RESULTS OF EXPERIMENTAL RESEARCH OF REINFORCED CONCRETE BEAMS RESISTANCE IN THE ZONE OF SHEAR BENDING

Full Text

Условие прочности наклонных сечений изгибаемых элементов в действующих нормах по расчету железобетонных конструкций СП 63.13330.2012 «СНиП 52-01-2003. Бетонные и железобетонные конструкции. Основные положения» предусматривает, что усилие от внешних нагрузок, передаваемое на сечение, не должно превышать внутреннего предельного усилия в наклонном сечении. Для балки без поперечного армирования внутренним предельным усилием, определяющим несущую способность элемента при действии поперечных сил в соответствии с принятой в СП 63.13330.2012 расчетной моделью, является касательное усилие в сжатой зоне бетона Qb. Аналитическое описание величины Qb весьма затруднительно, поскольку железобетонная балка, являясь композитной конструкцией, в зоне поперечного изгиба находится в условиях плоского напряженного состояния, имеет нарушенную сплошность сечения вследствие образования и развития трещин, а сам материал проявляет упруго-пластические свойства. Поэтому для определения величины Qb традиционно используют эмпирический подход [1-3]. Нормативные методики расчета прочности изгибаемых железобетонных элементов на действие поперечных сил, принятые за рубежом (ACI 318 - 11, Eurocode 2), также являются эмпирическими. По структуре расчетных зависимостей наиболее близкими являются отечественный свод правил СП 63.13330.2012 и американские нормы (ACI 318 - 11), в которых касательное усилие в сжатой зоне бетона определяется только его прочностью. В европейских нормах (Eurocode 2) касательное усилие в сжатой зоне бетона зависит не только от прочности бетона, но и от величины процента продольного армирования, от высоты сечения изгибаемого элемента, влияние которых учитывается введением в расчетные зависимости эмпирических коэффициентов. Анализ результатов экспериментальных исследований прочности наклонных сечений изгибаемых железобетонных элементов, представленный в работах Градостроительство и архитектура | 2017 | Т. 7, № 4 26 СТРОИТЕЛЬНЫЕ КОНСТРУКЦИИ, ЗДАНИЯ И СООРУЖЕНИЯ [4, 5], показывает, что прочность изгибаемых элементов действию перерезывающих сил зависит от процента армирования сечения продольной арматурой и высоты сечения элемента (так называемый «масштабный эффект»). Влияние процента продольного армирования балок на их сопротивление поперечному изгибу отмечалось и ранее [1], однако эмпирический характер расчетных зависимостей не позволял выделить и проанализировать влияние этого фактора. Значительное количество конструктивных параметров, влияющих на характер силового сопротивления железобетонных элементов, обусловливает необходимость их экспериментального исследования [6 - 9] с целью разработки предложений по дальнейшему совершенствованию расчетных моделей [10 - 12]. Цель проведенного исследования заключалась в изучении напряженно-деформированного состояния, прочностных и деформационных параметров железобетонных балок в зоне поперечного изгиба при малом проценте армирования. Было испытано два опытных образца, которые имели маркировку 2Б-0,95-22 и 2,5Б-0,95-22, где 2 и 2,5 - величина относительного пролета среза a/h0; 0,95 - процент армирования сечения продольной арматурой; 22 - диаметр продольной арматуры, мм. Опытные образцы представляли собой железобетонные балки длиной 2200 мм, прямоугольным поперечным сечением высотой 450 мм, шириной 200 мм. Балки армировались двумя стержнями арматуры диаметром 22 мм класса А500С. Поперечная арматура отсутствовала. Физико-механические характеристики бетона определялись по испытаниям кубов номинальным размером 100 мм и призм размерами 150×150×600 мм. Кубы испытывались на сжатие и раскалывание. Испытания проводились в соответствии с ГОСТ 10180-2012 «Бетоны. Методы определения прочности по контрольным образцам» и ГОСТ 24452-80 «Бетоны. Методы определения призменной прочности, модуля упругости и коэффициента Пуассона». Физико-механические характеристики арматуры определялись по данным испытаний на растяжение согласно ГОСТ 12004-81 «Сталь арматурная. Методы испытания на растяжение» и ГОСТ Р 52544-2006 «Прокат арматурный свариваемый периодического профиля классов А500С и В500С для армирования железобетонных конструкций». Определенные по результатам испытаний средние значения призменной прочности бетона на сжатие и прочности бетона на осевое растяжение составили 36 и 2,42 МПа соответственно. По результатам испытаний бетонных призм на сжатие и образцов арматуры на растяжение были построены диаграммы «σ - ε» (рис. 1). Временное сопротивление арматуры разрыву по результатам испытаний составило 721 МПа. Рис. 1. Диаграмма «σ - ε» для бетона (а) и арматуры (б) Для фиксации деформаций бетона и арматуры на их поверхности были наклеены тензометрические датчики, показания которых фиксировались с помощью тензометрического комплекса. Для измерения деформаций бетона использовались тензорезисторы с базой 50 мм, для арматуры применялись тензорезисторы с базой 10 мм. Деформации продольной арматуры измерялись в середине пролета, в сечениях под силой и в приопорной зоне, где тензорезисторы были установлены с шагом 50 мм на верхних и нижних волокнах стержней. Для предотвращения повреждений при бетонировании балки тензорезисторы покрывались эпоксидным составом. Для определения деформаций бетона в сечениях под силой и в середине пролета железобетонной балки были наклеены тензорезисторы с шагом 20 мм по высоте сечения. Определение величины и направления главных деформаций бетона производилось при помощи тензорозеток, установленных в средней части по высоте сечения балки и у сжатой грани в сечении под силой, в каждом пролете среза балки. Для измерения прогибов устанавливались прогибомеры ПАО-6 в середине пролета балки и в сечении под силой, схема расположения прогибомеров показана на рис. 2. 27 Градостроительство и архитектура | 2017 | Т. 7, № 4 В.Б. Филатов, В.О. Горынцев, В.П. Биндер Испытания опытных образцов выполнялись на прессе Пр-500 по схеме шарнирно-опертой однопролетной балки с расчетным пролетом 2 м. Нагружение образцов выполнялось поэтапно с шагом по 19,6 кН, время выдержки на каждом этапе составляло 10 мин. На каждом этапе нагружения фиксирова- Рис. 2. Схема расположения прогибомеров на образце 2,5Б-0,95-22 (а) и образце 2Б-0,95-22 (б) Рис. 3. Образец 2Б-0,95-22 перед испытанием лись показания тензорезисторов и прогибомеров, а также схема образования трещин и ширина их раскрытия. Вид образца 2Б-0,95-22 перед испытанием представлен на рис. 3. При испытании образца 2Б-0,95-22 нормальные трещины образовались при нагрузке P = 0,44Pult, при нагрузке P = 0,67Pult ширина раскрытия трещин составила acrc = 0,05 мм. При дальнейшем нагружении образца нормальные трещины увеличивались незначительно вследствие образования наклонных трещин. Максимальное значение ширины раскрытия нормальных трещин составляло acrc = 0,15 мм. При нагрузке P = 0,88Pult образовалась наклонная трещина в левом пролете среза и с увеличением нагрузки продолжила развиваться к сечению под силой, ширина раскрытия трещины перед разрушением составила acrc = 2,5 мм. Опытный образец разрушился во время выдержки при нагрузке 176,6 кН. Разрушение образца произошло вследствие среза сжатой зоны над наклонной трещиной. Вид образца после испытания представлен на рис. 4. График распределения деформаций в нормальном сечении опытного образца в середине пролета при нагрузке 176,6 кН представлен на рис. 5, высота сжатой зоны по показаниям тензорезисторов составила 113 мм. Рис. 4. Образец 2Б-0,95-22 после испытаний Градостроительство и архитектура | 2017 | Т. 7, № 4 28 СТРОИТЕЛЬНЫЕ КОНСТРУКЦИИ, ЗДАНИЯ И СООРУЖЕНИЯ На этапе нагружения перед разрушением балки деформации бетона сжатой грани составили -450·10-6 ЕОД, деформации растянутой арматуры составили 875·10-6 ЕОД. Величины главных деформаций и углов наклона главных площадок, вычисленные по показаниям тензорозеток в середине высоты сечения пролета среза и у верхней грани балки в сечении под силой, представлены в табл. 1. Таблица 1 Величины главных деформаций и углов наклона главных площадок в сечениях опытных образцов Маркировка образца Главные деформации в середине высоты сечения ε×10-6·ЕОД Угол наклона главных площадок, град. Главные деформации в сечении под силой ε×10-6·ЕОД Угол наклона главных площадок, град. εmax εmin εmax εmin 2Б-0,95-22 2 -118 30 -45 -545 4 2,5Б-0,95-22 10 -48 34 -148 -742 14 До образования наклонной трещины осевые деформации по длине арматуры изменялись пропорционально изменению момента, максимальные деформации были отмечены в середине пролета образца. После образования наклонной трещины отмечен пик осевых деформаций арматуры в сечении на расстоянии 300 мм от левой опоры. Перед разрушением максимальные осевые деформации арматуры составили 1658·10-6 ЕОД в точке пересечения с наклонной трещиной (рис. 6). Рис. 6. График распределения деформаций по длине арматурного стержня При испытании образца 2,5Б-0,95-22 нормальные трещины образовались при нагрузке P = 0,43Pult. При уровне нагружения P = 0,57Pult ширина раскрытия нормальных трещин составляла acrc = 0,05 мм. При нагрузке P = 0,65Pult ширина раскрытия нормальных трещин составляла acrc = 0,1 мм. Нормальные трещины по мере увеличения нагрузки раскрывались незначительно, и при разрушении образца ширина их раскрытия составляла порядка 0,2 мм. Рис. 5. График распределения деформаций в нормальном сечении опытного образца 29 Градостроительство и архитектура | 2017 | Т. 7, № 4 В.Б. Филатов, В.О. Горынцев, В.П. Биндер Рис. 7. Образец 2,5Б-0,95-22 после испытаний График распределения деформаций в нормальном сечении опытного образца в середине пролета при нагрузке 172,7 кН представлен на рис. 8, высота сжатой зоны по показаниям тензорезисторов составила 103 мм. Деформации бетона в сжатой зоне составили - 482·10-6 ЕОД, в арматуре осевые деформации достигли значения 1015·10-6 ЕОД. Величины главных деформаций и углов наклона главных площадок, вычисленные по показаниям тензорозеток в середине высоты сечения пролета среза и у верхней грани балки в сечении под силой, представлены в табл. 1. До образования наклонных трещин осевые деформации по длине арматуры изменялись пропорционально изменению момента. После образования Рис. 8. График распределения деформаций в нормальном сечении опытного образца Рис. 9. График распределения деформаций по длине арматурного стержня наклонных трещин отмечен пик осевых деформаций арматуры, которые составили перед разрушением 1503·10-6 ЕОД в сечении на расстоянии 800 мм от левой опоры (рис. 9). Развитие наклонных трещин по высоте сечения привело к образованию критической наклонной трещины, которая прошла через вершину уже имеющейся трещины по направлению к силе и опоре. Образование критической наклонной трещины привело к мгновенному раскалыванию приопорного блока и исчерпанию несущей способности балки. Максимальные относительные деформации арматуры после образования критической наклонной трещины составили 1590·10-6 ЕОД на расстоянии 300 мм от опоры в точке пересечения с наклонной трещиной. Образование наклонных трещин началось от растянутой грани образца при нагрузке P = 0,71Pult. Трещина образовалась в левом пролете среза. С увеличением нагрузки развитие трещины по высоте сечения продолжилось. После увеличения нагрузки наклонные трещины образовались и в правом пролете среза. Развитие трещин происходило по высоте балки к сечению под силой. Ширина раскрытия трещины разрушения составляла 2,5 мм. Разрушение опытного образца произошло при нагрузке P = 172,7 кН вследствие среза сжатой зоны над наклонной трещиной. Вид образца после испытания представлен на рис. 7. Градостроительство и архитектура | 2017 | Т. 7, № 4 30 СТРОИТЕЛЬНЫЕ КОНСТРУКЦИИ, ЗДАНИЯ И СООРУЖЕНИЯ Таблица 2 Результаты сравнения опытных и расчетных значений предельных поперечных сил Маркировка образцов Qexp, кН QСП, кН QACI, кН QEC, кН QСП / Qexp QACI / Qexp QEC / Qexp 2Б-0,95-22 88,3 124,0 91,7 88,5 1,40 1,04 1,00 2,5Б-0,95-22 86,3 99,2 91,7 88,5 1,15 1,06 1,03 Анализ приведенных в табл. 2 результатов показывает, что наилучшее соответствие расчетных и опытных значений прочности железобетонных балок при действии поперечных сил обеспечивают нормы проектирования Eurocode 2. Наблюдается незначительная переоценка несущей способности балок (~5 %) нормами ACI 318 - 11 и более значительно (15 - 40 %) несущую способность переоценивает СП 63.13330.2012. В отличие от Eurocode 2 американские и отечественные нормы проектирования не учитывают в методике расчета процент продольного армирования. Превышение расчетных значений над опытными является следствием того, что эмпирические зависимости для оценки прочности бетона над наклонной трещиной получены преимущественно на образцах со средним и высоким процентом армирования. При малых процентах армирования сечения наблюдается тенденция к завышению расчетных значений прочности железобетонных балок при действии поперечных сил, что негативно влияет на конструктивную безопасность проектных решений. Выводы. Получены новые экспериментальные данные о напряженно-деформированном состоянии железобетонных балок в зоне поперечного изгиба. Показано, что при малых процентах армирования сечения балки наблюдается тенденция к превышению расчетных значений прочности наклонных сечений над опытными значениями разрушающих нагрузок. Отмеченная тенденция негативно влияет на конструктивную безопасность проектных решений и указывает на несовершенство расчетной методики норм проектирования, базирующейся на эмпирической основе. Дальнейшее совершенствование нормативной методики расчета на действие поперечных сил возможно либо путем расширения экспериментальной базы данных для широкого диапазона конструктивных решений, либо путем совершенствования расчетных моделей, учитывающих влияние конструктивных параметров в более широком диапазоне. Рис. 10. Графики прогибов образцов 2Б-0,95-22 (а) и 2,5Б-0,95-22(б) Теоретические значения разрушающей нагрузки определялись в соответствии с методикой СП 63.13330.2012 (QСП) по формуле (8.61), американских норм ACI 318 - 11 (QACI) и европейских норм проектирования Eurocode 2 (QEC). Теоретические и опытные значения (Qexp) разрушающих нагрузок приведены в табл. 2. Анализ графиков прогибов образцов 2Б-0,95-22 и 2,5Б-0,95-22 (рис. 10) показывает, что до образования нормальных трещин прогибы образца 2Б-0,95- 22 были несколько меньше. После образования нормальных трещин прогибы образцов в сечении под силой весьма близко совпадают, в середине пролета образца 2Б-0,95-22 прогибы на 25 - 30 % выше. При нагрузке P = 0,9Pult прогиб под силой в пролете разрушения резко возрастает, опережая прогибы в остальных сечениях образца. Резкий рост прогиба обусловлен раскрытием критической наклонной трещины.

About the authors

Valery B. FILATOV

Samara State Technical University

Email: vestniksgasu@yandex.ru

Vladislav O. GORYNTSEV

Samara State Technical University

Email: vestniksgasu@yandex.ru

Valery P. BINDER

Samara State Technical University

Email: vestniksgasu@yandex.ru

References

Supplementary files