![](/user_photo/_userpic.png)
книги из ГПНТБ / Вопросы сейсмостойкого строительства [сборник статей]
..pdfS 7er/cM
о
*i'# r
"т■ + г т ± : :
1ТТТ т
■т1 |
! |
_ _ 1_ |
|
! 1 |
|
_ l _ L
1! 1 II
II Т Г "
'Tf'TTIT! 111 ILliJiliU 1тп
|
|
|
ТТ1 ПИ л и ш и т |
|
|
|
|
|
п г": ТЛИ 111111__ |
to r fc S |
|
1 |
1 1 |
ГТТИ IIHIII1I |
|||
X ? |
|||||
|
1 1 |
1 |
I 1 ~~тпттт |
||
|
|
||||
1 |
1 1 |
|
1 ТГ ТТТТГни ши__ |
|
|
|
|
I |
1! ; Г- ":1ПТТТШ |
|
Рис. 2. Теоретические эпюры напряжений в заполнении однопанельного фрагмента:
а — эпюры ах,
б— эпюры о у ,
в— эпюры Т х у.
64
ций в заполнении и в элементах каркаса. Это позволило про следить изменение напряженно-деформированного состояния фрагментов стен в различных сечениях в зависимости от уровня силового воздействия.
Помимо экспериментальных исследований был выполнен теоретический анализ напряженно-деформированного состоя ния фрагментов каркасно-каменных стен с глухим заполне нием методом конечных элементов с помощью ЭВМ. В ка честве примера на рисунке 2 показаны эпюры напряжений в заполнении однопанельного фрагмента, имевшего следующие основные параметры: длина — 308 см, высота — 154 см, сечение элементов железобетонного обрамления — 20X20 см, модуль деформаций кладки — 0,02-10е, модуль деформаций железобетона — 0,15-106.
Анализ результатов решения большого числа задач с раз личными исходными условиями показывает, что несущая спо собность каркасно-каменных панелей при перекосе опреде ляется преимущественно сопротивлением конструкции срезу.
ЛИ Т Е Р А Т У Р А
1.Ю. В. Измайлов, Н. 3. Гельман, В. М. Шевцов. Проектирование и возведение сейсмостойких каркасно-каменных зданий. Сб. МолдНИИСМИ.
Кишинев, 1971.•
• !
о — 2796
В. Е. ЯЩУК
ПРЕДЕЛЬНЫЕ НАПРЯЖЕНИЯ И ДЕФОРМАЦИИ БЕТОНОВ
ПРИ ОДНОКРАТНОМ ОСЕВОМ СЖАТИИ
Исходя из сложившихся представлений о факторах, влия ющих на прочность бетона in . процесс разрушения бетон ного образца с ростом .нагрузки можно представить как по степенное накопление микроразрушений частиц, образующих, его тело, и структурных связей между частицами [2].
Для исчерпания образцом несущей способности необхо димо разрушить определенное количество частиц и связей, достаточное для перехода микроразрушений в макротрещи ны с последующим расчленением образца на отдельные части.
Непосредственный учет прочностных и деформативных свойств частиц и структурных связей для определения де формаций и прочности бетонных элементов во времени пред ставляется делом будущего. Однако косвенный путь реше ния задачи может быть найден, если учитывать влияние этих факторов в «интегральной форме», — посредством определе ния энергии, которую необходимо затратить на деформацию бетона, частичное разрушение его структуры, нагревание и др. Этот путь является наиболее доступным, поскольку оп ределение энергии разрушения бетона производится весьма, просто и с необходимой точностью. Достоинством данного метода является и то, что энергия как физическая величина формально не зависит от времени, и применительно к бето ну можно предположить, что затраты энергии на разруше ние одинакового количества частиц и связей в образцахблизнецах одного и того же возраста должны быть одина ковыми независимо от способа и продолжительности испы тания каждого из них.
Это положение может показаться спорным при суще ственно отличающейся длительности нагружения образцов-
66
•близнецов. В таких образцах возможно некоторое отличие в интенсивности изменения прочности и модуля упругости. Кроме того, в длительно загруженном бетоне возможно час тичное восстановление разрушенных частиц и связей за счет эффекта «самозалечивания» трещин. Однако сравнение полу
чаемых в обоих случаях результатов |
показывает, |
что если |
|||
эти факторы |
и оказывают |
влияние |
на |
величину |
энергии |
разрушения |
бетона данного |
возраста, |
то |
оно, по-видимому, |
-несущественно и для упрощения решений практических задач им можно пренебречь.
Учитывая это обстоятельство, а также то, что усредненные затраты энергии на разрушение единицы объема материала численно равны удельной работе внешней нагрузки при осе вом сжатии, рабочую гипотезу можно сформулировать сле дующим образом: на разрушение образцов-близнецов в оди наковом возрасте независимо от длительности нагружения каждого из них затрачиваются равные удельные работы си ловых деформаций.
Разрушением бетонного образца при однократном нагру жении будем считать начало самопроизвольного падения вну тренних усилий.
Анализ значительного объема экспериментальных данных многих авторов, исследовавших влияние различных спосо бов и длительности загружения на величину предела проч ности бетонных образцов, во всех случаях подтверждает при емлемость этой гипотезы и надежность получаемых резуль татов.
Расскажем об эффективности предлагаемого метода на примерах.
I. Как известно, разрушение бетонного образца при осе вом сжатии может происходить при различных сочетаниях напряжений и времени его действия. С увеличением скорости загружения бетона разрушающее напряжение возрастает и стремится к определенному пределу — мгновенной прочности
бетона RM — характеристике, |
имеющей известное |
приклад |
||
ное |
значение. |
|
|
|
В |
соответствии с гипотезой |
для |
вычисления |
величины |
RM достаточно определить значение |
удельной работы сило |
вой деформации Ауд для образца-близнеца в таком же воз расте при любом ином доступном способе загружения — например, при обычном статическом. Во всех случаях вели чина Ауд. численно равна площади индикаторной диаграммы сжатия данного бетона:
|
£ |
|
|
A yQ = f |
6(e)de |
• |
( О |
При мгновенном загружении |
бетон |
работает упруго, |
откуда |
67
V ~ 2 Е 0 |
(2 ) |
Из выражений (1) и (2) следует:
R„=[2E0f ee ( E ) d S ] i |
(3 ) |
О
где Е — деформация, соответствующая моменту разрушения бетона:
Е0 — начальный модуль упругости бетона.
Для обычного тяжелого бетона невысоких марок прибли женная зависимость а от в при кратковременном (стандарт ном) испытании может быть получена из формулы Л. И. Онищика, связывающей модуль полных деформаций бетона Е'б с начальным модулем упругости Е0.
|
|
|
и |
m |
т |
||
|
|
|
|
о |
|||
|
* б ~ с 1 е |
|
|
|
|
||
откуда |
? |
d 6 |
|
- |
Со¥ * |
||
|
£- 7 |
i r |
|
||||
и |
б — R n p |
|
[ |
|
|
|
|
|
|
|
|
|
=?-h
1 я К п р
(4)
(5)
(6)
В Формулах (4) — (6) параметр R'np представляет услов ный предел «текучести» бетона, то есть напряжение, при ко
тором Е'б = 0 (рис. |
1). |
По данным |
опытов, |
для |
обычного |
||||
тяжелого бетона R'np= l , l |
Rnp. Предельную деформацию бе |
||||||||
тона ё при стандартном испытании получаем |
из |
формулы |
|||||||
(5), принимая a = Rnp: |
|
|
|
|
|
|
|||
|
|
Е 0 |
^ 0 |
|
0 9 1 = 2 , 6 4 - ^• - |
t 0 |
|
(5а) |
|
|
|
|
|
|
|
|
|
||
В этом |
случае |
величина |
RM составит: |
|
|
|
|||
R „ |
= { 2 E 0 |
I |
[ 1 |
- |
Е |
1 |
|
,d |
E (}За=) Ь 9 R „ |
R'n p f |
е х р ( - |
|
|
что свидетельствует об относительно хорошей сопротивляе мости обычных тяжелых бетонов невысоких марок динамиче ским и ударным нагрузкам.
Определение величины RM экспериментальным путем за труднительно, так как время загружения образца в этом случае должно стремиться к нулю. Однако при очень боль-
68
шой скорости загружения, доступной современным испыта тельным машинам, можно получить величины динамической прочности Ид, приближающиеся к значениям RM. Так, на пример, по данным Д. Ватштейна, приведенным в [3], для
обычного |
тяжелого |
бетона со статической прочностью |
|
RnP= 1 7 5 |
дан/см2 при |
длительности |
загружения, равной |
0,9; 0,0043 |
и 0,00025 сек., отношение |
— 5— составило соот- |
|
|
|
|
Rnp |
ветственно 1,10; 1,57 и 1,84. Последний результат, как видим,
весьма близок к теоретическому пределу — 1,90. |
|
|||||
Зависимость <*=f |
(е) для |
керамзитобетона невысокой |
||||
прочности также удовлетворительно |
описывается |
выраже |
||||
нием (6) при значении .. |
=1,15 |
Rnp |
(получено |
автором |
||
путем обработки результатов |
опытов |
М. 3. Симонова [4]). |
||||
В этом |
случае для |
мгновенной прочности керамзитобетона |
||||
по (3) получаем: |
|
|
|
|
|
|
|
Rm= 1,76 Rnp. |
|
|
(36) |
||
Данный |
результат |
несколько ниже |
по |
сравнению |
с тако |
вым в случае испытания обычного тяжелого бетона. Опыты Ю. М. Баженова [3] подтверждают этот факт. При одина
ковом времени |
загружения |
образцов из этих |
видов бетона |
||
их относительные прочности |
|
|
были близки. |
||
Для связи |
и е при стандартном |
испытании силикатного |
|||
бетона прочностью выше 200 |
дан/см2 |
В. Н. Гусаков [5] пред |
|||
лагает зависимость |
|
|
|
|
|
в = Е 0е(1—0,21 |
Е0 |
е), |
(6а) |
||
Кпр |
|||||
откуда при a = |
Rnp предельная |
деформация |
е составляет: |
||
|
|
Р |
|
|
|
|
е=1,43 “Р- . |
|
(56) |
||
Для величины RM силикатного бетона по формуле (3) полу |
|||||
чаем значение: |
|
|
|
|
|
|
RM= |
1,28 Rnp. |
|
( З в ) |
что почти в 1,5 раза ниже, чем в случае тяжелого цементно го бетона. Это характеризует силикатный бетон как мате риал более хрупкий, с худшей способностью к сопротивле
нию динамическим нагрузкам. Опытные величины |
си |
ликатного бетона достаточно хорошо согласуются с теорети ческими. По данным [3], при длительности загружения 0,086 и 0,0067 сек. эти отношения равны соответственно 1,11 и
69
1,3. В последнем случае величина |
RH |
= 1,3 несколько |
пре |
RМ |
RnP |
|
|
|
|
|
|
вышает теоретический предел Rпр |
= |
1,28, что может |
быть |
следствием естественного разброса показателей прочности при испытании и неполного соответствия зависимости (6а) действительной связи между в и е для силикатного бетона, примененного в опытах.
II. Гипотеза о постоянстве удельной работы разрушени позволяет также определять величины предельных деформа ций бетона е, соответствующие предельным напряжениям при любом способе и длительности загружения. Для этого доста точно знать величину Ауд. для данного вида и возраста бе тона и закон связи между напряжениями и деформациями при заданном способе (последовательности) загружения. В простейшем случае, когда загружение образца производится мгновенно до напряжения ®m<:R m, его разрушение происхо дит не мгновенно, а через определенный промежуток вре мени, называемый временем задержки разрушения бетона (т3.р ). В течение этого времени в образце развиваются неуп ругие деформации, значения которых увеличиваются с ро стом т3.р.
Определим величину полной деформации е, отвечающей данному ом. В соответствии с изложенной гипотезой Ауд. не
зависит от способа загружения, |
то есть |
площади диаграмм |
|
о —е во всех случаях |
должны |
быть |
равновеликими. На |
рис. 1 пл. ОБА = пл. |
OLFB = |
пл. ОКД = Ауд: |
Из равенства двух первых площадей получаем:
Я;? |
_ < *м |
, |
откуда |
R% + |
6 |
$ |
(7а) |
|
2 Е 0 |
2 Е 0 |
2 б |
м |
Е 0 |
||||
|
|
|
||||||
|
|
|
|
|
Здесь деформация е связана с пределом мгновенной проч ности бетона. В более общем случае предельная деформация при мгновенном загружении выражается через Ауд. Исходя
из выражений (2) и (7а), |
имеем: |
|
|
£ = |
А у д |
' €>м |
(7) |
|
б 7 |
+~2Ё~0 |
Кривая EFGN на рис. 1 построена по уравнению (7). Она представляет геометрическое место точек предельных дефор маций для данного бетона. Следует отметить, что величины е при мгновенном загружении являются минимальными, и при времени загружения, отличном от нуля, будут для одно го и того же предельного напряжения несколько большими
70
(например, деформации ОД и ОС при напряжении R ^ на рис. 1).
Обращает на себя внимание тот факт, что при напряже ниях Gm^ R ^ предельные деформации весьма мало зависят
от величины напряжения. Это обстоятельство полностью со гласуется с результатами опытов многих авторов.
Зная закои изменения деформаций ползучести бетона во
времени |
при |
напряжении ам, |
находящемся |
в интервале |
|||
Rnp |
> o M> R an, |
а также |
предельную деформацию |
бетона |
|||
по |
(7); |
можно определить |
время |
достижения |
данной |
е, то |
|
есть ожидаемый срок службы конструкции. |
|
|
|||||
III. |
На основании гипотезы о постоянстве удельной ра |
||||||
боты разрушения можно ориентировочно определять величи |
|||||||
ны |
пределов длительности |
прочности ^ дл) бетонов |
по ре |
||||
зультатам их кратковременных испытаний. |
|
|
Зависимость (7) показывает, что величины предельных деформаций бетона с уменьшением напряжений растут, но этот рост, разумеется, не может быть беспредельным. Для случая мгновенного загружения образца, например, е огра ничивается значением
_ _ |
Oft! |
/ л \ |
£= ЕУ+ Е П= [+ m (o M) ] e q(t) |
1 |
где ш(стм) — предельная характеристика ползучести, завися щая при высоких ом от величины напряжения.
Пусть на рис. 1 величины е по (8) |
представлены |
кривой |
||||
ON. Тогда для установления максимального |
напряжения |
|||||
(Rflji*) > которое |
может выдержать бетон неограниченно |
дол |
||||
гое время, достаточно найти точку N |
пересечения кривых е |
|||||
по формулам |
(7) и (8). Приравнивая правые |
части |
этих |
|||
равенств и заменяя ом на RHJI, получаем: |
|
|
|
|
||
|
E 0 ( r ) A y d ( t ) |
|
|
|
(9) |
|
|
Ren =' |
|
|
|
||
|
m ( R d n ) + C,5 |
|
|
|
|
|
Если бы для обычного тяжелого |
бетона |
связь |
между |
|||
а и е в любом |
возрасте сохранялась |
по (6), |
то при |
кратко |
||
временном испытании образца-близнеца в возрасте |
t = |
oo в |
||||
соответствии с |
(2) и (За) можно было бы записать: |
|
|
|||
|
2 E o ( t ) |
^ |
|
|
(2а) |
|
|
|
|
|
|
|
В действительности по мере старения бетона связь меж ду а и е изменяется, что может отразиться на значении
71
^ y |
d ( t ) |
Учитывая. |
это, |
умножим величину |
^ y d ( t ) |
||
по |
(2а) |
на коэффициент |3. |
|
|
|
||
Вводя обозначения: к= |
E 0 ( t ) |
_ |
R n p ( t ) |
Ядл полу |
|||
е 0 (т ) и п ~ |
R n p ( r )» Для |
||||||
чим значение: |
|
|
|
|
|
||
|
|
Rdn =/,5л Rnp( r ) j ~ [2m(Rgn) +i j j |
2 . |
(9а) |
|||
|
Зависимость (9а) |
показывает, |
что Кдл со временем по |
вышается пропорционально росту прочности бетона и уменьшается с ростом модуля упругости и предельных де
формаций ползучести. Если бетон был загружен |
в |
очень |
|||
раннем возрасте, то Идд |
по (9а) |
может |
оказаться |
больше |
|
R n p M . Этот результат |
следует |
понимать |
так: |
во-первых, |
72
при данном б „ < Н п р ( тобразец) от длительного действия на
грузки не разрушается (если только разрушение не насту пит вскоре после загружения и, во-вторых, он свидетельству ет о возможности повышения напряжения в бетоне через
определенное |
время — от G n |
< R |
n p ( v )до |
б б = Я о л : > Я п р ( х ) |
||
На рис. |
2 |
показано изменение |
относительного |
напря |
||
жения |
R dn |
в зависимости |
от |
т а л ) |
и |
при |
б—tit |
||||||
|
H n p f v |
|
|
|
|
|
(3=1 применительно к тяжелому бетону. Из графика сле дует, что относительная величина предела длительной проч
ности |
бетона |
может |
изменяться в сравнительно ши |
роких |
пределах, |
и принятие |
ее постоянной для любых |
влажностных режимов эксплуатации и любых сроков запружения конструкций может привести к существенным ошиб кам в оценке их несущей способности во времени. Следует отметить, что экспериментальные исследования и зависи мость (9а) указывают на одни и те же факторы, влияющие
на величину |
А. И. Рожков [6], например, на основании |
большого объема опытов приходит к выводу, что предел длительной прочности бетона зависит в основном от трех факторов:
1) абсолютной прочности бетона (от нее зависит Ауд); 2) дальнейшего после приложения нагрузки роста проч ности бетона (следовало бы добавить и модуля упругости); 3) условий влагообмена бетона с окружающей средой (то есть от фактора, предопределяющего, при прочих равных условиях, величину деформации ползучести).
Для практического использования выражения (9а) не обходимо знать величину предельной характеристики ползу
чести бетона m ( R d n ) в нелинейной области. Ее приближен
ное значение можно получить, руководствуясь рекоменда циями СНиП II—В. I—62 * по определению потерь пред варительного напряжения в арматуре от ползучести бетона:
m(Rgn) 465-T,5R0 |
(ю ) |
m ~
73