Композиты на основе дисперсно армированных бетонов. Вопросы теории и проектирования, технология, конструкции - Рабинович Ф.Н.
ISBN 5-93093-306-5
Скачать (прямая ссылка):
В предыдущем параграфе показано, что фибры с волнистыми отгибами на концах обладают повышенным уровнем прочности анкеровки в бетоне. Вместе с тем, для выявления оптимального профиля фибр с подобными отгибами необходимо разработать расчетный аппарат, позволяющий оценивать прочность и жесткость анкеровки одиночной фибры в зависимости от изменения ее геометрических параметров, от прочности проволоки фибр и бетона. При этом вполне очевидно, что прочность сталефибробетонного элемента не определяется только параметрами анкеровки одиночной фибры. Для расчета прочности такого элемента при действии растягивающих усилий необходимо рассмотреть работу множества фибр, пересекающих нормальное сечение этого элемента. Однако понятно также, что для оценки работы совокупности фибр в бетонной матрице важно исследовать особенности анкеровки каждой отдельной фибры.
Предлагаемые основные положения расчета параметров анкеровки одиночной волнистой фибры базируются на исследованиях, выполненных авторами [4, 6], а также на ранее проведенных работах по расчету анкеровки стержневой и проволочной арматуры. Так, в работах С.А.Дмитриева [2], и И.Гийона [1], посвященных экспериментально-теоретическим исследованиям предварительно напряженных элементов, отмечается что придание арматуре волнообразного профиля повышает боко- вое давление на проволоку в бетоне, увеличивает коэффициент трения на границе между проволокой и бетоном.
Многие закономерности, отмеченные при анализе анкеровки стержневой арматуры, справедливы и для оценки сцепления с бетоном стальных фибр. Так, в исследованиях Л.Г.Курбатова и В.И.Попова [3] показано, что напряжение в фибре сг< Rft при котором происходит ее вытягивание из бетона, увеличивается практически пропорционально длине анкеровки (заделки) l/d и прочности бетона Rb. Отсюда, в частности, следует что для прямых фибр необходимая длина анкеровки может быть найдена по формуле (186) СНиП 2.03.01-84
L =
о)ан^- + АЛан
\ ь J
d
(5.10)
при соответствующих значения коэффициентов соан и ДАан.
Заметим, что в Рекомендациях по проектированию и изготовлению сталефибро-бетонных конструкций [13] принята подобная по своей форме зависимость
, ФА
, (5.11)
при этом для гладкой проволоки и для гладкой стержневой арматуры приняты одни и те же значения т]=о) =1,2. Однако нормы по проектированию бетонных и
SH
железобетонных конструкций предусматривают устройство на концах гладких арматурных стержней крюков или приварку поперечной арматуры (что эквивалентно увеличению 1дн на 10-15 диаметров). Кроме того, значения 1дн по сравнению с I увеличиваются еще на АЯан. Не удивительно поэтому, что как показали исследования, коэффициент г]=1,2 приводит к занижению требуемой анкеровки и для гладких фибр по опытным данным rj=3,6 [3].
Понять действительную работу фибры с отгибом позволяют исследования А.Бен-тура, С.Миндеста, С.Даймонда [16]. В их работах приведены полученные при испытаниях фотоснимки (рис.5.6), которые хорошо показывают особенности деформации фибры и повреждения бетона на отдельных уастках (преимущественно под отгибами), которые происходят при ее выдергивании.
К сожалению, в настоящее время не существует общей теории сцепления арматуры с бетоном, на основании которой можно было бы оценить прочность анкеровки волнистых фибр. Наиболее развита техническая теория сцепления, разработанная М.М.Холмянским и его сотрудниками [15], но она доведена до практического применения в основном для прямолинейной арматуры периодического профиля.
Из анализа основных положений технической теории сцепления (TTC) видно, что она в прямом виде неприменима для расчета сцепления фибр с участками волнистого профиля по следующим причинам:
TTC связана в основном с изучением сопротивления бетона продольным перемещениям арматуры, когда приложенная нагрузка воспринимается за счет возникновения продольных усилий в арматуре. На волнистых участках фибра сопротивляется как продольным так и поперечным усилиям.
TTC принимает модель "арматура-контактный слой-оболочка". Сущность допущения состоит в выделении контактного слоя. Возможность такого выделения базируется на том, что деструктивные процессы развиваются в пределах слоя небольшой толщины, близкой к шагу профилировки. Случай гладкой арматуры, при котором можно пользоваться моделью "арматура-бетон" TTC не рассматривает.
В исследуемом нами случае при наличии гладкой фибры с окончаниями волнистого профиля трехслойная модель неприемлема. На гладком участке предпочтительнее двухслойная модель, на волнистых участках введение в расчет контактного слоя спорно. На этих участках происходят сложные процессы смятия и раздробления бетона над и между волнами и изгиб фибр. Поэтому указанная модель не отражает процессы в бетоне и фибре. Рис.5.6. Характер выдергивания фибры с отгибом при различных стадиях нагружения:
а - нарушение сцепления, сопровождающееся значительным разрушением матрицы;
б - потеря сцепления.
Весьма возможно также в рассматриваемом нами случае основываться и на теории сцепления, разработанной ААОатулом [14]. Эта теория в отличие от TTC базируется на "дифференцированном законе сцепления" и учете фактора ползучести сцепления во времени. В соответствии с этой теорией закон сцепления т =F(g) оказывается различным для каждого сечения заделки арматуры в бетоне и связан, в частности, с напряженно-деформированным состоянием арматуры и бетона, которое меняется от сечения к сечению вдоль участка заделки. Данный подход, мало влияя на конечные результаты расчета, приводит к значительному его усложнению.
