Содержание к диссертации
Введение
ГЛАВА 1 Состояние вопроса и задачи исследования 11
1.1 Виды железобетонных изгибаемых слоистых конструкций и их применение в строительстве 11
1.2 Обзор исследований железобетонных изгибаемых элементов различных видов бетонов 14
1.3 Развитие экспериментально-теоретических исследований несущей способности железобетонных изгибаемых элементов. Влияние прочности сжатой зоны бетона на несущую способность однослойных и многослойных изгибаемых элементов
1.3.1 Влияние границы переармирования на прочность изгибаемых железобетонных элементов 17
1.3.2 Расчет и исследование прочности нормального сечения слоистых изгибаемых элементов 1.4 Диаграмма деформирования бетона 37
1.5 Трещиностойкость нормального сечения и контактные трещины между слоями двухслойных изгибаемых элементов 41
1.6 Определение жесткости и прогибов железобетонных изгибаемых элементов 46
1.7 Высокопрочный бетон 51
1.7.1 Общие положения и характеристические особенности 51
1.7.2 Деформативные свойства высокопрочного бетона при статическом приложении нагрузки 54
1.8 Задачи исследования 58
ГЛАВА 2 Планирование эксперимента. методика изготовления и испытания железобетонных изгибаемых элементов с верхним слоем из высокопрочного бетона 59
2.1 Математическое планирование эксперимента, конструкция опытных элементов 59
2.2 Исходные материалы и подбор состава бетона 60
2.3 Опытные элементы для экспериментальных исследований 62
2.4 Программа проведения эксперимента 62
2.5 Методика испытаний 65
ГЛАВА 3 Экспериментальные исследования двухслойных железобетонных изгибаемых элементов с верхним слоем из высокопрочного бетона 70
3.1 Результаты испытаний контрольных образцов 70
3.1.1 Кубиковая и призменная прочность высокопрочного и обычного бетонов 70
3.1.2 Результаты испытаний арматур на растяжение 78
3.2 Исследование прочности нормального сечения железобетонных балок с верхним слоем из высокопрочного бетона 81
3.2.1 Результаты испытания балок 81
3.2.2 Анализ результатов испытаний железобетонных изгибаемых элементов с высокопрочным бетоном в сжатой зоне 85
3.2.3 Высота сжатой зоны нормального сечения опытных элементов 94
3.3 Характер деформирования и трещинообразования балок 96
3.3.1 Деформации сжатой зоны нормального сечения балок 96
3.3.2 Трещиностойкость нормальных сечений железобетонных
изгибаемых элементов с верхним слоем из высокопрочного бетона 102
3.3.3 Прогиб железобетонных изгибаемых элементов с верхним
слоем из высокопрочного бетона 106
3.4 Выводы по главе 3 109
ГЛАВА 4 Численное моделирование напряженно деформированного состояния железобетонных изгибаемых элементов комбинированного сечения 110
4.1 Цель и задачи численного моделирования 110
4.2 Конечно-элементная модель, геометрические и физические параметры двухслойного элемента 111
4.3 Исследование прочности и жесткости железобетонных элементов по нелинейной деформационной модели 114
4.4 Оценка влияния на несущую способность и жесткость элементов изменения процента продольного армирования и класса арматуры 116
4.5 Выводы по главе 4 120
ГЛАВА 5 Анализ напряженно-деформированного состояния железобетонных изгибаемых элементов с верхним слоем из высокопрочного бетона. оценка эффективности применения высокопрочного бетона в сжатой зоне железобетонных изгибаемых элементов 121
5.1 Прочность нормального сечения железобетонных изгибаемых элементов с высокопрочным бетоном в сжатой зоне 121
5.2 Трещиностойкость нормального сечения железобетонных изгибаемых элементов с высокопрочным бетоном в сжатой зоне 128
5.3 Расчет прогибов железобетонных изгибаемых элементов с высокопрочным бетоном в сжатой зоне 129
5.4 Назначение и область применения 133
5.5 Оценка эффективности применения высокопрочного бетона в сжатой зоне железобетонных изгибаемых элементов 134
5.6 Оценка экономической эффективности железобетонных И изгибаемых элементов с верхним слоем из высокопрочного бетона. 136
5.7 Выводы по главе 5 138
Заключение 139
Список литературы
- Развитие экспериментально-теоретических исследований несущей способности железобетонных изгибаемых элементов. Влияние прочности сжатой зоны бетона на несущую способность однослойных и многослойных изгибаемых элементов
- Исходные материалы и подбор состава бетона
- Анализ результатов испытаний железобетонных изгибаемых элементов с высокопрочным бетоном в сжатой зоне
- Трещиностойкость нормального сечения железобетонных изгибаемых элементов с высокопрочным бетоном в сжатой зоне
Введение к работе
Актуальность работы. В последнее время в строительстве наметилась
тенденция применения высокопрочного бетона классов В70 - В100 для
изготовления не только сжатых элементов, но и изгибаемых. Отличительной
особенностью высокопрочных бетонов наряду с высокой прочностью является их
более высокая стоимость, чем у обычных бетонов. Уменьшить стоимость
конструкций из высокопрочного бетона представляется возможным за счет
применения элементов комбинированного сечения из обычного тяжелого бетона
класса В20 - В30 в растянутой зоне и высокопрочного бетона класса В80 - В90 в
сжатой зоне, высота которой в большинстве случаев не превышает 1/3 высоты
поперечного сечения изгибаемых элементов, а также за счет использования
высокопрочной арматуры без предварительного напряжения. Применение
элементов комбинированного сечения также позволяет отказаться от двойного
армирования для повышения несущей способности изгибаемых элементов. В то
же время в действующих нормативных документах отсутствуют рекомендации по
расчету и конструированию элементов комбинированного сечения. Таким
образом, исследование железобетонных изгибаемых элементов
комбинированного сечения с высокопрочным бетоном в сжатой зоне является актуальной задачей.
Степень разработанности темы диссертации. Теоретическими основами работы стали исследования российских и зарубежных авторов, посвященные вопросам несущей способности слоистых железобетонных изгибаемых элементов и проблемам обеспечения совместной работы слоев под действием внешних факторов (работы С. В. Криворучко, М. К. Муаяда, Л.М. Малинина, Ю.И. Мешкаускаса, К.А. Пирадова, В.В. Даркина, А.А. Кудрявцева, Н.А. Корнева, С. Л. Харламова, Н. Ф. Зуй и других).
Цель диссертационной работы - экспериментальное и теоретическое
исследование напряженно-деформированного состояния двухслойных
железобетонных изгибаемых элементов с высокопрочным бетоном в сжатой зоне и разработка методики их расчета по прочности и деформативности.
Задачи исследования. Для достижения поставленных целей необходимо решить следующие задачи:
- анализ существующих методов расчета прочности и деформативности
однослойных и многослойных железобетонных изгибаемых элементов;
- экспериментальные исследования прочности и деформативности
двухслойных железобетонных изгибаемых элементов с высокопрочным бетоном в
сжатой зоне бетона;
- исследование возможности применения высокопрочной арматуры класса
А600 без предварительного напряжения;
- разработка рекомендаций по расчету несущей способности и деформациям
двухслойных железобетонных изгибаемых элементов с высокопрочным бетоном в
сжатой зоне;
- численные исследования прочности и деформативности указанных
элементов по нелинейной деформационной модели;
- анализ эффективности применения высокопрочного бетона в сжатой зоне
железобетонных изгибаемых элементов.
Объект исследования. В качестве объекта исследования приняты однопролетные железобетонные изгибаемые элементы прямоугольного сечения с верхним слоем из бетона класса B80 - В90 и нижним слоем из бетона класса В25 – В30, при этом рабочие арматуры расположены только в растянутой зоне.
Научная новизна работы:
- получены новые данные о влиянии процента продольного армирования и
предела текучести арматуры на прочность нормальных сечений двухслойных
изгибаемых элементов с высокопрочным бетоном в сжатой зоне;
- получены экспериментальные данные о трещиностойкости и
деформативности двухслойных изгибаемых элементов с высокопрочным бетоном
в сжатой зоне;
- экспериментально доказана и подтверждена результатами численного
моделирования совместность работы слоев из высокопрочного и обычного бетона
классов В15 – В30 вплоть до разрушения по нормальному сечению;
- экспериментально установлено, что, разрушение двухслойных элементов
как с обычной, так и с высокопрочной арматурой класса А600 происходит по
растянутой зоне при процентах армирования 1,85 – 3,5 %;
- разработана уточненная методика расчета несущей способности и
деформативности двухслойных железобетонных изгибаемых элементов с
высокопрочным бетоном в сжатой зоне;
доказана возможность применения высокопрочной арматуры А600 без предварительного напряжения в двухслойных железобетонных изгибаемых элементах с высокопрочным бетоном в сжатой зоне;
дана оценка экономической эффективности применения двухслойных изгибаемых элементов с высокопрочным бетоном в сжатой зоне.
Практическая значимость работы. Разработаны практические
рекомендации по проектированию двухслойных железобетонных изгибаемых элементов с высокопрочным бетоном в сжатой зоне, позволяющие снизить их стоимость.
Методология и методы исследования. В работе использовался анализ
напряженно-деформированного состояния железобетонных изгибаемых
элементов, методы теории железобетона, механики деформированного твердого тела; численные методы решения задач прочности нормального сечения, деформативности и трещиностойкости конструкций.
Основные положения, выносимые на защиту:
- программа и методика экспериментальных исследований двухслойных
железобетонных изгибаемых элементов с высокопрочным бетоном в сжатой зоне;
- результаты исследований несущей способности и деформативности
двухслойных железобетонных изгибаемых элементов;
- данные о влиянии процента продольного армирования и предела текучести
арматуры на несущую способность и деформативность исследуемых элементов;
- результаты сравнения расчетов по нелинейной деформационной модели
несущей способности двухслойных железобетонных изгибаемых элементов с
верхним слоем из высокопрочного бетона с экспериментальными данными;
- рекомендации по методике расчета несущей способности и
деформативности двухслойных элементов;
-технико-экономическая оценка эффективности применения высокопрочного бетона в сжатой зоне железобетонных изгибаемых элементов.
Достоверность полученных результатов. Достоверность результатов обусловлена:
- научно обоснованным методом планирования эксперимента;
- дублированием испытаний опытных элементов в принятом диапазоне
варьирования параметров армирования;
- использованием современных измерительных комплексов и высокоточного автоматизированного оборудования для проведения испытаний;
- вероятностно-статистическим методом обработки полученных
экспериментальных данных.
Апробация работы. Основные положения и результаты диссертационного
исследования докладывались и обсуждались на всероссийских и международных
научно-технических конференциях, в том числе на трех научно-технических
конференциях на базе Воронежского государственного архитектурно-
строительного университета «Инновации в сферы науки, образования и высоких технологии» (г. Воронеж, 2013, 2014 и 2015); Международной научно-технической конференции, посвященной 100-летию профессора, доктора технических наук А. М. Иванова «Композиционные строительные материалы и конструкции» (г. Воронеж, Воронежский ГАСУ, 2014); международной научно-технической конференции, посвященной 80-летию со дня рождения академика, профессора, доктора технических наук Д. Н. Соболева «Теория и практика расчета зданий, сооружений и элементов конструкций. Аналитические и численные методы» (г. Москва, 16 декабря 2014).
Публикации. По материалам диссертации опубликовано 8 работ, в том числе две научные статьи в рецензируемых изданиях, рекомендованных ВАК РФ.
Структура и объем работы. Диссертация состоит из введения, пяти глав, общих заключений, списка использованных источников и приложений. Работа изложена на 164 страницах, включая 135 страниц машинописного текста диссертации, 66 рисунков, 17 таблиц, список литературы из 151 наименования и 2 приложения.
Развитие экспериментально-теоретических исследований несущей способности железобетонных изгибаемых элементов. Влияние прочности сжатой зоны бетона на несущую способность однослойных и многослойных изгибаемых элементов
Многочисленные исследования по расчету, конструированию, изготовлению и применению однослойных и многослойных железобетонных усиленных и неусиленных изгибаемых элементов в области строительства проводились такими учеными, как Ю.И. Мешкаускас, М.К. Муаяд, В.Ф. Майборода, А.Д. Беглов, К.А. Пирадов, В.В. Доркин, Е.А. Гузеев, Р.С. Санжаровский, Е.А. Король, Б.В. Миряев, С.М. Петров, С.И. Филипов, А.А. Емельянов, В.С. Булгаков, И.Л. Жодзишский, А.А. Кудрявцев, Ю.В. Вишняков, Я.А. Ильяшевский, Н.А. Корнев, С.И. Меркулов, В.Г. Леличенко, Л.М. Хайфец, Г. Сабанов, А.К. Яворский, Л.М. Малинана, Х.З. Баширов, В.Т. Корольков, А.С. Жиров, Ю.М. Борисов, Н.Н. Губонин, Ю.С. Беленький, А.А. Акбаров, В.И. Майоров, Г.Н. Горынин, Ю.П. Гуща, С.Л. Харламов, А.Э. Поликутин, Ю.В. Немировский, А.А. Карякин, В.П. Чирков, Д.И. Дульгеру, Р.А. Хунагов, Н.Я. Спивак, Е.Г. Чеботарева, Ю.В. Чиненков, В.И. Лишак, С.В. Криворучка, Г. Сабанов, А.М. Окалиндер, Н.И. Карпенко, Х.А. Акрамов, О.Ф. Ильин, Л.Р. Маилян, Б.В. С.И. Меркулов, Горенштейн, В.Л. Векслер, В.П. Попп, Н.В. Морозов, Ш.Ф. Акбулатов, Н.Н. Пантелеев и др.
Появление железобетонных конструкций связано с бурным ростом промышленности во второй половине XIX в., когда была необходимость строительства новых фабрик, заводов, портов и многих других капитальных сооружений. К этому периоду цементная промышленность и черная металлургия получили развитие в многовековом опыте строительства древних цивилизаций. Появились новые виды бетонов и стали. Хотя покрытие Царскосельского дворца свидетельствует о том, что еще в 1802 г. был применен армированный бетон, тогда не считали, что получили новый строительный материал, и не патентовали его [20].
Днепропетровским филиалом НИИСПА Госстроя УССР и Уральским Промстройнипроектом при участии НИИЖБа и главсредуралстроя разработана технология изготовления трехслойных панелей ленточной разрезки методом без опалубочного формования. Таким же методом произведены двух- и трехслойные плиты покрытий с утепляющим слоем из крупнопористого керамзитобетона.
НИИСМИ разработана усовершенствованная технология изготовления комплексных плит покрытия производственных зданий с утеплителем из перлитобетона, которая освоена Броварским ЗСК. Плиты размером 6х3 и 12х3 м изготовляют по ТУ 65 УССР 116-84.
С целью повышения теплозащиты зданий в жилищном строительстве разработка новых индустриальных двух- и трехслойных панелей перекрытий и покрытий с утеплителем из легкого бетона обусловлена совершенствованием конструктивных решений крыш. В крупнопанельном домостроении с середины 50-х до конца 60-х годов преобладали бесчердачные крыши [79]. Кроме того, исследованы двухслойные панели чердачных перекрытий и совмещенных покрытий [71, 84]. В ряде работ рассмотрено применение трехслойных панелей перекрытий с точки зрения рационального их использования в монолитном сечении бетонов различных прочностей в соответствии с характером напряженно-деформированного состояния изгибаемого элемента [83, 85, 101]. До появления двух- и трехслойных панелей широко применялись однослойные, утепленные засыпкой из пористых заполнителей. Появление и применение двух- и трехслойных панелей заводского изготовления с теплоизоляционным слоем из легкого бетона позволило значительно сократить трудозатраты на строительной площадке и материалоемкость конструкции.
В последние годы рассмотрены методы расчета двухслойных железобетонных изгибаемых элементов в виде балок. Исследованы трещиностойкость, деформативность, несущая способность нормального сечения и параметров определения трещиностойкости поверхности двух бетонов в двухслойных железобетонных изгибаемых элементах, где в верхнем слое расположен тяжелый бетон, а в нижнем – легкий бетон на пористых заполнителях [127]. При этом отмечено, что характер развития трещин нормального отрыва и поперечного сдвига во многом зависит от положения контактной поверхности слоев двух бетонов и поперечной арматуры (особенно при развитии трещин поперечного отрыва). Рекомендуется конструировать двухслойные изгибаемые элементы так, чтобы контактная поверхность двух бетонов не попадала в сжатую зону нормального сечения. Поскольку бетонирование второго слоя происходит через несколько суток после бетонирования первого слоя, то нечетко указано, образуются ли при повторном вибрировании микродефекты у ранее изготовленной части элемента; если образуются, то как они влияют на дальнейшую работоспособность и прогнозируемую долговечность конструкции.
В работе [95] рассмотрено влияние каутона на несущую способность, трещиностойкость и деформативность нормальных к нейтральной оси сечения двухслойных каутоно-бетонных изгибаемых элементов. В конструкции каутон применялся в растянутой зоне сечения, а в сжатой зоне – обычный традиционный бетон. Поскольку материал каутон хорошо работает на растяжение, то несущая способность каутоно-бетонных изгибаемых элементов существенно увеличивается. Однако, на наш взгляд, каутон, являющийся дорогостоящим материалом, и конструкции из него экономически нецелесообразны и в основном могут быть использованы в особых агрессивных средах. 1.3 Развитие экспериментально-теоретических исследований несущей способности нормального сечения железобетонных изгибаемых элементов. Влияние прочности сжатой зоны бетона на несущую способность однослойных и многослойных изгибаемых элементов
Исходные материалы и подбор состава бетона
Как известно, при проектировании железобетонных изгибаемых элементов для обеспечения долговечности и их эксплуатационной надежности необходимо применять расчетные требования второй группы предельных состояний, в частности требования к ограничению прогибов предельными величинами. Для того, чтобы определить прогибы тех или иных конструкций, необходимо определить их жесткость. На жесткость конструкции значительно влияет наличие или отсутствие трещин в растянутом бетоне. По данным [108], в стадии эксплуатации наличие трещин в изгибаемой конструкции допускается, но ограничивается ширина их раскрытия.
Во многих инженерных расчетах по методам предельных состояний не учитывается влияние прочности растянутого бетона над макротрещиной на жесткость и прогибы изгибаемых элементов, не учитывается концентрация напряжений в ее вершине, а также наличие рассеянных мелких трещин на поведение железобетона под нагрузкой. Пренебрежение этими факторами, по мнению О.В. Радайкина, может привести к заметному занижению жесткости сечений и, как следствие, к перерасходу стали и бетона при проектировании изгибаемых конструкций.
В 1960 гг. Я.М. Немировским и М.С. Боришанским [25] впервые было рассмотрено влияние работы растянутого бетона над трещиной на жесткость и деформативность железобетонных изгибаемых конструкций. К системе разрушающих уравнений они предложили дополнительно вводить линейное соотношение, которое связывало высоту макротрещины с изгибающим моментом. Позже этим вопросом занимался исследователь К.А. Пирадов [103], который нашел нелинейную зависимость между высотой макротрещины и изгибающим моментом.
Метод предельных состояний в некоторой степени имеет несоответствие с реальной работой конструкции. Этот недостаток в определенной мере можно устранить с помощью диаграммного метода расчета – метода предельного состояния [68, 106]. Преимущество данного метода, как пишет О.В. Радайкин, в том, что он позволяет производить расчеты изгибаемых железобетонных конструкций по первой и второй группам предельных состояний на основе единого подхода. Несмотря на то, что диаграммный метод интенсивно используется в нормативных стандартах проектирования железобетонных конструкций, этот метод еще недоисследован. Основные вопросы к этому методу: какой зависимостью аппроксимировать экспериментальные кривые деформирования бетона и стальной арматуры, как рассчитывать концентрации напряжения в вершине трещин.
В последние годы как в России, так и в других странах проводятся исследования методики расчета конструкций так называемой механики разрушения [62]. При определении жесткости сечения изгибаемых элементов данный метод в определенной мере дополняет метод предельных состояний.
Различаются два этапа расчета жесткости железобетонных изгибаемых элементов и две расчетные схемы поперечного сечения: - до образования макротрещин в растянутом бетоне; - после образования макротрещин в растянутом бетоне нормального сечения. В работе Х. Е. Даниэлса [134] растянутая зона нормальных сечений изгибаемых железобетонных элементов до образования макротрещин представлена моделью в виде пучка связанных волокон, имеющих различную прочность на растяжение. При этом в растянутой зоне изгибаемого элемента развиваются начальные усадочные мезотрещины, отличающиеся друг от друга разными длинами. В это время бетон сжатой части сечения принимается как линейно-упругий материал.
После образования макротрещин работа растянутого бетона рассматривается над макротрещиной с учетом концентрации напряжений в ее вершине.
Общая формула определения жесткости сечений железобетонных изгибаемых элементов в работе [108] имеет следующий вид: В = ibcEb + IbtEJ \D(M)]+IS -, (139) y/s где 1Ьс,1ы и ls - момент инерции соответственно сжатой зоны бетона, растянутой зоны бетона и растянутой арматуры относительно нейтральной оси; Еъ и Es - модуль деформации соответственно бетона и стальной арматуры; фв - коэффициент, учитывающий работу растянутого бетона между смежными макротрещинами (до их появления (y/s = 1,0); f[D(M)] - функция снижения модуля деформации бетона растянутой зоны за счет накоплении повреждений: f[D(M)] = l-(DfM)/afMcrc, (1.40) где af - коэффициент, учитывающий, что в экспериментах макротрещины появляются при напряжениях несколько меньших, чем Rbt,ser , Df - параметр повреждаемости, при этом (af= 0,88-0,95, Df = 0,16-0,32); Mcrc - нормативный момент трещинообразования. Прогибы железобетонных изгибаемых элементов определяют по общим правилам строительной механики в зависимости от изгибных и сдвиговых деформационных характеристик элемента [122]. В изгибаемых железобетонных элементах помимо трещин нормального отрыва, вызванного действием изгибающего момента, прогиб зависит также от трещин поперечного сдвига, вызванного действием поперечной силы. Причем сцепление разных слоев в слоистых изгибаемых элементах значительно влияет на величину прогибов.
Доля влияния нормального отрыва и поперечного сдвига на общую величину прогиба (f ) в различных стадиях работы двухслойного изгибаемого элемента под нагрузкой не одинакова [52] и определяется по формуле: / = /v+/A, (1.41) где X - доля полного прогиба двухслойного железобетонного изгибаемого элемента, вызванная образованием и развитием трещин нормального отрыва; /„ - доля полного прогиба двухслойного элемента, вызванная образованием и раскрытием трещин поперечного сдвига.
По данным исследователя С. Л. Хорламова, на второй стадии работы двухслойного железобетонного изгибаемого элемента общий прогиб будет равен доле прогиба, вызванного трещиной нормального отрыва (/ = /), на третьей стадии работы конструкции под нагрузкой доля каждой из этих двух типов трещин одинакова, а на четвертой стадии работы трещины поперечного сдвига значительнее влияют на общий прогиб конструкции под нагрузкой. При этом величина / определяется по формуле
Анализ результатов испытаний железобетонных изгибаемых элементов с высокопрочным бетоном в сжатой зоне
Согласно линейной теории прочности О.Я. Берга [16], для материалов, имеющих различное сопротивление растяжению и сжатию, процесс и микротрещинообразования фиксируется путем измерения продольных Е, поперечных аху деформаций с последующим расчетом значений и построения графиков изменения относительного объема бетона в = єг + 2є„, (3.1) и дифференциального коэффициента поперечных деформаций приращение поперечной деформации, приращение продольной деформации. Как следует из диаграмм, приведенных на рисунке 3.4, уровень напряжений, при котором фиксируется интенсивное образование микротрещин в бетоне при сжатии fi, соответствует точке начала изменения относительного объема на графике ab/Rbu-9 и достижению дифференциальным коэффициентом поперечных деформаций значения 0,5 на графике ab/Rbu - v.
Для высокопрочного бетона принятого состава процесс интенсивного микротрещинообразования начинается при уровне напряжений, составляющих 0,85 — 0,9 от предельных Rbu. а) изменение относительного объема бетона; б) изменение дифференциального коэффициента поперечных деформаций Рисунок 3.4 – Диаграммы определения уровня микротрещинообразования высокопрочного бетона при сжатии Для определения класса бетона и нормативной призменной прочности полученные данные подвергались статистической обработке. Статистическая обработка результатов испытаний призм и кубиков включала следующие процедуры: определение средних значений и характеристик рассеивания измерений призменных и кубиковых прочностей внутри серии и во всей партии образцов; отсев грубых погрешностей с помощью максимального относительного отклонения; приближенная проверка гипотезы нормального распределения по среднему абсолютному отклонению (САО) [63, 78]; детальная проверка гипотезы нормальности распределения; определение доверительных интервалов измерений.
Результаты статистического анализа позволяют сделать вывод о том, что полученные экспериментальные данные воспроизводимы и подчиняются закону нормального распределения. Подтверждение гипотезы нормальности распределения свидетельствует о стабильности технологического режима за весь период изготовления опытных элементов.
Как уже отмечалось во второй главе, для армирования балок был выбран одиночный плоский каркас с продольной арматурой класса А400, А500С и А600 с диаметрами 12, 14 и 16 мм. Как следует из диаграмм «Напряжение -относительные деформации», арматуры класса А600 (рисунок 3.7) так же, как и арматура классов А400, А500С (рисунок 3.5 и 3.6), имеет явно выраженную площадку текучести, а не условной предел текучести.
Результаты испытаний арматуры на растяжение и полученные данные прочностных и деформативных характеристик представлены в таблице 3.4, а также результаты испытаний приведены в работе [52].
Основное внимание при испытании изгибаемых элементов было обращено на поведение их средних участков, в зоне чистого изгиба, при действии внешней кратковременной нагрузки. Все балки были испытаны вплоть до полного разрушения. Анализ результатов испытаний показал, что разрушение элементов происходило по первому случаю, т.е. разрушение начиналось с растянутой зоны. При этом напряжения в арматуре достигали предела текучести, относительные деформации арматуры также достигали предельных значений. Относительные деформации в наиболее сжатом волокне бетона не достигают предельных значений, напряжения в сжатой зоне сечения также меньше предельного сопротивления бетона сжатию. Достижение в растянутой арматуре предела текучести не вело к непосредственному исчерпанию несущей способности нормального сечения, т.к. элементы еще сопротивлялись действиям внешней нагрузки до некоторого времени. Окончательное исчерпание несущей способности зависело от скорости интенсивного роста трещин нормального отрыва и поперечного сдвига в сжатой зоне сечения.
Окончательное разрушение происходило в следствии раздроблением бетона сжатой зоны. После окончания испытания производили зарисовку трещин, характера разрушения сжатой зоны бетона. Каждый испытанный элемент фотографировали. Фотографии испытанных элементов представлены на рисунках 3.8 – 3.13.
Виды разрушенных элементов с процентом продольного армирования jus =3,51% классов А400, А500С и А600 В процессе испытания балок контактные трещины на границе между двумя слоями не возникали. Нижний слой обычного бетона и верхний из высокопрочного бетона работали совместно вплоть до исчерпания несущей способности балок (рисунок 3.14). Совместная работа нижнего и верхнего слоев обеспечивалась за счет совместной укладки и уплотнения свежеуложенных смесей из обычного и высококачественного бетонов без технологического перерыва.
Анализ результатов испытаний железобетонных изгибаемых элементов с высокопрочным бетоном в сжатой зоне Опытные элементы были запроектированы так, чтобы исключить разрушение образцов вне зоны постоянного изгибающего момента. Действительно, как подтвердили проведенные испытания, все элементы разрушились по нормальным сечениям в среднем участке, причем ни у одной из них не было разрыва растянутой арматуры [53, 54].
Как уже отметилось, разрушение начиналось с растянутой зоны при достижении в арматуре предела текучести. О достижении в арматуре предела текучести свидетельствуют результаты замера деформаций стержней и результаты анализа зависимости «M-ss» для каждой опытной балки (рисунки 3.15 – 3.17). После наступления текучести в арматуре ее деформация интенсивно увеличивалась при незначительном увеличении нагрузки.
С увеличением интенсивного роста деформации арматуры и сжатого бетона, а также с увеличением прогибов можно было визуально наблюдать явления, свидетельствующие о приближении момента разрушения. Нормальные трещины в балках простирались на большую часть их высоты, разветвляясь в своей верхней части, ширина их раскрытия достигала 1 - 2 мм.
Диаграммы на рисунках 3.15 – 3.17 показывают интенсивное увеличение деформаций арматуры за предел текучести. На диаграммах символом s показаны деформации арматуры в момент наступления предела текучести, приведены значения s для всех видов арматуры.
По результатам данных тензодатчиков относительные деформации сжатого волокна сечений в момент достижения напряжений в арматуре предела текучести не достигают предельных значений, т. е. относительные деформации в сжатой зоне во всех испытанных балках были меньше относительных деформаций бетона, полученных при испытании призм на сжатие (рисунки 3.18 – 3.20). Напряжения в сжатой зоне бетона даже при сравнительно большого процента продольного армирования и высокой прочности арматуры, меньше предельных значений. В зависимости от процента продольного армирования и предела текучести арматуры они составляли 0,63 – 0,95 от предельных значений, полученных по результатам испытаний контрольных призм на сжатие.
Трещиностойкость нормального сечения железобетонных изгибаемых элементов с высокопрочным бетоном в сжатой зоне
Согласно диаграммам зависимости «Относительный изгибающий момент -относительная деформация арматуры», приведенных на рисунках 3.15 - 3.17, относительные деформации арматуры в изгибаемых элементах достигают величин s =0,0024 - 0,0035, что соответствует напряжениям, равным пределу текучести и определенным по результатам испытания арматур на растяжение (рисунки 3.5 - 3.7).
Диаграммы зависимости «Относительный изгибающий момент -относительная деформация крайних сжатых волокон бетона», приведенные на рисунках 3.18 - 3.20, показывают, что в момент достижения напряжений в арматуре уровня предела текучести, величина относительной деформации сжатых волокон бетона, составляющая єь =0,0013 - 0,0022, меньше предельных значений
Показания тензодатчиков, наклеенных на боковых гранях элементов по высоте сечения, в общем подтверждают справедливость гипотезы плоских сечений. Граница сжатой зоны, определенная по показаниям тензодатчиков, во всех испытанных элементах находилась в пределе верхнего слоя высокопрочного бетона. Результат экспериментальных исследований показал, что напряжение в сжатом бетоне в момент текучести продольной арматуры не достигает предельных значений. Величина напряжений в крайнем сжатом волокне в зависимости от параметров армирования на 10 - 26 % меньше призменной прочности, а относительные деформации на 13 – 35 % меньше деформации призмы. На рисунке 5.1 приведены экспериментальные значения относительных деформаций и напряжений бетона и арматуры в нормальном сечении в предельном состоянии.
Привести точное значение напряжения сжатого бетона при изгибе затруднительно, однако общий подход для определения предельного напряжения сжатого бетона при изгибе основан на расчете, ограничивающем деформацию сжатия. Эти ограничения и методики расчетов по предельным состояниям в нормах разных стран различны. Сравнительное значение предельной деформации сжатия бетона, приведенное в [19] показывает, что в норме Американского института для бетона ACI 318 она составляет 0,003, в норме Великобритании для BS – 8110 – 0,0035, а в Еврокоде 2 этот значение берется по линейной интерполяции между 0,0035 и 0,002. В СП 63.13330.2012 это значение принимается по линейному закону от 0,0033 при В70 до 0,0028 при В100. Эпюра сжимающих напряжений в сжатой части изгибаемых элементов в предельном состоянии условно принимается равной призменной прочности Rпр , равномерно
Экспериментальные значения относительных деформаций и напряжений бетона и арматуры при предельном состоянии распределенной по части сечения. По данным А. С. Залесова [109], предельные характеристики призмы – 150х150х600 мм, что в отличие от кубиков, цилиндров и т. д. ближе всего к фактической прочности бетона в конструкциях.
При расчете напряженно-деформированного состояния, принято вместо фактической криволинейной или треугольной формы, эпюры нормальных напряжений в сжатой зоне бетона принимают условную прямоугольную форму. Преимущества данного перехода заключаются в том, что значительно упрощается расчет конструкции, при достаточно высоком соответствии экспериментальным данным.
Как уже отметилось, напряжение в бетоне сжатого волокна не достигает предельных значений, а поэтому при конструировании железобетонных изгибаемых элементов с высокопрочным бетоном в сжатой зоне предлагается переходить от фактической эпюры сжимающих напряжений к расчетной прямоугольной путем умножения призменной прочности бетона на понижающий коэффициент эффективной Г.
Высоту прямоугольной эпюры следует определять путем умножения фактической, определяемой из соотношения относительных деформаций бетона и арматуры, на понижающий коэффициент эффективной высоты сжатой зоны (X) (рисунок 5.2). Такой подход реализован в зарубежных нормах (рассмотрено в первой главе). Однако в существующих зарубежных нормах предложены различные значения г\ и X, не учитывающие влияния на их величину механических характеристик арматуры и ее количества. Для примера можно напомнить работы зарубежных исследователей таких, как Tomas Skuturna, Juozas Valivonis, Zheng Wenzhong, Wang Ying и др. [150, 151], в которых значение X и г была взято из нормативных документов без учета влияния на их величину характеристики арматуры и ее количества. Нами предложены эмпирические формулы для определения коэффициентов л и X.
Коэффициент г) определяли по регрессионному анализу из соотношения фактического значения напряжения сжатого волокна бетона и призменной прочности следующей эмпирической зависимостью: haS - толщина обычного бетона; ksS - толщина высокопрочного бетона; . - коэффициент эффективной высоты сжатой зоны, х - натуральная высота сжатой зоны сечения
Приведенная на рисунке 5.3 зависимость коэффициента г\ от процента продольного армирования свидетельствует о том, что имеется линейная зависимость между процентом армирования и коэффициентом г и что по мере увеличения процента армирования возрастает и значение т, так как при изменении коэффициента армирования от 0,0184 до 0,035 коэффициент г также меняется от 0,74 до 0,92.