейных диаграмм деформирования

174

бетона и УФБ с внешним углекомпозитным армированием при кратковременном

динамическом сжатии.

4. На основе обзора, систематизации и анализа теоретических

и экспериментальных данных уточнены предельные состояния и способы

их нормирования для сжатых углеродофибробетонных элементов

с углекомпозитным стержневым и внешним армированием при кратковременном

динамическом нагружении.

5. Разработан метод, алгоритм и программа расчёта прочности нормальных

сечений динамически нагруженных сжатых углеродофибробетонных элементов

с углекомпозитным стержневым и внешним армированием на основе

деформационной модели с учетом установленных диаграмм деформирования

материалов. С применением разработанной программы проведены расчеты

прочности нормальных сечений динамически нагруженных сжатых бетонных

элементов при различных параметрах углефибрового, стержневого и внешнего

углекомпозитного армирования, в результате которых выявлены особенности

изменения прочности нормальных сечений таких элементов при осевом

и внецентренном кратковременном динамическом сжатии в зависимости

от размеров поперечного сечения элементов и параметров их армирования,

а также показано влияние учета сопротивления АУК сжатию на прочность

нормальных сечений таких элементов.

6. Разработана программа и методика экспериментальных исследований

сжатых углеродофибробетонных колонн с углекомпозитным стержневым

и внешним армированием при статическом и кратковременном динамическом

нагружениях. При реализации экспериментальных исследований создана

оригинальная конструкция испытательного стенда, новизна которого

подтверждена патентом на изобретение Евразийского патентного ведомства.

7. Экспериментально установлено, что с применением углефибрового

армирования бетона динамически нагруженных колонн с АУК обеспечивается

увеличение максимальных сжимающих деформаций до 4,1 ‰, а при совместном

использовании углефибрового и внешнего углекомпозитного армирования –

175

до 7,8 ‰. Зафиксированное увеличение деформативности бетона при

кратковременном динамическом сжатии позволяет повысить эффективность

использования АУК в составе таких конструкций, несущая способность которых

при кратковременном динамическом нагружении увеличивается на величину

до 45,9 % при углефибровом и до 103,1 % при углефибровом и внешнем

углекомпозитном армировании.

8. Произведено сопоставление опытных данных с результатами

выполненных расчетов прочности нормальных сечений сжатых

углеродофибробетонных элементов с углекомпозитным стержневым и внешним

армированием при кратковременном динамическом нагружении. Проведение

расчетов прочности нормальных сечений таких элементов без учета

сопротивления сжатию продольной АУК приводит к существенному

расхождению (до 33,8 %) между опытными и расчетными данными в сторону

запаса прочности. А при его учете – расхождение составляет не более 5,8 %

в сторону запаса. В связи с этим при расчетах прочности динамически

нагруженных сжатых углеродофибробетонных элементов с углекомпозитным

стержневым и внешним армированием рекомендуется производить учет

сопротивления АУК динамическому сжатию.

176

ЗАКЛЮЧЕНИЕ

В результате выполненной работы получены новые теоретические

и опытные данные о прочности сжатых углеродофибробетонных элементов

с углекомпозитным стержневым и внешним армированием при кратковременном

динамическом нагружении. Разработан и экспериментально подтвержден метод

расчета прочности таких элементов, основанный на использовании областей

относительного сопротивления нормального сечения, реализующих

его нелинейную деформационную модель, в которой учитываются реальные

диаграммы деформирования используемых конструкционных материалов.

Полученные в работе результаты позволили установить эффективность

применения углекомпозитного стержневого армирования бетонных элементов

с углефибровым и внешним углекомпозитным армированием при их

кратковременном динамическом осевом и внецентренном сжатии с малыми

эксцентриситетами продольной силы.

Дальнейшее развитие исследований в данной области может быть

направлено на совершенствование методики расчета прочности нормальных

сечений фибробетонных элементов с применением различных видов

композитного стержневого и внешнего армирования при внецентренном

кратковременном динамическом сжатии с большими эксцентриситетами

продольной силы. При этом могут быть рассмотрены сжатые элементы различной

гибкости и формы поперечного сечения.

177

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ

1. Аль Хашими, О.И.М. Базальтовая фибра : перспективы применения /

О.И.М. Аль Хашими // Технологии бетонов. – 2014. – № 6. – С. 13–15.

2. Антаков, А.Б. Анализ нормативных подходов к оценке прочности

нормальных сечений изгибаемых элементов, армированных

полимеркомпозитной арматурой / А.Б Антаков, И.А. Антаков // Известия

Казанского государственного архитектурно-строительного университета. –

2014. – № 1. – С. 75–80.

3. Ахмед А.А. Фибробетон с углеродным волокном на сырьевых ресурсах

республики Ирак / А.А. Ахмед, Р.В. Лесовик, Д.М. Сопин // Научные и

инженерные проблемы строительно-технологической утилизации

техногенных отходов. – 2014. – С. 63–66.

4. Баженов, Ю.М. Бетон при динамическом нагружении / Ю.М. Баженов. – М. :

Стройиздат, 1970. – 273 с.

5. Байков, В.Н. Построение зависимости между напряжениями и деформациями

сжатого бетона по системе нормируемых показателей / В.Н. Байков,

С.В. Горбатов, З.А. Димитров // Строительство и архитектура. Известия

высших учебных заведений. – 1977. – № 6. – С. 15–18.

6. Балдин, С.В. Прочность и трещиностойкость железобетонных элементов при

совместном действии изгибающих моментов, продольных и поперечных сил от

статического и кратковременного динамического нагружения : дис. … канд.

тех. наук : 05.23.01 / Балдин Сергей Владимирович. – Томск, 2013. – 256 с.

7. Баталова, Н.А. Применение стеклопластиковой арматуры в строительстве,

преимущества и недостатки в сравнении со стальной / Н.А. Баталова //

Современная наука : актуальные проблемы и пути их решения. – 2016. –

№ 5. – С. 23–26.

8. Батуев, С.П. Численное моделирование поведения металлических и

неметаллических конструкций при ударных и импульсных нагрузках : дис. …

канд. техн. наук : 01.02.04 / Батуев Станислав Павлович. – Томск, 2017. – 141 с.

178

9. Бейкер, У. Взрывные явления. Оценка и последствия : В 2-х кн. Кн. 1. Пер. с

англ. / У. Бейкер, П. Кокс, П. Уэстайн и др. – М. : Мир, 1986. – 319 с.

10. Бейсембаев, М.К. Прочность сжатых железобетонных элементов с

высокопрочной ненапрягаемой арматурой : дис. … канд. техн. наук :

05.23.01 / Бейсембаев Мурат Кулханович. – М., 1991. – 161 с.

11. Беленцов, Ю.А. Моделирование работы композиционных анизотропных

материалов в условиях сейсмических воздействий / Ю.А. Беленцов //

Строительные материалы. – 2010. – N 6. – С. 66–67

12. Белобров, И.К. Особенности деформирования железобетонных балок при

действии кратковременных динамических нагрузок / И.К. Белобров // Теория

железобетона. – М. : Стройиздат, 1972, – С. 36–48.

13. Белов, Н.Н. Математическое моделирование динамической прочности

конструкционных материалов / Н.Н. Белов, Д.Г. Копаница, Н.Т. Югов. – М. :

Изд-во АСВ, 2013. – 562 с.

14. Белов, Н.Н. Модель динамического разрушения фибробетона / Н.Н. Белов,

Н.Т. Югов, Д.Г. Копаница и др. // Вестник Томского государственного

архитектурно-строительного университета. – 2014. – № 5. – С. 63–76.

15. Белов, Н.Н. Расчет железобетонных конструкций на взрывные и ударные

нагрузки / Н.Н. Белов, Д.Г. Копаница, О.Г. Кумпяк и др. – Томск : STT,

2008. – 292 с.

16. Белов, Н.Н. Расчет железобетонных конструкций на взрывные и ударные

нагрузки / Н.Н. Белов, Д.Г. Копаница, О.Г. Кумпяк и др. – Томск :

Нортхэмптон, 2004. – 465 с.

17. Берг, О.Я. Исследование напряженного и деформированного состояния

бетона при трехосном сжатии / О.Я. Берг, Г.Г. Соломенцев // Труды

Всесоюзного НИИ транспорта, строительства. – 1969. – № 70. – С. 106–123.

18. Богданова, Е.Р. Изменение свойств сцепления композитной полимерной

арматуры с бетоном в условиях воздействия различных сред /

Е.Р. Богданова // Промышленное и гражданское строительство. – 2016. –

№ 2. – С. 39–43.

179

19. Боданский, М.Д. Расчет конструкций убежищ / М.Д. Боданский,

Л.М. Горшков, В.И. Морозов, Б.С. Расторгуев – М. : Стройиздат, 1974. – 207 с.

20. Бойченко, М.Б. Факторы, сдерживающие применение стержневой

полимеркомпозитной арматуры в строительных конструкциях / М.Б. Бойченко,

О.А. Зевакина, М.А. Полоз // Символ науки. – 2016. – № 12-2. – С. 38–41.

21. Бокарев, С.А. Полимерные композиционные материалы в транспортном

строительстве / С.А. Бокарев // Транспорт Урала. – 2016. – №1. – С. 24–30.

22. Болдышев, А.М. Прочность нормальных сечений железобетонных элементов /

А.М Болдышев, В.С. Плевков. – Томск : Томский ЦНТИ, 1989 – 236 с.

23. Болдышев, А.М. Расчет и проектирование железобетонных конструкций при

статических и кратковременных динамических воздействиях /

А.М. Болдышев, А.И. Мальганов, В.С. Плевков ; Под ред. В.С. Плевкова. –

Томск : ЦНТИ, 1994. – 164 с.

24. Бондаренко, В.М. Инженерные методы нелинейной теории железобетона /

В.М. Бондаренко, С.В. Бондаренко. – М. : Стройиздат, 1982. – 287 с.

25. Бондаренко, В.М. Расчетные модели силового сопротивления железобетона :

Монография / В.М. Бондаренко, В.И. Колчунов. – М. : Изд-во АСВ, 2004. – 472 с.

26. Бондаренко, Ю.В. Экспериментально-теоретическое исследование сжатых

бетонных элементов, усиленных стеклопластиковыми обоймами : дис. … канд.

техн. наук : 05.23.01 / Бондаренко Юрий Викторович. – Харьков, 1976. – 174 с.

27. Борисюк, А.П. Исследование деформационных характеристик фибробетона

со стальной фиброй / А.П. Борисюк, Ю.Ю. Зятюк // Вестник Белорусско-

Российского университета. – 2016. – № 3. – С. 160–168.

28. Бородулин, А.С. Свойства и особенности структур стеклянных волокон,

используемых для изготовления стеклопластиков / А.С. Бородулин //

Материаловедение. – 2012. – № 7. – С. 34–37.

29. Бучкин, А.В. Мелкозернистый бетон высокой коррозионной стойкости,

армированный тонким базальтовым волокном : автореф. дис. … канд. техн.

наук : 05.23.05 / Бучкин Андрей Викторович. – М., 2011. – 20 с.

180

30. Ванус, Д.С. Применение косвенного сетчатого армирования для повышения

жесткости и трещиностойкости железобетонных элементов : дис. ... канд.

техн. наук : 05.23.01 / Ванус Дахи Сулеман. – М., 2011. – 184 с.

31. Вахмистров, А.И. Эффективность применения фибробетона в конструкциях при

динамических воздействиях / А.И. Вахмистров, В.И. Морозов, Ю.В. Пухаренко

и др. // Вестник гражданских инженеров. – 2006. – № 4. – С. 130–134.

32. Войлоков, И.А. Армирование фиброй как средство улучшения коррозионной

стойкости бетона / И.А. Войлоков // Инфострой. – 2013. – № 3. – С. 42–44.

33. Войлоков, И.А. Базальтофибробетон. Исторический экскурс / И.А. Войлоков,

С.Ф. Канаев // Инженерно-строительный журнал. – 2009. – № 4. – С. 26–31.

34. Войлоков, И.А. Фибробетон - история вопроса. Нормативная база, проблемы

и решения / И.А. Войлоков // Alitinform : Цемент. Бетон. Сухие смеси. –

2009. – № 2. – С. 44–53.

35. Волков, И.В. Проблемы применения фибробетона в отечественном

строительстве / И.В. Волков // Строительные материалы. – 2004. – № 6. –

С. 12–13.

36. Волков, И.В. Фибробетонные конструкции // Обзорн. инф. Серия

«Строительные конструкции». Вып. 2. – М. : ВНИИИС Госстроя СССР,

1988. – № 2.

37. Галяутдинов, З.Р. Совершенствование метода расчета железобетонных плит с

трещинами при кратковременном динамическом нагружении : автореф.

дис. … канд. техн. наук. : 05.23.01 / Галяутдинов Заур Рашидович – Томск,

2004. – 25 с.

38. Гвоздев, A.A. Деформации бетона при трехосном неравномерном сжатии /

А.А. Гвоздев, Р.Г. Касимов, A.B. Яшин. – 1977. – 16 с.

39. Гвоздев, А.А. К расчету конструкций на действие взрывной волны /

А.А. Гвоздев // Строительная промышленность. – 1943. – № 1, 2. – С. 18–21.

40. Гвоздев, А.А. Новое о прочности железобетона / А.А. Гвоздев,

С.А. Дмитриев, С.М. Крылов и др. ; Под ред. К.В. Михайлова. – М. :

Стройиздат, 1977. – 272 с.

181

41. Гениев, Г.А. О влиянии продолжительности действия нагрузки на прочность

материала / Г.А Гениев // Бетон и железобетон. – 1996. – № 4. – С. 19–22.

42. Гиздатуллин, А.Р. Особенности испытаний и характер разрушения

полимеркомпозитной арматуры / А.Р. Гиздатуллин, В.Г. Хозин, А.Н. Куклин

и др. // Инженерно-строительный журнал. – 2014. – № 3. – С. 40–47.

43. Гиль, А.И. Стеклопластиковая и углепластиковая арматура в строительстве :

преимущества, недостатки, перспективы применения / А.И. Гиль,

К.Н. Бадалова, Е.Д. Лазовский // Вестник Полоцкого государственного

университета. Серия F : Строительство. Прикладные науки. – 2015. – № 16. –

С. 48–53.

44. Голубков, В.В. Способы введения углеродных наноматериалов в состав

цементной матрицы / В.В. Голубков, Л.М. Сулименко, Е.Н. Потапова и др. //

Успехи в химии и химической технологии : сб. науч. тр. – 2011. – Т. 25,

№ 5. – С. 78–81.

45. Горб, А.М. Фибробетон – история вопроса. Нормативная база, проблемы и

решения / А.М. Горб, И.А. Войлоков // ALITInform международное

аналитическое обозрение. – 2009. – № 2. – С. 34–43.

46. ГОСТ 10180-2012 Бетоны. Методы определения прочности по контрольным

образцам. – М. : Стандартинформ, 2013. – 30 с.

47. ГОСТ 25.601-80 Методы механических испытаний композиционных

материалов с полимерной матрицей (композитов). Метод испытания плоских

образцов на растяжение при нормальной, повышенной и пониженной

температурах. – М. : Стандартинформ, 2005. – 16 с.

48. ГОСТ 31938-2012 Арматура композитная полимерная для армирования

бетонных конструкций. Общие технические условия. – М. : Стандартинформ,

2014. – 34 с.

49. ГОСТ 32487-2015 Арматура композитная полимерная для армирования

бетонных конструкций. Методы определения характеристик стойкости к

агрессивным средам. – М. : Стандартинформ, 2016. – 8 с.

182

50. ГОСТ 32492-2015 Арматура композитная полимерная для армирования

бетонных конструкций. Методы определения физико-механических

характеристик. – М. : Стандартинформ, 2016. – 16 с.

51. Григорьева, Я.Е. Применение композиционных материалов для усиления

железобетонных конструкций / Я.Е. Григорьева // Вестник МГСУ. – 2011. –

№ 1-2. – С. 244–247.

52. Гуща, Ю.П. Статическая прочность железобетонных конструкций и их

деформация в стадии, близкой к разрушению : автореферат дис. … докт.

техн. наук : 05.23.01 / Гуща Юрий Петрович. – М., 1980. – 44 с.

53. Дадаян, Т.Л. Напряженно-деформированное состояние железобетонных

колонн одноэтажных промышленных зданий при сейсмическом

воздействии : дис. …канд. тех. наук : 05.23.01 / Дадаян Тигран Леонидович. –

Ереван, 2000. – 142 с.

54. Добромыслов, А.Н. Примеры динамических расчетов железобетонных

сооружений / А.Н. Добромыслов. – М. : Изд-во АСВ, 2013. – 224 с.

55. ДСТУ-Н Б В.2.6-185:2012 Руководство по проектированию и изготовлению

бетонных конструкций с неметаллической композитной арматурой на основе

базальтового и стеклянного ровингов / Минрегион Украины – Украина,

Киев : Укрархбудінформ, 2011. – 28 с.

56. Евдокимова, Т.С. Экспериментальные исследования кососжимаемых

железобетонных и фиброжелезобетонных элементов / Т.С. Евдокимова,

В.И. Морозов // Вестник гражданских инженеров. – 2015. – № 6. – С. 37–40.

57. Жаворонков, М.И. Развитие методов определения характеристик

трещиностойкости фибробетона : дис. … канд. техн. наук : 05.23.05 /

Жаворонков Михаил Ильич. – СПб., 2017. – 199 с.

58. Забегаев, А.В. К расчету колонн на аварийные ударные воздействия /

А.В. Забегаев // Бетон и железобетон. – 1991. – № 11. – С. 27–28.

59. Забегаев, А.В. Расчет железобетонных конструкций на аварийные ударные

воздействия. Учебное пособие / А.В. Забегаев – М. : МГСУ, 1995. – 158 с.

183

60. Зайцева, Л.П. Бетонные конструкции со стеклопластиковой арматурой при

тепловом и огневом воздействии : дис. … канд. техн. наук : 05.23.01 / Зайцева

Людмила Павловна – Минск, 1979. – 136 с.

61. Залесов, А.С. Расчет железобетонных конструкций по прочности,

трещиностойкости и деформациям / A.C. Залесов, Э.Н. Кодыш, Л.Л. Лемыш

и др. – М. : Стройиздат, 1988. – 320 с.

62. Земскова, Л.А. Модифицированные сорбционно-активные углеродные

волокнистые материалы / Л.А. Земскова, И.В. Шевелева // Рос. хим. журн. –

2004. – Т.48, № 5. – С. 53–57.

63. Зотов, А.Н. Исследование прочностных свойств мелкозернистых бетонов с

полипропиленовой фиброй для дорожного строительства / А.Н. Зотов //

Промышленное и гражданское строительство. – 2015. – № 8. – С. 42–46.

64. Иванов, Ю.В. Несущая способность сталеполимербетонных комплексных

сжатых элементов : дис. …канд. тех. наук : 05.23.01 / Иванов Юрий

Викторович – Воронеж, 1994. – 193 с.

65. Ильин, Д.А. Композитная арматура на основе стеклянных и углеродных

волокон для бетонных конструкций : дис. … канд. техн. наук : 05.23.05 /

Ильин Дмитрий Анатольевич. – М., 2017. – 141 с.

66. Исследовать динамическую прочность и долговечность строительных

материалов и конструкций : отчет о НИР / В.А. Рахманов, А.И. Семин,

Е.Л. Розовский и др. – М., 1985. – 2 т.

67. Карнет, Ю.Н. Использование высокопрочной стержневой арматуры в сжатых

железобетонных элементах с косвенным армированием / Ю.Н. Карнет //

Реферативный сборник ЦИНИС. Отечественный опыт. – 1972. – № 11.

68. Карпенко, Н.И. Нелинейное деформирование бетона и железобетона /

Н.И. Карпенко, В.М. Круглов, Л.Ю. Соловьев. – Новосибирск : Изд-во

СГУПС, 2001. – 276 с.

69. Карпенко, Н.И. Общие модели механики железобетона / Н.И. Карпенко. –

М. : Стройиздат, 1996. – 419 с.

184

70. Карпинский, В.И. Применение железобетонных колонн в спиральной

обойме / В.И. Карпинский, В.Б. Кафка, Ю.А. Кошелев // Транспортное

строительство. – 1971. – № 3.

71. Кириллов, А.П. Прочность бетона при динамических нагрузках /

А.П. Кириллов // Бетон и железобетон. – 1987. – № 2. – С. 38–39.

72. Кисляков, К.А. Основные проблемы внедрения композитной арматуры /

К.А. Кисляков, А.И. Попугаев // Фотинские чтения. – 2017. – № 1. – С. 64–68.

73. Клюев, С.В. Высокопрочный фибробетон для промышленного и

гражданского строительства / С.В. Клюев // Инженерно-строительный

журнал. – 2012. – № 8. – С. 61.

74. Клюев, С.В. Усиление строительных конструкций композитами на основе

углеволокна / С.В. Клюев, А.В. Клюев, Р.В. Лесовик – LAB LAMBERT,

2011. – 123 с.

75. Кодыш, Э.Н. Практические методы и примеры расчета железобетонных

конструкций из тяжелого бетона оп СП 63.13330 : монография / Э.Н. Кодыш,

Н.Н. Трекин, И.К. Никитин, К.Е. Соседов. – М. : Бумажник, 2017. – 496 с.

76. Колмогоров, А.Г. Расчет железобетонных конструкций по российским и

зарубежным нормам / А.Г. Колмогоров, В.С. Плевков. – М. : АСВ, 2014. – 512 с.

77. Колчунов, В.И. Деформационные модели железобетона при особых

воздействиях / В.И. Колчунов, Вл.И. Колчунов, Н.В. Федорова //

Промышленное и гражданское строительство. – 2018. – № 8. – С. 54–60.

78. Кондель, В.Н. Косое внецентренное сжатие железобетонных элементов с

косвенной и высокопрочной стальной арматурой : дис. … канд. техн. наук :

05.23.01 / Кондель Владимир Николаевич. – Полтава, 1989. – 192 с.

79. Конструкции с композитной неметаллической арматурой. Обзор и анализ

зарубежных и отечественных нормативных документов : научно-технический

отчет / Кузеванов Д.В. – М. : НИИЖБ им. А.А. Гвоздева, 2012. – 66 с.

80. Корнеев, А.М. Программный комплекс имитационного моделирования

процесса изменения напряженно-деформированного состояния неоднородных

185

анизотропных объектов / А.М. Корнеев, О.П. Бузина, А.В. Суханов //

Современные наукоемкие технологи. – 2017. – № 1. – С. 41–45.

81. Костенко, А.Н. Прочность и деформативность центрально и внецентренно

сжатых кирпичных и железобетонных колонн, усиленных угле- и

стекловолокном : автореферат дис. … канд. техн. наук : 05.23.01 / Костенко

Анна Николаевна. – М., 2010. – 26 с.

82. Котляревский, В.А. Убежища гражданской обороны. Конструкции и расчет /

В.А. Котляревский, А.А. Ганнушкин, В.А. Костин и др. ; Под ред.

В.А. Котляревского. – М. : Стройиздат, 1989. – 606 с.

83. Кришан, А.Л. Особенности деформационного расчета прочности сжатых

трубобетонных элементов / А.Л. Кришан // БСТ: Бюллетень строительной

техники. – 2017. – № 11 (999). – С. 12–13.

84. Кришан, А.Л. К определению расчетного сопротивления сжатию продольной

арматуры трубобетонных колонн / А.Л. Кришан, Р.Р. Сабиров,

Э.П. Чернышова // Вестник Южно-Уральского государственного

университета. Серия: строительство и архитектура. – 2015. – Т. 15. –№ 3. –

С. 15–19.

85. Кришан, А.Л. Прочность и деформативность коротких трубобетонных

колонн круглого и кольцевого поперечного сечения / А.Л. Кришан,

А.С. Мельничук // Известия Казанского государственного архитектурно-

строительного университета. – 2014. – № 3. – С. 46–50.

86. Крылов, Б.А. Фибробетон и фиброцемент за рубежом / Б.А. Крылов. – М.,

1979. – № 5. – 53 с.

87. Кумпяк, О.Г. Некоторые вопросы динамики железобетона / О.Г. Кумпяк,

В.С. Плевков, Д.Г. Копаница, И.В. Балдин // Вестник Томского

государственного архитектурно-строительного университета. – 2001. – № 1. –

С. 124–136.

88. Кумпяк, О.Г. Прочность и деформативность железобетонных конструкций на

податливых опорах при кратковременном динамическом нагружении :

186

Монография / О.Г. Кумпяк, З.Р. Галяутдинов, Д.Н. Кокорин. – Томск :

Изд-во ТГАСУ, 2016. – 277 с.

89. Кумпяк, О.Г. Прочность и деформативность железобетонных сооружений

при кратковременном динамическом нагружении / О.Г. Кумпяк,

Д.Г. Копаница. – Томск : Нортхэмптон, 2002. – 334 с.

90. Кумпяк, О.Г. Расчет железобетонных элементов на кратковременные

динамические нагрузки с учетом упругопластических свойств материалов //

Совершенствование расчета и проектирования зданий и сооружений,

подвергающихся динамическим воздействиям : тез. докл. I Всесоюз.

конфер. – 1978. – С. 133–134.

91. Курлапов, Д.В. Комбинированный способ усиления железобетонных колонн /

Д.В. Курлапов, М.А. Акимова, А.И. Щемелинин и др. // Сборник научных

статей XXI научно-методической конференции ВИТУ. – 2017. – С. 329–334.

92. Курлапов, Д.В. Усиление железобетонных конструкций с применением

полимерных композитов / Д.В. Курлапов, В.С. Куваев, А.В. Родионов и др. //

Инженерно-строительный журнал. – 2009. – № 3. – С. 22–24.

93. Лапшинов, А.Е. Исследование работы СПА и БПА на сжатие // Вестник

МГСУ. – 2014. – № 1. – С. 52–57.

94. Лапшинов, А.Е. Колонны, армированные стеклопластиковой и

базальтопластиковой арматурой / А.Е. Лапшинов, С.А. Мадатян // Бетон и

железобетон—взгляд в будущее : сб. тр. II Междунар., III Всеросс. конф. по

бетону и железобетону. – 2014. – Т. 3. – С. 67–77.

95. Лапшинов, А.Е. Перспективы применения неметаллической композитной

арматуры в качестве рабочей ненапрягаемой в сжатых элементах /

А.Е. Лапшинов // Вестник МГСУ. – 2015. – № 10. – С. 96–105.

96. Лебеденко, П.В. Усиление железобетонных конструкций композитными

материалам / П.В. Лебеденко, Н.В. Прядко // Вестник Донбасской

национальной академии строительства и архитектуры. – 2016. – № 4. – С. 37–41.

97. Лещинский, М.Ю. Испытание прочности бетона / М.Ю. Лещинский,

Б.Г. Скрамтаев. – М. : Стройиздат, 1973. – 272 с.

187

98. Магдеев, У.Х. Трещинообразование дисперсно-армированных бетонов с

позиций механики разрушения / У.Х. Магдеев, В.И. Морозов,

Ю.В. Пухаренко // Известия Казанского государственного архитектурно-

строительного университета. – 2012. – № 1. – С. 110–117.

99. Магдеев, У.Х. Эффективное использование высокопрочной арматуры в

дисперсно-армированных железобетонных конструкциях без

предварительного напряжения / У.Х. Магдеев, В.И. Морозов, Ю.В. Пухаренко

и др. // Academia. Архитектура и строительство. – 2016. – № 2. –

С. 106–112.

100. Медянкин, М.Д. Опыт изучения механических свойств неметаллической

композитной арматуры при повышении температуры эксплуатации /

М.Д. Медянкин, А.Т. Фаизова // Инновационные технологии в науке и

образовании. – 2017. – С. 43–46.

101. Медянкин, М.Д. Физико-механические характеристики полимерной

композитной арматуры / М.Д. Медянкин, О.А. Корнев, А.Т. Фаизова //

International innovation research. – 2017. – С. 117–120.

102. Моргун, В.Н. О способах повышения эксплуатационной надежности

бетонов / В.Н. Моргун // Научный вестник Воронежского государственного

архитектурно-строительного университета. Серия : Физико-химические

проблемы и высокие технологии строительного материаловедения. – 2015. –

№ 2. – С. 62–64.

103. Моргун, Л.В. Вклад фибры в эксплуатационную надежность бетонов /

Л.В. Моргун, В.Н. Моргун, А.Ю. Богатина и др. // Сборник научных статей

XXI научно-методической конференции ВИТУ. – 2017. – С. 257–260.

104. Морозов, В.И. Эффективность применения фибробетона в конструкциях при

динамических воздействиях / В.И. Морозов, Ю.В. Пухаренко // Вестник

МГСУ. – 2014. – № 3. – С. 189–196.

105. Морозов, Н.М. Структура и свойства цемента, армированного тонким

базальтовым волокном / Н.М. Морозов, И.В. Боровских, В.Г. Хозин //

Материаловедение. – 2015. – № 1. – С. 34–39.

188

106. Морозова, Т.С. Внешнее армирование железобетонных колонн

композиционным материалом на основе углеволокон / Т.С. Морозова,

В.Д. Кузнецов // Инженерно-строительный журнал. – 2010. – № 3. – С. 35–38.

107. Московский, С.В. Влияние дисперсного армирования на деформационно-

прочностные свойства бетона / С.В. Московский, А.С. Носков, В.С. Руднов

и др. // Академический вестник УралНИИпроект РААСН. – 2016. – № 3. –

С. 67–71.

108. Мухамедиев, Т.А. Особенности расчета прочности железобетонных

конструкций, усиленных композитными материалами / Т.А. Мухамедиев,

А.И. Звездов // Строительные материалы. – 2017. – № 1-2. – С. 73–77.

109. Мухамедиев, Т.А. Расчет внецентренно сжатых железобетонных конструкций,

усиленных обоймами из композиционных материалов / Т.А. Мухамедиев,

Д.В. Кузеванов // Бетон и железобетон. – 2014. – № 2. – С. 18–20.

110. Мухамедиев, Т.А. Расчет по прочности нормальных сечений железобетонных

конструкций, усиленных композиционными материалами / Т.А. Мухамедиев,

Д.В. Кузеванов // Бетон и железобетон. – 2013. – № 6. – С. 20–24.

111. Нелепов, А.Р. Методология обследований, оценки состояния, надежности и

реконструкции зданий / А.Р. Нелепов. – Омск : Изд-во СибАДИ, 2002. – 810 с.

112. Никитин, И.К. Проектирование многоэтажных зданий с железобетонным

каркасом для сейсмических районов / И.К. Никитин, Э.Н. Кодыш,

Н.Н. Трекин и др. – М. : ОАО ЦНИИПромзданий, 2008. – 146 с.

113. Николаев, В.Н. Применение композитной полимерной арматуры для опор

контактной сети с анкерным креплением на фундаментах / В.Н. Николаев,

В.Ф. Степанова // Промышленное и гражданское строительство. – 2016. –

№ 7. – С. 79–84.

114. Овчинников, И.Г. Вопросы усиления железобетонных конструкций

композитами : 1. Экспериментальные исследования особенностей усиления

композитами изгибаемых железобетонных конструкций / И.Г. Овчинников,

Ш.Н. Валиев, И.И. Овчинников и др. // Интернет-журнал науковедение. –

2012. – № 4. – С. 89 (22 с.)

189

115. Окольникова, Г.Э. Перспективы использования композитной арматуры в

строительстве / Г.Э. Окольникова, С.В. Герасимов // Экология и

строительство. – 2015. – № 3. – С. 14–21.

116. Опбул, Э.К. Прочность и трещиностойкость изгибаемых элементов из

дисперсно армированного железобетона с высокопрочной арматурой без

предварительного напряжения / Э.К. Опбул, С.С. Седип // Вестник

Тувинского государственного университета. – 2014. – № 3 (22) – С. 43–53.

117. Пантелеев, Д.А. Полиармированные фибробетоны с использованием

аморфнометаллической фибры : дис. … канд. техн. наук : 05.23.05 /

Пантелеев Дмитрий Андреевич. – СПб., 2016. – 155 с.

118. Перфилов, В.А. Влияние суперпластификаторов на свойства фибробетонов /

В.А. Перфилов, М.О. Зубова // Интернет-Вестник ВолгГАСУ. – 2015. –

№ 1. – С. 1–5.

119. Плевков, В.С. Динамическая прочность бетона и арматуры железобетонных

конструкций / В.С. Плевков. – Томск : Изд-во Томского ЦНТИ, 1996. – 65 с.

120. Плевков, В.С. Оценка прочности и трещиностойкости железобетонных

конструкций по российским и зарубежным нормам / В.С. Плевков,

А.П. Малиновский, И.В. Балдин // Вестник ТГАСУ. – 2013. – № 2. – С. 144–153.

121. Плевков, В.С. Прочность железобетонных колонн пространственно

работающих каркасов зданий при динамических воздействиях /

В.С. Плевков, И.В. Балдин, С.В. Балдин и др. // Безопасность строительного

фонда России. Проблемы и решения. Материалы международных

академических чтений. – 2007. – С. 123–126.

122. Плевков, В.С. Прочность и трещиностойкость эксплуатируемых

железобетонных конструкций зданий и сооружений при статическом и

кратковременном динамическом нагружении : дис. … докт. техн. наук :

05.23.01 / Плевков Василий Сергеевич. – Томск, 2003. – 536 с.

123. Плевков, В.С. Influence of strengthening on destruction of reinforced concrete

elements of designs at dynamic loading / В.С. Плевков, А.В. Радченко,

И.В. Балдин, П.А. Радченко, М.Е. Гончаров // Актуальные проблемы

190

механики сплошной среды: Труды международной конференции,

посвященной 100-летию академика НАН Армении Н.Х. Арутюняна. – 2012. –

Том 2. – С. 297–301.

124. Польской, П.П. Деформативность бетона коротких сжатых элементов,

усиленных внешним композитным армированием, при трех видах

напряженного состояния // П.П. Польской, С.В. Георгиев // Инженерный

вестник Дона. – 2017. – № 4 (47). – С. 242.

125. Польской, П.П. Прочность и деформативность коротких усиленных стоек

при малых эксцентриситетах / П.П. Польской, Д.Р. Маилян, С.В. Георгиев //

Инженерный вестник Дона. – 2014. – № 4 (31). – С. 138.

126. Попов, Г.И. Железобетонные конструкции, подверженные действию

импульсивных нагрузок / Г.И. Попов. – М. : Стройиздат, 1986. – 128 с.

127. Попов, Н.Н. Вопросы динамического расчета железобетонных конструкций /

Н.Н. Попов, О.Г. Кумпяк, В.С. Плевков – Томск : Изд-во ТГУ, 1990. – 288 с.

128. Попов, Н.Н. Особенности расчета конструкций на действие кратковременных

динамических нагрузок / Н.Н. Попов, Б.С. Расторгуев // Бетон и

железобетон. – 1985. – № 6. – С. 15–16.

129. Попов, Н.Н. Расчет конструкций на динамические и специальные нагрузки /

H.H. Попов, Б.С. Расторгуев, A.B. Забегаев. – М. : Высшая школа. – 1992. – 319 с.

130. Применение высокопрочной арматуры в колоннах многоэтажных зданий :

научно-технический реферат ВЦНИС / И.Г. Хаит, Е.А. Чистяков –. М. :

Стройиздат. – 1979. – С. 36–42.

131. Пухаренко, Ю.В. Особенности приготовления фибробетонных смесей /

Ю.В. Пухаренко // Вестник гражданских инженеров. –2012. – № 1. –

С. 157–162.

132. Рабинович, Ф.Н. Дисперсно армированные бетоны. – М. : Стройиздат,

1989. – 176 с.

133. Рабинович, Ф.Н. Композиты на основе дисперсно-армированных бетонов.

Вопросы теории и проектирования, технология, конструкции /

Ф.Н. Рабинович. – М. : Изд-во АСВ, 2004. – 560 с.

191

134. Радченко, А.В. Моделирование поведения анизотропных материалов при

ударе // Механика композиционных материалов и конструкций. – 1998. –

Т. 4, № 4. – С. 51–61.

135. Радченко, А.В. Модель поведения хрупких анизотропных материалов при

динамических нагрузках и ее приложения // Вестник Томского государственного

архитектурно-строительного университета. – 2003. – № 2. – С. 179–193.

136. Радченко, А.В. Ударно-волновые процессы и разрушение в анизотропных

материалах и конструкциях / А.В. Радченко, П.А. Радченко – Томск :

Издательство ТГАСУ, 2015. – 217 с.

137. Расторгуев, Б.С. Проектирование зданий и сооружений при аварийных

взрывных воздействиях. Учебное пособие / Б.С. Расторгуев, А.И. Плотников,

Д.З. Хуснутдинов – М. : Издательство АСВ, 2007. – 152 с.

138. Рахманов, В.А. Влияние динамического воздействия на прочностные и

деформативные свойства тяжёлого бетона / В.А. Рахманов, Е.Л. Розовский,

И.А. Цупков // Бетон и железобетон. – 1987. – № 7. – С. 19–20.

139. Римшин, В.И. О нормировании характеристик стержневой неметаллической

композитной арматуры / В. И. Римшин, С.И. Меркулов // Промышленное и

гражданское строительство. – 2016. – № 5. – С. 22–26.

140. Римшин, В. И. Элементы теории развития бетонных конструкций с

неметаллической композитной арматурой / В.И. Римшин, С.И. Меркулов //

Промышленное и гражданское строительство. – 2015. – № 5. – С. 38–42.

141. Рискинд, Б.Я. Прочность сжатых железобетонных стоек с термически

упрочненной арматурой // Бетон и железобетон. – 1972. – № 11. – С. 31–33.

142. Розенталь, Н.К. Коррозионная стойкость полимерных композитов в

щелочной среде бетона / Н.К. Розенталь, Г.В. Чехний, А.Р. Бельник,

А.П. Жилкин // Бетон и железобетон. – 2002. – № 3. – С. 20–23.

143. Рыков, Г.В. Механические характеристики бетонов с учётом их разрушения

при кратковременных динамических нагрузках / Г.В. Рыков, В.П. Обледов,

Е.Ю. Майоров // Строительная механика и расчёт сооружений. – 1989. –

№ 4. – С. 31–34.

192

144. Рыков, Г.В. Экспериментальные исследования процессов деформирования и

разрушения бетонов при интенсивных динамических нагрузках / Г.В. Рыков,

В.П. Обледов, Е.Ю. Майоров // Строительная механика и расчёт

сооружений. – 1985. – № 5.

145. Савельев, А.А. Перспективный метод модифицирования цементных бетонов /

А.А Савельев, А.Ю. Тарасова // Технологии бетонов. – 2011. – № 5-6. – С. 12–13.

146. Селезнев, В.А. Прочность полимерной композитной арматуры /

В.А. Селезнев, О.А. Корнев, А.К. Иванова и др. // Потенциал современной

науки. – 2016. – № 4. – С. 74–79.

147. Сергеева, Е.А. Анализ ассортимента арамидных волокон и их свойств /

Е.А. Сергеева, К.Д. Костина // Вестник Технологического университета. –

2015. – Т. 18, № 14. – С. 124–125.

148. Смердов, Д.Н. Изучение сжатых железобетонных элементов, усиленных

композиционными материалами / Д.Н. Смердов, К.В. Кобелев, Т.К. Лягуша //

Научные труды общества железобетонщиков Сибири и Урала. – 2014. –

Вып. 11. – С. 55–60.

149. Смердов, Д.Н. Оценка несущей способности железобетонных пролетных

строений мостов, усиленных композитными материалами : автореф. дис. ...

канд. техн. наук : 05.23.11 / Смердов Дмитрий Николаевич. – Новосибирск,

2010. – 24 с.

150. СНиП 2.03.01–84* Бетонные и железобетонные конструкции. – М. :

Минстрой России, 1995. – 80 с.

151. Соловьева, Т.А. Оценка возможности использования отходов углеволокна в

качестве армирующего элемента цементных композиций / Т.А. Соловьева,

Т.К. Акчурин, О.Ю. Пушкарская // Вестник Волгоградского

государственного архитектурно-строительного университета. Серия :

Строительство и архитектура. – 2013. – № 30. – С. 197–201.

152. Соломенцев, Г.Г. О закономерностях продольного деформирования бетона

при трехосном пропорциональном сжатии // Известия высших учебных

заведений. Строительство и архитектура. – 1975. – № 10. – С. 20–24.

193

153. СП 164.1325800.2014 Усиление железобетонных конструкций композитными

материалами. Правила проектирования. – М. : Минстрой России, 2015. – 50 с.

154. СП 295.1325800.2017 Конструкции бетонные, армированные композитной

полимерной арматурой. Правила проектирования. – М. : Стандартинформ,

2017. – 48 с.

155. СП 52-101-2003 Бетонные и железобетонные конструкции без

предварительного напряжения арматуры. – М. : ГУП «НИИЖБ», ФГУП

ЦПП, 2004. – 54 с.

156. СП 63.13330.2012 Бетонные и железобетонные конструкции. Основные

положения. Актуализированная редакция СНиП 52.01-2003 (с Изменениями

№ 1, 2). – М. : Минстрой России, 2015. – 155 с.

157. СП 88.13330.2014 Защитные сооружения гражданской обороны.

Актуализированная редакция СНиП II-11-77*. – М. : Минстрой России,

2014. – 117 с.

158. Справочник проектировщика. Динамический расчет зданий и сооружений /

М.Ф. Барштейн, В.А. Ильичев, Б.Г. Коренев и др.; Под ред. Б.Г. Коренева,

И.М. Рабиновича – М. : Стройиздат, 1984. – 303 с.

159. Ставров, Г.Н. Влияние продольной арматуры на прочность бетона при

статическом и динамическом сжатии / Г.Н. Ставров, В.А. Катаев // Известия

высших учебных заведений. Строительство. – 1994. – № 5-6. – С. 119–122.

160. Ставров, Г.Н. О механизме деформирования и упрочнения бетона при

одноосном динамическом нагружении / Г.Н. Ставров, В.А. Катаев // Известия

высших учебных заведений. Строительство и архитектура. – 1990. – № 10. –

С. 3–6.

161. Степанова, В.Ф. Арматура композитная полимерная / В.Ф. Степанова,

А.Ю. Степанов, Е.П. Жирков. – М. : АСВ, 2013. – 200 с.

162. Степанова, В.Ф. Исследование особенности работы бетонных конструкций с

комбинированным армированием (арматурой композитной полимерной и

неметаллической фиброй) / В.Ф. Степанова, А.В. Бучкин, Д.А. Ильин //

Academia. Архитектура и строительство. – 2017. – № 1. – С. 124–128.

194

163. Степанова, В.Ф. Мелкозернистый бетон высокой коррозионной стойкости,

армированный тонким базальтовым волокном / В.Ф. Степанова,

А.В. Бучкин // Промышленное и гражданское строительство. – 2013. – № 1. –

С. 47–49.

164. Талантова, К.В. Определение области рационального фибрового

армирования с помощью программных средств при проектировании

конструкций на основе сталефибробетона / К.В. Талантова // Известия

высших учебных заведений. Строительство. – 2015. – № 10 (682). – С. 5–12.

165. Тамразян, А.Г. Расчет внецентренносжатых железобетонных элементов на

кратковременную динамическую нагрузку [Электронный ресурс] /

А.Г. Тамразян, Л.А. Аветисян // Строительство: наука и образование. –

2013. – № 4. – Ст. 2. – Режим доступа: http://www.nso-journal.ru.

166. Тарек, М.Ф.Э. Прочность преднапряженных изгибаемых балочных

элементов, армированных стеклопластиковой арматурой, при действии

кратковременных динамических нагрузок : дис. ... канд. техн. наук : 05.23.01 /

Тарек Мохамед Фаузи Эльшафхи. – М., 1992. – 135 с.

167. Тихонов, И.Н. Исследование прочности внецентренно сжатых

железобетонных элементов при кратковременных динамических

нагружениях : дис. … канд. техн. наук : 05.23.01 / Тихонов Игорь

Николаевич. – Харьков, 1974. – 99 с.

168. Тонких, Г.П. Влияние ненесущих конструкций на динамические параметры

каркасных зданий и сооружений при малоинтенсивных динамических

нагрузках / Г.П. Тонких // Промышленное и гражданское строительство. –

2016. – № 7. – С. 29–34.

169. Тонких, Г.П. Совершенствование нормативно-правовой базы по

обеспечению защиты населения в современных условиях / Г.П. Тонких //

Технологии гражданской обороны. – 2018. – Т. 15, № 2 (56). – С. 90–95.

170. Трекин, Н.Н. Несущая способность колонн, армированных высокопрочной

сталью, при динамическом воздействии : автореферат дис. … канд. техн.

наук : 05.23.01 / Трекин Николай Николевич. – М., 1987. – 20 с.

195

171. Уманский, А.М. Совершенствование методов расчета конструкций морских

гидротехнических сооружений из композитбетона с использованием

базальтопластиковой арматуры : дис. … канд. техн. наук : 05.23.07 /

Уманский Андрей Михайлович. – Владивосток, 2017. – 173 с.

172. Фролов, Н.В. Современная классификация полимеркомпозитной арматуры //

Актуальные проблемы гуманитарных и естественных наук. – 2016. – № 4-1. –

С. 154–157.

173. Фролов, Н.П. Стеклопластиковая арматура и стеклопластбетонные

конструкции./ Н.П. Фролов. – М. : Стройиздат, 1980. – 104 с.

174. Хегай, А.О. Внецентренно сжатые элементы из фибробетона, армированные

высокопрочной арматурой : дис. … канд. техн. наук : 05.23.01 / Хегай

Алексей Олегович. – СПб., 2011. – 163 с.

175. Хозин, В.Г. Влияние щелочной среды бетона на эпоксидные связующиеи

полимеркомпозитную арматуру / В.Г. Хозин, Е.С. Зыкова, В.Х. Фахрутдинова

и др. // Строительные материалы. – 2015. – № 1. – С. 41–47.

176. Хозин, В.Г. Сцепление полимеркомпозитной арматуры с цементным

бетоном / В.Г. Хозин, А.А. Пискунов, А.Р. Гиздатуллин и др. // Известия

казанского государственного архитектурно-строительного университета. –

2013. – № 1 (23). – С. 214–220.

177. Чистяков, Е.А. Основы теории, методы расчета и экспериментальные

исследования несущей способности сжатых железобетонных элементов при

статическом нагружении : автореф. дис. ... докт. техн. наук : 05.23.01 /

Чистяков Евгений Александрович. – М., 1988. – 48 с.

178. Шевченко, Н.С. Экспериментальные и технико-механические исследования

эффективности стеклопластиковой арматуры и ее совместной работы с

бетоном : дис. … канд. техн. наук / Шевченко Наколай Степанович – М.,

1968. –174 с.

179. Шилин, А.А. Внешнее армирование железобетонных конструкций

композиционными материалами / А.А. Шилин, В.А. Пшеничный,

Д.В. Картузов – М. : Стройиздат, 2007 – 184 с.

196

180. Abu-Lebdeh, T. High rate-dependent interaction diagrams for reinforced concrete

columns / T. Abu-Lebdeh, S. Hamoush, W. Choi, M.A. Nasra // American journal

of engineering and applied sciences. – 2011. – Vol. 4, № 1. – P. 1–9.

181. ACI 440.1R-15 Guide for the design and construction of structural concrete

reinforced with FRP Bars / ACI Committee 440, American Concrete Institute –

USA, Farmington Hills : ACI, 2015. – 83 p.

182. Afifi, M.Z. Axial capacity of circular concrete columns reinforced with GFRP bars

and spirals / M.Z. Afifi, H.M. Mohamed, B. Benmokrane // Journal of Composites

for Construction. – 2013. – Vol. 18, № 1. – P. 1–11.

183. Akogbe, R.K. Size effect of axial compressive strength of CFRP confined concrete

cylinders / R.K. Akogbe, M. Liang, Z.M. Wu // International Journal of Concrete

Structures and Materials. – 2011. – Vol. 5, № 1. – P. 49–55.

184. Alsayed, S.H. Concrete columns reinforced by glass fiber reinforced polymer

rods / S.H. Alsayed, Y.A. Al-Salloum, T.H. Almusallam et al. // Special

Publication. – 1999. – Vol. 188. – P. 103–112.

185. Al-Zubaidy, H. Mechanical characterisation of the dynamic tensile properties of

CFRP sheet and adhesive at medium strain rates / H. Al-Zubaidy, X.L. Zhao,

R. Al-Mahaidi // Composite Structures. – 2013. – Vol. 96. – P. 153–164.

186. Amer, A. Ultimate strength of eccentrically loaded concrete columns reinforced

with CFRP bars / A. Amer, M. Arockiasamy, M. Shahawy // Proceedings of the

Conference on Advanced Composite Materials in Bridges and Structures. –

1996. – P. 209–216.

187. Balaguru, P. FRP composites for reinforced and prestressed concrete structures : a

guide to fundamentals and design for repair and retrofit / P. Balaguru, A. Nanni,

J. Giancaspro // CRC Press, 2008. – 322 p.

188. Bekker, A.T. Study of stress and strain state of flexible concrete elements

strengthened by basalt-plastic reinforcement ANK-BM. / A.T. Bekker,

A.M. Umansky, A.V. Zavgorodnev et al. // Proceedings of the Twenty-fourth

(2014) International Ocean and Polar Engineering Conference. – 2014. – P. 211.

197

189. Bekker, A.T. Investigation of strain-stress state of eccentric compacted concrete

elements armored with basalt-plastic reinforcement / A.T. Bekker,

A.M. Umansky // Proceedings of the Twenty-six (2016) International Ocean and

Polar Engineering Conference. – 2016. – P. 691–696.

190. Bekker, A.T. Study of the intense-deformed condition of the concrete elements

reinforced by basalt-and-plastic accessories / A.T. Bekker, A.M. Umansky,

A.V. Zavgorodnev et al. // Proceedings of the Twenty-fifth (2015) International

Ocean and Polar Engineering Conference. – 2015. – P. 101–104.

191. Bischoff, P.H. Compressive behaviour of concrete at high strain rates /

P.H. Bischoff, S.H. Perry // Materials and structures. – 1991. – № 24. –

P. 425–450.

192. Brooks, J.J. Influence of rate of stressing on tensile stress - strain behaviour of

concrete / J.J. Brooks, N.H. Saharaij // Fract. Concr. and Rock : Recent Dev. : Pap.

Int. Conf., Cardiff. – 1989. – P. 397–408.

193. Brown, J. Glass fibre reinforced polymer bars in concrete compression members /

J. Brown // International Conference on Performance-based and Life-cycle

Structural Engineering. – 2015. – P. 1590–1599.

194. Cadoni, E. High strain-rate testing of concrete and steel for the assessment of the

Tenza Bridge under blast loading / E. Cadoni, D. Asprone, A. Prota // ACI

Structural Journal – 2009. – Vol. 106, № 4. – P. 523–529.

195. Cadoni, E. Mechanical behaviour of quenched and self-tempered reinforcing steel

in tension under high strain rate / E. Cadoni, M. Dotta, D. Forni et al. // Materials

and Design – 2013. – № 49. – P. 657–666.

196. Calvet, V. Influence of moderate temperatures on the bond between carbon fibre

reinforced polymer bars (CFRP) and concrete / V. Calvet, M. Valcuende,

J. Benlloch et al. // Construction and Building Materials. – 2015. – Vol. 94. –

P. 589–604.

197. Campione, G. Behavior in compression of concrete cylinders externally wrapped

with basalt fibers / G. Campione, L. La Mendola, A. Monaco et al. // Composites

Part B : Engineering – 2015. – № 69. – P. 576–586.

198

198. CAN/CSA-S806-12 (R2017) Design and Construction of Building Components

with Fibre-Reinforced Polymers / Canadian Standards Association – Canada,

Rexdale : CSA, 2017. – 206 p.

199. Chen, Y. Accelerated aging tests for evaluations of durability performance of FRP

reinforcing bars for concrete structures / Y. Chen, J.F. Davalos, I. Ray et al. //

Composite Structures. – 2007. – Vol. 78, № 1. – P. 101–111.

200. Choo, C.C. Concrete columns reinforced with FRP bars : extending the life of RC

structures / C.C. Choo, I.E. Harik, H. Gesund // 34th Conference on Our World in

Concrete & Structures. Singapore. – 2009. – P. 16–18.

201. Choudhury, M.S.I. Effect of confining pressure distribution on the dilation

behavior in FRP-confined plain concrete columns using stone, brick and recycled

aggregates / M.S.I. Choudhury, A.F.M.S. Amin, M.M. Islam et al. // Construction

and Building Materials. – Vol. 102. – P. 541–551.

202. Chung, D.D.L. Cement reinforced with short carbon fibers : a multifunctional

material / D.D.L. Chung // Composites Part B : Engineering. – 2000. – Vol. 31,

№ 6-7. – P. 511–526.

203. CNR-DT 203/2006 Guide for the Design and Construction of Concrete Structures

Reinforced with Fiber-Reinforced Polymer Bars / Italian National Research

Council – Italy, Rome : CNR, 2006. – 42 p.

204. De Luca, A. Behavior of full-scale glass fiber-reinforced polymer reinforced

concrete columns under axial load / A. De Luca, F. Matta, A. Nanni // ACI

Structural Journal. – 2010. – Vol. 107, № 5. – P. 589–596.

205. Dilger, W.H. Ductility of plain and confined concrete under different strain rates /

W.H. Dilger, R. Koch, R. Kowalczyk // ACI Journal. – 1984. – Vol. 81, № 1. –

P. 73–81.

206. El-Kurdi, A. Behavior of axially loaded columns strengthened with carbon fiber

reinforced polymers / A. El-Kurdi, S. Khoury, A. Eldarwish et al. – Alexandria :

Proceeding of Alexandria International Conference for Structural and Geotechnical

Engineering. – 2003. – P. 351–373.

199

207. Elshekh, A.E.A. Evaluation the effectiveness of chopped basalt fiber on the

properties of high strength concrete / A.E.A. Elshekh, N. Shafiq, M.F. Nuruddin

et al. // Journal of Applied Sciences. – 2014. – № 14 (10). – P. 1073–1077.

208. Farag, H.M. Material modelling for transient dynamic analysis of reinforced

concrete structures / H.M. Farag, P. Leach // Int. J. Numer. Meth. Eng. – 1996. –

Vol. 36, № 12. – P. 2111–2129.

209. Farghal, O.A. Prediction of axial compressive strength of reinforced concrete

circular short columns confined with carbon fiber reinforced polymer wrapping

sheets / O.A. Farghal, H.M. A. Diab // Journal of Reinforced Plastics and

Composites. – 2013. –№ 32 (19). – P. 1406–1418.

210. FIB Bulletin 40: FRP reinforcement in RC structures / International Federation for

Structural Concrete – Switzerland, Lausanne : FIB, 2007. – 160 p.

211. Fico, R. Limit states design of concrete structures reinforced with FRP bars. : PhD

thesis / Raffaello Fico – Napoli, 2008. – 167 p.

212. Fillmore, B. Compressive Behaviour of Concrete Cylinders Reinforced with Glass

Fiber Reinforced Polymer Bars / B. Fillmore, P. Sadeghian // Canadian Society for

Civil Engineering. – 2017. – P. 1–8.

213. Ghazy, M.F. Influence of strain rate on compressive properties of concrete /

M.F. Ghazy, A. A. Metwally // Twelfth International Colloquium on Structural and

Geotechnical Engineering. – 2007. – P. 1–11.

214. Griffiths, L.J. A study of the dynamic behaviour of a carbon-fibre composite using

the split Hopkinson pressure bar / L.J. Griffiths, D.J. Martin // Journal of

Physics D : Applied Physics. – 1974. – Vol. 7, № 17 – P. 2329–2341.

215. Grote, D.L. Dynamic behavior of concrete at high strain rates and pressures : I.

experimental characterization / D.L. Grote, S.W. Park, M. Zhou // International

Journal of Impact Engineering – 2001. – Vol. 25, № 9. – P. 869–886.

216. Guan, X. Carbon fiber reinforced cement and its stress sensor / X. Guan, J. Ou,

B. Han // International Conference on Advances in Concrete and Structures. –

2003. – Vol. 1. – P. 582–589.

200

217. Hadhood, A. Experimental study of circular high-strength concrete columns

reinforced with GFRP bars and spirals under concentric and eccentric loading /

A. Hadhood, H.M. Mohamed, B. Benmokrane // Journal of Composites for

Construction. – 2016. – Vol. 21. – № 2.

218. Hollingshead, K. The effects of fire on insulated reinforced concrete members

strengthened with fibre reinforced polymers / Kevin Hollingshead. – Kingston,

2012. – 250 p.

219. Hsiao, H.M. Strain rate behavior of composite materials / H.M. Hsiao,

I.M. Daniel // Composites Part B : Engineering. – 1998. –Vol. 29, № 5. –

P. 521–533.

220. Iain, P. The use of FRP Reinforcement in GRC Elements / P. Iain, C. Yanfei //

ISTANBUL : GRCA 2011 Congress Papers. – 2011. – P. 1–16.

221. IstructE. Interim guidance on the design of reinforced concrete structures using

fibre composite reinforcement / Institution of Structural Engineers – UK, London :

IstructE, 1999. – 116 p.

222. Jiang, S. Behavior of FRP confined ultrahighstrength concrete columns under axial

compression : An experimental study / S. Jiang, D. Fernando, J.C.M. Ho, et al. //

Mechanics of Structures and Materials : Advancements and Challenges. – 2017. –

P. 1737–1744.

223. JSCE. Recommendation for Design and Construction of Concrete Structures Using

Continuous Fiber Reinforcing Materials / Concrete Committee, Japan Society of Civil

Engineers – Japan, Tokyo : JSCE, Concrete engineering series 23, 1997. – 325 p.

224. Karabinis, A.I. Concrete confined by FRP material : a plasticity approach /

A.I. Karabinis, T.C. Rousakis // Engineering Structures. – 2002. – Vol. 24, № 7. –

P. 923–932.

225. Karbhari, V.M. Use of Composite Materials in Civil Infrastructure in Japan : WTEC

monograph / V.M. Karbhari // National Science Foundation. – 1998. – 191 p.

226. Kawaguchi, N. Ultimate strength and deformation characteristics of concrete

members reinforced with AFRP rods under combined axial tension or compression

and bending / N. Kawaguchi // Special Publication. – 1993. – Vol. 138. – P. 671–685.

201

227. Lotfy, E.M. Behavior of reinforced concrete short columns with Fiber Reinforced

polymers bars / E.M. Lotfy // International Journal of Civil and Structural

Engineering. – 2010. – Vol. 1, № 3. – P. 545–557.

228. Malvar, L.J. Dynamic increase factors for concrete / L.J. Malvar, J.E. Crawford //

28 DDESB Seminar Orlando. – 1998. – P. 1–17.

229. Malvar, L.J. Review of static and dynamic properties of steel reinforcing bars /

L.J. Malvar // ACI Material Journal – 1998. – Vol. 95, № 5. – P. 609–616.

230. Micelli, F. Durability of FRP rods for concrete structures / F. Micelli, A. Nanni //

Construction and Building materials. – 2004. – Vol. 18, № 7. – P. 491–503.

231. Mirmiran, A. Design for slenderness in concrete columns internally reinforced

with Fiber-Reinforced Polymer bars / A. Mirmiran, W. Yuan, X. Chen // ACI

Structural Journal. – Vol. 98, № 1. – 2001. – P. 116–125.

232. Mlakar, P.F. Dynamic tensile-compressive behavior of concrete / P.F. Mlakar,

K.P. Vitaya‑Udom, R.A. Cole // ACI Journal – 1985 – Vol. 82, № 4. –

P. 484–490.

233. Ochola, R.O. Mechanical behaviour of glass and carbon fibre reinforced

composites at varying strain rates / R.O. Ochola, K. Marcus, G.N. Nurick, et al. //

Composite Structures. – 2004. – Vol. 63, № 3-4. – P. 455–467.

234. Olivova, K. Strengthening of concrete columns with CFRP / K. Olivova,

J. Bilcik // Slovak Journal of Civil Engineering. – 2009. – Vol. 1. – P. 1–9.

235. Pajak, M. The influence of the strain rate on the strength of concrete taking into

account the experimental techniques / M. Pajak // Architecture Civil Engineering

Environment. – 2011. – № 4 (3). – P. 77–86.

236. Parvin, A. FRP composites strengthening of concrete columns under various

loading conditions / A. Parvin., D. Brighton // Polymers. – 2014. – Vol. 6. – № 4. –

P. 1040–1056.

237. Ray, B.C. A review on mechanical behavior of FRP composites at different

loading speeds. / B.C. Ray, D. Rathorea // Critical reviews in solid state and

materials sciences. – 2015. – Vol. 40. – P. 119–135.

202

238. Riisgaard, B. Dynamic increase factors for high-performance concrete in

compression using split Hopkinson pressure bar / B. Riisgaard, T. Ngo, P. Mendis

et al. // Proceedings of the 6th International Conference On Fracture Mechanics of

Concrete and Concrete Structures. – № 3 – P. 1467–1471.

239. Ruiz, G. Loading rate effect on the fracture behavior of high strength concrete /

G. Ruiz, X.X. Zhang, R.C. Yu et al. // EPJ Web of Conferences. – 2010. –

Vol. 6. – P. 1–7.

240. Sanchez-Saez, S. Static behavior of CFRPs at low temperatures / S. Sanchez-Saez,

T. Gomez-del Rıo, E. Barbero et al. // Composites Part B : Engineering. – 2002. –

Vol. 33, № 5. – P. 383–390.

241. Song, X. Mechanical behavior of FRP-strengthened concrete columns subjected to

concentric and eccentric compression loading / X. Song, X. Gu, Y. Li et al. //

Journal of Composites for Construction. – 2012. – Vol. 17, № 3. – P. 336–346.

242. Teng, J.G. FRP : strengthened RC structures / J.G. Teng, J.F. Chen, S.T. Smith

et al. // Frontiers in Physics. – 2002. – P. 266.

243. Thohallsson, E. Renovation of concrete columns by wrapping basalt fiber sheets /

E. Thohallsson, A. Konradsson // International Association for Bridge and

Structural Engineering. – 2013. – Vol. 99, № 18. – P. 903–910.

244. Tobbi, H. Concrete columns reinforced longitudinally and transversally with glass

fiber-reinforced polymer bars / H. Tobbi, A.S. Farghaly, B. Benmokrane // ACI

Structural Journal. – 2012. – Vol. 109, № 4. – P. 551–558.

245. Wakabayashi, M. Dynamic loading effects on the structural performance of

concrete and steel materials and beams / M. Wakabayashi, T. Nakamura,

N. Yoshida et al. // Proceedings of the seventh world conference on earthquake

engineering Istanbul. – 1980. – Vol. 6. – P. 271–278.

246. Wang, H. Ductility characteristics of fiber-reinforced-concrete beams reinforced

with FRP rebars / H. Wang, A. Belarbi // Construction and Building Materials. –

2011. – Vol. 25, № 5. – P. 2391–2401.

203

247. Wang, L.M. Effect of corner radius on the performance of CFRP-confined square

concrete columns : Test / L.M. Wang Y.F. Wu // Engineering structures. – 2008. –

Vol. 30, № 2. – P. 493–505.

248. Wang, Y.C. An experimental study of the mechanical properties of fibre reinforced

polymer (FRP) and steel reinforcing bars at elevated temperatures / Y.C. Wang,

P.M.H. Wong, V. Kodur // Composite Structures. – 2007. – Vol. 80, № 1. –

P. 131–140.

249. Wu, Y.F. Effect of cross-sectional aspect ratio on the strength of CFRP-confined

rectangular concrete columns / Y.F. Wu, Y.Y. Wei // Engineering Structures. –

2010. – Vol. 32, № 1. – P. 32–45.

250. Xiao, Y. Compressive behavior of concrete confined by carbon fiber composite

jackets / Y. Xiao, H. Wu // Journal of materials in civil engineering. – 2000. –

Vol. 12, № 2. – P. 139–146.

251. Yan, D. Dynamic properties of concrete in direct tension / D. Yan, G. Lin //

Cement and Concrete Research – 2006. – № 36. – P. 1371-1378.

252. Zhang, X. Static and dynamic material properties of CFRP/epoxy laminates /

X. Zhang, H. Hao, Y. Shi, et al. // Construction and Building Materials. – 2016. –

Vol. 114. – P. 638–649.

204

ПРИЛОЖЕНИЕ А.

Свидетельство о государственной регистрации программы для ЭВМ

по расчету прочности нормальных сечений бетонных элементов

с углеродным стержневым, фибровым и внешним армированием

на основе деформационной модели

205

206

ПРИЛОЖЕНИЕ Б.

Евразийский патент на изобретение

«Стенд для испытания строительных конструкций на действие

кратковременной динамической сжимающей нагрузки»

207

208

ПРИЛОЖЕНИЕ В.

Документы, подтверждающие внедрение результатов

диссертационной работы

209

210