CC BY
3
https://doi.org/10.21122/2227-1031-2024-23-6-492-499 УДК 691.175.3
Особенности напряженного состояния композитной арматуры при испытаниях на разрыв
Докт. техн. наук, доц. В. Г. Барсуков4,
кандидаты техн. наук, доценты А. Г. Лежава1), Е. А. Евсеева2)
^Гродненский государственный университет имени Янки Купалы (Гродно, Республика Беларусь), ^Белорусский национальный технический университет (Минск, Республика Беларусь)
© Белорусский национальный технический университет, 2024 Belarusian National Technical University, 2024
Реферат. Цель работы - установление особенностей напряженного состояния композитной строительной арматуры при испытаниях на разрыв, обусловленных погрешностями центрирования композитного стержня при его установке в анкерных муфтах. Составлена расчетная схема и соответствующее ей дифференциальное уравнение, описывающее напряженно-деформированное состояние стержня. Получены аналитические зависимости для определения изгибающего момента и вызванных им напряжений. Произведена расчетная оценка напряжений изгиба в сравнении с номинальными напряжениями растяжения стержня. Показано, что напряжения изгиба неравномерно распределены по длине стержня и достигают наибольших значений вблизи торцов испытательных муфт. Напряжения изгиба увеличиваются пропорционально эксцентриситету монтажа стержня в испытательных анкерных муфтах и снижаются с увеличением длины рабочей части стержня. На примере стеклопластиковой арматуры номинальным диаметром 6 мм, изготовленной в соответствии со СТБ 1103-98, произведена расчетная оценка этих напряжений для широкого диапазона изменения эксцентриситета расположения композитного стержня в анкерных муфтах и длины рабочей части образца для испытаний. Показано, что применение коротких образцов должно сопровождаться повышением точности центрирования стержня в испытательных анкерных муфтах. Предложена удобная для инженерных расчетов методика определения напряжений изгиба и полных напряжений в композитном стержне. Результаты исследований могут быть использованы в инженерной практике и в учебном процессе при подготовке специалистов строительного и химико-технологического профиля.
Ключевые слова: композитная арматура, испытания, разрыв, прочность, монтажная погрешность
Для цитирования: Барсуков, В. Г. Особенности напряженного состояния композитной арматуры при испытаниях на разрыв / В. Г. Барсуков, А. Г. Лежава, Е. А. Евсеева // Наука и техника. 2024. Т. 23, № 6. С. 492-499. https://doi.org/ 10.21122/2227-1031-2024-23-6-492-499
Features of the Stress State of Composite Reinforcement during Tensile Tests
V. G. Barsukov1), A. G. Lezhava1), E. A. Evseeva2)
:)Yanka Kupala State University of Grodno (Grodno, Republic of Belarus), 2)Belarusian National Technical University (Minsk, Republic of Belarus)
Abstract. The purpose of the work is to establish the characteristics of the stress state of composite building reinforcement during tensile tests, caused by errors in the centering of the composite rod when installed in anchor couplings. A calculation scheme and a corresponding differential equation describing the stress-strain state of the rod have been compiled. Analytical dependencies were obtained to determine the bending moment and the stresses caused by it. A calculation estimate of bending
Адрес для переписки
Евсеева Елена Анатольевна
Белорусский национальный технический университет
пр. Независимости, 65/3,
20113, г. Минск, Республика Беларусь
Тел.: + 375 17 239-93-04
Address for correspondence
Evseeva Elena A.
Belarusian National Technical University 146а, Nezavisimosty Ave., 220014, Minsk, Republic of Belarus Тел.: + 375 17 239-93-04 [email protected]
Наука
итехника. Т. 23, № 6 (2024)
stresses was made in comparison with the nominal tensile stresses of the rod. It is shown that bending stresses are unevenly distributed along the length of the rod and reach their highest values near the ends of the test couplings. Bending stresses increase in proportion to the eccentricity of the installation of the rod in the test anchor couplings and decrease with increasing length of the rod working part. Using the example of fiberglass reinforcement with a nominal diameter of 6 mm, manufactured in accordance with CTE (STB) 1103-98, a calculation estimate of these stresses was made for a wide range of changes in the eccentricity of the composite rod in the anchor couplings location and the length of the working part of the test sample. It is shown that the use of short samples should be accompanied by an increase in the accuracy of rod centering in test anchor couplings. A method convenient for engineering calculations is proposed for determining bending stresses and total stresses in a composite rod. The research results can be used in engineering practice and in the educational process when training specialists in construction and chemical technology.
Keywords: composite reinforcement, testing, rupture, strength, installation error
For citation: Barsukov V. G., Lezhava A. G., Evseeva E. A. (2024) Features of the Stress State of Composite Reinforcement during Tensile Tests // Science and Technique. 23 (6), 492-499. https://doi.org/10.21122/2227-1031-2024-23-6-492-499 (in Russian)
Введение
Опыт США и Канады [1-3], Японии и Кореи [4-6], ряда стран Западной и Центральной Европы [7-9] свидетельствует о том, что композитная строительная арматура может эффективно использоваться для армирования бетонных конструкций, работающих в условиях контакта с коррозионно-активными средами при строительстве морских и речных набережных, тоннелей, подземных коммуникаций, автомобильных дорог и железнодорожных перронов, а также при производстве фундаментных плит и блоков, армирования кирпичной кладки в промышленном и гражданском строительстве.
Однако, несмотря на достигнутый прогресс, многие вопросы в области испытаний композитной строительной арматуры остаются недостаточно изученными. Так, отсутствуют единые общепринятые международные методики определения показателей механических свойств при испытаниях на растяжение, а существующие национальные методики [10-13] часто различаются по конструкции используемых анкерных систем и длине рабочей части стержня. Принципиальные отличия в структуре и свойствах не позволяют переносить подходы и рекомендации, выработанные для образцов из металла и традиционных полимеров на испытания композитной арматуры [12-14].
В Российской Федерации требования к механическим свойствам такой арматуры определены ГОСТ 31938-2022 «Арматура композитная полимерная для армирования бетонных конструкций», а соответствующие методики
испытаний указаны в ГОСТ 32492-2015 «Арматура композитная полимерная для армирования бетонных конструкций. Методы определения физико-механических характеристик». Согласно этим методикам, опытные образцы изготавливают путем установки композитного стержня в испытательную анкерную муфту с последующей заливкой твердеющими полимерными материалами. Принятая в ГОСТ 32492-2015 методика испытаний аналогична рекомендациям действующей в США нормы АС1 440.3Я-04 [11, 15]. Однако требования к соосности крепежной муфты и испытываемого стержня количественно не определены. Имеется лишь общее указание о том, что при установке образца в испытательную машину следует обеспечивать точность совпадения приложения нагрузки с продольной осью образца. Аналогичная ситуация и с действующим в Республике Беларусь стандартом СТБ 1103-98 «Арматура стекло-пластиковая», который распространяется на арматуру диаметром 6 мм, предназначенную для армирования предварительно напряженных бетонных конструкций. При этом вклад погрешностей изготовления в виде неточностей монтажа (установки стержня в испытательную муфту с эксцентриситетом) остается неизученным.
Цель работы - установление особенностей напряженного состояния композитной строительной арматуры при испытаниях на разрыв, обусловленных погрешностями центрирования композитного стержня при его установке в анкерных муфтах.
Исследования включали составление расчетной схемы и соответствующего дифферен-
Наука
итехника. Т. 23, № 6 (2024)
циального уравнения, описывающего напряженно-деформированное состояние стержня, с получением аналитических зависимостей для определения изгибающего момента и вызванных им напряжений. В последующем производились расчетная оценка величины напряжений изгиба и сравнение их с номинальными напряжениями растяжения стержня. На заключительном этапе на примере арматуры стекло-пластиковой номинальным диаметром 6 мм, изготовленной в соответствии со СТБ 1103-98, производились оценка вклада отдельных составляющих и выявление диапазона рабочих нагрузок, при которых возможно пренебрежение некоторыми составляющими уравнений с получением упрощенной формулы для расчета напряжений изгиба и полных напряжений в композитном стержне.
Моделирование
напряженно-деформированного состояния композитной арматуры в процессе испытаний на растяжение
Конструктивная схема типового образца в соответствии с ГОСТ 32492-2015 приведена на рис. 1а, а его расчетная схема - на рис. 1Ь.
На стержень, установленный в испытательных муфтах со смещением (эксцентриситетом) 5, действует растягивающее усилие Р,
а также возникающие в опорах А и В реакции Яар, Яш, Мар, Мвр. Предварительные расчеты показали, что первоначальные монтажные напряжения, возникающие до приложения растягивающего усилия Р, являются пренебрежимо малыми в сравнении с рабочими напряжениями, и в настоящей работе не учитываются.
Дифференциальное уравнение изогнутой оси стержня применительно к рассматриваемой схеме деформирования может быть записано в виде
Е1у" = Мх = Мох + РУ, (1)
где Е - модуль упругости композита; I - осевой момент инерции сечения стержня; у" - вторая производная от прогиба у; Мх - изгибающий момент в поперечном сечении; Мдк - изгибающий момент от поперечных нагрузок.
Поскольку неизвестны реакции в опорах и момент от поперечных нагрузок Мдх, удобно преобразовать уравнение (1) путем перехода от изгибающего момента Мх к распределенной поперечной нагрузке q (которая в рассматриваемом случае известна и равна нулю) с использованием дифференциальной зависимости между силовыми факторами при изгибе [16]
q = -
d2 М„
dz2
(2)
А-А
ш
Пробка
Стальная трубка
\ Состав холодного отверждения
I-
Стержень
Пробка b
Испытательная / муфта
Z
Рис. 1. а - схема типового опытного образца; b - расчетная схема рабочих нагрузок, возникающих в композитном стержне в процессе испытаний на растяжение
Fig. 1. a - scheme of a typical test sample; b - calculation diagram of working loads arising in a composite rod during tensile tests
Наука
итехника. Т. 23, № 6 (2024)
а
Перенеся произведение Fy в левую часть и дважды продифференцировав (1), при EI = const получаем
EIyIV - Fy" = 0.
(3)
Решением (3) при характерных граничных условиях (прогиб у и угол поворота стержня в опоре А равен нулю; прогиб стержня вблизи опоры В равен 5; угол поворота конца стержня вблизи опоры В равен нулю) является функция
y = Cef2 + C2e-X + C3 z + C4,
-Xz
где
e-Xl -1
С = g_____.
eX (Xl-2)-e-Xl (Xl + 2) + 4'
(4)
С2 =5
eX -1
eXl (Xl - 2)- e-Xl (Xl + 2) + 4'
(eXl - e-Xl )X .
3 eXl (Xl - 2)-e-Xl (Xl + 2) + 4'
С4 =5
2 - eXl - e-
eXl (Xl - 2)- e-Xl (Xl + 2) + 4'
F
Полученная зависимость (4) описывает деформированное состояние стержня в процессе испытаний на растяжение. Для нахождения входящего в (1) изгибающего момента Мх учтем, что этот момент равен произведению Ely" [16]. Продифференцировав дважды (4) и подставив в (1) значения постоянных интегрирования, получаем после преобразований аналитическую зависимость для расчета изгибающего момента Мх в произвольном сечении на расстоянии z от опоры А
-X
М„ = F 5
(e - 1)eX + (eXl - 1)e eXl (Xl - 2)- e-Xl (Xl + 2) + 4'
(5)
Нормальные напряжения в наружных слоях стержня от действия изгибающего момента Мх найдем как отношение этого момента к моменту сопротивления Ж
Наука
итехника. Т. 23, № 6 (2024)
Мх _ 32F5 (e-Xl - 1)eX + (eX - 1)e-
W nd3 eX (Xl-2)-e-X (Xl + 2) + 4
, (6)
где W =
nd3 32
Из анализа зависимости (6) нетрудно убедиться, что первая производная по координате 2 не меняет знак в пределах длины стержня, вследствие чего у функции отсутствуют промежуточные максимумы или минимумы. К тому же расчеты показывают, что напряжения изгиба омр равны нулю в середине длины стержня (рис. 2).
&MÄ
&МВ
Рис. 2. Схематическая диаграмма распределения напряжений изгиба сМР по длине рабочего участка стержня
Fig. 2. Schematic diagram of the distribution of bending stresses cMF along the length of the rod working section
Максимальные значения напряжения aMF принимают вблизи опор
32F 5
eXl + e-Xl - 2
JMF max ,3 Xl
nd3 eXl (Xl - 2)- e-Xl (Xl + 2) + 4
. (7)
Номинальные растягивающие напряжения от продольной силы Р можно найти как отношение этой силы к площади поперечного сечения стержня
4 F ^d2
(8)
Поскольку растягивающие напряжения ор от действия продольной силы (называемые далее номинальными напряжениями растяжения) являются постоянными по длине стержня, опасной с позиций прочности будет координата 2 вблизи опор, где напряжения изгиба омр максимальны.
Таким образом, получены аналитические зависимости для расчета параметров напряженно-деформированного состояния при растяжении стержня, установленного с эксцентриситетом в испытательной муфте.
Для оценки погрешности определения прочности с учетом влияния изгиба стержня определим отношение максимальных напряжений изгиба oMFmax к номинальным напряжениям растяжения oF. С учетом (7) и (8) после преобразований получаем
°MFmax = ^ ^ + e^ ~ 2 (9)
о F d eX! (X! - 2)-e-X (X! + 2) + 4'
Результаты исследований и их обсуждение
Для расчетной оценки возникающих максимальных напряжений рассмотрим стеклопласти-ковую арматуру номинальным диаметром 6 мм, для которой модуль продольной упругости согласно ГОСТ 31938-2022 и СТБ 1103-98 составляет Е = 50000 МПа. При этом СТБ 1103-98 предписывает обеспечение требований по временному сопротивлению при разрыве - не менее 1300 МПа, по нормативному сопротивлению разрыву - не менее 1200 МПа. Поэтому
верхний диапазон растягивающих напряжений принят 1350 МПа, что соответствует временному сопротивлению при разрыве с минимальным (50 МПа) запасом. Длину I рабочей части примем в диапазоне от I = 40а? (образцы нормальной длины в соответствии с ГОСТ 31938-2022) до I = 20? (образцы укороченной вдвое длины). Несоосность 5 установки композитного стержня в анкерную муфту рассмотрим в диапазоне от 0,2 до 1,0 мм.
Для удобства анализа выразим параметр XI через номинальные напряжения оР Нетрудно убедиться, что
и - # - - -Е. (ю)
\Е1 а2\яЕ Е
Результаты оценочных расчетов по формуле (9) отношения максимальных напряжений изгиба оМРтах к номинальным напряжениям растяжения аР для стержней диаметром 6 мм приведены в табл. 1.
!/d Напряжение oF, МПа Отношение максимальных напряжений изгиба аМРтах к номинальным напряжениям растяжения аР при значении эксцентриситета 5, мм
0,2 0,4 0,6 0,8 1,0
20 250 0,072 0,144 0,216 0,289 0,361
500 0,044 0,089 0,133 0,178 0,222
750 0,034 0,068 0,10-3 0,137 0,171
1000 0,029 0,057 0,086 0,115 0,143
1250 0,025 0,050 0,075 0,100 0,125
1350 0,024 0,048 0,072 0,096 0,120
30 250 0,041 0,082 0,123 0,164 0,205
500 0,027 0,053 0,080 0,107 0,133
750 0,021 0,042 0,063 0,084 0,105
1000 0,018 0,035 0,053 0,071 0,089
1250 0,016 0,031 0,047 0,063 0,078
1350 0,015 0,030 0,045 0,060 0,075
40 250 0,029 0,057 0,086 0,115 0,143
500 0,019 0,038 0,057 0,077 0,095
750 0,015 0,030 0,045 0,061 0,076
1000 0,013 0,026 0,039 0,052 0,065
1250 0,011 0,023 0,034 0,046 0,057
1350 0,011 0,022 0,033 0,044 0,055
Таблица 1
Отношение напряжений изгиба aMF к номинальным напряжениям растяжения aF для стержней диаметром 6 мм Ratio of bending stresses aMF to nominal tensile stresses aF for rods with a diameter of 6 mm
Наука
итехника. Т. 23, № 6 (2024)
Представленные в таблице данные указывают на прогнозируемую погрешность измерений временного сопротивления при разрыве в сторону его снижения, обусловленную вкладом изгиба стержня вследствие его радиального смещения (эксцентриситета) при установке в испытательные анкерные муфты. Видно, что для стержней нормальной длины (l = 40d) монтажная погрешность составляет от 1,1 до 5,5 % в зависимости от эксцентриситета 5. С уменьшением рабочей длины стержня эта погрешность возрастает и для коротких стержней (l = 20d) находится в диапазоне от 2,4 % (при 5 = 0,2 мм) до 12,0 % (при 5 = 1 мм).
Таким образом, из таблицы видно, что увеличение относительной длины l/d рабочей части стержня благоприятно сказывается на повышении точности измерений. Однако этот вариант не всегда приемлем технически, поскольку он связан с необходимостью применения специальных испытательных машин с большими размерами рабочего пространства. С другой стороны, возможно применение и более коротких образцов, но при этом необходимо обеспечить повышенную точность центрирования стержня в испытательных анкерных муфтах (эксцентриситет монтажа не должен превышать 5 = 0,2 мм).
Кроме того, анализ показывает, что для инженерных расчетов можно упростить приведенные выше формулы (7) и (8). Будем учитывать, что при проведении испытаний параметр Xl изменяется в широком диапазоне (табл. 2.)
Таблица 2
Изменение параметра Xl в процессе испытаний Change in parameter Xl during testing
Напряжение aF (МПа) Параметр Xl при отношени l/d
20 30 40
250 5,66 8,49 11,31
500 8,00 12,00 16,00
750 9,80 14,70 19,60
1000 11,31 16,97 22,63
1250 12,64 18,97 25,30
1350 13,15 19,72 26,29
Из представленных в табл. 2 данных видно, значения XI на завершающей стадии испытаний, когда номинальные напряжения ор достигают величины 1000 или 1350 МПа, измеряются двухзначной цифрой. При таких значе-
Наука
итехника. Т. 23, № 6 (2024)
ниях XI соотношение экспонент этих парамет-
'XI -XI
ров е и е различается на несколько порядков, причем величина е-Х1 будет приближать-
XI
ся к нулю, а величина е становится весьма большой.
Тогда, пренебрегая величинами второго порядка малости, можно получить после преобразований следующее упрощенное («сокращенное») уравнение для расчетной оценки напряжений изгиба в опасных сечениях (вблизи торцов испытательных муфт)
4сЕ
8gf 5
Xl - 2 d 2l je -1-
(11)
Отношение кг напряжений изгиба Омр, рассчитываемых по «сокращенной» формуле (11), к напряжениям изгиба Ощ-, рассчитываемым по «полной» формуле (7), описывается следующей аналитической зависимостью:
k =
= с MF (11) = eXl (Xl - 2)- e-Xl (Xl + 2) + 4
J MF (7)
(Xl - 2)(
eXl + e-Xl -
2 )
. (12)
Из (12) видно, что отношение напряжений изгиба оМР, рассчитываемых по «сокращенной» формуле (11), к напряжениям изгиба Омр, рассчитываемым по «полной» формуле (7), не зависит от смещения (эксцентриситета) 5, но является сложной функцией от произведения XI, зависящего, в свою очередь, от номинальных напряжений растяжения оР, и относительной длины рабочей части стержня 1/ё.
Результаты оценочных расчетов этого отношения для широкого диапазона изменения номинальных напряжений применительно к стержням «нормальной» длины (1/с1 = 40) и к коротким стержням (Ш = 30) и (Ш = 20) на примере композитной арматуры номинальным диаметром 6 мм приведены в табл. 3.
Анализ данных табл. 3 показывает, что «сокращенная» формула (11) позволяет получать результаты, с высокой точностью совпадающие с результатами расчетов по «полной» формуле (7). Из этого следует, что при инженерных расчетах параметров напряженного состояния композитного стержня в процессе испытаний на разрыв можно использовать упрощенную аналитическую зависимость
4о
5
2 Of -1 d d\E
(13)
= Of
2. d
Of -1 d
Таблица 3
Отношение kr напряжений изгиба aMF, рассчитываемых по «сокращенной» формуле, к напряжениям изгиба aMF, рассчитываемым по «полной» формуле, для композитной арматуры диаметром 6 мм
Ratio kr of bending stresses aMF, calculated using the "abbreviated" formula, to bending stresses aMF, calculated using the "full" formula, for composite reinforcement with a diameter of 6 mm
Номинальное напряжение aF (МПа) Расчетные значения kr при отношении !/d
20 30 40
250 1,010846 1,000540 1,000030
500 1,000895 1,000015 1,000000
750 1,000140 1,000001 1,000000
1000 1,000030 1,000000 1,000000
1250 1,000008 1,000000 1,000000
1350 1,000000 1,000000 1,000000
На основе зависимости (13) можно с достаточной для инженерных целей точностью определять возникающую погрешность измерения предела прочности при разрыве композитной арматуры, обусловленную влиянием неточностей (эксцентриситета) установки стержня в испытательную муфту:
Ао
4
5
2!
d\E
-1 d
(14)
Из (14) видно, что уменьшение погрешности определения временного сопротивления при разрыве композитной строительной арматуры может достигаться за счет как увеличения относительной длины Ш рабочего участка, так и уменьшения относительного эксцентриситета 5/а монтажа стержня в испытательных анкерных муфтах. Применение стержней укороченной длины должно сопровождаться повышением точности их центрирования в испытательных анкерных муфтах.
ВЫВОДЫ
1. Результаты выполненных исследований позволили получить аналитические зависимости для определения изгибающего момента и вызванных им напряжений, обусловленных погрешностями монтажа композитного стержня в испытательных анкерных муфтах, при проведении испытаний на разрыв.
2. На примере арматуры стеклопластиковой номинальным диаметром 6 мм, изготовленной в соответствии с СТБ 1103-98, показано, что увеличение относительной длины Ш рабочей части стержня благоприятно сказывается на повышении точности измерений. Теоретически обосновано, что применение коротких образцов возможно при условии повышенной точности центрирования стержня в испытательных анкерных муфтах (эксцентриситет монтажа не должен превышать 5 = 0,2 мм).
3. Результаты исследований могут быть использованы в инженерной практике и в учебном процессе при подготовке специалистов строительного и химико-технологического профиля.
ЛИТЕРАТУРА
1. Guide for the Design and Construction of Structural Concrete Reinforced with FRP bars: ACI 440.1R-06. Detroit: American Concrete Institute (ACI), 2006. 44 p.
2. Design and Construction of Building Components with Fibre-Reinforced Polymers: CAN/CSA-S806-02 (R2007). Canadian Standards Association, 2012. 206 p.
3. Fibre-Reinforced Polymer Composite Bars for the Structural Concrete Slabs of a Public Works and Government Services Canada Parking Garage / B. Benmokrane [et al.] // Canadian Journal of Civil Engineering. 2004. P. 732-748.
4. Recommendation for Design and Construction of Concrete Structures Using Continuous Fiber Reinforcing Materials / Japan Society of Civil Engineers (JSCE) // Tokyo: JSCE, 1997. 199 p. (Concrete Engineering, Series 23).
5. Experimental Investigation for Tensile Performance of FFRP-Steel Hybridized Rebar / D. W. Seo [et al.] // Advances in Materials Science and Engineering. 2016. Vol. 2016. Article ID 9401427. https://doi.org/10.1155/ 2016/ 9401427.
6. Development of Ductile Composite Reinforcement Bars for Concrete Structures / Yihua Cui [et al.] // Materials and Structures. 2008. Vol. 41, No 9. P. 1509-1518. https://doi. org/10.1617/s11527-007-9344-8.
7. Guide for the Design and Construction of Concrete Structures Reinforced with Fiber-Reinforced Polymer Bars: CNR-DT 203/2006. Rome: Italian National Research Council (CNR), 2006. 35 p.
Наука
итехника. Т. 23, № 6 (2024)
8. Jarek, B. Zastosowanie Pr^tow Zbrojeniowych z Wlokna Szklanego (GFRP) w Budownictwie / B. Jarek, A. Kubik // Przeglqd budowlany. 2015. Ыо 12. Р. 21-26.
9. Carvelli, V. Anchor System for Tension Testing of Large Diameter GFRP Bars / V. Carvelli, G. Fava, M. Pisani // Journal of Composites for Construction. 2009. Vol. 13, Ыо 5. P. 344-349. https://doi.org/10.1061/(asce)cc.1943-5614.0000027.
10. Castro, P. F. Tensile and Nondestructive Testing of FRP bars / P. F. Castro, N. J. Carino // Journal of Composites for Construction. 1998. Vol. 2, Ыо 1. Р. 17-27. https://doi. org/10.1061/(asce)1090-0268(1998)2:1(17).
11. Особенности испытаний и характер разрушения полимеркомпозитной арматуры / А. Р. Гидзатулин [и др.] // Инженерно-строительный журнал. 2014. № 3. C. 40-47.
12. Садин, Э. Я. Анкеровка в бетоне стеклопластиковой арматуры, производимой в Республике Беларусь / Э. Я. Садин // Архитектура и строительство. 2016. № 3. C. 68-71.
13. Барсуков, В. Г. Модернизация испытательных систем для испытания на разрыв композитной строительной арматуры / В. Г. Барсуков, Э. Г. Гнядек, А. Ю. Носко // Весшк Гродзенскага дзяржаунага ушверсггэта iмя Яню Купалы. Сер. 6. Тэхнiкa. 2023. Т. 13, № 2. С. 62-73.
14. Работоспособность модернизированных анкерных муфт для испытаний стеклопластиковой арматуры / В. Г. Барсуков [и др.] // Весшк Гродзенскага дзяржаунага ушверспэта iмя Яню Купалы. Сер. 6. Тэхнжя. 2024. Т.14, № 1. С. 26-34.
15. Guide Test Methods for Fiber-Reinforced Polymers (FRPs) for Reinforcing of Strengthening Concrete Structures: АС1 440.3R-04. Detroit: American Concrete Institute (ACI), 2004. 40 p.
16. Справочник по сопротивлению материалов / Е. Ф. Винокуров [и др.]. Минск: Наука и техника, 1988. 464 с.
Поступила 27.06.2024 Подписана в печать 27.08.2024 Опубликована онлайн 29.11.2024
REFERENCES
1. ACI 440.1R-06. Guide for the Design and Construction of Structural Concrete Reinforced with FRP bars. Detroit, American Concrete Institute (ACI). 2006. 44.
2. CAN/CSA-S806-02 (R2007) Design and Construction of Building Components with Fibre-Reinforced Polymers. Canadian Standards Association, 2012. 206.
3. Benmokrane B., El-Salakawy E., Cherrak Z., Wiseman A. (2004) Fibre Reinforced Polymer Composite Bars for the Structural Concrete Slabs of a Public Works and Government Services Canada Parking Garage. Canadian Journal of Civil Engineering, 31 (5), 732-748. https://doi.org/10. 1139/l04-049.
4. Japan Society of Civil Engineers (JSCE) (1997) Recommendation for Design and Construction of Concrete Structures Using Continuous Fiber Reinforcing Materials. Concrete Engineering, Series 23. Tokyo, JSCE. 199.
5. Seo D.-W., Park K.-T., You Y.-J., Lee S.-Y. (2016) Experimental Investigation for Tensile Performance of GFRP-Steel Hybridized Rebar. Advances in Materials Science and Engineering, 2016, 1-12. https://doi.org/10. 1155/2016/9401427.
6. Cui Y., Cheung M. M. S., Noruziaan B., Lee S., Tao J. (2008) Development of Ductile Composite Reinforcement Bars for Concrete Structures. Materials and Structures, 41 (9), 1509-1518. https://doi.org/10.1617/s11527-007-9344-8.
7. CNR-DT 203/2006. Guide for the Design and Construction of Concrete Structures Reinforced with Fiber-Reinforced Polymer Bars. Rome, Italian National Research Council (CNR), 2006. 35.
8. Jarek B., Kubik A. (2015) Zastosowanie Pr^tow Zbrojeniowych z Wlokna Szklanego (GFRP) w Budownictwie. Przeglqd Budowlany, (12), 21-26.
9. Carvelli V., Fava G., Pisani M. A. (2009) Anchor System for Tension Testing of Large Diameter GFRP Bars. Journal of Composites for Construction, 13 (5), 344-349. https://doi.org/10.1061/(asce)cc.1943-5614.0000027.
10. Castro P. F., Carino N. J. (1998) Tensile and Nondestructive Testing of FRP Bars. Journal of Composites for Construction, 2 (1), 17-27. https://doi.org/10.1061/(asce)1090-0268(1998)2:1(17).
11. Gizdatullin A. R., Khozin V. G., Kuklin A. N., Khus-nutdinov A. M. (2014) Specifics of Testing and Fracture Behavior of Fibre-Reinforced Polymer Bars. Inzhenerno-Stroitelny Zhurnal = Magazine of Civil Engineering, (3), 40-47 (in Russian).
12. Sadin E. Ya. (2016) Anchoring of Fiberglass Reinforcement in Concrete Produced in the Republic of Belarus. Arkhitektura i Stroitelstvo = Architecture and Construction, (3), 68-71 (in Russian).
13. Barsukov V. G., Gnyadek E. G., Nosko A. Yu. (2023) Modernization of Anchor Systems for Tensile Testing of Composite Building Reinforcement. Vesnik Hrodzenskaha Dziarzhaunaha Universiteta Imia Ianki Kupaly. Seryia 6. Tekhnika = Vesnik of Yanka Kupala State University of Grodno. Series 6. Engineering Science, 13 (2), 62-73 (in Russian).
14. Barsukov V. G., Gnyadek E. G., Nosko A. Yu., Michailau V. (2024) Performance of Modernized Anchor Couplings for Testing Fiberglass Reinforcement. Vesnik Hrodzenskaha Dziarzhaunaha Universiteta Imia Ianki Kupaly. Seryia 6. Tekhnika = Vesnik of Yanka Kupala State University of Grodno. Series 6. Engineering Science, 14 (1), 26-34 (in Russian).
15. ACI 440.3R-04. Guide Test Methods for Fiber-Reinforced Polymers (FRPs) for Reinforcing of Strengthening Concrete Structures. Detroit, American Concrete Institute (ACI). 2004. 40.
16. Vinokurov E. F., Balykin M. K., Golubev I. A., Zayats V. N., Makaruk P. N. (1988) Handbook on Strength of Materials. Minsk, Nauka i Tekhnika Publ. 464 (in Russian).
Received: 27.06.2024 Accepted: 27.08.2024 Published online: 29.11.2024
Наука
итехника. Т. 23, № 6 (2024)
