Известно, что высокие показатели физико-механических свойств наполненных полимерных композиций могут быть получены при условии достаточной прочности адгезионных связей синтетического связующего с поверхностью наполнителей. Прочность адгезионных связей многих термореактивных смол с поверхностью минеральных наполнителей (силикаты, карбонаты и др.) может достигать 10—15 МП а 16, 83].

Исходя из этих предпосылок, некоторые исследователи считают, что при напряжениях в связующем, превышающих прочность адгезионных связей, происходит отслоение полимерной оболочки-матрицы от поверхности наполнителя, и тогда разрушающие напряжения определяются только напряжениями, возникающими в оставшемся сечении полимера. Однако экспериментальные исследования кинетики развития деформаций п характера разрушения при различных режимах нагружсния не подтверждают принятых предпосылок.

Диаграммы о — е, записанные шлейфовым осциллографом [61, 82] при быстром нагружеиии образца со скоростью более 60 МПа в 1 мин, доказывают наличие линейной зависимости между о и е до определенного уровня напряжений (a
Выполненные с помощью оптического и электронного микроскопа исследования образцов, наполненных такими прочными наполнителями, как кварц, гранит, андезит и др., не обнаруживали нарушения адгезионных связен связующего с поверхностью наполнителя. Во всех случаях при испытаниях на одноосное растяжение, растяжение раскалыванием, изгиб и сжатие разрушение происходило с разрывом наполнителей и по дефектным местам в объеме полимера. При этом неразрушенные частицы наполнителя, выходящие на поверхность разлома, всегда оказываются покрытыми полимерным чехлом.

Таким образом, прямые опыты не подтвердили сушествующей точки зрения и показали, что при любых напряжениях, возникающих в наполненных полимерных композициях, в том числе и в полимербстонах, такие системы работают как единое целое вплоть до разрушения без нарушения адгезионных связей между связующим и зернами наполнителей и заполнителей. Следовательно, у большинства видов полимербетонов прочность адгезионных связей всегда оказывается выше прочности наиболее часто применяемых наполнителей и заполнителей и когезионной прочности полимера. Эти положения хорошо согласуются с данными [28, 134] и многих других.

Условия для разрывов связей между молекулами полимера и последующего образования субмикроскопических и микроскопических трещин в наполненных полимерных композициях на основе термореактивных смол существенно отличаются от условий, характерных для полимеров первой группы или ненаполненных реакто-пластов. В этом случае разрывы химических связей и образование субмикроскопических трещин наблюдаются прежде всего в дефектных местах, находящихся в объеме полимера на значительном удалении от поверхности наполнителя. Слияние мелких трещин в более крупные в результате разрыва перемычек между ними будет происходить в более сложных условиях, так как рано или поздно вершины этих трещин попадут в зону более упорядоченных структур вблизи поверхности наполнителя. Дальнейшее увеличение такой трещины может происходить или вокруг поверхности наполнителя, или путем разрыва полимерного чехла и самого наполнителя (рис. 46), что и подтверждается прямыми наблюдениями характера излома наполненных композиции. Как в первом, так и во втором случаях работа, затраченная на разрушение в зоне наполнителя, увеличивается, что служит дополнительным доказательством проявления эффекта упрочнения полимеров минеральными наполнителями.

Деформирование наполненных полимерных композиций на основе термореактивных смол под действием внешне приложенных усилий можно представить следующим образом. В первый момент приложения нагрузки в материале возникнут упругие деформации, затем начнут проявляться ограниченные деформации вязкого течения. пропорциональные количеству вязкой фазы, и высокоэластические деформации (рис. 47). До тех пор, пока не будут закончены деформации вязкого течения, трудно предположить, что в материале могут возникнуть микроразрушения. Если такие микроразрушения и возникнут, то они будут носить сублокальный характер, не определяющий поведения материала под нагрузкой. Только после окончания вязкого деформирования в материале могут проявиться процессы микроразрушения, которые, достигнув критического значения, приведут к его разрушению.

Так как деформации вязкого течения необратимы, то отсюда должно вытекать два следствия: 1) после снятия нагрузки полимербетонпые образцы могут иметь остаточные деформации, не связанные с процессами микроразрушения; 2) при последующем нагружении при сжатии или при изгибе таких образцов должен наблюдаться эффект уплотнения и некоторого упрочнения, и при одинаковых повторных нагрузках деформации этих образцов должны быть меньше на величину деформации вязкого течения.

Экспериментальные исследования достаточно убедительно подтверждают описанный механизм деформирования и процесс разрушения полимербстонов.

Исследования деформаций полимербетоиных призм размером 100X100X400 мм при ступенчатом испытании на сжатие, выполненные Ф. А. Лучининой и Г. К. Соловьевым, показывают, что уже при сравнительно небольших нагрузках достаточно четко проявляется эффект уплотнения.

Зависимость изменения объема AQ = [—Де-мцт (2Aen.ii™ep)]10r от приложенной нагрузки в процессе уплотнения представлена на рис. 48, а (Лет.т>пер и Деплрод) — приращение полных поперечных и продольных деформаций.

В этом случае участок кривой АВ наглядно отражает уменьшение объема полимербетона, т. е. уплотнение материала, а затем появление и развитие микротрещин приводит к увеличению объема. При этом характерно практически полное совпадение R® и R* , определяемых по скорости прохождения ультразвука и по изменению объема &Q полимербетоиных образцов в процессе испытаний.

При исследовании длительной прочности и деформа-тивиости двухслойных балок, верхняя часть которых выполнена из цементного бетона, а нижняя из полимербстонов на эпоксидной и полиэфирной смоле, В. В. Фридман Отмечает, что при повторном загружении таких балок


полные деформации уменьшаются [142]. Таким образом, экспериментальные данные полученные в НИИЖБе, и исследования других авторов [142, 149] убедительно отражают проявление двух процессов, протекающих в по-лимербетонах иод нагрузкой. Вначале в основном за счет деформации вязкого течения полимербетон уплотняется, а затем на определенном уровне напряжений появляются и развиваются микротрещины, что приводит к увеличению объема материала и последующему его разрушению.

Применение полимербетоиов в качестве несущих конструкций промышленных здании и сооружений в условиях воздействия различных агрессивных сред не только рациональное и экономически оправданное, но в некоторых случаях и единственно возможное решение. В то же время широкое внедрение в практику строительства по­лимербетоиов сдерживается рядом причин, главными из которых являются отсутствие надежной и практически

удобном оценки длительной прочности и деформационных характеристик полимербетонов и методов расчета несущих конструкций на их основе.

Специфические свойства полимерных материалов определяют всю сложность разработки единой теории и методов расчета длительной прочности и деформатив-н ост и конструкционных элементов на их основе {28, 48, 71, 100, 145].

Известно, что реальная прочность большинства технических материалов на несколько порядков ниже теоретической, рассчитанной исходя из сил .межмолекулярного взаимодействия. Объяснение этого расхождения впервые было дано А. Гриффитом. Он предположил наличие .в твердом теле зарсаышевых трещин и показал, что напряжения о их вершинах совпадают с теоретической прочностью материала, а средние напряжения, приложенные к материалу в момент разрушения, являются мерой его технической прочности.

На основании этих представлении была предложена статистическая теория хрупкой прочности. Однако в соответствии с этой теорией трудно объяснить зависимость прочности от продолжительности действия нагрузки и составить представление о критическом характере разрушения. В более поздних работах показано, что полимерные материалы разрушаются в результате процесса, развивающегося непрерывно во времени, а время до полного разрушения в значительной степени зависит от продолжи­тельности действия нагрузки и температуры среды.

Для определения длительной прочности полимерных материалов, имеющих хрупкий разрыв, С. II. Журков предложил уравнение:

из которого вытекает, что при постоянной температуре

Уравнение (63) показывает, что прочность существенно зависит от времени действия приложенной нагрузки: чем больше это время, тем меньше конечная прочность.



Из формулы (62) следует, что с повышением температуры прочность полимеров также падает. При заданном времени действия приложенной силы слияние температуры до определенного предела носит линейный характер:

Хотя зависимость (62) и позволила избежать противоречий, характерных для статистической теории прочности, однако она не лишена и некоторых недостатков. Если о-»-0, длительная прочность образца ограничена, а если o=ao — Uo/T, длительная прочность оказывается независимой от температуры, что нарушает физический смысл формулы (62). В [29, 46] дана теоретическая зависимость, освобождающая формулу (62) от физических парадоксов.

Многочисленные экспериментальные исследования показали, что величина То лежит в пределах от 10-12 до 10~!:| (табл. 70). Это значение очень близко к периоду колебаний атомов в твердом теле. Поэтому при прогнозировании длительной прочности константу то, как правило, можно не определять. Отсюда вытекает весьма важный вывод о том, что длительная прочность при прочих равных условиях характеризуется лишь двумя коэффициентами U0 и у. которые можно назвать константами материала. Следовательно, для прогнозирования долговечности полимербетонов необходимо экспериментально определить эти коэффициенты.

Приведенные выше формулы, характеризующие длительную прочность, справедливы только в том случае, если у исследуемых материалов закончились все физико-химические превращения и они обладают стабильным! свойствами.

В процессе отверждения крупногабаритных полимер бетонных изделий и конструкций в материале возникаю! значительные температурные и временные усадочньк внутренние напряжения, приводящие в некоторых слу чаях к нарушению его монолитности. Положение усугуб ляется тем, что такие конструкции предназначены дл> использования в условиях воздействия различных агрессивных сред, которые, в свою очередь, нарушают ста билыюсп, структурного состояния материала. Поэтому необходимо подробнее рассмотреть физическую сущиосп математического выражения температурно-временной зависимости прочности таких материалов.

Известно, что в стабильных температурно-влажност-ньгх условиях для каждого вида материала и характера напряженного состояния все члены, входящие в формулу (G2), кроме структурного коэффициента , имеют однозначное конкретное значение. Структурный коэффициент v=Pw (w — флуктуациониый объем элементарного акта разрушения, р — коэффициент концентрации напряжений) характеризует структурное состояние материала и равномерность распределения напряжений внешнего силового поля. Коэффициент Р, в свою очередь, зависит не только от температуры, но и от приложенного напряжения, так как эти параметры определяют скорость релаксационных процессов. Таким образом, даже в стабильных условиях коэффициент 3 изменяет свое значение.

Например, начальное отверждение натурных конструкций из полимербетонов во многих случаях происходит при обычной температуре окружающей среды, т. е. в изотермических условиях с выделением значительного количества теплоты в окружающую среду. В этом случае в начальный момент по всему сечению изделия имеется равномерное температурное поле Оо (рис. 49,а). О началом процесса отверждения вследствие экзотермического саморазогрева, теплообмена с окружающей средой и относительно низкой теплопроводности полимербетонок температурное поле становится неравномерным по сечению с максимумом в центре сечения (рис. 49,6). По мере развития процессов полимеризации (или поликонденсации) этот эффект усиливается и разность температур Д/ между наружными поверхностями изделия и его центром быстро возрастает (рис. 49,в).


С повышением температуры изделие должно расширяться в результате температурных деформаций. Образование в процессе полимеризации химических связей сопровождается развитием усадочных деформаций, естественно предположить, что к моменту достижения максимальных температур эпюры внутренних напряжений будут выглядеть так, как это показано на (рис. 50), и температурные напряжения будут компенсироваться усадочными напряжениями. Однако опыт показывает, что в ряде случаев разрушение происходит под действием температурных напряжений.

В работе [105] установлено, что усадочные деформации запаздывают и отстают по времени от температурных деформаций. Отсюда вытекают весьма важные следствия: 1) усадочные деформации развиваются несколько позже температурных; 2) при высоких температурах экзотермического саморазогрева температурные деформации и соответствующие им внутренние напряжения могут приводить к нарушению монолитности изделий; 3) несовпадение по времени температурных и усадочных внутренних напряжений позволяет определять их раздельно.

Таким образом, нельзя допустить, чтобы в реальных конструкциях в процессе формования и отверждения возникали высокие температуры и соответствующие им тем­пературные напряжения. До начала организации выпуска каждого изделия или конструкции необходимо предварительно определять максимально возможные температурные напряжения. Формулы для определения температурных напряжении известны. Однако при выводе указанных формул предполагалось, что модуль упругости и коэффициент температурных деформаций материала остаются постоянными.

Нелинейное распределение температуры по сечению изделия, переменные модуль упругости и коэффициент температурных деформаций, наличие релаксационных процессов настолько усложняют предложенную методику расчета, чго ее практически невозможно использовать для расчета температурных напряжений полимербетон-ных конструкций.

Нами показано, что модуль упругости полимербеюнов существенно зависит от температуры и может быть описан экспоненциальной зависимостью:

Исследования свидетельствовали, что в пределах <л нуля до 100°С кратковременная прочность и модуль упругости полимербс-тонных призм уменьшаются пропор­ционально повышению температуры. Следовательно, в процессе отверждения полимербетонов предельное значение модуля упругости характеризуется температурой саморазогрева и не может быть выше соответствующего модуля упругости для отвержденных образцов.

Коэффициент температурных деформаций полнмербетона при изменении температуры от 20 до 100°С также изменяется линейно в пределах 19- Ю-1 -13-Ю-4.

Следовательно, в структурный коэффициент Y должен входить суммарный коэффициент р.

Меньшей однородностью и значительными собственными напряжениями можно, по всей вероятности, объяснить то, что коэффициент v Для полимербетоиов более чем на noDH/ioi выше аналогичных неличин для ненапол-ненньгх термопластичных материалов (см. табл. 70).

С точки зрения кинетической концепции прочности, процесс разрушения при совместном воздействии нагрузки и агрессивной среды надо рассматривать как процесс, развивающийся в материале во времени. Поэтому характеристикой разрушения может бить скорость накопления микроразрушений от нагрузки V„ и от действия агрессивной среды Va. Результирующая скорость разрушения в каждый момент времени т в первом приближении можно определить по формуле:

Предположение, что результирующая скорость разрушения определяется суммой скоростей от каждого воздействия в отдельности, является наиболее простым, однако оно не подтверждается экспериментальными данными.


Экспериментальное определение долговечности поли-мербетонов под действием нагрузки и температуры окружающей среды при растяжении при изгибе проводилось на специальных установках (рис. 51). Варьируя нагрузку и температуру с помощью специального приспособления, прослеживали изменение долговечности в широких пределах от секунд до нескольких месяцев.

Полученные экспериментальные данные в координа тах lgx — о приведены на рис. 52. Их математическая обработка показала наличие линейной связи как при растяжении, так и при изгибе. Уравнения связи для рассматриваемых полимербетонов приведены в табл. 71.

Экстраполяция зависимостей lgx — о для полимербетона КФ-Ж показывает, что все три прямые пересекаются в одном точке с ординатой lgr=13 или то=10-1:с, что не противоречит имеющимся данным (рис. 52).

Зная т0^ 10-13 с, можно определить 00 и v. входящие в уравнение (62). Из уравнения (62) следует:

Величины, входящие в первую часть уравнения (71), известны, следовательно, для различных значений Un — уа можно вычислип, п. Результаты расчета по формуле (71) для состава на КФ-Ж приведены на рис. 53. Найденные величины при различных температурах достаточно хорошо легли на прямую, отвечающую уравнению U= = Uo — ус, из которого можно определить (Jo и v (см-табл. 71).

Получив значения to", U0 и v. можно определить долговечность г», пользуясь формулой (70).

В условиях действия агрессивных сред большинство полимерных материалов, в том числе и полимербетоны, с течением времени снижают свою прочность. Изменение прочности полимербстопа при растяжении, изгибе в зависимости от времени пребывания в агрессивной среде Та может быть представлено в виде


Анализируя полученные зависимости суммарной долговечности (рис. 54) от та и та следует отметить, что графи.-и суммарной долговечное!и имеют переломы при не;-оюрых уровнях напряжении g,v. В области о> >Ощ определяющее влияние па долговечность оказывают механические нагрузки, так как тм<Ста, а в области о<;огр определяющее влияние па общую долговечность оказывает агрессивная среда, так как Тц^>Та.

Предложенная методика была использована при расчете долговечности полимербетонпых колонн подванных эстакад цехов электролиза меди, эксплуатируемых в условиях совместного действия нагрузок, повышенных температур и проливов растворов серной кислоты. Многолетний опыт эксплуатации несущих полимербетонпых конструкций доказал- правомочность использования дан-нон методики для прогнозирования аналогичных конструкций из различных видов полнмербетонов.

Экспериментально-теоретические исследования по определению методики расчета и прогноза долговечности химически стойких полимербетонпых конструкций, вы­полненные в лаборатории полнмербетонов НИИЖБа, подтверждаются успешной многолетней эксплуатацией многих конструкций и сооружений из полнмербетонов. Так, на Балхашском горно-металлургическом комбинате одна из ванн электролиза меди из полнмербетона на связующем ФЛМ эксплуатируется около 20 лет и до настоящсго времени находится в хорошем состоянии. Так же, как и полимсрбетонные тротуарные плиты размером 500X500X30 мм на основе полиэфирной смолы III 1-1, уложенные на опытном участке ППИЖБа в 1967 г.

Изготовленные в 1968—1970 гг. 16 полимербетонных травильных ванн размером 2000X1200 мм. Их практически не ремонтировали в течение 10—12 лет (Днепро­петровский трубопрокатные завод).

Корсцкий В. И. [77], проводя тщательные натурные обследования полимербетонных облшювок водоскатов семи эксплуатируемых гидротехнических сооружении Средней Азии (четыре из них построены в 19(52 —1964 гг.) установил, что для водозаборных сооружений на предгорных участках рек характерны короткие паводковые периоды, когда через гидросооружения сбрасывается 60—80% годового стока и донных наносов. В межнавод-ковые периоды сооружения, как правило, свободны от воды, в это время разрушительное действие наносов и воды сменяется атмосферным воздействием и высокой солнечной радиацией.

На основании результатов натурных обследований и испытания кернов, взятых из полимербетонных облицовок после 12 -13 лет эксплуатации, были получены убе­дительные данные и высокой надежности и долговечности полимербетона, воспринимающего весьма жесткие внешние воздействия. Haupn.wp. на Сары-Курганском, Ьеш-Алышском, Караснансчом и других гироузлах за год проходит 40 -100 тыс. мэ пантеон со средней крупностью 40-50 мм. При гаком интенсивном воздействии наносов полимсрбетонные облицовки нанашиваются в значительно меньшей степени по сравнении с облицовками из железобетона и каменного лить». |77].

Расчеты по предложенной н НИНЖБс методике показывают, что прогнозируемая толгоьечьость полимербетонных конструкций в зависимо ;> и от вида полимербетона и условий эксплуатации моя-л-г составлять от 20 до 40 лет. По данным Корсикого В. I!.. прогнозируемая долговечность облицовок на основе полииериегона ФАЛА равна 30—40 лет, т. е. результаты a o6oi .ч слчлях ноак-тчески совпадают. Расчет производило в соошег^.впн с методикой, приведенной в ГОСТ 258М- 83.

Исследования А. П. Чсбаненко 11-151 позволили уста повить четко выраженные релаксационные и гн1 :сч>сзис-ные свойства полнмербетонов, обусловленные активным проявлением энтропийной упругости полимерной матрицы. На основании этих исследований Л. И. Чебаненко разработал основы теории расчета армополимербетон-ных конструкций, основные положения которой заключаются в следующем:

в методике расчета учитывается комплексная оценка механических и деформационных свойств полимербсто-нов. которая осуществляется с помощью структурных диаграмм. Контуры этих диаграмм устанавливаются по четырем признакам: кратковременной и длительной прочности, начальному модулю упругости и предельной равновесной деформации;

учитывается влияние физической нелинейности механических характеристик полимербетонов, которые предварительно получили строгую математическую интерпре­тацию;

оцениваются реологические свойства материала исходя из параметрической теории ползучести;

учитываются особенности предварительно напряженных армополимербетонных конструкции с металлической и неметаллической напрягаемой арматурой. При этом расчетные формулы базируются на общепризнанной методике по I и II группам предельных состояний, гарантирующих надежность эксплуатационных характеристик1.

Базируясь на теории расчета армополимербетонных конструкций В. Н. Беляевым [34] предложена теория расчета армополнмербетопных конструкций, которая учитывает одновременное воздействие внешних нагрузок и температуры. Основные положения этой теории отражены в «Руководстве по проектированию полимербетопных конструкций на полиэфирных смолах».