3. Несколько недавно проведенных мероприятий по мониторингу коррозии

В предыдущей литературе сообщалось о нескольких методах, которые можно использовать для мониторинга и оценки коррозии арматуры в бетонных конструкциях для диагностики причин и следствий коррозии.Несколько таких исследований, выполненных разными исследователями, представлены в таблице 3.

4. Способы защиты конструкций от коррозии

Для увеличения срока службы железобетонных конструкций требуется полная защита арматурной стали от коррозии. Разработано несколько химических и механических методов для предотвращения коррозии бетонных конструкций путем замедления скорости коррозии и контроля коррозии за счет снижения проницаемости бетона и уменьшения проникновения вредных ионов, таких как кислород и влага, а некоторые защитные системы были использованы в форме покрытия.Различные ингибиторы коррозии и защитные системы обсуждались в таблице 4.

5. Относительные ограничения метода измерения потенциала полуэлементов

Измерение значений потенциала в различных точках большой конструкции вручную — утомительная работа. Следовательно, требуется автоматический метод оценки.Измерения потенциала полуэлементов широко используются в проектировании конструкций для оценки вероятности коррозии. Установлено, что измерения HCP связаны с несколькими практическими ограничениями, такими как (1) установление соединения с арматурой, особенно в конструкциях с большим бетонным покрытием, (2) надлежащее увлажнение бетонного покрытия для установления надлежащего соединения между электродом сравнения и арматурой и (3) ) наличие кислорода, толщина покрытия и удельное сопротивление бетона, которые могут повлиять на результаты испытания потенциала полуячейки.

Метод HCP обеспечивает только оценку точки, которая может подвергнуться коррозии, но не оценку скорости коррозии. Значения потенциала полуэлемента указывают на вероятность коррозионной активности арматуры, расположенной под электродом сравнения, только в том случае, если стальные арматурные стержни электрически хорошо соединены с вольтметром. Метод полуэлементного потенциала не может дать надежных результатов для арматуры с эпоксидным покрытием или бетонных поверхностей с покрытием. Влажное или смачивающее состояние бетона может повлиять на результаты метода определения потенциала полуячейки, или важно обеспечить достаточное смачивание бетона для завершения установки для достоверного измерения потенциала полуячейки.Если измеренное значение HCP изменяется со временем, требуется предварительное увлажнение бетона. Важно тщательно намочить бетонную поверхность и дать влаге достаточно времени, чтобы проникнуть в поверхностный слой, чтобы стабилизировать потенциал. ASTM C-876 подчеркивает, что если измеренное значение потенциала полуячейки изменяется со временем, поверхность бетона должна быть влажной не менее 5 мин.

Из литературы было отмечено, что результаты картирования HCP требуют тщательной интерпретации. Для интерпретации данных HCP необходимо учитывать такие факторы, как изменение содержания влаги, содержания хлоридов и электрического сопротивления бетона, поскольку все эти параметры оказывают значительное влияние на показания.

Главный недостаток состоит в том, что HCP требует локального прорыва бетонного покрытия для обеспечения электрического соединения со стальной арматурой. На результаты HCP сильно влияет состав разрушенного бетона. Следовательно, критерии интерпретации могут быть разными для разных типов ухудшения. Недостатки измерений HCP связаны с тем, что потенциалы измеряются не возле арматурных стержней, а на бетонной поверхности. Для получения более достоверных результатов требуется компенсация.

6. Заключение

Разрушение бетонных конструкций из-за коррозии закладных арматурных стержней является серьезной проблемой, приводящей к значительным потерям денег и времени. Следовательно, перед ремонтом необходимо полностью понять первопричины неисправности для эффективного исправления. Эффективный метод измерения коррозии является фундаментальным требованием при планировании технического обслуживания, ремонта и удаления железобетонных конструкций. Информация о состоянии коррозии требует трех параметров: потенциала полуячейки, удельного сопротивления бетона и плотности тока коррозии.Скорость коррозии бетонной конструкции определяется несколькими параметрами, такими как влажность, доступность кислорода и температура. Таким образом, для получения лучших результатов необходимо регулярно повторять измерение скорости коррозии.

Измерение потенциала полуячейки — это наиболее широко используемый метод оценки коррозии стали в бетоне. Однако при интерпретации данных следует учитывать факторы окружающей среды. Для интерпретации показаний потенциала полуячейки требуется точное понимание механизмов защиты от коррозии, а также хорошие знания и опыт в картировании потенциала полуэлементов.В настоящем исследовании было замечено, что измерения потенциала полуячейки полезны в следующих целях: (1) для оценки состояния коррозии арматуры путем определения местоположения корродированных стержней, (2) для оценки состояния бетонной конструкции, (3) ) определить местонахождение и определить место дальнейшего детального разрушающего и неразрушающего контроля; (4) оценить эффективность ремонтных работ посредством мониторинга коррозионного состояния отремонтированных бетонных конструкций.

В бетоне с низким удельным сопротивлением распределение потенциала на поверхности представляет собой потенциал на границе раздела стали и бетона.Для лучших результатов интерпретация потенциальных показаний может быть сделана в соответствии с удельным сопротивлением. С увеличением бетонного покрытия разница между поверхностным и межфазным потенциалами увеличивается.

Содержание этого документа может быть использовано для понимания принципа метода определения потенциала полуэлементов, планирования исследования корродированных структур и выбора подходящей техники мониторинга коррозии.

Конфликт интересов

Авторы заявляют об отсутствии конфликта интересов в отношении публикации данной статьи.

Осевая способность к сжатию бетонных колонн, армированных коррозионно-стойкой металлической арматурой | Journal of Infrastructure Preservation and Resilience

Метод, аналогичный процедуре Департамента транспорта Флориды, был использован для ускорения коррозии арматуры образцов бетонных колонн [13, 14]; В этом методе образцы были погружены на половину их высоты в 5,0% -ный по весу раствор соленой воды, и к металлической арматуре был приложен электрический потенциал.Скорость коррозии регулировали с помощью плотности тока; это определяется как величина индуцированного тока, деленная на площадь поверхности стали, подверженной воздействию хлоридного раствора. Хорошо известно, что плотность тока 2,0 мкА / мм ² вызывает значительное ускорение скорости образования деформационных трещин в бетоне [14]. Высокие уровни приложенной плотности тока использовались в ускоренных испытаниях на коррозию несколькими исследователями по следующим причинам: (1) на основе пилотных испытаний для обеспечения желаемых уровней коррозии в разумные сроки; и (2) для коррозионных испытаний образцов, изготовленных из стального фибробетона, где плотность тока может во много раз превышать плотность тока для обычных образцов бетона.

Было изучено влияние изменения уровня приложенной плотности тока на деформацию бетона, ширину трещины и потерю массы арматурных стержней из-за расширяющих напряжений, вызванных продуктами коррозии в бетонных призмах [14]; Был сделан вывод, что: (1) уровни плотности тока от 1,0 до 5,0 мкА / мм ² не влияли на реакцию на деформацию стороны бетона вплоть до потери массы 0,8%, но при более высоких степенях коррозии, повышая уровень плотности тока выше 2,0 мкА / мм ² привело к значительному увеличению боковой деформации бетона; и (2) индукция коррозии с использованием низких уровней плотности тока требует более длительного периода коррозии, чем тот, который требуется для достижения того же процента потери массы при более высоких уровнях плотности тока.Плотность тока 20,0 мкА / мм ² была использована на основе пилотных испытаний для обеспечения желаемых уровней коррозии в разумные сроки [15]; Были проведены испытания на вытягивание и балку для изучения влияния коррозии и растрескивания арматурного стержня на поведение и прочность сцепления железобетонных элементов. Было обнаружено, что критическое скольжение на стадии коррозии после растрескивания для максимального изученного уровня коррозии примерно в 10 раз превышает значение при нормальной нулевой коррозии.

Плотность тока 30,0 мкА / мм ² была использована для изучения влияния коррозии на поведение плит при изгибе [16]; в плитах с корродированными стержнями на стадии после растрескивания был указан тип разрушения связкой-сдвигом. Выкрашивание бетонного покрытия произошло в основном из-за совместного действия трещин сдвига и поперечных трещин, вызванных коррозией арматуры. Предел прочности на изгиб плит постепенно снижался со степенью коррозии закладной стали; Снижение предела прочности на изгиб плит с коррозией арматуры 5% составило 25%, а у плит с коррозией арматуры 25% — 60%.Плотность тока 104,0 мкА / мм ² была использована для изучения влияния коррозии на прочность связи [17]; при 7% коррозии арматуры потеря профиля выступа составляла около 45%, тогда как при коррозии арматуры 12% потеря профиля выступа составляла около 70%; это объясняет режим отказа из-за проскальзывания прутка при уровне коррозии около 12%. Было отмечено, что уровни коррозии от 5 до 7% вызывают значительное увеличение ширины трещины, а также потерю профиля ребра; этим объясняется резкое снижение прочности сцепления с 30 до 70% в этом диапазоне коррозии.

При ускоренных коррозионных испытаниях цилиндрических образцов бетона с диаметром арматуры 16 мм плотность тока коррозии стального фибробетона была до 3,3 раза выше, чем у обычного бетона; это было связано с тем, что возможность соединения арматуры была распространена на стальные волокна на поверхности образца, что повлияло на плотность тока коррозии армирования [18].

Поскольку настоящее исследование нацелено на приложения, в которых бетонные или армированные волокном бетонные конструкции подвергаются серьезному износу из-за коррозии в течение длительного периода времени в ускоренных временных рамках, относительно высокой плотности подаваемого тока 8.5 мкА / мм ² . Управляя коррозией таким образом и с такой скоростью, можно исследовать случай, когда защитная патина из оксида хрома не может сохраняться на нержавеющей стали и арматуре из нержавеющей стали; это имитирует наихудший сценарий агрессивных условий окружающей среды и позволяет испытывать нержавеющую сталь и прутки с покрытием из нержавеющей стали в условиях, когда коррозия гарантирована.

Чтобы обеспечить проникновение электролита в арматуру перед подачей электрического потенциала, колонки были погружены в соленую воду (5% -ный раствор хлорида) на период 2 недели.Кроме того, чтобы замкнуть контур через электролит, на дно бака поместили решетку из оцинкованной стали. В течение фактического 60-дневного периода коррозии заданная плотность тока поддерживалась путем измерения тока несколько раз в неделю и регулировки мощности. Средний приложенный ток поддерживался в пределах 15,0% от заданного значения. Напряжение считывалось с источника питания, и поддерживалась постоянная скорость коррозии, при этом измеренный ток учитывал потенциал, приложенный к источнику питания, и потенциал, создаваемый внутренней ячейкой коррозии корродирующей арматуры.

Теоретическая потеря массы была рассчитана по закону Фарадея на основе среднего измеренного тока как:

$$ {M} _ {th} = \ frac {M_A {I} _ {app} T} {vF} $$

(1)

, где M _th = теоретическая потеря массы в граммах; атомная масса сплава M _A , для углеродистой стали принята 55,845, атомная масса железа; для легированной стали использовался средневзвешенный атомный вес отдельных компонентов [19]; M _A = 56.352 для сплошной нержавеющей стали 2304 и M _A = 57,936 для стержней из нержавеющей стали 316 L; I _{приложение} — средний приложенный ток в амперах; T — общее время текущего приложения в секундах; v — валентность продукта коррозии, равная 2,0; и F = 96487 ампер-сек или постоянная Фарадея. Хорошо известно, что этот метод завышает фактическую потерю массы в 1,2 раза; это было учтено при нахождении потери массы в Таблице 3, обозначенной как скорректированная теоретическая потеря массы [20].

Измеренные напряжение и ток использовались для расчета общей приложенной энергии коррозии для каждого образца в киловатт-часах с использованием следующего уравнения:

$$ {E} _ {total} = {V} _ {avg} {I} _ {avg} T $$

(2)

, где V _avg — среднее приложенное напряжение для серии в течение периода тестирования в киловольтах, I _avg — средний измеренный ток, а T — продолжительность периода тестирования в часах .Коррозионная стойкость каждого образца с точки зрения потери массы на единицу приложенной энергии выражается как:

$$ C {R} _ {масса} = \ frac {\% масса \ потеря} {E_ {total}} $$

(3)

Это значение рассчитано и показано в таблице 3. Материалы, которые демонстрируют более высокую степень потери массы на единицу энергии коррозии, менее устойчивы к коррозии в случаях, когда другие факторы, которые влияют на общее сопротивление в системе, такие как глубина бетонного покрытия, похожи.Из таблицы 3 видно, что колонны, армированные углеродистой сталью, имеют более высокую степень потери массы на единицу энергии коррозии в 1,9 раза по сравнению с колоннами, армированными нержавеющими стержнями и спиралями, и колоннами, армированными вертикальными стержнями из нержавеющей стали и спиралями из нержавеющей стали.

Напряжение колебалось в течение всего периода коррозии при изменении условий, а на рис. 3 показано изменение напряжения во времени. Падение напряжения произошло между 5 и 9 днями, при этом напряжение для серий из плакированной нержавеющей стали (CN) и из нержавеющей стали (NN) упало с 14.От 0 до 10,0 В, а серия углеродистая сталь-углеродистая сталь (BB) упала с 13,6 до 9,2 В. Это произошло, поскольку бетонное покрытие испытало трещины раскола из-за радиального напряжения, что снизило сопротивление, необходимое для поддержания постоянной плотности тока.

Изменение напряжения во времени

На 7-й день наблюдалось растрескивание колонн, когда на образцах начали проявляться внешние признаки коррозии, в первую очередь NN-R-2 и BB-R-1, как показано на рис. 4, где сточные воды оксида железа осаждаются вокруг бетона с трещинами.Первоначальные трещины от раскола вызывают коррозию на протяжении оставшейся части испытания; это верно для плакированной нержавеющей стали и арматуры из нержавеющей стали, где локальная коррозия развивалась в областях, где трещины раскола проникали через бетонное покрытие до арматуры. После начального падения, между 11 и 16 днями, величина напряжения, необходимая для поддержания той же скорости ускоренной током коррозии, была намного выше для образцов серий CN и NN, примерно в 12 раз больше, чем требуется для серии BB, даже после произошло аналогичное количество трещин.Серии CN и NN показали еще одно падение напряжения между 29 и 43 днями, как показано на рис. 3. Окраска, наблюдаемая с 30 дня, предполагает, что растворенный хром или никель выбрасывались в виде стоков. Развитие более серьезного внешнего растрескивания, как правило, предшествовало большим перепадам напряжения, и в дополнение к выделению серебристого цвета, наблюдаемому в образцах серий CN и NN, между 7 и 11 днями начал образовываться сток оксида железа, как подробно показано на рис. 5.

Внешние признаки коррозии на 7-е сутки: образец № НН-Р-2; б экз. BB-R-1

Внешние признаки коррозии на 11 день для образца NN-R-1

После 60-дневного периода коррозии в основании колонн NN и CN наблюдались широкие трещины. Восстановление оснований колонн с трещинами включало повторное прикрепление кусков бетона с трещинами с помощью цементного раствора и оберток из углеродного стеклопластика, наложенных на верхние и нижние 200 мм колонн, чтобы гарантировать, что разрушение произойдет в середине высоты колонны при испытаниях на осевое сжатие.

Исследование образцов после испытаний подтвердило, что коррозия нержавеющей стали и арматуры нержавеющей стали была сосредоточена в меньших областях, тогда как углеродистая сталь подвергалась коррозии равномерно по всей своей поверхности.Большая часть поверхности нержавеющей стали осталась неизменной, но в каждой спирали из нержавеющей стали были участки, где корродировало более 50% площади поперечного сечения. На рис. 6 подробно показано распределение этих локальных язвочек на спирали из образца колонны NN-R-2, а также отдельная коррозионная ямка.

Локальная точечная коррозия на спирали из нержавеющей стали образца НН-Р-2: а общий вид; b подробный вид единственной коррозионной ямы

Перед проведением испытаний на осевое сжатие, описанных в разделе 4, было замечено, что у корродированных образцов были внешние трещины, простирающиеся по крайней мере до средней трети высоты колонны.После разрушающих испытаний было обнаружено, что степень коррозии была больше вдоль этих трещин, особенно в спирали, как показано для образца CN-R-1 на рис. 7a. Затронутые точки на спирали были слабыми в сопротивлении растяжению бетона, поскольку спирали с такой структурой коррозии испытали внезапное разрушение из-за концентрации напряжений в более тонких областях, где возникло образование шейки, как показано на рис. 7b. Степень коррозии была не такой серьезной у вертикальных стержней из нержавеющей стали и плакированных стержней из нержавеющей стали по сравнению со спиралями из нержавеющей стали в одной и той же колонне.На локальную коррозию спиралей из нержавеющей стали приходится большая часть потери массы, особенно в нижней части колонн.

Коррозия образца CN-R-1: a вертикальные трещины в бетоне; b шейка спирали из нержавеющей стали; c Торцевая крышка из нержавеющей стали на вертикальной планке, плакированной нержавеющей сталью

Торцевые крышки из нержавеющей стали, используемые для защиты сердцевины планки, плакированной нержавеющей сталью, сильно корродировали. На рис. 7c показаны остатки эпоксидной смолы, оставшаяся часть крышки из нержавеющей стали и сердцевина покрытого нержавеющей стали стержня, на которой не было признаков сильной коррозии.Торцевые крышки выступали в качестве расходных анодов, которые сохраняли крайние концы стержней, плакированных нержавеющей сталью. Расслоения оболочки и сердечника арматуры из нержавеющей стали при осевом сжатии в бетонной колонне в условиях коррозии не наблюдалось. В этой агрессивной моделируемой среде не было потери пропускной способности в результате разрушения торцевой крышки, поскольку растрескивание бетона в колоннах, армированных вертикальными стержнями из нержавеющей стали, также присутствовало в колоннах, полностью армированных нержавеющей сталью. Что касается общей потери массы на единицу приложенной энергии, на колонны из нержавеющей стали и колонны с вертикальными стержнями, плакированными нержавеющей сталью, и спирали из нержавеющей стали приходилось примерно половину потери массы на киловатт-час образцов, армированных углеродистой сталью 60, как показано в таблице 3.

Бамбуковый железобетон: критический обзор

Опубликованные отчеты показывают, что использование бамбука для армирования бетонных конструкций в Юго-Восточной Азии восходит к столетию. Ранние экспериментальные исследования бетона, армированного бамбуком, были проведены в Массачусетском технологическом институте Чоу [13], в Германии [14], Италии [15], США [16], Смитом и Сосье [17] и Колумбии [18]. В этих исследованиях использовались либо бамбуковые бруски (цельные стебли малого диаметра), либо шины (полукруглые полоски).

Большой интерес к армированному бамбуком бетону с самого начала связан с военно-морскими силами США и их интересом к быстрому [восстановлению] строительства в Юго-Восточной Азии после Второй мировой войны.Исследования, проведенные Гленном [16] на бетоне, армированном бамбуком, финансировались Управлением военного производства США, включали механические испытания и строительство экспериментальных зданий. Гленн сделал ряд выводов на основании полученных результатов испытаний, а также принципов проектирования и строительства для использования бамбуковых тростей и шин в качестве арматуры в бетоне. Глен выделил такие проблемы, как (а) высокий прогиб, низкая пластичность и раннее хрупкое разрушение бамбуковых железобетонных балок под нагрузкой; (б) их пониженная предельная грузоподъемность по сравнению с элементами, армированными сталью; (c) проблемы склеивания, связанные с чрезмерным растрескиванием и набуханием бамбука; и (d) необходимость использования асфальтовых эмульсий.Гленн рекомендует использовать растягивающее напряжение бамбука 34–41 МПа, исходя из максимальных значений напряжения 55–69 МПа для бетонных балок с 3–4% бамбуковой арматуры. Наконец, допустимое растягивающее напряжение бамбука между 20 и 28 МПа для армированных элементов рекомендовано Гленном, чтобы сохранить прогиб балки ниже 1/360 пролета.

Выделяются два более поздних исследования, посвященных «методологиям проектирования». Бринк и Раш [19] пропагандируют подход с допустимым напряжением для проектирования бетона, армированного бамбуком, сравнимый с современным подходом ACI 318 [20] для бетона, армированного сталью.{{\ prime}} \) (единицы МПа). К этому добавляется 3–4% бамбукового армирования, что, по их утверждению, дает коэффициент безопасности порядка 2–2,5. Более точный анализ может быть проведен с использованием рекомендуемого допустимого напряжения бамбука 34 МПа и модуля упругости 13,8 ГПа для растянутой арматуры и 8,6 ГПа для арматуры на изгиб. Геймайер и Кокс признают уникальное и ограниченное сцепление бамбука и рекомендуют, чтобы прочность сцепления составляла 44 Н / мм от окружности арматурного стержня, а длина заделки должна превышать 305 мм.Это максимальное напряжение связи около 0,15 МПа. Геймайер и Кокс основали свое исследование на Arundinaria tecta , разновидности бамбука, произрастающей на юго-востоке Соединенных Штатов.

При использовании любого подхода, основанного на допустимом напряжении, способность сцепления всегда будет определять конструкцию. Для сравнения: бамбуковый арматурный стержень диаметром 25 мм, заделанный 305 мм, может развить только от 3,5 кН [21] до 8,4 кН [19]. Напротив, стальной арматурный стержень диаметром 9,5 мм в тех же условиях может развиться 29.4 кН.

Ряд исследовательских работ, описывающих элементы изгиба, армированные бамбуком, подтверждают основную предпосылку методологии проектирования, предложенной Геймайером и Коксом [21]. Оптимальные соотношения продольной бамбуковой арматуры колеблются от 3 до 5%, при этом пропускная способность неармированной бетонной балки увеличивается как минимум в 2,5 раза [22,23,24,25,26,27]. Рекомендуется ограничить расчетную мощность моментом растрескивания неармированной секции, M _cr , который для усиленной бамбуком секции должен давать «коэффициент безопасности» против растрескивания, равного 2, и против разрушения, равного 7 [ 23].Хотя конкретное исследование сцепления не было включено в эти исследования, рекомендации по использованию армирующей бамбуковой шины включают требование нанесения двух слоев битумной краски с нанесением песка на верхний слой [23]. Это процедура, аналогичная той, что применил Гавами к бамбуковым шинам [28], в котором автор придал шероховатость поверхности бамбука перед нанесением первого слоя битумной краски с песком, а затем намотал 1,5-миллиметровую проволоку вокруг шин перед нанесением второго слоя. Пальто.

В несвязанных исследованиях Ghavami [29], Agarwal et al. [30] и Севалия и др. [31] демонстрируют важность обеспечения хотя бы минимального бамбукового армирования и соответствующей обработки поверхности для улучшения сцепления. Гавами [29] обнаружил, что балки с 3% -ным соотношением расщепленной бамбуковой арматуры в четыре раза превышают предельную прочность сопоставимых неармированных бетонных балок. В двух последних исследованиях авторы сообщают, что бетон, армированный бамбуком, с шинами не имеет усиления сцепления и имеет коэффициент армирования примерно 1.4%, не улучшают поведение неармированного бетона. Точно так же плиты, армированные бамбуком, имеющие коэффициент армирования только 0,5%, образовали единственную большую трещину и продемонстрировали значительное проскальзывание арматуры [32].

Два исследования, Тераи и Минами [33] и Лилатанон и др. [34] рассмотрели бамбуковую арматуру для элементов, несущих осевое сжатие. В этих исследованиях тестировались концентрически нагруженные заглушки колонны, имеющие отношение высоты к ширине 2 и 2,5 соответственно. Как и следовало ожидать от таких коротких образцов, осевая способность может быть приблизительно определена с использованием анализа преобразованных сечений и улучшена при наличии поперечного ограничения.Никакой четкой разницы между поведением, армированным сталью или бамбуком, не было обнаружено ни в одной из экспериментальных программ. Из-за короткой геометрии испытательного образца эти испытания не зависят от сцепления с бетоном.

Гавами [29] провел разведочное исследование бетонных колонн высотой 2 м с квадратным поперечным сечением 200 мм. Они были усилены продольно ориентированными бамбуковыми лентами с улучшающей сцепление поверхностью и ограничены стальными стременами. Гавами отмечает, что 3% бамбуковой арматуры в бетонных колоннах было идеальным соотношением для соответствия бразильским строительным нормам, но не дает никаких значений предельной прочности или других подробностей.

Связь и развитие

Agarwal et al. [30] показали значительные положительные эффекты «обработки» бамбуковых шин коммерческими клеями на основе эпоксидной смолы для улучшения сцепления. Они сообщили о средних напряжениях сцепления (по результатам испытаний на вырыв) порядка 0,13 МПа для простых бамбуковых шин (значение, перекликающееся с рекомендацией Геймайера и Кокса [21]) и значений до 0,59 МПа (увеличение на 350%), когда Sikadur Для покрытия шин использовался клей 32. Это поведение привело к улучшению реакции на изгиб.Точно так же Гавами [28] сообщает об увеличении на 430% прочности сцепления для бамбуковых шин с покрытием Sikadur 32, заделанных в бетон, по сравнению с шинами без покрытия; Значения прочности сцепления составили 2,75 и 0,52 МПа соответственно. Гавами также провел испытания с асфальтовым покрытием (Negrolin) и песчаным покрытием, в результате которых прочность сцепления составила 0,73 МПа (рис. 1). Agarawal et al. сообщают, что коэффициент армирования бамбуком, равный 8%, был необходим, чтобы привести к изгибным характеристикам, аналогичным свойствам железобетонного элемента, имеющего коэффициент армирования 0.89% (при заявленном модульном соотношении E _сталь / E _бамбук = 8,3). Для усиления бамбуковых шин, покрытых Sikadur 32, требуется коэффициент усиления всего 1,4% для достижения поведения, аналогичного этой стали; Это означает улучшение поведения шин при нанесении покрытия на 470%.

Изменение напряжения сцепления в зависимости от длины заделки и влияние обработки поверхности

Тераи и Минами [32] сообщают об испытаниях на разрыв круглых образцов бамбука с различными поверхностными обработками из синтетической смолы и синтетического каучука.Сообщается, что необработанная прочность скрепления составляет 0,66 МПа, а обработка повысила ее до значений в диапазоне до 1,34 МПа. В той же программе испытаний прочность сцепления деформированного стального стержня составила 2,43 МПа.

Более реалистично, Геймайер и Кокс [21] и Сакарай и др. [35] сообщают об испытаниях на разрыв шин и круглых стеблей, соответственно, имеющих разную длину заделки. Оба исследования пришли к выводу, что среднее напряжение связи уменьшается по мере увеличения длины заделки, и что это уменьшение значительно более выражено, чем наблюдается в [изотропных] стальных арматурных стержнях.Такое уменьшение можно объяснить более сильным эффектом сдвига и плохими поперечными характеристиками материала анизотропного бамбука. Как видно на рис. 1, бамбуковые шины, которые не имеют выраженных деформаций (таким образом, в основном полагаются на трение для передачи напряжения), демонстрируют более низкое напряжение сцепления, чем круглые стебли, для которых узловые выступы обеспечивают некоторую степень механической блокировки. Геймайер и Кокс пришли к выводу, что бамбуковые шины имеют эффективную длину скрепления, за пределами которой дальнейшее увеличение длины заделки не влияет на доступную емкость; Исходя из этого, они установили свою рекомендацию, что прочность сцепления должна составлять 44 Н / мм окружности арматурного стержня и что предусмотренное заделывание должно превышать 305 мм.

Присутствие кремнезема (SiO ₂ ) в бамбуке может способствовать пуццолановой реакции, увеличивая количество гидратов силиката кальция (CSH) за счет реакции с Ca (OH) ₂ во время гидратации портландцемента, что улучшает связывание с бетоном. Однако кремнезем в бамбуке находится в основном в эпидермисе (на клеточном уровне) и должен подвергаться воздействию бетона, чтобы произошла пуццолановая реакция [36]. Следовательно, при использовании бамбука в виде стеблей или шин дополнительная пуццолановая активность сомнительна и вряд ли будет каким-либо значимым образом способствовать сцеплению бамбука с бетоном.

Все известные исследования, посвященные склеиванию бамбука в бетоне, определяют усадку необработанного, зеленого или предварительно замоченного бамбука, а также циклы набухания, вызванные колебаниями влажности в бетоне, как вредные для склеивания. В результате большинство исследований рекомендуют покрывать бамбук влагозащитным слоем при условии, что покрытие не приводит к смазывающему эффекту, что само по себе ухудшает сцепление. С другой стороны, герметизация недостаточно выдержанного бамбука в водонепроницаемой среде может усугубить гниение.Наконец, на практике сложно добиться надежного и длительного состояния водонепроницаемости.

Обычной практикой является покрытие бамбука эпоксидной или полиэфирной смолой и рассыпание по нему песка для улучшения характеристик сцепления; однако из-за гигроскопичности бамбука, колебания содержания влаги в бамбуке (MC) и относительной влажности (RH) может произойти набухание или сжатие материала в зависимости от поглощения и потери влаги. Это может привести к трудозатратным и энергоемким и потенциально дорогостоящим процедурам, которые противоречат цели использования недорогого и доступного на месте материала.Например, Javadian et al. [37] сообщают о максимальной прочности сцепления, сравнимой с прочностью стальных арматурных стержней, 3,65 МПа, для композитных бамбуковых шин с высокой степенью обработки. Для достижения такого высокого напряжения сцепления трещины были высушены при влажности ниже 10%, подвергнуты термообработке под давлением (для увеличения плотности бамбука) и покрыты эпоксидной смолой на водной основе и мелким песком.

В целом, исследования цементных и полимерных композитов с использованием бамбука и других природных материалов в качестве арматуры выявили общие проблемы, такие как биоразлагаемость, технологичность и термическая совместимость бамбука и матричного материала [29, 38].Последней проблемой, потенциально влияющей на характеристики сцепления бамбука, является коэффициент теплового расширения (КТР), который а) зависит от содержания влаги; и б) в пять раз меньше, чем у бетона или стали в продольном направлении, но в два раза больше, чем это значение в поперечном направлении. Сообщаемый CTE в продольном направлении для бамбука колеблется от 2,5 до 10 × 10 ^-6 / C; поперечный КТР примерно на порядок больше [9].

Прочность бамбуковой арматуры в бетоне

Прочность бамбука тесно связана с его естественным составом.Как и другие лигноцеллюлозные материалы, бамбук состоит из целлюлозы, гемицеллюлозы и лигнина. Химический состав этих компонентов в бамбуке изменяется с возрастом (например, когда растения достигают зрелого состояния) и / или после сбора урожая, что запускает процесс гибели клеток и распада тканей. О значительной статистической корреляции между изменениями химического состава, возраста и плотности у Phyllostachys pubescens и Gigantochloa scortechinii сообщили Li et al. [39] и Hisham et al.[40] соответственно.

Есть несколько известных исследований, конкретно посвященных долговечности бамбука, залитого в бетон. Тем не менее, существует значительное количество литературы, посвященной долговечности и обработке различных материалов биомассы (иногда включая бамбук) в цементных материалах. Gram [41] представляет собой, пожалуй, первое значительное исследование в этом отношении, а Vo и Navard [42] и Pacheco-Torgal и Jalali [43] представили недавние и очень подробные обзоры. Большинство существующих исследований сосредоточено на «армировании волокном» или включении целлюлозных материалов в цементный композит.В этом обзоре авторы рассмотрели только те вопросы долговечности, которые считаются актуальными для бетона, армированного бамбуком. Читатели будут направлены к обзорным статьям, в которых обсуждаются другие вопросы, связанные с долговечностью.

Бетон из портландцемента — это среда с высоким содержанием щелочей. PH поровой воды в портландцементном бетоне обычно превышает 12. Это обеспечивает пассивирующую среду для встроенной стальной арматуры, эффективно снижая вероятность коррозии стали, при условии, что pH остается выше 10 [44].Напротив, щелочная обработка часто используется для разрушения клеточной структуры лигноцеллюлозных материалов, таких как древесина, конопля, лен и бамбук [45], чтобы извлечь, обнажить или обработать их волокна. Такая обработка может улучшить шероховатость поверхности (так называемая проклейка волокон) для улучшения сцепления с полимерными смолами в композитных материалах, но явно нежелательна в случае использования бамбуковых стержней в бетоне, армированном бамбуком. Хосода [46] сообщает о 50% -ной потере растягивающей способности бамбука после годичного выдерживания в ванне с водой с высоким содержанием щелочи; через 3 года бамбук сохранил только 30% своей первоначальной прочности.Гемицеллюлоза и водорастворимые экстрактивные вещества (последние, как правило, не должны присутствовать в обработанных бамбуковых стеблях) вступают в реакцию с гидроксидом кальция (Ca (OH) ₂ ), присутствующим в цементном тесте [47,48,49,50], что приводит к кристаллизации извести. в порах биомассы [43]. Лигнин растворим в горячих щелочных средах [41], как в случае гидратации цемента, и, возможно, когда бетон подвергается воздействию прямых солнечных лучей в тропической среде. Было обнаружено, что уменьшение щелочности при использовании тройных цементов [51] или карбонизации [52] лишь частично смягчает деградацию биомассы.Лигноцеллюлозные материалы в гидратированном цементе также охрупчиваются из-за минерализации, связанной с катионами (в первую очередь Ca ²⁺ ) в пористой воде бетона [53].

Водопоглощение — критическая проблема долговечности биомассы любого вида, заключенной в цементную матрицу [43]. Водопоглощение и гигротермический цикл приводят к практически непрерывному изменению объема внедренной биомассы, что приводит к межфазному повреждению и микро- и макротрещинам. Эти эффекты увеличивают проницаемость, вызывая описанные ранее вредные процессы.

Биологическая атака, возможно, является наиболее серьезной проблемой для бамбука. По сравнению с деревом есть определенные факторы, которые делают бамбук более склонным к гниению, в том числе: (а) его тонкостенная геометрия (что делает гниение более значительным с точки зрения уменьшения емкости элемента), (б) высокое содержание крахмала и ( в) отсутствие устойчивых к гниению соединений, таких как те, которые содержатся в некоторых лиственных породах древесины, таких как тик и ипе [3, 54, 55]. Существует две причины биологического разложения бамбука: насекомые (например, жуки и термиты) и поражение грибами (гниль).Как и в случае с древесиной [3, 56], для защиты бамбука от насекомых и грибков требуются четыре меры: (а) приправить бамбук; (б) обработать химикатами всю толщину; (c) сохранять бамбук сухим и способным «дышать» на протяжении всей своей жизни; и, (г) держите бамбук в недоступном для термитов месте.

Заливка в бетон не считается достаточной для защиты бамбука от нападения насекомых, особенно термитов. Термиты могут переходить в трещины размером до 0,8 мм [57]. Бетон, армированный бамбуком, может иметь такие трещины в результате воздействия температуры, усадки и / или нагрузки.Таким образом, бамбуковая арматура требует химической обработки по всей толщине стенки для предотвращения нападения насекомых [55, 58].

Грибковая атака (гниль) требует аэробных условий и влажности, обычно превышающей 20% [59]. Бамбук, полностью или частично залитый в бетон, подвержен гниению, потому что бетон (или строительный раствор) пористый, а влага легко переносится через капиллярное действие [60] и через существующие трещины. Кроме того, заделка в бетон, вероятно, предотвратит быстрое испарение или диспергирование влаги, которая присутствует в результате проникновения, что приведет к увеличению содержания влаги в бамбуке.Обычно считается, что обработка поверхности или «нанесение краски» не обеспечивает достаточной защиты от гниения древесины [3, 56, 59] или бамбука [61]. Насколько известно авторам, не проводилось никаких всесторонних испытаний для конкретной оценки вероятности гниения бамбука, когда он полностью залит бетоном. За исключением случаев, когда бетон остается сухим на протяжении всего срока службы, гниение возможно даже тогда, когда бамбук покрыт битумным или эпоксидным покрытием.

Проблемы деградации бамбуковой арматуры усугубляются тем, что такие повреждения останутся незамеченными.Например, коррозия стальной арматуры происходит в течение многих лет или десятилетий и приводит к расширению стальной арматуры, что приводит к растрескиванию, образованию пятен и отслаиванию покрывающего бетона, тем самым обеспечивая визуальное «предупреждение» до того, как коррозия станет критически важной проблемой для безопасности. Однако в некоторых средах бамбук может быстро разлагаться и разлагаться, не указывая на повреждение бетонной поверхности.

Влияние добавления углеродных нанотрубок на скорость коррозии и соединение стали и бетона

относительное сравнение со стальной арматурой с использованием навесной балки

В данной статье представлены результаты экспериментального исследования, проведенного для оценки поведения напряжения сцепления стержня из базальтового полимера (BFRP) и стальной арматуры (SR) в обычном бетоне типа C30. Экспериментальная программа проводилась по испытаниям 16 образцов шарнирных балок, подготовленных в соответствии со стандартом BS 4449: 2005 + A2: 2009.Для изготовления навесных балок использовался обычный бетон типа С30. При испытаниях балки в качестве экспериментальных переменных использовались диаметр стержня и длина заделки. Характеристики сцепления стержня из BFRP и SR сравнивались с помощью результатов испытаний на изгиб шарнирной балки, проведенных на полученных образцах балки после 28 дней отверждения. Результаты показали, что для стержней из BFRP были получены гораздо более высокие значения напряжения сцепления по сравнению с стержнями SR для стержней диаметром 12 и 8 мм. Кроме того, значения максимального напряжения сцепления уменьшались с увеличением диаметра стержня и длины заделки как для стержня из BFRP, так и для SR.

1 Введение

Железобетонные (ЖБИ) конструкции, наиболее важный и популярный структурный тип во всем мире, были построены в огромных количествах во всем мире за последние несколько десятилетий (например, супер-плотины, длиннопролетные мосты и небоскребы) [1]. Стальная арматура (SR) широко используется в железобетонных конструкциях благодаря своей эффективности и экономической выгоде. Эти стержни пластичные и прочные, что делает их подходящими для армирования бетона [2]. К сожалению, по сравнению с другими факторами, включая замораживание-оттаивание и воздействие физических и химических факторов окружающей среды, коррозия арматурной стали была одним из наиболее важных факторов, которые серьезно ухудшали долговечность конструкций из ЖБИ [1, 3].Коррозия SR в железобетонных конструкциях приводит к растрескиванию и отслаиванию бетона, что приводит к дорогостоящему обслуживанию и ремонту. Инновационный подход к решению проблем, вызванных SR, может быть обеспечен с использованием армированного волокном полимера (FRP) в качестве альтернативы [4].

За последние два десятилетия лабораторные испытания продемонстрировали, что стержни из стеклопластика могут успешно и практически использоваться в качестве внутренней арматуры в бетонных конструкциях [5].

В настоящее время стеклопластик широко используется в железобетонных конструкциях из-за его превосходных свойств материала, таких как высокая прочность на растяжение, отличная стойкость к электрохимической коррозии и рентабельность изготовления по сравнению с традиционными SR [6].Таким образом, в последние годы стержни из стеклопластика были представлены как компетентная альтернатива традиционным арматурным SR для различных железобетонных конструкций, подвергающихся суровым условиям окружающей среды, таких как очистка сточных вод и химические заводы, плавучие палубы, морские стены и водные сооружения [ 7, 8]. Бар FRP состоит из двух основных фаз. Эти фазы представляют собой матрицы и волокна. Обычно используемые матрицы представляют собой термореактивные полимерные смолы, а армирующие элементы — стеклянные, углеродные, арамидные и базальтовые волокна.Бар из стеклопластика анизотропен и может быть изготовлен с использованием различных технологий, таких как пултрузия, плетение и ткачество. Стеклянные, углеродные, арамидные и базальтовые волокна обычно используются для производства стержней из стеклопластика. Стекловолокно обеспечивает экономичный баланс между стоимостью и конкретными прочностными характеристиками; это делает их предпочтительнее углерода и арамида в приложениях большинства RC-структур [5].

В последнее время стержни из базальтового стеклопластика (BFRP) стали многообещающей альтернативой обычным стеклопластиковым материалам (GFRP).На сегодняшний день проведено несколько исследований, посвященных стержням из BFRP. Altalmas et al. исследовали прочность сцепления брусков из BFRP с песчаным покрытием при прямой растягивающей нагрузке после воздействия условий ускоренного кондиционирования (кислоты, соли и щелочи). Результаты показали, что кондиционирование снижает прочность соединения стержней из BFRP на 14–25% от их первоначальной прочности [9]. El Refai et al. исследовали влияние различных ускоренных сред на реакцию сцепления на напряжение-проскальзывание, адгезию к бетону и прочность сцепления двух типов стержней из стеклопластика и одного типа стержней из стеклопластика.Результаты исследования показали, что влажная среда вызвала повышенную адгезию на ранних этапах нагрузки для всех стержней из стеклопластика. На более поздних стадиях они обнаружили, что такая среда оказывает пагубное влияние на прочность сцепления в зависимости от поглощения влаги материалом стержня. Другой вывод исследования заключается в том, что воздействие повышенных температур оказало незначительное влияние на прочность сцепления всех испытанных образцов [10]. В другой статье El Refai et al. представил результаты тестирования поведения облигаций слитков BFRP.В ходе экспериментов были проведены испытания на прямое вытягивание цилиндрических образцов. Результаты исследования демонстрируют перспективность использования стержней из стеклопластика в качестве альтернативы стержням из стеклопластика при армировании бетонных элементов [11].

По данным Bi et al. Результаты экспериментов показывают, что средняя прочность соединения уменьшилась, тогда как длина соединения увеличилась и стала слабее, тогда как диаметр BFRP был больше [12]. В исследовании Mahroug et al. Были представлены результаты испытаний и прогнозы кода для четырех бетонных плит с непрерывной опорой и двух бетонных плит с простой опорой, армированных стержнями из BFRP.Одна непрерывно поддерживаемая стальная железобетонная плита также была испытана в целях сравнения. Были исследованы различные комбинации армирования под и над BFRP в верхнем и нижнем слоях плит. Ж / б плиты из BFRP с непрерывной опорой демонстрируют большие прогибы и более широкие трещины, чем аналог, армированный сталью. Кроме того, чрезмерно армированная плита из BFRP RC в верхнем и нижнем слоях показала самую высокую нагрузочную способность и наименьший прогиб из всех протестированных плит BFRP [13].

В этом исследовании были исследованы характеристики сцепления стержней из BFRP в обычном бетоне с использованием метода шарнирных балок.

2 Материалы, метод шарнирных балок и пробоподготовка

2.1 Материалы

Для этого исследования была подготовлена ​​стандартная бетонная смесь типа C30, которая использовалась для создания образцов шарнирной балки. Материалы, выбранные для производства бетона, были легко доступны на рынке. Цемент, используемый в качестве связующего при производстве бетона, представлял собой обычный портландцемент (ПК) типа CEM I 42.5R, соответствующий стандарту EN 197-1 [14]. Напротив, летучая зола с низким содержанием извести [LLFA; летучая зола с содержанием извести 1.81% (CaO <10%)] был использован для увеличения текучести бетона. Химические и физические свойства ПК и LLFA приведены в таблице 1.

Химический состав и физические свойства ПК и LLFA.

Для изготовления образцов бетона использовались мелкие и крупные агрегаты известнякового щебня. Максимальный размер заполнителя составлял 12,5 мм (мелкий 0–4,75 мм и крупный 4,75–12,5 мм). Крупные и мелкие агрегаты имели удельный вес 2,72 и 2,70, а водопоглощение агрегатов составляло 0,55% и 2,3% соответственно. Для определения механических свойств (прочности на сжатие и растяжение при раскалывании) бетона были приготовлены кубические (150 × 150 × 150 мм) и цилиндрические (диаметр 150 мм и высота 300 мм) образцы.

Состав бетонной смеси приведен в Таблице 2. Чтобы бетон легко помещался в формы, был подготовлен состав смеси класса осадки S4 (160–210 мм), как указано в стандарте BS EN 12350-2 [15] . LLFA использовался в смесях для улучшения текучести бетона для получения класса консистенции S4. LLFA может улучшить сыпучесть бетона с помощью его гладких сферических частиц. Изображение, полученное с помощью сканирующей электронной микроскопии (SEM), приведенное на рисунке 1, показывает структуру частиц LLFA.

Материалы смешанные в 1 м. ³ бетон.

Рисунок 1:

SEM-изображение LLFA, использованное в этом исследовании.

Формы поверхности стержня из BFRP и SR, использованные в этом исследовании, показаны на Рисунке 2.Физические, механические и термические свойства арматуры BFRP, предоставленные производителем, представлены в Таблице 3.

Рисунок 2:

Формы поверхности стержня из BFRP и SR.

Физические, механические и термические свойства арматуры BFRP, предоставленные производителем.

2.2 Метод шарнирных балок и пробоподготовка

Испытание шарнирной балки — одно из испытаний на изгиб для определения характеристик сцепления бетона и арматуры.Принцип метода испытания заключается в нагружении испытательной балки путем простого изгиба до полного разрушения сцепления арматурной стали в одной из полубалок или до разрушения самой арматурной стали. Во время нагружения измеряется скольжение двух концов арматурного стержня. Балка, используемая для испытания, состоит из двух параллелепипедных блоков RC, соединенных внизу арматурным стержнем, связь которого будет проверяться, и вверху стальным шарниром [16]. Стальной шарнир помещается в середину балки, чтобы более точно определить растягивающие усилия.На рисунке 3 показана испытательная установка, использованная в этом исследовании.

Рисунок 3:

Испытательная установка на шарнирной балке, использованная в данном исследовании [21].

Шарнирная балка позволяет измерять скольжение арматурных стержней, нагружая балку в средней точке. Этот метод испытаний был выбран для данного исследования, потому что испытание на балку, безусловно, дает лучшую оценку прочности сцепления из-за его сходства с реальными конструктивными элементами (особенно изгибными элементами) [17].На рисунке 3 показаны детали экспериментальной установки, использованной в этом исследовании. Во время проведения испытания датчик нагрузки и потенциометрические линейки использовались для измерения вертикально приложенных нагрузок и скольжения путем нагружения балки в средней точке, как показано на рисунке 4. Здесь следует подчеркнуть, что важно завершить эксперименты. без трещин сдвига. Стремена использовались для обеспечения сопротивления сдвигу образцов балки. Схема армирования блоков навесных балок приведена на рисунке 5.

Рисунок 4:

Подробная информация об экспериментальной установке, использованной в данном исследовании.

Рисунок 5:

Схема усиления шарнирных блоков балок, использованных в данном исследовании [20].

При производстве образцов шарнирных балок пластиковые оболочки были помещены в соответствующие места армирования с использованием горячего силикона, чтобы обеспечить длину заделки 10 и 20 Φ (рис. 6A).Усиления, имеющие ограниченную длину заделки, были пропущены через хомуты и помещены в специальные формы вместе со хомутами (рис. 6A – C). Образцы шарнирной балки, готовые к испытанию на изгиб после отверждения, показаны на Рисунке 7.

Рисунок 6:

Этапы подготовки образцов шарнирной балки: (A) процесс ограничения длины заделки, (B) подготовленная арматура хомутов и (C) образцы балки, готовые к бетонной заливке.

Рисунок 7:

Вид на шарнирные балки, подготовленные для испытания на сцепление.

3 Результаты и обсуждения

Испытание свежего бетона на осадку проводилось с целью определения соответствия бетона типа С30, подготовленного для производства шарнирных балок, требованиям класса осадконакопления S4. Кроме того, были проведены испытания прочности на сжатие, прочности на разрыв и водопоглощения для определения механических и физических характеристик затвердевшего бетона.Средние результаты всех испытаний, примененных к бетону, приведены в Таблице 4.

Свойства обычного бетона типа C30, полученного в ходе исследования.

Как видно из таблицы 4, средняя величина осадки в изготовленных бетонах составила 190 мм. Этот результат находится в пределах значений (160–210 мм), указанных в стандарте BS EN 12350-2 для класса осадки S4. Более того, было обнаружено, что прочность на сжатие кубического образца бетона в течение 28 дней составляет 37.9 МПа, прочность на разрыв цилиндрического образца бетона составляет 3,84 МПа, а водопоглощение бетона составляет 3,41% (образец куба 37,9 МПа означает образец цилиндра 30 МПа (C30) в соответствии с BS EN 206-1 [18 ]).

Предел текучести, предельное напряжение и разрывное напряжение SR составили 490, 570 и 478 МПа соответственно при испытании на одноосное растяжение. Для стержня из BFRP разрывное напряжение составило 1021 МПа. Поскольку стержень из BFRP является хрупким материалом, невозможно получить предел текучести.Эти результаты означают, что предел прочности базальтовой арматуры, который был обнаружен экспериментально в рамках данного исследования, в 2,08 раза больше, чем предел текучести SR, и в 1,79 раза больше, чем предел прочности на разрыв SR.

При испытании шарнирной балки, чтобы определить напряжение сцепления стержней арматуры с использованием образцов балки, сначала были определены нагрузки в стержнях арматуры. На основании геометрии образцов балки и расположения приложенных нагрузок и опор (рисунок 3) нагрузки в стержнях арматуры ( P ) были определены по следующему уравнению:

(1) п знак равно 1.25 F (1)

, где F — приложенная нагрузка, определяемая датчиком нагрузки.

После определения нагрузок в стержнях арматуры было вычислено напряжение связи между стержнями арматуры и бетоном. Согласно Технической Рекомендации RILEM, напряжение сцепления ( τ _u ) между арматурными стержнями и бетоном можно рассчитать с помощью уравнения (2). В этом уравнении P — это приложенная предельная нагрузка (UL; N), d — диаметр стержня (мм), а l _d — длина заделки (мм) [19].

(2) τ ты знак равно п / ( π d л d ) (2)

В этом исследовании для обозначения образцов с шарнирной балкой использовался стиль кодирования. При кодировании балки были закодированы в форме BXYZ или SXYZ, где B представляет базальт, S представляет сталь, «X» представляет длину заделки (10 означает 10 Ø и 20 означает 20 Ø), «Y» представляет диаметры стержня (08 означает Ø8 и 12 означает Ø12), а «Z» представляет номер образца.

Все результаты испытаний на изгиб, найденные в этом исследовании, приведены в таблице 5. Эти результаты включают UL, предельное напряжение на арматурный стержень (USR), предельное напряжение сцепления ( τ _u ), скольжение при UL (SUL), среднее проскальзывание при UL (ASUL) и режиме отказа (FM). Обычно два значения скольжения берутся из каждого образца шарнирной балки путем нагружения балок (от потенциометрических линейок с правой и левой сторон балки). Значения, приведенные в таблице 5, представляют собой максимальные значения скольжения каждой нагруженной балки.

Результаты испытаний на сцепление в условиях шарнирной балки.

Согласно результатам в Таблице 5, когда были исследованы средние значения τ _u , полученные для образцов с длиной заделки 20 Φ и диаметром стержня 12 мм, средние значения τ _u , полученные в SR равны 7.31 МПа (S-20-12-среднее) увеличилось на 73,9% в арматуре BFRP до 12,75 МПа (B-20-12-среднее). Аналогичным образом, в образцах с длиной заделки 20 Φ и диаметром стержня 8 мм среднее значение τ _u , полученное в SR как 7,75 МПа (S-20-08-среднее), увеличилось на 77,3% в арматурном стержне из BFRP до 13,74 МПа (Б-20-08-средний). По результатам, полученным для образцов с длиной заделки 10 Φ, аналогичных образцам с длиной заделки 20 Φ, средние значения τ _u арматурного стержня из BFRP оказались выше SR.(Среднее значение B-10-12 было на 38,5% выше, чем среднее значение S-10-12, а среднее значение B-10-08 было на 63% выше, чем среднее значение S-10-08). из важных результатов в Таблице 5 было то, что FM во всех сериях с длиной заделки 20 Φ относились к типу разрыва стержня и что все значения ASUL были ниже 1 мм. Эти результаты показывают, что арматурные стержни SR и BFRP не теряют сцепления до серии обкатки с длиной заделки 20 Φ. Однако, как упоминалось выше, намного более высокие значения τ _и были получены для арматурных стержней из BFRP по сравнению с SR для стержней диаметром 12 и 8 мм.

Согласно полученным результатам, если сделать общую оценку влияния диаметра стержня на напряжение сцепления, можно сказать, что значения напряжения сцепления уменьшаются при увеличении диаметра стержня. Подобный вывод уже был продемонстрирован в предыдущих исследованиях [17, 20–22].

Как видно из Таблицы 5, во всех случаях скольжение при τ _u уменьшается с увеличением диаметра стержня, как уже было продемонстрировано в предыдущих исследованиях Pop et al. [17] и Сонеби и Бартос [23].Эволюция максимального среднего напряжения сцепления с уменьшением длины заделки показана на рисунке 8. Как видно из рисунка 8, если стержень из BFRP и SR использовались как для стержня диаметром 8, так и 12 мм, значения напряжения сцепления уменьшались при увеличении длины заделки. . В дополнение к результатам, приведенным в таблице 5, показатели проскальзывания нагрузки были созданы с использованием данных, полученных в результате испытаний на изгиб (рисунки 9–12). На этих рисунках нагрузка, необходимая для достижения предела текучести обычной стальной арматуры (LRYS-S-Conventional), нагрузка, необходимая для достижения предела текучести стальной арматуры, используемой в этом исследовании (LRYS-This research), нагрузка, необходимая для достижения растягивающего напряжения стальной арматуры, использованной в этом исследовании (LRTS-This research), и нагрузки, необходимой для достижения растягивающего напряжения базальтовой арматуры, использованной в этом исследовании [LRTS-B-VM (для значения, полученного от производителя)]. чтобы помочь четко сравнить характеристики сцепления стержня из BFRP и SR.

Рисунок 8:

Максимальные средние значения напряжения сцепления, соответствующие длине заделки.

Рисунок 9:

Взаимосвязь нагрузки и проскальзывания на свободном конце арматурных стержней 12 мм и бетона (длина заделки 20 Φ).

Рисунок 10:

Взаимосвязь нагрузки и проскальзывания свободного конца арматурных стержней 8 мм и бетона (длина заделки 20 Φ).

Рисунок 11:

Взаимосвязь нагрузки и проскальзывания свободного конца арматурных стержней 12 мм и бетона (длина заделки 10 Φ).

Рисунок 12:

Зависимость нагрузки и проскальзывания свободного конца арматурных стержней 8 мм и бетона (длина заделки 10 Φ).

Используя результаты, показанные на рисунках 9–12, значения скольжения стержней из BFRP, соответствующие нагрузкам, необходимым для достижения предела текучести и прочности на разрыв SR, используемого в этом исследовании, приведены в таблице 6 в качестве краткой интерпретации характеристик сцепления стержней из BFRP.

Значения скольжения стержней из BFRP при нагрузках, необходимых для достижения предела текучести и предела прочности SR.

Наиболее значимый результат в Таблице 6 заключается в том, что отсутствуют какие-либо значения скольжения, полученные для стержней из BFRP при нагрузках, соответствующих пределу текучести и пределу прочности SR. Другой важный результат в таблице 6 заключается в том, что в серии, где длина заделки составляет 10 Φ, хотя стержень из BFRP сохраняет свое сцепление до тех пор, пока нагрузка, соответствующая пределу прочности на разрыв SR, теряет свое сцепление до достижения прочности на разрыв в серии, где используется арматурный стержень диаметром 8 и 12 мм, демонстрирующий нарушение прилипания по типу РО.

4 Выводы

Поведение при напряжении сцепления стержня из BFRP и SR в обычном бетоне типа C30 было экспериментально исследовано на образцах для испытаний шарнирной балки. На основании полученных результатов можно сделать следующие выводы:

• Предел прочности на разрыв стержня из BFRP в 2,08 раза больше, чем предел текучести SR, и в 1,79 раза больше, чем предел прочности на разрыв SR.

• Максимальные значения напряжения сцепления имеют тенденцию к уменьшению при увеличении длины заделки как для стержня из BFRP, так и для SR.

• Максимальные значения напряжения сцепления уменьшаются с увеличением диаметра стержня как для стержня из BFRP, так и для SR.

• В серии с длиной заделки 20 Φ и диаметром стержня 12 мм максимальное напряжение сцепления стержня из BFRP было на 73,9% выше по сравнению с SR, а при диаметре стержня 8 мм максимальное напряжение сцепления стержня из BFRP было на 77,3% выше по сравнению с в SR.

• Принимая во внимание результаты, в случае необходимости, если в проекте используется стержень из BFRP, требования к длине заделки могут быть уменьшены по сравнению с SR.

• Когда были достигнуты значения нагрузки, соответствующие пределу текучести SR с диаметром 12 мм, значение скольжения, возникающее на стержне из BFRP диаметром 8 мм, было получено как 0,6174232 мм. Когда были достигнуты значения нагрузки, соответствующие 72% предела текучести SR диаметром 12 мм, на стержне из BFRP диаметром 8 мм не произошло скольжения. Эти результаты показывают, что исследования применимости стержней из BFRP с меньшим диаметром, чем SR, в проектах, содержащих бетон типа C30 или более прочный и с длиной заделки 20 Φ, будут полезны.Кроме того, этот предмет может быть оценен в будущих исследованиях с точки зрения стоимости.

Ссылки

[1] Qiao G, Hong Y, Ou J. Measurement 2015, 67, 78–83.10.1016 / j.measurement.2014.12.018 Искать в Google Scholar

[2] Won J, Park C, Ким H, Ли S, Jang C. Compos. Pt. B Eng. 2008, 39, 747–755. Поиск в Google Scholar

[3] Цяо Г, Хун Й, Оу Дж, Гуань Х. Measurement 2015, 67, 84–91.10.1016 / j.measurement.2014.12.048 Искать в Google Scholar

[4] Metwally IM. HBRC J. В печати. http://dx.doi.org/10.1016/j.hbrcj.2015.02.006. Искать в Google Scholar

[5] Nanni A, De Luca A, Zadeh HJ. Железобетон со стержнями из стеклопластика: механика и дизайн. CRC Press, Taylor & Francis Group, 2014. Поиск в Google Scholar

[6] Lin X, Zhang YX. Compos. Struct. 2014, 107, 131–141.10.1016 / j.compstruct.2013.07.037 Поиск в Google Scholar

[7] Islam S, Afefy HM, Sennah K, Azimi H. Constr. Строить. Матер. 2015, 83, 283–298.10.1016 / j.conbuildmat.2015.03.025 Поиск в Google Scholar

[8] Алвес Дж., Эль-Рагаби А., Эль-Салакави Э. Дж. Компос. Констр. 2011, 15, 249–62.10.1061 / (ASCE) CC.1943-5614.0000161 Искать в Google Scholar

[9] Altalmas A, El Refai A, Abed F. Constr. Строить. Матер. 2015, 81, 162–171.10.1016 / j.conbuildmat.2015.02.036 Поиск в Google Scholar

[10] Эль Рефаи А., Абед Ф., Алталмас А. Дж. Компос.Констр. 2015, 19, 5, 04014078-1-11. Искать в Google Scholar

[11] Эль Рефаи А., Аммар М., Масмуди Р. Дж. Компос. Констр. 2015, 19, 3, 04014050-1-12. Искать в Google Scholar

[12] Bi Q, Wang Q, Wang H. Adv. Матер. Res. 2011, 163, 1251–1256. Искать в Google Scholar

[13] Mahroug MEM, Ashour AF, Lam D. Compos. Struct. 2014, 107, 664–674.10.1016 / j.compstruct.2013.08.029 Поиск в Google Scholar

[14] Британский институт стандартов. BS EN 197-1: 2000, Цемент. Часть 1: Состав, спецификации и критерии соответствия для обычных цементов. Поиск в Google Scholar

[15] Британский институт стандартов. BS EN 12350-2: 2009, Тестирование свежего бетона. Тест на спад. Поиск в Google Scholar

[16] Британский институт стандартов. BS 4449: 2005 + A2: 2009. Искать в Google Scholar

[17] Pop I, De Schutter G, Desnerck P, Onet T. Constr. Строить. Матер. 2013, 41, 824–833.10.1016 / j.conbuildmat.2012.12.029 Искать в Google Scholar

[18] Британский институт стандартов. BS EN 206: 2013. Искать в Google Scholar

[19] RILEM. Технические рекомендации по испытаниям и использованию строительных материалов. RILEM, 1992. Поиск в Google Scholar

[20] Сонеби М., Дэвидсон Р., Клеланд Д. 12DBMC. Международная конференция по долговечности строительных материалов и компонентов, Португалия , 2011. Поиск в Google Scholar

[21] Desnerck P, De Schutter G, Taerwe L. Mater. Struct. 2010, 43, 53–62.10.1617 / s11527-010-9596-6 Поиск в Google Scholar

[22] Бамонте П., Коронелли Д., Гамбарова П.Г. Механика разрушения бетона и бетонных конструкций, FraMCos 5 , Вейл, Колорадо, США, 2004. Искать в Google Scholar

[23] Сонеби М., Бартос П.Дж.М. В материалах симпозиума RILEM по самоуплотняющемуся бетону , Skarendahl A, Petersson O, Eds., Stockholm, 1999, 275–289. Искать в Google Scholar

Поступила: 2015-5-22

Принято: 2015-11-6

Опубликовано в сети: 18.12.2015

Напечатано: 27.11.2017

© 2017 Walter de Gruyter GmbH, Берлин / Бостон

Эта статья распространяется в соответствии с условиями некоммерческой лицензии Creative Commons Attribution, которая разрешает неограниченное некоммерческое использование, распространение и воспроизведение на любом носителе при условии правильного цитирования оригинальной работы.

CRSI: устойчивость

Долговечное устойчивое строительство

Сегодняшний железобетон — гораздо более экологичный и гибкий продукт. Значительные улучшения воздействия на окружающую среду были сделаны во многих областях, включая производство цемента и использование переработанных цементных материалов, отведенных из потока отходов. Все большее число строителей регулярно отводят бетонные отходы из потока отходов, используя разрушенный (раздробленный) бетон в качестве дренажной свалки или материала основания дороги.Арматура из низкоуглеродистой стали производится исключительно из переработанных стальных продуктов после бытового и постиндустриального производства, таких как автомобили, бытовая техника и переработанные строительные материалы. Побочные продукты промышленности и утилизации отходов, такие как зола-унос и микрокремнезем, эффективно заменяются в качестве цементирующих компонентов в бетоне, что значительно снижает содержание портландцемента без ущерба для прочности или долговечности.

Переработка

Стальные арматурные стержни, используемые в железобетоне, почти на 100% состоят из вторичного сырья.Ежегодно в арматуру перерабатывается более 7 миллионов тонн стального лома, практически все сырье. Такая переработка позволяет избежать огромных затрат энергии — в противном случае для изготовления одной тонны стальной арматуры потребовалось бы около 2500 фунтов руды, 1400 фунтов угля и 120 фунтов известняка. Арматурный стержень обычно производится в электродуговых печах, которые производят около 45% стальной продукции, производимой в Америке. Почти 100% сырья, используемого для производства арматурных стержней, составляет переработанный лом черных металлов.

Аналогичным образом, конструкции бетонных смесей обычно включают промышленные побочные продукты, которые в противном случае считались бы непригодными для использования отходами, такие как летучая зола, измельченный гранулированный доменный шлак, микрокремнезем и другие дополнительные вяжущие материалы. Они уменьшают количество цемента, необходимого в бетоне, при этом значительно повышая долговечность. Он изготавливается из материалов, доступных на месте, и часто отливается рядом с площадкой, что сводит к минимуму транспортировку.

Железобетон обычно отливают по точным спецификациям с небольшим избытком, что снижает количество отходов.Любые образовавшиеся отходы можно переработать для другого использования. Его высокопрочные возможности позволяют свести к минимуму количество колонн, сэкономить материал и снизить воздействие на окружающую среду. Его можно измельчать и повторно использовать в качестве заполнителей в новых бетонных конструкциях, в дорожных полотнах и для волноломов в виде более крупных кусков. Комбинация переработки арматурной стали и бетона делает его полностью готовым строительным материалом, признанным организациями экологичного дизайна во всем мире.

Лидерство в области энергетического и экологического дизайна (LEED)

Совет по экологическому строительству США (USGBC) создал кредитную рейтинговую систему под названием «Лидерство в энергетическом и экологическом проектировании» (LEED) для оценки экологических характеристик практически любого здания при одновременном продвижении устойчивого дизайна.Проекты зарабатывают баллы за экологически безопасные действия, предпринятые на этапе строительства и после него.

LEED в настоящее время доступно продуктов:

• LEED — v3.0 для нового строительства и капитального ремонта
• LEED — для дома
• LEED — для Core и Shell
• LEED — для существующих зданий: эксплуатация и техническое обслуживание
• LEED — для коммерческих интерьеров
• LEED — для школ
• LEED — для розничной торговли
• LEED — для здравоохранения
• LEED — для развития микрорайона (в пилотной стадии)

USGBC имеет более подробную информацию о программе LEED по адресу http: // www.usgbc.org/ и выделяет категории для удовлетворения каждого кредита. Сорок баллов — это наименьшая сумма, требуемая по категории LEED-NC v3.0, при этом также доступны серебряный, золотой и платиновый уровни.

Сниженные отходы

Оценка жизненного цикла (LCA) — это фактический анализ всего жизненного цикла продукта с точки зрения устойчивости. С помощью LCA вы можете оценить воздействие вашего продукта или услуги на окружающую среду от раннего до последнего времени. LCA — это стандартизированная методология, которая придает ей надежность и прозрачность и дает ощутимые преимущества в процессах принятия решений для создания более устойчивой структуры.

Бетонные компоненты обычно отливают в соответствии с требованиями, с небольшими излишками. Отходы, образующиеся из-за вырезов и т. Д., Можно перерабатывать. Многие сталелитейные и бетонные заводы внедрили программы рециркуляции воды и другие экологические процессы для дальнейшего снижения воздействия производства.

По окончании срока службы конструкции бетон может быть переработан для замены заполнителя. Многие бетонные заводы также внедрили программы по переработке отходов топлива, рециркуляции воды и другие экологические процессы для дальнейшего снижения воздействия производства.

Повышенная энергоэффективность

Бетонная тепловая масса может использоваться для энергосбережения. В регионах страны с сильными суточными градиентами добавление тепловой массы к зданию снижает потребность в отоплении и охлаждении. В регионах, где затраты на энергию меняются в зависимости от времени суток, можно использовать тепловую массу для снижения энергопотребления в периоды пикового потребления. Некоторые системы кондиционирования воздуха используют тепловую массу и проводимость бетонных опор в качестве резервуара или отвода тепла с использованием готовых геотермальных систем.

Улучшенное освещение

Concrete повышают комфорт и энергоэффективность. Светоотражающие полы и стены улучшают освещение внутри зданий за счет отражения света как от естественных, так и от искусственных источников. Использование светлого бетонного покрытия на проезжей части и тротуарах позволяет дизайнерам использовать меньше искусственного света, уменьшая при этом «эффект городского острова тепла», который солнце оказывает на асфальтобетонных покрытиях.

Улучшение качества воздуха

Бетонные здания помогают улучшить качество воздуха в помещениях.Для полированного бетонного пола не требуется ковровое покрытие, которое может быть источником летучих органических соединений. Кроме того, ковер связан с более высоким уровнем аллергенов, потому что он удерживает пыль и может содержать клещей и плесень, поэтому готовый бетонный пол также устраняет это.

Местные материалы

Первичное сырье, используемое для изготовления бетона, широко распространено в большинстве регионов мира. Цемент, заполнители и арматурная сталь, используемые для изготовления бетона, обычно получают или извлекают из источников в пределах 300 миль от завода по производству товарной смеси, сборного железобетона или кирпичной кладки.