Содержание к диссертации
Введение
2.3. Методика изготовления опытных образцов колонн и установки средств измерения 50
2.3.1. Изготовление опытных образцов колонн 50
2.3.2. Установка средств измерения 52
2.4. Методика изучения напряженно-деформированного состояния бетонного ядра трубобетонных колонн 53
2.5. Программа экспериментального исследования работы трубобетонных колонн 57
Глава 3. Напрягающий бетон для трубобетонныхэлементов 59
3.1. Подбор составов высокоэнергоэффективного напрягающего вяжущего 59
3.1.1. Собственные деформации расширяющихся вяжущих и их природа 60
3.1.2. Кинетика расширения и самонапряженжя напрягающих цементов ... 69
3.1.3. Влияние суперпластификаторов на кинетику и остаточные значения деформаций расщирения и самонапряжения НЦ 82
3.1.4. Влияние условий выдерживания на кинетику и остаточные значения деформаций расширения и самонапряжения НЦ 94
3.1.5. Зависимость прочности цементного камня и бетона от величин свободного расширения 99
3.2. Подбор состава бетона на НЦ 105
3.3. Влияние расширяющегося вяжущего на изменение прочности бетона на сжатие во времени 111
3.4. Выводы по главе 112
Работа коротких центрально-сжатых трубобетонных элементов из высокопрочного бетона под нагрузкой 115
4.1. Характер разрушения трубобетонных элементов 115
4.2. Несущая способность опытных образцов 118
4.3. Диаграмма деформации бетонного ядра трубобетонного элемента 122
4.4. Развитие деформаций опытных трубобетонных элементов 150
4.5. Выводы по главе 164
Глава 5. Совершенствование инженерных методов расчета прочности трубобетонных колонн 166
5.1. Применение условия текучести Генки-Мизеса для тонкостенного стального цилиндра совместно с полученными зависимостями для работы в условиях бокового обжатия при определения несущей способности центрально-сжатых трубобетонных колонн 166
5.2. Определение уровня продольного нагружения оболочки трубобетонного элемента 172
5.3. Методика оптимизации сечения центрально-сжатого трубобетонного элемента 177
5.4. Выводы по главе 178
Основные выводы по работе 180
Литература 183
Приложение: Акты о внедрении результатов работы
- Методика изготовления опытных образцов колонн и установки средств измерения
- Кинетика расширения и самонапряженжя напрягающих цементов
- Диаграмма деформации бетонного ядра трубобетонного элемента
- Определение уровня продольного нагружения оболочки трубобетонного элемента
Введение к работе
Актуальность работы. Трубобетонные конструкции получили распространение с 20-х гг. прошлого столетия, когда по результатам исследований различных ученых было установлено, что в условиях бокового обжатия прочность каменных материалов в продольном направлении может существенно возрастать. Многочисленные исследователи как в России, так и за рубежом отмечают ряд преимуществ при использовании трубобетона в центрально-сжатых элементах по сравнению с железобетонными аналогами. Кроме прироста несущей способности (до 35% и более) вследствие упрочнения бетонного ядра, обжатого оболочкой, другими немаловажными преимуществами являются отказ от опалубочных и арматурных работ и, соответственно, упрощение процесса бетонирования из-за отсутствия внутреннего арматурного каркаса, повышение скорости производства работ и снижение издержек. Трубобетонные элементы отличает высокая надежность, обеспеченная квази-пластическим характером разрушения в случае превышения допустимых нагрузок на конструкции, тогда как разрушение железобетонных колонн, в особенности из высокопрочного бетона, имеет зачастую взрывообразный характер. Поэтому даже перегруженный трубобетонный элемент перед разрушением оставляет возможность эвакуации, повышая уровень безопасности зданий и сооружений.
Вместе с тем в основном преимуществе трубобетона - сочетании бетонного ядра и стальной оболочки, кроются и его возможные недостатки. Так, вследствие разницы в коэффициентах Пуассона стали (vc=0,3) и бетона (Vb=0,2 на начальных стадиях нагружения), а также усадки бетона, даже в условиях замкнутого пространства трубы бетонное ядро может работать независимо от стальной оболочки. При этом, во-первых, отсутствует эффект бокового обжатия и соответственно упрочнения бетонного ядра, а во-вторых, невозможно полностью использовать ресурс обжатия стальной оболочки в
связи с наличием в ней продольных напряжений. Зачастую лишь часть прочности стальной оболочки (до 40%) используется для создания усилий обжатия в бетонном ядре. К тому же есть опасность потери локальной устойчивости стальной оболочкой при малой относительно диаметра толщины стенки вблизи перехода в пластическую стадию и возникновения усилий обжатия, при этом несущая способность трубобетонного элемента может резко снижаться. Подобное явление отслоения или слабого контакта между ядром и оболочкой до начала интенсивного трещинообразования в бетоне и перехода стали в пластическую стадию известно как дилатационный эффект.
Указанное выше, а также отсутствие общепризнанных инженерных методик расчета несущей способности трубобетонных конструкций с учетом эффекта обоймы, недостаток экспериментальных данных о работе высокопрочных бетонов в условиях пассивного бокового обжатия предопределяет актуальность исследований по оценке несущей способности трубобетона с применением высокопрочных бетонов (В40 и выше), в том числе на напрягающем цементе, как одном из известных средств компенсации дилатационного эффекта. Особый интерес представляет исследование трубобетонных конструкций с оболочкой из отдельных колец, разработанной автором.
Цель работы: выявление основных закономерностей напряженно-деформированного состояния при компенсации дилатационного эффекта посредством применения напрягающего самоуплотняющегося бетона в трубобетонном элементе с традиционной оболочкой, а также с оболочкой из отдельных колец, и совершенствование инженерных методов расчета несущей способности и подбора сечения трубобетонных элементов. Для достижения поставленной цели необходимо решить следующие задачи:
разработать методику подбора составов высокоэнергоэффективных напрягающих цементов (НЦ) и бетонов на их основе для применения в
трубобетонных колоннах с целью улучшения их прочностных и деформативных характеристик по сравнению с аналогами для портландцементных бетонов того же класса;
выявить основные закономерности влияния современных суперпластификаторов (СП) на текучесть цементных суспензий, прочность, самонапряжение, собственные деформации цементного камня НЦ;
выявить основные закономерности влияния условий твердения (водное, воздушное, «герметичное») на расширение и самонапряжение НЦ с СП на основе эфиров поликарбоксилатов;
разработать методику и установить основные закономерности упрочнения бетонного ядра трубобетонных колонн в продольном направлении от радиальных напряжений обжатия, возникающих в нем вследствие ограничения развития поперечных деформаций;
усовершенствовать конструкцию стальной оболочки для уменьшения дилатационного эффекта и изучить напряженно-деформированное состояние коротких центрально-сжатых трубобетонных элементов с классической и модифицированной оболочками с ядром из самоуплотняющихся бетонов на основе как портландцемента, так и НЦ;
разработать методику расчета прочности трубобетонных элементов на центральное сжатие в зависимости от прочностных характеристик исходных материалов, соотношения толщины стенки трубы и радиуса бетонного ядра, вида бетона с учетом работы элемента в упругопластической стадии;
разработать методику подбора сечения при проектировании центрально-сжатых трубобетонных элементов.
Научная новизна работы:
- развиты научные представления и установлены основные закономерности
влияния СП на текучесть цементных суспензий и прочность, самонапряжение,
собственные деформации НЦ;
- установлено влияние условий твердения (водное, воздушное, «герметичное»)
на собственные деформации, самонапряжение и прочность цементного камня
НЦ с СП на основе эфиров поликарбоксилатов;
- выявлена зависимость прочности бетона от активности НЦ, качества
заполнителей, водоцементного отношения, условий выдерживания, типа и
дозировки СП и условий ограничения развития деформаций при твердении;
выявлена зависимость самонапряжения бетона от энергетической активности НЦ, содержания цемента, водоцементного отношения, условий выдерживания, типа и дозировки СП и условий упругого ограничения развития деформаций при твердении;
развиты научные представления о влиянии содержания извести на различных этапах формирования структуры цементного камня НЦ на кинетику процессов расширения и самонапряжения;
уточнены общие закономерности изменения радиальных напряжений обжатия в бетонном цилиндре от продольных напряжений при упругом ограничении развития поперечных деформаций;
выявлена зависимость деформаций от приведенных нагрузок при неравномерном трехосном сжатии бетона и определены параметры его трехлинейной и нелинейной диаграмм «напряжения - деформации»;
- выявлены общие закономерности напряженно-деформированного состояния
центрально-сжатых трубобетонных элементов с модифицированной оболочкой
с пониженным уровнем продольного нагружения.
Достоверность основана на соответствии полученных результатов и выводов положениям современного бетоноведения, использовании поверенного испытательного оборудовании и средств измерения, статистической обработке экспериментальных данных автора и других исследователей с применением методов математической статистики и компьютерных программ, исключающих случайные ошибки.
Основные положения, выносимые на защиту:
методика подбора и состав высокоэнергоэффективного НЦ, результаты исследований его собственных деформаций, самонапряжения и прочности с учетом вида и дозировки СП и условий твердения;
методика экспериментального исследования напряженно-деформированного состояния бетона в условиях неравномерного трехосного обжатия и модель работы бетона в трубобетонной колонне;
результаты экспериментального определения напряженно-деформированного состояния и диаграммы «напряжения-деформации» высокопрочного напрягающего самоуплотняющегося тяжелого бетона в условиях пассивного бокового обжатия стальной оболочкой;
предложение по оценке прочности бетонного ядра трубобетонных колонн в сравнении с экспериментальными данным и известными зависимостями.
Практическое значение работы:
разработана методика расчета состава напрягающего бетона по требуемым значениям прочности и самонапряжения;
разработана методика экспериментального определения напряженно-деформированного состояния бетона в условиях неравномерного трехосного обжатия;
разработана инженерная методика расчета прочности трубобетонных элементов на центральное сжатие в зависимости от прочностных характеристик исходных материалов, соотношения толщины стенки трубы и радиуса бетонного ядра, вида бетона с учетом работы элемента в упругопластической стадии;
предложена методика подбора сечения для проектирования экономически эффективных центрально-сжатых трубобетонных элементов.
Внедрение результатов. Разработаны «Практические рекомендации по
использованию трубобетонных колонн из высокопрочного
самоуплотняющегося напрягающего бетона», переданные ООО "Севкавнипиагропром", "Ростовский ПромстройНИИпроект", а также 000 "Югстройпроект" для использования в практике проектирования.
Результаты диссертационной работы внедрены в учебный процесс в Южном федеральном государственном университете, Ростовском государственном строительном университете, Майкопском государственном технологическом университете.
Апробация работы. Материалы диссертации докладывались и обсуждались на Международных научно-практических конференциях "Строительство-2009...2011", Ростов-на-Дону: РГСУ, 2009...2011 гг. соответственно, Международной научной конференции "Интеграция, партнерство и инновации в строительной науке и образовании", Москва: МГСУ, 2011 г.
Публикации. По теме диссертации опубликованы 6 работ, в т.ч. 4 - в изданиях, рекомендованных ВАК РФ.
Структура и объем работы. Диссертация состоит из введения, пяти глав, основных выводов по диссертации, списка использованной литературы из 173 наименований и приложения. Изложена на 203 страницах машинописного текста, включая 86 рисунков, 11 таблиц.
Методика изготовления опытных образцов колонн и установки средств измерения
Очень важный вклад в изучение трубобетона внесли работы по исследованию напряженно-деформированного состояния хрупких материалов, в том числе бетона в условиях сложного напряженного состояния, в частности, работы О .Я. Берга [18], П. Бриджмена[22-24], И.Г Гончарова [34], А.Н. Жиренкова [59], Кармана [68], Н.И. Карпенко [70-71], Б.В. Тябликова[154], А. Фепля [155], М. Ямады [162], А.В. Яшина[163],Ф. Рихарта[172].
Первые исследования поведения искусственных каменных материалов при равномерном трехосном сжатии провел А. Фепль. Испытанные им образцы цементного камня имели кубическую форму при длине ребра 3 см. Ученый установил, что разрушения не происходило вплоть до давления в 300 МПа. В дальнейшем эксперименты, проведенные П. Бриджменом со стеклом, выдерживавшим давление до 3000 МПа, окончательно подтвердили выводы А. Фепля о том, что прочность каменных материалов при трехмерном равномерном сжатии может многократно превышатъ прочность при одноосном сжатии.
В связи с тем, что трехосное сжатие бетонного ядра трубобетонной колонны нельзя назвать равномерным, серьезный интерес представляют работы Н. Кармана, испытывавшего природные каменные материалы при неравномерном сжатии. В результате этих испытаний было установлено, что при увеличении бокового обжатия прочность материалов в продольном направлении возрастает. Кроме того было отмечено, что на значение разрушающих напряжений оказывает влияние не только величина обжатия, но и история нагружения, т.е. порядок передачи на образец осевой нагрузки и гидростатического обжатия. Было отмечено, что наибольшее значенше прочности достигается при предварительном гидростатическом обжатии и последующем осевом нагружении.
И.Г. Гончаров получил зависимости аналогичные зависимостям Н. Кармана и Р. Беккера при том, что в его экспериментах гидростатическое обжатие было сравнительно невелико - 2-9 МПа. Тем не менее, образцы из цементно-песчаного раствора достаточно четко проявляли квази-пластические свойства. Разрушение образцов происходило по плоскости сдвига, формировавшейся под углом к оси образца, причем с повышением бокового обжатия рос и угол наклона плоскости сдвига. Таким образом, ИГ. Гончаров, по сути, смоделировал разрушение трубобетонного образца с недостаточной толщиной стенки, т.к. при увеличении бокового обжатия положение плоскости сдвига приближалось бы к горизонтальному, при котором собственно сдвиг был бы невозможен. Испытанные им образцы при высокой нагрузке изменяли свою форму на бочкообразную, изгибались по кривым потери устойчивости. В местах наибольших деформаций, утолщений и изгибов структура цементно-песчаной матрицы была нарушена, но разрушение образца на фрагменты не происходило.
Определенный интерес представляют собой также эксперименты, проведенные М. Ямадой над горными породами. В результате было установлено несколько закономерностей, связанных со структурой горных пород. Характер разрушения горных пород при трехосном сжатии для хрупких пород оставался хрупким, тогда как в микроструктуре пластически деформировавшихся пород отмечалось трансляционное скольжение, двойникование, межзерновое скольжение и переориентировка зерен. При этом значение предела упругости увеличивалось в разы по сравнению с одноосньм сжатием. Наиболее ярко это проявлялось на образцах хрупких горных пород, так для кварцитов он повышался в 20 раз. По мере уменьшения в породе содержания светлых минералов (кварца, полевых шпатов) пластичность при трехосном сжатии возрастала в десятки раз.
В связи с тем, что бетон является сложньм конгломератом, с размером зерен крупного заполнителя зачастую более 10-20 мм, для получения адекватных данных о его работе при трехосном сжатии необходима возможность испытания образцов с размерами сечения не менее 80 мм, длина которых была бы в 3-5 раз больше, т.е. не менее 250 мм. Все это вызывает определенные трудности при создании соответствующих испытательных установок, вследствие чего количество данных о работе бетона при трехосном обжатии достаточно мало.
Одним из наиболее известных источников в этой сфере можно назвать книгу О.Я. Берга [17], содержащую раздел, посвященный работе бетона в условиях трехосного обжатия. Вместе с тем, результаты исследований О.Я. Берга несколько противоречат данным Ф. Рихарта [172], который отмечает элементы пластического деформирования бетона, не характерные для одноосного сжатия. Также как и для каменных материалов естественного происхождения отмечается формирование бочкообразного утолщения в средней части образца и формирование сети трещин под углом к его продольной оси. Угол наклона трещин также зависел от соотношения осевого и бокового давления.
Очень важный вклад в изучение работы бетона в условиях неравномерного трехосного сжатии при равенстве двух из трех компонент напряжений (усилия бокового обжатия) внес А.Н. Жиренков. В своей работе [59] при помощи установки типа цилиндр-поршень он испытал бетонные образцы, размеры поперечного сечения которых не менее чем в пять раз превышали размеры наиболее крупных элементов структуры. При этом различались два вида нагружения: пропорциональное - усилия обжатия наращиваются параллельно с ростом осевой нагрузки, имитируя пассивное цропорциональное обжатие бетонного ядра трубобетонного элемента стальной оболочкой и непропорциональное - заданная величина усилий обжатия подается до приложения осевой нагрузки. В результате испытаний при величине гидростатического обжатия до 80 МПа предел прочности обычного тяжелого бетона при пропорциональном нагружении вырос с 41 МПа до 314 МПа, а при непропорциональном до 440 МПа. На основе полученных экспериментальных данных А.Н. Жиренков предлагает откорректировать полученные предшественниками инженерные зависимости для прогнозирования прочности обычного тяжелого бетона в условиях трехосного обжатия.
Следует отметить, что, несмотря на то, что в работе, выполненной А.Н. Жиренковьм, созданы условия максимально приближенные к условиям работы бетона в стальной трубе (пропорциональное нагружение), обжатие носит активный характер, а значит, автор должен был заранее задаться некоторой пропорцией приложения боковой и продольной нагрузок, которую сам же и пытался определить. Соответственно, теоретически результаты некоего испытания при пассивном пропорциональном нагружении могут отличаться от результатов, полученных им при активном пропорциональном нагружении, также как те от результатов активного непропорционального нагружения. Кроме того представляет интерес разработка методики испытаний, не требующей применения сложных установок, способных создать требуемое гидростатическое обжатие. Очевидно, что, несмотря на значительный прогресс, достигнутый в исследовании работы бетона при неравномерном трехосном нагружении, вопрос требует дальнейшего изучения.
Кинетика расширения и самонапряженжя напрягающих цементов
Основными компонентами НЦ являлись бездобавочный ПЦ М 500 и расширяющая добавка РД. Состав РД подбирался из условия доступности компонентов на российском рынке строительных материалов: в качестве алюминатного компонента использовался глиноземистый цемент, сульфатного компонента - молотый гипсовый камень или в качестве альтернативы сульфат магния, также в некоторые композиции было добавлено от 2 до 4 % извести.
С целью обеспечения достаточно высокой прочности образцов соотношение между сульфатным и алюминатным компонентом подбиралось из условия минимизации показателя деформаций НЦ [3, 87, 118]: 7 где - относительные деформации образцов при свободном расширении, - относительные деформации образцов при расширении в условиях одноосного ограничения деформаций, и повышения величины самонапряжения. Количество расширяющей добавки также назначалось из условия повышения величины самонапряжения.
Кроме того, важным условием оптимизации пропорции между сульфатным и алюминатным компонентом являлась стабилизация процессов расширения и самонапряжения до достижения образцами марочного возраста.
Сравнение прочностных свойства цементного камня полученных составов проводилось на образцах 4x4x16 см отформованных из цементно-песчаной смеси 50:50 при В/Ц=0,27 по методике ГОСТ 310.4 "Цементы. Методы определения предела прочности при изгибе и сжатии".
Деформации цементного камня определялись также на образцах 4x4x16 см отформованных из цементно-песчаной смеси 50:50 при В/Ц=0,27 с медными реперами в торцах в соответствие с ГОСТ 310.4, ГОСТ 24544. Образцы измерялись на приборах стойках с индикатором часового типа (рис. 2.1). Наиболее интенсивно измерение образцов проводилось в течении первых 7 суток с момента затворения - первые трое суток не реже одного раза в сутки, затем не менее одного раза в двое суток, в дальнейшем не реже 1 раза в каждые последующие 7 суток. В зависимости от кинетики расширения и самонапряжения измерение образцов проводилось до 100 суток. Рис.2.] а) Стойка для измерений образцов балочек 16x4x4 см (слева); б) стойка для измерений образцов балочек 16x4x4 см в кондукторах (справа). Относительные линейные деформации образцов г[мм/м] вычислялись по формуле; g = г - 1000, (2.1) где \г - начальный отсчет по прибору при измерениа образца непосредственно после распалубки, lt - отсчет по прибору при последующих измерениях, / - длина образца после распалубки. При этом отсчеты по прибору tt корректировались с учетом показаний по прибору при измерении эталона, стержня длиной 160 мм, изготовленного из материала с малым коэффициентом термического расширения.
Усилия самонапряжения образцов в кольце кондукторе определялись в соотвествии с представлениями СП. Тимошенко о деформациях нерастяжимых круговых цилиндрических оболочек [151], основанными на теории деформаций иерастяжимых оболочек лорда Рейли [168, 169].
В связи с необходимостью изучения работы НЦ в закрытой трубе выдерживание образцов после распалубки проводилось в водных, воздушных (при влажности воздуха 50...60 %) и условно герметичных условиях(образцы запаивались в полиэтиленовую оболочку толщиной не менее 1 мм) при температуре 18...22 С. 2.2.2. Подбор оптимального суперпластификатора Оптимальным средством для увеличения подвижности бетонной смеси и значительного уменьшения трудоемкости бетонирования трубобетонных колонн является применение современных суперпластификаторов.
Подбор оптимальной дозировки суперпластифнкаторов и определение их эффективности проводилось для В/Ц=0,27 принятого как постоянный параметр для всех изготовленных смесей, позволяющий обеспечить достаточную подвижность. Эксперимент осуществлялся по аналогии с определением нормальной густоты гипсовых вяжущих с использованием мини-вискозиметра Суттарда, однако в данном случае использовался цилиндр высотой 45 мм и диаметром 50 мм (рис.2.3).
Тщательно перемешанная затворенная водой с суперпластификатором в различной дозировке цементная масса заливалась в мини-цилиндр Суттарда, установленный на стеклянное основание размером не менее 250x250 мм. После заполнения цилиндр плавно поднимался для предотвращения передачи смеси какого-либо дополнительного импульса. При подъеме цилиндра смесь оседала под собственным весом и растекалась по поверхности стеклянного основания. После стабилизации кончура расплыва цементной массы производились замеры его диаметра в двух взаимно перпендикулярных направлениях. Основной интерес представлял интервал на котором незначительные изменения дозировки суперпластификатора заметно влияли на диаметр расплыва.
Как известно, суперпластификаторы, как и любые другие добавки зачастую кроме целевого положительного эффекта оказывают ряд побочных положительных или негативных воздействий [135, 136]. Так в [14] говорится о том, что в смесях одного и того же состава применение суперпластификатора может оказывать как незначительное положительное, так и отрицательное воздействие на прочность. Кроме того весьма неоднозначны данные о влиянии суперпластификаторов на усадочные деформации [13, 64, 121]. В последних работах рассматривающих данное явление [26, 109, 158,] приводятся свидетельства значительного увеличения усадочных деформаций при применении некоторых суперпластификаторов.
В связи с вышесказанным для уточнения влияния рассматриваемых в работе суперпластификаторов на расширение НЦ проведен ряд испытаний по определению контракционной усадки по методу, предложенному А. И. Панченко [117], путем измерения изменения объема твердеющей цементной массы, упакованной в герметичную оболочку (см. рис. 2.4).
Диаграмма деформации бетонного ядра трубобетонного элемента
Для компенсации дилатационного эффекта в трубобетоне при помощи напрягающих цементов (НЦ) необходимо обеспечить достижение максимальных величин остаточного самонапряжения при минимальных величинах свободного расширения и максимальной прочности цементного камня, причем указанные процессы должны максимально стабилизироваться к проектному возрасту, протекать в условиях ограниченного водосодержания и в присутствии суперпластификаторов, что предопределяет актуальность исследований в этом направлении.
и иногда Из-за конструктивной особенности трубобетонных колонн существует потребность в уменьшении продолжительности вибрирования в процессе бетонирования конструкции или полного отказа от него. Кроме того, необходимость подачи смеси бетононасосом снизу колонны при бетонировании на высоту до нескольких этажей (метод “upcreate”) предопределяет использование высокоподвижных бетонных смесей с осадкой конуса более 20 см, обеспечить которую при высокой прочности получаемого бетона можно лишь используя современные суперпластификаторы при низком водоцементном отношении. В качестве базовой величины было принято В/Ц=0,27...0,32, позволяющее также снизить относительную долю влажностной усадки и соответственно общее значение усадочных деформаций. Кроме того, снижение В/Ц рассматривалось В.В. Михайловым [105] как один из инструментов задержки образования эттрингита для предотвращения расширения системы на ранней стадии до достижения цементным камнем достаточной прочности. В своей работе Г. В. Чмель [158] также указывает на преимущество низких значений В/Ц для бетонов на НЦ. В связи с этим возникает необходимость изучения влияния современных суперпластификаторов на процессы расширения и самонапряжения НЦ, поскольку в литературе данные по этому вопросу немногочисленны противоречивы [58, 61, 64, 78, 107,128].
Собственные деформации расширяющихся вяжущих и их природа Показателями оценки эффективности расширяющихся вяжущих, помимо показателей прочности, являются такие энергетические показатели как: - деформации свободного расширения - в; -деформации связанного (упруго ограниченного) расширения, при одноосном -с , двухосном и объемном упругом ограничении деформаций; - величина самонапряжения при одноосном - а , двухосном и объемном упругом ограничении деформаций; Расчетный коэффициент перехода от деформаций к напряжениям для использованного кондуктора (п. 2.1.1) составил: Sc = 0,9б , (3.1) или с достаточной для инженерной практики точностью Sc = є , (3.2) т.е. 1МПа=1мм/м.
Следует отметить, что поддающиеся замеру деформации расширения, как это уже отмечалось во многих работах [26, 84, 105, 107, 158], являются результатом двух противоположных по сути процессов - усадки цементного камня и его расширения, обусловленного в основном образованием эттрингита. При этом оба процесса чрезвычайно сильно зависят от условий выдерживания цементного камня.
Общеизвестно, что усадку цементного камня по своей природе можно разделить на три составляющие: - контракционную, являющуюся следствием происходящих в цементном камне химических процессов взаимодействия исходных материалов (гидратация); - карбонизационную, являющуюся следствием химических процессов взаимодействия продуктов гидратации с проникающими из внешней среды компонентами; - влажностную, являющуюся результатом удаления воды из структуры цементного камня вследствие физических и физико-химических процессов. Также известно, что в соответствии со схемой образования тригидросульфоалюмината кальция высокосульфатной формы (эттрингита) ЗСаО А12О3 + 3(CaS04 2Н2О) + 26Н2О - ЗСаО А1203 ЗCaS04 З2Н2О (3.3) необходимо значительное количество воды, порядка 0,84 от массы вступающих в реакцию образования эттрингита веществ. При содержании их (т.е. расширяющей добавки) в составе вяжущего в пределах 15...20% дополнительное количество воды составляет 12... 17%, т.е. для протекания реакции необходимо количество воды, примерно в 1,5 раза превышающее значение для полной гидратации портландцемента. Соответственно потенциал расширения и самонапряжения НЦ наиболее полно можно определить при водном выдерживании, когда достаточно воды для образования эттрингита и имеет место только контракционная составляющая усадки цементного камня. Остаточные же деформации расширения цементного камня будут уменьшаться по сравнению с достигаемыми в условиях водного выдерживания в зависимости от истории выдерживания и дальнейшей эксплуатации. В связи с вышеизложенным поиск наиболее энергоэффективных составов осуществлялся на образцах водного выдерживания.
Определение уровня продольного нагружения оболочки трубобетонного элемента
Интересным представляется то, что образцы на растворе сульфата магния, твердевшие в условиях одноосного ограничения деформаций, не разрушились до 40 суток. Таким образом, подтверждается способность МНЦ, как и классического напрягающего цемента, к некоторому самоупрочнению в условиях ограничения развития деформаций. Однако, в условиях одноосного ограничения деформаций этого качества оказалось недостаточно при принятом количестве РД для противостояния внутреннему распору, вызванному интенсивным образованием эттрингита в относительно ранний период формирования структуры. Наблюдаемое самонапряжение образцов начало падать после 20 суток твердения, что ни в коем случае не является проявлением усадки. В данном случае очевиден процесс серьезного разупрочнение цементного камня и реакционное сжатие образца кондуктором.
Не менее достойным внимания является практически линейньга характер самонапряжения образца с крупнозернистым сульфатом магния, напоминающий кинетику самонапряжения классического НЦ с добавкой извести (см. рис.3.17). Очевидно, что преимущество кинетики самонапряжения МНЦ заключается не только в механизме торможения процесса образования этгрингита в ранний период, но и в большей растворимости исходного сульфатного компонента. Таким образом, имеет смысл все же вносить сульфат магния Б виде раствора в смесь при затворении, но в меньшем количестве. Потому как при весьма отличных друг от друга результатах, достигнутых образцами с разной дисперсностью сульфатного компонента за период наблюдения (рис. 3.7), количество и пропорции компонентов РД были одинаковы, а значит и потенциал расширения тоже. Иначе говоря, применение сульфатных компонентов грубого помола в составе РД при одновременном использовании действенного химического механизма торможения процесса образования эттрингита, будь то создание недостатка извести на начальных этапах или ее избытка на всем протяжении процесса твердения, может привести к консервации части потенциала расширения и последующей его реализации при попадании конструкции в достаточно влажные условия с негативными последствиями для ее прочности. Об этом cвидeтельствует неминуемое разрушение или значительное падение прочности образцов из напрягающих цементов подобных составов, оставленных на длительное выдерживание в водных условиях.
Кинетика самонапряжения образцов балочек МНЦ при крупном помоле сульфатного компонента и НЦ с добавкой извести, где НЦ - напрягающий цемент в роли сульфатного компонента которого выступает двуводный гипс, МНЦ - напрягающий цемент в роли сульфатного компонента которого выступает семиводный сульфат магния, (ГП) -базовый компонент - ПЦ завода Пролетарий (1 партия), 0,75... 1,06 - массовое отношение глиноземистого цемента и сульфатного компонента в составе РД, 0...4 % - массовая доля добавки извести в составе цемента, 19,7...21,7 % - массовая доля РД в составе цемента включая добавку извести. Массовое соотношение глиноземистого цемента и семиводного сульфата магния подобрано из условия сохранения массового соотношения алюминатов кальция и сульфатных остатков, характерного для массового соотношения глиноземистого цемента и дв водного гипса 1,06.
. Влияние суперппастификаторов на кинетику и остаточные значения деформаций расширения и самонапряжения НЦ В современных условиях получение высокопрочных самоуплотняющихся бетонных смесей без применения суперпластификаторов не представляется возможным, в связи с этим возникает необходимость исследования влияния современных суперпластификаторов на свойства изучаемых напрягающих цементов, в особенности на остаточные деформации расширения и самонапряжение. Вследствие того, что остаточные величины деформаций расширения и самонапряжение являются результатом двух противоположно направ ленных процессов: усадки цементного камня (контракционной, карбонизационной и влажностной) и его расширения в результате образования эзтрингита, необходимо учесть возможность усиления влияния усадочных явлений в смесях с суперпластификаторами, поскольку последние могут повышать усадку цементного камня. Очевидно, что в первую очередь внесение суперпластификатора в смесь будет влиять на контракционную (химическую) составляющую усадки, являющуюся результатом процесса гидратации исходных компонентов вяжущего. Соответственно необходимо подобрать оптимальную дозировку рассматриваемых суперпластификаторов и изучить их влияние на величину контракционной усадки НЦ.
Подбор оптимальной дозировки суперпластификаторов осуществлялся по аналогии с определением нормальной густоты гипсовых вяжущих с использованием мини-вискозиметра Суттарда при В/Ц=0,27, принятого как постоянный параметр для всех изготовленных смесей.
Из рис. 3.18 видно, что для классического НЦ изменение пропорций составляющих в рассмотренных пределах не оказывает заметного воздействия на подвижность цементного теста и соответствующую ему дозировку суперпластификатора СП1ВП, которое можно было бы охарактеризовать как функцию изменяемых параметров. Аналогично СП1ВП, два других суперпластификатора оказались практически индифферентны к изменению пропорций составляющих НЦ в тех же пределах (см. рис. 3.19 и 3.20).