Влияние параметров предварительного напряжения арматуры композитной полимерной на жесткость и трещиностойкость изгибаемых бетонных элементов. Подготовка и проведение экспериментальных исследований

К. Л. Кудяков; А. В. Бучкин; Е. Ю. Юрин; С. К. Хлебников; В. А. Пентюхова

doi:10.37538/2224-9494-2023-4(39)-68-81

Влияние параметров предварительного напряжения арматуры композитной полимерной на жесткость и трещиностойкость изгибаемых бетонных элементов. Подготовка и проведение экспериментальных исследований

К. Л. Кудяков, А. В. Бучкин, Е. Ю. Юрин, С. К. Хлебников, В. А. Пентюхова

https://doi.org/10.37538/2224-9494-2023-4(39)-68-81

EDN: PJLGFW

Полный текст:

PDF (Rus) | HTML | XML |

сгенерировать QR код

Содержание

Перейти к:

Аннотация

Введение. Высокая прочность арматуры композитной полимерной (далее – АКП) при растяжении и относительно низкий модуль упругости по сравнению со стальной арматурой определяют рациональность ее предварительного напряжения. Однако вопросы технологии ее предварительного напряжения и проектирования конструкций с ее применением изучены недостаточно. Актуальная нормативная документация не содержит исчерпывающий объем положений и требований применительно к условиям и параметрам преднапряжения АКП и их учета при проектировании и расчетах конструкций. В связи с этим проведение комплекса уточняющих исследований по данной тематике является актуальным и имеет значительный практический интерес.

Целью работы является оценка влияния различных параметров предварительного напряжения арматуры композитной полимерной на жесткость и трещиностойкость изгибаемых бетонных элементов.

Материалы и методы. В рамках работы была разработана и реализована программа экспериментальных исследований, которая включала изготовление и испытание на изгиб шести серий опытных бетонных образцов с различными параметрами предварительного напряжения АКП.

Результаты. Определены разрушающие нагрузки, установлены характеры деформирования, трещинообразования и разрушения изгибаемых бетонных элементов с различными параметрами предварительного напряжения растянутой АКП. Установлены предпосылки для совершенствования системы градостроительной деятельности в части уточнения и дополнения действующих нормативных документов по проектированию бетонных конструкций, армированных АКП.

Выводы. В лабораторных условиях апробирована технология натяжения АКП механическим способом. Для ее реализации в условиях современных производственных предприятий требуется адаптация натяжных устройств и захватов. Сделан вывод, что предварительное напряжение АКП является эффективным способом повышения трещиностойкости и жесткости изгибаемых бетонных элементов: в рамках исследований зафиксировано увеличение момента образования трещин (относительно конструкций без преднапряжения) до 2,25 раза и уменьшение прогибов в середине пролета до 0,5 раза.

Ключевые слова

арматура композитная полимерная, предварительное напряжение, жесткость, трещиностойкость, армированные бетонные конструкции

Для цитирования:

Кудяков К.Л., Бучкин А.В., Юрин Е.Ю., Хлебников С.К., Пентюхова В.А. Влияние параметров предварительного напряжения арматуры композитной полимерной на жесткость и трещиностойкость изгибаемых бетонных элементов. Подготовка и проведение экспериментальных исследований. Вестник НИЦ «Строительство». 2023;39(4):68-81. https://doi.org/10.37538/2224-9494-2023-4(39)-68-81. EDN: PJLGFW

For citation:

Kudyakov K.L., Buchkin A.V., Yurin E.Yu., Khlebnikov S.K., Pentykhova V.A. Effects of prestress parameters of fiber reinforced polymer rebar on the stiffness and crack resistance of bending concrete elements. Experimental studies. Bulletin of Science and Research Center of Construction. 2023;39(4):68-81. (In Russ.) https://doi.org/10.37538/2224-9494-2023-4(39)-68-81. EDN: PJLGFW

Введение

Эффективность предварительного напряжения арматуры композитной полимерной (АКП) подтверждается множеством результатов отечественных и зарубежных исследований. В зависимости от типа АКП и усилий обжатия бетона наблюдается значительное увеличение жесткости и величины изгибающего момента при образовании трещин, снижение ширины раскрытия трещин. В ряде исследований отмечается положительный эффект от применения предварительно напряженной АКП в комбинации со стальной арматурой или фибровым армированием бетона. Указанные мероприятия позволяют «компенсировать» низкие жесткостные характеристики АКП и приблизить эксплуатационные характеристики армированных ею конструкций к железобетонным аналогам [1–19].

В силу технических особенностей АКП единственный возможный метод ее предварительного напряжения – механический. Наиболее технологичная реализация данного метода может быть достигнута с применением гидравлических и винтовых домкратов, при этом требуется адаптация и апробация технологии, устройств и захватов в условиях современных производственных предприятий. Данные факторы являются барьером для широкого применения сборных армированных бетонных конструкций с предварительно напряженной АКП [1][19–21].

В отечественных и зарубежных нормах требования к предварительно напряженной АКП рассмотрены частично. Например, в американских и канадских нормах [22–28] практически не рассматривается предварительно напряженная АКП на основе стеклянных (АСК) и базальтовых волокон (АБК). В российском СП 295.1325800.2017 [29] не рассмотрена предварительно напряженная АБК. Нормируемые подходы к расчетной оценке параметров предварительного напряжения АКП принципиально схожи с методами, установленными для стальной арматуры. При этом существенные отличия в реологических и физико-механических свойствах стали и АКП учитываются частично. Вопросы влияния температурного перепада при тепловой обработке бетона на потери предварительного напряжения изучены недостаточно. Стандартные методы испытаний по определению релаксации напряжений для АКП в отечественных документах не рассмотрены.

В связи с этим проведение комплекса уточняющих исследований по данной тематике является актуальным и имеет значительный практический интерес.

Целью является проведение экспериментальных исследований с оценкой влияния различных параметров предварительного напряжения АКП на жесткость и трещиностойкость изгибаемых бетонных элементов и выявление предпосылок для совершенствования системы градостроительной деятельности в части уточнения и дополнения действующих нормативных документов по проектированию армированных бетонных конструкций.

Материалы и методы

В 2023 году сотрудниками НИИЖБ им. А.А. Гвоздева выполнена работа по исследованию влияния предварительно напряженной АСК на жесткость и трещиностойкость нормальных сечений изгибаемых бетонных элементов.

Для экспериментальных исследований были изготовлены и испытаны 6 серий опытных конструкций (по 2 шт. в каждой серии), которые были условно разделены на две группы в зависимости от анкеровочного слоя АСК (индекс «П» – периодический профиль, «ПЭ» – песчаное покрытие). Для всех опытных конструкций продольное армирование в растянутой зоне выполнено из АСК с величинами начального натяжения (σ_fp,0) 30 и 45 % от предела прочности при растяжении σ_f,В для каждого типа арматуры. Также изготовлены контрольные серии опытных конструкций без предварительного напряжения арматуры.

Основные параметры опытных конструкций приведены на рис. 1 и в таблице.

Рис. 1. Принципиальные конструктивные решения опытных конструкций
Fig. 1. Conceptual designs of tested structures

Таблица

Основные характеристики опытных конструкций

Table

Basic characteristics of tested structures

Шифр серии	Тип АСК	Значения начального натяжения арматуры σ_fp,0 / σ_f,В
Шифр серии	Тип АСК	0	0,3	0,45
Б-АСК-П-0	П	+
Б-АСК-П-30			+
Б-АСК-П-45				+
Б-АСК-ПЭ-0	ПЭ	+
Б-АСК-ПЭ-30			+
Б-АСК-ПЭ-45				+

Примечания:

Номинальные размеры опытных конструкций (L× b× h), мм: 2100 × 120 × 240.
Все образцы изготовлены из одной партии тяжелого бетона. На момент испытаний определены следующие характеристики бетона: призменная прочность на сжатие составила 48,37 МПа, начальный модуль упругости – 36,57 ГПа, прочность на растяжение при изгибе – 5,6 МПа.
Растянутая зона сечения армировалась двумя стержнями АСК типа «П» или «ПЭ».
Сжатая зона сечения имела конструктивное армирование из двух стержней АСК типа «П».
По результатам испытаний АСК типа «П»: номинальный диаметр d= 7,81 мм, предел прочности на растяжение σ_f,В= 1120 МПа, модуль упругости Е_f = 52 ГПа. То же, для типа «ПЭ»: d = 7,91 мм, σ_f,В = 1152 МПа, Е_f = 54 ГПа. Оба типа АСК соответствуют ГОСТ 31938-2022 [31].
Поперечное армирование выполнено в виде замкнутых хомутов из стальной арматуры (Ø 6 мм класса А500 с шагом 50 мм) и установлено только в приопорных зонах.

Notes:

Nominal dimensions of tested structures (L × b × h), mm: 2100 × 120 × 240.
All samples are of the same heavy concrete batch. At the time of testing, the following characteristics of concrete were determined: prismatic compressive strength of 48.37 MPa, initial elasticity modulus of 36.57 GPa, tensile strength at bending of 5.6 MPa.
The tensile section zone was reinforced with 2 GFRP rods with surface types of periodic profile (GFRP-PP) or sand cover (GFRP-SC).
The compressed section zone was structurally reinforced with 2 GFRP-PP rods.
According to the results of GFRP-PP tests: nominal diameter d= 7.81 mm, ultimate tensile strength σ_f,_В= 1120 MPa, elasticity modulus Е_f = 52 GPa. The same for the GFRP-SC type: d = 7.91 mm, σ_f,_В = 1152 MPa, Е_f = 54 GPa. Both GFRP types comply with State Standard 31938-2022 [31].
The transverse reinforcement is made of steel rebars (A500 Ø 6 mm with a pitch of 50 mm), shaped as closed clamps and installed only in support zones.

Для изготовления образцов с преднапряженной арматурой была изготовлена деревянная опалубка с геометрическими размерами, обеспечивающими единовременное натяжение арматуры для двух образцов одной серии при их продольном расположении. По торцам опалубки были предусмотрены отверстия таким образом, чтобы исключалось соприкосновение преднапрягаемой арматуры и опалубки. В деревянную опалубку в проектном положении устанавливались металлические каркасы с поперечной арматурой, через которые продевались (без раскрепления) и располагались в проектном положении продольные преднапрягаемые стержни, на выступающих за торцы опалубки концах которых были устроены анкерные устройства, выполненные по аналогии с испытательными муфтами по п. 5.2.4 ГОСТ 32492-2015 [30].

Деревянная опалубка располагалась в замкнутой жесткой металлической раме. С одной стороны рамы закреплялся неподвижный упор со специальным захватом, в котором фиксировались концы преднапрягаемой арматуры с анкерными устройствами. Конструкция захвата позволяла выполнять одновременное равномерное натяжение двух арматурных стержней. С другой стороны устанавливалась силовая система, состоящая из домкрата, подвижного упора, динамометра (силомера) и захвата для фиксации концов преднапрягаемой арматуры с анкерными устройствами (рис. 2). При помощи домкрата осуществлялось перемещение подвижного упора. Контроль заданного усилия натяжения силовой системы (и, как следствие, преднапрягаемой арматуры) осуществлялся при помощи динамометра типа АЦД/1Р-100/1И-1. При достижении заданного уровня натяжения арматуры подвижный упор фиксировался с последующим периодическим контролем показаний динамометра. Мониторинг показаний динамометров осуществлялся вплоть до бетонирования образцов, а далее – до передачи усилий натяжения арматуры на бетон.

Рис. 2. Принципиальная схема стенда для натяжения АСК
Fig. 2. Principal scheme of the bench for FRP-presstressing

Значения потерь от релаксации напряжений АСК определялись параллельными измерениями на специальных динамометрических рамах, позволяющих обеспечить контроль усилия в образце и неизменность его деформаций на период испытаний. Данные измерения выполнялись по методике, разработанной в НИИЖБ им. А.А. Гвоздева.

Испытания опытных образцов проводились в силовой раме, жестко прикрепленной к силовому полу. Опытный образец помещался на две опоры, одна из которых шарнирно-подвижна, а другая шарнирно-неподвижна. Нагрузка создавалась гидравлическим домкратом, упирающимся в силовую раму, и передавалась на опытный образец через жесткую траверсу и катки в виде двух сосредоточенных сил. Величина нагрузки на образец определялась при помощи динамометра, установленного между домкратом и силовой рамой. Испытание опытных образцов выполнялось в соответствии со схемой, приведенной на рис. 3.

Рис. 3. Принципиальная схема испытаний опытных конструкций
Fig. 3. Principal scheme of structures tests

Перед проведением испытания для каждого образца замерялись фактические размеры его поперечного сечения, пролет, расстояния от опор до мест приложения сосредоточенной нагрузки, а после испытания уточнялась рабочая высота сечения и толщина защитного слоя бетона. Во время испытаний измерялись осадка опор и прогибы опытных образцов (схемы установки индикаторов И1–И4 и прогибомеров П1–П5 приведены на рис. 3). Ширина раскрытия трещин на поверхности образца измерялась с помощью отсчетного микроскопа. Дополнительно к указанным выше приборам использовалась бесконтактная оптическая система измерения деформаций Vic-3D.

Нагрузка прикладывалась ступенями 1/10 от теоретической разрушающей нагрузки, с учащением шага в диапазоне нагружения, близком к теоретическому значению нагрузки образования трещин. На каждой ступени проводилась выдержка под нагрузкой около 5 мин. За это время выполнялся визуальный осмотр, зарисовка трещин, отмечались нагрузки образования и развития трещин. Затем снимались все величины деформаций опытной конструкции. При испытаниях нагрузка доводилась до исчерпания несущей способности (до разрушения) опытной конструкции. Общий вид испытаний опытных конструкций приведен на рис. 4.

Рис. 4. Общий вид испытаний опытных конструкций
Fig. 4. General view of structures tests

Результаты

По результатам экспериментальных исследований опытных конструкций определены разрушающие нагрузки, установлены параметры и схемы трещинообразования (рис. 5 и 6), а также определены прогибы (рис. 7).

Рис. 5. Характерные схемы развития трещин
(показания измерительной системы Vic-3D)
при разных значениях изгибающего момента M_i, кН×м,
для опытных конструкций:
а – Б-АСК-П-0; б – Б-АСК-П-30; в – Б-АСК-П-45
Fig. 5. Typical crack development patterns
(Vic-3D measuring system readings)
at various bending moment values M_i, kN × m, for tested structures:
а – B-GFRP-PP-0; б – B-GFRP-PP-30; в – B-GFRP-PP-45

Рис. 6. Гистограммы средних величин изгибающих моментов
при образовании нормальных трещин,
выраженных относительно аналогичных значений
для конструкций без предварительного напряжения АСК:
а – для группы Б-АСК-П; б – для группы Б-АСК-ПЭ
Fig. 6. Histograms of average bending moments
during the formation of normal cracks relative to similar values
for structures without FRP prestressing:
а – B-GFRP-PP; б – B-GFRP-SC

Рис. 7. Гистограммы средних величин прогибов
в середине пролета опытных конструкций
при величине изгибающего момента M_i = 20,5 кН×м,
выраженных относительно аналогичных значений
для конструкций без предварительного напряжения АСК:
а – для группы Б-АСК-П; б – для группы Б-АСК-ПЭ
Fig. 7. Histograms of average deflection values
in the middle of the span of experimental structures
at the bending moment value M_i = 20.5 kN×m
relative to similar values for structures without GFRP prestressing:
а – B-GFRP-PP; б – B-GFRP-SC

Анализ результатов испытаний показал следующее:

деформирование, трещинообразование и разрушение всех опытных конструкций имели схожий характер, независимо от величины предварительного напряжения;
значимого влияния типа анкеровочного слоя АСК на результаты испытаний не выявлено;
значимого влияния предварительного напряжения АСК на несущую способность опытных конструкций не выявлено;
разрушение всех опытных конструкций происходило в зоне чистого изгиба, имело хрупкий характер и сопровождалось разрывом растянутой арматуры; проскальзывания арматуры в бетоне не выявлено;
образование трещин для конструкций с предварительным напряжением арматуры происходило при больших значениях нагрузки, чем для контрольных образцов без предварительного напряжения. При уровне предварительного напряжения 0,3σ_f,Внаблюдалось увеличение момента образования трещин (относительно конструкций без преднапряжения) до 1,81 раза; при 0,45σ_f,В – до 2,25 раза;
наблюдается тенденция к уменьшению ширины раскрытия трещин для конструкций с предварительным напряжением арматуры; с ростом величины предварительного напряжения ширина раскрытия трещин уменьшается;
развитие прогибов для конструкций с предварительным напряжением арматуры в меньшей степени, чем для контрольных образцов. В рассмотренном диапазоне нагружения при уровне предварительного напряжения 0,3σ_f,Внаблюдалось уменьшение величины прогибов в середине пролета до 0,68 раза; при 0,45σ_f,В – до 0,5 раза.

Выводы

В лабораторных условиях апробирована технология натяжения АКП механическим способом. Получен положительный результат, однако для ее реализации в условиях современных производственных предприятий требуется адаптация натяжных устройств и захватов.

В рамках работы была разработана и реализована программа экспериментальных исследований, которая включала изготовление и испытание шести серий опытных образцов с различными параметрами предварительного напряжения АСК. По результатам испытаний можно сделать вывод, что предварительное напряжение АКП является эффективным способом повышения трещиностойкости и жесткости изгибаемых бетонных элементов.

В последующем предполагается более детальная публикация результатов анализа полученных опытных данных проведенного исследования.

Список литературы

1. Степанова В.Ф., Бучкин А.В., Кудяков К.Л., Степанов А.Ю. Арматура композитная полимерная и композитные полимерные изделия. Москва; 2023.

2. Степанова В.Ф., Степанов А.Ю., Жирков Е.П. Арматура композитная полимерная. Москва: АСВ; 2013.

3. Хозин В.Г., Гиздатуллин А.Р. Совместимость полимеркомпозитной арматуры с цементным бетоном в конструкциях. Строительные материалы. 2017;(11):30–38.

4. Наджибуллохи Р., Рахмонов А.Д. Экспериментальное исследование работы бетонных конструкций, армированных неметаллической композитной арматурой. Доклады Национальной aкадемии наук Республики Таджикистан. 2018;61(1):71–77.

5. Римшин В.И., Меркулов С.И. О нормировании характеристик стержневой неметаллической композитной арматуры. Промышленное и гражданское строительство. 2016;(5):22–26.

6. Ганзий Ю.В. Идентификация опасностей получения некачественной продукции из полимерного композитного материала на примере строительной композитной арматуры. Вестник ИжГТУ имени М.Т. Калашникова. 2018;21(3):13–19.

7. Плевков В.С., Балдин И.В., Кудяков К.Л., Невский А.В. Прочность и деформативность арматуры композитной полимерной при статическом и кратковременном динамическом растяжении и сжатии. Вестник Томского государственного архитектурно-строительного университета. 2016;(5):91–101.

8. Бегунова Н.В., Грахов В.П., Возмищев В.Н., Кислякова Ю.Г. Сравнительная оценка результатов испытаний бетонных балок с композитной арматурой и расчетных данных. Наука и техника. 2019;18(2):155–163. https://doi.org/10.21122/2227-1031-2019-18-2-155-163

9. Захиди М.З., Никулин А.И. Определение трещиностойкости изгибаемых железобетонных элементов с применением преднапряженной композитной арматуры. В: Наука и инновации в строительстве. Сборник докладов III Международной научно-практической конференции к 65-летию БГТУ им. В.Г. Шухова. Белгород: Белгородский государственный технологический университет им. В.Г. Шухова; 2019, с. 59–64.

10. Белуцкий И.Ю., Сим А.Д. К оценке трещиностойкости железобетонных изгибаемых элементов, армированных композитной арматурой. Вестник Тихоокеанского государственного университета. 2016;(4):95–102.

11. Лапшинов А.Е., Борисов А.В. Безопасность применения изгибаемых бетонных конструкций, армированных стеклокомпозитной арматурой. Композиты и наноструктуры. 2020;12(1):25–30.

12. Ветрова О.А. Экспериментальные исследования деформативности бетонных балок, армированных композитной арматурой. Известия Юго-Западного государственного университета. 2020;24(1):103–114. https://doi.org/10.21869/2223-1560-2020-24-1-103-114

13. Антаков И.А. Особенности работы изгибаемых элементов с композитной полимерной арматурой под нагрузкой. Жилищное строительство. 2018;(5):15–18.

14. Falikman V., Solovyov V., Nurtdinov M. Mechanical properties and durability of FRC with glass-polymer composite fiber. FIB 2018 - Proceedings for the 2018 fib Congress: Better, Smarter, Stronger; 2019, pp. 2490–2500.

15. Тарек М.Ф.Э. Прочность преднапряженных изгибаемых балочных элементов, армированных стеклопластиковой арматурой, при действии кратковременных динамических нагрузок [диссертация]. Москва; 1992.

16. Кудяков А.И., Плевков В.С., Белов В.В., Невский А.В., Кудяков К.Л. Технология и состав углеродофибробетона с повышенной однородностью прочностных показателей. Вопросы материаловедения. 2016;(1):66–72.

17. Кудяков В.А., Кудяков А.И., Лукьянчиков С.А., Кудяков К.Л. Управление технологическими процессами производства модифицированных бетонов. Вестник Томского государственного архитектурно-строительного университета. 2017;(6):116–126.

18. Nevsky A., Kudyakov K., Danke I., Kudyakov A., Kudyakov V. Improvement of cement concrete strength properties by carbon fiber additives. Advanced Materials in Technology and Construction. AIP Conference Proceedings. 2016;1698(1):070005. https://doi.org/10.1063/1.4937875

19. Плевков В.С., Тамразян А.Г., Кудяков К.Л. Прочность и трещиностойкость изгибаемых фибробетонных элементов с преднапряженной стеклокомпозитной арматурой при статическом и кратковременном динамическом нагружении. Томск: Изд-во Том. гос. архит.-строит. ун-та; 2021.

20. Абрамов И.В., Турыгин Ю.В., Лекомцев П.В., Романов А.В., Бучкин А.В., Саидова З.С. Некоторые результаты испытаний приспособлений анкерного типа для натяжения композитной арматуры. Строительные материалы. 2019;(1–2):64–69.

21. Степанова В.Ф., Бучкин А.В., Юрин Е.Ю., Никишов Е.И., Абрамов И.В., Турыгин Ю.В., Лекомцев П.В. Приспособление анкерного типа для реализации натяжения композитной полимерной арматуры для преднапряженных бетонных конструкций. Вестник НИЦ «Строительство». 2019;22(3):98–111.

22. CAN/CSA-S6-00. Canadian High Bridge Design Code. Canadian Standards Association; 2000.

23. CAN/CSA-S6-02. Design and Construction of Building Components with Fiber-Reinforced Polymers. Canadian Standards Association; 2002.

24. CAN/CSA-S806-12. Design and construction of building structures with fibre-reinforced polymer. Canadian Standards Association; 2012.

25. CAN/CSA-S6-14. Canadian Highway Bridge Design Code. Canadian Standards Association; 2017.

26. CAN/CSA-S6-06. Canadian Highway Bridge Design Code. Canadian Standards Association; 2010.

27. Canadian Network of Centres of Excellence on Intelligent Sensing for Innovative Structures (ISIS). Prestressing concrete structures with fibre-reinforced polymers. Design Manual No. 5. Winnipeg: ISIS Canada Corporation; 2008.

28. ACI 440.4R-04. Prestressing Concrete Structures with FRP tendons. American Concrete Institute; 2004.

29. СП 295.1325800.2017. Конструкции бетонные, армированные полимерной композитной арматурой. Правила проектирования. Москва: Стандартинформ; 2017.

30. ГОСТ 32492-2015. Арматура композитная полимерная для армирования бетонных конструкций. Методы определения физико-механических характеристик. Москва: Стандартинформ; 2015.

31. ГОСТ 31938-2022. Арматура композитная полимерная для армирования бетонных конструкций. Общие технические условия. Москва: Российский институт стандартизации; 2022.

Об авторах

К. Л. Кудяков

Научно-исследовательский, проектно-конструкторский и технологический институт бетона и железобетона (НИИЖБ) им. А.А. Гвоздева АО «НИЦ «Строительство»; ФГБОУ ВО «Национальный исследовательский Московский государственный строительный университет» (НИУ МГСУ)
Россия

Константин Львович Кудяков, канд. техн. наук, ведущий научный сотрудник лаборатории коррозии и долговечности бетонных и ж/б конструкций; доцент кафедры железобетонных и каменных конструкций