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

Рис. 23. Кривые относительной прочности керамзитобетонных балок

/ — бетон марки 150—200; 2 — то же, марки 300; 3 — то же, марки 350; 4 — го же, марки 400—600

■

Рис. 24. Зависимость величины | от прочности бетона и напряже­ ния в арматуре

1 — балки со стержнями класса A-V, керамзитобетон марки 400—450; 2 — то же, марки 200; 3 — балки с прядями

50

от переармированных. Это говорит о том, что относи­ тельная несущая способность переармированных балок снижается по мере увеличения прочности керамзитобетона. Для объяснения причины падения относительной несущей способности переармированных керамзитобе­ тонных изгибаемых элементов с повышением прочности керамзитобетона построен график (рис. 23), на котором нанесена теоретическая кривая прочности при прямо­ угольной эпюре напряжений в сжатой зоне и кривая прочности для случая треугольной эпюры напряжений.

На основании графика (см. рис. 23) следует, что при невысокой прочности керамзитобетона (7?Пр=180— 250 кгс/см2) опытные точки располагаются вблизи тео­ ретической кривой прочности изгибаемых элементов, эпюра напряжений в сжатой зоне которых принята пря­ моугольной. Для изгибаемых элементов, имевших более высокую прочность керамзитобетона, опытные точки расположились ближе к теоретической кривой, построен­ ной из условия треугольной эпюры напряжений в сжа­ той зоне перед разрушением.

Аналогичное явление наблюдалось при испытании балок из тяжелого высокопрочного бетона [6].

Однако, как отмечалось некоторыми исследователями [13, 15], на границу переармирования влияет не только прочность бетона, но и свойства арматурной стали. Для анализа этого вопроса были нанесены опытные данные на координатные оси по вертикали оа — прочность арма­ туры и по горизонтали | — относительная высота сжа­ той зоны. На основании анализа отмечена определенная закономерность расположения опытных точек в зависи­ мости от прочностных свойств арматуры и прочности бетона. На рис. 24 граница расположения опытных точек для тяжелого бетона указана пунктирными кривыми.

На основании экспериментальных данных для тяже­ лого бетона предложена эмпирическая формула для определения границы переармирования [13].

Используя такую же методику обработки экспери­ ментальных данных для легкобетонных элементов, был получен график (рис. 24), на котором опытные точки по сравнению с пунктирными кривыми для тяжелого бетона существенно сдвинуты к оси ординат. Сплошными ли­ ниями обозначены границы расположения точек для марок бетона 150—200 (правая) и 500 (левая).

.от

0 0

6$г

Рис. 26. Напряжения в растянутой арматуре при исчерпании несу­ щей способности керамзитобетонных балок

/ — стержни класса A-V, диам. 18 мм; 2 — то же, 12 мм; 3 — пряди диам. 15 мм; 4 — то же, 9 мм

строена зависимость отношения о°п /о 02 от относи­ тельной высоты сжатой зоны | (рис. 26).

Из графика рис. 26 следует, что превышение факти­ ческой величины напряжения в арматуре над значением Стог тем больше, чем меньше для данной стали отноше­ ние Оог/сгв (т. е. более пологая диаграмма растяжения стали) и чем меньше величина относительной высоты сжатой зоны перед разрушением элемента

На основании анализа экспериментальных данных для определения максимального напряжения оа, которое может быть достигнуто перед разрушением изгибаемого непереармированного керамзитобетонного элемента, по­ лучена эмпирическая формула по аналогии с формулой для тяжелого бетона, приведенной в [11]:

Формула (36) при граничных значениях | дает ре­ зультаты 0а= 0о2- При малых процентах армирования,

54

т. с. при £->-0, по формуле (36) получаем сга=1,1ав. Казалось бы, теоретическое значение аа будет превы­ шать временное сопротивление разрыву арматуры на 10%. Однако надо иметь в виду, что при малых процен­ тах армирования несущая способность элемента увели­ чивается в результате работы бетона на растяжение над трещиной. Это дополнительное усилие и учитывается коэффициентом 1,1.

Сопоставление опытных и расчетных напряжений в арматуре изгибаемых элементов, определенных по фор­ муле (36), показывает хорошую сходимость результа­ тов.

Приведенные данные подтверждают возможность введения при расчете прочности керамзитобетонных эле­ ментов с арматурой без площадки текучести дополни­ тельного коэффициента условий работы, по аналогии с

тяжелым бетоном [13], при £<grp m as > 1 .

4. Прочность сжатых элементов

Положительное влияние предварительного напряже­ ния бетона на прочность гибких сжатых элементов из тяжелого бетона неоднократно отмечалось многими авторами [16, 34, 38, 43]. Как известно, предварительное напряжение бетона повышает трещиностойкость и жест­ кость элементов. В связи с тем, что легкий бетон имеет пониженный модуль упругости, использование предва­ рительного напряжения для повышения жесткости, а следовательно, и прочности гибких сжатых элементов оправдано.

Исследование влияния предварительного напряже­ ния на прочность гибких сжатых элементов из керамзитобетона проводили на колоннах сечением 12X20 см, длиной 210 и 315 см; гибкость 1 колонн составляла Я,= 16 и 26. Колонны были армированы стержневой арматурой класса А-V. Относительное обжатие бетона составляло Об/^пР = 0,1—0,53. Образцы испытывали с различным эксцентрицитетом е0 = 0, 2, 4, 6 и 8 см. Одновременно с предварительно-напряженными колоннами испытывали

55

Рис. 27. Относительная несущая способность гибких керамзитобетон­ ных колонн-

Рис. 28. Эпюры деформаций бе­ тона гибких колонн при нагрузке

N = 0,93 JVp

а — колонна без предварительного на­ пряжения; б — колонна с предвари­ тельным напряжением; 1 — эпюра сжа­ тия; 2 — эпюра растяжения; 3 — пред­ варительное напряжение сжатия

сказалось положительно на несущей способности сжатых элементов, независимо от величины относительного эксцентридитета.

Для гибких элементов Л = 26 из керамзитобетона средней прочности 7?Пр = 230—270 кгс/см2 относительная несущая способность Np/bhoRnp повысилась в зависимости от эксцентрицитета (e0//i = 0,10—0,5) на 10—80% по сравнению с такими же ненапряженными элементами

56

(рис. 27, а). Для аналогичных элементов из высокопроч­ ного керамзитобетона относительная несущая способ­ ность возросла на 10—37%.

Благодаря предварительному напряжению прочность керамзитобетонных элементов с невысокой гибкостью

явлено, что по мере приближения эксцентрицитета при­ ложения силы к нулю, т. е. к осевому сжатию, прочность предварительно-напряженных колонн с 1=16 оставалась более высокой по сравнению с аналогичными ненапря­ женными колоннами.

Повышение прочности на сжатие легкого бетона Rnр с 230 до 410 кгс/см2 при довольно небольшом возраста­ нии модуля упругости мало отразилось на повышении несущей способности гибких сжатых предварительно­ напряженных элементов. В колоннах с 1= 26 и относи­ тельным эксцентрицитетом e0/h=0,33 увеличение в 1,8 раза призменной прочности привело к повышению несу­ щей способности всего на 10%. Такое явление, на наш взгляд, объясняется влиянием на прочность гибких эле­ ментов характера эпюры напряжений сжатой зоны перед разрушением. Как отмечалось, высокопрочный легкий бетон менее склонен к перераспределению напря­ жений в сжатой зоне по сравнению с бетоном малой и средней прочности.

В результате анализа деформаций и напряжений в арматуре Ап и А ' ив бетоне по высоте сечения элемен-

тов в местах разрушения на стадиях нагружения, близ­ ких к разрушающим, установлено, что в ненапряженных сжатых элементах, имеющих 1=16 и относительный эксцентрицитет e0/h= 0,16—0,48 в рабочей растянутой арматуре Ап перед разрушением сжатой зоны (при 93— 95% Np) растягивающие напряжения колеблются в пре­ делах 1000—2500 кгс/см2.

В аналогичных предварительно-напряженных колон­ нах растянутая арматура кроме уже имеющегося пред­ варительного напряжения сг02 приобретает перед разру­ шением дополнительные напряжения Даа, равные в за­ висимости от гибкости и эксцентрицитета 1500— 4000 кгс/см2.

Следовательно, если в ненапряженных гибких колон­ нах растянутая арматура из высокопрочной стали не может быть полностью использована (до полного своего

67

расчетного сопротивления), то в предварительно-напря­ женных колоннах рабочая арматура достигает высоких напряжений 002 + Аоа, близких к разрывной прочности. В этом состоит одно из основных преимуществ предва­ рительно-напряженных колонн против ненапряженных.

Деформации сжатой арматуры А ' в колоннах в зна­ чительной мере зависят от их гибкости. По данным на­ ших исследований, для предварительно-напряженных

В предварительно-напряженных колоннах перед разру­ шением высота сжатой зоны всегда больше, чем у ана­ логичных ненапряженных колонн (рис. 28). Это объяс­ няется предварительным напряжением сжатия. Перед разрушением в предварительно-напряженных колоннах высота фактически растянутого бетона мала, почти все сечения элемента участвуют в работе на сжатие. В это время бетон в растянутой зоне до образования трещин воспринимает растягивающие усилия.

При тех же нагрузках в • ненапряженных колоннах значительно большая часть сечения растянута. На рас­ тянутой грани имеются трещины, в этой части сечения бетон на растяжение не работает. С дальнейшим прило­ жением нагрузки сжатая зона в такой колонне резко сокращается, сильно возрастают прогибы и краевые волокна сжатой зоны, работая малой площадью, быстро разрушаются после достижения предельной сжимаемо­ сти (см. рис. 28).

Отмечено также, что при одинаковых условиях в предварительно-напряженных колоннах зона разруше­ ния по площади всегда больше, чем в ненапряженных колоннах.

Испытанные колонны имели различную степень пред­ варительного обжатия 0б/^пр=0,1—0,53. Влияние степе-

58

ни обжатия бетона на несущую способность показано на рис. 29. Из характера кривых на этом графике видно, что с повышением обжатия бетона несущая способность увеличилась. Значительнее всего относительная несущая способность возросла у более гибких колонн (А,=26).

При оценке прочности гибких сжатых предваритель­ но-напряженных элементов согласно нормам проанали­ зирован общий метод расчета сжатых колонн [45].

Важно установить для легких бетонов приемлемость оценки деформаций гибких сжатых элементов в момент разрушения, принятой в нормах, т. е. проверить равен­ ство (38) и способ определения коэффициента тр

где г] — коэффициент, учитывающий влияние продоль­ ного изгиба на увеличение начального эксцент­ рицитета,

Значение критической силы NKp для железобетонного сжатого элемента вычисляли по формуле

69