книги из ГПНТБ / Кудрявцев, А. А. Предварительно-напряженный керамзитобетон

&о — коэффициент, учитывающий снижение модуля упругости бетона;

п — отношение модулей упругости арматуры и бе­

тона; йпл — коэффициент, учитывающий длительное дейст­

вие нагрузки в излагаемом случае при кратко­ временном действии нагрузки йПл= 1; при длительной «агрузке &дл определяется согласно

нормам [45];

ka — коэффициент, учитывающий влияние предвари­ тельного напряжения на повышение жесткости элемента.

По аналогии с элементами из тяжелого бетона зна­ чение kHполучали из выражения

Теоретическую разрушающую нагрузку для опытных элементов, работающих по случаям I и II внецентренно­

НМ

60

где (Тог — предварительное напряжение в арматуре А с учетом всех потерь.

Значение | 0. при котором напряжение в арматуре А равно нулю определяли из (32).

На рис. 30 представлено сравнение опытной ЛгрП и теоретической несущей способности в зависимости от e0//i, при этом теоретические значения разрушающих

усилий N р вычисляли исходя из опытных значений

R пр - Из приведенных данных следует, что рекомендуе­ мый новыми нормами [45] метод расчета гибких предва­ рительно-напряженных сжатых элементов приемлем для легких бетонов.

Однако в некоторых случаях при использовании это­ го метода недооценивается фактическая несущая спо­ собность колонн вследствие приближенной оценки зна­

чений а с • Значение оставшихся напряжений сжатия

о с при разрушении предварительно-напряженного эле­ мента, как отмечалось, доожно более точно определить из выражения

где значение предельной сжимаемости легкого бетона ес рекомендуется принимать по (27).

Расчеты, выполненные с учетом таких значений ес, показывают лучшую сходимость теоретических и опыт­ ных данных.

Согласно полученным данным, коэффициент kH, учи­ тывающий влияние предварительного напряжения на повышение жесткости элементов, может быть найден по (42), как и для элементов из тяжелого бетона.

5. Прочность элементов по наклонным сечениям

Впервые особенности работы элементов из легких бетонов по наклонным сечениям были отмечены в Аме­ риканском институте бетона [48]. Исследователем Д. Хан­ соном установлено, что при прочих равных условиях прочность элементов из легких бетонов по наклонным сечениям меньше, чем элементов из тяжелого бетона. Это обстоятельство нашло отражение в американских строительных нормах АС/ 318-71.

Экспериментальными исследованиями, выполненны­

61

ми в Англии Р. Тейлером [50] на элементах из керамзитобетона, бетона на зольном гравии и тяжелом бетоне, также подтвердилась пониженная прочность элементов из легких бетонов по наклонным сечениям.

Рис. 31. Влияние пролета среза на относительную прочность ба­ лок по наклонным сечениям-

1 — керамзитобетон по опытам ав­ тора; 2 — то же, по опытам (48, 50); 3 —тяжелый бетон по опытам авто­ ра; 4 — то же, по опытам [48, 50]; 5 —-теоретическая кривая при &=1,5; 6 — то же, при k~2

Для проверки особенностей работы легкобетонных конструкций по наклонным сечениям и уточнения метода расчета автором проведены исследования бетонов с ши­ роким диапазоном прочностей и различным процентом поперечного армирования элементов. Были испытаны балки прямоугольного и двутаврового сечения (рис. 31).

При обработке результатов испытания элементов за основу принята методика М. С. Боришанского [4]. Одна­ ко для определения предельных усилий Qo и Qxб вместо прочности бетона на сжатие принималось значение проч­ ности бетона при осевом растяжении Rp.

По результатам опытов с балками без поперечной арматуры получен график зависимости относительной несущей способности балок от пролета среза a/ho (см. рис. 31). Как следует из этого графика, относитель­ ная несущая способность керамзитобетонных элементов без поперечной арматуры удовлетворительно описывает­ ся нижней кривой, соответствующей /г = 1,5 в формуле1

1 Б ез уч ета к оэф ф и ц и ен та ягСд.

62

Для аналогичных элементов из тяжелого бетона опытные точки относительной несущей способности рас­ полагаются значительно выше кривой, соответствующей k=\,b. Это особенно заметно при больших пролетах сре­ за а>3/г0. Следует сказать, что при малых пролетах среза отмечается большой разброс опытных данных в результате того, что формулой (48) не учитываются не­ которые факторы, в частности местные сжимающие на­ пряжения от вертикальных сил оу, которые проявляются при небольших пролетах среза a<2/z0.

На практике часто величина пролета среза непосто­ янна и изменяется в зависимости от расположения на­ грузок. Большой пролет среза можно рассматривать как наиболее неблагоприятный случай расположения сил. Поэтому предельное усилие в бетоне Qо для керамзитобетонных элементов без поперечной арматуры без боль­ шой погрешности можно определять по (48).

Опытами также подтвердилось, что благодаря пред­ варительному напряжению продольной арматуры проч­ ность керамзитобетонных элементов по наклонным сечениям существенно повышается. Повышение разру­ шающей нагрузки для предварительно-напряженных балок вызвано тем, что в них после образования наклон­ ных трещин возникают сжимающие напряжения в бето­ не у обоих концов этих трещин. Эти напряжения повы­ шают эффект трения в плоскости наклонной трещины. Кроме того, в предварительно-напряженных элементах высота сжатой зоны в месте разрушения всегда больше, чем в ненапряженных элементах.

Для элементов с поперечной арматурой (хомутами) прочность по наклонным сечениям оценивалась по фор­ муле

где gx — предельное усилие в поперечных стержнях на единицу длины элемента, определенное из выражения

Из сопоставления теоретических и опытных значений разрушающих усилий следует, что для предварительно­ напряженных элементов при больших пролетах среза a ^ 2 h 0 теоретические значения Qxo удовлетворительно

63

согласуются с опытными данными. Отношение Q°es IQle находится в пределах 0,93—1,19. При пролетах среза a<2h0 это отношение несколько больше и составляет 1,12—1,34. Для ненапряженных элементов теоретические значения разрушающих усилий в большинстве случаев превышают их опытные значения до 25%•

Как и для балок без поперечной арматуры, предва­ рительное напряжение продольной арматуры повышает прочность балок с хомутами.

Следует сказать, что механизм разрушения предва­ рительно-напряженных элементов из легкого и тяжелого бетонов еще недостаточно ясен и должен еще изучаться. По нашему мнению, на увеличение прочности предвари­ тельно-напряженных элементов по наклонным сечениям влияют не только площадь сечения верхней и нижней, арматуры, но также начальные напряжения той и дру­

гой арматуры. Характеристики арматуры Ан и Лн влия­ ют на высоту сжатой зоны бетона над наклонной трещи­ ной. С увеличением этой высоты перед разрушением прочность по наклонным сечениям возрастает.

При испытаниях отмечалось, что прочность при сжа­ тии конструктивного легкого бетона сравнительно мало сказывается на несущей способности по наклонным сечениям. Так, повышение кубиковой прочности керамзитобетона со 192 до 462 кгс/см2, т. е. в 2,25 раза, увели­ чило несущую способность балок всего в 1,27 раза.

При разрушении балок с прочностью керамзитобетона 200 и выше произошел разрыв поперечной арматуры. Это указывает на то, что хомуты используются до пол­ ного своего сопротивления.

Г Л А В А П Я Т А Я

ТРЕЩ ИНО СТОИ КО СТЬ

1.Трещиностойкость элементов по нормальным сечениям

Нормальные трещины в предварительно-напряженных элементах могут образоваться во время отпуска натяже­ ния арматуры (верхние трещины) и при приложении к элементу внешней нагрузки (нижние трещины). '

При отпуске натяжения арматуры верхние трещины

64

возникают, если момент от внешних сил (от усилия пред­ варительного обжатия) превышает момент от внутренних усилий, т. е. когда имеется неравенство

Для проверки этого условия наблюдали за 18 керам­ зитобетонными балками сечением 10 X 20 и 14 X 20 см, длиной 2,7 м при отпуске напряжения в арматуре. Ре­ зультаты испытаний показывают, что в большинстве случаев неравенство (51) дает приемлемые результаты. Однако для некоторых балок при высоких напряжениях в бетоне опытный момент от обжатия превышал значе­

ние Г тДр, в то время как трещины обнаружены не были. Это явление объясняется тем, что в результате больших напряжений обжатия бетона происходит пере­ распределение напряжений таким образом, что расчет­ ная схема, положенная в основу при выводе формулы (51), нарушается.

Чтобы проверить приемлемость метода, по которому определяется момент образования трещин (установлен­ ный нормами для тяжелого бетона), к расчету предвари­ тельно-напряженных керамзитобетонных изгибаемых элементов от внешней нагрузки были проанализированы результаты испытаний 32 балок, армированных стержне­ вой арматурой класса A-V, и пяти балок, армированных высокопрочной проволокой периодического профиля.

При определении усилий обжатия балок N0 и значе­ ния е0 учитывались фактические значения потерь напря­ жений от усадки и ползучести керамзитобетона. В (52) значения прочности керамзитобетона при растяжении принимали на основании опытных данных, полученных при испытании цилиндров на осевое растяжение.

Следует обратить внимание на то, что упругопласти­

бетона. Это объясняется меньшим коэффициентом пла­ стичности керамзитобетона при растяжении. Если для

элемента из тяжелого бетона 'упругопластический момент принимается равным

(53)

(при значении у=1,75 для прямоугольного сечения), то для конструктивного керамзитобетона у<1,75 и состав­ ляет около у=1>4—1,55 в зависимости от марки бетона. Однако упругий момент сопротивления сечения армиро­

ванного элемента из легкого бетона W о6 больше мо­

мента сопротивления W о6 элемента из тяжелого бето­ на вследствие повышенных значений коэффициента приведения п, поэтому с некоторым приближением мож­

тельного обжатия в верхней зоне. Среднее значение от­

ношения М °п /М т для таких балок было близко к 1. Для керамзитобетонных балок, имевших верхние тре- ' щины от предварительного обжатия, формула ядровых моментов переоценивает опытные моменты трещиностой­

кости в среднем на 12%.

Согласно главе СНиП [45], момент трещиностой­ кости предварительно-напряженных железобетонных конструкций рекомендуется определять по формулеядровых моментов с учетом пониженной величины ядро­ вого расстояния га на 20%, т. е. по формуле

Сопоставление опытных и теоретических моментов трещиностойкости, вычисленных по (54), показало, что принятие ядрового расстояния с коэффициентом 0,8 при­ водит к некоторому запасу по трещиностойкости (в сред­ нем до 10%). В связи с тем, что керамзитобетон в мень­ шей степени проявляет пластические деформации, в (52) для изгибаемых элементов из конструктивного керамзи­ тобетона значение гя снижать не следует.

Известно, что для одних и тех же элементов с повы­ шением обжатия бетона относительная трещиностойкость М?/Мр возрастает. Данные по относительной тре­ щиностойкости керамзитобетонных балок в зависимости

6 6

от степени обжатия вб/Ro приведены на рис. 32. Распо­ ложение точек на этом графике говорит о том, что с по­ вышением обжатия керамзитобетона относительная трещиностойкость балок возрастает по зависимости, близкой к линейной, вплоть до Об/^о= 0>65—0.7.

r - 6i

Приемлемость метода расчета по ядровым моментам к оценке трещиностойкости внецентренно-сжатых пред­ варительно-напряженных керамзитобетонных элементов была проверена на колоннах четырех серий сечением 12x24 см, армированных сталью класса А-V. Расчет колонн выполняли по деформированной схеме, т. е. с учетом прогибов.

Для предварительно-напряженных колонн усилие трещинообразования определяли по уточненной формуле ядровых моментов

e0N + f — аг*

где f — прогиб колонны на середине к моменту образо­ вания трещин, вычисленный как для упругого стержня.

Результаты сопоставления расчетных Атт и опытных

значений усилий N °п приведены в табл 3. Из нее сле­ дует, что метод расчета трещиностойкости по ядровым моментам предварительно-напряженных сжатых эле­ ментов без снижения ядрового расстояния (а=1) для колонн, испытывавшихся с большими эксцентрицитетами e0/h>0,3, дает удовлетворительные результаты. Метод расчета гибких колонн, которые испытывались с малыми эксцентрицитетами е0/к ^ .0,16, дает завышенные теорети­

ческие значения N? над их опытными значениями N°n

в 1,5—2 раза. Причина такого явления еще недостаточно ясна и требует специального исследования.

Приближенно, чтобы улучшить сходимость теорети­ ческих и опытных значений усилий трещинообразования для внецентренно-сжатых элементов, можно рекомендо­ вать в формуле (55) значение коэффициента а принять переменным, зависящим от относительного эксцентрици­ тета e0lh:

2. Трещиностойкость элементов по наклонным сечениям

Наклонные трещины в конструкциях из легких бетонов снижают эксплуатационные качества зданий и сооруже­ ний и уменьшают их долговечность. Особенно недопу­

6 8

стимы наклонные трещины на опорных участках эле­ ментов, армированных прядевой арматурой, а также в элементах без поперечной арматуры независимо от вида продольной арматуры.

При испытании керамзитобетонных элементов и та­ ких же элементов из тяжелого бетона на действие попе­ речных сил установлено, что при одинаковой прочности на сжатие трещиностойкость элементов из керамзитобетона на 15—35% меньше по сравнению с тяжелым бетоном, причем большее расхождение наблюдается у высокопрочного керамзитобетона.

На трещиностойкость керамзитобетона по наклонным сечениям сильно влияет предварительное напряжение продольной рабочей арматуры. Благодаря предваритель­ ному напряжению трещиностойкость элементов может быть повышена в 2 раза и более в зависимости от степе­ ни обжатия бетона. Поперечное армирование элементов обычной ненапрягаемой арматурой (хомутами) повыша­ ет трещиностойкость незначительно (на 10—15%).

Увеличение прочности керамзитобетона при сжатии выше 250 кгс/см2 также мало сказывается на повышении трещиностойкости элементов по наклонным сечениям.

По нашему мнению, причина пониженной трещино­ стойкости керамзитобетонных элементов по наклонным сечениям состоит в том, что керамзитобетон хуже рабо­ тает при двухосно-напряженном состоянии.

Приложение сравнительно небольших сжимающих усилий в одном направлении сильно снижает прочность керамзитобетона при растяжении в другом взаимно пер­ пендикулярном направлении. Прямыми опытами на двухмерное напряжение образцов (сжатие — растяже­ ние) было получено, что керамзитобетон марки 300 при напряжении сжатия 0,5 р имеет прочность при растя­ жении всего около 0,45 Rv, тогда как тяжелый бетон при тех же условиях — примерно 0,65 Rp.

На основании анализа результатов испытания пред­ варительно-напряженных керамзитобетонных балок прямоугольного и таврового сечений установлено, что условия образования наклонных трещин, приведенные в нормах для тяжелого бетона, не отвечают опытным дан­ ным для легких бетонов. Экспериментальная и теорети­ ческая проверка этих условий показала, что во многих случаях по этим условиям существенно переоцениваются фактические главные растягивающие напряжения огр

69