Содержание к диссертации
Введение
Глава 1 Обзор исследований контакта стальной арматуры с бетоном 10
1.1 Анализ развития исследований сцепления арматуры с бетоном 10
1.2 Факторы, определяющие сцепление арматуры с бетоном 14
1.2.1. Зацепление арматуры 14
1.2.2. Трение по контакту арматуры и бетона 18
1.2.3. Роль адгезии на контакте арматуры с бетоном, как фактора, влияющего на сцепление 20
1.2.4. Влияние прочности бетона на сцепление 21
1.2.5. Влияние косвенного армирования на сцепление 21
1.2.6. Усадка и осадка бетона 25
1.2.7. Технологические факторы, влияющие на сцепление арматуры с бетоном 26
1.2.8. Порошковые полимерные покрытия - как фактор, влияющий на сцепление 27
1.3 Современные эффективные виды арматуры 29
1.4 Существующие экспериментальные методики исследования сцепления 30
1.5 Задачи исследования 32
Глава 2 Экспериментальньш исследования сцепления каната 015 к7 с бетоном 34
2.1 Методика экспериментального исследования и конструкция опытных образцов 34
2.2 Изготовление опытных образцов 35
2.3 Порядок и средства измерений 42
2.4 Канат, используемый в эксперименте 46
2.5 Физико-механические характеристики бетона опытных образцов 48
2.6 Результаты экспериментальных исследований, характеризующие сцепление семипроволочных канатов 015К7 с бетоном 50
2.7 Экспериментальная проверка расчетной модели на стеклопластиковых анкерах, заделанных в малоразмерные образцы-плитки 54
2.8 Выводы по результатам экспериментальных исследований 61
Глава 3 Численный метод определения усилий сцепления каната 015к7 с бетоном 63
3.1 Расчетная модель 63
3.2 Граничные условия 64
3.3 Деформативные свойства расчетной модели 66
3.4 Результаты расчета по определению узловых усилий сцепления 68
3.4.1. Продольные узловые усилия сцепления 68
3.4.2. Поперечные узловые усилия сцепления 72
3.5 Выводы по главе 3 74
Глава 4 Оценка ндс в зоне взаимодействия каната с бетонной оболочкой 75
4.1 Расчетная контактная поверхность 75
4.2 Расчетная модель 79
4.3 Деформативные свойства расчетной модели 80
4.4 НДС крупноразмерного цилиндрического образца центрально-армированного преднапряженным канатом 015К7 на разных этапах отпуска предварительного напряжения и испытания внешней нагрузкой 82
4.5 Численное моделирование взаимодействия стеклопластикового анкера с бетоном 112
4.6 Выводы по главе4 115
Заключение 116
Основные выводы 118
Список литературных источников 120
- Факторы, определяющие сцепление арматуры с бетоном
- Физико-механические характеристики бетона опытных образцов
- Деформативные свойства расчетной модели
- Деформативные свойства расчетной модели
Введение к работе
Важным направлением совершенствования строительной отрасли современных железобетонных конструкций является расширение применения предварительно напряженных элементов с использованием эффективных видов металлической и неметаллической арматуры.
Работоспособность предварительно напряженных железобетонных конструкций в значительной мере определяется сцеплением арматуры с бетоном, работой концевых участков изгибаемых конструкций.
Многочисленные экспериментально-теоретические исследования сцепления арматуры с бетоном выявили сложный характер работы концевых участков (участков передачи усилия с арматуры на бетон) - нелинейность и во многом неопределенный характер распределения касательных напряжений на длине зоны передачи усилия.
Между тем, в современных нормах в России и за рубежом, распределение эпюр касательных напряжений сцепления рассматривается равномерным. В основе оценки сцепления лежит длина зоны передачи напряжений или величина втягивания арматуры на свободном торце элемента при обжатии, так называемый феноменологический подход, основанный на традиционно рассматриваемом оценочном факторе сцепления - величине смещения арматуры относительно бетона.
Основанные на таких предпосылках расчеты: не выявляют образование трещин при обжатии бетона; предполагают равными усилия в поперечной арматуре наклонных сечений на опорных участках железобетонных элементов; сцепление, в ряде случаев, принимается абсолютно жестким; для оценки напряженного состояния при сцеплении используются упрощающие коэффициенты \|/s.
Поэтому современный уровень развития теории железобетона не удовлетворяется существующими рекомендациями и требует более точных методов, основанных на:
- учете проявления нелинейности в зоне сцепления;
расчете распределения касательных усилий сцепления, как процесса, протекающего с ростом нагрузки;
правильной оценке трепщнообразования в опорных участках;
оценке податливости заделки современных эффективных видов арматуры.
Для проектирования железобетонных конструкций решение этих задач связано с дальнейшим исследованием сцепления арматуры с бетоном.
Необходимость совершенствования теории сцепления отражена в материалах Всесоюзного совещания по проблемам сцепления (Челябинск, 1968 г.), на Международном симпозиуме по сцеплению арматуры с бетоном (Сан-Диего, 1979 г.), на 1Х-ой (Ташкент, 1983 г.) и Х-ой (Казань, 1988 г.) Всесоюзных конференциях по бетону и железобетону.
Прослеживается тенденция создания общей теории сцепления стержневой и канатной арматуры с бетоном и методики ее применения при проектировании различных конструкций. Однако, попытки переноса на канатную арматуру (как менее изученную) зависимостей сцепления, принятых для стержней периодического профиля, не дали хороших результатов из-за особенностей взаимодействия канатной арматуры с бетоном.
Контактное взаимодействие с бетоном неметаллической, например стек-лопластиковой арматуры, остается практически неисследованным.
Исходя из вышеизложенного, целью настоящего исследования является разработка расчетно-экспериментальных методов оценки напряженно-деформированного состояния в зоне активного взаимодействия канатной и стек-лопластиковой арматуры с бетоном.
Цель исследования определяет следующие задачи:
- разработать методику эксперимента по определению деформационных
характеристик сцепления каната 015К7 с бетоном на основе крупно
размерных цилиндрических образцов из высокопрочного тяжелого бе
тона со спиральным косвенным армированием;
разработать методику эксперимента по определению податливости и несущей способности заделки стеклопластикового сосредоточенного анкера при испытании на выдергивание из образцов-плиток из тяжелого и легкого бетона;
разработать численный метод расчета усилий сцепления каната 015К7 по деформациям на поверхности экспериментальных образцов с учетом податливости бетонной обоймы, соответствующей различным этапам загружения;
на основе опытных данных разработать численные методы оценки напряженного состояния элементов железобетонных конструкций, их трещиностойкости с учетом усилий сцепления каната 015К7 и стекло-пластикового анкера с бетоном.
Автор защищает:
новый подход к численному расчету усилий сцепления предварительно напряженной канатной арматуры с бетоном - по деформациям на поверхности экспериментальных образцов с учетом физической нелинейности в области их активного взаимодействия для различных этапов загружения;
новую методику расчета напряженно-деформированного состояния от действия усилий сцепления каната 015К7 с бетоном в крупноразмерных цилиндрических образцах из тяжелого бетона со спиральным косвенным армированием для различных этапов загружения, при обжатии и выдергивании каната, с учетом физической нелинейности в области их активного взаимодействия;
новую расчетно-экспериментальную методику оценки податливости заделки стеклопластикового сосредоточенного анкера, работающего на выкалывание в зоне заделки.
Научную новизну работы составляют:
- параметры экспериментальных характеристик сцепления каната
015К7;
параметры экспериментальных характеристик податливости заделки стеклопластикового сосредоточенного анкера при испытании на выдергивание;
послойное определение деформативных характеристик бетонной обоймы пилиндрического экспериментального образца, центрально-армированного предварительно напряженным канатом 015К7, соответствующих различным этапам загружения;
численный метод расчета усилий сцепления каната 015К7 с бетоном экспериментального цилиндрического образца с учетом различных этапов загружения;
расчетная контактная поверхность каната 015К7 с бетоном;
результаты расчетов напряженного состояния бетонной обоймы от действия усилий сцепления каната с бетоном и сопоставление их с опытом;
расчетная контактная поверхность сосредоточенного анкера, заделанного в бетонную плитку, работающего на выкалывание в зоне заделки;
результаты расчета напряженного состояния в зоне заделки стеклопластикового анкера, работающего на выкалывание, и сопоставление их с опытом.
Практическую ценность работы составляют методики эксперимента по определению характеристик сцепления канатов с бетоном и характеристик податливости стеклопластикового анкера; параметры характеристик сцепления каната 015К7, характеристик податливости и несущей способности заделки стеклопластикового анкера, полученные в эксперименте; численный метод расчета, позволивший: по деформациям на поверхности экспериментальных образцов определить усилия сцепления, послойные деформационные характеристики и напряженно деформированное состояние в зоне активного взаимодействия каната и стеклопластикового анкера с бетоном на различных этапах загружения; разработать рекомендации по расчету трещиностойкости в опорных участках пред-
варительно напряженных железобетонных конструкций; заменить трудоемкие экспериментальные исследования численным моделированием. Основные результаты работы доложены:
на научно-технической конференции «Архитектура и строительные конструкции» НИСИ им. Куйбышева (Новосибирск, 1991 г.);
на научно-технической конференции «ТРАНССИБ и научно-технический прогресс на железнодорожном транспорте» НИИЖТ (Новосибирск, 1991 г.);
на семинаре кафедры «Строительные конструкции и здания на железнодорожном транспорте» СГУПС (Новосибирск, 11.02.98 г.);
на научно-практической конференции «Актуальные проблемы ТРАНССИБа на современном этапе» СГУПС (Новосибирск, 2001 г.).
Основные материалы диссертации, связанные с исследованием сцепления канатов и стеклопластиковых сосредоточенных анкеров с бетоном опубликованы в работах:
Астахов Ю.В., Диаковский В.Г. Методика эксперимента по нормированию деформационных характеристик сцепления арматуры с бетоном // Архитектура и строительные конструкции. Тезисы докладов научно-технической конференции / НИСИ им. В.В. Куйбышева. - Новосибирск, 1991. - С.45-46.
Диаковский В.Г., Осяев С.А., Астахов Ю.В., Сорокин А.В. Расчетные модели сцепления арматуры с бетоном // ТРАНССИБ и научно-технический прогресс на железнодорожном транспорте. Тезисы докладов научно-технической конференции / НИИЖТ. - Новосибирск, 1991. - С. 12-13.
Диаковский В.Г., Астахов Ю.В., Сорокин А.В. Экспериментальные исследования сцепления арматуры с бетоном // Реконструкция и совершенствование несущих элементов зданий и сооружений транспорта / Межвузовский сборник научных трудов. - Новосибирск, 1993. - С.21-27.
Диаковский В.Г., Астахов Ю.В. Экспериментально-теоретическая оценка деформационных характеристик сцепления арматуры с бетоном // Меж-
дународная конференция «Инженерные проблемы современного бетона и железобетона». Конструкции зданий и сооружений, методы расчета. - Минск, 1997. -Т.1.-Ч.1.-С.104-114.
Астахов Ю.В., Устинов Б.В., Казарновский B.C. Определение податливости заделки стеклоішастикового сосредоточенного анкера при испытании на выдергивание //Изв. вузов. Строительство-Новосибирск,2000. -№7-8. - С.4-6.
Астахов Ю.В., Астахов Н.В. Численный метод определения усилий сцепления каната с бетоном // Актуальные проблемы ТРАНССИБа на современном этапе. Тезисы научно-практической конференции / СГУПС. - Новосибирск, 2001. - С.419- 420.
Устинов В.П., Казарновский В.С.Дихомиров В.М.,Рудзей Г.Ф.,Астахов Ю.В., Устинов Б.В. Экспериментальные исследования физико-механических свойств СПА и гибких связей из нее // Вестник Сибирского государственного университета путей сообщения (НИИЖТа). - Новосибирск, 2002. -Вып.4. -С. 105-114.
Астахов Ю.В., Астахов Н.В. Численная методика определения усилий сцепления каната 015К7 с бетоном // Изв. вузов. Строительство. - Новосибирск, 2002. -№2-3. - С. 123-130.
Факторы, определяющие сцепление арматуры с бетоном
Зацепление от неровностей поверхности арматуры относится к фактору, непосредственно влияющему на сцепление. К неровностям в этом случае относят шероховатость поверхности гладкой арматуры и выступы арматуры периодического профиля.
Шероховатость поверхности классифицируют по высоте рельефа на мелкую ( 0,03 мм), среднюю (0,03...0,06 мм) и большую (0,06...0,1 мм) [65]. У стержней с полированной поверхностью сцепление в 5 раз ниже, чем у таких же стержней, но с шероховатой поверхностью [65]. Например, рояльные струны, служившие напрягаемой арматурой балочек длиной 1,2 м, легко вытягивались из бетона вручную, так как из-за зеркальной поверхности струны зацепление практически отсутствовало [43].
Стержни с рационально запроектированным периодическим профилем обеспечивают существенное повышение сцепления за счет заклинивания стержней в бетоне (винтовые профили некруглого сечения), смятия бетона при смещении стержня (обычная арматура) и стержни, у которых сцепление обеспечивается работой бетона на сдвиг (профили, имеющие часто расположенные выступы или впадины небольших размеров) [65].
В настоящее время наиболее широкое распространение получила стержневая арматура, увеличение сцепления которой достигается за счет смятия бетона.
Н.М. Мулин в работе [65] описывает механизм взаимодействия между арматурой с выступами и бетоном. Особенность работы такой арматуры при сдвиге обусловлена бетонными консолями, образующимися между выступами стержней в зависимости от величины сдвигающего усилия.
Упругая работа бетонных консолей при небольшом распоре с увеличением сдвигового усилия приводит к возникновению больших напряжений смятия (до 15...20 RB) под выступами арматуры в условиях стесненных деформаций, возникновению местных пластических деформаций и появлению у выступов арматуры конических трещин под углом 45±10 к линии действия сдвигающего усилия. При этом нарушение сцепления происходит или после среза всех бетонных консолей или после раскола бетона вдоль стержня. В первом случае распор увеличивает сопротивление срезу, а во втором является непосредственной причиной раскола.
В опытах на выдергивание сосредоточенных анкеров из бетона [12] были выявлены характерные этапы их работы в зоне заделки: упругая стадия, развитие неупругих деформаций до появления главных трещин, появление главных трещин, дальнейшее развитие неупругих деформаций и разрушение заделки. Напряжения смятия под выступами анкера достигали 5...20 кратной кубиковои прочности. Была выдвинута «гипотеза клина», то есть передача давления анкера на бетон осуществляется за счет клина, присоединенного к анкеру, если анкер плоский (или конуса, если анкер с кольцевыми выступами) и передающего нагрузку по направлению, нормальному к его поверхности.
Гипотеза «условного клина» позволяет установить траекторию сжимающих напряжений, нагрузку при которой появляются главные трещины и их на правление, поперечное давление и податливость заделки анкеров разной формы вплоть до разрушения.
Выявлено, что после появления главных трещин в бетоне, работа анкеров существенно нелинейна и больше «зависит от деструктивных процессов в бетоне, чем от упругих деформаций» [12].
В работах А.А. Оатула и его учеников [26-33] исследование депланации сечений и внутренних трещин основано на анализе деформации бетона на контакте с арматурой, то есть на зацеплении.
В эксперименте И.Г. Овчинниковой [62], при выдергивании стержней с использованием кольцевых глубинных датчиков, было определено, что смещение стержня и прилегающего к нему бетона на протяжении всего периода испытания происходит совместно. Смещения стержня возникают из-за деформации бетонного слоя вокруг стержня.
Фактор зацепления в расчетной модели, разработанной под руководством Н.И. Карпенко, является основным [52-54]. Отдельно от арматурного стержня выделены толстостенная оболочка, имеющая три зоны: контактную - с бетонными консолями под выступами арматуры, зону конических и радиальных трещин и сплошную бетонную оболочку. Нагрузка по контакту, копирующему рельеф арматуры периодического профиля, передается - 1) по площадкам смятия (вследствие зацепления) и является наиболее значительной; 2) по контакту бетона с гладкой поверхностью арматуры (в результате склеивания и трения) и носит вспомогательный характер (ее вклад в сцепление составляет 5... 15% [54]). Такой подход моделирует действительное напряженно-деформированное состояние бетона с коническими и радиальными трещинами в контактной зоне.
Особенность сдвига арматурных канатов заключается в том, что при приложении нагрузки канат совершает винтовое движение в бетоне, работая подобно винту в гайке [35,64-80].
И.С. Гаклин [81,82] предложил модель работы каната в бетоне, в которой сдвигу арматуры прежде всего препятствует «лобовое» зацепление витков кана та, оцениваемое относительной площадью (на единицу длины) зацепления и «второстепенный параметр» - касательные напряжения в месте контакта.
К.В. Михайлов [61] приводит анализ из работы [82] и отмечает повышенное сцепление двухпрядных канатов из-за более высокой относительной площади зацепления.
Ф. Леонгардт [69] работу пряди сводит к арматуре периодического профиля, считая при этом сцепление за счет относительной площади зацепления основным.
H.Trost [44] рассматривает общепринятую картину сцепления (зацепление, трение, склеивание) с трещинообразованием и раскалыванием под выступами ребер арматуры периодического профиля, отмечая при этом, что для пучков необходимо учитывать деформации бетона внутри винтового канала и трещинооб-разование в нем.
Физико-механические характеристики бетона опытных образцов
Кубиковая прочность бетона к моменту обжатия в возрасте 156 суток составила 55 МПа, к моменту внешнего загружения, в возрасте 203 суток - 59,9 МПа, соответственно призменная прочность была 37,3 и 39,5 МПа.
Деформативные свойства бетона, определенные при испытании на сжатие призм 10x10x40 см, в момент предварительного обжатия и выдергивания каната из цилиндрических образцов представлены в таблице 2.1 и на рисунке 2.13. Начальный модуль упругости при обжатии составил 36964 МПа, при выдергивании каната-36173 МПа.
Среднее значение усилия в канате перед обжатием составило 170 кН. При обжатии последовательно передавали с упора на бетон усилия в 20, 70, 120 и 170 кН. После выдержки в течение 12 часов измерения повторяли.
Начальный этап измерений при выдергивании соответствовал моменту отхода гайки на тяге от торцовой плиты рамы, при этом среднее на серию усилие на домкрате составило 120 кН., т.е. длины цилиндра для анкеровки предварительного натяжения (170 кН) было, как и предполагалось, недостаточно. Затем последовательно усилие поднимали до величины 140, 160, 180, 200 и 220 кН. При максимальной нагрузке 240 кН в трех образцах произошло продергивание каната. В одном случае, при интенсивном смещении арматуры в бетоне, канат разорвался при усилии близком к 260 кН.
Результаты измерений на каждом этапе усредняли на всю серию из пяти образцов-близнецов, при этом в выборку каждого образца включались деформации бетона по всем четырем образующим каждого образца с отбраковкой явно недостоверных результатов.
Таким образом, для каждого окончательного значения деформации бетона исходными были 20 начальных измерений. Отбраковку результатов первичных измерений для каждого сечения при усреднении проводили за пределами интервала ± 2S, где S - среднеквадратичное отклонение. При этом в достаточно загруженных сечениях коэффициент вариации составил 0,25...0,3; в малонагру-женных сечениях у свободного торца цилиндра изменчивость результатов бьша больше и коэффициент вариации достигал 0,8.
При обжатии и выдергивании от измерений поперечных Деформаций пришлось отказаться, так как при выбранных в эксперименте размерах и жесткости бетонной обоймы основных образцов тензорезисторам не хватило чувстви тельности для регистрации поперечных деформаций в самых нагруженных сечениях.
На рисунке 2.14 показаны осредненные деформации бетона на поверхности образцов на этапах предварительного обжатия и после выдержи в течение 12 часов. Наличие всплеска деформаций у промежуточного упора свидетельствует об односторонних смещениях каната по всей длине и еще раз подтверждает, что заанкеривания всей величины переданного с упора усилия не происходит. e(z) дает основание полагать, что при длине цилиндра 77 см участок эпюры напряжений сцепления с наибольшими значениями напряжений по мере роста сдвигающей нагрузки, на каждом последующем этапе нагружения, будет «захватывать» все больший участок длины анкеровки.
Деформативные свойства расчетной модели
Как отмечено в Главе 1, экспериментальные измерения непосредственно в области активного взаимодействия каната с бетоном, сопряжены со значительными трудностями и искажают действительную картину НДС в зоне заделки. Это делает определение экспериментальным путем деформативных характеристик в зоне заделки, необходимых для конечно-элементного анализа, практически невозможным на современном этапе. В расчете за основу положены отказ от гипотезы плоских сечений и упрощенный учет податливости слоев, составляющих бетонную оболочку, на всех этапах работы каната в бетонной обойме. Расчетная область условно разбита на четыре цилиндрических слоя (рисунок 3.1) с постоянными в пределах каждого слоя модулями деформации, соответствующими определенному этапу обжатия и выдергивания. На начальных этапах отпуска натяжения (20 и 70 кН) деформативные свойства слоя 1 приравниваются к модулям деформаций, полученным по результатам испытания на сжатие призм 10x10x40 см. Приведенный модуль деформации слоя 2 при отпуске преднапряжения определен по формуле, приведенной в работе [165]: где Е в1 - модуль деформации бетона слоя 1; ЕКА - 200000 МПа - модуль упругости косвенной арматуры класса А-Ш; Ve и VKA - объемные доли бетона и косвенной арматуры в слое 2. Цшшндрический слой 4 в расчете эквивалентен стальному стержню диаметром 1,1 см с деформативными характеристиками каната К-7.
По мере возрастания сдвигающей нагрузки, в расчете принято допущение о снижении жесткости бетонной обоймы с повышенной деформативностью контактного слоя 3. Коэффициенты поперечной деформации для всех слоев бетонной обоймы приняты равными 0,2. В общем случае жесткость каждого слоя бетонной обоймы (слои 1, 2, 3) подбирались на каждом этапе нагружения таким образом, чтобы сумма узловых усилий сцепления ЕТ, отличалась от внешнего усилия Ns, передаваемого на цилиндр при обжатии и выдергивании в эксперименте, не более чем на 10 %: Деформативные характеристики расчетной модели, а также сумма узловых сил сцепления при отпуске преднапряжения на цилиндр и испытании внешней нагрузкой приведены в таблицах 3.1 и 3.2. Анализ изменения усилий в канатах (JNSp) при обжатии балок в сечениях с ординатой х, распределенных по длине зоны передачи напряжений (р), привел ряд исследователей [68,84,90] к выводу о возможности аппроксимации зависимости Nsp= (x) кривыми экспоненциального вида. По-видимому, наиболее удачными являются аппроксимирующие зависимости усилий в канатах и погонных усилий сцепления (t) на участке р, приведенные в работе [162]: где: а, Ь и с - экспериментальные параметры, приведенные в работе [45]. На рисунках 3.3 и 3.4 приведены графики узловых усилий сцепления каната К-7, построенные по методике автора диссертации и по формуле (3.2), для различных усилий обжатия в эксперименте. На рисунке 3.5 показаны эпюры узловых усилий сцепления при выдергивании каната усилием 140, 180 и 220 кН. Как и предполагалось, узловые усилия сцепления, вычисленные МКЭ с учетом послойного изменения жесткости бетонной обоймы, не сохраняют подобия с узловыми усилиями сцепления, рассчитанными по формуле (3.2). Это можно объяснить следующим. Значения опытных усилий в канатах, аппроксимированных зависимостями (3.1) и (3.2), рассчитывали по формулам упругого сопротивления материалов, на основе гипотезы плоских сечений по способу, примененному в работе [166] для балочных образцов из бетона классов В15 - В25; в то время как в эксперименте, класс бетона цилиндрических образцов составил В50, а в расчете послойно менялась жесткость бетонной обоймы. В результате, при обжатии усилиями 20, 70 и 120 кН получены более гладкие кривые сцепления (без «всплесков» у свободного торца цилиндрического образца) при меньших максимальных значениях. Однако, сопоставление узловых сил сцепления, рассчитанных по этим методикам при большей сдвигающей нагрузке, показьшает значительно лучшее совпадение результатов (рисунок 3.4,6). Из рисунков 3.3 - 3.5 видно, что предельные значения узловых усилий сцепления Т при обжатии и при выдергивании по мере возрастания сдвигающей нагрузки смещаются вдоль стержня, что наблюдалось как в экспериментах [167] так и в расчетах [54,168]. Таким образом, предложенный метод определения продольных узловых сил сцепления с использованием послойного изменения жесткости бетонной обоймы вполне приемлем при расчете контактных задач железобетона с геометрически сложной поверхностью арматуры и физической нелинейностью бетона на участке сцепления. Для обжатия и выдергивания характерными являются два участка. Первый (от Z=0 до Z=13,75 см) - с отрицательньши поперечными усилиями, направленными к оси цилиндра и второй - с положительными поперечными узловыми усилиями, создающими распор на участке от Ъ-13,75 до Z=77CM. По мере увеличения сдвигающей нагрузки, нарастание максимального значения поперечного усилия у промежуточного упора происходит одновременно с его сдвижкой внутрь цилиндрического образца (рисунок 3.7).
Деформативные свойства расчетной модели
Расчетная область - бетонная обойма, разбита на три цилиндрических слоя с постоянными по длине цилиндра и меняющимися при нагружении модулями деформации.
Модули деформации каждого слоя бетонной обоймы подбирали на каждом этапе загружения (кроме начальных этапов обжатия усилиями 20 и 70 кН) по соответствию расчетных (Wp) и экспериментальных (W3) значений перемещений на поверхности цилиндрических образцов в сечении Z=0 с максимальными перемещениями, исходя из условия:
При передаче усилий предварительного напряжения 20 и 70 кН с упора на бетон цилиндрических образцов модули деформации слоев приняты соответствующими расчету узловых усилий сцепления.
Деформативные характеристики слоев бетонной обоймы и соответствующие значения перемещений на поверхности цилиндра Wp и W3 (Z=0) от загру-жения по поверхности контакта узловыми усилиями сцепления при отпуске преднапряжения на цилиндр и испытании внешней нагрузкой приведены в таблицах 4.2 и 4.3.
Напряженное состояние цилиндрического образца при осесимметричном загружении продольными и поперечными усилиями сцепления по расчетной контактной поверхности характеризуется четырьмя составляющими тензора напряжений (одним касательным и тремя нормальными): касательным - т ; радиальным - аг; продольным - а2; тангенциальным - о"е. Схематически напряжения т -, стг, o"z, GQ приведены на рисунке 4.4.
Эпюры касательных напряжений Xzr по контактной поверхности (напряжения сцепления) представлены на рисунке 4.5. Как и предполагалось, на стадии экспериментальных исследований, участок эпюры напряжений сцепления с наибольшими значениями по мере роста сдвигающей нагрузки «захватьшает» все больший участок анкеровки.
Условно эпюры напряжений сцепления можно разбить на три участка. Первый - восходящий участок эпюры х (рисунок 4.5) от Z=0 до Z«3,5-4,0 см), где происходят заметные смещения арматуры и бетона. Касательные напряжения на этом участке интенсивно нарастают. Смещения каната на свобод ном торце на этапе обжатия говорит о том, что сцепление осуществляется в основном за счет сил трения.
Второй участок - от Z»4 см до Z« 19...22 см. Здесь напряжения, достигнув максимальной величины, изменяются незначительно. Как отмечено в работе [166] этот участок отражает зону предельных пластических деформаций каната без нарушения сцепления.
Третий участок - нисходящая ветвь эпюры %ж (от Z«22 см до Z=77 см). На этом участке эпюра хж из прямолинейной (рисунок 4.5,а) - при обжатии, по мере роста сдвигающей нагрузки искривляется, превращаясь в выпуклую при выдергивании (рисунок 4.5,6), что свидетельствует о нарастающей пластификации прилегающих слоев бетона.
На рисунке 4.6 представлены графики х - д (расчетные максимальные напряжения сцепления при выдергивании - экспериментальные смещения на загруженном торце),полученные при выдергивании семипроволочных канатов (с близкими расчетными контактными поверхностями) из цилиндрических образцов. При этом прочность бетона образцов составляла R=59,9 МПа в диссертации и R=30 МПа - в работе [79].
Учитывая разницу в прочности экспериментальных образцов, можно говорить о достаточно хорошем совпадении полученных результатов с точки зрения классического феноменологического подхода (хсц - д).
Похожие диссертации на Экспериментально-расчетная оценка взаимодействия стальной канатной и стеклопластиковой арматуры с бетоном
