Содержание к диссертации
Введение
Глава 1. Анализ опыта применения объемно-блочных систем в строительстве зданий .
1.1. Характеристика объемно-блочных систем и опыт их применения в строительстве зданий. Выбор перспективных направлений развития объемно-блочного строительства 8
1.2. Технология изготовления объемных блоков 18
1.3. Анализ теоретических и экспериментальных исследований призматических оболочек.
а) Анализ теоретических исследований 25
б) Анализ экспериментальных исследований 35
1.4. Основные выводы. Цель и задачи диссертации 48
Глава 2. Экспериментальные основы методики расчета и конструирования объемных блоков .
2.1 .Обоснование задачи экспериментальных исследований 51
2.2. Методика и объем исследований.
а) Методика экспериментальных исследований влияния режимов термообработки на прочность и деформативность бетона 54
б) Методика экспериментальных исследований сцепления бетона с металлической поверхностью сердечника 56
2.3. Результаты исследования влияния продолжительности и температуры термообработки на прочность бетона объемных блоков 60
2.4. Зависимость деформативности бетона объемных блоков от температуры и продолжительности термообработки...68
2.5. Исследования адгезии бетона с металлической поверхностью формовочных машин в зависимости от времени термообработки, характера напряженного состояния и условий
на поверхности контакта 73
2.6. Выводы по 2-ой главе 77
Глава 3. Разработка методики расчета объемных элементов типа «Короб» на действие технологических напряжений
3.1. Постановка задачи. Исходные предпосылки и формирование задачи расчета объемных элементов 79
3.2. Расчет объемного элемента типа «Короб» в начальной стадии выпрессовывания методом теории упругости
3.3. Методика расчета объемного элемента типа «Короб» кинематическим методом предельного равновесия с учетом начальной схемы трещинообразования 88
3.4. Экспериментальное обоснование достоверности
методики расчета 97
3.5. Предложение по армированию объемного элемента 102
3.6. Выводы по 3-й главе 107
Общие выводы и заключение 109
Список литературы
- Технология изготовления объемных блоков
- Анализ экспериментальных исследований
- Результаты исследования влияния продолжительности и температуры термообработки на прочность бетона объемных блоков
- Методика расчета объемного элемента типа «Короб» кинематическим методом предельного равновесия с учетом начальной схемы трещинообразования
Технология изготовления объемных блоков
Отмечено, что увеличение времени пропаривания заметно влияет на величину распалубочной прочности, особенно для бетонов с меньшим расходом цемента. При увеличении времени пропаривания с 2 до 3-4 ч абсолютная величина распалубочной прочности соответственно возросла с 3,1-5,4 до 5,1-8,4 и 5,6-8,1 МПа. Увеличение времени изотермического прогрева при пропаривании по режиму 0,5+2,5+0 ч не дает преимуществ по сравнению с режимом 1+1+1. Увеличение времени паропрогрева с 3 до 4 ч также не привело к заметному росту распалубочной прочности. Режим 1+1,5+1,5 может быть рекомендован в случае возможности подъема температуры бетона блока до 100 С в течение короткого срока [62, 96, 99].
Вместе с тем, как показали проведенные исследования, термообработка изделий при температуре больше 90 С приводит к образованию температурных трещин в результате концентраторов температурных напряжений в узлах сопряжения плоских поверхностей изделий.
В работах [61, 80] отмечалась роль добавок-ускорителей твердения бетона в целях сокращения расхода цемента при интенсивных режимах пропаривания, но их влияние до конца не изучено.
Метод неподвижного сердечника (рис. 1.5-г), подробно рассмотренный в [122], имеет много общего с методом подвижных щитов, т.к. его технологической основой являются жесткие раздвижные щиты опалубки стен. Отличие его состоит в неподвижности сердечника во время выпрессовыва-ния объемного блока, вместо этого разводятся щиты опалубки после набора бетоном опалубочной прочности. В общем данный метод можно характеризуется как метод, отличающийся удобством армирования формуемого блока и образованием проемов в его стенах, быстротой распалубки, высокой точностью изготовления изделий и трещиностойкостью при распалубливании.
Последние две технологии, в особенности метод неподвижного сердечника, основанные на методике выпрессовывания конструкции, легли в основу большинства перспективных технических решений, рассмотренных при анализе патентных источников [2, 33, 38, 42, 70, 78, 101, 114].
На выпрессовывании по методу неподвижного сердечника основана технология УИСС «Блок» [78] . Данная технология признана перспективной по решению ряда Министерств и Ведомств в 1985-1990 гг. Технологические операции, производимые при изготовлении объемных элементов УИСС «Блок» в полной мере характеризуют метод неподвижного сердечника. Вместе с тем, технологию отличают следующие преимущества: 1) Значительное упрощение требований по предъявляемому классу точности к обработке формующих поверхностей. 2) Снижение материалоемкости формующей установки. 3) Снижение энергоемкости вследствие уменьшения площади съема. 4) Наличие свободной верхней поверхности в процессе загрузки бетонной смеси. Это, во-первых, позволяет получать объемный блок с любой формой потолочной плиты (плоской, куполообразной, складчатой, в форме цилиндрической оболочки и т.д.); во-вторых, представляется возможным избежать применения бункеров для загрузки бетонной смеси; в-третьих, уменьшает площадь съема объемного блока при его выпрессовывании. 5) Возможность применения любого энергоносителя, что позволяет легко адаптировать технологию к различным условиям производства.
Перечисленные особенности позволяют осуществлять производство по технологии УИСС «Блок» в полигонных условиях. Рассмотрев основные технологии изготовления объемных блоков различных систем, можно сделать следующие выводы: - При применении кассетного метода в сочетании с вакуумированием бетона перемещение сердечника осуществляется в горизонтальном направлении и площадь поверхности, соприкасающаяся с формовочными плоскостями больше, чем при выпрессовывании другими методами. Это повышает вероятность брака продукции на выходе. - При применении кассетного метода себестоимость продукции более высокая, чем при применении методов, основанных на выпрессовывании (методы подвижных щитов или вертикально-подвижных сердечников и неподвижного сердечника). Кроме того, для кассетной технологии требуется соответствующая производственная база при ограниченной номенклатуре изделий. - При сравнении методов вертикально-подвижных сердечников и неподвижного сердечника предпочтителен последний, т.к. на перемещение сердечника в вертикальном направлении требуются дополнительные затраты энергии, что сказывается на повышении стоимости продукции на выходе.
Таким образом, относительная дешевизна изготовливаемой продукции, наличие широкой производственной и научно-технической базы, большая номенклатура выпускаемых объемных блоков, говорит о методе неподвижного сердечника, основанного на выпрессовывании, как о наиболее прогрессивном. Данный метод, на котором основана технология УИСС «Блок», способен обеспечить сбыт и спрос на выпускаемую продукцию в современных условиях. Технология УИСС «Блок» принимается в данной диссертации за основу.
Анализ экспериментальных исследований
Целью данной главы является создание экспериментальной основы для разработки методики расчета и проектирования базовых объемных модулей на действие технологических напряжений.
Исследованию прочностных и деформативных свойств бетона в раннем возрасте твердения посвящены работы [5, 11, 44, 60, 61, 80, 94, 111].
В работе П.К. Балатьева и В.А. Соколова [5] рассмотрена технология ускорения твердения бетона при кассетном производстве.
В исследованиях Г.Р. Видного [11] и М.Е. Соколова [94] отмечена неоднородность распределения механических свойств бетона, выражающаяся в уменьшении величины начального модуля упругости бетона по высоте конструкции.
Работа И.Л. Жодзишского [44] посвящена повышению трещиностойко-сти объемных блоков в процессе твердения, для чего рекомендуется применять более жесткие бетонные смеси. Примерно те же выводы делаются в исследовании В.П. Чернышева [111], где показано, что высокое водоцементное отношение и повышенный расход цемента приводят к значительному росту усадочных напряжений в бетоне.
В работах [60, 61, 80] исследовалось влияние и установление закономерностей зависимости прочности бетона от режимов термообработки.
Так, исследования С.А.Миронова [60] показывают, что при использовании бетонных смесей состава 1 : 2 : 3,4 наблюдалось возрастание прочности бетона в 2 и более раза как сразу после 2 ч. пропаривания термообработки, так и в более поздние сроки.
Согласно работе [60] при изотермическом прогреве бетона в закрытых формах может быть достигнута прочность 15-20 МПа. Для изучения возможного сокращения расхода цемента при интенсивных режимах термообработки в работах С.А.Миронова, Л.А.Малининой [61] и В.Б.Ратинова [80] изучалось влияние, роль и механизм действия добавок-ускорителей твердения. В результате при добавлении Na2S04 и СаС12 после пропаривания при режимах 0,5+1,5+0 и 1+1,5+1,5 ч прочность бетона составила 4,9ч-Ю,3 МПа или 20-38 % R28.
К сожалению, рассмотренные работы показывают, что систематизированные исследования по установлению зависимости прочности и деформа-тивности бетона на ранних сроках твердения при различных режимах практически отсутствуют и большинство их посвящено подбору оптимальных составов бетона и технологии ускорения твердения. Тем не менее прочность и деформативность зависят от состава бетона и режима термообработки: Ri = Ф (С, t, Т); Е= Ф (С, t, Т), (2.1.1.) где R;- прочность на сжатие, Е- модуль деформаций, С - состав бетона, t -время термообработки, Т- температура термообработки. Опыт производства [95, 109] показывает, что распалубка и выпрессо-вывание изделий должна производиться при наборе бетоном не более чем 70-80 % от прочности на 28 день твердения в нормальных условиях (R28). При этом прочность бетона составляет около 8 МПа (для цемента М 400), чтобы избежать излишней адгезии бетона с поверхностью опалубки.
Данные, характеризующие изменение механических свойств бетона в условиях термообработки тонкостенных элементов при практическом отсутствии контакта материала бетона с паровой средой отсутствуют. Нет сведений об изменении физико-механических свойств бетона в условиях кратковременных режимов твердения во времени. Очень важно, в какой степени можно ограничить набор необходимой прочности бетона, позволяющей осуществить процесс съемки изделия на начальных ступенях термообработки. От этого зависят технико-экономические показатели, в том числе сокращение энергоемкости термообработки. Поэтому целью настоящей главы является изучение влияния составов и режимов термообработки на механические свойства бетона в раннем возрасте, а именно: 1) получение зависимости прочности и деформативности бетона различных составов от температуры и времени термообработки; 2) аналитическое описание зависимостей (2.1.1.) и представление их в виде, удобном для использования в расчетах; 3) исследование сцепления бетона с металлической поверхностью в зависимости от возраста бетона, характера напряженного состояния и условий на поверхности контакта; 4) статистическая оценка достоверности полученных результатов; 5) Выбор оптимальных режимов термообработки и составов бетона; 2.2. Методика и объем исследований а) Методика экспериментальных исследований влияния режимов термообработки на прочность и деформативность бетона
Характеристика исходных материалов: При проведении экспериментальных исследований влияния режимов термообработки на прочность и деформативность бетона были использованы следующие материалы: Цемент: Силикатный, Воскресенского цементного завода. Результаты испытания цемента: объемный вес в рыхлом состоянии у0=1,13 т/м ; нормальная густота цементного теста N=27,25 %; сроки схватывания: начало -2 часа 15 минут, конец - 4 часа 05 минут; прочность на сжатие: в возрасте 7 дней: R7=29 МПа, в возрасте 28 дней: R.28=38 МПа.
Песок: Речной, модуль крупности Мк =1,5- 2, объемный вес-1,67 т/м , удельный вес -2,7 т/м .
Щебень: Гранитный, фракции 5-20 мм, объемный вес 1,2-1,3 т/м3. Изготовление образцов: Опыты проводились на двух составах бетона: Состав № 1 (на 1 м3 объема): Цемент М-400 -325 кг; песок -765 кг; щебень -1105 кг; водоцементное отношение В/Ц=0,6; осадка конуса ОК=12 см (1:2,35:3,4). Состав № 2: Цемент (безгипсовый) - 325 кг; песок-765 кг; щебень-1105 кг; сульфитно-дрожжевая бражка (СДБ)- 0,4%; К2 СОз -5%; водоцементное отношение В/Ц=0,5.
Результаты исследования влияния продолжительности и температуры термообработки на прочность бетона объемных блоков
Одной из основных целей диссертации является разработка методики расчета объемного элемента на усилия, возникающие в процессе действия технологических нагрузок при его изготовлении. Обзор существующих направлений и методов расчета объемных блоков и призматических оболочек показывает, что рекомендации к расчету объемного элемента на действие технологических напряжений практически отсутствуют. Выполненный в п. 1.3 анализ показал, что данная проблема сравнительно мало изучена и проработана. В вышеперечисленных работах объемные блоки или элементы рассчитывались в основном на воздействие нагрузок, возникающих в процессе эксплуатации, транспортировки, а также на совместную работу элементов в системе здания [8].
Методика расчета объемного элемента на действие технологических напряжений должна учитывать две стадии работы и соответственное напряженно-деформированное состояние конструкции.
В 1-ой стадии рассматриваются напряжения, действующие в начальный момент срыва изделия с сердечника до образования трещин. В этой стадии расчет осуществляется методами теории упругости.
Расчетная схема объемного элемента с эпюрами М и Q в упругой стадии приведена на рис. 3.1. Согласно схеме момент на опорах равен: l2qSx\2S,„ ,„C4 24qS2 , , \ „ л ,. Моп=-±7 (2a-\2S) = —Z (а-68), (3.1.1) \2а а Целью расчета является прогнозирование возможной схемы трещино образования и разрушений в зоне концентрации напряжений, как исходное условие для дальнейшего расчета за пределом упругости. Расчетная схема объемного элемента и эпюры М и Q в упругой стадии. Результатом расчета являются формулы для определения значений нормальных и касательных напряжений в плите потолка и стене объемного элемента.
Задача в I (упругой) стадии решается при следующих предпосылках: - Пренебрежение вертикальными деформациями стен, т.е. принимаем нормальную жесткость стен EF в поперечном сечении бесконечной. - Пренебрежение возможностью потери устойчивости из плоскости стены в условии ее контактирования с сердечником. - Пренебрежение действием изгибающего момента от эксцентриситета приложения касательных усилий относительно центральной оси поперечного сечения стен. - Распределение сил сцепления плиты с сердечником формовочной установки принимаем пропорционально изгибной жесткости плиты (EJ). - Реакция сопротивления отрыву по поверхности на участке сопряжения плиты и стены распределяется по треугольнику.
Учитывая однократность нагружения бетона, находящегося на ранней стадии твердения, за расчетный модуль деформаций принимается его значе ние при достижении деформации Б в экстремальной точке восходящей вет ви диаграмм а - є (при = 0), равной єкр = 200 х 10 5отн.ед. de В стадии II расчет проводится с целью определения фактической несущей способности с учетом образовавшейся начальной системы трещин.
Задача решается кинематическим методом предельного равновесия применительно к первоначально заданной схеме трещинообразования. За основу принято решение задачи расчета статически неопределимых систем по предельному равновесию, разработанное А.А.Гвоздевым [31, 106], которое было впоследствии экспериментально проверено на моделях [107, 108]. 3.2. Расчет объемного элемента типа "Короб" в начальной стадии выпрессовывания методом теории упругости
Расчетная схема объемного элемента, рассматриваемого, как упруго-деформируемая прямоугольная призматическая оболочка, приведена на рис.3.1.
В процессе выпрессовывания в объемном элементе возникает ряд напряженных состояний вследствии адгезии бетона и поверхности опалубки и сердечника установки при выпрессовывании. Технологические усилия приводят к местным разрушениям и потере качества конструкции.
По контуру примыкания потолочной плиты к боковым стенам в процессе выпрессовывания в соответствии с рис. 3.1 в условии жесткого защемления опорного контура возникает опорный момент Моп.: Мм= 7 -(а-вд). (3.2.1) а Величина поперечной силы соответственно равна: Qy=6gS, (3.2.2) где q- распределенная нагрузка от собственного веса конструкции и от сцепления бетона с металлом рабочих поверхностей формующей установки, 8 - толщина плиты, а - ширина плиты.
Усилия, вызывающие данные напряженные состояния представляют собой нормальные напряжения а и касательные г в плите и стене объемного элемента. Для нахождения т ит определяем, какие силы действуют на объемный элемент в момент снятия с формы. При снятии объемного элемента с формы возникает сила от сцепления бетона с сердечником, распределенная по поверхности плиты согласно расчетной схеме рис. 3.1. Формулы численных значений нормальных а и касательных т сил сцепления бетона с металлом определяются согласно схеме и эпюрам напряжений на рис. 3.2.
Методика расчета объемного элемента типа «Короб» кинематическим методом предельного равновесия с учетом начальной схемы трещинообразования
Для исследования предельного состояния панели условная расчетная схема представляет собой пять дисков, соприкасающихся через цилиндрические шарниры. Принимаем, что трапецеидальные диски и средний прямоугольный диск бесконечно жесткие в своей плоскости. Тогда условная основная схема расчета будет состоять из двух взаимно пересекающихся четы-рехшарнирных рам с элементами в виде дисков.
Излагаемая методика расчета проиллюстрирована на примере расчета базового объемного блока размером 3200 х6000х2600.
Исходные данные для расчета:
Размеры панели в плане: ао=6 м, Ь0=3,2 м. Определим расчетную нагрузку от собственного веса: g=m/S, где m-масса панели, S-площадь панели, m = yV, где ;к-ПЛОТНОСТЬ бетона, для рассматриваемого класса бетона В30 /=2200 кг/м , V- объем бетона панели.
Принимаем высоту ребра панели из теоретического решения: h=18 см, при этом h(f=14 см. Согласно рис.3.3. определяем: расчетный объем V=l,126 м3, массу пг=2477 кг, следовательно g=129 кг/м2. Полезную нагрузку р от адгезии на панель определяем по формуле: p=Ncu/S, (3.3.1) где Ncu=N0T+NCflB -сила сцепления бетона с материалом формы, кг (N0T, NMB- силы сцепления от напряжений на поверхности контакта на отрыв и на сдвиг соответственно); S- площадь поверхности сцепления, По формуле (3.3.1) находим: р = 2710,6кг/м . Армирование принимаем из стержней 010 А-Ш, площадь стержня 2 Ь 0,785 см . Расчетные размеры панели: а=5,95 см, Ь=3,15 см; со = 0,529. а Условный расчетный подъем при толщине плиты с!ш=5 см: 1 h /о =fp=h0 -Adm =12,75 см; — = 24,7, 4 /п Нормативное сопротивление бетона сжатию (после 7 часов термообработки состава №2) : R"u Rb„ =14МПа=140 кг/см2, расчетное RH«106 кг/см2.
Расчетное сопротивление бетона растяжению принимаем исходя из соотношения сопротивления бетона сжатию после 7 часов термообработки и после 28 дней нормального твердения: Rp=Rbt«l МПа =10 кг/см .
Расчетный модуль упругости Еб»6450 МПа =64500 кг/см2 (согласно п.2.4. -принимается на момент выпрессовывания- после 7 часов термообработки состава №1 при Т=80 С или состава № 2 при Т=90 С), Енб = --« 8410М77а = 84100 кг/см2. кб Нормативное сопротивление арматуры 010 А-Ш: R" = Rsn = 390МПа=3900 кг/см2, Расчетное сопротивление продольной арматуры растяжению: RH=Rs=355 МПа= 3550 кг/см2. Модуль упругости арматуры Ea=Es=200 000 МПа = 2 000 000 кг/см2. 1) Расчет по несущей способности: Расчетная нагрузка на панель составит: g/?=r/g = Uxl29 = 141,9Kr/M2, рр =Т/Р = 1,2x2710,6 = 3252,7 кг/м , где yf-коэффициент надежно сти по нагрузке. Общая расчетная нагрузка: р=3394,6 кг/м . Определяем величину суммарной горизонтальной силы, действующей по направлению х и у: Нх=Ну= ра1Ь1В , (3.3.2) гдеВ=к(1-2к+1,ЗЗЗк2).
Величина к определяется исходя из анализа результатов расчета предполагаемого положения трещин в начальной стадии, а также согласно существующей методике расчета вспарушенных (шатровых) плит кинематическим методом предельного равновесия и построенной схеме предполагаемых линий разрушения плиты (рис. 3.3). Получены следующие данные: а = ка& 18 см; b = kb&\4 см. Исходя из этого находим среднее значение к с условием, что к является постоянной величиной в направлении стороны а и Ь: a1 +b кср = = 0,037. Определяем в соответствии с (3.3.2): В=0,03433, Нх =Ну 17,638 т, Схема приложения возникающих сил Нх и Ну, действующих на панель, приведена на рис.3.5. = 4,83 см . Следовательно, количество арматурных - 3 . Принимаем 3010 А-Ш, Fx = 2,355 см с шагом 18/2
Тогда предельное состояние панели достигается при действии усилий: стн = RH = 3650 кг/см2, необходимое сечение арматурного пояса составляет: Нх 17638 3650 4,83 2FX = стержней: 2 х 0,785 = 9 см. Определяем опорные реакции от панели Va и Vb, которые действуют по сторонам аиЬ: В У а = РаЪ А:(0,5-0,ЗЗЗА:) + (3.3.3) 2Щ + соЪ(р) .3 Vb = pah Jt(0,5 - 0,333fc)+ f І 2Щ. + со3(р) Сечение пояса одинаково по всем сторонам, следовательно р = \. Согласно (3.3.3) имеем: Va = 26,859 т, Vb = 4,953 т. Проверяем прочность трапецеидального диска на усилия от предельной нагрузки и сил Нх и Ну, действующих в горизонтальной плоскости:
Расчет на действие момента, воспринимаемого сечением А-С, показывает, что в растянутой зоне диска достаточно арматуры пояса и установка дополнительной арматуры не требуется. Вертикальное сечение в T.D (рис. 3.6) является одним из опасных, согласно существующей методике расчета вспарушенных (шатровых) плит У А№ нУ Н о о о ЧО II о «1 2 N Г Нх С н, А Л1 N NЫ=3200 X Ну Ну 2 2 Ni bo=3200 Рис. 3.5. Схема приложения возникающих сил Нх и Ну, действующих на панель объемного элемента. А у N С, в о о С А Е kb Рис. 3.6. Схема предполагаемых линий трещинообразования трапецидального диска плиты объемного элемента. № X Нх2 Нх2 т N Ь=3150 N
Схема действия сил в панели объемного элемента к моменту образования диагональных трещин. [106], поэтому выполняется проверка на действие поперечной силы Q = — = 8819 кг КрРб=Крс1шкЬ=583 кг. Следовательно, на растягивающие усилия в сечении T.D необходимо армирование (с установкой арматуры под углом 45) на усилие: т =—У-Ьк = 1027,9 кг, с 2 Устанавливается арматура класса A III (RH=RS=355 МПа= 3550 кг/см ) Т сечением: Fac = = 0,181 см2, следовательно принимаем 106 А III, 2ivH х 0,8 Fac=0,283 см2 В плите устанавливается конструктивная арматурная сетка 04 Вр-1 с ячейками 20x20 см. 2) Расчет на трещиностойкость: Схема действия сил в панели к моменту образования диагональных трещин показана на рис.3.7. Находим предельную нагрузку с учетом работы бетона на растяжение: р-ш a2b2B Jp x ну- ab2B Jp хЛ p (3.3.4) где Rp=10 кг/см , при этом опытный коэффициент ,=0,5 , m=l, і-) Ray =3550 кг/см2,.,=/0=12,75 см, fp =-/0 =8,5 см, В=0,03433 , Fr6 =kbh- = 69,93 см2, 3 В соответствии с формулой (3.3.4) находим: /?=0,3526 кг/см =3526 кг/м 3394,6 кг/м , следовательно, трещины образуются при нагрузках выше расчетных и требования по трещиностойкости выдержаны. 3) Расчет по деформациям: Прогиб потолочной панели, опертой по контуру определяем по схеме рис. 3.8. как для цилиндрической оболочки радиусом г и пролетом (по диагонали): L = (Ял/1 + со = 6,73 м. Определяем расчетный пролет: L1 = 0,8ял/і + б92 = 5,38 м. Стрела подъемау=Ь=18 см, радиус L2 г = — = 31,45 м
