Усиление и оценка механизма разрушения зоны среза конструкций мостов

Производство и эксплуатация бетонных сооружений сопровождаются трещинообразованием, обусловленным комплексом причин (рис. 3.1). Трещины, деформации или разрушения могут быть вызваны ударными, вибрационными, другими динамическими нагрузками; упущениями в расчетах и армировании; использованием некачественных материалов; нарушениями режимов тепловой обработки и технологии монтажа; разнородностью прочности, упругости и жесткости используемых материалов; потерей прочности основания. Каждый из этих факторов наиболее интенсивно проявляется на разных этапах твердения бетона, и поэтому их влияние на долговечность бетонных элементов неодинаково. Наибольшую роль играют деформации, происходящие в затвердевшем бетоне, причем основная доля приходится на те из них, которые связаны с растягивающими или изгибающими нагрузками, внутренними напряжениями при циклическом замораживании и оттаивании, воздействием внешней среды, коррозионными процессами. Развитие дефектов с течением времени существенно сказывается на напряженно-деформированном состоянии элементов конструкций. Предупредить все вышеназванные причины трещинообразования в бетоне или снизить степень их влияния на свойства материала можно применением дисперсно-армированных бетонов. Применение такого композита позволяет успешно решить ряд специализированных задач: усиление мостовых конструкций, взлетно-посадочных полос, промышленных бетонных полов, созданию солнцезащитных экранов, декоративных элементов и другие.



Рис. 3.1 Виды трещин и причины их возникновения

“Без фибры жизни нет” - такой девиз выбрали организаторы международного симпозиума “Дисперсное армирование в строительных конструкциях” (2006). Волокна далеко не новый вид строительного материала. Наиболее древние жилища - землянки и хижины - возводились с использованием ивовых прутьев, а в жарких краях - например, из магнолии. Скат кровли покрывали травяной настилкой и засыпали землей слоем до 60 см. В Древнем Египте и на Востоке использовали саман - рубленую солому, чаще ржаную, запрессованную в глину. В Римской империи пользовались терракотовыми кирпичами и черепицей, а также шерстью животных, вводя ее в строительные растворы.

Первые попытки армирования бетона стальными волокнами осуществил француз Жан Луи Ламбо [109-111]. В 1855 г. он изготовил лодку длиной 3,5 м из цементного раствора, армированного несколькими слоями стальной тканой сетки. Позднее стали применять стеклофибробетон, состоящий из определенным образом ориентированного стеклянного волокна, стеклянных сеток или тканей, соединенных цементным раствором. Результаты исследования этого материала были опубликованы в работах Дж. Ромуальди (США) и братьев Бирюковичей (РФ): его плотность в 2 раза ниже, чем алюминия, и в 5 раз ниже, чем стали [32]. Из-за особенности свойств стеклофибробетон был использован при возведении ряда ответственных сооружений. Дисперсно-армированный бетон в мостостроении применялся в Берлинском парке (1988) для реконструкции пешеходного двухпролетного моста, а в одном из японских гольф-клубов (1992) - для сооружения вантового моста. В Лос-Анджелесе и Санта-Монике (США), в рамках программы повышения сейсмоустойчивости мостовых конструкций (1993), нашли применение защитные облицовки колонн с использованием матов на основе фибробетона [56-82].

На сегодняшней день существует несколько видов дисперсно-армированных бетонов, основным признаком классификации которых является физическая природа волокон (табл. 3.1).

Несмотря на многообразие применяемых в строительстве дисперсно-армированных бетонов, в вопросе предотвращения образования и снижения темпов развития трещин ведущая роль отводится смешанным видам волокон. Существует два научных подхода к данной проблеме.

Таблица 3.1

Классификация дисперсно-армированных бетонов

Виды дисперсно-армированных бетонов	Международное название	Характеристика используемых волокон
Фибробетон с армированием натуральными волокнами	Natural Fiber Reinforced Concrete (NFRC)	Натуральные волокна: сизаль (лубяное волокно), кокос, бамбук, джут
Сталефибробетон	Steel Fibre Reinforced Concrete (SFRC)	Металлические волокна: из холоднотянутой проволоки или листовой стали, с анкерами в виде отгибов, зигзагообразной формы
Стеклофибробетон	Glass Fiber Reinforced Concrete (GFRC)	Стекловолокна: стекло E, стекло S
Фибробетон с армированием синтетическими волокнами	Polymer Fiber Reinforced Concrete (PFRC)	Синтетические волокна: полиэтилен, полиэстер
Фибробетон с армированием углеродными волокнами	Carbon Fiber Reinforced Concrete (CFRC)	Углеродные волокна: карбон, арамид (кевлар)
Фибробетон с армированием смешанными видами волокон	Multiscale-Scale Fiber-Reinforced Concrete (MSFRC)	Смешанные виды волокон разной длины

Первый заключается в применении фиброволокон одного вида, но разных размеров. Например, сочетание макро- и микрометаллической фибры различной длины и объемного содержания. Второе направление научных исследований - использование двух и более видов фибры, в частности, смесь стальных и синтетических волокон.

Для справки, одни из первых сооружений в Европе, где применялся бетон, упрочненный металлической фиброй из холоднотянутой проволоки, находились в аэропорту Хитроу (Великобритания) [64-69].

Из такого бетона были изготовлены 65-милиметровые панели для парковки автомобилей. Через 5 лет их эксплуатации проводилось обследование конструкций - никаких признаков трещинообразования на плитах не обнаружено. А первые патенты на бетонную смесь с добавками стальных волокон для промышленных бетонных полов были выданы во Франции уже в 1923 г.

Авторами работы [23] было проведено исследование особенностей механизма образования и развития трещин бетона, содержащего 2 % прямолинейных металлических волокон длиной 6 мм с диаметром 0,2 мм и 1 % металлических волокон с крючками на концах, длина которых 30 мм, а диаметр 0,3 мм. Результаты сопоставлялись с физико-механическими характеристиками бетона, содержащего 2 % короткой стальной фибры, а затем - бетона, содержащего 1 % длинной фибры с крючками на концах. В первой серии образцов (с короткими волокнами) прочность при изгибе составила 26 МПа. Вторая серия образцов (с длинными волокнами) характеризовалась пониженной прочностью при изгибе около 20 МПа, однако их пластичность была лучше. Образцы, изготовленные в комбинации с длинными и короткими стальными волокнами, имели самый высокий показатель прочности при изгибе, достигающий 42 МПа, со значительным увеличением пластичности. Показатели прочности бетона при сжатии во всех трех случаях были примерно одинаковые и составляли от 22 до 26 МПа.

Одновременное использование волокон разной длины способствует сокращению количества как микро-, так и макротрещин. Короткие волокна уменьшают количество микротрещин, позволяя избежать значительных дислокаций напряжений. Длинные же волокна, значительно понижающие удобоукладываемость бетонной смеси, необходимы для снижения числа дискретных микротрещин при высоких нагрузках. Причем важно, чтобы объем длинных волокон был меньше по сравнению с объемом коротких. Фибра, содержащаяся в количестве менее 1 %, используется преимущественно для повышения трещиностойкости в плитах дорожных покрытиях, подвергающихся истиранию поверхности и высоким темпам развития усадочных трещин. Присутствие волокон в объеме от 1 до 2 % повышает предел прочности, сопротивление развитию трещин, ударную прочность, что позволяет применять этот композит для торкрет-бетонирования. Высокое содержание фибры более 2 % предназначено для деформационного упрочнения, создания ультра прочного бетона (рис. 3.2 и рис. 3.3).

Рис. 3.2 Длинные и короткие металлические волокна

Рис. 3.3 Влияние длины волокон на прочность бетона при изгибе

Кроме того, направление и однородность распределения волокон в материале дополнительно повышают его эксплуатационную надежность. Бетон, в котором фибра распределена равномерно и выровнена в направлении основных воспринимаемых усилий, наилучшим образом сопротивляется воздействующей нагрузке. В идеале фиброволокна должны находиться в каждой секции структурных элементов, образующих бетон. Более того, они должны располагаться вдоль осей правильной решетки, на подобие треугольной (рис. 3.4). Продольные оси равны расстоянию S от каждой оси фиброволокна. Таким образом, комбинированное применение волокон разной длины предотвращает развитие процессов трещинообразования, вызванных растягивающими и изгибающими нагрузками.

Рис. 3.4 Расположение частиц заполнителя между волокнами

Сама по себе фибра обладает высокой прочностью при растяжении и повышенным модулем упругости. Коэффициент теплового расширения у нее находится в тех же пределах, что и у цементного камня. Правда приходится констатировать, что фибра способна играть свою роль - приостанавливать развитие волосяных трещин - лишь на расстоянии между отдельными волокнами не более 12 мм (максимальная крупность заполнителя, которую не следует превышать). Для бетона, армированного стальными волокнами различной длины характерна повышенная огнестойкость, низкая ползучесть, а также высокие деформативные характеристики. В целом дисперсное армирование от 1 до 3 % стальных волокон повышает прочность при сжатии до 40 % и прочность при изгибе до 150 %, резко увеличивает сопротивляемость механическим и тепловым ударам, повышает износостойкость.

Как уже отмечалось, причиной трещинообразования, а следовательно, и снижения долговечности строительных конструкций является воздействие внешней среды. Вероятность образования трещин в результате изменения объема воды (льда) в процессе циклического замораживания - оттаивания бетонных сооружений очень высока. В неизолированных образцах обычно быстрее всего высыхают и деформируются от усадки наружные слои бетона, что приводит к возникновению напряжений от неравномерной усадки и связанных с ними дополнительных трещин в структуре материала. Поэтому гибридный бетон незаменим в конструкциях, подверженных воздействию переменного уровня морской воды высокой солености. В частности, в порту Монреаля (Канада) в октябре 1995 г. для повышения морозостойкости использовали бетон, содержащий синтетические и стальные волокна. Площадь восстановленных береговых сооружений составила 900 м².

Стоит заметить, что полипропиленовые волокна - наиболее популярный вид синтетических волокон, они химически инертны, гидрофобны и легки. Их использование в объеме менее 0,1 % понижает пластическую усадку в процессе трещинообразования, а следовательно, препятствует растрескиванию материала. Установлено [32, 43], что присутствие полипропиленовой фибры в бетонах и растворах устраняет образование усадочных трещин на раннем этапе на 60-90 % (при применении арматурной сетки - всего на 6 %).

Нами проведено исследование бетона, армированного полипропиленовыми и стальными волокнами (табл. 3.2.).

Таблица 3.2

Характеристика волокон для армирования бетона

Вид используемых волокон	Диаметр волокон	Длина волокон	Объемное содержание волокон в бетонной смеси
Полипропиленовые	0,38 мм	25 мм	1,3 %
Металлические	0,88 мм	38 мм	0,7 %

Как показали результаты исследований, прочность при сжатии исследуемого вида бетона немного выше аналогичного показателя образцов без фибры и только с металлической фиброй, в том числе и на начальной стадии твердения в раннем возрасте 7 сут. Существенное отличие свойств наблюдается после проведения 300 циклов замораживания при температуре -18 °C и оттаивания при +18 °C. На поверхности обычного бетона по окончании исследования появились крупные трещины длиной от 8 до 25 мм, в некоторых случаях даже откололись небольшие куски образцов. Тогда как армирование двумя видами волокон привело к тому, что поверхность бетонных кубиков со стороной 100 мм была покрыта сетью мелких неглубоких трещин, максимальной длиной 9 мм. Подсчитано наибольшее количество трещин: 37 из них соответствуют дефектам длиной 2-2,5 мм, 20 - 4,5-5 мм.

Данный вид, дисперсно-армированного бетона, обладает высокой долговечностью, в условиях пониженных температур, агрессивного воздействия водных растворов, благодаря тому, что на стадии структурообразования происходит перераспределение напряжений при пластической усадке от наиболее опасных зон на весь объем материала; а в процессе эксплуатации - замедление темпов роста трещин, снижение концентрации напряжений в области макродефектов, выравнивание и перераспределение напряжений в структуре бетона между его составляющими.

Причиной развития внутренних напряжений, способствующих появлению дефектов, подобных трещинам, может служить и кристаллизация в порах бетона солей, содержащихся в агрессивной среде. Эти процессы значительно ускоряются при попеременном погружении конструкций в раствор соли и высушивании, так как к химическим взаимодействиям агрессивной среды и цементного камня в бетоне добавляются физические процессы кристаллизации продуктов коррозии. Наиболее часто на практике встречается образование кристаллов гипса, когда происходит взаимодействие агрессивной сульфатсодержащей среды с раствором гидроксида кальция, находящегося в поровой жидкости бетона. Кристаллы гипса оседают на стенках пор и капилляров, вызывая тем самым напряжения. Дополнительно они способны инициировать формирование моносульфатной формы гидросульфоалюмината кальция, а также образование эттрингита, стимулируя еще более значительные напряжения.

Воздействие влаги в присутствии различных солей активизирует физико-химические взаимодействия фазовых составляющих материала. Такие условия интенсифицируют процессы внутреннего массообмена и способствуют миграции веществ в структуре бетона, что вызывает изменение состава поровой жидкости и уменьшение концентрации водорастворимых щелочей. Это приводит к увеличению концентрации мигрирующих веществ на отдельных участках. Существование таких активных участков обусловливает неравномерность развития напряжений в теле бетона и развитие крупных трещин, устьями которых являются активные участки. Процесс трещинообразования при этом характеризуется быстрым разрушением элементов конструкций.

В любом случае кристаллизация, создающая внутренние напряжения, в начале приводит к образованию микротрещин, затем внутри них происходит рост объема экспансивных фаз. В результате расклинивающего действия толщина этих трещин возрастает, увеличивается длина, происходит раскрытие трещин, приводящее к объединению их в макротрещины и, в конечном счете, к разрушению конструкции. В случае применения фибры рост микродефектов на начальном этапе может быть предотвращен или остановлен. В результате конструкция не распадается на куски, сохраняя свою целостность.

Таким образом, применение дисперсного армирования позволяет снижать концентрацию напряжений, предотвращать развитие встречных трещин и затруднять процесс трещинообразования. Выбирая типы смешанных волокон и корректируя соотношение объема этих волокон друг к другу и бетону, возможно направленно регулировать свойства материала, повышая его трещиностойкость, что в свою очередь обеспечивает качественное улучшение не только стойкости материала под нагрузкой, но и повышает коррозионную стойкость, обусловленную ростом внутренних напряжений, а также атмосферостойкость, стойкость к переменному увлажнению - высушиванию, замораживанию - оттаиванию и другим циклическим процессам.

В работах [64-69] было предложено уравнение для определения сопротивления при сдвиге образца с трещиной за счет зацепления берегов трещин. Зацепления берегов трещин играет большую роль для определения несущей способности железобетонного элемента при действии поперечной силы. При взаимодействии берегов трещин во внутреннем армировании образца возникают дополнительные напряжения в направлении поперек трещины. Сопротивление сдвигу в сечении с трещиной можно записать как

, (3.1)

где tgб - коэффициент трения между поверхностями трещины. Деля это уравнение на площадь плоскости среза, получим выражение для напряжения сдвига усиленных образцов было вычисленное с учетом вклада внешнего армирования ТПМ

. (3.2)

Несущая способность при срезе усиленных образцов была определена по результатам эксперимента.

В усиленных образцах, листы ТПМ будут сопротивляться горизонтальному разделению образца (нормальное смещение или раскрытие трещин) и смещениям сдвига по плоскости среза. Волокна, ориентируемые перпендикулярно трещине будут работать как стальные хомуты. Однако вертикальные волокна (то есть параллельно трещине) будут действовать как ограничители деформаций для параллельных волокон, а также для предотвращения отслаивания листа ТПМ от поверхности бетона. Предложено эмпирическое уравнение, учитывающее вклад внешнего усиления в уравнении (3.2) при помощи регрессионного анализа. По результатам эксперимента напряжения сдвига для усиленных образцов может быть выражено следующим образом:

, (3.3)

где ; tgб = 1,4; A_sw - площадь стальных хомутов; A_crc - площадь плоскости среза; R_s - прочность при растяжении стали; t_f - толщина листа ТПМ; b - ширина плоскости среза; w_f /s_f =1-ширина, интервала полосы; R_fu - предел прочности при растяжении листа ТПМ.

Применимость уравнения (3.3) ограничена кубиковой прочностью бетона в пределах 30 - 40 МПа. В табл. 3.3. приведено сравнение теоретических и экспериментальных данных испытанных образцов. Видно, что предложенное уравнение хорошо аппроксимирует экспериментальные значения (табл. 3.3. и рис.3.5) и позволяет с достаточной точностью определить несущую способность при срезе усиленных образцов ТПМ (рис. 3.5).

Таблица 3.3

Сравнение результатов теоретических и экспериментальных исследований специальных образцов с ТПМ и без ТПМ

Образцы	Asv ( мм2)	Напряжение сдвига
		теоретическое (MПa)	экспериментальное (MПa)
P1	56,55	1,28	2,09	1,63
PF1	56,55	3,20	3,32	1,04
P2	113,09	2,56	3,30	1,28
PF2	113,09	4,34	4,10	0,95
P3	169,65	3,84	5,24	1,36
PF3	169,65	5,48	5,58	1,02

Вклад ТПМ в несущую способность уменьшается с увеличением процента внутреннего армирования стальными стержнями (хомутами). На начальных стадиях загружения внешнее усиление ТПМ предотвратило тангенциальное смещение в сечении с трещиной и её раскрытие, которые были меньше по сравнению с образцами без ТПМ для того же уровня нагрузки. Однако в предельной стадии усиленные образцы показали большие значения нормальных и касательных смещений по сравнению с образцами без усиления ТПМ.

Рис. 3.5 Сопоставление теоретических и экспериментальных данных испытания образцов, усиленных ТПМ по (3.3)

Результаты показывают, что повышение напряжения сдвига усиленных образцов изменяется в пределах 7 %…54 % по сравнению с образцами без ТПМ (табл. 3.3.).

Жесткость усиленных образцов была больше чем не усиленных, что можно объяснить меньшими деформациями в стальных хомутах при одинаковом уровне нагрузки. Однако, эти же значения деформации в усиленных образцах резко возрастали при разрушающей нагрузке.

3.2 Нелинейный расчет железобетонной балки пролетного строения через реку Булунгур расположенного на линии Джизак - Самарканд с использованием нового программного комплекса ЛИРА 9.6

С целью выявления трещинообразования при условии постепенного увеличения нагрузки и использования ТПМ для усиления эксплуатируемых на железнодорожном транспорте железобетонных пролетных строений, нами был выполнен расчет существующего железнодорожного моста под один путь через реку Булунгур, расположенного на правом четном пути 3688+047 км на линии Джизак - Самарканд. Мост был построен в 1968 году и эксплуатируется в настоящее время.

Мост трехпролетный, перекрыт железобетонными пролетными строениями расчетной длиной 12,8 м - крайние пролеты и 15,8 м - средний пролет. Расстояние между задними стенками устоев 49,70 м, между шкафными стенками устоев - 43,70 м. Мост расположен на прямой и на площадке.

Пролетные строения - ребристые двухблочные с ненапрягаемой рабочей стержневой арматурой. Каждый блок состоит из двух ребристых балок, общей плиты и тротуарных консолей. Полная длина крайних пролетных строений 13,5 м, среднего пролета - 16,5 м.

Тип мостового полотна - с ездой на балласте на железобетонных шпалах.

Опоры моста возведены в 1968 г. (фото 1, 2). Материал опор и подферменников - железобетон. Устои и промежуточные опоры - рамного типа на свайных фундаментах. Устои состоят из шкафных блоков, насадок и стоек прямоугольного сечения, объединенных внизу плитой ростверка свайного фундамента. Промежуточные опоры состоят из насадок и стоек, объединенных плитой ростверка свайного фундамента. По конструктивной схеме и геометрическим размерам опоры близки к типовым по проекту Гипротрансмоста, инв. №636. Опорные части металлические, тангенциальные.

Пролетные строения моста сборные, железобетонные, ребристые, двухблочные. Расчетная длина крайних пролетов 12,8 м, полная длина 13,5 м.

Расчетная длина среднего пролета 15,8 м, полная длина 16,5 м. Пролетные строения изготовлены и установлены в 1968 г. под расчетную нагрузку С14.

Материал пролетных строений - железобетон.

Все пролетные строения изготовлены из обычного железобетона по типовому проекту Лентрансмостпроекта, инв. № 6503. Каждый блок состоит из двух ребристых балок, общей плиты и тротуарных консолей. Высота ребер крайних пролетных строений (l_p=12,8 м) - 125 см, среднего пролета (l_p=15,8 м) - 145 см. Ширина ребер понизу 27 см, толщина ребер переменная - 12, 19 и 27 см. Расстояние в свету между ребрами - 66 см, между наружными гранями ребер - 280 см. Толщина плиты балластного корыта 15 см. Высота пролетных строений на опоре 155 см - для крайних пролетов и 175 см. - для среднего пролета. Вылет внешней удлиненной консоли с тротуаром - 105 см, внутренней консоли - 18 см.

Общий вид и сечения пролетного строения №2 снизу показан на фото 1.

При обследовании установлено:

- фактический класс бетона пролетных строений В25 (М250);

- ребра балок армированы ненапрягаемой арматурой из стержней периодического профиля 32 АIII, хомуты из стержней 8 А-I установлены с шагом 200 мм.

В пролетном строении №2 обнаружены следующие повреждения:

· пролетное строение № 2: в левой балке в обоих ребрах имеются наклонные трещины шириной до 0,3 мм, расположенные в нижнем поясе ребра симметричны относительно середины пролета близко к центру. В крайних ребрах балок имеются сколы бетона с оголением арматуры, на поверхности балок - следы потеков и выщелачивания раствора. В результате длительного увлажнения защитный слой бетона местами отслоился, арматура оголена и корродирована (фото 3,4). В левой балке 2 водоотводные трубки срезаны, в правой балке - 3 трубки повреждены (фото 5);

На всех пролетных строениях тротуары засыпаны балластным слоем, для поддержания которого вдоль тротуарных консолей установлены металлические листы высотой 30 - 35 см.

Одним из применимых теорий трещинообразования при эксплуатации железобетонных сооружений, является упрощение в расчетах на прочность обще принятые по существующим строительным нормам. Одной из таких гипотез является гипотеза о линейно упругой работе бетона и арматуры. Такие гипотезы были приняты для разработки инженерных методов расчета, в основном основанных на ручном расчете. Как показывают результаты многочисленных лабораторных и натурных испытаний, материалы входящие в состав железобетона имеют в реальности нелинейных график зависимости между напряжениями и деформациями.

В ПК Лира 9.4, 9.6. разработана методика расчета, основанная на учете физической нелинейности материалов железобетона.

Поверочный расчет пролетного строения №2 (l_p =15.8 м) выполняется с учетом физической нелинейности материалов железобетона [20, 24,27].

Зависимости между напряжениями и деформациями для бетона и арматуры приняты нелинейными. Они приведены на рис. 3.6., а для арматуры на рис. 3.7. В расчетах учитывается работа бетона на растяжение.

Общий вид и расчетная схема показаны на рис. 3.8. Расчетная модель составлена из пластинчатых и стержневых пространственных конечных элементов.

Рис. 3.6 Зависимости между напряжениями и деформациями для бетона

Рис. 3.7 Зависимости между напряжениями и деформациями для арматуры



Рис. 3.8 Общий вид. Расчетная схема

Шаговый нелинейный процессор. Шаговый нелинейный процессор предназначен для решения физически и геометрически нелинейных, а также контактных задач.

В линейных задачах существует прямая пропорциональность между нагрузками и перемещениями вследствие малости перемещений, а также между напряжениями (усилиями) и деформациями вследствие линейного закона Гука. Поэтому для линейных задач справедлив принцип суперпозиции и независимости действия сил[33, 34].

В физически нелинейных задачах отсутствует прямая пропорциональность между напряжениями и деформациями. Материал конструкции подчиняется нелинейному закону деформирования. Закон деформирования может быть и несимметричным - с различными пределами сопротивления растяжению и сжатию.

Для решения таких задач шаговый нелинейный процессор организует процесс пошагового нагружения конструкции и обеспечивает решение линеаризованной системы уравнений на каждом шаге для текущего приращения вектора узловых нагрузок, сформированного для конкретного нагружения.

Шаговый нелинейный процессор позволяет получить напряженно-деформированное состояние для мономатериальных и для биматериальных, в частности, железобетонных конструкций.

Моделирование физической нелинейности производится с помощью конечных элементов, оперирующих библиотекой законов деформирования материалов.

Сечение конечного элемента в точках интегрирования дробится на ряд элементарных подобластей, в центрах которых определяются новые значения жесткостных характеристик в соответствии с заданной диаграммой деформирования. На каждом шаге решается линеаризованная задача с формированием векторов перемещений, усилий (напряжений) и новых жесткостей по касательному модулю деформации для следующего шага.

Моделирование процесса нагружения. Решая физически нелинейные задачи шаговым методом, который часто идентифицируют как метод последовательных нагружений, по сути, можно организовать моделирование процесса нагружения. Действительно в этом случае нагрузка прикладывается частями, а на каждом шаге изменяются жесткостные характеристики системы. С позиций инженеров, проектирующих строительные конструкции, наибольший интерес вызывает учет физической нелинейности при расчете железобетонных конструкций, с другой стороны, нелинейная зависимость между напряжениями и перемещениями проявляется уже на ранних стадиях нагружения.

Широко известен факт, что для изгибаемых плит и балок прогиб при эксплуатационной нагрузке в 3-4 раза превышает полученный из линейно упругого расчета.

С целью сравнения вертикальных перемещений полученных в результате линейного расчета (рис.3.9.) и расчета с учетом физической нелинейности (рис.3.10.) был выполнен расчет выше описанного пролетного строения на эксплуатационную нагрузку по двум теориям.

Рис. 3.9 Линейный расчет. Вертикальные перемещения от суммарных нагрузок

Рис. 3.10 Нелинейный расчет. Вертикальные перемещения от суммарных нагрузок

Максимальная величина вертикальных перемещений при расчете по линейной теории равна 7, 65 мм, а при расчете по нелинейной теории - 19 мм.

Сравнение этих результатов показывает, что при одинаковых исходных данных величина перемещений при нелинейном расчете в 2,48 раз больше, чем при линейном. Достоверность полученных результатов подтверждается в сравнении похожих расчетов выполненных для защемленной по концам балки, результаты которых приведены в [29], п. 4.13

Учитывая, что нелинейный расчет более точно отражает реальную работу конструкции ниже приводятся результаты расчета. Решая физически нелинейную задачу шаговым методом, в процессе выполнения расчета организованно пошаговое моделирование нагружения.

Протокол решения задачи, анализ напряженно-деформированного состояния пролетного строения при нелинейном расчете, а также картина разрушения при пошаговом нагружении приведены в приложении 1. Полученные результаты позволяют определить места концентрации трещин и величины нагружений при которых они образуются. Таким образом, определяется направление расположения ТПМ для обеспечения усиления пролетного строения для дальнейшей эксплуатации.

3.2 Практические предложения по применению ТПМ для усиления и совершенствованию методов расчета усиленных балок пролетного строения мостов

Накопление дефектов в железобетонных конструкциях, приводящее к снижению их несущей способности - серьезная проблема, связанная с увеличением сроков и ухудшением условий их эксплуатации, неудовлетворительным проектированием, коррозией арматуры в бетоне, трещинообразованием. Большинство существующих конструкций давно превысило сроки службы, а при реконструкции сооружений они предназначены нести нагрузки значительно превышающие первоначальные расчетные. При этом имеется два варианта решения проблемы - (а) полная замена конструкции, что связано с большой трудоемкостью и затратами; (б) её реабилитация (то есть её усиление, ремонт или восстановление), что является более реальным, позволяя при восстановлении конструкций увеличить также и её грузоподъемность. В связи с этим конструктивные системы должны непрерывно диагностироваться во время эксплуатации и при необходимости быть усилены при помощи доступных средств.

К настоящему времени в отечественной и зарубежной практике накоплено множество различных способов и конструктивных приемов усиления, выбор которых обусловливается рядом конкретных требований. Обычно выделяют три наиболее важных фактора, влияющих на выбор проекта реконструкции: сроки производства работ по усилению; минимум трудозатрат при изготовлении и монтаже усиливающих элементов; надежность и долговечность усиленной конструкции.

Традиционные способы усиления с использованием металлических профилей, стержней и стальных листов недостаточно эффективны, так как эти элементы легко подвергаются коррозии. Наряду с наращиванием сечений путем использования железобетонных рубашек этот способ весьма трудоемок и связан с рядом технических трудностей. Однако, использование этих традиционных способов усиления вызывает несколько проблем: внешнее усиление увеличивает собственный вес конструкции; стальные листы не защищены бетоном и легко подвергаются коррозии; необходимо специальное оборудование для установки тяжелых стальных листов; ограничивается их длина (6…10 м) из-за собственного веса, необходимы стыковые соединения; трудно изготовлять стальные листы для сложных сечений неправильной формы; при загружении конструкций может произойти отделение стальных листов от бетонных поверхностей; установка стальных листов очень трудоёмка. Для преодоления этих недостатков в последние годы используется альтернативный метод усиления полимерными волокнистыми материалами (ТПМ), которые отличаются от традиционных легкостью, повышенной прочностью, стойкостью к коррозии и низкой трудоемкостью применения, способностью легко закрепляться на конструкциях с различной геометрией поверхности и сечений, сокращением сроков ремонта, низким продольным и поперечным коэффициентами теплового расширения, низкой чувствительностью к усталостным нагрузкам, хорошим химическим сопротивлением.

Внешне усиление композициями из ТПМ используется для увеличения несущей способности нормальных и наклонных сечений железобетонных конструкций, дополнительно обеспечивая их герметизацию и упругие свойства.

В отличие от обычных металлических элементов усиления, эксплуатационные расходы при использовании ТПМ существенно уменьшаются. Вместе с тем стоимость листов ТПМ сравнима со стоимостью стальных пластин при той же несущей способности, однако стоимость установки, транспортировки и обработки листов ТПМ, а также их расход при эксплуатации намного ниже, чем металлических элементов усиления [78-83].

Смолы полимерных соединений могут быть разделены на две категории: термоактивные и термопластические смолы. Термоактивная смола характеризуется способностью изменяться в неплавкий и нерастворимый материал при изготовлении на высоких температурах. Термопластическая смола характеризуется способностью неоднократно твердеть и размягчаться при изменении соответствующей температуры. Самые обычные термоактивные смолы, используемые в соединениях это эпоксидная смола, полиэстер и винилэстер. Они являются изотропными материалами и позволяют перераспределение нагрузки между волокнами. Матрица смолы формирует защитный барьер между волокнами и окружающей средой и предотвращает окисление, коррозию от влажности и химикатов. Эпоксидные смолы представляют важный класс термоактивных пластиков. Они используются наиболее широко и приняты как конструктивные пластики.

ТПМ поставляются в форме рулонного листа толщиной 0,09 мм, шириной 600 мм и длиной 5 м с ориентацией волокон в координатах x и y под углом 0/90 градуса. Значения предела прочности (3,80 МПа) и модуля упругости (230,0 МПа) листа ТПМ были определены испытанием образцов при растяжении. Листы ТПМ помещались на поверхность бетона, покрытой эпоксидной смолой, прикатывались роликом и покрывались заключительным слоем эпоксидной смолы.

Применение внешнего усиления полосами ТПМ предотвращает распространения и раскрытие предварительно созданных трещин во время первичного нагружения балок.

Из результатов испытаний видно, что ортотропная полоса усиления предотвращает их отрыв от поверхности бетона и существенно увеличивает прочность балок на срез. Двунаправленные листы ТПМ имеют хорошее сцепление с поверхностью бетона из-за присутствия горизонтальных волокон, которые предотвращают нарушения сцепления. Использование армирующего материала в виде полос, позволяет уменьшать стоимость и расход ТПМ.

Эффективность сцепления ТПМ с бетоном зависит от тщательности подготовки поверхности бетона, выбора пропорций эпоксидной смолы и наклейки полос волокна.

Результаты исследование показывают, что использование полос ТПМ дает такое же повышение несущей способности, как и при непрерывном обертывании, листами при сравнительно меньшем расходе материала усиления. Выявлено, что двунаправленные полосы ТПМ различной ориентации более технологичны, надежны, экономичны, менее трудоемки, чем однонаправленные и могут быть рекомендованы для использования при восстановлении или реабилитации железобетонных балок.

Интервал полос ТПМ должен быть меньше суммарной ширины полосы плюс одна четверть рабочей высоты сечения. Рекомендуется использовать полосу ТПМ шириной не менее 80 мм для повышения несущей способности балок при сдвиге.

Интервал полос ТПМ также влияет на несущую способность при срезе усиленных образцов с повреждениями и без них. С увеличением интервала полос уменьшается несущая способность балки при срезе.

В образцах с наклонной ориентацией ТПМ 45/135є (L-полосы) наблюдалось меньшее трещинообразование и рост трещин, чем в образцах с ориентацией ТПМ 0/90є (U-полосы) к продольной оси. Несущая способность образцов с ориентацией 45/135є ТПМ была выше, чем образцов с ориентацией ТПМ 0/90є к продольной оси. Эти результаты указывают, что ориентация полос ТПМ влияет не только на тип разрушения образца, но и на его несущую способность при срезе. Результаты также показали, что деформативность полос ТПМ в балках ниже предельной деформативности бетона.

Результаты показывают, что процент продольного армирования, количество и шаг стальных хомутов, и ориентация полос ТПМ и отношение пролета среза к рабочей высоте влияют на эффективность усиленных железобетонных балок.

Результаты показывают, что увеличение количества внутреннего (стальных хомутов) и внешнего (полосы ТПМ) армирования не столько пропорционально увеличивает несущую способность балок при срезе, а сколько изменяет вид их разрушения со сдвигового механизма на изгибный (с разрывом полос усиления) из-за наличия большого количества арматуры среза.

Результаты показывают, что смещение при сдвиге усиленных образцов на начальных стадиях загружения значительно меньше, чем у образцов без ТПМ.

Вклад ТПМ в несущую способность уменьшается с увеличением процента внутреннего армирования стальными стержнями (хомутами). На начальных стадиях загружения внешнее усиление ТПМ предотвратило тангенциальное смещение в сечении с трещиной и её раскрытие, которые были меньше по сравнению с образцами без ТПМ для того же уровня нагрузки. Однако в предельной стадии усиленные образцы показали большие значения нормальных и касательных смещений по сравнению с образцами без усиления ТПМ.

На основе экспериментальных и теоретических исследований усиленных железобетонных балок ПВМ были сделаны следующие выводы. Экспериментальные результаты показывают, что армирование железобетонных балок прямоугольного сечения с внешне приклеенными двунаправленными полосами ТПМ значительно увеличивает несущую способность среза балок в пределах от 11…139%.

Процент продольного армирования, интервал стальных хомутов, ориентация полос ТПМ, количества и интервал полос ТПМ и отношение пролета среза к рабочей высоте сильно влияют на эффективность усиления железобетонных балок.

Это исследование подтверждает, что вклад двунаправленной полосы ПВМ в несущую способность зоны среза железобетонных балок больше при отсутствии внутреннего армирования зоны среза. Это показывает, что внешние полосы ПВМ действуют как армирования зоны среза, подобное внутренним стальным хомутам.

Двунаправленные полосы ТПМ не только увеличивают несущую способность среза предрасколотых/восстановленных или первоначально усиленных образцов, но также и предотвращают отслоения полосы ТПМ от поверхности бетона. Например, с ориентацией 0/90 градуса, горизонтальное волокно (то есть 0 градусов) действует как ограничитель для предотвращения отслоения полосы ТПМ от поверхности бетона.

Применение внешней полосы армирования полосами ТПМ зоны среза предотвращает распространения и расширения рано развитых предварительных трещин в течение предраскалывающейся стадии предрасколотых восстановленных балок [85-98].

Эффективность ПВМ может быть достигнута, тщательно готовя поверхность, выбирая эпоксидную смолу и помещая полосы волокна или листы. Также показано, что нарушение соединения полосы ТПМ можно предотвратить, соединяя полосы армирования ТПМ к поверхности бетона связывающим материалом.

Это исследование демонстрирует, что предложенный подход полосы ТПМ имеет лучшее повышение несущей способности, подобное непрерывной системе обертывания. Но количество ТПМ, используемого в подходе полосы сравнительно меньше, чем непрерывная система обертывания.

Исследование показывает, что двунаправленная техника полосы ТПМ более практична, экономична для уменьшения расходов материала и стоимости, а также надежна при восстановлении железобетонных балок.

В модели /1/ была предложена для вычисления вклада наружного усиления из ПВМ в несущую способность элемента при срезе. В ней внешнее усиление рассматривалось по аналогии с внутренним стальным армированием. Доля ПВМ в сопротивлении железобетонной балки поперечной силе может быть вычислена по формуле:

Зависимость (6) учитывает всех видов разрушения, а для разрыва полос ТПМ соответствует с_f E_f < 0,7 ГПа. Если листы ТПМ обернуты или приклеены к сторонам балки, то её работа определяется качеством сцепления листа с поверхностью бетона. Такое разрушение элементов, усиленных полосами ТПМ встречается довольно часто. Поэтому второй коэффициент снижения зависит от прочности сцепления ТПМ с бетоном, который соответствует t_f E_f = 20...90 ГПа. На нарушение сцепления листа с бетоном влияет жесткость ПВМ, прочность бетона, рабочая высота полосы ПВМ и форма поверхности, на которой фиксируются полосы ТПМ. Во время образования наклонных трещин высокопрочные листы ТПМ объединяют берега трещины. Развивающееся усилие растяжения передается на бетон вследствии сцепления полос ТПМ с его шероховатой поверхностью. Разрыв или отслаивание листа ТПМ от поверхности бетона является критическим для элемента.

Несущая способность при срезе прямоугольных балок была теоретически вычислена моделями Triantafillou (1998) [64-66], Khalifa (2002) [67-69] и ACI 440 форматов (2003) [48-55]. Несущая способность балок при срезе, усиленных ТПМ была определена, добавляя поперечную силу, принимаемую бетоном Q_c, внутренним стальным хомутом Q_s, и листами ТПМ Q_f. Вклад в несущую способность внешнего усиления ТПМ был вычислен моделями Triantafillou (1998), Khalifa (2002) и ACI 440 форматов (2003).

3.3 Выводы по главе III

Видно, что предложенное уравнение хорошо аппроксимирует экспериментальные значения (табл. 2 и рис.4) и позволяет с достаточной точностью определить несущую способность при срезе усиленных образцов ТПМ Вклад ТПМ в несущую способность уменьшается с увеличением процента внутреннего армирования стальными стержнями (хомутами). Результаты показывают, что повышение напряжения сдвига усиленных образцов изменяется в пределах 7 %…54 % по сравнению с образцами без ТПМ Жесткость усиленных образцов была больше чем не усиленных, что можно объяснить меньшими деформациями в стальных хомутах при одинаковом уровне нагрузки. Однако, эти же значения деформации в усиленных образцах резко возрастали при разрушающей нагрузке.

Применение внешнего усиления полосами ТПМ предотвращает распространения и раскрытие предварительно созданных трещин во время первичного нагружения балок.

Эффективность сцепления ТПМ с бетоном зависит от тщательности подготовки поверхности бетона, выбора пропорций эпоксидной смолы и наклейки полос волокна.

Результаты исследования показывают, что использование полос ТПМ дает такое же повышение несущей способности, как и при непрерывном обертывании, листами при сравнительно меньшем расходе материала усиления. Выявлено, что двунаправленные полосы ТПМ различной ориентации более технологичны, надежны, экономичны, менее трудоемки, чем однонаправленные и могут быть рекомендованы для использования при восстановлении или реабилитации железобетонных балок.

Интервал полос ТПМ также влияет на несущую способность при срезе усиленных образцов с повреждениями и без них. С увеличением интервала полос уменьшается несущая способность балки при срезе.

В образцах с наклонной ориентацией ТПМ 45/135є (L-полосы) наблюдалось меньшее трещинообразование и рост трещин, чем в образцах с ориентацией ТПМ 0/90є (U-полосы) к продольной оси. Несущая способность образцов с ориентацией 45/135є ТПМ была выше, чем образцов с ориентацией ТПМ 0/90є к продольной оси. Эти результаты указывают, что ориентация полос ТПМ влияет не только на тип разрушения образца, но и на его несущую способность при срезе. Результаты также показали, что деформативность полос ТПМ в балках ниже предельной деформативности бетона.

Результаты показывают, что увеличение количества внутреннего (стальных хомутов) и внешнего (полосы ТПМ) армирования не столько пропорционально увеличивает несущую способность балок при срезе, сколько изменяет вид их разрушения со сдвигового механизма на изгибный (с разрывом полос усиления) из-за наличия большого количества арматуры среза.

Результаты нелинейного расчета железобетонной балки пролетного строения моста с использованием нового программного комплекса ЛИРА 9.6 позволяют определить места концентрации трещин и величины напряжений, при которых они образуются, и тем самым уточнить схемы наклейки полосы ТПМ при усилении балок пролетного строения моста для дальнейшей эксплуатации.

Общие выводы по диссертации

1. Анализ отечественного и, главным образом, зарубежного опыта указывает на явную целесообразность и экономическую эффективность применения композитных полимерных материалов при усилении несущих конструкций. Технология имеет все шансы занять ведущее место на нашем рынке и потеснить традиционные методы усиления.

2. Методология обеспечила детали экспериментального исследования, выполненного для достижения цели и задачи исследования, как заявлено в главе I. Были представлены детали изготовления и методика усиления полосами ТПМ. Схема расположения внутренних датчиков на стальных стержнях и полосах ТПМ, расположение реперов на поверхности бетона для каждого образца была описана подробно.

3. Результаты нелинейного расчета железобетонной балки пролетного строения моста с использованием нового программного комплекса ЛИРА 9.6 позволяют определить места концентрации трещин и величины напряжений, при которых они образуются, и тем самым уточнить схемы наклейки полосы ТПМ при усилении балок пролетного строения моста для дальнейшей эксплуатации.

4. Результаты показывают, что смещение при сдвиге усиленных образцов на начальных стадиях загружения значительно меньше, чем у образцов без ТПМ.

5. Жесткость железобетонных образцов с большой начальной шириной раскрытия трещин была меньше, чем образцов с меньшей начальной шириной раскрытия трещин. В образцах наблюдалось уменьшение вклада напряжения сдвига, обеспеченных внешним усилением ТПМ при увеличении процента внутреннего армирования поперек предрасколотой плоскости среза. Наблюдалось, что на начальных стадиях загружения касательное смещение сдвига и ширина раскрытия трещин усиленных образцов ТПМ были меньше, чем образцов без ТПМ.

6. Видно, что предложенное уравнение хорошо аппроксимирует экспериментальные значения (табл. 2 и рис.4) и позволяет с достаточной точностью определить несущую способность при срезе усиленных образцов ТПМ Вклад ТПМ в несущую способность уменьшается с увеличением процента внутреннего армирования стальными стержнями (хомутами). Результаты показывают, что повышение напряжения сдвига усиленных образцов изменяется в пределах 7 %...54 % по сравнению с образцами без ТПМ Жесткость усиленных образцов была больше чем не усиленных, что можно объяснить меньшими деформациями в стальных хомутах при одинаковом уровне нагрузки. Однако, эти же значения деформации в усиленных образцах резко возрастали при разрушающей нагрузке.

7. Применение внешнего усиления полосами ТПМ предотвращает распространения и раскрытие предварительно созданных трещин во время первичного нагружения балок.

8. Эффективность сцепления ТПМ с бетоном зависит от тщательности подготовки поверхности бетона, выбора пропорций эпоксидной смолы и наклейки полос волокна.

9. Результаты исследования показывают, что использование полос ТПМ дает такое же повышение несущей способности, как и при непрерывном обертывании, листами при сравнительно меньшем расходе материала усиления. Выявлено, что двунаправленные полосы ТПМ различной ориентации более технологичны, надежны, экономичны, менее трудоемки, чем однонаправленные и могут быть рекомендованы для использования при восстановлении или реабилитации железобетонных балок.

10. Интервал полос ТПМ также влияет на несущую способность при срезе усиленных образцов с повреждениями и без них. С увеличением интервала полос уменьшается несущая способность балки при срезе.

11. В образцах с наклонной ориентацией ТПМ 45/135є (L-полосы) наблюдалось меньшее трещинообразование и рост трещин, чем в образцах с ориентацией ТПМ 0/90є (U-полосы) к продольной оси. Несущая способность образцов с ориентацией 45/135є ТПМ была выше, чем образцов с ориентацией ТПМ 0/90є к продольной оси. Эти результаты указывают, что ориентация полос ТПМ влияет не только на тип разрушения образца, но и на его несущую способность при срезе. Результаты также показали, что деформативность полос ТПМ в балках ниже предельной деформативности бетона.

12. Результаты показывают, что увеличение количества внутреннего (стальных хомутов) и внешнего (полосы ТПМ) армирования не столько пропорционально увеличивает несущую способность балок при срезе, сколько изменяет вид их разрушения со сдвигового механизма на изгибный (с разрывом полос усиления) из-за наличия большого количества арматуры среза.

Литература

1. Каримов И.А. «Центральная Азия как трансконтинентальный транспортный мост: потенциал и перспективы развития». Доклад президента Республики Узбекистан на международной конференции. Ташкент, 19 ноября 2007.

2. Каримов И.А. Актуальные задачи антикризисной программы мер Республики Узбекистан по предотвращению и нейтрализации последствий мирового экономического кризиса. Т.:Узбекистан. 2009.

3. Каримов И.А. Основное положение Государственной программы «Год развития и благоустройства села». Т.:Узбекистан. 2009.

4. Ашрабов А.А. База эталонных моделей керамзитобетона Сб. РНТК Ташкент, 1997. с. 112-120.

5. А.А. Ашрабов, Ч.С.Раупов. Экспериментальные методы и средства проведения инженерных испытаний. Учебное пособие для магистров строительного профиля. ТашИИТ. Часть I и II. 2006. 117 и 109 с.

6. А.А. Ашрабов, Ч.С.Раупов. Техническая диагностика и реабилитация строительных конструкций. Учебное пособие для магистров строительного профиля. ТашИИТ. Часть I и II. 2006.73 и 97 с.

7. А.А. Ашрабов, Ч.С.Раупов. Реконструкция и восстановление эксплуатируемых сооружений на железнодорожном транспорте. Учебное пособие для магистров строительного профиля. ТашИИТ. Часть I и II. 2006. 82 и 96 с.

8. Ашрабов А.А., Раупов Ч.С., Садыков А.И., М.С.Джаафар. О взаимных смещениях трещин при сдвиге в бетоне и железобетоне./Сб. трудов республ. научно-практ конф. «Замонавий илм-фан ва технологияларнинг энг мухим муаммолари». Джизак. 2004, 14-15 май. с. 174-176.

...