Трещиностойкость и деформативность железобетонных пролетных строений мостов, усиленных полимерными композиционными материалами на основе углеродного волокна тема диссертации и автореферата по ВАК РФ 05.23.11, кандидат наук Слепец Виктор Александрович

• Слепец Виктор Александрович
• кандидат наук
• 2017

Оглавление диссертации кандидат наук Слепец Виктор Александрович

ВВЕДЕНИЕ

1 ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫЕ ПРОЛЕТНЫЕ СТРОЕНИЯ АВТОДОРОЖНЫХ МОСТОВ

1.1 Характеристика железобетонных пролетных строений

автодорожных мостов

1.1.1 Конструкции эксплуатируемых пролетных строений

1.1.2 Техническое состояние, трещиностойкость и деформативность

1.1.3 Усиление железобетонных пролетных строений

1.2 Экспериментальные исследования усиленных железобетонных конструкций по трещиностойкости и деформативности

1.2.1 Экспериментальные исследования по трещиностойкости

1.2.2 Экспериментальные исследования прогиба

1.2.3 Экспериментальные исследования динамических параметров

1.3 Расчеты железобетонных конструкций мостов по второй группе предельных состояний

1.3.1 Расчет по образованию трещин

1.3.2 Расчет по раскрытию трещин

1.3.3 Определение прогибов и углов поворота

1.4 Цель и задачи исследования

2 ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫЕ ИССЛЕДОВАНИЯ РАБОТЫ УСИЛЕННЫХ ИЗГИБАЕМЫХ ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ ЭЛЕМЕНТОВ ПО ТРЕЩИНОСТОЙКОСТИ И ДЕФОРМАТИВНОСТИ

2.1 Цель и задачи экспериментального исследования

2.2 Описание балочных образцов

2.3 Методика испытания балочных образцов

2.4 Результаты экспериментальных исследований

2.5 Численное моделирование работы экспериментальных образцов

2.6 Выводы по разделу

3 ТЕОРЕТИЧЕСКИЕ ОБОСНОВАНИЯ ОСНОВНЫХ РАСЧЕТНЫХ ПРЕДПОСЫЛОК РАБОТЫ УСИЛЕННЫХ ИЗГИБАЕМЫХ ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ ЭЛЕМЕНТОВ ПО ТРЕЩИНОСТОЙКОСТИ И ДЕФОРМАТИВНОСТИ

3.1 Трещиностойкость усиленных железобетонных элементов

3.1.1 Образование трещин

3.1.2 Раскрытие трещин

3.2 Расчет по деформациям

3.2.1 Кривизна оси при изгибе и жесткость усиленных ПКМ железобетонных элементов на участках без трещин

3.2.2 Кривизна оси при изгибе и жесткость усиленных ПКМ железобетонных элементов на участках с трещинами

3.3 Выводы по разделу

4 НАТУРНЫЕ ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫЕ ИССЛЕДОВАНИЯ ЖЕЛЕЗОБЕТОННОГО ПРОЛЕТНОГО СТРОЕНИЯ МОСТА ЧЕРЕЗ РЕКУ КУРУНДУС

4.1 Усиление пролетного строения моста через реку Курундус

4.1.1 Общие сведения о сооружении

4.1.2 Результаты обследования сооружения

4.1.3 Проект усиления балок пролетного строения

4.2 Расчеты пролетного строения

4.2.1 Определение несущей способности балок пролетного строения

4.2.2 Определение расчетного напряженно-деформированного состояния конструкции от воздействия испытательной нагрузки

4.2.3 Определение динамических параметров конструкции

4.3 Испытания пролетного строения

4.3.1 Программа и методы испытания

4.3.2 Результаты статических испытаний

4.3.3 Результаты динамических испытаний

4.3.4 Диагностика пролетного строения по динамическим параметрам

4.4 Выводы по разделу

5 МЕТОДИКА РАСЧЕТА УСИЛЕННЫХ ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ КОНСТРУКЦИЙ МОСТОВ ПО ТРЕЩИНОСТОЙКОСТИ И ДЕФОРМАТИВНОСТИ

5.1 Расчеты по трещиностойкости

5.1.1 Расчет по образованию трещин

5.1.2 Расчет по раскрытию трещин

5.2 Определение прогибов и углов поворота

5.3 Автоматизация расчетов по трещиностойкости

5.4 Технико-экономическое обоснование

ЗАКЛЮЧЕНИЕ

134

128

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ

137

ПРИЛОЖЕНИЕ А Основные данные по железобетонным мостам сети дорог

ПРИЛОЖЕНИЕ В Схемы расположения трещин в экспериментальных

ПРИЛОЖЕНИЕ Г Результаты расчета напряженно-деформированного состояния конструкции пролетного строения моста через р. Курундус от воздействия испытательной нагрузки в программных комплексах Midas Civil

ПРИЛОЖЕНИЕ Д Результаты расчета напряженно-деформированного состояния конструкции пролетного строения моста через р. Курундус от воздействия испытательной нагрузки в программных комплексах Midas FEA

ПРИЛОЖЕНИЕ Е Фотоотчет по результатам испытания пролетного строения моста через р. Курундус

ПРИЛОЖЕНИЕ Ж Результаты статических испытаний пролетного строения моста через р. Курундус

ПРИЛОЖЕНИЕ И Графики изменения деформаций в балочных образцах, от воздействия испытательной нагрузки

ПРИЛОЖЕНИЕ К Схемы расположения трещин в балках пролетных строений моста через р. Курундус

ГКУ НСО ТУАД

ПРИЛОЖЕНИЕ Б Результаты испытаний материалов

151

155

образцах

161

Введение диссертации (часть автореферата) на тему «Трещиностойкость и деформативность железобетонных пролетных строений мостов, усиленных полимерными композиционными материалами на основе углеродного волокна»

ВВЕДЕНИЕ

На автомобильных дорогах РФ протяженностью порядка 1,4 мил км расположено более 42 тыс. мостовых сооружений различных годов постройки, норм проектирования и условий эксплуатации. Из них свыше 29 тыс. мостовых сооружений по типу пролетных строений относятся к железобетонным, большая часть которых запроектирована под нагрузки Н-30, А11, НК-80, соответствующие нормам 1962 и 1984 гг.

Пролетные строения и опоры - это основные конструкции моста, определяющие его грузоподъемность. Опоры мостов, как правило, имеют запасы несущей способности, обеспечивающие пропуск перспективных нагрузок, пролетные строения таких запасов не имеют. При планировании работ по реконструкции и капитальному ремонту с целью доведения показателей сооружения до уровня нормативных требований встает вопрос о необходимости усиления балок пролетных строений. Современной и перспективной технологией усиления железобетонных конструкций является система внешнего армирования полимерными композиционными материалами (ПКМ) на основе углеродного волокна. Однако на данный момент единый государственный стандарт по проектированию и расчетам усиленных ПКМ железобетонных конструкций мостов отсутствует, что ограничивает возможности их применения. Прочностные расчеты усиленных мостовых конструкций выполняют в соответствии с требованиями специально разработанных отраслевых нормативных документов и стандартов, основанных на отечественных и зарубежных методиках. Существующая методика расчета железобетонных конструкций, усиленных ПКМ, по трещиностойкости и деформативности не может быть применена при расчете усиления мостов.

Актуальность темы исследования обусловлена необходимостью обеспечения трещиностойкости и жесткости железобетонных конструкций мостов, усиленных ПКМ.

Степень разработанности проблемы. Исследованию трещиностойкости и деформативности железобетонных конструкций посвящены работы О.Я. Берга,

A.А. Гвоздева, И.Ю. Белуцкого, П.П. Ефимова, А.С. Залесова, О.Г. Кумпяка, Л.П. Лемыша, В.М. Митасова, Г.А. Молодченко, В.И. Мурашова, Я.М. Немировского,

B.С. Плевкова, М.М. Холмянского и др. Вопросам усиления ПКМ железобетонных конструкций посвящены работы отечественных научных коллективов под руководством С.А. Бокарева, А.В. Калугина, Д.Р. Маиляна, Т.А. Мухамедиева, И.Г. Овчинникова, Д.Н. Смердова, А.А. Шилина, В.И. Шестерикова и др., а также зарубежных ученых F. Ceroni, M. Pecce, Y. Zhang, H. Toutanji, C. Cazacu и др.

С сентября 2014 г. введен в действие Свод правил 164.1325800.2014 «Усиление железобетонных конструкций композиционными материалами», разработанный авторским коллективом АО «НИЦ "Строительство"» - НИИЖБ им. А.А. Гвоздева, ЗАО «Триада-Холдинг» и ЗАО «ХК "Композит"». ФГУП «РосДорНИИ», ООО «БАСФ Строительные системы», ООО «Зика», АО «Препрег-СКМ» и другими организациями разработаны и предложены стандарты организации и руководства по расчету зданий и сооружений, усиленных композиционными материалами.

Методики расчета, изложенные в приведенных нормативных документах и рекомендациях, в большей степени распространяются на проектирование усиления железобетонных конструкций промышленных и гражданских зданий и сооружений и не могут в полной мере быть использованы при проектировании усиления железобетонных конструкций мостов ввиду особенностей их работы и требований к их проектированию.

Настоящее исследование посвящено совершенствованию методики расчета по трещиностойкости и деформативности железобетонных мостовых конструкций, усиленных полимерными композиционными материалами на основе углеродного волокна.

Объектом исследования являются разрезные балочные пролетные строения автодорожных мостов из обычного железобетона, усиленные полимерными

композиционными материалами на основе углеродного волокна, эксплуатируемые на автомобильных дорогах РФ.

Предметом исследования являются трещиностойкость и деформативность железобетонных пролетных строений мостов, усиленных полимерными композиционными материалами на основе углеродного волокна.

Цель работы - повышение надежности железобетонных пролетных строений мостов путем совершенствования методики расчета усиленных ПКМ конструкций по трещиностойкости и деформативности.

Для достижения цели поставлены следующие задачи:

- провести обзор конструкций и выполнить анализ технического состояния железобетонных пролетных строений автодорожных мостов и методов их расчетов по трещиностойкости и деформативности;

- при проведении лабораторных исследований установить и теоретически обосновать особенности и закономерности работы изгибаемых железобетонных элементов, усиленных полимерными композиционными материалами на основе углеродного волокна, по трещиностойкости и деформативности;

- выполнить численное моделирование работы изгибаемых железобетонных элементов, усиленных полимерными композиционными материалами, и установить их соответствие фактической работе конструкций;

- провести обследование, усиление и натурное испытание железобетонного пролетного строения автодорожного моста опорной сети автодорог Новосибирской области и экспериментально определить изменение трещиностойкости, деформативности и динамических параметров эксплуатируемой конструкции после усиления ПКМ;

- усовершенствовать методику расчета по образованию трещин, ширины раскрытия трещин, среднего расстояния между трещинами, определения прогиба усиленных ПКМ железобетонных элементов мостов.

В первом разделе диссертации приведены общие сведения о конструкциях и техническом состоянии железобетонных пролетных строений автодорожных мостов. Представлены результаты экспериментальных исследований

отечественных и зарубежных ученых по трещиностойкости, деформативности и значению динамических параметров усиленных ПКМ железобетонных элементов. Выполнен обзор рекомендуемых методик расчета по образованию и ширине раскрытия трещин, а также определению прогиба железобетонных элементов, усиленных ПКМ.

Во втором разделе диссертации приведены результаты лабораторного экспериментального исследования работы изгибаемых железобетонных элементов, усиленных ПКМ, по трещиностойкости и деформативности. Дано описание балочных образцов, схемы и параметры их усиления. Представлены закономерности и предположения, выявленные в работе усиленных образцов, по трещиностойкости и деформативности. Выполнено численное моделирование работы экспериментальных образцов в программном комплексе Midas FEA. Проведена оценка сходимости результатов численного моделирования и экспериментальных данных.

В третьем разделе изложены результаты теоретических исследований работы железобетонных изгибаемых элементов по трещиностойкости и деформативности. На их основе сделаны предположения по определению значения прогиба, ширины раскрытия трещины и определению расстояния между трещинами в усиленных ПКМ железобетонных элементах. Проведена оценка сходимости результатов теоретических исследований и экспериментальных данных.

В четвертом разделе приведены результаты натурного эксперимента, включающие в себя обследование, усиление и испытание статической и динамической нагрузками эксплуатируемого железобетонного пролетного строения, расположенного на сети дорог Новосибирской области. Изложены результаты экспериментального исследования пролетного строения по динамическим параметрам до и после его усиления ПКМ. Выполнено численное моделирование пролетного строения в программных комплексах Midas Civil и Midas FEA. Проведена оценка сходимости результатов численного моделирования и экспериментальных данных.

В пятом разделе приведены основные положения усовершенствованной методики расчета усиленных ПКМ мостовых конструкций по трещиностойкости и деформативности. Даны рекомендации по расчету образования и ширины раскрытия трещин, определению среднего расстояния между трещинами. Изложены основные положения уточненной методики определения прогиба железобетонного элемента, усиленного ПКМ.

Научная новизна работы:

1) экспериментально установлено и теоретически обосновано влияние ширины контакта ПКМ с растянутой гранью балки на ширину раскрытия трещины;

2) теоретически обоснована и экспериментально доказана целесообразность введения в расчет новой конструктивной характеристики - радиус армирования усиленного ПКМ элемента;

3) теоретически установлено влияние ПКМ на значение относительной высоты сжатой зоны плеча внутренней пары сил 2, коэффициентов ф/ и при определении жесткости усиленного железобетонного сечения с трещиной в растянутой зоне;

4) экспериментально определено улучшение динамических параметров, таких как частота низших форм колебания и логарифмический декремент затухания, а также значения динамического коэффициента к нагрузке после усиления балок пролетного строения ПКМ.

Теоретическая и практическая значимость работы заключается в расширении представлений о механизме и закономерностях раскрытия трещин и научном обосновании пути повышения трещинстойкости и деформативности железобетонных конструкций мостов, усиленных полимерными композиционными материалами на основе углеродного волокна.

Разработанная методика расчета по трещиностойкости и деформативности железобетонных пролетных строений мостов, усиленных полимерными композиционными материалами на основе углеродного волокна предложена Федеральным дорожным агентством РФ в раздел «Композиционные материалы»

СП 35.13330.2011. Мосты и трубы, а также использована при расчете усиления пяти пролетных строений мостов на сети дорог Новосибирской области. Результаты исследования используют в курсовом и дипломном проектировании при подготовке специалистов кафедры «Мосты» СГУПС

Методология и методы исследования базируются на системном подходе к проблеме обеспечения жесткости и трещиностойкости железобетонных конструкций мостов. В работе были использованы статистические методы обработки данных, экспериментальные методы исследования конструкций, системный анализ, численное моделирование, синтез результатов теоретической и экспериментальной работы.

Положения, выносимые на защиту:

1. Результаты лабораторных исследований и натурных испытаний работы изгибаемых железобетонных элементов, усиленных ПКМ, по трещиностойкости и деформативности.

2. Методика расчета ширины раскрытия трещин и среднего расстояния между трещинами железобетонных элементов мостов, усиленных ПКМ.

3. Методика определения прогиба железобетонных элементов, усиленных ПКМ.

4. Результаты натурных исследований влияния ПКМ на динамические параметры усиленной конструкции.

Степень достоверности и апробация результатов работы.

При выполнении работы использованы основные положения теории железобетона, применено аттестованное испытательное оборудование, сертифицированные приборы и сертифицированное программное обеспечение. Достоверность выводов и рекомендаций подтверждается согласованностью результатов экспериментальной и теоретической работы.

Апробация основных результатов диссертационного исследования была проведена на:

- научно-технической конференции «Наука и молодежь XXI века» (г. Новосибирск, ноябрь 2012 г.);

- конференции «Применение композиционных материалов для строительства, ремонта и усиления инженерных сооружений» (г. Новосибирск, октябрь 2013 г.);

- практическом семинаре по теме «Применение передовых технологий при ремонте и содержании искусственных дорожных сооружений» (г. Сочи, октябрь 2014 г.);

- VIII Международной научно-технической конференции «Политранспортные системы» (г. Новосибирск, ноябрь 2014 г.);

- Международном форуме «Транспорт Сибири» (г. Новосибирск, май 2015 г.);

- VI Межрегиональной конференции «Современные технологии ремонта и содержания искусственных сооружений на автомобильных дорогах» (Горно-Алтайск, июнь 2015 г.);

- XIV Сибирской (международной) конференции по железобетону «Проблемы надежности и долговечности зданий и сооружений» (г. Новосибирск, февраль 2016 г.);

- Международной научно-технической конференции «Инновационный транспорт - 2016» (г. Екатеринбург, ноябрь 2016 г.);

- IX Международной научно-технической конференции «Политранспортные системы» (г. Новосибирск, СГУПС, ноябрь 2016 г.).

По теме исследования опубликовано восемь работ, в том числе четыре - в ведущих научных рецензируемых изданиях, включенных в перечень ВАК Минобрнауки России.

Структуру диссертации составляют введение, пять разделов, заключение и список литературы. Полный объем диссертации составляет 194 страницы, 60 рисунков, 19 таблиц и 9 приложений. Список литературы содержит 125 наименований.

1 ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫЕ ПРОЛЕТНЫЕ СТРОЕНИЯ АВТОДОРОЖНЫХ МОСТОВ

1.1 Характеристика железобетонных пролетных строений

автодорожных мостов

На автомобильных дорогах Российской Федерации свыше 29 тыс. мостовых сооружений по материалу пролетных строений (ПС) являются железобетонными. Большая часть эксплуатируемых пролетных строений и опор мостовых сооружений, расположенных на грузонапряженных автомагистралях, связывающих крупные региональные центры, запроектирована по нормам 1962 и 1984 гг. под нагрузки, соответствующие схемам Н-30, А11, НК-80. Ежегодно на автомобильных дорогах отмечают увеличение общей массы и интенсивности движения транспортных средств. Для учета этой тенденции с 2007 г. нормативную временную вертикальную нагрузку от подвижного состава на автомобильных дорогах при проведении работ по капитальному строительству мостовых сооружений принимают в соответствии с ГОСТ 52748-2007 [31] по схемам АК и НК класса К, равного 14.

Новосибирская область (НСО) - крупнейший транспортно-распределительный узел Сибири, характерный для РФ. В Новосибирской области проходят основные транспортные коридоры восточной части страны. Наряду с магистральными железнодорожными путями (Транссибирская, Туркестано-Сибирская, Среднесибирская магистрали) и федеральными автодорогами (М-51, М-53 - автодорога «Байкал»; М-52 - «Чуйский тракт») территориальные дороги являются одним из важнейших элементов транспортной инфраструктуры Сибирского региона. Будучи связующим звеном между Северо-Восточным Казахстаном и Южным Кузбассом, Алтайским краем и Томской областью, выходя на Северную широтную магистраль, территориальные дороги играют ключевую роль в инвестиционной привлекательности Новосибирской области [32]. Соответствие современным требованиям правил и норм, предъявляемых к

дорожной отрасли, гарантирует высокую безопасность, мобильность и конкурентоспособность автомобильного транспорта.

Общая протяженность автомобильных дорог, состоящих на балансе Территориального управления автомобильных дорог Новосибирской области (ГКУ НСО ТУАД), составляет около 13 тыс. км (порядка 3 тыс. км -территориальные дороги регионального значения, почти 10 тыс. км -территориальные дороги межмуниципального значения). Из них к опорной сети области, показанной на рисунке 1.1, отнесены следующие автодороги:

- Новосибирск - Колывань - Томск (в границах НСО) (К-12);

- Новосибирск - Кочки - Павлодар (в пределах РФ) (К-17р);

- Новосибирск - Ленинск - Кузнецкий (в границах НСО) (К-19р);

- Куйбышев - Северное (К-04);

- 992 км а/д «М-51» - Купино - Карасук (К-01);

- 203 км а/д «К-17р» - Каргат (К-09);

- 130 км а/д «М-53» - Тогучин - Карпысак (К-16);

- Чаны - Венгерово - Кыштовка (К-02).

Рисунок 1.1 - Схема опорной сети автодорог Новосибирской области Общая протяженность этих дорог составляет более 3 тыс. км. Программой развития территориальных дорог Новосибирской области определено доведение

транспортно-эксплуатационных характеристик опорной сети дорог до уровня нормативных требований [8; 32].

Одним из факторов, определяющих общее состояние дорожной сети, является техническое состояние мостовых сооружении. Специалисты НИЛ «Мосты» НИДЦ Сибирского государственного университета путей сообщения (СГУПС) совместно с ЗАО «СибНИТ», ФАУ «РОСДОРНИИ» и др. выполняют работы по испытанию, обследованию, осмотру и мониторингу технического состояния железобетонных пролетных строений автодорожных мостов.

1.1.1 Конструкции эксплуатируемых пролетных строений

С выходом Постановления Правительства от 19 августа 1954 г. № 1804 «О развитии производства сборных железобетонных конструкций и деталей для строительства» [66] мостостроение перешло на массовое применение сборного железобетона, с этого момента доля железобетонных мостов на сети автодорог только увеличивалась [16;17;18].

Начиная с 1997 г. федеральные и территориальные службы, осуществляющие оперативное управление дорогами, применяют информационно-аналитическую систему АИС ИССО-Н [73], разработанную коллективом НИЛ «Мосты» СГУПСа, предназначенную для информационного обеспечения процесса управления содержанием искусственных сооружений на автомобильных дорогах РФ. В оперативном управлении ГКУ НСО ТУАД находятся 262 автодорожных мостовых перехода, из которых 190 сооружений (71 % от общего количества) суммарной длиной 8 927 м по материалу конструкции пролетных строений являются железобетонными. Согласно данным, отраженным в автоматизированной системе АИС ИССО-Н, на мостовых сооружениях сети дорог ГКУ НСО ТУАД выявлено 481 железобетонное пролетное строение, выполненные по 28 типовым проектам, основные характеристики по этим пролетным строениям приведены в таблице А.1. Наиболее распространенными на сети автодорог Новосибирской области являются пролетные строения,

скомпонованные из балок, изготовленных по типовому проекту серии 3.503.1-73 рассчитанные под нагрузки А-11, НК-80 (см. рисунок 1.2).

Прочие типовые проекты 20 %

выпуск 56, инв. №147/1

серия 3.503.1-81 (инв.№100; инв.№1318) 4 %

серия 3.503.1-73 27 %

выпуск 56 (доп.), инв.№ 147/2 12 %

серия 3.503-12, (инв.№384/43; инв.№384/45; инв№384/46; инв.№384/49) 8 %

серия 3.503-14 (инв.№710/1; инв.№710/5) серия 3.503-14, 17 % инв.№710/7 8 %

Рисунок 1.2 - Распределение железобетонных пролетных строений автодорожных мостов сети ГКУ НСО ТУАД по типовым проектам Под современную перспективную нагрузку А14, Н14 построено 11 мостовых сооружений (24 пролетных строения), что составляет 5 % от общего количества. Самыми распространенными по численности являются пролетные строения, запроектированные под нагрузку А11, НК-80 по нормам СНиП 2.05.03-84* и нагрузки Н-30, НК-80 по нормам СН 200-62 [80] (рисунок 1.3). Более 69 % пролетных строений скомпонованы из балок, армированных ненапрягаемой арматурой.

Н-18, НК-80 (Н 106-53) А11, НК-80 (СНиП 2.05.03-84*)

Н-30, НК-80 (СН 200-62) А14, Н14 (ГОСТ Р 52748-2007)

Рисунок 1.3 - Распределение железобетонных пролетных строений автодорожных мостов сети ГКУ НСО ТУАД в зависимости от расчетных нагрузок

На дорогах опорной сети (см. рисунок 1.1), являющихся наиболее грузонапряженными дорогами Новосибирской области, самыми распространенными по численности остаются пролетные строения, запроектированные под нагрузки Н-18, НК-80 (41 % от общего количества железобетонных пролетных строений, расположенных на опорной сети), с максимальным сроком эксплуатации 47 лет и средним - 36 лет. Под нагрузки Н-30, НК-80 и А11, НК-80 были запроектированы по 27 % пролетных строений со средним сроком эксплуатации 37 и 19 лет соответственно [8]. Из приведенных данных следует, что опорная сеть автомобильных дорог Новосибирской области сложилась в том виде, которую мы сейчас имеем, в 60-70-х годах прошлого века и подавляющее количество железобетонных пролетных строений, эксплуатирующихся на ней, не обеспечивает пропуск проектной нагрузки, принятой по действующему нормативному документу [31].

1.1.2 Техническое состояние, трещиностойкость и деформативность

На пропускную способность мостовых сооружений оказывают влияние не только проектные нагрузки, но и техническое состояние конструкций. В таблице 1.1 приведен перечень неисправностей железобетонных пролетных строений, расположенных на сети дорог Новосибирской области, полученный по результатам диагностики мостовых сооружений и их периодических осмотров [35; 82], выполняемых подрядными организациями по заказу ГКУ НСО ТУАД. Кроме этого, в таблице для каждой неисправности приведена характеристика, отражающая степень ее распространенности, - относительное количество пролетных строений с неисправностью в процентах от их общего количества на сети автомобильных дорог Новосибирской области.

Из данных, приведенных в таблице 1.1, видно, что почти на всех пролетных строениях обнаружены следы выщелачивания (вынос на поверхность бетона водно-растворимой составляющей цементного камня). Тесно связаны с выщелачиванием также широко распространенные повреждения - обводнение

поверхности (34 %) и морозное разрушение (38 %). Наличие вышеперечисленных повреждений, как правило, связано с нарушением гидроизоляции и неудовлетворительным отводом воды с мостового полотна.

Таблица 1.1 - Перечень неисправностей пролетных строений

Дефекты, повреждения и отступления от требований нормативных документов Относительное количество ПС, %

Дефекты

Раковины в бетоне 16

Недостаточный (отсутствует) защитный слой рабочей арматуры 14

Недостаточный (отсутствует) защитный слой конструктивной арматуры 8

Надлом консольной части 7

Отступления от требований нормативных документов

Толщина слоя одежды ездового полотна, превышающая проектные значения 49

Повреждения

Выщелачивание 91

Морозное разрушение бетона 38

Скол бетона глубокий (более 3 см) 35

Обводнение конструкции 34

Трещины поперечные в растянутой зоне балки (для рабочей арматуры периодического профиля) 26

Сколы бетона мелкие (до 3 см) 21

Трещины в плите, не изменяющие свое раскрытие под нагрузкой 21

Отслоения защитного слоя в результате коррозии арматуры 15

Трещины поперечные в сжатой зоне 15

Трещины в бетоне растянутой зоны, пересекающие рабочую ненапрягаемую арматуру, ширина раскрытия которых превышает нормативное значение 10

Провисание пролетного строения 9

Продольные трещины 7

Разрушение бетона у опорной части (зона опирания) 5

Трещины наклонные от передней грани опорной площадки и т.п. (для рабочей арматуры периодического профиля) 5

Наиболее существенное влияние на грузоподъемность (полезную несущую

способность) пролетного строения оказывает завышенная толщина одежды ездового полотна (49 %). Однако наличие неисправности и степени их

распространенности еще не показатель уровня снижения грузоподъемности пролетного строения. В этих условиях определение фактических классов грузоподъемности и оценка технического состояния эксплуатируемых мостовых сооружений оказались первостепенной задачей, в результате решения которой можно определить перечень мостовых сооружений, не соответствующих действующим нормативным требованиям.

Для оценки грузоподъемности пролетных строений с учетом имеющихся неисправностей, используя расчетно-аналитические приложения АИС ИССО-Н, были определены классы всех пролетных строений опорной сети дорог НСО. В таблице А.2 приведен перечень железобетонных мостов опорной сети дорог, имеющих в своем составе пролетные строения с грузоподъемностью ниже уровня нагрузок А14 и Н14. Из 108 эксплуатируемых пролетных строений, расположенных на мостах опорной сети дорог, требованию по пропуску временных нагрузок по схемам АК и НК класса 14 без ограничений соответствуют 53 пролетных строения (23 мостовых сооружения).

Большая часть дефектов и повреждений, приведенных в таблице 1.1, оказывают влияние на долговечность конструкций пролетных строений, но в настоящее время не влияют на их несущую способность. Наиболее распространенными такого рода повреждениями, выявленными в результате осмотров, являются трещины. Так, у 126 эксплуатируемых пролетных строений выявлены поперечные трещины в растянутой зоне, из них каждое третье пролетное строение имеет нормальные трещины, пересекающие рабочую арматуру, ширина раскрытия которых превышает нормативное значение. За время эксплуатации у 9 % пролетных строений выявлено провисание, отсутствие строительного подъема балок.

1.1.3 Усиление железобетонных пролетных строений

В ходе жизненного цикла железобетонные конструкции накапливают повреждения, что вызвано различными неблагоприятными условиями

эксплуатации, кроме того, наблюдается постоянный рост скорости и интенсивности движения транспортных средств, проектные ошибки, строительные дефекты и пр [39]. При планировании работ по реконструкции и капитальному ремонту мостовых сооружений с целью доведения транспортно-эксплуатационных показателей сооружения до уровня нормативных требований встает вопрос о необходимости увеличения несущей способности балок [9].

Под усилением понимают комплекс мероприятий, направленных на повышение несущей способности железобетонной конструкции, а также других ее качеств, необходимых для дальнейшей эксплуатации.

Типовые решения по усилению железобетонных автодорожных мостов изложены в [1], где главной идеей является развитие поперечного сечения усиливаемой конструкции за счет добавления бетона и арматуры или дополнительного внешнего армирования. Наиболее распространенным решением является включение в работу дополнительного металла, путем установки дополнительных стержней арматуры или наклейки либо приварки швеллера с постановкой жестких или гибких тяг [1].

Рисунок 1. 4 - Пример усиления балок пролетных строений металлом К основным недостаткам усиления металлом относят:

Список литературы диссертационного исследования кандидат наук Слепец Виктор Александрович, 2017 год

£ - -

*

р

П огиб, мм

д)

0 10 20 -A6-MidasFEA

300

250

150

50

"í I I

§

рг

¡s

K»

Пр

30

40 50 60 70

Рисунок 2.14 - Графики изменения прогибов образцов и их численных моделей под действием нагрузки (окончание): в - серии «А2»; г - серии «А4»; д - серии «А6» При переходе в зону неупругих деформаций, в момент достижения предела текучести рабочей арматуры и достижения предела прочности бетона сжатой зоны, все модели, в разной степени, кроме модели «А2», показали меньшую жесткость по сравнению с экспериментальными образцами. При равном значении прогиба в предельном состоянии наибольшее расхождение значений экспериментальной нагрузки от расчетной зафиксировано у образца серии «А0» (14,2 %) (рисунок 2.14, а), наименьшее - у образца серии «А2» (1,34 %) (рисунок 2.14, в).

Схема расположения трещин в численных моделях экспериментальных образцов по результатам расчета в программном комплексе Midas FEA,

300

250

100

50

0

0

0

10

А6-1

А6-2

0

0

10

20

30

40

50

60

0

соответствующая нагрузке, при которой в ходе эксперимента зафиксированы трещины шириной раскрытия 0,2 мм, приведена на рисунке 2.15. Трещины в числовых моделях, приведенных на рисунке 2.15, соответствуют всплескам значений относительных деформаций. Возможности программного комплекса Midas FEA позволяют отдельно выводить картину трещинообразования, графически отражающую качественное состояние трещины (закрытая, открытая под нагрузкой) в зависимости от перераспределения напряжений в конструкции на каждом этапе нагружения. Следует отметить хорошую сходимость картины трещинообразования экспериментальных и числовых моделей. а) серия «АО»

ЛЛЛЛЛШёШ

в) серия «А1»

д) серия «А2»

Р/2

500

1

/ / [ il 1 1 {1 1 II1 11

U55

ж) серия «А6»

Рисунок 2.15 - Схема расположения трещин в численных моделях и соответствующих экспериментальных образцах

Численное моделирование и расчеты образцов в программном комплексе Midas FEA на любом этапе напряженно-деформируемого состояния показали хорошую сходимость с экспериментальными данными, полученными при испытании образцов в силовом стенде в НИЛ «Мосты» СГУПСа. Выполненная работа показала практическую возможность моделирования сложной объемной конструкции, усиленной ПКМ, для анализа ее работы под воздействием нагрузок по трещиностойкости и деформативности, и, следовательно, говорит о возможности использования численного моделирования для проведения научных исследований.

2.6 Выводы по разделу

В ходе поставленного эксперимента испытанию подверглись 14 балочных образцов, усиленных композиционным материалом по различным схемам, и два контрольных, не усиленных образца. При любой схеме усиления с применением ПКМ первые трещины в балочных образцах зафиксированы при большем значении нагрузки по сравнению с контрольной серией. Приращение нагрузки образования трещин для образцов, усиленных ПКМ, составило от 19,0 до 133,1 %, а раскрытия трещин шириной 0,2 мм - от 30,8 до 153,8 % (в зависимости от схемы усиления) по сравнению с контрольной серией. Ширина раскрытия трещины при одном уровне нагружения меньше на тех образцах, где в поперечном сечении ширина контакта ПКМ с растянутым поясом балки больше. При этом переход от холста к пластине, т.е. значительное увеличение толщины композиционного материала, в рамках существующей линейки профилей при равных нагрузках не привело к уменьшению ширины раскрытия трещины.

При работе конструкции в упругой стадии, усиление ПКМ существенно не уменьшает значение прогиба в связи с незначительной площадью поперечного сечения ПКМ по сравнению с площадью поперечного сечения самой конструкции, а следовательно, и с незначительным вкладом ПКМ в повышение общей жесткости. Прогибы усиленной ПКМ конструкции, в состоянии близком к

предельному, больше по сравнению с прогибом не усиленной конструкции. Результаты численного моделирования работы экспериментальных балочных образцов, усиленных ПКМ, на любом этапе напряженно-деформируемого состояния показали высокую сходимость с экспериментальными данными, полученными при испытании образцов в силовом стенде. Полученные экспериментальные данные и данные численного моделирования позволят выполнить теоретические исследования работы усиленных ПКМ железобетонных элементов по трещиностойкости и деформативности.

3 ТЕОРЕТИЧЕСКИЕ ОБОСНОВАНИЯ ОСНОВНЫХ РАСЧЕТНЫХ

ПРЕДПОСЫЛОК РАБОТЫ УСИЛЕННЫХ ИЗГИБАЕМЫХ ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ ЭЛЕМЕНТОВ ПО ТРЕЩИНОСТОЙКОСТИ И

ДЕФОРМАТИВНОСТИ

3.1 Трещиностойкость усиленных железобетонных элементов

3.1.1 Образование трещин

По результатам испытания балочных образцов (см. раздел 2) было установлено, что нагрузка, при которой зафиксировано образование первых трещин у образцов, усиленных ПКМ, возросла на 19,0-133,1% по сравнению с образцами контрольной, не усиленной серии «А0» (таблица 2.1).

В процессе возрастания нагрузки на балочный образец, до момента образования первых трещин в растянутой зоне, напряжения и деформации бетона, как и арматуры, находятся в линейной зависимости, а распределение нормальных напряжений по высоте сечения близко к линейному, что соответствует стадии I напряженного состояния (рисунок 3.1, а) [98; 99]. В момент, предшествующий образованию первых трещин, на стадия 1а (рисунок 3.1, б) эпюра распределения нормальных напряжений растянутого бетона приобретает криволинейное очертание, максимальное значение которой достигает предела растяжимости бетона. Нормами проектирования [84] не предусмотрен расчет по образованию трещин для мостовых конструкций, армированных обычной арматурой.

Согласно [85] расчет железобетонных конструкций по образованию нормальных и наклонных трещин выполняют по предельным усилиям или по нелинейной деформационной модели (только расчет по образованию нормальных трещин).

Расчет по нелинейным деформационным моделям выполняют на основе диаграмм состояния арматуры, растянутого и сжатого бетона и гипотезы плоских

сечений. Критерием образования трещины является достижение предельных относительных деформаций в растянутом бетоне согласно п.п. 8.2.14 [85].

Предельное усилие определяют исходя из условия, что железобетонный элемент представляет сплошное тело, арматура и сжатый бетон работают упруго, а в растянутом бетоне развиваются неупругие деформации со значением максимальных нормальных растягивающих напряжений равных Яы^ег. а) -г^Ь' , б) __у в)

Рисунок 3.1 - Эпюры нормальных напряжений по высоте сечения в изгибаемых элементах, усиленных ПКМ: а - стадия I (фактическая); б - стадия 1а (фактическая); в - стадия 1а (расчетная).

Согласно рекомендациям [81;85] для изгибаемого железобетонного элемента значение момента, воспринимаемого сечением, при образовании трещин следует определять по следующей формуле:

Мсгс = (З.1)

где яЫзег- расчетное сопротивление бетона осевому растяжению при расчете по образованию трещин; ^ - момент сопротивления приведенного сечения для

крайнего растянутого волокна с учетом неупругих деформаций бетона.

Увеличение значения момента трещинообразования у образцов, усиленных ПКМ, связано с перераспределением напряжений между растянутым бетоном и композиционным материалом, включенным в совместную работу. Образование трещин в конструкциях, усиленных ПКМ, - вопрос достаточно сложный, требующий учета множества факторов (контакта «ПКМ - клей - бетон», схемы усиления, толщины профиля ПКМ и т.д.). При определении значения момента, воспринимаемого сечением при образовании трещин, Мсге по формуле (3.1) для

железобетонных элементов, усиленных ПКМ, следует исходить из следующих предположений:

1) сечение после деформирования остается плоским;

2) эпюру напряжений сжатой зоны бетона следует принимать как для упругого тела (рисунок 3.1, в);

3) эпюру напряжений растянутой зоны бетона следует принимать трапециевидной формы со значением максимальных нормальных растягивающих напряжений равных Rbt,ser. (рисунок 3.1, в);

4) напряжения в арматуре и ПКМ следует принимать в зависимости от относительных деформаций, как для упругого тела,

а значение момента сопротивления приведенного сечения w , необходимо

вычислять с учетом геометрических характеристик ПКМ,

Определим расчетное значение нагрузки Pcrc, при которой в экспериментальных образцах основной и контрольной серий (см. раздел 2) должны образоваться нормальные трещины, по формуле

Pcrc = (3.2)

где - сумма ординат линии влияния экспериментальных образцов согласно принятой схеме загружения (En¿ = 0,7 м).

Момент сопротивления приведенного сечения для крайнего растянутого волокна с учетом неупругих деформаций бетона определим согласно рекомендациям [65] по формуле

Wpl = jWred' (3.3)

где у - коэффициент для таврового сечения с полкой, расположенной в сжатой зоне (у = 1,75) [65]; Wred - момент сопротивления приведенного сечения, вычисленный по формуле

Wred = IjreL' (3.4)

^цт

где 1ге, - момент инерции приведенного сечения; - расстояние от центра

тяжести сечения до крайнего растянутого волокна.

Для усиленных ПКМ элементов момент инерции приведенного сечения следует определять по формуле [58; 59]

7 _ ь, (ху? ь - ¿к*; - у + +

^ -— 3 +п Аа (*; - а) + (3.5)

+ п А8 (А0 - X; )2 + п А/! (И/! - X; )2 + П А/2 (И/2 - X; ),

где Ь/ - приведенная ширина плиты; х; - высота сжатой зоны усиленного ПКМ сечения; Ь - ширина ребра; И/ - приведенная толщина плиты; п - коэффициент отношения модулей упругости арматуры к бетону с учетом виброползучести бетона; А5, А5 - площадь сечения ненапрягаемой растянутой и сжатой продольной арматуры соответственно; а5 - расстояние от центра тяжести сжатой арматуры

до ближайшей грани расчетного сечения; И0 - рабочая высота сечения; А , А -

площадь ПКМ элемента усиления на нижней и боковой грани соответственно;

И^, И^2 - расстояние от верхней сжатой грани до центра тяжести сечения ПКМ.

Для конструкций, армированных ненапрягаемой арматурой, высоту сжатой зоны усиленного ПКМ сечения следует определять по формуле

X у — —Г + л/ г 2 + 5, (3.6)

г — [п (Л + А;) + п (А/! + Аг2) + И/(Ь/ -Ь)]/Ь, (3.7)

I 111 ' О '

5 — [2п (АЛ + Аяая) + 2п (А/ ХИ/1 + А/2 И/2) + (И/ )2(Ь/ - Ь)]/Ь. (3.8)

Расчетная схема для определения расчетного значения нагрузки образования нормальных трещин Рсгс в экспериментальных образцах приведена на рисунке 3.2.

а)

б)

Рисунок 3.2 - Расчетная схема: а - образцы «А1»-«А2»; «А4»-«А7»;

б - образец «А3»

Подставив значения в формулы (3.1)-(3.8), получим искомые значения нагрузки образования нормальных трещин Рсгс для экспериментальных образцов «А0» - «А7». Результаты расчета приведены в таблице 3.1. Таблица 3.1 - Результаты расчета по образованию трещин

Серия х , м (3.6) Т 4 1 сей , м (3.5) ^рР , м3 (3.3) МРгс , кН (3.1) Нагрузка

расчетная РсРсс , кН экспериментальная РГР, кН

АО 0,101 5,156104 4,448 103 12,456 17,79 17,31

А1 0,102 5,251104 4,635 103 12,978 18,54 20,6

А2 0,104 5,425 104 4,810103 13,468 19,24 25,06

А3 0,104 5,435 104 4,821103 13,500 19,29 40,35

А4 0,102 5,251104 4,635-103 12,978 18,54 21,09

А5 0,104 5,425 104 4,810103 13,468 19,24 25,11

А6 0,102 5,251104 4,635 103 12,978 18,54 36,26

А7 0,102 5,251104 4,635 103 12,978 18,54 38,85

Из результатов, приведенных в таблице 3.1, видно, что экспериментальные значения нагрузки Р^С'^ оказались в 1,1 - 1,3 раза больше расчетных значений

Рргс для образцов серий «А1»; «А2»; «А4» и «А5». Для образцов серии «А3», усиленных холстом в виде ^образной обоймой, «А6» - усиленных холстом, наклеенным на нижнюю грань балки по всей длине и «А7» - усиленных холстом

пэкс.ср

по схеме «ласточкин хвост», экспериментальные значения нагрузки Рсго

оказались в 1,9 - 2,1 раза больше расчетных значений РСгс, что говорит о значительном перераспределении напряжений между растянутой гранью бетона и композиционным материалом усиления не только в сечении, но и по длине элемента в зависимости от схемы усиления. Лучшие показатели трещиностойкости достигают элементы, усиленные ПКМ по всей длине с дополнительными закреплениями, либо усиленные по всей длине в виде и-обоймы.

3.1.2 Раскрытие трещин

На данный момент в разделе «Бетонные и железобетонные конструкции» СП 35.13330.2011 [84] расчет по раскрытию трещин базируется на методике, построенной на предположении О.Я. Берга, в основе которой лежит «зона взаимодействия» арматуры и бетона [5; 6; 12; 37]. По мнению О.Я. Берга, развитие трещины определяется величиной радиуса армирования Яг рассматриваемой площади сечения элемента. Таким образом, расстояние между трещинами зависит от площади растянутого бетона, ограниченного наружным контуром сечения и величиной радиуса взаимодействия г, количеством и диаметром арматурных стержней. А ширина раскрытия трещин асг линейно зависит от напряжений в арматуре, уменьшается с ростом процента армирования сечения и уменьшением диаметра арматуры, и может быть определена по формуле

а сг — (3.9)

Е

где а - растягивающее напряжение, равное для ненапрягаемой арматуры напряжению а,, в наиболее растянутых (крайних) стержнях; Е - модуль упругости для ненапрягаемой арматуры Е5; у - коэффициент раскрытия трещин.

Коэффициент раскрытия трещин у зависит от радиуса армирования Яг и принимается в зависимости от типа армирования для гладкой стержневой

арматуры 0,35ЯГ, а для арматуры периодического профиля 1,5д/Я^. Радиус армирования Яг определяют по формуле

Я

А

(3.10)

ХР•п•й

где Аг - площадь зоны взаимодействия для нормального сечения, принимаемая ограниченным наружным контуром сечения и радиусом взаимодействия г = 6й; в - коэффициент, учитывающий степень сцепления арматурных элементов с бетоном согласно таблице 7.26 [84]; п - число арматурных элементов с одинаковым номинальным диаметром й; й - диаметр одного стержня (включая случаи расположения стержней в группах).

Исходя из того, что раскрытие трещины напрямую зависит от величины радиуса армирования Яг рассматриваемой площади сечения элемента, а проведенные в НИЛ «Мосты» СГУПСа испытания (раздел 2) показали, что ширина раскрытия трещины (при одном уровне нагружения) меньше на тех образцах, где в поперечном сечении ширина контакта ПКМ с растянутым поясом балки больше, это позволяет сделать предположение о том, что чем больше ширина контакта ПКМ с растянутым поясом балки, тем должно быть меньше расчетное значение радиуса армирования Яг. Для подтверждения или опровержения данного предположения решим задачу, рассмотренную О.Я. Бергом при выражении зависимости расстояния между трещинами [6], добавив лишь в исходные данные задачи ПКМ. Расчетные схемы представлены на рисунках 3.3 и 3.4.

Рисунок 3.3 - Расчетная схема № 1

Аналитическая зависимость расстояния между трещинами 1т для железобетонного элемента, усиленного полимерным композиционным материалом, может быть установлена из следующих соображений.

Перемещение сечения арматуры и материала усиления без учета совместной работы с бетоном будет равно:

и0 — ех, (311)

где е - относительная деформация арматуры и материала усиления в месте трещины.

Обозначим через и(х) перемещение произвольного сечения, находящегося на расстоянии х от начала координат (см. рисунок 3.3). Пренебрегая неравномерностью деформации, перемещение сечения с учетом влияния бетона

можно выразить как:

и — и0 — ди.

(3.12)

Касательное напряжение на участке dx в направлении оси х по линиям контакта композиционный материал - бетон, арматура - бетон выразим как:

т — кди — к(и0 — и), (3.13)

где к - модуль деформации сцепления.

Среднее растягивающее напряжение в бетоне

N. ди

а»—N - V (3Л4)

где Ыъ - среднее растягивающее усилие в бетоне; Аг - площадь бетона в пределах зоны взаимодействия; Еъ - модуль упругости бетона.

Рисунок 3.4 - Расчетная схема № 2 Из условия равновесия элемента dx (см. рисунок 3.4) следует, что

х(плй + Ъс)йх = (3.15)

где п - число арматурных стержней с эквивалентным диаметром й; й - диаметр арматурного стержня; Ьс - ширина контакта ПКМ с растянутой гранью элемента.

Отсюда после подстановки т из уравнения (3.13) и ЫЬ из уравнения в выражение (3.14) получаем

к(щ - и)(ппй + Ьс) = -ЕЪАГ (3.16)

ах

Или в окончательном виде

где m

— m 2 и = —m 2 ex, (3.17)

dx

k (nnd + bc )

i

По аналогии с [6] выразим искомую величину - радиус армирования усиленного ПКМ элемента:

Аг

Яг = я А , . (3.18)

па + Ъс / п

тт i kn

Из этого следует, что m

EbRrf

Общий интеграл уравнения (3.17) имеет вид, аналогичный уравнению, описанному в [6; 33]:

e

щ = С ch mx + iC2sh mx + ex--sh mx. (3.19)

m

После преобразований общий интеграл имеет вид:

1 x

и0 = С1 cosimx + C2sin imx + -— J— m g^sin im(x — (3.20)

im

x

Из граничных условий х = 0 и и = 0 определено, что С1 = 0. Из граничных условий х = 1т; = 0 и — = о определено:

— ' йх

L . L

^ — е( п h ии

С2 = e(chmjm — 1)/im ch m m

2 1 2

Тогда интеграл дифференциального уравнения (3.17) имеет следующий вид:

u = S

X

shmx

mchm — 2

(3.21)

Растягивающие напряжения в бетоне определим, используя уравнение (3.14), для сечения х=0:

° b = Eb S

1

chm1^ 2

(3.22)

Можно утверждать, что образование трещины произойдет при достижении прочности бетона Яъь т.е. когда аъ = Яъг ¿ег при этом условии расстояние между трещинами 1т для железобетонного элемента, усиленного полимерным композиционным материалом, выражается:

L = -arch-

m

eu s

eh s - r

2

bt,ser

Ea

kn

yfRfarch

e, s

e s - r

(3.23)

bt,ser

В результате решения рассмотренной задачи мы получили, что методика определения развития трещины в усиленном ПКМ элементе принципиально не отличается от методики, изложенной в разделе «Бетонные и железобетонные конструкции» СП 35.13330.2011 [84], за исключением введения новой конструктивной характеристики - радиуса армирования усиленного ПКМ элемента Я^, определяемого по формуле (3.18).

При анализе формулы (3.18) очевидно, что при сравнении двух одинаковых железобетонных элементов значение радиуса армирования будет меньше у усиленного ПКМ элемента, так как Ъс - ширина контакта ПКМ с растянутым поясом балки - величина всегда положительная. Это косвенно подтверждает сделанное ранее предположение, что чем больше в поперечном сечении ширина контакта ПКМ с растянутым поясом балки, тем должно быть меньше расчетное значение радиуса армирования Яг. Следовательно, шаг трещин по формуле (3.23)

при равных условиях будет чаще у конструкции, усиленной ПКМ, что тоже соответствует результатам эксперимента (раздел 2).

Проведем сравнение экспериментального и расчетного значений нагрузки, при которой образуются трещины шириной раскрытия 0,2 мм, Р0,2 и расстояния между трещинами 1т. Для контрольной серии «А0» расчетное значение р0р02 определим исходя из стандартной методики, изложенной в разделе «Бетонные и железобетонные конструкции» подп. 7.105-7.110 [84]; расчетное значение р0р02 основной, усиленной ПКМ серии «А1»-«А7» произведем на основании предложенной методики с учетом радиуса армирования усиленного ПКМ элемента Я^ определяемого по формуле (3.18). Расчетное значение расстояния

между трещинами для образцов основной и контрольной серии определено по формуле (3.23) с учетом Я^ и Яг соответственно. Расчетные схемы к определению

Роро2 и приведены на рисунке 3.5.

Рисунок 3.5 - Расчетные схемы к определению р0р02 и : а - фактическое

сечение; б - расчетное сечение, серия «А0»; в - расчетное сечение,

серии «А1 »-«А7».

Наибольшее напряжение в арматурном элементе для образцов серии «А0» следует определять по формуле

а, = n'M(hu - x')/L

red'

(3.24)

где n - отношение модуля упругости ненапрягаемой арматуры к модулю упругости бетона с учетом виброползучести (для бетона класса В30 n'=15); М - значение изгибающего момента (в расчете принято равным значению, при котором ширина раскрытия трещины в экспериментальных образцах достигла 0,2 мм); Ired - приведенный к бетону момент инерции сечения.

Используя формулы (3.9), (3.10) и (3.24), выразим значение изгибающего момента, при котором в не усиленных ПКМ образцах образуются трещины шириной раскрытия 0,2 мм:

0.0— р Т

M = сг s ы (3.25)

п '(К - хЬ

Наибольшее напряжение в арматурном элементе для образцов серий «А1»-«А7», усиленных ПКМ, следует определять по формуле

а^ = гап 'Ы(ки - ху')/Ргеа, (3.26)

где в3 - коэффициент, учитывающий перераспределение напряжения между арматурой и композиционным материалом; - приведенный к бетону момент инерции усиленного сечения.

Используя формулы (3.9), (3.18) и (3.26), выразим значение изгибающего момента, при котором в усиленных ПКМ образцах образуются трещины шириной раскрытия 0,2 мм:

а а0—ЕР,

М = ^ Е*/геа . (3.27)

еП '(К - хуЬ

Расчетное значение нагрузки, при которой образуются трещины шириной раскрытия 0,2 мм, вычислим по формуле

пр м

р0— = —. (3.28)

ХП г

где Хц i - сумма ординат линии влияния экспериментальных образцов согласно

принятой схеме загружения (Хц = 0,7м).

Учитывая особенности армирования экспериментальных образцов, при определении Я^ и Яг значение коэффициента, учитывающего степень сцепления арматурных элементов с бетоном, в было определено экспериментальным путем и составило 0,121. Результаты расчета приведены в таблице 3.2.

Таблица 3.2 - Расчетные значения по трещиностойкости

Серия Номер балки Нагрузка Расстояния между трещинами

Ро.2 Экс, кН Р0,2 р, кН К 7 Экс lm , см 1тр, см К

А0 1 58,86 66,84 0,95 15 21,8 0,76

2 68,67 18

А1 1 98,10 126,80 0,81 9 11,8 0,72

2 107,91 8

А2 1 78,48 118,47 0,70 12 13,2 0,83

2 88,29 10

A3 1 156,95 206,25 0,78 9 7,6 0,95

2 166,77 7

A4 1 107,91 126,80 0,92 7 11,8 0,63

2 127,53 8

А5 1 107,91 118,47 0,85 9 13,2 0,76

2 98,10 11

А6 1 107,91 126,80 0,92 9 11,8 0,81

2 127,53 10

А7 1 127,53 126,80 0,95 9 11,8 0,76

2 137,34 9

Из таблицы 3.2 видно, что расчет по определению нагрузки, при которой образуются трещины шириной раскрытия 0,2 мм, и расчетное расстояние между трещинами для усиленных ПКМ железобетонных элементов показали высокую сходимость с экспериментом. Конструктивный коэффициент К при определении нагрузки рр02 варьируется от 0,70 до 0,95, а при определении расстояния между

трещинами Iт - от 0,63 до 0,95.

3.2 Расчет по деформациям

Общий метод расчета железобетонных конструкций по деформациям, реализованный в действующих нормативных документах [81; 82; 84], разработан

A.А. Гвоздевым в 60 - х годах прошлого века и базируется на позициях теории

B.И. Мурашева [48]. Значение прогиба определяют по формулам строительной механики [2] в зависимости от кривизны элемента [4; 38; 40]. Для мостовых сооружений с ненапрягаемой арматурой кривизну железобетонных элементов определяют по формуле

1 = Mi- + M-, (3.29)

р в; в • ( )

где Mg, Mv - значения изгибающего момента от действия постоянных и

временных нагрузок соответственно; В*, B - жесткость приведенного сечения

железобетонного элемента при действии постоянной и временной (кратковременной) нагрузки.

Экспериментально-теоретические исследования, выполненные проф. В.И. Мурашевым в 1930-х годах [48], показали, что экспериментальное значение жесткости изгибаемых железобетонных элементов значительно расходится с расчетными значениями, полученными по формулам как для сплошного упругого тела. Соответственно, в зависимости от напряженного состояния по длине элемента могут быть участки без трещин и с трещинами в растянутой зоне [97]. Поэтому действующими нормами [81] при расчете деформаций элемента предусмотрено определение жесткости приведенного сечения в зависимости от напряженно-деформированного состояния до образования трещин в растянутой зоне (стадия I) и после появления и развития трещин в растянутой зоне (стадия II).

Жесткость железобетонного элемента на участках без трещин (стадия I), нормами [81] рекомендовано определять по формулам:

- при воздействии временной (кратковременной) нагрузки

В = (ыЕь1геа; (3.30)

- при воздействии постоянной (длительной) нагрузки

В = (\ЕЬ1^ /(Ь2> (3.31)

где (рЬ1 - коэффициент, учитывающий влияние кратковременной ползучести

бетона; (ь2 - коэффициент, учитывающий влияние длительной ползучести

бетона на деформации элемента без трещин.

При образовании трещин в растянутой зоне (стадия II) жесткость железобетонного элемента вычисляют по формуле

в=V /

Ед ( + ^ЕА

(3.32)

где 2 - расстояние от центра тяжести площади сечения арматуры до точки приложения равнодействующей усилий в сжатой зоне над трещиной; ^ -коэффициент, учитывающий работу растянутого бетона на участке с трещинами;

- коэффициент, учитывающий неравномерность распределения деформаций крайнего сжатого волокна бетона по длине участка с трещинами; ^ -коэффициент, учитывающий наличие сжатых свесов и сжатой арматуры; -относительная высота сжатой зоны бетона в сечении с трещиной; у -коэффициент, характеризующий упругопластичное состояние бетона сжатой зоны.

В результате экспериментальной работы, выполненной в НИЛ «Мосты» НИДЦ СГУПС (раздел 2), было установлено:

1. Применение композиционных материалов позволило повысить трещиностойкость испытанных железобетонных образцов. При любой схеме усиления с применением ПКМ первые трещины шириной раскрытия 0,05 и 0,2 мм зафиксированы при большем значении нагрузки, по сравнению с контрольной серией (таблица 2.1-2.2).

2. На всех усиленных образцах при достижении значения нагрузки Р02 наблюдается уменьшение шага трещин 1т по сравнению с контрольной серией.

3. Увеличение длины заводки, дополнительное закрепление наклонными или вертикальными хомутами привело к увеличению нагрузки Р02 на 10-20 %. При увеличении ширины контакта ПКМ с растянутой гранью балки в поперечном сечении в три раза нагрузка Р02 увеличилась на 36 %.

4. При одном уровне нагружения относительные деформации растянутой грани балки и рабочей арматуры меньше у образцов, усиленных ПКМ (Приложение И).

5. В упругой стадии работы значение прогиба образцов основной серии меньше значения прогиба образцов контрольной серии в пределах 3-8%.

6. В неупругой стадии работы при равной нагрузке значение прогиба образцов основной серии меньше значения прогиба образцов контрольной серии при любой схеме усиления (рисунок 2.11).

7. Значение прогиба в неупругой стадии работы меньше в образцах, где площадь поперечного сечения композиционного материала больше.

На основании результатов экспериментальной работы можно сделать заключение, что жесткость усиленных ПКМ элементов больше по сравнению с не усиленными, следовательно, при определении жесткости усиленных ПКМ железобетонных элементов рассматривать их без учета работы материала усиления по методикам, изложенным в действующих нормативных документах [81; 84], фактически является неверным [76].

3.2.1 Кривизна оси при изгибе и жесткость усиленных ПКМ железобетонных

элементов на участках без трещин

На рисунке 3.6 приведены графики «нагрузка - прогиб» экспериментальных балочных образцов контрольной «А0» и основной «А1»; «А3»; «А7» серий, а также график «нагрузка - прогиб», полученный расчетным путем согласно действующим нормам [81; 84], без учета ПКМ. Графики отражают фактическое и расчетное значения прогиба от воздействия испытательной нагрузки на первом этапе нагружения, до образования первых трещин в растянутой зоне.

30

25

20

15

10

-А0-1 А1-2 А3-1 Б2-2

Расчётное А0

Прогиб, мм

0 0,5 1 1,5 2 2,5 3

Рисунок 3.6 - График «нагрузка-прогиб» (стадия I) Определим расхождение между значениями прогиба экспериментальных балочных образцов и ожидаемого значения прогиба в момент времени, предшествующий расчетному значению образования первых трещин [81]. Результаты расчета приведены в таблице 3.3.

Таблица 3.3 - Значения прогиба, определенные при воздействии нагрузки, предшествующей образованию трещин (Р = 10,470 кН)

5

Серия А0 А1 А2 А3 А4 А5 А6 А7

Эксперименталь ный прогиб, мм 0,64 0,58 0,48 0,45 0,60 0,45 0,56 0,50

Расчетный прогиб, мм 0,68

Процент отклонения -5,8 -15,0 -29,4 -33,8 -11,8 -33,8 -17,6 -26,5

К 0,94 0,85 0,71 0,66 0,88 0,66 0,82 0,74

Из данных, приведенных на рисунке 3.6 и в таблице 3.1, видно, что:

1. при равных значениях нагрузки прогиб меньше у образцов, усиленных ПКМ.

2. значения прогиба, полученные расчетным путем, согласно рекомендациям действующих норм с достаточной точностью соответствуют экспериментальным

значением прогиба балочного образца не усиленной, контрольной серии. Отклонение не превышает 5,8 %.

3. расхождение между расчетными и экспериментальными значениями прогиба для образцов основной, усиленной ПКМ серии находится в диапазоне от 11,8 до 29,4 %.

Очевидно, что разброс между расчетными и экспериментальными значениями связан с тем, что жесткость усиленного ПКМ элемента выше, следовательно, при определении прогиба, а также жесткости усиленных ПКМ железобетонных элементов рассматривать их без учета работы материала усиления по методикам, изложенным в действующих нормативных документах [81], фактически является неверным.

Определим расчетные значения жесткости в середине пролета для экспериментальных образцов основной серии по формуле (3.30), где момент инерции приведенного сечения вычислен с учетом ПКМ за счет приведения геометрических характеристик композиционного материала к бетону. Результаты расчета и сравнение расчетных значений жесткости образцов основной серии со значением жесткости образцов контрольной серии приведены в таблице 3.4.

Таблица 3.4 - Расчетные значения жесткости экспериментальных образцов

Серия В,, МНм2 В40, МНм2 Приращение жесткости В, %

А1 12,968 12,786 1,42

А2 13,240 3,55

А3 13,213 3,34

А4 12,968 1,42

А5 13,240 3,55

А6 12,968 1,42

А7 12,968 1,42

В результате расчета установлено, что расчетное приращение жесткости экспериментальных балочных образцов основной серии, усиленных ПКМ, составило:

- для образцов усиленных холстом, наклеенным на нижнюю грань «А1» «А4» «А6» «А7», - 1,42 %;

- для образцов усиленных холстом в виде и-образной обоймы «А3», - 3,34%;

- для образцов усиленных пластиной, наклеенной на нижнюю грань «А2» «А5», - 3,55 %.

Расчетные значения прогиба балочных образцов, определенные с учетом жесткости, где момент инерции приведенного сечения вычислен с учетом ПКМ, представлены в таблице 3.5.

Таблица 3.5 - Значения прогиба при воздействии нагрузки, предшествующей образованию трещин (Р = 10,470 кН)

Серия А0 А1 А2 А3 А4 А5 А6 А7

Эксперименталь ный прогиб, мм 0,64 0,58 0,48 0,45 0,60 0,45 0,56 0,50

Расчетный 0,68 0,62 0.60 0.61 0,62 0.60 0,62 0,62

прогиб, мм

Процент -5,8 -6,5 -20,0 -26,2 -3,2 -25,0 -9,7 -19,4

отклонения

К 0,94 0,93 0,80 0,73 0,96 0,75 0,90 0,80

Значения экспериментального и теоретического прогиба (таблицу 3.5)

показали хорошую сходимость, для образцов основной серии конструктивный коэффициент К варьируется в пределах от 0,73 до 0,94.

3.2.2 Кривизна оси при изгибе и жесткость усиленных ПКМ железобетонных

элементов на участках с трещинами

Рассмотрим задачу по определению кривизны оси при изгибе железобетонного элемента, усиленного ПКМ, с трещинами в растянутой зоне. Расчетная схема приведена на рисунке 3.7.

Рисунок 3.7 - Кривизна оси усиленного ПКМ элемента

Для железобетонного элемента, усиленного ПКМ, кривизну оси в зоне чистого изгиба при наличии трещин можно выразить из выражения