Содержание к диссертации
Введение
Конструктивные решения, напряженно деформированные состояния, расчёт сборно-монолитных конструкций при одноосном и двухосном напряженном состоянии по трещиностойкости 15
1.1. Особенности формообразования сборно-монолитных конструкций и анализ методов их проектирования по трещиностойкости 15
1.2. Физические модели деформирования сборно-монолитного железобетона 18
1.3. Расчетные схемы и методы расчета стержневых и плоскостных сборно-монолитных конструкций по образованию трещин
1.3.1. Расчетные предложения по образованию трещин, нормальных к продольной оси 24
1.3.2. Расчетные предложения по образованию трещин, наклонных к продольной оси 1.4. Предельная растяжимость бетона 37
1.5. Расчетные схемы и методы расчета ширины раскрытия трещин в сборно-монолитных конструкциях
1.5.1. Расчетные предложения по определению ширины раскрытия нормальных трещин 50
1.5.2. Предложения по определению расстояния между трещинами 61
1.5.3. Расчетные предложения по определению ширины раскрытия наклонных трещин 66
1.6. Выводы. Цель и задачи исследований 73
Экспериментальные исследования трещиностойкости сборно-монолитных конструкций 76
2.1. Цель, задачи и программа исследований 76
2.2. Объем эксперимента. Конструкции опытных образцов 77
2.3. Методика экспериментальных исследований 80
2.4. Экспериментальные исследования сборно-монолитных перекрытий 108
2.5. Испытания сборных железобетонных конструкций 118
2.5.1. Объем эксперимента. Конструкции опытных образ цов 118
2.5.2. Методика экспериментальных исследований 131
2.6. Выводы 150
Исследование физических параметров деформирования железобетона для оценки трещиностойкости сборно-монолитных конструкций 153
3.1. Механизм трещинообразования. Физическая модель деформирования сборно-монолитного железобетона при сложном напряженном состоянии 153
3.2. Зависимость между условными касательными напряжениями сцепления и относительными взаимными смещениями арматуры и бетона 158
3.3. Модуль взаимного смещения арматуры и бетона 168
3.4. Деформирование бетона и арматуры в растянутой зоне элементов конструкций, работающих с трещинами, особенности определения коэффициента s 178
3.5. Выводы 183
Расчёт по образованию трещин в сборно монолитных железобетонных конструкциях при одноосном и двухосном напряженном состоянии 184
4.1. Механизм трещинообразования. Рабочие гипотезы. Расчетные модели 184
4.2. Деформационный критерий трещинообразования 193
4.3. Напряженное состояние сборно-монолитных железобетонных конструкций
4.3.1. Напряженное состояние сборно-монолитных конструкций от эксплуатационных нагрузок 199
4.3.2. Напряженное состояние сборно-монолитных конструкций от длительного действия нагрузки 203
4.3.3. Напряженное состояние сборно-монолитных конструкций от усадки бетона 207
4.4. Расчет сборно-монолитных конструкций по
образованию трещин 212
4.4.1. Инженерный метод расчета сборно-монолитных конструкций по образованию нормальных тре
щин 216 4.5. Расчет сборно-монолитных конструкций по образованию наклонных трещин 219
4.5.1. Расчет сборно-монолитных по образованию наклонных трещин от эксплуатационных нагрузок 219
4.5.2. Напряженно-деформированное состояние сборно-монолитных конструкций в наклонном сечении от длительного действия нагрузки 226
4.5.3. Напряженно-деформированное состояние сборно-монолитных конструкций в наклонном сечении от усадки бетона 229
4.6. Напряженное состояние сборных железобетонных конструкций 232
4.6.1. Напряженное состояние сборных конструкций от эксплуатационных нагрузок 232
4.6.2. Напряженное состояние сборных конструкций от длительного действия нагрузки 235
4.6.3. Напряженное состояние сборных конструкций от усадки бетона 2
4.7. Анализ надежности и точности методики расчета по образованию трещин 243
4.8. Трещиностойкость сборно-монолитных конструкций, поврежденных коррозией 252
4.9. Оценка уровня конструктивной безопасности по трещиностойкости сборно-монолитных конструкций 261
4.10. Выводы 271
Физические зависимости для расчёта ширины раскрытия трещин в сборно монолитных конструкциях 274
5.1. Исходные положения и рабочие гипотезы 274
5.2. Осевые и тангенциальные смещения арматуры в бетонной матрице 281
5.3. Напряженно-деформированное состояние сборно-монолитных конструкций при двухосном напряженном состоянии
5.3.1. Построение разрешающих уравнений в сборных железобетонных конструкциях при двухосном напряженном состоянии 285
5.3.2. Построение разрешающих уравнений в сборно-монолитных элементах с трещинами при двухосном напряженном состоянии 301
5.3.3. Рекомендации и аналитический аппарат расчета по ширине раскрытия трещин 315
5.4. Напряженно-деформированное состояние сборно монолитных конструкций при одноосном напряженном
состоянии 318
5.4.1. Определение ширины раскрытия нормальных трещин в сборно-монолитных конструкциях 319
5.4.2. Определение ширины раскрытия наклонных трещин в сборно-монолитных конструкциях 322
5.5. Результаты экспериментальных исследований и их анализ 330
5.6. Расчет ширины раскрытия трещин в сборно-монолитных конструкциях, поврежденных коррозией 353
5.7. Оценка уровня конструктивной безопасности по ширине раскрытия трещин в сборно-монолитных конструкциях... 354
5.8. Выводы 356
6. Алгоритмы, численные исследования трещиностойкости сборно-монолитных конструкций 358
6.1. Алгоритмы расчета сборно-монолитных конструкций по образованию трещин 358
6.2. Алгоритм расчёта сборно-монолитных конструкций по ширине раскрытия трещин 364
6.3. Численные исследования трещиностойкости сборно-монолитных конструкций 371
6.4. Алгоритм расчёта сборных конструкций по образованию и ширине раскрытия трещин 393
6.5. Численные исследования трещиностойкости сборных конструкций 400
6.6. Алгоритм расчёта сборно-монолитных конструкций по образованию и ширине раскрытия наклонных трещин 417
6.7. Численные исследования трещиностойкости наклонных сечений сборно-монолитных конструкций 422
6.8. Выводы 428
Заключение 430
Список библиографических источников
- Расчетные схемы и методы расчета стержневых и плоскостных сборно-монолитных конструкций по образованию трещин
- Экспериментальные исследования сборно-монолитных перекрытий
- Деформирование бетона и арматуры в растянутой зоне элементов конструкций, работающих с трещинами, особенности определения коэффициента s
- Определение ширины раскрытия нормальных трещин в сборно-монолитных конструкциях
Введение к работе
Актуальность работы. Возрастающие объемы применения сборно-монолитного железобетона, эффективность его применения при реконструкции и перепрофилировании связаны с использованием новых проектных решений, методов расчета, отвечающих современным требованиям обеспечения конструктивной безопасности.
Имеющиеся недостатки соответствующей нормативной базы как в стране, так и за рубежом, возрастающая потребность в создании методики комплексной диагностики технического состояния зданий и сооружений, включая объекты атомной энергетики, химического производства, гидротехнические и подземные сооружения, связаны с оценкой уровня конструктивной безопасности, в том числе и по трещиностойкости, где этот фактор является определяющим.
На сегодняшний день практически отсутствуют исследования трещиностойкости сборно-монолитных железобетонных конструкций при двухосном напряженном состоянии, а для их расчета используются зависимости, полученные на основе положений соответствующего расчета при одноосном напряженном, состоянии. Применение вышеуказанных зависимостей для расчета и конструирования сборно-монолитных железобетонных конструкций зданий и сооружений не всегда допустимо, в связи с неадекватностью и несоответствием, в ряде случаев, получаемых результатов по П-й группе предельных состояний.
В связи с этим представляется, что развитие исследований, разработка методов расчета трещиностойкости сборно-монолитных конструкций зданий и сооружений при кратковременном и длительном действии нагрузки с использованием деформационной модели, как на стадии проектирования, так, и при реконструкции и усилении, а также оценка ресурса их конструктивной безопасности является самостоятельным научным направлением, имеющим важное теоретическое и практическое значение.
Целью настоящих исследований является развитие теоретических положений оценки трещиностойкости сборно-монолитных железобетонных конструкций, методов, их. расчета по образованию и ширине раскрытия трещин от силовых и деформационных воздействий, их использование при' реконструкции, усилении и восстановлении с применением деформационной модели при кратковременном и длительном действии нагрузки и оценки ресурса их конструктивной безопасности.
Реализация результатов работы направлена на решение научной и
практической Проблемы проектирования гДприп-мги^лдиТнкпг
і РОС НАЦИОНАЛЬНАЯ і
І БИБЛИОТЕКА |
I СПтрбдо л, {
' 09 *#*/!
железобетонных конструкций зданий и сооружений с позиции их трещиностойкости.
Автор защищает:
расчетные предпосылки и метод нелинейного расчета трещиностойкости сборно-монолитных конструкций с использованием деформационной физической модели при сложном напряженном состоянии при кратковременном и длительном действии нагрузки;
экспериментально обоснованный деформационный критерий образования трещин с использованием полной диаграммы бетона «as»;
нормируемые параметры предельной растяжимости тяжелого бетона в широком диапазоне изменения прочности бетона;
физически обоснованный метод учета работы растянутого бетона между трещинами при кратковременном и длительном действии нагрузки;
обобщенные интегральные параметры деформирования, используемые при расчете трещиностойкости сборно-монолитных конструкций при двухосном напряженном состоянии;
результаты численных экспериментов и практических методов расчета по образованию и ширине раскрытия трещин с учетом усадки, ползучести и возраста бетонов к моменту загружения;
результаты экспериментальных исследований трещиностойкости сборно-монолитных конструкций от силовых и деформационных воздействий; - методику оценки ресурса конструктивной безопасности сборно-монолитных конструкций по трещиностойкости;
рекомендации и практические способы расчета трещиностойкости сборно-монолитных конструкций при реконструкции, усилении и восстановлении;
алгоритмы расчета трещиностойкости сборно-монолитных конструкций при кратковременном и длительном действии нагрузки. Научную шпиону работы составляют:
1. Методы расчета по образованию нормальных и наклонных трещин в сборно-монолитных железобетонных конструкциях при одноосном и двухосном напряженном состояниях от силовых и деформационных воздействий, с учетом совместного действия нагрузок, факторов физической и конструктивной нелинейности, наследственности, включающие следующие новые положения:
экспериментально обоснованный деформационный критерий образования трещин с использованием полной диаграммы бетона на растяжение <«у-е» и решение задачи трещиностойкости для различных вариантов напряженно-деформированного состояния конструкций;
метод интегральных оценок нелинейных и неравновесных свойств деформирования железобетона с применением интегрального модуля деформаций, зависящего от уровня напряженного состояния и отражающего принятое реологическое уравнение материала;
методику расчета величины предельной растяжимости бетона, учитывающей наличие ниспадающей ветви диаграммы при растяжении «с-є», характер и уровень напряженно-деформированного состояния при кратковременном и длительном действии нагрузки;
нормируемые параметры предельной растяжимости тяжелого бетона.
2. Методы расчета ширины раскрытия нормальных и наклонных
трещин в сборно-монолитных конструкциях при одноосном и
двухосном напряженном состоянии с учетом влияния предыстории
нагружений, накопления повреждений, изменения прочностных и
деформационных характеристик бетонов и арматуры, расчетных схем
при кратковременном и длительном действии нагрузки, включающие
следующие новые положения:
физическую модель процесса трещинообразования, в соответствии с которой ширина раскрытия трещин рассматривается как результат суммирования продольных и поперечных смещений арматуры в бетоне;
предложения по учету работы растянутого бетона между трещинами при одноосном и двухосном напряженном состоянии в зависимости от характера, уровня и длительности нагружения;
предложения по расчету расстояний между трещинами с учетом нелинейности деформирования.
-
Экспериментальные данные об особенностях и характере образования и раскрытия трещин в сборно-монолитных и сборных железобетонных конструкциях, интегральных параметрах деформирования от силовых и деформационных воздействий.
-
Предложенные характеристики конструктивной безопасности сборно-монолитных конструкций по трещиностойкости с учетом влияния предыстории нагружения, накопления силовых и коррозионных повреждении, конструктивной нелинейности; рекомендации по повышению ресурса конструктивной безопасности, как на этапе проектирования, так и при выборе технических решений по усилению и восстановлению конструкций.
-
Результаты многовариантных численных исследований трещиностойкости сборно-монолитных конструкций при кратковременном и длительном действии нагрузки.
-
Алгоритмы расчета трещиностойкости сборно-монолитных конструкций с учетом физической нелинейности и длительных процессов, протекающих в бетонах.
Достоверность и обоснованность положений и выводов
подтверждается согласованностью с основными законами и положениями теории железобетона, результатами выполненных экспериментальных и численных исследований и эксплуатационной пригодностью запроектированных, усиленных и восстановленных сборно-монолитных конструкций зданий в соответствии с предложениями данной работы.
Практическое точение работы заключается в решении научной проблемы разработки теоретических основ и положений теории трещиностойкости сборно-монолитных железобетонных конструкций при одноосном и двухосном напряженном состоянии от силовых и деформационных воздействий, их использовании при реконструкции, восстановлении или усилении зданий и сооружений и оценке ресурса их конструктивной безопасности, совокупность которых можно квалифицировать как новое достижение в развитии теории железобетона.
Реализация работы. Использование результатов работы в практике проектирования позволяет выполнять конструктивный расчет сборно-монолитных конструкций зданий и сооружений адекватно напряженному состоянию, со значительным сокращением, в ряде случаев, расхода материалов, с обеспечением необходимой надежности и безопасной эксплуатации. Результаты проведенных исследований использованы при разработке проекта новой редакции главы СНиП "Бетонные и железобетонные конструкции. Нормы проектирования", в части усовершенствования методики расчета ширины раскрытия наклонных трещин (1983 г.); включены в «Методические рекомендации по определению ширины раскрытия трещин в железобетонных элементах» НИИСК Госстроя СССР, Киев, 1982 г. и в справочном пособии "Проектирование железобетонных конструкций", Киев, 1990 г., применительно к расчету ширины раскрытия наклонных трещин.
Результаты настоящих исследований применены при выполнении отдельных проектов ОАО «Белгородгражданпроект», ОАО Проектный институт "ЦЕНТРОГИПРОРУДА" (г. Белгород); внедрены в новом строительстве и реконструкции объектов различного функционального назначения в г. Белгороде и Белгородской области: при реконструкции здания фабрики мороженого ОАО «Белгородский хладокомбинат»; при проектировании 328-квартирного многоэтажного жилого дома; при выполнении проекта реконструкции 80-квартирного жилого дома в п. Разумное; административного здания ООО «КИТ-ЛАБОРАТОРИЯ» и др., а также внедрены в учебный процесс Белгородской государственной технологической академии строительных материалов, Курского государственного технического университета. Предложенные в работе методы расчета получили применение в программах общего и
специального курсов железобетонных конструкций, используются в научно-исследовательской работе студентов.
Апробация работы. Материалы диссертации доложены и опубликованы в трудах следующих конгрессов и конференций: V научно-технической конференции Белгородского технологического института строительных материалов(1981 г.), IV научно-технической конференции молодых ученых НИИСК Госстроя СССР (Киев, 1981 г.), научно-технической конференции Курского политехнического института (1982 г.), VI научно-технической конференции БТИСМ (Белгород, 1984), научно-технической конференции «Нелинейные методы расчета железобетонных пространственных конструкций» (Белгород, 1986 г.), 3-х Всесоюзных конференций (Белгород, 1987, 1989, 1991 г.) и 5-й Международных конференций (Белгород, 1993,1995, 1997, 2000, 2002 г.), посвященных вопросам теории и практики производства строительных материалов, улучшения их качества, совершенствования технологии, расчета и изготовления строительных конструкций; Международной научно-технической конференции «Численные методы решения задач строительной механики, теории упругости и пластичности (Волгоград, 1990 г.)»; Всесоюзного симпозиума по механике разрушения (Житомир, 1990 г.); Международных научно-практических конференций молодых ученых, аспирантов и докторантов (Белгород, 1999, 2001 г.); Ш Международной научно-практической конференции «Проблемы строительства, инженерного обеспечения и экологии городов» (Пенза, 2001 г.); седьмых академических чтений РААСН «Современные проблемы строительного материаловедения» (Белгород, 2001г.); научно-практической конференции молодых ученых, аспирантов и докторантов (Санкт-Петербург, СПГАСУ, 2001г.); конференции творческой молодежи «Новые идеи развития бетона и железобетонных конструкций» (Москва, НИИЖБ Госстроя СССР, 2002 г.).
Работа выполнена в Белгородской государственной технологической академии строительных материалов и осуществлялась по ряду научно-исследовательских работ Госстроя СССР, Министерства общего и профессионального образования РФ, международной научно-технической программы Госкомвуза «Архитектура и строительство».
Экспериментальные исследования сборно-монолитных и сборных железобетонных конструкций проводились в НИИСК (г. Киев).
Основные положения диссертации опубликованы в 53 научных работах.
Структура и объем работы. Диссертация состоит из введения, шести глав, заключения, списка литературы из 367 наименований и приложений. Работа содержит 467 страниц машинописного текста, в том числе 136 рисунков, 70 таблиц.
Расчетные схемы и методы расчета стержневых и плоскостных сборно-монолитных конструкций по образованию трещин
Для моделирования деформирования сборно-монолитных железобетонных конструкций с трещинами разработан ряд физических моделей железобетона.
Для стержневых конструкций широкое распространение получила модель В. И. Мурашева [189], в соответствии с которой сечение железобетонного элемента включает бетон сжатой зоны и растянутую арматуру, разделенные трещиной с применением усредненных деформаций арматуры и бетона на участках между трещинами.
Дальнейшее развитие модели нашло отражение в работах В.Н. Байкова [7, 8], В.М. Бондаренко [30-34, 37, 38], П.И. Васильева [48], П.Ф. Вахненко [49], А.А. Гвоздева [56-61, 226], А.С. Залесова [101, 104], СМ. Крылова [61], Л.Р. Маиляна [173], Я.М. Немировского [193] и др. Указанная модель положена в основу действующих нормативных документов.
Расчетные зависимости с применением данной модели отличаются достаточной простотой и небольшим объемом вычислений. Механические свойства бетонов определяются расчетными сопротивлениями бетонов на сжатие и растяжение, модулем упругости.
В свете разработок прикладной теории расчета железобетонных конструкций представляет интерес модель деформирования железобетона, предложенная А.В. Голышевым, В.Я. Бачинским [16, 74, 75] . Согласно предложенной модели, бетон рассматривается как упруго-вязко-пластический материал, при этом в качестве расчетного принимается усредненное сечение. Введение коэффициента \/р, учитывающего влияние трещинообразования в растянутом бетоне, позволяет устранить разрывность функции жесткости при трещинообразовании. Предложенный подход позволяет оценить напряженно-деформированное состояние для стержневых конструкций. Использование предложенной модели для конструкций, находящихся в условиях двухосного напряженно-деформированного состояния достаточно актуально и интересно.
Большой вклад в развитие нелинейной теории железобетона внес В.М. Бондаренко [30-34, 39]. Автор отмечает, что полные деформации определяются как сумма частных: мгновенных и запаздывающих. При этом отличительной особенностью силового сопротивления железобетона, составляющих его компонент и их совместного функционирования, помимо анизотропии и необратимости, является режимно-наследственная специфика нелинейного неравновесного деформирования. При этом для построения уравнений механического состояния учитываются: нелинейность функциональных связей между напряжениями и деформациями; возрастная и деструкционная изменчивость механических свойств; неравновесность деформирования материалов; частичная необратимость деформаций; малость и сложение относительных и абсолютных полных деформаций; инвариантность силовых и несиловых деформаций с выделением мгновенных и запаздывающих частных компонентов; наследственность и суперпозиция деформаций ползучести. Для нелинейного деформирования материалов при неоднородном напряженном состоянии возникают определенные математические осложнения, связанные с использованием систем нелинейных дифференциальных и интегрально-дифференциальных уравнений. В связи с этим перспективно, по мнению В.М. Бондаренко, развивать интегральные методы теории железобетона, включая предложенный им интегральный модуль деформаций, определяемый с учетом уровня и длительности загружения, деформативных и прочностных характеристик материалов и пр. В целом, с помощью метода интегральных оценок нелинейные режимно-наследственные задачи силового сопротивления железобетона приводятся к решению систем линейных уравнений с переменными коэффициентами. Этим методом решены многие задачи нелинейной теории железобетона. В соответствии с моделью интегрального модуля деформаций пластины или стержень разбиваются по высоте на отдельные слои, с однородным напряженным состоянием в пределах каждого слоя с последующим определением деформаций слоя как отношение соответствующих напряжений к единому интегральному модулю деформаций. В связи с изменением напряженного состояния по длине, происходит изменение и интегрального модуля деформаций как функции координат. Определение жесткости сечений производят относительно физических осей [34], при этом вследствие проявления ползучести, образования трещин необходимо производить учет положения центра тяжести приведенных поперечных сечений пластин и поверхности проходящей через них [38]. Учитывая инвариантность модели интегрального модуля деформаций по отношению к определению жесткостей, ее применение не связано с подобными ограничениями. Использование физических моделей и мотивированное применение исходных гипотез и инвариантов, используемых совместно с корректно поставленными экспериментами, могут привести теоретическое .изучение проблемы к достоверному результату [32].
Другой распространенный подход для моделирования нелинейной работы бетона состоит в том, что он рассматривается как упруго-пластический материал. Наиболее известной отечественной моделью расчета здесь является теория пластичности бетона и железобетона Г.А. Гениева, В.П. Киссюка, Г.А. Тюпина [62]. Авторами разработаны методы определения предельной несущей способности массивных и плоских конструкций, находящихся в условиях сложного напряженного состояния. Рассмотрена деформационная теория пластичности бетона и железобетона для расчета железобетонных конструкций в стадии эксплуатационных нагрузок. Предложенная упруго-пластическая модель железобетона с трещинами включает следующие предпосылки: железобетон с трещинами - это трансверсально-изотропный материал с плоскостью изотропии, параллельной плоскости трещины; размеры тела достаточно велики по сравнению с расстоянием между арматурными стержнями, что позволяет задать коэффициент армирования в виде гладких непрерывных функций координат; арматура воспринимает только нормальные напряжения; используется условие совместности деформаций арматуры и бетона на уровне контакта, полные напряжения определяются суммированием напряжений в арматуре и бетоне; трещина образуется вдоль площадок, где главные растягивающие напряжения превысили предел прочности.
Экспериментальные исследования сборно-монолитных перекрытий
Определение предельной растяжимости бетона на основании вышеперечисленных зависимостей приводит как к существенному разбросу получаемых значений, так и отсутствию методологического единства к оценке и влиянию различных факторов на величину ЄЬіи .
Вступает в противоречие с опытами расчет величины предельной растяжимости бетона при использовании полной диаграммы бетона «а-є» на растяжение. Очевидно, что причинами такого положения, как отмечается в работе А.В. Саталкина, А.П. Смирнова [243], Ю.К. Коллегова [127] является расхождение различных авторов в оценке предельной растяжимости бетона, отсутствие единой методики ее оценки. По мнению авторов за предельную растяжимость армирования бетона следует принимать деформации, соответствующие предельному сопротивлению бетона. Применяемая оценка предельной растяжимости по появлению видимых трещин является основной причиной значительных разногласий в определении этой величины.
Впервые опытную величину предельной растяжимости бетона на основании экспериментальных исследований определил в 1899 г. Консидер [352]. Согласно его исследований растяжимость армированного бетона в 10-20 раз больше, чем неармированного.
Результаты опыта Консидера нашли подтверждение в экспериментах Шюле, в которых величина предельной растяжимости армированного бетона составила (100-(38) 10"5). Менаже и Марсье в 1908 г. на основании проведенных экспериментов получили 7,/и =90 10"5. Аналогичные результаты были получены в 1939 г. Лоссье [345]. В Советском Союзе повышенную растяжимость армированного бетона получили Н.Н. Гениев в 1931 г. и И.Г. Иванов-Дятлов [109] в 1936 г. Она была соответственно в 6,2 раза и 2-Зраза больше, чем у неармированного бетона. Подобные данные были получены тем же В.К. Балавадзе [13, 14], А.К. Лукшей [170], Я.Г. Сунгатуллиным [301].
В работах А.Э. Лолейта, В.В. Михайлова, Г.Д. Цискрели и др. утверждалось, что армирование может значительно повысить предельную растяжимость, в виду того, что бетон является неоднородным материалом и при осевом растяжении в сечении бетонного элемента наблюдается неравномерное распределение напряжений. В районе пор и пустот происходит концентрация напряжений, которая вызывает там более интенсивную деформацию растяжения. Применение армирования смягчает вредные последствия концентрации напряжения и способствует равномерному распределению деформаций растяжения по сечению, как бы делает бетон более однородным. В работе В.Г. Крейтина [145] отмечается увеличение предельной растяжимости армированного бетона по сравнению с неармированным, так для последнего ьш =(9,55-9,8) 10"5, а для армированного бетона с повышением процента армирования с 0,82 до 1,96% Sbtu увеличивается с 12,25 10"5 до 17,4 10 5.
Однако работы Консидера были в 1907 г. опровергнуты Бахом [347] и Пробстом [363], Клейнлогелем в 1909 г. [358], Мершем в 1927г. [361]. По мнению авторов этих работ величина предельной растяжимости армированного бетона находится в пределах (7,7-30) 10"5 и не зависит от наличия арматуры.
В СССР аналогичные результаты были получены М.С. Боришанским . На основании проведенных опытов была установлена величина предельной растяжимости армированного и неармированного бетонов, равная 10 10"5.
В работе Г.К. Хайдукова, В.Д. Малявского [313] отмечается, что опубликованные данные о повышении предельной растяжимости бетона при чистом армировании ткаными сетками по видимому является результатом различно поставленных наблюдений и неточности понятий. Например, в некоторых работах за момент образования трещин принимают момент появления видимых трещин, т.е. трещин с шириной раскрытия 0,05 мм, увеличивая тем самым предельную растяжимость в несколько, а то и в десятки раз. На основании проведенных экспериментальных исследований делается вывод о том, что предельная растяжимость бетона в армированных элементах, армированных ткаными сетками, независимо от их количества и расположения составляет (10-15) 10"5 и следовательно не отличается от таковой для неармированного бетона.
Аналогичной позиции придерживаются З.Н. Цилосани, М.Д. Нижарадзе, Г.А. Далакишвили [317, 318]. В соответствии с выполненными исследованиями величина предельной растяжимости армированного и неармированного бетонов составляет (12 ±2)-ИГ5. Такого же мнения придерживаются Н.В. Боровский, СИ. Ногин [42], а также А.В. Саталкин, А.П. Смирнов [243], согласно которого предельная растяжимость армоцемента не зависит от армирования и составляет в среднем 20 10"5 , хотя применение арматурных сеток способствует более равномерному распределению напряжений по сечению элемента, тем самым компенсирует дефектность структуры.
В работе P.O. Красновского, Г.Я. Почтовика [141]анализируется величина предельной деформативности армированного бетона. Выполненные экспериментальные исследования показали, что при достижении в растянутых армированных элементах напряжений, близких к пределу прочности неармированного бетона, бетон этих элементов выключается из работы на осевое растяжение, а проявление им при дисперсном армировании значительной кажущейся растяжимости, объясняется раскрытием микротрещин порядка 0,03-0,07 мм.
Деформирование бетона и арматуры в растянутой зоне элементов конструкций, работающих с трещинами, особенности определения коэффициента s
Во время испытаний балок без смещения опор нагружение проводилось ступенями, равными 0,05 теоретической разрушающей нагрузки; для балок, испы-тывавшихся со смещением опор, первые пять ступеней контролировались перемещением крайней опоры, величина которой задавалась последовательно равной 0,25; 0,5; 0,75; 0,875 и 1 от максимально планируемого смещения. Дальнейшее нагружение осуществлялось аналогично испытаниям без смещения опор.
Для оценки напряженного состояния балок, возникающего еще до начала испытаний предусматривалось наблюдение за деформациями усадки бетона балок. С этой целью механические приборы для измерения продольных деформаций устанавливались сразу после окончания влажностного хранения. Параллельно велось наблюдение и за свободной усадкой стандартных образцов — бетонных призм.
В процессе испытаний контролировались нагрузки, передаваемые на балку, величина смещения опоры, деформации бетона и арматуры, момент образования трещин, прогибы балки. Схема расстановки приборов показана на рис. 2.5.
Кроме того, на каждом этапе нагружения, вплоть до уровня нагружения, равного 0,8 разрушающей нагрузки, с помощью микроскопа МПБ-2 измерялась ширина раскрытия нормальных и наклонных трещин.
Нагрузки, передаваемые на балку, определялись как сумма реакций всех ее опор. Величины реакций определялись с помощью двух кольцевых динамометров (под крайними опорами) и тензометрического стакана (под средней опорой). Кольцевые динамометры тарировались образцовым динамометром Смещение опоры определялось, как среднее между показаниями двух прогибо-меров, расположенных по одному с каждой стороны балки.
Продольные деформации бетона измерялись индикаторами часового типа с ценой деления 0,001 мм в сжатой зоне и 0,002 мм — в растянутой при базе измерения 200 мм с двух противоположных сторон балок. Для измерения продольных деформаций сжатого и растянутого бетона использовались также тен-зорезисторы с базой 50 мм. Деформации продольной растянутой арматуры измерялись тензорезисторами с базой 20 мм. Схема их наклейки показана на рис. 2.6.
При этом, как видно из рис. 2.6 и рис. 2.7, часть тензорезисторов попала в зону передачи усилий на балку, что могло привести к искажению их показаний. С целью устранения влияния обжатия тензорезисторов в направлении, перпендикулярном рабочему, их накрывали профилями из жести (рис. 2.7). 4 200 200 200 4 4 1050 _ ...J, 950 A 950 I 1050
Прогибы балок измерялись прогибомерами Аистова с ценой деления 0,01мм, закрепленными на специальных рамках, шарнирно связанных с опорами балки. Для определения прочностных и деформативных характеристик бетонов были предусмотрены вспомогательные образцы — кубы и призмы [82, 196]. Прочностные и деформативные характеристики арматурной стали, определялись на стандартных образцах ГОСТ 24452-80, ГОСТ 24544-80 [83]. Значения указанных характеристик для бетонов опытных составов приведены в табл. 2.2.
Схема узла передачи усилия на балку: 1 — железобетонная балка; 2 — тензодатчики; 3 — профиль из жести; 4 — изоляционная лента; 5 — цементно-песчаный раствор состава 1:3; 6 —металлическая прокладка размером 100x100, 5=20 мм Результаты стандартных испытаний арматуры приведены в таблице 2.3, графики «напряжения — деформации», построенные по данным этих испытаний -нарис. 2.8.
С целью получения диаграмм сжатия бетонов опытных составов, были проведены испытания бетонных призм по методике изложенной в [18]. По результатам этих испытаний были построены полные диаграммы "ств — єв" (рис. 2.9). Причем, как и ожидалось, полученные в процессе испытаний данные по Re и Ев практически совпадали с соответствующими данными стандартных образцов.
Для экспериментального обоснования качественных и количественных характеристик деформирования арматурного стержня в бетонной матрице при пересечении его трещиной, а так же модуля взаимного смещения арматуры и бетона, закона сцепления арматуры с бетоном на рис. П.1.1-П.1.33; П. 1.34-П.1.45 (см. Приложение 1) приведены деформации арматуры и бетона, относительные взаимные смещения арматуры и бетона.
Схемы образования и развития трещин в пролетах и на опоре приведены на рис.П.1.46- П. 1.56; П. 1.57- П. 1.67 (Приложение 1). Таблица 2.3 Прочностные и деформативные характеристики арматуры ю 20 Ss 1C Рис. 2.8. Диаграммы растяжения арматурной стали Рис. 2.9. Диаграмма сжатия бетона: а — класс #45; б — класс 525; в — класс J535
Момент образования трещин определялся по деформациям, при которых наблюдался скачок в показаниях индикаторов и тензорезисторов, наклеенных на нижние и верхние грани балок. При этом, согласно произведенным замерам, скачку в показаниях тензорезисторов соответствовали трещины с шириной раскрытия порядка 0,01-0,02 мм.
Опытные данные деформаций бетона и арматуры при растяжении в момент образования трещин, приведены в табл. 2.4 и 2.5.
В табл. 2.6 - 2.7 приведены опытные значения ширины раскрытия нормальных трещин в местах пересечения их с продольной арматурой, деформации в арматуре и расстояний между трещинами.
Определение ширины раскрытия нормальных трещин в сборно-монолитных конструкциях
Схемы образования и развития трещин в зоне действия главных растягивающих напряжений приведен на рис. II. 1 11.15 (Приложение 2). Анализируя указанные схемы можно отметить, что первые наклонные трещины во всех балках, не зависимо от содержания поперечной арматуры, ее вида, пролета среза и величин предварительного обжатия, появились вблизи нейтральной оси, и при увеличении нагрузки распространялись в направлении "опора-сила".
Опытные величины поперечной силы, соответствующие образованию наклонных трещин при загружении сосредоточенной нагрузкой, приведены в табл. 2.22, при загружении равномерно распределенной и смешанной нагрузками — в табл. 2.23.
При дальнейшем увеличении нагрузки происходило развитие наклонных трещин, как по длине, так и по величине раскрытия, и образование нормальных трещин на участках совместного действия изгибающего момента и поперечной силы, с последующим отклонением, по мере их развития, в сторону нарастания изгибающего момента.
В зависимости от величин пролета среза менялся угол наклона трещин. Причем с увеличением пролета среза угол наклона уменьшался. Так, в балках с поперечной арматурой в виде вертикальных стержней для пролетов среза 1,3/z0 2/z0 , 3/z0 и 4/z0 он составлял, соответственно, 45, 41, 35 и 31. В преднапряженных балках величина угла наклона (при прочих равных условиях) была меньше, чем в обычных, и составляла, соответственно, 36, 31, 24 и 22. В балках с поперечной арматурой в виде наклонных стержней угол наклона трещин был (при прочих равных условиях) меньше, чем в образцах, армированных вертикальными стержнями, на 25...30 %.
Сопоставляя поведение отдельных балок, можно было отметить, что предварительное напряжение повышает усилие образования наклонных трещин. В балках, испытанных при величине пролета среза a 2ho, наклонные трещины появлялись при более высоких значениях поперечных сил, чем в балках, испытывавшихся с большей величиной пролета среза, что объясняется
В табл. II. 1 приведены опытные величины ширины раскрытия наклонных трещин в местах пересечения их с поперечной арматурой в зависимости от напряжений в арматуре и отношения Q/Qpdav. Причем для ненапряженных балок в качестве эксплуатационной ограничивались нагрузкой, изменявшейся в пределах (0,4...0,6) от ?разр а Для предварительно напряженных — в пределах (0,6...0,8) от бразр (в данном случае несущая способность конструкции считалась исчерпанной, если деформации бетона в сечении 1-І над наклонной трещиной по направлению главных сжимающих напряжений достигали предельных значений). Нумерация стержней (колонки 2 и 6) осуществлялась в направлении от силы к опоре в соответствии с рис. 11.16...11.43.
Из таблицы видно, что в балках, армированных наклонными стержнями, трещины имеют меньшую величину раскрытия, чем при вертикальных стержнях. Различие условий работы вертикальных и наклонных стержней объясняется влиянием такого определяющего фактора, как ориентация их относительно направления главных растягивающих напряжений. Наилучшие условия складываются при работе поперечной арматуры на осевое растяжение, имеющее место при расположении ее в направлении, близком к направлению главных растягивающих напряжений. В противном случае в поперечной арматуре, кроме растяжения, возникает и изгиб, способствующий увеличению раскрытия наклонных трещин.
Таким образом, с точки зрения ограничения ширины раскрытия наклонных трещин, использование в качестве поперечной арматуры наклонных стержней более эффективно, чем вертикальных.
Сказанное выше подтверждается и результатами экспериментально-теоретических исследований, изложенных в работах [40, 50, 51, 55, 190].
На рис. 2.28...2.31 приведены зависимости опытных значений ширины раскрытия трещин от напряжений в поперечной арматуре в сечениях с трещинами. Из анализа этих рисунков следует, что ширина раскрытия наклонных трещин практически пропорциональна напряжениям в поперечной арматуре.
Аналогичная картина характерна и для нормальных трещин, величина которых также практически пропорциональна напряжениям в продольной арматуре. Полученные в процессе рассматриваемых в этой работе экспериментальных исследований опытные данные по деформациям поперечной арматуры, в реальном диапазоне изменения эксплуатационных нагрузок, по каждому образцу в отдельности приведены на рис. II. 16...11.43, а усредненные данные по напряжениям — на рис. 2.32.. .2.34.