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

Температура прогреваемого бетона контролировалась как внутри массы, так и на поверхности. Регистрация температуры осуществлялась с помощью электронного автоматического моста типа ЭМД, одноточеч­ ного с записью на дисковой диаграмме. Путем периодического включе­ ния—выключения излучателей регулировались подъем температуры и температура изотермического прогрева. Изотермический прогрев осу­ ществлялся при температуре ^Из= 80°С, которая близка к оптимальной для бетонов на цементе Акмянского завода.

Применение метода планирования экспериментов [70] позволило получить количественные и качественные оценки влияния факторов, пу­ тем проведения сравнительно небольшого количества опытов. Всего бы­ ло изготовлено и испытано 49 кубиков, 54 призмы и 48 балок. С целью получения возможности оценить как линейные эффекты, так и эффекты взаимодействия осуществлялся полный факторный эксперимент типа 23.

Анализ технологического процесса теплообработки показывает, что основными технологическими факторами, влияющими на структурообразование и темпы нарастания прочности полимерцементного бетона яв­ ляются предварительная выдержка бетона перед прогревом (фактор А]), время подъема температуры (фактор Аг) и продолжительность изотер­ мического прогрева (фактор А3). Уровни и интервалы изменения этих управляемых факторов приведены в табл. 3.

Нижний уровень фактора Ai = 4h соответствует началу схватывания цемента, верхний A] = 24 4 выбран из условия получения бетона, обла­ дающего оптимальными механическими свойствами. Величины основно­ го уровня факторов Х2 и А3, а также интервалы их варьирования при-

20

няты согласно рекомендациям литературы по тепловлажностной обра­ ботке бетонов. После 24-часовой выдержки образцов до начала обо­ грева прочность полимерцементного бетона была на 30% ниже, а после тепловой обработки — на столько же выше прочности обычного бетона.

Векторами наблюдений в проводимом эксперименте являлись кубиковая прочность полимерцементного бетона в 2- и 28-суточном воз­ расте — соответственно R(2) и R(28); призменная прочность — анало­

гично /?Пр(2) и Rnp(28), а также прочность на растяжение при изгибе — /?р.и(2) и #р.и(28). Матрица планирования эксперимента и основные опытные результаты приводятся в табл. 4.

При вычислении статистических характеристик рассчитывались дис­ персии воспроизводимости параллельных опытов

X (Уа-У)

d2 —9 — 1

tl—1

и проверялась однородность дисперсий в каждом эксперименте по кри­ терию Кохрена

i=i

При этом рассчитывались дисперсии вектора наблюдений

и коэффициентов регрессионного уравнения

s2{bt}

N

Критическая величина коэффициентов полиномиальной модели со­ ставляла:

^кр { b>i } ?табл-

22

Математические модели, позволяющие записать связь между век­ торами наблюдения и факторами в кодированных значених, оказались адекватными:

Значимость коэффициентов полиномов (1.1) проверялась по кри­ терию Стьюдента при 5%-ном уровне значимости. При этом же уров­

Аз) ведет к повышению прочности бетона непосредственно после тепло­ вой обработки, снижая, однако, его прочность в более старом возрасте; д) наиболее прочный полимерцементный бетон непосредственно после тепловой обработки получается при верхних уровнях факторов, т. е. прочность бетона в возрасте 2 сут тем больше, чем мягче режим

инфракрасного облучения (см. табл. 4); е) применение инфракрасного облучения позволяет получить проч­

ность бетона, составляющую 70% от проектной, в условиях твердения, близких к режимам тепловлажностной обработки (см. табл. 4).

23

В работе [90] отмечается, что наличие смол в бетонной смеси не­ сколько замедляет процесс испарения воды при повышенных темпера­ турах, образуя паровое пространство, исключающее интенсивную от­ дачу влаги. Довольно интенсивный рост прочности полимерцементного бетона после теплообработки, наблюдаемый в проведенных опытах, подтверждает этот факт. Однако отрицательное влияние увеличения продолжительности изотермического прогрева на прочность бетона в 28-суточном возрасте говорит о том, что частичная влагоотдача наблю­ дается также и в бетонах с полимерными добавками.

Поскольку под воздействием теплового градиента движение влаги в полимерцементном бетоне в направлении теплового потока сдержи­

бетона, если при этом не допущено испарения воды из свежесформованного и твердеющего бетона. Этому способствуют, кроме других мер, до­ бавки полимерных смол.

Как известно, нарастание прочности бетона во времени в значитель­ ной степени зависит от влажности внешней среды [100]. Исследования, проведенные в процессе настоящей работы, подтвердили этот факт и показали, что при относительной влажности среды >Р = 30% нараста­ ние прочности обычного бетона спустя 100 сут практически не происхо­ дит. При этом было установлено, что увеличение во времени прочности полимерцементного бетона, подвергнутого тепловой обработке, практи­ чески не зависит от влажности среды, изменяющейся в пределах от 30 до 80%.

По отношению к 28-суточной прочности кубиковая прочность по­ лимерцементного бетона с добавкой смолы ДЭГ-1 увеличилась пример­ но на 10, 18 и 50% спустя соответственно 100, 200 и 1200 сут.

Согласно С. В. Шестоперову [100], рост прочности бетона является объективным показателем качества и долговечности бетона. Поэтому следует считать, что полимерцементный бетон, прошедший тепловую об­ работку, относится к хорошим строительным материалам.

Результаты исследований [18, 90] свидетельствуют о том, что для изготовления железобетонных конструкций, подвергаемых изотермиче­ скому прогреву, целесообразно применять полимерцементный бетон с добавкой смолы № 89. В щелочной среде происходит быстрое отвер­ дение этой смолы, приводящее к увеличению прочности бетона в началь­ ный момент тепловой обработки изделий. Это может привести к замет­ ному повышению прочности бетона и улучшению качества сборных эле­

24

ментов. Для проверки этого Г. В. Марчюкайтис [55] провел специаль­ ные опыты.

Исследованию подвергались бетонные образцы и предварительно­ напряженные элементы, изготовленные из обычного и полимерцементного бетона. Добавки смол эпоксидной ДЭГ-1 и полиамидной № 89 в количестве 2% от веса цемента (500 кг/м3) вводились в бетонную смесь дополнительно. Таким образом изучалось влияние эффекта первого ро­ да полимерной добавки. Все опытные образцы пропаривались при тем­ пературе 80°С. При этом скорость подъема температуры составляла At = 11, 22, 33 и 60°С в ч. После тепловой обработки образцы находились в помещении при нормальной влажности среды.

Опыты выявили положительное влияние добавки № 89 на нараста­ ние прочности и качества бетона. Например, спустя 35—40 сут приз­

Для армирования конструкций из предварительно-напряженного полимерцементного бетона может быть использована проволочная и стер­ жневая арматура, применяемая при изготовлении элементов из обычного бетона. Однако в предварительно-напряженном полимерцементном бето­ не в первую очередь рекомендуется использовать термически упрочнен­ ную стержневую арматуру периодического профиля классов AT-V и AT-VI. Поскольку такая арматура некоторых марок обладает низкой стойкостью против коррозионного растрескивания, то в конструкциях, предназначенных для эксплуатации в агрессивной среде, целесообразно использовать термически упрочненную арматуру повышенной надеж­ ности.

Применение высокопрочной термически упрочненной арматуры обычной и повышенной надежности обосновывается, во-первых, тем, что полимерцементные добавки, увеличивая сцепление бетона со стержнями больших диаметров, могут обеспечивать их совместную надежную ра­ боту вплоть до разрушения элемента. Кроме того, исследования [28, 94] показывают, что арматура класса AT-VI во многих случаях является наиболее экономичной по сравнению с другими видами напрягаемой арматуры. Особенно целесообразно использовать такую арматуру для армирования элементов небольшой длины.

25

Основные механические свойства арматуры класса AT-VI про­ изводства Криворожского металлургического завода им. В. И. Ленина изучались Р. С. Подателем и В. И. Вайткявичюсом [78]. Арматурные стержни диаметром 12 мм были изготовлены из стали марки ОСТ-1 при температурах закалки и самоотпуска соответственно 1000 и 250 °С. Хи­ мический состав стали приведен в табл. 5.

Для получения рабочих диаграмм арматурных стержней при рас­ тяжении деформации стали измерялись индикаторными тензометрами с базой 100 мм и прогибомерами типа 6 ПАО с базой 300 мм. Средние значения механических характеристик составили: временное сопротив­ ление разрыву <Тв=1345 МПа; относительное полное и равномерное

26

•стали. Показатели асимметрии и эксцесса показывают, что для величин Еа и оо,2 вполне применим закон нормального распределения.

Характеристикой реологических свойств арматуры из твердой стали могут служить физические и технические пределы ползучести. Физический предел ползучести Оф.п означает величину напряжения в стали, превы­ шение которого вызывает увеличение неупругих деформаций арматуры при длительном растяжении. Техническому пределу ползучести 0 Т.П со­ ответствует напряжение в стали, превышение которого приводит к раз­ витию пластических деформаций недопустимой величины. Если пред­ варительное напряжение в арматуре ао^сгт.п, то его потери от релакса­ ции напряжений стали останутся в допустимых пределах-

Для определения величин пределов Оф.п и ат.п требуется провести большое число испытаний арматурной стали на ползучесть продолжи­ тельностью более 1000 ч. Однако физический и технический пределы ползучести высокопрочной арматуры могут быть весьма просто опреде­ лены с помощью рабочей диаграммы стали а—е, если ее перестроить в

координатах —г [38]. Как показали исследования [78], для арма­

туры класса AT-VI пределы Офл = 0,34ав и ат.п = 0,86ав.

Релаксация напряжений арматурной стали изучалась на специаль­ ном металлическом стенде длиной 2,5 м, снабженном кольцевым дина­ мометром, а также индикаторными тензометрами и прогибомерами,

предназначенными для измерения величин напряжений и деформаций стержней. Величина начального напряжения стали составила 63 и 96%

от ее условного предела текучести. Исследования показали, что процесс релаксации напряжений арматуры класса AT-VI интенсивно проте­ кает лишь в течении первых 5—6 ч. Влияние начального напряжения на величину его релаксации иллюстрируется рис. 2.

Опыты К. В. Михайлова [59] показали, что релаксация напряже­ ний стали почти линейно зависит от логарифма времени. Это позволяет использовать метод экстраполяции опытных данных, полученных при кратковременных испытаниях, для получения величин реологических характеристик арматуры за длительное время. Пользуясь такой мето­ дикой, были получены предельные величины релаксации напряжений

27

стали, приведенные в табл. 7. Там же даются значения потерь предвари­ тельного напряжения из-за его релаксации, полученные по формуле, ре­ комендуемой Н. М. Мулиным, С. А. Мадатяном [69]:

Рис. 2. Кривые релаксации напряжений арматуры класса AT-VI: I — соотношение о0/ст0,2=0,63; 2 — то же, 0,96.

Как видно из табл. 7, формула (1.2) сравнительно неплохо харак­ теризует окончательную величину релаксации напряжений стали. По­ скольку потери ап являются значительными, при изготовлении конструк­ ций рекомендуется применять кратковременную перетяжку арматурных стержней класса AT-VI. Такая перетяжка может быть осуществлена

28

без опасения обрыва стержней, поскольку арматура класса AT-VI обладает высокой однородностью и повышенным техническим пределом ползучести. Все это позволяет рекомендовать увеличение максимальной величины предварительного напряжения для такой арматуры до преде­ ла о”акс= 0,75 <тв.

Как известно, для высокопрочной проволоки и семипроволочных прядей потери предварительного напряжения от релаксации напряжений стали рекомендуется рассчитывать по формуле, предложенной К. В. Михайловым [59]:

(1-3)

где 7?” — нормативное сопротивление проволоки, равное браковочному минимуму ее временного сопротивления разрыву.

В статье [69] отмечается, что формула (1.3) дает результаты, в ряде случаев не соответствующие опытным данным. Авторы статьи объ­ ясняют это тем, что релаксация напряжений арматуры при нормальной температуре тесно связана не только с величиной предварительного на­ пряжения ао, но и со способом натяжения и механическими свойствами напрягаемой арматуры, а также с формой и особенностями ее диаграм­ мы растяжения. Поэтому для расчета потерь от релаксации напряжений стержневой горячекатаной арматуры классов А-IV и A-V, а также для термически упрочненной арматуры классов AT-IV, AT-V и AT-VI рекомендуется пользоваться формулой (1.2).

На наш взгляд, формула вида (1.3) более удачно выражает реоло­ гические свойства как проволочной, так и стержневой арматуры. Не­ трудно показать, что формула (1.2) является частным случаем следу­ ющего выражения:

(1.4)

Для стержневой арматуры классов A-IV, Ат-IV; A-V, AT-V и AT-VI значения величин гп\ и т <2 соответственно составляют:

я?! = — =0,09; 0,067 и 0,054 МПа;

я"

т2 = ~ - = 220; 300 и 370 МПа.

29