О применении сверхпрочного фибробетона в качестве добавленного слоя усиления в изгибаемых железобетонных элементах

РЕФЕРАТ. В статье описана новая эффективная технология усиления железобетонных мостовых конструкций при помощи добавленного слоя (добавленного верхнего слоя, ДВ) из сверхпрочного фибробетона (СПФБ). Приведены результаты экспериментального исследования образцов с ДВ при изгибе до их разрушения. Установлены конкретные значения степени усиления изгибаемых железобетонных конструкций при расположении ДВ как в сжатой, так и в растянутой зонах.

Ключевые слова: фибробетон, сверхпрочный фибробетон, СПФБ, мостовые конструкции.

Keywords: fiber-reinforced concrete, ultra-high performance fibre reinforced concrete, UHPFRC, bridge structures.

Введение

Одно из перспективных направлений развития строительных конструкций из армированного бетона в настоящее время — применение сверхпрочных фибробетонов (СПФБ). Этот особый класс фибробетонов можно с успехом использовать в мостовых сооружениях в качестве и основного «конструкционного» материала [1], и материала так называе­мого добавленного слоя (добавленного верхнего слоя, ДВ) к железобетонным конструкциям [2, 3].

В Европе лидеры в применении СПФБ — Франция, где приоритетно его использование как самостоятельного материала в несущих конструкциях, и Швейцария, где первоочередное внимание уделяется устройству ДВ (в основном на существующих конструк­циях — ​при усилении, ремонте или уширении/реконструкции) [4—6].

В РФ системных исследований и проект­ных работ, относящихся к применению СПФБ в несущих конструкциях, в том числе мостовых, до недавнего времени не проводилось, хотя такой материал разрабатывался и изучались его свойства [7]. С 2016 года прикладные исследования в области конструкций из СПФБ ведутся специализированной научно-исследовательской организацией «Сервис-МОСТ», а с 2019 года, уже системно, — ​по инициа­тиве, под эгидой и при участии компании ЦЕМЕНТУМ (ранее Холсим — ​Hol­cim rus) [8]. В настоящее время выпущен стандарт организации (СТО) ЦЕМЕНТУМ по СПФБ [9].

Как инициатор работ по конструкциям из СПФБ, ЦЕМЕНТУМ считает ДВ наиболее перспективным направлением на начальном этапе применения СПФБ в РФ. Поэтому экс­периментальные исследования были начаты в первую очередь именно по данной теме.

Технические решения с ДВ, получившие применение за рубежом в последние 20 лет и используемые в настоящее время в основном в Швейцарии и США, вызывали у российских специалистов множество вопросов и даже сомнения. Поскольку СПФБ — ​новый материал, с которым в РФ знакомы немногие, специалисты-мостовики опасались, что он не будет в должной мере работать совместно с железобетоном при отсутствии специальных объединяющих приспособлений (упоров, выпусков или др.). Чтобы подтвердить возможности использования СПФБ в ДВ без какого-либо стержневого армирования, была разработана специальная программа испытаний.

Основная цель запланированных испытаний заключалась в подтверждении эффективности ДВ как средства увеличения несущей способности изгибаемых мостовых железобетонных элементов в условиях статического и многократно-повторного (циклического) нагружения (т. е. режимов, характерных для мос­товых конструкций). Испытания проводили с использованием проверенной за рубежом методики подготовки бетонных поверхностей для укладки добавленного слоя из СПФБ по технологии компании ЦЕМЕНТУМ. Важно было получить достаточный объем экс­периментальных данных об особенностях проведения работ, а также о прочностных и деформативных характеристиках образцов с добавленным сло ем СПФБ, расположенным как в сжатой, так и в растянутой зонах усиливаемых конструкций (рис. 1).

Рис. 1. Схема нагружения и конфигурация образцов. Числа в круге — ​номера образцов

В соответствии с указанными целями были поставлены следующие основные задачи испытаний:

⋅ оценка влияния ДВ на несущую способность и на трещиностойкость образцов при действии изгибающего момента;

⋅ оценка фактической деформативности конструкций с ДВ и без него;

⋅ выявление параметров трещинообразования в образцах в ходе их статического нагружения: шага трещин, их раскрытия и конфигурации;

⋅ оценка выносливости изгибаемого элемента и контроль развития нормальных трещин под действием циклического нагружения;

⋅ оценка сцепления слоя ДВ с железобетонной конструкцией, в том числе при циклическом нагружении (при имитации интенсивного движения автомобилей по плите проезжей части).

Экспериментальная часть

Программа исследований предусматривала изготовление семи образцов (см. рис. 1) — ​трех полностью железобетонных (№ 0, 1 и 2) и четырех образцов с железобетонной частью, аналогичной образцу 0, и расположенным на ней слоем ДВ (№ 3 и 5 — ДВ вверху, № 4 и 6 — ДВ внизу). Все образцы имели номинальную длину 270 см, ширину 27,5 см и были армированы одинаковыми арматурными каркасами (расположенными в образцах 1 и 2 на разной высоте). Высота поперечного сечения образца 0 была равна 18 см, образцов 1, 2 и 3…6 (после нанесения ДВ) — ​21 см.

Слой ДВ выполнили из СПФБ в соответствии с СТО ЦЕМЕНТУМ [9], который разрабатывался при участии специалистов организации «Сервис-МОСТ». Использовалась тиксотропная модификация СПФБ (класс прочности на сжатие 130 МПа).

Уже в ходе работ было решено изготовить еще один полностью железобетонный образец (БН), аналог образца 0. Поскольку образцы без ДВ являются эталонными, а значит, предназначены для «многократного сравнения» с образцами с ДВ, то наличие как минимум двух основных эталонных образцов представляется полезным, в частности, с точки зрения статистической достоверности сравнений.

Первоначально планировалось, что каркасы всех изделий будут состоять из шести продольных стержней периодического профиля из арматурной стали класса А400 диаметром 14 мм (по три сверху и снизу), соединенных между собой хомутами диаметром 8 мм на концевых участках длиной по 95 см. В ходе изготовления было согласовано применение продольной арматуры из стали класса А500с. В образцах 1 и 2 каркасы расположены со смещением вниз и вверх соответственно. Образцы 0, БН, 1 и 2, а также заготовки для образцов 3—6 по проекту предусматривалось выполнять из бетона класса В25.

При изготовлении образцов отбирали контрольные образцы бетона для испытаний на прочность при сжатии. Изготовленные железобетонные изделия выдерживались не менее 2 месяцев для проявления значительной части усадки бетона. На 28-е сутки прочность бетона составила около 44 МПа, аналогичной она была по данным измерений неразрушаю­щим методом — ​при помощи склерометра Шмидта.

Образцы 0, 1 и 2 перед испытаниями были предварительно нагружены (надломлены) в соответствии с требованиями к допустимым при эксплуатации раскрытиям трещин в верх­ней и нижней зонах железобетонных плит проезжей части (в образцах 0 и 1—0,3 мм, в образце 2—0,2 мм).

Заготовки для образцов 3—6 по схеме, принятой для испытаний, также были надломлены за счет статической нагрузки до появления в нижней зоне нормальных трещин раскрытием 0,3 мм для образцов 3 и 5, а также 0,2 мм для образцов 4 и 6. При этом заготовки образцов 4 и 6 были перевернуты верхней («дневной») стороной вниз, а после нагружения возвращены в нормальное положение. «Дневную» поверхность заготовок образцов 3—6 подготавливали к нанесению ДВ, придавая поверхности бетона шероховатость около 5 мм. Гидроструйную обработку выполняли с одной скоростью и по одной технологии, поэтому различия между образцами в отношении шероховатости незначительны. При исполнительной съемке (освидетель­ствовании образцов перед укладкой ДВ) было установлено, что глубина неровностей составляет 3—5 мм. В виде исключений имелись углубления до 8 мм (рис. 2, б).

Рис. 2. Надламывание образцов (а, б), обработка поверхности под укладку ДВ (в) и вид обработанных образцов (г)

После описанной обработки поверхности бетона под укладку ДВ, а также дополнительной специальной подготовки по технологии ЦЕМЕНТУМ наносился слой СПФБ толщиной 30—35 мм так, чтобы высота сечений образцов составляла 21 см.

Были отобраны контрольные образцы материала ДВ (СПФБ) для испытаний на сжатие. Испытания в 28-суточном возрасте показали близкое соответствие прочности на сжатие идентификационной карте использованного СПФБ.

Основным критерием оценки итогов испытаний образцов с ДВ был результат сравнения параметров их работы под нагрузкой с эталонными образцами 0 и БН, дополнительным критерием — ​результат сравнения таких параметров для образцов 3 и 5 (ДВ вверху) с образцом 1 (без ДВ и со смещенным вниз арматурным каркасом) и образцов 4 и 6 (ДВ внизу) с образцом 2 (без ДВ и с каркасом, смещенным вверх).

В настоящей статье приводятся только данные о прогибах образцов. Будучи «обоб­щающей» характеристикой работы конструкции под нагрузкой, они описывают работу образцов в целом. Числа без знака или со знаком «+» обозначают прогибы (перемещения) вниз, со знаком «–» — ​выгибы вверх.

Расчеты образцов проводились дважды:

1) на стадии подготовки испытаний — ​для назначения испытательных нагрузок и этапов нагружения образцов. Этот расчет был выполнен исходя из прочностных и деформативных характеристик бетона, СПФБ и арматуры в соответствии с рабочей документацией;

2) более точный расчет выполнен после выявления фактических прочностных характеристик бетона и СПФБ. По данным второго расчета, максимальное разрушающее усилие составляло 154 кН (для образцов 3 и 5).

Основной целью расчетов на стадии подготовки и проведения испытаний была возможность более точно подобрать силовые параметры испытательного стенда.

После установки каждого изделия в стенд с контролем планово-высотного положения и условий опирания проводился осмотр для выявления возможных повреждений и дефектов, возникших при изготовлении и транспортировке. Образцы испытывали по разрезной схеме с расчетным пролетом 240 см и зоной чистого изгиба 80 см. Нагружение производилось гидравлической системой, управляемой компьютером, симметрично продольной оси и середине пролета образцов.

Статическое нагружение образцов 0, БН, 1, 2, 3, 4, 5 и 6, как правило, включало в себя:

⋅ поэтапное статическое нагружение до появления первых нормальных трещин в растянутой зоне образцов, а затем до их раскрытия 0,3 мм (в образцах 4 и 6 до раскрытия 0,2 мм) с последующей разгрузкой образцов («первичное загружение», обозначаемое 1(П));

⋅ нагружение до достигнутого ранее уровня и разгрузка образцов (для фиксации остаточных деформаций конструкций в их стабилизированном состоянии (загружение 2(О));

⋅ поэтапное статическое нагружение образцов до их разрушения (загружение 2(Р), выполняемое после загружения 1(П), или 3(Р) — ​после загружений 1(П) и 2(О)).

Нагружение образцов 5 и 6 включало в себя как статическое, так и циклическое воздействие испытательной нагрузки. Основными фазами этого процесса были:

а) поэтапное статическое нагружение образцов 5 и 6 до раскрытия нижних трещин 0,3 и 0,2 мм соответственно — ​разгрузка образцов. Повторное статическое нагружение и разгрузка образцов;

б) циклическое нагружение образцов при частоте силового воздействия 3,0 Гц и параметрах цикла: № 5 — ​от 15 до 55 кН (первый миллион циклов) с последующим увеличе­нием диапазона нагрузок до 15—65 кН; № 6 — ​от 10 до 39 (первый миллион циклов) с последующим увеличением до 10—44 кН;

в) поэтапное статическое нагружение образца 6 до разрушения (образец 5 разрушился при циклическом нагружении).

При статическом нагружении измеряли вертикальные перемещения (прогибы) конструкций в середине пролета, а также осадки на опорах. При этом использовали датчики перемещения (погрешность измерений — ​0,01 мм). В ряде случаев прогиб в середине пролета оперативно фиксировался оптическим прибором контроля по рейке с погрешностью измерений 0,2 мм, что позволяло принять решение о том, допускать ли людей к находящемуся под нагрузкой образцу для фиксации трещинообразования.

Относительные деформации в элементах образцов регистрировались (как правило, в сжатой зоне и вблизи границы сопряжения ДВ с железобетоном образцов) при помощи тензодатчиков с базой 60 мм и разрешением 1 микрострейн (мкм/м, или 1,0Е10–06). При наблюдении за трещинообразованием использовались лупы с подсветкой и микроскоп МПБ‑2 с ценой деления шкалы 0,05 мм.

Фактические разрушающие нагрузки всех образцов (кроме 5-го) приведены в табл. 1.

Максимальную несущую способность имел образец 3 с ДВ, добавленным сверху. Ввиду того, что образцы 0 и БН практически были идентичны, их средняя несущая способность принята за эталонную, и в табл. 1, помимо разрушающей нагрузки, приведены значения относительной прочности образцов, выраженные в долях эталонной. Прочность образца 3 оказалась больше эталонной в 1,7 раза. Образец 4, с ДВ внизу, на 15 % прочнее эталонного.

Обращает на себя внимание, что образец 3 с ДВ, добавленным сверху, заметно (на 46 %) прочнее образца 4 с ДВ снизу. Это указывает на потенциально более эффективное, с точки зрения реализации прочностных возможностей СПФБ, использование ДВ в сжатой зоне, чем в растянутой.

Зависимости прогибов от нагрузки (при нагружениях до разрушения) приведены на рис. 3.

Рис. 3. Зависимости прогибов от нагрузки при статическом нагружении до разрушения образцов 0, 1, 3 (а) и 0, 2, 4, 6 (б) (прогибы образца 4 после нагружения 100 кН по техническим причинам не фиксировались)

В ходе испытаний отмечено, что после первичных загружений 1(П) и последующей разгрузки остаточные прогибы образцов с ДВ были весьма большими (до 30 % полных прогибов). После повторных загружений 2(О) остаточные прогибы в большинстве случаев практически отсутствовали. В табл. 2 приведены прогибы образцов 3—6 при загружениях 1(П) и 2(О). Данные табл. 2 позволяют сделать вывод о переходе работы конструкций с ДВ от упругопластической к практически упругой уже после первого загружения.

Рассмотрим влияние добавленного слоя на образцах 3 и 4 в сравнении с эталонными (железобетонными) образцами 0 и БН высотой 18 см.

В табл. 3 приведены прогибы образцов 0, БН, 3 и 4 при равных уровнях нагрузки в ходе разрушающих загружений 2(Р) и 3(Р).

По данным табл. 3, устройство ДВ заметно повысило изгибную жесткость конструкций в целом. Наличие ДВ как в сжатой, так и в растянутой зонах приводит к уменьшению прогибов до 2 раз по сравнению с конструкцией без ДВ (эталонными образцами 0 и БН).

Отдельно рассмотрим образцы 5 и 6, подвергнутые циклическим нагружениям. Предварительно образцы нагружались статической нагрузкой до появления нормальных трещин, заданного программой раскрытия, что стабилизировало их состояние перед цик­лическими испытаниями.

Образец 5 нагружали 1 млн циклов с параметрами 15—55 кН, а затем 414,5 тыс. циклов с параметрами 15—60 кН, при частоте 3 Гц, после чего он разрушился по причине, связанной в том числе с хрупким разрывом арматуры (установить точную причину не представилось возможным). Тем не менее ДВ, добавленный сверху, не отслоился (рис. 4).

Образец 6 (с ДВ снизу) успешно выдержал 1 млн циклов с параметрами 10—39 кН и затем еще 2 млн циклов с параметрами 10—44 кН при частоте 3 Гц. Прогиб пос­ле предварительно выполненных статических загружений составлял 2,8 мм. Прогиб образца, не подвергавшегося циклическим загружениям, при нагрузке 80 кН равнялся 8,1 мм. Измеренное по окончании циклических загружений с параметрами 10—39 кН вертикальное перемещение (прогиб) составило 3,6 мм, что больше первоначального («доциклического») значения почти на 30 %. По окончании циклических загружений образец статически нагружали до разрушения. В ходе этих испытаний прогиб при нагрузке 80 кН был равен 10,6 мм, что также на 30 % больше, чем до циклических загружений. Приложенные циклические нагрузки заметно снизили жесткость конструкции с ДВ в растянутой зоне.

Разрушающая нагрузка для образца 6 после циклического воздействия была равна 96,1 кН (см. табл. 1). Для образца-аналога 4 разрушающая нагрузка составила 109,5 кН, т. е. весьма интенсивное циклическое воздействие не очень сильно повлияло на несущую способность конструкции с ДВ в растянутой зоне (прочность уменьшилась приблизительно на 12 %).

Прочность образца 6 после 3 млн циклов практически не ниже прочности эталонного образца 0 (см. табл. 1). Это указывает на возможность сохранения начальной прочности плиты проезжей части, принятой в проекте, посредством устройства слоя ДВ даже после длительной эксплуатации этой плиты, в том числе и при увеличении интенсивности движения по сооружению (рис. 5).

Рис. 5. Трещины в образце 6 (виды с двух сторон) после его разрушения при статическом нагружении

В табл. 4 приведены данные о нагрузках, при которых было наибольшим раскрытие характерных трещин в образцах.

Что касается картины трещинообразования, то в образцах без ДВ трещины развивались как в обычных железобетонных изгибаемых элементах (несущественные отличия для образца 2 связаны с увеличенным защитным слоем нижней рабочей арматуры).

В образцах с ДВ картины трещинообразования имели ряд особенностей. Так, в образце 3 не появилось «обычной» горизонтальной трещины в сжатой зоне. Это указывает на то, что при нагрузках, близких к разрушаю­щей, вся сжатая зона была сосредоточена в слое ДВ (это подтверждает высокую степень совместности работы ДВ и железобетонной части). В образце 4 имелись особенности трещинообразования в растянутой зоне, а в целом картина этого процесса была такой же, как в образцах с внешним армированием в растянутой зоне.

В образцах 5 и 6 в результате воздей­ствия циклической (в том числе по данным, полученным при промежуточных контрольных «остановках» после каждого 1 млн цик­лов) и статической нагрузки в определенной мере развивались трещины, однако протяженность отдельных трещин увеличилась несуще­ственно.

Образец 5, разрушившийся при циклическом нагружении, имел после разрушения серьезные повреждения в сжатой зоне бетона. Сам ДВ повреждений не получил, однако в образце была отмечена горизонтальная трещина небольшого раскрытия вблизи зоны контакта ДВ и железобетонной части.

Дополнительно к основной программе работ были испытаны на растяжение керны, выбуренные из разрушенных образцов с ДВ, которые включали в себя поверхность сопряжения ДВ из СПФБ и железобетона. Все керны отбирали из приопорных зон.

Испытания проводились по ГОСТ 10180—2012 «Бетоны. Методы определения прочности по контрольным образцам» с использованием машины Instron 1000 HDX.

По результатам испытаний пяти образцов адгезионная прочность соединения СПФБ и железобетона (поверхность которого была подготовлена по методике ЦЕМЕНТУМ) составила не менее 2,73 МПа. Все образцы разрушились по бетону их железобетонной час­ти, т. е. имели не адгезионный, а когезион­ный тип разрушения.

Заключение

Таким образом, в результате проведенных испытаний подтверждена возможность существенно усиливать изгибаемые железобетонные конструкции, подверженные в том числе циклическому нагружению (например, плиты проезжей части) посредством ДВ. Возможность существенного усиления имеется даже при минимальной толщине добавленного слоя 30—35 мм и даже при отсутствии стержневого армирования в этом слое.

Отслоения ДВ от основной несущей конструкции не было зафиксировано ни на одной стадии нагружения всех образцов с ДВ.

В самом общем виде степень влияния ДВ, расположенного в сжатой и растянутой зонах изгибаемых железобетонных элементов с небольшой высотой поперечного сечения (например, плит проезжей части пролетных строений мостов), на их механические характеристики можно оценить следующим образом. Прочность увеличивается приблизительно на 70 % при ДВ в сжатой зоне и на 15 % при ДВ в растянутой зоне, а жесткость в обоих случаях возрастает практически в 2 раза.

ЛИТЕРАТУРА

1. Сапронов И.М., Чурилов Р.С., Бернарди С. О применении сверхвысокопрочного фибробетона DUCTAL® в российском мостостроении // Дорожная держава. 2020. № 94. С. 78—85.

2. Сапронов И.М., Чурилов Р.С. Концепция добавленного слоя из сверхвысокопрочного фибробетона для железобетонных конструкций эксплуатируемых мостов // Дорожная держава. 2020. № 95. С. 48—51.

3. Брювилер О. Улучшение прочностных и эксплуатационных характеристик мостовых конструкций с использованием сверхвысокопрочного фибробетона. Концепции и практическое применение // Дорожная держава. 2020. № 95. С. 48—51.

4. Habe K., Denarié E., Brühwiler E. Structural response of elements combining ultrahigh-performance fiber-reinforced concretes and reinforced concrete // J. Struct. Eng. 2006. Vol. 132, N 11. P. 1793—1800.

5. Makita T., Brühwiler E. Tensile fatigue behaviour of ultra-high performance fibre reinforced concrete (UHPFRC) // Materials and Structures. 2014. Vol. 47. P. 475—491.

6. Habe K., Denarié E., Brühwiler E. Time dependent behavior of elements combining ultra-high performance fiber reinforced concretes (UHPFRC) // Materials and Structures. 2006. Vol. 39. P. 557—569.

7. Мишина А.В., Чилин И.А., Андрианов А.А. Физико-технические свойства сверхвысокопрочного сталефибробетона // Вестник МГСУ. 2011. № 3. С. 159—165.

8. О применении сверхвысокопрочного фибробетона DUCTAL® в российском мостостроении [Электронный ресурс. URL: https://cementum.ru/press-center/publications/2022/o-primenenii-sverkhvysokoprochnogo-fibrobetona-du... (дата обращения 22.08.2023).

9. СТО 23.64.10—00281298—002—2022. Сверхпрочный фиб­робетон для конструкций мостов и других сооружений. Производство, контроль качества и применение. Технические условия. М., 2022. 58 с.