Содержание к диссертации
Введение
Глава 1. Поведение массивных бетонных гидротехнических сооружений под влиянием процессов длительного деформирования, термического трещинообразования, раскрытия блочных швов 9
1.1. Поведение массивных бетонных сооружений в процессе строительства и эксплуатации. 9
1.2. Особенности структуры и физико-механических свойств бетона массивных сооружений 15
1.3. Характерные условия работы бетона массивных сооружений 20
1.4. Строительные швы в сооружениях 31
1.5. Современные тенденции в плотиностроении: укатанный малоцементный бетон - новое направление в гидротехническом строительстве 31
Глава 2. Методология и состав экспериментальных исследований бетона массивных гидротехнических сооружений 39
2.1. Выбор размеров образца 39
2.2. Основные положения методологии испытаний крупномасштабных образцов 41
2.3. О методике измерения деформаций бетона 42
2.4. Составы бетона. Характеристика материалов для приготовления бетона 46
2.5. Контрольные испытания прочности и плотности бетона 46
2.6. Состав исследуемых расчетных характеристик бетона 49
2.7. Краткие сведения о плотинах, для которых выполнено экспериментальное обоснование расчетных характеристик бетона реального состава 53
Глава 3. Характеристики упругости бетона 62
3.1. Модуль упругости. Основные понятия и методика определения модуля упругости бетона 62
3.2. Модуль упругости бетона в функции от его прочности при сжатии 67
3.3. Изменение модуля упругости бетона с ростом его возраста 70
3.4. Сравнение результатов лабораторных испытаний с натурными данными 77
3.5. Влияние масштабного фактора 79
3.6. Особенности укатанного бетона 89
3.7. Модуль упругости литого бетона 89
3.8. Влияние повышенной температуры 93
3.9. Анизотропия упругих свойств и влияние швов бетонирования 97
3.10. Оценка неоднородности модуля упругости бетона 99
3.11. Модуль упругости при сжатии и растяжении 101
3.12. Влияние многоосного сжатия 101
3.13. Коэффициент Пуассона 106
3.14. Выводы по главе 3. 108
Глава 4. Ползучесть бетона 111
4.1. Основные понятия прикладной теории ползучести бетона и влияющие факторы 111
4.2. Методика испытаний крупномасштабных образцов бетона на ползучесть 114
4.3. Влияние возраста бетона на меру ползучести 115
4.4. Влияние длительности действия нагрузки 130
4.5. О многолетней ползучести бетона 132
4.6. Масштабный эффект 140
4.7. Сопоставление характеристик ползучести бетона по лабораторным и натурным образцам 141
4.8. Влияние повышенной температуры бетона 145
4.9. Ползучесть укатанного бетона 152
4.10. Ползучесть литого бетона 158
4.11. Релаксация напряжений 158
4.12. Ползучесть бетона при двух- и трехосном сжатии 161
4.13. Коэффициент поперечных деформаций ползучести 168
4.14. Выводы по главе 4 177
Глава 5. Прочность на сжатие, растяжение и предельная растяжимость бетона 179
5.1. Прочность бетона на сжатие 179
5.2. Прочность бетона при растяжении и предельная растяжимость 189
5.2.1. Состояние вопроса 189
5.2.2. Особенности методики испытаний крупномасштабных образцов 193
5.2.3. Результаты испытаний разномасштабных образцов обычного бетона 195
5.2.4. Комплексное определение прочности на осевое растяжение, предельной растяжимости и модуля упругости вибрированного бетона жесткой консистенции 202
5.2.5. Особенности укатанного бетона 211
5.2.6. Анизотропия бетона по прочности на растяжение 211
5.3. Выводы по главе 5 216
Глава 6. Теплофизические свойства бетона и коэффициент линейного расширения 218
6.1. Состояние вопроса 218
6.2. Методика экспериментальных исследований 220
6.3. Результаты экспериментальных исследований 226
6.3.1. Теплофизические свойства бетона 226
6.3.2. Коэффициент линейного расширения 228
6.4. Выводы по главе 6 234
Глава 7. Экспериментальные и теоретические исследования термонапряженного состояния и термической трещиностойкости бетона 236
7.1. Общая постановка задачи и состав исследований 236
7.2. Исследование термонапряженного состояния и прочности защемленных по торцам бетонных элементов при экзотермическом разогреве и остывании 237
7.2 Л. Методика исследований и режимы температурных воздействий 237
7.2.2. Результаты экспериментальных исследований 241
7.2.3. Расчетные исследования термонапряженного состояния защемленных элементов 245
7.2.4. Анализ причин расхождения экспериментальных и теоретических напряжений 252
7.2.5. Выводы по разделу 7.2 253
7.3. Термонапряженное состояние и трещиностойкость бетона вокруг труб охлаждения 253
7.3.1. Постановка задачи, методика исследований 253
7.3.2. Расчетные исследования температурных напряжений вокруг труб охлаждения 258
7.3.3. Результаты экспериментальных исследований 265
7.3.4. Анализ методов линейной механики трещин применительно к случаю трубного охлаждения 268
7.3.5. Критический коэффициент интенсивности напряжений бетона 274
7.3.6. Расчетные исследования трещиностойкости бетона вокруг труб охлаждения методом линейной механики трещин 279
7.3.7. Выводы по разделу 7.3 285
7.4. Заключение по главе 7 285
Глава 8. Прочность на сдвиг по горизонтальным блочным швам 287
8.1. Постановка вопроса. Краткий обзор публикаций 287
8.2. Экспериментальные исследования на крупномасштабных образцах бетона 289
8.2.1. Методика экспериментов 289
8.2.2. Состав исследований 291
8.2.3. Результаты испытаний на срез-сдвиг 293
8.2.4. Расчетные исследования для условий эксперимента 296
8.2.5. Выбор критерия прочности при срезе-сдвиге и методика аппроксимации экспериментальных данных 304
8.2.6. Основные итоги экспериментального определения сдвиговой прочности швов
на крупномасштабных образцах 308
8.3. Прочность швов на сдвиг по испытаниям кернов 309
8.3.1. Общие сведения и состав экспериментов 309
8.3.2. Методика определения сдвиговой прочности швов на кернах 310
8.3.3. Результаты экспериментальных исследований 310
8.3.4. Сопоставление результатов испытаний кернов и штампов-целиков на опытном полигоне ГЭС Капанда 317
8.3.5. Обший итог испытаний кернов на срез и сдвиг 319
8.4. Сравнение сдвиговой прочности швов и бетона 320
8.5. Выводы по главе 8 323
Глава 9. Практические рекомендации. внедрение результатов. отимерыприкладньгхрасчетньгх исследований 325
9.1. Практические рекомендации 325
9.2. Внедрение и эффективность результатов исследований 327
9.3. Примеры прикладных расчетных исследований с использованием экспериментальных значений физико-механических характеристик бетона 328
Заключение 334
Литература 337
- Современные тенденции в плотиностроении: укатанный малоцементный бетон - новое направление в гидротехническом строительстве
- Краткие сведения о плотинах, для которых выполнено экспериментальное обоснование расчетных характеристик бетона реального состава
- Сопоставление характеристик ползучести бетона по лабораторным и натурным образцам
- Комплексное определение прочности на осевое растяжение, предельной растяжимости и модуля упругости вибрированного бетона жесткой консистенции
Современные тенденции в плотиностроении: укатанный малоцементный бетон - новое направление в гидротехническом строительстве
Конструкции гидроэнергетических сооружений различаются как своими размерами (массивностью), так и степенью использования несущей способности бетона и арматуры. Наибольшие размеры имеют бетонные плотины, высота которых достигает 200-275 м. Толщина бетонных плотин меняется от десятков до 100 и более метров. Наиболее напряженными бетонными сооружениями являются арочные плотины, менее напряженными -гравитационные плотины, хотя в последних могут иметь место условия, близкие к исчерпанию несущей способности на сдвиг по горизонтальным строительным швам или подошве.
Поведение массивных сооружений формируется под действием эксплуатационных и строительных нагрузок, неравномерного деформирования основания и температурно-влажностных (вынужденных) деформаций самого бетона как материала, обладающего свойствами упругости, ползучести, старения, усадки - набухания и способностью к микро- и макротрещинообразованию. Можно назвать, по крайней мере, два случая необходимости углубленного изучения свойств бетона. Во-первых, для проектирования, строительства и натурного контроля за конкретными объектами. Во-вторых, для изучения физической основы явлений, проверки допущений расчетно-теоретических методов, связанных с масштабным фактором, с учетом реальных процессов длительного деформирования бетона, вида напряженного состояния, анизотропии, неоднородности и т.д.
В современной практике проектирования, строительства и эксплуатации массивных бетонных и железобетонных сооружений важное место занимают расчетные исследования их напряженно-деформированного состояния. Теоретические основы и методы решения задач строительной механики и механики сплошной среды с применением теорий теплопроводности, прочности, упругости, ползучести, механики трещин и др., базируются на работах Александровского СВ., Арутюняна Н.Х., Базанта Ц., Белостоцкого A.M., Бондаренко В.М., Бронштейна В.И., Васильева П.И., Вульфовича Н.А., Гениева Г.А., Дзюбы К.И., Карпенко Н.И., Каганова Г.М., Ламкина М.С., Ляпичева Ю.П., Морозова Е.М., Орехова В.Г., Соколова И.Б., Прокоповича И.Е., Трапезникова Л.П., Фрадкина Б.В., Хансена Т., Храпкова А.А., Черепанова Г.П., Щербакова Е.Н. и др. ученых. Возможности расчетно-теоретических методов за последние десятилетия значительно расширились благодаря все более широкому внедрению ЭВМ. К настоящему времени разработаны эффективные методы решения задач теорий упругости, ползучести, пластичности, механики разрушения, обеспеченные развитым программно-математическим аппаратом для решения разнообразных плоских и пространственных задач. Всестороннее развитие за последние десятилетия получила прикладная теория упруго-ползучего тела, позволяющая учитывать такие важные свойства бетона, как ползучесть, старение, наследственность, линейное или нелинейное деформирование в зависимости от уровня и характера напряженного состояния. Существующие методы расчета позволяют учитывать многообразие действующих факторов, производственных условий, конструктивных особенностей и т.п., а также изменяющиеся во времени и в зависимости от напряженного состояния характеристики прочности и деформативности бетона. В расчетах могут учитываться швы, трещины, анизотропия бетона, псевдопластичность в предельной стадии деформирования. Однако достижение конечных результатов, которые бы достоверно отражали многообразие действующих факторов, невозможно без знания фактических свойств бетона, в полном объеме адекватного целям и применяемым методам расчета.
В 60-90 годы опубликованы многочисленные результаты натурных наблюдений за работой бетонных гидротехнических сооружений. Натурные и экспериментальные сведения о поведении массивных бетонных и железобетонных сооружений, их трещинообразовании и напряженном состоянии, подробно освещены в работах Андриоло Ф., Брауна Б., Блюнделла Р., Гинзбурга М.Б., Дурчевой В.Н., Епифанова А.П., Малявина В.П., Марчука А.Н., Нилендера Ю.А., Петрашеня Р.Н., Таунсенда К., Фролова Б.К., Хигтинсона Е., Цыбина A.M., Шкарина В.П., Эйдельмана С.Я. и др. авторов. Полученные результаты свидетельствуют о существовании в конструкциях гидротехнических сооружений температурных напряжений, трещин и раскрытых строительных швов. При учете такой геометрической нелинейности в расчетах конструкций невозможно обойтись без знания деформационных и прочностных свойств бетона и строительных швов. Бетонные и железобетонные сооружения в силу больших размеров при строительстве разрезают на отдельные секции, блоки, ярусы, слои. Это требуется по двум причинам: во-первых, по технологическим условиям укладки бетона в большие массивы, во-вторых, для снижения температурных напряжений в бетоне и опасности появления температурных трещин. Несмотря на разрезку строительными швами и принятие других регулирующих мер, поведение массивных бетонных и железобетонных сооружений в процессе строительства и эксплуатации в значительной мере определяется температурными воздействиями. Они приводят к раскрытию швов, появлению трещин, к периодическим и монотонным изменениям перемещений, деформаций и напряжений. В дополнение к блочной разрезке, поэтапности возведения, изменениям температуры и влажности бетона нестационарный режим работы гидротехнических сооружений обуславливается поэтапностью нагружения, периодическими сработками водохранилища и изменениями гидродинамических нагрузок в основании сооружения. В итоге, несмотря на такую казалось бы огромную жесткость, массивные сооружения постоянно находятся в состоянии деформирования. Это выражается в наблюдаемых в натуре периодических изменениях прогибов, смещений, осадок, напряжений, раскрытий швов и трещин. В качестве примера, можно привести результаты натурных наблюдений за прогибами плотины Мамаканской ГЭС (рис. 1.1) [52]. Следует отметить, что помимо периодических колебаний прогибов наблюдается процесс накопления необратимых перемещений с постепенным затуханием во времени.
Одной из характерных особенностей гидротехнических сооружений является то, что процесс формирования их напряженно-деформированного состояния начинается сразу после бетонирования и продолжается в течение всего срока строительства и пуска в эксплуатацию. Роль начального этапа в жизни бетонных блоков (так называемые технологические, собственные напряжения) хорошо известна из многочисленных натурных и расчетных исследований [31,133,148]. Иллюстрацией могут служить хорошо известные случаи температурного трещинообразования в бетонных плотинах в Сибири (рис. 1.2) [19,33,88,133,148] и измеренные в натуре раскрытия горизонтальных блочных швов (рис.1.3) [88,105]. Основной вклад в эти процессы вносят экзотермический разогрев бетона и колебания температуры наружного воздуха и воды.
В практике строительства имеет место широкий диапазон условий, определяющих степень влияния температурных воздействий. В связи с этим, далеко не всегда могут быть исключены их отрицательные последствия. Даже если в некоторых случаях удается избежать заметного экзотермического разогрева, например, в укатанном бетоне, все же остается опасность трещинообразования за счет климатических факторов и постепенного охлаждения массива при переходе от строительного периода к окончательному установившемуся режиму эксплуатации. Этот длительный процесс существенно зависит от массивности конструкции и величины коэффициента температуропроводности бетона [160] (рис. 1.4). Поэтому для ответственных сооружений возникает необходимость проведения расчетов их термонапряженного состояния, в которых требуется рассмотреть процесс с момента бетонирования до полного остывания сооружения [31,133]. Необходимо подчеркнуть, что осуществление таких расчетов требует знания теплофизических и упруго-ползучих характеристик бетона в широком диапазоне изменения его возраста. На предварительных стадиях проектирования могут быть использованы численные значения параметров бетона, приведенные в нормах проектирования [121-126],
Краткие сведения о плотинах, для которых выполнено экспериментальное обоснование расчетных характеристик бетона реального состава
Для внутренней зоны массивных сооружений, удаленной от наружных граней более, чем на 5-6 м, характерным является медленный, постепенный режим остывания от температуры строительного периода до установившейся температуры эксплуатационного периода. Если не применяется трубное охлаждение, то этот процесс остывания продолжается десятки лет (см. рис. 1.4). Зона прискального бетона имеет температурный режим, близкий к внутренней зоне с той разницей, что остывание может происходить быстрее в зависимости от температуры и фильтрации воды в основании.
Наружные зоны сооружений имеют наиболее переменный температурный режим, так как здесь большое влияние оказывают климатические факторы: колебания температуры наружного воздуха и температуры воды в водохранилище. Особо следует выделять в сооружениях зоны промерзания бетона при воздействии низких отрицательных температур. Замерзание поровой воды во влажном бетоне происходит примерно с температуры минус 2 С, и приводит к росту коэффициента линейного расширения, модуля упругости, прочности и других показателей бетона [33,149]. Влияние отрицательной температуры на физико-механические свойства и поведение бетона изучено в работах В.Н. Дурчевой, А.П. Епифанова, Л.М. Гаркуна, В.И. Сильницкого, В.Б. Идельсона, С.Я. Эйдельмана [19,33,35,149] и др. Возведение ряда плотин с расширенными швами и столбчатой разрезкой в суровых климатических условиях сопровождалось значительным неблагоприятным влиянием низких отрицательных температур. После перекрытия полостей расширенных швов, их частичного обогрева и пуска сооружений в эксплуатацию промерзание бетона ниже минус 2С наблюдалось, в основном, в зоне низовой грани толщиной не более 4 - 5 м. Для большинства других плотин в последнее время расширенные швы не проектируются, а схемы разрезки и возведения принимают более равномерными вплоть до чисто секционной разрезки при послойной технологии укладки бетона. Это обеспечивает защиту внутренних зон сооружения от воздействия низких отрицательных температур. В таких условиях промерзание и аномальное поведение бетона имеют место только в относительно небольших по объему наружных зонах. Поэтому в данной работе этот случай не рассматривался.
Рассмотрим теперь особенности влажностного режима бетона в массивных сооружениях. Перемещение влаги и изменение содержания свободной воды в бетоне являются важными термодинамическими параметрами, от которых в значительной степени зависят свойства цементного камня (рис. 1.14). Причинами перемещения влаги в бетоне являются температурные градиенты, но, главным образом, высыхание через наружные грани. Кроме того, источником внутреннего стока влаги является ее поглощение в процессе гидратации цемента. Ориентировочно считается, что этот процесс требует расхода воды порядка 0.25Ц (где Ц -содержание цемента в бетоне). Изменение влажностного режима бетона вызывает влажностные деформации усадки - набухания.
На основании обобщения целого ряда исследований эффект от миграции влаги в бетоне в работах [30,158] объясняется наличием оболочек прочносвязанной адсорбированной воды в межкристаллических плоскостях вокруг частиц геля и непрореагированных зерен клинкера. Изменение отрицательного давления в этих оболочках при миграции влаги приводит к нарушению баланса внутренней энергии и соответственно к деформациям усадки при уменьшении содержания свободной воды, либо набухания при увеличении влажности бетона. Термодинамические адсорбционные процессы, по-видимому, являются не единственной причиной влажностных деформаций бетона. Известен также ряд других теорий, объясняющих физико-химические причины усадки-набухания бетона [1,91,143].
Многочисленные эксперименты показывают, что свойства бетона зависят как от уровня влажности (например, в момент испытаний на прочность, модуль упругости и т.п.), так и от степени изменения во времени содержания свободной воды в бетоне (например, в процессе длительных испытаний на ползучесть [2,4,158,177]). Очевидно, что процессы высыхания и усадки бетона в натуре и в лабораторных образцах, неизолированных от потерь влаги, протекают с существенно разной скоростью. Для того, чтобы осмыслить сколь велико это различие, обратимся к обобщенным зависимостям относительной усадки бетона от параметра времени t/b (где b - характерный размер элемента, например, толщина плиты, высыхающей с одной стороны, или полутолщина плиты, высыхающей с двух сторон). На рис. 1.15 даны средние кривые таких зависимостей для различных типов элементов и образцов, полученные в работе А.Е. Десова, К.Г. Красильникова, З.Н. Цилосани [30] и относящиеся к случаю, когда высыхание происходило при 50% относительной влажности воздуха. Используя эти кривые, можно вычислить время, необходимое для реализации 50% уровня относительной усадки (Y(t)/Ynp — 0.5) в плите толщиной b =0.5 м, высыхающей с одной стороны, и в призмах сечением 20x20 см и 7x7 см, высыхающих в 4-е стороны. Это время получается равным в первом случае 250 тыс.сут. или 680 лет, во втором случае - 8 лет, в третьем - 1 год. Показанные на рис Л. 15 кривые и результаты подсчетов соответствуют коэффициенту диффузии влаги в бетоне в интервале значений 0.077-0.095 см2/сут., полученном на основе использования обычного дифференциального уравнения влагопроводности для сплошной среды с постоянным коэффициентом диффузии влаги [30]. В то же время известен ряд других работ, в которых обнаружено, что коэффициент диффузии влаги в бетоне по мере его высыхания заметно снижается [159]. Кроме того, в реальных условиях следует считаться с периодическими увлажнением граней конструкций за счет выпадения осадков или повышенной влажности воздуха.
Приведенные выше подсчеты и целый ряд других известных данных свидетельствуют о том, что внутренняя зона массивных сооружений не может терять влагу за счет высыхания, т.е. находится в условиях полной пароизоляции. Потери влаги при естественном высыхании сказываются только в наружных зонах толщиной максимум 0.5-0.7 м.
В силу указанных причин изучение физико-механических и теплофизических свойств бетона массивных сооружений принято выполнять на образцах, изолированных от потерь влаги [17,150,152,171]. В практике исследований "основной" ползучести (согласно терминологии Т. Гансена [17]; в дальнейшем для сокращения этот термин опущен, так как все наши эксперименты выполнены на пароизолированных образцах бетона) принято поверхность образцов бетона покрывать пароизолирующим слоем [2,7,92,118]. Известен целый ряд способов пароизоляции, однако далеко не все из них, как показали наши эксперименты (рис. 1.16), обеспечивают действительное отсутствие потерь влаги из бетона . На основании проведенных методических опытов нами применялась пароизоляция как минимум в виде полиэтиленовой пленки с липким слоем, наносимой на поверхность образца сразу после его распалубки в возрасте 3-7 суток. Чаще всего применялась двухслойная пароизоляция: полиэтиленовая пленка с припайкой стыков плюс полиэтиленовая или хлорвиниловая пленка с липким слоем. Пароизоляция образцов бетона, даже если они являются крупномасштабными, автоматически не означает, что собственные (в свободном состоянии) деформации бетона будут равны нулю. Специальные измерения собственных деформаций бетона в натуре с помощью "усадочных конусов" [33 ], а также в крупномасштабных образцах, покрытых герметичной оболочкой из металлической фольги [171], показывают наличие небольших по величине деформаций набухания (2-3)х10 5 или деформаций усадки величиной до (6-7)х10"5. В наших экспериментах на крупномасштабных пароизолированных образцах собственные деформации усадки бетона также составляли (3-6)х10"5. Указанные величины собственных деформаций относятся к гидротехническому бетону с умеренным или низким содержанием цемента. Для бетона обычных железобетонных конструкций с высоким содержанием цемента опытных данных о величине собственных деформаций немного. В некоторых из них наблюдалась линейная зависимость деформаций усадки от логарифма времени, причем средняя по опытам величина за 6 месяцев наблюдений составила 5x10"5 при расходе цемента 415 кг/м3.
Сопоставление характеристик ползучести бетона по лабораторным и натурным образцам
Для обоснования принятой методики определения коэффициента Пуассона были выполнены специальные методические опыты на образце размером 50x50x210 см, в котором были размещены три преобразователя ПЛДС (БТ-300) -два продольных, один поперечный, а кроме того установлены 8 продольных и 8 поперечных стационарных внешних деформометров с базой измерения соответственно 700 и 500 мм. Результаты этого эксперимента показали, что коэффициент Пуассона по измерениям с помощью БТ-300 и внешних деформометров получается одинаковым на всем диапазоне напряжений сжатия до уровня 0.4 Rnp.
Прежде всего было изучено влияние возраста бетона и уровня напряжений и показано, что они практически не сказываются на результатах: коэффициент Пуассона в пределах обычных значений 0.15-0.2 может считаться константой. Степень неоднородности коэффициента Пуассона бетона зрелого возраста характеризуется коэффициентом вариации 12 % (состав бетона А, 19 точек, среднее значение Vi = 0.22).
Отдельного внимания заслуживал вопрос о коэффициенте Пуассона при осевом растяжении. Ввиду малой величины поперечных деформаций в этом случае их измерение осуществлялось с помощью преобразователей ПЛДС с повышенной чувствительностью (телетензометры ТПЧ), установленных в крупномасштабном образце размером 50x50x210см. Диаграмма деформирования бетона в продольном и поперечном направлениях вплоть до момента разрушения оказалась практически линейной, а коэффициент Пуассона постоянным и равным 0.185. Таким образом, при осевом растяжении коэффициент Пуассона имеет обычное значение и остается постоянным независимо от уровня напряжений.
Влияние сложного напряженного состояния на величину коэффициента Пуассона, как видно из табл. 3.16, не выходит за рамки естественного разброса экспериментальных данных, полученных на образцах-кубах размером 15x15x15 см с измерением деформаций преобразователями струнного типа с базой 100 мм (Рис.3.23).
Модуль упругости гидротехнического бетона, имеющего малую величину ОНК и большую крупность заполнителя (Дмах = 80-120 мм) существенно выше модуля упругости бетона обычных гражданских сооружений. Это положение зафиксировано в последних редакциях отечественных норм для бетона гидротехнических сооружений [126] и отражает в том числе результаты наших экспериментальных данных, полученных на лабораторных крупномасштабных образцах с полным составом бетона [44, 55]. Оно нашло подтверждение также в натурных испытаниях бетона непосредственно в теле сооружения [102,110,145]. 2). Преобладающая часть изменения модуля упругости во времени приходится на первые 6 месяцев, но рост модуля упругости продолжается и после этого срока. По этой причине процесс изменения модуля упругости бетона во времени наиболее полно может быть описан двухчленной экспонентой (3.12), в отличие от часто применяемой одночленной экспоненты. Найденные на основе экспериментов конкретные значения параметров в зависимости (3.12) для различных составов гидротехнического бетона, в том числе укатанного, могут служить набором аналоговых данных для использования в практике проектирования и расчетов массивных гидротехнических сооружений, бетон которых твердеет в условиях отсутствия потерь влаги на испарение.
Эксперименты на крупномасштабных образцах показали хорошее соответствие результатов лабораторных определений модуля упругости бетона средним натурным данным (исследования для бетона Токтогульской и Ингурской плотин). Различие лабораторных данных, полученных на крупномасштабных образцах, и средних натурных данных на основе испытаний кернов из тела плотины Токтогульской ГЭС не выходит за пределы разброса результатов, полученных в натуре. Несколько другая ситуация выявлена при изучении свойств бетона защитной оболочки Нововоронежской АЭС путем испытания одинаковых образцов, приготовленных в лаборатории и отобранных в натуре на разных ярусах сооружения. Наблюдавшееся в этом случае расхождение достигало 33 %, что объясняется отступлениями на строительстве от проектного состава бетона, главным образом, в части расхода воды затворения.
Изучение масштабного эффекта приводит к выводу о том, что его влияние на величину модуля упругости может быть минимизировано при соблюдении следующих условий: - все образцы твердеют и хранятся в пароизолированном состоянии; - минимальный размер поперечного сечения образцов не менее 20 см с применением при необходимости "мокрого" отсева частиц заполнителя, превышающих в диаметре 70 мм; - испытания проводятся при сжатии, уровень напряжений не более 0,4 Rnp; - база измерений деформаций не менее 200 мм, что позволяет получить допустимую погрешность измерения с помощью микронных индикаторов типа ИГМ1. При не соблюдении этих условий масштабный эффект в совокупности с влиянием максимальной крупности заполнителя могут приводить к заметному искажению модуля упругости бетона, особенно в случае проведения опытов при осевом растяжении. 5). Выявленное в экспериментах снижение модуля упругости укатанного бетона по сравнению с обычным бетоном может быть объяснено, по-видимому, особенностями его структуры, для которой характерна менее плотная упаковка частиц в цементно-песчаном растворе по сравнению с вибрированным бетоном. Более "рыхлая" структура растворной составляющей, повышенное содержание песка и др. факторы в совокупности приводят к повышению деформативности укатанного бетона, что является благоприятным фактором с точки зрения обеспечения термической трещиностойкости плотин.
В общем случае повышенная температура оказывает влияние в двух различных аспектах: как температурно-временной фактор, определяющий условия предшествующего твердения бетона и как фактор состояния, характеризующий бетон в данный момент времени, когда определяются его свойства. Начальный режим твердения бетона в условиях экзотермического разогрева, как показали прямые эксперименты, не оказывает влияния на модуль упругости бетона в возрасте 28 суток. Экспериментальные данные и известные публикации свидетельствуют о том, что в невысыхающем бетоне зрелого возраста повышенная температура снижает модуль упругости. Для приближенного учета этого фактора рекомендуется эмпирическая зависимость (3.15), полученная на основе наших опытных данных и обобщенной табличной функции, предложенной ранее СВ. Александровским [8]. 7). Данные о неоднородности характеристик упругости бетона весьма ограничены, хотя и представляют практический интерес. Поэтому нами был выполнен статистический анализ нескольких серий экспериментов, выполненных на разномасштабных образцах, и показано, что неоднородность значений модуля упругости характеризуется, как правило, коэффициентом вариации в пределах 10%. Исключение составили результаты, полученные на кернах из укатанного бетона плотин ГЭС Капанда и Котешвар. В кернах без горизонтальных швов коэффициент вариации модуля упругости составлял 11-13%, а в кернах со швом - 17-19%. 8). Для определения констант упругости при сложном напряженном состоянии была применена специально разработанная методика, основанная на определении двух инвариантных модулей упругости, относящихся к шаровому тензору и девиатору деформаций-напряжений. Такая методика обеспечивает корректное определение обычных технических констант упругости бетона при сложном напряженном состоянии. Эксперименты при одно-, двух- и трехосном сжатии показали, что какой-либо разницы в значениях модуля упругости бетона и коэффициента Пуассона в зависимости от вида напряженного состояния не наблюдается.
Комплексное определение прочности на осевое растяжение, предельной растяжимости и модуля упругости вибрированного бетона жесткой консистенции
Уплотнение жесткой бетонной смеси (ОНК=0; Ж=25-35 сек.) осуществлялось с помощью виброштампа - стальной плиты, закрепленной на конце рабочей части вибратора ИВ-90. Уплотнение бетонной смеси производилось слоями толщиной 10-15 см при длительности вибрирования 40-60 сек. Такая технология уплотнения была принята на основе методических испытаний с контролем плотности бетона, которая достигала величин, равных 0.96-0.98 от теоретической в абсолютно плотном теле. Образцы-цилиндры загружались в установках с пневмогидравлической силовой системой, обеспечивающей постоянство продольного усилия во времени (см. рис.4.4).
Результаты испытаний на ползучесть для состава КУ-2 показаны на рис. 4.10 и 4.16. Они относятся к укатанному бетону, приготовленному на опытной партии Красноярского завода с высоким содержанием шлака (до 75 %). Бетон состава КУ-6 приготовлен на смешанном вяжущем: 50% ПЦ Красноярского завода и 50% зола-уноса Красноярской ТЭЦ. Общее содержание вяжущих в обоих составах бетона было одинаковым и равнялось 130 кг/м3. Ползучесть бетона состава КУ-6 представлена на рис.4.26. Параметры эмпирических коэффициентов в формуле СВ. Александровского (4.22) для обоих составов бетона приведены в табл. 4.1 и 4.3. Можно отметить, что кривые ползучести укатанного бетона хорошо описываются зависимостью (4.22) подобно обычному бетону. Сравнение меры ползучести двух составов бетона, отличающихся главным образом типом вяжущих показало, что бетон с зо-лой-уноса имеет большую ползучесть в возрасте до 90 суток, примерно равную ползучесть в возрасте 180 суток и в возрасте 1 года меньшую ползучесть, чем бетон на шлакопортландцементе (см. кривые 4 и 5 на рис.4.11 и 4.12).
Для укатанного бетона плотины ГЭС Капанда (состав F-76) ползучесть была определена путем испытаний кернов 020x40 см, выбуренных из тела плотины. Возраст бетона на момент нагружения 375-462 сут. (в среднем 408 суток). Результаты испытаний на ползучесть 7 образцов-кернов представлены на рис.4.27а (две группы образцов, испытывавшихся в различных помещениях с несколько отличными температурно-влажностными условиями). Разброс данных характеризуется коэффициентом вариации, равным 20-25% в первый год после нагружения и 25-30%» в последующем. Средние данные за весь 7-ми летний период наблюдений и различные варианты аппроксимации средней кривой меры ползучести представлены на рис.4.276. Они показывают, что в данном случае ползучесть укатанного бетона через 3-4 года после нагружения несколько превышает расчетные значения по зависимостям (4.24), (4.27), (4.28), проявляя меньшую тенденцию к затуханию во времени. Логарифмическая функция (4.23) в данном случае оказалась пригодной только для первого года наблюдений.
На основе полученных экспериментальных данных можно заключить, что процесс ползучести в укатанном бетоне качественно аналогичен с обычным бетоном. В целях оценки количественной стороны вопроса кроме наших экспериментов были привлечены данные из публикаций [154,185], представленные величиной параметра f(k) в зависимости (4.23). Этот параметр использован для сравнения ползучести обычного и укатанного бетонов (Рис. 4.28). При его определении по нашим опытам длительность наблюдений принималась в пределах 1-2 лет для того, чтобы иметь условия, сопоставимые с зарубежными исследованиями. Обычный бетон в сравниваемых данных представлен пятью плотинами США и малоцементным вибрированным бетоном проектного состава для плотины ГЭС Капанда (испытан в лаборатории ГЭС Итайпу [180]). Это позволило получить прямое сравнение двух типов бетона, приготовленных на одинаковых материалах. Фактически в плотине ГЭС Капанда использовался укатанный бетон составов F-76 и G-76 (см. табл.2.3) с максимальной крупностью заполнителя Дмах = 76 мм. Ползучесть бетона состава F-76 по испытаниям кернов оказалась почти такой же, как и в лабораторном составе укатанного бетона RC-60 (содержание цемента 60 кг/м3), испытанном в лаборатории ГЭС Итайпу [180] (см. п.п. 16 и 17 на рис.4.28). Но при этом она существенно превысила ползучесть вибрированного бетона (состав IV-150B, расход цемента 150 кг/м3, Дмах = 152 мм). Из рис. 4.28 видно, что в большинстве случаев ползучесть укатанного бетона больше ползучести обычного бетона. Это особенно заметно в возрасте бетона на момент нагружения 28 и 90 суток. Причины повышенной ползучести укатанного бетона, по-видимому, те же, что и причины снижения модуля упругости укатанного бетона по сравнению с обычным бетоном (см. раздел 3.6).
В целях сравнения ползучести обычного и литого бетона современного типа были выполнены испытания 4-х различных составов бетона, в том числе литого бетона (ЛБ), литого раствора (ЛР) и бетона пластичной консистенции (ПБ-1, ПБ-2). Составы бетона были указаны в табл. 3.10 (см. раздел 3.7). Опыты выполнены на пароизолированных образцах-призмах размером 10x10x60 см для возраста бетона при нагружении 28 и 100 сут. Результаты испытаний представлены на рис.4.29, откуда видно, что мера ползучести литого бетона больше меры ползучести обычного бетона в 1.4-1.8 раза. Деформативность литого раствора превышает деформативность пластичного бетона в 3-7 раз, что показывает слабую пригодность литого раствора для применения в несущих конструкциях, хотя по прочности на сжатие такой материал подобен бетону марки 150-200 в возрасте 180 сут.
Таким образом, литой бетон с применением бентонитовой глины с точки зрения ползучести отличается от обычного бетона пластичной консистенции несущественно, хотя и имеет несколько повышенную ползучесть. В качестве определяющего параметра на практике удобно использовать коэффициент релаксации (затухания) напряжений H(t,x) согласно (4.13), который является функцией двух переменных t и т. В экспериментах на релаксацию напряжений необходимо выполнить усло вие: 8(t) - 80(t) = const (4.38), где s(t) - полные деформации бетона, развивающиеся во времени под нагрузкой, включая собственные (температурно-усадочные) деформации бетона 80(t). Последние определяют на образце-"эталоне", свободном от напряжений. Соблюдение условия (4.38) в экспериментах может быть выполнено приближенно, но требует надежного измерений деформаций. По этой причине число прямых экспериментальных данных о релаксации напряжений в бетоне сравнительно невелико. Более распространена методика расчетного определения коэффициентов релаксации через значения меры ползучести и модуля упругости с использованием уравнения теории упруго-ползучего тела. Нами также использовался такой метод, оценка погрешности которого была установлена на основе прямых опытов на релаксацию напряжений, выполненных на специально разработанных установках для исследований процесса релаксации напряжений [50,66].
В практике гидротехнического строительства ранее использовались табличные значения H(t,x), полученные в работах П.И. Васильева, С.Я. Эйдельмана и др. Они были определены на образцах малого размера, в которых не мог быть применен полный состав реального гидротехнического бетона. Выполненные нами эксперименты на ползучесть и частично на релаксацию напряжений путем испытания крупномасштабных образцов позволили получить более обоснованные значения коэффициентов релаксации напряжений [68].
