книги из ГПНТБ / Кудзис А.П. Предварительно-напряженный полимерцементный бетон

уменьшила величину сд примерно на 15% при относительной влажно­ сти среды XF = 30% и практически не оказала влияния на эту величину при Чт= 80%.

Рис. 27. Зависимость деформаций предварительно-напряженных балок из полимерцементного бетона от схемы длительного нагружения 2, 3, и 4 по рис. 26.

На рис. 27 иллюстрируются деформации балок из полимерцемент­ ного бетона, которые находились в течение двух лет под длительной нагрузкой в камере при нормальных условиях (/« 2 0 °С и Чг=50% ). Каждая кривая получена как среднее арифметическое показаний прогибомеров, находящихся в середине пролета двух балок. Выгиб эле­ ментов от усилий обжатия для всех шести балок был примерно оди­ наковым.

Как видно из графика, несмотря на большую продолжительность нагружения, увеличение прогибов балок продолжается довольно дол­

го лишь //800. Кратковременная перегрузка (схема 2) или увеличение

120

усилий (схема 4) в старом возрасте элементов не меняли общей зако­ номерности работы балок под длительно действующей нагрузкой и не вызывали чрезмерного увеличения их прогибов.

5.3. Расчет элементов по деформациям

Согласно рекомендациям норм проектирования СНиП П-В. 1-62, деформации элементов предварительно-напряженных железобетонных конструкций, при эксплуатации которых отсутствуют трещины в рас­ тянутой зоне, определяют как для сплошного упругого тела. Полную величину деформаций (прогибов) при учете длительного действия час­ ти нагрузки и выгиба от предварительного обжатия бетона определяют по формуле:

где сд — коэффициент, учитывающий увеличение деформации вслед­

лок по формуле (5.47) является весьма условным по следующим при­ чинам:

а) не учитывается влияние напряженного состояния на увеличение прогибов элементов вследствие неупругих деформаций бетона;

б) необоснованно принимается одинаковое значение коэффициен­ та сд для оценки изменения прогиба балки от длительно действующей части нагрузки и выгиба от длительного предварительного обжатия и др.

Перечисленные недостатки весьма часто приводят к противоречиям. Например, в случае наличия лишь длительно действующей части на­ грузки, т. е. при fK(T2, Тi)= 0, когда fB(xi) согласно форму­ ле (5.47) элемент в стадии эксплуатации должен иметь выгиб. Однако опыты и практика эксплуатации конструкций показывают противопо­ ложные результаты. По этой причине вывод авторов [25] о том, что при исследовании и проектировании предварительно-напряженных же­ лезобетонных конструкций величину их выгиба и прогиба целесообраз­ но определять по методике норм проектирования СНиП П-В. 1-62, вы­ зывает сомнение.

-Фактическая деформация элемента в момент времени Т2 от дли­ тельно и кратковременно действующей нагрузки согласно графику на рис. 12 составляет:

121

%

Таблица 22

Деформации предварительно-напряженных изгибаемых элементов из полимерцементного бетона спустя 300 сут (см. рис. 27)

сч

<ч

Г Л А В А VI

ТРЕЩИНОСТОЙКОСТЬ И ПРОЧНОСТЬ ПРЕДВАРИТЕЛЬНО­

НАПРЯЖЕННЫХ ЭЛЕМЕНТОВ

6.1. Трещиностойкость вибрированных элементов

Добавки водорастворимых полимерных смол, увеличивая прочность бетона на растяжение Rp и его растяжимость ер, тем самым должны по­ вышать трещиностойкость железобетонных конструкций с ненапрягаемой арматурой. Для оценки эффективности влияния смолы ДЭГ-1 на трещиностойкость элементов с ненапрягаемой арматурой И. Ю. Моте-

ровались стержнями из стали класса А-Ш и изготовлялись из бетона прочности Л! (28) = 2 0 —40 МПа. Процент армирования колебался от 1

ДО 4,4.

Момент трещинообразования испытанных балок выражается сле­ дующим адекватным линейным регрессионным уравнением:

уровне значимости проверялась адекватность модели по А-критерию. Парные коэффициенты корреляции переменных уравнения (6.1) со­

ставили:

г м Т | х а =0,71; г м т К р = 0,73; г М т п д = 0,27.

Таким образом, стохастическая связь между моментом Мт и фак­ торами ра и Rv была прямая сильная, а между Мт и факторами ПД — слабая. Это объясняется тем, что полимерная добавка влияла на вели­ чину Мт, в основном, путем увеличения прочности бетона на растяже­ ние, что учитывалось фактором Rp. Влияние повышенной растяжимости полимерцементного бетона и некоторых других факторов на величину

124

Мт было незначительным. Однако в целом добавка эпоксидной смолы ДЭГ-1 увеличила момент образования трещин балок на 20—40%. Из уравнения (6.1) видно, что положительное влияние добавки увеличива­ ется с уменьшением процента армирования и прочности бетона.

Опыты А. Л. Шнюкшты [102, 103] подтверждают тот факт, что при одинаковой прочности на растяжение полимердементного и обыч­ ного бетона трещиностойкость конструкций обоих видов сечений (нор­ мальных и наклонных к продольной оси элементов) практически не отличается. Однако в переармированных балках положительное влия­ ние добавки полимерной смолы на величину Мт является заметным.

Исследования М. П. Стрельниковой [93] показали, что незначи­ тельная (1%-ная) добавка смолы № 89 способствует повышению трещиностойкости предварительно-напряженных железобетонных шпал в среднем на 8%. Армированные высокопрочной проволокой класса ВРП шпалы подвергались тепловлажностной обработке при +з = 70 °С по режиму 6+ 12+ 6 ч. При введении полимерной добавки количество во­ ды не уменьшилось. Поэтому кубиковая прочность обоих видов бетона отличалась незначительно и составляла R(28 )» 5 0 МПа. Увеличение трещиностойкости шпал объясняется автором, в основном, повышенной растяжимостью полимердементного бетона высокой марки.

Трещиностойкость предварительно-напряженных конструкций зави­ сит от многих факторов, в том числе от механических свойств бетона, степени его обжатия, наличия трещин, от усилий обжатия и др. Одна­ ко, как показывают исследования и практика строительства, методы расчета по образованию трещин таких конструкций можно представ­ лять хорошо интерпретируемыми функциональными связями.

Для эффективного увеличения трещиностойкости предварительно­ напряженных элементов должен быть использован эффект второго ро­ да полимерной добавки, т. е. бетонные смеси, предназначенные для приготовления полимердементного и обычного бетонов, должны иметь одинаковые жесткости. Поскольку при этом уменьшается количество воды (случай 1) или цемента и воды (случай 2) в полимерцементном бетоне, то потери предварительного напряжения от усадки и ползучес­ ти будут меньше, чем в случае обычного бетона. Для оценки эффектив­ ности применения такого бетона целесообразно применять статистиче­ ский подход.

С целью определения влияния полимерной добавки ДЭГ-1 на тре­ щиностойкость предварительно-напряженных балок в сечениях, нор­ мальных к продольной оси, исследовались четыре серии образцов —

125

балок размерами 10x20x240 см [16, 42]. Описание балок приведено- в разд. 4.2.

Балки в возрасте 108—114 сут испытывались по схеме чистого из­ гиба. Во время испытания призменная прочность бетонов, приготов­ ленных из смесей вида Б, П и ГГ, колебалась в пределах соответствен­ но 28,3—30,2; 39—39,9 и 29—31,6 МПа. Таким образом, в день испы­ тания бетоны Б и П' были примерно одинаковой прочности, тогда как прочность при сжатии бетона П была на 30—35% больше других.

Момент образования трещин определялся по показанию тензодат­ чиков омического сопротивления, наклеенных цепочкой на растянутой зоне бетона, индикаторных тензометров и прогибомеров. За опытный момент образования трещин М°п принималось минимальное его зна­ чение, определенное при помощи перечисленных приборов. Следует от­ метить, что в тех случаях, когда имелись верхние трещины от усилий внецентренного обжатия, нормальные трещины в растянутой внешней нагрузкой зоне элемента образовывались, как правило, в сечения.';, ослабленных предварительными трещинами.

Для количественной оценки влияния полимерной добавки на ве­ личину момента образования трещин Мт при испытании сравнительно небольшого количества образцов применялось математическое плани­ рование многофакторного эксперимента. Полный факторный экспери­ мент типа 23 позволил оценить как линейные эффекты, так и эффекты взаимодействия факторов. Условия эксперимента приведены в табл. 20.

Наличие бетонных смесей трех видов позволило составить три ма­ трицы планирования эксперимента.

Первая матрица была составлена для определения влияния поли­ мерной добавки на величину Мтпри одинаковом расходе цемента в полимерцементном и обычном бетоне. Для этого использовались резуль­ таты испытаний образцов, приготовленных из смесей вида Б и П. При Мт1 в кН м уравнение регрессии для кодированных значений факторов

Вторая матрица позволила изучить влияние полимерной добавки на величину Мт при одинаковой прочности обоих видов бетона. Для этой цели использовались результаты испытания образцов, приготовленных, из смесей вида Б и П'. Полиномиальная модель для кодированных зна­ чений факторов Х\, Х2 и Х3 имела вид:

126

Для определения влияния прочности полимерцементного бетона на величину Мт была составлена третья матрица. Использование резуль­ татов испытания образцов, приготовленных из смесей вида П и ГГ, по­ зволило получить модель для кодированных значений факторов Х1г Х2 и ^ 4 в следующем виде:

Коэффициент регрессии при независимой переменной А4 оказался незна­ чимым.

Результаты статистического анализа уравнений регрессии приве­ дены в табл. 23.

Т а б л и ц а 23

Статистический анализ математических моделей

Примечание. Критическая величина коэффициентов полинома и адекватность моделей оп ределялись при 5 %-ном уровне значимости.

Анализ полиномиальных уравнений (6.2) — (6.4) позволяет сделать следующие выводы:

а) полимерная добавка (ПД) увеличивает трещиностойкость из­ гибаемых элементов. Это особенно ощутимо при сильном предвари­ тельном их обжатии, поскольку при переходе факторов с нулевого

127

в) для предварительно-напряженных конструкций целесообразно использовать случай 2 эффекта полимерной добавки второго рода, т. е. применяя добавки, следует уменьшать расход цемента и воды, о чем свидетельствует незначимость фактора Х4, отсутствующего в уравне­ нии (6.4).

Таким образом, полимерные добавки более эффективно могут быть использованы в конструкциях, элементы которых подвергаются сильно­

Из данных табл. 24 видно, что расчетные значения Мт4, определен­ ные по формуле норм проектирования, хорошо согласуются с опытны­ ми данными М°п лишь для балок, не имеющих верхних трещин. Та­ кие трещины, появляющиеся в результате предварительного обжатия бетона, уменьшили трещиностойкость балок, изготовленных из полимерцементиого и обычного бетона, соответственно до 35 и 45%. Значе­ ния момента образования трещин по (6.5) — (6.7) хорошо согласуются

с опытной величиной М°а.

Т

Исследования показали, что водорастворимая полимерная добавка ДЭГ-1 позволяет повышать трещиностойкость предварительно-напря­ женных балок на 10—40%. Положительное влияние такой добавки проявляется особенно эффективно для элементов, имеющих в верхней, менее обжатой зоне, нормальные трещины. Эффект практически не сни­ жается при уменьшении расхода цемента. Для балок из бетона проч­ ностью 40 МПа экономия цемента составляет до 150 кг/м3.

Основной причиной увеличения трещиностойкости элементов из полимерцементного бетона являлись небольшие потери предварительно-

128

Т а б л и ц а 24