При армировании полимербетонов стальной стержневой арматурой возникает вопрос о возможности совместной работы двух разнородных материалов, образующих систему полимербетон — сталь. Совместная работа их обеспечивается сцеплением, возникающим по поверхностям соприкосновения. Силы сцепления такого рода системы зависят от многих факторов: прочности полимербетона, состояния поверхности стали, длины заделки арматурных стержней, косвенного армирования, толщины защитного слоя и т. д. [36].

Сцепление можно разделить в первом приближении на три составляющие: механическое зацепление, сцепление, возникающее от обжатия арматурного стержня в результате усадки полимер-бетона в период отверждения, и адгезию полимербетона к стали. Количественно составляющие оцениваются методом последовательного исключения. При центральном выдергивании из полимербе-тонных призм заделанных в них шлифованных стальных конусов действуют в основном адгезионные силы. В случае выдергивания центрально заделанных в полимербетонные призмы шлифованных цилиндрической формы стержней действуют силы адгезии и обжатия, возникающие от усадки полимербетона. При выдергивании обычных цилиндрических арматурных стержней из полимербетон-ных призм кроме вышеприведенных двух факторов проявляется и механическое зацепление между неровностями на поверхности металла и полимербетона.

Проведенные исследования показали, что адгезионные силы между стальной арматурой различных классов и полимербетоном ФАМ составляют незначительную величину. Они равны в среднем 1,7 кгс/см?. Сила сцепления в результате обжатия арматурных стержней от усадки не превышает 19 кгс/см2, что составляет от общего сопротивления сдвигу 25%. Основную роль играет механическое зацепление, на которое приходится 70—75% общей величины силы сцепления, равной 80 кгс/см2. Отсюда следует, что при армировании полимербетонов надо применять стальную стержневую арматуру периодического профиля.

Силы сцепления стальной арматуры с полимербетоном зависят также от длины заделки арматуры. Испытания показали, что при выдергивании центрально заделанного в полимербетонную призму арматурного стержня периодического профиля на длину 8 или 10 диаметров получается обрыв его с выколом полимербетона у загруженного конца глубиной 7—8 мм с диаметром кратера 25— 30 мм. При этом проскальзывания арматуры не происходит. Смещений незагруженных концов стержней g(o) при таких длинах заделки не наблюдается вплоть до наступления текучести стали, а смещения загруженных концов g, имеют линейную зависимость от нагрузки. Силы сцепления в момент обрыва арматурных стержней при длине заделки арматуры 8 и 10 диаметров достигают 146 кгс/см2. Графики зависимости смещений от нагрузки показаны на рис. 8.1.

При заделке арматуры в полимербетоне призмы на 5 диаметров прослеживается нелинейная зависимость смещения загруженных концов при весьма малых напряжениях в арматуре. Но даже при столь малой длине заделки среза нолимербетона под профилем арматуры не наблюдается. Во всех случаях при предельном загружении происходит разрушение по-лимербетонных призм от радиальных усилий. Средняя величина сил сцепления при этом составляет тоже 146 кгс/смг.

Прочность и жесткость сцепления арматуры с полимербетоном могут быть значительно повышены армированием спиралями из проволоки или поперечными сетками. Испытания на выдерги­вание центрально заделанных арматурных стержней, армированных таким способом полимербетонных призм показали, что косвенное армирование увеличивает прочность сцепления почти в два раза, а жесткость — на 30%. Более эффективным видом косвенного армирования являются поперечные сетки с ячейками, размер которых в 2—2,5 раза превышает диаметр рабочей арматуры. Длина стержней сетки должна быть не менее двукратного размера ячейки.

В изгибаемых элементах весьма важным фактором, влияющим на силы сцепления стальной арматуры с полимербетоном, является защитный слой. Испытания путем выдергивания из полимербетонных призм внецентренно заделанных арматурных стержней из сталей различных марок показывают, что при увеличении толщины защитного слоя с 1,5 до 3 диаметров арматурного стержня разрушающая нагрузка возрастает на 12%. Характерный график зависимости смещений незагруженного и загруженного концов арматурных стержней относительно соответствующих (верхней и нижней) граней полимербетонных призм приведен на рис. 8.2. Смещения при толщине защитного слоя, равного 1,5 диаметра стержня, зависят почти линейно от нагрузки при напряжениях до 0,5—0,6, от предела текучести стали, а затем линейность нарушается (кривые /, 2, 5). При толщине защитного слоя, равной трем диамеграм стержня, линейная зависимость сохраняется вплоть до наступления текучести стали (кривые 3, 4, 6).

Увеличение диаметров арматурных стержней приводит к тому, что, несмотря па соответствующее увеличение толщины защитного слоя в два раза, прочность сцепления увеличивается всего лишь

на 5—10% (рис. 8.3). Очевидно, существует такой диаметр арматуры, при котором увеличение толщины защитного слоя не будет сказываться на величине сцепления. Этот диаметр в нашем случае оказался близким к 28 мм. Увеличение защитного слоя в два раза приводит к уменьшению смещений арматуры относительно поли-мербетона в 2,5—3 раза, при этом класс арматуры периодического профиля мало влияет на величину сцепления.

Чтобы убедиться в надежности сцепления стальной арматуры с полимербетоном, производились испытания на длительно действующую нагрузку, прикладываемую по схеме выдергивания центрально заделанных в полимербетонные призмы арматурных стержней, а также по схеме, имитирующей работу опорной части балки, как и в случае выявления влияния на сцепление защитного слоя, т. е. при внецентренной заделке стержня в призму. На рис. 8.4 приведены схемы загружения и кривые ползучести при сцеплении фурфурол-ацетонового полимербетона на песчано-щебеночном наполнителе с арматурными стержнями диаметром 10 мм из Ст. 5. По оси ординат откладывались смещения незагруженных концов арматуры относительно существующих граней призм, а по оси абсцисс отложено время выдержки иод нагрузкой. Характер кривых не оставляет сомнений в том, что ползучесть при сцеплении полимербетона с арматурной сталью затухающая. При усилиях до 0,7 от предельного кратковременного ползучесть перестает фиксироваться индикаторами, имеющими точность 0,001 мм, через 240 суток, а при нагрузках до 0,3 от разрушающей кратковременной — через 30 суток. Конечные значения смещений превышают в 4—5 раз на­чальные. Особенно интенсивно деформации ползучести растут до 30 суток. Кривые ползучести имеют резко выпуклый характер, что указывает на вязко-высокоэластический характер деформирования. Наличие прекращающейся ползучести при сцеплении подтверждается также прямыми испытаниями сталеполимербетонных изгибаемых элементов длительно действующей статической нагрузкой.

При совместной работе полимербетона и стальной стержневой арматуры кратковременная прочность и деформативность изгибаемых элементов зависят от многих других факторов, наиболее важ-ный_из_которых—скорость приложения нагрузки. Чем выше скорость нагружения, тем меньше прогибы. Это обстоятельство связано с развитием вязкого и высокоэластического деформирования. Если скорость нагружения значительно превышает скорость вязкого и высокоэластического деформирования, то балка деформируется в основном упруго, а вязкие и высокоэластические деформации не успевают проявиться. Если же скорость нагружения мала, то прогибы растут также еще и за счет вязкого и высокоэластического деформирования материала. В связи с этим представляют определенный интерес результаты испытаний балок сечением 6 X 12 и 10 X 12 см, пролетом 160 см, армированных стержневой арматурой периодического профиля из Ст. 5, диаметром 10, 14 и 28 мм. Нагружение балок осуществлялось в третях пролета. В процессе испытания фиксировались прогибы посредине пролетов балок, а также деформации растянутой арматуры и нолимербетона сжатой зоны. Основные результаты испытаний приведены в табл. 8.1. Из табл. 8.1 видно, что с увеличением периода нагружения образцов независимо от процента армирования отчетливо выявляется общая тенденция — уменьшение предельной нагрузки при одновременном росте прогибов.

Сталь, применяемая для армирования балок, имела при напряжении предела текучести 3440 кгс1смг относительную деформацию 17,5- Ю-4. На рис. 8.5 приведены характерные графики зависи­мости прогибов посредине пролета балок от нагрузки при различном времени непрерывного нагружения их с постоянной скоростью. Деформации ползучести проявляются при времени нагружения продолжительностью более 40—50 сек. При времени нагружения до 1 мин ползучесть практически не проявляется и прогибы от нагрузки зависят линейно, хотя некоторое искривление и прослеживается. В случае более длительного приложения статической нагрузки линейный характер диаграммы нарушаегся, и чем про­должительнее нагружение, тем кривые положе.

Диаграммы деформаций растянутой арматуры в балках отличаются от диаграмм механических испытаний арматурных стержней на растяжение. Это отличие тем больше, чем меньше процент армирования балок. Характерный график средних деформаций растянутой арматуры и кривых деформаций полимербетона сжатой зоны в зависимости от действующей нагрузки при различной скорости приложения ее для балок с процентом армирования 2,56 приведен на рис. 8.6. Здесь наблюдается аналогия с работой арматуры в железобетонных балках. Однако диаграммы деформаций арматуры в сталеполимербетонных балках во всем интервале нагружения имеют плавный характер. Это говорит о том, что после образования трещин часть полимербетона растянутой зоны продолжает участвовать в работе, поддерживая растянутую арматуру.

Известно, что возникновение первых трещин в железобетонных балках с ненапрягаемой арматурой вызывает существенный перепад усилий (в особенности при малом содержании арматуры), резко искривляя диаграмму «о — е» и кривые интегральных деформаций — прогибов. В предварительно напряженных железобетонных балках подобной картины не наблюдается. В этом отношении работа стале-полимербетонных балок напоминает работу предварительно напряженных железобетонных балок. Наблюдаемое явление объясняется ранним и довольно интенсивным включением растянутой арматуры в работу благодаря повышенным вязко-эластическим свойствам полимербетона и хорошему сцеплению его с арматурой. Раннее включение в работу арматуры в растянутой зоне для сталеполимербетонных элементов являегся естественным в отличие от предварительно напряженных железобетонных балок, где оно осуществляется искусственным приемом. При кратковременном нагруже-нии балок деформации арматуры в растянутой зоне опережают деформации полимербетона на сжатой грани, в результате чего нейтральная ось балок поднимается в сторону сжатой зоны. &го опережение особенно существенно сказывается с увеличением скорости нагружения (см. рис. 8.6).

Деформации полимербетона в сжатой зоне, как это видно по рис. 8.6, б, также зависят от скорости приложения нагрузки, причем кривые имеют плавный вид, без изломов в момент образования трещин в растянутой зоне.

Трещины в сталеполимербетонных балках появляются при нагрузках, составляющих 0,5—0,6 разрушающей. Чем выше процент армирования, тем при меньшем относительном значении нагрузки появляются трещины.


Разрушение слабоармированных балок происходит от наступления текучести арматуры. В переармированных балках с процентом армирования до 10,5 в момент резкого нарастания прогибов интенсивно деформируется полимербетон сжатой зоны.

Экспериментальные данные показывают также, что при расчете изгибаемых сталеполимербетонных элементов на кратковременную нагрузку следует учитывать работу полимербетона в растянутой зоне. Высоту растянутой зоны можно определять исходя из гипотезы плоских сечений и значений предельных деформаций при растяжении полимербетона и арматуры.

Наряду с воздействием кратковременной возрастающей нагрузки большой практический интерес представляют закономерности изгиба сталеполимербетонных элементов при длительном стати­ческом нагружении, когда ползучесть полимербетона проявляется в полной мере. Исследование ползучести при изгибе армированных сталью полимербетонных балок проводилось на специальных рычажных установках. Равные сосредоточенные нагрузки прикладывались в третях пролетов. Для испытаний использовались балки-«близнецы» с теми же прочностями и геометрическими характеристиками и процентами армирования, что и в случае кратковременных испытаний. На рис. 8.7 показаны характерные кривые ползучести сталеполимербетонных балок переармированных и с малым процентом армирования.

Деформации ползучести особенно интенсивно нарастают в первые 20 суток. Затем прирост их несколько замедляется, и при некоторых уровнях нагрузки через 120—200 суток приращение прогибов перестает фиксироваться индикаторами с ценой делений 0,01 мм [37].

При нагрузках, превышающих длительную прочность, процесс ползучести в целом носит незатухающий характер. Хотя на начальных участках кривые ползучести имеют явно выпуклый ха­рактер, стремление к стабилизации деформаций происходит лишь до некоторой точки, за которой начинается резкое нарастание прогибов; при этом интенсивно раскрываются трещины. Для балок с малыми процентами армирования такое резкое нарастание прогибов соответствует наступлению текучести арматуры.

В балках с процентом армирования более 6 появляются две точки перегиба, одна из которых отражает начало интенсивного деформирования полимербетона сжатой зоны, а вторая — начало текучести арматуры. Процессе нарастания прогибов для таких балок показан на рис. 8.7 (кривая 12).

Процесс деформирования полимербетона сжатой зоны балок с малыми и большими процентами армирования при различных нагрузках показан на рис. 8.8. В случае малого процента армирова­ния при нагрузке, не превышающей предельную длительную, деформации полимербетона сжатой зоны не превосходят предельных значений осевого сжатия. При нагрузках, больших предельной, деформации полимербетона сжатой зоны, хотя и интенсивно растут в первый период, но тоже не достигают предельной сжимаемости, разрушение балок происходит от текучести арматуры. В случае большого процента армирования при нагрузках, не превышающих предельного значения, краевая деформация сжатой зоны тоже не достигает предельной сжимаемости. Но при больших нагрузках краевая деформация сжатия, достигнув предельного значения, продолжает возрастать, что приводит к разрушению балки в сжатой зоне. Арматура при этом не достигает состояния текучести.

Как при малых, так и при больших процентах армирования балок деформирование во времени растянутой арматуры органически связано с деформированием полимербегона в сжатой зоне. Процесс деформирования можно представить так. Ввиду повышенных вязко-эластических свойств полимербетон сжатой зоны по сравнению с растянутой арматурой деформируется интенсивней, нейтральная ось смещается в сторону растянутой арматуры, плечо внутренней пары сил уменьшается, что приводит к дальнейшему увеличению внутренних сжимающих и растягивающих сил. Увеличение же растягивающих сил приводит к дополнительному деформированию растянутой арматуры. Такой процесс происходит до тех пор, пока не прекратится вязкое и высокоэластическое деформирование.


В переармированных балках при нагрузках, превышающих предельную длительную, до первой точки перегиба кривой ползучести сжатой грани балки деформирование во времени происходит за счет вязкой и высокоэластической фаз, а за точкой перегиба — за счет пластического деформирования, связанного с накоплением микроразрушений.

Смещение нейтральной оси в сторону растянутой зоны при длительном нагружении подтверждается прямыми измерениями деформаций. На рис. 8.9 показано деформирование полимербетона по высоте сечений балок, а также растянутой арматуры для балок с процентами армирования 2,56 и 10,5. При длительном нагружении сечения практически остаются плоскими. но построить условные структурные диаграммы и по ним уточнить длительные прочности балок. Структурные диаграммы для балок построены на рис. 8.10. При нанесении горизонтальных участков структурных диаграмм использованы предельные упругие прогибы fk, которые на основе опытных данных вычислялись по формуле


Коэффициенты длительности, уточненные по условным структурным диаграммам для сталеполимербетонных балок, приводятся в табл. 8.2.

Структурная диаграмма у сталеполимербетонных балок с большим процентом армирования незначительно отклоняется от начала координат (см. рис. 8.10) и в целом имеет такой же вид, как для осевого сжатия. При больших процентах армирования почти все сечение работает на сжатие и только относительно небольшая зона полимербетонной части сечения вокруг рабочей арматуры работает на растяжение, причем в процессе ползучести и она выключается из работы, передавая усилие на арматуру. Естественно поэтому, что при изгибе сталеполимербетонных балок с высокими процентами армирования наблюдаются такие же закономерности, как и при осевом сжатии. При малых процентах армирования (см. рис. 8.10) структурная диаграмма значительно отклоняется от начала координат, приближаясь к упрощенной линейной. Следует отметить, что использование для построения структурных диаграмм предельного упругого прогиба приводит к хорошему согласованию опытных и теоретических результатов. Но в общем наклонная линия структурной диаграммы для случая изгиба не проходит через начало координат, а отсекает на оси ординат отрезок с, который для малых и средних процентов армирования достаточно большой и практически одинаков.

Имеющийся экспериментальный материал и накопленный опыт по внедрению сталеполимербетонных балок в строительстве позволяют произвести в первом приближении на их примере проверку теоретических основ расчета сталеполимербетонных конструкций, изложенных в предыдущей главе.

В табл. 8.3 приведены минимальные значения величин главных параметров и характеристических показателей для испытанных сталеполимербетонных балок. В последней колонке таблицы даны численные значения модульного (интегрального) параметра Wa, отвечающие положению краевой точки d кривой kd.

По формуле (8.3) построены кривые kd предельных состояний, характеризуемые началом интенсивного развития деформаций балок при фиксированных нагрузках, превышающих длительные их прочности (P>Pd, см. рис. 8.11). В случае медленного ступенчатонепрерывного загружения указанные кривые определяют начало резкого изменения кривизн диаграмм прогибов балок вследствие наступления текучести растянутой арматуры (серии I — IV) или вследствие интенсивного развития пластических деформаций полимербетона сжатой зоны в переармированных конструкциях (серия V).

Следует заметить, что численные минимальные значения грузовых параметров (см. табл. 8.3) не равны соответствующим величинам коэффициентов длительности &дл (табл. 8.2). Объясняется это тем обстоятельством, что при подсчетах /гдл принималось наибольшее значение кратковременной предельной нагрузки Pk, близкое или равное по величине максимальной нагрузке, вызывающей практически исчерпание прочности балки той или иной серии образцов, испытанной при кратковременном (мгновенном) загруже-нии. В этом случае, учитывая разброс опытных данных и влияние многих сопутствующих эксперимент различных факторов (малое количество образцов, недостаточная синхронность снятия отсчетов по приборам, точность фиксирования нагрузки и пр.), результаты анализа опытных данных являются детерминистическими, дающими лишь качественную оценку величине Я&.

Следует поэтому ориентироваться не на завершения процесса разрушения, а на его начало, характеризуемое заметным нарастанием интегральных деформаций образцов в условиях монотонного кратковременного их нагружения. При этом величину Ph, отвечающую началу процесса разрушения, целесообразно принимать как среднюю по всем образцам, испытанным в идентичных условиях.

Величины нагрузок, соответствующие длительной прочности (Я<;)всех испытанных серий балок, благодаря использованию структурной диаграммы установлены более достоверно, чем вели­чины Pft. Поэтому, если ориентироваться на коэффициент &дл (табл. 8.2), то кривая kid будет иметь менее выраженную кривизну, чем кривая kd, ориентированная по параметру i)d (табл. 8.3), что видно из рис. 8.11.

Произведем обработку опытного материала с использованием формулы (8.7), полагая в ней т] = kac, т. е. при положении кривой kid (см. рис. 8.11). С этой целью придадим (8.7) линейный вид:

получены и для испытанных балок других серий.

В главе 7 отмечалось, что первоочередной задачей расчета является выявление рационального положения кривой kd предельных состояний по прочности конструкции. Рассмотрим этот вопрос на конкретном примере.

Дано: сталеполимербетонная балка расчетным пролетом / = 5,86 м с размерами поперечного сечения b — 20 см, h = 50 см, h0 = 46 см; полимербетон ФАМ марки 700; продольная арматура из стали класса A-II (Ra = 2 700 кгс/смг); балка подвергается воздействию равномерно распределенных нагрузок; условно принимаем, что расчетный изгибающий момент М — 1; моменты от долговременных и кратковременных расчетных нагрузок одинаковы по величине, т. е. Мдп = Мкр = 0,5 М.

Выявление рационального положения искомой кривой kd производим в соответствии с методикой, изложенной в главе 7.

Далее следует произвести подбор сечения арматуры по формулам, приведенным в [7]. При этом, поскольку выявление положения кривой kd производилось для наиболее невыгодного случая с полным использованием сжатой зоны полимербетона (|с = 0,694), то выполняемый расчет по подбору арматуры полностью гаранти­рует непереход конструкции в предельное состояние по ее прочности.

На рис. 8.14 приведена объемлющая диаграмма (упрощенное построение), где показано положение кривой /e"d" для предельных состояний по деформациям и по образованию трещин от воздействия нормативных нагрузок. Эта кривая аффинноподобна кривой kd.

Выявление положения кривой k"d" производим в следующем порядке.

По значениям этих моментов с использованием схем эпюр внутренних усилий, приведенных на рис. 8.14 и отвечающих условиям трещиностойкости, выполняется расчет по образованию тре­щин [7].

При выполнении условий по трещиностойкости проверяется прогиб балки в предположении отсутствия трещин, нормальных к продольной оси конструкции, по формуле, приведенной в [7]. • Рассмотренный пример указывает на наличие взаимосвязи и взаимозависимости между всеми предельными состояниями и очередным этапом расчета является подбор размеров сечений с таким расчетом, чтобы гарантировать непереход конструкции ни в одно из выявленных с помощью кривых kd и kttd" предельных состояний. Здесь в ряде случаев трудно выполнить взаимосвязь расчетов по образованию трещин и по прочности из-за недостаточной растяжимости материала. Наиболее эффективным средством осуществления взаимосвязи расчетов по всем предельным состояниям является применение предварительного напряжения (см. главу 12).