В.В. ДЕГТЯРЕА, канд. техн. наук, О статье И.Н. Тихонова, В.З. Мешкова "О нормировании анкеровки стержневой арматуры"
В дискутируемой статье много говорится о требованиях иностранных норм проектирования (в частности Евронорм и норм США) к анкеровке стержневой арматуры периодического профиля. При этом основной упор делается на то, что иностранные нормы проектирования требуют большие значения длин анкеровки и нахлестки по сравнению со СНиП 2.03.01-84 [1]. Единственной причиной такой ситуации авторы считают различие в виде периодического профиля и относительной площади поперечных ребер (fR) арматурных стержней, производимых в бывшем СССР и зарубежных странах. Однако, как будет показано далее на примере эволюции норм США, это совсем не так.
В качестве одного из доказательств необходимости увеличения длины анкеровки при уменьшении относительной площади поперечных ребер авторы приводят данные по базовым значениям длины анкеровки, требуемым нормами США (ACI 318) разных годов издания. Согласно этим данным, базовые значения длины анкеровки по ACI 318 были значительно увеличены в период с 1984 по 2004, что позволило авторам высказать следующее предположение о причинах такого изменения норм:
«В последние два десятилетия, как следствие экономической глобализации, профили других видов отличных от кольцевого и с меньшим стали проникать на рынки и США, и стран их традиционного технического влияния».
Высказанное предположение о причинах значительного увеличения длины анкеровки в США, которое, кстати сказать, было произведено в нормах ACI 318 1989 г. [2], не соответствует реальным причинам, освещенным в публикациях [3-5].
Прежде всего, отметим, что в США превалирующее положение занимали и занимают периодические профили с поперечными ребрами постоянной высоты, как верно отмечают авторы, но со средним фактическим значением fR равным 0,0727 [6], что соответствует среднему фактическому значению fR арматуры серповидного периодического профиля, производимой и применяемой в России [7].
Основной причиной значительного изменения положений норм ACI 318-83 [8] послужили результаты сравнения прочности сцепления, вычисленной по этим нормам, с опытными данными [3,9,10]. При сравнении учитывались, в частности, результаты испытаний 254 образцов с заанкерованными стержнями. Во внимание принимались только такие образцы, толщины защитного слоя бетона, а также напряженное состояние бетона и арматуры в которых соответствовали реальным конструкциям. Иными словами, результаты испытаний «на выдергивание» арматурного стержня из призмы, опертой торцом, не учитывались. Проведенное сравнение показало, что прочность сцепления 86 испытанных образцов (34 % от общего числа) была менее вычисленных по ACI318-83 значений [3]. Причинами подобных результатов были названы следующие [3-5, 9,10]:
- требования норм ACI 318-83 (и более ранних) были основаны на рассмотрении модели разрушения сцепления от среза бетонных консолей между поперечными выступами арматуры, т.е. выдергивания стержня из бетона (pullout failure), хотя более типичным видом разрушения анкеровки и соединений внахлестку на практике является разрушение от раскалывания бетона, окружающего арматурный стержень (splitting failure);
- недостаточный и некорректный учет влияния конструктивных факторов (толщины защитного слоя бетона, расстояния между стержнями и количества поперечной арматуры) на прочность сцепления.
В результате, в работах [9, 10] были предложены формулы для определения прочности сцепления, а также длин анкеровки и нахлестки, построенные на основе статистического анализа упомянутых выше данных и более корректно учитывающие влияние конструктивных факторов на прочность сцепления по сравнению с действовавшими на тот день нормами. На результатах работ [9,10] и были основаны зависимости для определения длин анкеровки и нахлестки, принятые в нормах ACI 318-89 [3-5] и последующих изданий, вплоть до ныне действующих [11]. При этом, действительно, длины анкеровки и нахлестки по АС 1-318- 89 в большинстве случаев получались значительно больше таковых по ACI-318-83 [3]. Это увеличение особенно заметно на базовых значениях длины анкеровки (что и показано на рис. 1 дискутируемой работы), так как базовая длина анкеровки - это длина анкеровки при худшем сочетании конструктивных факторов (минимально допустимые нормами толщина защитного слоя бетона и расстояние между стержнями при отсутствии поперечной арматуры), которая может быть уменьшена при благоприятных условиях [4].
Таким образом, существенное изменение требований к длине анкеровки (в сторону её увеличения) в США было произведено как результат значительного прогресса в понимании явления сцепления стержневой арматуры периодического профиля и факторов, влияющих на прочность сцепления, а следовательно, и на длину анкеровки, и ни коим образом не связано ни с видом периодического профиля, ни со значением fR.
Отсутствие разрушений конструкций в США из-за недостаточной длины анкеровки (нахлестки) (до введения норм 1989 г) объясняется тем, что требования норм проектирования к минимальным толщине защитного слоя и расстоянию между стержнями, а также наличие поперечной арматуры в большинстве балок и колонн предохраняли от этого [5]. К вышеперечисленному можно также добавить общий запас, закладываемый при расчете.
Необходимо отметить, что в современных европейских нормах проектирования [12] при нормировании длин анкеровки и нахлестки принят подход, подобный ACI 318- 89 и последующих годов [13, 14], т.е. разрушение от раскалывания бетона принято за основной вид разрушения анкеровки (нахлестки), и влияние конструктивных факторов на прочность сцепления учтено соответствующими коэффициентами, которые позволяют существенно уменьшить длину анкеровки (нахлестки) при благоприятных условиях.
В России же, к сожалению, до сих пор действует старый подход, когда сцепление рассматривается в основном как свойство арматуры, а характеристики сцепления определялись [15] и определяются напрямую из испытаний «на выдергивание» (о существенных недостатках этого метода будет сказано ниже), что в очередной раз подтверждается дискутируемой статьей.
Необходимо отметить также, что некоторое влияние на разницу в значениях длины анкеровки, требуемой нормами стран Европы и бывшего СССР, оказывает то, что нормы Европы традиционно являются более консервативными, т.е. запасы, закладываемые при проектировании конструкций по европейским нормам, значительно больше запасов при проектировании по СНиП 2.03.01-84, что, несомненно, относится и к анкеров- ке. К сожалению, авторы не рассматривают этот вопрос.
Авторы предлагают так называемый четырехсторонний серповидный периодический профиль, применение которого, согласно дискутируемой статье, позволяет значительно сократить длину анкеровки за счет более высоких значений fR (по сравнению с двухсторонним серповидным) и самой конструкции профиля, которая, по мнению авторов, позволяет уменьшить раскалывающее воздействие арматуры на бетон. Основываясь на результатах испытаний «на выдергивание», авторы считают возможным уменьшение длины анкеровки на 30 % при замене двухстороннего серповидного профиля четырехсторонним независимо от конструктивных факторов. В то время как результаты большого количества экспериментов, проведенных в США в 90-х годах прошлого века на образцах с толщинами защитного слоя и напряженным состоянием арматурных стержней и окружающего их бетона, имеющими место на практике, показывают, что при увеличении fR (от 0,05 до 0,140) длина анкеровки может быть заметно сокращена только при постановке дополнительной поперечной арматуры [6,11,16-18]. Это объясняется тем, что большая величина fR позволяет развивать на поверхности контакта арматуры с бетоном большие касательные напряжения (напряжения сцепления), что, в свою очередь, приводит к большим напряжениям распора, которым, при отсутствии поперечной арматуры, защитный слой (при его толщинах, используемых на практике) сопротивляться не может, и происходит его раскалывание с практически мгновенной потерей несущей способности анкеровки (соединения внахлестку). То есть для получения большей прочности сцепления и, следовательно, меньшей длины анкеровки (нахлестки) с увеличением fR необходима постановка поперечной арматуры в пределах длины анкеровки (нахлестки). Причем, для получения большего эффекта от повышения fR необходима постановка большего количества поперечной арматуры. Такого же эффекта можно добиться, увеличивая толщину защитного слоя, однако эта возможность на практике ограничена. Таким образом, результаты экспериментов [6,11,16- 18] показывают, что уменьшение длины анкеровки при увеличении fR можно получить только при увеличении (посредством конструктивных факторов) прочности сцепления при раскалывании. Это отражается в формулах, предлагаемых Комитетом 408 Американского института бетона [11], в которых коэффициент, учитывающий влияние количества поперечной арматуры на длину анкеровки, является, в частности, функцией от fR. То есть в случаях, когда поперечная арматура отсутствует, fR не оказывает влияния на длину анкеровки.
В работах [7,19] был проведен анализ экспериментальных данных и предложены формулы для определения прочности и расчетного сопротивления сцепления, которые, в частности, учитывают и fR. Проведенный анализ показал, что при минимально требуемом СП 52-101-2003 [20] поперечном армировании увеличение fR от 0,056 до 0,1 приводит к увеличению прочности сцепления (и уменьшению длины анкеровки) лишь на 1-3% (в зависимости от диаметра арматуры: для большего диаметра - меньшая величина). При увеличенном в 10 раз поперечном армировании (по сравнению с минимально требуемым) то же самое увеличение fR приводит уже к возрастанию прочности сцепления на 8-27%. В связи с этим разница в значениях коэффициента г1 для стержней разного периодического профиля (ri-i=2,25 для серповидного двухстороннего по СТО АСЧМ 7-93 и ГОСТ 10884; г1=3 для серповидного четырехстороннего и кольцевого по ГОСТ 5781) независимо от конструктивных факторов, предлагаемая авторами, выглядит необоснованной и неосторожной. Обоснование же предлагаемых значений коэффициента г)1 из прямого сравнения отечественных и зарубежных норм проектирования выглядит весьма спорным в связи с изложенным выше.
Не умаляя важности поперечной арматуры для обеспечения пластичного разрушения железобетонных конструкций, отметим, что необходимость постановки дополнительной поперечной арматуры для возможности уменьшения длин анкеровки и нахлестки при увеличении fR может свести к нулю возможный экономический эффект
Авторы утверждают, что четырехсторонний серповидный профиль создает меньшие усилия распора, по сравнению с двухсторонним, за счет расположения поперечных ребер «вразбежку». На сегодняшний день эти заключения являются чисто умозрительными и никак не подтверждены экспериментами, хотя методики для проведения подобных испытаний (для определения распорности профиля) существуют [13]. То есть, в настоящее время можно говорить только о возможном сокращении длины анкеровки при применении четырехстороннего серповидного профиля за счет несколько большего значения fR, что, как указывалось выше, возможно только при наличии довольно большого количества поперечной арматуры.
Приведенная выше информация показывает, что методика проведения испытаний для определения характеристик сцепления существенно влияет на их результаты. Так, методика испытания «на выдергивание» не только дает завышенные значения прочности сцепления по сравнению с теми, которые могут быть реализованы в большинстве практических случаев, но может также приводить к функциональным зависимостям, которые не справедливы для большинства реальных конструкций. Это обусловлено следующими недостатками метода испытания «на выдергивание» [11,13,14]:
1. Напряженное состояние бетона и арматуры при таких испытаниях не соответствуют подавляющему большинству случаев, встречающихся на практике. При таком методе испытания арматурный стержень растянут, а бетон сжат, что очень редко наблюдается в реальных конструкциях.
2. За счет сил трения, действующих по поверхности контакта бетона образца и опорной стальной пластины, возникает эффект обоймы, те. силы трения сдерживают поперечные деформации бетона, окружающего арматурный стержень, что приводит к завышенным значениям прочности и жесткости сцепления.
3. Толщина защитного слоя бетона при таких испытаниях составляет порядка 5d, что также не соответствует реальным конструкциям.
По причине этих недостатков Комитет 408 Американского института бетона не рекомендует определять длину анкеровки (нахлестки) на основе испытаний на выдергивание [11].
В настоящее время в Европе делаются попытки разработать новый метод испытания на сцепление, который бы исключал вышеназванные недостатки и более точно отражал работу заанкерованных (соединенных внахлестку) стержней, наблюдаемую на практике [13, 14]. В США такой стандарт уже существует [21].
Увеличение прочности и жесткости сцепления с увеличением fR при испытании «на выдергивание» объясняется тем, что эффект обоймы и защитный слой бетона большой толщины выполняют роль поперечной арматуры, сдерживая бетон от преждевременного раскалывания.
Таким образом, существуют весьма веские основания относиться к результатам, полученным при испытании «на выдергивание», с большой осторожностью.
Подводя итог вышесказанному, отметим следующее:
1. Согласно современным представлениям, эффективность сцепления определяется не только видом периодического профиля и относительной площадью поперечных ребер, но также и конструктивными факторами, которые в большинстве случаев являются определяющими.
2. Так как преимущества именно конструкции серповидного четырехстороннего, по сравнению с серповидным двухсторонним профилем, не доказаны экспериментально, то на сегодняшний день можно говорить лишь о возможном увеличении прочности и жесткости сцепления арматуры с четырехсторонним серповидным профилем за счет большего значения fR. Уменьшение же длины анкеровки (нахлестки) с увеличением fR на практике возможно только в тех случаях, когда устанавливается достаточное (определенное, например, на основе [6, 7, 17, 19]) количество поперечной арматуры в зоне анкеровки (нахлестки) или имеют место поперечные сжимающие бетон в зоне анкеровки (нахлестки) напряжения, т.е. в тех случаях, когда существует возможность увеличить сопротивление бетона в зоне анкеровки (нахлестки) раскалыванию.
Бетон и железобетон, 2007 №1