Прочность наклонных сечений двутавровых балок из сверхвысокопрочного бетона

М.И.Ф. Салиб, М.М. Тамов. Прочность наклонных сечений двутавровых балок из сверхвысокопрочного бетона // Инженерный вестник Дона, №1 (2024)

Появление в начале 1990-х годов эффективных суперпластификаторов сделало возможным в качестве матрицы для фибробетонов применять бетон с прочностью свыше 150 МПа [1]. Такой класс материалов называют сверхвысокофункциональными [2] или сверхвысокопрочными [3] фибробетонами (далее – СВПБ), в международной терминологии – ultra-high performance fiber-reinforced concrete [4]. Так как повышенные физико- механические характеристики достигаются исследователями в большинстве случаев на тонкодисперсных минерально-цементно-водных системах, то для СВПБ также используют термин «порошково-активированные бетоны» [5] или «reactive powder concrete» [1]. Благодаря преимуществам СВПБ – высокая плотность структуры, пластичность и прочность при растяжении и сжатии – его можно применять для изготовления долговечных облегченных конструкций, обладающих архитектурной выразительностью [6].

Двутавровые СВПБ-балки находят применение в пролетных строениях мостов [7]. На приопорных участках мостовых балок постоянного сечения, выполненных из обычного тяжелого бетона, могут образовываться наклонные трещины. Для повышения несущей способности по поперечной силе прибегают к утолщению стенок в приопорной зоне или по всей длине балок [8]. Так как сопротивление балок поперечной силе в значительной мере определяется прочностью бетона при растяжении, то применение СВПБ с дисперсным армированием позволит снизить материалоемкость балок, сохраняя для них постоянное по длине сечение. Целесообразным также представляется использование СВПБ для изготовления сплошных и решетчатых балок в конструкциях настилов промышленных и специальных инженерных сооружений.

Несущая способность двутавровых балок и форма их разрушения зависит от размеров сечения, прочности бетона, пролета среза, коэффициентов продольного и поперечного армирования. Работа балок до наступления предельного состояния характеризуется наличием наклонных трещин в стенке, образующихся после превышения действующими главными растягивающими напряжениями сопротивления бетона. В связи с этим существующие методики расчета на поперечную силу, применяемые для расчета балок из обычного бетона, не могут быть напрямую распространены на СВПБ-балки, т.к. в этом случае не будет учтена работа СВПБ после образования трещин [9].

Представленные в литературных источниках экспериментальные исследования поведения СВПБ-балок при действии поперечных силу можно разделить на две группы [10]. В первую входят работы, в которых изучают влияние конструктивных параметров и схемы загружения на прочность и деформативность балок. В опытах Мезоли и др. [10] балки испытывали при одном пролете среза – около 3h0, а коэффициент поперечного армирования μsw и объемное содержание фибры Vf варьировали в пределах соответственно 0 – 2,09% и 0 – 2%. Влияние μsw на прочность балок по поперечной силе Qult оставалось практически неизменным при варьировании Vf. В свою очередь, влияние Vf на прочность балок было более выраженным при наличии хомутов, чем при их отсутствии. Так, прирост прочности балок по поперечной силе при добавлении 2% при разных значениях μsw оказался в достаточно широком диапазоне – от 50 до 380 %. Эффективность комбинированного армирования двутавровых балок фиброй и стержневой поперечной арматурой оценивали в работе Фелинг и др. [11]. Сопротивление балок без поперечной арматуры при добавлении 1% фибры возросло примерно на 150%, балок с поперечной арматурой – примерно на 60%. В опытах Баби [12] прочность балок без поперечной арматуры с Vf = 2,5% увеличилась на 250% в сравнении с балками без дисперсного армирования. Аналогичный прирост прочности в исследовании Пансук [13] составил 275 и 485 % соответственно при Vf = 0,8 и 1,6%. В других экспериментальных работах зафиксированы похожие результаты. Таким образом, результаты исследовательских работ указывают на существенный вклад фибрового армирования в сопротивление двутавровых балок поперечной силе как при наличии традиционной стержневой арматуры, так и при ее отсутствии. При этом разброс фиксируемых приростов Qult, возникающих благодаря наличию в составе бетона фибры, варьируются в достаточно широком диапазоне.

В работах второй группы исследуют возможность дисперсного армирования балок для восприятия поперечных сил в отсутствие стержневой поперечной арматуры. Такая постановка вопроса представляет интерес, ввиду того что исключение хомутов из арматурных каркасов облегчит изготовление балок и позволит перейти к меньшим размерам их поперечных сечений [14]. Как известно, нормы проектирования конструкций из обычного тяжелого бетона допускают полное отсутствие поперечной арматуры только в балках высотой менее 150 мм [15]. В исследовании [15] дисперсного армирования Vf =1,5% оказалось достаточно для доведения до разрушения по моменту балок с достаточно высоким содержанием армирования в растянутой зоне (μs=2.2 %) при нагружении с пролетом среза a/h0 = 4,4. Загон и др. [16] провели 10 испытаний дисперсно-армированных СВПБ-балок, не имеющих стержневой поперечной арматуры. Часть балок имели отверстия в стенках с диаметров 2/3 их высоты и/или были армированы одним отгибом. Сопротивление поперечной силе балок с отверстиями оказалось примерно на 38% ниже, чем у эталонных балок со сплошной стенкой.

В настоящей статье выполнен анализ влияния на прочность наклонных сечений испытанных авторами двутавровых СВПБ-балок содержания фибрового и стержневого поперечного армирования, пролета среза нагружения. Балки имели длину 2340 мм, высоту 280 мм, толщину полок и стенки 30 мм. В качестве варьируемых приняты все факторы, оказывающие существенное влияние на сопротивление железобетонных двутавровых балок действию поперечных сил: относительный пролет среза a/h0 (2 и 3), коэффициент поперечного армирования μsw (0,8 и 1%), ширина сжатой полки bf (20, 10 и 5 см). Рассмотрены балки как с дисперсным армированием (Vf = 1,5%), так и без него. Кроме того, отличительной особенностью исследования является применение в качестве дисперсного армирования волновой фибры. Составы СВПБ получены из материалов, доступных в Краснодарском крае, последовательным «наращиванием» набора компонентов [6].

На столбчатых диаграммах на рисунке 1 сгруппированы по 2–3 шт. разрушающие нагрузки для балок-близнецов, отличающихся содержанием фибрового (рис. 1, а) и стержневого (рис. 1, б) армирования. При их рассмотрении легко заметить, что приросты несущей способности (выделены фигурными скобками), возникающие при одинаковом увеличении интенсивности армирования, оказались достаточно близки друг к другу, несмотря на различия в остальных параметрах. Так, для групп балок на рисунке 1, а коэффициент поперечного армирования μsw 0, 0,8 и 1%, а пролеты среза нагружения a/h0 – 2 и 3. При этом для всех групп разница в Qult составила около 60–70 кН. Таким образом, вклад фибрового армирования сохраняет близкие к постоянному значения независимо от интенсивности стержневого армирования или пролета среза нагружения. Аналогичное утверждение справедливо для вклада стержневого армирования (рис. 1, б). Разницы значений Qult сведены в таблицу 1 и условно обозначены как вклады фибры Qf15,exp при ее концентрации Vf=1,5% и поперечного армирования Qs08,exp и Qs10,exp при μsw, равном соответственно 0,8 и 1,05%. Как видно, изменчивость значений всех трех величин невелика – наибольший рассчитанный коэффициент вариации составляет лишь около 7%.

Известно, что с увеличением пролета среза нагружения a/h0 сопротивление балок из обычного тяжелого бетона снижается. В наших опытах аналогичная зависимость наблюдалось для всех пар балок- близнецов, отличавшихся только величиной a/h0 (рис. 2).

Разница между разрушающими поперечными силами Q3, полученными при испытании балок с a/h0 = 3, к поперечным силам Q2 при a/h0 = 2 для образцов с фибровым и/или стержневым армированием находится в достаточно узком диапазоне и составляет 14–19 % при коэффициенте вариации отношения Q2/Q3 всего 2,8% (таблица 2). В то же время для балок без стержневого и фибрового армирования стенки (группа №6 в таблице 2) снижение несущей способности составило около 55%. Это объясняется следующим явлением, известным из исследований работы на поперечную силу балок из обычного тяжелого бетона. С ростом пролета среза «вклад» бетона Qb снижается [10, 16], а «вклад» стержневого Qs и фибрового Qf армирования хоть и медленнее, но возрастает ввиду увеличения длины наклонной трещины и числа пересекающих ее стержней и волокон [10, 12]. То есть в балках с армированной стенкой падение Qb в значительной мере компенсируется ростом Qs. В отсутствие стержневого и фибрового армирования такой «компенсации» уменьшения сопротивления балок нет, и снижение несущей способности становится гораздо бóльшим. Эти рассуждения подтверждаются тем, что в группах №1 и №3 с комбинированным армированием разница между Q3 и Q2 составила около 15 %, тогда как в группах №2, №4 и №5 армированных только фиброй или поперечными стержнями – около18 %.

Ширина сжатой полки тавровых и двутавровых балок оказывает влияние на их сопротивление поперечной силе, что учитывалось в формуле для вычисления Qb в старой редакции норм проектирования железобетонных конструкций. В наших опытах уменьшение ширины полки балок с 20 до 5 см привело к снижению Qult на 14 %.

Заключение

1. В статье представлены результаты проведенных авторами экспериментальных исследований прочности наклонных сечений двутаровых балок из сверхвысокопрочного бетона. Балки имели разные коэффициенты поперечного стержневого и фибрового армирования, ширину сжатой полки и испытаны разными относительными пролетами среза.

2. Все рассмотренные варьируемые факторы оказали существенное влияние на сопротивление железобетонных двутавровых балок действию поперечных сил. Максимальное и минимальное значение опытных разрушающих нагрузок в представленных опытах отличаются более чем в десять раз.

3. Вклад фибрового армирования сохранял близкие к постоянному значения независимо от интенсивности стержневого армирования или пролета среза нагружения. Аналогичное утверждение справедливо для вклада стержневого армирования.

4. С увеличением пролета среза нагружения сопротивление балок снижалось. Разница между разрушающими поперечными силами, полученными при испытании балок с a/h0 = 3, к поперечным силам при a/h0 = 2 для образцов с фибровым и/или стержневым армированием находилась в достаточно узком диапазоне и составила 14–19 %. В то же время для балок без стержневого и фибрового армирования стенки снижение несущей способности составило около 55%.

Литература

1. Richard P., Cheyrezy M. Composition of reactive powder concretes // Cement and Concrete Research. № 25. Issue 7. 1995. pp. 1501-1511. URL: doi.org/10.1016/0008-8846(95)00144-2.

2. Кирсанова А. А. Высокофункциональные тяжелые бетоны. модифицированные комплексными добавками, включающими метакаолин. дис. … канд. техн. наук: 05.23.05. Томск, 2016. 164 с.

3. Каприелов С. С., Чилин И. А. Сверхвысокопрочный самоуплотнящийся фибробетон для монолитных конструкций // Вестник НИЦ Строительство. 2017. № 1(12). С. 14-22.

4. Graybeal B., Davis M. Cylinder or Cube: Strength Testing of 80 to 200 MPa (11.6 to 29 ksi) Ultra-High-Performance Fiber-Reinforced Concrete // ACI Materials Journal. №105. 2008. pp. 603-609.

5. Калашников В. И., Тараканов О. В., Кузнецов Ю. С., Володин В. М., Белякова Е. А. Бетоны нового поколения на основе сухих тонкозернисто-порошковых смесей // Magazine of Civil Engineering. 2012. №8 (34). С. 47-53.

6. Тамов М. М., Салиб М. И. Ф., Абуизеих Ю. К. И., Софьяников О. Д. Подбор составов и исследование прочностных характеристик самоуплотняющегося сверхвысокопрочного сталефибробетона // Известия высших учебных заведений. Строительство. 2022. № 4(760). С. 25-39.

7. Xue J., Briseghella B., Huang F., Nuti C., Tabatabai H., Chen B. C. Review of ultra-high performance concrete and its application in bridge engineering // Construction and Building Materials. 2020. №260. P.119844. URL: 10.1016/j.conbuildmat.2020. P.119844.

8. Суровцев А. Б. Предложения по конструкции нового типового проекта для пролётных строений мостов L=18 - 33 м // Транспортные сооружения. 2016. Т. 3, № 1. C. 1–15.

9. Yavas A., Goker CO. Impact of Reinforcement Ratio on Shear Behavior of I-Shaped UHPC Beams with and without Fiber Shear Reinforcement // Materials (Basel). 2020. No. 13(7). P.1525. URL: doi.org/10.3390/ma13071525.

10. Mészöly T., Randl N. Shear behavior of fiber-reinforced ultra-high performance concrete beams // Engineering Structures. 2018. № 168. pp.119- 127.

11. Thiemicke J., Fehling E. Experimental and numerical investigations on I-shaped UHPC-beams with combined reinforcement under shear load // Insights and Innovations in Structural Engineering, Mechanics and Computation 2016. pp. 1363-1367. URL: 10.1201/9781315641645-223.

12. Baby F., Marchand P., Toutlemonde F. Shear behavior utrahigh performance fiber-reinforced concrete beams. I: experimental investigation // Journal of Structural Engineering. 2014. № 140. P. 04013111. URL: 10.1061/(ASCE)ST.1943-541X.0000907.

13. Pansuk W., Nguyen Th.N., Sato Y., Den Uijl. J.A., Walraven J.C. Shear capacity of high performance fiber reinforced concrete I-beams // Construction and Building Materials. 2017. № 157. P. 182-193.

14. Kodsy A., Morcous G. Shear strength of ultra-high-performance concrete (UHPC) beams without transverse reinforcement: prediction models and test data // Materials (Basel, Switzerland). 2022. №15,14. P. 4794. URL: doi.org/10.3390/ma15144794.

15. Hasgul U, Yavas A, Birol T, Turker K. Steel fiber use as shear reinforcement on I-shaped UHP-FRC beams // Applied Sciences. 2019. №9(24). P. 5526. URL: doi.org/10.3390/app9245526.

16. Zagon R., Matthys S., Kiss Z. Shear behaviour of SFR-UHPC I- shaped beams // Construction and Building Materials. 2016. № 124. pp. 258-268 URL: doi.org/10.1016/j.conbuildmat.2016.07.075.