Библиотека технической документации

Обозначение	Дата введения	Статус
Серия ПК-01-06 Выпуск 8*. Рабочие чертежи балок с натяжением арматуры на упор	06.06.1963	Действует
Область применения: В выпуске 8* серии ПК-01-06 разработаны рабочие чертежи сборных предварительно напряженных железобетонных двускатных балок, бетонируемых в вертикальном положении, с проволочной, стержневой и прядевой арматурой, натягиваемой на упоры стенда Входит в:Заменяет собой:
Серия ПК-01-23 Балки для покрытий производственных зданий сборные струнобетонные стендового изготовления	—	Не действует
Серия ПК-01-23 Выпуск 1. Балки пролетом 6, 9, 12, 15, 18, 24 и 30 м	—	Не действует
Входит в:
Серия ПК-01-115 Железобетонные балки пролетами 6 и 9 метров для покрытий с рулонной кровлей	—	Не действует
Чем заменён:
Серия ПК-01-116 Сборные железобетонные предварительно напряженные односкатные балки для покрытий зданий пролетом 12 м с шагом балок 6 м	—	Не действует
Серия ПК-01-116 Выпуск 1	—	Не действует
Входит в:
Серия ПК-01-116 Выпуск 2. Рабочие чертежи балок со стержневой арматурой, натягиваемой электротермическим способом	01.11.1965	Действует
Входит в:
Серия 1.462.1-10/93 Выпуск 0. Указания по применению	01.03.1994	Не определен законодательством
Входит в:
Серия 1.462.1-3/89 Железобетонные стропильные решетчатые балки для покрытий одноэтажных зданий	01.09.1989	Не определен законодательством
Заменяет собой:
Серия 1.462.1-3/80 Железобетонные стропильные решетчатые балки для покрытий одноэтажных зданий	01.07.1983	Не действует
Заменяет собой:

ПК-01-05 выпуск 2 «Железобетонные сборные несущие конструкции для покрытий с рулонной кровлей.

Усиление балок пролетом 12 и 15м» ПК-01-05 выпуск 2 «Железобетонные сборные несущие конструкции для покрытий с рулонной кровлей. Усиление балок пролетом 12 и 15м»

1. В выпуске 2 серии ПК-01-05 дана конструкция усиления балок пролетом 12 и 15м, разработанных в выпуске 1 серии ПК-01-05, изготовленных и установленных в покрытия, как в строящихся, так и в эксплуатируемых зданиях.

Усилению подлежат балки, отобранные в результате осмотра, согласно консультации, опубликованной в «Бюллетене строительной техники» №10 за 1961 год и приложенной к данному выпуску.

2. Настоящие чертежи усиления балок не предусматривают отклонений от типовых чертежей серии ПК-01-05 в части опалубочных размеров, марки бетона, расположения закладных частей, сколов бетона и т.д. При наличии отклонений конструкция и детали усиления должны решаться в индивидуальном порядке.

3. Конструкция усиления принята в виде шпренгеля на условия восприятия им 45-50% расчетной нагрузки, действующей на балку.

4. Арматура шпренгеля принята из стали марок 25Г2С или 35ГС.

5. Расчетное сопротивление арматуры при расчете на прочность принято 0,8*3400=2720кг/см2.

6. Расчетное сопротивление бетона торца балки при расчете на местное смятие принято 125кг/см2 для бетона марки 200 и 200кг/см2 для бетона марки 300.

7. Предварительное напряжение шпренгеля производится в зависимости от действующей на балку нагрузки в момент усиления.

8. Основным вариантом шпренгеля является вариант с гайками у опор балок. Натяжение при этом производится путем нагрева стержня электротоком или другим способом.

9. Контроль натяжения производится по удлинению шпренгеля.

10. Коротыши с резьбой привариваются к основному стержню стыковой сваркой или ванной сваркой на медной подкладке.

11. Усиление шпренгелем может быть осуществлено также с регулировкой удлинения шпренгеля при помощи муфт, расположенных по середине балки, при этом стержни шпренгеля ввариваются в боковые пластины.

12. Порядок производства работ в основном варианте принят следующим:

• верхняя полка у опор балок скалывается, как указано на чертежах;
• в зазоры между торцами балок (двух смежных пролетов и в торцах балок крайних пролетов) устанавливаются на растворе марки 300 стальные пластины, а зазоры между пластинами и торцами балок заполняются цементным раствором путем инъекцирования или забивки раствора в щели (в этом случае пластины устанавливаются насухо между торцами балок). Кроме того зазор между балками можно предварительно заполнить цементным раствором и забить в него пластину, для чего одна грань последней скошена.
• к пластинам привариваются
• вставляется стержень и производится его предварительная подтяжка с помощью гаек, при этом провисание горизонтального участка шпренгеля должно быть ликвидировано проволочными подвесками, закрепленными к балке;
• нарезанные конца коротышей, выступающие из гаек, закрашиваются;
• производится нагревание стержней и подтягивание гаек одновременно в четырех местах, при этом сумма длин незакрашенных участков резьбы одного стержня должны соответствовать расчетному удлинению. Возможно поочередное подтягивание двух гаек у каждого торца. Запрещается подтягивание гаек на одной боковой стороне балки.
• величина незакрашенного участка резьбы фиксируется актом.

13. Производство работ по дополнительному варианту отличается только тем, что подтягивание производится муфтами (вместо гаек).

14. Организация, производящая работы по усилению балок с применением электронагрева должна разработать мероприятия техники безопасности по защите рабочих от действия электрического тока.

15. После окончания натяжения металлоконструкции окрасить.

Консультация о применении в строительстве типовых сборных железобетонных ненапряженных балок

Сборные железобетонные ненапряженные балки таврового сечения с плоским сварным каркасом без отгибов начали применяться в 1953г. До 1955г. они входили в состав типовых чертежей серии ПК-01-03 выпуск 2, выпущенных на основе проектного предложения института Промстройпроект, а позднее вошли в состав серии ПК-01-05 выпуск 1.

Госстрой СССР приказом №299 от 24.11.1955г. срок применения рабочих чертежей серии ПК-01-05 ограничил 1957 годом, а в декабре 1959 года Госстрой СССР приказом№505 запретил применение балок пролетом 12 и 15м, как менее эффективных по сравнению с предварительно напряженными железобетонными балками.

За истекшие годы балки применялись на многих объектах, они показали свою надежность. имевшие место единичные случаи разрушения смонтированных балок происходили, главным образом, по причине отступления от проекта или некачественного изготовления (низкие марки бетона, плохая анкеровка арматуры, отсутствие приварки анкерных уголков и т.п.)

В 1960-1961г.г. произошло несколько случаев обрушения этих балок в недостроенных цехах при очень низких температурах наружного воздуха (от -30 до -45С). Обрушения произошли из-зи хрупкого разрыва пакета арматуры в месте стыка нижнего стержня с односторонней накладкой поверх пакета.

Скачать ПК-01-05 выпуск 2 «Железобетонные сборные несущие конструкции для покрытий с рулонной кровлей. Усиление балок пролетом 12 и 15м»

2БСП 12-7 АIV по стандарту: Серия 1.462.1-1/88

Стандарт изготовления изделия: Серия 1.462.1-1/88

Балки железобетонные 2БСП 12-7 АIV – железобетонные бруски с предварительным напряжением, используемые в кровельном строительстве зданий с плоской или скатной крышей. Пролет перекрытия достигает 12 метров. Расчетная эквивалентная равномерно-распределенная нагрузка, составляет не менее 850 кгс/кв. м. В расчет также взяты длительно-действующие статические и динамические нагрузки от веса покрытия, снега, веса инженерно-технических коммуникаций, транспортеров и прочих элементов. Балки данной серии относятся к усовершенствованным изделиям, которые учитывают повышенные расчетные сопротивления арматуры. Подобная конструкция способна воспринимать разного рода нагрузки, не теряя устойчивость и несущую способность даже в условиях высокой сейсмической активности (до 9 баллов по шкале Рихтера).

Конструктивно балка представляет собой стержень горизонтальной ориентации двутаврого сечения. Концы балок не имеют углублений и запроектированы с учетом опирания на железобетонные колонны. Минимальная величина опоры составляет 130 мм. Образуемые швы замоноличивают цементным раствором прочности М400.

1. Варианты написания маркировки

Знаки обозначения могут записываться разными вариациями:

1. 2БСП 12-7 АIV;

2. 2БСП 12.7 АIV.

2. Основная сфера применения

Горизонтальные стропильные балки 2БСП 12-7 АIV рекомендованы к установке в зданиях с типовой схемой плоской или малоуклонной кровле. К верхнему поясу балок допускается монтировать пути подвесных подъемно-транспортных кранов, тельферов или иного оборудования грузоподъемностью не более 5 тонн. Их соединение осуществляется посредством стальных подвесок и закладных деталей. Оптимально балки монтировать в отапливаемых зданиях с пролетом до 12 метров.

3. Обозначение маркировки

Маркировочные знаки формируют согласно стандартам действующей Серии 1. 462.1-1/88 и ГОСТ 20372-90. В условное обозначение включают ряд данных, по которым можно легко классифицировать и отсортировать готовые железобетонные изделия. Знаки компонуют буквенно-цифровым шифром и наносят их на торцевую грань бруска черной нестираемой краской.

Структура маркировки 2БСП 12-7 АIV выглядит следующим образом:

1. 2 – порядковый номер балки или типоразмер. Группа 2 относится к зданиям с плоской или скатной (малоуклонной) кровлей.

2. БСП – буквенный индекс, который указывает на тип конструкции. Балка стропильная для зданий с плоской кровлей.

3. 12 – размер перекрытия пролета, указанный в метрах (число округляется до целого числа и записывается для удобства чтения в дециметрах).

4. 7 – номер группы несущей способности балки.

5. АIV – класс напрягаемой арматуры. Стальные канаты класса А-400 с предварительным термическим упрочнением.

К основным знакам обозначения пишут дополнительные данные:

— дату выпуска партии ЖБИ;

— массу конкретного изделия;

— товарный знак производителя.

Технические характеристики балок данного типа:

Длина = 11960;

Ширина = 280;

Высота = 890;

Вес = 4500;

Объем бетона = 1,8;

Геометрический объем = 2,9804.

4. Основные материалы и технологии

Стропильные балки

2БСП 12-7 АIV изготавливают по стандартизированной технологии виброформования в условия специализированного производства. В качестве основных материалов используют высококачественные и плотные бетоны класса прочности на сжатие не менее В50. Для балок, монтируемых на открытом воздухе, производится расчет характеристик бетона по параметрам морозостойкости, водонепроницаемости и трещиностойкости в соответствии с конкретными условиями эксплуатации. Расчетные данные указываются в рабочем проекте. Применяемые бетоны для балок с предварительным напряжением имеют 0,5-часовой предел огнестойкости.

Прочностные показатели балок повышают армированием стальными канатами, изготавливаемые из арматурной стали с предварительным термическим упрочнением класса Ат-400к согласно требованиям стандарта ТУ 12-1-2967-80. Стальные конструкции данного типа стойки к коррозионному растрескиванию.

5. Транспортировка и хранение

Балки 2БСП 12-7 АIV транспортируют автомобильным, железнодорожным или паромным спецтранспортом высокой грузоподъемности. Стержни укладывают по ходу движения транспорта, при этом выполняется обязательная фиксация каждого элемента. Это позволит исключить падение продукции во время перевозки. Балки стоит беречь от ударов, сброса и навала, так как это приводит к неминуемой порче бетонной поверхности. Погрузо-разгрузочный комплекс осуществляется спецтехникой.

Складируют изделия штабелями высотой до 2,5 метров. Слои в пачках должны быть проложены деревянными подкладками толщиной 40 мм и шириной не менее 150 мм. Их располагают строго друг над другом и укладывают ближе к краю. Штабеля располагают таким образом, чтобы имелась возможность захвата и подъема каждой балки. Строповка выполняется специальными грузозахватными механизмами.

Уважаемые покупатели! Сайт носит информационный характер. Указанные на сайте информация не являются публичной офертой (ст.435 ГК РФ). Стоимость и наличие товара просьба уточнять в офисе продаж или по телефону 8 (800) 500-22-52

Балка 2БСП 12-4к7т (Краснодар) — цена

Ссылки на документы: 

Балки железобетонные 2БСП 12-4к7т – железобетонные бруски с предварительным напряжением, используемые в кровельном строительстве зданий с плоской или скатной крышей. Пролет перекрытия достигает 12 метров. Расчетная эквивалентная равномерно-распределенная нагрузка, составляет не менее 850 кгс/кв. м. В расчет также взяты длительно-действующие статические и динамические нагрузки от веса покрытия, снега, веса инженерно-технических коммуникаций, транспортеров и прочих элементов. Балки данной серии относятся к усовершенствованным изделиям, которые учитывают повышенные расчетные сопротивления арматуры. Подобная конструкция способна воспринимать разного рода нагрузки, не теряя устойчивость и несущую способность даже в условиях высокой сейсмической активности (до 9 баллов по шкале Рихтера).Конструктивно балка представляет собой стержень горизонтальной ориентации двутаврого сечения. Концы балок не имеют углублений и запроектированы с учетом опирания на железобетонные колонны. Минимальная величина опоры составляет 130 мм. Образуемые швы замоноличивают цементным раствором прочности М400.

Горизонтальные стропильные балки 2БСП 12-4к7т рекомендованы к установке в зданиях с типовой схемой плоской или малоуклонной кровле. К верхнему поясу балок допускается монтировать пути подвесных подъемно-транспортных кранов, тельферов или иного оборудования грузоподъемностью не более 5 тонн. Их соединение осуществляется посредством стальных подвесок и закладных деталей. Оптимально балки монтировать в отапливаемых зданиях с пролетом до 12 метров.

Балки 2БСП 12-4к7т изготавливаются согласно Серии 1. 462.1-1/88. 

Условные обозначения:

2БСП 12-4к7т :

• 2 – порядковый номер балки или типоразмер. Группа 2 относится к зданиям с плоской или скатной (малоуклонной) кровлей.
• БСП – буквенный индекс, который указывает на тип конструкции. Балка стропильная для зданий с плоской кровлей.
• 12 – размер перекрытия пролета, указанный в метрах (число округляется до целого числа и записывается для удобства чтения в дециметрах).
• 4 – номер группы несущей способности балки.
• к7-арматурные канаты-спиральные, семипроволочные класса 7;
• т-тип бетона (тяжелый).

Цена: 68 950

Заявка на товар

Оформите заявку на сайте, мы свяжемся с вами в ближайшее время и ответим на все интересующие вопросы (по наличию, срокам поставки, цене, кредитованию, специальным предложениям)

Заявка на товар

Железобетонные балки Серия 3.006.1-8

Сборные железобетонные балки перекрытий Серии 3.006.1-8 используются при строительстве каналов и тоннелей, прокладываемых как внутри, так и снаружи зданий промышленного, гражданского и жилищного назначения. Данные каналы и тоннели служат для прокладки различных коммуникационных сетей. Балки создают герметичное пространство в канале и служат для защиты конструкции от обвалов грунта и попадания внутрь влаги и загрязнений.

Сфера применения

Сборные железобетонные балки Серии 3. 006.1-8 используются для перекрытия камер и каналов, которые состоят более чем из двух лотков. На стык лотков укладывается железобетонная балка, поверх нее укладывается плита перекрытия ПО. Поверх плиты устанавливают кольца, образующие шахту камеры. Основное назначение балок – создание инженерного сооружения, пригодного для осмотра и обслуживания коммуникаций и сетей, расположенных в каналах и тоннелях. Изделия данной Серии 3.006.1-8 устойчивы к агрессивным газообразным средам, не реагируют на температурные перепады и сохраняют стабильность в зонах с сейсмической активностью. Стоит отметить, что применение железобетонных балок возможно при заглублении верха камеры перекрытия как минимум на 300 мм.

Маркировка изделий

Условное обозначение состоит из буквенно-цифровой группы. Для примера возьмем железобетонную балку маркировки Б-6, где Б — тип изделия — балка перекрытия, а цифра 6 — типоразмер.

Технические характеристики

При изготовлении сборных железобетонных балок используется тяжелый бетон класса В25 (М350) — В30 (М400). Для обеспечения высокого уровня морозостойкости (F150 и выше) и водонепроницаемости (W4 и выше) в бетонную смесь добавляют специальные присадки. Расчетная вертикальная нагрузка для железобетонной балки Серии 3.006.1-8 равна 8 тс/м3. Для повышения параметров жесткости и прочности в конструкцию балок закладывают пространственные каркасы. Эти каркасы собирают из специальных армирующих сеток, соединенных при помощи контактной точечной сварки.

Для изготовления сеток чаще всего используют горячекатную упрочненную стальную арматуру класса А-I и A-III. Длина прутков арматурной сетки составляет 280 мм, а диаметр — 6 мм. Все арматурные и закладные детали в обязательном порядке обрабатываются антикоррозийным покрытием. Благодаря армирующим сеткам исключается возможность появления трещин в структуре и на поверхности железобетонных балок во время процесса производства и последующей эксплуатации.

 

Железобетонные балки перекрытия Серии 3.006.1-8 изготавливаются методом вибропрессования. Данный метод позволяет максимально уплотнить бетонную смесь и получить высокопрочное железобетонное изделие, способное вынести значительные сдавливающие нагрузки.

 

Контроль качества изделий

Наряду с другими железобетонными изделиями, сборные балки перекрытий должны соответствовать требованиям качества, установленными ГОСТом. Допустимая ширина трещин на поверхности балок не должна превышать 0.1 мм. Не допускается наличие обнаженной арматуры, ржавых или жировых пятен. Отклонения по длине не должны превышать 10 мм, по ширине — 5 мм. Максимально допустимое отклонение по прямолинейности составляет 15 мм. Толщина защитного слоя бетона до арматуры должна составлять 15-20 мм.

На приемо-сдаточных испытаниях проводится контроль по следующим факторам:

• проверка бетона на сжатие
• проверка отпускной прочности бетона
• проверка наличия и соотношения закладных и арматурных изделий
• проверка точности геометрических показателей
• проверка толщины защитного слоя бетона до арматуры
• проверка ширины раскрытия усадочных трещин
• проверка антикоррозийной и гидрофобной защиты

Особым условием пригодности любого железобетонного изделия для дальнейшей эксплуатации является наличие технического паспорта (сертификата качества). В нем указывается вся информация о готовом изделии, технические параметры, дата производства, маркировочная формула, морозостойкость и водонепроницаемость. Кроме этого, наличие технического паспорта является обязательным условием при транспортировке и хранении изделия. Помимо этого на боковую поверхность балок всегда наносятся маркировочные знаки.

Хранение и транспортировка

Хранение железобетонных балок должно осуществляться в горизонтальном положении штабелями не более двух метров в высоту. Каждую балку необходимо прокладывать деревянными брусьями толщиной не менее 40 мм, располагая их на расстоянии не более 400 — 500 мм от торца изделия. Поверхность, на которой будут временно храниться балки, должна быть тщательно выровнена во избежание появления трещин на изделиях. Сортировку следует производить по маркам и партиям изделий.

При перевозке железобетонные балки необходимо надежно закрепить чтобы предотвратить их падение или смещение. Погрузка и разгрузка железобетонных изделий должна выполняться только с помощью крана и под руководством опытных такелажников. Важно, чтобы при транспортировке и погрузочно-разгрузочных работах изделия не подвергались излишним механическим нагрузкам.

Компания «ДСК-Столица» занимается доставкой железобетонных изделий точно в срок и только посредством квалифицированных транспортных компаний.

Заходите, выбирайте и заказывайте!

Балка Б1

RUB

Цена:

дог.

в т.ч. НДС

Длина: 3200 мм Ширина: 250 мм Высота: 500 мм Вес: 1000 кг Объем: 0,40 м/куб Заказать Доставка: Организуем доставку Оплата: Наличный и безналичный расчет

Позвонить нам:

Написать нам:

Серия ИС 01-04
Балки Б 1 – это один из неотъемлемых элементов сборки подземных железобетонных каналов и лотковых тоннелей. Эти изделия выпускаются наподобие вытянутого сплошного бетонного бруса, имеющего сечение в виде прямоугольника со сторонами 250 на 500 мм. Несущие балки лотков являются обязательной составляющей при обустройстве скрытых в земле инженерных коммуникаций. 
Б1 расшифровывается как:
1. Б – балка лотков каналов;
2. 1 – разновидность конструкции.
Транспортировка и хранение
С условиями складирования и перевозки крупногабаритных железобетонных балок Б 1 можно ознакомитьсяв техническом документе Серии ИС 01-04. Хранить такую бетонную армированную продукции рекомендуется в штабелях высотой не более 2 метров. Между ними необходимо прокладывать деревянные брусья с толщиной не менее 40 мм, располагая их с шагом не больше 50 см по всей длине балок.
Купить балку и проконсультироваться по общим вопросам покупки и доставки Вы можете позвонив по телефонам компании ГК «Энергоресурс» : т.: 8-800-775-36-00. Режим работы компании: Пн-Пт с 9-00 до 18-00.

Длина:                        3200 мм
Ширина :                    250 мм
Высота :                     500 мм
Вес:                             1000 кг
Объем:                        0,40 м/куб

Доставляем железобетонную продукцию на объект Заказчика в Сибирском Федеральном округе.

В том числе: Новосибирск, Новокузнецк, Кемерово,Томск,Омск, Красноярск, Бийск, Барнаул, Абакан,Чита, Иркутск, Улан-Удэ.

Авто доставку осуществляем длинномерами грузоподъемностью 20т, самогрузами 5-10-20 т., железнодорожная доставка .

По данному госту также производятся следующие продукты:

виды, расчёт и стандартные размеры

В современном строительстве применяется довольно большое количество материалов высокого качества. Наиболее востребованными являются те, с помощью которых можно максимально быстро построить какое-либо сооружение. Железобетонные балки перекрытия — это конструкции, усиленные металлической арматурой. Железо применяется, чтобы увеличить показатели прочности здания. На стройплощадку ЖБ балки доставляются уже в готовом виде.

Назначение конструкций

ЖБИ балки разных размеров применяют для возведения большинства многоэтажных зданий. Такие конструкции сегодня являются наиболее популярным типом опор. С их помощью можно создать максимально правильное и равномерное распределение всех возможных нагрузок. Это позволяет обеспечить большой срок эксплуатации и надёжность строения.

Современные запросы строительства зачастую направлены на монолитные конструкции. Они необходимы для укладки плит, имеющих различную конфигурацию и размеры. Перекрытия бывают ребристыми и гладкими.

У таких конструкций есть и серьёзный недостаток — большой вес. Поэтому их применяют обычно только в масштабных проектах. Такой минус зачастую влечёт за собой огромные затраты на строительство качественного и прочного фундамента. А также при возведении сооружений приходится использовать многотонные краны. Привлечение специализированной техники значительно увеличивает расходы, но это позволяет максимально быстро завершить строительство.

Основное требование, которое предъявляется железобетонным конструкциям, это высокие показатели несущей способности. Конкретные условия стройплощадки обуславливают размеры и технические характеристики балки.

Виды и типы

Железобетонные конструкции могут быть нескольких видов. Подразделяется этот материал исходя из способа производства, области применения, а также типа конструкции.

По способу производства классификация следующая:

1. Железобетонные сборные балки, которые производятся в заводских условиях. Они всегда имеют прямоугольное или же тавровое сечение.
2. Бетонные балки, которые создаются прямо на строительной площадке. Их применяют для усиления монолитной конструкции.
3. Сборно-монолитные. Они имеют характеристики и первого, и второго типа.

По типу конструкции ЖБИ могут быть обычными, решетчатыми, односкатными, стропильными с рельсовыми креплениями. Сборные изделия бывают как ломаными, так и криволинейными. В основном их используют для строительства крепких пролётов, которые способны переносить большие нагрузки. Зачастую это цеха, где присутствует крановая спецтехника.

В различных сферах применяют разные элементы:

1. Двутавровые. Используют для возведения крупных жилых зданий и промышленных сооружений. Такие перекрытия очень дорогие, но и прочностные характеристики у них на высоком уровне.
2. Обвязочные. Их применяют только для перемычек.
3. Подкрановые. Устанавливаются под подъёмные краны.
4. Решетчатые. Используют при возведении эстакад.
5. Стропильные. Необходимы для сооружения кровли в одноэтажных промышленных зданиях.
6. Фундаментные. Из них создаётся ленточный фундамент.

Существует много видов ЖБИ перекрытий, но зачастую применяют только стандартные и трапециевидные. Оба этих типа позволяют очень надёжно укрепить всю конструкцию.

ГОСТ и размеры

Параметры конструкции почти никак не зависят от того, для чего применяются железобетонные перекрытия (для строительства промышленных объектов или для возведения жилых зданий). Главное условие заключается в том, что размеры ЖБИ конструкции должны в точности соответствовать всем нормам, которые определены в ГОСТе. К изделиям предъявляется несколько основных требований:

1. Длину необходимо выбирать так, чтобы конец не заходил внахлёст на несущую стену. Величина подбирается по-другому. Размер должен быть на 400 мм больше, чем длина пролёта. Также изделие должно заходить на опорные элементы (с каждой стороны на 200 мм).
2. Не стоит приобретать опорные элементы с запасом габаритов. В соответствии с ГОСТ, во время строительства объектов любого назначения высота железобетонных перекрытий должна равняться 5% их общей длины.
3. Ширина должна составлять 5/7 от высоты. Обычно так делается на производствах.
4. Для строительства жилого фонда зачастую применяется изделия, длина которых составляет 6000 мм, ширина — 200 мм, высота — 300 мм.

Более точный выбор делается во время учёта конкретного типа будущей конструкции. Например, это может быть цоколь или чердак.

Серия и маркировка

Законодательство однозначно определяет серии и маркировку абсолютно всех железобетонных балок. Эти обозначения являются обязательными к нанесению на готовый продукт. Эта информация может указываться в сопроводительной документации. Зачастую для сооружения каркаса применяют бетонные профили с прямоугольным сечением. Они имеют маркировку Р.

У однополочных типов конструкции стоит обозначение РО. При заказе двухполочного бетонного элемента маркировка на изделии или в техническом паспорте должна иметь вид РД. Если конструктивное решение не предусматривает наличия полки, то такая продукция обозначается буквами РБ. Для создания железобетонного балкона применяют балки, имеющие маркировку РКП.

Современные изделия отличаются между собой по типу, размеру и форме. Самыми популярными на сегодняшний день являются конструкции, предназначенные для создания фундамента и стропильной системы. Стропильная балка нужна для возведения крыши. Любые виды и типы железобетонных изделий имеют высокие эксплуатационные показатели, огнестойкость. Они не требуют особого ухода, а также ЖБИ относительно просто устанавливать.

Расчёт сечения

Чтобы произвести расчёт железобетонной балки, нужно учитывать технические характеристики не только изделия, но и возводимой конструкции. Основными показателями, на которые в любом случае обращается внимание, являются высота, ширина и сечение. Алгоритм расчёта ЖБ балки состоит из таких пунктов:

1. Сначала замеряется пролёт балки.
2. Затем рассчитываются прочностные характеристики изделия.
3. Определяется подходящая высота ЖБИ.
4. Подсчитываются все высоты участка бетонирования.
5. Выявляются значения максимального момента.
6. Составляется формула, показывающая расчётные нагрузки на здание.

Эти характеристики являются основополагающими при выборе железобетонных конструкций подходящего размера. Балки прямоугольной формы применяются в качестве опор во многих сооружениях и зданиях любого назначения. Их сечения выбирается исходя из высоты будущей конструкции.

На стройплощадке монтаж зачастую происходит параллельно со стенами. Так гораздо проще сформировать задание. Все нагрузки идут не на торцевую часть, а на верхнюю, что позволяет значительно увеличить прочность и стойкость сооружения

Монтаж ЖБ изделий

Выполнение монтажа и крепежа железобетонной продукции не требует особых навыков. Необходимо лишь правильно и прочно зафиксировать ЖБИ. Для этого нужно понимать и знать особенности конкретного сооружения.

Размеры балок напрямую зависят от пролётов, а также нагрузок, которые они будут испытывать после монтажа. Но сначала следует изготовить опалубку. Для дна необходимо брать щит из досок, а для боков подойдёт толстая фанера.

Чтобы после застывания бетона опалубку было проще снять, внутренние боковые стенки следует обить рубероидом или полиэтиленом. Всю конструкцию обязательно нужно максимально качественно укрепить. Это не позволит залитому бетону выдавить доски, что приведёт к необходимости переделывать всю работу. Следующим шагом будет изготовление каркаса из арматуры.

Длина пролёта обуславливает наличие только нижнего или же верхнего и нижнего каркаса. Конструкция, находящаяся снизу, должна быть уложена на 30 мм выше дна опалубки. Это позволит бетону заполнить полностью всю полость.

Минимальная толщина арматуры составляет 10 мм. Она не должна разделяться по всей длине перекрытия, так как на каркас воздействует нагрузка на растяжение. Конструкция должна быть сварена или связана катанкой. После обустройства этого элемента можно начинать бетонировать.

Бетонная смесь делается в такой пропорции:

• 1 часть цемента;
• 2 части песка;
• 4 части мелкого щебня;
• количество воды добавляется по необходимости.

После заливки опалубки бетон следует тщательно утрамбовать с помощью специального вибратора. Загружать раствор нужно без перерыва, чтобы он не успел схватиться до полной закладки. Минимальное время застывания составляет 14 дней.

Железобетонная балка — обзор

17.4.2 Усталость под действием силы сдвига

Когда железобетонная балка без арматуры стенок многократно нагружается и усталостное разрушение происходит в виде наклонной трещины, в которой преобладает сила сдвига (Глава 14) величина поперечной силы (Vuf) составляет около 60% от таковой при монотонном нагружении ( V _u ) [17-15].

Что касается балки из железобетона или частично предварительно напряженного бетона с армированием стенок, сила сдвига (Vcrf) при появлении наклонной трещины при повторной нагрузке также меньше, чем при монотонной нагрузке ( V _cr ). Отношение Vcrf / Vcr в основном зависит от усталостной прочности бетона на растяжение (ftf / ft), которая уменьшается с увеличением повторяющегося времени нагружения или усталостной долговечности ( N ). Напряжение арматуры стенки в балке достаточно низкое до появления наклонной трещины, поэтому армирование стенки слабо влияет на замедление растрескивания бетона.

Результаты испытания на усталость частично предварительно напряженной бетонной балки с преобладающей силой сдвига показаны на рис. 17-15, а сечение, материал и предварительное напряжение использованного образца такие же, как и у предыдущего (рис.17-13). Когда образец нагружается первым до V = 0,58 V _u , где V _u — предельное усилие сдвига того же образца при монотонном нагружении, на участке сдвига появляется наклонная трещина. (ближний конец луча). Затем образец выгружается и снова нагружается повторно 2,81 × 10 ⁶ раз в диапазоне от нижней до верхней границы, что соответствует соответственно V _min = 0,071 V _u и V _max = 0 . 39 В _и . После этого верхняя граница повторной нагрузки увеличивается до V _max = 0,58 V _u , и образец выходит из строя с критической наклонной трещиной после повторения нагрузки 1,34 × 10 ⁶ раз и стремя утомлено и сломано. Общее время повторения нагрузки составляет 4,15 × 10 ⁶ .

РИС. 17-15. Испытание на усталость частично предварительно напряженной бетонной балки в наклонной трещине не удалось [17-18]

Когда балка нагружается первой, растягивающее напряжение хомута составляет только σ _sv <30 Н / мм ² и наибольшая сила сдвига переносится бетоном до появления наклонной трещины, но растягивающее напряжение, очевидно, возрастает, и доля сдвигающей силы, переносимой бетоном, соответственно уменьшается после образования наклонной трещины.Кроме того, растягивающее напряжение каждого хомута ( σ _sv , рис. 17-15) в пределах пролета сдвига значительно варьируется в зависимости от расположения, расстояния от наклонной трещины и ширины трещины поблизости. Наклонная трещина не закрывается после полной разгрузки ( V = 0), а остаточное напряжение стремени составляет 30–60 Н / мм ² .

Когда балка нагружается повторно с одинаковой амплитудой, напряжение хомута ( σ _sv ) и ширина наклонной трещины ( w _max ) под верхней границей нагрузки (или V _max ) аналогичным образом изменяются в зависимости от остаточного напряжения и ширины трещины ниже нижней границы (или V _min ).Очевидно, что они увеличиваются на ранней стадии (меньше n ), но в дальнейшем имеют тенденцию постепенно стабилизироваться. Однако, если верхняя граница повторяющейся нагрузки увеличивается позже, напряжение, наклонная трещина и деформация балки немедленно увеличиваются и также имеют тенденцию к стабилизации в дальнейшем.

Наконец, усталостное разрушение балки происходит внезапно после повторения нагрузки Н раз с верхним пределом или пределом выносливости (Vmax = Vuf). Однако существует две категории разрушения балки с критической наклонной трещиной.Обычно одно из хомутов, пересекающихся с наклонной трещиной, ломается первым в результате усталости, и внезапно возникает большая ширина трещины и повышенное напряжение в соседних хомутах. После этого соседние хомуты последовательно ломаются, наклонная трещина расширяется и распространяется как вверх, так и вниз, а зона сжатия на секции постепенно уменьшается по мере повторения нагрузки. Наконец, балка выходит из строя вскоре после того, как бетон в зоне сжатия достигает усталостной прочности под действием сжимающих и касательных напряжений вместе.Другая категория усталостного разрушения обычно возникает у балки с меньшим содержанием арматуры. Продольная арматура балки разрушается в результате усталости под действием растягивающего напряжения и действия дюбеля (напряжения сдвига) после того, как сначала сломается хомут и наклонная трещина расширяется. Это приводит к окончательному разрушению балки, но явных признаков разрушения в зоне сжатия бетона не обнаруживается.

Связь между пределом усталости сопротивления сдвигу (S = Vuf / Vu) и усталостной долговечностью ( N ) частично предварительно напряженной бетонной балки показана на рис.17-16, где V _u — предел прочности балки на сдвиг при монотонной нагрузке.

РИС. 17-16. S — N Диаграмма прочности на сдвиг для частично предварительно напряженной бетонной балки [17-18]

Обычно сначала проектируется конструктивный элемент, на который преобладает сила сдвига и на который действует повторяющаяся нагрузка, и определяются размер сечения, арматура и скоба для обеспечения предела прочности, следуя методу предельного состояния (глава 14).После этого проверяется усталостное сопротивление балки сдвигу, и могут использоваться различные принципы и методы расчета.

Значения повторных нагрузок. То же, что используется для проверки усталостной прочности на изгиб (раздел 17.4.1).

Требование к проверке. Если возникновение наклонной трещины не допускается для предварительно напряженного бетонного элемента, максимальное главное (растягивающее) напряжение бетона при максимальной повторяющейся нагрузке должно удовлетворять:

(17-6) σc1f≤ftf.

Поскольку растрескивание бетона допускается для железобетонного элемента под эксплуатационной нагрузкой, номинальное напряжение сдвига (υf) в зоне изгибного растяжения рассчитывается по распределению напряжений в сечении (Рис. 14-15, Раздел 14.3.3 [14- 15] 14.3.3) также является основным растягивающим напряжением бетона ( σ ₁ ). Усталостная прочность хомута не требуется проверять для балки, если напряжение сдвига при повторяющейся нагрузке составляет

(17-7) υf≤0,6 футс.

Однако, если напряжение сдвига υf> 0.6ftf существует в обеих концевых частях элемента, необходимо проверить усталостную прочность хомута и изогнутой арматуры.

Расчет напряжения при усталостной нагрузке. Обычно для расчета используется упрощенная формула, основанная на модели балки или фермы (см. Раздел 14.3.3), но в конструктивных нормах различных стран предусмотрены разные формулы.

Прочность на сдвиг железобетонных балок Часть 3-Испытания удерживаемых балок с арматурой стенок

Название: Прочность железобетонных балок на сдвиг Часть 3-Испытания удерживаемых балок с армированием стенок

Автор (ы): Р.К. Элстнер, К. Г. Муди, И. М. Вист и Э. Хогнестад

Публикация: Journal Proceedings

Объем: 51

Выпуск: 2

Отображается на страницах: 525-539

Ключевые слова: Ключевые слова отсутствуют

Дата: 01.02.1955

Резюме:
Представлены результаты испытаний 35 удерживаемых балок с армированием стенок. Испытания проводились в трех сериях: первая, состоящая из 22 прямоугольных балок и двух тавровых балок, была проведена в качестве основной серии испытаний, предназначенных для исследования эффектов различной величины и наклона арматуры стенки, вторая, состоящая из восьми прямоугольных балок, была проведена для исследовать эффект увеличения глубины балки, а третья, состоящая из трех прямоугольных балок, была сделана для исследования эффекта уменьшения отношения пролета сдвига к эффективной глубине балки. Балки были испытаны с одной сосредоточенной нагрузкой на каждом свесе и одной или двумя сосредоточенными нагрузками в пролете.Во всех балках образовалось несколько диагональных трещин растяжения в областях максимального сдвига. Одна балка не выдержала изгиба, а остальные балки не выдержали сдвига. Было установлено, что величина растрескивающей нагрузки в первую очередь зависит от размеров поперечного сечения и прочности бетона. Все балки были способны выдерживать значительно большие нагрузки, чем нагрузки при растрескивании. Окончательное разрушение при сдвиге произошло в результате разрушения зоны сжатия бетона на участке. опора или несущий блок. Величина разрушающей нагрузки явно зависела от количества и типа арматуры.

Влияние предварительного напряжения на реакцию бетонных балок на кручение

Название: Влияние предварительного напряжения на реакцию бетонных балок на кручение
Дата: Май-июнь 1978 г.
Том: 23
Выпуск: 3
Номер страницы: 54-73
Автор (ы) ): Денис Митчелл, Майкл П. Коллинз
https://doi.org/10.15554/pcij.05011978.54.73

Щелкните здесь, чтобы просмотреть всю статью журнала

Аннотация

Основываясь на экспериментальных наблюдениях и теоретических предсказаниях, авторы описывают влияние предварительного напряжения на крутильную реакцию бетонных балок.Была испытана серия из шести балок с одинаковым количеством арматуры обруча, но с различным количеством продольной стали. Теоретические предсказания теории поля сжатия сравниваются с расчетными уравнениями Зиа и Макги и с экспериментальными результатами.

Список литературы

1. Митчелл Д. и Коллинз М. П. «Теория поля диагонального сжатия — рациональная модель конструкционного бетона при чистом кручении», журнал ACI, т. 11, № 8, август 1974 г., стр. 396-408.

2. Зия П. и Макги У. Д. «Расчет на кручение предварительно напряженного бетона», PCI JOURNAL, т. 19, № 2, март-апрель 1974 г., стр. 46-65.

3. Комитет 318 ACI, «Требования строительных норм для железобетона (ACI 318-71)», Американский институт бетона, Детройт, 1971, стр. 72.

4. Сюй, Т. Т. К., «Поведение железобетонных прямоугольных элементов при кручении конструкционного бетона», кручение конструкционного бетона, SP-18, Американский институт бетона, Детройт, 1968, стр.261-306.

5. Ламперт П. и Турлиманн Б. «Torsionsversuche an Stahlbetonbalken (Испытания на кручение железобетонных балок)», Bericht № 6506-2, Institut fur Baustatik, ETH, Цюрих, Швейцария, июнь 1968 г. , стр. 101.

6. Ламперт П., Лючингер П. и Турлиманн Б., «Torsionsversuche an Stahl-und Spannbetonbalken (Испытания на кручение железобетонных и предварительно напряженных бетонных балок)», Bericht № 6506-4, Institut fiir Baustatik, ETH , Цюрих, Швейцария, февраль 1971 г., 99 стр.

7. Митчелл, Д., Коллинз, М. П., «Поведение структурных бетонных балок при чистом кручении», Университет Торонто, факультет гражданского строительства, публикация 74-06, март 1974 г., 88 стр. Плюс приложения.

Прогнозирование циклического поведения железобетонных балок

Аннотация

Исследовано влияние ширины балки на циклическое поведение железобетонных соединений балка-колонна. Новая процедура, которая учитывает влияние прочности, жесткости и нагрузки элемента на циклические характеристики, разработана для прогнозирования количества циклов до отказа и способности рассеивания энергии за цикл с точки зрения конструкции балки и параметров нагрузки.Параметрическое исследование выполняется для количественной оценки и оценки влияния изменений прочности на изгиб и сдвиг, а также геометрии на прогнозируемое количество циклов до разрушения. Четыре слегка армированных бетонных консольных балки, представляющие собой внешние соединения балки с колонной в устойчивой к моменту раме, были протестированы и сравнены с предыдущими испытаниями, чтобы оценить влияние ширины балки на реакцию элемента при сильной циклической нагрузке. Габаритные размеры образцов и расчетная прочность колонн были идентичны.Коэффициент усиления при изгибе балок составлял 0,34 или 0,51%, а максимальное приложенное напряжение сдвига варьировалось от 64 до 105 фунтов на квадратный дюйм. Отношение положительного к отрицательному моменту балки арматуры на поверхности колонны было 0,5 или 1,0. Размер и расстояние поперечной арматуры не различались между образцами и обеспечивали номинальную способность на сдвиг скобу 79 фунтов на квадратный дюйм. Номинальная прочность бетона составляла 4000 фунтов на квадратный дюйм. Отношение ширины луча к эффективной глубине оставалось постоянным на уровне 0,95. Реакция образца оценивается на основе количества циклов до отказа, способности рассеивания энергии и индекса рассеяния энергии D ;. Результаты испытаний текущего исследования сравниваются с результатами предыдущих исследований для узких балок, изготовленных с той же арматурой и подвергнутых той же истории нагружения. Рациональная процедура, основанная на физической интерпретации отклика гистерезиса прогиба и нагрузки железобетонных балок, разработана для прогнозирования количества циклов до отказа и способности рассеивания энергии за цикл с точки зрения конструкции балки и параметров нагрузки. Параметрическое исследование проводится для оценки влияния изменения прочности на изгиб и сдвиг, а также геометрии на предполагаемое количество циклов до разрушения.На основании отклика балок, исследованных в текущем исследовании, увеличение отношения усиления с положительным и отрицательным моментом приводит к увеличению рассеиваемой энергии. Для широких балок с той же геометрией и арматурой на изгиб и сдвиг увеличение коэффициента пластичности при сжатии уменьшает количество циклов до разрушения и способность к рассеянию энергии. Сравнение результатов испытаний с широким и узким лучом показывает, что увеличение ширины увеличивает количество циклов до отказа и способность рассеивать энергию.Увеличение прогнозируемого числа циклов до разрушения достигается за счет 1) уменьшения максимального приложенного напряжения сдвига и среднеквадратичного коэффициента пластичности смещения, и 2) увеличения номинальной прочности хомута, отношения положительного момента к отрицательному. армирования и отношения ширины балки к шагу хомутов. Результаты параметрического исследования показывают, что для балки, использованной в тематическом исследовании, наименьшее улучшение циклических характеристик достигается за счет увеличения прочности бетона.Наиболее эффективным средством увеличения циклической производительности является увеличение количества положительного усиления момента в шарнирных областях.

Цитата

Хэнкс, Д.Л., Дарвин, Д., МакКейб, С.Л., «Прогнозирование циклического поведения железобетонных балок», Отчет SM № 33, исследовательский грант PFR 79-24696, Национальный научный фонд, март 1993 г. , 250 стр.

Экспериментальные исследования неразрезных бетонных балок с армированием из стеклопластика

Сплошные балки часто используются в железобетонных конструкциях, подверженных агрессивному воздействию окружающей среды.Использование армирования из армированного волокном полимера (FRP) в этих объектах и ​​средах имеет большое значение, учитывая склонность стальной арматуры к коррозии. Основная цель этих исследований — оценить способность непрерывных балок с армированием из стеклопластика (GFRP) перераспределять внутренние силы как определенный способ пластичности и желаемого поведения железобетонных конструкций. В данной статье представлены результаты экспериментальных исследований семи неразрезных балок на двух пролетах длиной 1850 мм и сечением 150 × 250 мм, на которые действуют сосредоточенные силы в середине пролета до разрушения.Шесть балок были усилены различными продольными GFRP и такими же поперечными усилениями GFRP, и одна усиленная сталью балка была принята в качестве контрольной. Основные варьируемые параметры представляют собой тип арматуры из стеклопластика и соотношение продольной арматуры в середине пролета и средней опоры, то есть перераспределение расчетного момента. Результаты исследования показали, что перераспределение момента в неразрезных балках арматуры из стеклопластика возможно без снижения несущей способности по сравнению с упругим расчетом.Результаты испытаний также были сопоставлены с текущими положениями норм, и они показали, что Американский институт бетона (ACI) 440.1R-15 хорошо спрогнозировал разрушающую нагрузку для непрерывных балок с арматурой из стеклопластика. Напротив, современные нормы проектирования недооценивают прогиб неразрезных балок с арматурой из стеклопластика, особенно для более высоких уровней нагрузки. Следовательно, предлагается модифицированная модель для расчета прогиба.

1. Введение

Для железобетонных конструкций до сих пор используются элементы, армированные стальной арматурой.Поскольку предотвращение коррозии стальной арматуры в железобетонных конструкциях может быть дорогостоящим и очень часто без значительных последствий, внутреннее армирование из стеклопластика в последнее время используется в качестве замены стальной арматуры в железобетонных конструкциях, особенно в агрессивных средах. В настоящее время существует значительное количество конструкций, таких как гаражи, мосты, подпорные стены, резервуары и морские объекты, в которых армирование FRP успешно применяется в конструктивных элементах ЖБИ. Непрерывные бетонные балки обычно используются в некоторых из этих конструкций, особенно в мостах, путепроводах, морских сооружениях и гаражах.Кроме того, непрерывные балки с армированием из стеклопластика также могут найти свое применение в помещениях с оборудованием для магнитного сканирования, лабораториях, башнях аэропортов и кабинетах МРТ в больницах и других учреждениях с оборудованием, требующим электрической и магнитной нейтральности, где присутствие стальной арматуры может иметь неблагоприятные последствия. влияет на удобство использования устройств в этих учреждениях.

Из-за различных механических и деформационных характеристик арматуры из стеклопластика, таких как высокая прочность на разрыв и низкий модуль упругости, поведение железобетонных элементов значительно отличается от поведения железобетонных элементов со стальной арматурой. Что касается того факта, что арматура из стеклопластика демонстрирует линейное упругое поведение до разрушения, что означает отсутствие нелинейности материала, возникает вопрос о способности этого материала в сочетании с бетоном осуществлять перераспределение нагрузки в статически неопределимых конструкциях [1]. Что касается значительного вклада упругого перераспределения в непрерывных ж / б балках со стальной арматурой [2], ожидается, что непрерывные балки с арматурой FRP дают определенную возможность перераспределить внутреннюю силу.Перераспределение внутренних сил ожидается в результате развития трещин и принятой в них арматуры [1, 3]. Другими словами, рассматривается одна из основных характеристик пластичности — изменение жесткости без потери прочности сечения [4].

2. Предпосылки

На данный момент были проведены тщательные теоретические и экспериментальные исследования простых опорных балок с арматурой FRP, чтобы оценить поведение в отношении режимов разрушения, несущей способности, прогиба и трещин [5–13] . Таким образом, положения определенных правил основаны на выводах, сделанных для балок с простой опорой. Предлагается большое количество формул и уравнений для определения реакции элементов с арматурой FRP в условиях рабочей нагрузки, особенно когда речь идет о прогибе (Тутанжи и Саафи [7], Йост и др. [8], Бишофф и Гросс [9], Мусави и Исфахани [10] и Джу и др. [11]).

Определенные экспериментальные и теоретические исследования проводились также на непрерывных балках с армированием из стеклопластика [1, 3, 4, 14–22], но не в такой степени, как они проводились на простых балках.Мостофинежад [4] провел исследования двух неразрезных балок со стальной арматурой и восьми недоармированных и чрезмерно армированных неразрезных балок с армированием из углепластика. Эти исследования показали, что перераспределение момента в непрерывных балках с армированием из стеклопластика возможно, хотя и в меньшей степени, чем в балках, армированных сталью. Чрезмерно армированные балки с армированием из стеклопластика удовлетворяют требованиям эксплуатационной пригодности, в то время как недостаточно армированные балки, рассчитанные на отказ от стержней из стеклопластика, обычно не удовлетворяют этим условиям. Кроме того, чрезмерно усиленные неразрезные балки демонстрируют значительные деформации до разрушения, что было определено как отличительный способ пластичности. Grace et al. [14] исследовали поведение и пластичность непрерывных балок Т-образного поперечного сечения, усиленных различными типами продольной и поперечной арматуры FRP (GFRP и CFRP). Это было указано на различных режимах разрушения и пластичности балки с арматурой FRP по отношению к балкам со стальной арматурой. Был также сделан вывод, что использование стремена из стеклопластика увеличивает деформации сдвига.В результате общие деформации увеличиваются в середине пролета неразрезных балок. Эль-Моги и др. [1] провели исследования четырех непрерывных балок прямоугольного сечения с GFRP, CFRP и стальной арматурой, варьируя соотношение продольной арматуры в середине пролета и в средней опоре. Был сделан вывод, что неразрезные балки с армированием из стеклопластика способны перераспределять моменты от средней опоры к середине пролета 23% в отношении анализа упругости, аналогично тому факту, что они не оказывают неблагоприятного воздействия на характеристики балки, ни при рабочих нагрузках. , ни при отказе нагрузки.Более того, был сделан вывод, что увеличение арматуры в середине пролета неразрезных балок по сравнению с сечением в средней опоре положительно влияет на увеличение несущей способности балок, уменьшение прогибов и замедление распространения трещин в балках. середина пролета. Хабиб и Ашур [15] заметили признаки перераспределения момента внутри усиленных балок в нижней зоне в середине пролета, во время экспериментальных исследований на трех непрерывных балках с различными комбинациями продольной арматуры из стеклопластика в середине пролета и в средней опоре.В качестве ключевого фактора увеличения несущей способности и ограничения прогиба и распространения трещин было отмечено увеличение арматуры в нижней зоне промежуточного пролета. В рамках тех же экспериментальных исследований, Ашур и Хабиб [16] провели исследование трех непрерывных балок с армированием из углепластика, спроектированных с различными конфигурациями арматуры вдоль балки, чтобы испытать отказ от стержней из углепластика. Непереносимые широкие трещины на средней опоре были замечены во всех балках в результате отсоединения стержней из углепластика от бетона.Был сделан вывод, что основным параметром увеличения несущей способности непрерывных балок было количество арматуры углепластика в нижней зоне в середине пролета. Другие недавние исследования непрерывных балок [3, 17, 18, 20] также указали на важность увеличения арматуры в нижней зоне промежуточного пролета балки в результате перераспределения момента по средней опоре.

Подход, согласно которому в неразрезных балках, армированных арматурой FRP, перераспределение момента в критических сечениях не допускается, может быть консервативным [21].Следовательно, необходимы дополнительные исследования. Для этого необходимо более четко и точно определить влияние соотношения продольной арматуры в середине пролета и средней опоры на поведение неразрезных балок с арматурой FRP. Основная цель этих исследований — рассмотрение поведения непрерывных балок, армированных арматурой из стеклопластика, во время нагружения до разрушения, с различными конфигурациями армирования вдоль балки. Таким образом, в этих экспериментальных исследованиях для одной и той же расчетной разрушающей нагрузки для каждого типа арматуры из стеклопластика использовались три модели с различными конфигурациями арматуры вдоль балки.Экспериментальные результаты обсуждаются и оцениваются на основе режимов разрушения, растрескивания, прогиба, перераспределения момента и деформаций в бетоне и арматуре и сравниваются с прогнозами кода относительно несущей способности и прогиба. На основе экспериментальных результатов предлагается модифицированная модель для лучшего прогнозирования прогиба непрерывных балок с арматурой из стеклопластика.

После обзора литературы был сделан вывод, что в очень небольшом количестве экспериментальных исследований непрерывных балок с продольным армированием из стеклопластика использовалось усиление из стеклопластика для хомутов [3, 14, 22].В исследованиях, проведенных на балках с армированием из стеклопластика, в основном использовалась стальная арматура для хомутов. В этом случае проблема с коррозией железобетонных элементов все еще присутствует, особенно в агрессивных средах. Проблема возрастает, когда известно, что влияние хомутов из стеклопластика и стальных хомутов на поведение балок различно [14]. Что касается ранее упомянутого, в этих экспериментальных исследованиях, помимо продольной арматуры из стеклопластика, она также использовалась для стремена.

3. Экспериментальная программа

Экспериментальная программа состояла из шести неразрезных балок общей длиной 3940 мм, на двух равных пролетах длиной 1850 мм, с прямоугольным поперечным сечением 150 × 250 мм и с продольным и поперечным армированием из стеклопластика. . Кроме того, единственная балка со стальной арматурой была принята как управляющая балка. Все балки были исследованы до разрушения, нагружены сосредоточенными силами в середине обоих пролетов. Балки были разделены на две серии с разными продольными стержнями из стеклопластика, и все они были рассчитаны на одинаковую разрушающую нагрузку. Размеры и геометрия неразрезных балок, а также распределение нагрузок приведены на рисунке 1.

С учетом балок серии 1 продольное армирование балки G1-0 было рассчитано на упругие изгибающие моменты по балке, а усиление балок G1-15 и G1-25 было получено для предполагаемого перераспределения момента при средней поддержке 15% и 25%, соответственно. Для балок G1-15 и G1-25 это означало меньшее количество армирования в средней опоре и большее количество арматуры в середине пролета по сравнению с балкой G1-0.Таким образом, для расчетной разрушающей нагрузки были получены модели с 0% (G1-0), 15% (G1-15) и 25% (G1-25) расчетным перераспределением момента от средней опоры к середине пролета. Коэффициент армирования балки G1-0 на средней опоре был выбран таким образом, чтобы он был примерно в 3 раза выше, чем сбалансированный коэффициент армирования, что соответствует рекомендациям кодексов, согласно которым балки с арматурой FRP должны проектироваться с учетом разрушения бетона при сжатии. Таким образом, после перераспределения момента было предусмотрено, что все поперечные сечения во всех балках Серии 1 были спроектированы так, чтобы иметь коэффициент усиления выше сбалансированного коэффициента усиления.Управляющая балка со стальной арматурой (S1-15) была спроектирована для достижения перераспределения момента 15% от средней опоры к середине пролета. Балки серии 2 были спроектированы так же, как балки серии 1, только с различными типами продольной арматуры из стеклопластика. Также были приняты модели с 0% (G2-0), 15% (G2-15) и 25% (G2-25) перераспределением расчетного момента от средней опоры к середине пролета балки.

Все балки спроектированы в соответствии с ACI 440.1R-15 [23], тогда как CSA S806-12 [24], CNR-DT-203 [25] и EC2-04 [26] использовали в качестве контроля. Для усиления сдвига хомуты из стеклопластика были приняты для балок с продольной арматурой из стеклопластика, аналогично стальным хомутам для балки S1-15 с продольной стальной арматурой. Стремена диаметром 8 мм были приняты на расстоянии 60 мм для внутреннего пролета сдвига и в пространстве 120 мм для внешнего пролета сдвига для всех балок, чтобы предотвратить разрушение балок из-за сдвига. Детали армирования экспериментальных моделей приведены в таблице 1.

fb (%) 9027 / ρ fb Балка День испытаний Верхняя арматура средней опоры Средняя опора-нижняя арматура Прочность бетона на сжатие f 77 арматура EA (кН) Коэффициент усиления (ACI) Продольная арматура EA (кН) Коэффициент усиления (ACI) ρ f (%) ρ f / ρ fb ρ f (%) ρ fb f (%) S1-15 28 2Ø10 + 1Ø12 49526 0 . 82 1,26 0,65 2Ø12 + 1Ø10 54763 0,92 1,31 0,71 42,2 G1-0 0,46 3,01 2 Ø12 + 1 Ø10 13558 1,00 0,57 1,75 42,2 G1-15 30 2Ø10 9027.86 0,53 1,63 2 Ø12 + 1 Ø14 17415 1,19 0,46 2,58 42,2 G1-25 0 0,51 1,44 2 Ø14 + 1 Ø12 18867 1,25 0,45 2,80 42,2 G2-0 28 4 Ø612 11 0,33 3,35 2Ø10 + 2Ø9 10734 0,65 0,29 2,27 50,2 G2-15 29 9027 1 0,33 2,37 2Ø12 + 2Ø9 14182 0,86 0,32 2,69 50,2 G2-25 30 3Ø9 8 0,29 1,70 3Ø12 + 1Ø10 15930 1,10 0,37 3,02 50,2 . Материалы 3.1.1. Армирование В этих экспериментальных исследованиях использовались два типа армирования из стеклопластика: обернутые стержни из стеклопластика с 70% продольных стекловолокон (Е-стекло) в общем объеме, пропитанные ненасыщенной полиэфирной матрицей для серии 1 (обозначена G1), и армирование стеклопластиком 75% продольных стекловолокон (Е-стекло), пропитанных эпоксидной матрицей для серии 2 (обозначено G2).Армирование из стеклопластика с полиэфиром было обернуто стекловолокном, а армирование из стеклопластика с эпоксидной смолой — арматурой (рис. 2). Во всех балках использовались стремена из стеклопластика с полиэстером. По прогнозам производителя арматура из стеклопластика с полиэфирной матрицей имеет номинальный предел прочности на разрыв f = 700 МПа и модуль упругости E = 40000 МПа, в то время как арматура из стеклопластика с эпоксидной матрицей имеет номинальное сопротивление растяжению. прочность f = 1100 МПа и модуль упругости E = 50000 МПа. Чтобы более точно определить перераспределение расчетного момента и обеспечить одинаковую разрушающую нагрузку для балок одной серии, вдоль балки использовались различные диаметры стеклопластика и стальной арматуры. Для каждого диаметра арматуры GFRP были определены реальные площади поперечного сечения стержня, аналогичные эквивалентному диаметру, по крайней мере на пяти образцах длиной 200 мм. Кроме того, для каждого диаметра стержней пять образцов были исследованы на растяжение до разрушения, чтобы определить механические и деформационные характеристики арматуры из стеклопластика, все в соответствии с ACI 440.3Р-12 [27]. Средние значения результатов испытаний приведены в таблице 2. 905 G 9027P -1-Ø83 Диаметр Реальная площадь стержня A (мм 2 ) Предел прочности на разрыв f u (МПа) Предел текучести f y (МПа) Модуль упругости E (МПа) Предельная деформация ε u (‰) 39. 9 714,8 — 42640 16,8 GFRP-1-Ø10 70,6 703,1 — 41300 G0271 G0271 865,9 — 45832 18,9 GFRP-1-Ø14 152,8 813,5 — 44321 18,4 1170,4 — 50235 23,3 GFRP-2-Ø10 61,5 1059,3 — 43734 9027,21 1060,4 — 48182 22,0 Сталь Ø10 78,5 639,5 509,6 188064 2,7 9027 Сталь 622,5 452,7 176835 2,6 a a ε деформация деформации стали y 3. 1.2. Бетон Два спроектированных класса бетона 40 МПа и 45 МПа были использованы в экспериментальных исследованиях для балок серии 1 и серии 2 соответственно, чтобы обеспечить одинаковую разрушающую нагрузку для всех балок.Для каждой серии балок прочность бетона на сжатие через 28 дней была получена в соответствии с исследованием 8 кубов с кромкой 150 мм, 8 кубов с кромкой 200 мм и 17 цилиндров размером 150/300 мм. Средние значения результатов испытаний прочности бетона на сжатие на цилиндрах 150/300 мм приведены в таблице 1. 3.2. Испытательная установка и приборы Непрерывные балки состояли из двух равных пролетов, размещенных на трех опорах над стальными опорами. Концевые опоры были спроектированы как подвижные в горизонтальном направлении, а средняя опора спроектирована так, чтобы предотвратить горизонтальное перемещение.Экспериментальные модели рассматривались в замкнутом каркасе, состоящем из уникальной системы горизонтальных балок и вертикальных стяжек. Нагрузка размещалась на двух гидравлических прессах, усилием 200 кН, в середине обоих пролетов. Двенадцать электрических тензодатчиков были размещены на арматуре продольного растяжения как в нижней, так и в верхней зонах каждой балки. Также на сжатую арматуру были размещены три тензодатчика по схеме, представленной на рисунке 3. Два тензодатчика были размещены в зоне сжатия неразрезных балок в критических сечениях на расстоянии 1 см от нижнего (у средней опоры), аналогично это на верхнем крае бетона (в середине пролета), чтобы можно было измерить деформации сжатого бетона.Прогибы неразрезных балок по пролету регистрировались преобразователями LVDT точности 1/100 мм и 1/50 мм, которые устанавливались на уровне нижнего края балки. Три преобразователя LVDT были прикреплены к каждому пролету, в середине, в четверти и трех четвертях пролета балки. Для каждого приращения, то есть уровня нагрузки, регистрировали появление и развитие вертикальных и, возможно, сдвиговых трещин вдоль балки. Максимальная ширина нескольких трещин измерялась в критических сечениях, в пролете и в средней опоре с помощью микроскопической лупы (Zeiss) с 0.025 мм точности. Весоизмерительные ячейки были размещены под концевыми опорами, грузоподъемность 100 кН, для измерения концевых реакций. Схема измерительного оборудования неразрезных балок приведена на рисунках 3 и 4. 3.3. Процедура испытаний Нагрузка была приложена к балкам как монотонно статическая растущая нагрузка с приращениями от нуля до разрушения. В начале испытаний нагрузка прикладывалась с шагом примерно 2-3 кН, а после развития первых трещин с шагом 5 кН.Когда было достигнуто примерно 80% расчетной разрушающей нагрузки, снова прикладывалась нагрузка с шагом 2-3 кН. Скорость воздействия нагрузки каждого шага составляла примерно 5 кН / мин. Все электронные данные были собраны в компьютере с использованием регистратора данных. 4. Результаты тестирования 4.1. Виды разрушения Все балки серии 1 и серии 2 были спроектированы таким образом, чтобы выдерживать разрушение бетона при сжатии. Балка S1-15 продемонстрировала типичный пластичный изгиб с высокими значениями деформации и прогиба до разрушения.В средней опоре существующие трещины значительно расширились при разрушении. Сначала в средней опоре уступила растягивающая арматура, а после — растяжимая арматура в середине пролета балки. Разрушение балки G1-0 было вызвано разрушением бетона при сжатии в середине пролета в сочетании со сдвигом, когда одна трещина в пролете по диагонали распространялась в направлении места нагрузки. Это приводит к разрыву стержней из стеклопластика в зоне сжатия из-за эффекта дюбеля и одного хомута из стеклопластика в месте его изгиба.Внутри балки G1-15 разрушение бетона при сжатии произошло в средней опоре, когда одна трещина у опоры по диагонали распространилась в сторону опоры. Разрушение балки Г1-25 возникло одновременно, в средней опоре, где дробление бетона сопровождалось сдвигом, и в середине пролета, где дробление бетона проявилось в виде отслаивания покрытия при продолжении диагональной трещины. это произошло во внешнем пролете сдвига. Режим разрушения балок G2-0 и G2-25 был аналогичным, вызванным разрушением бетона при сжатии в середине пролета в сочетании со сдвигом, когда одна трещина во внутреннем пролете сдвига по диагонали распространялась к месту нагрузки.Разрушение в середине пролета сопровождалось разрушением бетона в зоне сжатия в средней опоре в пределах обеих балок. В то же время в балке G2-25 раздробление бетона проявилось в виде скола покрытия в середине пролета при продолжении диагональной трещины, возникшей во внешнем пролете сдвига. В балке G2-15 разрушение бетона при сжатии произошло в средней опоре в сочетании со сдвигом с характерным отрывом. Все продольные сжатые и растянутые стержни и хомуты из стеклопластика разорвались на этом участке из-за эффекта дюбеля.Виды разрушения всех балок приведены на рисунке 5. Можно сделать вывод, что все неразрезные балки с арматурой из стеклопластика испытали разрушение бетона при сжатии в сочетании со сдвигом, в то время как балка со стальной арматурой испытала разрушение из-за пластичного изгиба. 4.2. Типы трещин В таблице 3 приведены разрушающие нагрузки, аналогичные нагрузкам при первых трещинах в середине пролета и в средней опоре для всех балок. Видно, что первая трещинная нагрузка была значительно выше в балке S1-15, чем в без исключения балках с арматурой из стеклопластика.Это можно объяснить высоким модулем упругости стальной арматуры по сравнению с арматурой из стеклопластика (в 3,8–4,5 раза выше), что позволяет сделать вывод о том, что момент растрескивания зависит не только от прочности бетона на растяжение, но и от модуля упругости арматуры. . Что касается всех балок с арматурой из стеклопластика, первые трещины в середине пролета и в средней опоре были вертикальными и появлялись почти одновременно при очень одинаковых нагрузках. Причем, особенно для балок серии 1, сразу после появления трещины значительно расширились по высоте и вошли в последнюю четверть высоты сечения, что дополнительно повлияло на снижение жесткости этого сечения. Средний промежуток Правый средний пролет Средняя опора 9027 9027 9027 9027 901 1727 901 1727 151 124.975 существующих трещин в балках серии 1 с арматурой из стеклопластика, стабилизированной при нагрузке, которая соответствует примерно 60% разрушающей нагрузки. Расстояние между трещинами в среднем составляло от 120 до 180 мм и не соответствовало расстоянию между стременами.Видно, что в балках с арматурой из стеклопластика образовалось меньшее количество трещин, чем в балке S1-15 со стальной арматурой, где расстояние между трещинами составляло от 60 до 100 мм во внутреннем пролете, что в основном соответствовало расстоянию между ними. стремена. Это указывало на плохую прочность связи между арматурой GFRP и окружающим бетоном, что привело к появлению большой ширины уже образовавшихся трещин в критических сечениях. Это явление было также зарегистрировано несколькими исследователями, которые исследовали балки с армированием FRP [16].Что касается балок G1-15 и G1-25, это было видимое появление длинных горизонтальных трещин в зоне растяжения при нагрузках, близких к разрушению, что означает, из-за больших прогибов, соскальзывание арматуры с бетона в этой части балки (рис. 5). Что касается балок серии 2, с арматурой из стеклопластика арматурой, то количество трещин было больше при меньшей ширине по сравнению с балками серии 1. Трещины появлялись в области прогиба и в области момента провисания до разрушения, что связано с тем, что максимальное количество из них формировалось до нагрузки, соответствующей примерно 60% отказоустойчивой нагрузки.Развитие трещин при увеличении нагрузки полностью соответствовало принятой арматуре в критических сечениях; т. е. большее количество арматуры соответствовало большему количеству образовавшихся трещин в сечении. Наибольшее количество трещин в средней опоре образовалось в балке G2-0, с чрезвычайно широкой зоной скучивания, в которой появились трещины, из-за наибольшей осевой жесткости арматуры по сравнению с балками G2-15 и G2-25. В середине пролета наибольшее количество трещин с самой широкой зоной провисания появилось в балке G2-25, с наибольшим количеством арматуры в середине пролета.Развитие трещин в балках серии 2 было аналогично тому, что в балке S1-15 и соответствовало пространству между хомутами, что указывает на хорошую прочность сцепления между арматурой из стеклопластика и окружающим бетоном. Более выраженные диагональные трещины при более высоких уровнях нагрузки для балок серии 2, особенно во внутреннем пролете сдвига, по сравнению с балкой S1-15, указывают на увеличение касательных напряжений в балках с арматурой из стеклопластика, что можно напрямую отнести к к использованию хомутов из стеклопластика вместо стальных хомутов. Особенно ярко это проявилось в балке G2-0, в которой из-за большей осевой жесткости арматуры в средней опоре и достижения «противоположного» перераспределения внутренних сил (раздел 4.5) появились более высокие касательные напряжения во внутреннем пролете сдвига, по сравнению с балками G2-15 и G2-25, вызывая большое количество трещин сдвига в области момента скручивания (рис. 5). 4.3. Ширина трещины На рисунках 6 и 7 показано развитие максимальной ширины трещины при изгибе в зависимости от нагрузок для всех балок, в середине пролета и в средней опоре, соответственно.Можно видеть, что балки серии 1 имели большую максимальную ширину трещин при изгибе, чем балки серии 2. Это не только следствие немного более низкого модуля упругости арматуры из стеклопластика, используемой в балках серии 1, но и следствие того, что низкая прочность сцепления этой арматуры из стеклопластика с бетоном. Кроме того, балка S1-15 имела наименьшую ширину трещины по сравнению с балками с арматурой из стеклопластика из-за значительно большего модуля упругости стальной арматуры по сравнению с арматурой из стеклопластика. Однако при более высоких уровнях нагрузки, когда стальная арматура уступила, максимальная ширина трещины была больше в балке S1-15, чем в балках с арматурой из стеклопластика. В середине пролета балок Серии 1 с арматурой из стеклопластика развитие максимальной ширины трещины было в значительной степени выровнено до тех пор, пока нагрузки, которые соответствовали 40% разрушающей нагрузки, независимо от того, что арматура в балка G1-0 имела меньшую жесткость (EA = 13558 кН) по сравнению с усилением балок G1-15 (EA = 17415 кН) и G1-25 (EA = 18867 кН).При разрушении наименьшая максимальная ширина трещины в середине пролета была в балке G1-25 с наибольшим количеством арматуры в середине пролета. В опоре влияние жесткости арматуры было очевидным, а это означает, что меньшая осевая жесткость арматуры в средней опоре приводила к большей ширине трещин в балках. Таким образом, для большинства различных уровней нагрузки наибольшая ширина трещины была в балке G1-25 (EA = 11153 кН), а наименьшая — в балке G1-0 (EA = 20318 кН). В балках серии 2, осевая жесткость арматуры GFRP была четко выражена на максимальной ширине трещин, как в середине пролета, так и в средней опоре.Для начальных уровней нагрузки максимальная ширина трещины в середине пролета была почти одинаковой для всех балок серии 2. Для более высоких уровней нагрузки балка G2-25 показывала наименьшую максимальную ширину трещины с наибольшей осевой жесткостью арматуры в середине пролета (EA = 15930 кН), а балка G2-0 показала наибольшую максимальную ширину трещины с наименьшей осевой жесткостью арматуры в середине пролета (EA = 10734 кН). В средней опоре балка G2-25 показала наибольшую максимальную ширину трещины с наименьшей осевой жесткостью арматуры на опоре (EA = 8033 кН) по сравнению с балками G2-0 (EA = 12482 кН) и G2-15 (EA = 17654 кН). 4.4. Отклик на прогиб На рисунке 8 диаграммы средней нагрузки прогиба для обоих пролетов приведены для всех балок. Отличительной особенностью всех балок является то, что они показали линейное поведение прогиба под нагрузкой до образования трещин. Сразу после появления первой трещины в балках с арматурой из стеклопластика произошло значительное снижение жесткости сечения, которое является результатом низкого модуля упругости арматуры из стеклопластика, и проявилось в резком изменении скорости кривых прогиба. .У балок серии 1 зафиксировано более высокое увеличение прогиба непосредственно перед появлением трещин по сравнению с балками серии 2. В балках серии 1 при том же уровне нагрузки, как и ожидалось, прогиб балок с Арматура из стеклопластика была намного выше, чем в балке С1-15 со стальной арматурой. Это результат большей ширины трещин в балках с арматурой из стеклопластика, т. Е. Меньшей жесткости сечения. При более высоких уровнях нагрузки наибольший прогиб показал балка G1-0 с наименьшей жесткостью арматуры в середине пролета.Балки G1-15 и G1-25 практически имели одинаковые средние значения прогиба при нагружении, что ожидается из-за небольшой разницы в жесткости арматуры GFRP в середине пролета балки. Для балок серии 2 можно было увидеть, что прогибы были довольно равномерными во время нагрузки, независимо от различных значений осевой жесткости арматуры в критических сечениях. При более высоких уровнях нагрузки наибольшее отклонение было продемонстрировано балкой G2-15 (EA = 14182 кН), а наименьшее отклонение — балкой G2-25 (EA = 15390 кН).Тем не менее, балка G2-0 имела значительно меньшую жесткость в середине пролета (EA = 10734 кН) по сравнению с балкой G2-15, а также имела меньший прогиб. Это является следствием значительного «противоположного» перераспределения момента от середины пролета к средней опоре (раздел 4.5), то есть значительно меньшего момента в середине пролета балки G2-0. Таким образом, можно сделать вывод, что осевая жесткость арматуры в середине пролета имеет решающее значение не только для прогиба балки, но и для отношения осевой жесткости растягивающей арматуры в средней опоре и в середине пролета. 4.5. Перераспределение момента Измерение реакций служило для определения внутренних сил, т. Е. Изгибающих моментов, вдоль неразрезной балки, на основании которых анализировался процесс перераспределения момента. Перераспределение моментов было получено путем сравнения фактических изгибающих моментов и моментов, полученных с помощью упругого анализа. В таблице 4 приведены изгибающие моменты при отказе и изгибающие моменты, полученные с помощью анализа упругости, аналогично проценту перераспределения достигнутого момента при отказе для всех балок. Балка Нагрузка при первой трещине (кН) Разрушающая нагрузка (кН) Левый промежуточный пролет S1-15 32 32 25 134,3 0,238 0,186 G1-0 13276 G1-0 13276 115. 6 0,112 0,112 G1-15 11 13 13 115,2 0,095 0,113 G1-25 1327 G1-25 1327 119,6 0,109 0,109 G2-0 20 20 17 125,2 0,160 0,136 0,136 0,136 G2-25 17 17 15 137,8 0,123 0,109 Балка Моменты при разрыве (кНм) Моменты, основанные на анализе упругости (кНм) Достигнутый процент перераспределения момента при разрыве (%) Средняя опора Переходник левый Переходник правый Средний опор Переходник S1-15 45,1 39,2 39.9 46,6 38,8 3,1 G1-0 40,3 32,7 33,9 40,1 33,4 −0,5 902 38,5 40,0 33,3 26,9 G1-25 33,8 38,2 38,7 41,5 34,6 18,5 6 31,2 34,0 43,4 36,2 −16,4 G2-15 35,3 41,9 38,3 43,3 36,2 35,0 46,8 45,7 47,8 39,8 26,7 Развитие изгибающих моментов и перераспределение момента на средней опоре на рисунках 9 и 10 соответственно. Подъемы, т. Е. Изменения в тенденциях, очевидны на диаграммах моментов и перераспределения моментов при более низких уровнях нагрузки, особенно для балок серии 1 при появлении первых трещин в середине пролета и в средней опоре. Это можно объяснить резким изменением жесткости критических участков — от участков без трещин до участков с трещинами (значительная ширина и высота трещин). После стабилизации трещинного рисунка при более высоких уровнях нагрузок изгибы на диаграммах перераспределения момента менее выражены. В балке G1-0, спроектированной на основе анализа упругости, наблюдается «противоположное» перераспределение момента с максимальным значением 23% после появления первых трещин. При выходе из строя это значение значительно уменьшилось и составило 0,5%, что полностью соответствовало расчетным значениям. «Противоположное» перераспределение вызвало соотношение между осевой жесткостью растянутой арматуры GFRP между средней опорой и средним пролетом, которое было пронумеровано 1,5. Балка G1-15 была спроектирована для достижения перераспределения 15%, и она имела отношение осевой жесткости растягивающей арматуры в середине пролета и в средней опоре, равное 1.38. При неудаче перераспределение моментов на средней опоре было значительно увеличено и составило 27%. В балке G1-25, рассчитанной на достижение перераспределения момента 25%, перераспределение момента отказа 18,5% было достигнуто, хотя соотношение между осевой жесткостью арматуры в критических сечениях было пронумеровано 1,69. Для большинства уровней во время нагружения балка G1-25 имела перераспределение момента более 20% (Рисунок 10). В балке S1-15 со стальной арматурой перераспределение момента ожидалось после выхода арматуры на опору.Тем не менее, на диаграмме рисунка 9 можно было видеть, что после появления трещин рост момента на опоре был выше, чем рост момента в середине пролета. Причина этого в том, что после уступки арматуры в опоре появилась также уступка арматуры в середине пролета. Тогда гораздо более высокие напряжения в средней опоре, чем в середине пролета, вероятно, приведут к усилению арматуры в опоре, что обеспечило принятие дополнительного момента. Из-за этого перераспределение моментов было достигнуто всего на 3%. На диаграмме рисунка 10 можно заметить, что перераспределение момента в пучке S1-15 почти всегда было меньше, чем в пучке G1-15. Причиной такого поведения балки S1-15 по сравнению с балкой G1-15 было соотношение жесткости критических сечений. Более того, гораздо более низкий модуль упругости арматуры из стеклопластика по сравнению со сталью обеспечивает гораздо более широкие трещины в балках с арматурой из стеклопластика, аналогично более доминирующему влиянию арматуры на жесткость сечения вдоль непрерывной балки.Следовательно, соотношение жесткостей критических сечений в основном зависит от осевой жесткости арматуры, которая обеспечивает большое соотношение жесткостей критических сечений. Таким образом, легко можно было увидеть упор на упругое перераспределение внутренних сил в балках с арматурой из стеклопластика по отношению к балкам со стальной арматурой. В балке G2-0, спроектированной на основе внутренних сил, полученных в результате анализа упругости, на начальных уровнях нагрузки было замечено увеличение момента в середине пролета по сравнению с моментом в средней опоре. После появления первых трещин вдоль балки тенденция перераспределения момента изменилась, т. Е. Произошло значительное увеличение момента захвата по сравнению с моментом, полученным при упругом анализе. Эта тенденция увеличения момента сохранялась до выхода из строя балки. Таким образом, «противоположное» перераспределение момента произошло при отказе 16,4%, на что сильно повлиял коэффициент осевой жесткости арматуры в средней опоре и в середине пролета, который был пронумерован 1,65. Балки G2-15 и G2-25, предназначенные для достижения перераспределения момента от средней опоры до середины пролета 15% и 25%, достигли более высокого процента перераспределения при отказе 18.5% и 26,7%, с соотношением осевой жесткости арматуры GFRP между критическими сечениями 1,14 и 1,98, соответственно. Во время всего процесса нагружения балки имели положительное перераспределение момента, которое было результатом «настройки» балок с помощью принятой арматуры, т. Е. Осевой жесткости арматуры, которая на участке с трещинами имела большой вклад в жесткость. критических секций, как обсуждалось ранее. В пределах балок Г2-15 и Г2-25 наблюдалось усиление перераспределения момента при разрушении, вероятно, в результате развития полной нелинейности сжатого бетона. 4.6. Деформации в арматуре и бетоне На рисунках 11 и 12 показаны изменения деформаций растянутой арматуры и сжатого бетона в середине пролета и в средней опоре против приложенной нагрузки для испытанных балок, соответственно. Это явный характерный рост значений деформаций в растягивающей арматуре после появления первых трещин в каждом критическом сечении, особенно заметный в балках серии 1. Для балок серии 1 при уровнях нагрузки. после появления первых трещин деформации в арматуре в середине пролета и в опоре были выше в балках с армированием из стеклопластика, чем в балке S1-15 со стальной арматурой.Однако при более высоких уровнях нагрузки, после деформации стальной арматуры, деформации в балке S1-15 значительно увеличились и превзошли значения деформаций в балках с арматурой из стеклопластика. Сравнивая деформации в арматуре балок с деформациями в арматуре из стеклопластика, очевидно, что в середине пролета деформации были самыми высокими в балке G1-0 в результате самой низкой жесткости этой арматуры, в то время как у опоры деформации были самыми высокими в балке G1-0. балка Г1-25, особенно при повышенных уровнях нагрузки. Внутри балок серии 2 достаточно равномерное развитие деформаций растягивающей арматуры в середине пролета, независимо от значительных различий в величине, т.е.е. можно было заметить осевую жесткость принятой арматуры балок. При более высоких уровнях нагрузки, до разрушения, деформации в середине пролета балки G2-0 были примерно на 10% выше, чем в балке G2-15, и в среднем на 5% выше по сравнению с балкой G2-25. При разрушении деформации в балках Г2-0 и Г2-15 были практически одинаковыми, а наибольшие деформации приходились на балку Г2-25, которая достигла максимальной несущей способности. Как уже упоминалось, это можно объяснить достигнутым перераспределением момента, благодаря которому жесткость арматуры соответствовала более высоким изгибающим моментам. Из-за этого более низкие деформации не соответствовали большему количеству армирования, и наоборот. Сравнивая деформации растягивающей арматуры в средней опоре, разница в значениях деформации была значительно более выраженной, чем в середине пролета. Более высокие деформации были в балке G2-25, а наименьшие деформации были в балке G2-0, что полностью соответствовало принятой арматуре на средней опоре. Максимальные деформации растяжения не достигли ни предельных значений, ни одной балки серии 1 и серии 2, что было связано с тем фактом, что балки были спроектированы для разрушения бетона при сжатии.Наибольшие измеренные деформации в средней опоре были в балке G2-25 и составили 23, что было очень близко к предельному значению 23,3 ‰, показанному в таблице 2. Из рисунков 11 и 12 видно, что в определенные критические сечения в середине пролета, значения деформации в сжатом бетоне 3 ‰, которые определены как предельные в ACI 440.1R-15 [23], были достигнуты и превышены как в балках Серии 1, так и в балках Серия 2. Для некоторых балок в средней опоре также было замечено, что в сжатом бетоне были измерены несколько более низкие значения деформации, поскольку при более высоких уровнях нагрузки, превышающей 70% разрушающих нагрузок, деформации начинают уменьшаться, что можно объяснить тем, что появление диагональных трещин возле тензодатчика. 5. Сравнение экспериментальных результатов с результатами, предсказанными кодом 5.1. Допустимая нагрузка Все балки были спроектированы в соответствии с ACI 440.1R-15 [23], в то время как CSA S806-12 [24] и EC2-04 [26] использовались в качестве контрольных. При проектировании использовались данные производителя арматуры из стеклопластика, а также расчетная прочность бетона на сжатие. Что касается различия фактических и проектных характеристик материалов, были получены разные экспериментальные значения разрушающей нагрузки.Расчетная нагрузка отказа была получена как нагрузка, при которой одна из критических секций достигла изгибной способности, то есть как нижнее значение несущей способности в середине пролета и в средней опоре. При определении расчетной разрушающей нагрузки было принято во внимание расчетное перераспределение момента от средней опоры к промежуточному пролету. В таблице 5 экспериментальные нагрузки отказа приведены в сравнении с расчетными нагрузками отказа в соответствии с действующими нормами для элементов с армированием из стеклопластика ACI 440.1R-15 [23], CSA S806-12 [24] и EC2-04 [26] для всех экспериментальных моделей. ./CSA Балка Допустимая нагрузка при разрыве (кН) Experiment ACI 9027 Expedition Exp./EC2 S1-15 134,3 90,1 88.8 90,1 1,49 1,51 1,49 G1-0 115,6 115,4 126,3 141,3 1,00 115,2 111,8 123,0 137,0 1,03 0,94 0,84 G1-25 119,6 117,4 128,6 148 1,02 0,93 0,83 G2-0 125,2 113,6 128,0 145,2 1,10 0,98 9027 9027 9027 9027 117,2 131,7 149,8 1,07 0,95 0,83 G2-25 137,8 110,8 125,2 141,7 1 24 1,10 0,97 Из таблицы 5 ясно, что ACI 440. 1R-15 [23] обеспечивает очень хороший прогноз разрушающей нагрузки для непрерывных балок с арматурой из стеклопластика. CSA S806-12 [24] и EC2-04 [26] предсказывают более высокие значения разрушающих нагрузок, чем полученные в результате экспериментальных испытаний. Это происходит потому, что ACI 440.1R-15 [23] предполагает предельный штамм 3,0, а CSA S806-12 [24] и EC2-04 [26] предполагает предельный штамм 3.5 ‰. Измеренные значения деформаций в бетоне вблизи разрушения ближе к значениям 3 ‰, что является причиной того, что полученные экспериментальные разрушающие нагрузки согласуются с расчетными значениями в соответствии с ACI 440.1R-15 [23]. Каждая балка в соответствии с ACI 440.1R-15 [23] достигла расчетной грузоподъемности, где для балок серии 1 соотношение составляет 1,0–1,03, а для балок серии 2 — 1,07–1,24. Хотя балки серии 1 и серии 2 с армированием из стеклопластика были разработаны для достижения одинаковых разрушающих нагрузок, некоторые более высокие значения разрушающих нагрузок были получены для балок серии 2. Причиной этого явления могло быть скольжение арматуры из стеклопластика и окружающего бетона в балках серии 1. Уменьшение количества арматуры из стеклопластика в средней опоре и увеличение среднего пролета неразрезных балок в результате перераспределения расчетного момента привело к не влияют на снижение несущей способности неразрезных балок. Кроме того, балки G1-25 и G2-25 с расчетным перераспределением момента 25% достигли более высокой грузоподъемности по сравнению с балками с расчетным перераспределением момента 0% и 15%, на 5% и 10% соответственно. . 5.2. Реакция на прогиб на нагрузку В предыстории этой статьи утверждается, что до сих пор в результате ряда исследований по изучению поведения простых балок с армированием из стеклопластика был получен ряд выражений для определения прогибающей нагрузки. предлагается ответ. Для расчета прогиба неразрезных балок, нагруженных сосредоточенными силами в середине пролета, используется следующее уравнение, полученное с помощью анализа упругости: где используется жесткость и представляет собой эффективный момент инерции рассматриваемого сечения. Эффективный момент инерции рассчитывается в обоих критических сечениях следующим образом: где и — эффективный момент инерции в середине пролета и в средней опоре, соответственно. ACI 440.1R-15 [23] предлагает уравнение для определения эффективного момента инерции на основе исследований, проведенных Бишоффом и Гроссом [9], с замечанием, что оно также может быть использовано с большой степенью надежности для элементов со стальной арматурой и для элементов с арматурой FRP, без эмпирических параметров: где — коэффициент интегрирования, который влияет на изменение жесткости вдоль элементов, а для балок, нагруженных сосредоточенными силами, он рассчитывается по следующему выражению: Расчет прогиба, в в соответствии с CSA S806-12 [24], основан на зависимости кривизны момента вдоль пролета.Для расчета прогиба неразрезных балок на двух пролетах, нагруженных сосредоточенными силами в середине пролетов, можно использовать следующее выражение: Habeeb и Ashour [15] исследовали поведение неразрезных балок с арматурой из стеклопластика и предложили модификацию выражение для расчета прогиба неразрезных балок, т. е. эффективного момента инерции, которое приведено в ACI 440.1R-06 [28]: где коэффициент уменьшает жесткость при растяжении для элементов с арматурой FRP, и он задается следующим образом: и где — коэффициент уменьшения, и он вводится в расчет для состояния после появления трещин, поскольку делается вывод о том, что модифицированное уравнение Брэнсона недооценивает прогиб для более высоких уровней нагрузки. Кара и Ашур [19] пришли к выводу, основываясь на предыдущих исследованиях непрерывных балок с армированием из стеклопластика [1, 15, 16], что современные нормы недооценивают прогибы непрерывных балок из-за появления широких трещин над средней опорой, которые влияют на значительное снижение эффективной жесткости секции. Предлагается модифицированная жесткость сечения в середине пролета неразрезных балок за счет эффективного момента инерции: где — коэффициент уменьшения для балок с армированием из стеклопластика и армированного полиуретана, определяемый следующим выражением: Ju et al. [11] предложили полуэмпирическую модель для определения эффективного момента инерции, которая основана на модификации уравнения Брэнсона, следуя подходу Тутанджи и Саффи [7]. Введен нелинейный параметр, который снижает эффективный момент инерции при более высоких уровнях нагрузки. Предлагаются следующие уравнения: Диаграммы прогиба нагрузки, полученные расчетом в соответствии с выражением (1) с использованием эффективного момента инерции в соответствии с ACI 440.1R-15 [23], CSA S806-12 [24], Ju et al. .[11], Хабиб и Ашур [15] и Кара и Ашур [19] сравниваются с экспериментальными результатами на рисунке 13 для всех лучей. Поскольку момент растрескивания является ключом к точности расчета прогиба, экспериментальные значения использовались для всех моделей, чтобы исключить его влияние на характеристики кривой. В соответствии с ACI 440.1R-15 [23], CSA S806-12 [24] и Ju et al. [11], для балок серии 1 уже на начальных уровнях нагрузки прогибы, полученные экспериментально, превышают расчетные прогибы, а для балок серии 2 согласование экспериментальных и расчетных диаграмм проводится только для нагрузок, которые соответствуют 35–40% отказоустойчивой нагрузки. Для более высоких уровней нагрузки значения, полученные в результате эксперимента, выше расчетных. Предложенная модель для расчета прогиба по Habeeb и Ashour [15] показывает лучшее согласие с экспериментальными результатами. При нагрузках, близких к разрушению, исключения возникают, в первую очередь из-за дополнительного спада кривой прогиб-нагрузка, полученной в эксперименте, когда речь идет о полном развитии нелинейности бетона. Модель Кара и Ашура для расчета прогиба [19] для непрерывных балок с арматурой из стеклопластика переоценивает прогиб, особенно при более низких уровнях нагрузки для всех балок. Для преодоления заявленных недостатков предыдущих моделей предлагается модифицированная модель для расчета прогиба. Модель основана на уравнении Брэнсона, используемом в ACI 440.1R-06 [28], вводящем коэффициент со значением 0,7, который уменьшает эффективный момент инерции после появления трещин, по аналогии с моделью Хабиба и Ашура [15], и нелинейный параметр, предложенный Джу и др. [11], что дополнительно снижает эффективный момент инерции при более высоких уровнях нагрузки: Было показано очень хорошее соответствие предложенной модели и экспериментальным результатам как при более низких, так и при более высоких уровнях нагрузки.Исключение составляют балки G1-15 и G1-25 при нагрузках сразу после растрескивания, когда произошло значительное увеличение прогиба, что указывает на низкую прочность связи между стержнями из стеклопластика и бетоном в этих балках. В частности, отмечается, что предложенная модель, использующая коэффициент, определенный Ju et al. [11], описывает хорошее развитие прогиба для более высоких уровней нагрузки, близких к разрушению, когда речь идет о полном развитии нелинейности бетона и дополнительном падении наклона кривой прогиб-нагрузка.Для проверки предложенной модели потребуются дальнейшие экспериментальные испытания. 6. Выводы Предметом экспериментального исследования, показанного в этой статье, является рассмотрение шести непрерывных балок, армированных арматурой из стеклопластика, нагруженных сосредоточенными силами в середине пролета до разрушения для различных схем армирования вдоль балки. Результаты экспериментальных исследований сравниваются с положениями действующих норм и правил по нагрузочной способности и отклику от нагрузки.Основываясь на результатах этих исследований, можно сделать следующие выводы: (i) Непрерывные балки с арматурой из стеклопластика обладают способностью перераспределения момента по отношению к моментам, полученным при линейном упругом анализе, после появления первых трещин в бетоне. Значения перераспределения момента в основном зависят от жесткости критических сечений в опоре и в середине пролета, которые, в первую очередь, из-за широких и глубоких трещин, связаны с осевой жесткостью арматуры GFRP в критических сечениях.На этом основано упругое перераспределение внутренних сил. (Ii) Сплошные балки с армированием из стеклопластика показывают значительные предупреждения перед разрушением в виде больших прогибов, широких и глубоких трещин. Специально определено дополнительное искривление диаграммы прогиба при нагрузках, близких к разрушению, в результате развития полной нелинейности сжатого бетона. (Iii) Уменьшение количества арматуры из стеклопластика на средней опоре и увеличение количества арматуры из стеклопластика. в середине пролета неразрезных балок, в результате перераспределения расчетного момента по отношению к моментам, полученным с помощью анализа упругости, не оказывают отрицательного влияния на несущую способность неразрезных балок и в основном влияют на уменьшение прогиба.При увеличении перераспределения расчетного момента до 25% несущая способность увеличивается на 5-10% в балках с армированием из стеклопластика. (Iv) Широкие и глубокие трещины, которые образуются в критических сечениях неразрезных балок с обернутыми стержнями из стеклопластика с матрица из ненасыщенного полиэфира в меньшем количестве по сравнению с балками, армированными стальной арматурой или стержнями из стеклопластика с арматурой и эпоксидной матрицей, указывает на низкую прочность связи между арматурой из стеклопластика и окружающим бетоном. Напротив, балки с арматурой из стеклопластика с арматурой и эпоксидной матрицей, основанные на развитии трещин в балках, показывают очень хорошую прочность сцепления между арматурой из стеклопластика и бетоном. (v) ACI 440.1R-15 [23] обоснованно предсказывает разрушающую нагрузку для непрерывных балок с арматурой из стеклопластика для чрезмерно армированных секций. CSA S806-12 [24] и EC2-04 [26] предсказывают значительно более высокие значения разрушающих нагрузок, чем полученные в результате эксперимента. (Vi) Текущие коды ACI 440.1R-15 [23] и CSA S806-12 [24] недооценивают прогиб неразрезных балок с арматурой из стеклопластика для более высоких уровней нагрузки. Предложенная Хабибом и Ашуром модель [15] лучше согласуется с экспериментальными результатами. Предлагаемая модель для расчета прогиба непрерывных балок с арматурой из стеклопластика показывает очень хороший прогноз экспериментальных результатов в течение всего процесса нагружения. Номенклатура длина66 Модуль упругости бетона (МПа) цилиндр : Приложенная нагрузка в средней точке каждого пролета (кН) : Разрушающая нагрузка (кН) : Нагрузка на первой трещине (кН) : Экспериментальная разрушающая нагрузка (кН) : Расчетная разрушающая нагрузка (кН) : Пролет балки (мм) : на половине длины балка (мм) : Момент инерции сечения брутто (мм 4 ) : Момент инерции с трещиной (мм 4 ) : Эффективный момент инерции (мм 4 ) : Разрывной момент (кНм) : Прикладываемый момент (кНм) : Поперечное сечение шт. растянутой арматуры из стеклопластика (мм 2 ) : Модуль упругости арматуры из стеклопластика (МПа) : Модуль упругости стальной арматуры (МПа) : Предел прочности на разрыв арматуры из стеклопластика (МПа) : Предел текучести стальной арматуры (МПа) : Прочность бетона на сжатие (МПа) : Предельная деформация арматуры из стеклопластика : Деформация текучести стальной арматуры : Предельная деформация бетона Отношение GFRP : : Сбалансированный коэффициент усиления GFRP : Опора Приведенный коэффициент уменьшения, используемый при расчете эффективного момента инерции неразрезной балки с арматурой из стеклопластика : Предлагаемый коэффициент уменьшения, используемый при расчете эффективного момента инерции неразрезной балки с арматурой из стеклопластика : Коэффициент уменьшения, используемый при расчете эффективного момента инерции : Прогиб в середине пролета балки (мм). Доступность данных Данные, использованные для подтверждения выводов этого исследования, можно получить у соответствующего автора по запросу. Конфликт интересов Авторы заявляют об отсутствии конфликта интересов в отношении публикации этой статьи. Благодарности Авторы хотели бы выразить свою благодарность Инженерной палате Черногории за финансовую поддержку и черногорскому филиалу Китайской дорожно-мостовой корпорации за пожертвование арматуры из стеклопластика для этого исследования, а также местным строительным компаниям из Черногории за пожертвование. добавок в бетон.Также первый автор выражает благодарность за техническую помощь Лаборатории инженерно-строительного факультета Университета Черногории. Расчет на основе эксплуатационных характеристик железобетонных балок при ударе 01 июн 2010 01 июн 2010 С. Тачибана 1 , Х. Масуя 2 и С. Накамура 3 С.Tachibana et al. С. Тачибана 1 , Х. Масуя 2 и С. Накамура 3 1 Hokukon Co., Ltd., Фукуи, Япония 2 Факультет экологического дизайна, Институт науки и инженерии, Университет Канадзава, Канадзава, Япония 3 Nihon Samicon Co., Ltd., Ниигата, Япония 1 Hokukon Co., Ltd., Фукуи, Япония 2 Факультет экологического дизайна, Институт науки и инженерии, Университет Канадзава, Канадзава, Япония 3 Nihon Samicon Co., Ltd., Ниигата, Япония Скрыть сведения об авторе Поступила: 14 января 2009 г. — Доработана: 21 апреля 2010 г. — Принята: 7 мая 2010 г. — Опубликована: 1 июня 2010 г. Целью этого исследования является сбор фундаментальных данных и разработка основанного на характеристиках метода проектирования железобетонных балок при перпендикулярной ударной нагрузке. Серия экспериментов по удару на малой скорости с использованием железобетонных балок была проведена с различной длиной пролета, поперечным сечением и основной арматурой. Экспериментальные результаты оцениваются с упором на характеристики ударной нагрузки и поведение при ударе железобетонных балок. Изучаются различные характеристические значения и их взаимосвязи, такие как энергия столкновения, продолжительность силы удара, энергия, поглощаемая лучами, и значения отклика луча.Также оцениваются характеристики изгиба железобетонных балок при перпендикулярном ударе. Предлагается уравнение для оценки максимального смещения балки на основе энергии столкновения и статической предельной прочности на изгиб. Справедливость предложенного уравнения подтверждается сравнением с экспериментальными результатами, полученными другими исследователями, а также численными результатами, полученными с помощью моделирования методом конечных элементов. Предлагаемое уравнение позволяет рассчитать конструкцию, основанную на характеристиках, с учетом фактической деформации из-за ожидаемого ударного воздействия. (PDF) Железобетонные балки, усиленные стальным фибробетоном Содержимое этой работы может использоваться в соответствии с условиями лицензии Creative Commons Attribution 3.0. Любое дальнейшее распространение этой работы должно содержать указание на автора (авторов) и название работы, цитирование журнала и DOI. Опубликовано по лицензии IOP Publishing Ltd STCCE-2020 IOP Conf.Серия: Материаловедение и инженерия 890 (2020) 012045 IOP Publishing doi: 10.1088 / 1757-899X / 890/1/012045 1 Балки железобетонные, усиленные стальной фиброй бетон Радайкин Олег1 [ 0000-0002-5575-450X] и Шарафутдинов Линар1 [0000-0001-9388-5386] 1 Казанский государственный архитектурно-технический университет, г. Казань, 420043, Россия E-mail: [email protected] Аннотация . Цель исследования — изучить поведение соединений под нагрузкой стальных фибробетонов усиливающих рубашек (SFRC) и железобетонных балок на всех этапах нагружения. необходимо для дальнейшего развития методики расчета этого метода усиления для стержней, подверженных изгибу. Получены экспериментальные результаты по оценке прочности, жесткости, трещиностойкости и разрушения с характером распространения трещин для исследованных 4 образцов (два с упрочняющими оболочками и два контрольных неупрочненных образца ). Было обнаружено, что использование оболочки SFRC толщиной 45 мм с 2.5% содержание волокна (из расчета 196 кг на кубометр) увеличивает разрушающую нагрузку на 20%, жесткость — в 3,4–11 раз при нагружении, а трещиностойкость — примерно в 2,6 раза. Полученные результаты были сопоставлены с компьютерным моделированием в ANSYS PC: расхождение между нагрузкой на растрескивание, разрушающей нагрузкой и значениями прогиба для полномасштабных образцов и компьютерной модели оказалось в пределах 6.3%. Ключевые слова: строительство, строительство, усиление, ремонт, фибробетонная оболочка, прочность. 1 Введение К сожалению, необходимость усиления железобетонных конструкций вызвана широким спектром конструктивных или монтажных дефектов. Так, по оценке специалистов по технической диагностике зданий группы компаний «Городской экспертный центр» [1], на строительно-монтажные работы приходится 32 %, некачественные строительные материалы 9%, ошибки проектирования 6% ( с мая 2017 г. по май 2018 г.).Эти дефекты могут быть обнаружены на этапе строительства, а точнее, до приложения расчетных нагрузок к конструкциям . В этом случае конструкция не должна иметь повреждений и может быть изготовлена ​​из нового бетона (возраст 28-360 дней). В таких ситуациях использование наиболее экономичных и эффективных методов и материалов для усиления является важной задачей. Очень перспективным для этого является использование стального фибробетона (SFRC).Он обладает выдающимися свойствами: относительно высокой прочностью на сжатие, высокой прочностью на растяжение , деформационным упрочнением при растягивающем напряжении (с учетом определенного объема волокон) и очень низкой проницаемостью , поскольку используется оптимизированная плотная матрица [2, 3, 4 ]. Куртки из стального фибробетона были успешно использованы для усиления вертикальных и горизонтальных несущих элементов здания школы в Загароло в Италии. В настоящее время уделяется внимание использованию высокопрочных бетонов для усиления обычных бетонных элементов . Результаты продемонстрировали улучшение как прочности на изгиб, так и прочности на сдвиг композитных систем [5-8]. Было исследовано поведение при изгибе железобетонных балок, поврежденных до 80 и 90% от отказоустойчивости балок и отремонтированных с наложением сверхвысокого армированного волокном бетона (UHPFRC) [9, 10].Результаты показали, что добавление наложения UHPFRC на натянутой поверхности поврежденной RC-балки увеличивает как допустимую нагрузку, так и пластичность. Добавить комментарий Отменить ответ Ваш адрес email не будет опубликован. Обязательные поля помечены * Комментарий * Имя * Email * Сайт 2019 © Все права защищены.