Содержание к диссертации
Введение
1. Современные представления о демпфирующей способности структуры бетона при ударном и статическом нагружении 8
1.1. Причины разрушения забивных свай и потерь свайного железобетона 8
1.2. Влияние структурно-механической неоднородности бетона на его ударную стойкость и прочность 10
1.3. Методы испытаний бетона на удар. Поведение и особенности разрушения бетона при ударном нагружении 26
1.4. Влияние маложестких компонентов на физико-механические свойства бетона 39
1.5. Постановка задачи исследования 50
2. Механизм демпфирования бетона при статическом и динамическом нагружении 53
2.1. Природа демпфирующего эффекта 53
2.2. Критерии оценки ударной выносливости бетона 62
Выводы 68
3. Характеристика сырьевых материалов и методов экспериментальных исследований 69
3.1. Методы экспериментальных исследований 69
3.2. Характеристика исходных сырьевых материалов 79
Выводы 84
4. Исследование ударной выносливости и прочности бетонов на основе демпфирующих компонентов различной природы 85
1. Мелкозернистые бетоны на основе демпфирующих компонентов в виде маложестких песков различной природы 85
2. Ударная стойкость мелкозернистых бетонов при замораживании и сушке 97
3. Анализ ударной стойкости бетонов по параметрам динамического упрочнения и выносливости 99
4. Систематизация и классификация демпфирующих компонентов по жесткости и влиянию на основные свойства бетонов 104
Выводы 107
Проектирование и внедрение составов бетонов повышенной ударной выносливости в производстве забивных железобетонных свай 109
Выводы 126
Общие выводы 128
Литература 130
- Влияние структурно-механической неоднородности бетона на его ударную стойкость и прочность
- Природа демпфирующего эффекта
- Мелкозернистые бетоны на основе демпфирующих компонентов в виде маложестких песков различной природы
- Анализ ударной стойкости бетонов по параметрам динамического упрочнения и выносливости
Влияние структурно-механической неоднородности бетона на его ударную стойкость и прочность
Сегодня считается общепризнанным определяющее влияние структуры материалов, в том числе и бетона, на их физико-механические свойства. Особенностью структуры бетона является ее высокая неоднородность, дефектность, определяемые тремя факторами:
- пористостью цементного камня;
- значительным различием составляющих бетона по упругим и прочностным характеристикам;
- дефектностью структуры бетона на всех ее уровнях.
В зависимости от размеров в цементном камне выделяют три группы пор: поры геля, капиллярные поры и макропоры. Поры геля имеют средний размер (15-30)-10"4 мкм и составляют (по Пауэрсу) около 28% от его объема.
Капиллярная пористость характеризуется спектром пор от сотых долей до нескольких микрон и изменяется в пределах от 10 до 40% и более. Меньшее значение пористости соответствует цементному камню нормального твердения в возрасте 28 сут при В/Ц около 0,2, большее значение - при В/Ц около 0,8. В этом интервале В/Ц прочность цементного камня изменяется в пределах одного порядка: на сжатие приблизительно от 100 до 15 МПа [24].
Макропоры в цементном камне - это поры с размерами до 104 мкм. Несмотря на незначительное содержание в цементном камне и бетоне макропор (до нескольких процентов) они отрицательно влияют на прочность бетона. Таким образом, цементный камень - носитель прочности бетона - содержит поры различных размеров, которые существенно снижают прочностные свойства бетона.
Значительное различие цементного камня и заполнителей бетона по прочностным и упругим характеристикам определяется тем обстоятельством, что плотные заполнители тяжелых бетонов, в т.ч. кварцевый песок, не обладают идеальной совместимостью с цементным камнем, имеющим модуль упругости (0,8 - 2,0)-104 МПа, в силу своей высокой жесткости (модуль упругости до 105 МПа), приводящей к значительным усадочным напряжениям при твердении. Обратим внимание, что для повышения однородности бетона по упругим характеристикам ряд пористых заполнителей, например, керамзит (модуль упругости около 104 МПа), имеют преимущество по сравнению с плотными заполнителями.
Дефектность структуры бетона складывается из дефектности цементного камня, определяемой микротрещинами термомеханической и усадочной природы, и несовершенством контактного слоя между цементным камнем и заполнителем. Слабость контактного слоя определяется седиментационными процессами в свежеуложенном бетоне и развитием в нем усадочных трещин при твердении. Сначала в результате внутреннего водоотделения вода скапливается под зернами заполнителя, в результате чего образуются пустоты, частично или полностью заполненные водой. В процессе твердения бетона дефектность контактного слоя усиливается за счет возникновения усадочных напряжений и, как следствие этого, образование и развитие трещин усадочной породы, локализованных, в основном, на границах раздела фаз с различными жесткостями.
Одними из первых А. Брандцег [118], Дж. Робинсон [142], Т. Хсу и др. [126, 127] при непосредственном наблюдении за образованием и развитием трещин в бетоне обратили внимание на микротрещины, существовавшие в нем до приложения механических нагрузок. Авторы [127] выделили в зависимости от локализации три разновидности начальных трещин: трещины контактного слоя (названные ими трещинами сцепления), трещины в цементном камне и трещины в заполнителе. Ими было показано, что инициаторами тре-щинообразования в бетоне при одноосном сжатии являются трещины, сконцентрированные на поверхности раздела "крупный заполнитель - песчано-цементный раствор". Впоследствии описанную выше локализацию усадочных трещин подтвердили Т. Гансен [26] и другие исследователи. Так, К. Дерочер [120] изучал процессы микротрещинообразования в бетоне при действии на него сжимающих усилий с помощью сканирующего электронного микроскопа. Им было установлено, что до приложения механических нагрузок в бетоне, как с круглым, так и с угловатым заполнителем уже существуют дефекты в виде микротрещин в контактной зоне между заполнителем и цементным камнем и в самом цементном камне. При действии сжимающих усилий микротрещины расширяются, удлиняются и разрушают бетон. Причиной возникновения таких трещин автор считает седиментационные процессы в свежеуло-женном бетоне и в некоторой степени его усадку.
Авторы [102] при одноосном и трехосном сжатии обычного бетона установили наличие начальных трещин под частицами крупного заполнителя еще до нагружения. Обнаружено [101], что 60-70% общего количества трещин в бетоне составляют трещины в контактной зоне. Все это ослабляет контактный слой, нарушает монолитность, снижает однородность и прочность бетона в целом. Г.И. Горчаков и др. [96] приводят данные серии опытов, в которых прочность бетона на растяжение в вертикальном направлении (к поверхности бетона) оказалась в 1,7 раза меньше, чем в горизонтальном.
Из сказанного видно, что причины, определяющие неоднородность и дефектность самого цементного камня и его контакта с заполнителями одни и те же. Это наличие в цементном камне и контактном слое пор, пустот и начальных трещин усадочной природы. Сегодня нет единого мнения о том, какие из названных выше дефектов структуры в большей степени инициируют разрушение и влияют на прочность цементного камня и бетона. Большинство исследователей отдает предпочтение трещинам усадочной природы. Рассмотрим этот аспект более подробно.
Все работы в области усадки цементного камня и бетона можно разбить на две группы:
- исследования, касающиеся измерения усадочных деформаций;
- исследования, касающиеся определения внутренних напряжений в конгломератной структуре бетона.
Известен ряд фундаментальных работ, посвященных вопросам усадки цементного камня и бетона. В нашей стране работы в этом направлении проводились З.Н. Цилосани и его школой [106], СВ. Александровским [3, 4], А.Е. Шейкиным [108], школой К.Г. Красильникова [52] и др. Не касаясь причин, вызывающих усадку бетона, остановимся на некоторых аспектах природы собственных деформаций и напряжений твердеющего бетона.
А.Е. Шейкин, Ю.В. Чеховский, М.И. Бруссер [108] усадочные деформации влажного бетона в процессе сушки на воздухе разделяют на проявившиеся и не проявившиеся. Последние и обуславливают возникновение в бетоне внутренних усадочных напряжений. На рис. 1.1 приведены результаты испытаний на изгиб образцов песчано-цементного раствора водного хранения и образцов-близнецов, твердевших на воздухе, из которых видно, что прочность последних, имеющих напряжения от усадки, на 6-38 % ниже.
А Невилль [62] отмечает, что наибольшее влияние на величину усадки бетона оказывает заполнитель, и, в первую очередь, его упругие свойства. Так, например, использование заполнителей из металла приводит к снижению величины усадки на 1/3, а керамзитобетон имеет усадку на 1/3 больше по сравнению с бетоном на плотном заполнителе. При этом и для бетона на различных плотных заполнителях наблюдаются значительные колебания усадочных деформаций (рис. 1.2). Невилль считает, что в раннем возрасте усадка бетона изменяется в обратной зависимости от его модуля упругости, и, следовательно, от модуля упругости его заполнителя.
Природа демпфирующего эффекта
Остановимся на представлениях о механизме действия демпфирующего включения как энергетического "гасителя", основанных на идеях П. Г. Комо-хова и общих положениях механики разрушения композитов с распределенными в матрице дисперсными частицами [13, 14, 15, 16, 41, 45, 46, 47, 48, 57].
Самопроизвольное развитие трещины с ее удлинением на величину х стимулируется положительным балансом между приращением упругой энергии разгрузки локального объема материала 1 -х2 в вершине трещины и высвобождающейся поверхностной энергии формирующихся поверхностей площадью \-2х (рассматривается растягиваемая пластинка единичной толщины). В соответствии с уровнем плотности упругой энергии в вершине трещины a 12Е\ (здесь о « ки0 - напряжение растяжения в вершине трещины на участке малой длины х; 50 - среднее напряжение, соответствующее внешней нагрузке; к - коэффициент концентрации напряжений в вершине трещины; Е\ - модуль упругости материала) это условие спонтанного развития трещины определится как д(а2/2Е{ X2)/ дх 5(2уЕ х)/ дх, (2.1) где y-z - энергия разрушения твердой фазы.
Пока прирост упругой энергии разгрузки превышает приращение поверхностной энергии образующихся поверхностей, т. е. выполняется условие (2.1), трещина, согласно принципу минимума энергии, будет спонтанно прогрессировать.
Включение пониженной жесткости на пути трещины снизит уровень напряжений в ее вершине приблизительно пропорционально соотношению модулей упругости фаз матрицы и демпфера Е\/Е2, при этом уровень плотности упругой энергии понизится пропорционально квадрату модулей упругости (Еі/Е2) за счет изменения напряжения и, с другой стороны, повысится пропорционально Е\1Ег в связи со снижением модуля упругости твердой фазы до уровня Е2. Общее снижение упругой энергии в вершине трещины с учетом этих изменений окажется пропорциональным соотношению Е\/Е2.
В идеальном случае высокая деформативность и высокие упруго-вязкие свойства демпфирующей фазы при ее хорошем сцеплении с матрицей могут обусловить, кроме того, высокие показатели этой фазы по характеристике энергии разрушения уь а совместное влияние названных последствий действия демпфера или действие одного из следствий при сохранении влияния по другому фактору на исходном уровне обусловит энергетическую невыгодность трещинообразования и его локализацию.
В предельном случае демпфером является включение с нулевой жесткостью, т. е. пора. Однако включение очень низкой жесткости, являясь выраженным концентратором напряжений, формирует собственное поле напряжений высокой интенсивности. Локальное повышение напряжений в окрестности низкомодульного включения интенсифицирует процесс трещинообразования по механизму взаимодействия растущей трещины с областью концентрации напряжений. Демпфирующее включение очень низкой жесткости может не обеспечить остановки трещины из-за нарушения равновесности в силу перераспределения напряжений и перегрузки противоположного берега фазы основного материала с последующим разрушением по силовому механизму из-за перегрузки или энергетическому - в силу инициирования новых равновесных трещин. Поэтому наибольший эффект будет достигаться при использовании компонентов умеренной жесткости, когда благоприятное действие демпфирования будет превосходить потери, связанные с отрицательным влиянием нового ранга дефектов структуры как концентраторов напряжений. В этом смысле идеальными демпферами являются вводимые в структуру бетона полимерные добавки, в особенности по технологии пропитки готовых изделий, когда одновременно достигается кольматация капиллярного пространства [18, 21, 44] и устранение пор как концентраторов напряжений.
Взаимодействие фронта трещины с системой включений-демпферов будет выглядеть следующим образом. До приложения внешней нагрузки (напряжений) и после ее приложения и роста до определенного уровня напряжений 3\ Ri (здесь R\ - прочность исходной немодифицированной структуры) фронт равновесной трещины находится на месте и представляет собой прямую линию (рис. 2.1а). После приложения дополнительной нагрузки трещина "страгивается", ее фронт начинает продвигаться, достигает включений-демпферов и останавливается, сохраняя прямолинейное очертание (см. рис. 2.16). Нагрузка по уровню напряжений на этой стадии достигает значения G2 R\. Далее после приложения дополнительной нагрузки фронт трещины начинает прогибаться между каждой парой соседних демпферов, образуя новые площади поверхностей разрушения, что приводит к увеличению длины фронта (см. рис. 2.1 в). В этих условиях перед прорывом фронта силы должны произвести дополнительную работу на образование новой поверхности разрушения и на преодоление энергетического барьера в виде демпферов, что и обусловливает повышение прочности композитной структуры по уровню напряжений до величины аз = R 2, где R - прочность структуры, модифицированной демпфирующими включениями. Степень упрочнения при этом будет определяться разностью напряжений Оз - R\ = R - R\, соответствующих первому "страгиванию" трещин и прорыву фронта трещины на заключительной стадии. Эта разность будет определяться эффективностью демпфирующих компонентов, связанной с их физико-механическими характеристиками, дисперсностью и объемной концентрацией.
Описанная картина взаимодействия фронта трещины с демпфирующими включениями объясняет тот факт, что в реальной структуре цементных бетонов до нагружения содержится значительное количество начальных трещин закритического размера 1 мм и более [35], равновесность которых обеспечивается их заблокированностью дефектами структуры, выполняющими роль умеренно эффективных демпферов. Роль таких дефектов выполняют разделы фаз компонентов структуры, поры, структурные элементы пониженной жесткости, возможно длинноразмерные кристаллы эттрингита гидратной связки цементного камня.
Природа демпфирующего эффекта не ограничивается ролью демпфирующих включений как энергетических "гасителей" и регуляторов процесса трещинообразования. Важнейшая составляющая демпфирующего действия маложестких включений состоит также в их благоприятном влиянии на внут-риструктурное напряженное состояние, обусловленное действием усадки цементного камня и перепадами температур.
Процессы формирования структуры композитных материалов типа цементных бетонов при твердении, реакция рассматриваемых материалов на комплекс физических воздействий внешней среды связаны с развитием собственных напряжений и деструктивных явлений, обусловленных несинхронностью свободных деформаций компонентов структуры цементного камня и бетона. Проведенный анализ собственных напряжений в конгломератной структуре бетона [13, 14, 52, 72] показал, что абсолютные значения внутренних напряжений только по двум факторам - усадке и температурным перепадам - достигают 30 - 50% от прочности бетона на сжатие и соизмеримы и даже превосходят прочность на растяжение.
Если говорить о статической прочности, то развивающиеся собственные напряжения любой природы в виде поля взаимно уравновешенных напряжений растяжения-сжатия ввиду гораздо более высокой прочности бетона на сжатие по сравнению с прочностью на растяжение значительно интенсивнее отражаются на последней характеристике. С другой стороны, при удовлетворительной статической прочности композитная структура со сформировавшимся в технологическом цикле полем внутриструктурных напряжений и сопутствующих им дефектов (микротрещин) или склонная к развитию собственных напряжений и дефектов в эксплуатационных условиях (колебания влажности, температуры) будет обладать пониженными показателями (пониженной сопротивляемостью) в условиях многократно повторных воздействий любой природы, когда разрушение бетона происходит по механизму накопления необратимых изменений в структуре в результате усталости. При той же и даже более низкой статической прочности структура с низким уровнем собственных напряжений или полностью внутриструктурно разгруженная в условиях многократно повторных воздействий будет обладать повышенной сопротивляемостью.
Мелкозернистые бетоны на основе демпфирующих компонентов в виде маложестких песков различной природы
В качестве исходного объекта исследований были приняты мелкозернистые бетоны, имеющие один уровень заполнителей - кварцевый песок, что обеспечило возможность использования при сравнительных оценках в качестве критерия удельную ударную выносливость а. Исследовались составы бетонов на основе демпфирующих компонентов с дисперсностью естественных мелких заполнителей.
Сырьем для получения поризованных песков являлся керамзит, практически без ограничения по характеристикам и качеству. При дроблении керамзитового гравия или щебня образуются гранулы с широким диапазоном пористости, прочности и жесткости, в зависимости от исходных характеристик керамзитового гравия и дисперсности получаемого песка. Готовыми маложесткими дисперсными продуктами являются керамзитовый песок, получаемый обжигом в кипящем слое, песок как попутный продукт производства гравия.
Особенностью керамзитовой фазы является довольно высокое содержание пор радиусом менее 1 мкм, так что получаемый при дроблении песок даже в интервале малых размеров частиц менее 10 мкм поризован и обладает пониженной жесткостью. Приведенные на рис. 2.2 данные иллюстрируют связь размера гранулы с пористостью и модулем упругости керамзитовой фазы. Для обычного по прочности и средней плотности керамзита Лианозов-ского завода (ук= 0,89 г/см , прочность при сдавливании в цилиндре 3,0 МПа) при изменении пористости в пределах 0,6 - 0,1 на интервале размеров частиц d = 1см - 1 мкм (см. рис. 2.2) изменение модуля упругости в соответствии с обобщающей зависимостью модуля упругости от пористости по данным В.В. Бабкова и В.Н. Мохова [15, 16] (рис. 4.1) составляет ориентировочно от 5-Ю3 до 27-103 МПа, а изменение прочности на сжатие - от «6 до «100 МПа.
Так как основные физико-механические характеристики различных фракций керамзитовой фазы различаются между собой, то, очевидно, что их демпфирующая способность также будет неодинаковой. Исследования влияния равнообъемной замены части кварцевого песка керамзитовым четырех фракций (2,5 - 5 мм; 1,25 - 2,5 мм; 0,315 - 1,25 мм и 0,315 мм) на комплекс физико-механических характеристик мелкозернистых бетонов были проведены на бетоне с исходным (базовым) составом 1:3 при В/Ц = 0,4, что соответствует объемной концентрации мелкого заполнителя Ифмз= 0,62. Керамзитовый песок был получен дроблением керамзитового гравия Шакшинского -завода с насыпной плотностью 505 кг/м (плотность в «куске» ук = 0,84 г/см ) и прочностью при сдавливании в цилиндре 2,6 МПа с последующим рассевом песчаной смеси по фракциям. Пикнометрическим методом в сочетании с водонасыщением была определена средняя плотность частиц отдельных фракций, составившая для фракции 2,5-5 мм - 0,96 г/см ; 1,25-2,5 мм -1,10 г/см3; 0,325-1,25мм - 1,20 г/см3; 0-0,315 мм - 1,75 г/см3.
Эксперименты проведены на равноконсистентных смесях, что обеспечивалось корректировкой расхода воды на водопоглощение керамзитового песка. Использовался кварцевый песок Чесноковского карьера (г. Уфа) с модулем крупности 2,76 и портландцемент ПЦ400 Стерлитамакского АО «Сода». На каждую точку были изготовлены по 6 образцов-кубов с ребром 7,07 см для испытаний на ударную выносливость и прочность на сжатие, по 3 об-разца-балочки 4x4x16 см для испытаний на сжатие и растяжение при изгибе, а также по 3 призмы 10x10x40 см с целью определения начального модуля упругости бетона Еь с использованием средств тензометрии.
Результаты испытаний образцов, прошедших термовлажностную обработку (по режиму 4+3+8+3 ч при температуре изотермического прогрева 80-85С), для составов при фк/2фмз = 0; 0,2; 0,3; 0,4 и 0,5 (фк - объемная концентрация керамзитового песка, Хфмз - суммарная концентрация мелких заполнителей) по прочности на сжатие, растяжение при изгибе, ударной выносливости представлены в табл. 4.1 и на рис. 4.2. Выдержка в воздушных условиях после пропарки в данном случае имитировала временной интервал между сроками изготовления и погружения забивной железобетонной сваи в грунтовое основание.
Удельная ударная вязкость а (Дж/см ) рассчитывалась для постоянной высоты сбрасывания груза на вертикальном динамическом копре h = 0,7 м.
Анализ полученных результатов показывает, что оптимальным для ударной стойкости и прочности является керамзитовый песок фракции 0,315 - 1,25 мм со средней плотностью гранул ук= 1,2 г/см , что соответствует ориентировочно показателям керамзитовой фазы Ек& 104 МПа, RK&15 - 20 МПа. Модуль упругости этой фазы на 25 - 30% ниже модуля упругости цементной связки для ЦК при В/Ц = 0,4 и в 5 - 6 раз ниже модуля упругости кварцевого песка.
Прирост удельной ударной вязкости бетона на этом песке при его оптимальной относительной объемной концентрации фк/Ефмз «0,3 составил 1,9 раза, прочности на растяжение при изгибе - до 1,5 раз без потерь по прочности на сжатие. Близкие к названным показатели при небольших потерях по прочности на сжатие получены на смежной фракции керамзитового песка 1,25 - 2,5 мм, имеющей еще более низкую жесткость фазы по сравнению с фракцией 0,315 - 1,25 мм.
Мелкозернистые бетоны с добавкой керамзитовых песков всех четырех фракций в диапазоне фк/Ифш «0-0,4 имеют повышенную ударную вязкость и прочность на растяжение при изгибе Rbt по сравнению с исходным мелкозернистым бетоном на кварцевом песке при характерных оптимумах (фк/фмз)опт да 0,3. С повышением фк/фмз свыше 0,3 характеристики а и i?bt заметно снижаются. До фк/1!фМз « 0,3 прочность бетонов на сжатие для всех фракций керамзитового песка практически сохраняет свое исходное значение, а далее наблюдается ее понижение.
Отсутствие заметного влияния на характеристики а и Ru при одновременном ухудшении прочности на сжатие і?ьс крупнозернистой фракции 2,5 -5 мм можно объяснить чрезмерно низкой жесткостью (Ек «7-10 МПа) и прочностью (RK« 10 - 12 МПа) гранул по отношению к цементному камню, их крупноразмерностью как концентраторов напряжений, недостаточностью количества частиц демпфера для обеспечения реорганизации всех структурных ячеек и достижения гомогенности структуры на данном структурном уровне. С другой стороны, относительно слабое влияние фракции 0,315 мм на характеристики а и Rbi при высокой прочности фазы гранул этой фракции в силу их низкой пористости может быть объяснено низкой демпфирующей способностью дисперсной фазы из-за ее относительно высокой жесткости.
Экстремальный характер полученных зависимостей может быть объяснен конкурирующим действием благоприятного влияния демпфирующих свойств маложесткой фазы и негативного влияния маложестких включений как концентраторов напряжений. С повышением объемной концентрации дисперсного компонента происходит реорганизация структурных ячеек, которая в структурном аспекте завершается при фк/2(рмз « 0,3. Последующее повышение объемной концентрации фк связано с появлением и увеличением числа ячеек, содержащих избыточное количество маложестких включений (см. рис. 2.4), создающих ослабленные и перегруженные зоны, что ухудшает физико-механические характеристики материала.
В табл. 4.1 приведены также данные по определению относительных уровней динамических напряжений ad/Rb, рассчитанных согласно формуле (3.3) при значении константы копра для кубов с ребром 7,07 см Кк=2,0ЛО"3 м"1/2. Обработаны эксперименты для трех значений h = 0,6, 0,7 и 0,8 м.
Удвоение удельной ударной вязкости получено на естественной смеси фракций 0 - 2,5 мм того же молотого керамзитового песка с гранулометрией, близкой заменяемому кварцевому. При одинаковой статической прочности на сжатие и растяжение при изгибе смесь фракций влияет на характеристику а количественно так же, как и лучшая монофракция 0,315 - 1,25 мм (см. рис. 4.2,4.3).
Анализ ударной стойкости бетонов по параметрам динамического упрочнения и выносливости
В табл. 4.1-4.5 представлены экспериментальные данные по ударной стойкости бетонов нескольких групп по структуре применяемых заполнителей:
- по мелкозернистым бетонам на кварцевом песке группы А по СНиП 2.03.01-84 (табл. 4.4);
- по мелкозернистым бетонам на кварцевом песке состава 1:3 (табл. 4.1);
- по мелкозернистым бетонам с равнообъемной заменой части кварцевого песка рядом маложестких дисперсных компонентов (керамзитовые пески и пески на основе поризованных шлаков, табл. 4.1);
- по среднезернистым бетонам на кварцевом песке в качестве мелкого заполнителя и гранитном щебне фракции 5-10 мм, включая составы с заменой части кварцевого песка диспергированной резиной (табл. 4.3, 4.5).
Данные табл. 4.1 - 4.5 были обработаны в соответствии с зависимостью (3.3), при этом для ряда значений высоты сбрасывания груза /z=0,3 - 0,8 м были рассчитаны значения динамических напряжений cjd и относительные уровни динамических напряжений Jd/Rb- Данные расчетов представлены в полулогарифмических координатах o"d/Rb - lg N на рис. 4.6. На том же рис. 4.6 нанесены данные М. Венюа по тяжелым бетонам на крупнозернистых заполнителях [23].
Результаты исследований по тяжелым бетонам на плотных заполнителях - мелкозернистых, среднезернистых, крупнозернистых, твердевших в естественных условиях и в условиях ТВО, показали, что в пределах достаточно широкого диапазона изменения статической прочности бетона 22,8...47,6 МПа (по прочности на сжатие кубов 7,07x7,07x7,07 см) характеристики уравнения (2.3) к \,71 и кг&0,24 остаются стабильными при изменении прочности бетона и соответствуют зависимости 1 на рис. 4.6. Расчет динамических напряжений в этих экспериментах, проведенных на вертикальном динамическом копре УНИ со свободно падающим грузом постоянной массы, выполнялся по формуле (3.3) где КК — постоянная копра, м" ; Ed- динамический модуль упругости, МПа, h - высота сбрасывания груза, м.
Для образца-куба с ребром 7,07 см при массе свободно падающего груза 4,5 кг и массе подбабника 2,5 кг по данным выполненной нами тарировки значение постоянной копра составило Кк=2-10" м" .
Динамический модуль упругости Ed рассчитывался умножением начального статического модуля упругости на повышающий коэффициент 1,2 [62]. Начальный (статический) модуль упругости определялся испытанием призм бетона 10x10x40 см с применением средств механической тензометрии (индикаторы часового типа на базе 150 мм).
Введение в структуру бетона маложестких дисперсных компонентов в виде керамзитовых песков нескольких фракций (0,315-1,25 мм, 1,25-2,5 мм, 2,5-5 мм) и резиновой крошки фракции 0,63 мм в объемных концентрациях до 18% при естественном снижении статической прочности обусловило значительное повышение ударной выносливости бетона по количеству ударов до разрушения. Данные этих экспериментов представлены в табл. 4.1, 4.5.
При анализе полученных результатов в координатах 7d/R - lg N бетоны на основе демпфирующих компонентов, вводимых взамен части мелких жестких заполнителей, соответствует зависимости 2 на рис. 4.6 при параметрах прямой в полулогарифмических координатах 1,82 и кг&0,24. Относительное динамическое упрочнение при этом соответствует случаю кг1=кГ2, к к (2.9) и описываться зависимостью (2.16) что при названных выше значениях параметров kd и кг дает т] 2,9.
Анализ результатов при расчете относительного уровня напряжений ст/R выполнен с учетом изменения при введении низкомодульного заполнителя статической прочности на сжатие и модуля упругости бетона.
На рис. 4.6 приведены также данные исследований по фибробетонам, армированным стальной фиброй, (диаметр 0,4 мм, длина 25-30 мм), полученные на этом же копре А.В. Парфеновым. Дисперсное армирование при оптимальной объемной концентрации фибры (проценте армирования) 1,5% обеспечивает примерно 9-10 кратное повышение ударной выносливости бетона и является наиболее эффективным приемом ударного упрочнения бетона.
Введение в структуру бетона маложестких дисперсных компонентов в оптимальных объемных концентрациях, достигающих реорганизации всего объема структурных ячеек композита на уровне цементно-песчаного раствора, обуславливает снижение собственных напряжений и их деструктирующе-го влияния, а также поглощение энергии деформации и торможение процесса трещинообразования при нагружении, повышение упруго-вязких характеристик бетона и его ударной выносливости.
