Институт Государственного управления, Главный редактор - д.э.н., профессор К.А. Кирсанов права и инновационных технологий (ИГУПИТ) тел. для справок: +7 (925) 853-04-57 (с 11⁰⁰ - до 18⁰⁰)

Интернет-журнал «НАУКОВЕДЕНИЕ» №4 2012 Опубликовать статью в журнале - http://publ.naukovedenie.ru

Размещено на http://www.allbest.ru

1

http://naukovedenie.ru 8ТВН412

Институт Государственного управления, Главный редактор - д.э.н., профессор К.А. Кирсанов права и инновационных технологий (ИГУПИТ) тел. для справок: +7 (925) 853-04-57 (с 11⁰⁰ - до 18⁰⁰)

Интернет-журнал «НАУКОВЕДЕНИЕ» №4 2012 Опубликовать статью в журнале - http://publ.naukovedenie.ru

1

http://naukovedenie.ru 8ТВН412

ВОПРОСЫ УСИЛЕНИЯ ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ КОНСТРУКЦИЙ КОМПОЗИТАМИ: 2. НАТУРНЫЕ ИССЛЕДОВАНИЯ УСИЛЕНИЯ ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ КОНСТРУКЦИЙ КОМПОЗИТАМИ, ВОЗНИКАЮЩИЕ ПРОБЛЕМЫ И ПУТИ ИХ РЕШЕНИЯ

Овчинников Игорь Георгиевич

Валиев Шерали Назаралиевич

Овчинников Илья Игоревич

Зиновьев Владимир Сергеевич

Умиров Азамат Давлетбаевич



Аннотация

Приведены результаты ряда натурных испытаний железобетонных пролетных строений мостов, усиленных композитными материалами. Показано, что во многих случаях оценка эффективности усиления проводится некорректно. Оценен возможный вклад композитов при разных схемах усиления. Сформулированы проблемы, возникающие при усилении конструкций композитами и намечены пути их решения

Ключевые слова: Железобетон, усиление, композиты, прочность, испытания.

железобетонный мост композит конструкция

The Abstract

The results of several field tests of concrete bridge spans, strengthened composite materials are considered. It is shown that in many cases the evaluation of amplification performed incorrectly. Shown problems arising from the strengthening using composite structures and the ways to solve them

Key words: Concrete, reinforcement, composites, durability testing



Введение

В статье «Вопросы усиления железобетонных конструкций композитами: 1. Экспериментальные исследования особенностей усиления композитами изгибаемых железобетонных конструкций» были рассмотрены способы усиления железобетонных конструкций, и особое внимание было уделено проблеме усиления их с применением композитных материалов (холстов, ламинатов). Также были приведены результаты экспериментальных исследований особенностей усиления железобетонных балок углеродными композитами. В данной статье внимание акцентируется на натурных исследованиях применения композитов для усиления пролетных строений мостов.



1. Натурные исследования железобетонного пролетного строения автодорожного моста, усиленного композитными материалами

Для определения фактического технического состояния конструкций, усиленных композитами и установления соответствия между расчетной конечно-элементной моделью, примененной для получения результатов в статье «Вопросы усиления железобетонных конструкций композитами: 1. Экспериментальные исследования особенностей усиления композитами изгибаемых железобетонных конструкций» и поведением реальной конструкции Д.Н. Смердовым [1] под руководством профессора С.А. Бокарева было проведено натурное обследование и испытание усиленного композитными материалами железобетонного пролетного строения автодорожного моста через реку Тишковка после четырех лет эксплуатации.

Мост через реку Тишковка расположен на 93 км автомобильной дороги КукуштанЧайковский в Осиновском районе Пермского края. Пролетные строения моста изготовлены по типовому проекту выпуск 56 (д) инв. №147/2. Продольная схема моста 4х11.36 (в полных длинах пролетных строений). В соответствии с рабочим проектом были выполнены следующие виды работ:

1. Полная разборка одежды мостового полотна.

2. Разборка слабого бетона приопорных участков главных балок и подготовка под установку балок в металлические обоймы, разборка бетона консолей существующей плиты под устройство накладной плиты.

3. Подъемка пролетных строений и их установка на опорные части (РОЧ 20х25х5.2-

0.8) и нижние плиты обойм.

4. Разборка плиты пролетного строения у деформационных швов под устройство соединительных плит, установка анкерных стрежней (на клей) и боковых листов обойм, бетонирование приопорных участков, ремонт бетонных поверхностей, подготовка потолочных поверхностей ребер (профилирование) крайних балок и поверхности ребер крайних балок на торцевых участках (выравнивание) под наклейку композитных материалов.

5. Наклейка композитных материалов на крайние балки пролетных строений.

6. Устройство монолитной накладной плиты, включая соединительные участки над промежуточными опорами.

Устройство накладной плиты позволило увеличить габарит проезжей части моста с Г-7.5 до Г-10+2х0.75. Общий вид моста после ремонта приведен на рис. 1. Основными элементами композитного усиления явились две полосы углепластика сечением 1.2х80 мм с модулем упругости 165 ГПа (см. рис. 2). Сразу после открытия движения по мосту был организован мониторинг его технического состояния. На момент последнего осмотра 01.2008 г. дефектов, снижающих грузоподъемность пролетных строений, обнаружено не было. Перед испытанием моста в августе 2009 г. был выполнен осмотр крайних балок пролетных строений, усиленных композитными материалами. На усиленных балках пролетных строений №№ 1, 2, 3 и 4 дефектов в конструкциях усиления, снижающих грузоподъемность балок, обнаружено не было.

Рис. 1. Общий вид моста (слева по ходу км, август 2009 г.)



Рис. 2. Крайняя левая балка (Б1) пролетного строения №1, усиленная двумя полосами углепластика

Целью испытаний пролетного строения являлось - выявление соответствия расчетной схемы пролетного строения усиленного в сжатой зоне железобетонной накладной плитой и в растянутой зоне углепластиковыми ламинатами производства фирмы ООО «Полимерпровод», действительной его работе. В качестве испытательной нагрузки использовался один груженный автосамосвал КамАЗ 55111 весом 23 тс (см. рис. 3). Статические испытания проводились по пяти схемам загружения с перестановкой испытательной нагрузки поперек пролетного строения (см. рис. 4).

Рис. 3. Испытательная нагрузка на пролетном строении №1 (август 2009 г.)

Во время испытаний измерялись прогибы в балках Б1, Б2 и Б3 при помощи прогибомеров Аистова с ценой деления 0.01 мм, фибровые деформации в балках Б1 и Б2 при помощи механических индикаторов с ценой деления 0.001 мм, установленных на базе 500 мм, и тензометрических датчиков деформации системы «Тензор МС» (см. рис. 5).

Рис. 4. Поперечное сечение пролетного строения №1 со схемой расположения осей испытательной нагрузки поперек моста

Рис. 5. Механические индикаторы и тензометрические датчики деформаций на балке Б1 пролетного строения №1

Достоверность принимаемой расчетной схемы нормы предусматривают определять конструктивным коэффициентом:

S^B

K = , (1)

S_cal

где S_B - фактор, измеренный под воздействием испытательной нагрузки, S_cal - тот же фактор, найденный от той же нагрузки расчетным путем.

В таблице 1. приведены ординаты прогибов балок пролетного строения №1 от испытательной нагрузки.

Таблица 1.

Прогибы балок пролетного строения №1

Схема загружения	Ординаты прогибов балок от испытательной нагрузки, мм
	Б1	Б2	Б3
1	3,30	1,61	0,63
2	2,41	1,57	0,84
3	0,90	1,03	1,12
4	0,52	0,73	1,01
5	-0,83	-0,10	0,66

В табл. 2 и 3 приведены результаты определения конструктивных коэффициентов по прогибам балок и напряжениям в полосах углепластика.



Таблица 2

Результаты определения конструктивных коэффициентов по максимальным прогибам в балках

Балка	Схема загружения	Измеренный максимальный прогиб от испытательной нагрузки, мм	Расчетное значение прогиба от испытательной нагрузки, мм	Конструктивный коэффициент К
Б1	1	3,34	3,3	0,99
Б2	1	1,7	1,61	0,95
Б3	1	0,7	0,63	0,90

Таблица 3 Конструктивные коэффициенты по напряжениям в углепластике

ПС	Ба ка	Способ загружения	Положение сечения	Средние измеренные напряжения в углепластике, МПА	Расчетные напряжения в углепластике, МПА	Конструктивный коэффициент К
1	Б1	Статика по схеме 1	0.5L	37,74	39,90	0,95
1	Б1	Динамика по схеме 1	0.5L	38,50	43,49*	0,89

Примечание: * - напряжения с учетом динамического коэффициента, определенного по (2), L - полная длина пролетного строения, равная 11.36 м.

Динамический коэффициент (1+µ) был определен из выражения

(1+µ)=1+^?е (2)

е^cp

где е_cp - средний уровень относительных деформаций при прохождении испытательной нагрузки, ?е - скачки относительных деформаций за счет динамического воздействия на пролетное строение от испытательной нагрузки.

(1+µ)=1+ =1.09

Как видно из табл. 2 и 3 конструктивный коэффициент варьируется в пределах от 0.89 до 0.99, что говорит о хорошем соответствии расчетной схемы действительной работе железобетонного пролетного строения, усиленного композитными материалами.

Испытание пролетного строения №11 показало, что конструкция моста на восприятие временной нагрузки работает в соответствии с проектом. Измеренные напряжения и прогибы в элементах конструкций не превысили ожидаемых расчетных значений. На момент обследования и испытания несущая способность конструкций пролетных строений моста через реку Тишковка обеспечивала безопасный и бесперебойный пропуск обращающихся по нему временных нагрузок.

Вывод 1. Казалось бы, проведенные испытания показали удовлетворительные результаты. Однако, так как несущая способность пролетного строения до усиления композитными материалами не определялась и потому не известна, остается неясным вопрос о вкладе композитных материалов в несущую способность пролетного строения. В результате испытаний нам известна только несущая способность усиленного пролетного строения, причем следует заметить, что усиление проводилось одновременно двумя способами: в сжатой зоне - железобетонной накладной плитой и в растянутой зоне углепластиковыми ламинатами. Вклад каждого из этих компонентов усиления неизвестен.

2. Усиление пролетного строения моста у р.п. Татищево

В 2011 году были проведены работы по усилению автодорожного моста через ручей на км 0+385 автоподъезда к р.п. Татищево от автомобильной дороги Тамбов-Ртищево-Саратов. Рабочий проект усиления был разработан ООО «Инженерно-производственный центр «ИнтерАква».

Необходимость ремонта и усиления пролетного строения моста вызвана низкой оценкой (2 балла) их состояния по ВСН 4-81, полученной в ходе обследования ОАО «СНПЦ «РОСДОРТЕХ» в июне 2007г. Мост перекинут через естественное препятствие - ручей. Возведен в 1950 г. Последний ремонт осуществлялся в 2003 г. Мост двухполосный, с тротуаром. Категория дороги: IV. В соответствии с Техническим заданием усиление моста рассчитывалось под восприятие нагрузок АК-14, совместно с фактической толщиной дорожной одежды.

Мост выполнен в монолитном железобетоне. Длина сооружения - 15,65 м, мостовой пролет - один (средний), длиной 8,75 м. Поперечный размер 8,29 м.

Конструктивная схема мостового пролета - однопролетная. В продольном направлении устроены 4 однопролетные балки 900х220мм (с учетом плиты) объединенные плитой 8750х8290х150мм. В поперечном направлении расположен один ряд диафрагм, высотой 600мм и шириной 200мм, объединяющих балки. По результатам вскрытий, в растянутой зоне балки (нижняя грань) были обнаружены 4 продольных арматурных стержня Ш28 AII и поперечные хомуты Ш14 АI с шагом 200 мм.

Расчетная прочность стали на растяжение по СП 13-102-2003 «Правила обследования несущих строительных конструкций зданий и сооружений» и составляет 2400 и 1600 кг/см2 соответственно. Арматура подвержена поверхностной коррозии, потери сечения арматурных стержней на момент вскрытий нет. По результатам обследования ОАО «СНПЦ «РОСДОРТЕХ» на конструкцию уложен дополнительный слой дорожной одежды, создающий непроектную нагрузку. Кроме того, имеются участки разрушения бетона, в том числе с обнажением рабочей арматуры, продольные трещины в защитном слое (глубина трещины не выявлялась).

Для определения действующих в конструкции усилий был выполнен расчет конструкции в двух вычислительных комплексах - «Structure CAD Office 11.1» и «ЛИРА 9.6», реализующих метод конечных элементов.

Построенная расчетная схема в «Structure CAD Office 11.1» представляет собой трехмерную систему из плиты, опирающейся на четыре Т- образные балки, сориентированные в продольном направлении моста. Их сопряжения приняты жесткими. Балки однопролетные, шарнирно закрепленные по концам. Толщина плиты 150 мм. Высота сечения балок 900 мм, ширина ребра 220 мм, полки шириной 900 мм. Плита и балки выполнены из монолитного железобетона. Принятый в расчете класс бетона по прочности на сжатие - В25 с расчетным сопротивлением сжатию 14,5 МПа и начальным модулем упругости 30 000 МПа. Конечноэлементная модель графически представлена на рисунке 6.

Рис. 6. Принятая в расчете сетка конечных элементов

Балки рассматриваемой конструкции аппроксимированы стержневыми элементами, приведенными к оси, а плита - пластиной, приведенной к срединной плоскости. Данная пластина задана четырехугольными конечными элементами со стороной 250 мм. Стержневые элементы разбиты на конечные элементы длиной 250 мм. Шарнирное опирание балок по концам смоделировано запретом перемещений по осям oX и oZ. В соответствии с рекомендациями СП-52-103-2007 нелинейная работа элементов учитывалась путем понижения их жесткостей с помощью условных обобщенных коэффициентов. Для плиты принят понижающий коэффициент модуля упругости 0,3.

В расчетной схеме предусмотрены расчетные нагрузки, действующие на конструкцию, принятые в соответствии со сбором нагрузок (таблица 4).

Таблица 4.

Сбор нагрузок на конструкцию мостового пролета.

(в соответствии с СНиП 2.01.07-85* «Нагрузки и воздействия», СНиП 2.05.03-84 «Мосты и трубы»).

	Вид нагрузок	Классификация нагрузок	Нормативная нагрузка	Коэфф. усл. работы	Расчетная нагрузка
1.	Собственный вес: монолитный железобетон, с объемным весом материала 2500 кг/м ;	постоянная	Задана автоматически	1,1	-
2.	Нагрузка от дорожной одежды: асфальтобетон толщиной 270 мм и объемным весом материала 2100 кг/м3;	Временная, длительно действующая	567 кг/м2	1,5	851 кг/м2
3.	АК-14, для каждой полосы движения, в нашем случае их 2;	Временная, кратковременная	28,6 т	1	28,6 т
			1,43т/м.п.		1,43т/м.п
4.	Нагрузка от толпы на тротуаре.	Временная, кратковременная	200 кг/м2	1	200 кг/м2

Построенная расчетная схема в «ЛИРА 9.6» (Рис. 7) представляет собой монолитную плиту 8950х8370х150мм, опирающуюся на 4 железобетонные балки 900х220мм, с пролетом 8950мм. Поперечная схема сечения: 1160мм консольный свес; пролеты между балками 2030мм, 1990мм, 2030мм; 1160мм - консольный свес. Балки задавались стержневыми элементами на 375мм ниже плиты (расстояние между геометрическими центрами).



Рис. 7. Схема конечных элементов в Лира 9.6

Было произведено объединение перемещений между узлами балок и соответствующих узлов плиты. Опирание балок шарнирное. Шаг триангуляции плиты и балок 0.5м. Конструкции приданы характеристики материала - бетон с классом прочности на сжатие В25. Для модуля упругости материала плиты взят коэффициент 0,3 по СП 52-101-2007 «Железобетонные монолитные конструкции зданий».

Полученные в расчетах максимальные значения усилий и перемещений, полученные по двум программам приведены в таблице 5.

Таблица 5.

	SCAD	ЛИРА	А
Макс. изгиб. момент	77,33тм	77,03тм	0,5%
Макс. поперечная сила	28,95т	26,52т	8%
Макс. перемещения	14,22мм	14,8мм	4%

Ремонт и усиление балок пролетного строения моста включали в себя проведение ряда следующих мероприятий.

Ремонт поврежденных (разрушенных) участков бетона и восстановление защитных слоев арматуры осуществлялся путем удаления рыхлых зон бетона и восстановления конструкции до проектной геометрии полимерцементным составом Полифаст с быстрым набором прочности и высокой адгезией к «старому» бетону. Для повышения адгезии перед нанесением материала Полифаст «старый бетон» грунтуется акриловой эмульсией J-40. Ремонт трещин по периметру диафрагм осуществлялся путем их штробления размером 20х20мм и последующего заполнения полимерцементным составом Полифаст Антикоррозионная защита обнаженной арматуры осуществляется путем ее обработки грунтом-преобразователем ржавчины N-Rust.

Антикоррозионная защита арматуры в теле бетона осуществлялась путем обработки поверхности конструкции мигрирующим ингибитором коррозии MCI-2020М после предварительной очистки бетона от отделочных покрытий и загрязнений.

Усиление продольных балок выполнялось путем наклейки в растянутой зоне, в зоне опирания и в центре углеродных лент УОЛ-300 эпоксидным двухкомпонентным компаундом АЭ-1. Суть этого метода заключается в устройстве на поверхности конструкции высокопрочного внешнего армирования из композитных материалов - углепластиковых накладок. Накладки устраиваются в продольном направлении на действие изгибающего момента; в поперечном (хомуты) - на действие поперечной силы. После полимеризации накладки должны работать совместно с бетоном, воспринимая действующие усилия, что должно повысить несущую способность, жесткость и трещиностойкость конструкции. После наклейки, поверхность накладок покрывалась защитным полимерцементным составом.

Расчет усиления выполнялся на разницу между фактической несущей способностью конструкции и полученными усилиями от проектных загружений. Подбор сечения и конструирование углепластиковых накладок выполнены в соответствии с «Руководством по усилению железобетонных конструкций композитными материалами» (2006г., «ИнтерАква», НИИЖБ).

На основании выполненных расчетов усиления были разработаны схемы армирования конструкции углепластиковыми накладками.

Применяемый углепластиковый композит обладает следующими механическими характеристиками (при одном слое лент УОЛ-300): - Нормативная прочность при растяжении - 3 155 МПа; - Приведенная толщина - 0,1044 мм; - Модуль упругости - 240 ГПа; - Ширина ленты - 300 мм.

По данному проекту было проведено усиление пролетного строения моста в 2011 году.

Схемы усиления приведены ниже.

После проведения усиления было проведено испытание пролетного строения нагрузкой в виде двух камазов. Фотографии усиливаемого моста, схем усиления и испытаний моста после усиления приведены на рисунках 8, 9, 10, 11, 12.

Рис. 8.

Рис.9.

Рис. 10.

Рис.11.



Рис. 12.

Вывод 2. Однако, как и в предыдущем испытании усиленного композитами моста, испытания до проведения усиления не проводились, и потому по результатам испытаний после усиления невозможно сделать вывод, насколько увеличилась грузоподъемность пролетного строения. Кроме того, в процессе проведения работ по усилению пролетного строения никаких работ по разгрузке пролетного строения, то есть по снятию дорожной одежды, поврежденного бетонного слоя не проводилось. И поэтому усиление работает только на временную нагрузку, а всю нагрузку от пролетного строения с учетом дорожной одежды воспринимает неусиленное пролетное строение. Так что сделать какие-либо разумные выводы об эффективности проведенного на этом мосту усиления невозможно. Мало того, так как ни до, ни после усиления не была отремонтирована гидроизоляция и дорожная одежда, то под действием климатических факторов имеет место интенсивное разрушение пролетного строения с потерей, скорее всего, набранного при усилении резерва несущей способности.

3. Задача усиления пролетного строения моста через реку Тихонькая на ПК 75+19,67

Существующий мост через реку Тихонькая расположен на ПК 75+19,67 проектируемого участка автомагистрали М-4 «Дон». Мост построен в 1982 году МСУ=9 объединения «Автомост» под нагрузки Н-30 и НК-80. Схема моста 11,4 *3, полная длина моста 36,50 м. габарит по ширине Г- 23,08 +2*1,02 м. В плане на прямом участке, в профиле на горизонтальном участке. Статическая схема - балочно разрезная из предварительно напряженных плит высотой 60 сантиметров с овальными пустотами. Несущие конструкции сооружения выполнены под нагрузки Н-30 и НК-80 в соответствии с типовым проектом серии 3.503 - 12 инв. № 384/25 «Союздорпроекта».

Повреждения, обнаруженные при визуальном обследовании моста:

- трещины в покрытии над деформационными швами и в несущих элементах (странно, но не указаны характеристики трещин в несущих элементах и причина их появления);

- сверхнормативная толщина слоя асфальтобетонного покрытия (не указано какая конкретно толщина, ведь и 20 см и 50 см это все сверхнормативные толщины);

- следы выщелачивания по продольным швам омоноличивания балок и на насадках опор (странно, но не указана глубина карбонизации и степень поражения хлоридами);

- сколы, раковины, разрушение защитного слоя бетона плит пролетных строений (не конкретизировано в каких местах плит пролетных строений имеются эти повреждения).

Интересно, что не была произведена оценка грузоподъемности пролетных строений. Вполне вероятно, что уже при проведении обследования предполагалась замена пролетных строений на другие и потому оценка сохранности пролетных строений, оценка прочности бетона не проводилась. То есть обследование проводилось не для сохранения и усиления пролетных строений моста, а сразу под его замену, то есть весьма поверхностно.

Вывод: прочность бетона в процессе обследования не определялась, несущая способность пролетных строений и грузоподъемность мостового сооружения не оценивалась, имеющий обычно место набор прочности бетоном выше проектной величины не учитывался.

По новому проекту принят габарит Г-24 +2*1,5 м из условия размещения четырех полос движения, разделительной полосы 5,0 м, двух полос безопасности по 2,0 м и двух тротуаров по 1.5 м так как мост находится в пределах жилой застройки. В плане мост располагается на прямой, в профиле - на уклоне 0,5 %. Мост рассчитан на пропуск подвижных нагрузок А14 и Н-14.

Поэтому сначала произведем оценку несущей способности пролетного строения на проектной стадии и с учетом предполагаемой 20% -ной потери бетоном его прочности.

При этом, основываясь на предварительном опыте проведения подобных расчетов, будем полагать, что усиление пролетного строения должно быть комбинированным: сверху - железобетонная плита пролетного строения, объединенная с 60-сантиметровыми плитами полетного строения; снизу - наклейка ламинатов вдоль плит пролетного строения сплошным слоем с устройством поперечной обвязки холстами (для обеспечения совместности работы балок плитных пролетных строений и тем самым для обеспечения пространственности работы пролетного строения.

Рис. 13.

Так как мост имеет габарит по ширине 23,08 м, можно предположить, что строительство велось в 2 очереди. Схема I очереди приведена на рисунке.

Определение усилий от собственного веса

Усилия от собственного веса конструкций определены при создании типового проекта серии 3.503-12. Они приведены на расчетном листе.

М_соб = 24,2т ? м

Q_соб =8,5т

Определение кпу

Для данной конструкции ПС применим метод внецентренного сжатия.

1 a _j 2

з₁ = ⁺ ₂ = 0,257 n 2??a_i

КПУ_НК=(з1+з2)/2=(0,1693+0,0923)/2=0,128

КПУ А-14

КПУ тел=(1/2)*Уyi;

КПУ пол=(1/2)*У(yк+0,6*yi);

КПУ тел=(1/2)*(0,2107+0,1565+0,1251+0,0709)=0,3

КПУ пол=(1/2)*(0,2107+0,1565+0,6*(0,1251+0,0709))=0,257 КПУ А-14+толпа

КПУ тел=(1/2)*(0,1536+0,0994+0,068+0,0138)=0,186

КПУ пол=(1/2)*(0,1536+0,0994+0,6*(0,068+0,0138))=0,166

КПУ тол=0,254

Линии влияния опорного давления, ординаты под нагрузкой приведены на рисунке 14.

Определение усилий от нагрузки Н-14



Рис. 15. Определим величину изгибающего момента в середине пролёта главной балки от нагрузки Н-14. Для расчёта примем динамический коэффициент и коэффициент надёжности по нагрузке для Н-14. (1+µ) =1 -динамический коэффициент принимаем согласно СП “Мосты и трубы”, гf=1,1-коэффициент надежности для нагрузки НК-80 принимаем согласно СНиП 2.05.03-84 “Мосты и трубы” п 2.23 в).

Нормативный изгибающий момент:

Мнкн=КПУ_НК*P*(y1+y2+y3+y4)=0,128*25(2,25+2,85+2,25+1,165)= 28,8т*м Расчётный изгибающий момент:

Мнк=(1+µ)нк*гfнк*КПУ_НК*P*(y1+y2+y3+y4)=1*1.1*0.128* (2,25+2,85+2,25+1,165)

*25=31,68т*м



Рис. 16.

(1+µ)_тел= 1,0 -динамический коэффициент принимаем согласно СП “Мосты и трубы” для а/д и городских мостов. (1+µ)_пол= 1,0 -динамический коэффициент принимаем согласно СП “Мосты и трубы” для а/д и городских мостов. гf_тел=1,5 гf_пол=1,15 -коэффициенты надежности для нагрузки А-14 принимаем согласно СП “Мосты и трубы” .

Нормативный изгибающий момент:

М_А14н=КПУтел·Pтел·(y1+y2)+КПУпол·qпол·щ=

=0,3·14·(2,85+2,1)+0,257·1,4·16,245=26,63т·м Расчётный изгибающий момент:

М_А14=(1+µ)(гтел·КПУтел·Pтел·(y1+y2)+ гпол·КПУпол·qпол·щ) =

=1·(1,5·0,3·14·(2,85+2,1)+1,15·0,257·14·16,245)=37,9 т·м

Определение усилий от нагрузки А-14+толпа

Согласно СП 2.05.03-84 "Мосты и трубы" определяем нормативную временную нагрузку от толпы на тротуарах Pт.

Рт=4,0 кПа

Т=1м -ширина тротуара

(1+µ)=1 -динамический коэффициент принимаем согласно СП “Мосты и трубы” гfтел=1,5 гпол=1,15 гfтол=1,2 -коэффициенты надежности для нагрузки А-14 принимаем согласно СП “Мосты и трубы”

Нормативный изгибающий момент:

М_А14+Тн=КПУтел·Pтел·(y1+y2)+КПУпол·qпол·щ+КПУтол·Pт·щ·T=

=0,186·14·(2,1+2,85)+1,4·0,166·16,245+0,245·0,4·1·16,245=18,31 т·м

Расчётный изгибающий момент:

М_А14+Т=(1+µ)(гfтел·КПУтел·Pтел·(y1+y2)+гfпол·КПУпол·qпол·щ)+гfтол·

КПУтол·Pт·щ·Т=1·(1,5·0,186·14·(2,1+2,85)+1,15·0,166·1,4·16,245)+1,2·0,245·

0,4·1·16,245=26,65т·м

Определение расчетного изгибающего момента

Выбираем наибольший момент из моментов, полученных ранее от нагрузок Н-14,А-14 и А-14 +толпа.

Н-14: 31,68 т·м

А-14: 37,9 т·м

А-14 +толпа: 25,65 т·м.

Мрасч=Мсобств+МА_-14=24,2+37,9=62,1т·м.

Предельный момент для данной конструкции приведен в типовом альбоме на расчетном листе и составляет М_пред=55,2 т·м.

Таким образом, видна необходимость выполнения усиления пролётного строения.

Характерные размеры поперечника балки плитного пролетного строения приведены на рис. 17.

Рис. 17.

4. О существующих предложениях по инженерной оценке несущей способности железобетонных конструкций, усиленных композитными материалами

За рубежом усиление железобетонных конструкций композитными материалами началось значительно раньше, чем в России. Были проведены экспериментальные исследования, с использованием результатов которых были разработаны методики расчета изгибаемых железобетонных элементов, усиленных композитными материалами (КМ). Эти методики основаны на использовании метода предельных состояний.

В руководстве по проектированию усиления эксплуатируемых конструкций композитными материалами рассматривается железобетонная балка, усиленная КМ по нижней грани на действие изгибающего момента. Рассматриваются следующие 4 возможных типа разрушения усиленных балок наступлением предельного состояния:

1) Разрушение вследствие отслоения КМ.

2) Разрушение вследствие отслоения КМ между вертикальными трещинами от действия изгибающего момента в середине пролета.

3) Разрушение вследствие отслоения КМ в зоне образования наклонных трещин от действия поперечной силы.

4) Разрушение вследствие отслоения КМ из-за неправильного соблюдения технологии наклейки КМ.

Анализ результатов экспериментов, проведенных и за рубежом и в России показал, что в большинстве случаев испытания проводились загружением балок изгибающим моментом. И не рассматривались случаи усиления на одновременное действие изгибающего момента и перерезывающей силы.

В то же время на автомобильных дорогах РФ эксплуатируется большое количество железобетонных мостов, балки пролетных строений которых имеют повреждения силового и коррозионного характера, что снижает их несущую способность.

В соответствии с ГОСТ Р 52748 временная вертикальная нагрузка от подвижного состава на автомобильных дорогах должна быть в виде полос АК и от тяжелых одиночных нагрузок НК с классом нагрузки К=14. Существующие же пролетные строения запроектированы под класс нагрузок К=11. Поэтому для перевода класса нагрузок от К=11 до К=14 требуется усиление балок пролетных строений.

Применение КМ, как об этом, хотя и не всегда корректно и доказательно, показывает зарубежный и частично отечественный опыт, может быть эффективным способом усиления. Но в России пока нет единой утвержденной методики расчета железобетонных конструкций, усиленных КМ. Существующие методики изложены весьма размыто и туманно, содержат погрешности и неточности, что затрудняет их использование. Поэтому весьма важным направлением работы является разработка более корректных методик расчета усиливаемых с помощью КМ железобетонных мостовых балок, разработка проектов усиления, проведение такого усиления и в обязательном порядке проведение последующего мониторинга и испытаний с целью внесения необходимых корректировок.

Исследования С.А.Бокарева и Д.Н. Смердова [1,7,8] позволили установить следующие схемы разрушения железобетонных элементов, усиленных КМ:

1) Отслоение КМ в результате разрушения клея между вертикальными трещинами. Схема появилась при разгружении железобетонных элементов от действия изгибающего момента.

2) Отслоение КМ с разрушением бетона защитного слоя рабочей арматуры вследствие совместного действия изгибающего момента и перерезывающей силы.

3) Отслоение КМ в зоне наклонных трещин в результате разрушения клея. Схема проявилась в зоне действия перерезывающей силы.

4) Разрыв КМ в зоне образования вертикальных трещин. Схема проявилась в зоне действия изгибающего момента.

В СНиП 2.05.03-84* Мосты и трубы требуется рассчитывать по несущей способности в следующих сечениях: - нормальные к продольной оси балки на действие изгибающего момента; - между наклонными трещинами сжатого бетона НПО прочности; - наклонные (к продольной оси) сечения на действие перерезывающей силы; - наклонные к продольной оси сечения на действие изгибающего момента.

Поэтому можно полагать, что разрушение балок, усиленных КМ может происходить по следующим схемам:

1) разрушение нормального сечения;

2) разрушение сжатого бетона между трещинами от главных напряжений;

3) разрушение по наклонной трещине от действия поперечной силы;

4) излом по наклонному сечению от преобладающего действия изгибающего момента в результате разрушения слоя бетона между рабочей арматурой и КМ (защитного слоя).

Расчет по прочности сечения, нормального к продольной оси на действие изгибающего момента

При расчете необходимо учитывать особенности, связанные с технологией усиления. Дело в том, что усиление балок пролетных строений можно проводить с разгрузкой от действия собственного веса и без такой разгрузки.

Случай разгрузки от действия собственного веса: полагаем:

- расчетное сопротивление бетона растяжению нулевой;

- сопротивление бетона сжатию равно расчетному сопротивлению бетона осевому сжатию R₀ и равномерно распределено в пределах условной сжатой зоны бетона;

- растягивающие напряжения в арматуре равны расчетному сопротивлению растяжения арматуры R_S;

- сжимающие напряжения в арматуре равны расчетному сопротивлению сжатию арматуры R_SC.

- растягивающие напряжения в КМ равны напряжению у_c при отсутствии закрепления

КМ по концам и равны расчетному сопротивлению волокон растяжению R_f при закреплении КМ U-образными хомутами.

Это последнее допущение опирается на реализации Итальянских норм [3] и результаты экспериментов Бокарева С.А. и Смердова Д.Н. [1,7,8]

То есть при расчете прочности сечения, нормального к продольной оси балки на действие изгибающего момента полагаем, что предельные напряжения в КМ достигают расчетного значения напряжений растяжения. Но при этом расчетная величина напряжений в КМ зависит от способа ее закрепления.

Рис. 18.

На рис. 18 показано 2 способа закрепления КМ на балке. В случае 18а КМ просто наклеивается на нижнюю поверхность ребра балки пролетного строения, а в случае 18б КМ закрепляется по концам U-образными хомутами.

Разрушение усиленной КМ железобетонной балки от действия изгибающего момента может происходить вследствие отслоения КМ по клею от поверхности бетона по концам наклеенного холста или в области вертикальных трещин при напряжении в КМ:

у_C = E _f ?е_C , (3)

где е_C - относительная деформация КМ в момент отслоения, E _f - модуль упругости волокон КМ.

При устройстве закрепления КМ U-образными хомутами разрушение усиленных железобетонных элементов происходит вследствие разрыва КМ при напряжениях, равных расчетному сопротивлению волокон КМ растяжению:

у_C = R_f , (4)

Расчетная схема железобетонного сечения с эпюрой напряжений в предельном состоянии приведена на рис. 19. По этим усилиям определяется внутренний предельный момент М^y'.

Рис. 19. Расчет по прочности сечения, нормального к продольной оси балки производят в зависимости от величины относительной высоты сжатой зона сечения:

x

о= , (5)

h₀₁

Значение о не должно превышать величины относительной высоты сжатой зоны бетона, определяемой как для не усиленного сечения, где высота сжатой зоны бетона, при которой предельное состояние бетона сжатой зоны наступает не ранее достижения в растянутой арматуре напряжения, равного расчетному сопротивлению R_S или R_p с учетом коэффициентов условий работы для арматуры.

о_y определяется по формуле [5,6]:

щ

о_y =, (6) у₁ ? щ? 1+ ?1? ? у₂ ? 1,1?

где щ= 0.85? 0.008? R_b - для элементов с обычным армированием.

Расчетное сопротивление R_b принимается в МПа. Напряжение в арматуре у₁, МПа, принимается равным: у₁ = R_S - для ненапрягаемой арматуры.

Напряжение у₂ является предельным напряжением в арматуре сжатой зона и принимается равным 500 МПа.

Несущая способность усиленного элемента прямоугольного поперечного сечения по изгибающему моменту определяется из уравнения равновесия по формуле:

M ^y = R_bxb(h₀₁ ? 0.5 )x + R_sc A_s^' (h₀₁ ? a_s^' ) +у_c A_f a_c (7)

где высота сжатой зоны находится из уравнения равновесия по формуле:

R^S A^S +у^C A^f ? R^sc A^s'

x = , (8)

R_bb

в котором R_b, R_sc, R_s - расчетные сопротивления бетона сжатию, арматурной стали сжатию и растяжению; у_c - напряжение в композитном материале, при котором происходит его отслоение или разрыв; A_s^' и A_s - площади сечения сжатой и растянутой арматуры; A_f - площадь поперечного сечения волокон КМ; b - ширина балки; a_s^' , a_s , a_c - расстояние от верхней грани балки до центра тяжести сжатой арматуры, от нижней грани балки до центра тяжести растянутой арматуры и композитного материала соответственно; h₀₁ - рабочая высота сечения:

h₀₁ = h ? a_s , (9)

где h - высота балки.

Несущая способность усиленных балок таврового сечения по изгибаемому моменту при о?о_y определяется в зависимости от положения границы сжатой зоны по формулам:

Рис. 20.

а) если граница сжатой зоны проходит в плите (рис. 20 а).

M y = Rbxb'f (h01 ? 0.5 )x + Rsc As' (h01 ? as' ) +уc Af ac (10) где высота сжатой зоны:

RS AS +уC Af ?Rsc As

x= ' , (11)

Rbbf

б) если граница сжатой зоны проходит в ребре балки (рис. 20б).



M y = Rbbx(h01 ? 0.5 )x + Rb (b'f ? b)h'f (h01 ? 0.5h'f ) + Rsc As' (h01 ? as') +уc Af ac (12) где высота сжатой зоны:

RS AS +уC Af ? Rb (b'f ?b)h'f ? Rsc As'

x = , (13)

R_bb

где b^'_f - ширина плиты; h^'_f - высота плиты.

5. Определение вклада композитных материалов в несущую способность сечения изгибаемой балки

С использованием вышеприведенных формул был произведен расчет величины вклада композитных материалов в несущую способность сечения изгибаемой балки.

В расчетах принималось: Бетон класса В 22,5 R_b = 12 МПа, R_bt = 0,9 Мпа, Е_b = 29000 МПа, Арматура R_s = 270 МПа, Е_s = 210000 МПа.

Принимался композит в виде холста с характеристиками:

R_f = 4000 МПа, толщина 1 слоя холста t = 0,4 мм.

Расчеты показали, что:

- при использовании 3 слоев холста вклад композита в несущую способность сечения составляет 4,5%.

- в предположении, что бетон потерял 30% прочности, а арматура 30% площади сечения от коррозии при использовании 3 слоев холста вклад композита в несущую способность сечения составляет 5,5%.

- при использовании 4 слоев холста вклад композита в несущую способность сечения составляет 5,3%.



Заключение и рекомендации

В настоящее время существует довольно значительное количество публикаций (статей, книг, отчетов и других материалов), посвященных проблеме как расчета и проектирования, так и усиления конструкций композитными материалами. Даже простой запрос в Яндексе по теме «усиление конструкций композитными материалами» дает не менее тысячи ответов разного рода.

Однако критический анализ опубликованных материалов и имеющийся опыт применения композитных материалов для усиления мостовых конструкций (частично описанный выше в данном отчете) позволяет отметить следующее:

- разработанные методики расчета усиления конструкций композитными материалами во многом повторяют друг друга, изложены весьма некорректно и расплывчато, с ошибками и неточностями, без указания размерностей используемых величин, опираются, в основном, на известный метод расчета по предельным состояниям, который не учитывает того факта, что в подавляющем большинстве конструкций предельное состояние наступает не из-за опасного увеличения нагрузки, а из-за деградации материала усиливаемой конструкции. В методе предельных состояний силовой расчет отделен от деформационного, причем оба эти расчета опираются на разные, нередко взаимоисключающие гипотезы.

- в методиках расчета (точнее в принимаемых гипотезах и допущениях) заранее закладывается определенное недоверие к работе систем усиления композитами. В одной из работ это честно выражается такими словами: «несущая способность конструкции должна быть достаточна для восприятия постоянной и ограниченной временной нагрузки в случае повреждения системы усиления по каким-либо причинам».

- результаты экспериментальных исследований железобетонных конструкций, усиленных композитными материалами нередко не только не совпадают, но даже и противоречат друг другу.

Например, в отчете одной из организаций, где оценивалось влияние усиления слоями композита на нижней поверхности на увеличение несущей способности железобетонной балки, изгибаемой силой в середине пролета, приводятся такие данные теоретического расчета:

Таблица 6.

Ожидаемые (расчетные) разрушающие усилия для испытуемых перемычек

Наименование	Расчетное разрушающее усилие, т
	До усиления	Усиление в 1 слой	Усиление в 2 слоя
1-ПБ-1	0,12	0,65	1,13

Результаты испытаний этих балок без усиления и с усилением композитами в один и два слоя при ведены в таблице 7

Таблица 7 Результаты испытаний
№ образца	Полная разрушающая нагрузка,тс	Прогиб при контрольной нагрузке 100 кгс, мм	Нагрузка при котролируемом прогибе (предельном), f = 7,75 мм, кгс	Примечание
1 (без усиления)	216	3,55	144	Образование трещин свыше акр =0,4 мм, возрастание деформаций при постоянной нагрузке
2 (один слой усиления)	1040	1,1	280	Разрушение материала усиления, разрушение сжатой зоны бетона со сколом бетона
3 (два слоя усиления)	1080	1,07	368	Разрушение сжатой зоны бетона со сколом бетона и образованием наклонной трещины в середине пролета

Сравнение таблиц 6 и 7 показывает, что результаты теретического расчета и эксперимента (первая колонка таблицы 7) не совпадают и разница составляет не проценты, а разы, кроме того в теории второй слой усиления приводить почти к двухкратному увеличению расчетного разрушающего усилия, а в эксперименте второй слой усиления вызывает увеличние нагрузки всего на 4%. Мы уже не говорим о том, что авторы этого отчета путают внешнее воздействие (нагрузку) с внутренним силовым фактором - усилием.

- ни в одной из опубликованных и доступных нам работ не удалось найти четкой величины вклада композитного усиления в работу усиливаемой конструкции. Почему-то авторы стараются обойти это вопрос стороной и указывают либо несущую способность только усиленной конструкции, либо отделываются общими словами о том, что использование композитов позволяет усилить конструкцию на 10%. Наш опыт расчета усиления конструкций копозитами (в частности холстами) показывает, что, в зависмости от прочности (предел прочности) и жесткости (модуль упругости) холста вклад композитов в усиление может составлять от 1 до 8-10%.

- нас несколько настораживает тот факт, что практически во всех работах «поются дефирамбы» способу усиления с применением композитов, и не отмечаются ошибки, некорректности, нестыковки, хотя они несомненно есть. И мы точно знаем, что результаты будут очень сильно зависеть и от применемых для усиления материалов, и от качества используемых адгезивов (клеев) и от качества подготовки поверхности бетона под наклейку и, наконец, от качества выполнения работ и климатических условий при этом. И нам очень бы хотелось найти такие работы, где бы честно описывались возникающие проблемы и те пути, которые были использованы для их решения.

- пока еще очень мало данных о работе конструкций, усиленных композитами при динамическом нагружении (что характерно для транспортных сооружений), при действии климатических факторов (попеременного замораживания и оттаивания - переходов через ноль), а также поведение усиленных конструкций во времени (с учетом эффектов ползучести и релаксации).

Но, несмотря на сказанное выше, мы не хотим огульно не рекомендовать применять композитные материалы для усиления железобетонных, в том числе и мостовых конструкций. Наоборот, мы за то, чтобы их активно применять, но делать это с соблюдением необходимых правил постановки исследовательских экспериментов, с описанием всех этапов, нюансов, возникших проблем и путей их решения.



Литература

1. Смердов Д.Н. Оценка несущей способности железобетонных пролетных строений мостов, усиленных композитными материалами. автореф. канд дисс. Новосибирск. СибГУПС. 2010. 24 с.

2. Шилин А.А., Пшеничный В.А., Картузов Д.В. Усиление железобетонных конструкций композитными материалами. М.: Стройиздат. 2004. 139 с.

3 CNR-DT. 200/2004. Guide for the Design and Construction of Externally Bonded FRP. Systems for Strengthening Existing Structures. Rome. 2004, 144 p.

3. Guide for Design and Construction of Externally Bonded FRP Systems for Strengthening Concrete Structures. ACI 440.2R-08. American Concrete Institute.

4. СТО 2256-002-2011. Стандарт организации. СИСТЕМА ВНЕШНЕГО АРМИРОВАНИЯ ИЗ ПОЛИМЕРНЫХ КОМПОЗИТОВ FibARM ДЛЯ РЕМОНТА И УСИЛЕНИЯ СТРОИТЕЛЬНЫХ КОНСТРУКЦИЙ. Общие требования. Технология устройства. Москва 2011.

5. Рекомендации по расчету усиления железобетонных конструкций системой внешнего армирования из полимерных композитов fibARM. ОАО НИЦ Строительство (НИИЖБ). Лаборатория теории железобетона и конструктивных систем.М.2012. 29 с.

6. Бокарев С.А., Смердов Д.Н. Экспериментальные исследования изгибаемых железобетонных элементов, усиленных КМ // Известия Вузов. Стр-во. 2010, №2, с.112-124.

7. Белан Е.С., Смердов Д.Н., Яшнов А.Н. Составные конструкции железобетонных пролетных строений и методы их расчета // Современное состояние и инновации транспортного комплекса. Материалы Междунар. научн.-техн. конф. Пермь. Изд-во ПГТУ. 2009, т.2. С. 49-56.

8. СНиП 2.05.03-84* Мосты и трубы / Госстрой СССР. М. ЦИТП Госстроя СССР. 1985. 220 с.

9. Гапонов В.В. Экспериментальные исследования усиления плит перекрытия коллекторных тоннелей сетками из углеродных волокон в матрице на минеральной основе // Журнал Промышленное и гражданское строительство. 2011. - №11. - С. 69-71.

10. Гапонов В.В. Усиление изгибаемых железобетонных конструкций подземных сооружений композиционными материалами // Горный информационно-аналитический бюллетень. - 2011. - №12. - С.238-246.

11. Шилин А.А., Пшеничный В.А., Картузов Д.В. Внешнее армирование железобетонных конструкций композиционными материалами. - М., ОАО «Издательство «Стройиздат», 2007. 181 с.

12. Шилин А.А. Ремонт железобетонных конструкций. - М., Изд-во «Горная книга», Стройтехиздат, 2010. 520 с.

13. СТО 13613997-001-2011. СТАНДАРТ ОРГАНИЗАЦИИ Усиление железобетонных конструкций композитными материалами. Зика Россия. 2011. 55 с.

14. Рекомендации по расчету усиления железобетонных конструкций системой внешнего армирования из полимерных композитов FibARM. М. НИИЖБ. 2012. 29 с.

Размещено на Allbest.ru

...