Содержание к диссертации
Введение
1. Состояние вопроса и задачи исследований 14
1.1 Конструктивные особенности составных железобетонных элементов и их швов 14
1.2 Теоретические исследования железобетонных конструкций составного сечения 17
1.2.1 Разработка деформационных моделей 18
1.2.2 Основные подходы к расчету железобетонных конструкций составного сечения 24
1.2.3 Методы расчета трещиностойкости сборно-монолитных конструкций 27
1.3 Экспериментальные исследования сборно-монолитных конструкций 32
1.4 Выводы и постановка задач исследования 44
2 Определение напряженно-деформировашіого состояния усиленных железобетонных конструкций при образовании трещин 47
2.1 Предпосылки, принятые для расчета момента образования трещин железобетонных составных конструкций 47
2.2 Определение относительного сосредоточенного сдвига sqm , накапливаемого в зонах, прилегающих к шву составных железобетонных конструкций при образовании трещин 51
2.3 Методика расчета трещиностойкости усиленных изгибаемых железобетонных конструкций 63
2.4 Выводы
3 Экспериментальные исследования трещиностойкости и деформирования составных железобетонных изгибаемых конструкций с податливыми швами сдвига между стержнями 75
3.1 Цель и задачи исследований 15
3.2 Методика экспериментальных исследований 76
3.2.1 Конструкции опытных образцов 76
3.2.2 Испытания составных железобетонных балок на изгиб 81
3.3 Обработка результатов эксперимента и их анализ 88
3.3.1 Анализ экспериментальных данных параметров деформативности и трещиностойкости 88
3.3.2 Анализ экспериментальных данных распределения относительных деформаций по высоте сечения и по шву между элементами 99
3.3.3 Анализ экспериментальных данных распределения сдвиговых перемещений по шву между элементами 101
3.3.4 Сравнительный анализ параметров деформативности и трещиностойкости экспериментальных образцов первой и второй серий 103
3.5 Выводы 105
4 Численные исследования и сопоставление ксперимен тальных и расчетных значений момента образования трещин усиленных железобетонных конструкций 107
4.1 Сопоставление результатов расчетных методик и опытных данных по трещиностойкости 107
4.2 Исследование влияния уровня напряжений в сборных элементах, изменения марок монолитного бетона и высоты сборного элемента на трещиностойкость усиленных балок 118
4.3 Рекомендации по расчету трещиностойкости сборно-монолитных изгибаемых элементов
4.5 Выводы 128
Заключение 131
Список литературы 136
- Разработка деформационных моделей
- Определение относительного сосредоточенного сдвига sqm , накапливаемого в зонах, прилегающих к шву составных железобетонных конструкций при образовании трещин
- Испытания составных железобетонных балок на изгиб
- Исследование влияния уровня напряжений в сборных элементах, изменения марок монолитного бетона и высоты сборного элемента на трещиностойкость усиленных балок
Введение к работе
Актуальность темы. Широкое применение железобетонных конструкций в различных в последние годы все более сложных и оригинальных сооружениях вызывает необходимость развития теории и совершенствования методов их расчета.
Многолетний опыт возведения и эксплуатации составных (применительно к железобетону) и сборно-монолитных конструкций в нашей стране и за рубежом свидетельствует об их эффективном использовании в различных зданиях и сооружениях, в том числе при возведении которых требуется устройство большого числа различных технологических отверстий и проходов, в каркасах зданий, покрытиях и перекрытиях, в сложных подземных сооружениях, работающих на тяжелые технологические нагрузки, в пролетных строениях и промежуточных опорах мостов, в гидротехнических и других сооружениях.
В последние годы совершенствование составных конструкций связано проведением реконструкции зданий, когда вследствие технического перевооружения предприятия возникает необходимость изменения величин пролетов и шага несущих конструкций, увеличения их несущей способности, изменения расчетных схем, восстановления и усиления железобетонных элементов. Это направление в строительстве становится сегодня одним из важнейших в области железобетона. Способы усиления наращиванием и подращиванием сечений с постановкой рабочей арматуры, изменением напряженного состояния в результате установки дополнительной предварительно напряженной арматуры базируется на основных принципах проектирования и изготовления сборно-монолитных конструкций.
Разработкой теоретических основ расчёта и проектирования таких конструкций занимались многие ученые и научные центры. Однако до настоящего времени статические и конструктивные расчеты составных железобетонных конструкций основаны, как правило, на различных способах приведения к квазисплошному сечению и совместности деформаций в зоне шва. Это не в полной мере отражает реальное поведение железобетонного составного элемента под нагрузкой и не позволяет оценить специфику их силового сопротивления и, как следствие, не в полной мере обеспечивает их надежное проектирование.
Таким образом, совершенствование методов расчета железобетонных составных конструкций с учетом специфики их работы в зонах, прилегающих к шву, является актуальной задачей теории реконструируемого железобетона.
Цель и задачи исследований. Целью исследований является разработка практического способа расчета момента образования трещин железобетонных составных конструкций с учетом относительного сосредоточенного сдвига в шве сопряжения элементов.
Для достижения цели были поставлены следующие основные задачи:
– на основе обобщения и анализа результатов экспериментальных и теоретических исследований разработать практический способ расчета момента образования трещин железобетонных составных конструкций с учетом относительного сосредоточенного сдвига в шве, позволяющий увеличить его точность по сравнению с существующими способами;
– разработать методику экспериментальных исследований и провести собственные экспериментальные исследования c определением основных параметров, связанных с моментом появления трещин;
– провести численные исследования оценки влияния основных расчетных параметров (изменения класса монолитного бетона, появления неупругих деформаций в сжатой зоне изгибаемых элементов, изменения высот составляющих бетонов и др.) на образование трещин и выполнить сравнительную оценку предлагаемого способа расчета с экспериментальными данными и существующими способами расчета.
Объект исследования – железобетонные конструкции промышленных и гражданских зданий и сооружений.
Предмет исследования – момент образования трещин в железобетонных составных конструкциях.
Методы исследования – используется экспериментально-теоретический метод. В теоретических и численных исследованиях, которые выполнены в работе, использованы общие методы строительной механики и теории железобетона.
Научная новизна полученных результатов заключается в следующем:
- сформулирована рабочая гипотеза о сосредоточенном сдвиге в зоне контакта элементов составной балки, обеспечивающая более полный учет напряженно-деформированного состояния в составном железобетонном стержне при несовместных сосредоточенных деформациях в зоне шва сдвига;
- построены аналитические зависимости для определение относительного сосредоточенного сдвига , накапливаемого в зонах, прилегающих к шву железобетонных составных стержней при образовании трещин;
- предложена расчетная методика для оценки усиленных железобетонных конструкций по образованию трещин с учетом несовместных сосредоточенных деформаций в зоне шва, двухстадийного характера работы конструкций, неупругих деформаций бетона, возникающих в растянутой и сжатой зонах составной балки;
– получены новые опытные данные о трещиностойкости конструкций составного сечения с обычной и преднапрягаемой арматурой, которые показали не только качественное, но и количественное соответствие расчетных и опытных параметров;
– выполнен численный и сравнительный анализ в широком диапазоне изменения варьируемых параметров, которые показали хорошее согласование результатов, полученных по разработанной методике, а также положенных в ее основу предпосылок и формул.
Практическое значение полученных результатов заключается в том, что расчеты момента образования трещин железобетонных составных конструкций, выполненные по предлагаемой методике, дают более близкие к опытным данным результаты. Это повысит качество проектных решений и надежность таких конструкций в эксплуатации. Результаты проведенных исследований применены Орловским академическим научно-творческим центром Российской академии архитектуры и строительных наук при выполнении проектов реконструкции каркасных зданий и сооружений с использованием составных и сборно-монолитных конструкций. Результаты работы внедрены в учебный процесс Орловского государственного технического университета при изучении дисциплин “Железобетонные и каменные конструкции”, “Технические вопросы реконструкции зданий и сооружений” и “Методы расчета и проектирования составных конструкций” для студентов и магистров строительных специальностей.
Автор защищает:
- методику и алгоритм расчета момента образования трещин железобетонных составных конструкций в зависимости от соотношения высоты элемента составного сечения или монолитной части сечения к заданной высоте сжатой зоны;
- методику и результаты экспериментальных исследований железобетонных конструкций составного сечения с обычной и преднапрягаемой арматурой, а также результаты анализа существующих экспериментальных исследований c определением момента образования трещин;
- результаты численного анализа при изменении класса монолитного бетона и появления неупругих деформаций в сжатой зоне изгибаемых элементов, теоретические исследования влияния высоты элементов составного сечения и появление неупругих деформаций в сжатой зоне на момент образование трещин в железобетонных составных конструкциях при равных уровнях напряженного состояния в нижнем элементе составного сечения.
Апробация результатов диссертации.
Основные положения диссертации докладывались и обсуждались на международных академических чтениях «Безопасность строительного фонда России. Проблемы и решения» (г. Курск, сентябрь 2007 г.), на научно-технических конференциях преподавателей, сотрудников и аспирантов «Неделя науки» (г. Орел, апрель 2005-2008 гг.).
В полном объеме работа доложена и одобрена на расширенном заседании кафедры «Строительные конструкции и материалы» Орловского государственного технического университета (г. Орел, сентябрь 2009 г.).
Публикации. По теме диссертации опубликовано пять научных работ, в том числе четыре работы в ведущих изданиях, рекомендованных ВАК России.
Структура и объем работы. Диссертация состоит из введения, четырех глав, заключения, списка использованной литературы из 194 наименований и трех приложений, в состав которых входят результаты экспериментальных исследований и материалы внедрения работы. Основной текст изложен на 131 странице, который иллюстрируется 32 рисунками и включает 9 таблиц.
Разработка деформационных моделей
В России и странах зарубежья из всего разнообразия железобетонных составных конструкций наибольшее распространение (по ряду объективных причин - преимущественное применение сборного железобетона, значительные объемы строительства, технологический уровень производства железобетона и другие) получили сборные и сборно-монолитные решения балок, плит и стеновых панелей. Разработка и внедрение таких конструкций в прак- тику строительства отражена в многочисленных работах и публикациях [21, 56, 82, 86, 144, 145, 154, 180, 189, 194].
Среди наиболее известных конструктивных решений можно отметить обычные ребристые плиты покрытия, у которых поперечное сечения выполняется комплексным - из сталефибробетона и железобетона. К составным і конструкциям массового применения относится также ребристая плита покрытия [167], утолщённая полка которой изготовлена из конструкционно-теплоизоляционного материала (поризованного керамзитобетона), а продольные и поперечные рёбра - из тяжёлого бетона.
В качестве перекрытий под тяжёлые нагрузки в промышленных зданиях предлагается использовать железобетонные плиты в комбинации с металлом - оцинкованным профилированным настилом [56]. Стальной настил в такой конструкции выполняет несколько функций: в процессе монолитного бетонирования используется в качестве опалубки, играет роль внешней рабочей арматуры, а также обеспечивает антикоррозионную защиту бетона и внутренней стержневой арматуры от внешних воздействий.
К составным относится большинство сборно-монолитных железобетонных конструкций [57, 116, 145, 154, 165, 174]. Эти конструкции монтируются из отдельных сборных элементов, образующих основу сооружения, и затем замоноличиваются, превращаясь при этом в единое целое. Сборно монолитные конструкции сочетают в себе отдельные положительные качества как сборного, так и монолитного железобетона, благодаря чему являются весьма рентабельными и удобными для строительства. В частности, для этого вида конструкций сохраняется возможность вести строительство индустриальными методами, предусматривается весьма простое устройство стыков в узлах сопряжения в виде выпусков арматуры и шпонок, обеспечивается не-разрезность сборных элементов путём соответствующего их армирования на промежуточных опорах и тем самым в значительной степени увеличивается жёсткость и пространственная устойчивость всего сооружения в целом. Сборная часть этих конструкций помимо обычного и предварительно напряжённого железобетона может предусматриваться из сталефибробетона [18], стеклофибробетона [191], полимербетона [144] и других материалов.
В последние годы совершенствование составных конструкций связано с проведением реконструкции зданий и сооружений, в процессе которой часто возникает необходимость восстановления и усиления железобетонных стержневых элементов. Это направление в строительстве становится одним из важнейших в области железобетона. Разработкой теоретических основ расчёта и проектирования усиливаемых конструкций занимались многие учёные и научные центры [5, 22, 39, 66, 80, 85, 112, 114, 120, 148,156, 168, 175].
В результате усиления железобетонных конструкций увеличивается полезная нагрузка на конструкции, либо устраняются дефекты и повреждения отдельных конструкций, возникающих при эксплуатации. Железобетонные конструкции усиливают увеличение площади сечения конструкции или элемента конструкции установкой железобетонных, стальных, полимерных обойм; одно-, двух-, трехсторонним добетонированием с постановкой рабочей арматуры; увеличением площади сечения стержней поперечной и продольной рабочей арматуры; изменением напряженного состояния в результате установки дополнительной предварительно напряженной арматуры, пред варительно напряженных распорок, предварительно напряженных шарнирно-стержневых систем, а также созданием обратного выгиба с фиксацией и др. Способ усиления наращиванием и подращиванием сечений базируется на основных принципах проектирования и изготовления сборно-монолитных конструкций [6, 14, 22, 103, 112, 147, 152, 156, 158].
Одним из важных вопросов при реализации данного способа усиления сечения является надёжность соединения усиливаемой конструкции с новым элементом. В настоящее время применяется несколько конструктивных решений для обеспечения совместности работы старого и нового бетонов [14, 53 , 112, 156, 166]. Во-первых, это сварное соединение арматуры усиления и рабочей арматуры усиливаемого элемента с помощью стальных коротышей, установленных с определённым шагом. Во-вторых, путём устройства железобетонных шпонок в старом бетоне. В-третьих, полным оголением рабочей арматуры с последующим её замоноличиванием одновременно с конструкцией усиления. Наконец, применяется способ склеивания старого и нового железобетонных элементов.
Клеевой способ соединения [14, 112, 114, 183, 189] применяется также в случае усиления изгибаемых железобетонных балок, и плит дополнительными стальными или стеклопластиковыми элементами.
При устройстве железобетонных обойм шов старого и нового бетонов, как правило, оказывается наиболее жёстким вариантом их сопряжения [22, 112, 120, 147, 156, 168, 175], поскольку к обычным способам соединений (сварка, шпонки, одновременное замоноличивание арматуры) добавляется дополнительное трение в зоне контакта от обжатия твердеющего бетона обоймы.
Конструкции, получаемые в результате восстановления и усиления изгибаемых железобетонных балок и плит, являются, как правило, составными с недеформируемыми или податливыми швами сопряжения элементов [85, 112].
Анализ конструктивных особенностей составных железобетонных эле- ментов и их швов показывает, что в местах соединений происходит резкое изменение конструктивных характеристик и свойств материалов, что безусловно влечет за собой концентрацию напряженно — деформированного состояния в окрестности швов и приводит к несовместности средних деформаций фибр, прилегающих к шву. Поэтому методы расчета, базирующиеся на гипотезе совместности деформаций старого и нового материалов [6, 14, 22, 81, 103, 120, 145, 147, 152, 156, 175], требуют пересмотра и соответствующей корректировки. Такая работа уже начата на базе необходимости учета податливости швов сдвига [84, 86, 132], но здесь еще многое предстоит выполнить. Таким образом, имеется достаточно представительный класс железобетонных конструкций, конструктивные решения которых выполняются так, что их расчетная схема может быть представлена в виде составной балки с податливыми связями сдвига. Более того, представляется, что использование для этих конструкций такой расчетной схемы позволит теоретически обоснованно и адекватно действительности прогнозировать их работу и оценивать рассматриваемые конструкции с позиций соответствующих напряженно -деформированных состояний.
Определение относительного сосредоточенного сдвига sqm , накапливаемого в зонах, прилегающих к шву составных железобетонных конструкций при образовании трещин
При уточнении методики расчета сборно-монолитных конструкций по образованию трещин учтен их двухстадийный характер работы. Усилия, воспринимаемые сборным элементом до приобретения монолитным бетоном необходимой прочности, отнесены к категории внутренних. Это усилия обжатия сборного элемента, усилия от собственной массы этого элемента и масса свежеуложенного бетона. Усилия, приложенные после достижения монолитным бетоном требуемой прочности, относятся к категории внешних.
За начальное напряженное состояние сборно-монолитных конструкций принимали состояние к моменту приложения внешней нагрузки, характеризующееся отсутствием напряжений в монолитном бетоне или их проявлением от деформаций ползучести и усадки. Напряжения в сборном элементе определяются величиной усилий, отнесенных к категории внутренних, с учетом длительности их действия (потери предварительного напряжения от ползучести и усадки бетонов, напряжения от массы конструкции).
Максимальные напряжения в монолитном бетоне от ползучести и усадки бетона, определяемые по методике [43], составили 2-3% прочности бетона. Поэтому для вывода расчетных формул по трещиностой кости, а так же для вывода расчетных формул в монолитном бетоне принимали равным нулю, но учитывается их влияние на изменение напряжений в сборном элементе.
Обозначим начальные напряжения в бетоне на уровне нижней грани сборного элемента через аси , на уровне верхней - ас в, соответственно в монолитном бетоне ам н И (ТХ1 н. Начальные напряжения в сборном элементе равны: = 7со+&сд (2.1) где crLO и drco - текущие напряжения от действия сил обжатия; усд и dcl - дополнительные напряжения от ползучести, усадки, действия собственного веса и предварительного загружения элемента, определяли по [43] или [145]. Внешние усилия, вызывающие образование трещин в нормальных сечениях сборно-монолитной конструкции, определяли на основании следующих предпосылок: , 1) Для средних деформаций бетонов и арматуры считается справедливой гипотеза плоских сечений, в пределах каждого составного элемента. На границе составных элементов учитывается сосредоточенный сдвиг sq, накапливаемый в зонах, прилегающих к шву. 2)1 Связь между напряжениями и деформациями бетонов принимается в виде идеализированной диаграммы (рис. 2.1), которая для сжатой зоны, с целью упрощения расчета, преобразовывается на каждом уровне напряженно-деформированного состояния в виде диаграммы Прандтля. 3) Предельная растяжимость монолитного бетона на уровне плоскости контакта , непосредственно перед образованием трещин в сборном элементе, принимается равной его относительной деформации, не превышаю щей 4) Максимальные относительные удлинения крайних растянутых волокон бетона сборных элементов после погашения напряжения обжатия принимаются равными ЗС -СР E /JC, -E - Идеализированная диаграмма растяжение-сжатие, принятая при расчете по трещиностойкости
В настоящей работе на основании изложенных теоретических предпосылок зависимость между напряжениями и относительными деформациями в сжатой зоне бетона предложена в виде идеализированной диаграммы (рис. 2.1).
В растянутой зоне принята диаграмма Прандтля с максимальным напряжением Rbt и деформацией: п S Rh, =-7Г , (2-2) Еъ где S - коэффициент, принимаемый в зависимости от марки бетона и его предельной относительной деформации при растяжении. В сжатой зоне, в начальном ее участке от нуля до Sb = R, где напряжения бетона достигает максимального значения Rb, принимаем зависимость по кубической параболе, имеющую первую производную при Єь — 0, ——. равную начальному модулю упругости бетона Ьь. При Єь — SR, as, da ъ — О , на втором участке R "6 1/ принимается согласно данным, по dsb еле проведения опытов либо по обобщенным данным НИИСК [48]. Для сжатой зоны кривая первого участка 0 Sb SR представлена в виде полинома третьей степени: &ь = Аз Sl + А Є1 + ЛхЄь +Л (2-3)
Решение полинома с помощью граничных условий приводит к системе из трех уравнений, линейных относительно параметров А0,А ,А2,А3.
Принятая кривая дает малую погрешность при расчете конструкций по трещиностойкости, так как при ее выводе нижняя точка образования микротрещин не фиксируется, момент образования трещин в большинстве случаев составляет 0,5... .0,7 разрушающего момента, а деформация наиболее сжатого волокна изгибаемого элемента при работе в пластической стадии близка к sR.
Определение относительного сосредоточенного сдвига sqm, накапливаемого в зонах, прилегающих к шву составных железобетонных конструкций при образовании трещин Для раскрытия статической неопределенности системы, состоящей из различных железобетонных стержней, связанных продольными швами, в стадии 1а будем использовать метод сил, выбрав в качестве основной системы, составной стержень лишенный связей сдвига [151], действие которых заменим функциональными неизвестными х (z). Связь iq -sq может быть принята в виде [50, 24]: %=SG (2-6) где G - условный модуль сдвига, є - относительные взаимные смещения на поверхности сцепления (в шве). Зависимость (2.6) подтверждена целым рядом экспериментов [50, 24 и др.]. Эксперименты показывают, что численные значения G на контакте бетона и арматуры близки к 0,3...0,4 Еъ [50 и др.], что совпадает со значением модуля сдвига бетона G, принятом в нормах. Что касается его численных значений на контакте разных бетонов, то здесь, безусловно, еще необходимы дополнительные экспериментальные исследования. Если проанализировать физическую природу сил сцепления, то становиться ясным, что они связаны со сдвигающими усилиями. Другое дело, что эти усилия вызываются не привычными поперечными силами О, а обусловлены местным напряженно-деформированным состоянием (НДС) бетонного слоя, прилегающего к поверхности сцепления и могут возникать и зоне чистого изгиба, где Q—0. Эти усилия проявляются в составном стержне, в том числе и на участках, где Q=0. Однако, согласно предпосылкам теории составных стрежней толщина этого бетонного слоя (шва) принимается равной нулю, что не мешает решению задачи в интегральном виде, в стиле сопротивления материалов. Если же перейти на уровень предпосылок теории упругости (пластичности), то можно заметить, что для пограничного слоя бетона, прилегающего к поверхности сцепления также характерно напряженно-деформированное состояние с преобладанием сдвига. Тогда между зависимостью теории упругости (пластич 53 ности) и зависимостями теории составных стержней прослеживается аналогия.
Испытания составных железобетонных балок на изгиб
Цель исследований - экспериментально подтвердить корректность разработанного расчетного аппарата для исследования деформирования и трещи-ностойкости железобетонных изгибаемых элементов составного поперечного сечения с предварительно напряженной арматурой в растянутой зоне с учетом разницы в модулях упругости бетонов элементов, подвижки шва сдвига между элементами составной балки.
В соответствии с поставленной целью были сформулированы следующие основные задачи экспериментальных исследований: - определение характера распределения и численных значений относительных деформаций бетона по высоте сечения составных железобетонных конструкций с ненапряженной и преднапряженной арматурой в растянутой зоне нижнего элемента, численных значений максимальных прогибов и параметров трещиностойкости с учетом разницы в модулях упругости бетонов элементов, подвижки шва между элементами составной конструкции; - исследование характера разрушения образцов с преднапряженной и ненапряженной арматурой в растянутой зоне; - исследование влияния податливости шва сдвига на деформативность и трещиностойкость железобетонных изгибаемых элементов составного поперечного сечения с ненапряженной и преднапряженной арматурой в растянутой зоне; - исследование влияния предварительного напряжения на податливость шва сдвига, деформативность и трещинообразование составных железобетонных балок. 3.2 Методика экспериментальных исследований
Для реализации поставленной цели и решения сформулированных задач были запроектированы две серии образцов: первая серия — ненапряженные железобетонные балки, армированные одним плоским арматурным каркасом; вторая серия - балки, армированные отдельным напрягаемым арматурным стержнем и плоским каркасом (табл. 3.1).
Маркировка опытных образцов была выполнена следующим образом: буквы БСН - балка составная ненапрягаемая, БСП - балка составная преднапря-гаемая, римские цифры - номер серии, арабские цифры - номер балки в подсе-рии, например, БСН-1-в (балка составная ненапрягаемая первой серии, третья в подсерии БСН).
Размеры сечения (120x220 мм) и длины (1250 мм для образцов с напряженной арматурой, 1550 мм - с ненапряженной арматурой) образцов приняты достаточными для проведения необходимых измерений при испытаниях, для наблюдения за образованием и развитием трещин согласно имеющейся опалубке для изготовления стандартной оконной перемычки. Элементы образцов всех серий были изготовлены из бетонов с различными модулями упругости и связаны в единую конструкцию с помощью поперечных стержней арматурного каркаса. Таким образом, образцы состояли из двух элементов различной высоты: верхний элемент изготовлен из бетона класса В20 толщиной 70 мм, нижний - из бетона класса ВЗО толщиной 150 мм (рис. 3.1).
Армирование балок I и II серий принято в виде плоских сварных каркасов Кр-1 с продольной растянутой арматурой 010 мм класса А-Щ (А400с), верхней продольной арматурой 06 класса А-Ш (А400с) (см. рис. 3.1); поперечная арма 78
тура запроектирована из арматурных стержней 03 мм класса Вр-1 с шагом 110 мм на приопорных участках и с шагом 130 мм в середине пролета. Армирование балок III и IV серий выполнялось с помощью каркаса Кр-1а, отличающегося от каркаса Кр-1 длиной и шагом поперечных стержней, равному в приопор-ной зоне 100-110 мм, в середине пролета - 160 мм. В качестве преднапряжен-ной арматуры принят не входящий в состав каркаса стержень 014 класса A-III (А400с).
На приопорных участках балок обеих серий были предусмотрены монтажные петли, привязанные вязальной проволокой к продольной арматуре каркасов, для возможности извлечения конструкций из опалубки и удобства при транспортировании.
Для обеспечения податливости шва между элементами составной железобетонной изгибаемой стержневой конструкции при изготовлении нижний элемент был отделен от верхнего одним слоем низкомодульного материала (слой полиэтилена толщиной 0,1 мм). Экспериментальные образцы были изготовлены на заводе ЖБИ-3 ОАО «Орелагропромстрой». Бетонирование элементов производилось в жесткой разъемной металлической опалубке с уплотнением площадочным вибратором каждого слоя. Выдержку конструкций опытных образцов производили5до набора ими 100% прочности в пропарочной камере твердения при температуре воздуха до 95С и относительной влажности 100%. В качестве крупного заполнителя бетонов использовался щебень крупностью 5-10 мм. Состав бетона класса В20- 1,5: 1,99: 6,21: 1; В30-2:1,65:6,12:1 (цемент: песок: щебень: вода).
Составные железобетонные балки с предварительно напряженной арматурой изготавливались в тех же опалубочных формах, что и ненапряженные балки. Предварительное напряжение арматурных стержней таких балок предполагалось выполнить в лаборатории непосредственно перед нагружением образцов. Это связано с тем, что выполнение предварительного напряжения в условиях завода-изготовителя в данном типе опалубки было трудно реализуемым, а потери преднапряжения в течение промежутка времени между изготовлением образцов и началом эксперимента могли снизить значение преднапряжения практически до нуля. Напряжение арматурного стержня в лаборатории планировалось выполнить путем его удлиннения, для обеспечения возможности выполнения которого было разработано следующее техническое решение. В существующую опалубку (рис. 3.2.), предназначенную для изготовления образцов длиной 1550 мм, с обеих сторон забивались деревянные вкладыши, ограничивающие длину опалубки на 150 мм с каждой стороны. В таких вкладышах изначально были просверлены отверстия диаметром 24 мм, расстояние центра таких отверстий от низа вкладыша принято 25 мм. В этих отверстиях были закреплены расположенные на всю длину балки металлопластиковые трубы с внутренним диаметром 18 мм, в которые затем помещался напрягаемый в дальнейшем арматурный стержень.
Исследование влияния уровня напряжений в сборных элементах, изменения марок монолитного бетона и высоты сборного элемента на трещиностойкость усиленных балок
Это значит, что с увеличением соотношения напряжений к призмен-ной прочности о м/К-пгм в бетоне сжатой зоны появляются значительные пластические деформации. При одинаковых значениях начальных напряжений, действующих в сечении, проявление пластических деформаций больше у низких марок бетонов. Из табл. 4.2 видно, что пластические деформации в сжатой зоне увеличиваются с увеличением уровня напряжений в сборном элементе и уменьшаются в растянутой зоне. Поэтому в опытах высота трещин и дальнейшее их развитие незначительна.
Теоретические значения высот у сечения, где проявляются пластические деформации в растянутой зоне, в момент образования трещин составили 0,65... 1,3 см.
На рис. 4.2 приведены графики сопоставления опытных и теоретических значений моментов трещинообразования. Максимальные отклонения по методике составили для трех случаев -12...+23%.
Серия и номер Центральное обжатие С учетом замеренных эксцентриситетов С учетом распределения деформаций образца кН м см ЛМ СЖ ЛсгСМ см кН - м УэЛсгс см елі Ьм КокН-м см А\іСЖ СМ V(h-Xfrc см эксцентриситетов и распределении по деформациям средние отклонения для всех случаев составляли -6 и +3% при достаточно малом коэффициенте вариации Cv = 7%. Это свидетельствует, что неучет действительного на-пряженно-деформируваемого состояния сборных элементов приводит к отклонению между теоретическими и опытными значениями моментов трещинообразования, а расхождения достигают достаточно больших величин.
Моменты трещинообразования испытанных балок определялись по формуле (1.7) которая для случая центрально обжатых элементов имеет вид (1.8) (по рекомендациям НИИЖБа), а также по (1.5) (рекомендации НИИСКа). Результаты расчета по формуле (1.7) М"х и с учетом снижения условного ядрового расстояния г} на 20%, а так же по (1.5) для трех случаев, приведенных ранее в зависимости от напряжения нижнего волокна сборного элемента М п 3, Мэт, и Mjt, приведены в табл. 4.3.
Согласно (1.7) снижение моментов трещинообразования балок составило в среднем 5-7% \М сЛ = 0,94М"кЛ) независимо от марки монолитного бетона, что не отражает снижения момента трещинообразования в зависимости от степени проявления пластических деформаций в сжатой зоне бетона. Незначительное расхождение между значениями, вычисленными по формуле (1.7) или (1.8), и согласно опытным данным для моментов трещинообразования с центрально обжатыми элементами, составляющими в среднем -3...+4% объясняется повышением опытной трещиностойко-сти нижних волокон сборных элементов за счет внецентренного обжатия. Хорошее совпадение опытных данных со значениями, подсчитанными по выражению (1.5), для первого случая (М с3) для образцов с центрально обжатыми элементами свидетельствует о сходимости формул (1.7) и (1.5), исходящих из одинакового напряженного состояния. При учете внецентренного обжатия элементов расхождение между значениям (1.7) и (1.5) равно-12...+13%.
Сопоставление опытных и теоретических моментов трещинообразования по методике автора. Изображены условные обозначения, определяемые визуально (аг=0,02мм) и по цепочке тензорезисторов необходимости уточнения и корректировки формул (1.5) и (1.7), тем бо лее, если учесть тот факт, что сравнения производили с опытными значе ниями М", величины которых соответствовали ширине раскрытия тре щин 0,09мм (опытные данные, соответствующие ширине раскрытия трещин 0,01мм - уже определяемой визуально, отсутствуют), что указы вает на явное завышение значений экспериментального момента трещино образования.. Сравнение по сериям не дает полной картины о влиянии из менения марок монолитных бетонов сжатой зоны на трещиностойкость образцов. Зато сравнение данных теоретического расчета по (1.8), (1.5) с расчетом по предложенной автором методике (табл. 4.3) указывает на зна чительное расхождение.
Необходимо отметить, что увеличение моментов трещинообразова-ния по (1.8) составило в среднем 2..23% для серии с центрально обжатыми элементами, по (1.5) - от 2...34%. Расхождения увеличиваются с уменьшением марки бетонов сжатой зоны. Для внецентренно сжатых элементов серил ВП увеличение по формуле (1.5) в среднем составило 16%.
В аналогичной таблице 4.4 приведены также результаты сопоставления для собственных экспериментальных данных. Сравнения производили с опытными значениями М", величины которых соответствовали минимальному значению, равному 3.08кНм, так, как образование трещин определялось визуально (что несколько завышало его истинное значение). Что касается предварительно напряженных образцов, где разница между опытными значениями была ощутимой, а уровень образования трещин вдвое выше (чем в обычных), то здесь наиболее целесообразным для сравнения было принять среднее опытное значение, равное 5.98 кНм. Здесь имеются уже заметные расхождения: (причем в сторону превышения)с методикой НИИЖБ - до 34%, с методикой НИИСК - до 13%, Предлагаемая методика дает отклонение от опытных значений не более 7%, как в одну, так и в другую стороны, что приближает среднее значение отношений опытных и теоретических результатов, к единице.
Сравнение опытных значений моментов трещинообразования, вычисленных согласно [94, 95, 128, 165] с теоретическими, определенными по предложенной автором методике (рис. 4.3), дало удовлетворительные результаты. Максимальные отклонения моментов для всех образцов составили -18...+19% среднее отклонение -2% (среднее квадратичное отклонение т = 12%, коэффициент вариация Cv =12%). Для ненапряженных балок, испытанных В.А. Усмановым, опытные значения в среднем выше на 3,5%, а испытанных в НИИЖБ [97, 98, 99], - ниже на 11%. Для предварительно напряженных балок П.И. Кривошеева (НИИСК) при использования приведенных им напряжений, действующих в сечении, момент трещинообразования больше на 12%о, а для балок В.А. Усманова и НИИЖБ меньше на 11,5 и 10,5%. При расчете трещиностойкости балок П.И. Кривошеева (НИИСК) по фактическим данным, т.е. с учетом замеренных эксцентриситетов, расхождение становятся ниже на 5%. Это свидетельствует о сложности сопоставления теоретических и опытных данных из-за незначительного количества экспериментов.
