Композиты на основе дисперсно армированных бетонов. Вопросы теории и проектирования, технология, конструкции - Рабинович Ф.Н.
ISBN 5-93093-306-5
Скачать (прямая ссылка):
значении ц от изменения коэффициента армирования ц при постоянном значении диаметра d. Из приведенных графиков (рис. 8.4,а и рис. 8.4,6) видно также, что существенного повышения работы трещинообразования можно достигнуть не увеличением расхода арматуры, а переходом на более тонкие волокна. Так, чтобы обеспечить л = 0,3 при J= 3 мм (см. рис. 4.8 б) требуется цЛ/=0,3 или \х = 0,3 • 3 = 0,9, т.е. 90 % арматуры в сечении конструкции (но это уже композит другого уровня в сравнении с железобетоном и для него вопросы трещинообразования не актуальны). Разумеется, следует также учитывать технологические возможности производства, которые регламентируют верхние пределы допустимого содержания (распределения) арматуры в объеме матрицы.
Можно заметить, что приведенный выше анализ можно распространить и на композиты на основе бетона с применением в качестве армирующих компонентов стеклянных и других видов волокон. При этом изменятся только численные значения коэффициентов ф в формулах (8.27) и (8.28).
Если основываться на рассмотренных в главе 7 данных испытаний Авестона и Силлвуда, описанных ранее в книге А. Келли [2], то можно убедиться, что образцы, подвергнутые этим испытаниям следует, согласно графику на рис. 8.4а, отнести к области специальных модификаций дисперсно армированных бетонов (спец. ФБ). При этом, используя данные (по d и |i) для_указанных образцов, приведенные в табл. 7.1, получим: d/\i = 0,132/0,084 = 1,57 и А = 1/1,57 = 0,64. Для обычных железобетонных элементов, как видно из графика (рис. 8.4а), величина А = 0,02, т.е. работа, затраченная на трещинообразование в образцах Авестона и Силлвуда была выше, чем в обычных элементах в 0,64/0,02 = 32 раза. При этом напряжения (деформации) в этих опытных образцах, принимая во внимание, что
G = -JlAE или E = JlAiE,
увеличиваются в д/32 =5.66 раза. Отсюда следует, что расчетное значение деформации при образовании трещин в рассматриваемом случае может быть определено как 15 -10~5 -5,66 = 84,9 -10~5. что близко к опытной деформации образцов, составившей є = 80 -IO"5 . При этом растягивающее напряжение в бетоне, как следует из данных анализа, приведенных в главе 7, составило аы = 12,6 МПа (126 кгс/см2), а напряжение в композите Gc = 25 МПа (250 кгс/см2).
Как видно, рассматриваемый подход к оценке работы трещинообразования корреспондируется с экспериментальными данными.
За счет уменьшения параметра dlц, главным образом диаметра d, в диапазоне d!\i < 30 можно регулировать предельной растяжимостью и сопротивлением бетона растяжению, достигая существенного увеличения усилия (работы) трещинообразования.
Рассмотрим возможности данного подхода на примере. Пусть требуется обеспечить отсутствие трещин в дисперсно армированном элементе в течение всего процесса его нагружения вплоть до разрушения. Для упрощения ограничимся вариантом направленного и непрерывного армирования. Примем, что предел текучести стержневой арматуры ат = 400 МПа (4000 кгс/см2), при этом ет =4-103/2-Ю6 =2-10"3. В данном случае предельная деформация бетона также должна быть Ebt nped = 1 -10~3, что больше обычной предельной деформации в 200/15 = 13,33 раза. Это означает, что работа трещинообразования д должна быть больше, чем для обычного железобетона в 13,332 = 178 раз, т.е., с учетом данных графика на рис. 8.4а, эта работа равна
А = 0,02 -178 =3,56.
— 1 ?/ 1 1
Согласно формуле (8.28) А отсюда — = = = —— = 0,28.
S ' jU Допустим ^ = 0,02. Тогда d = 0,28 -0,02 = 0,0056мм = 5,бмкм, при этом расстоя-
ние между армирующими элементами с = dj^^ =0,0056J = 0,035лш. При
M
0,02
ju = 0,08 получим d = 0,28 • 0,08 = 0,0224лш = 22,4мкм и с = 0,02241
0,785 0,08
= OfilMM.
Приведенные примеры указывают на предельные возможности дисперсного армирования (обеспечение работы бетона без трещин вплоть до его разрушения), для чего необходимы весьма тонкие стальные нити, диаметры которых должны быть соизмеримы с диаметрами стеклянных волокон.
ЭНЕРГЕТИЧЕСКИЙ ПОДХОД К ОЦЕНКЕ ЭФФЕКТИВНЫХ УРОВНЕЙ ДИСПЕРСНОГО АРМИРОВАНИЯ БЕТОНА
Выше показано, что увеличение удельной поверхности волокон за счет уменьшения их диаметров существенно повышает работу, затрачиваемую на процессы тре-щинообразования в дисперсно армированном бетоне. Вместе с тем, будем считать, что исходные принципы оценки эффективности уровней дисперсного армирования могут основываться также на данных анализа энергетических характеристик системы армирования. Будем исходить из условий, обеспечивающих равновесие между энергией упругих деформаций армирующих волокон и энергией их поверхности в зоне контакта с матрицей. Рассмотрим зависимость энергетического равновесия от изменения величины диаметров волокон. При этом будем считать, что в зоне контакта волокон с матрицей нелинейные (микропластические) деформации начинают проявляться в стадии, в которой армирующие волокна в этой же зоне продолжают работать упруго.
Энергию упругой деформации волокон при осевом растяжении выразим зависимостью
э,=
а
/
2 E
/
