Содержание к диссертации
Введение
1 . Состояние экспериментально-теоретических исследований физико-механических свойств прессованного бетона, эффективных конструкций стержневых железобетонных элементов 14
1.1. Исследования физико-механических свойств прессованного бетона 14
1.2.Состояние экспериментально-теоретических исследований сжатых железобетонных элементов 24
1.3. Экспериментально-теоретические исследования напряженно-деформированного состояния изгибаемых железобетонных элементов 32
1.4.Цель и задачи диссертационной работы 42
2. Разработка способа формования тонкостенных стержневых железобетонных конструкций 44
2.1.Сущность предлагаемого способа формования 44
2.2. Оптимизация состава бетонной смеси и технологических параметров ее формования 46
2.2.1.Исходные материалы 46
2.2.2.Методика проведения испытаний 48
2.2.3.Определение оптимального состава и рациональных технологических параметров формования бетонной смеси 54
2.3.Влияние длительного прессования на основные физико-механические свойства бетона 62
2.4. Распределение давления в толще прессуемой бетонной смеси 67
2.5.Определение усредненного давления прессования бетонной смеси при изготовлении контрольных образцов бетона и конструкций стержневых элементов 74
2.6. Предложения по аналитическому определению основных физико-механи ческих характеристик прессованного бетона 77
2.7.Предварительное напряжение поперечной арматуры объемных каркасов тонкостенных стержневых элементов 87
3. Исследование работы сжатых тонкостенных стержневых железобетонных элементов 98
3.1. Конструкции опытных образцов 98
3.2. Установки для изготовления тонкостенных стержневых железобетонных элементов 104
3.3. Экспериментальные исследования работы сжатых элементов при кратко временном действии нагрузки 111
3.3.1.Лабораторные образцы сжатых элементов 111
3.3.1.1.Методика испытаний 111
3.3.1.2.Результаты испытаний лабораторных образцов, армированных уголковой и обычной стержневой продольной арматурой 117
3.3.1.3. Результаты испытаний лабораторных образцов, армированных уголковой и высокопрочной продольной арматурой 137
3.3.2.Натурные конструкции колонн 142
3.3.2.1.Методика испытаний 142
3.3.2.2.Результаты испытаний натурных конструкций 146
З.З.З.Анализ результатов исследований 149
3.4.Исследование работы сжатых элементов при длительном действии на грузки 152
3.4.1.Методика исследований 152
3.4.2.Основные результаты испытаний 156
3.5. Предложения по расчету несущей способности сжатых тонкостенных стержневых элементов из обжатого бетона 157
3.5.1.Напряженно-деформированное состояние элементов 157
3.5.2. Расчет прочности нормальных сечений 162
3.5.3.0ценка эффективности предложенной методики расчета сжатых элементов 167
4. Исследование напряженно-деформированного состояния тонкостенныхстержневых изгибаемых железобетонных элементов 177
4.1. Напряженно-деформированное состояние нормальных сечений 177
4.1.1. Конструкции и технология изготовления опытных образцов балок 177
4.1.2.Методика экспериментальных исследований работы нормальных сечений 180
4.1.3.Основные результаты исследования напряженно-деформированного состояния нормальных сечений 184
4.1.4. Предложения по оценке напряженно-деформированного состояния нормальных сечений и пролетных наклонных сечений 199
4.2. Напряженно-деформированное состояние наклонных сечений 205
4.2.1. Конструкции и технология изготовления образцов балок 205
4.2.2.Методика экспериментальных исследований напряженно-деформированного состояния 208
4.2.3.0сновные результаты исследований работы наклонных сечений 212
4.2.4. Предложения по расчету наклонных сечений по первой и второй группам предельных состояний 222
5. Разработка и исследование конструкций стыков тонкостенных стержневых сжатых элементов и узлов их сопряжения с металлическими консолями 232
5.1.Стыки сжатых элементов 232
5.1.1.Конструктивные решения и технология изготовления опытных образцов 232
5.1.2.Методика и результаты экспериментальных исследований работы образцов стыков на осевое сжатие 234
5.1.3. Методика и результаты экспериментальных исследований работы образцов стыков на внецентренное сжатие 242
5.2.Сопряжение металлических консолей со сжатыми тонкостенными стержневыми элементами 250
5.2.1.Конструктивное решение узла сопряжения 250
5.2.2.Методика и результаты экспериментальных исследований 252
5.2.3.Расчет прочности узла сопряжения 261
6. Обоснование экономической эффективности внедрения тонкостенных стержневых железобетонных конструкций из обжатого бетона и результаты внедрения 269
6.1. Экономическая эффективность внедрения колонн и ригелей предложенной конструкции 269
6.2.Внедрение результатов исследований 284
Основные выводы 287
Список использованных источников
- Исследования физико-механических свойств прессованного бетона
- Оптимизация состава бетонной смеси и технологических параметров ее формования
- Установки для изготовления тонкостенных стержневых железобетонных элементов
- Напряженно-деформированное состояние нормальных сечений
Введение к работе
Повышение эффективности и качества продукции является необходимым условием прогресса любой отрасли производства. Одна из актуальных задач развития строительства связана с разработкой и внедрением новых эффективных строительных конструкций, использование которых обеспечивает снижение расхода строительных материалов, уменьшение трудоемкости, энергоемкости и стоимости, повышение индустриальности строительства.
Значительное место в решении этих вопросов принадлежит бетону и железобетону, доля которых в общей массе используемых в строительстве материальных ресурсов составляет порядка 25% . В настоящее время наметилась тенденция к расширению области применения зданий каркасного типа, в частности, в жилищном строительстве. В связи с этим задача разработки эффективных конструкций колонн и ригелей несущих каркасов зданий становится все более актуальной. Наиболее рациональными путями снижения материалоемкости стержневых железобетонных конструкций можно считать:
совершенствование формы поперечных сечений и армирования элементов;
использование высокопрочных бетонов;
расширение области применения предварительно напряженной арматуры. Стержневые железобетонные конструкции массового применения выполняются, в основном, квадратного, прямоугольного, таврового или двутаврового поперечного сечения. Значительно реже форма сечения принимается тонкостенной - кольцевой или коробчатой. Вместе с тем во многих случаях тонкостенные сечения работают эффективнее сплошных. В частности замена в сжатых элементах сплошного сечения на равное по площади тонкостенное приводит к увеличению рабочей высоты сечения, повышению его жесткости, снижает гибкость конструкции и, в конечном счете, увеличивает несущую способность.
Эффективность железобетонных конструкций может быть повышена за счет совершенствования схем армирования. Рядом исследований /1-12/ показано, что одна из оптимальных схем связана с применением внешнего армирования. В этом случае в качестве продольной арматуры используются стальные прокатные профили. Применение внешней арматуры позволяет:
увеличить рабочую высоту сечения конструкций; улучшить работу бетона за счет эффекта обоймы;
совместить с помощью прокатных профилей функции продольной рабочей арматуры, закладных деталей и обоймы; упростить конструкции стыков железобетонных элементов; уменьшить число типоразмеров конструкций;
автоматизировать процесс производства арматурных каркасов и собственно железобетонных элементов; упростить конструкцию опалубки. По сравнению с металлическими конструкциями железобетонные элементы с внешним армированием имеют следующие преимущества:
прямая экономия металла за счет замены части металлического сечения бетоном;
не требуется мероприятий по обеспечению местной устойчивости уголка; значительное повышение огнестойкости (огнестойкость элементов с внешним армированием составляет 80% от огнестойкости колонн из обычного железобетона и в четыре раза выше огнестойкости металлических колонн). В одноэтажных промышленных зданиях замена стального каркаса железобетонным, выполненным из высокопрочного бетона, сокращает расход металла практически в 2 раза /13/.
Недостатки конструкций с внешним армированием по отношению к традиционным железобетонным заключаются в пониженной огнестойкости и коррозии внешней арматуры. В настоящее время для защиты внешней арматуры от неблагоприятных воздействий разработаны специальные покрытия, которые одновременно являются огнезащитными и антикоррозионными.
В нашей стране для изготовления конструкций массового назначения используются бетоны с относительно невысокими прочностными характеристиками. В общем объеме производства несущих железобетонных конструкций наибольший удельный вес занимают конструкции из бетонов классов В15...В30, а, к примеру, конструкции из высокопрочного бетона класса В45 составляют около 0,1% /14/. В тоже время анализ структуры производства железобетонных конструкций показывает, что из высокопрочного бетона можно изготавливать до 5% общего объема изделий /15/. Одна из причин такого положения обусловлена незначительным объемом производства высокопрочных цементов, в связи с чем промышленность стройиндустрии при изготовлении подавляющего большинства железобетонных конструкций вынуждена использовать цементы средних и низких марок. В качестве второй причины можно назвать отсутствие качественных заполнителей. Все это в сочетании с традиционной технологией формования не позволяет получать высокопрочные бетоны. Вместе с тем опыт применения высокопрочных бетонов показывает /16-19/, что замена, к примеру, в колоннах бетона класса В35 на класс В50 снижает стоимость конструкций на 10...15%. уменьшает массу на 30...40% или сокращает расход стали на 40...52%.
Достаточно многочисленными исследованиями отечественных и зарубежных ученых показано, что на основе более прогрессивных технологий формования можно получать высокопрочные бетоны на рядовых цементах и заполнителях. К числу достаточно перспективных можно отнести технологию виброгидропрессования бетона. Эта технология в настоящее время используется, в основном, для производства виброгидропрессованных труб и при обделке тоннелей. Виброгидропрессование позволяет даже при относительно низких давлениях порядка 3...6 МПа увеличивать прочность бетона в два и более раза, не изменяя при этом компонентов бетонной смеси. Кроме того, применение длительного прессования бетона во время его твердения значительно увеличивает разопалубочную прочность бетона, сокращает продолжительность тепловлажностной обработки, уменьшает усадку, повышает предельную деформативность, уменьшает ползучесть, повышает сцепление цементного камня с заполнителем и арматурой, увеличивает плотность и модуль упругости бетона, повышает морозостойкость и сопротивляемость бетона агрессивным воздействиям окружающей среды.
Изменение физико-механических свойств бетона при твердении его под давлением обусловлено воздействием комплекса факторов:
снижением водоцементного соотношения за счет отжатия части воды;
уменьшением размера пор, занятых воздухом;
ускорением процессов гидратации;
образованием поля начальных напряжений внутри бетона при снятии давления. Широкому применению технологии виброгидропрессования бетона препятствуют два обстоятельства. Первое из них связано с определенным усложнением оснастки и технологии формования конструкций. Второе обстоятельство обусловлено недостаточной изученностью физико-механических свойств прессованного бетона и напряженно-деформированного состояния конструкций на его основе. Последнее не позволяет разработать методики расчета и проектирования конструкций из прессованного бетона.
В типовых конструкциях стержневых железобетонных элементов предварительному напряжению подвергается продольная арматура. Вместе с тем напряжение поперечной арматуры (хомутов) в процессе изготовления колонн и ригелей может существенно повысить эффективность их работы. Активное стеснение поперечных деформаций с помощью предварительно напряженных хомутов оказывает благоприятное влияние на напряженно-деформированное состояние бетона, что приводит к существенному улучшению эксплутационных качеств железобетонных конструкций - несущей способности, жесткости, трещиностойкости.
С целью разработки эффективных стержневых железобетонных конструкций автором на кафедре строительных конструкций Магнитогорской государственной горно-металлургической академии проведены исследования, связанные:
с созданием нового способа формования тонкостенных стержневых элементов;
с изучением свойств обжатого бетона;
с исследованием напряженно-деформированного состояния сжатых и изгибаемых элементов;
с изучением работы узлов их сопряжения; с разработкой ряда методик расчета. Работа проводилась в период с 1980 по 1996 год в соответствии с межвузовской комплексной целевой программой «Длительное сопротивление бетонных и железобетонных конструкций» на 1981-85 г.г. (задание 05.19), Сводным координационным планом важнейших научно-исследовательских работ по бетону и железобетону на XII пятилетку 1986-1990 г.г. Госстроя СССР по заданию Минтяжстроя Казахской ССР, договором о творческом содружестве с Киевским отделением института «Атомтеплоэлектропроект» от 30.04.83 г., договором о творческом содружестве с лабораторией теории железобетона НИИЖБ Госстроя СССР от 29.01.1990 г. и другими организациями.
Работа состоит из введения, шести глав, основных итогов работы, списка использованных источников и двух приложений.
В первой главе произведен аналитический обзор экспериментальных и теоретических исследований физико-механических свойств прессованного бетона, эффективных конструкций стержневых железобетонных элементов. Показано влияние состава бетонной смеси и технологических параметров ее формования на физико-механические свойства прессованного бетона. Произведен анализ исследований напряженно-деформированного состояния сжатых элементов с различными вариантами косвенного армирования. Рассмотрены разные подходы к теоретической оценке прочности бетона, работающего в условиях сложного напряженного состояния. Описаны варианты повышения эффективности работы изгибаемых элементов за счет изменения их конструктивного решения. Рассмотрены современные подходы к оценке напряженно-деформированного состояния изгибаемых элементов, в том числе с использованием полных диаграмм деформирования бетона и арматуры.
Во второй главе приведены результаты разработки предложенного автором способа изготовления тонкостенных стержневых железобетонных элементов /20/, позволяющего одновременно с прессованием бетонной смеси производить предварительное напряжение поперечной арматуры объемного каркаса конструкции. В процессе разработки способа оптимизирован состав бетонной смеси, определены рациональные технологические параметры ее формования. Изучены основные физико-механические свойства обжатого бетона и сформулированы предложения по их аналитическому определению. Исследован процесс предварительного напряжения поперечной арматуры, предложены расчетные зависимости по определению степени и потерь предварительного напряжения. Произведено сопоставление опытных и теоретических данных.
Третья глава посвящена исследованию работы сжатых элементов в области случайных и малых эксцентриситетов. Описаны конструкции опытных образцов, оборудование и технология их изготовления, методики проведения испытаний при действии кратковременной и длительной нагрузки. Приведены основные результаты испытаний, на основе анализа которых выявлены особенности работы сжатых элементов. Показана возможность применения высокопрочной продольной арматуры. Предложена методика расчета прочности с учетом работы бетона конструкции в условиях сложного напряженного состояния. На основании результатов сопоставления опытных и теоретических данных показана эффективность разработанной методики расчета.
В четвертой главе изложены результаты экспериментально-теоретических исследований напряженно-деформированного состояния изгибаемых элементов. Приведены данные по конструкциям опытных образцов для исследования работы нормальных и наклонных сечений. Изложены сведения по конструкции установки и технологии изготовления образцов, описана методика их испытаний. Представлены результаты исследования трещиностойкости, жесткости и несущей способности нормальных сечений, трещиностойкости и несущей способности наклонных сечений. Описаны разработанные методики расчета прочности наклонных сечений на действие изгибающего момента и поперечной силы, расчетов на образование нормальных трещин в зоне действия значительных поперечных сил, на образование и раскрытие наклонных трещин. Выполнено сопоставление опытных результатов с теоретическими, дана оценка эффективности разработанных методик.
В пятой главе приведены результаты разработки и исследования несущей способности стыков сжатых элементов и узлов их сопряжения с металлическими консолями. Описаны варианты конструктивных решений стыков и узлов, технология изготовления образцов и методика проведения их испытаний. С учетом выявленных схем разрушения предложена методика расчета прочности узлов сопряжения сжатых элементов с металлическими консолями. Дано сопоставление опытных и теоретических значений несущей способности.
В шестой главе обоснована экономическая эффективность применения разработанных тонкостенных стержневых конструкций в качестве колонн и ригелей много этажных зданий, в частности, взамен типовых по сериям 1.020.1-1/87 и 1.020.1-4. Необходимые для сопоставления данные получены с помощью специально разработанных программ по оптимальному проектированию сжатых и изгибаемых элементов. Приведены результаты внедрения работы.
Оформленные в виде двух приложений материалы включают в себя «Рекомендации по технологии формования тонкостенных стержневых железобетонных конструкций из обжатого бетона» и «Рекомендации по проектированию тонкостенных железобетонных колонн и ригелей из обжатого бетона».
Научная новизна работы. Разработан новый способ формования тонкостенных стержневых железобетонных элементов. С использованием методики планирования эксперимента произведена оптимизация состава бетонной смеси и определены рациональные значения технологических параметров ее формования. Предложена универсальная расчетная зависимость для вычисления основных физико-механических характеристик обжатого бетона. Исследован процесс предварительного напряжения поперечной арматуры объемного каркаса и прослежен характер его изменения во времени. Разработаны предложения по теоретической оценке степени и потерь предварительного напряжения. Исследована работа сжатых элементов в области случайных и малых эксцентриситетов. Показана возможность использования высокопрочной продольной арматуры. Получены данные по длительному сопротивлению сжатых элементов. Разработана методика расчета прочности сжатых элементов, учитывающая повышение прочностных характеристик бетона и его предельной деформативности за счет работы материала в условиях сложного напряженного состояния. Исследовано напряженно-деформированное состояние нормальных и наклонных сечений изгибаемых элементов. Выявлено влияние обжатия бетона и предварительного напряжения поперечной арматуры на несущую способность, трещино-стойкость и жесткость нормальных и наклонных сечений. Предложены методики расчета прочности наклонных сечений, расчетов на образование и раскрытие наклонных трещин. Проведены экспериментальные исследования и определен рациональный вариант стыка сжатых элементов и узла сопряжения тонкостенного сжатого элемента с металлической консолью. Выявленные схемы разрушения узла положены в основу разработанной методики расчета. Создан пакет программ, позволя ющий оптимизировать конструктивные и технологические параметры разработанных конструкций сжатых и изгибаемых элементов.
Практическая ценность работы. Выполненные исследования позволили разработать новый способ формования тонкостенных стержневых конструкций, при реализации которого одновременно с обжатием бетона происходит предварительное напряжение поперечной арматуры объемного каркаса. Разработаны основы расчета сжатых и изгибаемых тонкостенных железобетонных элементов из обжатого бетона с учетом эффекта предварительного напряжения поперечной арматуры. Разработана нормативно-техническая документация по технологии формования, расчету и проектированию тонкостенных стержневых конструкций, работающих на сжатие и поперечный изгиб.
Внедрение результатов. Результаты исследований предложенного способа формования положены в основу разработанных «Рекомендаций по технологии формования тонкостенных стержневых железобетонных конструкций с обжатой структурой бетона». На основании экспериментальных и теоретических исследований сформулированы предложения по расчету и конструированию сжатых и изгибаемых тонкостенных конструкций, которые нашли отражение в разработанных «Рекомендациях по проектированию тонкостенных железобетонных колонн и ригелей из обжатого бетона».
Предложенный способ формования внедрен на заводе железобетонных изделий открытого акционерного общества «Магнитострой» при изготовлении конструкций колонн. Колонны использованы при строительстве кузнечного отделения учебно-производственных мастерских Магнитогорской горно-металлургической академии и реконструкции здания Магнитогорской городской студенческой поликлиники. Рекомендации по технологии формования и проектированию разработанных конструкций переданы для использования в следующие организации:
открытое акционерное общество «Магнитострой»;
межгосударственное акционерное общество «Магнитогорсктрансстрой»;
управление капитального строительства открытого акционерного общества «Магнитогорский металлургический комбинат»;
проектный институт «Магнитогорскгражданпроект»;
проектный институт «Магнитогорский Гипромез».
Исследования физико-механических свойств прессованного бетона
Приложение давления к бетонной смеси в процессе ее формования позволяет на цементах низких и средних марок и рядовых заполнителях получать высокопрочные бетоны. Эффективность этого технологического приема была показана в 20-е годы нашего столетия Е.В. Робертсом и Л.Е. Лесе /21/, которые посредством прессования получали цементный камень с прочностью на сжатие до 375 МПа.
В 30-е годы Р. Лермитом /22/ были опубликованы результаты исследований прочности образцов из цементного теста, подвергнутого воздействию давления от 0,1 до 250 МПа. Контрольные образцы, формуемые под давлением 250 МПа, после выдержки в воде в течение 28 дней показывали прочность на сжатие до 180 МПа.
В эти же годы влияние прессования на прочность бетона изучал И. Баломей /23/. Его исследования показали, что при прессовании жестких бетонных смесей прочность прессованного бетона по отношению к вибрированному возрастает на 10%, а прессование пластичных смесей давлением 2 МПа приводит к повышению прочности бетона на 25%.
Т. Клюз /24/ исследовал влияние прессования на прочность образцов, изготовленных из цементного теста и бетонной смеси. При прессующем давлении 71 МПа прочность образцов цементного камня в 28-суточном возрасте составляла 206 МПа. Для бетонных образцов, при формовании которых давление прессования составило 32 МПа, максимальная прочность получилась равной 91 МПа.
К.Д. Лоуренсом /25/ при двукратном прессовании бетонных образцов давлением 672 МПа после 28-дневной выдержки в воде при температуре 293 К была получена прочность бетона на сжатие 375 МПа.
Д.М. Рой и Г. Р. Гонда /26/ исследовали прочностные свойства образцов цементного камня, изготовленных методом горячего прессования. Образцы-цилиндры, фор муемые под давлением до 351,5 МПа при температуре до 423 К, имели прочность на сжатие порядка 420 МПа, на растяжение - 40 МПа. Прочность образцов, прессуемых без нагрева давлением до 700 МПа, составляла 330 МПа при сжатии и 28 МПа при растяжении. В последующих исследованиях этих же авторов /27/ при прессующем давлении 350 МПа и температуре разогрева компонентов до 523 К были получены следующие прочностные характеристики цементного камня: на сжатие - 665 МПа, на растяжение - 64,7 МПа.
Выявленный эффект повышения прочности бетона при его прессовании в процессе формования вызвал ряд исследований, направленных на изучение влияния состава бетонной смеси и технологических параметров формования на физико-механические свойства бетона. Я.М. Белкин /28/ изучал влияние водоцементного отношения на прочность прессованного бетона. При изготовлении контрольных образцов водоцементное отношение бетонной смеси варьировалось в интервале 0,2...0,6. Результаты экспериментов показали, что до водоцементного отношения 0,35...0,40 прочность бетона существенно возрастает, а затем интенсивность нарастания прочности снижается.
В исследованиях И.Н. Ахвердова /29/, И.Р. Енукашвили /30/, А.В. Свитонского /31/ показано, что для цементного геля оптимальным является водоцементное отношение, соответствующее нормальной густоте цемента. Наличие в бетонной смеси наряду с цементным гелем заполнителей приводит к увеличению оптимального водоцементного отношения, поскольку в этом случае происходит отсос воды зернами заполнителя. Приложение давления, с одной стороны, делает данный процесс более интенсивным, а с другой стороны - обеспечивает отжатие части воды из бетонной смеси. В связи с этим в зависимости от состава бетонной смеси, величины давления прессования и ряда других технологических факторов величину оптимального водоцементного отношения рекомендовалось принимать равной 0,35-0,36 /32/, 0,35...0,38 /33/, 0,42 /34/, 0,45 /35/, 0,5 /36/. Авторами исследования /37/ предложена формула для определения исходного водоцементного отношения G - общая масса пробы; П и Щ - объемное содержание песка и щебня в пробе.
Исследования вопроса оптимального количества воды затворения показывают, что при низких коэффициентах заполнения пустот бетонной смеси водой в пустотах находится избыточный воздух, пузырьки которого препятствуют фильтрации воды через толщу бетонной смеси при действии давления прессования. При этом снижается степень уплотнения смеси. Результаты экспериментов И.Р. Енукашвили /30/ свидетельствуют о том, что оптимальное содержание воды зависит от удельного расхода цемента: при расходе цемента от 350 до 500 кг/м3 оно составляет 7,5% от веса сухой смеси, а при расходе цемента от 700 до 900 кг/м3 - 10% . В работе /38/ оптимальным считается содержание воды в интервале 5...7% от веса сухой смеси.
Вместе с тем рядом исследований установлено, что на оптимальное содержание воды в бетонной смеси влияет способ отвода воды при формовании. Авторами работ /39, 40, 41/ показано, что при обеспечении конструкциями форм хороших условий отжатия воды изменение водоцементного отношения в интервале 0,36...0,60 не влияет на прочность бетона. Прессование способствует удалению свободной воды, вызывающей при традиционной технологии формования дефекты структуры и капиллярную пористость бетона.
Большинство исследователей считают, что прочность бетона находится в линейной зависимости от расхода цемента /32, 34, 42, 43/. Вместе с тем И.Н. Ахвердовым показано, что объем цементного геля зависит от способа формования бетонной смеси. При формовании с использованием прессования объем геля должен быть увеличен по отношению к уплотнению бетонной смеси вибрированием /29/. Причем с ростом давления прессования должен возрастать и объем цементного геля. Минимальный расход вяжущего предлагается принимать не менее 500...550 кг/м3.
На необходимость увеличенного расхода цемента указывает большинство исследователей, изучавших свойства прессованного бетона. В частности, С.А. Миронов /44/, используя метод горячего прессования, пришел к выводу, что расход цемента должен составлять не менее 450...500 кг/м3 бетонной смеси, а оптимальный расход зависит от зернового состава заполнителей и несколько изменяется в зависимости от модуля крупности песка и пустотности заполнителей.
Оптимизация состава бетонной смеси и технологических параметров ее формования
Анализ результатов исследований прессованного бетона, произведенный в первой главе диссертации, позволил выделить ряд наиболее существенных факторов, оказывающих влияние на прочность материала. При выполнении данного раздела работы в качестве основных факторов были рассмотрены: состав бетонной смеси, величина давления прессования, момент приложения давления к бетонной смеси, скорость его нарастания, продолжительность выдержки бетона под давлением. Методика построения экспериментальных исследований базировалась на допущении: для найденного оптимального соотношения между составом бетонной смеси и величиной давления прессования существует единственный оптимальный режим формования, характеризующийся конкретными числовыми параметрами выбранных технологических факторов. В соответствии с таким допущением решение задачи было разбито на два этапа: I этап - определение оптимального соотношения между составом бетонной смеси и величиной давления прессования; II этап - нахождение оптимального режима формования бетонной смеси.
Решение задачи на первом этапе было реализовано с применением методики планирования эксперимента. В качестве основных критериев оптимальности приняты прочность прессованного бетона и ее приращение по отношению к прочности исходного бетона. В числе переменных факторов, определяющих изменчивость этих критериев, рассмотрены: водоцементное отношение (0,35...0,41); водосодержание смеси (170...209 л/м3); расход песка (470...620 кг/м3); величина давления прессования (2...4 МПа). Выбор основных уровней варьируемых факторов был произведен на основании анализа опубликованных рядом ученых рекомендаций, рассмотренных в первой главе диссертации, а также с учетом необходимости обеспечения хорошей удобоукла-дываемости бетонной смеси. С целью сокращения объема экспериментов на первом этапе решения задачи применялось движение по градиенту /223/. Матрица планирования опытов и численные значения варьируемых факторов представлены в разделе 2.2.3. Значения технологических параметров формования принимались следующими: момент приложения давления t =110 мин (с момента затворения сухой бетонной смеси водой); скорость нарастания давления V = 0,1 МПа/мин; продолжительность выдержки бетона под давлением Т = 10 час (без термообработки). На втором этапе при нахождении оптимальных параметров формования бетонной смеси было раздельно рассмотрено влияние на прочность бетона каждого из выбранных технологических параметров. Интервалы изменения этих параметров, назначенные с учетом опубликованных данных, составили: - момент приложения давления t - от 1 до 2,5 час; - скорость нарастания давления V - от 0,05 до 0,2 МПа/мин; - продолжительность выдержки бетонной смеси под давлением Т - от 6 до 24 часов.
Экспериментальные исследования по определению оптимального состава прессуемой бетонной смеси и рациональных технологических параметров ее формования выполнялись на контрольных образцах бетона в виде призм с размерами 100x100x400 мм. При этом каждая призма склеивались из двух элементов, представляющих собой прямоугольный параллелепипед с размерами 50x100x400 мм. Выполнение контрольных образцов бетона составными обусловлено стремлением приблизить условия формования контрольных образцов бетона к условиям его прессования в лабораторных образцах тонкостенных стержневых конструкций. Толщина составляющих призму элементов, равная 50 мм, практически соответствует толщине стенок лабораторных образцов, которая в сжатых элементах была принята равной 50 мм, а в изгибаемых элементах - 41 мм.
В работе /224/ показано, что выполнение контрольных образцов бетона составными с ориентацией клеевого шва параллельно направлению действия нагрузки практически не влияет на показатели прочности. Об этом же свидетельствуют и собственные исследования автора. Из бетонной смеси одного замеса были изготовлены цельные призмы и элементы составных образцов, которые формовались и набирали прочность в одинаковых условиях до момента испытаний. Для соединения элементов составных призм был подобран клей специального состава. В качестве основного компонента клея использовалась эпоксидная смола марки ЭД - 16. Дополнительными компонентами служили наполнитель в виде промытого мелкого кварцевого песка, просушенного при температуре 150 С и просеянного через сито с размером ячейки 0,14 мм, а также отвердитель и пластификатор. Соотношения компонентов подбирались таким образом, чтобы обеспечить равенство прочности на растяжение клеевого шва и бетона. Прочность клеевого шва на растяжение определялась на основании испытаний на раскалывание по шву образцов бетона, составленных из двух кубиков с размерами ребра 100 мм. Испытания образцов производили на универсальной испытательной машине УММ - 20.
Контрольные испытания цельных и составных призм показали, что прочность последних не ниже 95% от прочности цельных образцов. Таким образом проведенные испытания подтвердили возможность выполнения контрольных образцов бетона составными. Принятый состав клея для соединения элементов призм из прессованного бетона приведен в табл. 2.6.
Установки для изготовления тонкостенных стержневых железобетонных элементов
Силовая установка для изготовления элементов натурных конструкций состоит из замкнутой разборной формы и пустотообразователя (рис. 3.6). Собственно форма скомпонована из прокатных профилей и стальных листов. Днище формы составлено из нескольких стальных листов, соединенных между собой посредством винтов. Боковые стенки выполнены из швеллеров № 33, к которым приварены ребра жесткости с шагом 330 мм вдоль продольной оси формы. Снаружи швеллеры закрыты стальными листами толщиной 5 мм. Одна из боковых стенок сопряжена неподвижно посредством болтов с днищем формы. Для соединения второй боковой стенки с дни щем предусмотрен шарнир, расположенный вдоль формы под нижней полкой швеллера. С внутренней стороны формы к швеллерам крепятся стальные формовочные листы, а в местах расположения продольной уголковой арматуры изготавливаемых элементов к швеллерам приклеены полоски мягкой резины. Конструкция крышки формы аналогична ее днищу. Крепление крышки к боковым стенкам предусмотрено с помощью болтов. Как и в боковых стенках на днище и крышке формы приклеены полоски мягкой резины в местах расположения внешней уголковой продольной арматуры формуемой конструкции. Разъемные торцевые стенки формы выполнены из стальных листов и крепятся с помощью болтов к боковым стенкам формы. Днище формы установлено на 10 опорных швеллеров, служащих основанием установки.
Формообразующим и несущим элементом пустотообразователя является перфорированная стальная труба (рис. 3.7). На трубу надет резиновый рукав, рассчитанный на рабочее давление 0,63 МПа. Этот рукав снаружи защищен стальной составной оболочкой, образованной из разрезанной в продольном направлении на 8 равных частей стальной трубы. В защитной оболочке пустотообразователя с определенным шагом выполнены кольцевые проточки с установленными в них резиновыми кольцами. Последние фиксируют внешнюю разрезную оболочку на пустотооб-разователе и обеспечивают ее возврат в исходное положение после снятия давления рабочей жидкости в гидросистеме. Торцы пустотообразователя выполнены по принципу концевых неразъемных присоединений рукавов высокого давления. Продольные усилия, возникающие в результате действия давления на эти торцы, воспринимаются пропущенной через весь пустотообраэователь шпилькой.
Силовая установка позволяет формовать элементы натурных конструкций сечением 300x300 мм и длиной 1500 мм с продольным осевым каналом диаметром 180 мм. Изготовление элементов на данной установке можно производить как по традиционной технологии, так и с применением разработанного способа. При применении длительного прессования в пустотообразователе можно создавать давление величиной до 5 МПа.
Процесс изготовления элементов на силовой установке осуществляется в следующей последовательности. Первоначально перемещается в вертикальное рабочее положение подвижная боковая стенка и фиксируется болтами относительно неподвижной боковой стенки и днища посредством нижних частей разъемных торцевых стенок. После этого в форму помещается объемный арматурный каркас с заранее размещенным в нем пустотообразователем и устанавливаются верхние части разъемных торцевых стенок. Пустотообраэователь подключают к гидравлическому насосу. После заполнения формы бетонной смесью производится ее уплотнение посредством вибрирования. По истечении требуемого промежутка времени с момента затворения сухой бетонной смеси водой в пустотообразователе начинают создавать давление рабочей жидкости. Подъем давления до расчетной величины производят плавно в течение 30...50 мин. По мере роста давления защитная оболочка пустотообразователя раздвигается и прессует бетонную смесь. При этом в образовавшиеся между частями оболочки зазоры и через неплотности собственно формы из бетонной смеси отжимается свободная вода. Через бетонную смесь давление прессования передается и на внутреннюю поверхность уголков арматурного каркаса изготав ливаемого железобетонного элемента. Под действием этого давления уголки раздвигаются, обеспечивая тем самым предварительное напряжение поперечной арматуры каркаса.
После создания в полости пустотообразователя расчетного давления формуемую конструкцию выдерживают под действием этого давления в течение необходимого времени, а затем плавно за 10...20 мин полностью снимают избыточное давление. Резиновые кольца возвращают защитную оболочку пустотообразователя в исходное положение. Зазор, образовавшийся между оболочкой и внутренней поверхностью канала изделия, позволяет свободно извлекать пустотообразователь из формы. Затем последовательно снимают крышку, торцевые стенки, откидывают шарнирно закрепленную боковую стенку и извлекают готовое изделие. После очистки пустотообразователя и формы от остатков бетонной смеси и смазки установка готова к изготовлению очередной конструкции.
Установка для изготовления лабораторных образцов выполнена в двух вариантах. По одному из них установка позволяет формовать элементы с круглым отверстием в сечении (рис. 3.8, а). В связи с этим она не имеет принципиальных отличий от описанного выше технического решения. Для формования в этой установке образцов с квадратным отверстием в сечении изменена лишь конструкция пустотообразователя (рис. 3.8, б, 3.9). В данном случае он выполнен составным из четырех элементов с фигурной формой поперечного сечения. В продольную полость, образованную после сопряжения элементов пустотообразователя между собой, установлены шланги высокого давления. В каждой паре смежных элементов пустотообразователя с шагом выполнены гнезда, в которых на направляющих стержнях установлены стальные пружины сжатия. Эти пружины обеспечивают возврат элементов пустотообразователя в первоначальное положение после снятия гидравлического давления в его полости. Тарировка силового элемента установки показала, что при рабочем давлении жидкости в гидросистеме пустотообразователя величиной 9...10 МПа давление прессования на поверхности контакта бетонной смеси с пустотообразователем составляет 3,0...3,3 МПа.
Напряженно-деформированное состояние нормальных сечений
Экспериментальные исследования напряженно-деформированного состояния нормальных сечений изгибаемых элементов производили на образцах балок, конструкции которых показаны на рис. 4.1. При одинаковых опалубочных размерах балки имели различное продольное и поперечное армирование.
В качестве продольной была использована: - высокопрочная проволочная арматура; - внешняя уголковая арматура (варианты несимметричного и симметричного ар мирования).
Большинство изготовленных конструкций имело традиционное поперечное армирование в виде вертикальных хомутов. В балках серии IV вместо вертикальных были предусмотрены наклонные хомуты.
В трех типах балок (серии I, II и IV) продольное армирование назначали таким образом, чтобы несущая способность нормального сечения была меньше прочности наклонного сечения. В балках серии III соотношение продольного и поперечного армирования принимали из условия, чтобы несущая способность по нормальному и наклонному сечениям была приблизительно одинаковой.
Для оценки влияния разработанного способа формования на напряженно-деформированное состояние нормальных сечений балки серий БНМІ - IV изготавливали по традиционной технологии, а образцы серий БОМІ - IV - с применением длительного прессования. Формование всех балок производили в силовой форме следующей конструкции (рис.4.2). Днище, боковые стенки и крышка формы выполнены из стального листа толщиной 8 мм. Для обеспечения требуемой жесткости перечисленные элементы формы снабжены ребрами, которые установлены с шагом 300 мм.
Одна из боковых стенок сопряжена с днищем жестко. Вторая боковая стенка выполнена откидной. Соединение боковых стенок с крышкой формы производится с помощью болтов диаметром 32 мм. Торцевые стенки выполнены из швеллера № 16, который крепится к боковым стенкам формы посредством четырех болтов диаметром 32 мм. Для пропуска элементов пустотообразователя в торцевых стенках предусмотрены отверстия, форма которых соответствует очертанию отверстия в сечении изготавливаемых конструкций. На формующие поверхности днища, боковых стенок и крышки опалубки наклеена мягкая листовая резина толщиной 2 мм.
Пустотообразователь установки составлен из трех элементов. Основой элемента пустотообразователя служит стальная перфорированная труба диаметром 48 мм, снабженная оболочкой из мягкой резины толщиной 7 мм. На концевых участках элемента, выходящих за пределы торцевых стенок формы, резиновая оболочка приклеена к стальной трубе. На торцах элемента пустотообразователя установлены штуцеры, один из которых соединен с гидравлическим насосом марки НВ - 400, а на второй штуцер после заполнения элемента водой ставится заглушка.
В целом состав бетонной смеси, и технология формования балок были такими же, как и при изготовлении опытных образцов сжатых элементов. Отличия состояли в том, что для приготовления бетонной смеси использовали портландцемент марки МЗОО, а давление прессования бетонной смеси при изготовлении соответствующих образцов принимали равным 0,7 МПа.
Для исследования напряженно-деформированного состояния нормальных сечений на бетон и продольную арматуру балок в процессе их подготовки к испытаниям наклеивали тензорезисторы. Схемы расположения датчиков для балок различных серий показаны на рис. 4.3. Дополнительно для фиксации относительных деформаций крайних верхних и нижних волокон на участке чистого изгиба в семи сечениях каждой балки устанавливали тензометры Аистова с базой измерения деформаций 100 мм. Прогибы балок и возможную осадку опор фиксировали с помощью прогибо-меров Аистова.
Испытания балок производили на специальном стенде (рис. 4.4), прикладывая нагрузку на образец в третях пролета в виде двух сосредоточенных сил. Нагрузку создавали с помощью гидравлических домкратов, подключенных параллельно к ручному гидравлическому насосу марки НВ - 400. Величину прикладываемой нагрузки фиксировали с помощью образцового манометра марки МО -160.
Для назначения ступеней загружения на основании методики СНиП /136/ с учетом данных по фактической прочности исходного бетона (табл.4.1) и физико-механических характеристик продольной арматуры (табл. 4.2) определяли ожидаемую разрушающую нагрузку Fu. До нагрузки 0,8 Fu ступени загружения балок составляли 0,1 Fu, величины последующих ступеней до момента разрушения принимали равными 0,05 Fu. Выдержка образцов под нагрузкой каждой ступени составляла 10 мин. В процессе испытаний помимо регистрации показаний приборов фиксировали моменты появления нормальных трещин, ширину их раскрытия (для балок серий БНМІ, БОМІ) - на уровне центра тяжести растянутой продольной арматуры, для балок остальных серий - на расстоянии порядка 10 мм от вертикальной полки растянутой уголковой арматуры), отслеживали динамику их развития. При достижении предельных нагрузок начинался процесс постоянного увеличения прогиба конструкции и падения давления в гидросистеме загрузочного устройства.
