книги из ГПНТБ / Кудрявцев, А. А. Предварительно-напряженный керамзитобетон

На величину потерь напряжения значительное влия­ ние оказали вид крупного и мелкого заполнителя, сте­ пень, обжатия керамзптобетона, условия твердения, тре­ щины в верхней зоне, влажность среды, в которой хра­ нились образны.

Для того чтобы сделать приближенную оценку вели­ чинам потерь напряжения от усадки керамзптобетона, при изготовлении балок были сделаны призмы размером 15X15X60 см. На этих призмах измеряли деформации усадки. На таких же призмах определяли модули упру­ гости керамзптобетона в различном возрасте.

На рис. 14 нанесены кривые усадки. Деформации усадки измерены, начиная с первого дня после оконча­ ния термообработки бетона. Начало измерений усадки непропаренных образцов было принято после трех—пяти суток твердения керамзитобетона.

С учетом этих данных потери от усадки для пропа­ ренных керамзитобетонных элементов на кварцевом

учитывались деформации расширения бетона в процессе термообработки.

Для керамзитобетонных элементов естественного твер­ дения потери от усадки значительно выше по сравнению с пропаренными и составляют 600—900 кгс/см2.

Как видно из графиков рис. 14, ползучесть керамзи­ тобетона существенно сказывается на величине потерь напряжения в арматуре по сравнению с усадкой.

При современной технологии изготовления конструк­ ций из легких бетонов пропаривание изделий — основ­ ной способ ускорения твердения бетона. Для определения влияния пропаривания бетона на величину потерь напря­ жения в арматуре от усадки и ползучести проведены опыты на образцах размером 7X7X110 см, армирован­ ных высокопрочной проволокой [22]. Часть образцов после изготовления пропаривали по режиму 3+10 + 3 ч, другую часть выдерживали во влажных условиях 14 су­ ток. Отпуск натяжения арматуры производился при оди­ наковой прочности керамзитобетона — R0 = 265 кгс/см2. После отпуска натяжения арматуры напряжение обжа­ тия бетона было равно 80 кгс/см2.

Исследования показали, что пропаривание керамзи­ тобетона привело к снижению потерь напряжения на 37%. Причина пониженной ползучести бетона, подверг­

40

нутого термообработке, может быть объяснена на осно­ вании анализа физико-химических процессов, происхо­ дящих в твердеющем цементном камне. Есть основания полагать, что гелевая структурная составляющая це­ ментного камня, входящего в состав бетона, при термо­ обработке увеличивает свою вязкость в большей степе­ ни, нежели у бетона, твердеющего в течение 14 суток при нормальном хранении.

В предварительно-напряженных железобетонных кон­ струкциях максимально допустимая степень обжатия бетона напрягаемой арматурой принимается из условия избежания чрезмерных потерь напряжений в арматуре от ползучести бетона. Напомним, что максимальная степень обжатия тяжелого бетона, согласно нормам, принимается при натяжении арматуры на упоры: для центрально-обжатых элементов о6 = 0,7Ro; для внецент-

ренно-обжатых — сТб = 0,8/?о- Чтобы определить максимально допустимые напря­

жения обжатия керамзитобетона, проводились опыты при широком диапазоне степеней обжатия бетона и с выдержкой элементов без нагрузки в течение длительно­ го времени. Анализировались результаты испытаний опытных балок нескольких серий, армированных сталью класса A-V и семипроволочными прядями (рис. 15). На рис. 16 приведены данные о потерях напряжений в ар­ матуре от усадки и ползучести керамзитобетона в зависи­ мости от относительного обжатия. Как видно из распо­ ложения точек на этом графике, с увеличением относи­ тельного обжатия керамзитобетона потери напряжений в арматуре возрастают. Однако резкого увеличения потерь напряжений с повышением os/Ro не наблюдается вплоть до значений <7б/^?о = 0,7. Следовательно, с точки зрения потерь напряжений в арматуре, предварительное обжатие керамзитобетона можно принять в тех же пре­ делах, что и для тяжелого бетона ae^(0,7—0,8) R0.

Влажность среды в значительной степени влияет на потери напряжений в арматуре в результате ползучести керамзитобетона. Сухой и жаркий климат увеличивает не только усадку, но и ползучесть бетона. Это приводит к большим потерям напряжений в арматуре. И, наобо­ рот, высокая влажность среды способствует уменьшению потерь напряжений от ползучести керамзитобетона.

Влияние влажности среды на потери напряжений от ползучести изучали на предварительно-напряженных

41

образцах. Каждый образец представлял собой призму сечением 7X7 см и длиной ПО см, армированную че­ тырьмя стержнями из высокопрочной проволоки диамет­ ром 4 мм. Арматура призм имела по концам анкерные

Рис. 17. Потери напряжения в арматуре от усадки и ползуче­ сти керамзитобетона при раз­ личных влажностных условиях

/ — при влажности 60%; 2 — то же, 85%; 3 — при выдержке в воде для керамзитобетона; 4 — то же, для тяжелого бетона

втулки, с помощью которых устранялось проскальзывание проволок на концах образцов. Образцы изготовляли из керамзитобетона на кварцевом песке с прочностью в 28-дневном возрасте Дг8= 320 кгс/см2. Напряжение об­ жатия бетона равнялось 80 кгс/см2.

После твердения в нормальных условиях в течение 14 суток осуществлялся отпуск напряжения арматуры. Образцы первой серии устанавливали в помещении с влажностью воздуха 117=50—60%, образцы второй се­ рии— при W =70—80% и третьей серии — в резервуар с водой. Для сопоставления в воде выдерживали анало­ гичные образцы из тяжелого бетона. Температура воз­ духа и воды находилась в пределах 17±3°С.

Результаты этих опытов, продолжавшихся в течение 300 суток, представлены на рис. 17, из которого видно, что наибольшие потери напряжений от ползучести ке­ рамзитобетона имели образцы, хранившиеся при влаж­ ности воздуха 50—60%. Потери напряжений в арматуре для образцов, находившихся в воде, были в 7,4 раза меньше по сравнению с такими же образцами, хранив­ шимися на воздухе при влажности 50—60%, и в 5 раз меньше по сравнению с образцами, выдерживавшимися при влажности 70—80%. Рост потерь напряжения в ар­ матуре у керамзитобетона и тяжелого бетона, находив­ шихся в воде, практически прекращается к 100 суткам, при этом у керамзитобетона в начальный период отме­ чен более интенсивный рост потерь.

Важной задачей при оценке потери напряжения от ползучести легкого бетона является отыскание простой и приемлемой для практических целей зависимости, ко­

42

торая с достаточной точностью отражала бы процесс потерь напряжения от ползучести материала.

На основании анализа результатов исследований ползучести легких бетонов и экспериментальных данных о потерях напряжения автором предложено определять потери напряжений в арматуре от ползучести керамзитобетона по формуле

ным данным;

s — параметр, учитывающий нелинейную ползу­ честь керамзитобетона,

(21)

при osIRпР <0,6 параметр s принимается рав­ ным 1;

k2— коэффициент, учитывающий вид напрягаемой арматуры; k2 = 0,9 — для проволочной и прядевой арматуры, k2 = 0,75— для . стержневой арматуры.

Итоги сопоставления опытных и теоретических потерь напряжения для керамзитобетонных элементов, вычис­ ленных по предлагаемым формулам с использованием значения меры ползучести бетона, приведены на рис. 14 и 15 (пунктирные кривые). Эти результаты показывают сравнительно хорошую сходимость теоретических и опытных значений потерь напряжения в арматуре от ползучести керамзитобетона.

Г Л А В А Ч Е Т В Е Р Т А Я *1

ПРОЧНОСТЬ

1. Прочность изгибаемых элементов по нормальным сечениям

Расчет прочности нормальных сечений предваритель­ но-напряженных элементов из легких бетонов основыва­ ется на тех же предпосылках, что и расчет железобетон­ ных элементов из тяжелого бетона.

43

Наибольший расчетный изгибающий момент для эле­ ментов с сечением любой формы, но симметричной отно­ сительно плоскости изгиба определяем из условия

относительно оси, проходящей через центр тяжести площади арматуры Аъ; Sб — статический момент площади сжатой

зоны бетона;

mag — коэффициент, учитывающий повышение

расчетного сопротивления растянутой напрягаемой арматуры.

. Как известно, положение нейтральной оси, отвечаю­ щее достаточной прочности бетона сжатой зоны при пол­ ном использовании прочности растянутой арматуры, должно удовлетворять условию

Для легких бетонов значение граничной относитель­ ной высоты сжатой зоны grp для прямоугольных, тавро­ вых и двутавровых сечений вычисляют по формуле (31).

Приемлемость этих предпосылок расчета для изги­ баемых элементов из конструктивных легких бетонов при обеспечении достаточного сцепления арматуры с бе­ тоном проверена на многочисленных опытах.

Для большинства испытанных элементов при относи­ тельной высоте сжатой зоны g^0,25 результаты расчета и опыта не имеют большого расхождения (рис. 18). Однако при g>0,25 в зависимости от призменной проч­ ности и характеристик арматуры (ав и Сог/ов) наблюда­ ется заметное превышение результатов расчета над опытом. Поэтому при проектировании керамзитобетон­ ных конструкций следует избегать их переармирования. Критерием для определения максимального значения grp может служить формула (31).

Расчетные сопротивления растянутой арматуры Ra для элементов из конструктивных легких бетонов марок

44

100—500 принимают такими же, как для элементов ЙЗ тяжелого бетона, так как легкий бетон по своим свойст­ вам не вносит -каких-нибудь новых факторов в использо­ вание прочностных свойств стали. Это утверждение справедливо при площади сечения рабочей арматуры в элементах ниже границы переармирования.

Эксперименты показывают, что ненапрягаемая сжа­ тая арматура при ее сцеплении с керамзнтобетоном пе­ ред разрушением элемента имеет деформации сжатия ес в широких пределах в зависимости от прочности на

сжатие' (рис. 19). Отсюда следует, что напряжения в сжатой ненапрягаемой арматуре достигают своего ма­ ксимального значения:

При расчете прочности предварительно-напряженных керамзитобетонных элементов остаточное напряжение в напрягаемой арматуре в общем виде может быть при­ нято

45

где а'о — предварительное напряжение в арматуре, рас* положенной в зоне, сжатой от действия внеш­ них усилий, которое принимается в зависимо­ сти от . рассматриваемой стадии работы элемента, условий натяжения арматуры и ве­ личины потерь напряжения;

т т — коэффициент точности натяжения арматуры. Значение произведения вс-Еа для тяжелого бетона

принято в нормах 4000 кгс/см2 исходя из предельной сжимаемости, равной ес = 200-10-5. Для легкого бетона, согласно данным по предельной сжимаемости, приведен­ ным на рис. 19, можно принять ес переменным, которое определяется в зависимости от кубиковой прочности легкого бетона по формуле

2. Граница предельного армирования

Граница предельного армирования любого вида бетона тесно связана с его деформативностью. Бетон, имею­ щий повышенные пластические деформации, способен к большему перераспределению напряжений в сжатой зо­ не изгибаемых или внецентренно-сжатых элементов.

Конструктивный керамзитобетон с точки зрения гра­ ницы предельного армирования следует рассмотреть с учетом двух факторов: предельной сжимаемости и спо­ собности к проявлению пластических деформаций при нагружении.

Известно, что гипотеза плоских сечений хотя и не является надежным средством для суждения о напря­ женном состоянии разрушаемого элемента, тем не менее она может быть использована для ориентировоч­ ной оценки границы переармирования [9].

Принимая гипотезу плоских сечений перед разруше­ нием элемента, можно записать известное выражение:

где ев и еа — соответственно относительные деформации бетона и арматуры перед разрушением элемента.

Из формулы (28) видно, что с увеличением предель­ ной сжимаемости бетона относительная высота сжатой

46

зоны будет возрастать. У конструктивного керамзитобетона при испытании центрально-сжатых образцов упру­ гая предельная сжимаемость выше по сравнению с

500

тчN.S

'°о' N.О

зоо

•

200

тяжелым бетоном при одинаковой их прочности, так как модуль упругости керамзитобетона значительно ниже.

Однако, как показывают испытания призм и цилинд­ ров на сжатие при пятиминутной выдержке на каждом этапе (каждый образец испытывался в течение 1 ч), полная предельная сжимаемость керамзитобетона суще­ ственно меньше тяжелого бетона (рис. 20). На представ­ ленных графиках показана зависимость полной предель­ ной сжимаемости легкого и тяжелого бетонов от призменной прочности. Эти данные были получены при регистрации показаний приборов до начала падения нагрузки в прессе.

Такая же картина в отношении предельной сжимае­ мости керамзитобетона и тяжелого бетона наблюдается и при испытании изгибаемых армированных балок, близ­ ких к границе переармирования [23].

Исходя из сопоставлений предельной сжимаемости керамзитобетона и тяжелого бетона следует ожидать, что предельное значение £Гр для изгибаемых армирован­ ных элементов из керамзитобетона будет ниже по срав­ нению с тяжелым бетоном.

47

Мр_

Другим важным свойством, влияющим на границу предельного армирования бетона, является его ползу­ честь или пластические деформации при кратковремен­ ном нагружении, так как от них зависит форма эпюры напряжений бетона в сжатой зоне изгибаемых и вне- центренно-сжатых элементов. Неоднократными испыта­ ниями призм и цилиндров из тяжелого и легкого бетонов на сжатие установлено, что при прочих равных условиях у тяжелого бетона за время выдержки пластические деформации значительно большие. Для примера на рис. 21 приведены коэффициенты упругости, полученные по результатам испытания призм из тяжелого бетона и легких бетонов на различных пористых заполнителях.

Причина пониженных пластических деформаций керамзитобетона, по нашему мнению, состоит в том, что конструктивный керамзитобетон по своей структуре от-

48

личается от тяжелого бетона. Благодаря самовакуумированию, лучшим условиям гидратации цемента, раст­

более низкая граница предельного армирования по сравнению с тяжелым бетоном. Ниже изложены итоги экспериментально-теоретических исследований по коли­ чественной оценке границы предельного армирования для керамзитобетонных элементов, армированных раз­ личными сортами стали.

Для установления границы переармирования анали­ зировались результаты испытания балок с напряженной стержневой арматурой класса A-V и прядевой армату­ рой. Призменная прочность керамзитобетона к моменту

ческую кривую прочности изгибаемых элементов, рас­ пределение напряжений в сжатой зоне которых перед разрушением принято прямоугольным. Эта кривая выра­ жается уравнением

*6 = 1(1 - 0,56) . (29)

Прямые линии сС, вВ и аА и точки их пересечения с кривой OabcD графически отражают ограничения, нанакладываемые условием

Все испытанные балки можно разделить на группы в зависимости от прочности керамзитобетона при сжа­ тии Япр-

Как видно из рис. 22, экспериментальные разрушаю­ щие моменты балок каждой группы только до опреде­ ленного значения совпадают с теоретическими. Значение 6, с которого начинается отклонение опытных точек от кривой OabcD, является предельным, разделяющим области нормально армированных изгибаемых элементов