Содержание к диссертации
Введение
1. Состояние вопроса и задачи исследования 12
1.1. Этапы развития стержневой арматуры для ненапрягаемого железобетона 12
1.2. Свойства стержневой термомеханически упрочнённой арматуры класса А500С 14
1.3. Сцепление и анкеровка ненапрягаемой арматуры 17
1.3.1. Технологические факторы 19
1.3.2. Конструктивные факторы 25
1.3.3. Опыты по определению длины нахлёстки арматуры периодического профиля 29
1.3.4. Варианты построения теории сцепления арматуры с бетоном 30
1.3.5. Требования отечественных и зарубежных норм к анкеровке и соединениям внахлёстку без сварки 32
Выводы по главе 1 и задачи работы 34
2. Свойства горячекатаной арматуры класса А500С 36
2.1. Химический состав и технология изготовления горячекатаной арматуры класса А500С 36
2.2. Механические свойства горячекатаной арматуры класса А500С 39
2.3. Прочность сварных соединений 47
2.4. Параметры периодического профиля 48
Выводы по главе 2 50
3. Упрочнение вытяжкой горячекатаной стержневой арматуры класса А500С из стали марки 20ГСФ 52
3.1. Постановка задачи 52
3.2. Методика выполнения работы 53
3.3. Результаты испытаний и их анализ 55
Выводы по главе
4. Прочность, деформативность и трещиностойкость железобетонных изгибаемых элементов, армированных стержнями горячекатаной арматуры класса А500С, соединёнными внахлёстку без сварки 67
4.1. Постановка задачи 67
4.2. Характеристика опытных образцов и технология их изготовления 68
4.3. Методика испытания опытных образцов 80
4.4. Прочность железобетонных изгибаемых элементов, армированных стержнями горячекатаной арматуры класса А500С, соединёнными внахлёстку без сварки 89
4.4.1. Результаты испытаний 89
4.4.2. Анализ влияния исследуемых факторов на прочность изгибаемых элементов 91
4.4.2.1. Длина нахлёстки при отсутствии в её пределах поперечной арматуры 91
4.4.2.2. Длина нахлёстки при наличии в её пределах поперечной арматуры (огибающих хомутов) 92
4.4.2.3. Объёмный коэффициент армирования в пределах длины нахлёстки 94
4.4.2.4. Вид периодического профиля арматуры 95
4.4.2.5. Прочность бетона 96
Выводы по разделу 4.4 97
4.5. Трещиностойкость железобетонных изгибаемых элементов, армированных стержнями горячекатаной арматуры класса А500С, соединёнными внахлёстку без сварки 98
4.5.1. Образование трещин 98
4.5.1.1. Результаты испытаний 98
4.5.1.2. Анализ влияния исследуемых факторов на момент образования трещин 101
4.5.1.2.1. Длина нахлёстки при отсутствии в её пределах поперечной арматуры 101
4.5.1.2.2. Длина нахлёстки при наличии в её пределах поперечной арматуры (огибающих хомутов) 103
4 4.5.1.2.3. Объёмный коэффициент армирования в пределах длины нахлёстки 104
4.5.1.2.4. Вид периодического профиля арматуры 105
4.5.1.2.5. Прочность бетона 106
4.5.2. Ширина раскрытия трещин и расстояние между ними 107
4.5.2.1. Анализ влияния исследуемых факторов на ширину раскрытия трещин и расстояние между ними 107
4.5.2.1.1. Длина нахлёстки при отсутствии в её пределах поперечной арматуры 107
4.5.2.1.2. Длина нахлёстки при наличии в её пределах поперечной арматуры (огибающих хомутов) 109
4.5.2.1.3. Объёмный коэффициент армирования в пределах длины нахлёстки 111
4.5.2.1.4. Вид периодического профиля арматуры .114
4.5.2.1.5. Прочность бетона 116
Выводы по разделу 4.5 119
4.6. Деформативность железобетонных изгибаемых элементов, армированных стержнями горячекатаной арматуры класса А500С, соединёнными внахлёстку без сварки 121
4.6.1. Анализ влияния исследуемых факторов на прогибы изгибаемых элементов 121
4.6.1.1. Длина нахлёстки при отсутствии в её пределах поперечной арматуры 121
4.6.1.2. Длина нахлёстки при наличии в её пределах поперечной арматуры (огибающих хомутов) 123
4.6.1.3. Объёмный коэффициент армирования в пределах длины нахлёстки 125
4.6.1.4. Вид периодического профиля арматуры 126
4.6.1.5. Прочность бетона 127
Выводы по разделу 4.6 129
5 4.7. Сравнение длины нахлёстки, полученной из опыта, с расчётной длиной нахлёстки, получаемой по нормам разных стран 130
4.8. Сравнение минимально необходимого количества поперечной арматуры в зоне стыка, полученного из опыта, с минимально необходимым количеством поперечной арматуры, требуемым нормами разных стран 132
Выводы по главе 4 135
5. Предложения по определению длины зоны анкеровки и длины нахлёстки арматуры периодического профиля 137
Выводы по главе 5 151
Общие выводы по работе 154
Литература
- Сцепление и анкеровка ненапрягаемой арматуры
- Механические свойства горячекатаной арматуры класса А500С
- Результаты испытаний и их анализ
- Длина нахлёстки при отсутствии в её пределах поперечной арматуры
Сцепление и анкеровка ненапрягаемой арматуры
Арматура класса А500С имеет серповидный периодический профиль. Исследования, проведённые как в нашей стране, так и за рубежом показали, что серповидный профиль даёт повышение механических свойств арматуры по сравнению с кольцевым по ГОСТ 5781 [2, 12, 72, 100, 120].
Так опыты, проведённые в Болгарии на горячекатаной стали марок 35ГС и Ст5 [120] показали, что при переходе с профиля по БДС 4758-62, который полностью соответствует профилю по ГОСТ 5781, на серповидный периодический профиль временное сопротивление ав и предел текучести dr стали увеличились соответственно от 3,43 до 12,5% и от 4,4 до 13,3%, при среднем их увеличении -15 на 5,4 и 7,12% за счёт ликвидации концентраторов напряжения и уменьшения угла поперечных рёбер. Аналогичные данные были получены и отечественными исследователями [2, 12, 72]. Исследования УралНИИстромпроекта [2] первыми в нашей стране показали эффективность серповидного периодического профиля. В работе [100] теоретически обоснованы основные источники концентраторов напряжений и доказана возможность значительного повышения предела выносливости и механических свойств арматурного стержня при переходе на серповидный профиль. Изменение предела выносливости арматуры в зависимости от вида её периодического профиля отмечается также в работах [2, 23, 47, 66, 70, 72].
Изучение влияния геометрических размеров серповидного профиля на механические свойства арматурной стали и её совместную работу с бетоном проводилось НИИЖБ совместно с комбинатом «Криворожсталь» [12, 111]. Испытывалась арматура класса АтЮОО (Ат-VI) ИЗ стали марки 20ГС диаметром 16 мм с восемью вариантами периодического профиля арматуры, в том числе шесть вариантов серповидного профиля с высотой поперечных рёбер h от 0,0688ds до 0,1063ds (1,1 - 1,7 мм), шагом поперечных рёбер t от 0,54ds до l,54ds (8,4 - 24,7 мм) и углом их наклона к продольной оси (3 от 32,6 до 61, а также гладкий круглый и кольцевой профиль по ГОСТ 5781 с геометрическими размерами на уровне средних значений h=0,091ds (1,45 мм) и t=0,525ds (8,4 мм). В результате испытаний было установлено, что наибольшее влияние на прочность арматуры оказывает угол наклона поперечных рёбер и их шаг. Наибольшие прочностные свойства и относительное удлинение отмечено у стержней с серповидным профилем, характеризуемым h=0,067-0,088ds (1,1-1,4 мм), t=0,75-l,50ds (12-24 мм) и углом наклона поперечных рёбер (3=32,6-39,1.
Комплексные исследования механических свойств и свариваемости ТМУ арматуры из сталей марок СтЗпс, СтЗсп и СтЗГпс производства Западно-Сибирского металлургического комбината (ЗСМК) и Белорусского металлургического завода были проведены НИИЖБ в 1994-1998 годах [56].
Было установлено, что диаграмма растяжения ТМУ арматуры класса А500С в состоянии поставки имеет значительную (до 1,0-2,5%) площадку текучести, что характерно для стержней диаметром 10-14 мм относительно низкой прочности. С увеличением диаметра и повышением механических свойств площадка текучести уменьшается до нуля, и сталь характеризуется условным пределом текучести а0,2. За счет высоких пределов упругости и текучести, а также большой пластичности диаграмма растяжения этой стали не имеет значительной зоны упрочнения и на участке от а0,2 (ат) до ав почти прямолинейна.
Угол изгиба арматурного стержня при диаметре оправки C=3ds во всех случаях был более 180. Макроструктура сечения стержней характеризуется четко выраженным поверхностно отпущенным слоем толщиной от 0,12 до 0,2ds. . ТМУ арматурная сталь класса А500С характеризуется высоким пределом упругости. Значения величин Со,о2 составляют 0,95ат. Относительное удлинение 65 равно в среднем 22,1%, а равномерное относительное удлинение вне места разрыва 5Р=8,0%.
Оценку хладостойкости [86] производили путём ис пытаний на ударный изгиб стандартных образцов с острым надрезом типа «ЦНИПС». Результаты испытаний образцов «ЦНИПС» показали, что при температуре -20С ТМУ сталь класса А500С имеет примерно одинаковую работу разрушения с горячекатаной сталью класса А240. При температурах от -20С до -60С работа разрушения была практически одинакова и составляла в среднем 94,0 - 96,6 Дж, а при -70С - 63,3 Дж, что больше критерия разрушения, принятого в работе [86] равным 50 Дж.
Оценка качества сварных соединений производилась путём испытаний образцов по ГОСТ 14098-89, выполненных семью видами сварки. Крестообразные соединения испытывали на осевое растяжение, срез и изгиб; стыковые соединения только на растяжение.
Опыты показали, что ТМУ арматура класса А500С, изготовленная из стали марки СтЗсп, практически не разупрочняется при всех видах сварки, кроме ванной в медной форме. Арматура, изготовленная из стали СтЗпс, разупрочняется в большей степени, но при строгом выполнении требований технологии сварки сварные соединения имеют прочность выше требуемых 550 Н/мм2. Предпочтительнее ТМУ арматуру класса А500С изготавливать из стали СтЗГпс.
Испытания крестообразных соединений на срез и изгиб на 90 во всех случаях дали положительные результаты.
Испытания на выносливость ТМУ арматуры класса А500С из стали марок СтЗсп и СтЗпс с серповидным периодическим профилем показали, что при tfmax=0j76CTT и диапазоне Gmax-Gmin=200 Н/мм испытанные образцы выдержали 2-Ю6 циклов испытаний.
Под сцеплением арматуры с бетоном понимается непрерывная связь по поверхности контакта между арматурой и бетоном, обеспечивающая их совместную работу.
Сцепление арматуры с бетоном обусловлено [115, 143]: адгезией (склеиванием цементного геля с поверхностью стержня); трением, вызванным усадочным давлением на стержень; механическим зацеплением за бетон неровностей поверхности стержня.
В период схватывания и твердения бетона, происходящие химические и физические процессы приводят к возникновению на контактной поверхности капиллярных и молекулярных сил притяжения, происходит склеивание цементного геля с поверхностью арматуры [5]. Силы адгезии не играют решающей роли, потому что они нарушаются при сравнительно небольших напряжениях сцепления и величинах взаимного смещения стержня и бетона [70, 113,143].
Механические свойства горячекатаной арматуры класса А500С
Максимально возможный разброс величины 5Р составил ±3,9 %, а наименьшее возможное значение при упрочнении вытяжкой до контролируемого удлинения є=3 % - 4,9 %. На основании проведённого анализа можно придти к выводу о целесообразности принять в качестве контролируемой величины удлинения при упрочнении вытяжкой стержней из стали марки 20ГСФ є=3 %. Эта величина обеспечивает в большинстве случаев предел текучести упрочнённых образцов равный или больший 600 Н/мм2 при сохранении значительного запаса пластичности.
Рассмотрим влияние старения на свойства арматуры из стали марки 20ГСФ, упрочнённой вытяжкой. Как уже указывалось выше, испытания проводились через сутки после упрочнения, через 3 недели после упрочнения и после искусственного старения путём двухчасового пропаривания в закрытой камере.
Результаты испытаний показали, что предел текучести и временное сопротивление образцов арматурной стали марки 20ГСФ практически не изменяются со временем вылёживания и после искусственного старения (рис.3.3).
Относительное удлинение при разрыве образцов, подвергнутых после упрочнения вытяжкой искусственному старению, понижается. Статистическая обработка результатов испытаний образцов стали, подвергнутых искусственному старению, показывает, что изменение механических свойств после искусственного старения не зависит от режима упрочнения вытяжкой. Так величина 5Р образцов, подвергнутых искусственному старению, понижается на 1,5 % по средним данным. Поле результатов (X±3S) снижается также примерно на 1,5 % при любом контролируемом удлинении вытяжкой.
Анализ величин модуля упругости образцов стали марки 20ГСФ в состоянии поставки и после упрочнения вытяжкой показал, что у исходных образцов начальный (при js=200-300 Н/мм2) модуль упругости колеблется от 1,77-103 до 2,39-10" H/MMZ при средней его величине 2,15-10 Н/мм , а у образцов, упрочнённых вытяжкой, начальный модуль упругости Es находится в пределах от 1,61-10э до 2,14-Ю5 Н/мм2 при средней величине 1,86-105 Н/мм2. Опыты показы -61 вают, что режим упрочнения практически не влияет на изменение модуля упругости. Полученные данные свидетельствуют о том, что упрочнение вытяжкой понижает в среднем модуль упругости Es на 13 %, а трёхнедельное вылёживание и искусственное старение вновь повышают его до величин, свойственных исходным образцам.
Уменьшение модуля упругости после упрочнения арматурной стали вытяжкой можно объяснить возникновением значительных внутренних напряжений в стали от смещения кристаллической решётки, а повышение модуля упругости в процессе старения - стабилизацией положения кристаллической решётки и ликвидацией во времени или под действием повышенной температуры внутренних напряжений в стали.
В этом смысле представляет интерес изменение характера графика напряжение-деформация образцов стали марки 20ГСФ в результате упрочнения вытяжкой (рис. 3.4).
У исходных образцов величина относительного предела упругости равнялась 1,00. У образцов, испытанных сразу после упрочнения их вытяжкой величина относительного предела упругости г) в среднем была равна 0,86 при величине стандарта Sr)=0,09.
После искусственного старения величина условного предела упругости составляла в среднем 0,85 при величине стандарта Sr=0,ll. Таким образом, искусственное старение, повышая модуль упругости стали, оставляет практически неизменной величину относительного предела упругости.
Что касается работы арматуры в железобетонных конструкциях, то можно утверждать, что под действием старения и многократно повторных и просто длительно действующих нагрузок модуль упругости упрочнённой вытяжкой арматуры достигнет величины модуля упругости исходной неупрочнённой стали.
В проект новых российских норм проектирования железобетонных конструкций введён расчёт нормальных сечений по деформационной модели [35], который производится с использованием упрощённых диаграмм деформирования арматуры и бетона. На рис. 3.5. показаны упрощённые диаграммы деформирования горячекатаной арматурной стали марки 20ГСФ класса А500С, упрочнённой вытяжкой.
Параметры базовых точек приведены в табл. 3.3. При определении параметров базовых точек при сжатии было высказано предположение о том, что расчётное сопротивление сжатию горячекатаной арматуры класса А500С, упрочнённой вытяжкой равно расчётному сопротивлению сжатию арматуры класса А-Шв.
Результаты испытаний и их анализ
Влияние вида периодического профиля арматуры на прочность изгибаемых элементов исследовалось на балках серии 4. Было принято два вида периодического профиля арматуры: серповидный с fr=0,071 (балки БСС-3-2-2-1; БСС-3-2-2-2) и кольцевой с fr=0,l 17 (балки БСК-3-2-2-1; БСК-3-2-2-2). Длина нахлёстки была равна 20ds, в её пределах была установлена поперечная арматура в виде огибающих хомутов с шагом 67 мм 0 =0,01).
Разрушение всех опытных балок этой серии произошло от сдвига арматуры относительно бетона. Арматура при этом не достигла предела текучести. Поэтому здесь не сказалось различие в прочности арматуры (арматура с кольцевым периодическим профилем была класса А400, а с серповидным - А500С).
Влияние прочности бетона на прочность изгибаемых железобетонных элементов, армированных стержнями, соединёнными внахлёстку исследовалось на опытных балках серии 5. Прочность бетона была равна 31,5; 38,6 и 42,3 Н/мм . Длина нахлёстки была равна 30ds. В пределах длины нахлёстки были установлены огибающие хомуты с шагом 40 мм ( =0,016).
Разрушение всех опытных балок этой серии (БСС-1-3-1-1; БСС-1-3-1-2; БСС-2-3-1-1; БСС-2-3-1-2; БСС-3-3-1-1; БСС-3-3-1-2) произошло пластично, после достижения арматурой предела текучести. При дальнейшем увеличении нагрузки происходил сдвиг арматуры относительно бетона в зоне стыка, сопровождавшийся отслаиванием защитного слоя бетона.
1.В исследованных балках, изготовленных из бетона прочностью 31,5 Н/мм и выше для обеспечения прочности балок, армированных стержнями класса А500С, соединёнными внахлёстку, равной прочности балок, армированных целыми стержнями достаточно длины нахлёстки 30ds при объёмном коэффициенте армирования 0,016. В балках, изготовленных из бетона прочностью 42,3 Н/мм достаточно длины нахлёстки 30ds при объёмном коэффициенте армирования 0,01. То есть чем выше прочность бетона, тем меньше требуется поперечной арматуры в зоне стыка.
2.Увеличение длины нахлёстки от 10ds до 30ds привело к линейному увеличению прочности опытных балок.
3.Постановка в зоне стыка поперечной арматуры в виде огибающих хомутов с объёмным коэффициентом армирования v=0,016 привело к повышению прочности опытных балок на 35-76 % (в зависимости от длины нахлёстки).
4.В случае, когда прочность изгибаемых элементов определялась сдвигом арматуры относительно бетона увеличение относительной площади смятия поперечных рёбер от 0,071 до 0,117 при длине нахлёстки 20ds и объёмном коэффициенте армирования 0,01, привело к увеличению прочности опытных балок на 20 %.
Трещиностойкость железобетонных изгибаемых элементов, армированных стержнями горячекатаной арматуры класса А500С, соединёнными внахлёстку без сварки Опытные и расчётные значения момента образования нормальных трещин (расчёт производился по СНиП 2.03.01-84 ) приведены в табл. 4.4. табл. 4.4 показывают, что отклонение расчётных значений момента образования нормальных трещин от опытных составляет от -21,97 до 17,07%.
На рис. 4.22 приведено сравнение значений момента образования нормальных трещин в опытных балках с составными и целыми стержнями. За 100 % приняты значения момента образования нормальных трещин в балках с целыми стержнями. составными и целыми стержнями (за 100 % приняты значения момента образования нормальных трещин в балках с целыми стержнями) Следует отметить, что в большинстве случаев первые нормальные трещины были обнаружены в сечениях у границы зоны стыка и под грузами.
В балках с составными стержнями наблюдалось образование продольных трещин в зоне стыка, которые были вызваны распорностью периодического профиля арматуры. В табл. 4.5 приведены значения момента образования продольных трещин в балках с составными стержнями.
В балках серий 1 и 2 образование продольных трещин сопровождалось потерей несущей способности (исключение составляет балка БСС-2-1-1-1) (см. табл. 4.5). В балках остальных серий образование продольных трещин происходило при величине изгибающего момента (0,57-0,88) М"р.
Длина нахлёстки при отсутствии в её пределах поперечной арматуры График зависимости относительного момента образования нормальных Мехр трещин —CJ EL- (М срсост- момент образования нормальных трещин в балках с С1С,Ц. составными стержнями; М срц - момент образования нормальных трещин в балках с целыми стержнями) от относительной длины нахлёстки l/ds приведён на рис. 4.23. й 0,6 о о
Относительная длина нахлёстки, l/ds Рис. 4.23. Зависимость момента образования нормальных трещин от длины нахлёстки
Из этого графика видно, что при длине нахлёстки 20ds и 30ds значение момента образования нормальных трещин в балках с составными стержнями было равно значению момента образования нормальных трещин в балках с целыми стержнями. Значение момента образования нормальных трещин в балках с длиной нахлёстки 10ds составляло 0,75 М рц.
Если экстраполировать результаты исследований, то получается, что продольные трещины не образуются, то есть момент образования продольных трещин равен разрушающему моменту балок без стыка, при значении длины нахлёстки равном 39ds. Это значение точно совпадает со значением длины на -103-хлёстки, необходимой для обеспечения равной прочности балок с составными (без хомутов) и целыми стержнями.
Проведённые исследования показали, что при наличии в пределах длины нахлёстки поперечной арматуры в виде огибающих хомутов, установленных с шагом 40 мм ( =0,016), момент образования нормальных трещин не зависит от длины нахлёстки. Он был равен моменту образования нормальных трещин в балках с целыми стержнями.
Длина нахлёстки при отсутствии в её пределах поперечной арматуры
Необходимо сказать несколько слов о величине ctgcp. Эта величина мало зависит от прочности бетона и определяется, в основном, параметрами периодического профиля арматуры [115]. Существует небольшое количество экспериментальных исследований по определению ctgcp [116]. При этом эксперименты проводились только с арматурой кольцевого периодического профиля диаметром от 10 до 25 мм с одинаковым шагом поперечных рёбер 7мм. Было установлено, что ctg(p l,5/h, где h - высота поперечных рёбер арматуры. То есть с увеличением высоты поперечных рёбер значение ctgcp уменьшается. С увеличением расстояния между поперечными рёбрами значение ctgcp увеличивается [116]. Арматура серповидного периодического профиля по сравнению с арматурой кольцевого профиля имеет большую высоту поперечных рёбер и большее расстояние между ними. Поэтому можно полагать, что значения ctgcp для арматуры серповидного и кольцевого периодического профиля будут практически одинаковы.
Кроме этого известны результаты теоретических исследований Н.И. Карпенко [42] по влиянию параметров периодического профиля арматуры на поперечные растягивающие напряжения. Однако это влияние установлено для первой стадии напряжённо-деформированного состояния контакта арматуры с бетоном (до образования трещин). По данным М.М. Холмянского [116] значение ctgcp в предельном состоянии значительно больше, чем на первой стадии.
Итак, на данный момент мы не располагаем данными о зависимости значения ctgcp от параметров периодического профиля арматуры. Поэтому поступим так, как это принято в рекомендациях норм ЕКБ-ФИП, а именно, примем значение ctgcp независимым от параметров периодического профиля арматуры и равным 1.
После вычисления Rbond.po и Rbond,sP по выражению (5.3) определяется расчётное сопротивление сцепления, которое подставляется в формулу (5.2) для определения длины зоны анкеровки (нахлёстки). При определении длины нахлёстки должно учитываться количество рабочей арматуры, соединённой внахлёстку в одном сечении. Этот учёт производится умножением длины нахлёстки, полученной по формуле (5.2) на коэффициент у$, рекомендуемые значения которого приведены в таблице 5.1.
Кроме этого длина зоны анкеровки (нахлёстки) может быть умножена на коэффициент, равный отношению площади поперечного сечения арматуры, необходимой по расчёту к фактической площади поперечного: сечения арматуры.
Оценка результатов, получаемых по предлагаемой методике, производилась путём их сравнения с результатами эксперимента автора (длина нахлёстки) [59] и инж. Жукова (длина зоны анкеровки) [54].
Для обработки данных эксперимента [59] была решена задача, обратная определению длины нахлёстки. Зная длину нахлёстки и вычислив Rbond, из формулы (5.2) были определены напряжения в арматуре при нарушении сцепления.
Затем по деформационной модели был вычислен разрушающий изгибающий момент. При расчёте по деформационной модели была принята диаграмма деформирования бетона, рекомендуемая ЕКБ-ФИП, а также учитывалась работа растянутого бетона над трещиной.
Результаты сравнения разрушающих моментов из опыта с расчётными приведены в табл.5.2. В табл. 5.3 приведены результаты сравнения опытных [54] и расчётных напряжений в арматуре при нарушении сцепления. В таблицах 5.2 и 5.3 приведены также результаты расчётов с определением Rbond.sp по упрощённым моделям, приведённым в рекомендациях норм ЕКБ-ФИП, показанным на рис. 5.2.
Расчётные схемы для определения касательных напряжений на поверхности контакта арматуры с бетоном при раскалывании бетона а - упругая модель; б - пластическая модель ! Из расчётных моделей, приведённых на рис. 5.2, получаются следующие формулы ДЛЯ Определения Rbond,sp: В табл. 5.4 приведено сравнение значений длины нахлёстки, полученных из опытов с расчётными значениями длины нахлёстки, полученными по нормам проектирования железобетонных конструкций разных стран, а также по предлагаемой методике.
Сравнение экспериментальных и расчётных значений длины нахлёстки Таблица 5.2 Шифр балки Rt» Н/мм2 Rt t Н/мм2 мм H=//d, ММ S,мм а, мм N ond,spН/мм K-bond,poН/мм2 RbondН/мм2 Н/мм2 МехркНм м;а1кНм А,% нелинейная модель упругая модель пластическая модель нелинейная модель упругая МО дель пластическая модель нелинейная модель упругая МО дель пластическая модель нелинейная модель упругая МО дель пластическая модель нелинейная модель упругая МО дель пластическая модель
Из таблиц 5.2 и 5.3 следует, что расхождение опытных и расчётных значений составляет: для элементов без поперечной арматуры - при расчёте по нелинейной модели от -18,5 до 23,7 %; по упругой модели от -18,5 до 57,8 % и по пластической модели от -18,5 до 23,7 %; для элементов с поперечной арматурой - при расчёте по нелинейной модели от -30,5 до 31,9 %; по упругой модели от --28,3 до 31,9 % и по пластической модели от -45,8 до 26,6 %.
Эти данные говорят о том, что результаты, наиболее близкие к опытным, получаются: для элементов без поперечной арматуры - по нелинейной и пластической модели, а для элементов с поперечной арматурой - по нелинейной и упругой.
Поэтому длину зоны анкеровки (нахлёстки) рекомендуется определять: для элементов без поперечной арматуры - по пластической модели; для элементов с поперечной арматурой - по упругой модели.
Результаты проведённых экспериментов и расчёт по предлагаемой методике позволили дать рекомендации по необходимой длине нахлёстки для наиболее распространённых классов бетона и арматуры (табл. 5.5).
Предложена методика определения длины зоны анкеровки и длины нахлёстки, которая учитывает комплекс факторов, влияющих на сцепление, и даёт удовлетворительную сходимость с опытными данными. К преимуществу предлагаемой методики можно отнести то, что расчёт ведётся по общим методам сопротивления материалов с использованием минимального количества эмпирических коэффициентов. Кроме этого, предлагаемая методика позволяет выявить возможность уменьшения длины зоны анкеровки (нахлёстки) проведением конструктивных мероприятий (увеличение толщины защитного слоя бетона, количества поперечной арматуры и поперечного давления в зоне анкеровки (нахлёстки)). Если ЯьопсМр ьоп рс» то длина зоны анкеровки (нахлёстки) может быть уменьшена. В противном случае проведение конструктивных мероприятий, названных выше, не приведёт к уменьшению длины зоны анке ровки (нахлёстки) и поэтому является бессмысленным.
Результаты экспериментально-теоретических исследований позволили предложить рекомендуемые значения длины нахлёстки для наиболее распространённых классов бетона и арматуры.
Похожие диссертации на Свойства и совместная работа с бетоном горячекатаной арматуры класса А500С
