Содержание к диссертации
Введение
1. Напряжённо-деформированное состояние и расчёт сборно-монолитных конструкций по трещиностойкости 10
1.1. Физические модели деформирования сборно-монолитного железобетона 10
1.2. Расчётные предложения по образованию трещин в сборно-монолитных конструкциях 15
1.3 . Расчётные предложения по определению ширины раскрытия трещин в сборно-монолитных конструкциях 20
1.4. Влияние коррозионных процессов на развитие трещинообразования и работу конструкции с течением времени 31
1.5. Выводы. Цель и задачи исследований 44
2. Экспериментальные исследования трещиностойкости сборно-монолитных конструкций 46
2.1. Экспериментальные исследования сборно-монолитных железобетонных балок без предварительного напряжения
2.1.1. Цель, задачи и программа исследований 46
2.1.2. Объем эксперимента. Конструкции опытных образцов 47
2.1.3. Методика экспериментальных исследований 53
2.1.4. Результаты-испытаний 58
2.2. Экспериментальные исследования сборно-монолитных предварительно напряженных железобетонных балок 69
2.2.1. Цель, задачи и программа исследований 69
2.2.2. Объем эксперимента. Конструкции опытных образцов 70
2.2.3. Результаты испытаний 74
2.3. Выводы 91
3. Расчёт сборно-монолитных конструкций по образованию трещин. учёт влияния коррозии 93
3.1. Исходные положения и рабочие гипотезы 93
3.2. Деформационный критерий трещинобразования з
3.3. Расчёт по образованию нормальных трещин в сборно-монолитных железобетонных конструкциях 99
3.4. Прикладной метод расчёта сборно-монолитных конструкций по образованию трещин 106
3.5. Предложения по расчету трещиностойкости контактного шва железобетонных балок составного сечения 113
3.6. Расчёт поврежденных коррозией сборно-монолитных конструкций по образованию трещин 116
3.7. Выводы 129
4. Расчёт ширинььраскрытия трещин в сборно монолитных конструкциях в том числе с учетом коррозии
4.1. Исходные положения и рабочие гипотезы 130
4.2. Расчёт ширины раскрытия нормальных трещин 130
4.3. Расчёт ширины раскрытия нормальных трещин с учетом коррозионных повреждений 138
4.4. Анализ точности методики расчёта ширины раскрытия трещин 142
4.5. Выводы 145
5. Алгоритмы, численные исследования трещиностойкости сборно-монолитных железобетонных конструкций 146
5.1. Алгоритм расчета сборно-монолитных конструкций по образованию трещин 146
5.1.1. Расчет сборно-монолитных конструкций по образованию трещин без учета коррозионного воздействия 146
5.1.2. Расчет поврежденных коррозией сборно-монолитных конструкций по образованию трещин (инженерная методика)
5.2. Алгоритм расчета сборно-монолитных конструкций по ширине раскрытия нормальных трещин 155
5.3. Численные исследования трещиностойкости сборно-монолитных железобетонных конструкций 161
5.4. Выводы 180
Заключение 182
Список библиографических источников
- . Расчётные предложения по определению ширины раскрытия трещин в сборно-монолитных конструкциях
- Экспериментальные исследования сборно-монолитных предварительно напряженных железобетонных балок
- Прикладной метод расчёта сборно-монолитных конструкций по образованию трещин
- Расчёт ширины раскрытия нормальных трещин с учетом коррозионных повреждений
Введение к работе
з
Актуальность темы. Использование в строительстве сборно-монолитных конструкций, отличающихся меньшим расход стали по сравнению с сборными аналогами и обладающими высокой пространственной жесткостью, с учетом возрастающих требований к безопасной эксплуатации и долговечности, требуют разработки единого аппарата для расчёта сборно-монолитных железобетонных конструкций по П-й группе предельных состояний, включая расчёты по образованию и ширине раскрытия трещин, учитывающие нелинейную и неравновесную работу материалов, а также эксплуатационные условия работы конструкции в том числе с учетом коррозионных повреждений.
Существующие методы, не позволяют смоделировать работу конструкций в реальных условиях их эксплуатации, комплексно оценить влияние уровня нагружения, развития коррозионных повреждений и их воздействия на работу конструкций, преждевременное образование и раскрытие трещин.
Целью исследования является разработка на основе экспериментально-теоретических исследований методики по расчёту трещиностоикости поврежденных коррозией сборно-монолитных железобетонных конструкций.
Научная новизна работы:
- разработана методика расчёта по оценке образования и величины
ширины раскрытия нормальных трещин в поврежденных коррозией сборно-
монолитных железобетонных конструкциях в физически нелинейной
постановке с использованием деформационного критерия;
предложена расчётная модель по оценке трещиностоикости контактного шва сборно-монолитных железобетонных конструкций;
экспериментально выявлены параметры деформирования предварительно напряженных сборно-монолитных конструкций и конструкций без предварительного напряжения;
разработаны алгоритмы расчета оценки образования и величины ширины раскрытия нормальных трещин в поврежденных коррозией сборно-монолитных конструкциях;
- на основании численного анализа оценено влияние различных факторов
(вида и класса бетонов омоноличивания, геометрических характеристик
сечения, интенсивности армирования, степени коррозионного повреждения
арматуры, глубины коррозионного повреждения бетона и др.) на тре-
щиностойкость сборно-монолитных конструкций.
Достоверность результатов исследования обеспечивается
согласованностью с основными законами и положениями строительной механики и современной нелинейной теории железобетона, сопоставлением результатов расчета по разработанным методикам с проведенными экспериментальными исследованиями, включая экспериментальные исследования других авторов.
Практическое значение работы заключается в решении актуальной научно-технической задачи по оценке образования и величины ширины раскрытия трещин в поврежденных коррозией сборно-монолитных конструкциях с учётом нелинейной и неравновесной работы железобетона (в частности ползучести), позволяющей достоверно оценить напряженно-деформированное состояние железобетонных элементов, повысить конструктивную безопасность, экономичность как проектируемых, так и усиливаемых железобетонных конструкций зданий и сооружений.
Результаты выполненных исследований использованы при выполнении ряда проектов ОАО «Центрогипроруда» (г. Белгород); ОАО «Белгородгражданпроект»: внедрены в учебный процесс ГОУ ВПО Московской государственной академии коммунального хозяйства и строительства.
Апробация работы. Основные результаты диссертационной работы отражены в 5 научных статьях, в том числе в 4 из Перечня периодических изданий рекомендованных ВАКом России для публикации материалов кандидатских диссертаций, а также докладывались:
- на Международной научно-практической конференции «Оценка риска и
безопасность строительных конструкций» (г.Воронеж, 2006 г.);
-на IV Международном студенческом форуме «Образование, наука, производство» (г. Белгород, 2008 г.);
-на Международной научно-практической конференции
«Фундаментальные и прикладные исследования в системе образования» (г. Курск, 2009г.).
-на научно-практической конференции "Современные технологии в промышленности строительных материалов и стройиндустрии" (г. Белгород, 2010 г.),
В полном объеме работа доложена и одобрена на заседании кафедры «Железобетонные конструкции» Московской государственной академии коммунального хозяйства и строительства.
На защиту выносятся: -разработанные методики по оценке образования и величины ширины раскрытия нормальных трещин в поврежденных коррозией сборно-монолитных железобетонных изгибаемых элементах;
-предложения по оценке трещиностойкости контактного шва сборно-монолитных железобетонных конструкций;
-выявленные количественные показатели влияния различных факторов (соотношения высот поперечных сечений монолитного и сборного бетонов, прочности бетона, процента армирования, возраста бетона, коррозионных повреждений арматуры и сжатого бетона) на трещиностойкость сборно-монолитных конструкций;
-результаты экспериментальных исследований трещиностойкости предварительно напряженных сборно-монолитных конструкций и сборно-монолитных конструкций без предварительного напряжения; -разработанные алгоритмы расчёта по оценке образования и величины ширины раскрытия нормальных трещин.
Структура и объём работы. Диссертационная работа состоит из введения, пяти глав, заключения с основными выводами, списка литературы,
. Расчётные предложения по определению ширины раскрытия трещин в сборно-монолитных конструкциях
Некоторые аспекты, касающихся оценки трещиностойкости и величины ширины раскрытия трещин для сборно-монолитных конструкций с учетом коррозии всё ещё остаются недостаточно изученными. Отметим наряду с этим целый ряд выполненных исследований и разработанных методов расчёта, по образованию и ширине раскрытия трещин в стержневых сборно-монолитных конструкциях [11, 12, 16, 30, 44, 57, 58, 63, 68, 69, 82, 83, 84, 103, 106, 107, 108, 148, 149,152,153,154, 163].
Несмотря на это существует необходимость установления общего критерия трещинообразования для сборно-монолитных конструкций, обусловленная различием в работе элемента на стадиях деформирования без трещин и после образования трещин, отражаемая в физических соотношениях и жесткостных характеристиках сечений.
Наибольшее распространение получили закономерности, основанные на теории ядровых моментов[113] МГ МСГС; (1.1) где Мг — момент приложенных к конструкции внешних сил относительно оси, проходящей через ядровую точку, наиболее удаленную от растянутой зоны, трещинообразование которой проверяется; МсГС — момент, воспринимаемый нормальным сечением элемента при образовании трещин.
Рассмотрим особенности расчета сборно-монолитных конструкций по второй группе предельных состояний исходя из теории ядровых моментов, основываясь на работах А. Б. Голышева [45-47]. Расчёт по образованию трещин производят для двух стадий работы конструкции:
1) до приобретения монолитным бетоном заданной прочности -на воздействие нагрузок, возникающих в период строительства и действующих в процессе эксплуатации сооружения, и нагрузок, возникающих в процессе эксплуатации сооружения;
2) после приобретения монолитным бетоном заданной прочности, т.е при совместной работе его со сборным элементом - на воздействие нагрузок, возникающих в период строительства и действующих в процессе эксплуатации сооружения, и нагрузок, возникающих в процессе эксплуатации-сооружения. исходя из этого конструкции делят на 2 класса: - конструкции (статически определимые конструкции и пролетные участки статически неопределимых конструкций), сборные элементы которых рассчитаны на восприятие нагрузок,, возникающих в период строительства при работе по разрезной или неразрезной схеме, монолитный бетон- не выходит на растянутую грань; - конструкции (статические определимые конструкции, надопорные участки статически неопределимых конструкций), сборные элементы которых выполняют роль растянутой рабочей- арматуры, т.е. не рассчитаны на восприятие нагрузок, возникающих в период строительства, монолитный бетон выходит на растянутую грань.
Для конструкций первого класса расчет по образованию нормальных трещин производят из условия: М, +M MCK=Mi+[Ni0(elo+riy)-Ml] - + ((Tcd+cxCty)W0+RcpWm; (1.2) "і о где Nl 0 - равнодействующая усилий предварительного1 обжатия сборного элемента с учетом потерь, проявившихся до приобретения монолитным бетоном заданной прочности; тсд, стсу - напряжения в наиболее растянутых от внешних нагрузок волокнах конструкций, вызванные усадкой и ползучестью бетонов; г]у - расстояние от центра тяжести приведенного сечения сборного элемента до ядровой точки; Wl0 - момент сопротивления приведенного сечения сборного элемента относительно крайних растянутых волокон, определяемый как,для,упругого материала; Ж0 и WT - моменты сопротивления приведенного сечения конструкции относительно крайних растянутых волокон, определяемые, соответственно, как для упругого материала и» с учетом неупругих деформаций растянутого бетона. Для конструкций второго типа расчет по образованию нормальных трещин-производят из условия: М МСГС= + тсу W0+RCtPWT (1.3) \Аіп )
Эти формулььучитывают двухстадийную работу конструкций, напряжения в бетоне сжатой зоны определяют с учетом упругих, а для сборного элемента? (в необходимых случаях) — также с учетом неупругих деформаций; напряжения в бетоне растянутой зоны распределяются равномерно и принимаются равными предельному сопротивлению бетона осевому растяжению; для деформаций бетона и арматуры принимается линейный закон распределения по высоте сечения:
В дальнейших исследованиях А. Б. Голышева, в? частности в;работе [46] были обобщены результаты экспериментальных и теоретических исследований применительно к трещиностойкости нормальных сечений стержневых сборно-монолитных конструкций: red -. г /л Ту red , Mr=Mx+M Mcrc= у—+ + Ml(l— - ) + (с/,д + Wred,\ wred,\ + u,l)Wred +Kbt,serlWpl, (1.4) ./ где Гу=Ыр - кя=1,6- -; 0,1 кя 1; Кя - »6 „ ; 0,75 Аг1я 1. ГІ.У А-0л і Ri lred,\ лЬ,зегІ
В этой формуле более точно учитывается влияние неупругих деформаций путём ввода коэффициентов кя и кі.Л, зависящих от напряжений в наиболее обжатых волокнах.
В работе Полищука В.П. была предложена следующая зависимость для учета неупругих деформаций бетонов, учитывая в большинстве случаев пониженные прочностные и повышенные деформативные свойства монолитного бетона[107]: Мх + М Мсгс =МХ+ - Я—?- + Rbt serlWpl, (1.5) red где ку — коэффициент, учитывающий смещение условной ядровой точки из-за неупругих деформаций бетонов сжатой зоньг к JJL= Vred-h)Aed (16) гя (Aredyk-S\Wred
Однако в этой работе не учитывалась.работа растянутой зоны монолитного бетона и при определении влияния усадки и ползучести, не-принималось во внимание, что величина сдвиговых связей на уровне контакта до.приобретения монолитным бетоном проектной прочности не равняется нулю. Эти недостатки были восполнены Я. Г. Сунгатуллиным [143]. vxcrc 1УМ\ "г Ml+M Mcrc =M\ + yM lJ-L + (ZJ +Xa )w„a + Wred\ 4t,ser\rvred CI.7) где Z Jlgi—дополнительное напряжение, вызванное ползучестью и усадкой бетона сборного элемента (до приобретения монолитным бетоном некоторой начальной прочности), Sag/- — то же вызванные усадкой и ползучестью сборного и монолитного бетонов после приобретения монолитным бетоном некоторой начальной прочности.
В справочном пособии к СНиП 2.03.01-84 неупругие деформации были учтены введением коэффициента р к величине ядрового расстояния г[142]. для внецентренно сжатых конструкций: Mr=Mx+N2(eQ-r), (1.8) для внецентренно растянутых конструкций Mt=Mx+N2(eQ+r\ (1.9) здесь z - расстояние от центра тяжести сечения конструкции, приведенного (по модулю упругости) к бетону сборного элемента, до ядровой точки указанного сечения, наиболее удаленной от растянутой4 зоны, трещинообразование которой определяется.
Экспериментальные исследования сборно-монолитных предварительно напряженных железобетонных балок
Таким образом модель деформирования сжато-изогнутого конструктивного элемента в условиях воздействия сульфатсодержащей среды И.Г. Овчинникова представляет собой систему разрешающих уравнений проникания среды в элемент и дифференциального уравнения для параметров химического взаимодействия. В своих- исследованиях изгибаемых железобетонных конструкций, подверженных воздействию коррозии (сульфатосодержащей средой) автор отмечает, что совместное действие напряжения и коррозионной среды вызывают разрушение большее, чем суммарный эффект двух одиночных независимых разрушений[99].
Немаловажным фактором, оказывающим влияние на коррозионную проницаемость бетона является уровень напряженно-деформированного состояния.
Экспериментально установлено[25], что уровень сжатия оказывает влияние на коррозионную повреждаемость портландцементного камня.
Коррозия, согласно работам В.М. Бондаренко, в зависимости от уровня напряженно-деформированного состояния, связанная преимущественно со структурными изменениями материала применительно ко всем агрессивным средам, может развиваться в рамках различных стадий силового сопротивления. Каждому уровню нагружения соответствуют свои параметры силового и противокоррозионного сопротивления[22].
Обобщенное уравнение кинетики повреждений построенное В.М. Бондаренко отражает указанную стадийность тем, что величины параметров а,т,8 являются функциями уровня напряжений сжатия. Vo) (1.62) - глубина проникновения коррозии (глубина нейтрализации); Д -приращение глубины проникновения коррозионного фронта в конструкцию; t,t0 - начальное и текущее время изменения глубины проникновения коррозии; а и т - параметры кинетики развития повреждений, функции уровня напряжений сжатия. Преобразуем выражение (1.62)[22]: dAS(t,tQ) = a-dt (1.63) Ммо)Г Решая дифференциальное уравнение (1.63) получим несколько частных решений, в зависимости от принимаемой величины т. 1. При т=0, скорость проникновения коррозии постоянна: " ( оЛ) (1.64) ?( ,)= „( ) + a(t0) кр 2. При т=1, скорость продвижения фронта коррозии пропорциональна дефициту максимального и текущего значения S, накопленного к моменту V. 0) = [l-A 0,/0 -« (/), (1.65) где (1.66) 3. При /яє[2,3,4...и], скорость продвижения фронта коррозии замедляется наименее динамично: \-т ( о) = l-{(AS(t0,tJ-m)+a{l-m)(t0)} к( ) (1.67) Для параметров а,т,8кр в области сжатия была построена функциональная связь в зависимости от уровня напряжений сжатия(вследствие отсутствия экспериментальных исследований в рамках рассматриваемой задачи при растягивающих напряжениях вынуждены ограничиваться областью сжатия); [26] \
Этим отличается описываемое предложение В.М. Бондаренко от существующих, хотя раньше С.А. Гузеевым, В.П. Селяевым, П.Г. Комоховым и др. была замечена связь между развитием неравновесных процессов.в бетоне: коррозионных повреждений, ползучестью и др. с уровнем напряжений сжатия.
Каждому константному уровню расчетного. напряженно-деформированного состояния соответствует свой набор параметров сс;т,дкр. С учетом форм кривых зависимостей этих параметров от % искомые функции в пределах " д х можно принимать в виде полинома[20]: В общем виде при расчетно-ступенчатом нагружении для- каждого ІС-того пригружения, считая, что в бетоне они- происходят СИНХрОННОі С jfif-ТЫМИ изменениями.уровнянапряженногосостоянии, можно записать[22]:
А.И. Иопеско был предложена методика» численного расчета железобетонных стержней- при коррозионных воздействиях[110]1 Рассматриваемая конструкция разбивается по длине на. ряд участков (блок-отсеков), на границах которых предполагается наличие тонких, но-жестких на изгиб- из своей прочности, диафрагм. Арматура представляется самостоятельными полосами, работающими на растяжение или сжатие, имеющими жесткую связь, с бетоном только в районе жестких диафрагм. Влияние агрессивной среды на бетон рассматривается как фактор, изменяющий
Указанная деформаций крайнего сжатого волокна «здорового» бетона и статья освещает методику получения параметров ОС, 8кр, т в применении к ползучести, однако она аналогична в случае определения функций уровня напряжений для коррозионных повреждений в рамках устойчивого сопротивления во времени его деформативные и прочностные свойства. Разрушение моделируется с использованием критерия устойчивости в виде равенства вариаций внешних и внутренних моментов, а также условий прочности по ограничению величины предельных арматуры[110]: (1.71) (1.72) (1.73) Система канонических уравнений метода перемещений: zrru+z2-rn+rlp=0 где rXp =-M;r2p = -N; гп=-- {А,Е,у ) A /=1 i, n і n Гц = r2i = -г E (A,E,y,); r22 = - Y, (Л, E,) A /=i A ,=1 A, - площадь поперечного сечения отдельных стержней, входящих в расчетную схему; Е, - условный модуль упругости каждого из стержней расчетной схемы, изменяемый в процессе расчета; у, - расстояние от середины высоты сечения до центров тяжести соответствующих стрежней; Я -длина характерного объема. Рассматривая влияние коррозионных повреждений на работу арматуры можно отметить что инициация процесса коррозия арматуры [168] связана: - с карбонизацией защитного слоя бетона; - проникновением ионов хлора; - непосредственной коррозией арматуры посредством диффузии кислорода и влаги через поры, заполненные воздухом.
Прикладной метод расчёта сборно-монолитных конструкций по образованию трещин
При этом несущая способность балок возрастает в 1,6раза(12,8кНм - для балок серии 10СМЗ; 20,8кНм - для балок серии 18СМЗ). Разница в моментах трещинообразования составила 15%, что свидетельствует о незначительном влиянии армирования на трещиностойкость изгибаемых элементов. Хотя следует учитывать, что в связи с незначительными размерами поперечного сечения образцов 100x200мм для серии 18СМЗ диаметр продольной арматуры 18мм существенен. Аналогичная картина была характерна и для балок серий 10СМ4 и 18СМ4, для которых момент трещинообразования составил 0,24-0,31 и 0,18-0,21 от разрушающего момента соответственно; при фактических значениях момента трещинообразования 2,9-ЗкНм и 3,75кНм. По мнению Голышева А.Б. предельная растяжимость армированного бетона при появлении: трещин незначительно превышает предельную растяжимость при разрыве неармированного и правильнее было бы говорить не определенной растяжимости как о характеристике материала, а об отдалении момента появления видимых невооруженным глазом трещин при одновременном увеличении их количества и более равномерном распределении в бетоне. Само собой разумеется, что распределенное (дисперстное) армирование способствует, по сравнению с сосредоточенным, более равномерному распределению усилий по сечению, перекрывает некоторые начальные трещины, сглаживает пики напряжений и тем самым улучшает условия сопротивления бетона растяжению.
Анализируя трещиностойкость образцов с разным пролетом среза можно Мсгс отметить, ориентируясь на средние значения отношение —— , что для серии с пролетом среза 400мм она выше от 23% до 36% по сравнению с пролетом среза 300мм. Сравнивая показатели характеризующие образцы серий с использованием в качестве крупного заполнителя в монолитном бетоне кварцитопесчаника месторождений Курской магнитной аномалии (серии 10GM3KMA, 18СМЗКМА), с аналогичными образцами предусматривающими использование традиционных решений в качестве крупного заполнителя(10СМЗ, 18СМЗ), можно отметить следующее. Момент трещинообразования для балок серии 10СМЗКМА составил 0,27-Ю,33 от разрушающего, что практически аналогично показателям для серии 10СМЗ - 0,3- -0,39 от максимального момента; для балок серии 18СМЗКМА - (0.18ч-0.2і)Мраз/,, а для балок серии 18СМЗ (0.18-ь0,19)Мрш/). На основании вышеприведенного можно сделать вывод что образцы серии КМА отвечают требованиям по трещиностойкости так же как и образцы с традиционными решениями, что подтверждает целесообразность»их использование, как более экономически выгодных с применением местных материалов в качестве крупного заполнителя, например кварцитопесчаника, в монолитном бетоне.
Существенный практический интерес представляло определение экспериментальной предельной растяжимости бетона. Для балок серии» 10СМЗ средняя величина Бьш была равна соответственно 27,7x10"5, для балок серии СМ10СМ4 средняя величина еьш составила 29;4х10"5.
В балках серии 18СМЗ средняя величина гЬш равна 26,4x10"5 , для балок серии 18СМ4 - 26,7х10"5 . Для? балок серий КМА:. 10GM3KMA средняя величина выи равна 28,0х10"5, для балок серии 18СМЗКМА - 27,5х10"5.
Выполненные исследования- позволяют отметить, что диаграмма деформирования бетона при растяжении имеет два участка (рис.2.8), с разными углами наклона к оси-деформаций. Для первого участка характерна упругая работа бетона, для второго — проявление пластических свойств бетона. Излом диаграммы деформирования связан также с нарушением сплошности бетона, вследствие образования и развития в нем микротрещин. CM 3-1 KM A
С учетом задач поставленных при проведении экспериментальных исследований, был выполнен анализ полученных результатов.
Моделирование коррозии арматуры производилось изменением диаметра продольной рабочей арматуры с 18 до 10мм.
В балках серии 10СМЗ усилие трещинообразования составило 10,0 кН -снизилось на 15% по сравнению с 11,5 кН в балках серии 18СМЗ. Уменьшение усилия трещинообразования в балках серии 10СМ4 по сравнению с балками серии 18СМ4 составило 28%, а в балках серии 10СМЗ КМА и 18 СМЗ КМА -на 13%. Учитывая, что вследствие уменьшения площади поперечного сечения арматуры почти в три раза, снижение трещиностойкости не превышало 28%, что свидетельствует о незначительным влиянии коррозии арматуры на трещинообразование. Однако, процесс коррозии арматуры достаточно сложен, Объём продуктов коррозии зачастую превышает объём прокорродировавшего металла в 2-2,5 раза, в результате возникает давление на защитный слой бетона, что значительно влияет на трещиностойкость нормальных сечений. Приведенные выше выводы позволяют оценивать только фактор снижения площади рабочей арматуры.
Анализ исследования ширины раскрытия трещин и параметров влияющих на её величину, проводился с учетом поставленных целей о моделировании коррозионных процессов в арматуре на стадии эксплуатационных нагрузок с целью прогнозирования долговечности и безопасной эксплуатации конструкций по данному предельному состоянию.
На рис. 2.9 —2.11 приведены деформации арматуры в сечениях с трещиной. До момента образования трещин скорость роста деформаций арматуры постоянна. В момент образования трещин угол наклона графиков деформации изменяется, наблюдается ускоренный рост деформаций арматуры. Участок ускоренного роста деформации арматуры в сечениях с трещиной вызван постепенным выключением из работы растянутого бетона.
Относительные деформации арматуры сборно-монолитных балок 18СМЗКМА Сравнивая графики» относительных деформаций арматуры для образцов серий 10СМЗ и 18СМ4 можно отметить, что до образования трещин на первом участке кривой, который приближается к прямой, угол наклона к горизонтальной оси кривых различен, для серии 10СМЗ - 75, когда для 18СМ4, 18СМЗКМА около 45, что характеризует степень нарастания относительных деформаций в арматуре при постепенном увеличении нагрузки. С увеличением диаметра продольной арматуры относительные деформации уменьшаются и нарастают менее интенсивно с увеличением нагрузки.
Из анализа схем образования, и развития трещин (рис.2.12-2.13, приложение 4) можно отметить, что в начальный момент после образования-. трещин расстояние между ними носит случайный характер. При дополнительном увеличении нагрузки происходит образование новых трещин.
При образовании нормальных трещин, по мере увеличения нагрузки, наблюдается её развитие в сторону контакта бетонов и увеличение ширины их раскрытия. В эксплутационной стадии нормальные трещины доходят до плоскости контакта бетонов: Для стадии эксплутационных нагрузок характерен в определённой степенитгооцесс стабилизации расстояний между трещинами.
Расчёт ширины раскрытия нормальных трещин с учетом коррозионных повреждений
В балках серии BCMVI момент трещинообразования составил 0,25 от разрушающего момента, а в балках серии BCMV— 0,38 от разрушающего момента при классе монолитного бетона В 12,5 при уровне преднапряжения продольной арматуры сборного элемента 345МПа и 390МПа соответственно. Аналогично в балках серии BCMIV момент трещинообразования составил 0,35 от разрушающего момента а в балках серии БСМІ — 0,43 от разрушающего момента при классе монолитного бетона В 12,5 и уровне преднапряжения в сборном элементе 365МПа и 430МПа соответственно. В балках серии БСМІІ момент трещинообразования составил 0,42 от разрушающего момента а в балках серии БСМШ — 0,47 от разрушающего момента при классе монолитного бетона В30 и уровне преднапряжения в сборном элементе 440МПа и 470МПа соответственно, что подтверждает общепринятые положения, о том, что с увеличением интенсивности предварительного обжатия трешиностойкость нормальных сечений повышается.
При оценке трещиностойкости нормальных сечений при определении соотношения момента образования трещин и разрушающего момента не учитывались образцы №3 всех серий, т.к. для них, в связи с отсутствием каркасов в зоне чистого изгиба характерно снижение прочности по нормальному сечению от 20 до 30 %. Учитывая, что отсутствие данного каркаса не отражается на моменте образования трещин, это приводит к такому же пропорциональному возрастанию соотношения момента трещинообразования к разрушающему моменту.
Оценивая влияние коррозии бетона на трещиностойкость, моделируемую снижением прочности монолитного бетона, можно отметить следующее. Так для балок БСМ I при классе монолитного бетона В- 22,5 опытный момент трещинообразования составил 11,0 кНм, а для балок БСМ II при классе монолитного бетона ВЗО — 11,3 кН-м при сопоставимой величине предварительного напряжения. Аналогичную картину можно отметить и для балок БСМ IV с монолитным бетоном В22,5, момент трещинообразования — 9,0 кН-м, а для балок BGMV с монолитным бетоном В 12,5 - 9,55 кН-м. При этом величина предварительного напряжения в балках БСМ V в 1,07 раза превышала аналогичную величину для-балок БСМ IV.
Анализируя вышеприведенные результаты можно отметить, что влияние снижения прочности монолитного бетона налрещиностойкость незначительно.
На основании анализа результатов проведенных испытаний можно отметить, что для образцов с мелкозернистым бетоном в качестве бетона омоноличивания трещиностойкость меняется незначительно. Для образцов серии БСМП момент трещинообразования! составил 0,42 от разрушающего момента, а в балках серии БСМПІ с тяжелым бетоном того же класса В30— 0,47 от разрушающего момента при том, что величина предняпряжении для балок серии БСМП в 1,09 раза был ниже аналогичного показателя для образов серии БСМШ. На основании анализа результатов проведенных испытаний можно отметить, что использование мелкозернистого бетона в качестве бетона омоноличивания вполне допустимо. Для образцов с использованием пенобетона в качестве бетона омоноличивания- наблюдались, более существенная разница в показателях. В" балках серии. BCMVI момент трещинообразования составил 0,25 от разрушающего момента, а в балках серии БСМ V для которых в качестве бетона омоноличивания использволся тяжелый бетон того же класса В 12,5- 0,38 от разрушающего момента при том, трещиностойкость была выше в 1,52 раза, а величина преднапряжения для балок серии BCMV была только в 1,13 раза выше аналогичного показателя для образов серии BCMVI, что свидетельствует о том, что использование пенобетона в качестве бетона омоноличивания снижает трещиностойкость сборно-монолитных конструкций-до 30%.
Существенный практический интерес представляло определение экспериментальной предельной растяжимости бетона и оценки влиянияна неё тех или иных факторов. Для балок серии БЄМБ средняя величина еьт была равна5 соответственно 31,05х10"5, для.балок серии БСМП - 35,7х10"5, для балок серии БСМІІІ- 32,53x10"5 , для балок серии-BCMIV - 35,7x10"5 , для балок серии-BCMV - 32,53x10"5, для балок серии BCMVI - 31,63x10"5.
Выполненные исследования- позволяют отметить, что диаграмма. деформирования бетона при растяжении имеет два участка (рис.2121), с разными, углами наклона к оси деформаций. Для первого участка характерна упругая работа бетона, для второго - проявление пластических свойств бетона. Излом диаграммы деформирования связан также с нарушением сплошности бетона вследствие образования и развития в нем микротрещин.
Похожие диссертации на Трещинообразование сборно-монолитных железобетонных конструкций с учетом коррозии
