Размещено на http://www.allbest.ru/

КИЇВСЬКИЙ НАЦІОНАЛЬНИЙ УНІВЕРСИТЕТ

БУДІВНИЦТВА І АРХІТЕКТУРИ

УДК 624.012.69.059

МІЦНІСТЬ СТИКОВИХ З'ЄДНАНЬ ПРИ ПІДСИЛЕННІ ЗАЛІЗОБЕТОННИХ ЗГИНАЛЬНИХ ЕЛЕМЕНТІВ У СТИСНУТІЙ ЗОНІ

05.23.01 - будівельні конструкції, будівлі та споруди

А в т о р е ф е р а т дисертації на здобуття наукового ступеня

кандидата технічних наук

ПОПРУГА ДМИТРО ВІКТОРОВИЧ

Київ 2009

Дисертацією є рукопис.

Робота виконана в Криворізькому технічному університеті (КТУ) Міністерства освіти і науки України.

Науковий керівник: кандидат технічних наук, доцент Валовой Олександр Іванович, Криворізький технічний університет, завідувач кафедри технології, організації і механізації будівництва.

Офіційні опоненти: доктор технічних наук, професор БАРАШИКОВ Арнольд Якович, Київський національний університет будівництва і архітектури, завідувач кафедри залізобетонних та кам'яних конструкцій;

кандидат технічних наук, доцент ЛАПЕНКО Олександр Іванович, Полтавський національний технічний університет ім. Юрія Кондратюка, доцент кафедри конструкцій із металу, дерева та пластмас.

Захист відбудеться 17 квітня 2009 р. о 13 годині на засіданні спеціалізованої вченої ради Д 26.056.04 в Київському національному університеті будівництва і архітектури за адресою: 03680, м. Київ, Повітрофлотський проспект, 31.

З дисертацією можна ознайомитись у бібліотеці Київського національного університету будівництва і архітектури за адресою: 03680, м. Київ, Повітрофлотський проспект, 31.

Автореферат розісланий 12 березня 2009 р.

Вчений секретар

спеціалізованої вченої ради,

д. т. н., проф. О. А. Киричук

ЗАГАЛЬНА ХАРАКТЕРИСТИКА РОБОТИ

Актуальність теми. Відомо, що існуючі будівлі та споруди в тій або іншій мірі піддаються впливу різних агресивних середовищ. З часом ці процеси можуть призвести до пошкоджень елементів споруд. Пошкоджені конструкції треба ремонтувати, відновлювати або збільшувати їх несучу здатність, тобто підсилювати.

Багаторічна практика показує, що найбільш надійний спосіб здійснення реконструкції, відбудови або модернізації будівель і споруд застосовується тоді, коли використовують реальну залишкову несучу здатність конструкції. Такі дані отримують на основі експериментального та теоретичного аналізу їх дійсної роботи з уточненням навантажень, властивостей матеріалів, розрахункових схем тощо.

У процесі відновлення або підсилення несучих конструкцій, у тому числі й залізобетонних, застосовують різні способи підсилення, частіше за все розтягнутої або стиснутої зони. Спосіб підсилення нарощуванням стиснутої зони має перевагу у тому, що в разі його застосування відпадає необхідність у зведені складної системи риштувань, зменшується трудомісткість робіт, а також є можливість значно підвищити несучу здатність підсилюваного елемента порівняно зі способом, коли підсилюється розтягнута зона.

Підвищення несучої здатності підсиленої конструкції відбувається за умови сумісної роботи шару підсилення та підсилюваної конструкції. Сумісна робота цих компонентів підсиленої конструкції досягається шляхом улаштування контактних швів достатньої міцності.

За останні роки, окрім традиційних заходів з улаштування контактного шва при підсиленні залізобетонних згинальних елементів у стиснутій зоні шаром бетону або залізобетону (улаштування на бетоні підсилюваної конструкції відкритих пазів, насічки або встановлення додаткової поперечної арматури, яку з'єднують з арматурою конструкції), отримали розвиток нові, застосування яких стало можливим з появою високоміцних синтетичних клеїв, які використовують у якості з'єднувального шару при підсиленні.

Використання різних способів улаштування контактного шва при підсиленні залізобетонних конструкцій вимагає оцінювання переваг і недоліків цих способів, а також адекватних методів розрахунку, які відображають їх реальний напружено-деформований стан на будь-якій стадії експлуатації. На сьогоднішній день незважаючи на досить значний досвід підсилення пропозицій щодо урахування міцності та деформаційних властивостей контактних швів суттєво не вистачає. Тому першочерговою задачею цієї дисертації можна вважати аналіз роботи різних способів улаштування контактного шва при підсиленні залізобетонних згинальних елементів у стиснутій зоні, починаючи з найнижчого рівня навантажень і до руйнування.

Зв'язок роботи з науковими програмами, планами, темами.

Дисертаційна робота є складовою частиною науково-дослідної роботи Криворізького технічного університету та виконана в межах науково-дослідної теми № 24-735-08 «Общее обследование строительных конструкций. Оценка технического состояния конструктивных элементов зданий. Разработка рабочей документации на ремонтно-восстановительные работы. Составление паспортов технического состояния зданий» (№ ДР 0108U005777). Автор брав безпосередню участь у виконанні цієї науково-дослідної роботи як співвиконавець.

Мета і завдання дослідження. Основною метою роботи є визначення найбільш ефективного способу улаштування контактного шва при підсиленні залізобетонних балок у стиснутій зоні шаром залізобетону, а також вплив підсилення стиснутої зони згинального елемента на експлуатаційні якості підсиленої конструкції.

Об'єкт дослідження - залізобетонні згинальні елементи, підсилені в стиснутій зоні шаром залізобетону при різних способах улаштування контактного шва.

Предмет дослідження - міцність, тріщиностійкість і прогини залізобетонних балок, підсилених у стиснутій зоні, при різних способах улаштування контактного шва та зокрема міцність стикових з'єднань при підсиленні залізобетонних згинальних елементів у стиснутій зоні.

Методи дослідження - аналіз літературних джерел, теоретичні дослідження, експериментальні випробування дослідних зразків.

Наукова новизна одержаних результатів:

– досліджено, проаналізовано та порівняно напружено-деформований стан залізобетонних згинальних елементів, підсилених у стиснутій зоні шаром залізобетону при різних способах улаштування контактного шва;

– розглянуто й проаналізовано характер руйнування залізобетонних балок з урахуванням особливостей улаштування контактних швів при їх підсиленні;

– встановлено закономірність характеру утворення й розкриття тріщин в досліджуваних балках від початкових рівнів навантаження і до руйнування;

– проаналізовано закономірність зростання прогинів у підсилених балках при різних способах улаштування контактного шва (за допомогою клею, за допомогою шпонок, за допомогою випусків арматури);

– виявлені закономірності впливу міцності контактних швів на міцність підсилених зразків у цілому;

– визначено вплив фізико-механічних характеристик арматури А400С та використаних бетонів на заповнювачах з відходів збагачення магнітної сепарації ГЗК на напружено-деформований стан дослідних зразків.

Практичне значення одержаних результатів полягає в можливості їх використання при проектуванні залізобетонних конструкцій, які вимагають підсилення в стиснутій зоні за умови улаштування досить ефективних контактних швів між підсилюваною конструкцією та шаром підсилення. підсилення залізобетонний балка шов

Виявлена ефективність використання бетонів на заповнювачах з відходів збагачення магнітної сепарації ГЗК при підсиленні залізобетонних конструкцій.

Результати роботи використовують у навчальному процесі Криворізького технічного університету за напрямом «Будівництво» з дисциплін «Випробування та реконструкція будівель і споруд» і «Технологія та організація реконструкції будівель і споруд».

Особистий внесок здобувача

- проведені експериментальні дослідження, проаналізований і порівняний напружено-деформований стан залізобетонних балок, підсилених у стиснутій зоні при різних способах улаштування контактного шва;

- встановлені особливості роботи згинальних залізобетонних зразків, підсилених у стиснутій зоні, при різних способах улаштування контактного шва;

- опрацьовані експериментальні дані та на їх основі проаналізовані методи розрахунку залізобетонних підсилених елементів;

- виконані розрахунки підсилених балок з урахуванням їх конструктивних особливостей.

Апробація результатів дисертації. Окремі положення дисертації доповідалися на міжнародних науково-технічних конференціях «Сталий розвиток гірничо-металургійної промисловості» (КТУ, м. Кривий Ріг, 16-20 травня 2006 р., 15-19 травня 2007 р., 13-17 травня 2008 р.); на міжнародній науково-технічній конференції «Проблеми будівництва в світлі євроінтеграції» (КТУ, м. Кривий Ріг, 21-23 листопада 2007 р.); на шостій науково-технічній конференції «Ресурсоекономні матеріали, конструкції, будівлі та споруди» (НУВГП, м. Рівне, 9-10 січня 2008 р.); на науково-технічній конференції «Проблеми будівництва - 2008» (КТУ, м. Кривий Ріг, 19 квітня 2008 р.).

Публікації. За темою дисертації опубліковано 8 праць, з яких 5 у наукових фахових виданнях, включених до переліку ВАК України.

Обсяг і структура дисертації. Дисертаційна робота складається зі вступу, 4 розділів, висновків, списку використаних джерел і 2 додатків. Робота викладена на 113 сторінках, включає 52 рисунки, 22 таблиці, список використаних джерел зі 120 найменувань на 12 сторінках. Загальний обсяг роботи становить 138 сторінок.

ОСНОВНИЙ ЗМІСТ РОБОТИ

У вступі розкриті суть і стан наукової проблеми, обґрунтовані актуальність теми дисертаційної роботи, викладена мета, основні завдання дослідження, наукова новизна та практична цінність.

У першому розділі викладений стан питання та сформульовані задачі досліджень ефективності підсилення залізобетонних згинальних елементів у стиснутій зоні, проаналізовані результати досліджень роботи контактних швів при підсиленні залізобетонних згинальних елементів. Після детального аналізу результатів прийняте рішення використати традиційний спосіб підсилення дослідних зразків нарощуванням стиснутої зони шаром залізобетону. Для зіставлення ефективності роботи контактних швів між підсилюваною конструкцією та шаром підсилення, вирішено використати три варіанти улаштування контактного шва, які в останні роки широко застосовують при підсиленні залізобетонних конструкцій - за допомогою клею, за допомогою улаштування шпонок та за допомогою арматурних випусків.

Проаналізовані роботи дослідників, які присвятили свої наукові праці вивченню роботи підсилених залізобетонних конструкцій, - Л. В. Афанасьєвої, А. Я. Барашикова, С. В. Бондаренка, Б. А. Боярчука, Г. В. Гетуна, О. Б. Голишева, О. Ю. Єрьоменка, О. Д. Журавського, І. В. Задорожнікової, Л. А. Мурашка, Й. П. Новаторського, Р. С. Санжаровського, В. С. Шмуклера та багатьох інших.

Також був виконаний огляд виконаних праць у напрямку досліджень роботи контактних швів при підсиленні залізобетонних згинальних елементів.

Проаналізовані існуючі методи визначення міцності контактних швів при підсиленні залізобетонних згинальних елементів у стиснутій зоні.

Закінчується розділ аналізом напружено-деформованого стану підсилених згинальних залізобетонних елементів і далі формулюється задача досліджень.

У другому розділі наведена методика експериментальних досліджень залізобетонних згинальних елементів, підсилених нарощуванням стиснутої зони при різних способах улаштування контактного шва - за допомогою клею, шпонок і випусків арматури.

Програма випробувань дослідних балок і обсяг дослідних зразків наведені у табл. 1.

Таблиця 1

Програма випробування дослідних балок

Маркування зразків	№ серії	Спосіб підсилення	Поперечний переріз зразків	К-ть	Характер навантаження	Мета досліджень
БКП-1 БКП-2	1	Балки контрольні на пульпі без підсилення (контрольна серія)		2	Ступінчасте навантаження до руйнування	Визначення максимального руйнуючого навантаження зразка
БКПТ-1 БКПТ-2	2	Балки контрольні на пульпі таврового перерізу без підсилення (контрольна серія)		2	Ступінчасте навантаження до руйнування	Визначення максимального руйнуючого навантаження зразка
БПКП-1 БПКП-2	3	Балки, підсилені в стиснутій зоні на клею та на пульпі		2	Початкове навантаження непідсиленої балки до 0,7-0,8 від руйнівного. Після розвантаження, ступінчасте навантаження підсиленого зразка до руйнування	Визначення напружено-деформованого стану підсиленої конструкції та контактного шва між основним бетоном та бетоном підсилення
БПШП-1 БПШП-2	4	Балки, підсилені в стиснутій зоні на шпонках та на пульпі		2	Початкове навантаження непідсиленої балки до 0,7-0,8 від руйнівного. Після розвантаження, ступінчасте навантаження підсиленого зразка до руйнування	Визначення напружено-деформованого стану підсиленої конструкції та контактного шва між основним бетоном та бетоном підсилення
БПВП-1 БПВП-2	5	Балки, підсилені в стиснутій зоні на випусках та на пульпі		2	Початкове навантаження непідсиленої балки до 0,7-0,8 від руйнівного. Після розвантаження, ступінчасте навантаження підсиленого зразка до руйнування	Визначення напружено-деформованого стану підсиленої конструкції та контактного шва між основним бетоном та бетоном підсилення

Для експерименту було виготовлено п'ять серій експериментальних зразків балок, по два у кожній серії. При цьому балки першої та другої серій підсиленню не підлягали та мали прямокутний і тавровий поперечні перерізи відповідно. Балки третьої, четвертої та п'ятої серій були підсилені в стиснутій зоні при цьому їх поперечний переріз змінився з прямокутного на тавровий.

Зразки виготовляли в заводських умовах з використанням стандартної опалубки для перемичок серії ЗПБ 21-8. Розміри поперечного перерізу балок до підсилення становили 120Ч220 мм, а загальна довжина - 2070 мм.

Армування балок виконували двома плоскими каркасами з робочою арматурою в розтягнутій зоні 18 А400С та конструктивною арматурою в стиснутій зоні 8 А400С. При цьому відсоток армування становив µ = 2,12 %.

Таке армування приймали з тією метою, щоб у нормальному перерізі виконувалася нерівність о > о_R, тобто імітувався випадок, коли зниження міцностних та деформативних характеристик реально експлуатованих балок може виникнути за рахунок вичерпання міцності стиснутої зони при переармуванні розтягнутої зони.

Поперечне армування було виконане з арматурних стержнів 8 А400C, які встановлювали з кроком 150 мм у зоні чистого згину та 80 мм - за межами зони чистого згину.

Розміри поперечного перерізу полиці підсилення приймали з такого розрахунку, щоб гарантувати перехід балок з класу переармованих в клас нормально армованих. При цьому відсоток армування балок знизився і становив µ = 1,52 %.

Армування полиці було виконане з 2 4 Вр-1, які об'єднували в плоский каркас за допомогою стержнів 4 Вр-1, установлених у поперечному напрямку з кроком 200 мм.

Основний бетон балок (В-20) і бетон підсилення (В-25) виготовляли на відходах збагачення залізних руд. У якості компонентів бетонної суміші використовували: шлакопортландцемент М400 Криворізького цементного заводу; пісок з відходів збагачення мокрої магнітної сепарації залізистих кварцитів ВАТ «Інгулецький гірничо-збагачувальний комбінат» з модулем крупності М_к = 2,0; щебінь сухого магнітного збагачення залізистих кварцитів ВАТ «Інгулецький гірничо-збагачувальний комбінат» крупністю 5-20 мм.

Бетонування шару підсилення проводили не раніше 28 діб після бетонування непідсилених балок. Перед укладанням бетонної суміші зразки балок, окрім контрольних серій, піддавали навантаженню, яке становило 0,7-0,8 від руйнівного та спричиняло розкриття нормальних тріщин до 0,15-0,2 мм. Цим відтворювали ситуацію зношення балки внаслідок впливу різних силових і несилових факторів, які виникають у процесі експлуатації конструкцій.

Підсилення нарощуванням проводили в такий спосіб: на поверхні балок третьої серії (БПКП) у зоні контакту «старого» та «нового» бетонів, виконували насічку глибиною до 10 мм з подальшою обробкою поверхні металевими щітками та знежиренням, потім вкладали з'єднувальний шар з клею Cerinol ZH фірми Dietermann, який сильно втирали в поверхню балок за допомогою щітки. Дотримуючись принципу нанесення «свіже на свіже», на ще свіжий з'єднувальний шар з матеріалу Cerinol ZH наносили шар бетону підсилення.

Для балок четвертої серії (БПШП) у контактному шві між основним бетоном та бетоном підсилення улаштовували шпонкове з'єднання (штучні заглиблення глибиною 10 мм і більше). Перед укладанням шару підсилення проводили обробку поверхні металевими щітками та знежирення.

Для балок п'ятої серії (БПВП) у зоні контакту «старого» та «нового» бетону були передбачені вертикальні випуски з арматури 8 А400C, розташовані парами з кроком 70 мм по краях балки. Укладання шару підсилення проводили також на попередньо підготовлену поверхню. Проектне положення арматурних каркасів шару підсилення забезпечували за рахунок поперечної арматури каркасів, яка обмежувала їх рухомість під час бетонування.

Міцністні та деформативні характеристики основного бетону експериментальних балок, а також бетону підсилення, визначали за результатами випробувань контрольних зразків кубів та призм.

Для отримання міцністних і деформативних властивостей арматури експериментальних зразків за допомогою універсального гідравлічного преса ПММ-250 було випробувано по 6 зразків арматури кожного класу.

Під час визначення фізико-механічних характеристик матеріалів, які використовувались в експериментальних зразках, було проведене дослідження роботи на зріз клею Cerinol ZH, який застосовували при виконанні з'єднувального шару між основним бетоном та бетоном підсилення в балках серії БПКП.

Куби з бетону класу В-25 розміром 100Ч100Ч100 мм у кількості 9 штук, з'єднувалися за допомогою клею боковими поверхнями в зразки по три штуки розміром 100Ч100Ч300 мм. Випробування зразків виконували за допомогою штучних вантажів за схемою однопролітної вільнолежачої балки навантаженої однією зосередженою силою. Отримані результати показують, що клей набирає оптимальну міцність вже в перші дві доби.

Короткочасні випробування балок проводили на універсальному гідравлічному пресі ПММ-250 за схемою однопролітної вільнолежачої балки, навантаженої двома зосередженими силами в третинах прольоту (рис. 1, а). Величину навантаження, що прикладали до балки, контролювали взірцевим манометром гідравлічної станції.

При випробуванні балок були використані такі прилади: прогиномір Максимова з ціною поділки 0,1 мм, індикатори годинникового типу з ціною поділки 0,01 мм, мікроскоп МПБ-2 з 24-кратним збільшенням і ціною поділки 0,05 мм та тензорезистори на базі 50 мм (рис. 1, б).

Третій розділ присвячений експериментальним дослідженням міцності, тріщиностійкості, жорсткості та деформативності експериментальних балок. Слід зазначити, що конструктивні особливості дослідних зразків зумовили різний характер їх руйнування. Так непідсилені балки серії БКП зруйнувалися за нормальними перерізами внаслідок досягнення бетоном стиснутої зони граничних деформацій.

Зразки контрольної серії БКПТ зруйнувалися за похилими перерізами. Таке руйнування було зумовлене недостатнім анкеруванням поздовжньої арматури. Тому як засіб для зменшення впливу недостатнього анкерування арматури у зразках підсилених серій, після попереднього навантаження, але перед підсиленням, виконували зменшення перерізу робочої арматури на 50 % шляхом виконання пропилу в нормальному перерізі зразка. Цим самим імітували ситуацію корозії робочої арматури після певного терміну експлуатації.

Після виконання згаданих заходів підсилені балки зруйнувалися за нормальними перерізами внаслідок досягнення робочою арматурою граничних значень деформацій, як і планувалося.

Незважаючи на різний характер руйнування зразків контрольних і підсилених серій балок, є можливість виділити загальні стадії напружено-деформованого стану залізобетонних елементів.

Перша стадія відповідає зусиллям, які складають 0,3-0,4 від руйнівного, тобто цей стан триває практично до появи перших нормальних тріщин. Така робота дослідних зразків характерна для балок контрольних серій та підсилюваних балок на етапі попереднього навантаження. На цьому етапі роботи дослідних зразків, деформації бетону розтягнутої зони досягають своїх граничних значень. Наприклад в балках контрольної серії БКП та в підсилюваних балках на стадії попереднього навантаження вони становлять е_bt,u = 1010-⁵. Граничні деформації бетону розтягнутої зони балок контрольної серії БКПТ склали е_bt,u = 1210-⁵.

Друга стадія напружено-деформованого стану балок знаходиться у діапазоні навантажень, починаючи з рівня 0,3-0,4 і до рівня 0,7-0,8 від руйнівного, що відповідає експлуатаційній стадії навантаження конструкцій. На цьому етапі в зразках контрольних (БКП, БКПТ та БКП-0,5 - зразок серії БКП з пропилом робочої арматури на 50 %) та підсилених серій (БПКП, БПШП та БПВП) нормальні тріщини, які виникли на попередньому етапі, починають розкриватися, розтягуючі зусилля сприймає арматура та ділянки бетону розтягнутої зони над тріщинами. Слід зазначити, що в балках контрольної серії БКП, нові тріщини майже не з'являються, а лише розвиваються за висотою та шириною розкриття вже існуючі, а у зразках контрольної серії БКПТ починають інтенсивно розвиватися похилі тріщини, при цьому розвиток нормальних тріщин помітно зменшується.

У балках підсилених серій, окрім розвитку отриманих при попередньому навантаженні тріщин, починають розвиватися нові нормальні тріщини в зоні пропилу робочої арматури. У стиснутій зоні поступово зростає доля пружних деформацій. Так у крайньому стиснутому волокні балок контрольних серій БКП та БКПТ величина деформації бетону, при рівні навантажень 0,7-0,8 від руйнівного, відповідно, становить е_b = 20910-⁵ та е_b = 8510-⁵. Така різниця пояснюється тим, що балки контрольної серії БКП були переармовані, наслідком чого стало підвищення величини деформацій стиснутого бетону. При такому ж рівні навантажень у балках підсиленої серії БПКП величина деформацій становить е_b = 12510-⁵, у балках серії БПШП е_b = 11510-⁵ та у серії балок БПВП е_b = 11610-⁵.

При досягненні навантаженнями рівня 0,7-0,8 від руйнівного розвиток похилих тріщин у зразках підсилених серій БПКП, БПШП та БПВП припиняється. Розвиток отримують нормальні тріщини, які виникли в зоні виконання пропилу робочої арматури. Це пояснюється початком розвитку пластичних деформацій у робочій арматурі зразків.

Третя стадія, або стадія руйнування, розпочинається при значенні навантажень більше 0,7-0,8 від руйнівного. У балках контрольної серії БКП розвиток нормальних тріщин за висотою перерізу майже припиняється. Унаслідок накопичення пластичних деформацій, на рівні навантажень 0,85 від руйнівного, у бетоні стиснутої зони починають з'являтися перші тріщини, що є ознакою поступового вичерпання несучої здатності перерізу за бетоном стиснутої зони.

У балках контрольної серії БКПТ, тріщини, які з'являються наприкінці попереднього етапу в зоні біля опори на рівні розтягнутої арматури, починають інтенсивно розвиватися. Після цього основну частину навантаження починає сприймати арматура зразків, що призводить до руйнування залізобетонних елементів за похилим перерізом унаслідок проковзування робочої арматури.

З подальшим підвищенням навантаження напруження в робочій арматурі підсилених зразків спочатку досягають фізичної межі текучості, а потім тимчасового опору. Напруження в бетоні стиснутої зони під впливом наростаючого прогину елементу та зменшення висоти стиснутої зони також досягають тимчасового опору стиску.

У зоні контакту полиці підсилення з підсилюваною балкою деформації мають невеликий перепад, це пов'язане з деформативними властивостями контактних швів (рис. 2). Для балок серії БПКП він найбільший і становить 34 10-⁵, для балок підсилених за рахунок улаштування шпонок - 20 10-⁵, найменше значення у балок серії БПВП - 1510-⁵. Найбільше значення деформацій у зоні контактного шва для балок серії БПКП пояснюється тим, що рівень експлуатаційних навантажень для балок, підсилених за рахунок клею, є вищим порівняно з іншими підсиленими серіями.

При підвищенні навантаження до рівня 0,9-0,95 від руйнівного, поздовжня арматура підсилених зразків досягає рівня граничних деформацій (для серії БПКП е_us = 29010-⁵, для серії БПШП е_us = 40010-⁵ і для серії БПВП е_us = 35010-⁵), починають ще інтенсивніше розвиватися нормальні тріщини. Руйнування зразків розпочинається з арматури розтягнутої зони й закінчується розповсюдженням тріщин на бетон стиснутої зони включаючи полицю підсилення.

Найбільше підвищення несучої здатності на 36 %, за рахунок підсилення, показали балки серії БПКП (клей). Найменша величина збільшення несучої здатності виявилася в балок серії БПШП (шпонки), вона склала 28 %. Зразки серії БПВП (випуски арматури) показали підвищення несучої здатності на 30 %. Найбільше значення несучої здатності зразків серії БПКП можна пояснити високою проникаючою здатністю клею, наслідком чого є підвищення міцності контактного шва. Покращення сумісної роботи усіх частин підсиленого елементу призводить до підвищення його загальної міцності.

У процесі навантаження дослідних зразків спостерігали за утворенням і розкриттям тріщин. У зразках серій БПКП, БПШП та БПВП на етапі попереднього навантаження зусилля тріщиноутворення в середньому відповідало зразкам контрольної серії БКП.

Вплив способу улаштування контактного шва на ширину розкриття тріщин представлений на рис. 3.

Для балок підсилених серій ширина розкриття тріщин значно зменшується порівняно з непідсиленим зразком БКП-0,5. Ширина розкриття тріщин балок серії БПКП при рівні навантажень 0,7-0,8 від руйнівного зменшується на 34 %, а для балок серій БПВП та БПШП ширина розкриття тріщин зменшується на 47 %. Зменшення ширини розкриття тріщин підсилених балок, з урахуванням того, що рівень експлуатаційного навантаження для них більший від непідсиленого зразка БКП-0,5, пояснюється низьким рівнем деформативності бетонів на відходах збагачення ГЗК.

Дані експериментальних досліджень прогинів усіх серій балок (рис. 4) були отримані при експлуатаційному рівні навантажень, які складають 0,7-0,8 від руйнівного.

Величина прогинів підсилених балок серії БПКП при рівні навантажень 0,7-0,8 від руйнівного, відповідає значенням непідсиленого зразка БКП-0,5. Підсилені зразки серій БПВП та БПШП мають прогини, які на 41 % та 43 % менші за величину прогину непідсиленого зразка БКП-0,5, при рівні експлуатаційних навантажень. У той же час слід ураховувати, що рівень експлуатаційних навантажень для балок серії БПКП є дещо більшим порівняно з іншими серіями підсилених зразків.

На підставі аналізу отриманих експериментальних даних установлено, що всі способи улаштування контактного шва при підсиленні залізобетонних згинальних елементів у стиснутій зоні сприяють сумісній роботі підсилюваної балки та шару підсилення практично однаково ефективно. Найбільш ефективним способом улаштування контактного шва з точки зору підвищення несучої здатності є застосування в якості з'єднувального шару клею на основі цементу, модифікованого синтетичними речовинами. З точки зори тріщиностійкості та деформативності найбільш ефективними способами улаштування контактного шва є шпонкове з'єднання та з'єднання на випусках арматури.

У четвертому розділі запропонований розвиток методів розрахунку залізобетонних згинальних елементів, підсилених нарощуванням стиснутої зони. У цьому ж розділі наведено порівняння розрахункових і експериментальних результатів.

Для аналізу несучої здатності дослідних зразків були виконані розрахунки міцності як за нормальними, так і за похилими перерізами з урахуванням характеру руйнування балок за стандартною методикою (табл. 2).

Ураховуючи, що зразки таврового перерізу контрольної серії БКПТ зруйнувалися за похилим перерізом внаслідок проковзування поздовжньої арматури класу А400С, яка наділена новими властивостями до зчеплення з бетоном, доцільно перевірити несучу здатність похилих перерізів на дію згинального моменту.

Розрахунок залізобетонних елементів за похилими перерізами на дію згинального моменту повинен виконуватися за небезпечним перерізом згідно з умовою:

, (1)

де - момент від зовнішнього навантаження; - момент, який сприймає поздовжня арматура; - момент, який сприймає поперечна арматура.

Таблиця 2

Порівняння дослідних і розрахункових результатів міцності балок

№	Найменування величини	Одиниця виміру	Умовні позначення	Розрахункові та експериментальні величини балок серії
				БКП	БКПТ	БКП-0,5	БПКП	БПШП	БПВП
1	Середня експериментальна руйнуюча сила	кН	Quексп	83,3	88,6*	55	75	70,3	71,5
2	Середній експериментальний згинальний момент при руйнуванні	кНм	Muексп	49,9	53,2*	33	45	42,2	42,9
3	Розрахункова міцність нормальних перерізів балок за згинальним моментом	кНм	Muтеор	46,3	-	30,2	47,9	43,2	44,1
4	Розрахункова міцність похилих перерізів балок за згинальним моментом	кНм	Mu1теор	-	184,2	-	-	-	-
5	Розрахункова міцність похилих перерізів балок за поперечною силою	кН	Qu1теор	-	246	-	-	-	-
6	Quексп/ Qu0,5експ	-	-	-	-	1	1,36	1,28	1,30
7	Мuексп/Мuтеор	-	-	1,08	-	1,09	0,94	0,98	0,97
8	Мuексп/Мu1теор	-	-	-	0,29	-	-	-	-
9	Quексп/Qu1теор			-	0,36	-	-	-	-

Порівнюючи експериментальну несучу здатність з розрахунковою (рядки 6-9 табл. 2), можна зробити висновок, що отримані експериментальні значення порівняно з розрахунковими для підсилених серій балок та контрольних серій БКП та БКП-0,5 є задовільними й знаходяться у діапазоні 9 %.

У балках контрольної серії БКПТ навпаки зменшення експериментальних значень в порівнянні з розрахунковими склало 71 % (рядки 8 та 9, табл. 2). Таке зменшення пояснюється передчасним руйнуванням дослідних зразків за похилими перерізами внаслідок проковзування робочої арматури в бетоні.

Зіставлення експериментальних і розрахункових даних міцності непідсилених залізобетонних елементів, одержаних в результаті обчислень за чинними нормами та деформаційною моделлю показує, що розрахункові значення близькі до експериментальних і знаходяться в межах 11 %. Різниця між розрахунковими значеннями складає 3 %, що свідчить про ефективність кожного з розрахункових методів для розрахунку достатньо простих залізобетонних конструкцій.

Для перевірки анкерування арматури дослідних зразків, був виконаний розрахунок згідно з чинними рекомендаціями

, (2)

де l_b - базисна довжина анкерування; А_s,reg - площа арматури, яка необхідна за розрахунком міцності; А_s,prov - фактично встановлена площа арматури; l_an,min - мінімальна довжина анкерування.

Аналізуючи табл. 3, можна сказати, що при анкеруванні поздовжньої робочої арматури Ш18 А400С у зразках контрольних серій БКП та БКПТ без використання інших конструктивних заходів окрім заведення її за досліджуваний переріз, фактична довжина анкерування у порівнянні з розрахунковою була менша на 34 %.

Таблиця 3

Порівняння фактичних і розрахункових результатів анкерування поздовжньої арматури дослідних зразків залізобетонних елементів

№	Найменування арматури	Одиниці виміру	Розрахункові значення	Фактичні значення
			для балок серій БКП та БКПТ	для зразка БКПТ(п)	для балок інших серій
1	Поздовжня розтягнута арматура Ш18 А-400С,	мм	203	167	102	135
2	Поздовжня розтягнута арматура Ш18 А-400С,	мм	100	100	100	135

Для зменшення впливу недостатнього анкерування поздовжньої арматури на зразку контрольної серії БКПТ (БКПТ(п)) була оголена з обох боків робоча арматура з подальшим приварюванням до неї металевих пластин, після проведених заходів фактична довжина анкерування порівняно з розрахунковою була менша на 19 %, але цього було замало для запобігання проковзуванню робочої арматури.

Наступним кроком для зменшення недостатнього анкерування поздовжньої арматури було виконання пропилу робочої арматури. При цьому фактична довжина анкерування перевищила розрахункову на 32 %.

Підсилення експлуатованих залізобетонних конструкцій збільшенням висоти поперечного перерізу передбачає забезпечення сумісної роботи підсилюваної конструкції з шаром підсилення за всією довжиною.

Міцність контактних швів у даній роботі перевіряли, виходячи з умови:

Q_sh Q_sh,b, (3)

де Q_sh - зсувне зусилля у контактному шві від зовнішнього навантаження:

, (4)

Граничне зсувне зусилля, яке сприймає контактний шов, визначають за формулою

Q_sh,b = R_sh b_sh l_sh, (5)

де b_sh, l_sh - розрахункова ширина та довжина поверхні зсуву; R_sh - середній за довжиною ділянки зсуву розрахунковий опір зсуву контактного шва.

У загальному випадку середній сумарний розрахунковий опір зсуву контактного шва приймають за формулою

, (6)

де - опір шва зсуву за рахунок зчеплення, механічного зачеплення та обтиску бетону; - опір шва зсуву за рахунок роботи клею, введення цього опору запропоновано автором дисертації на підставі експериментальних досліджень; - опір шва зсуву за рахунок роботи на зрізування поперечної арматури, яка перетинає шов; - опір шва зсуву за рахунок поперечних шпонок.

Таблиця 4

Результати розрахунку міцності контактних швів підсилених балок

№	Найменування величини	Одиниця виміру	Умовні позначення	Розрахункові величини, для балок серії
				БПКП	БПШП	БПВП
1	Значення згинаючого моменту від дії зовнішнього навантаження у нормальному перерізі, який проходе через кінець похилого перерізу, що розглядається	кН·м	М	11,27	10,56	10,74
2	Момент, який сприймає поперечна арматура у похилому перерізі	кН·м	Мsw	8,26	8,26	8,26
3	Розрахунковий опір шва зсуву за рахунок механічного зачеплення та обтиску бетону	МПа	Rsh,b	4,63	-	4,58
4	Розрахунковий опір шва зсуву за рахунок роботи клею	МПа	Rsh,k	0,08	-	-
5	Розрахунковий опір шва зсуву за рахунок роботи на зрізування поперечної арматури	МПа	Rsh,s	-	-	4,87
6	Розрахунковий опір шва зсуву за рахунок роботи поперечних шпонок	МПа	Rsh,n	-	6,44	-
7	Граничне зсувне зусилля, яке сприймає контактний шов	кН	Qsh,b	145,3	198,7	291,5
8	Зсувне зусилля у шві від зовнішнього навантаження	кН	Qsh	13,9	10,7	11,5
9	Qsh,b / Qsh	-	-	10,5	18,6	25,3

Аналізуючи дані табл. 4 й ураховуючи характер руйнування дослідних зразків, можна сказати, що при руйнуванні підсилених зразків міцність контактних швів не була визначальною. Перевищення розрахункових значень над фактично діючими в площині контакту «старого» та «нового» бетонів склало: для зразків серії БПКП - 10,5 разу; для зразків серії БПШП - 18,6 разу; для зразків серії БПВП - 25,3 разу. Найбільшу розрахункову міцність контактного шва отримали балки, підсилені за рахунок випусків арматури. Найменше значення розрахункової міцності контактного шва показали балки, підсилені за рахунок клею. Ураховуючи, що фактично діюче зусилля в межах контактного шва є незначним, найбільш доцільним способом улаштування контакту є спосіб з найменшим запасом міцності, тобто з використанням клею.

Перевірку утворення нормальних тріщин, виконують, виходячи з умови

М М_crc, (7)

де М - момент від дії повного навантаження; М_crc - момент, який сприймає нормальний переріз при утворенні нормальних тріщин.

Розрахункові та експериментальні значення моменту тріщиноутворення для контрольної серії БКП мають задовільний збіг і знаходяться в межах 8 %. Розбіжність у 44 %, яка виникає при порівнянні розрахункових і експериментальних моментів тріщиноутворення для серії БКПТ, можна пояснити складністю визначення фактичної міцності бетону на розтяг. Величину R_bt визначали за емпіричною формулою Фере, яка не враховує міцності бетону на розтяг при згині.

Загальна залежність для обчислення ширини розкриття тріщин має вигляд

, (8)

де - напруження у поздовжній або поперечній арматурі.

Таким чином, розрахунок ширини розкриття нормальних та похилих тріщин зводився до визначення напружень відповідно у поздовжній та поперечній арматурі.

Майже в усіх дослідних зразках експериментальна ширина розкриття тріщин була менша за розрахункову на 2-32 %. Зразки контрольної серії БКПТ, навпаки, показали перевищення значень розрахункового розкриття похилих тріщин на 57 %. Таке явище можна пояснити характером руйнування зразків серії БКПТ.

Повний прогин дослідних зразків балок, як підсилених, так і непідсилених, визначали за формулою

ѓ = ѓ_q +ѓ_m, (9)

де ѓ_q - прогин, викликаний деформацією зсуву; ѓ_m - прогин, викликаний дією деформацій згину, -

. (10)

Кривизна залізобетонних елементів з нормальними тріщинами у розтягнутій зоні має вигляд

, (11)

Прогин обумовлений деформацією зсуву визначали за формулою

. (12)

На основі аналізу отриманих даних прогинів установлено, що майже в усіх дослідних серіях балок експериментальні прогини менші за розрахункові на 16-53 %, таке перевищення можна пояснити низькою деформативністю бетонів на відходах ГЗК, наслідком чого є фактичне зменшення прогинів дослідних зразків. У зразках контрольної серії БКПТ навпаки експериментальний прогин перевищує розрахунковий на 20 %, що пов'язане з проковзуванням поздовжньої арматури зразків.

ВИСНОВКИ

1. Результати визначення фізико-механічних властивостей арматури дослідних зразків класу А400С, основного бетону та бетону підсилення, які виготовлені на відходах магнітного збагачення кварцитів ГЗК, показали, що встановлені нормами та рекомендаціями характеристики у своїй більшості збігаються з отриманими.

2. Напружено-деформований стан усіх залізобетонних балок під час їх випробування змінюються майже однаково. Відмінності полягають у характері руйнування підсилених і непідсилених зразків. Непідсилені балки серії БКП зруйнувалися за нормальними перерізами внаслідок зминання бетону стиснутої зони. Непідсилені балки серії БКПТ зруйнувалися за похилими перерізами внаслідок проковзування поздовжньої арматури. Підсилені балки зруйнувалися за нормальними перерізами внаслідок досягнення робочою арматурою граничних значень деформацій.

3. Причиною руйнування зразків контрольної серії БКПТ за похилим поперечним перерізом є властивості нової та недостатньо вивченої арматури класу А400С, яка порівняно з А-III має інші вимоги до анкерування та інший періодичний профіль - серпуватий. Розрахункове значення необхідної довжини анкерування поздовжньої арматури зразків серії БКПТ перевищує фактичне на 34 %.

4. На основі аналізу деформацій стиснутої зони дослідних балок встановлено, що бетони на відходах збагачення ГЗК можна вважати практично пружними матеріалами аж до рівня навантажень 0,7-0,8 від руйнівного.

5. Несуча здатність підсилених балок у порівнянні з непідсиленими збільшилася на 28-36 %. Найбільше підвищення несучої здатності отримали балки підсилені за рахунок клею, серія БПКП; найменша несуча здатність виявилася в балок серії БПШП, підсилених за допомогою шпонок.

6. Порівняння розрахункових і експериментальних значень несучої здатності дослідних зразків показує, що для підсилених серій балок і балок контрольних серій БКП та БКП-0,5 збіг задовільний і знаходиться в діапазоні 9 %. У балках контрольної серії БКПТ зменшення експериментальних значень порівняно з розрахунковими склало 71 %. Таке зменшення пояснюється передчасним руйнуванням дослідних зразків унаслідок проковзування робочої арматури в бетоні.

7. За результатами аналізу ширини розкриття тріщин підсилених балок на стадії навантажень, які складають 0,7-0,8 від руйнівного, встановлено, що ширина розкриття тріщин зразків серії БПКП зменшується на 34 % порівняно з непідсиленою серією; для підсилених зразків серій БПШП та БПВП ширина розкриття тріщин зменшується на 47 %.

8. Майже в усіх дослідних зразках експериментальна ширина розкриття тріщин була менша за розрахункову на 2-32 %. Зразки контрольної серії БКПТ показали перевищення значень експериментального розкриття похилих тріщин на 57 %. Це пояснюється проковзуванням поздовжньої арматури зразків серії БКПТ.

9. Прогини зразків серії БПКП на стадії навантажень, які складають 0,7-0,8 від руйнівного, дорівнюють значенням прогину непідсиленого зразка БКП-0,5 при рівні експлуатаційних навантажень. Прогини зразків підсилених серій БПВП та БПШП, відповідно на 41 % та 43 % менші за значення прогину контрольного зразка.

10. Експериментальні прогини дослідних балок менші за розрахункові на 16-53 %, таке перевищення можна пояснити низькою деформативністю бетонів на відходах ГЗК і як наслідок - фактичне зменшення прогинів. У зразках контрольної серії БКПТ експериментальний прогин перевищує розрахунковий на 20 %, що пов'язане з проковзуванням поздовжньої арматури зразків.

11. Усі способи улаштування контактного шва при підсиленні залізобетонних згинальних елементів у стиснутій зоні сприяють сумісній роботі підсилюваної балки та шару підсилення практично однаково ефективно.

12. Найбільш ефективним способом улаштування контактного шва з точки зору підвищення несучої здатності, є застосування в якості з'єднувального шару - клею. З точки зору тріщиностійкості та деформативності, найбільш ефективними способами улаштування контактного шва є шпонкове з'єднання та з'єднання на випусках арматури.

13. Перевищення розрахункових значень міцності контактних швів над фактично діючими склало від 10,5 разу для підсилених зразків на клею до 25,3 разу для підсиленої серії на випусках. Ураховуючи, що фактично діюче зусилля в межах контактного шва є незначним, найбільш доцільним способом улаштування контакту є спосіб з найменшим запасом міцності, тобто з використанням клею.

14. Способи улаштування контактного шва за допомогою клею та випусків арматури показали найменшу вартість і трудомісткість при улаштуванні.

СПИСОК ОПУБЛІКОВАНИХ ПРАЦЬ ЗА ТЕМОЮ ДИСЕРТАЦІЇ

1. Попруга Д. В. Влияние кратковременных переменных нагрузок на прочность, деформативность и трещиностойкость железобетонных элементов из бетонов на отходах обогащения железных руд / А. И. Валовой, М. А. Валовой, Д. В. Попруга, П. И. Герб // Матеріали міжнародної науково-технічної конференції «Проблеми будівництва в світлі євроінтеграції». Кривий Ріг: КТУ, 2007. С. 119-124.

2. Попруга Д. В. Использование отходов горнорудной промышленности при изготовлении строительных конструкций / А. И. Валовой, П. И. Герб, М. А. Валовой, Д. В. Попруга // Качество минерального сырья: сб. научн. тр. Кривой Рог: КТУ, 2008. С. 461-471.

3. Попруга Д. В. Изготовление железобетонных балок на отходах обогащения железных руд с последующим их усилением наращиванием в сжатой зоне / Д. В. Попруга // Вісник Криворізького технічного університету: зб. наук. пр. Вип. 20. Кривий Ріг: КТУ, 2008. С. 181-184.

4. Попруга Д. В. Задачи и методика экспериментальных исследований железобетонных балок, усиленных наращиванием в сжатой зоне бетоном из отходов обогащения железных руд / М. А. Валовой, Д. В. Попруга // Дороги і мости: зб. наук. пр. Вип. 10. Київ, 2008. С. 54-59.

5. Попруга Д. В. Ефективні матеріали для підсилення залізобетонних конструкцій / М. А. Валовой, Д. В. Попруга // Ресурсоекономні матеріали, конструкції, будівлі та споруди: зб. наук. пр. Вип. 17. Рівне: НУВГП, 2008. С. 7-13.

6. Попруга Д. В. Дослідження фізико-механічних властивостей залізобетонних балок з використанням нових будівельних матеріалів / М. О. Валовой, Д. В. Попруга // Вісник Криворізького технічного університету: зб. наук. пр. Вип. 22. Кривий Ріг: КТУ, 2008. С. 202-206.

7. Попруга Д. В. Тріщиностійкість та деформативність підсилених залізобетонних елементів / Д. В. Попруга // Матеріали науково-технічної конференції «Проблеми будівництва - 2008». Кривий Ріг: КТУ, 2008. С. 86-89.

8. Попруга Д. В. Порівняння значень розрахункової та експериментальної міцності контактних швів підсилених залізобетонних елементів / Д. В. Попруга // Матеріали науково-технічної конференції «Проблеми сучасного будівництва - 2008». Кривий Ріг: КТУ, 2008. С. 158-162.

У роботах [1, 2, 4-6] дисертантом виконано узагальнення та аналіз експериментальних досліджень, збір і обробка статистичних даних, побудова графіків.

АНОТАЦІЯ

Попруга Д. В. Міцність стикових з'єднань при підсиленні залізобетонних згинальних елементів у стиснутій зоні. - Рукопис.

Дисертація на здобуття наукового ступеня кандидата технічних наук за спеціальністю 05.23.01 - будівельні конструкції, будівлі та споруди. Київський національний університет будівництва і архітектури Міністерства освіти і науки України. - Київ, 2009.

Проаналізовано та зіставлено вплив міцності контактних швів на синтетичному клеї, шпонках і випусках арматури, які улаштовують при підсиленні залізобетонних балок у стиснутій зоні шаром залізобетону, на міцність, тріщиностійкість і деформативність підсилених зразків.

Встановлено найбільш ефективний спосіб улаштування контактного шва з урахуванням несучої здатності, експлуатаційних якостей і економічних показників.

Запропоновані способи розрахунку несучої здатності дослідних зразків, які враховують фізико-механічні характеристики бетонів на відходах збагачення гірничо-збагачувальних комбінатів і арматури класу А400С. Ураховані нові розробки та досягнення теорії залізобетону для розрахунку конструктивних елементів.

Ключові слова: контактний шов, синтетичний клей, шпонки, випуски арматури, залізобетон, міцність, тріщиностійкість, деформації, підсилення, відходи збагачення, розрахунок.

АННОТАЦИЯ

Попруга Д. В. Прочность стыковых соединений при усилении железобетонных изгибаемых элементов в сжатой зоне. - Рукопись.

Диссертация на соискание учёной степени кандидата технических наук по специальности 05.23.01 - строительные конструкции, здания и сооружения. Киевский национальный университет строительства и архитектуры Министерства образования и науки Украины. - Киев, 2009.

Во вступлении раскрыта суть и состояние научной проблемы, обоснована актуальность темы диссертационной работы, изложена цель, основные задачи исследования, научная новизна и практическая ценность.

В первом разделе изложено состояние вопроса и сформулированы задачи исследований эффективности усиления железобетонных изгибаемых элементов в сжатой зоне, проанализированы результаты исследований работы контактных швов при усилении железобетонных изгибаемых элементов. После детального анализа результатов принято решение использовать традиционный способ усиления изгибаемых элементов методом наращивания сжатой зоны слоем железобетона. Для сопоставления эффективности работы контактных швов между усиливаемой конструкцией и слоем усиления, решили использовать три варианта устройства контактного шва - при помощи клея, с помощью устройства шпонок и с помощью арматурных выпусков.

Во втором разделе приведена методика экспериментальных исследований железобетонных изгибаемых элементов усиленных наращиванием сжатой зоны при разных способах устройства контактного шва.

Для эксперимента было изготовлено пять серий экспериментальных образцов балок, по два в каждой серии. При этом балки первой и второй серий усилению не подлежали и имели прямоугольное и тавровое поперечные сечения соответственно. Балки третьей, четвертой и пятой серий были усилены в сжатой зоне при этом их поперечное сечение изменилось из прямоугольного на тавровое.